高温力学性能

关键词： 垮塌 混凝土 建筑物 火灾

高温力学性能（精选十篇）

高温力学性能 篇1

混凝土是世界上应用最广泛的建筑材料之一,而火灾是自然界中发生频率最高、损失最严重的灾害之一[1]。我国每年遭受火灾影响的建筑物数量巨大,火灾会导致混凝土结构的受力性能和耐久性能发生劣化。一方面火灾虽然会引起混凝土建筑物垮塌,但概率较小;另一方面对于受火后未发生垮塌的建筑物,绝大多数都要进行损伤评定和修复。混凝土结构在高温的同时还可能会受到荷载的耦合作用,这对于混凝土材料的安全性能产生极大考验;火灾后,混凝土的力学特性也会发生明显变化。因此研究高温下和高温后混凝土的力学性能对建筑物安全保障以及生产安全保障有着极其重要的意义。

1高温下混凝土力学性能

1.1静态力学性能

国外学者W.Nechnech等人[2]早在2002年就定义了温度损伤变量,提出了一种素混凝土高温下弹塑性损伤模型,为高温下混凝土的力学性能研究提供了理论基础。随后丁发兴,余志武等[3]通过对高温下不同强度等级的混凝土单轴压缩下的力学性能试验进行总结得出:高温下混凝土的单轴抗压强度及弹性模量均随温度的升高而降低,且弹性模量降低幅度更大,而峰值应变逐渐增大,且在同等温度下混凝土强度等级越高其单轴压缩下的峰值应变越大。罗迎社[4]对C35混凝土试件在不同温度下进行了单轴压缩试验表明:混凝土单轴抗压强度在250℃作用下基本与常温下一致,即100%,在450℃作用下强度下降至75%,650℃作用下强度下降至45%,850℃作用下强度下降至15%,承载能力基本丧失。贾彬[5]采用微波炉加热方法建立了一套有效的混凝土高温单轴压缩试验技术,获得混凝土在温度为16℃~650℃时的应力应变曲线,试验结果分析表明混凝土经高温损伤后,混凝土强度下降,峰值应变增大,弹性模量减小,并且构建了一个统一方程来描述混凝土在高温时的受压损伤全过程。

1.2动态力学性能

由于建筑物在承受火灾后可能还同时承受着各种静荷载或者动荷载,为了较准确的测量高温下混凝土的动态力学性能,目前广泛使用的是大尺寸的分离式Hopkin-son压杆(SHPB)装置[6]。

2高温后混凝土力学性能

2.1单轴压缩

余志武等[12]对高温后C40和C50普通混凝土的力学性能进行了试验研究,证实了对于立方体抗压强度,普通混凝土的力学性能突变的临界温度为400℃。随火灾温度的升高,高温后混凝土的抗压强度、弹性模量逐渐降低,而峰值应变逐渐增加;安然[13]将国内外一些学者对高温后混凝土力学性能的试验结果进行分析和对比,得出抗压强度在300℃前变化不大,300℃后急剧衰减,900℃强度基本丧失;喷水冷却比自然冷却后混凝土强度有所降低。王孔藩[14]利用不同骨料、不同强度等级混凝土以及不同的冷却方式对混凝土在高温后的力学性能进行了研究,并将实验结果与常温下的结果对比分析得到:300℃以前混凝土在高温下出现拮抗效应而使其抗压强度有所上升,300℃以后抗压强度逐渐下降,当温度达到800℃时抗压强度仅为室温时的25%。冷却方式对抗压强度的影响与前者一致,但补充了混凝土在高温自然冷却后的抗压强度低于高温下的抗压强度。

2.2三轴压缩

混凝土的抗压强度影响因素颇多,如水灰比、水泥强度、骨料类别、养护条件及龄期等,甚至试验设备及试验方法也会对混凝土的抗压强度造成一定的影响[15]。目前混凝土在经历高温后进行三轴压缩实验还较少,多为高温后的双轴压缩。

早期清华大学的王传志、过镇海[16]证明了在常温下侧压相等的普通混凝土三轴受压时,强度因侧压的增加而有很大提高,应力不等的混凝土三轴受压时,强度主要取决于最小主应力。

张众[17]对200℃~600℃高温作用后的C30普通混凝土试件进行了等比例三轴压缩试验,发现混凝土在高温下经历三轴压缩的抗压强度随温度升高均降低,三个方向的峰值应变增加,并引入八面体应力空间下的强度、温度、应力比之间的关系式,从而为混凝土在复杂应力状态下的力学性能做出了贡献。

姚家伟[18]利用大型混凝土静、动三轴试验系统,以100℃为温度梯度,对200℃~600℃高温作用后的混凝土进行了三轴压缩试验,测得了不同应力比下的混凝土强度。试验发现混凝土在高温后的三轴压缩抗压强度均随温度升高而降低,但在同一高温下,三轴压缩抗压强度比单轴压缩时的抗压强度大,并建立了三轴压缩下混凝土在高温后的破坏准则。

2.3劈裂拉伸

目前国内外有关高温后混凝土的力学性能研究中,有关混凝土的抗压强度方面研究较多,而抗拉强度方面的研究十分稀少。相关研究表明:在单轴受压下,材料破坏主要由拉应力引起[19]。混凝土在单轴受压时最终本质上是由其受拉损伤所控制。因此研究混凝土在经历高温后的劈裂拉伸性能具有重要意义。

谢狄敏[20]通过对混凝土试件进行常温-900℃高温后的抗拉强度结果进行分析证明了混凝土在经历高温后的抗拉强度远低于同等条件下的抗压强度,且随着温度的升高抗拉强度的降低幅度增大。

项凯[21]对C35混凝土试件进行高温后的切片劈裂抗拉强度试验表明,各因素中火灾的最高温度对混凝土的抗拉强度影响最大,混凝土高温后抗拉强度及弹性模量均降低,且抗拉强度的下降幅度与弹性模量的下降幅度十分接近。

为了更加深入的研究混凝土劈裂拉伸的影响因素,翟越等[22]对C35的商品混凝土试件进行了300℃,500℃,800℃的高温后,再进行力学试验得到一组混凝土的抗拉强度数据;后利用不同的冷却方式将试件进行降温后进行力学试验得到另一组混凝土抗拉强度数据作为对照。试验发现混凝土试件的劈裂拉伸强度随温度升高而降低,且降低幅度逐渐增大。当温度超过300℃时,自然冷却下的混凝土试件的抗拉强度高于水冷却下的抗拉强度,而两种冷却方式后的混凝土抗拉强度均低于相应高温时的抗拉强度。这也证实了建筑物在遭遇火灾后消防水枪灭火会对混凝土结构的抗拉力学性能产生影响。

3结语

从国内外有关高温下和高温后混凝土力学的研究现状来看:

1)对于高温下混凝土静态力学性能的研究仅限于单轴压缩试验,而三轴压缩以及劈裂拉伸这两方面的研究甚少;动态力学性能的研究主要集中在针对冲击荷载下的研究,由于建筑物在遭受火灾经历高温的同时可能会存在各种不同类型的荷载影响,因此在研究高温下混凝土动态力学性能时有必要开拓荷载的类型,从而建立该领域更全面系统的理论体系。

2)高温后的单轴压缩研究成果颇丰,普遍规律也基本一致;而目前关于混凝土经历高温后的三轴压缩研究还较少,多为常温下的三轴压缩或者高温后的双轴压缩;在普通钢筋混凝土结构设计中由于钢筋主要负责抗拉,混凝土主要负责承压而忽略其拉应力的研究,但实际上拉应力却是混凝土开裂的关键[23]。因此,研究混凝土在经历高温后的三轴压缩以及劈裂拉伸对其能否保证良好的工作性能都起着关键作用。希望后续学者能够在前人的基础上继续丰富高温下和高温后混凝土力学的研究成果,从而更好的为实际工程服务。

摘要：从混凝土高温下和高温后两方面出发,分析了混凝土结构高温下的静、动态力学性能,并探讨了高温后混凝土结构在单轴压缩、三轴压缩、劈裂拉伸三种形式下的力学性能规律,总结了国内外关于高温下和高温后混凝土力学性能的研究进展,并对我国混凝土结构抗火设计发展方向进行了展望。

高温力学性能 篇2

对经过标准热处理Inconel751合金,在700℃和850℃进行长时间的时效处理,测试常温和高温下合金的力学性能,对组织和断口进行观察.结果表明,在700℃时效时,合金的硬度、冲击和室温/高温拉伸强度较为稳定,合金的.塑性在整个时效过程中无明显变化;在850℃时效初期,合金硬度和室温/高温拉伸强度明显降低,塑性有所升高,500 h～1 000 h基本保持稳定;在整个时效过程中室温冲击吸收功迅速增加,表现出较强的塑性.在730℃/430 MPa条件下持久寿命呈明显下降趋势.对各性能测试断口观察发现,700℃时效合金主要以沿晶断裂方式为主,经850℃时效后的试样断口分布有一定的韧窝.

作 者：周建波 崔春翔 李殿国 ZHOU JianBo CUI ChunXiang LI DianGuo 作者单位：周建波,ZHOU JianBo(河北工业大学,材料科学与工程学院,天津,300130;天津职业大学,机电工程与自动化学院,天津,300402)

崔春翔,CUI ChunXiang(河北工业大学,材料科学与工程学院,天津,300130)

李殿国,LI DianGuo(钢铁研究总院,高温材料研究所,北京,100081)

高温力学性能 篇3

摘要：Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金以其低密度、高强度、高刚度和优异的抗氧化性等特点，在航空航天领域具有广泛的应用前景，采用水冷铜坩埚真空感应熔炼炉（ISM）制备了Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金铸锭，并采用高温锻造工艺研制出了高温钛合金锻坯.显微组织分析结果表明，锻态高温钛合金为近α型钛合金，显微组织为网篮组织.拉伸力学性能测试结果表明：从室温到700℃，锻态Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金均展现出优异的力学性能.在700℃的条件下，其抗拉强度仍然可以达到近550MPa，延伸率达到15%.

关键词：钛合金；锻造；组织；力学性能

DOI：IO.15938/j.jhust.2015.03.015

中图分类号：TG146.2

文献标志码：A

文章编号：1007-2683 （2015）03-0078-04

0 引 言

钛合金以其密度低、比强度高、耐高温、耐腐蚀和焊接性好等优点，在航空、航天、化工等领域得到广泛应用.从使用温度来看，传统的及现有的成熟高温钛合金已不能满足技术指标要求，目前世界各国研究的高温钛合金成分均为Ti-AI-Sn-Zr-Mo-Si系，最高使用温度仅为600CC，尽管国内外对高温钛合金进行了大量的研究工作，近20年来高温钛合金使用温度没有得到进一步的突破.

随着航空航天工业的发展，现有高温钛合金的力学性能，已经远不能满足构件对更高工作温度的性能要求，因此，急需发展能够满足在600℃以上使用的新型高温钛合金.本文研制了一种可以在600℃-700℃短时使用的Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金，制备出锻坯，并系统研究了锻态高温钛合金的显微组织和力学性能.

1 实验方法

本文所用Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金的名义成分为：Ti-6 Al-3 Sn-10Zr-0.8 Mo-I Nb-I W-O.25Si.实验所使用的原材料为0级海绵钛，高纯铝、纯锡、海绵锆、纯硅粉，高熔点合金元素铌、钼和钨分别以中间合金的形式加入（Al-Nb、Al-Mo和Al-W中间合金）.采用水冷铜坩埚真空感应凝壳熔炼炉（ISM），将上述原材料熔铸成铸锭，

将上述高温钛合金铸锭切割成圆柱形试样，对试样进行开坯锻造.锻造初始温度为1150℃，应变速率为0.1-0.01 s-i，总变形量为75%左右，锻前试样表面喷涂抗氧化涂料，以减少试样预热及锻造过程中表面的氧化.另外，为降低试样在锻造过程中的温降，锻模需要预热到600℃以上.锻后，锻坯在700℃条件下退火4h.从宏观形貌来看，锻坯外观完整，无任何裂纹等缺陷.

高温钛合金锻坯的显微组织采用X射线衍射仪（XRD）、OLYMPUS-TH3型光学显微镜（OM）和S-4700型扫描电子显微镜（SEM/EDS）进行分析.OM及SEM试样制备过程为：先采用水磨砂纸将试样磨到0.5μm，然后用0.5μm金刚石喷雾抛光剂进行抛光，抛光后的试榉用标准Kroll溶液腐蚀（Kroll溶液的组成为：4% HN03+2% HF+94%H20），最后在无水乙醇溶液中进行超声波清洗，高温钛合金的室温及高温拉伸性能均采用万能力学性能试验机测试，高温钛合金试样为板状拉伸试样，室温拉伸过程中的位移变化采用引伸计测量，室温及高温拉伸性能采用的应变速率均为1×10-3S-1.

2 实验结果与讨论

图1所示为锻态Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金的XRD图谱.从图中可以看到锻态合金主要是由a-Ti相组成，因此，该合金是一种近α型钛合金.

图2分别为高温钛合金锻坯中心区域、沿半径方向1/2r处区域、边缘区域的光学显微镜及扫描电子显微镜照片.从显微组织照片可以观察到，高温钛合金锻坯三个区域的显微组织均为典型的网篮组织（与铸态相比，组织得到细化），初始β晶界难以看到.另外，从锻坯边缘区域到中心区域，还可以观察到块状的初生α相（如图2（b）中白色的块状相）呈逐渐增多的趋势.

高温钛合金铸锭锻造的初始温度是在β单相区.由于不是等温锻造，锻造过程中，高温钛合金会因散热而出现温降，终锻温度会达到a+p两相区.锻造总变形量达到75%，原始的高温β晶粒破碎，而终锻温度较低，则导致动态再结晶过程中口晶粒来不及长大.温度达到α+β两相区时，片状α相从口相中析出，同样由于温降较快，析出的片状α相尺寸减小，从而形成较细小的网篮状组织.锻态高温钛合金局部会出现尺寸略大的块状α相，如图3α）所示，这将会对会对组织性能的均匀性带来不利影响，通过采用扫描电子显微镜对块状α相及网篮组织中α板条区域的能谱分析（EDS所选区域及对应的能谱结果如图3b）和表1所示），发现网篮组织中各元素含量均略低于块状α相的元素含量，因此可以判断块状α相的产生主要是由于原始铸锭中成分偏析造成的，铸锭凝固过程中，由于中心区域冷却速度较慢，合金元素更易发生偏析，从而导致从铸锭边缘区域到中心区域的初生块状α相逐渐增多.另外，在进一步锻造过程中，合金元素偏析难以消除，而且高温锻坯的边缘到锻坯中心形成温度梯度，锻坯中心区域的温度较高且冷却速度较低，初生α相在锻坯中心区域长大速度要快于边缘区域，这也是引起锻坯中心区域初生块状α相较多的原因之一.

高温钛合金铸锭经锻造后，显微组织明显细化，这将对高温钛合金的力学性能产生显著影响，图4为锻态高温钛合金的室温拉伸性能测试曲线，其抗拉强度达到1138 MPa，延伸率为7.3%，与铸态高温钛合金力学性能相比提高明显（铸态合金抗拉强度和延伸率分别仅为1000 MPa和5%左右）.图5为锻态高温钛合金分别在650℃、700℃和750℃条件下拉伸力学性能的测试结果.由图5可见，随着测试温度的提高，强度降低而塑性提高，但即使在650℃和700℃的条件下，其抗拉强度仍然可以分别达到近752 MPa和550 MPa，延伸率分别达到约12%和15%.

图6为不同温度下锻态高温钛合金的强度与塑性变化曲线.从图中可以发现，在低于650℃的测试条件下，高温钛合金的强度降低较缓慢，当测试温度达到650℃以上时，强度下降及塑性上升均较快.但从总体上看，从室温到700℃，锻态Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金均展现出优异的力学性能.

图7为锻态高温钛合金在不同温度条件下进行拉伸性能测试的断口形貌.从断口可以看出，室温下主要为穿晶解理断裂，随着测试温度的提高，韧窝逐渐增多，且韧窝深度增加，沿晶断裂趋势增加，塑性提高明显.

3 结 论

1）锻态Ti-Al-Sn-Zr-Mo-Si系高温钛合金为近α型钛合金.其显微组织为网篮组织，从锻坯边缘区域到中心位置，初生α相的尺寸逐渐增大.接近锻坯中心的局部位置存在尺寸较大的初生α相，这主要是由铸锭成分偏析所导致的.

复合大板高温力学性能分析研究 篇4

方舱是指能对工作人员和设备提供适宜的工作环境, 同时便于实施多种方式装卸和运输的工作间, 由数块复合夹芯板搭接而成如下图1所示, 复合夹芯板结构复杂, 各结构的材料属性差异较大, 载荷工况复杂, 有时会出现鼓包和脱粘现象, 尽管这种现象很少出现, 但出现后修复非常麻烦, 同时影响产品质量和外观。通过相关文献研究发现, 方舱的鼓包、脱粘问题是一个行业性难题, 分析方舱鼓包、脱粘产生的原因找出解决办法, 对方舱质量的提高是必要的[1]。

1 方舱大板有限元模型

1.1 复合大板结构

复合大板是由两层蒙皮、泡沫、加强梁方钢和隔热木条组成, 类似“三明治”结构, 具体结构如图2。蒙皮厚度为1.5mm, 材料为铝合金或结构钢;聚氨酯泡沫厚度50mm, 加强梁采用截面为40mm×40mm的结构方钢;隔热层为截面为40mm×10mm的椴木条, 外蒙皮主要承受弯曲变形引起的正应力, 芯材主要承受剪应力, 需要有一定的刚度和强度及抗剪切性能, 并由芯材来稳定蒙皮。复合大板与其内骨架之间通过聚氨酯发泡材料粘接相连, 以承受大板间的轴向载荷和横向剪力;胶粘剂能将剪力传到夹芯, 再由夹芯传到内蒙皮。各板采用粘接和铆接相结合的方法, 形成高强度、低重量、保温性好、密闭性能优良的方舱。

1.2 复合大板有限元分析的若干假设

方舱结构复杂, 完整建立整舱结构模型并不现实, 需对舱体做适当简化, 不考虑方舱骨架焊接处材料特性变化, 将材料焊接处的特性和相邻结构件的材料特性视为一样;蒙皮与夹芯均假设为线弹性材料;方舱变形为小变形;蒙皮与聚氨酯泡沫接触面粘接牢固且无相对滑动有相同的变形;复合大板等厚度, 且厚度符合薄板理论假设;各结构接触面之间具有足够的粘接强度, 不会发生脱粘现象;螺栓、铆钉的连接、受力、传力很复杂需要进行接触, 挤压等非线性求解此处忽略。

1.3 复合大板有限元建模方案的研究

方舱的主要结构件如钢架、蒙皮, 都是薄壁件, 可以简化成壳单元, 也可以处理成实体单元, 有以下四种建模方案:实体单元建模、壳单元和梁单元建模全部采用壳单元建模、壳单元和实体单元建模, 马永斌[2]等人采用实体单元建模, 分析了FRP特种航空集装箱, 由于蒙皮和加强筋壁均属于薄壁件, 采用实体建模的有限元模型网格划分时必然存在单元形状差问题;若细化满足了单元形状的要求, 同时会出现模型太大, 对硬件要求高, 计算量大等问题。姜勇[3]在文献厢式车车厢板件蒙皮的优化设计中利用壳单元和梁单元对加强筋夹芯复合板进行建模, 对于四米军用方舱的强度和刚度进行了分析, 采用壳单元和梁单元法与夹芯复合板的实际承载能力不相符。李敏堂[4]利用和复合板厚度一致的实心矩形梁来代替加强筋, 全部采用壳单元建模, 用壳单元对实心矩形梁和夹芯部分进行划分。基于前人对方舱舱体的有限元建模方案大量的研究, 经过对比建模方案和试算结果的比较, 蒙皮、椴木、夹芯等用实体单元模拟, 钢架用壳单元模拟的方案, 最终确定采用壳单元和实体单元相结合的建模方案。

2 复合大板的变形和应力分析

2.1 复合大板有限元的前处理

基于复合大板的实体几何模型和基本假设建立有限元模型。建模时加强梁方钢和角件采用四边形壳单元Shell63, 其它部分均采用六面体实体单元Solid45, 整个结构共划分33072个结点, 26775个单元。

按照国军用标GJB2093-94《军用方舱通用试验方法》的要求进行实验, 大板的不同材料的材料属性如表1所示, 大板在粘接、发泡时的环境温度为45℃, 模型中假定大板在45℃时平整且无内应力。将平整的大板试样放入低温实验室, 温度降低至-55℃, 横温后移至室外测量大板的变形量, 根据实验报告结果测到大板的翘曲变形量为40mm。考虑到大板移至室外时间短, 变形量受室外环境温度影响不大, 认为40mm变形量即为-55℃是大板的变形量, 根据前面建立的分析所用的复合大板有限元模型, 加载同样的温度载荷, 即考虑重力和温度载荷的影响计算大板的变形和应力, 同样的在相同的约束条件下, 对比仅加载重力载荷计算大板的变形和应力。

2.2 复合大板的有限元分析

大板由于温度降低, 铝蒙皮收缩量比钢架和钢蒙皮大, 大板的变形趋势是中部向钢蒙皮 (内蒙皮) 一侧凸出, 四边向铝蒙皮 (外蒙皮) 一侧翘起, 钢蒙皮中部与地面接触。通过试算结果表明, 在钢蒙皮中部施加位移约束与钢蒙皮和地面之间建立接触单元进行接触分析的结果相同, 为减少计算量, 大板模型采用在钢蒙皮中部施加固定的位移约束。

图3是复合大板的应力、应变云图, 变形计入了温度和重力的影响, 最大变形达到了41.39mm, 最高应力达到了158MPa。考虑到计算模型中未考虑胶粘剂和工艺缺陷等方面的影响因素, 计算模型的刚性应高于实际结构刚性, 经简化后的模型, 其计算结果应与试验结果在趋势上一致, 在数值上较接近, 可认为计算模型以及表1中材料参数合理性。图4是复合大板在自重作用下的应力、应变云图, 最大变形达到了14.99mm, 最高应力达到了57.8MPa, 分别是前面考虑温度与重力共同作用时的63.42%和63.79%, 变形的趋势与考虑温度时的趋势也是相反的, 同时于战国[5]在研究厢体车顶板受光照作用时, 顶板的弯曲主要受热载荷的影响, 和本文分析结果一致, 说明结构变形增大和应力升高的主要影响因素是温度。

3 结论

在温度场和重力场载荷下对大板式方舱变形的影响研究发现, 热应力是引起方舱大板鼓包、脱粘的主要原因, 但又不足以引起舱体大板的塑性变形, 后续研究工作中考虑基于ANSYS平台运行的结构形状优化工具, 从设计变量、目标函数、约束条件建立数学模型, 设计合理的钢架拓扑结构, 减小蒙皮与钢架间膨胀量不同带来的热应力。

参考文献

[1]吴丽华.复合大板材料在军用医疗方舱中的应用研究[D].天津:天津工业大学, 2003:7-13.

[2]马永斌, 邱平, 杨静宁, 常春伟.FRP特种航空集装箱夹层板力学行为分析[J].甘肃科学学报, 2006, 03:21-24.

[3]姜勇.厢式车车厢板件蒙皮的优化设计[J].上海汽车, 2003, 05:19-20+37.

[4]李敏堂.夹芯复合大板车厢结构应力分析的应用研究[D].天津:军事交通学院, 2003, 5.

高温力学性能 篇5

通过大量的室内试验,对车辙试验中的动稳定度DS、相对变形(δ车辙)及APA试验中的相对变形(δAPA)等不同沥青混合料高温稳定性能的`评价指标进行了对比分析.研究发现:δAPA与δ车辙相比,高温中绝对变形相比:对粗型级配混合料而言,两个指标的平行性较差,对细型级配而言,平行性较理想,此时两者可换算.δ车辙与DS相比:用相对变形或动稳定度来评价混合料的高温稳定性都是可以的,但就两者与空隙率相关性角度来说,动稳定度评价指标要比车辙深度要更好些.

作 者：邱颖峰 许志鸿 QIU Ying-feng XU Zhi-hong 作者单位：邱颖峰,QIU Ying-feng(上海市市政规划设计研究院)

许志鸿,XU Zhi-hong(同济大学道路与交通教育部重点实验室)

高温力学性能 篇6

关键词：高温环境；麒麟鸡；体尺；屠宰性能；相关性

中图分类号：S831.1 文献标志码：A 文章编号：1002-1302（2014）03-0148-02

我国是一个家禽养殖大国，特别是鸡的养殖居世界前列，但是由于我国幅员辽阔，南北地域的季节性气候差异大，特别是夏季热带地区的高热气候长达3～4个月之久，炎热的环境对热带地区的家禽养殖业带来了巨大的损失，尤其是每年造成的经济损失更为惊人。麒麟鸡也叫翻毛鸡，因其羽毛向上翻卷而得名，其爪、羽毛和皮肤均为黄色，具有典型三黄鸡的特征。麒麟鸡羽毛翻卷，皮肤外露，因此散热性能好，属于适合热带高温地区饲养的优质肉鸡品种。由于在家禽中羽毛翻卷的鸡还比较少见，而且对高温环境下麒麟鸡体尺与屠宰性能相关性分析的报道也很少，因此本研究对16周龄的麒麟鸡进行了屠宰性状测定，并对各项指标进行相关分析，旨在为麒麟鸡资源在我国的进一步开发利用提供基础研究资料。

1 材料与方法

1.1 试验动物及饲养管理

本试验用麒麟鸡由广东省茂名市高州市的橘凤孵化场提供，采用单因子设计方案，选取1日龄同批孵化、体重相近、健康的麒麟鸡408羽，雌雄各半，每个性别各设有6个重复，每个重复34羽，试验期为112 d。试验鸡在同一饲养条件下进行笼养，饲喂相同的饲料，自由饮水。基础日粮参照ZBB 43005—86《鸡的饲养标准——蛋鸡》[1]进行配制。

1.2 试验日粮与营养水平

试验日粮为金钱（湛江）有限公司生产的全价配合饲料，其营养水平见表1。

1.3 屠宰指标的测定方法

饲养至112 d时，从每个重复中随机抽取4羽鸡进行屠宰，每个性别各屠宰24羽，宰前禁食12 h，只供饮水并称活体重，屠宰方法采用颈部放血和湿毛拔法，同时进行屠宰性状的测定。测定方法参照农业部发布的NY/T 823—2004《家禽生产性能名词术语和度量统计方法》[2]进行。测定指标包括：活体重、屠体重、半净膛重、全净膛重、胸肌重、腿肌重、腹脂重；体斜长、龙骨长、胫长和胫围。

1.4 统计方法

数据的统计分析采用SPSS 17.0软件进行；采用One-Way ANOVA法进行单因素方差分析；采用LSD法进行显著性检验；统计结果用“平均值±标准误差”表示。

2 结果与分析

2.1 麒麟鸡体尺与屠宰性状的比较

对16周龄麒麟鸡的体尺和屠宰性状的各指标进行描述统计分析，计算平均数与标准差，并对各指标的雌、雄鸡之间进行方差显著性检验，分析结果见表2。由表2可知：雄麒麟鸡的所有体尺指标均高于雌麒麟鸡，其中体斜长、龙骨长、胫长和胫围在雌、雄麒麟鸡之间显示出显著差异（P<0.05）。16周龄的雄、雌麒麟鸡的平均活体重分别为2 389.81、1 809.21 g，与国内地方鸡种相比，麒麟鸡个体较大。由麒麟鸡屠宰性能各指标的比较分析结果可知：雌麒麟鸡的腹脂重高于雄麒麟鸡，两者的值分别为66.19、65.07 g，相差1.12 g，但差异未达到显著水平。其余指标均为雄麒麟鸡大于雌麒麟鸡，且差异都达到显著水平（P<0.05）。

2.2 麒麟鸡体尺与屠宰性状的相关性分析

用SPSS 17.0软件对麒麟鸡进行体尺和屠宰性状各指标间的相关分析，分析结果见表3。从表3可见：麒麟鸡的体斜长与屠体重呈极显著正相关关系（P<0.01），相关系数为0976； 与胫围、活体重、半净膛重、腿肌重和腹脂重呈负相关关系；与其他性状呈正相关关系，但是差异不显著。龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<0.05），相关系数为0.926；与全净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），相关系数为-0.907；与胫围和活体重呈负相关关系；与其他指标呈正相关关系，但是差异不显著。胫长与胫围、活体重、半净膛重呈负相关关系；与其他性状呈正相关关系，但差异不显著。胫围与活体重、半净膛重和全净膛重呈正相关关系；与其他性状呈负相关关系，但差异不显著。活体重与半净膛重和腹脂重呈正相关关系。屠体重与腿肌重和腹脂重呈负相关关系。全净膛重与半净膛重、胸肌重、腿肌重、腹脂重呈负相关关系，但差异不显著。半净膛重与胸肌重、腿肌征、腹脂重呈负相关关系，但差异并不显著。

3 讨论

江新生等研究发现，体尺性状是反映机体发育状况的重要指标之一，该性状受性别因素的影响，不同性别之间的体尺结构存在一定的差异，大部分体尺性状均为雄鸡高于雌鸡，且差异显著（P<0.05）[3-5]。本试验研究发现：雄麒麟鸡的体斜长、龙骨长、胫长、胫围等体尺性状均极显著高于雌麒麟鸡（P<0.01），这与前人的研究结果一致，也进一步说明了不同性别的体尺存在差异，体尺性状的研究对于评价不同品种鸡的体质发育状况具有一定的现实意义。

牟东风等研究发现，屠宰性状能够反映产肉性能，因而可以直观地体现家禽的产肉能力[6-8]。本试验结果表明：雄麒麟鸡的活体重、屠体重、半净膛重、全净膛重、胸肌重、腿肌重均极显著高于雌麒麟鸡（P<0.01），但是雄麒麟鸡的腹脂重却极显著低于雌麒麟鸡（P<0.01），这与前人关于屠宰性能的研究结果相一致。说明雄麒麟鸡的屠宰性能高于雌麒麟鸡，而脂肪沉积能力较雌麒麟鸡低，总体来说雄麒麟鸡的屠宰性能优于雌麒麟鸡。

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体尺性状和屠宰性能的相关性分析能够更好地为新品种选育服务，从而为家禽育种工作提供重要的理论基础。大量的研究发现，大部分地方鸡品种的体尺和屠宰性状之间存在显著的差异。本试验发现：麒麟鸡体斜长与屠体重之间呈极显著正相关关系（P<0.01）；龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<0.05），与半净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），这与杨燕等报道的京海黄鸡[8]，朱文奇等报道的高邮鸭[9]，包文斌等报道的萧山鸡[10]的体斜长和龙骨长与屠宰性能指标的相关性研究结论一致。因此在对麒麟鸡的育种过程中，可以通过对体斜长和龙骨长的选育来提高麒麟鸡的屠宰性状。

4 结论

通过对麒麟鸡体尺与屠宰性能的测定及其相关性分析，本试验得出以下结论：雄麒麟鸡的体尺性状和屠宰性状都优于雌麒麟鸡，雌麒麟鸡的腹部脂肪沉积量高于雄麒麟鸡，其他性状都极显著低于雄麒麟鸡（P<0.01）。对麒麟鸡体尺与屠宰性能的相关性分析显示：体斜长与屠体重呈极显著正相关关系（P<0.01）；龙骨长与胫长呈显著正相关关系（P<005），与半净膛重呈显著负相关关系（P<0.05），其他性状之间差异不显著。

参考文献：

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[5]景栋林，黄得纯，林丽超，等. 飞鸭体尺与屠宰性能测定及其相关性分析[J]. 中国畜牧兽医，2010，37（12）：111-114.

[6]牟东风，张武德. 北京鸭体尺性状与屠宰性能的相关性分析[J]. 四川畜牧兽医，2012（6）：22-25.

[7]万建洪，张 军，池智贤，等. 潥阳鸡体尺测量及屠宰性能测定[J]. 畜牧与兽医，2011，43（5）：41-43.

[8]杨 燕，吕慎金，王金玉，等. 不同性别京海黄鸡体尺及屠宰性能的比较分析[J]. 黑龙江畜牧兽医，2010（5）：44-46.

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高温力学性能 篇7

1 试验概况

1.1 试验设备

试验采用的加载设备为万能试验机,升温装置为筒式电热炉和温控仪。试验地点为武警学院工程系力学实验室。

1.2 试验材料

采用的钢筋套筒由中国建筑科学研究院建硕股份有限公司设计并提供,选用两种不同类别的钢筋套筒接头——普通套筒与冷压套筒,套筒均按三级钢做成。试件分3组,共11根,其中4根为细晶钢筋普通套筒连接、4根为细晶钢筋冷压套筒连接、3根为普通三级钢普通套筒连接,如图1所示。钢筋直径都为20 mm。

1.3 试验方法及过程

试验中细晶钢筋普通套筒和冷压套筒采用150 ℃、300 ℃、450 ℃、600 ℃这4个温度观测点,三级钢筋普通套筒采用200 ℃、400 ℃、600 ℃这3个观测点,共6个温度段。将试件放入筒式电热炉内,安装电子应变仪,加热至预定温度后保持恒温15 min,并对高温引起的自由膨胀变形清零,以0.5 kN/s的加载速度开始加载,考虑到极限强度对耐火设计意义不大以及电子应变仪的量程限制,加载至试件屈服进入强化阶段后停止试验[2]。试验测量了不同温度下钢筋的屈服力、屈服强度、轴向变形、弹性模量等力学性能指标。

2 试验结果及分析

2.1 试验现象

从试验结果可以看到,拉伸试验的破坏发生在远离套筒接头的钢筋母材上,当温度低于450 ℃时,恒温15 min后进行钢筋的材性试验,发现都有滑移现象。由于试验设备及其加工工艺的原因[3],钢筋与套筒挤压连接后的粘结能力存在一定缺陷,导致极限滑移量的增大。

2.2 力学性能指标

2.2.1 应力-应变关系

通过处理实验数据,得到了高温下采用不同套筒连接的钢筋的应力-应变曲线,如图2、图3所示。并且与通长钢筋在高温及常温下的应力-应变曲线作对比(图4),可以看出采用套筒连接的钢筋与无连接形式的钢筋的应力-应变曲线几乎是吻合的,可以认为钢筋在高温下采用套筒连接对其应力-应变曲线影响较小。

2.2.2 屈服强度及弹性模量

试验可得,钢筋在高温下力学性能发生了改变,其屈服强度和弹性模量随着温度的升高几乎成线性下降,以细晶钢筋普通套筒连接为例,其弹性模量与常温下比较,150 ℃时降低7%,300 ℃时降低了27%,450 ℃时降低了42%,600 ℃时降低了59%。表1给出了高温下钢筋屈服强度和弹性模量的劣化结果及折减系数。

3 力学模型

经回归分析试验结果,得到了高温下钢筋的屈服强度、弹性模量的变化模型。国内外学者普遍认为,在300 ℃以内普通热轧钢筋各力学性能指标的降低幅度很小,与常温状态下基本无异,然而从表1可以看出,在150 ℃的条件下,该次试验普通套筒连接的细晶钢筋屈服强度已经下降了10%左右,因此众多学者针对普通热轧钢筋提出的高温本构模型并不适用于套筒连接下的细晶钢筋。为吻合该次试验数据,文章给出了高温下套筒连接钢筋力学性能的拟合公式,并且与高温下通长钢筋的拟合公式作对比。

通长钢筋力学性能拟合公式

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套筒连接钢筋力学性能拟合公式

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各式中,T为所经历的温度;fundefined、Eundefined分别为钢筋在温度T下的屈服强度和弹性模量;fy、Es分别为钢筋在常温下得屈服强度和弹性模量。

4 结 语

通过研究套筒连接钢筋在高温下的力学性能,并且与通长钢筋作对比,由试验结果可以看出,套筒连接形式对钢筋在高温下的抗火性能影响不大,在套筒连接钢筋拉伸至抗拉强度直至塑性变形时,套筒的变形量仍在弹性变形范围内,未发生破坏,其应力-应变曲线与通长钢筋基本吻合,高温下钢筋的屈服强度和弹性模量劣化程度基本相同。在结构的耐火分析中,建议对有套筒连接形式的钢筋在高温下的屈服强度和弹性模量按照文中拟合的公式(3)、式(4)计算,从而使对结构的抗火性能评估更加合理可靠。

参考文献

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[2]肖旻.细晶粒高强钢筋混凝土构件抗火性能试验研究[D].北京:北京建筑工程学院,2008.

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[8]郁竑.钢筋套筒冷压接头的性能研究[J].桥梁建设,1994(2):49-52.

[9]郁勤耕,张浩苍,阮泳华.钢筋焊接与钢筋套筒连接技术的经济比较[J].港口科技动态,2000(7):10-16.

高温对重混凝土力学性能的影响 篇8

防辐射混凝土又称防射线混凝土、原子能防护混凝土、屏蔽混凝土、重混凝土、核反应堆混凝土, 它能有效屏蔽辐射, 是原子能反应堆, 粒子加速器及其它含放射源装置常用的防护材料。

使用防辐射混凝土的脉冲反应堆、扫描通道、加速器室等构筑物, 其周围的生物屏蔽层可以用该混凝土建造, 由于混凝土的导热性差, 当反应堆运行, 粒子加速时, 射线在混凝土屏蔽层中的损失的能量很容易产生过高的温度和过大的热应力, 致使混凝土产生裂缝而降低屏蔽能力。所以防辐射混凝土不仅要防辐射, 还必须耐高温, 因此有必要对防辐射混凝土在高温下的力学性能进行研究。

2 实验

2.1 材料

试验采用海螺PO42.5水泥, 比重为3.13, 28天抗压强度为52.8MPa。粉煤灰为黄电资源综合利用公司的Ⅱ级粉煤灰。试验选用碎石、重晶石和钛铁矿作为骨料, 它们的物理及机械性能见表1。

试验选用碎石、重晶石和钛铁矿的颗粒尺寸分布符合连续级配。它们的主要化学组成见表2。

外加剂选用洛美公司的LM-W2缓凝高效减水剂, 主要用来调节凝结时间和降低水化热。

2.2 试样制备

混凝土配合比设计参照JGJ55-2000《普通混凝土配合比设计规程》进行, 其最终配合比列于表3。

混凝土工作性能和力学性能分别依据GB/T50080《普通混凝土拌合物性能试验方法》和GB-50081《普通混凝土力学性能试验方法》进行。养护为标准养护, 龄期为28天。

2.3 试件加热过程

采用有较大炉膛的、最高温度为1500℃的马弗炉。将养护了28天的试件放置于冷却的炉膛中, 以10℃/min升温速度升到某一固定温度。经过一定的时间 (1、2或3小时) 后, 将试件取出自然冷却并进行测试。

3 结果与讨论

防辐射混凝土的物理性质试验结果列于表4。由表4数据可以看出:碎石混凝土的塌落度最大, 其次是重晶石混凝土, 而钛铁矿混凝土的塌落度最小, 这主要是因为各骨料的吸水率不同, 钛铁矿骨料的吸水率最大, 达到2.1%, 因此塌落度最小。另外, 钛铁矿混凝土同其它骨料混凝土相比具有最高的密度, 钛铁矿混凝土密度分别比碎石及重晶石混凝土高47%及6%, 这显然是因为所使用的骨料比重不同的缘故。

不同骨料混凝土防辐射混凝土的力学性能试验结果如表5所示。由表5可以看出, 一般来说钛铁矿混凝土相比重晶石混凝土具有较高的力学性能, 而碎石混凝土的力学性能最低。力学性能方面的差异可以归结为骨料的不同的形状和硬度。钛铁矿骨料在形状上是有角的而碎石骨料是圆形的, 有角的骨料相比圆形骨料可以产生更高强度。同碎石及重晶石混凝土相比, 钛铁矿混凝土的抗压强度分别增加了16%及8%。在抗拉强度、抗弯强度以及粘结强度这类力学性能中, 钛铁矿混凝土均达到最大值。钛铁矿混凝土的抗拉强度同碎石及重晶石混凝土相比高了38%及24%。而抗弯强度则分别高57%及22%。钛铁矿混凝土在粘结强度上也比碎石及重晶石混凝土分别高27%及17%。钛铁矿混凝土的弹性模量也分别高出碎石及重晶石混凝土66%及19%。

表6为不同骨料混凝土, 经28天的标准养护, 再在不同温度下养护2小时后的抗压强度。由表6可见, 试件暴露在较高温度下会导致抗压强度的减小。钛铁矿混凝土抗压强度的减少小于碎石及重晶石混凝土, 普通碎石混凝土在250、500、750及950℃下2小时后, 抗压强度的减小分别是16%、59%、85%及100%, 重晶石混凝土的减小分别是7%、40%、68%及86%, 而钛铁矿混凝土抗压强度在同样的处理温度及时间下其减小分别是7%、15%、41%及74%。混凝土抗压强度的减小主要是因为高温下混凝土失去自由水以及部分结合水, 混凝土的脱水作用导致了结构的破坏。之所以钛铁矿混凝土比碎石或重晶石混凝土具有更好的耐高温能力, 可能是由于TiO2与水合水泥发生化学反应生成的凝胶体结构更稳定, 从而高温下难以脱水破坏导致的。

4 结论

通过以上试验表明研究, 钛铁矿混凝土作为防辐射屏蔽材料比碎石及重晶石混凝土更合适。这是因为它具有更高的物理、机械性质, 而且钛铁矿混凝土比碎石或重晶石混凝土对温度的提高具有更好的抵抗力, 因此更加适合用作防辐射屏蔽材料。

参考文献

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[2]杨伯科.混凝土实用新技术手册.吉林科学技术出版社, 1998.

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[4]赵太平.防辐射大体积混凝土施工.山西建筑, 2003 (2) .

高温力学性能 篇9

近年, 国外学者对碳纤维复合材料的高温力学性能有一定研究, 主要集中在铺层数量对材料高温力学性能影响以及高温下材料的破坏方式等方面, 对碳纤维环氧复合材料在高温下的力学性能以及影响高温力学性能因素方面的研究较少。笔者通过试验研究比较, 分析4种典型碳纤维环氧复合材料的应力-应变曲线、拉伸破坏强度、拉伸弹性模量以及高温保留率, 揭示高温对碳纤维环氧复合材料宏观力学性能的影响规律, 分析铺层方式对碳纤维环氧复合材料高温力学性能的影响, 并拟合出高温力学性能预测曲线, 为更全面了解碳纤维环氧复合材料的高温力学性能, 研究具有稳定高温力学性能的碳纤维环氧复合材料提供依据。

1 试验描述

1.1 试验样品

试验选择了3种铺层方式不同的碳纤维布, 分别编号为T1、T2、T3, 和一种单项预浸料, 编号为D1。将碳纤维单向预浸料T1、T2和T3碳纤维布的差异在于碳纤维的铺层方式不同。其中, T1和T2为自定义铺层, 主要是为了对比分析铺层方式不同对力学性能的影响。T3碳纤维布是一种实际中已经应用的材料, 在通用航空工艺中主要作为机身框材料使用。碳纤维单向预浸料D1由3K碳布和单向预浸料组成, 常作为飞机上仪表板的制作材料。试样的铺层方式如表1所示。

根据国家标准GB/T 3354-2014《定向纤维增强聚合物基复合材料拉伸性能试验方法》, 试验样品的几何形状如图1所示, 试样尺寸为:L0=67mm, L=230mm, b0=25mm, b=9.8mm, h=2.18mm。

1.2 试验设备简介

试验所用的设备包括:微机控制高温试验机, 设备型号为WDW-50G, 精度等级1级;温度控制系统。

微机控制高温试验机采用电阻丝加热炉加热, 具有较好的密封性和保温性。加热炉内的温度通过温度控制系统调节, 分为上段、中段和下段3部分。当3部分温度达到设定值并且稳定3min后开始试验。

1.3 试验方法

在25、50、100、150℃环境下, 对4种材料进行测试。每个温度点进行3次试验, 试验结果取平均值。试验时, 通过温度控制系统设置试验温度, 高温炉达到设定温度并稳定3min后, 使用WDW-50G微机控制高温试验机位移控制对试件进行加载, 开始试验。试件破坏后, 停止试验并记录相关数据。

2 试验结果与分析

2.1 应力-应变曲线

图2~图5是4种材料在25、50、100、150℃进行拉伸试验得到的应力-应变曲线。可以看出, 25℃下T1、T2、T3和D1的最大应力值与50℃下基本相同。这是因为在50℃下, 基体环氧树脂还没有开始分解, 此时温度对试样的力学性能影响不大。100℃下, T1、T2、T3和D1的最大应力值与25℃环境相比略有降低, 这是因为基体环氧树脂在100℃时刚开始分解, 但尚未对试件的整体力学性能造成大的影响。150℃下, T1、T2、T3和D1的最大应力相较于25℃环境已经明显降低, 这是因为环氧树脂的耐热性较差, 在150℃时, 试样各层的基体树脂已经分解。在4种温度下4种试样的应力-应变曲线变化的趋势大致相同, 都是在开始阶段随着拉伸位移的增大, 应力和应变也不断增大, 达到峰值后迅速下降。

2.2 拉伸破坏强度

试样从拉伸试验开始直至断裂破坏时所受到的最大应力就是拉伸破坏强度。通常用于表征材料的强度和韧性, 计算公式如式 (1) 所示。

式中:σt为拉伸强度, MPa;ρb为拉伸破坏时的最大载荷, N;b为试件宽度, mm;h为试件厚度, mm。

图6为试样拉伸破坏强度随温度变化的关系曲线。由图6可知, T1在25℃的拉伸破坏强度为299.16MPa, 在100℃环境下为281.84 MPa, 与25℃时相比仅下降了5.79%;在同等条件下, T2、T3和D1的拉伸破坏强度分别仅下降1.49%、11.18%和6.71%, 下降幅度不大, 这是因为基体环氧树脂100℃环境下刚开始分解。在25~100℃内, 4种典型碳纤维环氧复合材料的拉伸力学性能基本保持稳定, 力学性能受温度影响不大。

从100℃到150℃, 由于基体环氧树脂逐渐分解, 试样的拉伸破坏强度下降相对较快。T1在150℃环境下的拉伸破坏强度为157.30 MPa, 与25℃时相比下降了47.42%;在同等条件下, T2、T3和D1的拉伸破坏强度分别下降21.91%、27.12%和16.15%, 下降幅度较大, 说明4种碳纤维环氧复合材料在150℃环境下的拉伸力学性能受温度的影响较大。

由图6可以看出, T1、T2、T3和D1的拉伸破坏强度随着温度的升高呈下降趋势。在4种温度环境下, 碳纤维布 (T1、T2、T3) 的拉伸力学性能均优于碳纤维单向预浸料 (D1) 。在3种碳纤维布试样中, T1的拉伸力学性能又优于T2和T3试件。这是因为T1的铺层方式为[ (0°/90°) 6/ (±45°) 2], 共8层, 其中有6层纤维沿受力方向;T2的铺层方式为[ (0°/90°) / (±45°) ]4, 共8层, 其中有4层纤维沿受力方向;T3的铺层方式为[ (0°/90°) /±45°]2[±45°/ (0°/90°) ]2, 共8层, 其中有4层纤维沿受力方向;D1的铺层方式为[ (±45°) /0°/45°/0°/-45°/0°], 共6层, 有3层纤维沿受力方向。纤维沿受力方向能够承受更大的载荷, T1纤维沿受力方向的层数多于其他三种试样, 所以T1能承受较大的载荷, T2、T3和D1承受载荷的性能依次降低。

2.3 拉伸弹性模量

拉伸弹性模量是指材料在外力的作用下产生单位弹性变形所需要的应力, 是用来衡量材料发生弹性变形难易的指标, 如式 (2) 所示。

式中:Et为拉伸弹性模量, MPa;Δρ为载荷增量, N;Δl为与Δρ对应标距内的变形增量, mm;l为测量标距。

图7为试样拉伸弹性模量随温度变化的关系曲线。由图7可以看出, 在25℃环境下, T1的拉伸弹性模量为4 831.73 MPa, 在100℃时, T1的拉伸弹性模量为4 281.14MPa, 与25℃环境下相比仅下降11.40%;同等条件下T1、T2和D1的拉伸弹性模量分别下降7.98%、13.72%和9.76%, 下降幅度不大。在25~100℃温度区间内, 4种典型的碳纤维环氧复合材料的拉伸弹性模量都基本保持稳定, 受温度的影响不大。

从100℃到150℃, 试样的拉伸弹性模量下降相对急剧。T1在150℃的拉伸弹性模量为1 551.12MPa, 与25℃相比下降了67.90%;在同等条件下, T2、T3和D1的拉伸弹性模量分别下降53.75%、50.80%和24.30%, 下降幅度较大。说明4种碳纤维环氧复合材料在150℃环境下拉伸弹性模量受温度的影响较大。

由图7可以看出, 随着温度的升高, 4种试样的平均弹性模量逐渐减小。在25~100℃区间内, 碳纤维布 (T1、T2、T3) 的拉伸弹性模量均比单向预浸料 (D1) 高。但在150℃时, 单向预浸料的拉伸弹性模量反而高于碳纤维布。说明在常温环境下, 碳纤维布抵抗弹性变形的能力比碳纤维单向预浸料强。在高温下, 碳纤维布抵抗弹性变形的能力低于碳纤维单向预浸料。

2.4 高温力学性能保留率

高温力学性能保留率越高, 说明试样的力学性能受温度的影响越小。计算公式如式 (3) 所示。

式中:ρ0为常温下的力学性能参数;ρ为高温下的力学性能参数;ρf为高温力学性能保留率。

4种试样的拉伸强度保留率-温度曲线和拉伸弹性模量保留率-温度的曲线, 如图8、图9所示。

由图8可以看出, 在25~150℃内, D1的拉伸破坏强度保留率下降相对缓慢, 说明D1的拉伸力学性能在4种试样中受温度的影响最小。从25℃到100℃, 4种试样拉伸破坏强度保留率受温度的影响较小, T2试件的大于其他3种试样, 受温度影响最小。从100℃至150℃, 碳纤维布 (T1、T2、T3) 的拉伸破坏强度保留率都下降较快。T1的拉伸破坏强度保留率下降最快, 说明T1试样的拉伸力学性能从100℃开始, 受温度的影响最大。在150℃时, T1试件的拉伸强度保留率只有52.58%。

由图9可以看出, 在25~150℃内, D1的拉伸弹性模量保留率下降的相对缓慢, 说明D1的拉伸弹性模量受温度的影响较小, 高温力学性能最为稳定。在25℃至100℃, 4种试样的拉伸弹性模量保留率均基本保持稳定, 在此温度区间内拉伸弹性模量受温度的影响较小, 力学性能保持稳定状态, 其中T2的拉伸弹性模量保留率大于其他3种试样, 受温度影响最小。从100℃至150℃, 碳纤维布 (T1、T2、T3) 的拉伸弹性模量保留率都下降较快。其中T1的拉伸弹性模量保留率下降最快, 说明T1的拉伸弹性模量保留率受温度的影响最大。在150℃时, T1试件的拉伸弹性模量保留率仅有32.10%。

2.5 数据拟合

对碳纤维环氧复合材料的高温力学性能研究, 通常通过大量高温力学性能测试试验来进行。但试验研究只能获得几个温度点下的力学性能, 通过对试验数据进行拟合, 得到连续温度区间内力学性能经验公式很有意义。

以4种试样在任一温度下的拉伸破坏强度σt为纵坐标, 以试验温度t为横坐标, 用MATLAB软件对拉伸强度和温度的关系进行回归分析, 如表2所示。

对T1, 3种方法的拟合优度R2分别为:0.776 1、0.964 6、0.986 3, 随着试验温度t次数增加, R2接近1, 当t的次数达到三次方时, 最接近1。因此, 三次方经验公式最能反映出拉伸强度随温度变化的规律。

对T2, 3种方法的拟合优度R2分别为:0.738 2、0.985 4、0.690 4, 当试验温度t的次数为二次方时, R2最接近1。所以, 对T2选择二次方拟合公式。

对T3, 3种方法的拟合优度R2分别为:0.952 7、0.995 4、0.932 5, 当试验温度t的次数为二次方时, R2最接近1。所以, 对T3选择二次方拟合公式作为预测高温力学性能的经验公式。

对D1, 3种拟合方法拟合优度R2分别为:0.955 2、0.990 8、0.805 6, 当试验温度t的次数为二次方时, R2最接近1。所以, 对D1材料选择二次方拟合公式。

拟合曲线与试验数据比较, 如图10~图13所示。

通过力学性能拟合曲线与实测数据曲线的比较, 可以看出, 在25~150℃范围内, 拟合公式基本可以反映碳纤维环氧复合材料高温力学性能随温度的变化规律。

3 结论

(1) 碳纤维环氧复合材料的应力-应变曲线变化趋势大致相同, 在开始阶段试样的应变和应力都是随着拉伸位移的增加而增加, 应力达到峰值后迅速下降。

(2) 不同温度对碳纤维环氧复合材料力学性能的影响程度不同。当温度较低时 (≤100℃) , 力学性能受温度的影响较小。温度较高时 (>100℃) , 温度对碳纤维环氧复合材料力学性能的影响加剧。

(3) 碳纤维单向预浸料在高温下的力学性能保留率高于碳纤维布的力学性能保留率。碳纤维单向预浸料的高温力学性能相较于碳纤维布更加稳定。

(4) 碳纤维环氧复合材料的高温力学性能与材料的铺层角度有关, 与受力方向一致的碳纤维铺层越多, 材料的力学性能越好。

高温力学性能 篇10

关键词：纤维混凝土,高温,抗压强度,弯曲韧性

0 前言

在混凝土结构遭受较恶劣环境时，高性能混凝土具有独特的优势，因此，高性能混凝土正逐渐替代普通混凝土应用于混凝土结构之中。高性能混凝土的这种优势主要源于比普通混凝土更密实的微观结构。然而，高性能混凝土密实的微观结构也带来了在应用上的一些重要缺陷，如当遭遇火灾时，高性能混凝土极易发生爆裂。此外，高性能混凝土的脆性也随着强度的增长而增大。

纤维，特别是钢纤维可以显著提高混凝土的韧性和抗冲击性能。近年来，学者们已进行了大量关于普通混凝土和纤维混凝土物理力学性能以及防火性能的研究，并且取得了一些进展[1,2,3]，但这些研究主要局限于普通混凝土和玻璃纤维混凝土在高温下的强度、微观结构和爆裂等方面[4,5,6,7]，针对钢纤维高性能混凝土高温后弯曲韧性和断裂能的研究较少。本文主要分析高温前后纤维高性能混凝土的力学性能，并研究了纤维对高性能混凝土高温前后抗压强度、弯曲韧性和断裂能的影响。

1 试验概况

1.1 材料与配合比

(1)原材料：P·Ⅱ52.5R硅酸盐水泥;粉煤灰;细度模数为2.46的中粗砂;连续级配碎石(粒径5～12mm);羧酸类高效减水剂和自来水。

(2)配合比：混凝土基本配合比为水泥：粉煤灰：砂：石=1:0.2:1.53:1.53，水泥用量500kg/m3，水胶比0.37，胶凝材料包括水泥和粉煤灰。

(3)试验用钢纤维和高耐碱玻璃纤维的性能参数见表1，纤维含量见表2。通过调整高效减水剂的掺量来保持掺纤维高性能混凝土的坍落流动度在600mm左右。

1.2 试验方法

成型试件：每组成型24个试件，其中12个为立方体试件，尺寸100mm×100mm×100mm;另外12个为梁试件，尺寸100mm×100mm×400mm。试件成型24h后拆模，接着放入水箱中养护28d，水箱温度15～25°C。养护结束后，根据国际材料与结构联合会标准RILEM[8,9]，用湿锯在其中的三个梁试件跨中位置进行开口，开口宽度与深度分别为3mm和15mm。然后将试件运至试验室，在室温中放置2个月后再进行常温下的抗压与弯曲试验。每组剩下的9个立方体试件与9个梁试件在电炉中进行加温，其中，6个试件加温至300℃，6个试件加温至600℃，剩下的加温至900℃。电炉的升温速率为6℃/min，当达到预定最高温度后，恒温3h再取出试件，使其自然降至室温后进行抗压和弯曲试验。

弯曲试验在液压侍服材料试验机上进行，利用两个线性差分式位移传感器对梁跨中挠度进行测定。试验采用梁跨中位移控制，控制速率为0.2mm/min，试验进行至试件梁完全断开为止。利用荷载-挠度曲线计算并评价纤维高性能混凝土的弯曲韧性和断裂能。

2 试验结果与分析

2.1 抗压强度

纤维高性能混凝土抗压强度试验结果见表2。从表2可以看出，玻璃纤维对混凝土抗压强度有负面影响，其掺量越高，混凝土的抗压强度越低。钢纤维对混凝土抗压强度的影响不大。混杂掺入钢纤维和玻璃纤维时，混凝土的抗压强度比单掺钢纤维时稍低，但比单掺玻璃纤维时要高。

玻璃纤维导致混凝土抗压强度降低的主要原因在于混凝土中存在较多的气孔。一般来讲，在混凝土搅拌和浇注过程中，细小的玻璃纤维常会将空气带入混凝土中，这极易降低混凝土的强度。

一般情况下，遭遇高温后，混凝土的抗压强度会有不同程度的降低。图1为各类混凝土受不同高温后的剩余抗压强度。从图1可以看出，当温度升至300℃后，混凝土平均抗压强度为常温下的86.8%。随着温度的进一步升高，混凝土的抗压强度开始急剧下降。经受600℃和900℃高温后，平均抗压强度分别只有常温下的40.3%和10.2%。

不掺纤维的素混凝土受高温后抗压强度下降更快，经受300℃、600℃、900℃高温后，抗压强度分别只剩常温下的80.4%、31.6%和6.1%。产生这种情况的原因主要在于高性能混凝土密实的微观结构导致了其在升温过程中出现较高的内部压力。

玻璃纤维和钢纤维对降低高温后混凝土强度的劣化有显著作用，它们在混凝土中具有连接并阻止裂缝的作用，可以减轻温度急剧变化以及温度应力所引起的混凝土体积膨胀，限制混凝土中裂缝的产生和发展[10]。如图1所示，经过900℃高温，GF1和GF3的抗压强度分别为其常温下的9.9%和11.5%。SF40、SF55及SF70的抗压强度分别为其常温下的8.4%、9.2%和9.5%。从这些数值可见，纤维掺量较高的混凝土具有相对较高的剩余抗压强度。

由于钢纤维和玻璃纤维的综合效用，混杂纤维高性能混凝土具有较高的高温后剩余抗压强度。HF403、HF552及HF701的抗压强度分别为其常温下的11.6%、13.0%和12.9%。

2.2 抗弯性能

国际上通常利用能量吸收能力和等效抗弯强度来描述混凝土的弯曲韧性，弯曲韧性表明的是混凝土梁开裂后达到某指定挠度时的剩余承载能力。能量吸收能力可用荷载-挠度曲线与横坐标所围成的面积来表示。图2为高温后不同梁试件三点弯曲试验所得的荷载-挠度曲线。表3为按RILEM计算的高温前后纤维高性能混凝土梁的力学性能指标值，表中数值为三个试件的平均值。

从图2和表3可以看出，在常温时，纤维(特别是钢纤维)对提高混凝土的抗弯承载力、弯曲韧性和断裂能具有显著的效用。与普通HPC相比，当玻璃纤维掺量为1kg/m3和3kg/m3时，混凝土的能量吸收值分别提高0.9倍和1.7倍。钢纤维混凝土梁的抗弯承载力、弯曲韧性以及断裂能都高于玻璃纤维混凝土梁，当钢纤维掺量分别为40kg/m3、55kg/m3和70kg/m3时，混凝土的能量吸收值分别比普通HPC提高3.0、6.0、7.7倍。

由图2和表3还可以看出，高温后混凝土的抗弯承载力、弯曲韧性以及断裂能都明显下降，且温度越高，下降幅度也越大。通过比较表3的数据可以发现，经过300℃、600℃、900℃高温后，混凝土的能量吸收值平均只剩常温下的79.2%、44.8%和26.7%。对比HPC和FRHPC可以发现，钢纤维增强的HPC具有更高的高温后剩余抗弯承载力、弯曲韧性以及断裂能。

相对而言，玻璃纤维对高温后混凝土力学性能的改善效果较小。与高温后抗压强度的结果类似，表3的结果还表明，高温后混杂纤维混凝土有与钢纤维混凝土相当甚至更高的剩余抗弯承载力、弯曲韧性以及断裂能。

3 结论

(1)常温下，玻璃纤维易导致高性能混凝土抗压强度的降低，钢纤维可小幅提高混凝土的抗压强度。此外，纤维，特别是钢纤维可显著提高混凝土梁的抗弯承载力、弯曲韧性和断裂能。

(2)各类混凝土经受高温后，抗压强度均有不同程度的降低，掺钢纤维和玻璃纤维可有效降低高温对混凝土强度的劣化。

(3)随温度的升高，混凝土的抗弯承载力、弯曲韧性和断裂能均显著降低。钢纤维可有效改善高温后混凝土的力学性能，而玻璃纤维对高温后混凝土力学性能的改善程度比较有限。混杂纤维高性能混凝土具有与钢纤维高性能混凝土相当或更高的高温前后抗弯承载力、弯曲韧性以及断裂能。

注：表中符号意义参见参考文献[9～10]。

参考文献

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[9]RILEM Draft Recommendation TC50-FCM:Determinationof Fracture Energy of Mortar and Concrete by Means of ThreePoint Bend Tests on Notched Beams.Materials and Structures,1985,18(106):285–290。

[10]Chen B,Liu J Y.Residual strength of hrbrid-fiber-reinforced high-strength concrete after exposure to hightemperatures.Cement and Concrete Research,2004,30(6):1065-1069.