动力学性能指标（通用9篇）
动力学性能指标 篇1
摘要：如今大跨度桥梁的应用越来越广泛, 其结构的健康监测和工作状态的评估已成为当今土木工程界研究的热点。近几年来, 随着振动测试、模态分析、动力识别等技术的不断发展, 为桥梁工作状态评估提供了可靠依据。该文以2013年12月16号发生过地震的巴东长江公路大桥为研究背景, 采用环境随机激振法, 对桥梁进行基于动力性能指标的振动测试, 通过计算机进行模态识别技术得到被测结构的动力特性, 进而利用动力性能指标对大桥震后的工作状态进行评估。
关键词：大跨度桥梁,状态评估,环境随机激振法,动力性能指标
随着科学技术的进步和工业水平的提高, 我国桥梁建设取得了令人瞩目的成就。然而我们却会面临新的挑战, 即有越来越多的公路桥梁出现耐久性降低和承载力不足等问题。特别是在遭遇自然灾害后, 桥梁的养护、维修和加固等方面的问题愈发不容忽视。2013年12月16日13时04分, 巴东县东瀼口镇 (北纬31.1度, 东经110.4度) 发生4.8级地震, 震源深度5 000m, 随后发生多次余震。受地震作用, 巴东长江大桥有明显结构响应, 有必要对震后的桥梁工作状态进行检测评定。目前常用于桥梁结构评定方法[5]主要有基于外观调查评定法、以设计规范为基础的验算评定法、荷载试验评定法、承载能力的精细有限元模拟分析等, 而该文则采用了基于动力测试指标的方法, 对主跨为388m的巴东长江公路大桥进行了振动测试, 并与震前的振动测试记录进行对比研究, 评估其震后工作状态。
1 基于动力测试的桥梁结构评定思想
采用基于动力测试的桥梁损伤与评估理论的基本思想[3]在于:结构的物理参数如几何尺寸、材料特性等的变化必然会导致结构动力特性的改变, 因此可以根据结构的实测动力特性来反演结构物理参数的改变。动力检测因具有测试速度快, 对结构不会产生新的损伤, 能够实时检测, 在总体上把握结构的形态等突出优点而经常用于损伤识别。动力识别方法[3]按照有无激振输入可分为有激振动力识别和无激振动力识别。按照有无基准参照可分为:依据有限元模型动力识别和无有限元模型动力识别。按照动力识别所采用的不同识别方法及特定动力参数可分为:基于模态参数的损伤准则及指标法、结构模型修正法、时域响应法、神经网络与遗传算法识别法, 以及其他一些方法。此次采用的是环境激振法 (脉动法) , 通过模态识别分析, 根据振动测试的结果对结构的性能进行结构性能的评判, 为桥梁结构的养护维修提供可靠的依据。
2 基于动力测试的评定方法
2.1 环境激励机理
桥梁结构的动力特性是其固有的性质, 与结构的质量、刚度、阻尼分布及其材料特性有关, 动力特性的测试方法[1]有自振法、共振法和脉动法。其中脉动法也称环境随机激振法, 即结构在环境扰动作用下, 例如自然风、地脉动、机器或车辆引起的扰动等, 虽然引起结构振动的振幅极为微小, 但脉动响应所包含的频率成分相当丰富, 它不需要任何激振设备, 又不受结构形式和大小的限制, 特别适用于测量结构整体的自振特性, 最后通过计算机进行模态识别分析即可得到被测结构的动力特性。
2.2 环境激励试验设计
巴东大桥主桥部分采用全漂浮的结构体系, 即主梁在索塔位置无竖向支撑, 主梁沿纵桥向可以在一定范围内自由变位, 同时为了限制主梁横桥向的位移, 在塔梁交界处设置主梁横向限位装置。根据理论分析, 其各个主要自振模态的首阶频率较低。该次试验采用941B超低频加速度传感器作为拾振设备, 采用DH5922数据采集和分析系统进行数据采集与分析。通过在桥梁适当位置布置测点并采样, 在时域和频域分析的基础上得到结构的频率、振型和阻尼特性。
为了尽可能测出更多阶振型参数, 可预先估算结构振型, 或分析以前的动测试验结果, 以便在结构的敏感点布置拾振器。拟在斜拉桥主梁上两侧布置加速度传感器, 并进行多点多方向的测量, 测出对称竖弯、反对称竖弯、扭转的各个振型。具体如下:在桥上的11个拟定测点, 各自沿主桥横桥向、竖向, 分3批次进行布设, 桥面测点布置如图1所示, 图中数字表示测点号。测试时, 每次采样时间不少于30min。将竖向传感器、水平向传感器各一个放置于参考点, 作为不同批次试验的参考点且不可移动。详见图1。
该次试验选择在晚上进行, 试验时温度恒定, 风速小于5km/h。受环境干扰比较小, 即振动获取的噪声比较小。按计划分3批次进行数据采集, 每批采集持续时间约为40min, 水平方向的传感器摆放的朝向为图1中Y方向。DH5922设置为外输入数采, 采样频率100Hz, 传感器DIP设为2。
2.3 评定规则
桥梁自振频率变化能够反映结构整体性能和受力体系的改变。通过测试桥梁自振频率的变化, 可以分析桥梁结构性能, 评价桥梁工作状况。按照《公路桥梁承载能力检测评定规程》 (JTG/T J21—2011) 的评定方法, 根据实测自振频率fmi与理论计算频率fdi的比值, 按表1的规定确定自振频率评定标度。
3 实验数据及分析
图2表示第一批采集时的部分测点的时程。图3~图7横坐标表示时间单位为秒, 纵坐标表示振幅。
经采用不测力法分析计算, 巴东长江大桥的模态参数如表2所示。
说明: (1) 表中提供2个测值的, 表明桥面处存在同频同振型特征信号, 由于现场测试时间有限, 暂难于区分, 需在今后的重复测试中进行甄别。 (2) 根据实测数据的回归分析, 按照《公路桥梁承载能力检测评定规程》 (JTG/T J21—2011) 的评定方法, 在巴东12·16里氏4.8级地震后, 大桥各主要振型基频与成桥后初始值吻合较好, 其动力性能正常, 符合规范要求, 在正常使用极限状态下可以继续工作。
4 结语
目前, 对桥梁结构的工作状态评估是一个十分活跃且极具潜力的研究领域, 人们对其关注度也逐渐提高。该文以巴东长江公路大桥为研究背景, 以如何建立动力评估方法为核心, 对涉及到的动力性能参数测试、数据的分析处理以及震后工作状态综合评定系统等相关问题进行了探讨与研究。通过对振动测试的结果进行理论、数值分析, 进行了大跨度斜拉桥震前与震后的振型、频率、阻尼的对比, 说明基于动力性能指标对桥梁工作状态的评估方法是可行的。
参考文献
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[7]万洪, 胡春林.地震荷载作用下岩质边坡稳定性分析[J].建材世界, 2009 (3) :106-109.
动力学性能指标 篇2
锻件在使用中总是受外力的作用，其性能除了取决于其所规定化学成分、工艺质量要求外，还可借助不同的热处理方法使之具有优良的综合力学性能，以达到提高锻件质量、减轻锻件重量，延长使用寿命和降低成本的目的。故对锻件施行适当的热处理是提高与改善材料力学性能的重要手段，必须对其进行力学性能测试，而材料的力学性能（经热处理）是判断锻件热处理质量的重要标志。我厂常用的力学性能检验指标包括硬度（布氏硬度和洛氏硬度）、抗拉强度、屈服点、屈服强度、比例极限、断后伸长率、断面收缩率、冲击功。
1、硬度试验
金属材料的硬度是材料抵抗局部变形，特别是塑性变形、压痕或划痕的能力，也是表示金属软硬程度的判据。
布氏硬度HBS：淬火钢球压头，压痕大，不能测太硬度的材料，适用于测量退火和正火钢、铸铁、有色金属等材料的硬度。
洛氏硬度HRC：锥角为120°的金刚石圆锥体压头，适用于调质钢、淬火钢、渗碳钢等硬度的测量。
洛氏硬度HRB：Φ1.59mm淬火钢球压头，适用于测量有色金属、铸铁、退火态和正火态钢等。
洛氏硬度与布氏硬度相比压痕小，软硬材料都可以测量，但同样不同标尺之间不可相互比较硬度值的大小。
2、拉伸试验
材料在载荷作用下抵抗永久变形和破坏的能力。在机械制造中常通过拉伸试验测定材料的屈服强度和抗拉强度，作为金属材料强度的主要判据。
（1）屈服点（σs）金属材料出现屈服现象时，在试验期间产生塑性变形而拉伸力不增加的应力点。亦表示材料发生明显塑性变形时的最低应力值。
（2）抗拉强度（σb）拉伸试验时，相应最大拉伸力时的应力。亦表示材料能够承受的最大应力值。（3）断后伸长率（δ）断后标距的残余伸长量（L1-L0）与原始标距长度(L0)之比的百分数。
（4）断面收缩率（ψ）试样拉断后横截面积的最大缩减量（S0-S1）与试样原始横截面积（S0）的百分比
（5）屈服强度（σ0.2）试样发生屈服现象时的应力值，屈服点S的应力值称为屈服强度σS，表征材料开始发生明显的塑性变形。没有明显的屈服现象发生的材料，用试样标距长度产生0.2%塑性变形时的应力值作为该材料的屈服强度，用σ0.2表示，称为条件屈服强度。
（6）比例极限（σp）应力——应变曲线上符合性能关系的最高应力，超过σp时即认为开始屈服。
3、冲击试验
冲击韧性是金属在断裂前吸收变形能量的能力，即抵抗冲击破坏的能力。韧性的主要判据是冲击吸收功。冲击吸收功越大，材料承受冲击的能力越强。
应用：
（1）评价材料冶金质量和锻造及热处理的缺陷（因其对材料中的缺陷比较敏感），与屈服强度结合用于一般零件抗断裂设计。
（2）低温冲击试验，测量材料的韧脆转变温度TK。T 〉TK 为韧性断裂，不希望材料在TK温度以下工作。
冲击吸收功可通过一次摆锤冲击试验来测量。试样在一次冲击试验力作用下，断裂时所吸收的功称为冲击吸收功，用AKV（或AKU）表示，单位为J。
冲击韧度是指冲击试样缺口底部单位横截面积上的冲击吸收功，用aK表示，单位为J/cm2。
五、影响锻件质量的因素
1、原材料对锻件质量的影响，原材料对锻件组织和性能的影响主要表现如下。
第一，原材料的化学成分都有相应的范围，杂质元素S、P、Cu、Sn、Pb等的含量也有一定的限制。化学成分超出规定的范围和杂质元素含量过高对锻件的成形和质量都会带来较大的影响。如S、B、Cu、Sn等元素易在晶界形成低熔点相，使锻件易出现热脆；钢中加铝是为了获得本质细晶粒钢，但含铝量过多，压力加工时由于形成纤维组织而易造成木纹状断口、撕痕状断口等，降低锻件的力学性能和使用性能；在奥氏体不锈钢中，Ti、Si、Al、Mo的含量越多，则铁素体相越多，锻造时越易形成表面裂纹，并使零件带有磁性等。
第二，原材料中的共晶相对锻件的成形及锻件质量有很大的影响，它使材料在锻前加热时容易过烧和降低材料的塑性指标等。
第三，原材料内部的缩孔、皮下气孔、碳化物偏析、粗大非金属夹杂等缺陷，易使锻件产生裂纹。原材料内部的树枝晶、严重疏松、非金属夹杂，白点、氧化膜、分层、偏析等易引起锻件质量下降。
第四，原材料表面裂纹、折叠、结疤、粗晶环等易造或锻件表面裂纹。第五，锻造和模锻用的轧材、挤材及锻坯均具有纤维组织。其方向性的严重程变，既取决于原材料中S、P及其他杂质的含量、又取决于原材料的锻造比。确定锻件锻造方案时，应根据零件的受力情况，注意流线的正确分布。
第六，原材料的可锻性及再结晶特点对锻件成形和锻件质量也有很大的影响，可锻性好的材料成形性好。一般来说，碳钢和合金结构钢的塑性较高，变形抗力较低，可锻性好。而高合金钢及高温合金的塑性差．变形抗力大，可锻性差。
2、锻造工艺过程对锻件质量的影响
为获得良好组织性能的锻件。除了需要保证良好的原材料质量外，还需要有合理的锻造工艺过程和热处理工艺。锻造工艺过程一般由以下工序组成，即下料、加热、成形、锻后冷却、酸洗（腐蚀）和锻后热处理。成形工序包括自由锻、模锻、切边和校正；自由锻包括镦粗、拔长、冲孔、弯曲和扭转等。模锻包括拔长、滚挤、预锻、终锻和顶镦等。
锻造工艺过程对锻件质量的影响。最终可以归纳为变形温度、变形程度、变形速度、冷却速度和应力状态等热力学因素。（1）变形温度的影响
锻造加热不仅保证锻造变形时有良好的塑性和低的变形抗力，而且对锻后的组织和性能也有很大影响。钢锻造时的加热温度一般比零件的最终热处理温度高，形成的晶粒大小及随后的组织转变对锻件的质量会带来一定的影响，而不合适的加热温度总是给锻件造成各种缺陷。
若加热温度过高和加热时间过长．会引起脱碳、过热、过烧。例如，合金结构钢产生过热断口，马氏体不锈钢出现δ铁素体奥氏体不锈钢出现铁素体，9Crl8轴承钢沿孪晶界析出碳化物，耐热合金出现晶粒粗大等。而渗碳钢的锻造过热，则使渗碳后出现粗大针状马氏体和网状碳化物。这些缺陷都使锻件的力学性能特别是韧性和疲劳性能下降。
若加热温度过低，不仅易引起变形万违。而且使耐热合金及铝合金淬火加热后易出现粗晶或晶粒粗细不均现象，使亚共析钢形或带状组织，而且在锻造时还会引起各种形式的裂纹。
（2）变形程度和变形方式的影响
钢锭的锻比是影响锻坯力学性能的主要因素，由于形成了纤维组织，横向韧性有一定增加。有纤维组织的钢材继续变形时，由于纤维分布发生了改变，纵、横向的性能也将随之而改变。热挤压的铝合金棒材的韧性具有很明显的方向性，纵向韧性最大而横向韧性最小。如果模锻时产主横向或侧向流动，则横向韧性能得到改善。
采用合适的锻造工艺，可以使金属纤维组织沿零件的最大受力方向分布。流线均匀而连续地沿锻件的外形分布，能使锻件的力学性能特别是疲劳性能和抗应力腐蚀性能得到提高。（3）变形速度的影响
一般来说，提高变形速度将使金属的可锻性降低，也就是使其塑性下降，变形抗力增加。变形速度还影响锻透性，在大变形程度下，变形速度越小，则锻造性越好，越有利于晶粒细化和再结晶的进行，因而也有利于塑性的提高。（4）加热速度的影响
当加热速度太快和保温时间太短时，往往使温度分布不均匀，引起热应力，断面尺寸大及导热性差的坯料就容易发生开裂。例如，高合金钢、高合金工具钢、高温合金等锻坯常常因加热不当发生开裂。坯料温度不均，还会引起变形和组织不均，产生附加应力，造成内部开裂等。（5）冷却速度的影响
当冷却速度不当时，锻件内部往往产生热应力、组织应力及第二相的析出。若锻后冷却速度过快，马氏体不锈钢、莱氏体钢（高速钢和铬12型钢）往往由于马氏体组织转变引起组织应力造成锻件表面开裂。但是，有些材料锻后缓冷，将有第二相沿晶界析出，引起性能下降。例如，轴承钢锻后缓冷将沿晶界析出网状碳化物等。
（6）应力状态的影响
动力学性能指标 篇3
我们知道, 对于汽车动力性评价的指标主要有汽车比功率、最大动力因素、最高车速、加速性能、最大爬坡度 (%) 、发动机最大输出功率、驱动轮输出功率等。由于受到技术条件的限制, 尤其是设备、场地、检测技术及相关标准的限制, 在过去相当长的一段时间内, 人们都习惯于采用路试的方法检测汽车动力性, 在不同的试验条件下, 选择上述部分指标来检测和评价汽车动力性, 随着汽车检测技术的发展, 采用台架检测和评价汽车的动力性等到了广泛的应用。在GB18565-2001《营运车辆综合性能要求和检验方法》中规定:整车动力性可用底盘测功机检测汽车驱动轮输出功率来评价。驱动轮输出功率检测工况采用汽车发动机额定扭矩和额定功率时的工况, 即发动机全负荷与额定扭矩和额定功率转速所对应的直接挡 (无直接挡时, 指传动比最接近于1的挡) 车速构成的工况。在上述工况下采用校正驱动轮输出功率与相应的发动机输出总功率的百分比作为驱动轮输出功率的限值。
式中ηVM———汽车在额定扭矩工况下的校正驱动轮输出功率与额定扭矩功率的百分比 (%) ;
ηVP———汽车在额定功率工况下的校正驱动轮输出功率与额定功率的百分比 (%) ;
PVMO———汽车在额定扭矩工况下的校正驱动轮输出功率 (kW) ;
PVPO———汽车在额定功率工况下的校正驱动轮输出功率 (kW) ;
PM———发动机的额定扭矩工况下的输出功率 (kW) ;
Pe———发动机的额定功率 (kW) ;
动力性合格的条件:ηVM≥ηMa或ηVp≥ηPa式中ηMa———汽车在额定扭矩工况下的校正驱动轮输出功率与额定扭矩功率的百分比的允许值 (%) ;
ηPa———汽车在额定工况下的校正驱动轮输出功率与额定扭矩功率的百分比的允许值 (%) 。
为了清楚驱动轮输出功率的构成。我们做出如下分析:发动机输出总功率减去发动机实际工作所需附件消耗的功率得到了发动机输出净功率, 还要减去驱动汽车附件消耗的功率以及底盘传动系消耗的功率来得到底盘传动系输出功率, 到驱动轮得到驱动轮输出功率, 再克服轮胎滚动阻力消耗的功率和底盘测功机传动系消耗的功率得到实测驱动轮输出功率, 经校正最终得到校正驱动轮输出功率。可见从底盘测功机上测得的驱动轮输出功率和发动机在台架上测得的额定功率之间, 存在着明确的因果关系。从曲轴后端输出的发动机功率要经过离合器、变速箱、传动轴和主减速器等部件, 并消耗部分功率后直到驱动轮。同时, 也清晰看出, 利用底盘测功机检测整车动力性, 会额外增加轮胎与滚筒之间消耗的功率及底盘测功机运转需消耗的功率。现在, 带有反拖装置的底盘测功机可以方便地测量这类功率损耗。可以更准确地检测整车的动力性。因此, 用驱动轮输出功率作为整车动力性的评价指标是比较直观、科学和合理的方法。驱动轮输出功率可在底盘测功机上直接测量, 其测试条件容易控制, 操作简便, 其通用性很强, 重复性好, 测试误差较小。发动机额定转矩、额定功率及相应的转速等参数在说明书和车辆铭牌上均能查到。如果将发动机在台架试验得到的额定功率值与在同样工况条件下测得的驱动轮输出功率值进行比对, 并以此作为在用车的动力性的评价指标, 这的确是一种较好的方法。但是在各个汽车综合性能检测线的实际操作上来看, 却普遍存在着受检车辆的驱动轮输出功率测出值偏小的问题。
为了弄清受检车辆的驱动轮输出功率测出值偏小并难以达到标准要求的原因, 我们可以通过试验测试去分析偏差存在的原因。在汽车综合性能检测线上汽车在额定扭矩或额定功率速度下的底盘输出功率检测, 在操作上一般用1～2 min即可完成检测。操作上虽然简单快捷, 但规定的测试点速度值是按车型系列分类给定的, 大部分车的测试速度点与实际额定扭矩或额定功率点速度差距较大, 这就会造成检测值偏差较大, 进而造成误判。我们从车型手册查取了6种货车、6种客车、5种轿车的相关数据, 进行了统计分析发现, 车辆在额定扭矩功率测试时存在的偏差为:货车功率测量平均误差达5%, 最大为13.1%;客车功率测量平均误差达11.1%, 最大为20.5%;轿车功率测量平均误差达19.1%, 最大为31.9%;车辆在额定功率点功率测试时的偏差为:货车功率测量平均误差达7.1%, 最大为16.0%;客车功率测量平均误差达15.3%, 最大为28.2%。可见测试点速度值的选择会造成检测结果的偏差。
在GB/T 18276—2000标准中2.6条定义了实测驱动轮输出功率:“在实际环境状态下, 底盘测功机测得的汽车驱动轮输出的功率, 不含轮胎滚动阻力和底盘测功机传动系阻力所消耗的功率”。将实测驱动轮输出功率校正到标准环境状态下即为校正驱动轮输出功率。这样, 在国标中就明确了不进行测功机传动系阻力所消耗的功率补偿。但是不同的底盘测功机因用材及装配等问题, 内部摩擦损失功率不尽相同, 目前多数底盘测功机内部损耗功率在80 km/h左右时约有2 kW以上, 以前汽车综合性能检测站用的老旧测功机可能达4 kW左右甚至更高。因此底盘测功机的内部摩擦损失功率应在出厂时标定, 并在底盘测功时加以补偿。否则小功率车辆驱动轮输出功率低于实际值会造成误判。如柳州五菱LZW1010PSN, 发动机额定功率27.94 kW (5 200 r/min) , 额定扭矩60 N·m (3 250 r/min) 对应功率20.4 kW, 总质量1 450 kg。属GB/T18276—2000标准中表1规定的1010系列汽油车, 额定扭矩工况直接挡检测速度约定为60 km/h, 在此速度时若测功机损耗1.0 kW, 占额定扭矩工况发动机输出功率的4.9%。可见, 不同厂商的测功机阻力损耗是不一致的, 如果不进行底盘测功机的内部摩擦损失功率补偿, 就会造成不同综合性能检测线之间进行比对试验时产生偏差。同时由于测取功率偏小对小功率车评价影响也较大。
可见, 测试点速度值的选择以及测功机传动系阻力所消耗的功率是产生检测值偏差的部分原因, 我们为了检验结果更加贴近实际, 可以采用的方法是先用底盘测功机对车辆进行轮边功率的扫描, 以便寻找到车辆最大功率点的速度, 并将此速度值定为该车的额定扭矩或额定功率速度进行定速测功, 同时对检测值还应该进行测功机内部损耗功率的补偿, 以此测得反映车辆更为准确的整车动力性状况的功率值。可见为了使检验数据更加准确, 我们有必要更进一步的研究并确定出用底盘测功机检测汽车驱动轮输出功率的试验方法及检测结果的限值问题。
参考文献
[1]GB21861—2008机动车安全技术检验项目和方法
[2]GB18565—2001营运车辆综合性能要求和检验方法
[3]GB3847—2005车用压燃式发动机和压燃式发动机汽车排气烟度排放限值及测量方法
[4]中华人民共和国道路运输条例
耐火材料的主要性能指标 篇4
耐火材料的主要性能指標有：
1、耐火度
耐火度是耐火材料在高溫下抵抗熔化的性能。耐火度主要取決於耐火材料的化學成份和材料中的易熔雜質（如FeO、NaO等)的含量。耐火度並不代表耐火材料的實際使用溫度，因為在高溫負載作用下耐火材料的軟化變形溫度會降低，所以耐火材料的實際允許最高使用溫度比耐火度低。耐火度一般通過試驗測定。耐火度大於1580℃的材料方可稱為耐火材料。
2、熱穩定性
熱穩定性是指抵抗溫度急劇變化而不破裂或剝落的能力，有時也稱之為耐急冷急熱性。它的測定是將耐火製品加熱到一定溫度（850℃）然後用流動的冷水冷卻，直至進行到因製品破裂而部分剝落的重量為原重量的20%時，所經受冷熱交替次數即為評定熱穩定性的指標。
3、體積穩定性
體積穩定性是指耐火製品在一定溫度下反復加的熱、冷卻的體積變化百分率。一般在多次高溫作用下，耐火製品內組成相會發生再結晶和進一歩燒結，會產生殘餘的膨脹或收縮現象。一般允許的殘餘膨脹或收縮不應超過0.5～1.0%。
4、高溫化學穩定性
高溫化學穩定性系指耐火製品在高溫下，抗金屬氧化物、熔鹽和爐氣侵蝕的能力。常用抗渣性來評定，這種性質主要取決於耐火製品本身相組成物的化學特點和物理結構，如氣孔率、體積密度等。
5、高溫結構強度 高溫結構強度是指耐火製品在高溫下承受壓力而不發生變形的抗力。常以負重軟化溫度來評定。所謂負重軟化溫度是指耐火製品在0.2壓力下，以一定的升溫速度加熱，測出樣品開始變形的溫度和壓縮變形達4%或40%的溫度。前者的溫度叫負重軟化開始溫度，後者叫負重軟化4%或40%的軟化點。
6、體積密度、氣孔率、透氣性
體積密度：是指包括全部氣孔在內的單位耐火製品的重量，其單位為g/cm3。氣孔率（%）：氣孔率分顯氣孔率和真氣孔率。顯氣孔率是耐火製品上與大氣相通的孔洞體積與總體積之比。真氣孔率是指不與大氣相通的孔洞體積與總體積之比。
透氣性：透氣性常以透氣係數評定，透氣係數是在9.8Pa的壓差下，1h內通過厚1m，面積為1m2耐火製品的空氣量。
7、熱導率、比熱容、熱膨脹性
熱導率：熱導率表示耐火材料的導熱性能，常以符號“λ”表示。其物理意義為當溫度差為1K時、單位時間內通過厚為1m，面積為1m2耐火製品的熱量，單位為W/（m.K)。
比熱容：比熱容反映耐火材料的蓄熱能力，單位為kJ/（kg*℃),其值隨溫度升高而增大。
路面性能评价指标的研究 篇5
1 路面破损情况
路面结构的破损状况反映了路面结构保持完整或完好的程度,要想完整的评价路面的破损需从三方面进行描述:1)损坏类型;2)损坏的严重程度;3)出现损坏的范围和密度,综合以上三方面才能对路面结构破损做出全面的评价[1]。
1.1 调查测试的方法
目前路面破坏调查时广泛采用的是人工目测法,进行路面破损状况调查时,沥青混凝土路面破损类型及其严重程度可以参照JTJ 073.2-2001公路沥青路面养护技术规范中定义的破损路面分类分级。该规范定义了公路中常见的路面损坏类型,并规定了每种类型的具体量测和计量办法(除纵向、横向裂缝量测其长度外,其余损坏类型均量测其外接矩形的面积)。
1.2 评价指标及标准
1)评价指标。
每个路段的路面可能出现不同类型、不同严重程度和范围的损坏。各路段损坏状况或程度可以进行定量比较,需要采用一项综合评价指标。规范根据路面破损的严重程度和范围采用沥青路面破损率DR来计算。
为了计算和评价方便,根据沥青路面破损率DR,可确定路面破损状况指数PCI为路面破损状况的评价指标,PCI的计算公式为:
PCI=C+a×DRb。
其中,PCI为路面破损状况指数;C为初始无损坏时的评分值,一般C=100;DR为路面综合破损率,以百分级计;a,b均为待定常数,可参照JTJ 073.2-2001公路沥青路面养护技术规范来取值,a=0.15,b=0.412。
2)评价标准。
参照现行养护规范建立的路面破损状况指数PCI的评价指标见表1。
2 行驶质量
2.1 路面平整度测试
目前测试手段和设备可分为断面类测试和反应类测试两类。断面类平整度测试方法是直接沿行驶车辆的轨迹量测路面表面的高程,得到路表纵断面,再通过数学分析后采用某一综合性统计量表征平整度。反应类平整度测试系统是通过一定的传感装置,测试车辆以一定速度驶经不平整路面时悬挂系的竖向位移量,测试指标(常为记数数值)即对应于悬挂系位移累积量。
2.2 评价指标与标准
目前已建立的反映路面平整度状况的指标较多,如由反应类测试设备给出的平均调整坡(ARS),由断面类测试结果可以得到直尺指数(SEI)、竖向加速度均方根(RMSYA)、功率谱密度(PSD)等。但常以国际平整度指数(IIZI)作为通用标准,标定其他平整度指标。如对连续平整度仪测试得到路面平整度标准差σ指标,目前已建立标定关系:σ=0.592 6IRI+0.013或近似σ=0.6IRI。在统一的平整度指标IRI的基础上,可建立路面行驶质量的评价指标:RQI=a+b×IRI。其中,RQI为路面行驶质量指数,数值范围为0～10;a,b均为经验系数,由主客观评价确定。
路面行驶质量采用行驶质量指数(RQI)进行评定,以10分制表示。行驶质量指数同路面平整度指数IRI(IRI是国际上公认的衡量路面行驶舒适性指数RCI或路面行驶质量指数RQI的指标,并可作为路面平整度的标定值)之间的关系,应由有代表性的成员组成的评定小组通过实地评定试验建立。在实际应用中也可按下述经验公式确定行驶质量指数。沥青混凝土路面:RQI=11.5-0.75IRI。其中,RQI为行驶质量指数,数值范围为0～10,如出现负值,则RQI=0;如计算值大于10,则RQI=10。
3 车辙情况
3.1 车辙情况的测试方法
对路面车辙的量测目前以人工实地测量为主。一般在测试路段上按一定间距(通常为50 m)分布的测试断面上量测每个车道上的车辙深度,取其最大值。路段的代表车辙量用各断面最大车辙深度的平均值表示。对路面车辙状况的评价和控制应从车辙对路面功能的不利影响出发。
3.2 评价方法
引入了抗车辙指数ARI,它是车辙深度RD的函数,它与车辙深度的对应关系可以参考美国AASHTO设计指南和日本有关规范中高速公路RD与相应等级的关系。针对国内高速公路现状,专家认为高速公路车辙深度达到15 mm时应采用相应的处治措施。所以,合理地假设RD≤5 mm时,ARI=100;RD=10 mm时,ARI=85;RD=15 mm时,ARI=75;RD=20 mm时,ARI=55;RD=25 mm时,ARI=40;其他取中间值。以车辙深度RD为指标制定高等级公路沥青路面的车辙评价标准见表2。
4 抗滑能力
4.1 抗滑能力的影响因素与测试方法
路面抗滑性能的测试方法可以分为测定摩擦系数等参数的直接法和测定路面微观构造与宏观构造的间接法,相应的测试指标也依此分为直接指标和间接指标两大类。我国以往用于路面摩擦系数测试的方法主要有摆式仪法和SCRIM摩擦系数测定车法[2]。摆式仪法原理简单,操作简便且设备成本低,以往使用最多,但测试速度过慢,不能连续测量,采样点相对较少导致数据代表性差,不适用于宏观构造很大的路面;所测摆值只相当于低车速下的路面摩擦系数,测试对交通造成的妨碍亦较大,已明显不适应高等级公路抗滑性能测试的要求。SCRIM摩擦系数测试车所测定的横向系数SFC是纵横向摩擦系数的综合反映,能够很好地表征制动时路面阻止车辆发生侧滑的抗力,
4.2 评价方法
目前,在我国常用的有摆式仪、SCRIM及铺砂法,这导致了路面抗滑性能评价指标及标准不统一的问题。
在实际应用中,SCRIM摩擦系数测试车所测试的横向力系数SFC(Sideway-Force Coefficient)是路面纵向和横向摩擦系数的综合反映,能够较好地表征车辆轮胎受制动时路面产生的抗滑力:
其中,P为垂直荷载,SCRIM采用2 000 N;SF为横向力,N。
5 结语
本论文对道路性能评价的指标在测试方法和评价方法上进行了较为详细的研究,对运用数学方法进行道路性能的评价提供了科学的依据。其中,有些测试方法和评估方法仍然有较大的不足,有待于进一步研究改进。
摘要：系统的介绍了影响路面性能的4个指标——路面破损情况、行驶质量、强度及抗滑性能的测试方法及评价方法,为路面的综合评价奠定了坚实的基础,以促进运用数学方法进行道路性能评价的应用。
关键词：路面,评价,测试,标准,性能
参考文献
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[7]JTG H20-2007,公路技术状况评定标准[S].
动力学性能指标 篇6
地球站发射设备的任务是产生卫星上行链路所需的微波信号, 馈送给天线, 发向卫星。因此, 对发射设备的主要要求有:产生足够大的射频功率, 以满足上行链路对信噪比的要求;应能调节输出功率, 在正常情况下保持功率电平的稳定;线性和低杂散辐射;频率稳定度高;高可靠性和安全性。
图1是地球站发射设备的基本组成, 上变频器的作用是将调制器送来的已调中频载波, 上变频为卫星上行链路所需的微波信号;功率放大器 (简称功放) 则是将此微波信号放大到规定的功率电平, 输入到天线作为向卫星的发射信号。下面分别介绍其主要的技术性能指标。
2上变频器
上变频器与下变频器的性能技术指标内容是相同的, 只是所规定的数据不同。表1给出一个案例, 供参考。
3功率放大器
地球站发射设备中常用的功率放大器有固态功率放大器 (SSPA, 简称固态功放) 、行波管放大器 (TWTA) 、速调管功率放大器等。它们的基本技术指标含义是大致相同的, 下面逐一列出并说明。
(1) 频率范围:SSPA和TWTA功放带宽可覆盖某一卫星频段 (如C频段5850~6425MHz) , 即具有宽频带性能;速调管功放常用于大功率发射, 是谐振腔型的, 可调谐到所要求的某个卫星转发器的带宽 (如36MHz) 。
(2) 射频输出功率:这是功率放大器最为重要的指标。其中, 固态功放可提供数瓦至数百瓦的微波功率 (近来在C频段以下也有高达千瓦级的) ;行波管放大器和速调管放大器可提供高达2~3k W的微波功率。输出功率通常用饱和输出功率 (Ps a t) 或1d B (增益) 压缩点的输出功率 (P1d B) 来表示。
图2是典型的功率放大器输入-输出功率关系 (又称转移特性或A M-A M变换) , 其基本规律是:当输入功率很小时, 输出与输入之间呈线性关系 (增益为常数) , 随着输入信号功率的增加, 到达某一电平后, 输入与输出之间不再是线性关系, 即进入非线性区;当输出随输入的增加达到最大值之后, 再继续增加输入, 输出不再增加甚至反而下降时, 这一最大临界值便称为饱和输出功率 (Psat) ;当小信号线性功率增益下降1d B时的输出功率, 便称为1d B压缩点输出功率 (P1d B) 。
在卫星通信中, 常用等效全向辐射功率 (EIRP) 来表示发射系统的功率发射能力, 用分贝表示时其定义是
式中, PT是发射机输出功率;[PT]是其分贝值, 对地球站系统性能评估时;PT用Ps at或P1d B来表示;GT, LT分别是发射天线增益和馈线损耗, 相应的分贝值为[GT], [LT]。
(3) 小信号增益:也即线性区的功率增益, 用G表示时有
用分贝数表示时有
(4) 增益调整范围:能按发射要求控制功率输出达到某一数值 (电平) , 功放的增益应有一定的调节能力, 即用分贝表示时最大增益与最小增益之差。例如, 当P1d B=100W时, 如增益调整范围为23d B, 可通过增益调整, 使输出功率在5~100W的范围内变化。
(5) 增益设定精度:发射机工作时要输出多少功率, 要根据系统设计给出的要求来确定;一旦给定需要发射的功率, 便可通过调节增益来满足此要求, 实际的输出相对于规定值的偏差, 取决于增益的设定精度, 故需对其提出适当要求。
(6) 增益稳定度、小信号增益斜率、小信号增益变化:关于增益稳定度、增益斜率、增益变化的含义, 在上变频器中已有说明。由于功放在大信号工作时, 可能出现不同程度的非线性, 会掩盖了放大器带宽内增益~频率特性的变化, 故选在小信号工作时测量其增益斜率、增益变化的情况, 更能反映放大器的性能。
(7) 输入、输出驻波比:为了有效地放大信号、保持放大器良好的幅-频、相-频特性, 要求功率放大器的输入、输出端分别与上变频器和双工器具有良好的匹配。尤其值得注意的是, 在大功率放大器中, 当输出端严重失配时, 可能导致波导打火、损坏放大器, 造成严重的设备故障, 是要避免的。一般功放与双工器间接有隔离器和某些保护电路, 以确保安全。
(8) 三阶互调产物:这是衡量功率放大器非线性程度的指标。对于非线性放大器, 可用下列多项式来描述其输出与输入之间的关系:
式中, a1, a3, a5, …是由功放输入-输出实际特性决定的正、负交替的系数。
当式 (4) 用前两项近似, V (t) =Acosω1t+Acosω2t时, 代入式 (4) , 求得
要说明, 对于同一功放, 在不同的输入电平下, C/IM3是不同的, 越靠近饱和点处的C/IM3越小, 即三阶互调产物越大, 反之亦然, 如图4所示。为了减少互调可能产生的干扰, 希望输入 (输出) 离饱和点远些, 用输入或输出相对功率电平来衡量, 所选的工作点与饱和点电平之差, 分别称为输入 (输出) 补偿或回退。其中输入补偿 (BOi) 取相对输入功率的正值、输出补偿 (BOo) 取相对输出功率的正值, 通常用分贝数表示。在性能指标要求中, 是规定在某一[BO0] (d B) 处给出[C/IM3]或[IM3/C] (d B) 数据。
利用式 (6) , (7) , 便可画出功率f1, f2 (称为基波) 的功率与三阶互调功率转移特性曲线, 如图5所示。由图5和上述数学式可见, 对于输入频率为f1, f2的信号, 输入功率增加1d B, 输出也增加1d B;而三阶互调2f1-f2或2f2-f1的输出则增加3d B (真数为2倍) 。基波与三阶互调功率相等时, 即二特性的交点, 称为三阶互调截点 (见图5) 。要指出, 图5中输入、输出的基波功率应为二单波功率之和, 三阶互调功率输出为二互调分量功率之和。
[IP 3out]与[C/IM3]的关系是
式中, [C]是等幅双波输入时总的输出功率 (分贝数) ;[C/IM3]是双波总输出功率对两个三阶互调功率 (之和) 比值的分贝数, 它与基波单波输出对单个互调输出之比是相等的 (见图3) 。
当得知上变频器与功放的IP3时, 二者级联后总的IP3 (输入值) 可按正式求得
式中, IP3i n, 1, IP3i n, 2分别为上变频、功放三阶互调截点输入功率。
由上变频器与功放组成的发射机及有关三阶互调截点输入功率如图6所示。
减去滤波器的插入损耗 (-2d B) 便得到折算在设备输入端处的[IP3]i n=2d Bm, 余类推。由图6可知, 滤波器的IP3为∞, 因而总的IP3是由上变频器和功放决定的
相应的[IP3]out可求得为
(10) 谐波输出:这也是由于功放非线性所导致, 除基波得到放大输出外, 还产生了其谐波分量, 是不希望有的, 故要给出明确的要求。
(11) 寄生信号输出:是指有用信号之外的各种杂散信号, 如这些寄生信号输出过大, 则会占用微波功率, 并可能造成对有用信号的干扰, 故要求它们的输出足够低。
(12) 残留调幅:这是由于直流电输出存在幅度的起伏, 以及某些低频噪声、干扰对输入载波的幅度调制的产物, 其存在将引起信号波形的失真。
(13) 噪声功率密度:功率放大器内部也会产生热噪声等噪声, 在发射频带内的那些分量, 也将送到天线发射出去, 成为干扰, 为便于测量和评估其影响, 一般规定在某一单位频带内 (如4k Hz) 不能超过其一数值。
(14) 相位噪声:这是由于载波相位抖动而产生的噪声。
(15) AM/PM变换
(16) 群时延
功耗是指直流功率与微波功率之差:
要指出, 在饱和点之前, 输出的微波功率越大, 效率越高, 到达饱和之后, 随着输入功率的增加, 效率迅速下降, 也即功耗增加, 使放大器管子发热, 甚至损坏, 这是值得注意的。
功放所需的直流功率占了地球站收、发设备电能的大部分;为能输出所需的微波功率, 地球站的电源应有充分的保证。表2为一种C频段固态功放性能技术指标。■
参考文献
[1]甘仲民, 张更新, 王华力等.毫米波通信技术与系统.北京:电子工业出版社, 2003
衡量肉猪生产性能的三个指标 篇7
屠宰率、瘦肉率和饲料报酬。
屠宰率屠宰率是指生猪屠宰后, 胴体 (屠宰煺毛后去掉头、蹄、下水的白条猪) 占活重的比例。屠宰率高, 出肉就多。在生猪90千克进行屠宰时, 纯种太湖猪的屠宰率为71%, 长太二元杂种猪为75.6%, 大长太三元杂种猪可达76.6%。
瘦肉率瘦肉率是指胴体瘦肉占整个胴体的比例。纯种太湖猪瘦肉率为44.5%, 长太二元杂种猪为53%, 大长太三元杂种猪可达58%。
1. 分娩看护。
母猪进产房前, 必须对产圈进行彻底清扫和消毒, 保持猪床清洁、干燥;同时对猪体进行一次清刷和消毒, 尤其是腹部、乳房、阴户, 一定要保持干净。母猪的分娩时间一般为5小时, 分娩时间越长, 仔猪发生死亡的比率越高。因此, 在母猪分娩时要保证猪舍的安静, 尽量避免惊扰, 当仔猪出生间隔时间在30分钟以上时就应仔细观察, 并根据情况助产。当体弱、胎次高的母猪分娩发生困难时还应注射强心剂。
2. 抓好保温。
环境温度适宜, 小猪活泼, 爱采食补料, 长得壮, 发病少。带仔母猪需要20~22℃的环境温度, 与仔猪需要的温度不一致。因此, 需要给仔猪提供特别的保温措施。常用的保温措施是在仔猪保温箱或护仔栏内挂一个红外线灯, 根据仔猪对温度的需要调整红外线灯的高度。仔猪初生1~2天, 需要32~35℃的温度。刚出生的小猪, 由于羊水的蒸发, 体温下降很快, 可用干布擦干其身体, 让其吃上初乳, 以增加热量。1周之内, 小猪的体温调节功能尚未发育完善, 环境温度还需保持在30℃左右。以后, 每周可降低l~2℃。在20日龄以后, 小猪的体温调节功能才发育完善, 但仍需25~26℃的环境温度。产房内不能有风, 风速每增加0.4米/秒, 温度可下降1℃。圈舍既要保温, 也应保持空气的清洁、新鲜。空气不好会降低仔猪日增重和对疾病的抵抗力。如果是水泥地面且无产床 (产床可使粪尿漏下去, 使圈舍保持干
30·信息荟萃·专家指出, “气温每升高1℃
产水平。”
猪出生到出售 (一般是90~110千克) , 平均长1千克活重所消耗的饲料千克数, 通常用料肉比表示, 料肉比高的饲料报酬低。纯种太湖猪的料肉比为4∶1;长白猪和太湖猪杂交繁殖的长太杂种猪 (二元杂种猪) 料肉比是3.7∶1;用大白猪与二元杂种母猪配种, 得到大长太杂种猪 (三元杂种猪) , 其料肉比为3.4∶1。
高, 屠宰率和瘦肉率都较理想, 生产的猪肉受市场欢迎, 经济效益较好。当不用或少用全价饲料, 而用较多的青、粗饲料喂猪时, 最好不要饲养国外瘦肉型品种猪;可选择饲养培育品种, 也可把引进品种与地方品种的高代杂种或引进品种与培育品种的一代杂种作为肥育猪饲养。●
屠宰率、瘦肉率、饲料报酬之间密切相关, 凡是饲料报酬高的猪种, 屠宰率和瘦肉率都高。养猪户在饲养生长肥育猪时, 应根据饲料条件选择适宜饲养的品种。完全用配合饲料喂猪时, 因为饲料条件较好, 可
动力学性能指标 篇8
本实验以多聚甲醛代替甲醛溶液制备高固含可发性酚醛树脂,在低温环境发泡制备酚醛泡沫,通过测试泡沫材料密度、力学性能,研究表面活性剂、固化剂以及发泡剂的添加量对泡沫材料力学性能的影响;并通过Gibson-Ashby提出的泡沫塑料的力学性能与密度的关系模型,创建了酚醛泡沫密度-力学性能模型。研究结果为酚醛泡沫材料的深入研究和应用提供了一些数据基础。
1 实验
1.1 材料与仪器
苯酚、氢氧化钠、草酸,盐酸(36%)均为分析纯,南京化学试剂有限公司;甲醛溶液、多聚甲醛,均为分析纯,上海凌峰化学试剂有限公司;硼酸、正戊烷(沃凯),分析纯,国药集团化学试剂有限公司;聚山梨酯80,上海申宇医药化工有限公司。CMT4304微型控制电子万能试验机。
1.2 实验方法
1.2.1 可发性树脂的合成
在装有搅拌器、回流冷凝管、温度计的500mL四口烧瓶内加入一定量的苯酚和水,多聚甲醛和氢氧化钠溶液分3批逐次加入。第一阶段,升温至85℃开始计时,反应60～90min;第二阶段,温度维持在80℃,反应50～70min;第三阶段,温度维持在75℃,反应30～50min,将反应产物冷却至40℃以下出料。
1.2.2 酚醛泡沫的制备
在可发性酚醛树脂中依次加入表面活性剂、固化剂,并充分搅拌,然后加入发泡剂,并迅速混合均匀,最后将树脂混合物倒入模具中,并于70℃起泡固化。
1.2.3 密度-力学模型方法
Gibson和Ashby[3]在前人工作的基础上提出了开孔和闭孔泡沫塑料的泡孔结构模型,并且在提出泡孔结构模型的基础上,推导了开孔和闭孔泡沫塑料的力学性能与密度的关系公式的半解析方程。
对于开孔泡沫塑料,在简单形变下弹性模量与密度的依赖关系为:
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对于闭孔泡沫,Gibson和Ashby推导了包含3部分的闭孔泡沫的模量公式:
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泡孔塑料的弹性屈服应力与密度的依赖关系为:
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1.3 性能测试及表征方法
压缩强度按照标准GB 8813-2008测定;弯曲强度按照标准GB 8812-2007测定;泡沫的密度按照GB/T 6343-2009“泡沫塑料和橡胶-密度测定”方法测定。
2 结果与讨论
2.1 表面活性剂添加量对酚醛泡沫力学性能的影响
探索性实验结果表明,表面活性剂吐温-80添加量低于5%时,酚醛泡沫的密度较小,但泡孔分布非常不均匀,泡沫内部存在诸多大孔。这是由于当表面活性剂含量过低或未添加表面活性剂时,酚醛树脂具有较大的表面张力和粘度,发泡剂不能均匀分散至体系内,使得泡沫成型时内部有很多大孔存在。固定发泡剂和固化剂用量,添加8%～14%表面活性剂于70℃发泡制备酚醛泡沫,并对其密度、压缩强度和弯曲强度进行对比研究,测定结果如表1所示。
由表1可知,酚醛泡沫的密度较接近,压缩强度和弯曲强度随表面活性剂用量的增加先增大后减小,表面活性剂用量为10%时,酚醛泡沫的力学性能较为优异。因此,可确定表面活性剂最佳用量为10%。表面活性剂的适量添加可降低体系的表面张力和粘度,使得正戊烷发泡剂能均匀分散至酚醛树脂内部,形成大量分散均匀、颗粒微小的发泡液滴,这就使得酚醛树脂能固化生成泡孔分布均匀的泡沫。但当表面活性剂添加过量时,体系的表面张力和粘度大大降低,当树脂内部泡孔成型时,泡孔表面积很容易逐渐扩大,由于树脂体系的表面张力过低,泡孔很容易膨胀合并成大孔,造成体系的泡孔分布不稳定,力学性能降低。
2.2 固化剂添加量对酚醛泡沫力学性能的影响
在制备酚醛泡沫过程中,选用单一的强酸、中强酸或有机弱酸作为固化剂效果均不理想。强酸、中强酸作为固化剂,固化速度快但固化过程难以控制;有机弱酸单独作为固化剂,固化时间太长,对制备泡沫也不利。因此本实验选用盐酸、草酸和硼酸以一定比例复合制备固化剂。
由于固化剂的添加会引发并促进树脂的交联,酚醛树脂的固化时间随固化剂用量的增加而缩短,说明固化剂用量对树脂交联固化速率的影响较大,固化剂用量越大,树脂交联的速率越快,固化所需时间越短。由表2可知,酚醛泡沫的密度和弯曲强度随固化剂用量的增加而增大,说明固化剂用量影响着酚醛树脂的发泡程度。固化剂用量过大时易导致酚醛树脂过早完成固化过程,泡沫的密度增大,泡孔较小。考虑到酚醛泡沫的生产效率、生产成本和力学性能,可确定混合固化剂最佳用量为30%。
2.3 发泡剂添加量对酚醛泡沫力学性能的影响
本实验制备的酚醛泡沫是低密度硬质泡沫塑料,泡沫受压时产生的应力能否有效分散,直接影响压缩强度。韧性较好的泡沫的泡孔变形能力较强,在受到压缩力时,能有效地将力分散到泡沫内,而韧性差的则相反;泡沫材料受到弯曲变形的同时也受到压缩和拉伸应力的作用,故泡沫材料的弯曲强度由酚醛泡沫基体的强度和连接程度决定。发泡剂加入量与酚醛泡沫力学性能之间的关系如表3所示。由表3可知,随着发泡剂加入量的增加,泡沫的压缩强度和压缩模量、弯曲强度和弯曲模量下降幅度逐渐减小,泡沫的密度逐渐降低,说明树脂的发泡程度随发泡剂用量的增加而逐渐升高。图1为不同发泡剂添加量的泡沫放大150倍的SEM图,可以看出制备的酚醛泡沫基本是闭孔泡沫,但也存在部分开孔的情况。发泡剂添加量在1.961%～2.989%时,酚醛泡沫的泡孔比较均匀,基本维持在150～250μm;发泡剂添加量在3.967%～5.833%时,酚醛泡沫的泡孔变得大小不一,较之前更加不均匀,基本维持在100～350μm;随着发泡剂添加量的逐渐增大,酚醛泡沫的泡孔基本呈增大的趋势,而且泡孔变得越来越不均匀,导致泡沫的密度和力学强度降低。但发泡剂添加量太大,会导致泡沫力学性能变得极差,不具备实际应用的可能,考虑到泡沫的力学性能及泡沫密度,可以确定合适的发泡剂添加量为5%。
2.4 泡沫材料密度-力学模型
Goods[4]对硬质闭孔聚氨酯泡沫塑料的压缩性能与聚氨酯泡沫密度之间的关系进行了相关研究,结果显示泡沫材料的力学性能与密度之间呈良好的指数关系,指数值均保持在2.0左右,接近于简化的Gibson-Ashby公式中的指数。Phi-lip等[5]也对密度为100～810kg/m3的硬质聚氨酯泡沫塑料的压缩性能、蠕变和蠕变恢复进行了研究,结果显示模量和压缩强度均与密度的平方成正比,这与Gibson-Ashby公式十分相符。
研究发现酚醛泡沫的力学性能与密度的平方/发泡剂添加量呈良好的指数关系,如图2所示。
图2表明酚醛泡沫的力学性能与密度的平方/发泡剂添加量呈良好的指数关系,得出简化动力学模型:
Cs=9.6846x-0.4710·ρ0.9420 (4)
Cm=433.5108x-0.4234·ρ0.8468 (5)
Fs=5.4165x-0.4177·ρ0.8354 (6)
Fm=311.3262x-0.6797·ρ1.3594 (7)
式中:Cs、Cm、Fs、Fm分别为酚醛泡沫的压缩强度、压缩模量、弯曲强度、弯曲模量;x、ρ分别为酚醛泡沫制备过程中发泡剂相对于酚醛树脂的添加量和酚醛泡沫的密度。式(4)-(7)中各单位之间无换算关系,仅为数字之间的关系。
通过曲线回归(如图3所示)得到发泡剂添加量与密度的曲线回归方程:
x=0.2966ρ-0.9572 (x>0.433) (8)
通过公式合并换算得到:
Cs=17.1668ρ1.3928 (9)
Cm=725.2415ρ1.2521 (10)
Fs=8.9989ρ1.2352 (11)
Fm=711.1823ρ2.0100 (12)
另外,直接对密度和压缩强度、压缩模量、弯曲强度及弯曲模量进行拟合得到各拟合曲线方程,如图4所示。
由图4可以得到泡沫力学模型方程:
C′s=21.7520ρ1.4848 (13)
C′m=883.0951ρ1.3279 (14)
F′s=10.9022ρ1.3090 (15)
F′m=1055.4295ρ2.1672 (16)
直接拟合与间接拟合2种方法建立的酚醛泡沫密度-力学性能模型,其结果在常用密度范围内基本相符,指数值在1.2352～2.1672范围内,基本接近于简化的Gibson-Ashby公式中的指数。一方面由于在闭孔泡沫塑料中,棱边中的聚合物分数Φ<1,导致个别指数偏离2.0较大;另一方面泡沫的泡孔并非完全是闭孔结构,泡沫部分开孔结构的存在也导致个别指数偏离2.0较大。
3 结论
(1)考察了酚醛树脂中表面活性剂、固化剂和发泡剂添加量对酚醛泡沫性能的影响,最终确定酚醛泡沫的适宜的表面活性剂添加量为树脂质量的10%,适宜的固化剂为混合酸固化剂,且适宜的添加量为树脂质量的30%。发泡剂的添加量显著影响泡沫的性能,可根据实际需要选择合适的发泡剂添加量,研究发现比较适宜的发泡剂添加量约为酚醛树脂量的5%。
(2)建立的酚醛泡沫密度-力学性能模型指数值基本接近于简化的Gibson-Ashby公式中的指数,指数值在1.2352～2.1672范围内,压缩性能指数在1.2521～1.4848范围内,弯曲性能指数在1.2352～2.1672范围内。
摘要：以多聚甲醛代替甲醛溶液制备高固含可发性酚醛树脂,在70℃发泡制备酚醛泡沫材料,研究了表面活性剂、固化剂和发泡剂对泡沫的密度、力学性能的影响。研究结果表明,在表面活性剂添加量为12%,固化剂添加量为30%,发泡剂添加量为5%时,制备的泡沫性能较优。通过Gibson-Ashby提出的泡沫塑料的力学性能与密度的关系模型,创建酚醛泡沫密度-力学性能模型,结果表明泡沫力学性能与密度呈现良好的指数关系,且间接拟合和直接拟合2种方法得出的模型指数基本相符。
关键词：酚醛泡沫,压缩性能,弯曲性能,力学模型,性能研究
参考文献
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动力学性能指标 篇9
勾心的纵向刚度可根据QB/T 1813-2000 (BS 5131.4.18-1995,MOD)《皮鞋勾心纵向刚度试验方法》和GB/T 3903.34-2008 (ISO18896:2006,IDT)《鞋类勾心试验方法纵向刚度》进行测试。
勾心抗疲劳性可利用GB/T3903.35-2008 (ISO 18895:2006,IDT)《鞋类勾心试验方法抗疲劳性》规定的测试方法进行测试。
另外,GB/T 230.1-2009《金属材料洛氏硬度试验第1部分:试验方法(A、B、C、D、E、F、G、H、K、N、T标尺)》提供了勾心硬度的测试方法。
2.1.2鞋跟结合力
鞋跟结合力是指鞋后跟与后帮或外底的结合力[5]。
目前国内主要通过QB/T 1002-2005《皮鞋》和SN/T 1309.2-2010《鞋类检验规程第2部分:皮鞋》对鞋跟结合力指标进行规定。
QB/T 1002-2005规定鞋跟高于30mm的装配式鞋跟需测结合力,优等品≥700N,合格品≥500N。
SN/T 1309.2-2010中要求鞋跟结合力≥700N。
上述两项标准所采用的鞋跟结合力测试方法标准为GB/T 11413-2005,是将成鞋后部装于专用夹具上,使鞋跟平行于拉伸方向固定在另一夹具中,在拉力试验机上以一定速度拉伸至鞋后跟与后帮或外底分离,记录所得最大力即为后跟结合力。
目前,国内还有一种鞋跟结合力的检测方法标准GB/T 3903.25-2008 (ISO 22650:2002,IDT)《鞋类整鞋试验方法鞋跟结合强度》,其测试原理与GB/T 11413-2005截然不同,是将鞋的前部夹持在拉力试验机的一个夹具上,使鞋跟垂直于拉伸方向,并夹持在另一个夹具中,以一定速度进行拉伸。
GB/T 3903.25-2008 (ISO22650:2002,IDT)《鞋类整鞋试验方法鞋跟结合强度》要求测定3项性能:
(a)拉力为200N时,鞋跟相对于鞋前部的移动距离;
(b)拉力为400N时,产生的永久性变形;
(c)鞋跟完全分离所需的力及断裂情况。
这种测试方法能从另一个角度反映行走过程中发生后跟剥离的可能性,而目前国内的鞋类标准均未采用这一方法标准,在生态鞋指标中可添加这一项,用以测定鞋跟的结合牢固性。
2.1.3女鞋鞋跟耐冲击性能
女鞋鞋跟的耐冲击性能主要可通过两种指标进行考察,即耐冲击性强度和耐疲劳性[6]。
耐冲击强度试验是采用摆锤冲击鞋跟,逐渐增加冲击能量直至鞋跟发生破坏,以评估穿着过程中鞋跟受到突发的重大冲击时的承受能力。
英国针对鞋跟耐冲击的测试方法发布了国家标准BS5131 4.8:1990《女鞋鞋跟耐冲击》,SATRA公司也发布了相应的标准SATRA TM20:2000。
我国则等同采用ISO国际标准制定了QB/T 2863-2007 (ISO19953:2004,IDT)《鞋类鞋跟试验方法横向抗冲击性》标准。
QB/T 2863-2007 (ISO19953:2004,IDT)《鞋类鞋跟试验方法横向抗冲击性》标准鞋跟耐耐疲劳性能检测是采用摆锤以特定的能量和频率对鞋跟进行反复冲击,直至鞋跟破坏或冲击次数达到规定数值,以评估穿着行走时鞋跟耐连续冲击的能力。
国际有关鞋跟耐疲劳的标准主要有BS5131 4.9:1991《女鞋鞋跟耐疲劳》和SATRA TM21:2001《鞋跟耐疲劳试验》等,我国则等同采用ISO国际标准制定了QB/T 2864-2007 (SO 19956:2004,IDT)《鞋类鞋跟试验方法抗疲劳性》。
国际标准ISO/TR 20573:2006《鞋类鞋类部件性能要求鞋跟和跟面》对鞋跟的耐冲击性能进行了规定,要求横向耐冲击能量≥5J,以0.68 J的能量、1次/s的频率进行连续冲击所得的耐疲劳性≥14000次。
但是,目前国内并没有鞋类标准对鞋跟耐冲击性能相关指标进行规定,而鞋跟的耐冲击性能关乎成鞋的安全性,因此在生态鞋的指标体系中,应将耐冲击性能指标列入其内。
2.1.4鞋跟硬度
鞋跟硬度也是影响生态鞋安全性的指标之一,若硬度过低,则会影响穿着行走的稳定性,存在一定的安全隐患。
我国行业标准QB/T 1002-2005《皮鞋》中规定:跟高≤50mm时,鞋跟硬度≥55邵尔A;跟高>50 mm时,鞋跟硬度≥75邵尔A。
现行的鞋跟硬度的测试方法标准为GB/T 3903.4-2008《鞋类通用试验方法硬度》。
2.2外底防滑性指标
外底防滑性能是鞋类穿着健康、舒适的一项重要安全指标[7]。
若鞋子防滑性差,则走路时容易打滑摔跤,尤其是在湿、光、滑的路面上,因此在对生态鞋进行评价时,需要对其防滑性能进行规定。
我国出入境检验检疫行业标准SN/T 1309.2-2010《鞋类检验规程第2部分:皮鞋》中规定:以HG/T3780-2005《鞋类静态防滑性能试验方法》中方法2干法,对鞋底裁取的样品进行测试,摩擦系数应≥0.50。
国外方面,CEN ISO/TR20880:2007《鞋类鞋类部件性能要求外底》对外底防滑性也进行了详细的规定:采用EN ISO 13287《个人防护装备鞋类防滑性能测试方法》,对整鞋外底进行测试,水平滑动的摩擦系数≥0.30,后跟向前滑动的摩擦系数≥0.28。
另外,SATRA也发布了鞋类防滑性能的测试方法标准SATRA TM144:2007《鞋类和地板的摩擦(防滑性能)》。
2.3儿童鞋特殊指标
儿童鞋类产品往往为了符合儿童的需求而配有或多或少的小附件,设计新颖、款式多样的饰配件,吸引的不仅是儿童的目光,还有好奇的小手,毛刺、锐利尖端和锋利边缘以及易弯折的金属附件将会伤及儿童幼嫩的肌肤,而安装不牢固的附件更可能被幼儿扯下吞咽,造成无法预料的伤害。
因此,需要对儿童鞋的锐利尖端和边缘、小附件拉力和小附件对试验器的容入性进行规定,以避免对幼儿造成伤害。
GB 30585-2014《儿童鞋安全技术规范》中规定:全鞋(包括鞋上附件、鞋跟等部件)不允许有可触及的锐利边缘和锐利尖端;对婴幼儿鞋上可拆卸的附件,不应完全容入按GB 6675.2-2014中所要求的小零件试验器;婴幼儿鞋上任何可能被儿童抓起或牙齿咬住的小附件抗拉强力应≥70 N。
另外,还可参考GB 6675-2003《国家玩具安全技术规范》、EN71-1:2011《玩具安全-第1部分:物理机械性能》中对儿童玩具上锐利尖端和边缘、小附件容入性等指标进行的详细规定。
2.4特种防护鞋指标
安全防护鞋是带有防护功能的特殊鞋,可以保护劳动者在生产过程中免受各种可预见的外来伤害。
安全防护鞋属于高技术含量和高附加值的鞋类产品,其生产过程中对原材料、辅料、化料、机械设备等的要求也很高。
按功能可将安全防护鞋分为:保护足趾安全鞋、防刺穿鞋、防静电鞋、导电鞋、电绝缘鞋、耐油防护鞋、耐热鞋等[8]。
目前我国已建立起安全防护鞋相关的强制性国家标准系列:GB21147-2007《个体防护装备防护鞋》、GB 21148-2007《个体防护装备安全鞋》、GB 21146-2007《个体防护装备职业鞋》、GB 12011-2009《足部防护电绝缘鞋》等。
涉及特殊安全防护的生态鞋可根据明示用途,参照以上标准规定的指标要求进行测试。
3结语
通过对生态鞋相关的现有标准进行研究,提出了生态鞋的具体卫生安全指标,并对各指标的要求一一进行分析,为生态鞋卫生安全评价体系建立了基本框架和内容指导。
为了紧跟世界制鞋行业的发展步伐,与时俱进,并为我国生态鞋行业提供坚实的标准体系后盾,建立完整的生态鞋评价体系势在必行。
因此,在今后的工作中,除了完善对生态鞋的卫生安全性能指标的制定外,还应加大对生态鞋其他各方面(如舒适指标、环境指标等)指标的研究力度。
参考文献
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