DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 5. “氧债”对水产养殖的影响 分析“氧债”发生、发展和消亡的规律，其与企业举债、银行放贷过程极其相似：当企业运行质态良好、自有资金充裕时，银行自愿大量放贷，以获得稳定的收益；当企业举步维艰、资金运转困难，产生缺口时，银行不仅不愿继续放贷，而且勿忙回收已放贷款，使困难企业发生“债务危机”，甚至破产倒闭。“氧债”发生也是在溶解氧富余时产生，在溶解氧告急时偿还，并且偿还时间短，往往使养殖水体溶解氧在供不应求的状况下“雪上加霜”，发生“氧债危机”而出现“浮头”，甚至发生“泛塘”而绝收。因此，“氧债”对水产养殖影响极大，具体表现为以下几方面。 5.1. 转化为无机盐，提高水体初级生产力 “氧债”的主要载体为有机物。有机物在细菌或真菌和溶解氧的共同作用下，可以分解为硝态氮( NO 3 − -N)、氨态氮( NH 4 + -N)、速效磷(P 2 O 5 -P)和二氧化碳(CO 2 )等浮游植物和水生维管束植物所必需的无机营养盐及微量元素，促进光合作用，提高养殖水体初级生产力和溶解氧水平 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。同时，有益细菌和真菌等有益微生物在利用和转化有机物的过程中，其种群也在不断扩大，形成的“生物絮团”也是水产动物的饵料来源。以上就是养殖水体“氧债”的主要正面作用。 5.2. 降低养殖容量，加大“泛塘”风险 “泛塘”是突发性强、损失最严重的水产养殖事故。“浮头”“泛塘”的直接原因是养殖水体缺氧，根源是“氧债”。“氧债”造成养殖水体底层长时间处于低氧或缺氧状态，阻碍了水体中氧化还原进程，影响了水中物质转化和能量转换，降低了养殖容量。在“氧债”积存较大的养殖水体中，夜晚或雷阵雨后因上层水温下降形成的密度流，使养殖水体上下水层剧烈交换，引发爆发性耗氧，养殖水体中贮存的溶解氧在短时间内大幅度下降 [ 4 ] ，引发“浮头”；如“氧债”累积量大，便会使养殖水体溶解氧消耗殆尽，发生“泛塘”，造成水产动物大量死亡，甚至全军覆没。 5.3. 增加生产成本，影响养殖产量、品位和效益 “氧债”造成水体底层长时间缺氧，整个养殖水体处于低氧状态，既影响水产动物摄食强度，又影响饵料消化利用率，增加了饵料成本。同时，夜晚和阴雨天的低氧，还减少了水产动物生长时间，降低了水产动物生长速度和养殖产量，影响了养殖效益。特别是虾蟹、海参、海蜇、鲍鱼、扇贝等底栖型名贵水产动物，因为养殖水体下层氧债累积，极易产生H 2 S、CH 4 等还原状态的有毒有害物质，不仅影响了其摄食和生长，而且影响水产品风味，使水产品带有“土腥味”，直接影响销售价格和经济效益。 5.4. 引发水产病害，加大质量安全风险 水质环境恶化是引发水产病害的根本原因。江河湖泊水库等天然水体因为水体活、水质好，几乎见不到水产动物生病。随着养殖密度增加，投入强度加大，“氧债”逐步累积，水体环境质量下降，极易诱发水产动物生病。因为“氧债”存在，养殖水体中氧化还原反应难以持续进行，使H 2 S、 NO 2 − 、CH 4 和NH 3 等有毒有害物质持续增加 [ 4 ] [ 5 ] [ 8 ] ，直接毒害水产动物，使其处于“亚健康”状态，造成水产病害损失日趋严重。近几年，部分地区南美白对虾、鳜鱼和异育银鲫等养殖品种因水质下降，导致危害严重的病毒性病害频繁发生，个别单位甚至绝收。同时，由于防病用药不断增加，水产品质量安全风险也在加大。 5.5. 引起“蓝藻”爆发，污染周边生态环境 局部地区对水域或农田盲目开发，发展水产养殖业，肆意增加养殖密度，提高投入强度，加快了养殖水体“氧债”累积速度，造成“氧债”大量积压，表现为养殖水体的严重富营养化，致使局部地区养殖水体“蓝藻”爆发 [ 8 ] 。这些高“氧债”的养殖尾水如排放到周围水域，扩大了农业面源污染，带动了周边水域环境恶化，甚至形成“黑臭”水体。
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user: 6. 遵循“氧债”规律调控养殖水质 一个运转良好的企业，资金总是处于良性循环运转状态，即债权与债务保持动态的平衡，从而维持或扩大再生产，销售产品，产生利润。同样，一个水质调控良好的养殖水体，“氧债”也处在不断产生和偿还过程中，为养殖水体中浮游植物和其他水生植物源源不断提供无机营养盐和微量元素，促进水体中物质转化和能量转换，伴随着水产养殖动物持续健康生长，最终向社会提供优质安全的水产品。尽管“氧债”是水产养殖的潜在风险和主要威胁，但“氧债”并不可怕！关键是科学调控养殖水质，努力实现养殖水体溶解氧的有效均衡供给，空间上同位，时间上同步，使养殖水体“氧债”一旦产生及时偿还，避免“氧债”累积，保障溶解氧充裕供给，促进水产动物快速健康生长。 6.1. 清淤消毒，消除养殖水体最大“氧债”来源 底部淤泥是养殖水体最主要的氧债来源。尤其是多年未彻底清淤的养殖水体，养殖过程中水产养殖动物粪便、残饵及水生生物尸体等逐年沉积，积存了大量有机物，少数高产养殖池塘淤泥甚至深达80~100厘米，这些水体“总氧债”是保持每年清淤的养殖水体“总氧债”的数倍，甚至十几倍，对水产养殖安全影响极大，必须彻底根除。一是要彻底清淤。通过冬春养殖休闲季节挖除多年有机物积存积淀的淤泥；二是冬闲时养殖水体及时排干水体，让底层淤泥或经深层耕翻后再“风吹日晒”，使其中有机物充分氧化还原。三是使用氧化消毒剂。如使用生石灰、漂白粉、强氯精、二氧化氯等具有强氧化作用的消毒剂，使底泥中的有机物迅速氧化，避免在养殖过程中耗氧，而减少“氧债”。 6.2. 及时存氧，减少人工补氧 晴天光合作用强烈，能快速增氧，使养殖水体中溶解氧处于供过于求状态。尤其是夏日晴天午后，在养殖水体上层和表层溶解氧均处于饱和或过饱和状态，造成大量宝贵的溶解氧资源向空气中逸出而造成浪费。同时，“气往高处走”作为溶解氧运动的基本方式，以及日照造成的水温上高下低、密度上小下大形成的“热阻力”，使晴天白天养殖水体上下水层几乎没有交换，养殖水体下层、底层总是处于少氧或缺氧状态。这种溶解氧分布的“贫富不均”，一方面造成浪费，另一方面又使养殖水体底层和下层累积“氧债”。如能及时将上层富余“溶解氧”运送到底层，既消除了溶解氧分布的“两极分化”，又及时库存这部分“富余氧气”，以应阴雨天和夜晚光合作用停止产氧或产氧量减少时的“不时之需”。实现上述目标，过去主要是发挥增氧机的作用，尤其是叶轮增氧机的搅水提升作用，实现下层有害气体从表层逸出，同时，将表层富余溶解氧输送并贮存在水体下层和底层 [ 9 ] [ 10 ] 。而毋须在夜晚早开增氧机械补充溶解氧缺口，延迟或减少增氧机开机时间，减少能源消耗。 6.3. 挖潜降耗，高效利用存量溶解氧 权威机构研究表明，水生植物(主要是浮游植物)光合作用是养殖水体溶解氧的主要来源，占养殖水体总供氧量的80%~90%以上 [ 2 ] [ 3 ] ，人工增氧仅仅是溶解氧来源的补充。用好用足光合作用产生的氧气，减少因水体表层、上层溶解氧过饱和而逸出造成的浪费，是解决养殖水体“氧债”的主要途径，也是水产养殖业节能减排的重要方法。也就是通过“增氧活水机”制造“活水” [ 11 ] ，及时将光合作用生产的氧气输送到水产养殖动物栖息的水层和有机质大量积存的水底和水体下层，一方面满足水产养殖动物生存生长之必需，另一方面使有机物快速、充分氧化还原，及时偿还“氧债”或消除“氧债”，从而根除“氧债”带来的风险。 6.4. 制造“活水”，及时偿还“氧债” “氧债”累积是一个长期缓慢的过程，消除“氧债”需要向养殖水体底层持久均衡供氧，即长期、源源不断向养殖水体底层输送足量氧气。即通过高效节能型的活水机或“增氧活水机”全时段、全天候在养殖水体的全方位、全水层制造“活水 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] ”(微速循环流水)，实现均衡供氧和送氧。只有这样，才能使养殖水体溶解氧持续补充、均匀分布，实现“氧债”既不断产生，又不断偿还(清除)，处于动态循环和平衡状态，不会形成累积，从而根除因“氧债”累积造成的“浮头”“泛塘”风险。同时，“活水”可以使养殖水体中各类微生物由静物变“动物”，化被动为“主动”，增加了微生物与有机物的接触频率、接触时间和接触程度，提高了微生物对有机物的净化效率，扩大了其净化作用的范围 [ 7 ] ；总之，“活水”造就的溶解氧均衡供给，提高了好氧微生物的有机物转化效率和净化效果，根除了H 2 S、 NO 2 − 、CH 4 和NH 3 等有毒有害中间产物的产生，加速了“氧债”清除。 6.5. 生物净水，“氧债”转肥调水 “氧债”存在是高产高效养殖的主要威胁，其影响总体是负面的。但是，在地处偏远的江河湖泊水库，作为“氧债”主要积存的有机物在微生物作用下，转化为浮游植物和水生植物的主要营养成分来源，对提升水域生产力，提高水产品产量具有积极意义。 有机物是养殖水体“氧债”主要来源和存在形式。有机物氧化还原即“氧债”的偿还，离不开细菌、真菌和浮游植物等有益微生物全面深度参与。但是，在高产养殖水体中，仅仅依靠水体原有微生物自身种群密度是难以完成这种高强度有机物转化过程。而应选择适应范围广，生存能力强，对有机物转化利用效率高的微生物品种，用于养殖水体有机物转化，将积存的“氧债”转化无机肥料，为浮游植物提供营养盐和碳源(CO 2 )，促进养殖水体光合作用，增加溶解氧来源 [ 3 ] 。从上世纪80年代后期起，我国水产养殖业从光合细菌，到芽胞杆菌、乳酸菌、EM菌等系列多品种有益菌广泛应用，取得了丰硕成果，并早已为从事水产养殖业的广大渔民所认识 [ 7 ] [ 10 ] 。但如何应用提高有益微生物的应用效果，仍须进一步深入研究。同时，在高产养殖水体中优良浮游植物品种受到生态环境和滤食性鱼类及浮游动物等影响，衰减速度较快 [ 2 ] ，搞好注水、换水或接种单细胞藻类，促进其品种更新，对维持有益浮游植物密度和活力，对维护养殖水体“活力”具有重要意义。
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user: 摘 要 沥青混合料的结构影响其蠕变特性。为了研究沥青混合料结构参数与蠕变特性的关系，采用5种不同AC类及5种不同SMA类级配的沥青混合料进行蠕变试验和流变时间分析，并基于burgers模型进行分析，量化空间结构参数，探讨蠕变特性和结构参数的关系。试验结果表明，粗颗粒的增加都显著提高了AC16和SMA16沥青混合料的流变时间，增强了沥青混合料抗永久变形能力；AC16结构参数中，空隙率和Q与η 1 相关性显著。SMA16结构参数中，粗颗粒面积、空隙率、参数Q以及趋向参数Δ与η 1 和η 2 显著相关；4.75通过率的增加使AC16和SMA16的流变时间变化趋势相反。 关键词 :沥青混合料结构参数，蠕变，流变时间，抗永久变形 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 沥青混合料结构和性能息息相关，粗集料对沥青混合料的高温力学性能影响较大，而沥青混合料的高温抗永久变形能力恰好是使用者重点关心的性能之一 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。2003年，AASHTO推出了路面设计基本试验系统规范，SPT流变时间试验是其中基本性能试验之一。流变时间试验本质即单轴静载蠕变试验，研究表明，沥青混合料的流变时间与其抗变形能力具有很好的相关性，流变时间越大，抗变形能力越强 [ 6 ] - [ 15 ] 。因此，本文将借助单轴静载蠕变试验对不同的沥青混合料进行高温抗变形能力研究，通过流变时间来评价沥青混合料的抗变形能力，基于数字图像处理技术深入开展粗集料颗粒的细观形貌表征和沥青混合料结构参数的研究，进一步探讨沥青混合料性能，对研究沥青混合料进行抗变形能力有积极意义。
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user: 2. 试验材料及沥青混合料设计 2.1. 试验选用的级配 本文以工程中普遍使用的悬浮密实型的AC16级配和骨架密实型的SMA16级配作为研究级配。实验设计考虑模拟实际生产过程中粗集料级配的波动特点。以AC16中值级配J1为基础，保证各4.75及以下细集料筛孔通过率不变，在9.5通过率中值基础上分别增减±5%、±10%，并保证9.5以上各档粗集料之间比例不变，得到5个不同的AC16级配如表1所示，级配曲线图见图1。 以SMA16中值级配S1为基础，首先保证各4.75及以下细集料筛孔通过率不变，在9.5通过率中值基础上分别增减±5%、±10%，并保证9.5以上各档粗集料之间比例不变，得到5个不同的级配，如图2所示。本文所有试验试件成型采用的集料都先筛分成单档粒径，然后再进行回配。 2.2. 沥青用量 本文研究中，以中值级配沥青混合料的马歇尔设计方法确定的最佳油量，其他级配变化时均采用此油量，结果如表2所示。 Table 1 Pass rate of 5 kinds of gradation (J1 - J5 级配编号 通过下列筛孔(方孔筛/mm)的质量百分率/% 19 16 13.2 9.5 4.75 2.36 1.18 0.6 0.3 0.15 0.075 J2 100 96.7 89.3 80 48 34 24.5 17.5 12.5 9.5 6 J3 100 95.8 86.7 75 48 34 24.5 17.5 12.5 9.5 6 J1 100 95 84 70 48 34 24.5 17.5 12.5 9.5 6 J4 100 94.2 81.3 65 48 34 24.5 17.5 12.5 9.5 6 J5 100 93.3 78.7 60 48 34 24.5 17.5 12.5 9.5 6 表1. J1~J5矿料级配筛孔通过率 Table 2 Gradation with the best asphalt value of the amount of asphal 级配类型 沥青用量(%) 纤维用量(%) AC16 4.5 0 SMA16 6.2 0.3 表2. 级配中值沥青混合料最佳沥青用量 图1. AC16不同粗集料级配曲线图 图2. SMA16不同粗集料级配曲线图
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user: 3. 蠕变试验与结构参数 3.1. 蠕变试验和分析模型 1) 蠕变试验 采用单轴静载蠕变试验，试验参照AASHTO TP79进行试验，采用UTM-250伺服加载系统进行试验，试验温度为60℃，试验荷载，AC16采用0.4 MPa，SMA16采用0.2 MPa。SPT流变时间试验是AASHTO试验中基本性能试验之一。流变时间试验本质即单轴静载蠕变试验，沥青混合料的流变时间与其抗变形能力具有很好的相关性，流变时间越大，抗变形能力越强。 沥青混合料的蠕变力学模型是多种多样的，Burgers模型是当前应用较多的模型之一。Burgers蠕变方程如式(1)所示： ε ( t ) = σ 0 [ 1 E 1 + 1 η 1 t + 1 E 2 ( 1 − e − E 2 η 2 t ) ] (1) 式中 σ 0 ——加载应力(MPa)； E 1 ——瞬时弹性模量(MPa)； E 2 ——延迟弹性模量(MPa)； η 1 ， η 2 ——粘壶粘性系数。 2) 分析模型 Burgers模型能很好的对蠕变曲线的迁移期和稳定期进行拟合，但是不能就破坏期进行拟合。因此，下文主要就蠕变曲线的前两个阶段进行拟合分析。蠕变曲线如图3所示。 3.2. 结构参数量化单位 1) 纵横比 A R 1 ：将集料颗粒最小外接矩形的长轴与短轴的比值称为纵横比 A R 1 ，如图4，定义式如式所示： A R 1 = D 1 D 2 (2) 式中 D 1 ——最小外接矩形长轴(cm)； D 2 ——最小外接矩形短轴(cm)。 2) 棱角性：棱角性的定义主要分为两类，第一类是反映颗粒轮廓上棱角的圆度，第二类是反映颗粒轮廓的整体轮廓的圆度。本文采用第二类基于颗粒周长计算的棱角性指标，用颗粒实际周长与等效椭圆的周长的比值表征颗粒的棱角性 [ 13 ] ，如图4示意，表达式如式(3)所示： A n g u l a r i t y ( P ) = ( P e r i m e t e r P e r i m e t e r e l l i p s e ) 2 (3) 式中 P e r i m e t e r ——集料颗粒周长(cm)； P e r i m e t e r e l l i p s e ——等效椭圆周长(cm)。 3) 集料面积(Area)：集料面积可分为颗粒实际面积、等效椭圆面积和最小外接矩形面积Area (Box)等，本文主要针对颗粒二维实际截面进行分析。 4) 分形维数(Fractal Dimension)：分形维数则是判断两个分形是否一致的度量标准之一。本文采用IPP测量分形维数，采用变尺码法来进行分形维数的测定，如图5所示，具体如下： 图3. 蠕变曲线示意图 图4. 粗集料颗粒细观参数示意图 图5. 分形维数求解示意图 设定测量尺码为 ε ，让其沿着曲线(或图形边界)连续行走度量，如果度量步数为 N ，那么尺码与度量长度 L 之间具有如下的幂律关系： L = k ε 1 − D (4) 对式(4)两边取对数有 lg L = lg k + ( 1 − D ) lg ε (5) 式中， k 为尺度常数。 用一组不同的尺码去测量曲线的长度，在双对数坐标中线性回归得到了直线的斜率 α = 1 − D ，从而分形维数 D = 1 + α 。 5) 空隙轮廓分形维数 每个独立空隙的轮廓均是由不规则的曲线构成，为了定量描述空隙的轮廓特性，故采用分形维数对空隙的轮廓进行评价。采用IPP具体测量空隙分形维数，原理同上述。 6) 空隙面积比 由于沥青混合料的性能不仅受粗集料的影响，同时还受空隙的影响。因此本节用集料面积和空隙面积的比值共同构建空隙面积参数如式(6)所示： Q = A r e a j i l i a o A r e a k o n g x i (6) 式中 A r e a j i l i a o ——粗集料颗粒横断面积(cm 2 )； A r e a k o n g x i ——空隙横断面积(cm 2 )。 7) Eyad Masad [ 16 ] 提出了集料偏角均值和颗粒趋向参数 Δ 表示集料颗偏角分布特性表达式见式(7)~(8)。 α ¯ = ∑ i = 1 N α k N (7) Δ = 100 N ( ∑ 1 N sin 2 α k ) 2 + ( ∑ 1 N cos 2 α k ) 2 (8) 式中 α ¯ = ——主轴偏向角均值； α k ——单个颗粒主轴偏向角； N ——颗粒个数。 Δ 表示主轴分布一致性，数值在0~100之间，分布一致性越高，数值越大。
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user: 4. AC16级配沥青混合料结构参数和性能分析 4.1. AC16级配沥青混合料流变时间和蠕变特性 AC16不同级配的沥青混合料流变时间和蠕变曲线如下 对比图6中J1~J5沥青混合料流变时间发现，在试验所选择的5个级配中，随着大颗粒粗集料比例的增加，沥青混合料的流变时间增加明显。由J2到J5的变化过程中，流变时间增加了1倍以上，可见粗集料对于沥青混合料抗变形能力的贡献尤为重要。 由图7可见，AC16的5个的沥青混合料试验蠕变曲线中，其破坏时间点的由大到小的排列顺序是J5-J4-J1-J3-J2。由前面级配参数可知，在整体上破坏时间随着9.5及以上粗集料的增加而增加，9.5及以上粗集料的增加对于提高沥青混合料的高温变形能力具有重要意义。 对AC16的5种沥青混合料进行组成结构和流变时间的相关性分析，相关系数计算结果见表3。 4.2. AC16沥青混合料结构参数与蠕变性能相关性分析 AC16级配J1~J5沥青混合料结构参数和蠕变参数相关系数统计见表4，由表中数据可知，结构参数除空隙分形维数外其他参数与Burgers蠕变模型参数和均具有很好的相关性，与相关性次之，最差。由此可知，在AC类沥青混合料中，集料颗粒面积的增加，集料分形维数的降低，空隙率的降低能够提高粘性、和，提高其永久变能力。 图6. 不同级配沥青混合料流变时间 图7. J1~J5沥青混合料蠕变曲线 Table 3 AC16 asphalt mixture structure and rheological time correlation analysi 混合料种类 面积(cm 2 ) 集料分形维数 空隙分形维数 A R 1 空隙率(%) Q J1~J5 0.926 ** −0.828 * 0.620 0.956 *** −0.859 * 0.889 * 表3. AC16沥青混合料结构和流变时间相关性分析 注：“***”表示双侧T检验在0.01水平下显著相关；(下文同)“**”表示双侧T检验在0.05水平下显著相关；(下文同)“*”表示双侧T检验在0.1水平下显著相关；(下文同)。 Table 4 J1~J5 structural parameters and creep parameters correlation coefficien 混合料种类 面积(cm 2 ) 集料分形维数 空隙分形维数 A R 1 空隙率(%) Q E 1 0.329 −0.626 −0.273 0.134 −0.056 0.255 E 2 0.913 ** −0.933 ** 0.655 0.516 −0.697 0.732 η 1 0.745 −0.588 0.739 0.319 −0.754 0.706 η 2 0.913 ** −0.866 * 0.742 0.470 −0.788 0.799 表4. J1~J5结构参数与蠕变参数相关系数
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user: 5. SMA16级配沥青混合料结构参数和性能分析 5.1. SMA16级配沥青混合料流变时间和蠕变特性 SMA16不同粗集料级配沥青混合料流变时间和蠕变曲线统计结果如下： 由图8发现，随着9.5及以上粗集料的含量增加，从S2到S5的变化过程中，沥青混合料的流变时间在整体上逐渐增加。S5与S2相比，流变时间由53 s增加到了177.5 s，流变时间增加了200%，再次证明了粗集料的用量会极大程度影响着沥青混合料的高温抗变形能力。 由图9可知，随着9.5及以上粗集料比例逐渐增加时，沥青混合料的蠕变破坏时间点逐渐增大，蠕变速率逐渐降低。 SMA16沥青混合料结构参数和流变时间的相关系数计算统计见表5。 由表5可知，在S1~S5中，沥青混合料断面颗粒面积的增加，集料分形维数的降低，空隙分形维数的增加，空隙率的减少，趋向参数 的增大均能显著提高流变时间，提高沥青混合料的抗永久变形能力。出现这种现象的原因是由于随着4.75 mm通过率的增加，SMA沥青混合料的骨架结构逐渐被破坏，沥青混合料逐渐变成了悬浮密实型沥青混合料。由前面试验结果发现，在蠕变试验中，相同荷载前提下，密实悬浮型沥青混合料流变时间更久，因此导致了结构参数规律出现相反变化规律。 5.2. SMA16沥青混合料结构参数与蠕变性能相关性分析 S1~S5沥青混合料结构参数和蠕变参数相关系数统计见表6。 图8. 不同级配沥青混合料流变时间 图9. S1~S5沥青混合料蠕变曲线 Table 5 SAM-16 Asphalt Mixture Structure and Rheological Correlation Analysi 混合料种类 面积(cm 2 ) 集料分形维数 空隙分形维数 棱角性 空隙率(%) Q 横向 Δ 纵向 Δ S1~S5 0.967 *** −0.740 −0.881 ** - −0.979 *** 0.865 * 0.991 *** 0.853 * 表5. SAM-16沥青混合料结构和流变时间相关性分析 Table 6 S1~S5 structural parameters and creep parameters correlation coefficien 混合料种类 面积(cm 2 ) 集料分形维数 空隙分形维数 空隙率(%) Q 横向 Δ 纵向 Δ E 1 −0.216 0.650 0.864 * 0.335 −0.641 −0.364 −0.235 E 2 −0.419 −0.008 0.526 0.21 −0.778 −0.275 0.069 η 1 0.951 ** −0.712 −0.581 −0.943 ** 0.926 ** 0.964 *** 0.780 η 2 0.881 ** −0.448 −0.649 −0.810 * 0.808 * 0.840 * 0.561 表6. S1~S5结构参数与蠕变参数相关系数 结构参数与Burgers蠕变模型参数 η 1 具有很好的相关性， η 2 次之，与 E 1 和 E 2 相关性均较差。说明选取的结构参数能够间接反映沥青混合料的抗永久变形能力，粗颗粒面积越大，集料分形维数越小、空隙率越小、趋向参数越大，沥青混合料抗永久变形能力越强。
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user: 6. 结论 基于蠕变试验开展了沥青混合料抗变形能力和黏弹特性的研究，并采用偏相关分析法对沥青混合料结构和性能建立了联系，获得成果如下： 1) 试验结果表明，蠕变试验试件的破坏形式为“两端细、中间粗”的鼓状破坏形式，AC16试件表面有较多的条状裂纹，SMA则表现为粗骨料之间互相错位。 2) 粗集料级配对沥青混合料流变时间具有显著影响，无论是AC类还是SMA类沥青混合料，大颗粒粗颗粒的增加都显著提高了沥青混合料的流变时间，增强了沥青混合料抗永久变形能力。 3) 在AC16中，4.75 mm通过率的降低使得流变时间降低，但对于SMA16来说，4.75 mm通过率的增加使得流动时间大大增加，与AC16呈现相反趋势。 4) AC16沥青混合料中，粗集料大颗粒的增加主要对蠕变参数 η 1 和 η 2 产生了影响，4.75通过率的降低使得 η 1 和 η 2 都增大，空隙率和 Q 与 η 1 相关性显著。SMA16沥青混合料中，粗集料大颗粒的增加使得 η 1 和 η 2 都增大，粗颗粒面积、空隙率、参数 Q 以及趋向参数 Δ 与 η 1 和 η 2 显著相关。空隙率与 η 1 负相关显著，参数 Q 与 η 1 正相关显著。 5) 抗永久变形性能与粗集料面积参数、空隙分形维数、横向 Δ 、纵向 Δ 、空隙率以及 Q 相关性良好。
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user: 摘 要 理论分析表明胶接接头胶层切应力分布是不均匀的，但内部胶层的切应力理论结果至今还没有适当的测试方法进行试验验证。本文提出了胶层切应力测试新方法，通过测试接头盖板的正应力，拟合正应力分布方程推算出胶层切应力。试验结果与胶层切应力理论分析吻合，验证了胶接接头胶层切应力理论。 关键词 :胶接接头，双面搭接接头，胶层切应力 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 胶接接头由被粘贴构件和胶粘剂所构成，起着传递载荷的作用。实际工程应用的胶接接头类型有对接接头、斜接接头、搭接接头、套接接头等。搭接接头就是平板被粘物涂胶后叠合在另一平板被粘物端部一定长度上，使之成为一体的接头形式。搭接接头有单搭接、平接、双搭接等形式。搭接接头存在载荷传递不均匀的缺点，即胶层切应力分布不均匀。有关的理论分析模型不止一种。最早的是Volkersen在1938年提出的胶接接头单面搭接模型分析理论 [ 1 ] 。1944年Goland和Reissner考虑加载作用线偏心引起的弯曲效应，建立了包括胶层剥离正应力在内的一维梁模型理论 [ 2 ] 。1978年Ojalvo假定胶层很薄时，胶层位移沿厚度线性变化， 考虑胶层剪应变完整的几何方程，得到了胶层剪应力沿厚度线性变化的应力表达式 [ 3 ] 。但如何测量接头内部胶层的切应力分布，至今没有很好的试验方法进行验证。由于胶层很薄，一般在0.2 mm左右，直接测量胶层的切应力难度很大。L. Goglio等只对局部进行了应变测量，没有对接头整体进行测试，并且试验中只测试了搭接盖板正应力，没有测试胶层的切应力 [ 4 ] 。M.-P. Moutrille，等人用光学的方式对铝板和复合物之间的胶结区的切应力和位移场进行了测量，但是测试结果离散程度较大 [ 5 ] 。 本文提出了一种测量双面搭接接头胶层切应力的测试方法。通过测量盖板正应力，利用胶层位置盖板正应力与胶层切应力的对应关系，间接求出胶层切应力。在双面搭接接头试样的搭接盖板上粘贴多个应变计，对接头施加拉力。根据盖板材料的应力–应变关系，计算出盖板各测点的正应力，应用最小二乘法将各测点正应力按照双曲函数形式拟合，得到正应力分布函数，再根据接头内部的平衡微分方程求出胶层切应力分布函数，进而求得任意位置的胶层切应力。
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user: 2. 测试方法 2.1. 测试原理 胶接接头通常采用单面搭接形式，如果不考虑荷载偏心的影响，可以简化为两块搭接盖板用胶连接而形成，两端作用一个大小相等方向相反的力的受力模型，如图1所示。 这一理论模型首先由Volkersen提出的，假设胶接接头盖板只发生纵向的形变，而且胶层的切应力是连续的。根据搭接盖板的平衡微分方程和边界条件 [ 1 ] 联立求解得： σ 1 x = A cosh ( λ x ) + B sinh ( λ x ) + C (1) τ = − d σ 1 x d x t 1 = − t 1 λ [ A sinh ( λ x ) + B cosh ( λ x ) ] (2) 式中： σ 1 x 为厚度为t 1 盖板中正应力，t为胶层切应力： λ 2 = G t ( 1 E 1 t 1 + 1 E 2 t 2 ) A = F ( E 2 t 2 − E 1 t 1 ) 2 t 1 b ( E 2 t 2 + E 1 t 1 ) cosh (λc) B = − F 2 t 1 b sinh (λc) C = F E 2 b ( E 1 t 1 + E 2 t 2 ) 根据上述理论分析的结果，盖板上的正应力与胶层中的切应力存在平衡微分关系如下式。 d σ ( x ) d x t 1 + τ ( x ) = 0 (3) 式中：σ(x)——盖板上的正应力分布函数； t 1 ——盖板的厚度； τ(x)——胶层中的切应力分布函数。 从公式(3)的关系中不难发现，如果能测出盖板上的正应力分布函数，就可以通过公式(3)推出胶层中的切应力分布函数，从而计算出胶层中的切应力。如果在模型盖板的胶结区域多个测点上粘贴应变计，对试样施加拉力，测出各测点的应变，再根据盖板材料的应力–应变关系，测出各点的正应力，用最小二乘法将测点正应力按照双曲函数形式进行曲线拟合，得到正应力分布函数，那么便可以根据公式(3)求出胶层切应力分布函数，进而求得胶层各点的切应力。 2.2. 测试方案 接头模型的一半，因此测试可以采用双面搭接接头试样，如图2所示。接头盖板采用铝合金材料，胶层材料为合众高性能结构AB胶。 试样尺寸和材料参数如表1所示。 2.3. 测试过程 首先制作试样，按照表1的尺寸制作两个接头试样(试样一、试样二)。其次确定测点位置，粘贴应变 图1. 单面搭接模型示意图 图2. 双面搭接模型示意图 计。测点位置见图3。电阻应变计选用BX120-2AA，敏感栅尺寸为1 × 2 mm，电阻阻值为120 Ω，灵敏系数为2.08。应变计在上下盖板呈等间距对称布置，如图3所示。 采用Instron 3367电子万能试验机加载，按单向拉伸加载。应变测试采用4501 A应变仪。预加载1 kN，最大荷载为6 kN，分级加载，每隔1 kN记录一次数据，重复3次。试验加载见图4。
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user: 3. 测试结果 3.1. 盖板正应力测试结果 按测试方案要求，分别在1、2、3、4、5、6 kN读取相应的应变值。取各测点的应变增量的平均值，根据盖板材料应力-应变关系计算各测点的正应力。测试结果如表2和表3所示，表3中的正应力理论值依据式(1)与表1中的参数计算得到： 对盖板正应力实测数据与理论数据进行比较，如图5所示。两者在中点处基本吻合，误差很小，不到1%；两个端点的数据也较为接近。 Table 1 Dimension of the sample 参数 参数含义 数值 单位 b 接头盖板宽度 25 mm 2c 胶层长度 25 mm t 1 接头上盖板厚度 2 mm t 2 接头下盖板厚度 1 mm t 胶层厚度 0.2 mm E 1 接头上盖板弹性模量 70 GPa E 2 接头下盖板弹性模量 70 GPa G 胶层剪切弹性模量 3 GPa 表1. 试样尺寸 图3. 贴片位置及坐标示意图 图4. 搭接接头拉伸试验 Table 2 The strain of the test positio 测点坐标/mm 12 6 0 −6 −12 试样一应变/με 17.5 74 95 76.5 118.5 试样二应变/με −3.5 63.5 94.5 98 117.5 表2. 测点应变 Table 3 Normal stress of the test position and its theoretical resul 测点位置/mm 12 6 0 −6 −12 试样一正应力/Mpa 1.22 5.17 6.62 5.37 8.38 试样二正应力/Mpa −0.26 4.48 6.60 6.86 8.23 理论值/Mpa 1.65 6.47 6.66 6.76 9.18 表3. 测点正应力试验值与理论值对比 3.2. 胶层切应力测试结果 根据公式(1)可知，参数 λ 为接头材料固有属性，与作用的荷载无关，故不参与拟合计算。而公式(1)中的参数A、B、C均与荷载有关，因此用可各测点实测结果拟合出正应力分布函数，也是荷载作用的客观反映。 将表3中各测点的正应力按照公式(1)所示双曲函数形式利用MATLAB软件进行最小二乘法拟合，得到参数A、B、C，如表4所示。 再根据接头微段平衡方程，通过拟合的正应力分布函数求得胶层切应力分布函数： τ ( x ) = − t 1 λ [ A sinh λ x + B cosh ( λ x ) ] (4) 公式(4)中的A、B就是表4中拟合结果，代入公式(4)不难求出各测点的切应力，如表5所示。 通过表5的数据可知，两个试样的测试结果与理论分析结果的趋势完全一致。试样1在两端数据的最大相对误差为9.6%，试样2在两端数据的最大相对误差为26.3%。胶层切应力实测数据与理论结果对比见图6。从图中看实测结果与理论分析趋势完全一致，切应力分布是不均匀的，在两个端点切应力最 大，存在切应力集中现象。若将两端切应力最大值 τ max ， l ， τ max ， r 与假设胶层切应力均匀分布的结果 τ a v e 相比较，定义两端应力集中系数： α l = τ max ， l τ a v e ，     α r = τ max ， r τ a v e (5) 则左端集中系数 α l 可达1.8，右端集中系数 α r 可达3.2。 Table 4 The fitting result of normal stress distribution coefficient 试样编号 参数A(Pa) 参数B(Pa) 参数C(Pa) 试样一 2157 7935 5.76 × 10 6 试样二 4853 9495 6.04 × 10 6 表4. 测点正应力分布参数拟合结果 Table 5 Test of the shear stress distribution and its theoretical resul x(mm) 理论值(MPa) 试样1(MPa) 试样2(MPa) −12.00 2.85 2.95 2.51 −9.00 0.52 0.54 0.46 −6.00 0.10 0.10 0.08 −3.00 0.02 0.02 0.02 0.00 0.01 0.06 0.01 3.00 0.04 0.03 0.04 6.00 0.19 0.17 0.24 9.00 1.04 0.94 1.31 12.00 5.69 5.15 7.19 表5. 胶层切应力实测值与理论值的比较 图5. 正应力理论值与试验值对比
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user: 4. 结论 两个试样的试验数据基本一致，离散性不大，试验结果较为可靠。接头盖板正应力的测试结果与理论计算结果接近，在中间点处与理论值相差最小，相对误差不到1%，故测试结果较有可信度，而且与推算得到的胶层切应力分布与理论分析吻合，在胶层两端的切应力最大，说明胶层中的切应力分布是不均匀的，表现出切应力两端大中间小的应力集中现象，说明该试验方法是有效的。 测试区域两端有一定的误差，可能是由于应力集中现象造成的，还有可能是端部效应影响造成，这 图6. 切应力理论值与试验值对比 在后续的研究需要进一步完善。另外结果的偏差还有可能来自于胶层的不均匀性与缺陷的影响，这些因素在后续的试验研究中应予以考虑。
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user: 摘 要 目的：基于Box-Behnken设计–响应曲面法优化丹皮酚的提取工艺。方法：根据单因素实验数据，选择乙醇浓度(体积分数)、提取温度和提取时间，进行三因素三水平的Box-Behnken中心组合试验设计，采用响应曲面法(RSM)分析三个因素对响应值的影响。结果：最佳提取工艺条件为乙醇浓度77.5%，提取温度50℃，提取时间2 h，料液比30:1 (mL/g)时，提取率为92.3%；结论：该丹皮酚提取工艺稳定可靠，能应用于工业化生产。 关键词 :响应曲面法，丹皮酚，优化，提取工艺 Copyright © 2018 by author and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 牡丹(Paeonia suffruticosa Andrews)是毛茛科植物，其干燥根皮俗称牡丹皮，别名丹皮、粉丹皮、木芍药、条丹皮等，丹皮是一种传统中药，首载于《神农本草经》：主寒热，中风瘛疭、痉、惊痫邪气，除症坚瘀血留舍肠胃，安五脏，疗痈疮。丹皮酚(Paeonol)又称牡丹酚、芍药醇，系牡丹皮挥发油的主要成分。现代药理学研究表明，丹皮酚具有消炎 [ 1 ] 、抗乙型肝炎 [ 2 ] 、抗心肌损伤 [ 3 ] 、抗氧化 [ 4 ] 、抗螨虫 [ 5 ] 和降血糖 [ 6 ] 等作用。随着对丹皮酚药理研究范围的不断拓展，其提取和分离的工艺研究也在不断深入。 目前丹皮酚的提取方法有CO 2 超临界萃取法 [ 7 ] 、超声法 [ 8 ] 、微波法 [ 9 ] 、水蒸气蒸馏法 [ 10 ] 和乙醇渗漉法 [ 11 ] 等。对于CO 2 超临界萃取法、超声法和微波法，工业生产中提取设备费用昂贵；水蒸气蒸馏法容易产生大量工业废水；乙醇渗漉法提取速率慢，提取时间长。因此，采用溶剂提取时，如果能优化工艺，回收溶剂，减少废液排放，在提取工艺简单化同时，使生产成本大大降低，将更加符合实际生产需求。响应曲面法(Response surface methodology， RSM)将有助于对提取工艺进行优化。它是一种集数学、统计学于一体的试验设计方法，通过描绘评价指标(或响应值)对试验变量的响应面，采用多元二次方程来拟合变量和响应值之间的函数关系，最终找到试验变量的最佳组合及最优响应值 [ 12 ] [ 13 ] 。与往常用的均匀设计和正交设计相比，弥补了实验精度不够，建立的数学模型预测性较差的缺点，在中药有效成分提取中发挥着越来越重要的作用。 本研究拟采用乙醇溶剂法提取丹皮酚，先设计单因素实验，再采用Box-Behnken响应曲面法考察乙醇浓度(体积分数)、提取温度和提取时间三个因素对提取率的影响，从而优化丹皮酚的提取工艺，为实际生产提供参考数据与依据。
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user: 2. 材料 2.1. 材料 丹皮购自重庆市垫江县澄溪镇丹皮种植区，将丹皮烘干和粉碎待用。 2.2. 仪器 岛津LC-20AD高效液相色谱仪(日本岛津仪器公司)；UV-3150型紫外可见分光光度计(日本Jasco公司)；AL-104电子分析天平(美国梅特勒-托利多仪器有限公司)；德国Heidolph MR Hei-Tec磁力搅拌器(香港德祥科技有限公司)；RE-52AA旋转蒸发器(上海亚荣生化仪器厂)；FFC-45D型粉碎机(临沂大华机械厂)；DHG-9075A型电热恒温鼓风干燥箱(上海齐欣科学仪器有限公司)。 2.3. 药品及试剂 丹皮酚(西南大学药学院药用资源化学研究所自制，HPLC纯度 > 99.0%)；甲醇(色谱纯，成都市宜邦科析仪器有限公司)；磷酸，95%乙醇(皆分析纯，成都市科龙化工试剂厂)；纯水器(重庆前沿水处理设备有限公司)。
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user: 3. 方法 3.1. 丹皮酚含量的测定 3.1.1. HPLC条件 [ 14 ] 以十八烷基硅烷键合硅胶为填充剂，流动相甲醇−0.1%磷酸水溶液(45:55， V/V)；流速0.5 mL·min −1 ；紫外检测波长274 nm；进样量10 μL。 3.1.2. 丹皮酚的提取率 按照2015版《中国药典》，牡丹皮药材含量测定项下操作，平行测3次。丹皮酚提取率(%) = 丹皮酚提取量(g)/药材中丹皮酚总量(g) × 100%。 3.2. 原料预处理 将丹皮在50℃恒温鼓风干燥箱内烘干，粉碎过60目筛后备用。丹皮颗粒大，丹皮酚的提取溶出度小；颗粒小，原料过滤分离慢，颗粒直径控制在1 mm左右。 3.3. 丹皮酚的提取与测定 称取丹皮样品50 g，置于配回流装置的圆底烧瓶中，加入不同浓度(体积分数)的乙醇溶液250 ml，在不同温度下磁力搅拌(1500 rpm)一定的时间，过滤后滤液定容，根据药典中的高效液相色谱法，以纯化的丹皮酚标准品作标准曲线，测定丹皮酚的提取率。实验先采用单因素实验考察料液比、乙醇浓度、提取温度和时间对丹皮酚提取率的影响。四组单因素实验具体方案如下：① 料液比10:1、20:1、30:1和40:1 (mL/g) (固定条件：乙醇浓度80%、提取温度50℃、提取时间2 h)；② 乙醇浓度20%、40%、60%、80%和95% (固定条件：料液比20:1 (mL/g)、提取温度50℃、提取时间2 h)；③ 提取温度15℃、30℃、50℃、70℃和90℃ (固定条件：料液比20:1 (mL/g)、乙醇浓度80%、提取时间2 h)；④ 提取时间0.5 h、1 h、2 h、3 h和4 h (固定条件：料液比20:1 (mL/g)、乙醇浓度80%、提取温度50℃)。每组实验重复3次。 3.4. 数据分析方法 根据单因素实验结果，选取乙醇浓度、提取温度和时间对丹皮酚提取率影响较大的因素，通过响应曲面法，利用Box-Behnken软件对提取条件进行回归设计和优化，每一变量的低、中、高水平分别为−1，0，1进行编码，实验因素和水平见编码见表1。
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user: 4. 结果与分析 4.1. 单因素实验 4.1.1. 料液比对丹皮酚提取率的影响 由图1可知，牡丹中丹皮酚的提取率随着料液比的增加先增大后趋稳定，当料液比大于30:1时，提取率略有降低。这可能与固液两相的扩散和吸附平衡有关，起初以扩散为主，溶质浓度增大，提取率增 Table 1 Protocol of Box-Behnken central composite desig 因素 水平 乙醇浓度(%) 提取温度(℃) 提取时间(h) A B C −1 60 30 1 0 80 50 2 1 95 70 3 表1. Box-Behnken中心组合实验设计方案 图1. 料液比对丹皮酚提取率的影响 加；然后随着溶剂增多，固相吸附能力增加，溶质在溶剂中的分配减少，提取率出现降低。 4.1.2. 乙醇浓度对丹皮酚提取率的影响 从图2得到，随着乙醇浓度的增加，丹皮酚的提取率先增加后降低。乙醇浓度增加，丹皮酚的溶解度增加，当达到80%时，丹皮酚提取率达到最高90%；当继续增加乙醇浓度时，其他脂溶性成分溶解度也开始增加，有可能影响了丹皮酚的提取效果。 4.1.3. 提取温度对丹皮酚提取率的影响 从图3观察发现，随着提取温度的增加，丹皮酚的提取率增加，但当温度70℃~90℃，乙醇的挥发速度加快，溶剂有损失。在低于50℃时，提取率增加明显；当温度高于50℃时，提取率的增加明显减缓。 4.1.4. 提取时间对丹皮酚提取率的影响 从图4观察可知，提取2 h时提取率最高，随着提取时间的延长，提取效果趋于稳定。这可能与溶质在溶剂中的饱和度有关，当溶质逐渐达到最大溶解时，丹皮酚提取率变化减小。 4.2. 丹皮酚提取响应曲面法实验 4.2.1. 丹皮酚提取率拟合回归模型的建立 按照实验设计(表2)，采用design-expert软件进行多元回归拟合：以丹皮酚的提取率(Y)为响应值，各因子与响应值之间的回归方程为：Y = −1.11 + 0.04A + 0.01B + 0.07C + 5.89 × 10 −5 AB + 1.09 × 10 −3 AC + 4.3 × 10− 4 BC − 2.61 × 10 −4 A 2 − 1.25 × 10 -4 B 2 − 3.91 × 10 −2 C 2 (R 2 = 0.9905)。 Table 2 Design and results of the three-variable/three-level response surface metho Run Factor 1 A：浓度% Factor 2 B：温度℃ Factor 3 C：时间h Response提取率% 1 80 70 1 0.8488 2 80 50 2 0.9200 3 60 30 2 0.7060 4 95 30 2 0.7819 5 60 50 3 0.7243 6 80 50 2 0.9230 7 80 50 2 0.9190 8 95 50 3 0.9042 9 60 70 2 0.7345 10 80 30 1 0.7688 11 95 70 2 0.8954 12 80 70 3 0.9010 13 80 50 2 0.9100 14 95 50 1 0.8140 15 60 50 1 0.7133 16 80 30 3 0.7866 17 80 50 2 0.9050 表2. 响应面法实验设计与结果 图2. 乙醇浓度对丹皮酚提取率的影响 图3. 提取温度对丹皮酚提取率的影响 图4. 提取时间对丹皮酚提取率的影响 4.2.2. 回归方程显著性分析 从表3可以看出，乙醇浓度、提取温度和时间对丹皮酚的提取率分别具有极显著(P < 0.01)。回归模型方程的决定系数R 2 = 0.9905，变异系数1.46，失拟项不具有显著差异(P > 0.05)，说明实验拟合度高，误差小，实验具有可靠性，能用于乙醇提取丹皮酚工艺的分析优化。 4.2.3. 响应曲面分析 响应面优化与预测：依据二维等高线和三维响应面，当设定Y最大时，丹皮酚最佳提取工艺。此时 Table 3 Analysis of significant difference of the regression equatio 方差来源 平方和 自由度 均方 F值 P值 模型 0.11 9 0.012 80.87 <0.0001** A 0.033 1 0.033 221.45 <0.0001** B 0.013 1 0.013 85.13 <0.0001** C 0.00318 1 0.00318 21.53 0.0024** AB 0.00172 1 0.00172 11.63 0.0113 AC 0.00147 1 0.00146 9.93 0.0161 BC 0.0003 1 0.0003 2 0.1999 A 2 0.026 1 0.026 172.68 <0.0001 B 2 0.011 1 0.011 71.36 <0.0001 C 2 0.00643 1 0.00643 43.51 0.0003 残差 0.00103 7 0.00015 失拟项 0.00080 3 0.00027 4.68 0.0850 纯误差 0.00023 4 0.00006 总和 0.11 16 决定系数 0.9905 变异系数 1.46 表3. 回归方程显著性分析 注：*表明显著性差异(P < 0.05)；**表明极显著性差异(P < 0.01)。 图5. 乙醇浓度、提取温度、提取时间各两因素对丹皮酚提取率的三维响应面曲线 乙醇浓度77.5%，提取温度50℃，提取时间2 h，提取率92.3%。结果见图5。
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user: 5. 结论 目前丹皮酚由于具有显著的抗炎活性，在国内医药市场上已得到广泛应用，但是提高和优化丹皮酚的提取纯化工艺，对丹皮酚原料市场具有重要意义。本实验通过单因素和响应曲面实验，研究了丹皮中丹皮酚的提取工艺并进行了优化，得出用77.5%乙醇浓度、50℃提取温度、2 h提取时间和料液比30:1 (mL/g)时，丹皮酚的提取率达到92.3%，该提取工艺稳定可靠，能应用于工业化生产。
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user: 摘 要 超高性能混凝土(Ultra-High Performance Concrete，简称UHPC)是一种具有超高强度、高韧性、低孔隙率的超高强水泥基材料，具有抗渗、抗疲劳和高耐久的特点。尽管UHPC拥有很多显著的优点，但也存在一些缺陷。例如其胶凝材料的用量高达1000 kg/m 3 ，这增大了水化热，产生收缩，提高了工程造价。生产超高性能混凝土时往往采用蒸汽或蒸压养护，复杂的生产工艺限制了UHPC在实际工程中的应用。为了更好的研究UHPC材料，本文基于国内外已有的研究成果，介绍了UHPC的发展历史和研究现状，总结了UHPC凝结硬化的水化过程、微观结构、力学性能和耐久性能的研究现状，并对纤维增强增韧机理细观力学分析。结果发现，UHPC在理论研究与工程应用方面都取得了可喜的进展，随着我国对环保的日益重视，UHPC有着广阔的应用前景。 关键词 :UHPC，硬化，水化热，微观结构，耐久性 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 前言 超高性能混凝土(Ultra High Performance Concrete，UHPC)是由Rhodia、Lafarge和Bouygues、VSL专利公司研制出的一种新型水泥基复合材料 [ 1 ] 。UHPC材料是以活性粉末混凝土(RPC)的研究为基础的。在UHPC的研究中，有些继续采用RPC的名称，有些直接称之为UHPC，还有一些则称之为UHPFRC (超高性能纤维增强混凝土)，如法国与日本的相关指南，有的则认为UHPFRC就是RPC，是UHPC与FRC相结合的产物，目前对这些名词还没有统一公认的定义。从内涵来看，RPC，UHPC与UHPFRC有许多相同之处；相对来说，UHPC的范围大些，RPC和UHPFRC的范围小些。 UHPC是一种由级配良好的水泥、石英砂、活性掺合料、高效减水剂、钢纤维与水拌合后经湿热养护而成的一种新型超高性能水泥基复合材料，在房屋建筑，市政工程，桥梁等领域有着广泛的应用前景。与传统混凝土相比，超高性能混凝土有很多优点：超高性能混凝土的抗压强度约是传统混凝土的3倍以上，能达到150 MPa以上的强度。超高性能混凝土的韧性和断裂能优异，和高性能混凝土相比，超高性能混凝土的韧性提高了300倍以上，和一些金属相当，这使得混凝土结构在超载环境下或地震中的结构可靠性更加优异 [ 2 ] 。 UHPC几乎是不渗透的，基本无碳化，氯离子渗透和硫酸盐渗透率也近乎为零。UHPC具有优异的耐久性，其优异的耐磨性能延长桥梁的使用寿命 [ 3 ] ，而它的抗腐蚀性能为混凝土结构在恶劣环境下提供保护 [ 4 ] 。由于超高性能混凝土内部存在着大量的未水化水泥颗粒，在开裂情形下，UHPC具有自修复功能 [ 3 ] 。超高性能混凝土结构自重仅仅是传统混凝土结构的1/3或1/2，显著降低了静荷载。自重的减少可以有效解决建筑中出现的肥梁胖柱的问题，有利于制造更细长的建筑结构，降低了混凝土结构的厚度 [ 3 ] 。此外，超高性能混凝土能减少预应力钢筋使用，可以降低劳动成本，为建筑结构提供了更大的灵活 [ 5 ] 。 UHPC有很多其他混凝土不可比拟的优点，但是UHPC并没有在实际工程中得到广泛的应用，主要原因之一是它的掺和物中含有大量的水泥和硅灰，且必须配有较高含量的钢纤维，这使得超高性能混凝土的生产成本大大增加。而且水泥和硅灰的有效利用率还不到50%，造成了能源的浪费。为了解决上述问题，使用矿物掺和料是一个有效且实用的方法，并且该方法还能降低水化热，降低生产成本，降低CO 2 的排放量等益处。Yazici [ 6 ] 等人以最大粒径为4 mm的玄武岩和最大粒径为0.1 mm的石英砂作为骨料，以粉煤灰、矿粉、硅灰、水泥作为胶凝材料配制超高性能混凝土，混凝土成型后分别在标准水养、蒸汽养护、蒸压养护。从试验结果来看，在蒸压养护下或者蒸汽养护下，可以使用大掺量粉煤灰或矿粉取代水泥配制出性能符合要求的超高性能混凝土。 近年来很多研究表明，超高性能混凝土优异的力学性能以及耐久性，已经让其在诸多领域中有了实际的应用，并且产生了良好的效益。但是由于配制UHPC往往需要高温养护，而且成本较高，这就限制了其在土木工程领域的广泛应用，因此如何配制出高性能低成本的UHPC可能成为一个新的研究方向。本文在前人研究基础上，综述了超高性能混凝土的水化过程、微观结构、力学性能和耐久性能。