抗压强度试验

抗压强度试验（精选10篇）

抗压强度试验 篇1

摘要：为优化满足特定孔隙率条件下的透水混凝土抗压强度, 试验研究了材料制备过程中水灰比和胶骨比变化对抗压强度的影响, 分析了常用矿物掺合料在掺量变化情况下的浆体强度。结果表明, 满足21%的孔隙率时, 提高抗压强度的最佳水灰比为0.3, 胶骨比为1:5;提高浆体强度的掺合料最佳单一掺量分别为:粉煤灰20%、矿渣微粉24%、硅灰6%, 硅灰为佳, 同量级变化下其28天抗压强度增长19.3%。

关键词：透水混凝土,抗压强度,浆体强度

0 引言

透水混凝土具有天然地表的可渗透性, 能够改善城市与自然环境之间的生态平衡, 包括减轻热岛效应、减少城市内涝等优点, 是绿色城市发展的明智选择。透水混凝土在我国的应用现状并不理想, 但在一些发达国家的应用已较为普遍, 这种材料应兼备工程要求的抗压强度与可观的透水能力, 但二者有一定程度上的相互制约:抗压强度的提升一般需要增加混凝土的单位密实度, 孔隙率必然减少, 随之排水性能减弱。试验研究中, 当透水混凝土的目标孔隙率得到满足, 决定其工程应用能力的首要参数为抗压强度, 优化该情况下的抗压强度将使得透水混凝土的工程应用更为广泛。

笔者以试验为基础, 从水灰比和胶骨比入手, 兼顾粉煤灰、矿渣微粉和硅灰三种常用的矿物掺合料对浆体强度的影响, 分析了透水混凝土制备过程中由于材料配比改变导致的抗压强度变化, 总结规律, 以备工程应用。

1 研究思路

在实际工程应用中, 透水混凝土的施工会受到诸多因素限制, 试验模仿施工条件, 试件制备方法尽量贴近常用的施工方法, 预设目标孔隙率, 通过改变水灰比和胶骨比, 分析相应抗压强度的变化规律。

连锁状态是透水混凝土混合料阶段的理想聚积状态, 该状态多为点式接触, 接触点的抗压强度极限将决定材料整体的抗压性能, 而作为接触媒介的胶结材料在很大程度上限制了透水混凝土的最大极限强度。矿物掺合料是一类能够较好提高透水混凝土性能的胶结材料。笔者选取此类工程上最为常用的粉煤灰、矿渣微粉和硅灰进行试验, 通过改变掺合料的配比, 发现胶结材料的最佳单一掺量, 间接提高透水混凝土强度。

总体上讲, 研究以工程施工的实际状况为参照, 通过试验分析各类配比变化对抗压强度的影响规律, 由此优化一定工程限制条件下的透水混凝土抗压强度。

2 试验方案

2.1 试验原材料

原材料主要包括水泥、骨料、矿物掺合料、外加剂和试验用水。水泥选用42.5R普通硅酸盐水泥;粗骨料为5-10mm单粒径级配碎石, 堆积密度每立方米1513kg, 孔隙率45.1%, 细骨料为标准砂;矿物掺合料包括粉煤灰、矿渣微粉和硅灰;选用聚羧酸类高效减水剂, 试验用水为徐州市新城区生活自来水。

2.2 试验设计

研究设定两个方向, 包括整体抗压强度试验和浆体抗压强度试验。在整体抗压强度试验中, 首先设定目标孔隙率, 实际孔隙率的变化应控制在误差5%的范围以内, 试件是长宽高均为100mm的立方体, 采用浆体裹石法投料, 强制搅拌, 3MPa静压90S成型, 24h拆模, 标准养护达到预设日期后通过液压式压力机进行加压试验;在浆体抗压强度试验中, 选用粉煤灰、矿渣微粉和硅灰三种矿物掺合料, 设置无掺合料的水泥砂浆作为对照组, 试件尺寸为40mm×40mm×160mm, 标准养护, 压力机加压破坏。两者具体方案如下。

2.2.1 水灰比和胶骨比对抗压强度的影响

在水灰比试验中, 设置目标孔隙率为21%, 胶骨比为1∶4, 砂率5%, 最低水灰比为0.26, 以0.02为一个单位量级递增, 共五级, 每级三个试件, 每个试件的孔隙率测定两次, 测量结果取平均值。

在胶骨比试验中, 目标孔隙率与水灰比试验相同, 设定水灰比为0.3, 砂率5%, 胶骨从1∶6变化到1∶3, 共四级。试件成型及试验结果的分析方法与水灰比试验相同。

2.2.2 单一矿物掺合料对浆体抗压强度的影响

胶结材料浆体抗压强度是透水混凝土整体抗压强度的重要限制点, 研究浆体掺合料对强度的影响有利于更好提高透水混凝土的抗压强度。试验设四组, 分别为对照组、粉煤灰组、矿渣微粉组和硅灰组, 对照组的矿物掺合料掺量为零, 其余三组中, 每组设置五级掺量, 每级两个试件, 初始掺量分别为18%、20%和2%, 单次掺量增加2%, 相应减少的是同等水泥砂浆用量。

3 数据分析

3.1 水灰比和胶骨比试验分析

①水灰比试验:水灰比变化对抗压强度的影响如图1, 由图可知, 随着水灰比的增加, 透水混凝土7d抗压强度与28d抗压强度均呈现先增强后减弱的趋势, 最佳水灰比为0.3, 此时的7d抗压强度为13.01MPa, 28d抗压强度为15.47MPa, 孔隙率偏差较小, 仅低于目标孔隙率0.2%。

②胶骨比试验:图2显示出胶骨比变化对抗压强度的影响, 当胶骨比由1∶6改变为1∶5, 抗压强度增量最大, 28d抗压强度由13.33MPa增加到17.94MPa, 净增量达35%, 实际孔隙率为22.1%;而当胶骨比继续增加, 实际孔隙率虽然在目标孔隙率的误差范围内, 但强度增量减小, 此外, 胶结材料的长期稳定性低于骨料, 胶骨比不宜过大, 因此选定最佳胶骨比为1∶5。

3.2 矿物掺合料试验分析

基准组的7d抗压强度为40.4MPa, 28d抗压强度为51.7MPa。

①不同掺量粉煤灰对浆体强度的影响:如图3, 随着掺量的增加, 7d抗压强度呈下降趋势, 因此粉煤灰对水泥砂浆早期抗压强度有减弱效果, 28d抗压强度变化与之不同, 但整体上先增加后降低, 最佳掺量为20%。

②不同掺量矿渣微粉对浆体强度的影响:矿渣微粉掺量的改变对浆体的7d抗压强度与28d抗压强度影响不同步, 如图4, 当掺量为22%时7d抗压强度首先达到峰值, 而28d抗压强度峰值的出现延后一个区间, 相应的抗压强度为52.6MPa, 高于基准组对应值, 因此最佳矿渣微粉掺量为24%。

③不同掺量硅灰对浆体强度的影响:由数据可知, 硅灰对水泥砂浆的抗压强度有增强作用, 28d抗压强度在掺量为6%时达到峰值, 该掺量较上一量级强度增长最快, 增长率为19.2%, 结合材料的价格因素, 选定最佳掺量为6%。

对比基准组可得, 粉煤灰和矿渣微粉从不同程度上均减弱了水泥砂浆的抗压强度, 而硅灰弥补了这一趋势。单一矿物掺合料对砂浆强度的影响分析能够更直观地显示出不同掺合料的作用效果, 为复合掺合料试验奠定了基础。

4 结论

①通过改善透水混凝土制备过程中的相关配比可以增加同等孔隙率要求下的抗压强度, 从而提升其工程应用性能。

②透水混凝土制备过程中, 当水灰比为0.3, 胶骨比为1:5, 此时的抗压强度最佳, 并且该配比能够满足21%的孔隙率。

③透水混凝土胶结材料浆体制备过程中, 矿物掺合料最佳单一掺量分别为:粉煤灰20%、矿渣微粉24%、硅灰6%。

④粉煤灰和矿渣微粉对浆体强度均有弱化作用, 而适量的硅灰则能够在一定程度上增加浆体的抗压强度。

参考文献

[1]程娟, 郭向阳.水灰比在采用体积法进行透水混凝土配合比设计中的应用[J].混凝土, 2008 (8) :88-90.

[2]曾伟.透水混凝土配合比设计及性能研究[D].重庆大学, 2007.

[3]张贤超.高性能透水混凝土配合比设计及其生命周期环境评价体系研究[D].中南大学, 2012.

[4]刘肖凡, 白晓辉, 王展展, 等.粉煤灰改性透水混凝土试验研究[J].混凝土与水泥制品, 2014 (1) :20-23.

[5]周渊.透水混凝土的研制及在工程中的应用[J].上海建设科技, 2011 (3) :55-57.

击荷载下角焊缝动态强度试验研究 篇2

摘要：对焊喉处受拉和受剪两种受力状态的角焊缝连接件进行动态拉伸试验，研究冲击荷载作用下受力状态对角焊缝破坏形态、断面角度、极限强度的影响规律.并通过与静态力学性能比较发现，动态冲击荷载作用下，角焊缝受拉和受剪极限强度均明显提高，即动态应变率效应显著；受拉角焊缝的破坏面角度均为45°，与静力试验结果（90°左右）有显著差异.角焊缝受拉下的应变率效应比受剪时明显，且角焊缝动态极限强度增大系数随应变率的影响规律与以往文献试验结果一致.

关键词：冲击荷载；动态拉伸；极限强度；应变率

中图分类号：TU392.4文献标识码：A

随着科学技术的不断发展，建筑结构向大跨、高层以及超高层发展，钢结构的使用不断增加，对于复杂的节点，焊接成为了主要的连接方式.自20世纪以来，焊接技术发展十分迅速.过去的半个多世纪里关于焊缝的静力性能已有大量研究工作，尤其是角焊缝的强度＼[1-7＼]和断裂角度的研究＼[1-4＼]，以及外加荷载与焊缝轴线呈一定夹角时焊缝的力学性能研究＼[7-10＼]；此外，对角焊缝的焊脚尺寸＼[3-5，7-11＼]和焊接方法＼[3-4＼]、焊条类型＼[3，5，7，9-11＼]以及温度＼[3，7，10-12＼]等参数的研究也较多.在实际结构中，大部分焊缝不是轴心受力，因此有学者对偏心荷载作用下角焊缝的力学性能进行了研究＼[13-16＼].

在制作加工过程中焊缝不可避免地存在一定缺陷，王元清等＼[17＼]对钢厚板母材焊接影响区的力学性能进行了试验研究.动力荷载作用下焊缝缺陷对结构安全带来隐患，建筑结构在遭受爆炸、地震和冲击作用时，钢材表现出不同的力学行为，其中应变率效应的影响较为显著＼[18＼].刘瑞娟＼[19＼]对角焊缝和对接焊缝分别进行动态冲击试验，研究焊缝的极限强度随应变率的变化规律.于安林等＼[20＼]采用快速加载的试验方法研究了角焊缝的动力性能，建议不降低中级工作制吊车梁的正面角焊缝强度，与承受静载时取相同值.

本文针对角焊缝焊喉处受拉和受剪两种受力状态，利用一种可实现落锤拉伸冲击试验的转换装置和高性能落锤冲击试验机进行角焊缝的动态冲击力学性能试验研究，对比分析角焊缝在静力荷载和动态冲击荷载作用下的力学性能.

1试验概况

1.1试件设计与制作

对于抗拉角焊缝和抗剪角焊缝分别设计了3个静力加载试件和9个动力冲击加载试件，动力试验通过调整落锤冲击高度（H=4 m， 5 m， 6 m）分为3组（a， b， c），考察应变率对其动态力学性能的影响，每组试件的冲击速度v见表1.试件制作采用目前工程中常用的Q235钢，焊接工作在工厂中进行，焊接电压为24～30 V，电流为220～280 A，采用直径为φ1.2的ER506 （AWS ER70S6） 焊丝进行气体保护焊.制作抗拉角焊缝时将两块长为780 mm的钢板按图1（b）所示整体焊接，焊接完成后去掉两端起灭弧位置，并采用着色渗透探伤法检测焊缝质量，未发现明显缺陷，最后按照设计宽度50 mm切取试验试件，受剪角焊缝也以同样的制作方法（如图1（a）），以保证每条焊缝的质量是相同的.受拉角焊缝试件正、反两面均开90°“V”形坡口焊，受剪角焊缝试件两侧“V”形坡口亦为90°，使得坡口尺寸与焊脚尺寸相同.在保证角焊缝的破坏先于母材的屈服的前提下，两种试件焊脚尺寸hf设计值均为8 mm，实测角焊缝有效厚度he（焊喉部位）见表1.

1.2试验方法

动态试验加载及测量装置如图2所示，动力试验采用一种可实现落锤拉伸冲击试验的转换装置＼[21＼]和高性能落锤冲击试验机共同完成：落锤试验机的锤头通过自由落体冲击上梁，上梁通过传力框将冲击力传给下梁，以带动试件受拉，即实现了将落锤冲击力转化为试件的轴向拉伸动态力.为使试件与装置形成统一整体，在试件两端各焊一块端板，并用高强螺栓与装置连接.试件变形采用LTM200S型位移计测量，动态冲击荷载通过与试件相连的力传感器测得，动态试验数据通过NIPXIe1006Q动态采集仪进行采集，数据采集时的频率为1 MHz.

1.36注：“SF”和“TF”分别表示受剪角焊缝和受拉角焊缝；字母“S”和“D”分别表示静力试验和动力试验；字母“a”“b”“c”分别表示落锤冲击高度为4 m，5 m，6 m，数字“1”“2”“3”代表重复试验次数.

2试验结果及分析

2.1试件破坏形态对比

图3给出了受拉角焊缝和受剪角焊缝在静载和动态冲击荷载作用下的破坏形态.试验表明，两种加载方式下受剪角焊缝以及静载下受拉角焊缝的破坏截面均为平整截面，动态冲击拉伸作用下部分受拉角焊缝试件破坏截面出现凹凸现象.两种角焊缝的破坏截面角度 （断裂面与力作用方向的夹角）见表1，可知，受剪角焊缝在静力和动力作用下的破坏截面角度均在10°以内，与理论破坏角度0°较接近；受拉角焊缝在静载下的破坏截面角度与理论值90°接近，而动态冲击荷载下的破坏截面角度均为45°，可能是由于施焊位置的影响使得受拉角焊缝两个焊脚尺寸存在差异，文献＼[3＼]的试验也得出两个焊脚尺寸之比对焊缝破坏截面角度有显著影响的结论；此外，角焊缝根部存在严重的应力集中＼[22＼]，在动力荷载作用下应力集中的不利影响将十分突出，往往是引起脆性破坏的根源.

2.2角焊缝动态强度

受拉和受剪角焊缝试件的极限荷载Fud，焊缝的极限强度fud，极限强度平均值fa，位移Δ，单位尺寸变形Δ/hf测量值列于表1，动态冲击拉伸作用下两种受力状态角焊缝极限强度均明显增大，且随着冲击速度的增加，焊缝强度有增大的趋势.将相同冲击速度下角焊缝受拉和受剪极限强度平均值进行对比，可知，角焊缝受剪与受拉强度比在0.62～0.67之间，与钢材抗剪设计强度为抗拉设计强度的0.58倍接近，可用相同的理论确定角焊缝动态强度设计值.由焊缝变形可知，受剪角焊缝的变形性能更好，其单位尺寸变形约为受拉角焊缝的3倍左右.

通常用动力荷载下的极限强度与静力下的极限强度之比来衡量强度的增大程度，称之为动力增大系数DIF（Dynamic Increase Factor）.DIF随着应变率的增大有增大的趋势＼[18＼]，Soroushian＼[23＼]，林峰＼[24＼]和Symonds＼[25＼]分别根据试验结果提出了钢材强度增大系数随应变率发展规律的经验公式.图4将本文的试验结果分别用这3种经验公式计算结果对比，发现动态冲击试验离散性较大，由于试件外形及尺寸不同，两种受力状态的角焊缝在相同冲击速度下的应变率也有明显差别；但角焊缝受拉和受剪极限强度增大系数均大于1且小于1.5.

/s-1

3结论

通过对焊喉处受拉和受剪的正面角焊缝动态冲击力学性能的试验研究，在本文试验范围内，可得到如下结论：

受拉角焊缝在动态冲击荷载下的破坏截面角度与理论值有显著差异，静力荷载作用下受拉角焊缝破坏截面角度约为90°，与理论值接近，而动态冲击荷载作用下的破坏截面角度约为45°，即破坏面为“V”型坡口与焊缝接触面；动态冲击拉伸作用下角焊缝受拉和受剪极限强度均有显著提高，即动态应变率效应显著，且角焊缝受拉时的应变率效应比受剪时更明显，但两者的极限强度增大系数均在1～1.5之间；角焊缝动态应变率效应随应变率的影响规律与以往文献中钢材的动态试验结果一致.

参考文献

[1]KATO B， MORITA K. Strength of transverse fillet welded joints ＼[J＼]. Welding Journal， 1974， 53（2）： 59s-64s.

[2]KAMTEKAR A G. A new analysis of the strength of some simple fillet welded connections ＼[J＼]. Journal of Constructional Steel Research， 1982， 2（2）： 33-45.

[3]NG A K F， DRIVER R G， GRONDIN G Y. Behavior of transverse fillet welds ＼[R＼]. Edmonton， Canada：Department of Civil and Engineering， University of Alberta， 2002：1-90.

[4]MELLOR B G， RAINEY R C T， KIRT N E. The static strength of end and T fillet weld connections ＼[J＼]. Materials & Design， 1999， 20（4）： 193-205.

[5]KANVINDE A M， GOMEZ I R， ROBERTS M， et al. Strength and ductility of fillet welds with transverse root notch ＼[J＼]. Journal of Constructional Steel Research， 2009， 65（4）： 948-958.

[6]NEIS V V. New constitutive law for equal leg fillet welds ＼[J＼]. Journal of Structural Engineering， 1985， 111（8）： 1747-1759.

[7]CALLELE L J， GRONDIN G Y， DRIVER R G. Strength and behavior of multiorientation fillet weld connections ＼[R＼]. Edmonton， Canada： Department of Civil and Engineering， University of Alberta，2005：1-218.

[8]BUTLER L J， KULAK G L. Strength of fillet welds as a function of direction of load ＼[J＼]. Welding Journal， 1971， 50（5）： 231s-234s.

[9]MIAZGA G S， KENNEDY D J L. Behavior of fillet welds as a function of the angle of loading ＼[J＼]. Canadian Journal of Civil Engineering，1989，16（4）： 583-599.

[10]DENG K， GRONDIN G Y， DRIVER R G. Effect of loading angle on the behavior of fillet welds＼[R＼]. Edmonton， Canada： Department of Civil and Engineering， University of Alberta， 2003：1-169.

[11]LI C， GRONDIN G Y， DRIVER R G. Reliability analysis of concentrically loaded fillet welded joints ＼[R＼].Edmonton， Canada：Department of Civil and Engineering， University of Alberta， 2007：1-277.

[12]陈建锋， 曹平周， 董先锋. 高温后正面角焊缝抗拉剪切强度的试验＼[J＼]. 焊接学报， 2009， 30 （9）： 81-84.

CHEN Jianfeng， CAO Pingzhou， DONG Xianfeng. Experiment on tensile and shear strength of front fillet welded joint posthightemperatures ＼[J＼]. Transactions of the China Welding Institution， 2009， 30 （9）： 81-84. （In Chinese）

[13]DAWE J L， KULAK G L. Behaviour of welded connections under combined shear and moment ＼[R＼].Edmonton， Canada：Department of Civil Engineering， University of Alberta，1972： 1-89.

[14]范正磊. 角焊缝焊接节点在平面外偏心荷载作用下的受力分析＼[D＼]. 西安：西安建筑科技大学土木工程学院， 2012： 1-79.

FAN Zhenglei. Analysis of fillet welded joints subjected to out of plane eccentric loads ＼[D＼]. Xi'an： School of Civil Engineering， Xi'an University of Architecture and Technology， 2012： 1-79.（In Chinese）

[15]KULAK G L， TIMLER P A. Tests on eccentrically loaded fillet welds ＼[R＼]. Edmonton， Canada： Department of Civil and Engineering， University of Alberta， 1984：1-21.

[16]LESIK D F， KENNEDY D J L. Ultimate strength of eccentrically loaded fillet welded connections ＼[R＼]. Edmonton， Canada： Department of Civil Engineering， University of Alberta：1988：1-75.

[17]王元清， 张元元， 石永久. 钢厚板母材及其焊接影响区的Z向拉伸试验＼[J＼]. 湖南大学学报：自然科学版，2014， 41（2）： 26-31.

WANG Yuanqing， ZHANG Yuanyuan， SHI Yongjiu. Experimental research of the Zdirection tensile properties of thick plate steel and its heat affected zone＼[J＼]. Journal of Hunan University： Natural Sciences， 2014， 41（2）： 26-31.（In Chinese）

[18]JOHNSON G R， COOK W H. A constitutive model and data for metals subjected to large strains， high strain rates and high temperatures ＼[C＼]//Proceedings of the 7th International Symposium on Ballistics. 1983， 21： 541-547.

[19]刘瑞娟.冲击荷载作用下钢焊缝的动态力学性能研究＼[D＼]. 长沙：湖南大学土木工程学院， 2012： 1-90.

LIU Ruijuan. Dynamic behavior of steel weld under impact loading ＼[D＼]. Changsha： College of Civil Engineering，Hunan University， 2012：1-90. （In Chinese）

[20]于安林， 陈绍蕃， 申林. 角焊缝在快速荷载作用下的受力性能＼[J＼]. 西安建筑科技大学学报： 自然科学版， 1996， 28（4）： 364-367.

YU Anlin， CHEN Shaofan， SHEN Lin. On behavior of fillet welds subjected to speedy loading ＼[J＼]. Journal of Xi'an University of Architecture and Technology， 1996， 28（4）： 364-367. （In Chinese）

[21]湖南大学. 一种可实现落锤拉伸冲击试验的转换装置：中国， 201110185973.3＼[P＼]. 2012-06-11.

Hunan University. A test conversion device to transfer falling weight to tensile impact：China， 201110185973.3＼[P＼]. 2012-06-11. （In Chinese）

[22]CHANG K H， LEE C H. Finite element analysis of the residual stresses in Tjoint fillet welds made of similar and dissimilar steels ＼[J＼]. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology， 2009， 41（3/4）： 250-258.

[23]SOROUSHIAN P， CHOI K B. Steel mechanical properties at different strain rates ＼[J＼]. Journal of Structural Engineering， 1987， 113（4）： 663-672.

[24]林峰， 顾祥林， 匡昕昕， 等. 高应变率下建筑钢筋的本构模型 ＼[J＼]. 建筑材料学报， 2008， 11（1）： 14-20.

LIN Feng， GU Xianglin， KUANG Xinxin， et al. Constitutive models for reinforced steel bars under high strain rates ＼[J＼]. Journal of Building Materials， 2008， 11（1）： 14-20. （In Chinese）

绿色再生混凝土抗压强度试验 篇3

关键词：再生混凝土,硅藻土,粉煤灰,抗压强度

0 引言

地震是建筑物的一号杀手, 而中国是一个地震频发国家, 强烈的地震会使建筑物严重损坏甚至倒塌, 从而产生大量难以处理的建筑垃圾, 尤其是钢筋混凝土建筑, 其次, 我国的民用建筑的设计年限基本为50年, 但其中大多数可能在20年~30年之后就会因城市规划或其他因素而被拆除, 建筑垃圾的体量巨大, 在国家倡导资源绿色再生循环利用的今天, 如何有效利用建筑垃圾成为了一个亟待解决的问题[5]。硅藻土混凝土是一种新型绿色环保混凝土, 首先硅藻土质轻, 比表面积大, 吸着力和渗透性强的特性能改善再生混凝土的性能并提高它的抗压强度, 这一点解决了建筑垃圾循环利用的问题;其次, 硅藻土是一种绿色外掺剂, 它不会对环境产生任何附加危害, 这一点符合绿色的要求, 硅藻土产量大价格低廉也符合经济性原则, 对硅藻土混凝土加以深入研究必定会产生巨大的环境、经济效益, 同时为国家节能减排作出应有的贡献。

1 试验设计

1.1 概述

废弃混凝土块经过破碎、清洗、分级后, 按一定的比例混合形成再生粗骨料, 部分或全部代替天然骨料配制而成的新混凝土称为再生混凝土[7], 近年来, 国内外已在再生混凝土领域开展了大量基础性研究[8,9], 本试验的目的就是通过正交试验选出再生粗骨料、粉煤灰最佳取代率以及硅藻土的最佳掺量 (即硅藻土再生混凝土最适配合比) 。

1.2 正交试验设计

再生混凝土配合比的设计是比较繁琐的, 许多参数都是靠经验得出来的, 本试验作为探究试验, 为了尽量减小误差并规范试验, 因此采用正交试验方法[6], 列出正交试验表, 设计以下3种因素:

首先要设置一组X, Y, Z都为0的参照组, 以便进行比较分析。

1) 再生粗骨料取代率对强度影响很大, 设再生粗骨料取代率X为混凝土中再生粗骨料与全部粗骨料质量比, 根据以往经验在本试验中分别设置了X=30%, 50%, 70%三种再生粗骨料取代率。

2) 再生混凝土之所以难以再利用是因为再生骨料存在吸水率高、压碎指标大等缺陷, 为了改善这些缺陷, 我们引入了一种外加剂———硅藻土, 硅藻土是天然纳米材料, 质轻, 比表面积大, 吸着力和渗透性强, 它能有效填充再生骨料里面的微小缝隙, 从而大大提高再生混凝土的强度以及其他性能指标。定义硅藻土取代率Y为混凝土中硅藻土与基准组水泥的质量比。本试验设置了三种硅藻土取代率Y=3%, 5%, 7%。

3) 粉煤灰可以改善混凝土拌合物的和易性、保水性、可泵性以及抹面性等性能, 并能降低混凝土的水化热, 以及提高混凝土的抗化学侵蚀、抗渗及抑制碱—骨料反应等耐久性能, 同时减少拌合用水量。试验采用内掺法超量取代, 取代率Z=10%, 30%, 50%。

1.3 试验原材料

水泥为海螺牌32.5级普通硅酸盐水泥;砂为产自赣江的天然黄砂;拌和水为自来水;天然骨料为连续级配天然卵石, 粒径为5 mm~20 mm;掺合料为Ⅱ级粉煤灰;再生粗骨料由试验室废弃混凝土试块破碎而得, 参照规范[4]得出骨料的基本性能, 强度有C30和C35两种, 其质量比为1∶1, 粒径为5 mm~20 mm (见表1) 。

1.4 配合比设计

硅藻土再生混凝土设计抗压强度为C25, 再生粗骨料取代率 (X) 、硅藻土掺量 (Y) 以及粉煤灰取代率 (Z) 都分别设计了三种, 其中基准组X, Y, Z都为0, 最后使用各组试验结果与基准组进行比较分析;各组再生混凝土配合比见表2。

2 试验方法

试块的制作、养护与试验在南昌航空大学土木建筑学院结构工程实验室进行。试验参照规范[1]进行, 试块尺寸为150 mm×150 mm×150 mm, 混凝土为人工拌制, 坍落度50 mm, 经振实台振实, 24 h后拆模。抗压强度试验采用一台DYE-2000电液式压力试验机, 试验方法参照规范[2], 在标准条件 (温度 (20±3) ℃, 相对湿度90%以上) 下养护28 d后测试其混凝土抗压强度。

3 试验结果与分析

3.1 现象分析

压力机以一定的速率给混凝土试块逐渐加压, 当压力达到一定程度时, 试块表面会慢慢地出现细小的裂缝, 竖向裂缝起初位于试块侧表面中央, 之后裂缝慢慢变粗并且由中央向矩形的四个角发展, 随着压力的进一步增加, 表面的其他部位也开始出现裂缝, 裂缝由表面向试块内部延伸, 试块的四个侧面不同程度地出现了起鼓、表面砂浆脱落的现象, 从而造成了粗骨料裸露, 荷载到达极限后试块最终破坏, 其上下部分各形成一个较完整的四角锥体。从破坏的形态来看, 再生混凝土的破坏基本上均为粗骨料和水泥砂浆之间的粘结破坏, 这与天然混凝土的破坏形态基本上是吻合的。

3.2 数据分析

通过对图1的分析, 再生混凝土抗压强度最接近基准组的是第2组, 对应强度为33.43 MPa (X=30%, Y=3%, Z=10%) ;其次是第9组, 对应强度为28.43 MPa (X=70%, Y=5%, Z=10%) ;最低的是第4组, 对应强度为8.66 MPa (X=30%, Y=7%, Z=50%) ;粉煤灰掺量均为10%的第2组, 7组, 9组强度较高, 其他两个条件均不相同;粉煤灰掺量为50%的第4组, 6组, 8组强度较低, 其他两个条件也均不相同;因此, 粉煤灰的掺量过多会在很大程度上降低再生混凝土的抗压强度。

硅藻土再生混凝土的强度随着再生粗骨料掺量的增加而下降, 分析其原因, 可能是因为再生粗骨料掺量越多, 旧砂浆也就越多, 从而导致粗骨料与新砂浆之间的粘结力下降, 混凝土强度随之下降, 综合经济效益考虑再生粗骨料取代率取50%为宜。

观察比较第2组, 9组, 7组, 这三组是10组中强度较高的几组, 它们的粉煤灰取代率相同, 再生粗骨料取代率分别为30%, 70%, 50%, 硅藻土取代率为3%, 5%, 7%, 当硅藻土取代率为3%时对强度提高的效果最好。

粉煤灰的取代率不宜超过50%, 粉煤灰对混凝土的早期强度影响显著, 第4组, 6组, 8组抗压强度显著低于其他组, 此时粉煤灰取代率对强度影响占主导因素, 因此粉煤灰取代率30%左右为宜。

4 结语

1) 综合以上分析, 三个因素的最佳取代率分别为X=50%, Y=3%, Z=10%, 以此配合比所得到的抗压强度完全可以达到25 MPa的要求。

2) 试验表明, 硅藻土能增大再生混凝土的抗压强度, 但取代率以3%为宜, 它能有效填补再生粗骨料表面的微小缝隙, 提高抗压强度, 而且相比于用化学溶液对再生粗骨料进行预处理, 加入硅藻土显然更加符合环保的要求, 值得推广, 本试验只采用了3%, 5%以及7%这三个取代率, 其他取代率或许能有更好的效果, 有待进一步的研究。

3) 粉煤灰的取代率过大会严重影响混凝土的早期强度, 不宜超过50%, 这点与其他研究成果相符。

4) 本试验对影响再生混凝土抗压强度因素的探究还是远远不够的, 在倡导利用绿色再生资源的今天, 亟待更加合理、系统地探究来得出更加科学的结论使再生混凝土得到更加广泛的应用。

参考文献

[1]GB/T 50080—2002, 普通混凝土拌合物性能试验方法标准[S].

[2]GB/T 50081—2002, 普通混凝土力学性能试验方法标准[S].

[3]肖建庄.再生混凝土[M].北京:中国建筑工业出版社, 2008.

[4]JGJ 52—2006, 普通混凝土用砂、石质量及检验方法标准[S].

[5]蔡正咏, 王足献.正交设计在混凝土中的应用[M].北京:中国建筑工业出版社, 1985.

[6]张亚梅, 秦鸿根, 孙伟, 等.再生混凝土配合比设计初探索[J].混凝土与水泥制品, 2002 (1) :7-9.

[7]杜婷.建筑垃圾再生混凝土的基本性能及再生骨料强化试验研究[D].武汉:华中科技大学土木工程学院, 2001.

[8]Mukai T, Kikuchi M.Study on the properties of concrete containing recycled concrete aggregate[J].Cement Association of Japan, 1992, 2 (4) :15-20.

不锈钢车体点焊接头强度试验研究 篇4

不锈钢车体点焊接头强度试验研究

研究了车辆用EN1.4318+2G和SUS301L不锈钢材料和典型部位的点焊接头的拉剪强度和剪切疲劳性能,得到了电焊接头的S-N和p-S-N曲线方程表达式.

作 者：杨望晓 YANG Wangxiao 作者单位：青岛四机宏达工贸有限公司,山东,青岛,266111刊 名：成都大学学报(自然科学版)英文刊名：JOURNAL OF CHENGDU UNIVERSITY(NATURAL SCIENCE)年，卷(期)：28(2)分类号：U270.6关键词：不锈钢 地铁车辆 点焊接头 拉剪强度 剪切疲劳性能

抗压强度试验 篇5

关键词：先装拔出法；现场检测；水泥砂浆薄层；回归方程；区间预测

中图分类号：文献标识码：A

砌体结构是一种使用年代较早、在我国较为普遍的建筑结构形式.近年来，我国经历了汶川大地震和雅安大地震等自然灾害，震区房屋结构受到了不同程度影响＼[1＼].为此，砌体结构的加固一直受到人们的高度关注.对于安全性及抗震性能不符合要求的砌体结构房屋，钢筋网水泥砂浆薄层加固是一种经济可靠的加固方法，该方法通过在墙体上绑扎一定间距的钢筋网，并抹压砂浆薄层进行双面加固，能有效提高砌体结构的承载力，增强结构的安全性和抗震性能.随着砌体房屋安全隐患排查和震损房屋的修缮工作的展开，寻找一种准确、便捷、经济的方法对在建结构和加固结构中水泥砂浆薄层抗压强度进行现场检测成为亟待解决的问题.

目前，国内对于水泥砂浆强度的现场检测一直缺乏完善的技术手段和专门的技术标准.与砂浆材料性能相似的混凝土抗压强度的现场检测方法有很多，技术较为成熟，而在检测混凝土抗压强度的方法中，预埋拔出法是一种简便可行的现场检测方法.该方法通过对混凝土中预先埋设的锚盘进行拉拔实验，测得极限拉拔力，并利用预先建立的测强曲线推算混凝土的抗压强度＼[2＼].

考虑到水泥砂浆无粗骨料的影响，较为密实，而且水泥砂浆加固薄层厚度通常仅为25～35 mm，本文结合工程施工现场实际条件，借鉴预埋拔出法检测混凝土强度的试验装置和试验原理，通过对多功能强度检测装置进行技术改进，发明了用于水泥砂浆现场检测的锚固件及其固定架，采用先装拔出法对钢筋网水泥砂浆加固薄层的抗压强度进行现场检测.

1试验方案

1.1试验材料

强度等级42.5 MPa的普通硅酸盐水泥；中砂；洁净自来水；直径8 mm的HRB335级钢筋；HPPC外加剂.

1.2试件制作

试验在某砌体房屋加固工程施工现场进行.选取9片2 m×3 m的240 mm厚烧结普通黏土砖墙体，采用钢筋网水泥砂浆加固＼[3＼]（图1）.墙体凿除抹灰面层并铺设间距为150 mm×150 mm钢筋网片，水泥砂浆加固层厚度为30 mm.每片墙体采用一种强度等级的水泥砂浆加固，9片墙体分别采用M10，M15，M20，M25，M30，M35，M40，M45，M50.每片墙体制作6组试件，每组试件由单面墙体上一块1 000 mm×1 000 mm区域的拔出试件和3个70.7 mm×70.7 mm×70.7 mm的标准立方体试块组成.每组试件抹压水泥砂浆时采用同盘水泥砂浆制作对应的标准立方体试块，立方体试验采用带底钢模制作.标准立方体试块和拔出试件在施工现场同等条件下养护.

图1钢筋网水泥砂浆加固墙体

Fig.1Reinforce wall by steel mesh cement mortar

1.3先装拔出试验

每组试件上取3个钢筋网网格中心作为测点，将砂浆锚固件旋入固定架连接牢固，并安放在测点位置，调节固定架使锚固件与墙面垂直并将固定架在墙体基层上钉紧.抹压15 mm厚底层水泥砂浆，将锚固件周围紧密覆盖住，在底层砂浆终凝前拆除固定架，然后抹压15 mm厚面层水泥砂浆，使锚固件周围测试面平整无缺陷.

拔出试件养护28 d后，进行先装拔出试验.拔出试验装置采用山东乐陵回弹仪厂生产的ZH-60型多功能后锚固拔出仪，试验装置示意图如图2所示.安装拔出仪，按照仪器使用手册的要求施加拔出力直至水泥砂浆加固薄层出现锥状破坏（如图3和图4所示），记录极限拔出力.

1—锚固件；2—拔出仪拉杆；3—反力支承圆环；

4—水泥砂浆薄层；5—基层墙体

2试验结果分析

2.1试验结果

将各组拔出试件的先装拔出力与立方体抗压强度值汇总，见表1.由于本文依据的试验采用了M10，M15，M20，M25，M30，M35，M40，M45和M50九个强度等级的水泥砂浆，试验数据数量大，强度等级覆盖面广，因而更有利于试验结果的统计分析和曲线拟合.

54.11注：表中F为试件拔出力 （kN）；fm，cu为水泥砂浆立方体抗压强度（MPa）；fm，c为水泥砂浆强度换算值（MPa）.

近年来国内相关研究成果显示，采用圆环式拔出仪测得的砂浆拔出力与其抗压强度存在显著的线性关系＼[4-6＼]，因此本文考虑采用最小二乘法对自变量和因变量进行线性回归分析，拟定的回归方程式为

fm，c=1F+2，（1）

1=∑ni=1fiFi-1n×（∑ni=1Fi）（∑ni=1fi）∑ni=1F2i-1n×（∑ni=1Fi）2， （2）

2=-1. （3）

式中：fm，c为水泥砂浆强度换算值， MPa；F为拔出力， kN；1为测强公式回归系数， 103/mm2；2为测强公式回归系数， MPa；n为先装拔出法试验构件数量；Fi为第i个构件的拔出力， kN；fi为第i个构件的水泥砂浆立方体试块抗压强度， MPa；为拔出力平均值， kN；为水泥砂浆立方体试块抗压强度平均值， MPa.

抗压强度试验 篇6

1 抗压试验结果及分析

试验共取样81块, 岩石类型主要为中-细粒岩屑长石砂岩、细粒岩屑石英砂岩、细粒岩屑砂岩、中粒长石石英砂岩、中粒含碳酸盐岩屑石英砂岩, 少量为粉砂质泥岩和泥岩。主要开展了单轴条件下饱水砂岩、泥岩静力学参数测试, 和地层围压条件下饱水砂岩、泥岩静力学参数测试。

1.1 单轴测试结果分析

单轴条件下, 各类砂岩的抗压强度最大为215.47MPa, 最小为17.78MPa, 平均为99.55MPa。弹性模量的变化在6.81～47.13GPa之间, 平均弹性模量为24.82GPa, 泊松比的变化在0.098～0.191之间, 平均泊松比为0.13。泥岩的抗压强度分布在11.42～32.1MPa之间, 平均值为20.89MPa;弹性模量分布在2.68～16.62GPa之间, 平均值为9.82GPa;泊松比的变化在0.081～0.451之间, 平均值为0.3。总体上, 砂岩抗压强度、弹性模量比泥岩高得多;而泥岩泊松比则大大高于砂岩。

按地层 (砂岩) 统计, 单轴条件下沙溪庙组砂岩抗压强度平均值为122.45MPa, 弹性模量平均值为36.84GPa, 泊松比均值为0.15;千佛崖组砂岩的抗压强度平均值为87.8MPa, 弹性模量平均值为34.2GPa, 泊松比的均值为0.11;自流井组砂岩的抗压强度平均值为66.78MPa, 弹性模量平均值为9.32GPa, 泊松比的均值为0.13;须家河组砂岩抗压强度平均值为102.62MPa, 弹性模量平均值为12.89GPa, 泊松比的均值为0.13。总体看, 各层段砂岩的单轴抗压强度差别不大, 其中沙溪庙组和须家河组砂岩单轴抗压强度均值略大;弹性模量是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 自流井组和须家河组分布值较低;各地层砂岩泊松比均值差别不大。

1.2 地层围压下测试结果分析

在地层围压条件下, 全部岩样的最大抗压强度为373.7MPa, 最小抗压强度为34.8MPa, 平均抗压强度为207.75MPa。弹性模量变化在12.75～59.9GPa之间, 平均值为32.4GPa, 泊松比的变化在0.081～0.438之间, 平均值为0.28。按岩性统计, 砂岩抗压强度分布在162.76～373.7MPa之间, 平均值为241.87MPa;弹性模量分布在20.35～59.9GPa之间, 平均值为35.5GPa;泊松比的变化在0.081～0.438之间, 平均值为0.27。泥岩抗压强度分布在34.8～199.39MPa之间, 平均值为115.63MPa;弹性模量分布在1 2.7 5～4 2.0 3 G P a之间, 平均值为2 4.8 G P a;泊松比的变化在0.263～0.408之间, 平均值为0.33。在地层围压条件下, 砂岩抗压强度、弹性模量仍然比泥岩高、泥岩的泊松比则比砂岩大, 但差别没有单轴条件下测试结果大。

按地层 (砂岩) 统计, 相应地层条件下沙溪庙组砂岩的抗压强度平均值为223.53MPa, 弹性模量平均值为36.51GPa, 泊松比均值为0.27;千佛崖组砂岩的抗压强度平均值为2 6 9.5 8 M P a, 弹性模量平均值为47.07GPa, 泊松比的均值为0.23;自流井组砂岩的抗压强度平均值为244.07MPa, 弹性模量平均值为29.38GPa, 泊松比的均值为0.29;须家河组砂岩的抗压强度平均值为250.95MPa, 弹性模量平均值为28.07GPa, 泊松比的均值为0.27。总体看, 各层段砂岩的地层条件抗压强度差别不大;弹性模量也是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 自流井组和须家河组分布值较低;各地层砂岩泊松比均值差别不大。

从两种条件下的测试结果对比, 围压条件对各岩石力学参数的影响比较大, 抗压强度、弹性模量及泊松比参数都有增加。较为特殊的是, 泥岩的泊松比的增加幅度小, 沙溪庙组砂岩弹性模量基本无差别。

2 结语

饱水及单轴条件下, 砂岩的抗压强度、弹性模量比泥岩高得多, 而泥岩的泊松比则大大高于砂岩。纵向上各层段砂岩的单轴抗压强度差别不大, 弹性模量是沙溪庙组和千佛崖组分布值相对较高, 各层段砂岩泊松比均值差别不大。

饱水及地层围压条件下, 砂岩的抗压强度、弹性模量仍然比泥岩高, 泥岩的泊松比则比砂岩大, 但差别没有单轴条件下那么大。各层段砂岩的地层条件抗压强度差别不大, 弹性模量也是沙溪庙组和千佛崖组分布值较高, 各地层砂岩泊松比均值差别不大。围压条件对各岩石力学参数的影响明显, 抗压强度、弹性模量及泊松比参数都有增加, 但对不同层段的影响有差异, 与岩石自身非均质性有关。

参考文献

[1]周文.裂缝性油气储集层评价方法[M].四川:四川科学技术出版社, 1998.

[2]谢润成, 周文, 单钰铭, 等.考虑岩样尺度效应时钻井液对岩石力学性质影响的试验评价[J].石油学报, 2008, 29 (1) :135～138.

[3]谢润成, 周文, 高雅琴, 等.应用偏相关+灰关联方法进行致密砂岩气藏压裂地质选层[J].石油与天然气地质, 2008, 29 (6) :797～800、805.

[4]谢润成, 周文, 陶莹, 等.有限元分析方法在现今地应力场模拟中的应用[J].石油钻探技术, 2008, 36 (2) :60～63.

抗压强度试验 篇7

冻土抗压强度是冻土的主要力学性质指标之一,它表示冻土压缩破坏特征,对于冻土地基基础设计与施工参数的确定有着重要的作用。国内外学者对冻土单轴抗压强度做过一些研究,如我国吴紫汪等人对西北冻结砂土、粉土进行了单轴抗压强度试验研究,得出砂土的强度与土温、含水量之间的关系[1,2,3,4,5,6,7,8]。黑龙江省漠河地区冻土抗压强度研究尚未见报道,本文选取漠河地区粉质黏土,研究其在含水量一定条件下,单轴抗压强度与土体温度的关系。

1试验

1.1试样制备

试验所用的土样系在黑龙江省漠河县东部的劲涛镇内多年冻土区钻探取样原状冻土,其物理性质描述如表1所示。

土样制成圆柱体,其直径、高度分别为102～132 mm、100～135 mm,高径比为1.0～1.1,每层土样制备4件。

1.2试验方案

将土样放入保温箱中,并一同放入冷冻柜冷冻,分别在-2、-6、-10、-15 ℃恒温冷制24 h后,将其取出置于电子万能试验机上在恒变形速率下进行单轴无侧限抗压强度试验,试验过程中保持温度不变。

2结果及分析

各层冻结土体在受压时,分别从试样顶部向下和从试样底部向上产生一条斜缝,沿斜截面发生剪切错动而破坏。冻土随温度的降低,脆性越来越明显。破坏形态如图1、图2所示。

各层冻土的单轴抗压强度试验数据见表2。

对试验数据进行分析,得到各层冻土抗压强度与土温的关系曲线,如图3-图5所示。对试验数据进行回归得数据如表3所示。

冻土的单轴抗压强度随温度的下降而呈线性增大,这是因为随着温度的降低,冻土中未冻水转化为冰的数量增多,土骨架和冰的共同作用增大,其单轴抗压强度增大。

由回归分析的结果可以看出,第③层冻土随着温度的升高,其单轴抗压强度衰减最慢,土的力学性质优于第②、④层土,具有良好的工程特性。

随着温度的下降,冻土的脆性越来越强。冻土受压时产生的斜裂缝趋于明显。

含冰量大的第②层冻土承受荷载的时间大于其余二层土,这是因为冰的含量越大,体积增加越大,挤压土之间空隙越多,使得在温度基本不变的条件下承受荷载的时间增加。

在温度较高时,相同温度条件下,三种土层的强度相差较大,随着温度的降低,三种类型的冻土强度趋于接近,如图6所示。

3结束语

冻土的单轴抗压强度随温度的下降而呈线性增大;随着温度的下降,冻土的脆性越来越强,冻土受压时产生的斜裂缝趋于明显;第③层冻土单轴抗压强度衰减最慢,具有良好的工程特性。

摘要：介绍了原状冻土单轴抗压强度的试验方法,通过三种土质分别在不同温度下(-2、-6、-10、-15℃)进行的室内单轴抗压强度试验结果表明,原状冻土的抗压强度与温度之间符合线性关系。试验的结论为冻土地基基础的设计与施工提供了参考。

关键词：多年冻土,抗压强度,温度,试验

参考文献

[1]吴紫汪,刘永智.冻土地基与工程建筑[M].北京:海洋出版社,2005:91-100.

[2]吴紫汪,张家懿.冻土的强度与破坏特征[C]∥中国地理学会冰川冻土学术会议论文选集.兰州:甘肃人民出版社,1983:275-280.

[3]吴紫汪,王雅卿,沈忠言,等.基础与冻土间冻结强度的实验研究[M]∥中国科学院兰州冰川冻土研究所集刊第2号,北京:科学出版社,1981:129-141.

[4]王春雷,谢强,姜崇喜.含盐冻土无侧限抗压强度的试验研究[J].路基工程,2005(5):58-60.

[5]张俊兵,李海鹏,林传年,等.饱和冻结粉土在常应变率下的单轴抗压强度[J].岩石力学与工程学报,2003,22(增2):2865-2870.

[6]朱元林.冻结粉砂在常变形速度下的单轴抗压强度[J].冰川冻土,1986,8(4):365-380.

[7]马芹永.人工冻土单轴抗拉、抗压强度的试验研究[J].岩土力学,1996,17(3):76-81.

抗压强度试验 篇8

1 蒸压加气混凝土砌体试件的制作

本试验采用的蒸压加气混凝土砌块尺寸为600 mm×300 mm×200 mm,强度等级为A5.0,采用蒸压加气混凝土专用砂浆砌筑,砂浆强度等级为MU5。根据GBJ129-90《砌体基本力学性能试验方法标准》的规定,试验中所有试件由同一名中等技术水平的瓦工师傅砌筑,砌筑前清扫砌块表面的浮尘,砌块与砂浆粘接后用橡皮锤敲击砌块,力求灰缝平整、密实、饱满,以减少砌筑对试件质量的影响。砌筑方法和砌筑质量与施工现场大体相同。试件实际尺寸如图1所示。试件均采用三皮砌块砌筑,包括两条水平灰缝和一条竖向灰缝,灰缝厚为8 mm～11 mm。砌体的尺寸为600 mm×200 mm×920 mm。试件砌筑完成后,在温度为20℃±3℃的室内自然条件下养护28 d。每组砌体至少应做1组(3块)砂浆试块,与砌体在相同的条件下养护,并在砌体试验的同时进行抗压试验。

2 加载方案及试验方法

2.1 试验装置

试验是在沈阳建筑大学结构试验室的500吨液压式试验机上进行的。

2.2 试验方法

试验前在试件高度的1/4、2/4和3/4处,分别测量试件的宽度和厚度,测量精度为1 mm,测量结果取平均值。砌体的横向、纵向变形采用机械千分表测量,在试件四个侧面上分别画出竖向中线,并在相应的砌体上以标尺为标准在砌体上粘贴表座,粘贴处要用砂纸打磨光滑并清扫干净,以保证表座的粘贴质量,如图2。

压力试验机的上压板自带铰支座,直接做试件的上承压板。试件放在下承压板上,下承压板安装在槽道上可以调整试件的位置。由于砌体切割的缺陷,导致试件的顶面不够平整,试验前在试件的上承压面垫标准细砂,然后将试件放置在试验台上,来回移动几次,使试件与压力机加载面完全接触。试件放置后,使其四个侧面的竖向中心线对准试验机的轴线,再在试件顶部撒上薄薄的一层干砂,用水平尺找平,然后安装千分表。

试验时先预估破坏荷载,在预估破坏荷载值的15%区间内反复预压3～5次,通过预加载的方式,调整试件,使其均匀受压。

正式加载采用等速分级加载,每级荷载约为预估破坏荷载的10%,在0.5 min～1.5 min内加完,并使荷载持续1 min～2 min后施加下一级荷载。施加的荷载不得冲击试件,加载至80%的预估破坏荷载时,拆除仪表,按原定加载速度连续加载,直至试件破坏。试验机测力计指针明显回退时指针所示的最大荷载即为试件的破坏荷载。

2.3 测量方案

观测内容:试验中主要测量和记录试件的开裂荷载、极限荷载及其在轴向荷载下砌体的变形,试验过程中要观察试件裂缝的发生、发展状况和最终裂缝的形态。

因采用机械千分表测量数据,所以在每级荷载加载完毕持荷过程中由两人专门读取数据,竖向变形取两块表的平均值作为该级荷载对应的变形。在试验过程中由于砌体开裂后变形突然,无法准确读取机械千分表的数值,使所得曲线中部分缺少下降段,是该试验的一大缺陷。

3 试验现象

砌体开始受压,裂缝首先出现在竖向灰缝处以及与竖向灰缝相邻的上下砌块中,呈竖直或略倾斜的状态,开裂前后一般会伴有轻微的响声。裂缝出现后,随着荷载的继续增大,初始裂缝沿着竖向灰缝向下延伸,不断扩展,逐渐形成与加载方向相平行的贯通裂缝。个别砌块出现横向裂缝,横向裂缝非常细小且发展十分缓慢。砌体的侧面也不断有新的裂缝出现。随着荷载的继续增加,砌体变形急剧增大,裂缝迅速向上下方向扩展延伸,不断加长加宽,将砌体分割成若干个小柱体。在若干薄弱位置,形成局部破坏,如图4,试件开始掉渣。随着试件的不断开裂,试验机测力计指针明显回退,砌体最终破坏,破坏过程较为短促。砌体的最后破坏有时并不发生在砌块首先开裂的地方,说明砌体的局部微小裂缝并不影响最后的承载能力。对于部分试件,会产生水平裂缝,这是由于灰缝的不平整,厚度不均匀造成的。试件破坏后的裂缝分布图如图3～图8所示。

4 试验结果分析

4.1 抗压承载力

按下列公式确定砌体抗压试验强度。

式中f-抗压强度,MPa;

P—破坏荷载,kN;

A—试件的受压面积,mm2。

注:由于每个试件尺寸实际偏差很少,对计算结果的影响忽略不计,统一取600×200=120 000 mm2。

由表1可知蒸压加气混凝土砌体受压时的开裂荷载为破坏荷载的50%～65%,开裂较早,开裂后砌体还可以承受一定的压力,延性较好。抗压强度较低,变形程度较大。

砌体的应力-应变关系是砌体结构中的一项基本力学性能。砌体受压时,随着应力增加,其应变也随着增加。由图9中可以看出,在砌体开裂之前,应力应变曲线基本呈直线。在加载过程中,由于裂缝的产生与发展,致使砌体应力应变曲线逐渐呈现出非线性。在开裂荷载附近,曲线有明显的弧度。在开裂后,弹性模量显著下降,砌体应变增加的速度较应力增加的速度快,应力和应变之间的变化成曲线关系。

4.2 砌体受压弹性模量

根据GBJ129-90《砌体基本力学性能试验方法标准》的规定,应力与轴向应变的关系曲线应以应力σ为纵坐标、轴向应变ε为横坐标绘制。根据曲线,应取应力等于0.4 fc,m时的割线模量为该试件的弹性模量,并应按下式计算:

式中E—试件的弹性模量,N/mm2;

ε0.4—对应于0.4 fc,m时的轴向应变值。

弹性模量的试验值与规范值的对比数据见表2。

弹性模量是砌体设计的一个重要参数,主要用于计算砌体构件在荷载作用下的变形,是衡量材料抵抗变形能力的一个物理量。过低估计弹性模量将导致过高估计挠曲构件受压状态下的弯矩承载力;过高估计弹性模量将导致计算出的挠度和挠曲构件拉伸状态下的弯矩承载力偏于不安全。由表2可知,蒸压加气混凝土砌体弹性模量的试验值与规范值的比值介于1.4和3.5之间,试验值略大于规范值。

4.3 砌体的泊松比

实心砖砌体的泊松比可以按照下式计算:

式中σ—为与泊松比对应的应力,MPa;

fm—为试件的平均抗压强度值,MPa。

按照公式(4)的计算,当σ/fm=0.4时,可以算出试件的泊松比为0.14。在试件开裂之前,横向变形虽然会有所波动但基本上是一个平稳增长的过程,试验值和公式的计算值能较好地吻合,如图10所示。但在开裂以后,随着荷载的增大,砌体内纵向裂缝的发展,试件的横向变形急剧增加,使得泊松比迅速增大,试验值和公式的计算值有较大差距。到砌体破坏前,横向应变急剧加大,泊松比已经失去实用意义。

从以上的分析得知,在砌体破坏前,可以参考砖砌体的泊松比计算公式来计算蒸压加气混凝土砌体的横向变形。

5 影响砌体抗压强度的因素

5.1 砌块强度对砌体强度的影响

蒸压加气混凝土砌块在生产上有自由分割的优点,各地应用的砌块尺寸规格变化较多,因此均采用立方强度为强度指标。国内很多试验都说明,立方强度是影响砌体抗压强度诸因素中的最主要因素。

5.2 砌筑质量的影响

蒸压加气混凝土砌块虽然在出厂时非常规矩平整,但是由于施工、运输或自行切割等原因,其本身无法保证绝对的平整;砂浆本身也难以保证绝对的均匀,再加上砌筑质量的差别,就必然造成砌块和砂浆的粘结强度不均匀受力复杂。砌体中的砂浆在砌体中不能均匀受力,而是常常处于受弯、受剪和局部受压的状态,砌体的荷载就很可能只加在某一部分砌体上,致使砌体局部受力过大首先被压碎,剩余截面承受的压力增加,也陆续被压碎。所以实际的砌体强度仍低于受压较为均匀且接近立方体受到试验机压板约束影响的标准试件得出的强度值。

5.3 其他影响因素

影响加气混凝土砌体抗压强度的因素很多,除了以上两种主要因素外,还有例如砂浆灰缝厚度、密度、含水率、发气方向、砌块尺寸、块材形状的规整性等都对砌块强度有明显的影响,因此加气混凝土砌块砌体强度的影响因素较其他材料的砌体更复杂。

6 结论

蒸压加气混凝土砌体受压时的开裂荷载为破坏荷载的40%～60%,开裂较早,开裂后砌体还可以承受一定的压力,延性较好。

蒸压加气混凝土承重砌块砌体的强度与传统承重砌体的强度水平相当,完全可以用于多层住宅房屋的承重结构。

蒸压加气混凝土砌体对砌块的抗压强度利用率较高,轴心受压试件的抗压强度为砌块抗压强度的70%左右。砌体的轴心抗压强度与MU10粘土砖、M5混合砂浆砌筑的砌体强度相当。

在砌体破坏前,可以参考砖砌体的泊松比计算公式来计算蒸压加气混凝土砌体的横向变形。

摘要：主要研究了蒸压加气混凝土砌体的轴心抗压强度,讨论蒸压加气混凝土砌体的裂缝发展特点和破坏特征及其影响因素,分析其抗压承载力、弹性模量及应力应变关系,并与传统砌体材料进行对比分析。结果表明蒸压加气混凝土砌体开裂后砌体还可以承受一定的压力,延性较好;蒸压加气混凝土承重砌块砌体的强度与传统承重砌体的强度水平相当,完全可以用于多层住宅房屋的承重结构。

关键词：蒸压加气混凝土,砌体抗压强度,承重砌块,应力应变关系

参考文献

[1]中华人民共和国住房和城乡建设部.蒸压加气混凝土建筑应用技术规程[S].2008.北京,中国建筑工业出版社.

[2]四川省建设委员会.砌体基本力学性能试验方法标准(GBJ129-90)[S].北京:中国建筑工业出版社,1990.

[3]中华人民共和国国家标准,GB50003-2001,砌体结构设计规范[[S],2002,北京,中国建筑工业出版社.

[4]高连玉.加气混凝土应用技术论文集(1999)[C].中国加气混凝土协会应用技术部.房材与应用编辑部.

[5]侯汝欣.砖砌体泊松比的试验研究.砌体结构研究论文集[J].湖南大学出版社,1989.

[6]姚谏,夏志斌,严家嬉.粉煤灰加气混凝土砌体轴心受压构件极限承载力的研究[J].浙江大学学报,1993,27(2).

[7]吴东云,何向玲,成美凤.粉煤灰加气混凝土砌块砌体力学性能试验研究[J].新型建筑材料.2006(7).

[8]徐洪平.轻质高强粉煤灰加气混凝上砌块砌体的受压性能[J].新型建筑材料.2002,(11).

[9]李先林,程才渊,吴明舜.YTONG轻砂加气混凝土砌体轴心及偏心受压构件受力性能的研究[J].四川建筑科学研究,2003,29(1).

[10]Narayanan N,Ramamurthy K.Structure and properties of aerated concrete:a review[J].Ce-ment and Concrete Composites,2000,22(5).

高温后混凝土立方体抗压强度试验 篇9

1 试验方法

混凝土立方体试块在自然养护条件下养护28天后, 进行常温 (20℃) 和高温试验, 以10℃/min的升温速率将立方体抗压试块加热至300℃、500℃和700℃后, 恒温2个小时, 使混凝土内外温度基本达到一致[1]。

参照《混凝土结构试验方法标准》 (GB/50152-2002) 规定按照如下步骤进行:

(1) 检查试块的边角是否整齐, 有无掉角现象, 用干燥抹布将试块表面擦拭干净, 然后再用直尺测量试块棱边尺寸并记录, 尺寸大小精确至0.1mm。承压面与相邻面的不垂直度不应超过±1°;

(2) 把试块浇注成型时侧面为上下承压面, 将其放置在试验机的加载板间, 试块中心应与压力机几何对中, 根据试验规程规定的强度等级大于C30小于C60, 取加荷速度为0.5MPa/s~0.8MPa/s, 当试件加载到接近破坏且有很大变形的时候, 将试验机油门关小, 此时开始缓慢加载直至试件破坏, 并记录最大荷载值。每组试验3个试件。

(3) 测量记录受压试验中试块的应力应变曲线, 分析其变化趋势;

(4) 试验结束后对常温、300℃、500℃、700℃四种温度作用后试块的破坏形式进行对比分析。高温后混凝土试块抗压强度试验仪器如图:

2 试验现象

在高温炉加热过程中可以发现, 随着加热温度的升高, 看到少量水蒸气从高温炉的炉门缝隙处溢出, 会有刺激性气味的气体在空气中弥漫, 随着加热温度的继续升高, 水蒸气的量越来越少。高温后不同温度的混凝土试件表面的颜色不同, 这是混凝土中不同矿物质所导致的。开始加热之后, 混凝土温度逐渐升高, 内部的自由水开始蒸发出来, 这个过程主要为物理变化, 混凝土失去的水分较多。随着温度继续升高至400℃左右的时候, 混凝土内部的C-S-H凝胶与钙矾石Aft中的结晶水会逐渐失去并脱离, 在这个阶段混凝土试件大量水开始蒸发出来;当达到500℃左右的时候混凝土中Ca (OH) 2分解成为Ca O和H2O, 在高温下H2O成为水蒸气从混凝土内部散失出去, 这种形式的物理化学变化会使混凝土构件经过高温作用后的质量减少, 混凝土内部结构随着温度逐渐的升高而变得疏松, 混凝土内部的渗透能力增大。

3 结果分析

高温后混凝土试块抗压强度有一定程度的下降, 经历温度越高、持续时间越长, 强度下降的幅度越明显。混凝土在经历300℃高温后, 试件外观及颜色变化不大;经历500℃高温后, 试块外观有一些变化, 表面变的疏松;经历700℃高温后, 试块表面疏松、掉角。立方体试块抗压试验如图2, 抗压强度及折减率如表2所示。

从表2混凝土立方体抗压试验结果可以看出, 300℃高温下, C30和C40混凝土试块抗压强度损失较小;500℃高温后, C30和C40混凝土试块抗压强度损失较明显, 折减率相当;700℃高温后, C30和C40混凝土试块抗压强度损失非常大, 基本丧失了抗压性能。

摘要：随着现代建筑的发展和各种新型建筑材料的开发利用, 建筑火灾发生频率一直居高不下。混凝土是近代开发出的一种人造石材, 但是混凝土在火灾高温条件下会受到损伤, 这会直接影响混凝土结构的安全和使用性能。因此研究火灾后混凝土的性能对实际火灾作用下的混凝土结构的检测、评定和加固具有重要的理论意义。

关键词：混凝土,火灾高温,结构安全

参考文献

抗压强度试验 篇10

国际上对砌块的研究和应用已经有近百年的历史,特别是近几十年大规模工业化生产和建设逐渐成为主流,更使得这一材料的优势得以充分展现,被国际建筑市场所广泛认同,仅以各国混凝土小型空心砌块的产量相对于其墙体材料总量产量所占比例来看:美国34%、菲律宾50%、泰国更高达55%、而我国则仅占0.5%左右,可见我国市场远未得到开发[1]。

近年来,我国正逐步限制粘土实心砖的生产和使用,大力发展和推广节能、保温、隔热的新型墙体材料。如混凝土空心砖和空心砌块、烧结多孔转、陶粒混凝土砌块、加气混凝土砌块、岩棉板、玻璃纤维增强水泥轻质多孔隔墙条板(简称GRC板)等等。发展新型墙体材料,是保护土地资源、节约能源、资源综合利用、改善环境的重要措施,是可持续发展的重要内容,是坚持以人为本,构建和谐社会的迫切需要。

混凝土空心砌块以其轻质、保温、节土、经济等诸多优点得到越来越广泛的应用,占主导地位。而且其生产过程节能、节地、有利于环境保护,符合绿色墙材的要求,施工快,一块标准砌块相当于数块粘土砖,密度轻,减少基础费用和砌筑砂浆用量,墙体减薄,使用面积增大约4%-6%,降低了工程造价等,使得混凝土砌块有了长足的发展,因此加强对其抗压等力学性能的研究势在必行。

2 试验概况

2.1 砌块基本情况

本试验采用市场上最常见的普通混凝土小型空心砌块,长×宽×高为390 mm×190 mm×190 mm,肋厚为25 mm,壁厚30 mm,其孔洞率为49%。

2.2 试验试件制作[2]

处理试件的坐浆面和铺浆面,使其成相互平行的平面,以便试验时受力均匀。

a.首先检查钢板是否平直,然后将其清理干净。在钢板上先涂一层薄薄的机油,或铺一张湿纸;本试验在大块地板砖上铺湿纸一张;

b.以一份重量的325号水泥和2份细砂,加入适量的水调成砂浆,砂浆不能太稀或太稠;本试验采用水泥净浆;

c.用上面调好的砂浆将试件的坐浆面或铺浆面平稳的压入砂浆层内,使其尽可能的均匀,厚度宜为3mm~5 mm,注意将多余的砂浆沿试件棱边刮掉,静置24 h后,再按上述方法处理另一面;

本试验为缩短时间,在第一个砂浆层处理后,不经静置,立即在向上的面上铺一层砂浆,在铺上一张湿纸,然后压上玻璃平板,边压边观察砂浆层,将气泡全部排除,并用水平尺调至水平;

d.在试件做好后,应在自然条件下(温度在10℃以上)养护3 d后做抗压强度试验。

2.3 试验方法

本试验采用30万t液压材料试验机,取600 k N的量程。

首先测量每个试件的长度和宽度,应最少测量其各方向三次,求出其平均值,然后算出每个试件的水平毛面积,精确至1 cm2;

将试件置于试验机内,使试件的轴线与试验及压板的中心重合,以每秒0.1MPa~0.2 MPa的速度加载,直至试件破坏。读出破坏荷载。

3 试验现象及结果

3.1 结果计算[3]

每个试件的抗压强度按下式计算,精确至0.1MPa:

式中R—试件的抗压强度(MPa);

P—破坏荷载,N;

L—试件受压面的长度,mm;

B—试件受压面的宽度,mm。

3.2 试验结果

标准试件砌块的试验数据见表1。原砌块的试验数据见表2。

单位:P--KN;R--MPa.

3.3 试验现象

试验中发现,标准试件的受压破坏裂缝首先出现在混凝土空心砌块的条面上,且靠近侧壁,随着竖向荷载的增加,裂缝由局部逐渐发展为与条面大概成45度的通长裂缝,随后整个砌块破裂。而对于未抹浆的砌块,其破坏与标准试件基本相同,无大的差别。

4 试验结果分析

a.通过上面两组实验数据可见,标准试件的抗压平均值为5.2 MPa,未抹浆砌块的抗压平均值5.1MPa,说明空心砌块的强度等级基本达到MU5。而两组数据仅仅相差0.1 MPa,可见对混凝土空心砌块该实验方法并没有体现出其合理性。

b.标准试件单块最小值为2.5 MPa,而未抹浆砌块单块最小值为3.0 MPa,明显大于标准试件,但这都远低于MU7.5强度等级砌块抗压强度单块最小值应不小于6.0 MPa的要求[4]。就单块最大值而言,两组空心砌块抗压强度标准值均低于7.5 MPa,标准试件6.8MPa,原砌块7.0 MPa,说明空心砌块的强度等级达不到MU7.5。

c.实验中原砌块的单块最大、最小值都略高于标准砌块,说明本实验方法并不完全适合普通混凝土空心砌块,尤其是空心率较大的砌块,主要是因为其做浆面长宽比太大所致,实验操作过程也就难以保证。

5 结论

通过对实验结果分析和作者大量检测工作实践的分析可以得到以下结论:

a.混凝土空心砌块的抗压强度明显低于普通粘土实心砖及多孔砖,MU7.5的更是很难达到标准的要求;

b.当前采用的混凝土空心砌块的试验方法对大孔洞砌块存在一定的不合理性,需要进一步建立完善新的标准规范;

c.目前MU7.5普通混凝土小型空心砌块强度不能满足检测标准要求,大多只能达到MU5的强度等级。

参考文献

[1]姬冰.砌块应用于住宅中建筑材料的分析[J].建筑管理现代化.2003,70(1).

[2]项翥行.建筑工程常用材料试验手册[M].北京:中国建筑工业出版社.1998:694-695.

[3]张万仓.混凝土空心砌块与混凝土砖使用手册[M].北京:中国建材工业出版社.2007:280.