抗压强度比范文

抗压强度比范文（精选4篇）

抗压强度比 第1篇

抗冻性是指材料抵抗多次冻融循环而不被破坏的能力。材料在饱水后, 当环境温度降至冰点, 内部的水分就会结冰, 且体积增大9%, 其内部就会产生很大的膨胀应力 (可达100 MPa) , 于是材料在内应力作用下, 表面就会出现裂纹、剥落等现象。当气温上升时, 这种应力又会消失。如此反复循环, 使材料内部结构遭到破坏, 最终导致制品强度的下降和质量的损失。

就墙体材料而言, 无论是烧结制品还是混凝土 (包括水泥混凝土和硅酸盐混凝土) 制品饱水后, 随着冻融循环次数的增加, 由于水结冰膨胀应力的破坏作用, 其强度应随之降低。然而从一些资料中, 却可以看到按照国家标准《砌墙砖试验方法》 (GB/T2542-2003) 规定, 检测蒸压粉煤灰砖的抗冻性能, 冻融后砖的强度不仅没有降低, 反而提高。笔者因此对国家标准《砌墙砖试验方法》 (GB/T2542-2003) 及相关的标准和资料进行了认真学习和探讨, 感到国家标准《砌墙砖试验方法》对非烧结砖规定的抗冻性能试验方法不尽合理, 不仅导致如上所述的反常现象的存在, 且试验结果的可信度低下。笔者曾撰文[1]进行过初步讨论, 本文拟就此作进一步探讨, 以求共同商榷。

2 蒸压粉煤灰砖经冻融后强度提高的反常现象

对于蒸压粉煤灰砖, 我们常常担心的是它的耐久性能, 尤其是抗冻性能欠佳, 担心它经冻融循环后, 强度的降低和砖的损坏, 不能满足建筑工程长期使用性能的需要。然而, 我们却时常看到粉煤灰砖经冻融试验后, 强度增长或者产生少量的降低, 这不能不说是一种反常现象。

2.1 反常现象1

河南恒通源新型材料股份有限公司进行的蒸压粉煤灰建筑制品生产技术研究[2], 对蒸压粉煤灰实心砖、蒸压粉煤灰多孔砖和蒸压煤渣砖等所采用的原材料、配合比、生产工艺技术和制品的技术性能等, 进行了充分而认真的实验研究。蒸压粉煤灰砖生产线成型设备采用的是德国液压压砖机, 坯体经三次加压、排气压制成型。生产线调试之后, 在生产过程中, 随机抽取样品送到省建材产品质量监督检验站检测, 其主要性能列于表1。

从表1我们可以了解到:标砖经15个冻融循环, 抗压强度不仅没降低, 反而平均提高了4.63%, 质量损失仅0.1%。蒸压粉煤灰多孔砖, 15个冻融循环后, 抗压强度平均提高了3.76%, 质量损失仅0.2%。据此得出的结论是:本生产线所生产的各种蒸压粉煤灰建筑制品, 有着优越的抗冻性能和抗碳化性能。依此亦可以得出这样的结论:蒸压粉煤灰砖的抗冻性能优于包括烧结砖在内的所有墙体材料。

2.2 反常现象2

长沙理工大学土木与建筑工程学院的研究人员, 进行了吸水率对蒸压粉煤灰砖抗冻性能影响和冻融循环次数对蒸压粉煤灰砖的破坏作用产生影响的试验研究[3]。这里仅就采用湖南石门厂家生产的蒸压粉煤灰砖, 进行冻融循环次数对蒸压粉煤灰砖的破坏作用产生影响的试验研究予以介绍。

试验方法, 参照国家标准《砌墙砖试验方法》 (GB/T2542-2003) 的规定试验方法进行。

砖的原始抗压强度为冻融前, 砖在温度为10℃~20℃的水中浸泡24 h后的饱水状态抗压强度。

冻融试验, 用毛刷清理试样表面, 将试样放入鼓风干燥箱烘干至恒量, 称其质量G0;按规范方法进行冻融, 达到要求的冻融循环次数后, 再将试样烘干至恒量, 称其质量G1;将干燥后的试样在10℃~20℃的水中浸泡24 h进行抗压强度试验, 测得冻融后的抗压强度。

对于湖南石门厂家生产、同一釜蒸压粉煤灰砖, 根据冻融循环次数分三组:15次、30次和50次, 每组10块试样, 冻融试验得出每组的质量损失和强度损失平均值与冻融循环次数的关系见图1~2。

从图1~2可以看出:蒸压粉煤灰砖在经历15次冻融循环后, 继续进行抗冻性能试验, 质量损失和强度损失, 随着冻融循环次数的增加而增加, 与循环次数几乎呈直线关系, 冻融次数越多, 砖的质量损失和强度损失越大。经过30次冻融循环的蒸压粉煤灰砖的外观仍比较好, 但50次冻融循环后, 缺棱掉角严重 (图3) 。

从图2中不难发现反常现象的存在, 即按照《砌墙砖试验方法》规定的冻融循环15次的试样, 冻融后的强度损失率约为-2%, 则表明试样经15次冻融循环后的强度平均提高了约2%。

3《砌墙砖试验方法》 (GB/T2542-2003) 关于非烧结砖抗冻性能试验方法简介

在国家标准《砌墙砖试验方法》第8条中, 对非烧结砖的冻融试验做了规定, 现简要说明如下。

3.1 试验步骤

a.用毛刷清理所取试样表面, 将试样放入鼓风干燥箱中在105℃±5℃下干燥至恒量 (在干燥过程中, 前后两次称量相差不超过0.2%, 前后两次称量时间间隔为2 h) , 称其质量G0。

b.将试样浸在10℃~20℃的水中, 24 h后取出, 用湿布拭去表面水分, 以大于20 mm的间距大面侧向立于预先降温至-15℃以下的冷冻箱中。

c.当冰箱温度再降至-15℃时开始计时, 在-15℃~-20℃下冰冻5 h。然后取出放入10℃~20℃的水中融化不少于3 h。如此为一次冻融循环。

d.15次冻融后的试样, 放入鼓风干燥箱中, 按1.1的规定干燥至恒量, 称其质量G1。

e.将干燥后的试样, 再在10℃~20℃的水中浸泡24 h按标准7.5条的规定进行抗压强度试验。

3.2 结果计算

a.强度损失率 (Pm) 按式 (1) 计算。精确至0.1%。

式中Pm—强度损失率, %;

P0—试样冻融前强度, 单位为MPa;

P1—试样冻融后强度, 单位为MPa。

b.质量损失率 (Gm) 按式 (2) 计算, 精确至0.1%。

式中Gm—质量损失率, %;

G0—试样冻融前干质量, 单位为g;

G1—试样冻融后干质量, 单位为g。

4《砌墙砖试验方法》中规定的非烧结砖抗冻性能试验方法不适用于蒸压粉煤灰砖

4.1 按《砌墙砖试验方法》的规定测得的非烧结砖冻融后抗压强度损失率可信度低下

从前述《砌墙砖试验方法》中对非烧结砖抗冻性能试验所作的规定可以看出, 在进行非烧结砖的抗冻性能试验时, 仅取一组试样, 冻融后再经烘干和泡水24 h后, 测得的冻融后抗压强度, 与冻融前在砖的自然状态下测得的冻融前抗压强度, 进行对比并计算砖经冻融后抗压强度的损失率, 用以评定砖的抗冻性能。并非像《混凝土小型空心砌块试验方法》 (GB/T4111) 所规定的那样, 在进行砌块的抗冻性能试验时, 取两组试样, 一组为对比试样, 一组为冻融试样, 在冻融试样经冻融后, 两组试样均进行24 h泡水, 泡水后分别作抗压强度试验, 以所测得的冻融试样平均抗压强度和未冻融试样平均抗压强度, 计算砌块经冻融后抗压强度的损失率, 与《砌墙砖试验方法》对非烧结砖冻融试验方法, 所确定的冻融后砖的抗压强度损失率更具可信度。

砖的抗冻性能试验, 应该在砖的抗压强度试验合格的基础上, 按《砌墙砖试验方法》的规定进行。抗压强度试验所确定的是砖在自然状态下的抗压强度, 以此计算砖经冻融后的强度损失率。那么, 对冻融试样进行冻融后抗压强度试验, 需要在冻融前抗压强度测验7 d或更长的一些时间之后进行, 而且所测得的抗压强度是泡水24 h后的饱水强度。不难看出, 用以计算强度损失率的两个强度值隔7 d以上, 一个是在自然状态下的强度值, 而另一个是经两次加热干燥和泡水24 h后的饱水强度值, 致使冻融后抗压强度损失率计算结果可信度低下。

4.2《砌墙砖试验方法》规定的抗冻性能试验方法忽略了粉煤灰硅酸盐砖的特性而导致反常现象出现

粉煤灰硅酸盐砖包括蒸压粉煤灰砖, 是一种潜在活性的水硬性材料, 在潮湿环境中能继续产生水化反应, 使砖的内部结构更为密实, 有利于强度的提高。另外, 国家标准《硅酸盐建筑制品术语》 (GB/T 16753) 在8.3条给出的自然养护的定义:“自然条件下, 在空气或水中对坯体进行养护的方法”表明, 硅酸盐制品可在自然条件下温度并不太高的水中进行养护, 使其发生水化反应, 促进其强度的提高。

因此, 在砖进行冻融试验时, 有如下一些环节可促进砖的强度提高: (1) 砖试样放在鼓风干燥箱中在105℃±5℃下进行干燥, 干燥之初, 砖中尚有水分存在; (2) 烘干后在10℃~20℃的水中浸泡24 h, 尤其在浸泡之初, 由于砖的温度达100℃, 可实现对砖的水热处理; (3) 在每次冻融循环时, 要对砖在10℃~20℃的水中浸泡3 h以上, 冻融15次, 则需浸泡45 h以上; (4) 冻融循环结束后, 将砖放在鼓风干燥箱中在105℃±5℃下进行干燥, 在此过程中, 可实现对砖更充分的水热处理; (5) 烘干后又要在10℃~20℃的水中浸泡24 h, 砖又一次得到了水热处理。

显然, 砖在冻融试验过程中, 冷冻可对砖的强度造成损失, 而在冻融过程中砖在水中浸泡融化, 尤其是砖在干燥箱中加热后泡水和泡水后加热, 经历的湿热和水热环境可促进其强度的增长。如强度增长率大于损失率, 则冻融后的强度就要大于冻融前的强度, 体现不出冻融对强度造成的损失。如表1中经历15次冻融循环的蒸压粉煤灰实心砖和多孔砖冻融后的抗压强度高于冻融前的抗压强度, 以及图2所示的砖经15次冻融循环后的抗压强度损失率约为-2%, 即约提高2%。

随着砖冻融循环次数的增加, 达到15次后, 砖在浸水过程中水化反应速度减缓或停止, 冻融的破坏作用加剧, 则强度损失率就要高于甚至显著高于增长率, 从而可体现出砖经冻融后强度损失率的增加。如图2所示, 砖经30次和50次冻融循环后, 强度损失率显著增加, 分别约为14%和28%, 并且从图中可以看出, 经15次冻融循环以后, 随着冻融循环次数的增加, 强度损失率与冻融循环次数几乎呈直线关系。

另外, 我们还可以从图1看到, 砖在前15次冻融循环中, 质量损失率的增长极为缓慢, 到15次冻融循环后损失率仅约为0.05%, 而从15次开始至30次和50次, 质量损失率急剧增加, 分别达约0.84%和1.37%, 是15次的16倍和27倍之多, 并且经15次冻融循环后, 随着冻融循环次数的增加, 质量损失率与循环次数亦几乎呈直线关系。

砖在经历了《砌墙砖试验方法》对抗冻性能所规定的15次冻融循环试验时, 由于砖在水中的水热和湿热环境下产生水化反应, 新增的水化产物, 冲顶了因冻融造成的砖的质量损失, 而使砖的冻融损失率的增加极为缓慢, 当砖经历的冻融循环达到一定次数, 如15次以后, 砖在水中进行的水化反应速度减缓甚至停止, 而使冻融循环造成的砖的质量损失充分体现, 致使冻融循环造成砖的质量损失率急剧增加。

4.3 小结

综上所述, 依据《砌墙砖试验方法》关于非烧结砖抗冻性能试验方法的规定, 进行蒸压粉煤灰砖的抗冻性能试验, 其冻融前强度值是在进行抗压强度试验时, 取得的自然状态下的试验值。而冻融后的强度值, 是在抗压强度试验数天以后, 经历两次加温至105℃和泡水过程后的试验值, 即冻融前、后的抗压强度值, 是在不同时间、经历不同的养护条件下的试验值, 加之粉煤灰硅酸盐砖的固有特性, 致使采用《砌墙砖试验方法》规定的非烧结砖抗冻性能试验方法进行抗冻性能试验, 冻融试验后的抗压强度高于冻融前的反常现象出现, 同时由此计算抗压强度损失率的结果可信度低下。因此, 笔者认为, 《砌墙砖试验方法》中规定的非烧结抗冻性能试验方法, 不适用于蒸压粉煤灰砖。

5 建议

现参考《砌墙砖试验方法》 (GB/T2542-2003) 、《混凝土小型空心砌块试验方法》 (GB/T4111-1997) 、《粉煤灰砖》 (JC239-2001) 及《非烧结普通粘土砖》 (JC422-91) 等国家和行业标准, 并考虑粉煤灰硅酸盐砖所固有的特性, 就蒸压粉煤灰砖的抗冻性能实验方法, 冒昧提出如下建议, 仅供参考。

5.1 仪器设备

a.低温箱或冷藏室:放入试件后箱 (室) 内温度可调至-20℃或-20℃以下。

b.冷藏柜:放入试件后箱内温度可调至5℃以下。

c.水槽, 保持槽中水温10℃~20℃为宜。

d.台秤, 分度值5 g

5.2 试件数量

试件数量为两组十个试件, 一组冻融试验用试件5块, 另一组5块试件做对比试验。

5.3 试验步骤

a.用毛刷清理所取试件表面并注明编号, 将10个试件全部浸在10℃~20℃的水中, 水面应高出试件20 mm以上, 试件间距不得小于20 mm。

b.浸泡4 d后从水中取出试件, 用湿布拭去冻融试件的表面水分, 立即称量冻融试件饱和面干状态的质量G0, 精确至0.05 kg。对比试件从水中取出后, 立即装入密封容器中以防止水分蒸发。

c.将5个冻融试件以大于20 mm的间距大面侧向立于预先降温至-15℃以下的冷冻箱中, 当箱内温度再降至-15℃时开始计时, 在-15℃~-20℃下冰冻5 h, 然后取出放入10℃~20℃的水中融化不少于3 h。如此为一次冻融循环。在冻融试件放入冷冻箱同时, 将对比试件放入温度为0℃~5℃的冷藏柜中。

d.每5次冻融循环, 检查一次冻融过程中出现的破坏情况, 如冻裂、缺棱、掉角、剥落等, 并做出记录。

e.在完成规定次数的冻融循环后, 将试件从水中取出, 按3.2的方法称量冻融试件冻融后饱和面干状态的质量G1。同时将旋转对比试件的窑器从冷藏柜中取出。

f.将称量后的冻融试件与对比试件, 同时再在10℃~20℃的水中浸泡24 h后, 按GB/T2542-2003中7.5条的规定分别进行抗压强度试验。

5.4 结果计算与评定

a.外观结果:按规定次数循环后, 检查并记录试件在冻融过程中的冻裂长度、缺棱掉角和剥落等破坏情况。

b.强度损失率 (Pm) 按式 (3) 计算。精确至0.1%。

式中Pm—强度损失率, %;

P0—五块未冻融试件平均抗压强度, MPa;

P1—五块冻融试件平均抗压强度, MPa。

c.质量损失率 (Gm) 按式 (4) 计算, 精确至0.1%。

式中Gm—质量损失率, %;

G0—试样冻融前的质量, g;

G1—试样冻融后的质量, g。

d.试验结果以抗压强度损失率、外观质量或质量损失率表示与评定。

摘要：通过对蒸压粉煤灰砖依据国家标准《砌墙砖试验方法》关于非烧结砖抗冻性能试验方法的规定, 进行抗冻性能试验后的抗压强度高于试验前的反常现象及相关问题的讨论, 并就其产生问题的原因进行探讨, 认为《砌墙砖试验方法》中关于非烧结砖抗冻性能试验方法的规定, 不适用于蒸压粉煤灰砖。最后就蒸压粉煤灰砖抗冻性能的试验方法提出建议。

关键词：粉煤灰砖,抗冻性能,试验方法,反常现象,建议

参考文献

[1]李庆繁.关于制定蒸压粉煤灰砖行业标准的建议[J].墙材革新与节能建筑, 2004 (11) .

[2]濮松荣.蒸压粉煤灰建筑制品生产技术研究[J].砖瓦, 2004 (1) .

纤维对泡沫混凝土比强度的影响 第2篇

泡沫混凝土是新型保温绝热材料, 具有轻质、高强、绝热性能好等特点, 可用于墙体、地面、屋面等围护结构保温, 按泡沫产生方式可分为物理起泡法和化学发泡法。以往有关泡沫混凝土的研究主要集中于物理起泡法, 对化学发泡法的研究近三年才开始增多。

目前, 泡沫混凝土保温板主要用化学发泡法制作。相对于物理起泡法, 化学发泡具有制作流程简单、易操作、浆体凝结时间短、易批量生产等优势, 但也存在内部泡孔粗大、孔径大小不一、形态不规则、泡孔间连通率高, 强度低[1]等缺点。

化学发泡法有助于降低泡沫混凝土的表观密度[2], 进而减小导热系数, 提高保温性能, 但强度也随之降低, 材料的比强度不能令人满意。所谓比强度是指抗压强度与表观密度的比值, 是衡量轻质保温材料优劣的重要参数, 本文所提比强度为28d抗压强度与表观密度的比值。

本研究以提高泡沫混凝土比强度为出发点, 利用纤维轻质、耐磨、抗拉并可强化孔结构、细化孔隙、增强轻骨料混凝土抗裂性能及韧性等特点[3], 研究化学发泡法中纤维对泡沫混凝土比强度的影响。

1 试验设备和原材料

1.1 试验设备

胶砂搅拌机、干燥箱、电子称和电子天平、万能试验机、导热系数测定仪 (VQ-300) 、温度计、烧杯、量筒、铲子、托盘、电热棒、模具 (自制) 、切割工具 (自制) 等。

1.2 试验用原料

水泥:42.5级快硬低碱硫铝酸盐水泥, 初凝时间≥25min, 终凝时间≤3h

粉煤灰:Ⅰ级灰

发泡剂:市售30%浓度工业双氧水

激发剂:氯化铁

稳泡剂:硬脂酸钙

纤维:聚丙烯纤维、抗裂纤维、玻璃纤维

1.3 试验方法

1.3.1 试件的制作

将水泥、水、稳泡剂、催化剂及纤维用搅拌机干拌2min, 再加入氯化铁溶液和水低速搅拌2min, 接着加入双氧水搅拌10~15s后迅速倒入自制模具。

试件成型后标准养护1d脱模, 经切割制成标准试件。

1.3.2 测试方法

强度和表观密度测试选用尺寸为100mm×100mm×100mm的试件, 每组3个。抗压强度用万能试验机测试, 表观密度试件用电子称称量测定;测试导热系数的试件尺寸为300mm×300mm×40mm;测试吸水率试件的尺寸为100mm×100mm×100mm;以上各项性能的测试均按JG/T 041—2011《复合发泡水泥板外墙外保温系统应用技术规程》规定进行。

2 试验过程与结果讨论

2.1 配合比的确定

试验表明: (1) 不同级别粉煤灰对泡沫混凝土比强度提高影响不大; (2) 泡沫混凝土的抗压强度随着浆料温度增加而增加, 29℃时表观密度较低, 且气孔大小适中; (3) 随着双氧水用量增多, 气孔孔径也相对增大, 强度变化呈先增大后减小趋势, 当用量为4%左右时抗压强度最高; (4) 水灰比为0.5时, 28d抗压强度最大, 水灰比为0.6时表观密度最小。

在保证成型稳定的基础上, 选用了Ⅰ级粉煤灰, (掺20%) , 温度29℃, 水灰比0.6, 双氧水用量4% (占干料质量百分数) 成型制作泡沫混凝土试件。

2.2 纤维对泡沫混凝土比强度的影响

2.2.1 纤维品种对比强度的影响

表1为掺加不同纤维试件的试验结果, 三种纤维的掺量均为0.5%, 长度12mm。由表1可以看出, 三种纤维均能提高泡沫混凝土的比强度。掺加纤维后, 试件的抗压强度均可提高60%左右, 比强度可以提高40%左右, 但试件的表观密度变化不大。

2.2.2 纤维掺量对抗压强度的影响

通过试验发现, 纤维掺量过多、长度过长会阻碍发泡。当聚丙烯纤维掺量为0.9%, 长度分别为19mm和12mm时, 19mm的一组发泡不充分, 发泡高度比12mm组要低。为此, 试验选取的纤维长度为12mm, 对比了纤维掺量占干料总重的0.5%、0.6%、0.7%三种情况下泡沫混凝土的抗压强度及表观密度 (即比强度) , 试验结果见表2。

由表2可见, 28d抗压强度相对3d抗压强度增幅不大;纤维掺量为0.5%时, 各组试件的抗压强度最大;纤维掺量为0.6%时, 各组试件的抗压强度略低于纤维掺量0.7%的试件。

由表2的试验数据可以看出, 增加纤维掺量没有提高泡沫混凝土的比强度, 当纤维掺量为0.7%时, 比强度比掺量为0.6%时高, 这与我们试验之前的假设不符。

试验过程中发现, 搅拌时部分纤维会缠在搅拌机叶片上, 部分会自相结团, 形成大块片状结团纤维, 在掺量大和纤维较长时尤为明显。为进一步研究, 我们将试件横向切割, 观察破坏现象。结果发现:纤维掺量为0.6%和0.7%时截面处出现了不同程度的纤维结团现象, 且纤维团周围气泡孔径大小不均匀;而纤维掺量为0.5%时基本无结团现象, 气泡孔径大小均匀, 见图1。由此可以推测:纤维结团造成了纤维实际利用率的减少, 这是导致增加纤维掺量不能有效提高泡沫混凝土比强度的原因之一。

综上所述, 造成增加纤维掺量不能提高泡沫混凝土比强度的原因可能是: (1) 聚丙烯纤维和抗裂纤维过于柔软, 长度过长时搅拌不均匀, 易缠绕; (2) 结团造成实际起作用的纤维含量减少; (3) 结团后的纤维刚度较大, 可能使泡沫混凝土受压破坏时产生应力集中, 出现裂缝, 使泡沫混凝土在受压破坏中失去承载力。

2.2.3 纤维长度对比强度的影响

在以上试验研究的基础上, 以纤维掺量0.7%为基准, 进行了纤维长度对泡沫混凝土比强度影响的研究, 试验结果见表3。

表3的试验结果表明:减小纤维长度可以提高泡沫混凝土比强度, 增幅在50%左右;不同种类纤维提高效果不同, 但提高规律表现一致。

为进一步研究, 我们对压坏后的砌块进行了纵向切割研究, 截面情况见图2和图3。观察切面可以发现, 纤维长度为6mm的试件切面无明显裂缝, 且纤维无结团现象;纤维长度为9mm和12mm的试件切面上有不同程度的结团现象。试验表明, 试件受压破坏后, 裂缝主要集中在纤维团附近。

从切割面还可以看出, 纤维长度越短, 结团现象越少, 泡沫混凝土气泡越均匀。

分析上述试验结果可以确定:结团后的纤维块刚度远大于泡沫混凝土, 受压时产生应力集中现象, 造成泡沫混凝土提前失去承载力。由于玻璃纤维的弹性模量远大于聚丙烯纤维和抗裂纤维, 在同等纤维长度条件下刚度较大, 掺量较少时相互间不易缠绕, 故其规律表现较为明显。另外, 短纤维有利于均匀分布。

3 结论

(1) 纤维能够提高泡沫混凝土比强度, 但对表观密度数影响不大。

(2) 纤维过长时搅拌易缠绕结团, 阻碍发泡;纤维越短越易分散, 利用率越高;故可采取减少纤维用量和减短纤维长度的方法来提高纤维的利用率。

(3) 影响纤维在泡沫混凝土中发挥作用的主要因素是分散均匀度问题, 提高光沫混凝土比强度可以通过选择合适的纤维用量和长度来解决。

摘要：用化学发泡法制作了泡沫混凝土, 并对纤维与泡沫混凝土协同工作提高泡沫混凝土比强度进行了试验研究。通过对纤维掺量和长度的试验, 探索了纤维在泡沫混凝土中的利用率, 并探讨了纤维在泡沫混凝土中的分布均匀度问题。

关键词：化学发泡法,纤维,均匀度,比强度

参考文献

[1]李启金, 李国忠, 余徉辑, 等.轻质泡沫混凝土新型制备方法的研究[J].砖瓦, 2012 (7) .

[2]徐文, 钱冠龙, 化子龙.用化学方法制备泡沫混凝土的试验研究[J].混凝土与水泥制品, 2011 (12) .

[3]李相国, 刘敏, 马保国, 等.孔结构对泡沫混凝土性能的影响与控制技术[J].泡沫混凝土, 2012 (4) .

抗压强度比 第3篇

水泥土是土、水泥、水以及其它组分按适当比例混合、拌制并经硬化而成的材料。影响水泥土强度的主要因素是: (1) 拟加固原状软土的土质和特性; (2) 水泥等固化料的成分、种类和掺合量; (3) 养护环境条件和龄期; (4) 拟加固原状土的含水量、渗透性和施工工艺方式及水泥浆液的水灰比。水泥用量和用水量对水泥土强度有重要影响。

在软土地基处理的工程实践中, 水泥浆液的稀稠也关系到压浆是否顺畅的重要因素。水泥浆液过稠 (水灰比过小) 压浆无法进行, 水泥浆液过稀 (水灰比过大) 导致水泥土水化反应结束后, 水泥水化反应产物之间被多余的自由水分离, 产物之间无法形成牢固紧密联结的网络结构, 最终影响水泥土强度。

本文主要通过改变水泥掺入比、水泥浆水灰比拌制一系列水泥土, 测定其强度, 研究水泥掺入比、水泥浆水灰比以及新配制水泥土含水量对水泥土强度的影响。

1 材料与试验方法

1.1 原材料

试验用土取自工程现场的淤泥质土;试验用水泥为福建省永春美岭水泥厂的莲花牌水泥, 强度等级为P.C 32.5;试验用水为饮用自来水。

1.2 试验方法

水泥浆试验依据JTJ 041-2000《公路桥涵施工技术规范》附录G-11《水泥浆稠度试验》[1]。

水泥土配合比试验[2]依据JGJ/T233-2011《水泥土配合比设计规程》, 试件尺寸70.7mm×70.7mm×70.7mm, 压力机为电子万能拉力试验机, 型号WDW-20, 生产厂家济南试金[3]。

2 试验目的

通过改变水泥掺入比、水泥浆水灰比拌制一系列水泥土, 分别测定其性能, 进而分析水泥掺入比、水泥浆水灰比对水泥土强度的影响, 以便在工程应用中, 在不增加水泥用量的条件下, 通过试验室试验得出合理的水泥浆水灰比, 从而改善和提高水泥土的性能, 提高水泥土加固技术的经济合理性。

3 试验成果和分析

3.1 水泥浆试验结果 (见表1)

水泥搅拌桩施工过程中对水泥浆稠度有重要要求, 为使水泥浆液能在喷浆系统中顺利流动, 经工程实践总结出水泥浆的适宜稠度为15~45s, 最多不得大于50s[4,5]。从水泥浆试验结果中可看出, 在未加减水剂等外加剂的情况下, 水泥浆浆液水灰比宜大于0.45。

3.2 水泥土配合比试验

(1) 采用的淤泥质土天然含水率为56.9%, 天然容重为1.720g/cm3。

(2) 配合比试验采用新采集的天然淤泥质土, 水泥掺入比, mc——水泥的质量 (kg) , ms——被加固土体的质量 (kg) 。

(3) 固定水泥浆水灰比为0.50, 分别拌制水泥掺入比为10%、12%、15%、18%、20%的5种水泥土 (见表2) , 分别测定新拌水泥土的稠度、含水率及无侧限抗压强度 (见表3) 。

由表3可见, 水泥土的无侧限抗压强度随着水泥掺入比的提高而显著提高, 随着龄期的增长, 在水泥土成型的早期, 其强度增长幅度较大, 而后期强度发展减缓, 为减小水泥土配合比设计周期, 缩短工期, 在水泥土处理软土地基加固设计中, 可将水泥土28d无侧限抗压强度作为其设计指标。本文中采用的淤泥质土天然含水率为56.9%, 大于水泥浆液的含水率, 随着水泥掺入比的提高, 新拌水泥土的含水率呈下降趋势, 与此新拌水泥土的稠度也随之降低。

(4) 固定水泥掺入比为15%, 分别拌制水泥浆水灰比为0.45、0.50、0.55、0.60、0.65的5种水泥土 (见表4) , 分别测定新拌水泥土的稠度、含水率及无侧限抗压强度 (见表5) 。

由表5可见, 当水泥掺入比固定, 水泥土无侧限抗压强度随水泥浆水灰比增大而减小, 水泥浆水灰比的增大虽有利于压浆机工作, 但水灰比的增大提高了水泥土中的含水率, 当水泥土中含水率过高时, 水泥土中存在多余的未参加水泥水化反应的游离水分子, 游离水填充了水泥土中的空隙, 导致抗压强度降低。所以, 水泥土中水量的多少, 存在一个适宜的范围, 在这合理的范围内, 水泥能够充分的发生水化反应, 并且保证了水泥浆压浆的工作性。

从表3、表5中还可得出新拌水泥土稠度 (也即水泥土工作性) 极好反映了水泥土的含水率, 在水泥土配合比设计中, 可以借助水泥土工作性的测试, 可预知水泥土强度发展趋势, 为能做出合理的配合比提供一个重要参考依据。

4 结论

(1) 水泥土的抗压强度随龄期的增长而增加, 前期增长幅度大, 后期增长幅度减缓。

(2) 水泥土的抗压强度随水泥掺入比的提高而显著提高。当被加固土天然含水率小于水灰比时, 随着水泥掺入比的提高, 引入水泥土中的自由水的含量也增大, 此时应考虑水泥土含水率对水泥土强度的影响, 不应一味地依靠增加水泥掺入比来提高水泥强度, 适当时可掺入减水剂等来提高水泥土强度。

(3) 水泥土的抗压强度随水灰比的增大而减小。但不应一味依靠减小水灰比来提高水泥土强度, 水灰比过小, 将导致水泥浆压浆困难, 水化反应不完全, 水泥在土中搅拌不均匀。

(4) 在未加减水剂等外加剂的情况下, 水泥浆浆液水灰比宜大于0.45。

(5) 水泥掺入比和水泥浆水灰比对水泥土的影响综合体现于新拌水泥土的工作性 (稠度、是否离析等) , 水泥土良好的工作性, 有利于水泥土强度发展。

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抗压强度比 第4篇

由于拼焊板焊缝两边母材的板厚、材料性能等存在差异, 加之焊缝的存在, 致使成形过程中出现弱侧母材提前开裂与焊缝移动等问题, 影响了拼焊板的成形能力, 使其成形性能与单一板有很大区别。

目前, 评价拼焊板成形性能的研究主要是采用胀形和杯突等实验方法, 并在焊缝移动、胀形高度、焊缝形式和位置及板厚比影响等方面取得了很多研究成果[1,2,3], 这对拼焊板零件设计与成形性能研究具有一定的参考价值。但是, 已有拼焊板成形性能影响因素研究未能综合考虑板厚比和材料性能差异对拼焊板成形的影响, 也未考虑成形过程中材料强度的动态变化, 因而限制了对其冲压成形性能的深入研究。本文在综合考虑冲压成形过程中母材板厚变化以及材料硬化能力随变形程度大小而不同会造成其强度差异动态变化的基础上, 提出激光拼焊板综合强度比理论模型, 并建立其显式关系式;基于对激光拼焊板平面应力状态本构关系的理论研究, 在三种典型变形状态下探讨同材差厚激光拼焊板综合强度比在其成形过程中的动态变化规律, 并分析弱侧母材应变状态的变化情况, 研究板厚比对拼焊板母材强度差异以及弱侧母材应变状态变化的影响规律。

1 激光拼焊板平面应力状态本构关系

拼焊板成形的变形体为板料, 成形时大都处于平面应力状态[4], 故在拼焊板成形的变形区分析中, 可将其作为平面应力状态进行分析。同时, 由于焊缝力学性能不易测得, 其变形行为也不明确, 且激光拼焊板的焊缝宽度仅为1～2mm, 故理论分析以及有限元模拟大多忽略焊缝对激光拼焊板成形的影响, 将焊缝简化为一条线, 作为刚性连接处理[5,6]。

由此, 可在激光拼焊板母材连接处厚薄两侧各取一个微小六面体 (微元) , 简化为线的焊缝位于两个六面体的结合面上。变形过程中某时刻两个微小六面体各受到沿轴1、2的应力σ1和σ2的作用, 而其厚向应力σ3为零。根据拼焊板成形特征提出三个基本假设, 建立激光拼焊板平面应力状态下的力学模型如图1所示。

理论分析过程的三个假设如下:

(1) 母材A与母材B仅存在厚向异性, 面内为各向同性;

(2) 由于焊缝附近拼焊板母材变形在垂直焊缝和沿焊缝两个方向上的差异较大, 故假设母材A、B在此处的面内应力主轴和应变主轴重合, 且始终在1和2两个正交方向上, 即母材各自的主应力和主应变分量始终处于垂直焊缝和沿焊缝两个方向上;

(3) 根据拼焊板变形协调关系可假设焊缝两侧母材在方向2上的主应变分量相等, 即εA2=εB2。

本文出现的下标A、B分别代表母材A和母材B, 1、2则分别表示变形过程中垂直焊缝和沿着焊缝两个方向。若无下标A或B, 则说明表达式可用于任一拼焊板母材。

类似各向同性母材拼焊板平面应力状态本构关系的推导过程[7], 建立包含母材板厚t0、强度系数K、应变强化指数n以及厚向异性指数r等参数的激光拼焊板平面应力状态本构关系方程如下:

式中, β为母材面内应变比;β=ε2/ε1;r为拼焊板母材厚向异性指数;Kr为母材的K值 (强度系数) 比, Kr=KA/KB;tr为母材初始板厚比, tr=tA0/tB0;$\eta {}_{\text{A}}=\frac{1}{\beta {}_{\text{A}}}$、$\eta {}_{\text{B}}=\frac{1}{\beta {}_{\text{B}}}$为母材A、B的应变比替代关系式;${\rm M}{}_{\text{A}}=\frac{r{}_{\text{A}}}{r{}_{\text{A}}+1}$、${\rm M}{}_{\text{B}}=\frac{r{}_{\text{B}}}{r{}_{\text{B}}+1}$为母材A、B的厚向异性指数r值替代关系式。

其中, 式 (4) 是关于激光拼焊板母材A和母材B面内应变比相互依赖关系的隐式超越方程。若已知拼焊板任一母材的等效应变 (或面内主应变分量) 及其面内应变分量的比值, 利用上述本构关系方程即可求出平面应力状态下焊缝两侧母材的四个面内主应力分量和三个主应变分量 (母材沿焊缝方向上的主应变分量相等) 。

2 激光拼焊板综合强度比

由于板料厚度、材料性能的不同, 拼焊板母板之间的强度存在差异。在不考虑模具等外界因素的条件下, 该强度差异将直接导致拼焊板发生不均匀变形。这不但会造成焊缝在成形过程中移动使得强侧母材的成形能力得不到发挥, 而且导致弱侧母材的应变状态在成形过程中发生变化, 最终致使拼焊板的成形能力低于母材的成形能力[8]。

2.1 综合强度比理论模型的分析

拼焊板零件设计中主要考虑其结构功能的需求, 往往按照其功能需求确定拼焊板母材牌号, 而较少考虑所选材料的性能对拼焊板成形能力的影响, 因此, 已有的大量研究工作都将板厚比与成形性能之间的关系作为研究对象, 而把拼焊板强度比退化成单纯的板厚比。但笔者通过研究认为, 除板厚比和材料性能差异对激光拼焊板母材强度比有影响外, 其强度比还应该考虑以下两方面的因素:

(1) 强度比随母材塑性应变量大小而动态变化。成形过程中, 板料在塑性变形阶段会发生硬化而使其后续屈服强度提高, 同时母材板厚也发生改变, 显然母材之间的强度比会随之产生相应的动态变化, 并最终影响拼焊板的冲压成形性能。

(2) 母材应变路径影响拼焊板强度比。拼焊板冲压成形工艺参数, 包括拼焊板坯料的几何形状和尺寸、工艺补充面的设置、压边力的分布等都可能影响拼焊板母材的塑性应变路径, 从而间接影响其强度比。

根据激光拼焊板本构关系研究和以上分析可知, 拼焊板母材强度比实际上需要综合考虑其母材初始厚度差异、材料性能差异、母材应变状态 (主要受冲压工艺参数的影响) 以及成形过程中母材塑性应变量的大小的影响, 并且强度比随冲压的进行而动态变化, 即拼焊板在冲压成形过程中, 母板之间的强度比是动态变化的。这种强度比是由板厚比、材料性能、冲压工艺参数等综合因素决定的。因此, 为了综合考虑上述因素对拼焊板母材强度差异造成的影响, 本文定义激光拼焊板综合强度比RV的理论模型为

式中, F1、F2为拼焊板两块母材的综合强度;X1、X2…, Y1、Y2…为母材综合强度的影响因素。

上述母材综合强度影响因素不但包括材料性能和板料厚度两部分, 而且考虑了成形过程中的母材厚度及其应变状态的变化, 包括母材自身塑性应变量大小以及应变状态, 由此建立的激光拼焊板综合强度比理论模型也考虑了上述因素对其母材强度差异的综合影响。

2.2 综合强度比解析模型的建立

基于上述激光拼焊板综合强度比理论模型的分析, 为了确立材料性能、塑性应变以及母材板厚对拼焊板综合强度比的影响, 首先从以下两方面出发建立母材综合强度的显式关系式:

(1) 考虑到塑性应变大小和材料性能参数对母材综合强度的影响, 可以从材料性能曲线出发进行分析。对于幂指型材料应力$\overline{\sigma }-$应变$\overline{\epsilon }$曲线, 其斜率$\text{d}\overline{\sigma }/\text{d}\overline{\epsilon }$ (应变硬化率, 也称切线模量) 是变量[9,10], 随应变的增大而逐渐减小 (图2) 。也就是说, 不同变形阶段板料的单位应变下的应力大小不同。同时, 该曲线斜率与单拉塑性失稳点处的塑性失稳应力相等。此外, 对亚稳态材料性能的研究发现, 应变硬化率在硬化早期随马氏体含量的增多而增大[11], 由此表明该参数可体现材料强度的大小。因此, 用应变硬化率$\text{d}\overline{\sigma }/\text{d}\overline{\epsilon }$的大小来作为拼焊板母材强度的一个衡量指标具有一定的理论意义。

为方便应用, 本文将应变硬化率定义为拼焊板母材的动态强度因子ν, 即

(2) 板料厚度大小会直接影响材料变形抗力的大小, 而在板料的成形过程中, 由于塑性变形而引起厚度变化, 故考虑动态变化过程的拼焊板母材综合强度需计及这种板料厚度的变化对其的影响。根据板料厚向应变ε3=ln (t/t0) 和塑性变形体积不变条件ε1+ε2+ε3=0可得

而厚向异性板面内的等效应变 (应变强度) $\overline{\epsilon }$为[4]

根据式 (7) 和式 (8) 可得金属板料成形中实时板厚t为

由此, 综合上述两个方面对拼焊板母材综合强度的影响, 提出拼焊板母材的综合强度F为

$\begin{array}{l}F=\nu t={\rm K}nt{}_0\overline{\epsilon }{}^{(n-1)}\cdot \\ \exp \left(-\frac{(\beta +1)\sqrt{1-(\frac{r}{r+1}){}^2}}{\sqrt{\beta {}^2+\frac{2r}{r+1}\beta +1}}\overline{\epsilon }\right)(10)\end{array}$

从激光拼焊板母材综合强度的定义可以看出, F值直接反映成形过程中微小应变增量所需的成形力增量的大小。由于拼焊板成形中母材的实时硬化能力以及板厚的变化, F值随成形过程中母材的塑性应变量大小而实时变化。同时, 式 (10) 中含有应变状态参数β, 故能反映不同变形状态下任意塑性变形时刻母材强度大小。

为了反映激光拼焊板塑性成形过程中任意时刻焊缝两侧母材成形能力 (强度方面) 的差异性, 定义其综合强度比RV解析关系式为

$\begin{array}{l}R{}_{\text{V}}=\frac{F{}_{\text{A}}(t{}_{\text{A}0},{\rm K}{}_{\text{A}},n{}_{\text{A}},r{}_{\text{A}},\overline{\epsilon }{}_{\text{A}},\beta {}_{\text{A}})}{F{}_{\text{B}}(t{}_{\text{B}0},{\rm K}{}_{\text{B}},n{}_{\text{B}},r{}_{\text{B}},\overline{\epsilon }{}_{\text{B}},\beta {}_{\text{B}})}=\\ \begin{array}{l}{\rm K}{}_{\text{r}}n{}_{\text{r}}t{}_{\text{r}}\frac{\overline{\epsilon }{}_{\text{A}}^{(n{}_{\text{A}}-1)}}{\overline{\epsilon }{}_{\text{B}}^{(n{}_{\text{B}}-1})}\exp \\ \\ \\ \\ \\ \\ \\ \end{array}[\frac{(\beta {}_{\text{B}}+1)\sqrt{1-(\frac{r{}_{\text{B}}}{r{}_{\text{B}}+1}){}^2}}{\sqrt{\beta {}_{\text{B}}^2+\frac{2r{}_{\text{B}}}{r{}_{\text{B}}+1}\beta {}_{\text{B}}+1}}\overline{\epsilon }{}_{\text{B}}-\\ \frac{(\beta {}_{\text{A}}+1)\sqrt{1-(\frac{r{}_{\text{A}}}{r{}_{\text{A}}+1}){}^2}}{\sqrt{\beta {}_{\text{A}}^2+\frac{2r{}_{\text{A}}}{r{}_{\text{A}}+1}\beta {}_{\text{A}}+1}}\overline{\epsilon }{}_{\text{A}}](11)\end{array}$

nr=nA/nB

式中, nr为母材的n值 (硬化指数) 比。

由式 (11) 可以看出, 激光拼焊板综合强度比RV不但反映了母材初始板厚t0不同而造成的强度差异, 而且反映了材料参数K值、n值和厚向异性指数r值差异对拼焊板母材相对强弱的影响, 甚至考虑了母材变形程度大小和变形状态等因素, 故参数RV对于研究激光拼焊板母材强度差异大小及其变化规律具有重要意义。

3 拼焊板综合强度比动态变化规律

成形极限图 (FLD) 中, 拉-压应变状态下的极限变形情况是单向拉伸变形与平面应变状态变形方式, 而拉-拉应变状态下的极限变形情况则是双向等拉变形与平面应变状态变形方式, 故双向拉应力作用下材料的应变路径总是介于单向拉伸变形和双向等拉变形方式这两种极限变形状态之间。因此, 在同材差厚拼焊板母材强度差异动态变化规律的研究中, 可假设强侧母材 (母材的强弱是相对的, 一般以均匀变形阶段、相同时刻的等效塑性应变大小区分, 应变值较小说明材料难以变形, 定义为强侧母材, 反之为弱侧母材) 在成形中分别保持以下三种典型应变路径 (图3) , 采用拼焊板本构关系方程计算母材之间的应力应变关系, 探讨不同板厚比下拼焊板综合强度比的动态变化规律, 并分析相应的弱侧母材应变状态变化情况:

(1) 单向拉伸状态, α=0 (α为母材面内应力比, $\alpha =\sigma {}_2/\sigma {}_1),\beta =-\frac{r}{1+r}$;

(2) 似平面应变状态, $\alpha \approx \frac{r}{1+r},\beta =0.01$;

(3) 双向等拉状态, α=β=1。

拼焊板母材均采用DC56 (其主要材料性能参数由上海宝山钢铁公司提供, 见表1) , 并将一侧母材的厚度固定为0.8mm, 改变另一侧母材的厚度, 分别在上述典型变形状态下, 研究不同板厚比下拼焊板综合强度比的动态变化规律, 同时考察弱侧母材的应变状态变化情况。

3.1 单向拉伸状态

将强侧母材的变形假设为简单加载情况, 成形过程中保持其应变路径为单向拉伸状态不变, 基于拼焊板平面应力状态本构关系方程, 计算综合强度比在成形过程中的动态变化规律, 并分析弱侧母材的应变状态变化情况, 结果见图4。

图4a所示是不同板厚比下综合强度比随弱侧母材等效应变的变化情况, 可以看出:①母材初始板厚差异越大, 拼焊板在相同的弱侧母材等效应变下的综合强度比越大, 说明拼焊板母材之间的强度差异会随其初始板厚差异的增大而增大;②综合强度比随弱侧母材等效应变的增大而有所减小, 并且初始板厚差异越大, 减小越明显, 说明拼焊板母材之间的强度差异在成形过程中是个变量, 其变化幅度受母材初始板厚差异大小影响。

图4b所示是不同板厚比下弱侧母材应变状态在成形过程中的变化情况, 可以看出:①母材初始板厚差异越大, 弱侧母材的应变路径越接近平面应变状态, 说明拼焊板的变形状态随初始板厚差异的增大而越来越差;②弱侧母材的应变路径在成形中略向单向拉伸变形状态偏移, 初始板厚差异越大, 其偏移越明显。

结合图4a和图4b可以看出, 单向拉伸变形状态下, 初始板厚差异对综合强度比和弱侧母材应变状态变化的影响具有对应关系。母材初始板厚差异越大, 综合强度比越大, 相应的弱侧母材应变路径越接近平面应变状态;母材初始板厚差异越大, 综合强度比下降幅度越大, 其弱侧母材应变路径向单向拉伸变形状态的偏移也就越明显, 说明成形过程中母材之间强度差异的减小有利于拼焊板母材发挥其塑性变形能力。

3.2 似平面应变状态

金属板料的成形中, 平面应变状态是最不利于材料成形的变形状态。为研究同材差厚拼焊板母材强度差异在接近这种变形状态下的动态变化规律, 假设强侧母材保持应变比为0.01的似平面应变状态, 计算综合强度比在成形过程中的动态变化规律, 并分析弱侧母材的应变状态变化情况, 结果见图5。

图5a所示是不同板厚比下综合强度比随弱侧母材等效应变的变化, 可以看出:①母材初始板厚差异越大, 拼焊板在相同的弱侧母材等效应变下的综合强度比越大, 说明拼焊板母材之间的强度差异会随其初始板厚差异的增大而增大;②综合强度比随弱侧母材等效应变的增大而增大, 并且初始板厚差异越大, 其上升幅度越大, 说明拼焊板母材之间的强度差异在成形过程中是个变量, 其变化幅度受母材初始板厚差异大小影响。

图5b所示是不同板厚比下弱侧母材应变状态在成形过程中的变化情况, 可以看出:①母材初始板厚差异越大, 弱侧母材的应变路径越接近平面应变状态, 说明拼焊板的变形状态随初始板厚差异的增大而越来越差;②弱侧母材的应变路径在成形中向平面应变状态偏移, 初始板厚差异越大, 其偏移越明显。

结合图5a和图5b可以看出, 似平面应变变形状态下, 初始板厚差异对综合强度比和弱侧母材应变状态变化的影响具有对应关系。母材初始板厚差异越大, 综合强度比越大, 相应的弱侧母材应变路径越接近平面应变状态;母材初始板厚差异越大, 综合强度比上升幅度越大, 其弱侧母材应变路径向平面应变变形状态的偏移也就越明显, 说明成形过程中母材之间强度差异的增大不利于拼焊板母材塑性变形能力发挥。

3.3 双向等拉状态

从成形极限图 (FLD) 上可以看出, 双向等拉是拉-拉应变状态中最好的变形方式, 为研究同材差厚拼焊板母材强度差异在这种变形状态下的动态变化规律, 假设强侧母材为简单加载情况, 并保持其应变比为1, 计算综合强度比在成形过程中的动态变化规律, 并分析弱侧母材的应变状态变化情况, 结果见图6。

图6a所示是不同板厚比下综合强度比随弱侧母材等效应变的变化情况, 而图6b所示是不同板厚比下弱侧母材应变状态在成形过程中的变化情况。可以看出, 该变形状态下初始板厚差异对综合强度比以及弱侧母材应变状态的影响规律与似平面应变状态下类似, 其区别在于综合强度比在该变形状态下的数值较似平面应变状态下的数值小, 并且在相同的初始板厚比时, 综合强度比在成形中的变化幅度也较似平面应变状态下小。由此可知, 初始板厚差异对拼焊板综合强度比及其弱侧母材应变状态的影响规律在拉-拉应变状态下保持一致, 区别仅在于对其影响程度的大小不同。

综合上述三种典型变形状态下初始板厚差异对综合强度比动态变化以及弱侧母材的应变状态影响可以看出:

(1) 任意变形状态下, 初始板厚差异越大, 拼焊板综合强度比在相同的弱侧母材等效应变下的数值越大, 弱侧母材应变路径越接近成形能力较差的平面应变状态。

(2) 成形过程中综合强度比是一个变量。在相同初始板厚差异下, 综合强度比和弱侧母材应变状态在成形过程中变化规律可分为拉-压 (强侧母材为单向拉伸状态) 和拉-拉 (强侧母材为似平面应变状态和双向等拉状态) 变形两种。拉-压变形下, 综合强度比随弱侧母材等效应变的增大而有所减小, 弱侧母材应变路径在成形中略向单向拉伸状态偏移, 有利于拼焊板塑性变形能力的发挥;拉-拉变形下, 综合强度比随弱侧母材等效应变的增大而增大, 弱侧母材应变路径在成形中向平面应变状态偏移, 不利于拼焊板塑性变形能力的发挥。然而, 两种变形方式下, 综合强度比以及弱侧母材应变状态在成形中的变化幅度均随初始板厚差异的增大而增大。

(3) 从综合强度比数值大小上来看, 相同板厚比下, 单向拉伸变形状态时其值最小, 双向等拉状态时次之, 似平面应变状态时最大, 说明单向拉伸变形状态有利于减小拼焊板母材之间的强度差异, 使其变形更加均匀, 进而提高拼焊板的成形性能。

4 结束语

综合考虑冲压成形过程中母材板厚变化以及材料硬化能力随变形程度大小而不同会造成其强度差异动态变化的基础上, 提出了拼焊板综合强度比理论模型并建立了其显式关系式用于分析母材强度差异大小及其变化规律;基于拼焊板平面应力状态本构关系的理论研究, 在三种典型变形状态下探讨了同材差厚拼焊板综合强度比在其成形过程中的动态变化规律, 并分析了弱侧母材应变状态的变化情况, 获得了板厚比对拼焊板母材强度差异以及弱侧母材应变状态变化的影响规律, 为深入研究拼焊板冲压成形性能提供了理论参考。

摘要：在综合考虑板厚和材料硬化能力变化对拼焊板母材强度差异影响的基础上, 提出激光拼焊板综合强度比理论模型, 并建立了其显式关系式。基于激光拼焊板平面应力状态本构关系的理论研究, 在三种典型变形状态下探讨了同材差厚激光拼焊板综合强度比的动态变化规律, 并分析了弱侧母材应变状态的变化情况, 获得了板厚比对拼焊板母材强度差异以及弱侧母材应变状态变化的影响规律, 为深入研究拼焊板冲压成形性能提供了理论参考。

关键词：激光拼焊板,本构关系,综合强度比,强度差异

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