DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 几种典型实例 4.1. 双过冷却水滴重复影响型 图3为 2017 年 9 月 30 日 19:00探空记录18 min 30 s~20 min段放大10倍温度区记录图，该记录段出现了4次过冷却水滴影响过程，18 min 58 s至19 min 14 s为第一个水滴影响，19 min 25 s至19 min 35 s为第二个水滴影响，19 min 35 s仪器温度尚未恢复正常，又受到第三个水滴影响，这第三个水滴影响相对于第一、第二个水滴要小一些，影响大小不一有各种原因，见6(5)分析。 4.2. 凝结与蒸发同时影响型 图4为 2016 年 12 月 05 日 19:00探空记录08 min~10 min 30 s段放大10倍温度区记录图，记录从08 min 45 s到09 min 43 s段分析均为异常记录，仪器沾上过冷却水滴凝结放热升温的同时，水分发生蒸发带走热量产生降温效应，由于凝结速度远大于蒸发速度，形成了08 min 45 s到08 min 51 s记录段，温度由−9.6˚C上升至−2.4˚C，之后周边环境和水分蒸发影响起主要作用。受蒸发影响，仪器温度降至环境温度时并未停止，而是继续降到09 min 27 s的−12.4˚C，再升温至环境温度趋向正常。其中相关理由见许霞论文 [ 1 ] 。 4.3. 相对“高温区”过冷却水滴影响型 我们分析资料时发现，这类脉冲型增温记录在不同温度区形成的特征有一定的区别，相对低温区特别是−10˚C~−20˚C温度层之间及附近区域形成脉冲型增温时一般变化快幅度大，显得比较突兀。如图2、图3、图4；接近0˚C层区域脉冲增温趋势要缓慢些，增温幅度也相对要小一点，如图5、图6所示2014 图3. 2017 年9 月30 日 19:00探空记录18 min 30 s~20 min放大10倍温度区记录图 图4. 2016 年12 月05 日 19:00探空记录08 min 00 s~10 min 30 s放大10倍温度区记录图 图5. 2014 年3 月4 日 07:00探空记录05 min~06 min 30 s放大10倍温度区记录图 年3月4日07:00探空记录05 min~06 min 30 s段、 2016 年 7 月 10 日 19:00探空记录15 min 30 s~17 min段两份放大10倍温度区记录图。在温度低于−20多度区域，随着环境温度的降低，该现象变得不明显。 图5记录出现两个小增温段，第一段从05 min 19 s到05 min 27 s，温度从−3.1˚C升至−2.8˚C再恢复正常，第二段从06 min 02 s到06 min 13 s，温度从−4.3˚C升至−3.7˚C再恢复正常。图6记录从16 min 23 s到16 min 46 s，温度从−4.8˚C升至−3.6˚C再恢复正常。图5、图6记录温度变化相对缓慢，有时还不易 图6. 2016 年7 月10 日 19:00探空记录15 min 30 s~17 min放大10倍温度区记录图 发觉，被当作正常记录保留。导致这种区别也能理解：低温区过冷却水滴冻结速度快，有可能是瞬间的事，释放的凝结潜热来不及消散，绝大部分用于温度元件增温，于是形成了陡峭型脉冲增温记录。相反相对高温区域由于过冷却水滴结冰慢甚至不容易结冰，在环境温度和蒸发潜热的影响下，增温速度慢，增温幅度也随之减小，于是形成了图5、图6记录。同样来自阿斯曼干湿球温度表的使用经验，湿球温度在−2˚C~−3˚C时是很难结冰的。 4.4. 疑似−40˚C以下过冷却水滴型 图7为 2015 年 6 月 25 日 13:00探空记录38 min 30 s~40 min段放大10倍温度区记录图，该记录疑似过冷却水滴出现在温度低于−40˚C区域，之所以说疑似，是因为这些记录具备过冷却水滴凝结的特征，但也和一些不明原因造成的温度波动记录相似，以至于不易分辨。我们整理4年记录取得的可以肯定的有过冷却水滴存在的环境最低温度是−26.3˚C，高度10，090 m (2014年7月25日07:00，记录时间28 min 26 s)。但是也有一些记录出现的疑似过冷却水滴温度可以低至−40˚C~−50˚C甚至更低，见图7中38 min 53 s到39 min 19 s段，似乎存在两次过冷却水滴凝结过程，环境温度范围−46.5˚C~−47.5˚C。过冷却水滴温度可以低至多少？在大气中可能出现的最大高度是多少？似乎没有明确的数据。当然我们找出的这些记录也是具备和其他脉冲增温记录类似天气条件的：满天云，或者正在下雨。我们还发现了环境温度−68.2˚C的疑似记录(射阳58150，2015年7月19日13:00，44 min 12 s，高度15，700 m)。对流云顶温度可以低于−60˚C，过冷却水滴可以存在于气温多低的空间有待探索。
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user: 5. 存在疑问 疑问1：我们整理4年记录取得的可以确定的过冷却水滴周边环境最低温度是−26.3˚C，但是也有一些疑似记录温度可能更低，这些记录不在少数。水滴究竟可以在温度多低的环境里不结冰？在大气中可能出现的最大高度是多少？有待探索。 疑问2：从射阳统计的记录看，温度低于−27˚C时脉冲增温现象已不太明显，但还是有许多不明原因的小脉冲增温产生，如果也是过冷却水滴影响引起的，为何环境温度低于−27˚C影响不明显了？是高空 图7. 2015 年6 月25 日 13:00探空记录38 min 30 s~40 min放大10倍温度区记录图 过冷却水滴普遍小吗？是因为大水滴降落了留下了小水滴？ 疑问3：相当一部分记录中脉冲型增温记录出现在相对湿度很低的环境中， 2014 年 9 月 12 日 19:00，相对湿度低至4%， 2014 年 10 月 31 日 19:00，相对湿度低至2%，在这样低湿度环境中过冷却水滴是如何形成的？是如何存在的？能存在多久？同样有待探索。
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user: 6. 获取的一些信息 由于脉冲型增温记录大都形状奇异比较突兀，所以虽然出现数量不少但在观测员整理记录时一般都被删除 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] ，少量的如图5、图6类记录可能会因不易发现被保留下来，但对整体记录的准确性影响不大，这些记录也并非没有用处，进行认真分析可以提供给人们一些有用的信息。 1) 过冷却水滴主要存在于0˚C层以上至−20多度空间区域，射阳4年记录里能确定的过冷却水滴所处空间最低温度为−26.3˚C，低于−26.3˚C时已无明显的、能完全确定的过冷却水滴影响记录。 2) 从记录中增温幅度大小可以初步判断大过冷却水滴主要集中在−20˚C温度层以下高空区域，低于该温度的区域过冷却水滴体积相对较小。 3) 高空温度低于−40˚C甚至更低时也可能存在过冷却水滴。 4) 空中非常干燥的区域也有过冷却水滴存在，产生和生存机制待探讨。 5) 根据受影响记录的升温幅度可以大致判断过冷却水滴的几何尺寸。以温度增加4˚C为例进行测算：我们测得GTS1型探空仪温度元件质量大约0.034 g，参照陶瓷、石墨等器材假设其比热为800 J/(kg∙˚C)，则温度元件产生4˚C增温需要热量为0.034 × 0.8 × 4 = 0.11 J，进一步推算需要0.00033 g水凝结释放潜热，0.00033 g水折合体积为一个半径约0.4 mm的圆水滴。当然这仅仅是理论，实际上水滴可能是碰在温度元件两端导致只有部分凝结潜热用于元件增温、运动的水滴与运动的温度元件相碰水滴会破碎导致只有部分水滴沾在元件上、过冷却水滴沾上温度元件凝结放热的同时水分会蒸发带走热量，这些因素均会导致水滴体积估算值偏小。
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user: 7. 结论与讨论 1) 高空观测记录中出现的脉冲型异常增温现象主要由过冷却水滴沾附温度元件冻结释放凝结潜热引起，大部分过冷却水滴存在于0˚C层以上至−20多度空间区域，低于该温度的区域过冷却水滴体积相对较小。 2) 高空温度低于−40˚C甚至更低时也可能存在过冷却水滴，空中非常干燥的区域也有过冷却水滴存在，产生和生存机制待探讨。 3) 根据脉冲型异常升温记录的升温幅度可以大致判断过冷却水滴的几何尺寸，可供空中过冷却水滴研究时参考。 4) 一些异常记录，特别是一些有规律的异常记录出现一般都有其原因，研究这些记录往往可以为我们提供一些有用的信息。
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user: 摘 要 为了实现微型与小型构件的拉伸疲劳试验与检测，本文设计了一种压电驱动式微小载荷疲劳试验装置，该结构采用一种卧式结构，避免了夹具质量对施加载荷的影响。首先进行疲劳试验装置结构设计、工作原理以及振动模态的分析；然后对系统进行动力学分析，得出系统固有频率与共振状态下系统位移放大倍数；最后制作了实验样机并利用Labview软件进行实验测试，测得系统共振频率为211 Hz，最大输出力为42.5 N。并取微小构件H62黄铜为测试对象，测得试件疲劳极限在1.21 × 10 6 周次，疲劳极限为68 MPa，验证了本文设计的微小载荷疲劳试验装置能实现对微小构件进行拉伸疲劳试验与检测的可行性。 关键词 :压电驱动，微小载荷，拉伸疲劳试验，共振，实验 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 随着微机电技术的不断发展，相关的微小执行器、微小驱动器与微小传感器以及仿生工程研究与仿生产品、生物医学产品中出现的微型与小型构件等的研究也极为活跃，这些器件在工作中一般特点是受力小、使用频率高，常处于交变动载荷下，普遍存在疲劳破坏的可能，因此有较好性能的疲劳试验与检测技术变得日益重要。 现有的疲劳试验与检测设备主要针对大尺寸器件设计的，一般利用电磁驱动或电液伺服驱动 [ 1 ] [ 2 ] ，需要系统在谐振状态下工作，受系统阻抗与磁阻的限制，一般工作频率不高于200 Hz，同时普遍存在动态载荷大、加载精度低等问题，目前均不适于对微小器件与生物器件的疲劳试验与检测。 国内外相关学者对压电驱动疲劳试验机做了大量的实验研究。日本的S. Saito设计了小试件高周期疲劳测试的装置 [ 3 ] ，该装置以压电叠堆作为激励源，可以给定100 um的微小位移。Haque设计了利用压电驱动器进行铝膜单轴疲劳拉伸的实验设备 [ 4 ] 。Bagdahn设计了可以用于测试多晶硅疲劳特性的压电驱动型疲劳试验装置 [ 5 ] ，该装置的最高加载频率可以达到一千赫兹。Bathias团队的相关试验研究发现试件材料在107次的应力循环后仍然会发生疲劳破坏 [ 6 ] [ 7 ] ，得出常规疲劳实验结果认可的疲劳极限说法是不正确的结论。台湾的Kuo-Shen Chen研制了压电陶瓷驱动的疲劳检测设备 [ 8 ] ，该装置以压电驱动器的位移来代替焊点芯片受热产生的变形，来测试电子封装中焊点的热–机械疲劳机理和行为。A. Nikitin等人研制了一种新型压电驱动式纯扭转疲劳试验检测装置 [ 9 ] ，该装置用于检测锻造和挤压两种工况下钛合金扭转疲劳的超声波超高周疲劳检测试验，通过实验发现，挤压钛合金相比锻造钛合金具有更高的超高周疲劳强度。四川大学的王清远设计了可以用于高温、微动摩擦以及薄片的超声疲劳检测设备，并进行了相关的超声加速疲劳实验 [ 10 ] 。吉林大学的王书鹏设计了一种基于自锁效应及斜块箝位原理的新型压电驱动疲劳检测机构，对纯铜材料进行了原位拉伸以及疲劳测试 [ 11 ] ，刘丕新设计了基于柔性铰链的压电制动型疲劳检测装置，该装置利用双压电叠堆驱动柔性铰链产生变形来对合金试件进行原位疲劳测试，分析了试件在各个阶段的载荷谱 [ 12 ] 。 本文提出了一种利用压电振子作为驱动力源并且整体结构采用横向布置方式，可对微小器件与生物器件进行往复拉压疲劳试验与检测，能够实现交变载荷的精确施加与控制。
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user: 2. 结构设计与模态仿真 2.1. 结构与工作原理 本文设计的压电驱动式微小载荷疲劳试验装置结构示意图如图1所示。该结构主要由左右侧板、加载手轮、精密螺杆、加载座、传感器、横向导柱、卡具、板弹簧、质量块、连接环、压电振子和被测试件等组成。其中预加载座和加载手柄配合对试件进行预加载。压电振子在外加交变电压的作用下产生周期往复弯曲变形，当驱动频率与系统固有频率一致或者相近时系统处于共振状态，压电振子往复变形通过系统谐振放大并作用于被测试件上，其变形量由传振杆传到载荷放大模块，其微小位移经放大后作用到试件上，来实现对试件的往复拉压疲劳试验与检测。 2.2. 模态仿真分析 为了分析系统振动模态，对系统进行了模态仿真，相关结构参数如表1所示，材料属性表如表2所示。 将三维模型导入到ANSYS仿真分析软件中，选取单元类型为solid185单元，对其进行了网格划分，如图2所示。将装配体不同零件之间的接触类型定义为绑定不分离接触，所选算法为MPC算法，模态分析的分析方法选择为Block Lanczos法，对两侧板底面施加三自由度的全约束，提取系统的前四阶模态，求解结果如图3所示，其前四阶模态云图如图4所示。 图1. 压电驱动式微小载荷拉伸疲劳试验装置结构示意图 图2. 网格划分模型图 Table 1 Size parameter list of prototype structur 零件名称 参数名称 参数值 压电振子 材料 尺寸 材料 尺寸 PZT5 Ф40 mm 60Si 2 Mn Ф60 mm 左侧板 材料 尺寸 Q 235 124 mm × 224 mm × 30 mm 连接环 材料 尺寸 厚度 45钢 Ф118 mm × Ф44 mm 22 mm 板弹簧 材料 尺寸 65 Mn 18 mm × 42 mm 质量块 材料 厚度 直径 Q 235 25 mm Ф70 mm 横向导柱 材料 尺寸 中心距 45钢 Ф20 mm 156 mm 加载座 材料 中心圆台直径 长度 45钢 Ф100 mm 220 mm 右侧板 材料 尺寸 Q 235 124 mm × 224 mm × 30 mm 试件 材料 尺寸 黄铜 46 mm × 10 mm × 0.15 mm 表1. 样机结构尺寸参数明细表 图3. 模态仿真结果 图4. 系统前四阶模态云图 Table 2 Detailed list of material propertie 材料名称 密度(kg/m 3 ) 弹性模量(GPa) 泊松比 压电陶瓷片 7600 63 0.32 60Si 2 Mn 7800 194 0.28 65Mn 7800 197 0.28 45钢 7850 195 0.27 Q235 黄铜 7800 8500 195 100 0.28 0.32 表2. 材料属性明细表 从模态振型仿真结果可知，一阶振型为质量块通过卡具带动试件的上下摆动，不是我们需要的振型；二阶振型为质量块通过卡具带动试件在水平面内的摆动，没有实际意义；三阶振型为质量块通过卡具带动试件的扭转运动，也不是我们需要的模态；第四阶模态为质量块沿试件拉伸压缩方向的运动，此种运动通过卡具作用到试件上，周期性的持续给试件加载、卸载，正好是我们所需要的模态振型，固有频率为218.3 Hz。
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user: 3. 动力学分析 微小载荷拉伸疲劳试验装置简化物理模型如图5所示。其中，k 1 为压电振子的等效刚度，k 2 为质量块中板弹簧的等效刚度，k 3 为试件的等效刚度。为了研究的方便，假设在弹簧k 1 和k 2 之间有一个质量为零的质点m 1 ，k 2 和k 3 之间的等效质量为m 2 ，设质点m 1 和质量块m 2 的位移分别是x 1 、x 2 ，系统阻尼为c 3 ，取向右为正方向。 系统振动微分方程为： { m 1 x ″ 1 + ( k 1 + k 2 ) x 1 − k 2 x 2 = F 1 m 2 x ″ 2 + c 3 x ′ 2 − k 2 x 1 + ( k 2 + k 3 ) x 2 = 0 (1) 其中， F 1 = k 2 A cos ω t 为作用在压电振子上的外电场提供的谐波激振力。 当没有外加交流电场时，忽略其运动阻尼，其自由振动的微分方程可以写成如下形式： { m 1 x ″ 1 + ( k 1 + k 2 ) x 1 − k 2 x 2 = 0 m 2 x ″ 1 − k 2 x 1 + ( k 2 + k 3 ) x 2 = 0 (2) 令m 1 = 0，则上式转化为： m 2 x ″ 2 + c 3 x ′ 2 + k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 k 1 + k 2 x 2 = k 2 k 1 + k 2 F 1 (3) 将上式整理得： x ″ 2 + c 3 m 2 x ′ 2 + k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 ( k 1 + k 2 ) m 2 x 2 = k 2 ( k 1 + k 2 ) m 2 F 1 (4) 将F 1 = k 2 Acosωt带入上式，可得： x ″ 2 + 2 ζ ω n x ′ 2 + ω n 2 x 2 = k 2 2 k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 A ω n 2 cos ω t (5) 式中： 图5. 系统物理模型 { ζ = c 3 2 m 2 ω n ω n = k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 m 2 ( k 1 + k 2 ) (6) 式中，c 3 为粘性阻尼因子，ω n 为固有频率，ζ为阻尼系数。 得到系统单自由度系统的稳态响应为： x 2 = k 2 2 k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 A [ 1 − ( ω ω n ) 2 ] 2 + ( 2 ζ ω ω n ) 2 { 2 ζ ω ω n sin ω t + [ 1 − ( ω ω n ) 2 ] cos ω t } (7) 可以将上式写为简洁形式： x 2 = X 2 cos ( ω t − φ ) (8) 其中， tan ϕ = 2 ζ ω ω n 1 − ( ω ω n ) 2 。 则有： X 2 = k 2 2 k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 A [ 1 − ( ω ω n ) 2 ] 2 + ( 2 ζ ω ω n ) 2 (9) 由式(9)可以看出，激励的幅值越大，响应的幅值就越大，在其它条件一定的情况下，二者成线性关系。同时，还可以得到系统放大倍数为： | H ( ω ) | = X 2 A = k 2 2 k 1 k 2 + k 1 k 3 + k 2 k 3 [ 1 − ( ω ω n ) 2 ] 2 + ( 2 ζ ω ω n ) 2 (10) 从式(10)可以看出，放大倍数不仅与激励频率以及响应频率有关，还与系统阻尼比及压电振子等效刚度k 1 ，板弹簧刚度k 2 ，试件刚度k 3 有关。
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user: 4. 实验测试 实验装置在实验时，将装置固定到隔震平台上，以消除外界因素对本实验的影响。本实验主要是采用Labview软件进行测试，实时采集实验数据和波形。测试的主要参数是样机的共振频率和加载到试件上的最大载荷，如图6所示。 测试时，首先将试件装卡到卡具上，然后启动自行设计的Labview测试软件，接着转动加载手柄对试件进行预加载，当试件的受力值达到预定目标时，锁紧加载座两端的紧定螺钉。然后用阻抗分析仪测试样机的固有频率，再调整电源的驱动频率与样机固有频率一致，将交变信号施加到压电振子上，观察软件显示面板的读数，相关的测试装置实物图如图7所示。 图6. 软件界面面板 图7. 测试装置实物图 4.1. 频率对载荷影响 将电压调至120 V，保持其它参数不变，电源控制器每间隔0.5 Hz测试一次，并读取软件上载荷值示数，所得结果如图8所示。 从图8可看出，频率变化对加载效果影响显著，疲劳试验机工作在共振频率211.5 Hz效果最佳，继续增加或减小驱动频率值，均会导致试件所受的最大载荷减小。效果最佳工作频率区间210 Hz~213 Hz之间。 图8. 频率对输出载荷影响关系 4.2. 电压对输出载荷影响 首先将驱动频率调至系统的共振频率，然后在其它参数都不变的条件下，从85 V开始，每间隔5 V读取一次最大载荷，得出电压对输出载荷影响关系曲线如图9所示。 从图9可以看出，试件受到最大载荷随驱动电压的增大而增大，近似成线性变化。这是因为驱动电压提高压电振子等效输出力值。因此，可以通过改变驱动电压的值来改变试件的最大载荷值，进而进行不同要求的疲劳试验。 4.3. 质量块对共振频率的影响 质量块质量对系统的共振频率有较大影响，然后在其它参数都不变的条件下，测试不同质量块对样机共振频率的影响，测试结果如图10所示。 由图10可知，随着质量块质量的增大，系统的共振频率显著减小，可以通过调整质量块的质量来改变系统的固有频率。
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user: 5. 试件拉伸疲劳试验 黄铜具有较好的塑性和强度，广泛应用于各种仪器仪表、日常五金制品以及汽车零部件中。因此本文选取了薄的黄铜带(H62)，将其加工成标准试件，模拟微小载荷受力情况，对其进行了循环特性为R = 0.1的拉压疲劳试验。 5.1. 试件的制备 H62黄铜是铜锌合金，其中铜的成分大约占62%，其他成分以锌为主，也包含少量诸如镍、铅一类的微量元素，本文选择0.15 mm厚的薄铜带，在查阅相关资料的基础上，设计了本疲劳试验用的微小载荷标准试件，其相关尺寸如图11所示。试件制备的过程是使用精密电火花线切割机床进行加工，在加工完成后对其边缘部位进行抛光处理，疲劳试验用的试件实物图如图12所示。 5.2. 试验过程与结果 本实验的试验过程如下： 1) 将试件装卡到卡具上，打开测试软件，对试件进行拉断试验，取3个相同型号的试件依次试验，测得其断裂载荷平均值为F b = 32.68 N。 图9. 电压对输出载荷影响关系 图10. 质量块对共振频率影响关系 图11. 试件结构尺寸图 图12. 试件结构实物图 2) 按照表3中给出的平均载荷水平，对试件施加初始拉力为F m 的静载荷，同时锁紧紧定螺钉。 3) 使用阻抗分析仪测得系统的固有频率f s ，将频率值输入到自制的系统测试软件中。 4) 打开专用电源，给压电振子施加频率为f s 的交变电流，调整电压幅值，使被测试件所受的最大载荷为F max ，同时打开软件的频率计数按钮，开始计数。 5) 观察记录试件拉断时的载荷循环次数N。 更换新试件，重复上述步骤1)~5)。 相关的载荷水平如表3所示。 试验结果疲劳S-N曲线图如图13所示。 分析试验结果可知，试件的拉伸应力疲劳特性曲线首先是快速的下降，然后缓慢的减小，其拐点发生在10 6 周次循环次数下，其1.21 × 10 6 周次的拉伸疲劳极限为68 MPa，在1 × 10 8 循环周次后仍会发生疲劳破坏。说明所设计的微载荷拉–伸疲劳试验检测装置样机符合设计要求，可以进行微小载荷的疲劳试验，能够准确可靠的工作。
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user: 6. 结论 本文设计的压电驱动式微载荷拉伸疲劳检测装置共振频率211 Hz，最大输出力为42.5 N，最佳工作频率区间为210 Hz~213 Hz之间。取微小构件H62黄铜为测试对象，测得试件疲劳极限在1.21 × 10 6 周次，疲劳极限为68 MPa。验证了本文设计的疲劳试验装置能实现对微小构件进行拉伸疲劳试验与检测。 图13. 试件拉伸疲劳S-N曲线图 Table 3 Horizontal table of tensile fatigue loa 循环特性R 最大载荷F max /N 平均载荷F m /N 最小载荷F min /N 载荷幅值F a /N 循环次数(N)/次 R = 0.1 0.20F b = 6.54 3.60 0.66 2.94 1.02 × 10 8 R = 0.1 0.21F b = 6.86 3.77 0.69 3.08 7.86 × 10 7 R = 0.1 0.22F b = 7.20 3.96 0.72 3.24 9.26 × 10 6 R = 0.1 0.25F b = 8.17 4.50 0.82 3.67 1.21 × 10 6 R = 0.1 0.30F b = 9.80 5.39 0.98 4.41 9.62 × 10 5 R = 0.1 0.40F b = 13.07 7.19 1.31 5.85 3.68 × 10 5 R = 0.1 0.50F b = 16.34 9.03 1.63 7.31 1.75 × 10 5 R = 0.1 0.60F b = 19.61 10.76 1.91 8.85 9.08 × 10 4 R = 0.1 0.70F b = 22.88 12.56 2.23 10.32 8.75 × 10 3 R = 0.1 0.80F b = 26.14 14.38 2.62 11.76 3.62 × 10 3 表3. 拉伸疲劳载荷水平表
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user: 摘 要 岩石是一种天然的多孔物质，孔隙结构会改变岩石的物理力学性质，从而影响岩石整体结构的稳定性。不同孔隙率岩石的力学性质不同，而孔隙率相同，孔径大小分布特征不同，也会对其力学性质造成影响，因此，本文着重研究孔隙率和孔径分布特征2方面对岩石单轴压缩下力学性质的影响规律，主要内容如下：1) 根据不同温度下花岗岩孔径分布结构的压汞试验结果，建立了孔隙率为2%、5%、10%，孔径分布分形维数为2、2.5、3的九种花岗岩试样的数值模型；2) 研究了不同孔径分布特征下岩石力学性质的差异，获得了孔隙率和孔径分布分形维数对岩石全应力–应变曲线、抗压强度、弹性模量、裂纹扩展路径、破坏方式等的影响规律。 关键词 :岩石，孔隙，分形维数，力学性质 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 岩石是一种我们在日常生活中经常接触到的天然的多孔材料，其内部包含着大量不规则、跨尺度的孔隙，这些孔隙直接影响着岩石的宏观物理、力学和化学性质 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。由于各种岩石的组分和结构各异，形成的年代不同，其中还有许多裂隙，致使其力学性质相差很大。在地质学中，无论从已知外力和边界条件去推测地块变形，或从地块的变形去反推地块所受的边界条件和外力，都需了解当时当地的岩石力学性质。探讨研究孔隙结构与岩石宏观物理力学性质之间的内在关系，对于解决石油、地质、采矿、冶金、土木和水利工程中的实际问题具有十分重要的意义。 由于岩石中天然孔隙形态复杂、分布无序、数量庞大，难以定量而准确地描述其结构特征，大量研究表明，岩石孔隙分布具有显著的统计分形特性，分形理论是刻画岩石孔隙复杂性和不规则性的有效方法。马新仿等 [ 4 ] [ 5 ] 研究了低渗透岩石的孔隙结构，建立了毛管压力和孔隙大小概率密度分布的分形几何模型，计算了孔隙结构的分维数和孔径概率密度分布；J. Lai和G. W. Wang [ 6 ] 利用高压压汞试验测试了Bashijiqike致密含气砂岩的孔径分布特征，发现砂岩孔隙系统主要由晶界大孔和晶内微孔组成，孔隙分形维数可用来评价微孔孔隙结构和储层非均匀性；A. Giri等 [ 7 ] 针对岩石孔隙度相同而孔径分布不同的特点，利用RBBD模型重构不同孔隙率的沉积岩三维结构，并进行孔隙分布的多重分形分析，基于此提出了一种控制岩石输运性质的结构参数；Z. Y. Zhang和A. Weller [ 8 ] 用毛管压力曲线和核磁共振研究了24个岩样的孔隙结构，通过3种方法计算了岩石孔隙表面分维和体积分维，并用于渗透率预测。这些成果极大深化了人们对岩石内孔隙孔径分布规律的认识。 存在于大自然的岩石大多都有着或多或少的孔洞，孔洞的大小及分布规律也有很大的区别，这些孔洞的存在会改变岩石弹性模量等力学性质，弱化岩体结构的稳定性，对岩石有着巨大的影响，在这之前已经有大量专家人员对此做了许多相关的研究，也有了很多成果。但是在研究不同分形维数情况下孔洞孔径分布对岩石力学性质等的研究并不太多见。本文在阅读各类文献和资料基础上，通过RFPA软件建立一个二维的长方形的岩石模型，然后通过随机数生成器进行随机数的产生，用生成的随机数来表示我们要在岩石模型中挖去的孔隙的位置，最后在单轴压缩下对岩石的以下内容进行研究和探讨： 1) 孔隙率对岩石应力–应变曲线、抗压强度、弹性模量、破坏方式的影响。 2) 孔隙孔径分布分形维数对岩石应力–应变曲线、抗压强度、弹性模量、破坏方式的影响。
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user: 2. 数值试验概述 2.1. 材料参数 选择采用花岗岩试件材料属性其材料属性见表1。 2.2. 孔洞半径 根据孔隙率和分形维数的不同总计需要建立9个模型，各个模型下各圆形小孔半径见表2~表4。孔隙率分成三种：1) 孔隙面积占整个模型的2%，即孔隙总面积为100mm × 50mm × 2% = 100 mm 2 。2) 岩石孔隙面积占整个模型的5%，即孔隙总面积为100 mm × 50 mm × 5% = 250 mm 2 。3) 岩石孔隙面积占整个数值模型的10%，即孔隙总面积为100 mm × 50 mm × 10% = 500 mm 2 。根据资料花岗岩的孔隙孔径分 Table 1 System resulting data of standard experimen 属性名称 属性内容 弹性模量E 6000 Mpa，均质度为3 泊松比 0.25，均质度为100 强度准则 摩尔库伦准则 内摩擦角 80度 压拉比 10 压变系数 200 拉变系数 1.5 残余强度百分比 0.1 残余泊松百分比 1.1 单轴抗压强度 200 Mpa，均质度为3 表1. 标准试验系统结果数据 Table 2 The radius of each circular hole when the fractal dimension is 面积 (mm 2 ) 半径1 (mm) 半径2 (mm) 半径3 (mm) 半径4 (mm) 半径5 (mm) 100 0.446 0.631 0.892 1.262 1.785 250 0.705 0.998 1.411 1.995 2.822 500 0.998 1.411 1.995 2.822 3.990 表2. 分形维数为2时各圆形小孔半径 Table 3 The radius of each circular hole when the fractal dimension is 2. 面积 (mm 2 ) 半径1 (mm) 半径2 (mm) 半径3 (mm) 半径4 (mm) 半径5 (mm) 100 0.508 0.670 0.884 1.166 1.539 250 0.802 1.059 1.397 1.844 2.433 500 1.135 1.497 1.976 2.607 3.440 表3. 分形维数为2.5时各圆形小孔半径 布分形维数在本次数值试验中分别选取2、2.5和3。所有的孔隙都是由各种半径不同的圆形小孔来表示，在这次试验中选取五种不同大小半径的圆形小孔。 D = L g N L g r 式中，D是模型孔洞孔径分布的分形维数，r表示圆形小孔的半径，N表示相对应的半径大小的圆形小孔的个数。 2.3. 数值试验方法 运用RFPA软件对所研究岩石的破坏过程进行数值模拟 [ 9 ] [ 10 ] ，建立二维长方形模型：宽50 mm，高100 mm，划分为250 × 500总计125，000个网格数，使用Linux随机数生成器来确定圆形小孔在模型上的具体位置，建立了含有孔隙的岩石的二维模型，具体见图1~图9。采用位移加载方法来施加载荷，方式是单轴压缩，每一步的载荷增量为0.005 mm，求解时使用直接法，西塔值为1，时间步长为1，最大迭代次数为300，迭代精度为1e−010。 图1. 孔隙率为2%，分形维数为2时孔隙的二维模型 Table 4 The radius of each circular hole when the fractal dimension is 面积 (mm 2 ) 半径1 (mm) 半径2 (mm) 半径3 (mm) 半径4 (mm) 半径5 (mm) 100 0.547 0.690 0.869 1.095 1.379 250 0.866 1.090 1.374 1.731 2.181 500 1.224 1.542 1.943 2.448 3.084 表4. 分形维数为3时各圆形小孔半径 图2. 孔隙率为2%，分形维数为2.5时孔隙的二维模型 图3. 孔隙率为2%，分形维数为3时孔隙的二维模型
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user: 3. 数值试验结果分析 3.1. 破坏过程分析 通过对不同孔隙率和不同分形维数的岩石试件破坏过程的分析，可以得到以下规律： 图4. 孔隙率为5%，分形维数为2时孔隙的二维模型 图5. 孔隙率为5%，分形维数为2.5时孔隙的二维模型 1) 在相同分形维数情况下，岩石试样随着孔隙率的增加破坏的速度越来越快，即孔隙率越大完全破坏时所需加载的步数越少。 2) 几乎所有模型都是先贯通最大的两个孔洞，并最终大致沿着两个孔洞圆心连成的直线方向与上下边界贯通，只有在孔隙率 = 2，分形维数D = 3的时候破环方式不同，可能是由于孔隙率太小并且分形维数有点大导致各个圆孔的大小差别不是太明显引起的原因。 图6. 孔隙率为5%，分形维数为3时孔隙的二维模型 图7. 孔隙率为10%，分形维数为2时孔隙的二维模型 3) 所有模型的破坏方式都是拉伸破坏和剪切破坏相结合。 4) 在同一孔隙率下，分形维数D越大在完全破坏时明显的裂纹越多。 图8. 孔隙率为10%，分形维数为2.5时孔隙的二维模型 图9. 孔隙率为10%，分形维数为3时孔隙的二维模型 3.2. 孔隙率对岩石应力–应变曲线的影响分析 在相同分形维数情况下不同孔隙率岩石试件模型的应力–应变曲线比较图见图10~图12。 图10. 分形维数D = 2时应力–应变图 图11. 分形维数D = 2.5时应力–应变图 可得结论： 1) 在同一种分形维数情况下，峰值应力随着孔隙率的增大而减小，孔隙率为2%时峰值应力最大，孔隙率为10%时最小，且差距比较大。 2) 上面三组岩石模型在达到峰值应力前的大部分时间都呈线性变化，处于弹性变形阶段；且应力增长的速度随着孔隙率的变化而改变，孔隙率越小应力增长速度越快。 3) 在同一种分形维数情况下，孔隙率越大达到峰值应力所需的加载步数越少，在本次实验中，孔隙率为10%时所需的步数最少，孔隙率为2%时所需的步数最多。 3.3. 孔隙分形维数对应力–应变曲线的影响分析 在相同孔隙率下不同分形维数岩石试件模型的应力–应变曲线比较图见图13~图15。 可得结论： 1) 在同一孔隙率情况下，峰值应力随着分形维数D的增加而增加，在分形维数D为2时峰值应力最小，在分形维数D为3时最大，但是差距不是太大。 2) 上面三组岩石模型在达到峰值应力前的大部分时间都呈线性变化，处于弹性变形阶段；且通过对曲线斜率的计算知道应力增加的速度随着分形维数D的增加都加快，但变化不明显。 图12. 分形维数D = 3时应力–应变图 图13. 孔隙率 = 2%时应力–应变图 图14. 孔隙率 = 5%时应力–应变图 图15. 孔隙率 = 10%时应力–应变图 3.4. 孔隙率和孔隙分形维数对抗压强度的影响分析 根据数值模拟实验结果得到不同孔隙率和不同分形维数的模型的抗压强度数据，进而得到孔隙率与抗压强度的关系图和分形维数与抗压强度的关系图，见图16，图17。 可得结论： 1) 在同一分形维数情况下，抗压强度的大小随着孔隙率的变化而发生变化，孔隙率越小抗压强度越大，在本次实验中，孔隙率为2%时抗压强度最大，孔隙率为10%时抗压强度最小，且相互之间差距比较大。 2) 在相同孔隙率的情况下，抗压强度的大小随着分形维数的变化也发生变化，分形维数D越大时抗压强度越大，在这次实验中，分形维数D等于3时抗压强度最大，分形维数D等于2时抗压强度最小， 图16. 孔隙率与抗压强度的关系 图17. 分形维数与抗压强度的关系 但彼此之间差距不明显。 3) 抗压强度的差值随着孔隙率间差距的变大而变小。 4) 在孔隙率为2%时，分形维数D等于2.5和分形维数D等于3情况下抗压强度特别接近，在孔隙率为10%时，分形维数D等于2和分形维数D等于2.5情况下抗压强度接近，在孔隙率等于5%时抗压强度在不同分形维数情况下有一定的差距。 3.5. 孔隙率和孔隙分形维数对弹性模量的影响 根据之前的不同情况下的应力应变曲线计算得到了不同孔隙率和不同分形维数时岩石模型的弹性模量E，进而得到孔隙率与弹性模量的关系图和分形维数与弹性模量的关系图，见图18，图19。 图18. 孔隙率与弹性模量的关系 图19. 分形维数与弹性模量的关系 可得结论： 1) 在同一分形维数情况下，弹性模量的大小随着孔隙率的变化而发生变化，孔隙率越小弹性模量越大，在本次实验中，孔隙率为2%时弹性模量最大，孔隙率为10%时弹性模量最小，且相互之间差距比较大。 2) 在相同孔隙率的情况下，弹性模量的大小随着分形维数的变化也发生变化，分形维数D越大时弹性模量越大，在这次实验中，分形维数D等于3时弹性模量最大，分形维数D等于2时抗压强度最小，但相互之间差距不太明显。
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user: 4. 结论与展望 1) 在同一分形维数情况下，岩石试样随着孔隙率的增加破坏的速度越来越快，即孔隙率越大完全破坏时所需加载的步数越少；在弹性阶段应力增长的速度随着孔隙率的减小而变快，但是达到峰值应力所需的加载步数却随着孔隙率的减小而增多；孔隙率越小，岩石的抗压强度和弹性模量就越大，且差距比较明显。 2) 在同一孔隙率情况下，分形维数D越大岩石模型在完全破坏时明显的裂纹就越多；在弹性阶段应力增加的速度随着分形维数D的增加都变快，但不明显；分形维数D越大，岩石模型的抗压强度和弹性模量也越大，但差距较小。 3) 本文中全部选用摩尔库伦破坏准则，而没有将其与其它的Hoek-Brown准则、Double-shear准则和Single-shear准则进行对比，探讨各种准则的适用范围。
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user: 摘 要 沥青混合料是公路建设中最常见的路基路面改良措施，合适的改性工艺可有效提供沥青混合料的性能。本文采用橡胶粉干法开展了不同胶粉参量下的沥青混合料最佳油石比研究，并研究了不同胶粉参量下沥青混合料的高温性能、低温性能、水稳性能等路用性能试验研究。研究表明：增加胶粉细度可以提升胶粉改性效果，2%胶粉参量闷料60 min后的试件的改性效果可达到最佳。 关键词 :改性沥青混合料，橡胶粉，路用性能，胶粉细度，闷料时间 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 我国交通发展迅速，近几年来，车辆已成为人们基本的交通工具，然而汽车在给人带来方便的同时也存在弊端，汽车使用量的增加必然导致大量废旧轮胎的产生，且废旧轮胎的处理困难已经让当今社会困扰 [ 1 ] 。 杨志强等(2009) [ 2 ] 研究了废旧橡胶粉干法加入微表处混合料的方法，研究指出橡胶粉的掺量应控制在3%以下，改性乳化沥青用量可提高1%左右。陈伟等(2010) [ 3 ] 采用正交试验法对废旧轮胎橡胶粉干法微表处技术进行了研究，得到了胶粉干法微表处的最佳设计方案。对比研究了胶粉干法微表处与普通微表处的性能，证明了胶粉干法微表处技术具有明显优势。刘栋等(2015) [ 4 ] 探讨了采用生活垃圾焚烧炉渣集料(BAA)配制沥青混合料，开展了掺BAA沥青混合料的配合比设计，研究了BAA掺量对沥青混合料力学性能和路用性能的影响，认为沥青混合料中BAA的适宜掺量为10.0%~20.0%。解振龙等(2016) [ 5 ] 开展了絮状与颗粒状两种木质素纤维SMA沥青混合料的路用性能、蠕变柔量与动态模量、经济-性能指标的对比研究。孙瑜和李立寒(2017) [ 6 ] 开展了生活垃圾焚烧(MSWI)炉渣粉料(BAP)100%(质量分数)沥青混合料配合比设计，评价了炉渣粉料对沥青混合料路用性能的影响，结果表明：炉渣粉料的加入会使设计沥青用量增加，沥青混合料的马歇尔稳定度有所提高；提高了沥青混合料的高温稳定性；可改善沥青混合料的低温抗裂性能。 根据国内外学者的研究可知，废旧轮胎可以加工成为添加剂，用于改善沥青混合料路用性能，这一技术推广的话可以有效解决废旧轮胎对环境污染的问题，也可以改善我国目前缺乏优质沥青这一现状，降低沥青路面的铺筑成本。因此对橡胶沥青混合料进行研究十分必要，目前橡胶粉改性沥青混合料主要方法有两种，一种为湿法改性，另一种为干法改性。 湿法改性橡胶沥青混合料即将橡胶粉通过特殊设备直接对沥青进行改性，该方法可以使得胶粉较为均匀的分布于沥青混合料中，但是施工不便且获取的橡胶沥青储存难，容易造成离析，这对沥青混合料不仅不产生优化性能作用，反而降低混合料质量 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] 。干法改性沥青混合料即通过添加胶粉代替部分细集料进行改性，也可不代替细集料直接干拌改性，该方法虽然可能存在搅拌不均匀的情况，但是不需要特殊设备，解决均匀问题容易，施工方便。因此本文对干法改性橡胶沥青混合料进行性能的影响因素研究，对橡胶沥青混合料的广泛应用有一定帮助。
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user: 2. 试验方案与试验原材 2.1. 干法改性橡胶沥青混合料试件制作方法 本文通过干法对沥青混合料进行改性，将备好的橡胶粉称取选定量，先将集料与沥青放于烘箱中165℃保温四小时后开始拌合。先将集料放于拌缸中搅拌90 s→加入沥青搅拌90 s→加入橡胶粉搅拌90 s→加入矿粉搅拌90 s→将混合料盛与铁盘中放置烘箱进行45 min~60 min闷料→进行试件制备。马歇尔试件保持160℃击实温度，双面击打75次，车辙试件保持碾压温度160℃，模拟轮碾24次。 2.2. 试验方案 干法橡胶沥青混合料性能影响因素研究，本文对混合料性能研究对象主要为高温性能、低温性能、水稳性能与疲劳性能，这四种性能分别体现了沥青混合料高温稳定性、低温抗裂性、水稳定性，是混合料主要的几个质量评价指标。影响因素的选取，本文主要选取三种影响因素，橡胶粉掺量、橡胶粉细度、闷料试件，对不同组试件进行试验，根据试验结果对影响因素进行分析。 2.3. 原材试验 本文采用90号A级基质沥青，弗鲁克生产的橡胶粉，集料采用玄武岩五档集料，所用级配采用AC-13C级配进行各细度胶粉各掺量情况下最佳油石比的确定，最佳油石比采用规范上所提方法进行确定，原材指标与最佳油石比确定结果见表1~表4。 Table 1 The indicators of 90# Matrix asphal 检测项目 单位 技术要求 检测结果 25℃针入度 0.1mm 80~100 90 针入度指数PI / −1.5~+1.0 0.67 15℃延度 cm ≥100 >100 软化点 ℃ ≥44 45.4 60℃动力黏度 Pa.s ≥140 210 闪点 ℃ ≥245 249 溶解度 % ≥99.5 99.71 密度 g/cm 3 / 1.011 薄膜加热试验 质量变化 % ≤±0.8 −0.655 25℃针入度比 % ≥57 69.6 延度 cm ≥8 17 表1. 90#基质沥青指标 Table 2 The technical index of rubber powde 检测项目 水分/% 金属含量/% 纤维含量/% 灰分/% 密度g/cm 3 丙酮抽出物/% 碳黑含量/% 橡胶烃含量/% 出厂指标 0.3 0.02 0.1 7 1.18 14 36 51 规范要求值 ≤0.8 ≤0.03 ≤0.5 ≤10 1.18-1.20 ≤0.8 ≥28 ≥45 表2. 胶粉技术指标 Table 3 The ratio in the test 筛孔尺寸 16.0 13.2 9.5 4.75 2.36 1.18 0.6 0.3 0.15 0.075 合成级配 100.0 96.4 74.5 45.1 33.0 21.0 12.2 8.7 6.7 5.3 级配上限 100.0 100.0 85.0 68.0 40.0 38.0 28.0 20.0 15.0 8.0 级配下限 100.0 90.0 68.0 38.0 24.0 15.0 10.0 7.0 5.0 4.0 级配中限 100.0 95.0 76.5 53.0 32.0 26.5 19.0 13.5 10.0 6.0 表3. 试验所用配比 Table 4 The optimum proportion of asphal 胶粉掺量 30目 40目 1% 5.4% 5.6% 2% 5.8% 6.0% 3% 6.6% 6.8% 空白组 4.9% 表4. 各细度胶粉最佳油石比 根据表4不同细度的不同胶粉掺量的油石比可以看出，随着胶粉掺量的增加混合料最佳油石比在不断上升，随着细度的变细最佳油石比也在变大，这主要是因为胶粉代替细集料的加入增大了原本集料的吸油性，胶粉本身吸油性高于集料中的细集料，所以呈现出油石比的提升，而细度的增加使得相同胶粉添加量情况下比表面积增加，沥青包裹与胶粉表面，使得最佳油石比有所上升。根据试验所得最佳油石比制作试件，进行混合料室内路用性能试验。
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user: 3. 路用性能试验 3.1. 高温性能试验 本文采用车辙试验堆混合料进行高温稳定性试验，采取车辙试验过程45 min至60 min的竖向变形量与时间的比值计算出试件没变形1 mm的轮碾次数作为动稳定度的试验结果，本文闷料时间采用45 min、60 min、75 min这两个水平，试验结果见表5。 根据表5试验可知，胶粉掺量为1%是橡胶沥青混合料高温性能最佳，1%胶粉掺量组与空白组对比30目胶粉动稳定度提升了34.8%，40目胶粉动稳定度提升了43.2%可见细度的减小对混合料高温性能提升有一定帮助。这可能因为胶粉细度提升对其与混合料中沥青相容有促进效果，加速了两者互融，随着胶粉添加量的上升动稳定度增长量下降并在3%添加量时动稳定度低于空白组，原因可能在于过多胶粉替代了细集料破坏了混合料本身的嵌挤结构，强度下降，同时过多胶粉吸入太多自由沥青，高温下沥青软化导致混合料动稳定度下降。 根据表6试验结果可知，以40目胶粉组为代表，随着闷料时间的增长，动稳定度先增后减，并且60 min闷料时间组动稳定度最高，这可能因为45 min至60 min胶粉在混合料中进一步融合，但是60 min至75 min时可能存在胶粉与沥青先融合后离析这一过程，导致了混合料动稳定度开始下降。 3.2. 水稳定性 水稳定性的试验方法目前主要有两种，浸水马歇尔试验与冻融劈裂试验，本文采用浸水马歇尔作为混合料水稳定性验证试验。本试验通过成型马歇尔试件，每组8个试件，随机选取4个作为一组，另外4个自动生成一组。随机选取一组作为浸水组。另一组为标准组，浸水组将试件放入60℃水中浸泡48 h，标准组不做处理，测定残留稳定度，用其作为混合料水稳定评价指标。 根据图1可以看出在45 min闷料时间下，适当的胶粉掺入有效的提升了混合料水稳定性，1%掺量时残留稳定度比空白组高了10%，但不同细度的胶粉水稳定性差别不大，随着胶粉量的添加量增加，水稳定性都呈现下降的趋势，在3%掺量时残留稳定度低于空白组。从图2可以看出随着闷料试件的增加30目胶粉与40目胶粉组残留稳定度呈现相同的变化趋势，先增后减，在60 min时达到最佳。 3.3. 低温弯曲试验 低温性能是混合料低温抗裂性的直接体现，低温下混合料收缩产生裂缝对沥青路面质量影响很大，所以本文将混合料地问你性能作为评价指标。本文采用低温弯曲试验来检测混合料低温性能，先根据规范中T0703-2011方法成型车辙板，将车辙板切成30 mm × 35 mm × 250 mm小梁试件，放于MTS试验机上进行弯曲试验。试验温度为−10℃，根据测定小梁破坏弯拉应变作为判定混合料低温性能的指标。试验结果见图3和图4。 Table 5 Dynamic stability test results of different fineness and adhesive content with 45-minute stuffy tim 胶粉掺量 未加胶粉组 30目 40目 1% 2785 3754 3988 2% 3562 3714 3% 2589 2564 表5. 45 min闷料时间下不同细度不同胶粉掺量动稳定度试验结果 Table 6 Dynamic stability factor of 40 fineness and 1% adhesive powde 闷料时间/min 45 60 75 30目 3754 3941 3620 40目 3988 4251 3798 表6. 40目胶粉1%胶粉掺量下闷料试件动稳定度变化 图1. 不同掺量水稳定性试验结果 图2. 不同闷料时间1%胶粉掺量组水稳性定试验结果 图3. 不同掺量低温性能试验结果 根据图1试验结果可知，橡胶粉干法对沥青混合料改性可以有效的提升混合料低温性能，30目胶粉提升量在15%~40%之间，1%掺量时为40%，随着掺量增加应变呈现下降的趋势。40目胶粉对混合料低温性能提升量在33%~49%之间，掺量的增加变化趋势与30目胶粉一致，同样在1%掺量时提升效果最好，提升量为49%。根据图2可知，随着闷料试件的增加30目胶粉与40目胶粉组破坏弯拉应变趋势一致，60 min为该胶粉最佳闷料时间。
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user: 4. 结论 1) 根据油石比结果可知，随着胶粉掺量的增加混合料最佳油石比增大，随着胶粉变细，混合料最佳油石比变大。 2) 干法改性橡胶沥青混合料高温性能随胶粉增大高温性能变差，随着胶粉变细，混合料动稳定度增大，随着闷料时间增加，混合料动稳定度先增大后减小，在60 min时达到最佳。 图4. 不同闷料时间1%胶粉掺量组低温性能试验结果 3) 根据水稳定性与低温稳定性试验结果可知，橡胶粉的加入有利于混合料水稳定性与低温稳定性的提升，且皆在1%掺量时达到最大，随着掺量的增加性能变差，随着细度的增加性能得到提升，都在60 min闷料时间时混合料性能最佳。 4) 适当的胶粉掺入量有助于混合料性能的提升，胶粉变细可以提升胶粉改性效果，适当的闷料试件可以让胶粉改性效果得到进一步提升。
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user: 摘 要 再生集料中含有未水化的水泥颗粒，这使得再生集料在遇水时会表现出一定的凝胶活性。此外，再生集料混凝土具有密度小、孔隙率高等特点，在胶凝材料水化硬化过程中，吸附在再生集料孔隙中的水分还会起到内养护的作用，进而会对混凝土界面过渡区结构产生影响。基于此，本章对再生集料对混凝土力学行为的影响进行了深入研究，揭示固体废弃物作集料的界面过渡区效应对混凝土力学性能的影响规律。 关键词 :界面过渡区再生集料，力学性能 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 混凝土作为一种高度复杂、不均匀材料，其性能与组成、结构密切相关。早期混凝土模型将其描述为由集料与浆体两相体系组成的材料。然而，越来越多的研究发现，胶凝材料浆体并非匀质，浆体接近集料的区域部分(界面过渡区ITZ)其组成与结构均不同于浆体。在多重因素共同作用下产生的ITZ具有孔隙率高、未水化水泥颗粒少、板状Ca(OH) 2 晶体粗大并在集料表面形成择优取向等特点 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。基于ITZ不同于硬化水泥浆体的微观组成及结构特征，使得它成为混凝土最薄弱的区域，因此对水泥基材料的整体性能会产生显著影响 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] 。 国内外学者通常掺入一定量不同细度或火山灰活性的固体废弃物掺和料来改善界面过渡区，并取得了一定的效果 [ 8 ] [ 9 ] 。但掺和料在混凝土材料整体掺入量相对较少，而集料(粗集料+细集料)占混凝土体积甚至可高达70%~80%，如果能选择合适的固体废弃物作集料，并对混凝土材料宏观性能起到改善作用，将会对混凝土材料的高性能化、绿色化发展做出重要贡献。 再生集料是指将废弃混凝土块经过破碎、清洗与分级后，形成一定级配的混凝土集料。由于再生集料混凝土中含有未水化的水泥颗粒，这使得再生集料在遇水时会表现出一定的凝胶活性。此外，再生集料混凝土具有密度小、孔隙率高等特点 [ 10 ] ，在胶凝材料水化硬化过程中，吸附在再生集料孔隙中的水分还会起到内养护的作用，进而会对混凝土界面过渡区结构产生影响。再生集料的使用既能使有限的资源得以再利用，又解决了部分环保问题。这是发展绿色混凝土，实现建筑资源环境可持续发展的主要措施之一。基于此，本章对再生集料对混凝土力学行为的影响进行了深入研究，揭示固体废弃物作集料的界面过渡区效应对混凝土力学性能的影响机制。