DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 钢筋与混凝土粘结退化机理 钢筋与混凝土之间的粘结力主要有三部分组成：化学胶着力、摩擦力、机械咬合力 [ 6 ] 。光圆钢筋的粘结强度主要取决于化学胶着力和摩擦力，而变形钢筋的粘结强度主要依靠摩阻力和机械咬合力 [ 7 ] 。国内外的相关试验研究 [ 8 ] - [ 13 ] 表明，在钢筋锈蚀初期，由于锈蚀程度小、保护层尚未开裂，钢筋产生的锈蚀物膨胀增强了混凝土对钢筋的约束力，同时钢筋表面粗糙度增加，因此粘结强度有所提高。随着锈蚀进一步发展，钢筋表面产生的疏松的锈蚀层破坏了化学胶着力，钢筋与混凝土间的摩擦力减小，混凝土保护层锈胀开裂，对钢筋的约束作用降低，粘结强度开始降低。锈蚀钢筋对钢筋混凝土粘结性能的影响可用图1表示。
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user: 3. 锈蚀钢筋混凝土粘结性能研究方法 目前，关于锈蚀钢筋混凝土粘结性能的研究一般采用试验方法和有限元分析方法。 3.1. 试验方法 3.1.1. 钢筋锈蚀方法 锈蚀钢筋混凝土试件的试验方法 [ 14 ] - [ 17 ] ，包括自然暴露试验、人工气候模拟、通电快速锈蚀、直接取用(或拆换)实际构件等方法。暴露试验法是在室外自然条件下使试件钢筋锈蚀，该方法能够真实反映影响锈蚀的各种因素，缺点是周期较长，观测工作量较大。人工气候模拟法，又称人工气候加速退化试验方法 [ 18 ] ，是通过模拟自然气候环境(日光、雨淋、温度、湿度、二氧化碳等)并同时加强某一种或几种控制因素的作用来加速试件退化的试验方法，具有操作简便、环境模拟多样性、试验结果与自然锈蚀较接近等优点，但不足之处在于设备费用高，钢筋锈蚀量无法定量估算，试验周期也较通电锈蚀法要长，文 图1. 钢筋锈蚀对钢筋混凝土粘结性能的影响机理 献 [ 8 ] [ 19 ] [ 20 ] 均采用此法。直接取用(或拆换)实际构件法由于难度大，成本高，难以估测构件实际锈损程度及锈蚀因素，因此在试验中较少选用，文献 [ 21 ] [ 22 ] 采用了此法。通电锈蚀法是基于电解原理，先将试件浸泡在一定浓度(3%~5%)的电解质(NaCl或CaCl 2 )溶液中，再把钢筋接在直流电源的正极，浸泡在溶液中的不锈钢铜棒接在电源的负极，电流密度不宜大于3 mA/cm 2 [ 16 ] ，通电形成电解池以达到快速锈蚀钢筋的目的。由于该法受混凝土密实度、浸泡溶液浓度及电流密度等因素的影响，理论锈蚀量与实测值有一定偏差，生成的锈蚀产物与自然锈蚀产物也有一定区别，而为了在短期内在实验室获得类似于自然环境下的钢筋混凝土锈蚀试件，通电加速锈蚀试验方法得到了学者们的广泛采用。 3.1.2. 粘结试验方法 常用的粘结试验按照目的分为两种类型：一类是拔出或压出试验，另一类是梁式或半梁式试验。前者通常用来对各种类型的钢筋粘结性能进行宏观比较。由于拉拔试验中的钢筋受拉，周围混凝土受压，并且没有考虑剪力和弯矩的作用，因此与实际构件的受力状态不符。尽管如此，因其试件制作及试验装置较简单，试验结果便于分析，特别是对钢筋外形特征的变化比较敏感，被国内外学者广泛采用。而梁式或半梁式试验考虑了梁中钢筋锚固区存在的弯矩和剪力的影响，模拟了剪跨区或纯弯区受拉钢筋的锚固状态，因此与实际受力状态较为相符 [ 6 ] 。在一些试验中有学者 [ 23 ] [ 24 ] [ 25 ] [ 26 ] 将钢筋内贴应变片应用到以上两类粘结试验中，通过贴应变片可以得到钢筋内部不同位置的钢筋应力，并由此可推得钢筋与混凝土的粘结应力。 3.2. 有限元分析方法 有限元分析方法能够有效的分析锈蚀钢筋混凝土构件粘结性能退化的规律，并弥补了试验周期较长、参数变化有限等方面的不足 [ 27 ] 。文献 [ 28 ] 指出目前应用有限元方法模拟钢筋锈蚀影响的方法分为两种，一种是模拟钢筋锈蚀时的体积膨胀引起的内力，另一种是模拟膨胀时的位移量，并采用温度膨胀模型，即施加给钢筋一定温度使其膨胀，从而模拟锈蚀对构件粘结力及承载力的影响。文献 [ 29 ] 在已有锈蚀钢筋混凝土梁试验数据基础上，采用ANSYS软件建立钢筋混凝土梁有限元模型，以混凝土采用Solid5单元、钢筋采用Link8单元、钢筋与混凝土之间的粘结作用采用Combine39弹簧单元来模拟，从而得到了粘结强度退化系数，并提出了粘结强度退化修正公式。
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user: 5. 结语 综上所述，关于锈蚀钢筋与混凝土粘结性能的研究已经取得了不少的进展，也获得了一些规律性的成果。由于锈蚀钢筋与混凝土之间粘结机理较为复杂，影响锈蚀钢筋与混凝土粘结性能的因素又较多， Table 1 Testing of bond between corroded steel bar and concret 试验者 锈蚀试 件来源 试验方法 钢筋类型 直径(mm) 粘结段长度(mm) 箍筋 w/c 保护层厚度(mm) 试件数量 来源 张誉等 快速锈蚀 半梁式 螺纹 16 160 有 0.55 25 6 [ 6 ] 徐港等 快速锈蚀 梁式 螺纹 20 200 有 0.45 25 6 [ 11 ] 何世钦等 快速锈蚀 梁式 螺纹 12 60 无 － 25 12 [ 12 ] 何化南等 快速锈蚀 梁式 螺纹 20 200 有 0.30 30/50 8 [ 13 ] 吴庆等 快速锈蚀 拔出 光圆/螺纹 14， 20 100 有 0.55 20/30 30 [ 8 ] 陈留国等 快速锈蚀 拔出 光圆/螺纹 20 80 有/无 0.44 25 40 [ 9 ] 赵羽习等 快速锈蚀 拔出 光圆/螺纹 12 150/80 无 0.55 44 34 [ 23 ] 袁迎曙等 快速锈蚀 拔出 螺纹 14， 18， 20 2.5d 有 0.50 25 24 [ 30 ] 梁岩等 快速锈蚀 拔出 螺纹 20 60 有 － 20 20 [ 38 ] 王磊等 快速锈蚀 拔出 光圆/螺纹 18， 20， 22 100/50 无 0.38 30 34 [ 39 ] 赵顺波等 快速锈蚀 拔出 光圆 8 50 无 五种 46 90 [ 47 ] 曲福来等 快速锈蚀 拔出 光圆/螺纹 16 60 有 0.47 25 24 [ 48 ] 范颖芳等 现场退化 拔出 螺纹 16 110~130 － － 3 20 [ 21 ] 王林科等 现场退化 拔出 光圆 12 (14.1~16.20)d － － 10~30.5 27 [ 22 ] 表1. 锈蚀钢筋与混凝土粘结试验概况 注：表中“－”表示文献中未提及。 Table 2 The calculating formulas of bond strength between corroded steel bar and concret 试验者 计算式 参数说明 张誉等 η b = 0.9495 ⋅ e − 1.093 w τ u ， τ u * ：锈蚀前后的极限粘结强度； η：钢筋锈蚀率； c：保护层厚度(mm)； d：钢筋直径(mm)； η b ：粘结强度的锈蚀钢筋影响系数； δ：钢筋锈层厚度(mm)； δ * ：胀裂时刻钢筋锈层厚度(mm)； w：锈胀裂缝宽度； l a ：钢筋与混凝土锚固长度； ρ sv ：腐蚀后钢筋混凝土构件配箍率； f t ：腐蚀后钢筋混凝土抗拉强度； K 1 ：钢筋种类修正系数，光圆取1，螺纹取1.343； K 2 ：钢筋位置修正系数，角区取1，边中取0.537； f cuk ：混凝土强度。 袁迎曙等 τ u * = ( 1.0 − K u η ) τ u K u = 10.544 − 1.586 ( c / d ) 赵羽习等 光 圆 钢 筋 η b = { 1 + 22 δ ，                           δ ≤ δ * ， 1 − 15 δ + 37 δ * ，       δ > δ * . 螺 纹 钢 筋 η b = { 1 + 7 δ ，                     δ ≤ 0.05 ， 1.46 − 2.3 δ ，       δ > 0.05. 范颖芳等 τ u * = ( 0.82 + 0.9 d / l a ) ⋅ ( 2.7 + 0.8 c / d + 20 ρ s v − 7.3 η ) f t 王林科等 η b = e − 2.1 w ( 0.13 + 0.5 c / d ) 牛荻涛等 τ u * = { τ u ，   0 ≤ η ≤ 0.6 % ， τ u − a ( η − 0.006 ) ，   0.6 % ≤ η ≤ 1. a = 100.183 K 1 K 2 c − 0.381 d 0.413 f c u k − 0.0346 表2. 锈后钢筋混凝土粘结强度计算公式 且各因素之间相互关联，采用研究缺少统一的标准和试验方法，目前关于锈蚀钢筋与混凝土之间粘结性能的研究仍存在一定局限性。因此，尚需开展进一步系统深入研究： 1) 对于光圆钢筋，存在使粘结强度先提高而后降低的锈蚀率“临界值”，但此临界值尚未取得共识。鉴于大量结构特别是较小配筋率的水工板类结构构件，出于经济性考虑仍使用光圆钢筋，仍有必要进一步研究锈蚀光圆钢筋与混凝土的粘结性能，并确定其关键特征值。 2) 变形钢筋和混凝土的粘结性能与光圆钢筋和混凝土的粘结性能存在明显差异。钢筋锈蚀后，变形钢筋与光圆钢筋和混凝土的粘结性能退化机理也存在明显的差异。因此需要研究锈蚀变形钢筋和混凝土的粘结性能退化机理，特别是变形钢筋的锈蚀后断面形态、力学性能变化规律，研究变形肋在钢筋锈蚀过程中的变化及其对粘结性能的影响规律，确定其关键特征值。 3) 钢筋锈蚀膨胀将使混凝土保护层承受径向压力，并由此导致混凝土在环向拉应力超过混凝土抗拉强度时出现裂缝。因此，混凝土表面开裂、裂缝宽度与钢筋锈蚀率之间存在必然的相关性。但由于影响因素复杂，尚未取得一致性研究成果。对此开展进一步研究，对于混凝土结构构件中钢筋锈蚀情况的检测评定具有重要工程价值。 4) 在拉拔试验、梁式试验等方法中，钢筋的受力状态存在一定差别。锈蚀钢筋因其在试件中的受力状态差异，造成的粘结性能试验结果差异，尚缺乏研究论证。因此，开展不同试验方法试验成果的对比研究，对于锈蚀钢筋混凝土结构可靠性评价是十分重要的。 5) 对于已经研究证明的锈蚀钢筋与混凝土粘结性能的影响因素，如钢筋锈蚀率、箍筋、混凝土保护层厚度、混凝土强度等，需要进一步研究各因素对粘接性能的关联性，从而为进一步研究分析主要影响因素并针对性采取防护措施提供科学依据，也为锈蚀钢筋和混凝土粘结性能可靠度分析提供数值计算依据。
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user: 摘 要 由于在盾构施工过程中经常出现同步注浆管路堵塞现象，盾构机制造厂家及盾构施工单位均在通过不断的研究和实践，试图设计出一种更加合理和实用的同步注浆管路结构形式。本文介绍了几种不同结构形式的注浆管，并通过分析比较各自的优缺点，结合盾构施工过程中的实际情况，优化设计出一种新型的注浆管结构形式。 关键词 :盾构施工，同步注浆管路，优化设计 Copyright © 2017 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 盾构隧道掘进机，简称盾构机，是一种隧道掘进的专用工程机械，广泛用于地铁、铁路、公路、市政、水电等隧道工程 [ 1 ] 。在采用盾构机进行隧道掘进施工时，因盾构机的刀盘开挖直径大于管片外径，故当拼装完成的管片环脱出盾尾后，地层与管片之间会形成一定的建筑空隙，如果不及时填充该空隙，则会造成地表沉降，影响周围的建筑物。因此，盾构机上通常会配置同步注浆管路系统，将浆液同步注入、填充到建筑空隙中，以控制地表沉降。
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user: 2. 同步注浆的目的和原理 2.1. 同步注浆的目的 当管片在盾尾处安装完成后盾构机向前推进，管片与土层之间形成建筑空隙，快速采用浆液材料填充环形间隙的工艺即为同步注浆工艺。其目的在于 [ 2 ] ： 1) 防止和减少地层沉陷，保证环境安全； 2) 保证地层压力较为均匀地径向作用于管片，限制管片位移和变形，提高结构的稳定性； 3) 作为隧道第一防水层，加强隧道防水。 2.2. 同步注浆的原理 盾构机同步注浆就是通过同步注浆系统及盾尾的注浆管将配比好的浆液，按规定的注浆压力和注浆量在盾构推进的同时注入盾尾空隙内，从而使周围土体及时获得支撑，可有效地防止土体的坍塌，控制地表的沉降变形(图1) [ 3 ] 。在地层稳定性差、采用土压平衡模式掘进时，同步注浆的重要性更加突出和明显。其目的是为了使浆液充满管片背后的空隙，以达防水和防止隧道结构及地面沉降。
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user: 3. 同步注浆管路的发展现状 目前在国内外盾构施工中，盾构机的同步注浆管路系统的注浆管一般有两种安装方式：外置式和内置式 [ 4 ] 。其中，外置式的注浆管是安装在盾尾壳体外壁的弧形凸台内部，弧形凸台的盖板周边与盾尾壳体外壁焊成一体；而内置式的注浆管是安装在盾尾壳体内壁的开槽内，安装完毕后在槽口面焊上盖板，因此，盾构机的同步注浆管路系统不论采用外置式还是内置式，在施工过程中，该同步注浆管路系统的注浆管都无法拆卸。 由于同步注浆管路系统的注浆管较长，长期使用会有大量残留物积累粘附，而同步注浆管路系统的注浆管埋在盾尾结构中无法拆卸，所以清洗十分不方便且冲洗不够彻底，容易造成该同步注浆管路系统堵塞。此外，如果同步注浆管路系统损坏，由于其注浆管埋在盾尾结构中无法拆卸，所以更换不方便。 正是由于在盾构施工过程中经常出现同步注浆管路堵塞现象，盾构机制造厂家及盾构施工单位均在 图1. 盾尾同步注浆示意图 通过不断的研究和实践，试图设计出一种更加合理和实用的同步注浆管路结构形式，减少施工过程中管路堵塞现象的发生，从而提高施工效率，降低施工成本。
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user: 4. 同步注浆管路的优化 同步注浆管路的结构形式众多，下面介绍几种比较常见的注浆管路，并简要分析各种注浆管路在实际施工过程中存在的优缺点。 4.1. 现有的注浆管结构形式 (1) 外置式注浆管 外置式的注浆管是安装在盾尾壳体外壁的弧形凸台内部，弧形凸台的盖板周边与盾尾壳体外壁焊成一体(图2)。 外置式注浆管在盾构隧道施工过程中可以有效减少地层开挖和同步注浆量，既保证施工安全又可降低施工成本。但是此种结构形式的注浆管主要应用于辐条式土压平衡盾构机中，适用于软土地层的掘进施工。在砂砾地层、硬岩地层及复合地层中，由于地层与盾构机壳体间的摩擦系数增大，很容易使注浆管磨损，而且，由于外置式注浆管凸出于壳体之外，掘进时需要进行大范围的超挖。在盾构施工应用越来越普遍，施工地层条件越来越复杂的今天，外置式注浆管已经无法更好的满足实际施工需要。 (2) 嵌入式内置注浆管 此种结构形式的注浆管为单独加工后嵌入至盾尾壳体上的卡槽内，结构形式如图3所示。 嵌入式注浆管加工完成后为一根整体式的管路。为减小盾尾壳体的厚度，保证合适的盾尾间隙，注浆管嵌入盾尾壳体内的部分设计成扁圆形。注浆管与盾尾壳体间焊接有若干定位块，以便将注浆管固定在盾尾壳体上，且注浆管出口处与盾尾壳体进行水密性焊接，防止浆液漏入壳体内。为保护注浆管，管路固定后用盖板将管路封盖起来。 此种结构形式的注浆管的优点是结构形式简单，安装方便；其缺点是管路长，发生堵塞时不便于疏通，管路拆卸或更换比较困难。此外，这种注浆管结构形式使得盾尾壳体厚度较大，壳体外径较大，故刀盘开挖直径也较大，从而使得施工过程中同步注入的浆液量较多，施工成本也相对较高。 (3) 盾尾壳体内加工成型的注浆管 此种结构形式的注浆管是通过在盾尾壳体内加工出的通道从而实现浆液的注入，结构形式如图4所示。 此种注浆管是在盾尾壳体内加工成型，其优点是结构形式简单，管路安装方便，且由于注浆管位于盾尾壳体内，节省了盾尾壳体内部空间，增大了管片与盾尾壳体的间隙，使施工过程中的管片拼装(特别 图2. 外置式注浆管布置图 图3. 嵌入式内置注浆管示意图 图4. 盾尾壳体内加工成型的注浆管示意图 是曲线掘进时)更加便利，不至于出现由于管片与盾尾壳体间隙过小而无法拼装管片等现象。其缺点是加工制造难度较大，一旦发生堵塞时不便于疏通、清洗，且注浆管与盾尾壳体为一个整体，出现极端情况时注浆管无法拆卸和更换。此外，与嵌入式内置注浆管相比较，这种注浆管结构形式使得盾尾壳体厚度较小，壳体外径较小，故刀盘开挖直径也较小，从而使得施工过程中同步注入的浆液量较少，施工成本也相对较低。 (4) 可拆卸式注浆管 可拆卸式注浆管为内置式注浆管的一种，结构形式如图5所示。 此种结构形式的注浆管由两段圆形截面管路组成，其中注浆管1通过管夹可拆卸地安装在盾尾的内壁上，注浆管2位于盾尾与盾尾刷之间，且与盾尾焊接成一体。注浆管1通过过渡块与注浆管2连接，注浆管1与过渡块间通过密封圈密封，过渡块与盾尾及注浆管2焊接成一体。 当注浆管发生堵塞而无法进行有效疏通时，关闭设于注浆管1前端的球阀，拆下球阀的连接接头，将注浆管1从球阀上拆卸下来，然后拆除注浆管1的管夹，即可将注浆管1从过渡块中抽出。此时，可以对抽出的注浆管1进行单独清洗或更换，或是采用清洗装置对注浆管2进行清洗或疏通，从而解决了盾构机在施工过程中同步注浆管路系统的注浆管拆卸困难，清洗、更换不便等问题，缩短了同步注浆管路系统维护时间，提高了施工效率。 4.2. 优化的注浆管结构形式 通过分析比较上述几种结构形式的注浆管，可拆卸式注浆管更符合盾构施工中的实际工况。虽然可拆卸式注浆管方便拆卸与更换，但是在管路不拆卸的情况下不便进行疏通与清洗。因此，综合考虑各种注浆管的优缺点，对注浆管结构进行优化，优化的结构形式如图6所示。 优化的注浆管是在综合考虑了注浆管的清洗、疏通、拆卸、更换等因素的基础上进行设计的。其结构形式保留了可拆卸式注浆管的总体布置方式，即由两段管路组成，其中注浆管1可拆卸、清洗或更换。 不同之处在于，注浆管不再采用圆形截面或扁圆形截面的钢管进行加工，而是在矩形截面的钢板上加工注浆通道，且为尽量减小盾尾壳体厚度，减少盾尾注浆量，同时保证盾尾间隙及注浆管通流面积，钢板上的注浆通道截面设计成扁圆形。此外在注浆管1上设计有若干处清洗口，正常使用情况下，通过螺钉将盖板、密封垫与注浆管1连接，保证清洗口处不渗漏。注浆管堵塞时，将螺钉、盖板拆除，通过清洗口可对管路进行清洗或疏通。清洗口的结构形式如图7所示。 随着国内外地下轨道交通建设的不断发展，盾构施工的应用也越来越广泛，因此，为适应各种不同地质条件的复合型盾构设备应运而生，复合型盾构设备所配置的同步注浆管路也均是采用内置式注浆管路。不管是在何种地质条件下施工，都不可避免地会面临注浆管路堵塞的问题，因此，本文所介绍的优化后的注浆管路在针对不同地质条件的实际盾构施工中可得到很好的应用。 图5. 可拆卸式注浆管示意图 图6. 优化的注浆管示意图 图7. 清洗口结构示意图
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user: 5. 结语 本文介绍了几种不同结构形式的注浆管，并通过分析比较各自的优缺点，结合盾构施工过程中的实际情况，优化设计出一种新型的注浆管结构形式。一方面，施工过程中每同步注浆完成后可通过同步注浆系统自动对注浆管进行清洗；另一方面，当注浆管发生堵塞时，首先可以打开预留的清洗口，通过高压水枪、挠性钻头等设备对堵塞的管路进行清洗、疏通，仍无法排除堵塞现象时，可对注浆管进行拆卸，通过其他手段进行解决，甚至是重新加工并更换拆卸下来的注浆管。因此，优化的注浆管可以更好地满足盾构施工需要。
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user: 摘 要 为了定量研究试件成型温度对沥青混合料稳定度的影响，利用马歇尔击实试验平台，开展了沥青混合料的变温击实试验。研究选用了3种同品牌温拌沥青(ACMP1， ACMP2， ACMP3)和2种热拌沥青(70 # 基质、SBS改性)，制备了AC-13C型沥青混合料，变化不同的初始击实温度，成型了马歇尔试件，测试了试件的压实度和稳定度，分析了二者随击实温度的变化规律。结果表明：在击实温度90℃~150℃范围内，沥青混合料的压实度和稳定度随着击实温度的升高呈线性增长；稳定度也随着压实度的增加呈线性增长，符合传统试验结果；击实温度每变化10℃，会导致压实度约0.8%的变化和稳定度约1.7 kN的变化；试件成型温度严重影响着试件成型质量，从而影响着力学试验结果的有效性。 关键词 :道路工程，沥青混合料，击实温度，试件成型质量，马歇尔稳定度 Copyright © 2017 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 沥青混合料是一种温敏性极强的黏性材料，因此，温度对其技术性能的影响十分敏感且显著。在路用沥青混合料的技术设计中，我国和世界许多国家或地区一样，普遍采用了马歇尔试验作为基础性和前提性标准试验 [ 1 ] [ 2 ] 。事实上马歇尔试验可以考虑为两个部分：试件制作和稳定度试验，前者的成型质量直接影响着后者的准确性，没有优质的试件，便没有稳定可靠的力学试验数据。然而在实际工作中，往往忽视了试件的成型质量，尤其是试件的压实温度。在我国现行技术规范中 [ 3 ] ，推荐了马歇尔试件的压实温度：基质沥青120℃~150℃，聚合物改性沥青140℃~170℃。这样大的温差范围，对试件成型质量和稳定度有没有影响和有多大的定量影响，很是值得慎重考虑和细致研究。 沥青混合料又是一种颗粒性材料 [ 4 ] [ 5 ] ，其试件的成型质量必然取决于混合料的密实程度或压实度。因此，论文研究对试件成型质量的识别主要以压实度为标准，并以稳定度来验证。沥青混合料的压实性能从根本上影响着材料的结构特性及力学特性，作为高等级公路的一种重要面层材料，它的密实程度或压实度直接影响着其路用强度及使用质量。因此，国内外许多学者总是致力于沥青混合料的压实性能、施工技术、路用性能分析、新材料研发等方面的研究，并取得了丰硕成果 [ 6 ] - [ 15 ] ，但对马歇尔试件的成型质量，特别是击实温度的控制，却疏于严格控制或没有提出具体的数值影响，必然难以正确评价沥青混合料的稳定度。定量研究试件击实温度对压实度和稳定度的影响，现实意义显著。 论文研究选用了2种热拌沥青(70 # 基质沥青、SBS改性沥青)和3种同品牌温拌沥青(ACMP1、ACMP2和ACMP3)，制备了AC-13C型沥青混合料，利用马歇尔击实试验平台，变化不同的初始击实温度，成型了马歇尔试件，测试了压实度和马歇尔稳定度，分析了二者随击实温度的变化规律及影响程度。结果表明，击实温度每变化10℃，会导致压实度约0.8%的变化和稳定度约1.7 kN的变化。试件成型温度极大地影响着压实度和稳定度。
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user: 2. 沥青混合料设计 试验研究采用了5种沥青：2种热拌沥青(70 # 基质沥青、SBS改性沥青)和3个同品牌不同型号的温拌沥青(ACMP1， ACMP2， ACMP3) [ 16 ] ，按照规范 [ 3 ] 进行了沥青的基本技术性能测试，结果见表1。需要说明的是：1) 对于上述3个不同型号的温拌沥青，ACMP改性剂量依次为10%、13%、17%，以70 # 石油沥青为基质；2) ACMP沥青改性剂的生产以废旧轮胎橡胶粉、废旧塑料粉为主要原料，添加一部分有机助剂，采用化学法合成，变废为宝，节约能源，促进了环境保护，具有良好的社会经济效益；3) ACMP温拌沥青常温下质地柔软呈膏状，标准针入度试验难以操作，故进行了低温针入度试验，测试结果如图1。 混合料集料采用4档石灰岩轧制碎石(1 # ~4 # 矿料)和石灰岩矿粉，分别按技术规范 [ 17 ] 进行筛分试验，并对4档矿料进行回配筛分，得到基本符合AC-13C中值 [ 18 ] 的回配曲线，同时测试了各档矿料的密度。矿料级配及密度测试结果见表2。 按照技术规范 [ 3 ] 进行标准马歇尔试验，测试分析了稳定度、流值、饱和度、剩余空隙率、矿料间隙率、毛体积密度等技术指标，得到最佳沥青用量为4.9%~5.1%。对于相同基质的沥青，由于沥青用量根本上取决于矿料的比表面特性，故采用相同矿料级配时，针对试验研究选用的5种沥青，统一取用5%的沥青用量，制备了五种沥青混合料。并根据三相体系分析理论 [ 4 ] [ 5 ] ，按照下式(1)计算了5种沥青混合料的真密度亦即理论最大密度(g r )，结果见表3，以期后续计算混合料的压实度。 (1) 式中：g b 为沥青的密度；g i 为各档矿料的密度；w为沥青用量；a i 为各档矿料的用量百分数。
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user: 3. 变温击实试验 变击实温度试验(简称变温击实)充分利用现有的马歇尔击实试验平台，设定不同的初始击实温度(T d )，遵循试验规程 [ 3 ] ，对试件双面各击实75次，量测试件的几何尺寸，计算其压实度(K)，试验测试其马歇尔稳定度(MS)，以期定量分析沥青混合料的压实度变化规律K = f(T d )和稳定度的变化规律MS = f(T d )，此处f为广义上的函数概念。 试验设定了4个击实温度，即T d = 90℃、110℃、130℃、150℃，每组4个试件，共击实成型了4 ´ 4 ´ 5 = 80个试件。变温击实试验控制要点为：1) 采用沥青混合料拌和机和自动击实仪，严格按照试验规程 [ 3 ] 对沥青混合料进行拌和和击实；2) 沥青混合料称重1200 g，分托盘平摊，在烘箱中保温约45 min，控制保温温度约为T d + (5℃~10℃)；3) 利用插入式温度计和红外温度计，测量击实套筒内混合料的温度，达到设定温度T d 时即启动击实。 Table 1 Technical parameters of 5 kinds of bitume 沥青种类 70 # SBS ACMP1 ACMP2 ACMP3 密度 1.031 1.004 1.022 1.019 1.017 针入度 (见图1) 15℃延度/cm >150 75.6 5℃延度/cm 120.5 >150 >150 软化点/℃ 47.8 57.3 33.3 30.7 26.1 表1. 试验用5种沥青的技术性能指标 图1. 沥青针入度随温度的变化 Table 2 Aggregates composition and its densit 矿料 1 # 料 2 # 料 3 # 料 4 # 料 矿粉 粒径/mm 9.5~16 4.75~9.5 2.36~4.75 0~2.36 0~0.075 配合比/% 22 21 17 36.5 3.5 密度 2.686 2.655 2.614 2.630 2.680 表2. 矿料级配组成及密度测试结果 Table 3 Real density of 5 kinds of mixture by calculatio 沥青混合料种类 70 # SBS ACMP1 ACMP2 ACMP3 理论最大密度g r 2.462 2.454 2.459 2.459 2.458 表3. 五种沥青混合料的真密度计算结果 击实终了，试件成型后，通过量测试件的高度，计算试件的视密度即表观密度(g a )，用以确定试件的压实度。压实度是一个相对于某个参照值的相对指标，这个参照值在习惯上采用马歇尔理论密度 [ 3 ] 。但由于马歇尔理论密度是一个动态人为参数(如击实50次或75次、试验操作精度等)，不能真实稳定地反映颗粒性材料的结构密实程度，故论文研究依然根据三相体系分析理论，按下式(2)计算了试件的压实度K，结果见本文下节表4。 (2) 式中：g r 为理论最大密度，按表3取值；g a 为试件的表观密度，通过称重量测体积确定。 变温击实试验每组4个试件的压实度相对误差均小于0.2% [ 16 ] ，试件高度均符合试验规程 [ 3 ] 的控制值63.5 mm ± 1.3 mm。然后测试了各个试件的马歇尔稳定度，各组取其平均值为最终分析值，详细结果见本文下节表4。
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user: 4. 试验结果分析 汇总变温击实试验测试的压实度和稳定度结果见表4 (均为4个试件的平均值)，并绘制分析关系图K~T d 和MS~T d 如图2和图3所示，同时也绘制了MS~K关系图如图4所示。 由黏性的沥青和具有内摩阻塑性的集料组成的沥青混合料，在击实(或压实)时必然会发生重大的黏塑性变形，服从黏塑性流变模型 [ 19 ] ，变形的大小取决于集料的骨架结构变形，并受到沥青的黏度性质(大 Table 4 Compactness and Marshall stability of bituminous mixtures in different compaction temperatur 混合料种类 击实温度/℃ 压实度/% 稳定度/kN 70 ＃ 混合料 90 91.5 4.4 110 93.1 9.0 130 95.0 12.0 150 96.2 14.5 SBS混合料 90 91.0 5.6 110 92.7 10.0 130 93.8 12.9 150 95.4 15.4 ACMP1混合料 90 92.3 4.1 110 94.3 8.3 130 96.2 10.7 150 97.5 13.8 ACMP2混合料 90 92.9 3.6 110 94.6 8.1 130 96.6 10.5 150 97.9 13.0 ACMP3混合料 90 93.3 3.5 110 95.2 7.5 130 96.8 10.0 150 98.0 12.5 表4. 不同击实温度下沥青混合料的压实度和稳定度 图2. 压实度随击实温度的变化 图3. 稳定度随击实温度的变化 图4. 马歇尔稳定度与压实度 小、温敏性)影响。因而，对于相同级配的沥青混合料(如AC-13C)，压实变形的变化规律应该相同，差别仅在于沥青的种类即黏度不同。 事实上，由图2发现：在击实温度范围内，随着温度的升高，沥青混合料的压实度随之线性增大，且5种沥青混合料基本上相互平行。压实度(K)和击实温度(T d )的这种试验关系可表示为： (3) 式中：a 1 、b 1 > 0，为试验分析常数。显然，对于论文研究选用的5种沥青混合料，具有相同的a 1 值，反映了相同的矿料级配；具有不同的b 1 值，反映了不同沥青的黏度值不同 [ 16 ] 。 可见，如果集料是给定相同的，那么压实度随击实温度线性变化的斜率值必然相同，反映了相同基质沥青具有相同的温敏性 [ 20 ] 。而随着温度升高，沥青胶结体的黏度大幅减小，和易性增加，混合料变形随之增大，亦即压实度增大。 分析图3发现：在击实温度范围内，随着击实温度的升高，沥青混合料的马歇尔稳定度随之也呈线性增大，具有如下试验关系式： (4) 式中：a 2 、b 2 > 0，为试验分析常数。在力学原理上，沥青混合料的强度与压实度具有线性增长关系 [ 4 ] [ 5 ] ，结合试验分析结果(图4)，稳定度(MS)与压实度(K)存在如下试验关系： (5) 式中：a、b > 0，为试验分析常数。将式(3)代入式(7)，即可得式(4)，进一步解释了稳定度随击实温度的变化规律。
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user: 5. 分析与认识 利用式(3)和式(4)对K~T d 关系图和MS~T d 关系图进行数值分析计算，作为分析示例，计算了击实温度每变化10℃时的压实度(K)和稳定度(MS)的变化，结果如表5所列。 综合分析表4和表5所列数据、图2~图4所示的变化规律，可以发现：1) 在90℃~150℃的击实温度范围内，沥青混合料的压实度、稳定度、击实温度互为线性增长关系，稳定度随压实度的增长符合传统试验结果；2) 击实温度每10℃的变化，会导致约0.8%的压实度差，并最终导致约1.7 kN的稳定度差，试件成型操作及成型质量控制的重要性可见一斑，很大程度上影响着后期力学试验和技术检测的准确性和有效性；3) 相同击实温度下，ACMP温拌沥青由于黏度较小 [ 16 ] ，比热拌沥青具有更好的和易性，因而其混合料的压实度较大；4) 同时，在相同击实温度下，尽管ACMP温拌沥青混合料的压实度较大，但由于ACMP沥青的黏度较小，对混合料的胶结力较小，因而其马歇尔稳定度相对较小；5) 达到相同压实度时，温拌沥青混合料的击实温度比热拌混合料降低约15℃~35℃，说明ACMP沥青具有良好的温拌性能。 结果也表明，尚若按规范 [ 3 ] 推荐的压实温度范围120℃~150℃ (基质沥青)或140℃~170℃ (聚合物改性沥青)，对马歇尔试件进行击实，或试件的成型温度差达到DT = 30℃时，那么试件的压实度最大差值即可达到2.4%，并最终会导致稳定度差值达到5.1 kN。显然，试件的成型温度对试件的成型质量乃至力学试验结果会产生重大影响。因此，在试件制作时，对于同批次的试件，必须控制好试件的成型温度，以确保试件成型质量和后续力学试验结果的有效性。 此外，沥青混合料的路用试验结果也表明 [ 21 ] ，ACMP温拌沥青混合料具有良好的路用技术性能，可用于干线公路的路面铺筑和高速公路的路面应急抢险工程。
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user: 6. 结语 1) 在沥青混合料的常规压实温度范围内，马歇尔试件的压实度、稳定度、成型时的击实温度，三者互为线性增长关系。 2) 击实温度每变化10℃，会导致混合料压实度约0.8%的变化和稳定度约1.7 kN的变化，试件成型温度严重影响着试件质量及后续力学试验结果的有效性。 3) 以传统的热拌基质沥青混合料为基准，进行变温击实试验，通过数值分析压实度和稳定度的变化， Table 5 Difference of compactness and Marshall stability by every 10˚C variation of compaction temperatur 混合料种类 70 # SBS ACMP1 ACMP2 ACMP3 K/% 0.800 0.715 0.875 0.850 0.785 MS/kN 1.789 1.729 1.661 1.661 1.571 表5. 压实温度每变化10℃时压实度和稳定度的变化 可以定量评价温拌沥青混合料的温拌效果。 4) 试验研究仍需扩展到其它类型沥青混合料的相关研究，如AC-20、SMA、OGFC等，以期进一步实证和推广研究成果。
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user: 摘 要 采用EPAnet软件模拟山东某炼油厂消防水系统，完成了消防水系统最不利运行工况的校核，通过分析节点压力、管段流速等参数，提出了系统优化设计的途径，降低了工程投资，可供类似项目消防水系统校核和优化时借鉴。 关键词 :炼油厂，消防水系统，优化设计 Copyright © 2017 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 EPAnet是由美国国家环境保护局(EPA)开发的有压管网水力特性模拟的计算机程序 [ 1 ] ，主要用于区域、城市和乡镇供水管网的规划和设计 [ 2 ] [ 3 ] ，也用于自动喷淋系统等的设计。 目前，炼油厂消防水系统设计多采用传统经验法，尽管满足《石油化工企业设计防火规范》(GB50160-2008)要求，但消防水泵扬程及管道管径的选取偏于保守，导致工程投资增加。将EPAnet软件应用于山东某炼油厂消防水系统的设计和优化中，通过初选法确定系统设计参数，用EPAnet建立模型，根据软件模拟结果对系统进行优化。
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user: 2. 工程概况 山东某炼油厂占地约85 hm 2 ，根据GB50160-2008，同一时间内火灾按一处厂区消防用水量最大处考虑。经计算，厂区消防用水量最大处为液化石油气球罐区，其消防用水量为1908 m 3 /h (530 L/s)，火灾延续供水时间为6 h，一次设计消防用水量为11，448 m 3 。 厂区采用独立的稳高压消防水系统。厂区设置1座消防加压泵站，设计规模为2000 m 3 /h，消防水储量为20，000 m 3 。站内配置1台电动消防水泵和2台柴油机消防水泵，单泵额定流量为1000 m 3 /h，额定扬程为120 m正常时一电一柴即可满足炼厂消防供水要求，失电时采用两台柴油机消防泵。配置消防稳压泵2台(1用1备)，单泵额定流量为54 m 3 /h，额定扬程为100 m；配置消防水储罐共2座，总有效容积为20，000 m 3 。消防水管网平时由稳压泵维持压力不低于08 MPa(g)，消防时最不利点的系统工作压力不低于0.8 MPa(g)，消防时开启消防水泵，确保消防管网最不利点的压力不低于08 MPa(g)。 根据保护对象的消防用水流量和传统经验法，首先初步确定了厂区消防管网的布置和管径选择初步方案。消防加压泵站和液化石油气球罐区周围消防管道的管径采用DN450，工艺装置和其它罐区采用DN300，辅助生产设施采用DN200。
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user: 3. EPAnet的应用 3.1. 模型建立 根据厂区消防水系统初步设计方案，分别建立节点、管段、水泵、储水罐等要素，并依据设计参数对上述要素赋值，如节点赋值流量，管段赋值管径和长度，水泵赋值流量和扬程等。EPAnet中水头损失可采用Hazen-Williams，Darcy-Weisbach或Chezy-Manning公式计算 [ 1 ] 。本工程消防水管道选用流体输送用无缝钢管(GB/T8163-2008)，材质为20#钢。管道水头损失采用Hazen-Williams公式计算，管壁粗糙系数C h 取100 [ 4 ] 。厂区消防水系统模型如图1所示。 图1. 厂区消防水系统模型 3.2. 消防水系统最不利运行工况校核 厂区消防用水量最大处为液化石油气球罐区，消防用水量为1908 m 3 /h (530 L/s)，消防时供水压力不低于0.8 MPa(g)。消防水系统的最不利运行工况为液化石油气罐区处发生火灾，同时考虑管网一处管道发生事故停用，由其余环段供给消防用水。消防水系统模型中设置液化石油气球罐区附近节点15和18为火灾用水点，用水量分别为954 m 3 /h (265 L/s)，节点16处于发生事故的环段，所连接的管段8、9、38和39均无过流量，采用EPAnet对模型执行分析，结果如图2所示。 从图2和分析结果可知，最不利工况时，火灾点消防用水量为530 L/s，节点18模拟工作压力最低，为1.07 MPa(g)，管段21流速最高，为2.41 m/s。 根据消防水系统初步设计方案的模拟结果，最低工作压力明显大于0.8 MPa(g)，最高流速明显小于GB50160-2008要求的不大于3.5 m/s，说明该消防水系统还有较大的优化空间。 3.3. 系统优化 1) 系统工作压力 该炼油厂消防水系统在最不利工况时各节点工作压力详见图3。 从图3可知，消防水系统各节点工作压力为1.07 MPa(g)~1.20 MPa(g)，设计最低工作压力为0.80 MPa(g)，系统工作压力满足要求，且仍有降低空间。通过调整水泵参数进行多次重新模拟可知，选用总流量为2000 m 3 /h，扬程为95 m的水泵即可满足系统工作压力大于0.80 MPa(g)的要求。 本方法还可用于扩建或改建工程，当消防水管网已建成或不易改变时，用于校核管网工作压力及流 图2. 消防水系统的最不利运行工况 图3. 消防水系统的最不利运行工况各节点压力 量、确定消防水泵的参数选取和更换方案。 2)管径的选取 在最不利工况时，该炼油厂消防水系统各管段流速详见图4。 图4. 最不利运行工况时消防水系统各管段流速 Table 1 Firefighting water piping material statistic 设计方法管道直径 DN450(m) DN300(m) DN200(m) 管道总重量(t) 经验法 3820 6550 2185 747 软件模拟法 1205 9165 2185 649 表1. 消防水管网工程材料统计表 从图4可知，消防水系统各管段流速较大的管道分别为管道3 (2.36 m/s)、管道16 (2.16 m/s)和管道21 (2.41 m/s)，称为“控制管段”。将管道3和16的管径由DN300调整为DN250进行重新模拟，各“控制管段”的流速分别为管道3 (2.64 m/s)、管道16 (2.73 m/s)、和管道21 (2.99 m/s)，最不利节点处压力1.04 MPa(g)，表明设计方案与规范要求的流速≯3.5 m/s、工作压力≮0.80 MPa(g)之间仍有一定调整空间。 本方法适用于新建或扩建工程中核算消防水管道流速，确定管道规格。
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user: 4. 工程量对比 管网投资在消防水系统总投资中占有较大比重。本工程消防水管道均采用，分别对采用“传统经验法”和“软件模拟法”设计方案的消防水管网工程量进行统计，详见表1。 从表1可知，采用“软件模拟法”设计方案的消防水管网工程量明显低于“传统经验法”，通过软件模拟优化，DN450管道减少2615 m，可节约钢材98 t，考虑管道施工及防腐材料等费用，可节约工程建投资约78.4万元，优化效果显著。
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user: 5. 结论 采用传统经验法确定的消防水泵扬程和消防水管网管径偏大。采用EPAnet软件对炼油厂消防水系统进行模拟和优化，可准确校核系统最不利运行工况时的管网水力状况。同时，通过分析节点工作压力、管段设计流速等运行参数，提出了优化设计的方向和途径，降低了消防水管网工程投资，可供新建、扩建或改建炼油厂消防水系统工况校核和优化设计时参考。
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user: 摘 要 以组培诱变获得的兰属春剑叶色突变新材料LCS-2和亲本LCS-1为试材，分别测定叶片叶绿素和类胡萝卜素含量，并对叶片叶肉细胞进行叶绿体超微结构观察。结果表明：(1) LCS-2叶绿素含量明显低于LCS-1，叶绿素a/b的比值大于LCS-1；(2) LCS-2叶绿体数量少，形状不规则，膜结构解体，无类囊体，叶绿体内无淀粉粒，嗜锇滴较多；(3) LCS-1叶绿体较多，形状规则，基粒片层清晰，淀粉粒多而大，嗜锇滴较少。表明经组培诱变的叶色突变新材料与亲本存在明显的叶绿素含量及叶绿体结构差异。 关键词 :兰属春剑，叶色突变，叶绿素，超微结构 Copyright © 2017 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 春剑，兰科兰属植物，主产于四川、云南、贵州等地区，深受兰友喜爱。叶艺是指叶片上出现银色或金色的斑块或条纹，其观赏和商品价值较高 [ 1 ] 。鉴于中国兰叶艺性状对其商品性的重要作用，研究其形成机理，对人工诱发叶艺具有重要意义。关于植物失绿、缺绿、黄化等突变体的叶绿体形态及超微结构，至今已对水稻 [ 2 ] [ 3 ] 、玉米 [ 4 ] 、油菜 [ 5 ] 、高粱 [ 6 ] 、小麦 [ 7 ] 等作物进行了研究。研究发现，有些突变体的叶绿体形态及数目与野生型没有明显差异，但其叶绿体结构发生明显改变，表现为内部结构简单，光合膜系统发育程度低，基粒数目少，基粒类囊体垛叠层数少，或未分化出基粒和基粒片层；而有些突变体，不仅叶绿体结构发育存在明显缺陷，且叶绿体数目减少，形状也发生改变。苏畅等对辐射诱变黄色素花虎头兰与黄蝉兰杂交后代F1杂交苗进行超微结构分析，结果显示经辐射诱变叶艺兰与未经辐射植株叶肉细胞结构存在差异 [ 8 ] 。蒋彧等用 60 Co-γ射线辐照处理中国兰春剑根状茎，发现分化苗失绿变淡 [ 9 ] 。但未见报道组培诱变获得的兰属春剑叶色新材料叶绿素含量及叶绿体超微结构的相关研究。 本研究在LCS-1无性繁殖系建立的基础上，对根状茎进行高激素水平、高糖浓度条件下的长时间固体培养，诱发出了颜色变黄的根状茎群，进而建立了变异的根状茎无性繁殖系，通过诱导，根状茎分化出了叶色变异试管苗LCS-2 [ 10 ] 。经过多年的继代培养，其叶艺性状可以稳定遗传。LCS-2属线缟及中透缟，其独特的魅力和艺术价值，自问世以来，一直是兰苑大家族的娇宠，具有较高的文化和经济价值，以此材料进行叶绿素含量及叶绿体超微结构研究，以期为揭示这一特异突变材料的叶色突变机理提供理论依据。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 试材及取样 试验所用材料为LCS-1及LCS-2 (图1)。LCS-2是由LCS-1通过组织培养技术诱导获得的叶色新材料。培养基为MS + 6-BA 0.5 mg/L + NAA 0.2 mg/L + AC 0.3%。培养基pH 6.0。白天培养温度22℃~25℃、夜间培养温度18℃左右；光照周期14 h/d，光照强度2000 lx。接种180天后取材料进行指标测定。材料由四川省农业科学院园艺研究所提供。 图1. 亲本LCS-1与组培诱变新材料LCS-2 2.2. 叶绿素和类胡萝卜素含量的测定 参照刘永军等 [ 11 ] 的方法，分别测定LCS-1和LCS-2根状茎与试管苗叶片的叶绿素和胡萝卜素的含量，并比较差异。试验3次重复。 2.3. 叶绿体超微结构 透射电镜制样时，先将去脉叶片切成2 mm × 2 mm 的小片，然后用2%的戊二醛进行前固定，在冰箱中过夜，漂洗后，再用1%的四氧化锇进行固定，再次漂洗，样品用浓度逐级递增的乙醇和丙酮脱水。按照Epo n812的配方配制包埋剂 [ 12 ] ，先作样品渗透，然后进行包埋和聚合。用超薄切片机切片，并经醋酸铀和柠檬酸铅液双染色，在JEM-1200EX型透射电镜下观察和拍照。
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user: 3. 结果与分析 3.1. 叶绿素含量和类胡萝卜素含量 从表1可以看出，LCS-1和LCS-2在根状茎和叶片的色素含量方面有较大的差别。从叶片色素含量和组成来看，LCS-2叶片的叶绿素a、叶绿素b、叶绿素a + b含量分别为LCS-1的16.71%、15.86%、16.49%，LCS-2根状茎的叶绿素a、叶绿素b、叶绿素a + b含量分别为LCS-1的3.54%、4.18%、3.77%。由此可见，叶绿素含量低下是LCS-2的显著特征之一。 从叶绿素a/b来看，LCS-2叶片和根状茎分别为对照的105.17%、85.47%。说明在LCS-2根状茎分化成苗的过程中，叶绿素b的含量增加，而叶绿素a的含量降低。此为LCS-2的另一特征。 从类胡萝卜素的含量看，LCS-2根状茎和叶片低于LCS-1，但类胡萝卜素/叶绿素指标显示LCS-2叶片和根状茎都相对较高，分别为LCS-1的125.95%和138.76%。由此可见，类胡萝卜素相对含量高是LCS-2的第3个特征。 3.2. 叶绿体超微结构 在透射电镜下观察LCS-1及LCS-2叶绿体的形态以及在细胞中的分布发现，LCS-2黄区与LCS-1有着明显的差别。在LCS-1叶片中，叶绿体呈纺锤形“八字”贴壁分布于叶肉细胞中，超微结构典型。叶绿体结构完整，基质浓厚，基粒片层沿叶绿体长轴排列。类囊体结构清晰。片层垛叠紧密整齐，基质中分布有数个体积较大的淀粉粒及分散的嗜锇滴。在LCS-2中，叶绿体仍沿细胞壁分布，但叶绿体形状变得不规则，整个叶绿体呈高密度的囊泡状结构，内部结构严重解体，体积较小的嗜锇滴聚集分布。基质内不存在类囊体结构，无基粒片层，无淀粉粒(图2)。 图2. 叶绿体超微结构。1-a 和1-b：LCS-1叶绿体超微结构观察；2-a和2-b：LCS-2叶绿体超微结构观察，CW：细胞壁，Chl：叶绿体，S：淀粉粒，M：线粒体，O：质体小球(嗜锇滴) Table 1 The content of chlorophyll and carotenoids in LCS-1 and LCS- 类型type w (叶绿素a chl a) /(mg∙g −1 ) w (叶绿素bchl b) /(mg∙g −1 ) w (叶绿素a + b chl a + b)/(mg∙g −1 ) w (叶绿素a chl a)/w (叶绿素b chl b) w (类胡萝卜素 carotenoids)/(mg∙g −1 ) w (类胡萝卜素caro)/ w (叶绿素chl) LCS-1叶片 8.580 ± 0.0034 3.058 ± 0.001 11.641 2.807 3.048 ± 0.008 0.262 LCS-2叶片 1.434 ± 0.018 0.485 ± 0.009 1.920 2.952 0.631 ± 0.019 0.330 表1. LCS-1与LCS-2叶绿素及类胡萝卜素含量
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user: 4. 讨论 叶绿素缺乏的突变体是植物界中发生频率比较高的一种突变类型，推测可能由多种原因导致。目前对于许多植物的叶绿素缺失突变体的研究比较多，结果却是不尽相同，而对兰科植物特别是对兰属植物的研究鲜有报道。有研究表明，叶绿素含量的变化与叶色表型变化是一致的，叶色黄化突变体的叶绿素含量明显低于对照，叶绿素含量增加的同时，叶片颜色也进一步加深 [ 13 ] 。由于叶绿体内膜系统被破坏，类胡萝卜素呈现，嗜锇颗粒也大量产生 [ 14 ] 。本试验中，LCS-2叶绿素减少，类胡萝卜素与叶绿素相对含量提高，是呈现叶艺的主要生理原因。 许多研究报道显示，条斑叶突变体基因参与了叶绿体发育的调控过程 [ 15 ] 。本研究发现LCS-2中，叶绿体仍沿细胞壁分布，但叶绿体形状变得不规则，整个叶绿体呈高密度的囊泡状结构，内部结构严重解体，体积较小的嗜锇滴聚集分布。基质内不存在类囊体结构，无基粒片层，无淀粉粒。从超微结构观察的结果可以得出质体变异是产生该突变的原因之一。叶色突变体质体没有基粒片层和类囊体的形成，前质体的发育在此被阻断，不能形成完整的叶绿体结构，叶绿素的合成受到阻碍。叶片因此缺乏叶绿素而表现叶艺性状。
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user: 摘 要 本研究采用100%再生细骨料和再生粗骨料配制全再生骨料混凝土，以最大程度利用废旧混凝土再生骨料并取得最佳经济效益。考虑再生骨料预湿处理并变换水灰比和水泥强度进行配合比设计，进行了全再生骨料混凝土工作性能和抗压强度、抗拉强度发展规律的试验研究。结果表明：通过合理的配合比设计和再生骨料预湿处理，全再生骨料混凝土的工作性能和抗压强度均达到设计要求；抗压和抗拉强度的发展几乎在养护龄期56 d之内完成，且抗拉强度的增长低于抗压强度。 关键词 :全再生骨料混凝土，再生粗骨料，再生细骨料，强度发展规律 Copyright © 2017 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 在我国城镇化快速发展过程中，随着可持续发展和环境友好型城镇建设理念的广泛运用，建筑垃圾再生利用成为必然趋势。由废弃混凝土破碎加工成再生骨料后，重新用于生产再生骨料混凝土，也得到越来越多的研究和工程应用 [ 1 ] [ 2 ] 。同时，对再生骨料及再生骨料混凝土的认识也更加深入。 再生粗骨料具有不同于天然碎石骨料的一些特性，直接影响再生骨料混凝土性能。黏附母体水泥砂浆的粗糙表面导致再生粗骨料与新混凝土基体黏结强度的不确定性：或产生薄弱黏结界面 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] ，或在一定粒径范围因棱角性产生增强黏结界面 [ 8 ] [ 9 ] 。较低的密实性与较高、快速的吸水性增大了再生骨料混凝土配合比设计和拌合物制备的难度，增加了再生骨料混凝土性能评价与设计指标确定的复杂性：影响效果是否有利取决于母体混凝土性能、破碎工艺和骨料粒径 [ 3 ] [ 5 ] [ 7 ] [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] 。为了消除其不利影响，研发了各种再生粗骨料处理工艺。加热摩擦方法和超声波清除技术，被用于除去再生粗骨料表面黏附的母体水泥砂浆 [ 14 ] [ 15 ] ；碳酸盐微生物沉淀、碱性有机硅化合物和盐酸复合偏硅酸钙等表面处治方法，有助于提高再生粗骨料自重并降低其吸水率 [ 16 ] [ 17 ] [ 18 ] ；借助于高强度水泥浆或预涂层材料，填充再生粗骨料表面的孔隙和微裂缝 [ 19 ] - [ 24 ] ；将再生粗骨料在水中浸泡30 d使未水化水泥颗粒重新发生水化反应而产生自愈合效应，以提高再生粗骨料颗粒性能 [ 21 ] 。综合比较，经济可行的做法是在搅拌前预湿再生粗骨料，能够使再生骨料混凝土拌合物工作性能和硬化混凝土性能得到普遍改善。 在现有研究文献中，通常将再生粗骨料替代率(再生粗骨料与全部骨料的比值)作为一个重要参数，反映再生粗骨料含量对混凝土性能的影响。一般地，当配合比相同或相似时，随着替代率的增加，再生骨料混凝土的抗压强度、抗拉强度和弹性模量减小 [ 5 ] [ 7 ] [ 12 ] [ 13 ] [ 19 ] [ 24 ] [ 25 ] 。但这一结论的工程应用却存在明显问题：从混凝土技术角度，为了获得相同的抗压强度和工作性能，当再生骨料替代率不同时，再生骨料混凝土配合比是需要调整的；从混凝土结构设计角度，混凝土设计指标对应于其强度等级，不必规定采用何种骨料 [ 26 ] 。研究业已表明，通过采用合理的配合比设计 [ 10 ] [ 27 ] 、适当的矿物掺和料 [ 10 ] [ 20 ] [ 21 ] [ 28 ] 、预湿再生粗骨料和恰当的拌合工艺 [ 20 ] [ 21 ] [ 22 ] [ 23 ] [ 29 ] ，或者对再生粗骨料表面进行改性处理 [ 17 ] [ 18 ] ，再生骨料混凝土的性能完全可以达到甚至超过相同强度等级的天然碎石混凝土。 与天然砂比较，再生细骨料也具有明显不同的特性，诸如多棱角不规则颗粒、含有凝胶和氢氧化钙化合物的不均质形貌的砂浆、低密度和高吸水率 [ 5 ] [ 7 ] [ 30 ] [ 31 ] 。一些研究表明掺加再生细骨料配制的混凝土，表现出较差的工作性能和力学性能 [ 5 ] [ 7 ] [ 32 ] [ 33 ] 。但也有研究表明采用部分再生细骨料，或者采用再生细骨料并添加高效减水剂，可使制备的再生骨料混凝土性能至少不低于天然砂混凝土 [ 32 ] [ 33 ] [ 34 ] 。 由于再生粗骨料和再生细骨料是废旧混凝土的共同产物，单独利用其一均不能获取最佳效益。综合分析上述文献资料，已有一些成功案例，采用全部再生粗骨料或全部再生细骨料，或者同时采用部分再生粗骨料和再生细骨料，可配制出与天然骨料混凝土同样性能的再生骨料混凝土 [ 35 ] [ 36 ] 。因此，研发采用100%再生粗、细骨料配制全再生骨料混凝土，在技术上是可行的。这样可以在最大程度上利用再生骨料，并尽可能减少混凝土生产设备和拌制工艺的变动，更有利于再生骨料混凝土在预拌混凝土产业中推广应用。 因此，本课题确定了制备全再生骨料混凝土的总体目标。前期研究表明 [ 37 ] ，在配合比设计时通过调整水灰比、砂率等参数，可使全再生骨料混凝土获得优良的拌合物工作性能，并达到设定的混凝土配制强度；全再生骨料混凝土轴心抗压强度可按现行混凝土结构设计规范规定取值，但其抗拉强度和弹性模量按规范取值则偏大。作为一种新的混凝土制备方案，同其他新型混凝土一样，为了保障其在结构工程中应用的可靠度，必须研究清楚其强度发展规律 [ 38 ] [ 39 ] [ 40 ] 。因此，作为课题研究计划的组成部分，本文介绍了全再生骨料混凝土强度发展规律的研究成果。