强度效应范文（精选5篇）
强度效应 第1篇
1 实验装置及理论方法
1.1 实验装置
TH-H型霍尔效应实验组合仪, 自制螺线管:外半径1.30cm, 内半径1.0cm, 长度为8cm, 每层单位长度上的匝数为2 537, 总匝数为1 015。铁芯的半径为1cm, 长度为8cm。
1.2 理论方法
霍尔效应从本质上讲是运动的带电粒子在磁场中受洛仑兹力作用而引起的偏转。当带电粒子 (电子或空穴) 被约束在固体材料中, 这种偏转就导致在垂直电流和磁场方向上产生正负电荷的聚积, 从而形成附加的横向电场, 即霍尔电场EH, 霍尔电场EH是阻止载流子继续向侧面偏移, 当载流子所受的横向电场力与洛仑兹力F相等, 样品两侧电荷的积累就达到动态平衡[2], 故:
其中EH为霍尔电场, 是载流子在电流方向上的平均漂移速度。
设试样的宽为b, 厚度为d, 载流子浓度为n, 则
由 (1) 、 (2) 两式可得:
由 (3) 式推得:
式中:KH称为霍尔元件灵敏度, IS称为控制电流。由于霍尔效应建立所需时间很短 (10-12~10-14s) , 因此霍尔元件使用交流电或者直流电都可。指示交流电时, 得到的霍尔电压也是交变的[3], IS和HV应理解为有效值。
通过上述测量方法在保证铁芯饱和磁化的条件下, 用霍尔效应实验组合仪对自制螺线管的磁场进行测量, 将仪器自带螺线管测量结果与自制螺线管测量结果进行比对, 得到器改装后引入的误差。在测量螺线管一端磁感强度的基础上, 由式式计计算出螺线管一端的磁场强度的理论值, 与空气条件下测量得到的H值进行对比, 从而对理论值进行修正。由铁磁质的磁化性能 (磁化规律) 关系Ç=Bµ0-M中解出M值。
2 结果及分析
实验设备中霍尔元件的霍尔系数RH数值由设备生产厂家给出RH=0.0777 (cm3 C-1) , 霍尔元件的厚度为d=0.5 (mm) , 霍尔元件灵敏度为KH=1.554 (mv/m A⋅KGS) , 通过实验发现当螺线管励磁电流为1 (A) 时, 铁芯可达到磁饱和, 因此实验所用励磁电流定为1 (A) 。
计算螺线管一端口 () 轴线中心位置理论值[4], 其中螺线管的外半径1.30cm, 内半径1.0cm, 每层单位长度上的匝数为1n=2537, 单位厚度上的层数为2n=0.7, 励磁电流为1A。可知理论值=09305.0KGSB。
将铁芯放入螺线管中, 使之完全耦合, 在相同条件下测量螺线管端口的磁感强度。
对含铁芯螺线管一端口轴线位置磁场的HV和SI进行曲线拟合所得拟合, 得到比例系数为0.76, 解得。
通过螺线管的电流I大小由实验设备TH-H型霍尔效应测试仪控制;螺线管的总匝数在制作螺线管时有记录, 总匝数为1 015匝, 而螺线管的长度为8cm, 求得螺线管匝密度为12 687.5。得到H=6343.7A⋅m1-, 将该值与含铁芯螺线管端口磁感强度测得值计算得到M=32410.5A/m, 可以看出铁芯的饱和磁化强度很大[5], 实验讨论的内容仅反映磁介质的宏观量, 在微观上饱和磁化强度受到材料磁性原子数, 原子磁矩及温度的影响。
摘要：制作螺线管使之能够和铁芯完全耦合, 提供较大的励磁电流, 在有无铁芯两种情况下, 用霍尔效应实验组合仪对螺线管一端的磁感强度进行测量。计算螺线管端口轴线上的磁场强度, 将上述结果代入铁磁质的磁化性能关系式, 即可计算出该铁芯的饱和磁化强度。
关键词：饱和磁化强度,霍尔电压,励磁电流,螺线管
参考文献
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[2]冯永忠.霍尔效应传感器的原理与诊断闭[J].检测技术, 2008, 16 (2) :56-58.
强度效应 第2篇
碳排放问题一直是历届世界气候大会中各国争议和博弈的焦点。 从研究的指标看,最初主要集中在碳排放的人均和总量指标上, 但是如果撇开经济发展因素, 单纯谈论碳排放总量和人均碳排放是没有意义的。 因此,近年来碳排放强度指标受到更多的关注。 2009年11月我国政府决定到2020年实现单位国内生产总值的碳排放比2005年下降40%至45%。 以碳排放强度作为二氧化碳减排的量化指标, 既可以反映经济增长与碳排放量之间的关系, 亦可反映经济发展过程中碳减排的效率。 要降低碳排放强度,必须分析和研究影响碳排放强度的各种因素。 目前,国内外文献对碳排放强度研究所采用的方法主要分为两大类: 一类是运用因素分解法对碳排放强度影响因素进行分解分析(如Bhattacharyya、Ussanarassamee,2004;张有国,2010;陈诗一,2011);另一类是使用计量模型对碳排放强度影响因素进行分析, 如(王锋等,2011;林伯强、孙传旺,2011;刘广为等,2012)。 学者们对碳排放因素的研究侧重点不同, 归类的方法不同,甚至把规模因素、结构因素交织在一起,而没有进行科学的分类。
本文把碳排放强度的影响因素归纳为规模效应和结构效应,前者进一步分为经济发展水平、能源强度和水泥生产规模;后者再进一步分为能源结构、产业结构以及工业结构, 并采用拟使用静态和动态面板数据模型着重研究规模效应、 结构效应以及碳排放强度的相互影响内在机理,并提出政策建议。
二、数据说明和模型构建
(一)数据说明
本研究收集了1995-2010年中国29个省市1的年度数据,包括碳排放强度、经济发展水平、能源强度、人均水泥产量、能源消费结构、产业结构、工业结构七个变量。 其中经济发展水平、能源强度、人均水泥产量、能源消费结构、产业结构、工业结构都是根据历年相关统计年鉴,以及统计数据库整理计算而得,而统计年鉴和统计数库并没有直接提供各省市二氧化碳数据,必须估算。 以下分别进行介绍。
1. 碳排放强度。 单位GDP的碳排放量,用二氧化碳排放总量与GDP的比值来衡量碳排放强度,单位为t碳/万元,记为CI。 其中,GDP数据为1995年不变价格的实际GDP,数据来源于历年《中国统计年鉴》和中经网统计数据库。 二氧化碳排放量是通过计算得到的,算法根据2006年IPCC所指定的 《国家温室气体清单指南》 第二卷第六章中提供的关于化石能源使用所产生的CO2排放估算方式。 具体公式为:
其中i代表八种主要化石能源,Ei为第i种能源按照万吨标准煤折算的消耗量,Ci为第i类能源的碳含量,COi为第i类能源的碳氧化率,CAi为第i类能源的平均低位发热量系数,44/12表示二氧化碳与碳的分子量比值。
2.经济发展水平。 经济发展水平用各省市区的人均GDP的不变值来表示(1995年为基期),记为PGDP。根据环境库兹涅茨曲线假说, 碳排放与人均GDP呈“倒U形”,引入人均GDP的平方项。
3.能源强度。 以单位GDP的能源消费量衡量能源强度,各地区GDP均按1995年不变价计算,能源强度在模型中记为T。
4.人均水泥产量。 荷兰环境评估局在一份报告中指出:“从能源消耗量和水泥生产量的资料来看,水泥正是主要的工业二氧化碳生产源头。 ”采用人均水泥产量指标,记为Pce。
5.能源消费结构。 能源消费结构本文用煤炭消费占比表示, 以各省市区的煤炭消费量占能源消费总量(换算为标准煤)的比重来表示,记为ECS。
6. 产业结构。 以第二产业所占比重衡量产业结构, 即各地区第二产业增加值占各地区GDP的比重,记为STRU。 各地区的第二产业增加值和各地区GDP均按1995年的不变价计算。
7.工业结构。 以重工业总产值占工业总产值的比重来衡量工业结构,记为HSTR。
(二)模型构建
拟采用静态面板和动态面板数据模型分别进行估计。 静态面板数据模型如下:
其中,下标i代表省份,t为时间, CIit表示第i个省第t年的碳排放强度,Xit和Pceit为解释变量,Pceit代表人均水泥产量,Xit则包括能源消费结构ECSit、能源强度Tit、产业结构STRUit、工业结构HSTRit以及经济发展水平PGDPit。 αi代表地区的特殊效应,εit为随机误差项,假设服从标准正态分布。
在模型(1)的基础上加入因变量的滞后项,得到动态面板数据模型:
CIi，t-1表示i省在t-1期的碳排放强度,δ衡量了上期的碳排放强度的对本期碳排放强度的影响程度。
三、实证结果分析
(一)静态面板数据模型计量结果
首先,采用冗余固定效应似然比检验,对常截距模型和变截距模型的设定进行检验,通过构建F统计量进行判定,若选择变截距模型,随后采用Hausman检验对固定效应模型和随机效应模型的设定进行检验,若是小概率事件,则选择固定效应模型,反之则建立随机效应模型,检验结果见表1:
!:“”,“”,“”"#$%&’()*10%、5%、+,1%-./0123./。
由上表1 可以看出,Hausman统计量的值为23.07,在1%的显著性水平上拒绝原假设,因此应当采用固定效应模型。 考虑到可能存在的异方差和自相关问题,文章报告Driscoll-Kraay标准误,回归结果如表2所示:
!:“”,“”,“”"#$%&’()*10%、5%、+,1%-./012。
从静态面板数据回归结果可以看出, 规模效应和结构效应对我国碳排放强度均有显著影响,其中,能源强度因素具有最明显的碳强度减排作用, 几乎所有的研究都证实了这一点;工业结构、产业结构,以及水泥产量规模的调整作用相对较小, 这是由于我国正处于工业化和城市化的中后期阶段, 对高耗能产业特别是水泥行业的刚性需求所致; 能源消费结构的影响作用从总体看比较小, 这是因为调整能源结构在根本上受到能源资源禀赋的限制, 因此短期内中国通过调整能源结构来降低碳排放强度的潜力并不大;经济发展水平的一次项系数为正,二次项系数为负,均统计显著,表明经济发展与碳排放强度之间存在显著的“倒U形”关系,环境库兹涅茨曲线假说在我国成立。
(二)动态面板数据模型计量结果
本文首先利用OLS和固定效应回归得到动态GMM参数估计的上界和下界, 再使用两步系统GMM对样本进行估计,具体结果见表3。
!:"#$%&’(z),“”,“”,“”*+,-./0)1 10%、5%、23 1%’45678。
从动态面板数据回归结果可以看出, 系统GMM的估计方法有效。 结果表明,规模效应和结构效应对我国碳排放强度均具有显著的影响, 其中能源强度对我国碳排放强度变化的影响最大, 其次是工业结构和产业结构, 能源消费结构对我国碳排放强度的影响最小,水泥生产对增加碳排放强度影响显著,经济发展水平与碳排放强度存在 “倒U型”曲线关系。
四、结论和政策含义
以上研究表明, 规模效应和结构效应均对我国碳排放强度具有显著影响: 能源强度降低是我国实现碳强度减排的最重要因素, 工业结构和产业结构效应是我国碳排放强度变化的主要因素, 水泥产量规模效应的作用次之, 能源消费结构效应对碳强度降低的影响力不大, 经济发展水平与碳排放强度间呈现“倒U型”曲线关系,环境库兹涅茨曲线假说在我国成立。
我国正处在工业化、城市化过程中,碳排放总量已位居世界第一,而人均碳排放还处在较低的水平,随着人均收入水平的不断提高, 人均碳排放还将持续增长,这意味着我国碳排放增长的空间还很大。 为实现我国的减排目标,提出以下政策建议。
第一,转变经济发展方式,调整产业结构。 对处于快速工业化、城市化阶段的中国而言,第二产业是我国国民经济的主导部分,在未来较长时间内,第二产业的比重仍难以明显下降, 这将造成我国的减排压力难以得到有效缓解。 政府可以利用政策鼓励引导产业结构及工业结构的优化, 通过节能来减少碳排放强度:一是淘汰落后产能,提高工业的质量;二是加快发展服务业,提高第三产业的比重;三是发展高新技术产业,提高制造业的附加值。
第二,优化能源消费结构,推广新能源的生产和使用。 政府应制定有效的低碳政策,减少对煤炭等化石能源的依赖程度,鼓励开发风能、太阳能、地热、核能等新型能源, 对于暂时没有经济效率的新能源研发和使用,政府要进行补贴和税收优惠。
第三,依靠技术进步,提高能源利用效率。 能源效率水平变化对碳排放强度的影响最为明显, 因此依靠技术进步,改善能源强度,通过能效的提高最利于完成碳减排目标。 国家产业指导部门要鼓励技术进步,提高产业的能源利用效率。 对落后技术的产能要坚决淘汰, 对高技术、 节能技术一方面要鼓励研发,另一方面要鼓励产业进行技术升级,对节能技术有关的研发和推广, 应该在税收优惠和补贴上给予倾斜。
第四,提高水泥生产的碳排放效率。 水泥生产对碳排放的贡献较大,我国的工业化、城市化又离不开水泥生产,可能的措施一是淘汰落后产能;二是能源替代,降低化石燃料的比重;三是技术研发或引进,使用世界最先进的水泥生产技术;以降低能耗,减少排放。 我国一直强调水泥的廉价性,如果考虑到水泥造成的环境污染, 实际的使用成本远高于水泥的市场价格,政府应该有长远的眼光,用税收优惠和补贴等政策解决水泥生产的高碳排放问题。
摘要：基于静态和动态面板数据模型,对1995-2010年中国29个省市碳排放强度影响因素进行分析。结果显示,规模效应和结构效应对碳排放强度具有显著影响:能源强度降低是实现碳强度减排的最重要因素,工业结构和产业结构效应是碳排放强度变化的主要因素,水泥产量规模效应的作用次之,能源消费结构效应对碳强度降低影响力不大,经济发展水平与碳排放强度间呈倒U型曲线关系。
强度效应 第3篇
1 野外现场地勘取芯
对于深部地下工程,常借助于地勘公司的专业勘探设备来获取岩芯( 图1) ,以宁东矿区马莲台煤矿为例,现场补充勘探由几家地勘公司在作业,而且同一家公司的钻机型号也不同,钻取的岩芯直径都不一样; 若要将这些不同直径的岩芯加工成统一的直径,随之而来的就是扰动问题,导致实验结果误差加大。
由于钻机型号的差异,马莲台煤矿岩芯直径在52 ~ 74 mm之间,有五种规格,如图2 所示。
马莲台煤矿第三系红层发育,最厚的地方厚度可达200 多米,如图3 所示。
宁东煤田煤层顶板广泛都赋存着一个巨厚砂岩含水层,由于成岩方式不同,这些砂岩呈现出不同的胶结方式,裂隙和层理发育也有显著差异,如图4所示。
2 巴西圆盘劈裂法间接测岩石抗拉强度原理
巴西法的试样采用直径为50 mm,厚度为25mm的圆盘形,高度为直径的0. 5 ~ 1. 0 倍,整个厚度上,直径最大误差不应超过0. 1 mm,两端不平行度不宜超过0. 1 mm。根据下列公式可以算出试件的抗拉强度[6,7]。
式中: Rt为岩石的抗拉强度,MPa; D为圆柱试样的直径,mm; l为圆柱试样的长度,mm; Pmax为破裂时的最大荷载,k N。
3 试验设备及其试样制备
3. 1 试验设备
如图5 所示,实验系统由水压加载系统、油压加载系统、变形检测系统组成,采用计算机与PLC上下两级控制,可实时记录荷载、变形,并同步绘制变形- 时间、应力- 应变等曲线; 最大水围压25 MPa,轴向荷载150 k N。
3. 2 巴西圆盘的制备
为了探索现场勘探岩芯直接用于抗拉强度试验岩芯,本实验中巴西圆盘分两种情况: 第一种是对原始岩芯直接进行切割,制作成直径相同,而厚度不同的圆盘做劈裂实验,其结果可以用来分析劈裂法抗拉强度测试的形状效应研究,圆盘如图6 所示。
第二种巴西圆盘是将原始岩芯进行加工,也即再次从中取芯,制作成不同直径的岩芯,切割后制作成不同直径的巴西圆盘,研究劈裂法测抗拉强度的尺寸效应研究,钻孔取芯机和切割后的圆盘分别如图7 和图8 所示。
4 巴西圆盘劈裂法测抗拉强度时的形状效应
4. 1 劈裂法间接测抗拉强度的试验过程
实验以现场原始岩芯为材料,利用岩石力学试验机,将不同厚度的砂岩圆盘固定后,利用位移控制力,以0. 01 mm/min的速度加载,直至圆盘开裂破坏,劈裂过程如图9 所示,劈裂后的圆盘如图10 所示。
4. 2 不同高径比时抗拉强度的形状效应
将不同高径比圆盘测得的强度绘制在一起( 图11 ~ 图15) ,可以看出,对于不同高径比的岩芯,抗拉强度与高径比的关系离散性较大,总体呈减小趋势,由于高径比和抗拉强度直径的数理关系不明确,在对于用劈裂法间接测抗拉强度,尽可能用规范建议的标准试件做力学测试。
4. 3 抗拉强度的体积效应
抗拉强度和圆盘体积之间的关系如图16 ~ 图21 所示,可以看出,抗压强度与圆盘体积之间的关系离散性也较大,与抗拉强度和高径比直径的关系吻合度较高。
5 结束语
采矿等地下工程中,由于岩芯钻取深度大,课题组直接取芯困难,而借助于地勘单位勘探岩芯是一个有效途径,由于现场勘探公司设备的差异性,所得岩芯直径粗细不一,更主要的是大部分岩芯整体性差,若要加工成标准岩芯对原岩芯扰动大,导致力学实验结果偏差较大,为此,论文尝试将现场地勘岩芯直接用于抗拉强度测试,主要结论如下。
( 1) 圆盘劈裂法测抗拉强度时的形状效应表明,不同高径比时劈裂法所测得的抗拉强度离散性较大,但也表现出一定的分布规律,总体上随高径比的增大呈减小趋势; 用不同直径的岩芯测得的结果类似,但是随着圆盘直径的减小,所测得的抗拉强度也随着减小。可见,由于抗拉强度形状效应的离散性,试验中尽可能采用规范规定的尺寸进行强度试验,若在所得岩芯尺寸受限制的情况下,也可以用非标试件进行试验,引起的误差必须修正。
( 2) 基于巴西圆盘劈裂法进行抗拉强度测试的体积效应表明,劈裂法所测得的抗拉强度和圆盘高径比离散性较大,但也表现出一定的分布规律,总体上随厚度的增大呈减小趋势,与体积的增大也呈减小趋势,而且抗拉强度与圆盘厚度和体积之间的关系吻合度高,因此,由于抗拉强度形状效应的离散性,试验中尽可能采用规范规定的尺寸进行强度试验,若在所得岩芯尺寸受限制的情况下,也可以用非标试件进行试验,引起的误差也必须进行修正。
摘要：对现场所取岩芯进行力学分析是确定和评价其工程性质的重要途径和手段;但对于一些整体性和强度较差以及裂隙或层理发育的岩层,将现场钻取的岩芯加工成符合规范的标准岩芯。首先加工难度大,更主要的是二次加工对岩芯扰动大,导致力学实验结果偏差较大。为此,将现场地勘岩芯直接应用于力学实验岩芯,通过抗压强度测试中的尺寸效应、劈裂法抗拉强度测试中的形状效应研究,得出以下结论:不同高径比的巴西圆盘劈裂法间接测试抗拉强度的形状效应表明,劈裂法间接测得的抗拉强度和圆盘尺寸离散性较大;但也表现出一定的分布规律。总体上随高径比的增大而呈减小趋势;因此,由于抗拉强度形状效应的离散性,试验中尽可能采用规范规定的尺寸进行强度试验。若在标准岩芯获取受限制的情况下,也可以用非标试件进行试验,引起的误差必须修正。
关键词：岩石力学,非标岩芯,现场勘探,抗压强度,抗拉强度,劈裂试验,尺寸效应,形状效应
参考文献
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强度效应 第4篇
混凝土材料是世界上应用最广泛的建筑材料。在土木、水利工程中, 混凝土材料结构尺寸巨大, 往往难以进行足尺寸构件试验, 只能进行缩尺寸构件模拟[1]。通过缩尺寸构件模拟试验来真实反映大尺寸构件的真实性能, 一直是土木工程材料领域的研究热点之一。混凝土试件的尺寸效应一直备受国内外学者的关注, 混凝土是准脆性材料, 强度尺寸效应是这类材料的特性。尺寸效应的存在使得强度不再是混凝土的性质, 而变成依赖于构件尺寸的参数。
为确定混凝土强度随几何尺寸变化的规律, Gonnerman H F[2]的研究最早发现混凝土强度随着试件几何尺寸的改变而变化; Neville A M[3]的试验结果表明, 大尺寸试件抗压强度明显低于小尺寸试件; Lessard M等[4]探讨了高强混凝土圆柱体抗压强度的尺寸效应; 冷发光等[5]研究了掺粉煤灰C70 高强混凝土的尺寸效应, 得出尺寸效应换算系数可取0. 82; 高志扬等[6]统计分析了110 组高强混凝土抗压强度数据, 发现以150 mm立方体抗压试件为基准, 100 mm立方体试件的尺寸效应换算系数应为0. 91, 并且认为随着基准抗压强度的增加, 尺寸效应换算系数呈减小的趋势; 黄煜镔等[7]的研究发现, 随混凝土强度等级的提高, 强度随试件尺寸的增大而减小的趋势降低; 美国垦务局的圆柱体试验结果表明[8], 构件尺寸持续增大超过某一特定值后, 尺寸效应消失; 杨木秋等[9]的研究表明该临界值约为500 mm。
混凝土试件的制作, 通常要求试件的最小尺寸大于粗骨料最大粒径的3 ~ 4 倍, 而土木工程结构中粗骨料最大粒径的变化范围很广, 在水工和道路工程中一般使用200 mm的立方体试件, 而在工业与民用建筑中则可能使用150 mm或者100 mm的立方体试件。对高强混凝土而言, 由于原材料质量更高, 粗骨料最大粒径一般≯25 mm, 且国内大多数试验机的最大负荷为2 000 k N, 因此一般选用100 mm的立方体试件, 以避免试件尺寸过大而超出试验机量程。在GB /T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》中, 只规定了普通强度等级混凝土 ( 混凝土强度等级< C60) 以边长150 mm的立方体试件为标准试件, 当使用边长为100 mm或200 mm的非标准立方体试件进行试验时, 测得值则需要分别乘以0. 95 或1. 05 的系数换算为标准值, 但是对于高强混凝土 ( 混凝土强度等级> C60) 要求以试验确定。高强混凝土的尺寸效应换算系数并不能简单地套用普通混凝土, 因此研究高强混凝土换算系数成为必要。本文在统一试验条件的基础上, 系统地研究了高强混凝土抗压强度尺寸效应, 提出了适用范围广泛的高强混凝土立方体抗压强度尺寸效应换算系数。
1 试验
高强混凝土对原材料的要求比较严格, 试验选用高质量的原材料: P·Ⅰ42. 5 水泥; 5 ~ 20 mm连续级配碎石; 中砂, 细度模数2. 6; 聚羧酸高性能减水剂, 掺量2% 时的减水率达到30% 。
高强混凝土试件按照GB /T 50080—2002《普通混凝土拌合物性能试验方法标准》进行成型, 24 h后脱模放置于标准养护室养护至28 d龄期进行试验。分别试验边长为150 mm的标准立方体试件和边长为100 mm及200 mm的非标准立方体试件, 每一尺寸均包括C60 和C80 两个强度等级的高强混凝土试件, 各强度等级高强混凝土试件按各尺寸分别成型30 组, 研究不同强度等级高强混凝土尺寸效应的变化规律。
2 结果与分析
为了获得准确可靠的尺寸效应系数, 在试验过程中采用完全相同的原材料, 试验配比保持前后一致, 进行不同强度等级、不同批次的混凝土抗压强度试验; 同一批次成型相同数量的不同尺寸C60、C80的混凝土试件。剔除数据异常的试件, 得到C60 有效数据28 组, C80 有效数据29 组, 分别对其进行数理统计分析, 得到两个强度等级的高强混凝土标准立方体试件与非标准立方体试件抗压强度之间的换算系数。
2. 1 试验结果
不同强度等级、不同批次的混凝土抗压强度试验结果见图1。
图1 中, ( a) 、 ( b) 是C60 混凝土试件fcu, 100、fcu, 200与fcu, 150的拟合曲线, 回归分析之后相关系数分别为0. 86、0. 80。经过统计分析, fcu, 100/ fcu, 150的平均值为0. 932, 标准差0. 035, 离散系数0. 038; fcu, 200/fcu, 150的平均值为1. 066, 标准差0. 045, 离散系数0. 042。 ( c) 、 ( d) 是C80 混凝土试件fcu, 100、fcu, 200与fcu, 150的拟合曲线, 相关系数分别为0. 87、0. 88。经过统计分析, fcu, 100/ fcu, 150的平均值为0. 919, 标准差0. 026, 离散系数0. 028, fcu, 200/ fcu, 150的平均值为1. 084, 标准差0. 032, 离散系数0. 029。
由此可见, C60、C80 两个强度等级的高强混凝土试件抗压强度结果离散性小, 试验数据较为集中, 不同尺寸试件试验结果相关性高, 可据此建立高强混凝土不同尺寸之间的换算系数关系式。对C60高强混凝土而言, fcu, 100/ fcu, 150= 0. 932, fcu, 200/ fcu, 150=1. 066; 对C80 高强混凝土而言, fcu, 100/ fcu, 150= 0. 919, fcu, 200/ fcu, 150= 1. 084。根据GB / T 50081—2002《普通混凝土力学性能试验方法标准》, 与普通混凝土中fcu, 100/ fcu, 150= 0. 95, fcu, 200/ fcu, 150= 1. 05 进行对比, 高强混凝土的尺寸效应比普通混凝土更为明显。
2. 2 结果分析
由上述试验结果可知, 随着强度等级的提高, 高强混凝土立方体试件抗压强度的尺寸效应变得更加明显; 同时, 立方体试件尺寸越大, 抗压强度越低。
混凝土是一种多相材料, 基体中除了粗细骨料和硬化浆体外, 还有复杂的孔隙和微观结构, 是一种典型的非匀质材料。高强化是混凝土行业的发展方向, 一般情况下, 配制高强混凝土的粗骨料粒径均在20 mm以下, 水灰比较低, 胶凝材料中掺入粉煤灰、矿渣以及硅灰等矿物掺合料, 使用高性能减水剂。相比于普通混凝土, 高强混凝土工作性、匀质性更好, 密实度更高, 同时脆性也更高。普通混凝土的破坏大多为延性破坏, 而高强混凝土脆性破坏的特点较为明显。当混凝土立方体试块受压时, 高强混凝土的基体中初始微裂纹数量和尺寸比普通混凝土小很多, 当受压破坏时, 高强混凝土脆性破坏所需的能量必然小于普通混凝土的延性破坏, 且发生损伤的断裂区域相对较小, 从而表现出更加明显的尺寸效应。
基于能量释放准则的尺寸效应理论———Bazant尺寸效应律认为: 尺寸效应是由宏观裂纹扩展时的应变能耗散引起的。
研究认为, 材料的脆性越高, 尺寸效应现象越显著。
3 结论
3. 1 通过对大量的不同尺寸的高强混凝土立方体试件进行抗压强度试验和数据统计分析, 得出C60、C80 两个强度等级的不同尺寸试件的抗压强度试验结果相关性较好, C60 混凝土边长为150 mm的标准立方体试件与边长为100 mm和200 mm的非标准立方体试件的尺寸效应系数分别约为0. 932、1. 066; C80 混凝土边长为150 mm的立方体试件与边长为100 mm和200 mm的非标准立方体试件的尺寸效应系数分别约为0. 919、1. 084。
3. 2 高强混凝土立方体试件抗压强度尺寸效应比普通混凝土更加明显, 主要是由于其强度更高, 匀质性相对更好, 变成一种高脆性材料, 断裂破坏时需要的能量更小所致。
参考文献
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强度效应 第5篇
1 材料与方法
1.1 材料
羊栖菜种藻采自硇洲岛斗龙 (N 20.939°, E110.633°) 海域, 采用干运法运至实验室暂养, 暂养条件:海水温度16~25℃, 自然光照, 光照强度介于0~10 000 lx, 充气使水呈沸腾状。待雌雄生殖托发育成熟, 发现有挂卵现象时, 用1 L烧杯作容器, 海水经双层300目筛绢过滤并消毒、冷却, 将洗净的文蛤壳平铺杯底, 取适量离体羊栖菜雌雄生殖托, 混合摆放于文蛤壳内壳面上, 添加消毒海水300m L, 静置培养, 每天定时摇动烧杯3次, 每天定时换水一次。经过一段时间培养, 雌雄生殖托分别排放卵与精子, 并受精发育成幼孢子体。
1.2 实验设计
通过查阅文献, 确定羊栖菜幼孢子体生长的光照强度和温度范围。采用中心复合设计方案, 响应值为增长率, 因子为光照强度 (L, 2 000~5 000 lx) 和温度 (T, 18~25℃) ;采用2因素5水平, 因子点数4, 轴点数4, 中心点数5, 共13组进行实验 (见表1) , 盐度27, 光周期12L:12D, 每个实验组合设3个平行。
1.3 方法
用Ф6 cm培养皿作培养容器, 用前经清洗、消毒处理, 海水经双层300目筛绢过滤并消毒、冷却后备用。每个培养皿添加15 m L PES培养液[9], 投放3棵大小较一致、健壮的幼孢子体。投放前将幼孢子体用软毛笔轻轻洗刷干净, 并测定各苗的大小 (长度、宽度) 。每天定时摇动培养皿4次, 观察并记录幼孢子体的死亡数, 每3 d换皿、换水一次, 并测定幼孢子体的长度与宽度, 计算羊栖菜幼孢子体的体长增长率LGR%= (Lt-L0) /L0×100%或体宽增长率WGR%= (Wt-W0) /W0×100%, 实验周期15 d。
1.4 数据处理
实验数据用SPSS 13.0软件处理, 结果用平均值±标准误表示。采用Design-Expert (8.0v) 软件处理数据, 并绘制相应的响应曲面和等高线图, 求得最佳的实验组合。显著水平为P<0.05, 极显著水平为P<0.01。
2 结果
2.1 温度与光照强度对羊栖菜幼孢子体生长的影响
温度与光照强度对羊栖菜幼孢子体生长的影响见表1。二次多元回归方程的响应面及其等高线如图1—2所示。曲面较圆说明影响不显著 (P>0.05) , 而曲面较陡则说明影响显著 (P<0.05) 。本实验中, 从图2可以看出, 在实验温度、光照强度范围内, 不同联合实验组间羊栖菜幼孢子体的生长差异不显著。相同温度、光照强度条件下, 羊栖菜幼孢子体的WGR高于LGR。温度21.5℃时, 光照强度为1 378.7~5 621.3 lx时, 随着光照强度的升高, 生长呈加速趋势;当温度25℃时, 生长率下降。光照强度为5 000 lx时, 低温度有利于其生长。从图1也可以看出, 在实验范围内, 光照强度与温度对羊栖菜生长影响的等高线为半圆形, 表示无显著交互作用。
2.2 羊栖菜幼孢子体生长的条件拟合
利用Design-expert (8.0v) 软件对表1中的数据进行最小二乘回归拟合, 方差分析结果列于表2、表3。由表2、表3的数据可知, 模型P值均>0.05, 表明所建立的回归模型不显著;失拟项P值>0.05, 表明拟合的模型有效。由表4、表5的数据可知, 光照强度与温度对羊栖菜幼孢子体LGR的一次、二次效应P值、对WGR的一次、二次效应P值均>0.05, 表明两者的一次、二次效应均对羊栖菜幼孢子体生长无显著差异 (P>0.05) ;光照强度与温度的交互作用P值均>0.05, 表明两者交互作用差异不显著。回归系数显示, 温度的效应较光照强度明显。光照强度 (L) 、温度 (T) 和羊栖菜幼孢子体LGR、体宽WGR的实际二次回归方程分别为:
上述方程的决定系数分别为R2=0.4339、R2=0.5134, 说明上述模型分别能解释43.39%与51.34%响应值的变化, 模型拟合程度较差。
3 讨论
大型海藻羊栖菜属于自养植物, 光照是其生存、生长的必需因素。每种海藻都有其生长适宜的温度与光照强度范围[1], 羊栖菜在4~25℃范围内能生长, 14~22℃范围内生长迅速, 最适生长温度范围为14~21.6℃[10], 本实验结果表明在18~25℃范围内, 不同温度下, 羊栖菜幼体的生长无显著差异, 可确定为其适宜或最适生长温度范围, 该结果与前者有出入, 可能实验材料不同的缘故, 本实验采用羊栖菜小苗, 而上述文献以羊栖菜成体为研究对象, 证明了藻体不同生长时期对环境条件的要求不同, 适应能力不同。
注:R2=0.4339;Adj R2=0.0296;Adeq precisior=2.837 (Adj R2为校正系数) 。
注:R2=0.5134;Adj R2=0.1659;Adeq precisior=3.812 (Adj R2为校正系数)
羊栖菜生长的适宜光照强度范围, 因不同生长阶段而异, Pang等[11]培养受精24 h后的羊栖菜苗时, 3 0000 lx光照强度不会对其生长产生抑制。Pang等[12]研究羊栖菜室内发育及种苗生产时采用4 000~8 000 lx光照强度, Zou等[13]采用3 500 lx光照强度培养羊栖菜种苗, 但有关羊栖菜的生长适宜及最适光照强度范围鲜见报道。本研究表明, 光照强度在2 000~5 000 lx范围内, 不同光照强度对羊栖菜幼孢子体生长的影响无显著差异。
在实验范围内, 不同组合相互间的交互作用差异不显著, 由此建立的回归模型虽然拟合有效, 但拟合程度较差, 在此范围内无法依据所得模型优化羊栖菜幼孢子体生长的温度和光照强度条件。温度与光照强度对羊栖菜幼孢子体生长影响的回归模型有待进一步实验研究。本文结果表明在5 000 lx较高光照强度时, 无论羊栖菜幼孢子体的体长或体宽均比低温下具有较高增长率, 而在25℃较高温度时, 弱光照强度下具有较高的体长及体宽增长率, 因此, 光照强度与温度对羊栖菜幼孢子体的生长存在交互作用, 21.5℃、3 500 lx条件下羊栖菜幼孢子体的体长、体宽增长率均出现最高值, 这对羊栖菜幼孢子体的培育生产具有一定的指导意义。
摘要：采用中心复合设计和响应曲面法, 研究了温度 (1825℃) 与光照强度 (2 0005 000 lx) 对羊栖菜Hizikia fusiformis幼孢子体生长的联合效应。结果表明, 温度与光照强度对羊栖菜幼孢子体生长率的影响具有明显联合效应, 温度的影响大于光照强度。21.5℃、3 500 lx条件下, 羊栖菜幼孢子体的体长增长率和体宽增长率均达到最大值;25℃时, 2 000 lx比5 000 lx更有利于羊栖菜幼孢子体生长, 但劣于26.5℃、3 500 lx组;5 000 lx时, 18℃比25℃下羊栖菜幼孢子体具有更高的生长率, 但不及21.5℃、5621 lx组。响应曲面法分析表明在实验范围内, 无论温度与光照强度的一次或二次效应均对羊栖菜幼孢子体的体长、体宽增长率影响差异不显著, 在此范围内二者联合效应无显著差异。