Ст 20 предел текучести: Лист сталь 20 | Круг сталь 20

Содержание

Класс прочности и марки сталей — Болты. Винты. Шпильки

Классы прочности для болтов, винтов и шпилек обозначаются двумя числами, разделёнными между собой точкой.

3.6 4.6 4.8 5.6 5.8 6.6 6.8 8.8 9.8 10.9 12.9

Первая цифра маркировки класса прочности болта обозначает 0,01 часть номинального временного сопротивления — это предел прочности на растяжение — измеряется в МПа (мегапаскалях) или Н/мм² (ньютонах на миллиметр квадратный). Также первая цифра маркировки класса прочности обозначает ≈0,1 часть номинального временного сопротивления, если Вы измеряете предел прочности на растяжение в кгс/мм² (килограммах-силах на миллиметр квадратный).

Пример: Шпилька класса прочности 5.8: Определяем предел прочности на растяжение
5/0,01=500 МПа (или 500 Н/мм²; или ≈50 кгс/мм²)

Вторая цифра обозначает 0,1 часть отношения предела текучести (напряжения, при котором уже начинается пластическая деформация) к номинальному временному сопротивлению (пределу прочности на растяжение) — таким образом для шпильки класса прочности 10.9 второе число означает, что у шпильки, относящейся к этому классу, минимальный предел текучести будет равен 90% от значения предела прочности на растяжение, то есть будет равен: (10/0,01)×(9×0,1)=1000×0,9=900 МПа (или Н/мм²; или ≈90 кгс/мм²)

Пример: Шпилька класса прочности 5.8: Определяем предел текучести
500х0,8=400 МПа (или 400 Н/мм²; или ≈40 кгс/мм²)

Значение предела текучести — это максимально допустимая рабочая нагрузка болта, винта или шпильки, при превышении которой происходит невосстанавливаемая деформация. При расчётах нагрузки на болты, винты или шпильки используют 1/2 или 1/3 от предела текучести, то есть, с двукратным или трёхкратным запасом прочности соответственно.

Согласно существующим международным нормам, изготавливаемые из углеродистой стали болты, винты и шпильки с диаметром резьбы более М5, по возможности маркируются соответствующим классом прочности на головке или торце изделия.

Рекомендованные марки сталей
(в особых случаях также применяются и другие стали, когда их применение продиктовано дополнительными требованиями к крепежу)

Класс прочности 3.6 — марка стали Ст3кп — Ст3сп — Ст5кп — Ст5сп
Класс прочности 4.6 — марка стали Ст5кп — Ст.10
Класс прочности 4.8 — марка стали Ст.10 — Ст.10кп
Класс прочности 5.6 — марка стали

Ст.35
Класс прочности 5.8 — марка стали Ст.10 — Ст.10кп — Ст.20 — Ст.20кп
Класс прочности 6.6 — марка стали Ст.35 — Ст.45
Класс прочности 6.8 — марка стали Ст.20 — Ст.20кп — Ст.35
Класс прочности
8.8 — марка стали Ст.35 — Ст.35Х — Ст.38ХА — Ст.40Х — Ст.45 — Ст.20Г2Р
Класс прочности 9.8 — марка стали Ст.35 — Ст.35Х — Ст.45 — Ст.38ХА — Ст.40Х — Ст.30ХГСА — Ст.35ХГСА — Ст.20Г2Р
Класс прочности 10.9 — марка стали Ст.35Х — Ст.38ХА — С.45 — Ст.45Г — Ст.40Г2 — Ст.40Х — Ст.40Х Селект — Ст.30ХГСА — Ст.35ХГСА
Класс прочности 12.9
— марка стали Ст.30ХГСА — Ст.35ХГСА — Ст.40ХНМА

характеристики и расшифовка, применение и свойства стали

Сварка стали 09Г2С

За счёт небольшого процентного содержания углерода в ст 09г2с, сварка изделий из неё очень проста. Сварочные работы выполняют с подогревом или без него. При сварке стальные элементы не подвергаются закалке, и перегреву. А это означает, что не увеличивается зернистость сплава, и не понижается уровень пластичности. 09Г2С не изменяет свои качества даже после термической обработки.

Для сварки элементов из стали 09Г2С подходит любой вид электродов для сварочных работ по малоуглеродистым и низколегированным сталям (Э50А или Э42А).

При выборе метода сварки необходимо учитывать твердость стали 09г2с по Бринеллю, Роквеллу, Виккерсу и пр. (зависит от вида элемента), потому что этот показатель влияет на твердость сварных швов.

Не поддаются свариванию только изделия, которые были подвержены химической или термической обработки.

Форма поставки стали 09Г2С

Фасонный прокат	ГОСТ 19281-73, 2590-2006, 2591-2006, 8239-89, 8240-97
Листы толстые	ГОСТ 19282-73, 5520-79, 5521-93, 19903-74
Листы тонкие	ГОСТ 17066-94, 19904-90
Полосы	ГОСТ 103-2006
Поковки, слябы и кованые заготовки	ГОСТ 1133-71

Область применения

Основная область применения марки 09Г2С — изготовление трубного проката, арматуры и пр. изделий для металлоконструкций на сварке.

За счёт большой прочности сталь активно применяют в строительстве, так как из неё можно изготовить более тонкие и лёгкие детали, элементы, что обеспечивает экономию расхода металла.

Простые сварочные работы для изделий и деталей из 09Г2С дают возможность изготовить из листов данной стали любые, самые сложные по конфигурации конструкции, которые используют в химической, нефтеперерабатывающей, судостроительной и пр. сферах.

Благодаря закалке и отпуску, данная сталь незаменима при производстве трубопроката и арматуры для трубопроводов. А стойкость к минусовым температурным режимам, морозоустойчивость, даёт возможность использования трубных изделий из 09Г2С в северных областях с низкими температурами. Помимо этого, такой большой диапазон температур обеспечивает применение стали при сильных деформациях при длительном эксплуатационном периоде.

Аналоги 09Г2С

Марка 09Г2С (аналоги — 10Г2С, 09Г2, 09Г2Т,09Г2ДТ).

характеристики и расшифовка, применение и свойства стали

Твердость данной стали находится в прямой зависимости от проведена/не проведена термообработка. И колеблется в интервале 372–412 МПа для труб и проката, предел текучести —225–245 МПа.

20ГЛ характеризуется средней теплопроводностью и низкими показателями температур при эксплуатации.

Для сварки используют РД, РАД, АФ, МП, ЭШ и КТ.

Обработку резанием выполняют в закаленном и отпущенном состоянии.

Сталь не склонна к образованию флокенов и к отпускной хрупкости.

Наименование и обозначение показателя	Значение показателя для деталей в зависимости от предела текучести, МПа, min
	для деталей первой группы и замка		для деталей второй группы		для деталей третьей группы
	от 450 до 500 включ.	свыше 500	от 295 до 345 включ.	свыше 345	314 и более
Временное сопротивление, МПа, min	560	600	490	510	510
Относительное удлинение, %, min	15	12	20	18	17
Относительное сужение, %, min	30	25	30	25	25
Ударная вязкость при температуре -60°С KCU^-60°С, Дж/см²min	25	25	-	-	-
Ударная вязкость при температуре -60°С на образцах с острым надрезом KCV^-60°С, Дж/см^2,min	15	15	-	-	-

Примечание: Показатели ударной вязкости KCV и KCU при температуре -60°С для замка не определяют.

Классы прочности Болтов, Винтов, Шпилек, Гаек. Маркировка прочности крепежа

1 авг. 2013

Стали и прочность крепежа

Машиностроительный крепёж может иметь различное назначение и выполнять самые разные задачи — от простого формирования целостности конструкции до восприятия основной несущей силовой нагрузки на конструкцию. Чем больше нагрузка на крепёж, тем более высокой прочностью он должен обладать.

В зависимости от назначения и области применения крепёж изготавливают различных классов прочности, соответственно из разных марок сталей. Нет никакой надобности использовать высокопрочные болты для крепления, скажем, козырька на киоске, и напротив — совсем недопустимо использовать болты обычного, низкого, класса прочности в ответственных конструкциях башенных или козловых кранов — здесь применяются исключительно высокопрочные болты по ГОСТ 7817-70 — отсюда и народное название таких болтов «крановые болты». Желание сэкономить и использовать обычные болты — подешевле, или «крановые болты», но изготовленные из низкопрочных сталей, приводит к зрелищным новостям по телевизору с падающим краном в центре внимания.

Для различных видов крепежа (болты, винты, гайки, шпильки) используются разные стали, разные классы прочности и различная их маркировка.

Рассмотрим по-порядку.

Болты, винты и шпильки

Болты, винты и шпильки производятся из различных углеродистых сталей — разным сталям соответствуют разные классы прочности. Хотя, иногда можно из одной и той же стали изготовить болты различных классов прочности, используя при этом разные способы обработки заготовки или дополнительную термическую обработку — закалку.

Например, из Стали 35 можно изготовить болты нескольких классов прочности: класса прочности 5.6 — если изготовить болты методом точения на токарном и фрезерном станке: классов 6.6 и 6.8 — получатся при изготовлении болтов методом объёмной штамповки на высадочном прессе; и класса 8.8 — если полученные перечисленными способами болты подвергнуть термической обработке — закалке.

Класс прочности для болтов, винтов и шпилек из углеродистых сталей обозначают двумя цифрами через точку. Утверждённый прочностной ряд для болтов, винтов и шпилек из углеродистых сталей содержит 11 классов прочности:

3.6; 4.6; 4.8; 5.6; 5.8; 6.6; 6.8; 8.8; 9.8; 10.9; 12.9

Пример: Шпилька класса прочности 5.8: Определяем предел прочности на растяжение

5/0,01=500 МПа (или 500 Н/мм²; или ≈50 кгс/мм²)

Пример: Шпилька класса прочности 5.8: Определяем предел текучести

500х0,8=400 МПа (или 400 Н/мм²; или ≈40 кгс/мм²)

Классы прочности и марки сталей для болтов, винтов и шпилек

Класс прочности	Марка стали	Граница прочности, МПа	Граница текучести, МПа	Твердость по Бринеллю, HB
3.6	Ст3кп, Ст3сп, Ст5кп, Ст5сп	300…330	180…190	90…238
4.6	Ст5кп, Ст.10	400	240	114…238
4.8	Ст.10, Ст.10кп	400…420	320…340	124…238
5.6	Ст.35	500	300	147…238
5.8	Ст.10, Ст.10кп, Ст.20, Ст.20кп	500…520	400…420	152…238
6.6	Ст.35, Ст.45	600	360	181…238
6.8	Ст.20, Ст.20кп, Ст.35	600	480	181…238
8.8	Ст.35, Ст.45, Ст.35Х, Ст.38ХА, Ст.20Г2Р	800*	640*	238…304*
8.8	Ст.35, Ст.35Х, Ст.38ХА, Ст.40Х, Ст.20Г2Р	800…830**	640…660**	242…318**
9.8*	Ст.35, Ст.35Х, Ст.45, Ст.38ХА, Ст.40Х, Ст.30ХГСА, Ст.35ХГСА, Ст.20Г2Р	900	720	276…342
10.9	Ст.35Х, Ст.38ХА, С.45, Ст.45Г, Ст.40Г2, Ст.40Х, Ст.40Х Селект, Ст.30ХГСА, Ст.35ХГСА,	1000…1040	900…940	304…361
12.9	Ст.30ХГСА, Ст.35ХГСА, Ст.40ХНМА	1200…1220	1080…110	366…414

В таблице приведены самые распространённые в метизном производстве и рекомендованные марки сталей, но в различных особых случаях также применяются и другие стали, когда их применение продиктовано дополнительными требованиями к крепежу.

Значками помечено в таблице:

* применительно к номинальным диаметрам до 16 мм.

** применительно к номинальным диаметрам больше,чем 16 мм.

Существуют специальные стандарты на высокопрочные болты узкоотраслевого применения, имеющие свою градацию прочности. Например, стандарты на высокопрочные болты с увеличенным размером «под ключ», применяемые в мостостроении — так называемые «мостовые болты»: ГОСТ 22353-77 и российский стандарт ГОСТ Р 52644-2006.

Прочность болтов согласно этих стандартов обозначается значением временного сопротивления на разрыв (границы прочности) в кгс/см²: то есть, 110, 95, 75 и т.д.

Такие болты могут производиться в двух исполнениях:

Исполнение У — для климатических областей с максимально низкой температурой до -40⁰С — буква У не обозначается в маркировке
Исполнение ХЛ — для климатических областей с максимально низкой температурой от -40⁰С до -65⁰С — обозначается в маркировке на головке болта после класса прочности

Резьба болтов	Класс прочности болтов	Марка стали	Граница прочности, МПа (кгс/см²)	Относит. удлинение, %	Ударная вязкость болтов исполнения ХЛ, МДж/м² (кгс·м/см²)	Макс. твердость по Бринеллю, HB
М16…М27	110	40Х Селект	1100 (110)…1350 (135)	минимум 8	минимум 0,5 (5)	388
М30	95		950 (95)…1150 (115)			363
М36	75		750 (75)…950 (95)
М42	65		650 (65)…850 (85)
М48	60		600 (60)…800 (80)

В производстве высокопрочных болтов по данным стандартам используются также стали 30Х3МФ, 30Х2АФ и 30Х2НМФА. Применение таких сталей позволяет добиться ещё более высокой прочности.

Маркировка прочности болтов, винтов, шпилек

Маркировка болтов и винтов под шестигранный ключ

Система маркировки метрического крепежа разработана инженерами ISO (International Standard Organization — Международная Организация Стандартов). Советские, российские и украинские стандарты опираются именно на эту систему.

Маркировке подлежат болты и винты с диаметром резьбы свыше 6 мм. Болты и винты диаметром менее 6 мм маркировать необязательно — производитель может наносить маркировку по собственной инициативе.

Необходимо отметить, что среди винтов маркируются только винты, имеющие шлиц под шестигранный ключ, с различной формой головки: с цилиндрической, с полукруглой и с потайной головкой. Винты со всеми типами головки, имеющие крестовой или прямой шлиц, не маркируются обозначением класса прочности.

Необходимо также отметить, что не маркируются болты и винты изготовленные методом резания, точения (т.е. не штамповкой) — в этом случае маркировка класса прочности возможна по дополнительному требованию Заказчика.

Знаки маркировки наносят на торцевой или боковой поверхности головки болта или винта. Если знаки наносятся на боковую поверхность головки, то они должны быть углубленными. Допускается маркировка выпуклыми знаками, при этом увеличение высоты головки болта или винта не должно превышать:

0,1 мм — для изделий с диаметром резьбы до 8 мм;
0,2 мм — для изделий с диаметром резьбы от 8 мм до 12 мм;
0,3 мм — для изделий с диаметром резьбы свыше 12 мм

Болты и винты с шестигранной и звездообразной головкой (в том числе изделия с фланцем) маркируют товарным знаком изготовителя и обозначением класса прочности. Данная маркировка наносится на верхней части головки выпуклыми или углубленными знаками; может также наноситься на боковой части головки углубленными знаками. Для болтов и винтов с фланцем, если в процессе производства невозможно нанести маркировку на верхней части головки, маркировку наносят на фланце.

Болты с полукруглой головкой и квадратным подголовником по ГОСТ 7802-80 классов прочности 8.8 и выше маркируют знаком производителя и обозначением класса прочности.

Символы маркировки классов прочности болтов и винтов под шестигранный ключ, приведены в следующей таблице:

Если данные символы невозможно нанести из-за формы головки или ее малых размеров, применяются символы маркировки по системе циферблата. Эти символы приведены в следующей таблице:

Также, в отдельных случаях, на головке болта может маркироваться сталь из которой изготовлен болт. Показан пример болта из Стали 40Х.

Маркировка шпилек

Шпильки маркируют цифрами класса прочности только с диаметром резьбы свыше 12 мм. Так как маленькие диаметры шпилек затруднительно маркировать с помощью цифровых клейм, то допускается маркировать такие шпильки, с диаметрами резьбы М8, М9, М10, М11, используя альтернативные знаки, приведенные на рисунке. Знаки наносят на торце гаечного конца шпильки.

Шпильки маркируют клеймением с углубленными знаками и нанесением обозначения класса прочности c товарным знаком производителя на безрезьбовом участке шпильки. Маркировке подлежат шпильки классов прочности 5.6, 8.8 и выше.

Гайки

Класс прочности для гаек из углеродистых сталей нормальной высоты (Н≈0,8d), гаек высоких (Н≈1,2d) и особо высоких (Н≈1,5d) обозначается одним числом. Утверждённый прочностной ряд содержит семь классов прочности:

4; 5; 6; 8; 9; 10; 12

Это число обозначает 1/100 часть предела прочности болта с которым в паре должна компоноваться гайка в резьбовом соединении. Такое сочетание болта и гайки называется рекомендуемым и позволяет равномерно распределить нагрузку в резьбовом соединении.

Например, гайка класса прочности 8 должна компоноваться с болтом, у которого предел прочности не менее, чем:

8 х 100 = 800 МПа (или 800 Н/мм²; или ≈80 кгс/мм²)

Следовательно, можно использовать болты классов прочности 8.8; 9.8; 10.9; 12.9 — оптимальной будет пара с болтом класса прочности 8.8.

Классы прочности и марки сталей для гаек нормальной высоты, гаек высоких и гаек особо высоких

Класс прочности	Марка стали	Граница прочности, МПа	Твердость по Бринеллю, HB
4	Ст3кп, Ст3сп, Ст.5, Ст.5кп, Ст.20	510	112…288
5	Ст.10, Ст.10кп, Ст.20, Ст.20кп	520…630	124…288
6	Ст.10, Ст.10кп, Ст.20, Ст.20кп, Ст.35, ст.45, ст.40Х	600…720	138…288
8	Ст.35, Ст.45, Ст.20Г2Р, Ст.40Х	800…920	162…288
9	Ст.35Х, Ст.38ХА, Ст.45, Ст.40Х	1040…1060	180…288
10	Ст.35Х, Ст.38ХА, Ст.45, Ст.40Х, Ст.30ХГСА, Ст.40ХНМА	900…920	260…335
12	Ст.30ХГСА, Ст.40ХНМА	1150…1200	280…335

Правило подбора гаек к болтам заключается в сохранении целостности резьбы гайки, навинченной на болт, при приложении пробной испытательной нагрузки — попросту говоря, при испытаниях гайку не должно «сорвать» от испытательной нагрузки для выбранного болта.

При подборе классов прочности болтов и гаек, сопрягаемых в резьбовом соединении, можно пользоваться следующей таблицей согласно ГОСТ 1759.4-87:

Класс прочности гайки	Сопрягаемые болты
Класс прочности гайки	Класс прочности	Диаметр резьбы
4	3.6; 4.6; 4.8	до М16
5	3.6; 4.6; 4,8	свыше M16
5	5.6; 5.8	до М48
6	4.6; 4.8; 5.6; 5.8; 6.6; 6.8	до М48
8	8.8	до М48
9	8.8	от М16 до М48
9	9.8	до M16
10	10.9	до М48
12	12.9	до М48

Как правило, гайки высших классов прочности могут заменить гайки низших классов прочности. Такая замена рекомендуется для соединений «болт + гайка», напряжение в которых будет выше предела текучести, или напряжения от пробной нагрузки болта.

Классы прочности и марки сталей для гаек низких

По причине того, что низкие шестигранные гайки предназначены, в основном, для препятствия отвинчиванию сопрягаемых шестигранных гаек нормальной или увеличенной высоты, и не несут силовой нагрузки — их изготавливают из низкоуглеродистых сталей. Класс прочности низкой гайки обозначается двузначным числом из двух цифр: первая — 0 (обозначает, что гайка не предназначена для несения силовой нагрузки), вторая 4 или 5 (обозначает 1/100 часть нагрузки, при которой срывается резьба гайки). Прочностной ряд для низких гаек состоит из двух классов прочности: 04 и 05

Также существует группа особо низких гаек с высотой Н менее 0,5d. В эту группу включены гайки для лёгких соединений, которые не подвергаются каким-либо существенным нагрузкам. Для таких гаек не определяется класс прочности — вместо этого может быть указана 1/10 часть от минимальной твёрдости по Виккерсу, HV.

В следующей таблице приведены марки сталей, используемые при изготовлении низких гаек:

Класс прочности	Марка стали	Граница прочности, МПа	Твердость по Бринеллю, HB
04	Ст.3, Ст.3кп, Ст.5, Ст.5кп	380	162…288
05	Ст.10, Ст.10кп	500	260…335

Значками помечено в таблице:

* для номинальных диаметров до 16 мм.
** для номинальных диаметров свыше16 мм.

Совместно с высокопрочными болтами узкоотраслевого применения, имеющими свою градацию прочности, применяются соответствующие высокопрочные гайки. Например, с уже упомянутыми «мостовыми болтами» по ГОСТ 22353-77 и ГОСТ Р 52644-2006 применяются гайки с увеличенным размером «под ключ» по стандартам ГОСТ 22354-77 и ГОСТ Р 52645-2006.

Прочность гаек согласно этих стандартов обозначается таким же значением, как у сопрягаемого болта — значением временного сопротивления на разрыв (границы прочности) в кгс/см²: 110, 95, 75 и т.д. Такие гайки, как и болты могут производиться в двух исполнениях:

Исполнение У — для климатических областей с максимально низкой температурой до -40⁰С — буква У не обозначается в маркировке
Исполнение ХЛ — для климатических областей с максимально низкой температурой от -40⁰С до -65⁰С — обозначается в маркировке на головке болта после класса прочности

Резьба сопрягаемых болтов	Марка стали болта	Класс прочности гайки	Граница прочности, МПа (кгс/см²)	Марка стали гайки	Твердость по Бринеллю, HB
М16…М27	Ст. 40Х Селект	110	1100 (110)	Ст. 35, Ст.40, Ст.45, Ст. 35Х, Ст.40Х	241…341
М30		95	950 (95)		229…341
М36		75	750 (75)
М42		65	650 (65)
М48		60	600 (60)

В производстве высокопрочных гаек по данным стандартам используются также стали 30Х3МФ, 30Х2АФ и 30Х2НМФА совместно с болтами из соответствующих сталей. Применение таких сталей позволяет добиться ещё более высокой прочности гаек.

Маркировка шестигранных гаек

Маркируют гайки с диаметром резьбы более 6 мм. Знаки маркировки наносят на одну из торцевых поверхностей. Гайки наименьшего класса прочности 4 не маркируют.

В некоторых технически обоснованных случаях допускается наносить маркировку на боковых поверхностях (гранях) гайки.

Знаки должны быть углубленными.

Допускается маркировка гаек по системе циферблата. Такая система используется в основном на гайках малых размеров, когда для цифровых знаков просто нет места. При этом способе маркировка наносится:

углубленными знаками на торцевой поверхности — точка на 12 часов и риски по окружности боковой поверхности
выпуклыми или углубленными знаками на фасках — точка на 12 часов и риски по окружности наклонной поверхности фасок

Соответствие маркировки с классом прочности гайки приведено на схеме:

Точка на 12 часов может быть заменена товарным знаком производителя. В гайках класса прочности 12 точка обязательно должна быть заменена на товарный знак производителя, чтобы избежать визуального слияния с риской на 12 часов.

Прочность шайб

В отличие от болтов и гаек, которые имеют классы прочности обозначаемые количественно цифрами, исходя из показателей прочности на разрыв и пластичности, шайбы несут нагрузки на сжатие, кручение, срез и, в основном, призваны распределить нагрузку в болтовом соединении на большую площать. В таком случае для шайб определяющим параметром является поверхностная твёрдость, и ко всем видам шайб предъявляются требования по твердости. Если речь идёт о классе прочности шайб, то подразумевается именно твердость шайб.

По аналогии с болтами, винтами и гайками многие называют твердость у шайб их классом прочности.
Класс прочности (твердость) шайб может измеряться и обозначаться в различных единицах — в зависимости от метода измерения твёрдости: методы измерения бывают по Виккерсу, по Роквеллу и по Бринеллю. Размеры, наличие защитного покрытия и в обязательном порядке твердость определяют сферу применения шайб в различных условиях работы.
Наиболее распространён метод Виккерса — шайбы могут иметь твёрдость по Виккерсу от 100 единиц до 400, и обозначаются HV100, HV200, HV300 и т.д. По Роквеллу твёрдость обозначается HRC, по Бринеллю НВ.

Сталь углеродистая (ст.3сп)

Область применения: применяется для клепаных, болтовых, сварных металлоконструкций

ГОСТ: 16523-97, 14637-89, 19903-74, 19904-90.
Размер листов: 2,0×1000×2000÷2200 мм и 2,5÷8,0×710-1250×1420÷3000 мм
Характер кромки: обрезная с двух сторон, возможен выпуск листов обрезных с 4-х сторон размерами 2,0÷8,0×1000×2000÷2100 мм

Химический состав в соответствии с ГОСТ 380-94

Марка стали	Приближенный зарубежный аналог		Массовая доля элементов, %
	DIN	EN	Углерод	Марганец	Кремний	Сера	Фосфор
Ст3сп	1.0038 Rst37-2	S235JRG2 (Fe360BFN)	0.14-0.22	0.40-0.65	0.15-0.30	£0.050	£ 0.040

Механические свойства ГОСТ 14637-89

Марка стали	Временное сопротивление sв, Н/мм2 (кгс/мм2)	Предел текучести sт, Н/мм2 (кгс/мм2), для толщин, мм			Относительное удлинение d5, %, для толщин, мм
		до 20	свыше 20 до 40	Свыше 40 до 100	до 20	Свыше 20 до 40	свыше 40
		не менее
Ст3сп	370-480 (38-49)	245 (25)	235 (24)	225 (23)	26	25	23

Сталь марки 09Г2С — Металлургическая компания

Описание стали 09Г2С: Чаще всего прокат из данной марки стали используется для разнообразных строительных конструкций благодаря высокой механической прочности, что позволяет использовать более тонкие элементы чем при использовании других сталей. Устойчивость свойств в широком температурном диапазоне позволяет применять детали из этой марки в диапазоне температур от -70 до +450 С. Также легкая свариваемость позволяет изготавливать из листового проката этой марки сложные конструкции для химической, нефтяной, строительной, судостроительной и других отраслей. Применяя закалку и отпуск изготавливают качественную трубопроводную арматуру. Высокая механическая устойчивость к низким температурам также позволяет с успехом применять трубы из 09Г2С на севере страны.

Также марка широко используется для сварных конструкций. Сварка может производиться как без подогрева, так и с предварительным подогревом до 100-120 С. Так как углерода в стали мало, то сварка ее довольно проста, причем сталь не закаливается и не перегревается в процессе сварки, благодаря чему не происходит снижение пластических свойств или увеличение ее зернистости. К плюсам применения этой стали можно отнести также, что она не склонна к отпускной хрупкости и ее вязкость не снижается после отпуска. Вышеприведенными свойствами объясняется удобство использования 09Г2С от других сталей с большим содержанием углерода или присадок, которые хуже варятся и меняют свойства после термообработки. Для сварки 09Г2С можно применять любые электроды, предназначенные для низколегированных и малоуглеродистых сталей, например Э42А и Э50А. Если свариваются листы толщиной до 40 мм, то сварка производится без разделки кромок. При использовании многослойной сварки применяют каскадную сварку с током силой 40-50 Ампер на 1 мм электрода, чтобы предотвратить перегрев места сварки. После сварки рекомендуется прогреть изделие до 650 С, далее продержать при этой же температуре 1 час на каждые 25 мм толщины проката, после чего изделие охлаждают на воздухе или в горячей воде – благодаря этому в сваренном изделии повышается твердость шва и устраняются зоны напряженности.

Свойства стали 09Г2С: сталь 09Г2 после обработки на двухфазную структуру имеет повышенный предел выносливости; одновременно примерно в 3—3,5 раза увеличивается число циклов до разрушения в области малоцикловой усталости.

Упрочнение ДФМС(дфухфазные ферритно-мартенситные стали) создают участки мартенсита: каждый 1 % мартенситной составляющей в структуре повышает временное сопротивление разрыву примерно на 10 МПа независимо от прочности и геометрии мартенситной фазы. Разобщенность мелких участков мартенсита и высокая пластичность феррита значительно облегчают начальную пластическую деформацию. Характерный признак ферритно-мартенситных сталей — отсутствие на диаграмме растяжения плошадки текучести. При одинаковом значении общего (δ_общ) и равномерного (δ_р) удлинения ДФМС обладают большей прочностью и более низким отношением σ_0,2/σ_в (0,4—0,6), чем обычные низколегированные стали. При этом сопротивление малым пластическим деформациям (σ_0,2) у ДФМС ниже, чем у сталей с ферритно-перлитной структурой.

При всех уровнях прочности все показатели технологической пластичности ДФМС (σ_0,2/σ_в, δ_р, δ_общ, вытяжка по Эриксену, прогиб, высота стаканчика и т. д.), кроме раздачи отверстия, превосходят аналогичные показатели обычных сталей.

Повышенная технологическая пластичность ДФМС позволяет применять их для листовой штамповки деталей достаточно сложной конфигурации, что является преимуществом этих сталей перед другими высокопрочными сталями.

Сопротивление коррозии ДФМС находится на уровне сопротивления коррозии сталей для глубокой вытяжки.

ДФМС удовлетворительно свариваются методом точечной сварки. Предел выносливости при знакопеременном изгибе составляет для сварного шва и основного металла (σ_в = 550 МПа) соответственно 317 и 350 МПа, т. е. 50 и 60 % о_в основного металла.

В случае применения ДФМС для деталей массивных сечений, когда необходимо обеспечить достаточную прокаливаемость, целесообразно использовать составы с повышенным содержанием марганца или с добавками хрома, бора и т. д.

Экономическая эффективность применения ДФМС, которые дороже низкоуглеродистых сталей, определяется экономией массы деталей (на 20—25%). Применение ДФМС в некоторых случаях позволяет исключить упрочняющую термическую обработку деталей, например высокопрочных крепежный изделий, получаемых методом холодной высадки.

Сталь 45 | ТД СпецСплав

Характеристика материала 45

Марка:	45
Заменитель:	40Х, 50, 50Г2
Классификация:	Сталь конструкционная углеродистая качественная
Применение:	вал-шестерни, коленчатые и распределительные валы, шестерни, шпиндели, бандажи, цилиндры, кулачки и другие нормализованные, улучшаемые и подвергаемые поверхностной термообработке детали, от которых требуется повышенная прочность.
ГОСТ	ГОСТ 1050-88

Химический состав в % стали 45

C	Si	Mn	Ni	S	P	Cr	Cu	As
0.42 – 0.5	0.17 – 0.37	0.5 – 0.8	до 0.25	до 0.04	до 0.035	до 0.25	до 0.25	до 0.08

Температура критических точек стали 45

Ac₁ = 730 , Ac₃(Ac_m) = 755 , Ar₃(Arc_m) = 690 , Ar₁ = 780 , Mn = 350

Механические свойства при Т=20

^oС стали 45

Сортамент	Размер	Напр.	s_в	s_T	d₅	y	KCU	Термообр.
–	мм	–	МПа	МПа	%	%	кДж / м²	–
Лист горячекатанного	80		590		18			Состояние поставки
Полоса горячекатаного	6 – 25		600		16	40		Состояние поставки
Поковки	100 – 300		470	245	19	42	390	Нормализация
Поковки	300 – 500		470	245	17	35	340	Нормализация
Поковки	500 – 800		470	245	15	30	340	Нормализация

Твердость стали 45

Твердость материала 45 горячекатанного отожженного	HB 10^-1 = 170 МПа
Твердость материала 45 калиброванного нагартованного	HB 10^-1 = 207 МПа

Физические свойства материала 45

T	E 10^{– 5}	a 10⁶	l	r	C	R 10⁹
Град	МПа	1/Град	Вт/(м·град)	кг/м³	Дж/(кг·град)	Ом·м
20	2			7826
100	2.01	11.9	48	7799	473
200	1.93	12.7	47	7769	494
300	1.9	13.4	44	7735	515
400	1.72	14.1	41	7698	536
500		14.6	39	7662	583
600		14.9	36	7625	578
700		15.2	31	7587	611
800			27	7595	720
900			26		708
T	E 10^{– 5}	a 10⁶	l	r	C	R 10⁹

Технологические свойства материала 45

Свариваемость:	трудносвариваемая.
Флокеночувствительность:	малочувствительна.
Склонность к отпускной хрупкости:	не склонна.

Обозначения:

Механические свойства :
s_в	– Предел кратковременной прочности , [МПа]
s_T	– Предел пропорциональности (предел текучести для остаточной деформации), [МПа]
d₅	– Относительное удлинение при разрыве , [ % ]
y	– Относительное сужение , [ % ]
KCU	– Ударная вязкость , [ кДж / м²]
HB	– Твердость по Бринеллю , [МПа]

Физические свойства :
T	– Температура, при которой получены данные свойства , [Град]
E	– Модуль упругости первого рода , [МПа]
a	– Коэффициент температурного (линейного) расширения (диапазон 20^o – T ) , [1/Град]
l	– Коэффициент теплопроводности (теплоемкость материала) , [Вт/(м·град)]
r	– Плотность материала , [кг/м³]
C	– Удельная теплоемкость материала (диапазон 20^o – T ), [Дж/(кг·град)]
R	– Удельное электросопротивление, [Ом·м]

Свариваемость :
без ограничений	– сварка производится без подогрева и без последующей термообработки
ограниченно свариваемая	– сварка возможна при подогреве до 100-120 град. и последующей термообработке
трудносвариваемая	– для получения качественных сварных соединений требуются дополнительные операции: подогрев до 200-300 град. при сварке, термообработка после сварки – отжиг

Влияние растворенных веществ Gd на твердость и предел текучести сплавов Mg

Аннотация

Исследован относительный вклад отдельных механизмов упрочнения в предел текучести сплавов Mg – 0–15 мас.% Gd. Сплавы с разным размером зерна получали добавлением Zr и горячей экструзией. Твердость и предел текучести при растяжении / сжатии были испытаны на сплавах после обработки твердого раствора и экструзии. Константы Холла-Петча были рассчитаны с использованием данных о твердости и растяжении / сжатии.Результаты показали, что твердость сплавов Mg – Gd с одинаковым содержанием Gd и разным размером зерна была практически одинаковой, что указывает на то, что размер зерна мало влияет на твердость. Твердость линейно возрастала с увеличением содержания Gd (d H _v / d c ≈25 кг · мм ⁻² / ат.% Gd). Пределы текучести при растяжении и сжатии повышаются с увеличением содержания Gd для всех сплавов в различных условиях. Кроме того, асимметрия текучести при растяжении / сжатии (t / c) экструдированных сплавов уменьшалась с увеличением содержания Gd.Большой коэффициент асимметрии текучести (1,77) наблюдался для чистого Mg, и с увеличением содержания Gd это значение уменьшалось до 1. С увеличением прочности на разрыв коэффициент интенсивности напряжений ky уменьшался с 0,27 МПа · м ^1/2. для сплава Mg – 2 мас.% Gd до 0,19 МПа м ^1/2 для сплава Mg – 5 мас.% Gd, затем увеличилось до 0,29 МПа м ^1/2 для сплава Mg – 15 мас.% Gd. Однако ky линейно увеличивалась от 0,16 до 0,31 МПа при испытании на сжатие. Влияние упрочнения зерна было устранено, а предел текучести при растяжении и сжатии линейно увеличивался с c ⁿ, где c — концентрация атомов Gd, а n = 1/2 или 2/3.

Ключевые слова

Сплав Mg – Gd

Упрочнение твердого раствора

Твердость

Предел текучести

Рекомендуемые статьи Цитирующие статьи (0)

Цитирующие статьи

Исследование физических и механических свойств волокон конопли

В этой статье представлены результаты экспериментов, проведенных для оценки различных физических и механических свойств волокон конопли.Изучение этих свойств имеет жизненно важное значение для сравнения с аналогичными свойствами синтетических волокон и для оценки пригодности волокон конопли для использования в качестве армирующих материалов в композитных материалах. Было обнаружено, что свойства волокон конопли достаточно хороши для использования в качестве армирующих материалов в композитных материалах. Однако проблемы относительно высокого содержания влаги в волокнах, изменчивости свойств волокна и относительно плохой межфазной прочности волокна / матрицы были определены как факторы, которые могут снизить эффективность использования этих волокон.

1. Введение

Волокна конопли находят все более широкое применение в качестве армирующих материалов в композитных материалах, часто заменяя стекловолокно. Эти волокна, содержащиеся в лубе конопли, обладают удельной прочностью и жесткостью, сравнимыми со стекловолокном. Физические и механические свойства этих волокон все еще исследуются.

Одно из этих свойств — термическое разложение при повышенных температурах. Натуральные волокна представляют собой гетерогенные смеси органических материалов, и термическая обработка при повышенных температурах может привести к различным физическим и химическим изменениям.Физические изменения связаны с энтальпией, массой, цветом, прочностью, кристалличностью и ориентацией угла микрофибрилл [1]. Химические изменения связаны с разложением различных химических компонентов. Температура начала разложения различна для разных натуральных волокон. Термогравиметрический анализ (ТГА) джутовых волокон показывает, что они начинают разлагаться при 240 ° C [2]. Для льняного волокна было показано [3], что разложение начинается при температуре чуть выше 160 ° C.

Было показано [1], что термическая деструкция натуральных волокон обычно происходит в два этапа: одна при температуре в диапазоне 220–280 ° C, а другая в диапазоне 280–300 ° C.Первый диапазон связан с разложением гемицеллюлозы, тогда как второй диапазон связан с разложением целлюлозы и лигнина. Для волокон конопли Prasad et al. [4] показали, что нагревание волокон от 160 ° C до 260 ° C приводит к размягчению лигнина, что приводит к раскрытию пучков волокон на отдельные волокна. Эффект был более выражен для волокон, нагретых на воздухе, чем для волокон в инертной (азотной) среде.

Термическое разложение натуральных волокон приводит к изменению запаха и цвета и ухудшению механических свойств натуральных волокон.Sridhar et al. [5] сообщили о 60% снижении прочности на разрыв джутовых волокон, нагретых в вакууме при 300 ° C в течение двух часов. Гонсалес и Майерс [6] сообщили об ухудшении механических свойств древесной муки при воздействии температурного диапазона от 220 до 260 ° C в течение до 68 часов. В другом исследовании было обнаружено, что прочность волокон льна и рами снижается до 41% и 26%, соответственно, после термообработки, в зависимости от применяемой температуры [7]. Wielage et al. [3] сообщили, что прочность на разрыв льняных волокон постепенно снижается после воздействия высоких температур в течение одного часа.Сообщалось, что с 700 МПа без термообработки прочность снизилась до 530 МПа при 180 ° C, 380 МПа при 200 ° C и 270 МПа при 220 ° C.

Были предприняты попытки улучшить термическую стабильность натуральных волокон путем прививки волокон мономерами. Акрилонитрил успешно используется для улучшения термической стабильности волокон джута [8] и сизаля [9].

Важным свойством натуральных волокон является их способность к растяжению. Свойства растяжения большинства натуральных волокон в настоящее время хорошо задокументированы.Возможно, наиболее обширное исследование свойств растяжения волокон конопли было предпринято Прасадом и Сайном [10], которые использовали волокна конопли различного диаметра, начиная от 4 мкм м до 800 мкм мкм, для испытаний на растяжение. Было обнаружено, что свойства при растяжении явно зависят от диаметра волокон, постепенно уменьшаясь с увеличением диаметра волокна. Это согласуется с общим наблюдением, также применимым к синтетическим волокнам, о том, что по мере уменьшения диаметра волокна количество дефектов в волокнах также уменьшается, что приводит к повышению свойств растяжения волокон.Волокна диаметром 4 мкм м имели средние значения прочности на разрыв и модуля упругости 4200 и 180 ГПа соответственно. Эти значения снизились до 250 МПа и 11 ГПа соответственно для волокон диаметром 66 мкм м. Для волокон диаметром 800 мкм м значения были всего лишь 10 МПа для прочности на разрыв и 2 ГПа для модуля упругости при растяжении.

Еще одно важное свойство, которое необходимо оценить, — это поверхностная энергия волокон конопли, которая напрямую связана с межфазным соединением волокна / матрицы.Поверхностная энергия твердого тела или жидкости является проявлением неуравновешенных молекулярных сил на поверхности [11]. Из-за этого дисбаланса они обладают дополнительной энергией на поверхности. В жидкостях эта избыточная энергия стремится уменьшить площадь поверхности до минимума, что приводит к поверхностному натяжению. В твердых телах из-за отсутствия подвижности на поверхности эта энергия не является непосредственно наблюдаемой и должна измеряться косвенными методами. Эти методы включают воздействие на твердое тело различных жидкостей, поверхностное натяжение которых известно, и измерение краевого угла смачивания.

За прошедшие годы были разработаны различные методы определения поверхностной энергии и смачиваемости волокон. К ним относятся сидячая капля, капиллярный подъем в силовом слое или сборках волокон, методы измерения давления воздуха, пластина Вильгельми, вращение пленки объема седиментации, обратная газовая хроматография и методы парового зонда [12]. Метод Вильгельми широко используется для определения поверхностной энергии натуральных волокон, и этот метод был использован в этом исследовании для определения поверхностной энергии волокон конопли.

Вильгельми связал направленную вниз силу, действующую на вертикальную пластину, когда она находится в контакте с жидкостью, с углом контакта между ними. Этот метод имеет очевидные ограничения для использования с натуральными волокнами из-за их шероховатой, неоднородной, неоднородной и впитывающей поверхности. Однако на данный момент это лучший метод определения поверхностной энергии натуральных волокон.

Межфазная прочность на сдвиг дает меру прочности связи волокна / матрицы.Межфазное соединение вызывает особую озабоченность в композитах из натуральных волокон. Поверхности из натуральных волокон имеют неровную форму, что теоретически должно улучшать межфазное сцепление между волокном и матрицей. Однако это компенсируется химической несовместимостью волокна и полимерной матрицы. Волокна имеют внешний восковой слой, обычно толщиной 3–5 мкм м, из жирных кислот, которые представляют собой длинноцепочечные алифатические соединения, несовместимые с обычными смолами, такими как полиэфир. Натуральные волокна полярны по своей природе, что также делает их несовместимыми с изначально неполярными полимерными матрицами.Эту проблему можно решить, подвергнув поверхность волокна физическим и химическим обработкам, чтобы сделать их более совместимыми с полимерными матрицами.

Чтобы измерить прочность межфазного соединения волокна и матрицы, были разработаны стандартные тесты. Обычно используются четыре метода измерения межфазной прочности [13]: отрыв, микротензия, микрокомпрессия и фрагментация. Метод вытягивания оказался лучшим с точки зрения понимания того, как поверхность раздела влияет на свойства композита, и этот метод был использован в данном исследовании для определения прочности на сдвиг на границе раздела волокон конопли в полиэфирной смоле.

2. Материалы и методы

Использовали нетканый мат из коротких волокон конопли с произвольной ориентацией, предоставленный JB Plant Fibers Ltd., Великобритания. На Рисунке 1 показан крупный план используемого мата из конопляного волокна.

2.1. Термическая обработка
Маты из конопляного волокна размером 250 мм × 200 мм подвергали термообработке в печи в течение 30 минут. Использовались три различных температуры: 100 ° C, 150 ° C и 200 ° C. Время обработки было выбрано 30 минут, поскольку этого было достаточно для удаления большей части влаги из волокон.Кроме того, хранение волокон в печи в течение более длительных периодов времени может быть экономически нецелесообразным при коммерческой эксплуатации.
2.2. Поверхностная энергия
Для определения свойств поверхности (поверхностная энергия и динамический контактный угол) волокон конопли использовался тензиометр KSV Sigma 700. Это модульный высокопроизводительный тензиометр с компьютерным управлением, который можно использовать для измерения различных свойств поверхности. Машина использовала программное обеспечение Win Sigma для записи и анализа данных.
Для измерения угла контакта необходимо использовать две жидкости, одну полярную и одну неполярную, с известным поверхностным натяжением. Для этого эксперимента использовались гексан и вода. Образец конопляного волокна длиной примерно 20 мм был вырезан и подвешен на балансировочном крюке машины с помощью ленты таким образом, чтобы волокно было перпендикулярно поверхности жидкости. Сосуд с исследуемой жидкостью был помещен на предметный столик. Волокно погружали в жидкость на глубину до 10 мм и вынимали.Когда волокно было погружено, программное обеспечение регистрировало силу во время продвижения и удаления частей цикла. Скорость движения волокна составляла 5 мм / мин. Данные для первого 1 мм погружения игнорировались. По мере продвижения испытания программное обеспечение измеряло силу на смоченную длину и силу на единицу смоченной длины за вычетом поправки на плавучесть, где плавучесть рассчитывалась с использованием объема погруженного волокна и плотности жидкости. Уравнение для измерения краевого угла смачивания дается следующим образом: где — поверхностное натяжение жидкости, — периметр волокна.Тест был повторен как для гексана, так и для воды.
Поскольку гексан является неполярной жидкостью, его контактный угол дает дисперсионную составляющую поверхностной энергии волокна конопли по следующему уравнению: где — дисперсионный компонент поверхностной энергии волокна конопли, а — поверхностная энергия гексана, выраженная как 18,4 мДж / м. Погружение волокна конопли в воду затем помогло найти полярную составляющую поверхностной энергии волокна конопли с помощью уравнения где — поверхностная энергия воды, — краевой угол смачивания воды.Все члены этого уравнения известны, кроме полярной составляющей поверхностной энергии волокна конопли, которую затем можно вычислить. Общая поверхностная энергия волокна конопли в этом случае является суммой дисперсионной и полярной составляющих поверхностной энергии.
2.3. Термическая характеристика
Термическая характеристика волокон конопли была проведена с использованием PerkinElmer Simporary Thermal Analyzer 6000. Устройство давало одновременные измерения и анализ изменения веса и теплового потока при повышении температуры.Машина использовала программное обеспечение «Pyris» для записи и анализа данных. В качестве инертной атмосферы использовался газообразный азот.
Волокна конопли весом приблизительно 12 мг были помещены в держатель образца, и машина была запущена. Температуру повышали со скоростью 10 ° C в минуту. Скорость потока газообразного азота составляла 20 мл в минуту. По мере повышения температуры программное обеспечение регистрировало изменения веса и теплового потока в волокнах конопли. Испытание было остановлено при температуре 450 ° C.
2.4. Свойства при растяжении
Испытания на растяжение отдельных волокон конопли проводились в соответствии с ASTM D3379-75, стандартным методом испытания на растяжение свойств при растяжении для высокомодульных однонитевых материалов. Пряди конопли были взяты из разных частей мата, и элементарные волокна конопли отделились от пряди руками. Волокна закрепляли на бумажных картах размером 45 мм × 20 мм. В центре карт были пробиты отверстия диаметром 11 мм, и волокна были закреплены на картах путем приклеивания с помощью эпоксидного клея.Были приняты меры к тому, чтобы волокна располагались точно в центре отверстий. Также было проверено, чтобы каждая карта содержала только одно волокно. Установленные волокна исследовали в оптическом микроскопе Reichert Jung MeF3 с прикрепленной камерой Olympus E330. Среднюю ширину волокон измеряли с помощью калиброванного окуляра. Были сняты пять различных значений ширины волокна по длине волокна, и их среднее значение использовалось при расчете свойств при растяжении.
Смонтированные волокна помещали в зажимы машины для испытаний на растяжение Instron 1162.Датчик нагрузки 50 Н был использован для измерения силы. Опорные стороны карт были отрезаны ножницами непосредственно перед началом испытания, и испытание проводили со скоростью 0,5 мм / мин. Поскольку было невозможно использовать экстензометр для измерения деформации волокон, удлинение волокна измерялось по смещению крейцкопфа испытательной машины. Средние свойства при растяжении были рассчитаны с использованием результатов не менее 20 волокон.
2,5. Прочность на межфазный сдвиг конопли / полиэфира
Испытания на прочность на межфазный сдвиг волокон конопли в полиэфирной смоле оценивали с помощью испытания на вытягивание одного волокна с использованием испытательной машины Instron 1162.Этот метод был аналогичен тому, который использовался для определения свойств при растяжении, за исключением того, что для крепления волокон на картах одна сторона волокон была закреплена с помощью эпоксидной смолы, а капля полиэфирной смолы упала на другую сторону волокна. После вытягивания волокна из полиэфирной смолы длину заделки измеряли с помощью передвижного микроскопа. Затем определяли предел прочности на межфазный сдвиг по формуле где — межфазная прочность на сдвиг, — сила при вытягивании, — средняя ширина волокон, — длина погруженных волокон.Интенсивность разрушения волокон из-за разрыва, а не выдергивания из смолы была высокой. Czigány et al. [14] указали на неотъемлемый недостаток использования этого метода для натуральных волокон. Поскольку капля смолы помещается на волокно без какого-либо давления, смола проникает в пустоты в элементарных волокнах в меньшей степени, чем когда смола пропитывает волокна под давлением прессования. Также ожидается, что нерегулярное поперечное сечение волокон повлияет на расчет прочности на сдвиг.
3. Результаты и обсуждение
3.1. Тепловые свойства
Волокна конопли, как и все натуральные волокна, содержат влагу, поскольку одна из их основных функций — перенос влаги и питательных веществ к различным частям растения. Целью этой части исследования было определение поведения волокон конопли при потере веса при хранении в эксикаторе и при воздействии повышенной температуры и, таким образом, определение равновесного содержания влаги в волокнах.
3.1.1. Потеря веса в эксикаторе
Потеря веса волокон конопли в эксикаторе наблюдалась путем выдерживания в эксикаторе образца волокон конопли, вырезанных из мата из конопляных волокон, при температуре 23 ° C и относительной влажности (RH) 50%. содержащего осушающий сульфат меди и регистрирующего изменения веса с течением времени. Результаты показаны на фиг. 2. Первоначально потеря веса происходит довольно быстро, так как влага в волокнах поглощается осушителем, но начинает стабилизироваться примерно через 1500 минут, поскольку количество влаги в волокнах начинает уменьшаться.Волокна потеряли почти 4% своего первоначального веса после выдержки в течение 7200 минут (примерно пять дней) в эксикаторе. На графике видно, что волокна не потеряли всю влагу, и они могут подвергаться воздействию повышенных температур, чтобы определить характер потери веса и равновесное содержание влаги в волокнах.

3.1.2. Потеря веса при повышенных температурах
Потеря веса волокон конопли при повышенных температурах наблюдалась путем выдерживания их в печи при постоянной температуре и регистрации их потери веса через различные интервалы времени.Четыре различных образца волокна конопли, каждый из которых кондиционировали при 23 ° C и относительной влажности 50%, хранили в печи при постоянных температурах 50 ° C, 100 ° C, 150 ° C и 200 ° C, а их характеристики потери веса не соответствовали время было записано. Результаты показаны на рисунках 3–6.

Для волокон, хранящихся при температуре 50 ° C, потеря влаги происходит намного быстрее, чем в эксикаторе. Как показано на рисунке 3, потеря влаги при 50 ° C начинает стабилизироваться примерно через 200 минут, когда волокна потеряли почти 4% влаги, так как количество влаги в волокнах начинает уменьшаться.Примерно через 1500 минут воздействия (примерно один день) волокна потеряли почти 4,5% от своего первоначального веса. График показывает, что воздействие на волокна конопли температуры 50 ° C, похоже, не приводит к полному удалению влаги после 1500 минут воздействия. Таким образом, следующим этапом было воздействие на волокна более высоких температур для определения в них равновесного содержания влаги.
Сравнение характеристик удержания веса волокон конопли при температуре 100 ° C и 150 ° C показано на рисунке 4.Воздействие на волокна конопли более высоких температур приводит к увеличению количества и скорости потери веса. Ясно, что волокна потеряли большую часть своего равновесного содержания влаги в течение 30 минут выдержки при 100 ° C и 150 ° C. Количество потерянной влаги стабилизировалось до равновесного значения, которое было различным для обеих температур. Волокна, подвергшиеся воздействию 100 ° C, потеряли около 8,3% от своего первоначального веса после 300 минут воздействия, тогда как волокна, подвергшиеся воздействию 150 ° C, потеряли около 10,2% от своего первоначального веса после 300 минут воздействия.
Об аналогичной потере влаги сообщили Гассан и Бледски [15] для джутовых волокон, высушенных в вакуумной печи. Волокна потеряли около 8% влаги в течение первых 45 минут выдержки при 100 ° C. После этого потеря влаги стабилизировалась и оставалась постоянной на уровне около 9% в течение 240 минут.
Потеря веса волокон конопли при температуре 200 ° C показана на рисунке 5. Поведение волокон конопли при температуре 200 ° C значительно отличается, поскольку между 150 ° C и 200 ° C начинается термическое разложение волокон конопли, которое включает физические и химические изменения в волокнах.Было показано [4], что нагревание волокон конопли выше 160 ° C приводит к размягчению лигнина, связующего материала в волокнах. Следовательно, потеря веса при этой температуре представляет собой комбинацию потери веса влаги и потери веса из-за термического разложения. Термическая деградация волокон проявлялась в выделении сажи и потемнении цвета волокон конопли из-за окисления. Волокна потеряли почти 13% своего первоначального веса после 180 минут выдержки при 200 ° C. Постоянное уменьшение остаточного веса показывает, что, хотя волокна потеряли почти всю влагу, они продолжают терять вес из-за термического разложения волокон.
Затем был проведен новый эксперимент, в котором образец волокна конопли, кондиционированный при 23 ° C и относительной влажности 50%, выдерживался в печи при повышении температуры, начиная с 40 ° C до 140 ° C (с интервалами в 10 ° C). ) в течение одного часа и регистрировали изменение веса образца. Время выдержки было выбрано один час, потому что, как показано на фиг. 3 и 4, волокна были близки к своему равновесному весу после термообработки в течение примерно одного часа при определенной температуре. Полученный график показан на рисунке 6.
График показывает, что выдерживание волокон конопли при повышенных температурах в течение одного часа приводит к постепенной потере влаги волокнами. При 140 ° C волокна потеряли почти всю (9%) свою первоначальную влажность, что согласуется с предыдущими результатами.
Эти результаты показали, что волокна конопли имели равновесное содержание влаги около 10% при хранении в стандартных условиях при 23 ° C и относительной влажности 50%. Это согласуется с величиной равновесного содержания влаги в волокнах конопли, сообщенной другими авторами [16, 17].Волокна конопли начинают термически разлагаться в диапазоне температур 150–200 ° C. Следовательно, любая тепловая обработка этих волокон должна ограничиваться примерно 150 ° C.
3.1.3. Термическое разложение при повышенных температурах
Термогравиметрический анализ все чаще используется для понимания термического поведения натуральных волокон, поскольку он дает точную меру термической стабильности натуральных волокон. На рис. 7 показаны кривые потери веса и дифференциальной потери веса волокон конопли при повышении температуры.Он показывает, что термическое разложение волокон конопли начинается при температуре около 150–200 ° C и ускоряется при температуре около 250 ° C. В своих исследованиях термического разложения волокон конопли Бакерманн и Пикеринг [18] сообщили, что температура начала разложения составляет 205 ° C. На кривой производной потери веса основной пик приходился на температуру около 360 ° C, что может быть связано с разложением целлюлозы. Это также было подтверждено кривыми теплового потока, показанными на рисунке 8.

На рисунке 8 показаны кривые теплового потока и производного теплового потока волокон конопли при повышении температуры.Кривая производного теплового потока показывает начальный пик при температуре около 50 ° C, что соответствует потере массы влаги. Второй пик примерно при 270 ° C можно отнести к разложению гемицеллюлозы или пектина. Третий пик при температуре около 360 ° C может быть отнесен к разложению целлюлозы, и он снова хорошо соответствует пику на кривой производной потери веса на фиг.7. Небольшой пик при температуре около 400 ° C может быть отнесен к окислительному разложению обугленного остатка.
Из своих исследований термического разложения волокон конопли Уджай и Шанкс [19] сообщили о том, что аналогичные четыре пика существуют на кривых дифференциального теплового потока.Температура, соответствующая этим четырем пикам, составляла 50–160, 250–320, 390–400 и 420 ° C. На основании своих исследований тепловых свойств волокон конопли Troedec et al. [20] сообщили, что температура, соответствующая разложению гемицеллюлозы и пектина, составляла 320–370 ° C, а температура разложения целлюлозы — 390–420 ° C.
3.2. Свойства при растяжении
Определение свойств при растяжении волокон конопли имеет жизненно важное значение, поскольку оно дает меру того, насколько можно ожидать улучшения механических свойств, когда волокна включены в полимерную матрицу.Чувствительность волокон конопли к содержанию влаги была подчеркнута в вышеупомянутых экспериментах. Изменение содержания влаги может повлиять на свойства волокон при растяжении. Таким образом, волокна, испытанные на свойства при растяжении, были уравновешены при 23 ° C и 50% относительной влажности (RH) перед испытанием.
Оценка свойств растяжения натуральных волокон не является простой задачей из-за переменного поперечного сечения волокон. Изображение поперечного сечения одного такого волокна, использованного в данном исследовании, полученное с помощью сканирующего электронного микроскопа, показано на рисунке 9 (а).Из рисунка ясно, что то, что невооруженным глазом кажется единичным волокном, на самом деле представляет собой пучок волокон, состоящий из ряда конечных волокон или клеток, в данном случае пяти или шести. Такое расположение ячеек делает поперечное сечение пучка волокон более многоугольным, чем круглым, что также показано на рисунке 9 (b). Для этого конкретного пучка волокон среднее поперечное сечение оказалось равным 20 мкм м на 80 мкм мкм. Свободные волокна, показанные на рисунках 9 (c) и 9 (d), также дают понять, что поперечное сечение почти всех волокон является многоугольным.Было показано, что подобное многоугольное поперечное сечение существует для льняных волокон [21], которые также являются лубяными волокнами, такими как пенька. Следовательно, если взять среднюю ширину волокон и использовать ее в качестве среднего диаметра, можно получить ошибочные результаты при оценке свойств волокон при растяжении.
Таким образом, для расчета прочности на растяжение использовались два разных вида измерений. В первом случае пять различных измерений ширины были выполнены по длине пучка волокон, и их среднее значение использовалось, предполагая, что оно приблизительно соответствует среднему диаметру пучка волокон.Во втором случае использовались максимальное и минимальное значения ширины, предполагая, что они аппроксимируют ширину и ширину многоугольного поперечного сечения пучка волокон. В таблице 1 показаны результаты свойств при растяжении для обоих рассматриваемых типов поперечных сечений. Средняя ширина волокон (круговой размер) была рассчитана и составила мкм м. Цифры в скобках — стандартные отклонения. Эти значения ниже, чем у стекловолокна, но все же достаточно хороши, чтобы их можно было использовать в качестве армирующих материалов в композитных материалах.Любая секция мата из конопляного волокна будет содержать волокна различного поперечного сечения и, следовательно, различных свойств при растяжении. Ожидается, что некоторые из волокон с меньшей шириной будут приближаться к свойствам растяжения стекловолокна, как показали Прасад и Сайн [10]. Эти значения хорошо согласуются с указанными ими значениями для волокон конопли при диаметре волокна 66 мкм, м и 250 МПа и 11 ГПа для прочности на разрыв и модуля упругости при растяжении, соответственно.
9, 9024 Расчеты показали, что К счастью, разница свойств для обоих типов расчетов составляет всего около 10%. Трудно сказать, какой метод точнее другого. Изменчивость свойств при растяжении очевидна из больших значений стандартного отклонения, чего и следует ожидать от натуральных волокон.При расчете деформации не учитывалась податливость в машине, которая имеет тенденцию к перерасчету деформации и, следовательно, к занижению модуля упругости волокон. Silva et al. [22] показали из своих исследований по испытанию сизалевых волокон на растяжение, что учет податливости машины приводит к более высоким значениям модуля упругости, чем значения, рассчитанные без учёта податливости машины.
Несмотря на зависимость свойств при растяжении от ширины волокон, большинство авторов не упоминают ширину, при которой рассчитывались свойства волокна при растяжении.Кроме того, большинство авторов называют диаметр волокна основным параметром, хотя на самом деле они имеют в виду ширину волокна.
Зависимость прочности волокна от ширины волокна наблюдалась для волокон, используемых для испытаний на растяжение в этом исследовании, как показано на Рисунке 10. Прочность волокна обратно пропорциональна ширине волокна, показывая, что ширина волокна и, следовательно, количество дефектов в волокно увеличивается, прочность волокна уменьшается.

Типичная кривая растяжения пенькового волокна при испытании на растяжение показана на рисунке 11.Кривая оказалась почти линейной на протяжении всего теста. Пикеринг и др. [23] сообщили о значительном изменении кривых напряжения-деформации для волокон конопли при испытаниях на растяжение, при этом некоторые волокна демонстрируют деформационное упрочнение и пластическое течение, а также линейно-упругие свойства. В этом исследовании все протестированные волокна показали приблизительно линейное упругое поведение.

3.3. Поверхностная энергия
Всего для оценки поверхностной энергии использовали пять волокон. Для сравнения также оценивалась поверхностная энергия стекловолокна мата из рубленых прядей (CSM).В таблице 2 приведены значения поверхностной энергии волокон с точки зрения их полярной и дисперсионной составляющих. Цифры в скобках — стандартные отклонения.
Поперечное сечение волокна Прочность Модуль Напряжение до разрушения
(МПа) (GPa6 (GPa6) (GPa6 9019) (GPa6) Циркуляр 277 (191) 9.5 (5,7) 2,3 (0,8)
Многоугольный 244 (196) 8,6 (5,9) 2,3 (0,8)

(6,5196)
Полярный Дисперсный Всего
Пенька 20,5
Стекло 18,44 (6,45) 3.05 (1,88) 21,49 (7,63)
Поверхностная энергия волокон конопли очень похожа на поверхностную энергию ненасыщенной полиэфирной смолы, 35 мДж / м ² [24]. Величина поверхностной энергии волокон конопли аналогична той, о которой сообщают другие исследователи. Балтазар-и-Хименес и Бисмарк [25] определили, что поверхностное натяжение волокна конопли составляет 31 мДж / м ². Гулати и Сайн [26] с помощью обратной газовой хроматографии определили дисперсионный компонент поверхностной энергии волокон конопли при 40 ° C, равный 38 мДж / м ².Для ненасыщенной полиэфирной смолы это значение составило 40 мДж / м ². Park et al. [27] определили поверхностную энергию волокна конопли, используя технику пластин Вильгельми. Полярная и дисперсионная составляющие составляли 15,2 и 20,0 мДж / м ² соответственно для полной поверхностной энергии 35,2 мДж / м ². Для джутовых волокон эти значения составили 8,8, 20,7 и 29,5 мДж / м ² соответственно. Ван де Велде и Кикенс [28] использовали тот же метод для определения поверхностной энергии льняных и стеклянных волокон.Максимальная поверхностная энергия для льняного волокна составила 36 мДж / м ². Максимальное значение поверхностной энергии для стекловолокна составило 41,64 мДж / м ².
Хорошее межфазное соединение волокна / матрицы является предпочтительным, когда поверхностная энергия волокна значительно превышает поверхностную энергию матрицы. Сходные значения поверхностной энергии волокна конопли и ненасыщенной полиэфирной смолы подразумевают, что можно ожидать относительно плохого межфазного связывания между ними. Полярный компонент поверхностной энергии больше, чем дисперсионный компонент, что согласуется с полярной природой волокон конопли.Эта полярная природа также будет препятствием для хорошего межфазного связывания с неполярной полимерной матрицей. Количественным показателем межфазного сцепления между волокном и матрицей является прочность на межфазный сдвиг, которую оценивали далее.
3.4. Прочность на межфазный сдвиг конопляного полиэстера
Прочность на межфазный сдвиг (IFSS) — еще одна важная мера межфазного соединения волокна / матрицы. Предел прочности на сдвиг на границе раздела волокон конопли в ненасыщенной полиэфирной смоле оценивали в испытании на вытягивание одного волокна, и результаты показаны в таблице 3.Для тестирования использовалось не менее 20 волокон, а числа в скобках — стандартные отклонения.
(Н)
Межфазное сопротивление сдвигу (МПа) 1,9 (1,3)
Усилие на выдергивании
019 волокна (м) 33 (7,5)
Длина заделанного волокна (мм) 0,68 (0.24)
Было указано [29], что неоднородный диаметр натуральных волокон может дать ненадежные результаты для IFSS при использовании этого метода, о чем свидетельствует большой разброс результатов ( высокие стандартные отклонения). Следовательно, любые значения, полученные с помощью этого метода, следует рассматривать как приблизительную меру прочности на межфазный сдвиг, а не как высокоточные значения.
Это значение прочности на межфазный сдвиг согласуется со значением, указанным другими авторами для натуральных волокон в полимерной матрице.Czigány et al. [14] определили предел прочности на межфазный сдвиг конопляного волокна (средний диаметр 113 мкм м) в полипропилене, который должен быть в биоразлагаемом полимере MaterBi, и в биоразлагаемом полимере PuraSorb должен быть. Baltazar-y-Jimenez et al. [30] сообщили о прочности на межфазный сдвиг волокон конопли в матрице ацетат-целлюлоза-бутират. Хилл и Абдул-Халил [31] сообщили о прочности на межфазный сдвиг волокон масличной пальмы в полиэфирной смоле и волокон кокосового волокна в полиэфирной смоле. Sanadi et al.[32] сообщили, что прочность на сдвиг на границе раздела между пенькой и полиэфиром составляет 4,34 МПа.
В литературе указан диапазон значений прочности на сдвиг на границе раздела для стекловолокна в полиэфирной смоле. В одном исследовании [13] сообщается о значениях IFSS 10 и 12 МПа для стекловолокна с покрытием из полиэфирной смолы. Принимая во внимание эти значения, IFSS волокон конопли в полиэфирной смоле значительно ниже, что неудивительно, учитывая их несовместимость с полимерными смолами.
4.Выводы
Были оценены различные физические и механические свойства волокон конопли, чтобы оценить их пригодность для использования в качестве армирующих материалов в композитных материалах. Было обнаружено, что содержание влаги в волокнах конопли, уравновешенных при 23 ° C и относительной влажности 50%, составляет около 10%. Это высокое содержание влаги может быть основным фактором относительно высокого содержания пустот в композите, изготовленном из этих волокон. Термическое разложение волокон конопли начинается при температуре чуть выше 150 ° C. Разложение гемицеллюлозы и пектина происходило при температуре около 260 ° C, а разложение целлюлозы — при температуре около 360 ° C.
Поперечное сечение волокон конопли, использованных в этом исследовании, оказалось более многоугольным, чем круглым по форме. Были оценены растяжимые свойства волокон конопли со средней шириной волокна мкм м. Предел прочности на разрыв был оценен при МПа, модуль растяжения при ГПа и деформация до разрушения при. Большой разброс свойств при растяжении подчеркивает изменчивость свойств волокон конопли, что является одним из их основных недостатков по сравнению с синтетическими волокнами. Было обнаружено, что растяжимые свойства волокон конопли достаточно хороши для использования в качестве арматуры в композитных материалах.
Поверхностная энергия волокон конопли была оценена на уровне 32,8 мДж / м ², что выше, чем у стеклянных волокон при 21,5 мДж / м ², но ниже, чем у ненасыщенной полиэфирной смолы, описанной в литературе. Ожидалось, что сходство поверхностных энергий между коноплей и полиэстером приведет к относительно плохой межфазной связи между ними. Это было подтверждено при испытании прочности на сдвиг на границе раздела отдельных волокон между коноплей и полиэфиром, которая была ниже, чем указано в литературе для стекловолокна и полиэстера.
Конфликт интересов
Автор заявляет об отсутствии конфликта интересов.
Глава 3 — Бетон со сверхвысокими характеристиками: современный отчет для сообщества мостов, июнь 2013 г.
ГЛАВА 3. МЕХАНИЧЕСКИЕ СВОЙСТВА
В этой главе собрана информация о различных механических свойствах, которые имеют отношение к конструктивному проектированию компонентов UHPC.
Важно отметить, что дисперсия и ориентация волоконной арматуры являются критическими параметрами, которые влияют на механическое поведение UHPC.Волоконное армирование служит для сопротивления растягивающим напряжениям в компоненте UHPC как до, так и после растрескивания матрицы UHPC. Механический отклик UHPC после растрескивания особенно подвержен деградации из-за неблагоприятной дисперсии и / или ориентации волокон. Методы смешивания и размещения могут повлиять на механический отклик затвердевшего UHPC и, следовательно, должны быть соответствующим образом согласованы для обеспечения приемлемых механических характеристик. ⁽⁴⁾
ПРОЧНОСТЬ НА СЖАТИЕ
Прочность на сжатие — важное свойство при проектировании любой бетонной конструкции.Это также свойство, которое чаще всего измеряется. Как обсуждалось в предыдущей главе, методы испытаний на сжатие в цилиндрах и кубах, используемые для обычного бетона, подходят для определения прочности на сжатие UHPC. Могут потребоваться незначительные модификации методов испытаний и анализа.
Graybeal сообщил о прочности на сжатие почти 1000 образцов, подвергнутых следующим четырем различным условиям отверждения: ⁽²²⁾
Отверждение на пару при температуре 194 ° F (90 ° C) и относительной влажности 95% в течение 48 часов, начиная примерно через 24 часа после литья.
Отверждение на пару при 140 ° F (60 ° C) в течение 48 часов, начиная примерно через 24 часа после литья.
Отверждение на пару при 194 ° F (90 ° C) в течение 48 часов, начиная примерно через 15 дней после литья.
Отверждение в лабораторных условиях (73 ° F (23 ° C) и влажность окружающей среды).
Большинство испытаний проводилось на цилиндрах размером 3 на 6 дюймов (76 на 152 мм) с заземленными концами так, чтобы они были параллельны в пределах 1 градуса. В тестах обычно использовались процедуры ASTM C39, за исключением того, что скорость нагружения была увеличена до 150 фунтов на квадратный дюйм / секунду (1 МПа / с) и 6.Использовалась сферическая опорная плита диаметром 5 дюймов (165 мм). ⁽⁶⁷⁾
Средняя измеренная прочность на сжатие через 28 дней для шести цилиндров, отвержденных с использованием методов a, b, c и d, составила 28,0, 24,8, 24,8 и 18,3 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (193, 171, 171 и 126 МПа) соответственно. Плотность UHPC варьировалась от 150 до 156 фунтов / фут ³ (от 2400 до 2500 кг / м ³). В каждом режиме отверждения наблюдалось небольшое увеличение прочности на сжатие по мере увеличения плотности.
Graybeal также исследовал влияние размера цилиндра и куба на измеренную прочность на сжатие, используя размеры 2 на 4 дюйма, 3 на 6 дюймов, 4 на 8 дюймов и 3 на 6 дюймов.5-дюймовые (51 на 102 мм, 76 на 152 мм, 103 на 203 мм и 76 на 165 мм) цилиндры и кубы размером 2 и 3,94 дюйма (51 и 100 мм) . ^(22,60)
Все измеренные значения прочности были в пределах 8 процентов от прочности контрольного цилиндра размером 3 на 6 дюймов (76 на 152 мм). У кубиков прочность на сжатие примерно на 5 процентов выше, чем у цилиндров. Аналогичные результаты наблюдали также Оргасс и Клуг. ⁽⁶⁸⁾ Меньшие цилиндры и кубы имели большее стандартное отклонение. ⁽²²⁾ Magureanu et al.сообщили, что 3,9-дюймовые (100-миллиметровые) кубы имели на 20 процентов меньшую измеренную прочность на сжатие, чем 2,0-дюймовые (50-миллиметровые) кубы. ⁽⁶⁹⁾
Graybeal также указал, что скорость нагружения от 35 до 245 фунтов на квадратный дюйм / секунду (от 0,24 до 1,7 МПа / с) не оказывает заметного влияния на измеренную прочность на сжатие, модуль упругости и коэффициент Пуассона. ⁽²²⁾
Skazlic et al. исследовали влияние размера цилиндра на прочность на сжатие 10 различных смесей UHPC.⁽⁷⁰⁾ Диаметр цилиндра составлял 2,75, 4 и 6 дюймов (70, 100 и 150 мм) с отношением длины к диаметру 2: 1. Приняв за стандарт цилиндр размером 4 на 8 дюймов (100 на 200 мм), авторы предложили коэффициенты пересчета от 1,05 до 1,15 для прочности, измеренной на цилиндрах 2,75 на 5,5 дюймов (70 на 140 мм) и 0,85–0,95 для прочности, измеренной на цилиндрах размером 6 на 12 дюймов (150 на 300 мм).
Основываясь на регрессионном анализе данных для конкретной испытанной смеси, Graybeal определил, что прирост прочности на сжатие UHPC, отвержденного в стандартных лабораторных условиях, может быть представлен уравнением на рисунке 1 для любого времени после 0.9 дн. ⁽²²⁾
Рисунок 1. Уравнение. Прирост прочности на сжатие в любом возрасте после отливки из Graybeal ⁽²²⁾
где:
f ‘_{c t} = прочность на сжатие UHPC в возрасте т дней
f ‘_c = прочность на сжатие UHPC при 28 дней
т = время после заливки в днях
Graybeal недавно завершила дополнительное исследование, посвященное легкодоступному UHPC, разработанному для использования в приложениях для полевых соединений.⁽⁴⁷⁾ Конструкция с одинарной смесью была отверждена при 105 ° F (41 ° C), 73 ° F (23 ° C) и 50 ° F (10 ° C) для оценки скорости развития механических свойств при сжатии. Время до начала повышения механической прочности на сжатие показано на рисунке 2. Зависимость между температурой отверждения и прочностью на сжатие представлена на рисунке 3. Подгоночные параметры, относящиеся к рисунку 3, приведены в таблице 6.
Рисунок 2. Уравнение. Взаимосвязь между температурой отверждения и началом быстрого увеличения прочности на сжатие по Graybeal ⁽⁴⁷⁾
где:
т _старт = время начала набора силы в днях
T = температура отверждения в градусах Цельсия
Рисунок 3.Уравнение. Взаимосвязь между временем после начала смешивания и прочностью на сжатие в зависимости от температуры отверждения из Graybeal ⁽⁴⁷⁾
где:
f ‘_c _{28 d} = прочность на сжатие через 28 дней
f ‘_{c, t} = прочность на сжатие во время t дней после начала смешивания
т _старт = время начала набора силы в днях
a = параметр подгонки в днях
b = безразмерный подгоночный параметр
Таблица 6.Параметры, относящиеся к уравнению, представленному на рисунке 3
Режим отверждения T (° C) f ‘_{c, 28d} (тысяч фунтов на кв. Дюйм) a (сут) б
41 ° C (105 ° F) 41 24,5 0,25 0,25
23 ° C (73 ° F) 23 24 1.0 0,30
10 ° C (50 ° F) 10 22,5 4,0 0,50
Примечание: 1 тыс. Фунтов на кв. Дюйм = 6,89 МПа и ° F = 1,8 X ° C + 32
Каземи и Любелл также исследовали прочность на сжатие как функцию времени после литья. ⁽²⁷⁾ Было обнаружено, что отклик UHPC местного производства из центральной Канады соответствует соотношению на рисунке 3, где a равно 4, а b равно 0.5 или 0,6 в зависимости от содержания клетчатки.
Шмидт и Фрёлих сообщили, что неровности нагруженной поверхности образцов, испытанных на сжатие, вызвали более выраженное снижение измеренной прочности на сжатие в UHPC, чем это было очевидно для обычного бетона. ⁽⁷¹⁾
Испытания UHPC на осевое сжатие при повышенных температурах показали, что измеренная прочность на сжатие уменьшается с увеличением температуры бетона при испытании. ^(72,73) Однако часть или вся прочность восстанавливается после охлаждения образцов.
Ричард сообщил, что прочность на сжатие до 80 ksi (550 МПа) может быть достигнута при атмосферном давлении и термообработке при 480 ° F (250 ° C). ⁽¹²⁾ При давлении возможна прочность на сжатие до 117 ksi (810 МПа). При обычных производственных мощностях и отверждении при 194 ° F (90 ° C) может быть достигнута прочность 40 тысяч фунтов на квадратный дюйм (280 МПа).
Об испытаниях UHPC при двухосном сжатии сообщили Curbach и Speck, Leutbecher и Fehling.^(74,75)
Дополнительные данные о прочности на сжатие доступны во многих публикациях об исследованиях и применении UHPC. Эти данные показывают, что начало увеличения прочности и последующая скорость увеличения прочности зависят от конкретных составляющих материалов UHPC, пропорций смеси и условий отверждения.
ПРОЧНОСТЬ НА РАЗРЫВ
В обычном конструктивном проектировании бетонных мостов предел прочности бетона на растяжение принимается равным нулю при проектировании железобетонных конструкций и часто принимается равным 6√ f _c ^` при проектировании предварительно напряженных бетонных балок.⁽⁷⁶⁾
Прочность на разрыв UHPC выше, чем у обычного бетона, и UHPC может демонстрировать устойчивую прочность на разрыв после первого растрескивания. Таким образом, результаты испытаний прочности на разрыв UHPC часто содержат значение первой прочности на растрескивание, а также пиковую прочность после растрескивания. Следовательно, прочность на разрыв приобретает все большее значение как свойство, которое необходимо учитывать при проектировании.
Пример реакции на растяжение напряжение-деформация, полученный из легкодоступного UHPC, содержащего 2% объемного армирования стальным волокном, был получен Graybeal и показан на рисунке 4.⁽⁷⁷⁾ Представленные результаты были разработаны в рамках исследования. ^(78,79)
Рисунок 4. График. Реакция на растяжение и деформацию UHPC ⁽⁷⁷⁾
Graybeal предложил идеализированный отклик на растяжение-напряжение-деформацию, показанный на рисунке 5. ⁽⁷⁹⁾ Этот отклик основан на прямых испытаниях на растяжение двух сверхвысокочастотных компрессоров с несколькими волокнами. Он предлагается в качестве концептуальной иллюстрации реакции напряжения-деформации при растяжении до и после растрескивания в бетонах, армированных волокном, таких как UHPC.Поведение делится на четыре фазы. Фаза I — эластичное поведение. Фаза II — это фаза, в которой в матрице UHPC образуются множественные плотно расположенные трещины. Трещины возникают индивидуально, поскольку напряжение в матрице превышает прочность на растрескивание матрицы. Фаза III начинается на уровне деформации, когда дополнительное растрескивание между существующими трещинами маловероятно. На этом этапе отдельные трещины расширяются. Наконец, фаза IV начинается, когда отдельная трещина достигает предела деформации и волокна, перекрывающие эту трещину, начинают вытягиваться из матрицы.В деформационно-твердеющем бетоне, армированном волокнами, прочность волоконных перемычек там, где происходит локализация, больше, чем прочность на растрескивание, когда возникает многократное растрескивание.
Рисунок 5. График. Идеальная механическая реакция на одноосное растяжение UHPC ⁽⁷⁹⁾
Стандартные методы испытаний на растяжение, разработанные для оценки прочности обычного бетона на растрескивание, могут быть подходящими для оценки первой силы растрескивания UHPC, но вряд ли подходят для количественной оценки реакции UHPC на растяжение после растрескивания.⁽²²⁾ ASTM C78 — Стандартный метод испытания прочности бетона на изгиб (с использованием простой балки с нагрузкой в третьей точке) и ASTM C496 — Стандартный метод испытания прочности на разрыв цилиндрических образцов бетона при раскалывании попадают в эту категорию. ^(80,81) Оба метода испытаний включают предположения о механических свойствах, которые не соответствуют деформационно-твердеющим бетонам, армированным волокном, и, таким образом, могут завышать предел прочности на разрыв UHPC.
Graybeal предложил модифицированную версию ASTM C496.⁽⁸²⁾ Модифицированный метод испытаний включает в себя требование контролировать первое растрескивание UHPC во время испытания и рассчитывать предел прочности при раскалывании на основе наблюдаемой нагрузки первого растрескивания.
Были предложены, а в некоторых случаях стандартизированы методы испытаний на изгиб. ASTM C1018 (отозван), ASTM C1609 и RILEM TC 162-TDF — все представляют собой методы испытаний для использования при определении реакции на растяжение бетонов, армированных волокном. ^(83,84,85) Были предложены методы анализа результатов испытаний с целью построения кривых реакции на одноосное растяжение.(См. Ссылки 4, 85, 86 и 87). Однако было продемонстрировано, что эти типы испытаний на изгиб чувствительны к завышенным показаниям силы в результате использования несоответствующих условий опоры. ⁽⁸⁸⁾
Разработаны различные методы испытаний на прямое растяжение. При испытании на прямое растяжение образец UHPC нагружается при одноосном растяжении, и, таким образом, реакция на растяжение может быть непосредственно определена путем измерения нагрузки и деформации, испытываемой образцом. Испытания на прямое растяжение можно разделить на две группы: испытания, допускающие вращение концов испытуемого образца, и испытания, которые этого не делают.Испытания с вращением могут дать указание на первоначальную прочность на растрескивание, но не подходят для оценки поведения после растрескивания. Это связано с тем, что локальные несоответствия жесткости в плоскости первой трещины приводят к вращению и вытягиванию волокна в этой трещине до образования полного набора дополнительных трещин. Испытания с фиксированным концом, которые не допускают вращения в трещинах, подходят для регистрации полной реакции растяжения-напряжения. Однако эти испытания трудно завершить из-за изгибающих напряжений, которые могут быть переданы образцу во время первоначальной настройки.
Graybeal сообщил об измерениях прочности на разрыв с использованием призм на изгиб, разъемных цилиндров, брикетов из раствора и испытаний цилиндров на прямое растяжение. ⁽²²⁾ Объединенные результаты этих испытаний показали, что первая прочность на растрескивание при растяжении составляет примерно 1,3 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (9,0 МПа) для образцов, отвержденных паром, и примерно 0,9 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (6,2 МПа) без какой-либо термической обработки.
Значения модуля разрыва для первого растрескивания, определенные с помощью испытания на изгиб призмы ASTM C1018, варьировались от 1.От 3 до 1,5 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (от 9,0 до 10,3 МПа), в зависимости от метода отверждения паром, и имел среднее значение 1,3 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (9,0 МПа) для необработанных образцов. ⁽⁸³⁾ Эти образцы показали большие прогибы до того, как была достигнута пиковая нагрузка после растрескивания.
В испытаниях с разрезным цилиндром (ASTM C496) измеренная прочность на разрыв при раскалывании при первом растрескивании составила 1,7 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (11,7 МПа) для образцов, отвержденных паром, и 1,3 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (9,0 МПа) для необработанных образцов. ⁽⁸¹⁾ Для образцов, отвержденных паром, прочность на разрыв при раскалывании при первом растрескивании варьировалась от 3 до 5 процентов от измеренной прочности на сжатие.Пиковое напряжение при растяжении и расщеплении после растрескивания составляло от 12 до 16 процентов прочности на сжатие.
Предел прочности на разрыв при первом растрескивании с использованием брикетов в соответствии с AASHTO T 132 составлял от 1,0 до 1,4 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (от 6,9 до 9,7 МПа), в зависимости от метода отверждения паром. Для необработанных образцов среднее значение составляло 0,9 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (6,2 МПа). ⁽⁸⁹⁾
В ходе прямых испытаний на растяжение цилиндров размером 4 на 8 дюймов (102 на 203 мм) первое растрескивание произошло между 1.От 1 до 1,6 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (от 7,6 до 11,0 МПа), в зависимости от метода отверждения паром, и от 0,8 до 1,0 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (от 5,5 до 6,9 МПа) для необработанных образцов.
В этом исследовании Грейбил пришел к выводу, что прочность на разрыв ( f _ct ) UHPC может быть связана с измеренной прочностью на сжатие ( f ‘_c ) уравнением на рисунке 6.
Рисунок 6. Уравнение. Приблизительные значения прочности бетона на растяжение
Последующие исследования Graybeal и Baby по этой теме привели к разработке метода испытаний на одноосное прямое растяжение, применимого к UHPC.⁽⁷⁹⁾ Этот метод испытаний, концепция которого основана на стандартном испытании на растяжение, применяемом к металлам, обеспечивает механический отклик UHPC на одноосное растяжение и применим как к литым, так и к извлеченным образцам для испытаний. Испытания были проведены на двух сверхвысоких давлениях (UHPC), содержащих несколько процентных долей армирования стальным волокном и отвержденных в лабораторных условиях и в условиях обработки паром. Результаты показали, что эти два UHPC могут выдерживать одноосную растягивающую нагрузку более 1,3 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (9 МПа) за счет деформации не менее 4 000 миллионных долей.
Baby, Graybeal, Marchand и Toutlemonde исследовали использование методов испытаний на растяжение при изгибе для UHPC и связанных анализов, необходимых для надлежащей интерпретации результатов. ⁽⁸⁶⁾ Эти анализы, часто называемые обратными анализами, выводят реакцию на одноосное растяжение на основе наблюдаемой нагрузки, прогиба и, возможно, поверхностных деформаций, наблюдаемых во время испытания призмы на изгиб. Это исследование продемонстрировало, что методы испытаний на изгиб могут быть применены, но необходим сбор конкретных наблюдений за реакцией и критически важна соответствующая интерпретация данных.Это исследование было проведено вместе с исследованиями, представленными в Graybeal and Baby, что позволяет напрямую сравнивать результаты. ⁽⁷⁹⁾
Reineck и Frettlöhr исследовали влияние размера образца на предел прочности при изгибе и осевом растяжении. ⁽⁹⁰⁾ Глубина образцов на изгиб составляла от 1 до 6 дюймов (от 25 до 150 мм) с отношением ширины к глубине от 1 до 5. Такие же размеры и соотношения использовались для испытаний на осевое растяжение. Авторы сообщили об уменьшении обеих сил с увеличением размера тестовых образцов.
Шмидт и Фрёлих наблюдали, что образцы, отвержденные при нагревании при 194 ° F (90 ° C) в течение 48 часов и испытанные на изгиб, имели на 15% более высокую прочность на изгиб, чем образцы, хранящиеся непрерывно при 60 ° F (20 ° C). ⁽⁷¹⁾
В исследовании Вилле и Парра-Монтесинос изучалось влияние размера балки, метода литья и условий опоры на результаты испытаний на изгиб UHPC. Исследование показало, что для отдельных UHPC возможны большие расхождения в результатах, в зависимости от испытательной установки и характеристик образца.⁽⁸⁸⁾
Прочность на изгиб также сообщается другими. (См. Ссылки 39, 69, 91, 92, 93 и 94.)
Испытания на осевое растяжение также были опубликованы другими. (См., Например, ссылки 75, 95, 96, 97, 98, 99, 100 и 101.)
Испытания на двухосное сжатие-растяжение были опубликованы Leutbecher и Fehling и D’Alessandro et al. ^{(75 102)}
МОДУЛЬ УПРУГОСТИ
Graybeal измерил модуль упругости при сжатии в соответствии с ASTM C469 в возрасте от 1 до 56 дней для цилиндров, отвержденных в соответствии с четырьмя режимами, описанными в разделе «Прочность на сжатие».^(22,103) В большинстве случаев указанные значения были средними для шести цилиндров. После отверждения паром измеренные значения составили около 7250 тысяч фунтов на квадратный дюйм (50 ГПа). Цилиндры, отвержденные в стандартных лабораторных условиях, имели значения модуля упругости около 6200 фунтов на квадратный дюйм (42,7 ГПа) через 28 дней. Что касается прочности, модуля упругости и деформации при пиковой нагрузке, UHPC показал очень незначительные изменения после завершения отверждения паром. Образцы, отвержденные в лабораторных условиях, продолжали набирать прочность в течение по крайней мере 8 недель после литья, но увеличение модуля упругости и уменьшение деформации при пиковой нагрузке, по-видимому, прекратились примерно через 1 месяц.
Модуль упругости также был измерен при испытаниях на прямое растяжение. Средние измеренные значения составили 7 500 фунтов на квадратный дюйм (51,9 ГПа) для образцов, обработанных паром, и 6 900 фунтов на квадратный дюйм (47,6 ГПа) для необработанных образцов. Эти значения были немного выше, чем измеренные при сжатии.
Уравнение на рисунке 7 или модуль упругости было предложено Graybeal на основе общей формы уравнения AASHTO и значений f ‘_c между 4,0 и 28,0 ksi (от 28 до 193 ГПа).⁽²²⁾
Рисунок 7. Уравнение. Уравнение Грейбила для модуля упругости UHPC ^(22,103)
где:
E _c = модуль упругости
f ‘_c = прочность на сжатие UHPC
Последующие исследования Graybeal позволили получить дополнительные результаты, связанные с модулем упругости UHPC. ⁽⁴⁷⁾ Эти испытания, проведенные на UHPC, специально разработанном для использования в качестве литого материала в соединениях между конструктивными элементами, показали, что уравнение на рис. 8 не подходит для прочности от 14 до 26 тысяч фунтов на квадратный дюйм (97 и 179). МПа).В этом исследовании также изучалось влияние температуры отверждения на развитие механической реакции на сжатие и было обнаружено, что модуль упругости связан с прочностью на сжатие и в значительной степени не зависит от температуры отверждения.
Рисунок 8. Уравнение. Уравнение Грейбила для модуля упругости UHPC ⁽⁴⁷⁾
Ma et al. разработал уравнение на рисунке 9 для UHPC, не содержащего крупных агрегатов: ⁽¹⁰⁴⁾
Рисунок 9.Уравнение. Ma et al. уравнение для модуля упругости UHPC ⁽¹⁰⁴⁾
Значения модуля упругости также сообщались другими. (См. Ссылки 91, 92, 94 и 105.)
Diederichs и Mertzsch измерили зависимость напряжения от деформации при температуре бетона от 68 до 1560 ° F (от 20 до 850 ° C). ⁽⁷³⁾ Они наблюдали значительное снижение как прочности, так и модуля упругости при более высоких температурах испытаний. В то же время деформация при максимальном напряжении увеличивалась при более высоких температурах.Такие же наблюдения были сделаны Pimienta et al. для температур от 68 до 1110 ° F (от 20 до 600 ° C). ⁽⁷²⁾ Однако часть или все потери были восстановлены после охлаждения образцов.
КОЭФФИЦИЕНТ ПУАССОНА
В таблице 7 приведены значения коэффициента Пуассона, определенные различными исследователями.
Таблица 7. Значения коэффициента Пуассона
Коэффициент Пуассона Ссылка (первый автор)
0.2 Саймон ⁽¹⁰⁶⁾
0,16 Joh ⁽¹⁰⁷⁾
0,21 Альборн ⁽¹⁰⁸⁾
0,19 Bonneau ⁽¹⁰⁵⁾
0,18 Грейбил ⁽¹⁰⁹⁾
0,18 Озилдирим ⁽⁴⁵⁾
УСТАЛОСТНОЕ ПОВЕДЕНИЕ
Ocel и Graybeal сообщили об испытании на усталость балки AASHTO типа II.⁽¹¹⁰⁾ Верхний предел усталостной нагрузки был чуть ниже уровней статической нагрузки, которая могла бы вызвать растрескивание балки при изгибе и сдвиге. Первые трещины наблюдались после 0,64 миллиона циклов на пересечении стенки и нижней полки в одном пролете сдвига. После 1,405 миллиона циклов такие же трещины наблюдались в другом интервале сдвига. Изгибные трещины были замечены в области постоянного момента после 1,888 миллиона циклов. Они сопровождались продольной трещиной в нижней полке.Испытания продолжались до 12 миллионов циклов, в течение которых существующие трещины продолжали удлиняться и возникали дополнительные трещины, но не было никаких признаков усталостной деградации или изменения общего поведения фермы.
Перед строительством моста UHPC в городе Калгари поперечная секция длиной 39 дюймов (1 м) была испытана на усталость при изгибе. ⁽¹¹¹⁾ Секция была подвергнута 1 миллиону циклов между 20 и 80 процентами расчетной эксплуатационной нагрузки, 1 миллиону циклов между 20 и 80 процентами наблюдаемой нагрузки первого растрескивания и 1 миллионом циклов между 20 и 80 процентами нагрузки. разрушающая нагрузка для сопутствующих секций, содержащих арматурные стержни из армированного волокном пластика.После испытания на усталость образец был нагружен до разрушения с максимальной нагрузкой, превышающей ожидаемую.
Перед строительством настила моста из вафельных плит UHPC в округе Вапелло, штат Айова, были проведены испытания образцов, представляющих полномасштабную часть моста. ^(112,113) Одноточечная нагрузка, представляющая нагрузку на колесо, была размещена в двух критических местах. После 1 миллиона циклов нагружения в каждом месте не было отмечено усталостных повреждений.
Graybeal и Hartmann провели испытания на усталость при изгибе на балках с квадратным сечением 2 дюйма (51 мм).⁽¹¹⁴⁾ В одном наборе испытаний образцы без трещин были нагружены для создания различных диапазонов напряжений. Большинство образцов пережили более 6 миллионов циклов нагружения. Во второй серии испытаний образцы подвергали предварительному растрескиванию, а затем испытывали на усталость с циклическими нагрузками от 10 до 60 процентов нагрузки растрескивания. Один образец вышел из строя после 9 950 циклов, а другой — после 129 700 циклов. В ходе этих испытаний было замечено, что часть арматуры из стальных волокон скорее сломалась, чем вырвалась из матрицы UHPC.
Schmidt et al. исследовали усталостное поведение цилиндров из сверхвысокого давления (сверхвысокого давления), нагруженных при осевом сжатии, при различных уровнях напряжения. ⁽¹¹⁵⁾ Они заметили, что образцы с отношением диапазона напряжений к прочности на сжатие 0,45 выдержали 2 миллиона циклов нагрузки без разрушения. Испытательные образцы, которые выдержали 2 миллиона циклов нагружения, имели лишь небольшое снижение прочности на сжатие по сравнению с образцами без каких-либо предшествующих циклов нагружения.
Испытания на усталость образцов UHPC при различных комбинациях уровня напряжения и диапазона напряжений, проведенные Fitik et al.показал диапазон циклов до отказа от 2,5 до более 7,0 миллионов циклов. ⁽¹¹⁶⁾ Они приписали широкий диапазон локальным сбоям, которые инициировали процесс отказа.
Испытания на одноосное сжатие, проведенные Grünberg et al. и Lohaus и Elsmeier с минимальным пределом напряжения в 5 процентов от статической прочности и изменяющимся верхним уровнем напряжения привели к тому, что количество циклов до разрушения варьировалось от 2,5 до 7,1 миллиона. ^(117,118)
Behloul et al.провела испытания на усталость при изгибе призм размером 4 на 4 на 16 дюймов (100 на 100 на 400 мм), изготовленных из двух различных составов UHPC. ⁽¹¹⁹⁾ Перед усталостной нагрузкой образцы нагружали так, чтобы образовалась трещина размером 0,012 дюйма (0,3 мм). Затем образцы подвергали циклическому воздействию с частотой 5 Гц между 10 и 90 процентами первой прочности на растрескивание. После 1 миллиона циклов образцы нагружали статически, и результаты сравнивали с образцами, не подвергавшимися усталостному нагружению. Усталостная нагрузка не повлияла на общее механическое поведение.
Lappa et al. сообщили об испытаниях на усталость при изгибе балок размером 5 на 5 на 40 дюймов (125 на 125 на 1000 мм) с максимальной нагрузкой, равной примерно 75 процентам статической прочности. ⁽¹²⁰⁾ Количество циклов для достижения усталостного разрушения варьировалось от 29 295 до 170 771.
ТЕПЛОВЫЕ СВОЙСТВА
Коэффициент теплового расширения
Коэффициенты теплового расширения (COTE), измеренные различными исследователями, показаны в таблице 8.
Таблица 8.Значения коэффициентов теплового расширения
КОТ Ссылка
Первый автор
миллионных долей / ° F миллионных долей / ° C
от 8,2 до 8,7 от 14,7 до 15,6 Грейбил ⁽²²⁾
6,7 12 Фелинг ⁽¹²¹⁾
от 5,6 до 6,7 от 10 до 12 Саймон ⁽¹⁰⁶⁾
7.6 к 8,2 от 13,6 до 14,8 Альборн ⁽¹⁰⁸⁾
6,7 12 Бехлул ⁽¹²²⁾
Во Временных рекомендациях Франции указано значение 6,1 x 10 ^-6 / ° F (11 x 10 ^-6 / ° C), если невозможно определить другое значение. ⁽⁴⁾
Теплота гидратации
Graybeal измерил теплоту гидратации в хорошо изолированном калориметре и сообщил о повышении температуры примерно на 65 ° F (36 ° C).⁽²²⁾
ПРОЧНОСТЬ СВЯЗИ
Carbonell et al. исследовали прочность связи между обычными бетонными основаниями и покрытиями из сверхвысокого полипропилена. ⁽¹²³⁾ Основными переменными были температура поверхности и влажность субстрата. Половина образцов была подвергнута 300 циклам замораживания-оттаивания в соответствии с ASTM C666 Method B. ⁽¹²⁴⁾ Авторы оценили прочность связи, используя испытание на растяжение непрямым расщеплением вдоль границы раздела. Образцы, подвергнутые испытаниям на замораживание-оттаивание, имели более высокую прочность сцепления, чем образцы того же возраста без циклов замораживания-оттаивания.Образцы, в которых подложка была насыщена перед размещением UHPC, достигли более высокой прочности связи, чем образцы с сухой подложкой.
УДАРОПРОЧНОСТЬ
Bindiganvile et al. сравнил ударопрочность UHPC с обычным фибробетоном (FRC). ⁽¹²⁵⁾ При квазистатической нагрузке UHPC был в два-три раза прочнее при изгибе и поглощал в три раза больше энергии, чем обычная сталь FRC или полипропилен FRC. При ударной нагрузке UHPC был примерно в два раза прочнее обычного FRC и рассеивал в три-четыре раза больше энергии.
Cadoni et al. наблюдал, что первое напряжение растрескивания при динамической нагрузке было в два-три раза больше, чем при статической нагрузке. ⁽¹²⁶⁾ Ударопрочность UHPC для использования в сваях была исследована Leonhardt et al. ⁽¹²⁷⁾
Дальнейшее обсуждение ударопрочности можно найти в главе 6, посвященной приложениям безопасности.
КРИП
Стандартный метод испытаний на ползучесть в Северной Америке — ASTM C512. ⁽¹²⁸⁾ В этом испытании образцы подвергаются постоянному осевому напряжению, и измеряется изменение длины с течением времени.Результаты могут быть выражены как коэффициент ползучести = деформация ползучести / начальная деформация или удельная ползучесть = деформация ползучести / приложенное напряжение.
Graybeal провела испытания на ползучесть цилиндров диаметром 4 дюйма (102 мм), нагруженных в возрасте 4, 21 и 28 дней в зависимости от метода отверждения. ⁽²²⁾ Коэффициенты ползучести через 1 год варьировались от 0,29 до 0,78, а удельная ползучесть — от 0,04 до 0,15 миллионных долей на кв. Дюйм (от 5,7 до 21,2 миллионных долей / МПа), в зависимости от метода отверждения и возраста нагружения. Для справки: удельная ползучесть обычного бетона находится в диапазоне 0.От 25 до 1,0 миллионных долей на кв. Дюйм.
Компания
Graybeal также провела испытания на ползучесть цилиндров диаметром 4 дюйма (102 мм) с прочностью на сжатие от 8,0 до 13,0 тыс. Фунтов на квадратный дюйм (от 55 до 90 МПа) при отношении напряжения к прочности в диапазоне от 0,60 до 0,85, чтобы представить приложение усилий предварительного напряжения. перед отверждением паром. Измеренные коэффициенты ползучести через 30 мин при длительной нагрузке находились в диапазоне от 0,32 до 0,85. Эти значения будут считаться высокими при кратковременной нагрузке.
Burkhart и Müller измерили влияние возраста нагрузки, размера образца, уровня напряжения и условий отверждения (герметичный и открытый) на ползучесть UHPC.⁽¹²⁹⁾ Сообщенные значения удельной ползучести примерно через 100 дней под нагрузкой находятся в диапазоне от 0,11 до 025 миллионных долей / фунт / кв. Дюйм (от 16 до 35 миллионных долей / МПа). Измеренные коэффициенты ползучести после 100 дней работы под нагрузкой составили от 0,9 до 1,3. Измеренная ползучесть уменьшалась с возрастом при нагрузке и увеличении размера образца. Это поведение похоже на поведение обычного бетона.
Ichinomiya et al. сообщили о конкретных значениях ползучести в диапазоне от 0,19 до 0,28 миллионных долей на кв. дюйм (от 28 до 40 миллионных долей / МПа) после 150 дней под нагрузкой для образцов, нагруженных через 2 и 4 дня.⁽⁹²⁾ Для образцов, нагруженных в течение 28 дней, удельная ползучесть составила около 0,08 миллионных долей / фунт / кв. Дюйм (11 миллионных долей / МПа) примерно через 120 дней.
Acker и Behloul сообщили о конкретных значениях ползучести от 0,30 до 0,22 миллионных долей / фунт / кв. Дюйм (от 43 до 32 миллионных долей / МПа) для возрастов нагрузки от 4 до 28 дней. ⁽¹³⁰⁾ Fehling et al. сообщили о конкретных значениях ползучести от 0,32 до 0,15 миллионных долей / фунт / кв. дюйм (от 47 до 22 миллионных долей / МПа) и коэффициентах ползучести от 2,27 до 1,08 для возрастов нагрузки от 1 до 28 дней.⁽¹²¹⁾
Francisco et al. сообщили о деформации ползучести около 1 000 миллионных долей после 30 дней под нагрузкой при напряжении около 8,7 тысяч фунтов на квадратный дюйм (60 МПа), что соответствует удельной деформации ползучести около 0,12 миллионных долей на квадратный дюйм (17 миллионных долей на квадратный дюйм / МПа). ⁽¹³¹⁾ Цилиндры диаметром 2,75 дюйма (70 мм) были отверждены при 122 ° F (50 ° C) перед загрузкой в возрасте 2 дней. Ползучесть при высыхании была незначительной.
Francisco et al. показали, что удельная ползучесть была примерно такой же для термообработанных образцов UHPC, нагруженных в возрасте 2 дней до 25 и 40 процентов прочности на сжатие.⁽¹³²⁾ Flietstra et al. исследовали ползучесть, вызванную приложением сжимающего напряжения, а затем подвергнув нагруженные образцы различным режимам отверждения. ⁽¹³³⁾ В этом испытании моделировалась передача усилия предварительного напряжения перед термообработкой.
УСАДКА
В UHPC могут присутствовать два типа усадки. Усадка при высыхании вызвана потерей влаги из UHPC. Автогенная усадка вызвана уменьшением объема по мере гидратации вяжущих материалов.Стандартным тестом для измерения усадки в Соединенных Штатах является ASTM C157, который предназначен для измерения усадки при высыхании, начинающейся после затвердевания бетона. ⁽¹³⁴⁾ Для измерения аутогенной усадки используются другие методы, поскольку эти измерения должны начинаться сразу после установки UHPC.
Усадка UHPC, измеренная в соответствии с ASTM C157 с использованием призм 3 на 3 дюйма (76 на 76 мм), обеспечила предельный диапазон усадки от 620 до 766 миллионных долей, в зависимости от метода отверждения паром, и 555 миллионных долей для необработанных материалов. образцы.⁽²²⁾ Начальная скорость усадки UHPC также была измерена в отдельных испытаниях. Во время начального периода гидратации была измерена пиковая усадка 64 миллионных долей в час. Для необработанных образцов за первые 24 часа произошла усадка до 400 миллионных долей. После отверждения паром дальнейшая усадка практически исчезла. ^{(22 130)}
Измерения усадки, проведенные Буркхартом и Мюллером через 1 или 2 дня после литья, не показали разницы между герметичными и негерметичными цилиндрами и между образцами диаметром 3, 4 и 6 дюймов (75, 100 и 150 мм).⁽¹²⁹⁾ Они приписали большую часть укорочения тому, что вызвано автогенной усадкой, и очень небольшое сокращение вызвано усадкой при высыхании. Все значения составили около 300 миллионных долей после 200 дней измерений. О величинах аутогенной усадки от 600 до 900 миллионных долей за 28 дней сообщили Эпперс и Мюллер, от 200 до 550 миллионных долей за 150 дней Ичиномия и др. И около 640 миллионных долей за 365 дней Лаллемант-Гамбоа и др. ^(135,92,93)
Fehling et al. сообщили об общей усадке в 700 и 900 миллионных долей за 7 и 28 дней соответственно для запечатанных образцов.Для образцов, подвергнутых термообработке, последующая усадка была незначительной. ⁽¹²¹⁾
Francisco et al. сообщили об автогенной усадке около 270 миллионных долей и усадке при высыхании около 100 миллионных долей за 350 дней на цилиндрах диаметром 2,75 дюйма (70 мм), отвержденных при 122 ° F (50 ° C). ⁽¹³¹⁾
Ma et al. показали, что аутогенная усадка может быть значительно уменьшена за счет включения крупнозернистого базальта с размером агрегата от 0,08 до 0.40 дюймов (от 2 до 5 мм). ⁽¹⁰⁴⁾ Крупный заполнитель оказал относительно небольшое влияние на свойства свежего бетона, прочность на сжатие и модуль упругости. Значительное уменьшение аутогенной усадки в раннем возрасте было получено при замене микрокремнезема на метакаолин в образцах, отвержденных при 68 ° F (20 ° C). ⁽¹³⁶⁾ Для UHPC, отвержденного при 108 ° F (42 ° C), общая усадка, измеренная для смеси, содержащей метакаолин, была незначительной по сравнению со смесями с дымом кремнезема или летучей золой. ⁽¹¹⁰⁾
Чтобы компенсировать величину аутогенной усадки, Suzuki et al.и Ким и др. исследовали использование расширяющей добавки и добавки, уменьшающей усадку. ^{(137 138)} Suzuki et al. сообщили, что при использовании этих материалов автогенная усадка более 700 миллионных долей будет сведена к нулю. Kim et al. Сообщается, что общая усадка за 90 дней снизилась с 800 до 400 миллионных долей.
ОБЗОР МЕХАНИЧЕСКИХ СВОЙСТВ
Применение термического отверждения оказывает существенное и непосредственное влияние на механические свойства UHPC.Он увеличивает прочность на сжатие, сопротивление растрескиванию и модуль упругости. Это снижает ползучесть и практически исключает последующую усадку. Эти полезные свойства также могут быть достигнуты без термического отверждения. Однако эффект снижается, и для достижения полезных свойств требуется больше времени.
Было опубликовано достаточно информации о механических свойствах UHPC, чтобы установить ряд свойств, которые следует учитывать при проектировании конструкций. Они перечислены в таблице 9.
Таблица 9. Диапазон свойств материала UHPC
Имущество Диапазон
Прочность на сжатие от 20 до 30 тысяч фунтов / кв. Дюйм от 140 до 200 МПа
Предел прочности при растяжении от 0,9 до 1,5 тысяч фунтов / кв. Дюйм от 6 до 10 МПа
Модуль упругости от 6000 до 10 000 тысяч фунтов / кв. Дюйм от 40 до 70 ГПа
Коэффициент Пуассона 0.2 0,2
Коэффициент теплового расширения от 5,5 до 8,5 миллионных долей / ° F от 10 до 15 миллионных долей / ° C
Коэффициент ползучести ¹ от 0,2 до 0,8 от 0,2 до 0,8
Удельная ползучесть ¹ от 0,04 до 0,30 миллионных долей / фунт / кв. Дюйм от 6 до 45 миллионных долей / МПа
Полная усадка ² До 900 миллионных До 900 миллионных
¹ Зависит от метода отверждения и возраста загрузки.
² Сочетание усадки при высыхании и автогенной усадки в зависимости от метода отверждения.
Ползучесть UHPC намного меньше, чем у обычного бетона. Это приводит к уменьшению потерь от предварительного напряжения, но может быть вредным, если полагаться на снижение напряжений в удерживаемых элементах.
Общая усадка, указанная в таблице 9, включает усадку при сушке и автогенную усадку. По представленным данным, большая часть усадки приходится на аутогенную.
UHPC обладает достаточным сопротивлением усталости как при растяжении, так и при сжатии, чтобы выдерживать несколько миллионов циклов нагрузки. Его ударная вязкость в два-три раза выше статической.
Обзор Механические свойства льда и снега
1.
Р. М. Эндрюс, Гляциологический журнал 31 (1985) 171.
Google Scholar
2.
М. Меллор, там же. 19 (1977) 15.
Google Scholar
3.
Р. Л. Гук et al. , Холодные регионы Наука и технологии 3 (1980) 263.
Google Scholar
4.
Дж. М. Гринберг, Астрономия и астрофизика 330 (1998) 375.
Google Scholar
5.
Э. М. Шульсон, Журнал Общества минералов, металлов, материалов 51 (1999) 21.
Google Scholar
6.
Л. В. Голд, Канадский журнал гражданского строительства 15 (1988) 1080.
Google Scholar
7.
Ф. Д. Хейнс, «Влияние температуры на прочность снега и льда», Департамент армии, Исследовательская и инженерная лаборатория холодных регионов, Инженерный корпус, CRRELReport 78-27, Ганновер, Нью-Гэмпшир, декабрь 1978 г.
8.
Дж. Х. Карриер и Э. М. Шульсон, Acta metal. 30 (1982) 1511.
Google Scholar
9.
Р. В. Ли и Э. М. Шульсон, Журнал морской механики и арктического машиностроения 110 (1988) 187.
Google Scholar
10.
X. Xian, M. L. Chu, R. J. Scavuzzo и T. S. Srivatsan, Journal Mater.Sci. Lett. 8 (1989) 1205.
Google Scholar
11.
Дж. Друэз и П. Маккомбер, Транзакции Канадского общества машиностроения 13 (1989) 59.
Google Scholar
12.
Э. М. Шульсон, С. Г. Хокси и В. А. Никсон, Philosophical Magazine A 59 (1989) 303.
Google Scholar
13.
П. Дюваль, М. Ф. Эшби и И. Андерман, J. Phys. Chem 87 (1983) 4066.
Google Scholar
14.
J. Weertman, Annu. Rev. Earth Planet Sci. 11 (1983) 215
Google Scholar
15.
Дж. П. Демпси, С. Дж. Дефранко, Р. М. Адамсон и С. В. Малмуле, International Journal of Fracture 95 (1999) 325.
Google Scholar
16.
Дж. П. Демпси, Р. М. Адамсон и С. В. Малмул, ibid. 95 (1999) 347.
Google Scholar
17.
W. Weibull, Ingenioersvetenskapsakad., Handl. 151 (1939) 1.
Google Scholar
18.
J. J. Petrovic, Metallurgical Transactions A 18А (1987) 1829.
Google Scholar
19.
Р. М. Эндрюс, Гляциологический журнал 31 (1985) 171.
Google Scholar
20.
В. А. Никсон и Э. М. Шульсон, Journal de Physique 48 (1987) C1–313.
Google Scholar
21.
То же. , Журнал морской механики и арктического машиностроения 110 (1988) 192.
Google Scholar
22.
Д. Л. Бентли, Дж. П. Демпси, Д. С. Содхи и Ю. Вэй, Наука и технологии холодных регионов 17 (1989) 7.
Google Scholar
23.
М. П. Фишер, Р. Б. Элли и Т. Энгельдер, , Журнал гляциологии, 41 (1995) 138.
Google Scholar
24.
Л. Дж. Вебер и В. А. Никсон, Журнал морской механики и арктического машиностроения 118 (1996) 135.
Google Scholar
25.
Т. Учида и С. Кусумото, JSME International Journal Series A — Solid Mechanics and Materials 42 (1999) 601.
Google Scholar
26.
Г. Р. Анстис, П. Чантикуль, Б. Р.Лоун и Д. Б. Маршалл, Журнал Американского керамического общества 64 (1981) 533.
Google Scholar
27.
Б. Лоун, «Разрушение хрупких твердых тел», 2-е изд. (Издательство Кембриджского университета, Кембридж, Великобритания, 1993 г.).
Google Scholar
28.
В. Д. Кинг и Н. Х. Флетчер, Журнал атмосферных наук 33 (1976) 97.
Google Scholar
29.
Ф. Д. Хейнс и Дж. А. Каралиус, «Влияние температуры на прочность замерзшего ила», Отчет исследовательской и инженерной лаборатории холодных регионов CRREL 77-3, Инженерный корпус армии США, Ганновер, Нью-Гэмпшир, февраль 1977 г.
Google Scholar
30.
М. А. Ланге и Т. Дж. Аренс, Журнал геофизических исследований 88 (1983) 1197.
Google Scholar
31.
У. А. Никсон и Л. Дж. Вебер, Журнал разработки холодных регионов 5 (1991) 14.
Google Scholar
32.
Х. Ли и Х. Ян, там же. 14 (2000) 43
Google Scholar
33.
Х. Ли, Х. Ян и З. Лю, Can. Геотех.J. 37 (2000) 253.
Google Scholar
34.
Л. Дж. Гибсон и М. Ф. Эшби, «Клеточные твердые тела», 2-е изд. (Издательство Кембриджского университета, 1997 г.).
35.
Р. А. Зоммерфельд, Журнал геофизических исследований 79 (1974) 3353.
Google Scholar
36.
Д. М. Макклунг, Гляциологический журнал 22 (1979) 1.
Google Scholar
37.
З. Ватанабэ, там же. 26 (1980) 255
Google Scholar
38.
Х. Нарита, там же. 26 (1980) 275
Google Scholar
39.
Б. Салм, Обзоры геофизики и космической физики 20 (1982) 1.
Google Scholar
40.
Х. Нарита, Из материалов Института низких температур, серия A 32 (1983) 1.
Google Scholar
41.
Дж. Б. Джонсон, Д. Дж. Соли, Дж. А. Браун и Э. С. Гаффни, J. Appl. Phys. 73 (1993) 4852.
Google Scholar
42.
К. С. Агравал и Р. К. Миттал, Defense Science Journal 45 (1995) 93.
Google Scholar
43.
Голубев В. Н., Фролов А. Д., Летопись гляциологии 26 (1998) 45
Google Scholar
44.
Трунин Р.Ф., Симаков Г.В., Жерноклетой М.В., Дорохин В.В., High Temperature 37 (1999) 702.
Google Scholar
45.
Х. О. К. Киршнер, Г. Мичот и Т. Сузуки, Philosophical Magazine A 80 (2000) 1265
Google Scholar
46.
Голубев В. Н., Фролов А. Д., Летопись гляциологии 31 (2000) 434
Google Scholar
47.
Х. О. К. Кирхнер, Г. Мишот и Дж. Швейцер, Scripta Materialia 46 (2002) 425.
Google Scholar
48.
С. К. Маити, М. Ф. Эшби и Л. Дж. Гибсон, ibid. 18 (1984) 213.
Google Scholar
Прочность и жесткость металла: в чем разница?
*
Выберите страну / regionUnited StatesCanadaAfghanistanAlbaniaAlgeriaAmerican SamoaAndorraAngolaAnguillaAntarcticaAntigua и BarbudaArgentinaArmeniaArubaAustraliaAustriaAzerbaijanBahamasBahrainBangladeshBarbadosBelarusBelgiumBelizeBeninBermudaBhutanBoliviaBosnia и HerzegovinaBotswanaBouvet IslandBrazilBritish Индийский океан TerritoryBrunei DarussalamBulgariaBurkina FasoBurundiCambodiaCameroonCape VerdeCayman IslandsCentral африканских RepublicChadChileChinaChristmas IslandCocos (Килинг) IslandsColombiaComorosCongoCongo, Демократическая Республика ofCook IslandsCosta RicaCote D’IvoireCroatiaCubaCyprusCzech RepublicDenmarkDjiboutiDominicaDominican RepublicEast TimorEcuadorEgyptEl SalvadorEquatorial GuineaEritreaEstoniaEthiopiaFalkland (Мальвинские) острова Фарерские IslandsFijiFinlandFmr Югославская Республика МакедонияФранцияФранцузская ГвианаФранцузская ПолинезияФранцузские Южные территорииГабонГамбияГрузияГерманияГанаГибралтарГрецияГренландияГренадаГваделупаГуамГватемалаГвинеяГвинея-БисауГайанаГаити Херд и Макдональд IslandsHoly Престол (Ватикан) HondurasHong KongHungaryIcelandIndiaIndonesiaIran (Исламская Республика) IraqIrelandIsraelItalyJamaicaJapanJordanKazakstanKenyaKiribatiKorea, Корейские Народно-Демократической RepKorea, Республика ofKuwaitKyrgyzstanLao Народный Демократической RepLatviaLebanonLesothoLiberiaLibyan Arab JamahiriyaLiechtensteinLithuaniaLuxembourgMacauMadagascarMalawiMalaysiaMaldivesMaliMaltaMarshall IslandsMartiniqueMauritaniaMauritiusMayotteMexicoMicronesia, Федеративные StatesMoldova, Республика ofMonacoMongoliaMontserratMoroccoMozambiqueMyanmarNamibiaNauruNepalNetherlandsNetherlands AntillesNew CaledoniaNew ZealandNicaraguaNigerNigeriaNiueNorfolk IslandNorthern Mariana IslandsNorwayOmanPakistanPalauPanamaPapua Нового GuineaParaguayPeruPhilippinesPitcairnPolandPortugalPuerto RicoQatarReunionRomaniaRussian FederationRwandaSaint HelenaSaint Киттс и НевисСент-ЛюсияСент-Пьер и МикелонСамоаСан-МариноСао-Томе и ПринсипиСаудовская АравияСенегалСейшельские островаСьерра-ЛеонеСингапурСловацкий iaSloveniaSolomon IslandsSomaliaSouth AfricaSpainSri LankaSth Georgia & Sth Sandwich Институт социальных Винсент и GrenadinesSudanSurinameSvalbard и Ян MayenSwazilandSwedenSwitzerlandSyrian Arab RepublicTaiwan, провинция ChinaTajikistanTanzania, Объединенная Республика ofThailandTogoTokelauTongaTrinidad и TobagoTunisiaTurkeyTurkmenistanTurks и Кайкос IslandsTuvaluUgandaUkraineUnited арабских EmiratesUnited KingdomUruguayUS Minor Отдаленные IslandsUzbekistanVanuatuVenezuelaVietnamVirgin острова (Британские) Виргинские острова (U.S.) Острова Уоллис и ФутунаЗападная СахараЙеменЮгославияЗамбияЗимбабве
Границы | Механические свойства бамбука путем измерения физических свойств пломбы для изготовления композитных материалов для армирования конструкционного бетона
Введение
Спрос на строительные материалы во всем мире растет по мере роста населения и его стремлений. Развивающиеся страны Африки и Азии изо всех сил пытаются удовлетворить этот спрос из-за отсутствия инфраструктуры и отраслей.Чтобы удовлетворить потребности в жилье и инфраструктуре для растущего населения в новых городах, такие страны, как Индонезия, Таиланд, Вьетнам и Мьянма, должны полагаться в основном на импортные строительные материалы, например песок, цемент, сталь, а также древесину для строительства. Однако в долгосрочной перспективе это может быть проблематичным, поскольку эти строительные материалы либо ограничены для местных поставок (песок или древесина), либо доступны только за счет импорта (медь, железная руда, сталь или другие металлы).Без альтернатив многие страны больше не смогут удовлетворять растущий спрос на строительные материалы. К счастью, появляются предложения по замене древесины и стали возобновляемыми, недорогими и экологически безопасными формами строительных материалов, которые можно найти на местном уровне в развивающихся регионах.
Армированные волокном композитные материалы сделали возможным множество промышленных инноваций. В настоящее время композиты, армированные стекловолокном и углеродными волокнами, широко используются во многих конструкционных приложениях.Однако есть экономические и экологические проблемы. Большинство синтетических волокон трудно перерабатывать, и они производятся из химикатов из очищенной нефти. Кроме того, их производство требует значительных затрат энергии. Композиционные материалы на основе синтетических неорганических волокон, таким образом, дороги и экологически непригодны. Перспективной альтернативой является использование натуральных волокон вместо синтетических неорганических волокон. Преимуществами по сравнению с синтетическими волокнами являются их обилие, возобновляемость, биоразлагаемость и более низкая стоимость.Среди различных натуральных волокон бамбук оказался устойчивой, но доступной альтернативой.
Бамбук — один из местных натуральных материалов, который в последние годы привлек внимание при создании новой категории устойчивых композитных материалов, армированных бамбуковыми волокнами. Бамбук — это быстрорастущий, недорогой и доступный природный ресурс в большинстве развивающихся стран, обладающий выдающимися качествами материала. Выращивание и промышленная переработка бамбука открывает огромный потенциал для нового поколения строительных материалов, производимых путем встраивания натуральных бамбуковых волокон в полимерную матрицу для применения в архитектуре и строительстве (Faruk et al., 2014; Hebel et al., 2014; Ю. и др., 2014; Джавадиан и др., 2016; Джавадиан, 2017; Рахман и др., 2017; Archila et al., 2018).
Бамбук — это естественный ячеистый материал с иерархической структурой, который обладает хорошими механическими свойствами, включая прочность на растяжение и изгиб вдоль направления волокон. Поскольку бамбук представляет собой функционально различающийся природный композит, границы раздела между его различными ингредиентами, включая волокна, клетки паренхимы и лигниновую матрицу, могут оказывать значительное влияние на его механические свойства (Wegst and Ashby, 2004).Иерархическая микроструктура бамбука возникает из-за того, что сосудистые пучки в матриксе паренхимы окружены поддерживающими волокнами целлюлозы. Эти волокна обеспечивают основные механические свойства бамбука. Кроме того, волокна целлюлозы действуют как армирующие, укрепляя лигниновую матрицу, подобно композитам с полимерной матрицей, армированным волокном. Эта структура создает кристаллические и аморфные области в микроструктуре бамбука, где линейные цепи глюкозы с водородными связями образуют кристаллические области, а нерегулярные водородные связи создают аморфные области (Gibson, 2012; Youssefian and Rahbar, 2015).
Бамбук имеет более высокие механические свойства вдоль направления волокон, чем поперек. Уникальные микроструктурные свойства натурального бамбука в отношении его механических свойств делают его подходящим возобновляемым материалом для композитов с высокими эксплуатационными характеристиками.
Обычно плотность бамбука выше на внешней поверхности и уменьшается по направлению к внутренним слоям поперечного сечения стены (Lakkad, Patel, 1981; Murphy, Alvin, 1992; Ray et al., 2004; Zou et al., 2009). ; Вахаб и др., 2010; Каур и др., 2016). Следовательно, предполагается, что внешние слои бамбуковых стеблей обладают лучшими механическими свойствами (Liese, 1985; Lo et al., 2008; Yu et al., 2008). Однако на сегодняшний день не было обнаружено всесторонних и систематических исследований свойств бамбука с точки зрения плотности и геометрии стебля, включая толщину стенки, диаметр и высоту стебля. Идентификация участков с более высокой плотностью волокон и, следовательно, с возможным превосходным качеством с точки зрения физических и механических свойств, может оказать значительное влияние на характеристики изготовленных композитных материалов.
Предыдущие исследования бамбука Guadua angustifolia из Колумбии показали, что верхняя часть стебля имеет наивысшую прочность и модуль упругости по сравнению с более низкими частями, поскольку верхняя часть стебля имеет более высокую плотность (Correal et al., 2010) . Тем не менее, это исследование не включало верхние срезы стебля, и, таким образом, корреляция положения стебля с механическими и физическими свойствами не изучалась.
Аналогичные исследования были проведены в Бангладеш по механическим свойствам, содержанию влаги и плотности четырех местных видов бамбука в зависимости от соответствующей высоты стебля (Kamruzzaman et al., 2008). В этом исследовании были протестированы Bambusa balcooa, Bambusa tulda, Bambusa salarkhanii и Melocanna baccifera для определения модуля упругости и модуля разрыва. Однако никакой корреляции между высотой стебля и механическими свойствами обнаружено не было.
Bamboo Gigantochloa levis (buluh beting) из Малайзии был изучен на предмет изменения плотности, модуля разрыва и модуля упругости в зависимости от высоты и возраста стебля (Nordahlia et al., 2012). Исследование показало, что, хотя модуль разрыва существенно не менялся с высотой стебля, модуль упругости увеличивался с увеличением высоты стебля. Однако не было предоставлено никакой информации о значениях прочности на разрыв и модуля упругости при изгибе, а также их влиянии на толщину стенки или высоту стебля.
Вакчауре и Куте изучили содержание влаги, удельный вес, водопоглощение, размерные изменения, прочность на растяжение и сжатие бамбука Dendrocalamus strictus из Индии на нескольких высотах (Wakchaure and Kute, 2012).Они не обнаружили значительной разницы между нижней и средней частями в отношении прочности на растяжение, сжатие и модуля упругости. Влагосодержание снизилось от нижней части к верхней, а удельная плотность увеличилась. К сожалению, влияние толщины стенки и диаметра стебля на физико-механические свойства не изучено.
Содержание влаги (MC) является важным свойством сырого бамбука, особенно в строительстве и строительстве, а также для изготовления композитов.MC может отрицательно влиять на прочность сцепления бамбуковых волокон в композитных изделиях и бамбуковых ламинатах, как показали исследования, проведенные Okubo et al. (2004), Chen et al. (2009), Кушваха и Кумар (2009). Таким образом, ожидается, что MC будет иметь большое влияние на характеристики и срок службы новых композитных материалов из бамбука.
Помимо влияния MC на механические свойства необработанного бамбука, такие как прочность на разрыв и прочность на изгиб, он также влияет на геометрические свойства необработанного бамбука, такие как стабильность размеров.Хотя несколько исследований включали влияние водопоглощения на стабильность размеров сырых бамбуковых и бамбуковых композитных образцов, они не изучали корреляцию между водопоглощением зеленого бамбука и его механическими свойствами (Rowel and Norimoto, 1988; Nugroho and Ando, 2000, стр. 2001). Быстрые изменения влажности могут привести к сильной усадке или расширению бамбуковых слоев, что может, особенно в ламинатах или композитах, привести к нарушению сцепления слоев (Lee et al., 1996; Zaidon et al., 2004; Маланит и др., 2011). Поэтому важно определить MC различных секций необработанного бамбука и классифицировать MC в соответствии с расположением в пределах длины стебля перед переработкой необработанных бамбуковых волокон в композиты или ламинаты.
Удельная плотность (SD) — это сухой вес данного объема сырого бамбука, деленный на вес равного объема воды. Значения SD тесно связаны со значениями MC. Стандартный метод измерения SD и MC необходим для обеспечения сопоставимости результатов с другими исследованиями.SD необработанного бамбука является потенциальным индикатором свойств продуктов на основе бамбука, таких как ламинат и бамбуковые композитные материалы, и поэтому важно измерять значения SD и MC и соотносить их с механическими свойствами необработанного бамбука.
Поскольку плотность волокна изменяется по толщине стенки, значения SD будут отличаться от внешнего к внутреннему сечению поперечного сечения стенки. Поэтому для любого применения сырого бамбука важно знать, какая часть поперечного сечения стены обрабатывается и каковы соответствующие MC и SD этой части.Измерение значений MC и SD для их корреляции со значениями толщины стенок и механических свойств обеспечивает доступный и ценный метод выбора лучших бамбуковых секций для производства изделий на основе бамбука с заранее определенными качествами.
Исследование механических свойств иерархических структур сырого бамбука должно привести к лучшему контролю производства и качества новых композитов на основе бамбука. Поскольку бамбук — это трава, которая достигает своей полной высоты в 20–30 м за чрезвычайно короткий период, всего несколько месяцев, механические свойства по длине стебля могут существенно различаться (Liese, 1998).
Подобные вариации свойств можно встретить во всех трех основных направлениях, например, в продольном, радиальном и тангенциальном (Liese, 1987). Были проведены исследования различных видов бамбука с целью изучения различий в механических свойствах (Limaye, 1952; Liese and Jackson, 1985; Rao et al., 1988; Hidalgo-Lopez, 2003; Janssen, 2012). Однако ни влияние толщины стенок, ни геометрии стебля на механические свойства не исследовалось и не соотносилось с естественной иерархической структурой бамбука.
В некоторых исследованиях изучались механические свойства ламинатов и композитов, изготовленных из Dendrocalamus asper (Malanit et al., 2009, 2011; Febrianto et al., 2012). Результаты показывают, что композиты и плиты, изготовленные из Dendrocalamus asper , обладают высокими механическими свойствами по сравнению с коммерческими изделиями из дерева. Однако в этих исследованиях также не учитывались вариации механических свойств различных срезов Dendrocalamus asper и различных диаметров стеблей.
В этой статье проводится комплексное и систематическое исследование влагосодержания (MC), удельной плотности (SD), прочности на разрыв (TS) в направлении волокна, модуля упругости при растяжении (E _t), прочности на изгиб или модуля упругости. Представлен разрыв (MOR) и модуль упругости при изгибе (E _f). Затем эти свойства коррелируют с соответствующей геометрией стебля бамбука, чтобы лучше понять его иерархическую структуру, которая затем может быть рассмотрена для синтеза новых композитных материалов, армированных бамбуковыми волокнами, изготовленных из бамбука Dendrocalamus asper .Наконец, использование этих соотношений исследуется в тематическом исследовании, включающем разработку бамбукового композита для использования в железобетоне. Затем результаты механических испытаний используются для проверки этого нового подхода.
Материалы и методы
Виды бамбука
Бамбук Dendrocalamus asper или Petung Putih был отобран из бамбукового леса на острове Ява в Индонезии. Этот бамбук широко доступен на Яве и в основном используется для строительства небольших домов в местных деревнях.У Dendrocalamus asper с Явы средняя длина стебля составляла 15 м. Внешний диаметр выбранных стеблей составлял от 80 до 150 мм. Выбранные стебли имели толщину стенок от 6 до 20 мм. Начальная MC солей колеблется от 12 до 15%. Стебли были разрезаны на три части и помечены как верхняя, средняя и нижняя. Каждая секция имела длину 5 м. Образцы для этого исследования были получены только из средней и нижней частей, так как верхняя часть стеблей не была доступна для этого исследования.
Подготовка образца
Для этого исследования было выбрано пятнадцать стеблей длиной 15 м. В итоге нижняя и средняя секции были разделены на пять частей длиной 1 м. Затем участок длиной 1 м был разрезан по длине и произвольно вырезаны образцы различной толщины для проведения физико-механических испытаний. Подразделы были разделены на семь групп в зависимости от диаметра стебля и толщины стенки, как показано в Таблице 1.
Таблица 1 . Классификация образцов, использованных в данном исследовании, по диаметру стебля и толщине стенки.
Секции большего диаметра обычно имеют большую толщину стенки по сравнению с секциями меньшего диаметра. Для классов 6 и 7 образцы с большей толщиной стенки до 20 мм использовались для испытаний, чтобы оценить влияние сечения стенки толщиной более 15 мм на свойства стебля.
Влагосодержание
MC был измерен для образцов, взятых с 1-метровых участков. Из каждого подраздела было приготовлено по 10 образцов. Применялся стандартный метод испытаний ASTM D4442-07 для прямого определения содержания влаги в древесине и древесных материалах (ASTM International, 2015).Размер образца составлял (10) мм × (10) мм × (толщина сечения). После того, как образцы были вырезаны из стеблей, они были взвешены на весах Shimadzu BL320H с точностью до 0,001 г. Затем образцы сушили в конвекционной печи, которая могла поддерживать температуру 103 ° C в течение 24 часов. MC рассчитывалась по формуле (1):
MC,% = A-BB × 100 (1)
где A — исходный вес в граммах, а B — высушенный вес в граммах.
Удельная плотность
Образцы для измерения SD были приготовлены в соответствии со стандартным методом испытаний ASTM D2395-14 для определения плотности и удельного веса древесины и древесных материалов (ASTM International, 2014a).Из каждого подраздела случайным образом были приготовлены 10 образцов. Для каждого образца определялись ширина, длина и толщина для расчета объема ( V ). Начальная масса ( м ) каждого образца измерялась на весах Shimadzu BL320H с точностью до 0,001 г. Плотность (ρ) и SD рассчитывались по формулам:
, где K = 1000 мм ³ / г, ( м ) в граммах и ( V ) в мм ³.
Предел прочности при растяжении вдоль волокна
Предел прочности на разрыв образцов был измерен в соответствии со стандартным методом испытаний ASTM D143-09 для небольших прозрачных деревянных образцов с использованием испытательной машины на растяжение Shimadzu AG-IC 100 кН (ASTM International, 2014b). Образцы были вырезаны из 1-метровых секций бамбуковых стеблей и были выбраны из различных радиальных местоположений вдоль секций, а затем приготовлены в форме собачьей кости. Средняя ширина и длина захвата образцов составляли 25 и 50 мм соответственно.Средняя колея 130 мм.
Образцы, приготовленные из толстых стеблей, сначала разделяли на секции одинаковой толщины по длине. Впоследствии каждый участок был оклеен обоями в соответствии с ASTM D143-09 в форме собачьей кости и испытан.
Затем для анализа и оценки были использованы средние значения испытаний на растяжение двух секций. Пять образцов были взяты из междоузлий 1-метровой подсекции. Скорость нагружения была установлена на 1 мм / мин. Все испытания проводились при комнатной температуре и относительной влажности 65%.Предел прочности на разрыв (σ _t) был рассчитан путем измерения предельной нагрузки при отказе в испытании ( F _ult) и последующего деления его на поперечное сечение образца по измерительной длине ( А ). Следующая формула была использована для определения прочности на разрыв.
Модуль упругости при растяжении (E
_t)
Модуль упругости при растяжении был измерен с использованием машины Shimadzu AG-IC 100 кН в соответствии со стандартным методом испытаний ASTM D143-09 для небольших прозрачных образцов древесины (ASTM International, 2014b).Для этого испытания использовались образцы прочности на разрыв в форме собачьей кости. Длину манометра отрегулировали для модуля упругости при испытании на 80 мм, а ширина и длина захвата остались неизменными. Осевой экстензометр Epsilon с измерительной длиной 80 мм использовался для измерения деформации образца во время испытания. Скорость нагружения была установлена на 1 мм / мин. Кривые нагрузки-деформации были получены из каждого испытания для измерения модуля упругости при растяжении. Модуль упругости был рассчитан по наклону начального линейного участка кривой напряжения-деформации, полученного из кривых нагрузки-деформации.
Модуль упругости при разрыве (MOR)
MOR или прочность на изгиб был измерен в соответствии со стандартным методом испытаний ASTM D3043-00 (2011) для структурных панелей на изгиб (ASTM International, 2011). В этом исследовании было проведено испытание на изгиб по двум точкам. Преимущество испытания на изгиб в двух точках по сравнению с испытанием на изгиб в центральной точке состоит в том, что большая площадь образца подвергается пиковому напряжению — в отличие от испытания на изгиб в центральной точке, где пиковое напряжение прикладывается к изолированному месту. Следовательно, вероятность того, что между двумя опорами для нагружения существует какая-либо трещина или дефект, будет выше, а результаты будут более надежными при испытании на двухточечный изгиб.Пять образцов без узлов были приготовлены из 1 м частей каждого стебля. Скорость нагружения рассчитывалась согласно ASTM D3043 в зависимости от толщины и ширины образца.
Модуль упругости при изгибе (E
_f)
Модуль упругости при изгибе был измерен путем получения кривой нагрузка-деформация при испытании на прочность при изгибе. Экстензометр Epsilon с шагомером 25 мм использовался для измерения прогиба образцов в середине пролета во время испытания прочности на изгиб.Измерение и расчет модуля упругости проводились согласно ASTM D3043-00 (2011) при комнатной температуре и относительной влажности 65%. В этом исследовании были проведены множественные сравнения между несколькими толщинами стенок и диаметрами стеблей.
Статистический анализ
Статистический анализ данных, полученных в этом исследовании, был выполнен с использованием SPSS версии 22 (SPSS Inc., Чикаго, Иллинойс). Коэффициенты корреляции Пирсона ( r ) были рассчитаны, чтобы найти взаимосвязь между геометрией стебля, SD, MC и механическими свойствами бамбука.Были определены три уровня корреляции (т. Е. Сильная, r > 0,5; умеренно сильная, 0,3 < r <0,5; и слабая, r <0,3). Для дальнейшего изучения взаимосвязи между геометрией стебля и механическими свойствами иерархической структуры натурального бамбука были выполнены пошаговые множественные линейные регрессии. Производительность модели оценивалась с помощью скорректированного значения r ², которое представляет собой процент вариаций, описываемых независимыми переменными. r ² в целом является статистическим параметром, демонстрирующим, что результаты исследования близки к модели, полученной с помощью множественного регрессионного анализа. Значения r ² обычно находятся в диапазоне от 0 до 1; однако, если значения r ² ближе к 1, это означает, что полученная модель может представлять большее количество точек данных.
Результаты и обсуждение
Содержание влаги (MC)
Содержание влаги было измерено при двух условиях относительной влажности: при 20 ° C и относительной влажности 65% и при 45 ° C при относительной влажности 80%.Результаты для образцов из различных категорий бамбука Dendrocalamus asper показаны в таблице 2.
Таблица 2 . Содержание влаги в бамбуковом петунге при двух условиях относительной влажности для разных классов.
При относительной влажности 80% MC увеличивается для всех классов одинаково. Это условие было достигнуто через 6 дней при толщине стенки более 13 мм и всего через 3 дня при толщине стенки <13 мм. Прирост MC для всех классов находится в пределах 25–35%.Изменение MC для классов 4–7 незначительно при относительной влажности 80%. На рисунке 1 показано сравнение средних значений MC вместе с планками ошибок для каждого класса.
Рисунок 1 . Сравнение среднего MC для всех классов бамбукового петунга в двух условиях относительной влажности с планками погрешностей, равными двум стандартным отклонениям.
Хотя среднее значение MC при обоих условиях относительной влажности для классов 4–7 существенно не меняется, для классов 1–3 оно увеличивается с увеличением диаметра стебля.Стебли диаметром 100 мм или меньше и с более тонкими стенками имеют более низкий процент лигниновой матрицы и большее присутствие целлюлозных волокон по сравнению со стеблями диаметром более 100 мм, как показано в других исследованиях (Alvin and Murphy, 1988; Murphy and Alvin , 1992; Mohmod et al., 1993).
Поскольку бамбук имеет иерархическую структуру, его лигниновая матрица устанавливает водородные связи с водой, поэтому крупные стебли более стабильны при изменении относительной влажности по сравнению с небольшими стеблями с более тонкими стенками.Секция с более тонкими стенками в стеблях меньшего диаметра имеет более высокую плотность волокон и, следовательно, более низкий процент лигниновой матрицы по сравнению с крупными стеблями (Zou et al., 2009). В результате изменение относительной влажности будет иметь большее влияние на MC небольших стеблей с тонкостенными секциями по сравнению с большими стеблями с толстостенными секциями. Несмотря на наблюдаемую тенденцию изменения MC в зависимости от диаметра стебля и толщины стенки стебля, различия в значениях MC для различных классов бамбукового петунга для каждого условия относительной влажности несущественны.
Для переработки сырых бамбуковых стеблей на секции, пригодные для изготовления композитных материалов на основе бамбука, необходимо было тщательно проанализировать иерархическую структуру натурального бамбука в отношении изменения MC при различных диаметрах стеблей и толщине стенок. Средняя MC необработанных бамбуковых стеблей, выбранных для обработки, должна быть ниже 10%, чтобы уменьшить эффект чрезмерного расслоения или долгосрочного воздействия на окружающую среду из-за разложения конечного композитного продукта.Путем измерения содержания влаги в выбранных бамбуковых стеблях для производства композитов стала возможной предварительная оценка времени, необходимого для достижения определенного процентного содержания MC, подходящего для обработки необработанного бамбука и изготовления композита.
Удельная плотность (SD)
Результаты измерения SD представлены в таблице 3 для различных классов бамбуковых стеблей.
Таблица 3 . SD для сушки в печи для различных диаметров стеблей и толщины стенок бамбукового петунга.
Односторонний тест ANOVA (дисперсионный анализ) показывает, что нет значительной разницы между значениями SD для толщины стенок в пределах класса 1–3. SD для классов 5–7 уменьшается с увеличением диаметра стебля. Общая категория толщины стенок между классами 5, 6 и 7 составляет 11–12 мм. SD для этой категории толщины стенки и для классов 5, 6 и 7 составляло 0,741, 0,738 и 0,735 соответственно. С увеличением диаметра стебля для стеблей диаметром 120–150 мм SD уменьшается.
Уменьшение SD более крупных стеблей объясняется характеристиками плотности волокна.Лемя большего диаметра с более толстыми стенками обычно находится на дне стебля, где плотность волокон ниже. Как правило, бамбуковые стебли имеют более высокую плотность волокон в верхних частях, где волокна плотно упакованы, как показали другие исследования микроструктуры бамбуковых стеблей различных видов (Alvin and Murphy, 1988; Ray et al., 2004). В результате SD будет ниже в нижней части, где диаметр стебля и толщина стенки намного больше, чем в средней и верхней частях.
Предел прочности при растяжении вдоль волокна
Результаты испытаний образцов бамбукового петунга на разрыв вдоль направления волокон представлены в таблице 4. Максимальный предел прочности на разрыв для образцов класса 1 составляет 295 МПа при толщине стенки 7–8 мм. Категории толщины стенок 6–7 мм и 8–9 мм того же класса имеют одинаковую прочность на разрыв. Во 2 классе образцы с толщиной стенки 7–8 мм имеют наивысший предел прочности на разрыв 298 МПа. Другие категории толщины стенки имеют аналогичные свойства при растяжении, и между значениями нет значительной разницы.
Таблица 4 . Прочность на разрыв бамбукового петунга для различных диаметров стеблей и толщины стенок.
Как показано на Рисунке 2, нет существенной разницы между средней прочностью на разрыв для образцов класса 1–3. Однако средняя прочность на разрыв для классов 4–7 уменьшается с увеличением диаметра стебля. Взаимосвязь между диаметром стебля, удельной плотностью и пределом прочности выявляется при сравнении результатов измерения SD и прочности на разрыв.Для классов 1–3 не наблюдается значительного изменения SD и прочности на разрыв при увеличении диаметра стебля. Для классов 4–7 при увеличении диаметра стебля уменьшается как прочность на разрыв, так и SD.
Рисунок 2 . Средняя прочность на разрыв бамбукового петунга с ошибками двух стандартных отклонений.
Для стеблей диаметром более 110 мм на прочность на разрыв влияет плотность волокна бамбука. Более крупные стебли, вероятно, будут иметь меньшее количество целлюлозных волокон и более высокое содержание лигнина.Следовательно, прочность на разрыв сырого бамбука, которая в основном обусловлена растягивающей способностью волокон целлюлозы, значительно снижается. Это соответствует тенденции, наблюдаемой для SD бамбукового Петунга. Как упоминалось ранее, SD в основном зависит от плотности волокна, поэтому уменьшение плотности волокна приводит к более низкому SD, как показано также в предыдущем исследовании (Ray et al., 2004). Корреляция между SD, прочностью на разрыв и плотностью волокна важна при выборе бамбуковых стеблей для обработки композитов.Возможность различать стебли с различной прочностью на разрыв путем измерения только их стандартного отклонения является ценным методом выбора наиболее подходящих стеблей для бамбуковых композитных материалов.
Модуль упругости при растяжении (E
_t)
Модуль упругости при растяжении бамбукового петунга был измерен для различных классов бамбукового петунга с различными диаметрами стеблей и толщиной стенок в соответствии с ASTM D143-14. Результаты представлены в таблице 5.
Таблица 5 .Модуль упругости при растяжении бамбукового петунга для различных диаметров стебля и толщины стенок.
Модуль упругости бамбука является мерой жесткости бамбуковой матрицы и ее устойчивости к упругой деформации. Наивысший модуль упругости наблюдается для образцов класса 4 с толщиной стенки от 9 мм до 10 мм при давлении 28 230 МПа, а самый низкий модуль упругости обнаружен для образцов класса 7 с толщиной стенки от 19 мм до 20 мм при давлении 18 140 МПа.
Односторонний тест ANOVA не показал существенной разницы между модулями упругости стенок различной толщины в образцах класса 1.Модуль упругости образцов класса 4 увеличился по сравнению с образцами класса 1, 2 и 3. В классе 4 модуль упругости увеличивается с увеличением толщины стенки.
Среди семи классов бамбука петунг класс 4 показывает самый высокий средний модуль упругости. В классах 5-7 модуль упругости уменьшается с увеличением толщины стенки. Аналогичные тенденции наблюдаются для образцов 6 и 7 классов. Это соответствует тенденции, наблюдаемой в отношении прочности на разрыв образцов от класса 5 до класса 7, где увеличение толщины стенки снижает предел прочности на разрыв.Сравнение таблицы 5 с таблицей 4 показывает, что для классов 5, 6 и 7 как предел прочности на разрыв, так и модуль упругости уменьшаются с увеличением толщины стенки.
Как упоминалось ранее, высокая прочность на разрыв бамбука в значительной степени зависит от прочности на разрыв целлюлозных волокон в естественной иерархической структуре бамбука. Это также верно для модуля упругости бамбука. Модуль упругости может быть оценен путем суммирования модуля целлюлозных волокон и модуля лигниновой матрицы, взвешенных по их объемным долям.Дуги диаметром <110 мм имеют почти одинаковое объемное соотношение волокон целлюлозы и лигнина, поэтому они показали одинаковый модуль упругости во всех категориях толщины стенок.
При увеличении диаметра стебля увеличивается и толщина стенки. С увеличением толщины стенок более крупных стеблей объемное отношение целлюлозных волокон к лигнину также уменьшается, как это наблюдалось в других исследованиях (Alvin and Murphy, 1988; Murphy and Alvin, 1992). В результате ожидается более высокий процент лигнина по сравнению с целлюлозными волокнами в секциях с более толстыми стенками.Это приводит к более низкому модулю упругости более крупных бамбуковых стеблей по сравнению с более мелкими стеблями, в которых объемное отношение целлюлозных волокон к лигнину выше.
Модуль упругости при разрыве (MOR)
В таблице 6 приведены результаты испытаний MOR для различной толщины стенок и диаметров стеблей бамбукового петунга. Образцы класса 1 имеют самую высокую MOR — 209 МПа, а образцы класса 7 — самую низкую MOR — 121 МПа. Для образцов класса 1 увеличение толщины стенки с 6 до 9 мм приводит к снижению MOR с 209 до 198 МПа.Для образцов классов 2 и 3 не обнаружено существенной зависимости между толщиной стенки и MOR. В образцах класса 4 увеличение толщины стенки с 6 до 10 мм снижает MOR со 166 до 155 МПа, что соответствует снижению на 6,7%. Для класса 5 MOR для толщины стенки 10–11 мм является самым низким и составляет 149 МПа. MOR в классе 5 находится в том же диапазоне, что и для толщины стенки 9–12 мм со стандартным отклонением 5%. Для образцов класса 6 наблюдается аналогичная тенденция по сравнению с классами 1, 4 и 5 бамбука Петунг.
Таблица 6 . MOR бамбукового петунга для семи классов.
Стандартное отклонение этих образцов в классе 6 было <4%. MOR для образцов класса 7 уменьшается с увеличением толщины стенки. Толщина стенок от 19 до 20 мм имела наименьшее значение MOR 121 МПа. На рис. 3 показаны средние значения MOR для семи классов бамбуковых петунг.
Рисунок 3 . Средняя СОХ бамбукового Петунга.
Лопаты большего диаметра имеют более толстые стенки, особенно в нижней части.Более толстая толщина стенки приводит к более высокому процентному содержанию лигнина и более низкому содержанию целлюлозных волокон. Как отмечалось ранее в отношении прочности на разрыв и ее взаимосвязи с плотностью волокна, аналогичные выводы можно сделать в отношении MOR. Волокна целлюлозы плотно упакованы в верхних частях иерархической структуры бамбуковых стеблей, где преобладает меньший диаметр. MOR увеличивается с уменьшением диаметра стебля. За исключением образцов класса 2, MOR уменьшается с увеличением толщины стенки в пределах класса.Это подчеркивает важность плотности волокна для механических свойств сырого бамбука. Волокна целлюлозы способствуют высоким механическим свойствам натурального бамбука. Плотность целлюлозного волокна выше в наружном слое секций стенки и в верхних частях стеблей. Следовательно, MOR увеличивается с увеличением содержания волокна и уменьшением содержания лигнина в окружении волокон.
Модуль упругости при изгибе (E
_f)
Модуль упругости при изгибе берется из кривой прогиба под нагрузкой, полученной с помощью экстензометра.Влияние толщины стенки и диаметра стебля на модуль упругости при изгибе изучается для всех семи классов бамбуковых петунг.
В таблице 7 представлены результаты этого испытания для диапазона толщин стенок и диаметров стебля, которые были испытаны в соответствии с ASTM D3043-00 (2011).
Таблица 7 . Модуль упругости при изгибе для бамбука Петунг.
Наибольший модуль упругости 14 279 МПа наблюдался для образцов класса 2 с толщиной стенки в диапазоне 9–10 мм.Самый низкий модуль упругости 9375 МПа наблюдался у образцов класса 7 с толщиной стенки от 19 до 20 мм. Этот результат сопоставим с результатами испытаний MOR, где образцы класса 7 показывают самый низкий MOR из всех образцов. При сравнении результатов для различной толщины стенки наблюдались случайные изменения модуля упругости с увеличением толщины стенки. Однако, как показано в Таблице 7, бамбук Петунг показывает снижение среднего модуля упругости при изгибе с увеличением диаметра стебля с 80 до 150 мм.Образцы с диаметром стебля <120 мм показывают менее значительные изменения модуля упругости при изменении диаметра стебля. Тем не менее для образцов с диаметром стебля 120 мм и более модуль упругости падает с увеличением диаметра стебля.
Влияние диаметра стебля на модуль упругости при изгибе аналогично MOR. С увеличением диаметра стебля средний модуль упругости уменьшается. Это наблюдение может быть связано с иерархической микроструктурой кульминации.С увеличением диаметра стебля, в основном в нижней и средней частях бамбука, плотность волокна уменьшается из-за более высокого содержания лигнина по сравнению с содержанием волокна.
Как описано ранее, верхние секции стебля имеют более высокую плотность волокон по сравнению с нижними секциями. Такая высокая плотность волокна является причиной сильных механических свойств бамбуковой стебли, особенно модуля упругости, MOR и прочности на разрыв.
В пределах одного класса бамбука изменение модуля упругости при различной толщине стенки не является линейным для всех образцов.Это связано с пространственно изменяющейся микроструктурой стенок бамбуковой стебли. Образцы, протестированные в этом исследовании, были собраны случайным образом в разных поперечных сечениях и на разной высоте. Таким образом, изменение модуля упругости в зависимости от толщины стенки ожидалось от корки к соломе.
Сравнение механических свойств бамбука Петунг с доступными местными породами древесины, которые обычно используются в строительстве в Индонезии, демонстрирует превосходные свойства, которые предлагает бамбук Петунг по сравнению с древесиной.В таблице 8 представлен диапазон удельной плотности, прочности на растяжение вдоль волокна, модуля упругости при растяжении и MOR древесных пород, обычно используемых в строительных конструкциях, а также в композитных изделиях (Green et al., 1999). Обычно в Индонезии используются такие породы древесины, как балау, суматранская сосна и индонезийский палисандр.
Таблица 8 . Сравнение свойств обычных древесных пород в Индонезии и бамбука Петунг (Green et al., 1999).
Средняя прочность на разрыв бамбука петунг выше, чем у балау, суматранской сосны и индонезийского розового дерева.С точки зрения модуля упругости бамбук Петунг жестче, чем все породы древесины, указанные в Таблице 8, за исключением верхнего диапазона Балау, который по модулю упругости близок к модулю упругости бамбукового Петунга. Индонезийский палисандр имеет низкий модуль упругости по сравнению с бамбуком петунг и другими распространенными в Индонезии породами древесины. У Балау самый высокий диапазон MOR среди обычных древесных пород. Однако бамбук Петунг имеет более высокие значения MOR по сравнению со всеми породами древесины. Секции бамбукового петунга с самыми низкими механическими свойствами по-прежнему превосходят некоторые из наиболее распространенных структурных пород древесины, встречающихся в Индонезии, как показано в Таблице 8.
Корреляционные исследования и статистическое моделирование физико-механических свойств
Для измерения силы любой возможной взаимосвязи между механическими свойствами, диаметром стебля, толщиной стенки, удельной плотностью и содержанием влаги рассчитываются коэффициенты корреляции Пирсона ( r ). В таблице 9 приведены коэффициенты корреляции только для статистически значимых корреляций со значением p <0,05 по двустороннему тесту t между механическими и физическими свойствами, измеренными в этом исследовании.Как показано в Таблице 9, толщина стенок стеблей и удельная плотность (SD) имеют умеренную или сильную отрицательную и положительную корреляцию со всеми механическими свойствами, соответственно. Диаметр кульминации показывает сильную отрицательную корреляцию со всеми механическими свойствами, кроме модуля упругости при растяжении (E _t). Этот результат согласуется с результатами испытаний модуля упругости, представленными в Таблице 5. Содержание влаги (MC) имеет только умеренно отрицательную корреляцию с модулем разрыва (MOR) в этом исследовании.Следовательно, невозможно оценить механические свойства, включая предел прочности на разрыв и модуль упругости, только путем измерения MC секций бамбуковой стебли. Самый высокий коэффициент корреляции Пирсона наблюдается между пределом прочности на разрыв и толщиной стенки ( r = -0,742) бамбука Dendrocalamus asper . Следовательно, больший диаметр стебля показал бы меньшую прочность на разрыв.
Таблица 9 . Корреляция Пирсона между механическими и физическими свойствами.
Среди всех механических свойств, измеренных в этом исследовании, только модуль разрыва (MOR) показал сильную корреляцию с изучаемыми физическими свойствами [геометрия стебля, содержание влаги (MC) и удельная плотность (SD)]. Коэффициенты корреляции Пирсона показывают, что при увеличении диаметра стебля, толщины стенки и MC MOR уменьшается, а увеличение удельной плотности (SD) будет иметь положительное влияние на MOR. Как и ожидалось, удельная плотность (SD) положительно коррелирует со всеми механическими свойствами.Это согласуется с предыдущими исследованиями, проведенными на других видах бамбука в отношении влияния плотности на механические свойства (Lakkad and Patel, 1981; Lo et al., 2004). SD представляет собой плотность волокон в поперечных сечениях стебля. Следовательно, чем выше плотность волокон в поперечных сечениях бамбука, тем больше SD, и, как следствие, эти участки демонстрируют лучшие механические свойства. Кроме того, были предложены математические модели и уравнения для оценки механических свойств бамбукового петунга путем измерения только диаметра стебля и толщины стенки.В таблице 10 показаны значения параметров линейной модели, созданные на основе данных, полученных в этом исследовании. В таблице 14 все механические свойства указаны в МПа, в то время как D и t указаны в мм, а MC — в процентах. Здесь разработаны и обобщены эмпирические зависимости между MOR, Ef, Et, CS, TS и физическими свойствами стебля. Эти уравнения следует рассматривать как предварительную оценку механических свойств бамбука Dendrocalamus asper. Для других видов бамбука и бамбука из других регионов мира коэффициенты и константы модели могут отличаться.
MOR = -0,78D + 250 (5) Et = -362t + 25300 (7a) Et = 18550SD + 6874 (7b) Et = 33600SD + 70,4D + 13075 (7c) Et = 27200SD + 95.1D-364.6t-7180 (7d)
Таблица 10 . Модели множественной линейной регрессии для механических свойств бамбука Dendrocalamus asper (бамбук Петунг).
Кроме того, стандартное отклонение бамбуковых стеблей также можно оценить путем измерения только диаметра стеблей и толщины стенок с помощью уравнения 9.
SD = -0,002D-0,009t + 1,075 (9)
Применение бамбука для изготовления композитов для железобетона
Бетон в настоящее время широко используется во всем мире для крупных проектов в строительстве.Однако у бетона есть серьезный недостаток; имеет низкую прочность на разрыв. Следовательно, когда он используется в приложениях, где он должен выдерживать растягивающие усилия, большие трещины и преждевременный выход из строя неизбежны.
Чтобы преодолеть это ограничение, в конструкционном бетоне используются арматурные стержни с высокой прочностью на разрыв. В настоящее время стальная арматура используется в широком спектре конструкционных бетонных зданий и объектов инфраструктуры. Однако проблемой, связанной с использованием стальной арматуры в бетоне, является коррозия и связанное с ней разрушение железобетонного элемента.Коррозия стальной арматуры в бетоне вызывается карбонизацией бетона или воздействием на бетонный элемент хлорид-ионов, как это обсуждается в различных работах (Slater, 1983; Macias and Andrade, 1987). Следовательно, в присутствии кислорода и влаги коррозия арматуры приводит к растворению железа в форме гидроксида железа [Fe (OH ₂)], который впоследствии образует слой ржавчины, окружающий арматурный стержень. В результате того, что ржавчина занимает объем, превышающий объем арматурного стержня, в бетоне возникают большие растягивающие усилия в виде растягивающего напряжения.Силы растяжения инициируют растрескивание бетонных слоев вокруг стальных стержней в виде отслоения бетона или отслоения арматурных стержней от бетона (Bertolini et al., 2013).
Альтернативные армирующие материалы, включая армированные волокном полимеры (FRP), которые не подвержены коррозии, поскольку полимерная матрица защищает волокна. Они имеют механические свойства, сопоставимые со стальной арматурой. Большой интерес вызывает применение натуральных волокон в производстве композитов из стеклопластика для замены синтетических волокон, таких как стеклянные и углеродные волокна.Натуральные волокна широко доступны в природе, поэтому для их производства требуется относительно мало энергии. Когда в производстве композитов из стеклопластика используются натуральные волокна, они могут привести к получению композитов с высокими эксплуатационными характеристиками, которые потенциально могут заменить все, если не многие, синтетические композитные материалы по более низким ценам для применений в строительстве и строительном секторе, где снижение веса имеет существенное значение. влияние на снижение энергопотребления и общей стоимости здания или инфраструктуры.
Применение полимерных композитов, армированных натуральным волокном, в строительстве в последние годы было успешным, но в основном в качестве неструктурных элементов, применяемых в качестве изоляционного элемента для конструктивных элементов, для покрытий полов и стен, в дверных и оконных рамах, для установки элементов, таких как дверные и оконные ручки, а также для ограждений.Среди различных высокопрочных природных материалов бамбук считается одним из старейших природных строительных материалов, используемых в зданиях, особенно в Южной Америке, Африке и, в частности, в Юго-Восточной Азии.
Различия в свойствах бамбуковых композитов FRP, производимых различными группами по всему миру, в основном связаны с видами бамбука, длиной бамбукового волокна, используемого при изготовлении, ориентацией волокна, типом используемой эпоксидной смолы / смолы и типом обработки. выполняется на сырых бамбуковых волокнах (Ichhaporia, 2008).До сих пор не проводилось исследований по использованию бамбука для изготовления композитов из стеклопластика для конструкционных и несущих элементов в строительстве и строительстве. Большая часть работ над композитами из бамбукового FRP посвящена ненесущим элементам, например, ограждениям или полам в зданиях, где структурные свойства и механические характеристики намного ниже, чем у любого элемента конструкции, такого как балки и колонны (Jindal, 1986 ; Нугрохо, Андо, 2000; Окубо и др., 2004). Это исследование направлено на восполнение этого пробела, предлагая новый подход к улучшению свойств бамбуковых композитов из стеклопластика с помощью новых технологий обработки и изготовления композитов из бамбукового стеклопластика, а затем за счет использования нового материала в качестве армирования для структурно-бетонных элементов.
Изготовление бамбукового композитного материала с использованием корреляционных отношений материалов
В этом исследовании бамбук Dendrocalamus asper или бамбук Петунг использовался для изготовления высокоэффективного полимерного композита, армированного бамбуковыми волокнами. В ходе подробного исследования, проведенного недавно исследовательской группой, были разработаны запатентованные инструменты для обработки бамбуковых стеблей в пучки бамбуковых волокон различной толщины, ширины и длины (Hebel et al., 2014; Hebel and Heisel, 2016; Javadian et al., 2016; Джавадиан, 2017).
Обработанные бамбуковые волокна сначала сушили в печи с циркуляцией воздуха при 80 ° C до тех пор, пока содержание влаги не стало <10%. Содержание влаги измеряли согласно стандартному методу испытаний ASTM D4442-07. Впоследствии обработанные бамбуковые волокна были отсортированы по толщине. Пучки сырых бамбуковых волокон, использованные в исследовании, представляли собой среднюю коллекцию волокон из верхней, средней и нижней частей бамбуковой стебли в почти равных соотношениях.
Перед переработкой бамбуковых стеблей в пучки волокон свойства сырья при растяжении и изгибе оценивались только на основе корреляционных соотношений, установленных в разделе «Корреляционные исследования и статистическое моделирование физических и механических свойств», при условии отсутствия испытательных устройств.Средний диаметр стебля и толщина стенок бамбука, использованного в этом исследовании, составляли 90 и 8 мм соответственно. Используя соотношение свойств материала, можно найти соответствующие механические свойства бамбуковых стеблей, как показано ниже;
MOR = -0,78D + 250 = -0,78 (90) + 250 = 179,8 МПа Ef = -33D + 14300 = -33 (90) + 14300 = 11330 МПа Et = -362t + 25300 = -362 (8) + 25300 = 22404 МПа TS = -8,5т + 363 = -8,5 (8) + 363 = 295 МПа
Эти значения были использованы в качестве основы для изготовления полимерного композита, армированного бамбуковыми волокнами, в данном исследовании.Дальнейшая оценка этих чисел была проведена путем измерения механических свойств готовых образцов бамбукового композита и сравнения результатов со свойствами необработанного бамбука, найденными на основе взаимоотношений материалов.
В качестве матрицы использовалась двухкомпонентная эпоксидная система со смолой и отвердителем. После смешивания смолы и отвердителя эпоксидной системы каждый пучок бамбуковых волокон пропитывали эпоксидной матрицей и выравнивали по направлению волокон. Пучки пропитанных волокон уложены друг на друга, образуя слоистую структуру.Впоследствии пучки пропитанных бамбуковых волокон подвергались воздействию различных давлений (от 15 до 25 МПа) и температур (от 80 до 140 ° C) при разном времени нажатия / выдержки для получения плотно спрессованных композитов. Наконец, панели были подвергнуты дополнительному отверждению в течение еще 48 часов при температуре 55 ° C, а затем были приготовлены для придания подходящей формы для измерения их механических свойств. Время отверждения после отверждения должно было гарантировать, что оптимальные сшитые сети были полностью развиты при рекомендованной температуре, обеспечивая необходимую энергию, чтобы дать молекулам эпоксидной смолы гибкость, необходимую для движения, и для полного формирования сетей внутри микроструктурных поперечных сечений. эпоксидной матрицы.Средняя удельная плотность бамбукового композитного армирования составила 1,33. Эта процедура обеспечивает достаточную защиту волокон от окружающей среды, тем самым гарантируя, что их свойства не ухудшаются с течением времени (Javadian, 2017).
На рис. 4 показан арматурный стержень из бамбукового композитного материала после того, как он был удален из машины горячего прессования.
Рисунок 4 . Бамбуковый композитный образец.
Свойства растяжения бамбукового композитного образца, включая предел прочности при растяжении и модуль упругости при растяжении, были измерены в соответствии с ASTM D3039-08, «Стандартный метод испытаний свойств при растяжении композитных материалов с полимерной матрицей», в то время как свойства изгиба, включая модуль разрыва ( MOR) и модуль упругости при изгибе были измерены в соответствии с ASTM D7264, «Стандартный метод испытаний свойств изгиба композитных материалов с полимерной матрицей посредством испытания на четырехточечный изгиб».«Все испытания проводились на машине Shimadzu AG-IC 100 кН. По крайней мере, пять образцов были протестированы на каждое механическое свойство, и результаты, превышающие 10% диапазон стандартного отклонения, который был статистически установлен как доверительный интервал, были отклонены. В таблице 11 представлены механические свойства образцов бамбукового композита, изготовленных в данном исследовании.
Таблица 11 . Механические свойства образцов бамбукового композита.
Как показано в Таблице 11, средние механические свойства образцов бамбукового композита выше, чем средние механические свойства пучков сырых бамбуковых волокон.Результаты показывают, что новые методы переработки бамбука в пучки волокон вместе с новыми методами производства, использованными в этом исследовании, улучшили механические свойства конечного бамбукового композита. Это также наблюдалось Hebel et al. (2014), Javadian (2017) и Rahman et al. (2017). Когда модуль упругости при изгибе бамбуковой композитной плиты сравнивается со свойствами необработанного бамбука, наблюдается улучшение модуля упругости при изгибе до двух раз по сравнению с модулем упругости необработанного бамбука.Точно так же MOR, предел прочности на разрыв и модуль упругости при растяжении бамбуковых композитных панелей увеличиваются по сравнению с исходным материалом на 30, 2 и 39% соответственно.
Корреляционные зависимости помогли сэкономить время, необходимое для предварительного тестирования сырья перед изготовлением композита. Кроме того, в этом исследовании показано, что с помощью новых технологий, основанных только на механических процессах, доступное в естественных условиях сырье (например, бамбук) можно превратить в высокоэффективные композитные материалы, применяемые в строительной индустрии для армирования конструкционного бетона.
Конструкция из железобетона с использованием композитной арматуры из бамбука
Для армирования бетонных балок используются два типа арматуры: продольная и поперечная (поперечная) арматура. Продольная арматура размещается параллельно длинной оси балки для обеспечения требуемой прочности на растяжение, в то время как арматура на сдвиг используется для обеспечения достаточной прочности на сдвиг перпендикулярно длинной оси бетонной балки.
Вся бамбуковая композитная арматура, произведенная в этом исследовании, имеет квадратное поперечное сечение 10 × 10 мм.Квадратное поперечное сечение является результатом процесса производства бамбуковых композитных материалов, как объяснялось ранее. Наиболее распространенная арматура, используемая в настоящее время для конструкционного бетона, имеет круглое поперечное сечение с ребрами на поверхности и без них, включая системы армирования из стали и армированных стекловолокном полимеров (GFRP). Однако в данном исследовании для простоты изучаются только квадратные сечения (Javadian, 2017). Согласно требованиям Американского института бетона (ACI) 318 «Требования к строительным нормам для конструкционного бетона и комментарии» (Американский институт бетона, 2008 г.), чтобы обеспечить достаточное ограничение продольной арматуры балки, поперечная арматура имеет форму замкнутого контура, в которой он остается неповрежденным до того, как произойдет разрушение из-за продольной растянутой арматуры.Кроме того, из-за того, что бетонная балка имеет форму замкнутого контура, разрушение бетонной балки не начинается с разрушения поперечной арматуры. Вместо этого наблюдается разрушение продольной арматуры. На рисунке 5 показана бамбуковая композитная система армирования, разработанная в этом исследовании для армирования образцов бетонных балок.
Рисунок 5 . Бамбуковая композитная система армирования, используемая для армирования бетонной балки.
Изогнутая часть поперечной арматуры имеет более низкие механические свойства по сравнению с прямыми частями поперечной арматуры.Более раннее исследование различных типов армирования на сдвиг из армированного волокном полимера (FRP), включая арматуру из армированного стекловолокном полимера (GFRP), показало снижение прочности на разрыв до 45% от прочности параллельно направлению волокон для изогнутых участков. из-за концентрации локализованных напряжений в результате кривизны, которая привела к радиальным напряжениям в изогнутых частях (Javadian, 2017).
В более раннем исследовании, проведенном исследовательской группой, был подробно исследован механизм крепления бамбуковой композитной арматурной системы к окружающей бетонной матрице (Javadian et al., 2016). Достаточный механизм связи между бетоном и бамбуковой композитной арматурой способствовал более высокой предельной несущей способности железобетонного элемента. Было показано, что за счет обеспечения межфазной микроструктуры (системы покрытия), которая обеспечивает плавную передачу растягивающего напряжения между бетоном и системой армирования, можно активировать максимальные механические способности бамбуковой композитной арматуры, что приводит к более высокой предельной несущей способности по сравнению с не- армирование с покрытием.
Была проведена серия испытаний на отрыв, чтобы найти подходящую технику, которая улучшит сцепление между двумя материалами. Чтобы улучшить механизм связи между бамбуковой композитной арматурой и бетонной матрицей, в более раннем исследовании были рассмотрены четыре типа покрытий и две длины склеивания: 200 мм (20 × толщина) и 100 мм (10 × толщина). Водонепроницаемая пароизоляционная мембранная система, система эпоксидной смолы на биологической основе, двухкомпонентное общее покрытие на основе эпоксидной смолы и двухкомпонентная система покрытия на основе эпоксидной смолы с частицами песка и без них были среди покрытий, используемых для исследования механизма сцепления.Средняя сила сцепления бамбуковой композитной арматуры, покрытой водонепроницаемой пароизоляционной мембранной системой и частицами песка с длиной заделки 200 мм, была аналогична прочности сцепления простой арматуры, армированной стекловолокном, в бетоне нормальной прочности. Поэтому для оценки армирования из бамбукового композитного материала в образцах бетонных балок, во-первых, они были покрыты покрытием, а во-вторых, длина заделки, в 20 раз превышающая толщину бамбукового композитного материала, была включена как часть конструкции балки (Javadian et al., 2016).
Покрытие, нанесенное на поверхность бамбуковой композитной арматуры, обеспечивает длительную стойкость к щелочным средам и проникновению воды из матрицы бетона. Следовательно, в бетоне, имеющем щелочную среду, нанесение покрытия на поверхность арматурных стержней обеспечивает дополнительную защиту арматуры (в дополнение к эпоксидной матрице) от долговременной деградации и обеспечивает необходимое сцепление с бетонной матрицей.
Руководство Американского института бетона (ACI) по проектированию и строительству конструкционного бетона, армированного стержнями из армированного волокном полимера (FRP) (ACI 440.1R-15) использовалась в качестве основного руководства при проектировании и оценке бамбуковых композитных железобетонных балок в этом исследовании (Американский институт бетона, 2015). ACI 440.1R-15 предоставил необходимые руководства по проектированию для применения материалов из стеклопластика в качестве арматуры в бетоне, чтобы обосновать более низкую пластичность железобетонных элементов из стеклопластика (например, стеклопластика) по сравнению со стальными железобетонными элементами. Размер бамбуковой композитной арматуры и бетонной балки в этом исследовании были спроектированы таким образом, чтобы не превышалась грузоподъемность испытательной машины.Вся продольная арматура в этом исследовании имела аналогичные размеры поперечного сечения 10 × 10 мм, в то время как толщина поперечной арматуры составляла 6 мм. На рис. 6 схематично показано поперечное сечение бетонной балки, армированной бамбуковой композитной арматурой.
Рисунок 6 . Поперечное сечение бамбуковой композитной железобетонной балки.
В этом исследовании все бамбуковые композитные железобетонные балки имели поперечное сечение 160 × 160 мм и общую длину 1300 мм, в то время как их длина нагрузки (L) сохранялась на уровне 1050 мм в соответствии с четырехточечной (или так называемой третьей точкой). нагрузка) установка для испытания на изгиб.Четырехточечная установка нагрузки позволила создать зону нулевого сдвига вдоль средней секции бамбуковой композитной железобетонной балки. Зона нулевого сдвига позволяет исключить сдвиговую арматуру в этом исследовании, таким образом, продольная арматура полностью нагружена при растяжении и изгибе, и расчет предельной несущей способности бетонных балок стал упрощенным. Продольная арматура имела сечение 10 × 10 мм. В этом исследовании были подготовлены и испытаны 15 бетонных балок с прочностью на сжатие 20 МПа.Расположение арматуры и расстояние нагрузки приведены в Таблице 12.
Таблица 12 . Детали бамбуковых композитных железобетонных балок.
В этом исследовании было рассмотрено в общей сложности три сценария проектирования путем изменения количества нижней арматуры или количества и расстояния между сдвиговой арматурой, как показано в таблице 12. Для каждого сценария проектирования были подготовлены и испытаны пять образцов. Две арматуры были использованы в качестве верхней арматуры сжатия для всех балок, испытанных в этом исследовании.Бетонные балки были испытаны до разрушения, и для каждого испытания были получены предельная разрушающая нагрузка, предельная способность к изгибу (MOR), нагрузка, соответствующая первой трещине, и способность к изгибу во время первой трещины. Таблица 13 содержит результаты испытаний на изгиб.
Таблица 13 . Сводка результатов, полученных при испытании образцов бетонной балки на четырехточечный изгиб.
На рис. 7 показана одна из балок, испытанных в этом исследовании после окончательного разрушения. Оценить результаты, полученные в этом разделе по предельной разрушающей нагрузке, в соответствии с рекомендациями и расчетами, указанными в ACI 440.1R-15 была проведена серия расчетов на основе ACI 440.1R-15 для оценки нагрузки отказа.
Рисунок 7 . Бамбуковая композитная железобетонная балка после разрушения.
В таблице 14 показано сравнение нагрузок на растрескивание, номинальных и расчетных предельных разрушающих нагрузок между значениями, измеренными во время испытаний, и расчетными значениями, полученными в соответствии со стандартными рекомендациями ACI 440.1R-15. Значения, представленные для экспериментальных результатов, были средними значениями, полученными для каждой серии пучков, показанных в Таблице 13.
Таблица 14 . Сравнение расчетных значений ACI 440.1R-15 и экспериментальных результатов, полученных в этом исследовании.
Бамбуковая композитная арматура показала лучшую начальную растрескивающую нагрузку и гораздо более высокую предельную несущую способность по сравнению с расчетными значениями, полученными в результате расчетов согласно ACI 440.1R-15. Расчетные расчетные нагрузки на растрескивание на основе ACI 440.1R-15 были ниже, чем значения, полученные при испытании бамбуковых композитных железобетонных балок.Нагрузки на растрескивание, измеренные во время испытания балок на четырехточечный изгиб, в среднем в 2–5 раз превышали расчетные значения стандарта ACI 440.1R-15, что подтверждает превосходные характеристики бамбуковой композитной арматуры по сравнению с оценками согласно в соответствии со стандартом ACI. Образцы балок только с двумя бамбуковыми композитными стержнями арматуры на растянутой стороне поперечного сечения бетонной балки разрушились в основном из-за разрыва арматуры, в то время как образцы балок с 4 бамбуковыми композитными стержнями арматуры имели тенденцию к разрушению из-за раздавливания бетона на сторона сжатия балки.В обоих случаях бамбуковая композитная арматура показала хорошие результаты, показывая, что она является подходящей альтернативой арматуре из стали и стеклопластика для бетонных конструкций с точки зрения механических характеристик и технической осуществимости.
Заключение
Бамбук Dendrocalamus asper , местный известный как бамбук Петунг из Индонезии, был выбран для корреляции его механических свойств с физическими свойствами стебля, включая геометрию стебля, удельную плотность и содержание влаги для изготовления композитов для использования в конструкционном бетоне.На основании результатов, полученных в первой части данного исследования, можно сделать следующие выводы:
• Физические свойства бамбуковой стебли можно использовать для оценки механического потенциала бамбука для использования в производстве новых композиционных материалов на основе бамбука в строительстве.
• Механические свойства бамбуковых секций часто ухудшаются с увеличением толщины стенок стебля. Это связано с уменьшением объемного отношения целлюлозных волокон к лигнину по мере увеличения диаметра стебля.
• Это исследование предлагает простой метод, позволяющий оценить механические свойства бамбука путем неразрушающего измерения только толщины и диаметра стенок. Эта возможность особенно полезна в условиях питомников и лесов, где доступ к испытательным объектам ограничен.
Эти результаты затем используются для процесса выбора необработанного бамбука для производства конструкционных композитов, когда требуются определенные механические свойства. Тематическое исследование и независимые механические испытания новой композитной арматуры на основе бамбука в бетоне успешно подтверждают взаимосвязи, предложенные в этой статье.Дальнейшая работа включает исследование прочности на сжатие и сдвиг бамбука, такого как Dendrocalamus asper , и оценку зависимости от геометрии стебля, включая диаметр стебля, толщину стенки и высоту. Также будут проведены дальнейшие исследования микроструктурного анализа композитной арматуры на основе бамбука и корреляции с механическими свойствами бамбука.
Авторские взносы
AJ разработал и провел эксперименты. AJ и NS разработали модели и проанализировали данные.AJ и NS написали рукопись в консультации с IS и DH. И.С. принимал участие в планировании и контролировал работу. DH внесла свой вклад в проведение исследования. Все авторы обсудили результаты и прокомментировали рукопись.
Финансирование
Исследование проводилось в Лаборатории городов будущего в Сингапурском центре ETH, который был создан совместно ETH Zurich и Сингапурским национальным исследовательским фондом (FI 370074016) в рамках программы Campus for Research Excellence и Technological Enterprise.
Заявление о конфликте интересов
Авторы заявляют, что исследование проводилось при отсутствии каких-либо коммерческих или финансовых отношений, которые могут быть истолкованы как потенциальный конфликт интересов.
Благодарности
Авторы хотели бы выразить признательность за поддержку Sawiris Foundation for Social Development и Singapore-MIT Alliance for Research and Technology Innovation Center в Сингапуре.
Список литературы
Элвин, К.и Мерфи Р. (1988). Различия в толщине волокон и стенок паренхимы стеблей бамбука Sinobambusa tootsik. IAWA J. 9, 353–361. DOI: 10.1163 / 22941932-095
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Американский институт бетона (2008 г.). Требования строительных норм для конструкционного бетона (ACI 318–08) и комментарий . Фармингтон-Хиллз, Мичиган: Американский институт бетона.
Американский институт бетона (2015). ACI 440.1R-15 Руководство по проектированию и строительству конструкционного бетона, армированного полимерными стержнями, армированными волокном .Фармингтон-Хиллз, Мичиган: Комитет ACI 440.
Арчила, Х., Камински, С., Трухильо, Д., Зеа Эскамилла, Э., и Харрис, К. А. (2018). Бамбуковый железобетон: критический обзор. Мат. Struc. 51: 102. DOI: 10.1617 / s11527-018-1228-6
CrossRef Полный текст | Google Scholar
ASTM International (2011). Стандартные методы испытаний структурных панелей на изгиб. ASTM D3043–00 (2011) . Вест Коншохокен, Пенсильвания: ASTM International.
ASTM International (2014a). Стандартные методы испытаний плотности и удельного веса (относительной плотности) древесины и древесных материалов. ASTM D2395-14e1 . Вест Коншохокен, Пенсильвания: ASTM International.
ASTM International (2014b). Стандартные методы испытаний небольших прозрачных образцов древесины. ASTM D143-14 . Вест Коншохокен, Пенсильвания: ASTM International.
ASTM International (2015). Стандартные методы испытаний для прямого измерения содержания влаги в древесине и древесных материалах.ASTM D4442-15 . Вест Коншохокен, Пенсильвания: ASTM International.
Бертолини, Л., Эльзенер, Б., Педеферри, П., Редаелли, Э., и Полдер, Р. Б. (2013). Коррозия стали в бетоне: профилактика, диагностика, ремонт . Weinheim: John Wiley & Sons.
Google Scholar
Чен, Х., Мяо, М., и Дин, X. (2009). Влияние влагопоглощения на межфазную прочность композитов бамбук / винилэфир. Compos. Часть А. Прил. С. 40, 2013–2019.DOI: 10.1016 / j.compositesa.2009.09.003
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Корреаль Д., Франсиско Дж. И Арбелаэс К. (2010). Влияние возраста и положения роста на механические свойства колумбийского бамбука Guadua angustifolia. Мадерас. Ciencia Tecnol. 12, 105–113. DOI: 10.4067 / S0718-221X2010000200005
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Фарук, О., Бледски, А. К., Финк, Х. П., и Саин, М. (2014). Отчет о ходе работ по композитам, армированным натуральным волокном. Macromol. Матер. Англ. 299, 9–26. DOI: 10.1002 / mame.201300008
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Фебрианто, Ф., Хидаят, В., Бакар, Э. С., Квон, Г.-Дж., Квон, Д.-Х., Хонг, С.-И., и др. (2012). Свойства ориентированно-стружечной плиты из бамбука Betung (Dendrocalamus asper (Schultes. F) Backer ex Heyne). Wood Sci. Technol. 46, 53–62. DOI: 10.1007 / s00226-010-0385-8
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Грин, Д.W., Winandy, J.E., и Kretschmann, D.E. (1999). «Справочник по древесине: механические свойства древесины» в Общем техническом отчете FPL-GTR-113 , изд. FS Департамент сельского хозяйства, Лаборатория лесных продуктов (Мэдисон, Висконсин: Министерство сельского хозяйства США), 4-1–4-44 .
Google Scholar
Hebel, D., и Heisel, F. (2016). Бамбуковый композитный материал для строительных конструкций и способ его изготовления .
Хебель, Д. Э., Джавадиан, А., Heisel, F., Schlesier, K., Griebel, D., and Wielopolski, M. (2014). Оптимизация прочности на разрыв композитов из бамбукового волокна для структурных применений с контролируемым процессом. Compos. Часть B англ. 67, 125–131. DOI: 10.1016 / j.compositesb.2014.06.032
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Идальго-Лопес, О. (2003). Бамбук — Дар БОГОВ. Богота: D’VINNI LTDA.
Google Scholar
Ичхапория, П. К. (2008). Композиты из натуральных волокон. Роли, Северная Каролина: ProQuest.
Google Scholar
Янссен, Дж. Дж. (2012). Механические свойства бамбука. Берлин: Springer Science & Business Media.
Google Scholar
Джавадиан А. (2017). Композитный бамбук и его применение в качестве арматуры в конструкционном бетоне . Цюрих: ETH Zurich.
Google Scholar
Джавадиан А., Велополски М., Смит И. Ф. и Хебель Д. Э. (2016). Исследование связующего поведения недавно разработанной бамбуковой композитной арматуры в бетоне. Constr. Build Mater. 122, 110–117. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2016.06.084
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Джиндал, У. (1986). Разработка и испытание пластиковых композитов, армированных бамбуковыми волокнами. J. Compos. Матер. 20, 19–29. DOI: 10.1177 / 002199838602000102
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Камруззаман, М., Саха, С., Боз, А., и Ислам, М. (2008). Влияние возраста и роста на физико-механические свойства бамбука. J. Trop. Для Sci. 211–217.
Google Scholar
Каур, П. Дж., Кардам, В., Пант, К., Наик, С., Сатья, С. (2016). Характеристика коммерчески важных азиатских видов бамбука. Eur. J. Wood Wood Prod. 74, 137–139. DOI: 10.1007 / s00107-015-0977-y
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Кушваха, П. К., и Кумар, Р. (2009). Исследования водопоглощения композитов бамбук-полиэстер: эффект обработки мерсеризованного бамбука силаном. Polym. Пласт. Technol. Англ. 49, 45–52. DOI: 10.1080 / 036025503026
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Лаккад С. и Патель Дж. (1981). Механические свойства бамбука, натурального композита. Fiber Sci. Technol. 14, 319–322. DOI: 10.1016 / 0015-0568 (81) ^-3
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Ли, А. В., Бай, X., и Перальта, П. Н. (1996). Физико-механические свойства древесно-стружечной плиты из бамбука moso. Forest Prod. J. 46:84.
Google Scholar
Лизе, В. (1985). «Анатомия и свойства бамбука», International Bamboo Workshop (Ханчжоу), 196–208.
Google Scholar
Лизе В. (1987). Исследования бамбука. Wood Sci. Technol. 21, 189–209.
Google Scholar
Лизе, В. (1998). Анатомия бамбуковых стеблей. Бостон, Массачусетс: БРИЛЛ.
Google Scholar
Лизе, В.и Джексон А. (1985). Биология, лесные растения, свойства, использование бамбука . Эшборн: Deutsche Gesellschaft für Technische Zusammenarbeit (GTZ).
Google Scholar
Лимай, В. (1952). Сила бамбука (Dendrocalamus strictus). Дехрадун: менеджер по публикациям.
Google Scholar
Ло, Т. Ю., Цуй, Х., Люнг, Х. (2004). Влияние плотности волокна на прочность бамбука. Mater. Lett. 58, 2595–2598.DOI: 10.1016 / j.matlet.2004.03.029
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Ло, Т. Ю., Цуй, Х., Тан, П., и Люн, Х. (2008). Анализ прочности бамбука с помощью микроскопического исследования бамбукового волокна. Constr. Build Mater. 22, 1532–1535. DOI: 10.1016 / j.conbuildmat.2007.03.031
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Масиас А. и Андраде К. (1987). Коррозия арматуры из оцинкованной стали в щелочных растворах: Часть 1: электрохимические результаты. Br. Корр. J. 22, 113–118. DOI: 10.1179 / 000705987798271631
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Маланит П., Барбу М. и Фрювальд А. (2009). Склеиваемость и качество склеивания азиатского бамбука (dendrocalamus asper) для производства композитных пиломатериалов. J. Trop. Для. Sci. 21, 361–368.
Google Scholar
Маланит П., Барбу М. К. и Фрювальд А. (2011). Физико-механические свойства ориентированно-стружечных пиломатериалов из азиатского бамбука (Dendrocalamus asper Backer). Eur. J. Wood Wood Prod. 69, 27–36. DOI: 10.1007 / s00107-009-0394-1
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Мохмод А. Л., Амин А. Х., Касим Дж. И Джусух М. З. (1993). Влияние анатомических характеристик на физико-механические свойства Bambusa blumeana. J. Trop. Для. Sci. 6, 159–170.
Google Scholar
Мерфи Р. и Элвин К. (1992). Различия в структуре стенок из волокон бамбука. IAWA J. 13, 403–410.DOI: 10.1163 / 22941932-296
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Нордалия А., Анвар У., Хамдан Х., Зайдон А., Паридах М. и Разак О. А. (2012). Влияние возраста и роста на отдельные свойства малазийского бамбука (Gigantochloa levis). J. Trop. Для Sci. 102–109.
Google Scholar
Нугрохо, Н., Андо, Н. (2000). Разработка конструкционных композитных изделий из бамбука I: основные свойства бамбуковой зефирной доски. J. Wood Sci. 46, 68–74. DOI: 10.1007 / BF00779556
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Нугрохо, Н., Андо, Н. (2001). Разработка конструкционных композитных изделий из бамбука II: основные свойства клееного бамбукового бруса. J. Wood Sci. 47, 237–242. DOI: 10.1007 / BF01171228
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Окубо, К., Фуджи, Т., и Ямамото, Ю. (2004). Разработка полимерных композитов на основе бамбука и их механических свойств. Compos. Часть А. Прил. С. 35, 377–383. DOI: 10.1016 / j.compositesa.2003.09.017
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Рахман, Н., Шинг, Л. В., Саймон, Л., Филипп, М., Алиреза, Дж., Линг, К. С. и др. (2017). Улучшенный бамбуковый композит с защитным покрытием для бетонных конструкций. Энергетические процедуры 143, 167–172. DOI: 10.1016 / j.egypro.2017.12.666
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Рао, И. Р., Гнанахаран, Р.и Састри К. Б. (1988). «Бамбук. Текущее исследование. материалы международного семинара по бамбуку, Кочин, Индия, 14–18 ноября 1988 г., в: Bamboos. Текущее исследование (Кочин: Научно-исследовательский институт леса Кералы), 217–290.
Google Scholar
Рэй А.К., Дас С.К., Мондал С. и Рамачандрарао П. (2004). Микроструктурная характеристика бамбука. J. Mater. Sci. 39, 1055–1060. DOI: 10.1023 / B: JMSC.0000012943.27090.8f
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Роуэл Р., и Норимото, М. (1988). Стабильность размеров бамбуковых древесностружечных плит из ацетилированных частиц. Mokuzai Gakkaishi 34, 627–629.
Google Scholar
Слейтер, Дж. Э. (1983). Коррозия металлов в сочетании с бетоном: Руководство, спонсируемое Подкомитетом ASTM G01. 14 по коррозии арматурной стали и свойствам металлов Совет . Филадельфия, Пенсильвания: ASTM International.
Google Scholar
Вахаб, Р., Мустапа, М., Сулейман, О., Мохамед А., Хассан А. и Халид И. (2010). Анатомо-физические свойства культурного двух- и четырехлетнего Bambusa vulgaris. Sains Malays. 39, 571–579. Доступно в Интернете по адресу: http://www.ukm.my/jsm/
Google Scholar
Вакчауре, М., Кут, С. (2012). Влияние влажности на физико-механические свойства бамбука. Asian J. Civ. Англ. (Построить дом). 13, 753–763.
Google Scholar
Вегст, У., и Эшби, М.(2004). Механическая эффективность натуральных материалов. Philos. Журнал 84, 2167–2186. DOI: 10.1080 / 14786430410001680935
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Ю, Х., Цзян, З., Хсе, К., и Шупе, Т. (2008). Избранные физико-механические свойства мозобамбука (Phyllostachys pubescens). J. Trop. Для. Sci. 258–263.
Google Scholar
Ю. Ю., Ван, Х., Лу, Ф., Тиан, Г., и Лин, Дж. (2014). Бамбуковые волокна для композитных приложений: механические и морфологические исследования. J. Mater. Sci. 49, 2559–2566. DOI: 10.1007 / s10853-013-7951-z
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Зайдон А., Паридах М., Сари К., Разак В. и Юзиа М. (2004). Характеристики склеивания Gigantochloa scortechinii. J. Бамбуковый ротанг 3, 57–65. DOI: 10.1163 / 156915^2875644
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Zou, L., Jin, H., Lu, W.-Y., и Li, X. (2009). Наноразмерные структурные и механические характеристики клеточной стенки бамбуковых волокон. Mater. Sci. Англ. C Mater. Биол. Прил. 29, 1375–1379. DOI: 10.1016 / j.msec.2008.11.007
CrossRef Полный текст | Google Scholar
Ab initio DFT + U предсказания свойств растяжения оксидов железа
Коррозионное растрескивание стали — это повсеместное явление, при котором сталь подвергается химической коррозии с последующим разрушением, вызванным приложенными нагрузками. Продуктами коррозии стали во влажном воздухе при высокой температуре (> 570 ° C) являются α-Fe ₂ O ₃ , FeO и Fe ₃ O ₄ .Здесь мы используем ab initio теория функционала плотности + U метод для предсказания свойств растяжения этих оксидов, чтобы получить представление о механизмах разрушения. Универсальное соотношение энергии связи Hayes et al. используется для экстраполяции данных атомного масштаба на макроскопические размеры образцов. Экстраполированные макроскопические предсказания согласуются с экспериментальными измерениями. Порядок предела прочности при растяжении, как показано, составляет FeO ₃ O ₄ <α-Fe ₂ O ₃ , что коррелирует с увеличением ионности (как указано в формальном заряд на катионах Fe) в трех оксидах.Предполагается, что направление с наименьшей прочностью на разрыв будет вдоль [01 (3/2) ( a / c ) ² 2] для α-Fe ₂ O ₃ и вдоль [001] как для FeO, так и для Fe ₃ O ₄ . Направление зависимости свойств при растяжении для этих трех оксидов железа можно понять с помощью анализа локальной деформации связи. Мы также прогнозируем, что нагружение FeO вдоль [110] и Fe ₃ O ₄ вдоль [001] или [111] вызывает пластический отклик до хрупкого разрушения при высокой температуре.
У вас есть доступ к этой статье
Подождите, пока мы загрузим ваш контент… Что-то пошло не так. Попробуй еще раз? .