時間：2022-04-18 10:35:25
序論：在您撰寫力學性能論文時，參考他人的優秀作品可以開闊視野，小編為您整理的1篇范文，希望這些建議能夠激發您的創作熱情，引導您走向新的創作高度。
1實驗部分
1．1材料與儀器
三乙胺(TEA)，分析純;甲苯二異氰酸酯(TDI-80)，化學純;聚己內酯二醇(PCL220N)、二羥甲基丙酸(DMPA)、三羥甲基丙烷(TMP)、1，4-丁二醇(BDO)、環氧樹脂(E-44)、丙酮、松香均為工業級。D211-2水浴鍋;JJ-1型電動攪拌器;XWW-20電子萬能試驗機。
1．2環氧樹脂和松香改性的TDI水性聚氨酯膠粘劑的合成
將一定量的PCL220N、TDI-80加入三口燒瓶中，在75～85℃反應到一定程度后，加入一定量的擴鏈劑BDO進行擴鏈約1．5h，再降溫至70℃左右，加DMPA(或E-44、TMP和DMPA)，繼續反應約4h至—NCO含量達到預定值后加入松香，攪拌均勻，然后冷卻至40℃，在高速攪拌下加入三乙胺水溶液中和、乳化，即得產品環氧樹脂和松香改性的TDI水性聚氨酯膠粘劑。
1．3力學性能的測試
材料的力學性能常用其拉伸強度來衡量。拉伸強度(TS)的測定:采用電子萬能試驗機，將樣品制成啞鈴狀(樣品的有效長度t為20mm，厚度為0．5mm，寬度W為10mm)，在常溫，拉伸速率為100mm/min條件下進行測定。其TS按下式計算［6-8］:TS=Fm/WT式中TS———拉伸強度，MPa;Fm———記錄的最大力，N;W———裁刀狹小平行部分寬度，mm;T———試驗長度部分的厚度，mm。
2結果與討論
2．1環氧樹脂用量對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響
當不含松香和三羥甲基丙烷(TMP)時，不同環氧樹脂用量對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響見圖1。由圖1可知，環氧樹脂的引入增加了水性聚氨酯的韌性，表現為軟而韌的特性。隨環氧樹脂含量的增加，拉伸強度均先增加，后降低，當環氧樹脂用量為5．73%時，改性TDI水性聚氨酯膠粘劑的拉伸強度達到最大，為1．94MPa。這是由于隨著環氧樹脂用量的增加，環氧樹脂(E-44)中的環氧基和羥基通過反應將交聯點引入聚氨酯主鏈，提高了聚氨酯的交聯密度，同時聚氨酯分子鏈上苯環的數量也增加，從而使得改性TDI水性聚氨酯膠粘劑的拉伸強度增加;但是環氧樹脂含量增大到一定程度后，再繼續增大環氧樹脂含量時，使聚氨酯的交聯密度提高，而親水性基團的數量不變，這樣就降低了聚氨酯分子的親水性，從而使分散顆粒變大，乳液穩定性下降，使得改性TDI水性聚氨酯膠粘劑的力學性能亦變差［6-7］。
2．2松香用量對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響
保持環氧樹脂(E-44)含量為5．73%，改變松香的用量進行實驗，其中松香用量對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響見圖2。由圖2可知，隨松香含量的增加，其拉伸強度先增加，后降低。這是由于松香與聚氨酯有良好的相容性，可增加膠粘劑的塑性。當體系中松香含量較低時，松香所起的穩定作用超過其增塑作用，造成膠膜的拉伸強度有稍許上升，當松香含量增加到8.92%時，改性TDI水性聚氨酯膠粘劑的拉伸強度達到最大，為2．38MPa;但是再繼續增加松香含量時，松香所起的增塑作用遠大于穩定作用，從而造成拉伸強度快速下降［8］。
2．3三羥甲基丙烷(TMP)用量對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響
當環氧樹脂含量為5．73%，松香含量為8．92%時，不同TMP用量時對TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響見圖3。由圖3可知，隨三羥甲基丙烷(TMP)含量的增加，拉伸強度先增加，后降低。這是由于TMP雖然不利于聚氨酯的結晶，但能顯著提高聚氨酯分子鏈的交聯度。隨TMP用量的增加，預聚體的內交聯度增加，從而使得膠膜的拉伸強度較高，當TMP用量為2．68%時，產品的拉伸強度達到最大，為3．43MPa，同時曲線有一個明顯的屈服點;而當TMP用量超過2．68%時，由于交聯度太大，預聚物難以乳化，不能形成穩定的乳液［9］。
2．4n(—NCO)/n(—OH)比值對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響
當環氧樹脂含量為5．73%，松香含量為8.92%，三羥甲基丙烷含量為2．68%時，不同n(—NCO)/n(—OH)比值對改性TDI水性聚氨酯膠粘劑力學性能的影響見圖4。由圖4可知，隨n(—NCO)/n(—OH)比值的增加，拉伸強度先增加，主要是由于隨著n(—NCO)/n(—OH)比值的增大，分子鏈中含有氨基甲酸酯基、芳基、脲基等剛性基團增加［10-12］，當n(—NCO)/n(—OH)=1．23時，產品的拉伸強度達到最大為4.72MPa，當n(—NCO)/n(—OH)比值大于1．23后，產品的拉伸強度隨著n(—NCO)/n(—OH)比值的增大而降低。
3結論
本實驗合成了環氧樹脂和松香改性的TDI水性聚氨酯膠粘劑，主要對其力學性能做了簡單的研究，結果表明，環氧樹脂、松香、TMP含量以及n(—NCO)/n(—OH)比值對環氧樹脂和松香改性的TDI水性聚氨酯膠粘劑的力學性能影響較大。當環氧樹脂含量為5．73%，松香含量為8．92%，三羥甲基丙烷含量為2．68%，n(—NCO)/n(—OH)比值為1.23時，TDI水性聚氨酯膠粘劑的拉伸強度達到最大值為4．72MPa。
作者：王孝華 李傳強 湯琪 牟元華 單位：重慶交通大學
1建構主義理論及學生特點
1.1建構主義理論
建構主義理論創始人著名心理學家皮亞杰認為，學生是教學關系中的主體，教學應以學生為中心，教師應引導學生積極主動的探索、發現和對知識意義的主動構建[1]。皮亞杰認為，教師是學生學習的促進者，學生的學習是積極主動且不斷地建構認知和知識結構的過程。建構主義理論認為學習是學生在原有經驗的基礎上主動進行意義建構的過程，這種過程要在實踐中或者在學生與環境的相互作用中通過新舊知識間反復的相互作用而建構成的。在教學中教師不能把對知識的理解傳遞給學生，而是從學生原有的知識經驗出發，引導學生從原有的知識經驗中生長出新的知識經驗，即教學的關鍵是向學生展示這些結論是如何得到的[2]。
1.2分析學生特點
現在的本科生自幼開始接受傳統的以教師為主體的“填鴨式”教學，基本未接受過“啟發式”教學等新的教學方法。他們在經過嚴格的應試教育和慘烈的高考競爭后進入大學，逐漸放松了緊繃的神經，普遍失去了奮斗的目標并且對學習漸漸放松。學生的狀態大體分為三類[3]：(1)少數同學有長期的規劃和學習目標，能夠自覺努力地學習。(2)多數同學比較茫然，沒有規劃也沒有努力的方向，隨波逐流，學習上敷衍了事。(3)極少數同學徹底放松，對學習和未來前途都漠不關心，認為到了大學就應該輕松自在地享受生活，花費大量時間和精力去玩游戲或者談戀愛，對學習完全是應付甚至厭學情緒嚴重，即使不能畢業也毫不擔憂。離開了家長的呵護和老師的督促，多數學生不能合理的安排自己的學習和生活，更不能保證學習態度和學習熱情。習慣了接受教師“消化”加工好的知識和方法，學生在大學的學習過程中對知識的歸納、總結能力以及在舊知識的基礎上生長新知識點的建構能力和知識的遷移能力比較差。鑒于學生學習能力、學習狀態和學習目標大不相同，本課程在講授過程中，務必不能采用傳統的灌輸式教學，應該積極探討新的適合本課程的教學方法和手段。
2改革教學方法及評價考核
2.1樹立新的教學觀
現代教育學倡導“以教師為主導，以學生為主體”的新型教育觀，對大學教育也同樣適用。在教學過程中，如何把以教師為主導的“教”與以學生為主體的“學”有效結合起來；老師如何能夠引導學生在已掌握的知識和已有的生活經驗的基礎上構建起新的知識增長點；結合本門課的特點和學生特點，怎樣能夠更有效的引導學生學習本課等問題都需要教師深刻思考。
2.2采用多種教學方法
本課程工程應用性較強，單純的講授知識點，會增加學生理解的難度。多媒體課件的制作尤其重要，大量圖片、動畫的運用，能夠對視覺、聽覺形成有效沖擊，有助于學生將枯燥的知識形象化。在講解本門課程時，應較多的結合生活實際和工程實際，采用“舉例法、對比法”等教學方法，引導學生構建新的知識要點。例如在講解脆性的章節時，可以列舉二戰期間，美軍8艘自由輪因脆性斷裂問題失事等歷史事件，形象具體的描述脆性的產生原因及危害，給學生直觀的印象。根據各部分的教學目標和教學內容，精心設定題目請同學來回答，也可以布置作業來引導學生完成，從而考查學生對知識的掌握程度。在這個步驟上可以“因材施教”，即對于學習目標明確、學習能力突出的學生，給他們的題目或作業可以適當拔高，難度或深度更加突出；對于多數同學來說，采用數量、難度普通的題目；對于厭學或者對學習漠不關心的學生來說，即要努力培養其學習積極性，又要嚴格作業的規范，明確告之不能完成作業就會影響期末成績的考核規定。由于《材料力學性能》涵蓋的概念較多，也可在進行了一定的教學內容后總結各知識點，有利于學生深入理解。
2.3改革評價考核
對學生的評價考核，既要體現學生的學習能力的差別，又要體現其學習態度及平時表現的差別。這樣的評價考核要求僅憑期末一張試卷是不能完成的。對學習態度端正、學習目標明確、學習能力突出的同學，考核成績應對其有所肯定；對于學習目標不明確、隨大流的學生，在調動其學習積極性的同時，應有平時表現的約束，督促其保持學習習慣；對于完全沒有學習目標的同學，在培養其學習興趣、督促其平時表現的同時，教師要經常找其談心，幫助他們培養學習習慣。筆者根據多年教授《材料力學性能》課程的經驗，建議期末試卷中增加附加題，得分以附加題目分值的40%計入總分；增加平時表現分數，建議占總分30%比例，70%比例為卷面成績。增加平時出勤率的檢查，該門課教學時長內累計曠課次數達5次及以上的同學，建議取消考試資格，重修后再參加考試。這些措施對優秀學生有鼓勵作用，并且能督促學生出勤、端正其學習態度。
3優化教學內容
很多版本的《材料力學性能》教材是基于金屬材料板塊編寫的，已經不再適應材料一級學科的教學要求，優化教學內容需要對三方面進行改革。
3.1修訂教學大綱
復合材料是一種較為新興的材料，與金屬材料和無機非金屬材料息息相關。隨著復合材料的進一步發展，它與高分子材料的關系也會越來越密切。修訂復合材料專業教學大綱，既要滿足兼顧復合材料、金屬材料、無機非金屬材料和高分子材料的共性要求，又要滿足以介紹金屬材料和復合材料特性為主、以介紹無機非金屬材料和高分子材料特性為輔的教學要求，且需要將各類材料有機的協調起來并融合到各個章節中去。在學習本門課程之前，學生應該學習了《材料科學基礎》《材料力學》和《工程力學》，對于已學知識可以略講或不講，達到節約課時的目的。
3.2編寫適合本專業的《材料力學性能》教材
《材料力學性能》所包含的概念公式較多，公式推導步驟也很繁瑣。在編寫教材的時候，既要注意到本課程與其他課程的聯系，又要減少公式的推導步驟。太多的公式推導不利于學生對知識點的理解，不必要求學生掌握公示的推導過程。編寫適合本專業的教材，難點是如何體現知識點的實際應用。例如講授冷脆性時，可結合《金屬材料與熱處理》中鋼的常存元素為開篇導語，復習五種常存元素對力學性能的影響。另外，還可以配圖且采用小號字做知識延伸，將與材料力學性能有關的著名歷史事件和日常生活的事例與本課程結合起來。例如泰坦尼克號的沉沒，就是由于當時冶煉技術落后，鋼板中的硫元素過多從而造成材料具有較高的冷脆性，在船體撞擊冰山后導致了船體破碎、快速沉沒等內容。這些看似不重要的知識延伸能都夠直白的展現各知識點的工程背景，使知識不再抽象，調動了學生的學習積極性。
3.3整合實驗課程內容
現行教材中涉及材料力學性能的實驗總共三個，“拉壓實驗”、扭轉實驗和彎曲實驗。這樣的實驗安排容易使學生將材料的各種性能割裂開來，認為各種力學性能的檢測方法是彼此獨立的[4]。雖然各種力學性能檢測方法的適用范圍、操作方法不同，但可以起到相互補充的作用。只有將不同的測試方法有機的結合起來，才能更好地理解材料力學性能。所以，該課程將三個實驗合并為“材料性能綜合實驗”，安排在整體課程之后。此外，精心設計實驗過程，合理安排實驗報告的知識點等，都有助于調動學生實驗課的積極性，從而形象直觀的理解《材料力學性能》。
4結語
《材料力學性能》課程改革進行了多年，收效甚微。深化該課程的教學改革，不能僅停留在某一方面。探討行之有效的教學方法，就要全面分析現在學生特點、結合現代教育理論、結合現代教學手段并對課程內容和教學大綱進行相應的調整。經過兩年的探討和教改嘗試，復合材料專業《材料力學性能》的課改已經取得顯著的成效，學生的學習積極性和對知識的掌握程度都有明顯提高。在后續的教學過程中，我們將對新發現的問題繼續進行改革，并以此課程為試點，逐漸推廣并形成一套成熟完善的教學體系。
作者：張振亞 陳剛 楊睿 趙玉濤 單位：江蘇大學材料學院
鋁及鋁合金材料具有密度低、強度高、導熱性好、斷裂韌性高等優點［1］，已經廣泛應用于航空航天和交通運輸等行業．近年來，中國飛速發展的飛機和高鐵制造行業，對性能優良鋁合金材料的需求越來越大．AlCuMg硬鋁合金是一種室溫性能優良的高強鋁合金，但因其焊接性能不佳，從而限制了其在工程中的應用．攪拌摩擦焊［2－4］和激光焊［5－6］的出現在較大程度上改善了AlCuMg硬鋁合金的焊接質量問題．然而，這兩種焊接方法的設備成本都很高，在發展中國家難以得到普及．因此，傳統的交流TIG焊焊接方法依然具有較高的研究價值．已有研究［7－10］表明，AlCuMg硬鋁合金TIG焊焊接接頭主要存在焊接熱裂紋、焊接接頭軟化、氣孔和焊接變形等缺陷．本文采用典型的AlCuMg硬鋁合金（2A12）進行了焊接實驗．文獻［7］表明，焊接硬鋁合金2A12時主要采用抗裂性較好的ER4145、ER4043或BJ380A焊絲．其中，ER4145（Al10Si4Cu）焊絲的抗熱裂能力很強，但焊絲及焊縫的延性很差．ER4043（Al5SiTi）焊絲的抗熱裂能力較強，形成的焊縫金屬的延性也較好．當ER4043焊絲用于鎢極氬弧焊時，能有效防止焊縫金屬產生結晶裂紋，但該焊絲抑制近縫區母材產生液化裂紋的能力較差．BJ380A（Al5Si2CuTiB）焊絲的主要成分與ER4043（Al5SiTi）焊絲基本相同，而且添加了較多的Cu元素及適量的B元素，因此，BJ380A焊絲能很好地防止焊縫的結晶裂紋以及近縫區液化裂紋的產生，但該焊絲在市場上的銷量非常小，很難購買到合格的產品．綜合比較后，本文選用了容易購買的ER4043焊絲．選用ER4043焊絲的另一個優點是在焊接過程中，母材中的部分Cu、Mg等合金元素可以過渡到焊縫中，使焊縫金屬產生微合金化．已有研究［11］表明，微合金化能夠增加由ER4043焊絲焊接得到的焊接接頭的強度和塑性．本文將熱影響區中的軟化區域稱為“過時效區”，而將熱影響區中的硬化區域稱為“固溶區”．
1實驗材料及方法
實驗母材為2A12硬鋁合金，且其熱處理狀態為T4態，即經過了固溶（495～505℃）＋自然時效處理．試板尺寸為150mm×60mm×4mm．實驗采用ER4043焊絲，且其直徑為12mm．母材與焊材的化學成分如表1所示．由于焊絲中Si元素的含量較高，可以有效地抑制焊接熱裂紋的產生．采用自動送絲機構和自動行走機構配合交流TIG焊接電源進行焊接實驗．在焊接過程中，利用琴鍵式卡具強制固定試板．焊前對母材坡口周圍進行機械清理，同時注意保持焊絲的潔凈．試板的坡口角度為60°，在焊接過程中需要使用引弧板和收弧板，且試板背面需加散熱銅墊板．實驗中采用單面單層焊接工藝．其中，焊接電流為140A；焊接電壓為17V；焊接速度為15cm／min；送絲速度為250cm／min；鎢極直徑為32mm．焊縫正反面成型照片如圖1所示．可見，由ER4043焊絲焊接得到的焊接接頭成型良好．在外觀檢查合格后，再對焊接接頭進行拉伸、硬度與金相試樣的制備．金相腐蝕劑采用Keller試劑（1mLHF＋15mLHCl＋25mLHNO3＋95mLH2O）．
2實驗結果與分析
2．1硬度曲線
采用維氏硬度計測量焊接接頭的硬度曲線，由于焊接接頭具有對稱性，實驗中只測量了焊接接頭一側的硬度值，結果如圖2所示．由圖2可見，焊接接頭的硬度曲線中存在兩個低點，一個位于熱影響區的過時效區，另一個位于焊縫區．處于熱影響區的固溶區的硬度值得到了提高，且幾乎與母材的硬度水平相近，且固溶區與母材的硬度均約為140HV．近縫區的硬度值朝著熔合線方向呈現出較為劇烈的下降趨勢，且近縫區的硬度從120HV下降到了90HV左右．熔合線區的硬度約為95HV．焊縫中心的硬度約為90HV，故該區硬度約為母材硬度的65％．處于熱影響區的過時效區硬度約為120HV，且該區硬度約為母材硬度的86％．
2．2顯微組織
圖3為焊接接頭各區域的顯微組織．圖3a為焊接接頭的母材的顯微組織．可見，該區域晶粒大小均勻，變形程度一致，并沿軋制方向有序排列．母材基體上散落分布著一些較大的黑色顆粒，這些黑色顆粒主要為固溶時未溶入母材的粗大S相（Al2CuMg）和雜質．圖3b為位于熱影響區中的固溶區的顯微組織．可見，經腐蝕后該區域的金相圖片發黑，且粗大黑色顆粒略微長大．造成固溶區金相圖片發黑的原因是在焊接過程中，由于該區域溫度高于人工時效溫度，但是低于母材固溶溫度，基體中的Cu原子發生聚集，使得過渡相（S′相）轉變為粗大的S相，即出現過時效現象．這些彌散分布在基體中的S相被腐蝕劑腐蝕后會變黑，因此，固溶區的金相圖片也同樣發黑．另外，S相生成的同時基體也會變軟，因而在金相試件的制備過程中很容易產生劃痕．圖3c為位于熱影響區的固溶區的顯微組織．可見，該區域晶粒變形程度低于母材，但依然沿著軋制方向有序排列．該區域基體中散落分布的粗大顆粒進一步長大并發生聚集．在焊接過程中，固溶區溫度達到了母材的固溶溫度，但是低于母材的固相線溫度，因而平衡相（S相）重新溶入基體，并在冷卻后形成了過飽和固溶體．隨后在焊后自然時效過程中析出S′相．經過上述過程，該區域相當于經歷了一次固溶處理，強度能夠得到恢復，因此，該區域稱為固溶區．圖3d為近縫區的顯微組織．可見，該區域晶粒呈等軸狀，并未出現明顯長大的晶粒．該區域發生了明顯的晶界液化現象，散落分布的黑色顆粒已經全部溶入基體中．在焊接過程中，該區域溫度達到了母材的固相線溫度，因而可使母材中的低熔點共晶體和散落分布的粗大顆粒相發生熔化，而熔化后的低熔點共晶體會聚集到晶界，形成了粗大共晶體，從而降低了基體中合金元素的含量．越靠近焊縫，基體承受的溫度越高，晶界形成的低熔點共晶體也就越多，基體中的合金元素含量也就越低，基體強度也就越低，因此，在硬度曲線上表現出硬度急劇下降的趨勢．同時，雖然近縫區溫度達到了母材的固相線溫度，但是由于母材中由各種合金元素形成的彌散分布的細小強化相顆粒較多，限制了晶界的大范圍移動，因而晶界只能進行平直化運動，因此，晶粒并未大幅度長大，只是形成了正常大小的圓潤等軸晶．圖3e為靠近熔合線的焊縫組織．可見，此區域為柱狀組織，形成原因是在結晶過程中，該區域的溫度梯度很大，晶粒平行于溫度梯度方向的生長速度較快，而垂直于溫度梯度方向的生長速度較慢，因此，最終形成了朝焊縫中心生長的柱狀晶．圖3f為焊縫中心的顯微組織，該區域呈現出明顯的枝晶組織，晶界處出現了大量低熔點共晶體聚集的現象．由于焊絲中的Si含量很高，在焊縫金屬結晶凝固的過程中，Si元素和從母材中過渡而來的Cu、Mg等合金元素將會被排擠到晶界，因而在晶界形成大量的低熔點共晶體．這些低熔點共晶體一方面能夠改善焊接接頭的抗結晶裂紋能力，但另一方面也會降低焊接接頭的塑性．
2．3TEM分析
圖4為處于熱影響區的固溶區的透射電子顯微（TEM）圖像．由圖4可以觀察到大量均勻分布的S′相，這些S′相是在固溶后的自然時效階段形成的，可以對基體起到有效的強化作用．固溶區的脫溶序列可以表示為GP區—S″—S′—S（Al2CuMg）固溶區在受到焊接熱循環作用后，基體中的平衡相（S相）會發生溶解，而分解出來的Cu、Mg原子將會重新固溶到基體中形成過飽和固溶體．隨著溫度的下降，過飽和固溶體中的Cu、Mg原子將會發生聚集，依次形成GP區、S″相和S′相．S′相為非平衡組織，是基體快速冷卻后形成的可以在室溫下長期存在的強化相，且與基體存在部分共格關系，因此，S′相能夠產生較大的畸變能，并起到應變強化、彌散強化和化學強化的作用．S′相不但可以提高焊接接頭的強度，而且也能提高其塑性，故S′相的強化效果最為理想．但是S′相在受熱時容易聚集轉變成S相，S相的尺寸較為粗大，與基體無共格結合，故其強化效果大大降低．這就是處于熱影響區的過時效區硬度低于母材和固溶區的原因．
2．4拉伸實驗
焊接接頭的拉伸實驗結果如表2所示．在拉伸實驗中，拉伸試件大多斷裂于焊縫中心區域．由表2可見，焊接接頭的平均抗拉強度約為270MPa，為母材平均抗拉強度的60％．焊接接頭的斷后伸長率為65％，為母材的斷后伸長率為176％．因此，焊接接頭的平均抗拉強度和斷后伸長率均大幅度低于母材．
2．5SEM與EDS分析
對近縫區和焊縫區的低熔點共晶體進行掃描電子顯微（SEM）觀察和能譜（EDS）分析，結果分別如圖5和表3所示．圖5a為近縫區晶界共晶體的SEM圖像，可見亮灰色共晶體沿著晶界斷續分布（如圖5a中A區所示）．結合能譜分析結果可知，該區域Cu元素的含量高達2671％，導致基體強度會由于Cu元素含量的急劇降低而隨之降低．同時，存在于近縫區晶界的大量低熔點共晶體也會增加近縫區的液化裂紋敏感性．圖5b～d為焊縫組織中具有不同形貌的低熔點共晶體的SEM圖像．結合表5中的EDS數據可知，由于這些共晶體的Cu、Mg和Si元素含量各不相同，因此，這些共晶體應該是由不同成分的組元構成的低熔點共晶體．由圖5b～d可見，焊縫組織存在大量的低熔點共晶體．在這些共晶體的共同作用下，焊縫金屬在結晶過程中具有“愈合”作用，能很好地抑制結晶裂紋現象，但其塑性變形能力較差．這是因為在焊縫凝固后期，如果晶界處存在的低熔點共晶體較少，則容易被焊接拉應力拉開形成裂紋；如果晶界存在較多的低熔點共晶體，則被拉開的晶界可以及時得到足夠的液體（低熔點共晶體）來補充，即起到“愈合”作用．
3結論
AlCuMg硬鋁合金焊接接頭的組織和性能變化較為復雜，焊接接頭的各個區域均具有各自鮮明的特點，且AlCuMg硬鋁合金焊接接頭的焊接性能較差．本文選用ER4043焊絲對AlCuMg硬鋁合金進行焊接，并研究了所得焊接接頭的組織與性能．通過以上實驗分析，可以得出如下結論：1）在焊接接頭的過時效區，由于S′相轉變為強化效果較差的S相，因此，該區域硬度值大幅度下降．2）焊后焊接接頭的固溶區強度可以自行恢復，且在該區域能夠觀察到大量的S′強化相．3）近縫區晶界存在大量富含Cu元素的低熔點共晶體聚集現象，造成基體中合金元素的含量下降，并對基體硬度產生了明顯的影響．4）利用ER4043焊絲焊接得到的焊縫組織存在大量的低熔點共晶體，這些低熔點共晶體在結晶過程中可以產生“愈合”作用，能夠有效地抑制結晶裂紋，但同時也會降低焊縫的塑性．
作者：劉政軍 劉繼國 蘇允海 單位：沈陽工業大學 材料科學與工程學院
1實驗材料和實驗方法
1.1材料的制備
實驗材料以鑄造高純鋁(純度為99.99%)作為實驗對象。將材料加工為尺寸為15mm×15mm×90mm的長方體試樣。將試樣放入等通道角擠壓模具中，采用石墨潤滑劑，以1mm·s－1的速度，進行多道次的室溫ECAP變形。其中ECAP模具通道的內角φ=90°，外角Ψ=20°。采用Bc路徑反復擠壓1～8道次。采用C路徑反復擠壓1～4道次。Bc路徑是指前一次擠出的試樣按同一方向旋轉90°后進入下一次擠壓。C路徑是指前一次擠出的試樣按同一方向旋轉180°后進入下一次擠壓。
1.2拉伸試驗
對高純鋁多道次等通道角擠壓后的試樣進行拉伸性能測試，按照GB/T228.1—2010［9］制備拉伸試樣，采用200kN型電子萬能試驗機進行拉伸試驗。
1.3硬度實驗
金屬材料的硬度是其力學性能的主要參考之一，試樣的晶粒越細，硬度越高，所以通過硬度值也可以反映出材料晶粒的尺寸變化。切取硬度試樣，采用FM－700數字顯微硬度計，對擠壓后的試樣進行顯微硬度測試。
1.4熱穩定性實驗
為檢測高純鋁經過ECAP實驗后的熱穩定性，設計兩組實驗:第1組將1～4道次的試樣進行加熱到100℃保溫1h的退火實驗;第2組將1～4道次的試樣進行加熱到200℃保溫1h的退火實驗，對退火后的試樣進行拉伸試驗和維氏硬度實驗。
2實驗結果與分析
2.1抗拉強度和伸長率分析
高純鋁經過ECAP實驗后的拉伸力學性能見表1?？梢姼呒冧X的抗拉強度在經過擠壓后有了明顯的提高，抗拉強度從第1道次到第3道次不斷提高，升高趨勢相似，在第3道次達到最大值為108MPa。在第4道次時抗拉強度出現下降趨勢，如圖1所示。這應該是由于第1次變形后高純鋁晶體內部晶粒減小且產生大量位錯，使抗拉強度大幅度提高，隨著應變量增加，抗拉強度不斷提高。到擠壓至第4道次時，位錯被堆積和湮滅，位錯數量有所下降，且保持穩定，進而出現動態回復和動態再結晶使強度下降［9］。在5道次擠壓后，抗拉強度比前一道次略有提升，但隨后幾道次的抗拉強度還是呈下降趨勢，在第6道次達到最低，為81MPa。高純鋁經過ECAP擠壓變形后的伸長率在經過第1道次的擠壓后明顯下降，隨著擠壓道次的增加，試樣的伸長率略有提升，但總體呈下降趨勢并逐漸趨于穩定。這是因為經過第1道次擠壓后高純鋁內部產生大量內應力，導致伸長率下降。
2.2硬度分析
經過Bc路徑ECAP第4道次的擠壓后高純鋁的硬度從最初的43.38HV提高到59.8HV，提高了37.8%。同樣，C路徑ECAP擠壓至第4道次后，硬度也達到了54.6HV，提高了25.8%?？梢姀?道次至4道次晶粒在不斷地細化。從圖2看出，對比Bc路徑和C路徑可以發現在第3和第4道次擠壓后，Bc路徑擠壓得到的硬度比C路徑擠壓后的硬度高。Bc路徑在第2到3道次之間硬度劇烈提高，相比C路徑硬度則均勻升高。
2.3熱穩定性分析
高純鋁熱穩定性的檢測是通過對加熱處理過的高純鋁進行拉伸試驗和硬度測試。圖3和圖4分別是Bc路徑和C路徑制得的高純鋁退火后硬度，從圖中可以得出，經過加熱到100和200℃進行退火后，試樣的硬度明顯下降。對比可以發現，經Bc路徑擠壓的試樣退火后，第3和第4道次比前兩道次硬度下降的幅度大。而C路徑則是第2和第4道次的硬度下降幅度大，而其他兩道次退火后硬度下降較小。對比加熱溫度可以發現，加熱到100和200℃后退火，對退火后的硬度沒有太大的影響。圖5是擠壓過第5道次至第8道次的高純鋁試樣，從圖5中可以看到:高純鋁在經過較高道次的ECAP擠壓后，試樣經過200℃退火后，其抗拉強度下降;試樣經過100℃退火后，抗拉強度在第6和第7道次均高于未經熱處理的擠壓試樣。對比100和200℃退火，試樣經200℃退火后的抗拉強度明顯下降，下降幅度比100℃退火后大很多?？梢娡嘶饻囟炔煌瑢估瓘姸鹊挠绊懖煌?。
3結論
(1)高純鋁在ECAP第3道次后抗拉強度達到最大值為108MPa，伸長率在第1道次后劇烈下降，由44%下降至18.3%，隨后抗拉強度下降，隨擠壓次數增加趨于穩定。(2)高純鋁的硬度隨著擠壓道次的增加不斷上升，到4道次后，Bc路徑高純鋁硬度為59.8HV，C路徑高純鋁硬度為54.6HV。(3)退火后高純鋁的的硬度和抗拉強度都有所下降，不同的退火溫度對退火后硬度的影響幾乎相同，而對抗拉強度的影響差別較大。
作者：高松松 王進 單位：青島理工大學
1實驗方法
1．1原材料
①多聚甲醛，分析純，天津福晨化學試劑廠生產；②苯酚，分析純，天津博迪化工有限公司生產；③氨水，分析純，天津福晨化學試劑廠生產。
1．2熱固性酚醛樹脂的制備
根據反應中引入催化劑的不同，酚醛樹脂可分為酸催化合成的熱塑性樹脂和堿催化合成的熱固性樹脂。其中，熱固性酚醛樹脂具有不溶不熔的特性。本文將使用熱固性酚醛樹脂為樹脂炭材料的前驅體，具體的合成工藝如下：將多聚甲醛與苯酚按照1∶1．3的摩爾比混合后，加入到三口燒瓶中；將三口燒瓶置于水浴爐中加熱至65～95℃，同時加入少量NH3·H2O，保持反應過程中體系的pH值在7．5～9．5；攪拌反應一段時間后得到粘稠狀液體，即為熱固性酚醛樹脂。
1．3酚醛樹脂炭的制備
將合成的熱固性酚醛樹脂模壓固化（即樹脂注入模具中，160℃固化48h以上脫模），再置于電阻爐中，在氮氣保護下進行炭化處理（炭化溫度為850～900℃），得到酚醛樹脂炭材料。
1．4酚醛樹脂炭結構與性能的表征
采用NETZSCHSTA409型熱重分析儀表征酚醛樹脂炭的前驅體———酚醛樹脂在N2氣氛下的熱失重行為。采用JSM6700型場發射掃描電鏡觀察酚醛樹脂炭的微觀形貌。采用RenishawInVia拉曼光譜儀分析酚醛樹脂炭的元素雜化態。采用CMT－5304電子萬能試驗機測定酚醛樹脂炭的壓縮強度。加載速率為0．5mm／min，試樣尺寸為10×10mm3。并通過試樣的壓縮應力－應變曲線，分析試樣的斷裂失效機制。
2力學性能分析
2．1酚醛樹脂炭的微觀結構
高聚物材料的熱分解溫度定義為失重10wt．％所對應的溫度［11］。固化后的酚醛樹脂在N2氣氛中的熱失重曲線，酚醛樹脂的熱分解溫度為239℃，失重5wt．％時的溫度為211℃，至850℃時的殘炭率為50．7％；酚醛樹脂在237和543℃附近的兩個階段發生明顯的失重現象；600℃后，酚醛樹脂進行結構重排，有機芳環結構逐漸向無機結構演變。第一階段的失重是因為固化反應過程中殘余的低分子物質揮發及分子間的交聯縮合而引起的；第二階段的失重則是因為自由基裂解、大量分子鏈斷裂、脫氫等非均相分解所致，該過程分解出CO、CO2、CH4等氣體，同時釋放大量的熱量。在1348cm－1附近出現代表sp3雜化的無序亂層炭結構的D峰，而在1589cm－1附近出現代表sp2雜化的取向度較好的微晶石墨炭結構的G峰。根據D峰與G峰的強度比值判斷材料中炭結構的類型。使用Origin8．0軟件計算兩峰的積分面積，得到ID／IG＝2．15，大于1，表明酚醛樹脂炭主要以非晶炭結構為主。從圖2（b）可以看出，酚醛樹脂炭主要由樹脂炭基體、微孔和微裂紋組成。酚醛樹脂在固化和炭化熱處理過程中出現小分子逃逸，因而在炭基體中留下大量微孔，微孔的孔徑為3～8μm。在炭化過程中酚醛樹脂內部產生較大的熱應力，在熱處理結束后未得到完全釋放，殘余應力留在樹脂炭基體中，從而形成一些寬度為1～2μm的微裂紋。
2．2酚醛樹脂炭的壓縮性能
酚醛樹脂炭典型的壓縮應力－應變曲線酚醛樹脂炭的壓縮強度為8．58MPa，酚醛樹脂炭的壓縮過程主要為彈性變形區，無屈服平臺區。彈性變形區主要受靜應力影響，反映了炭泡沫泡孔結構的強度特性，而屈服平臺區主要反映了微孔孔隙結構被壓垮的過程［3］。酚醛樹脂炭的壓縮應變較小，當應變達到4％左右，材料突然失效，曲線無屈服平臺區，壓縮斷裂過程呈脆性斷裂模式；應力－應變曲線出現一些“臺階”（圖中箭頭所示區域），表明在受壓過程中，裂紋在材料內部發生多次偏轉。由此可推測酚醛樹脂炭的斷裂過程（如圖4所示）：酚醛樹脂在固化過程中殘存一定的內應力，其在炭化階段未得到完全釋放，并在材料內部形成一定數目的微裂紋；這些微裂紋在受壓過程中不斷擴展－連通，形成更大的裂紋；當大裂紋在其生長方向上遇到基體相中的微孔，發生裂紋偏轉和裂紋彎曲效應，并吸收少量裂紋擴展能。由于樹脂炭基體的脆性較大，微孔的出現不足以吸收足夠的裂紋擴展功，難以阻擋裂紋進一步擴展。隨著載荷的不斷增大，材料內部的大量長裂紋迅速擴展－連通，致使其發生脆性斷裂，同時在應力－應變曲線上出現明顯的瞬間應力衰減現象。通常情況下，吸收的總能量越低，材料的韌性越差。由圖3可計算出酚醛樹脂炭在壓縮過程中吸收的總能量為0．135MJ／m3。而多孔樹脂基炭泡沫斷裂韌性最差的試樣，其吸收的總能量為0．3018MJ／m3［3］。與該研究結果相比，樹脂炭在壓縮過程中吸收的總能量降低了55．3％以上。平臺區是吸收能量的主要階段，而樹脂炭的壓縮斷裂呈現脆性斷裂模式，其壓縮變形主要以彈性變形區為主，因此在斷裂過程中吸收的總能量較低，斷裂韌性較差。
3結論
（1）采用堿催化法合成的熱固性酚醛樹脂，其熱分解溫度為211℃；酚醛樹脂經固化－高溫炭化熱處理形成了以非晶炭為主，含有樹脂炭基體、微孔和微裂紋的酚醛樹脂炭材料。（2）酚醛樹脂炭的壓縮強度為8．58MPa，應變較小，僅為4％左右；壓縮應力－應變曲線以彈性變形區為主，壓縮斷裂特征為脆性斷裂模式。（3）酚醛樹脂炭的斷裂韌性較差，由于壓縮應力－應變曲線無屈服平臺區，壓縮斷裂過程中吸收的總能量較小，僅為0．135MJ／m3。
作者：趙毓梅 單位：西北工業大學
1試驗材料和方法
試樣采用980鋼試樣，尺寸為150mm×50mm×20mm，共制作4個試樣，打鋼印進行標記。試驗使用爐膛為260mm×160mm×100mm的實驗室箱式爐。熱處理工藝為調質，即860℃×0．5h水冷10s轉油冷至室溫+620℃×1h回火，開爐門冷卻至室溫，工藝曲線如圖1所示。對1號試樣不進行調質，對2號試樣進行一次調質，3號試樣進行兩次調質，4號試樣進行三次調質，每次調質工藝相同。試樣經打磨、拋光、4%硝酸酒精侵蝕后，于高倍金相電子顯微鏡下觀察顯微組織。按照GB/T228．1—2010《拉伸試驗第一部分:室溫試驗方法》進行試樣制作和拉伸試驗;按照GB/T229—2007《金屬材料夏比擺錘沖擊試驗方法》進行試樣制作和低溫沖擊試驗。
2試驗結果與討論
2．1調質次數對力學性能的影響
980鋼經過不同次數調質后的力學性能如表1及圖2所示。結果表明，980鋼經過第一次調質后，強度顯著提高，但低溫沖擊吸收能量無明顯提高。980鋼經過第二次調質，強度與第一次調質相比無明顯變化，低溫沖擊吸收能量顯著提高。980鋼經過第三次調質，強度與第一次調質相比無明顯變化，低溫沖擊吸收能量略有降低。
2．2調質次數對顯微組織的影響
為不同次數調質態980鋼的顯微照片。可以看出，980鋼未進行調質時，組織為鐵素體，晶粒度級別為7．0級，進行第一次調質后，組織為回火索氏體和殘留奧氏體，晶粒度級別為7．5級，存在顆粒狀碳化物。經過第二次調質，殘留奧氏體基本消失，為回火索氏體，晶粒度級別提高到8．0級，存在少量顆粒狀碳化物。當進行第三次調質時，組織為回火索氏體和粒狀珠光體，晶粒度級別為8．0級?；鼗鹚魇象w是鐵素體與粒狀滲碳體的混合物?；鼗鹚魇象w使鋼的脆性降低，沖擊性能提高［3］。析出的細小顆粒狀碳化物，作為第二相質點，可以阻礙晶界的遷移長大，所以，隨著調質次數增加，晶粒細化。此外，淬火的冷卻過程存在形核和核心長大的過程。淬火冷卻時間受到控制，新的晶粒沒有長大到原始晶粒尺寸時，重新進行加熱后冷卻，再一次進行形核和核心長大，在原始晶粒中形成多個細小的晶粒，晶粒得到細化。鋼的沖擊韌性與晶粒大小有關［4］，韌脆轉變溫度T與晶粒直徑d的關系可用公式T=K－lnd－1/3描述，因此，細化晶粒可以提高鋼的沖擊性能。從屈服和抗拉強度來看，經過第二次調質，980鋼的屈服強度和抗拉強度明顯提高，這可能與晶粒得到細化有直接關系。塑性變形過程中，由外加切應力直接引起滑移的晶粒只占少數，多數晶粒的塑性變形是由前面晶粒中的位錯塞積群的應力集中所引起的，只有所有晶粒都進行了塑性變形，才會引起塑性變形的宏觀效果，它的作用效果與晶粒尺寸有關。可見，通過細化晶粒，可以提高屈服強度和抗拉強度。
3結論
1)980鋼經過第一次調質，屈服強度和抗拉強度明顯提高，低溫沖擊吸收能量提高不明顯，顯微組織為回火索氏體和殘留奧氏體。經過第二次調質，屈服和抗拉強度無明顯變化，低溫沖擊吸收能量顯著提高，顯微組織轉變為回火索氏體，晶界變得明顯，晶粒得到細化。經過第三次調質，屈服強度、抗拉強度無明顯變化，低溫沖擊吸收能量略有降低，顯微組織為回火索氏體和粒狀珠光體。2)980鋼經過兩次調質處理后，力學性能顯著提高，效果最好。
作者：陳亮 單位：武漢船用機械有限責任公司
1力學性能試驗研究
本實驗所用的水平加載設備是美國MTS公司提供的動力液壓伺服作動器，此作動器由MTS公司提供的FlexTestGT控制系統控制。同時FlexTestGT控制系統留有外部輸入信號的接口，這樣擬動力子結構實驗中的數值子結構計算程序和DSP中控制程序就能和FlexTestGT控制系統連接進行數據信號交換。實驗中使用的動力液壓伺服作動器在動力加載時可以達到±1000kN，水平位移的范圍是±300mm。豎向力由4個750kN的靜力作動器產生，整個豎向加載是自平衡裝置，大幅度的減少了設備的自重和加載過程中的摩擦力。本實驗的試件為4件性能相同的新型高阻尼橡膠隔震支座，其平面尺寸和橡膠層數都為400mm×400mm×6層，橡膠每層厚度為20mm，橡膠層總厚度為120mm，橡膠的水平剪切彈性模量采用G12(1.2N/mm2)。
1.1試驗方案
首先進行順應變加載實驗，實驗中支座的豎向荷載為960kN(面荷載6N/mm2)，并在實驗中保持恒定。水平方向通過水平動力液壓伺服作動器輸入正弦激勵波，為了研究頻率對支座性能的影響，對3件新型高阻尼橡膠隔震支座分別輸入頻率為0.1Hz、0.3Hz、0.5Hz的正弦波，對于每一頻率的正弦波其振幅分別按100%、175%、250%應變的順序進行改變，每一應變往返進行6次。而每一振幅實驗之間將支座靜置24h，使其能恢復到彈性狀態。其次，為了研究加載經歷對新型高阻尼橡膠隔震支座的力學性能的影響，對未進行過實驗的1件新試件進行逆應變加載實驗。實驗中豎向荷載還是保持960kN不變，水平方向輸入頻率為0.5的正弦波，其振幅按250%、175%、100%應變順序進行改變，每一應變往返進行6次。同樣對于每一振幅實驗之間將支座靜置24h，使其能恢復到彈性狀態。
1.2實驗結果及分析
順應變與逆應變實驗中得到的新型高阻尼橡膠隔震支座的滯回曲線如圖1所示。并且根據每一頻率下第2～第6回的滯回曲線按最大位移法計算在不同應變下的等效水平剛度與等效阻尼系數。其等效水平剛度、等效阻尼系數和加載頻率、應變的關系如圖2、圖3所示。從圖2中可以看出隨著加載頻率的增加，等效水平剛度有增加的趨勢，大致上頻率每增加0.01Hz，其等效水平剛度增加0.042(kN/mm)。但是實驗結果等效阻尼系數隨著頻率的變化幾乎沒有多大的變化，這說明新型高阻尼橡膠隔震支座的阻尼性能是穩定的，與激勵頻率的相關性小。同時從圖3中可以看出隨著應變的增加，等效水平剛度與等效阻尼系數都變小。從逆應變滯回曲線可以看出，當新型高阻尼橡膠隔震支座首先經歷了大應變變形后，小應變實驗的初始剛度比順應變實驗結果降低了，同時等效水平剛度與等效阻尼系數也發生了變化。根據每一頻率下第二回至第六回的滯回曲線按最大位移法計算逆應變實驗的等效水平剛度和等效阻尼系數，并與順應變實驗結果進行對比，其結果如圖4所示?？梢钥闯?，在順應變實驗中100%、175%應變的等效水平剛度比逆應變分別高25%、19%，而250%應變時兩者卻幾乎相同。對于等效阻尼系數，逆應變實驗結果均比順應變的實驗結果小，100%、175%、250%應變時分別小了7.3%、0.9%、16.9%。由此可見新型高阻尼橡膠隔震支座的等效水平剛度、等效阻尼系數與加載順序有很強的相關性。
2隔震性能分析研究
(1)力學模型。在分析中采用了10m高的混凝土橋墩，橋墩基礎的平面尺寸6.3m×6.3m，基礎高度為2.0m，橋墩的斷面尺寸為5.22m×2.4m，高度為9.5m，橋面的重量為714ton.實驗的橋墩模型的1次振型為{0.08，0.133，0.991}T，其周期為1.27s，(2)橡膠隔震支座及其地震波。在本次分析使用的是板式橡膠支座NR，新型高阻尼橡膠隔震支座HDR.其平面尺寸都采用方形400mm×400mm，純橡膠層總厚度為120mm，橡膠的剪切彈性模量為1.2N/mm2。其175%應變時的阻尼比設計值分別為0.04，0.21.采用針對2類場地的地震波L2T1Soil2，其最大加速度峰值為0.22g，地震波的標準輸入時間間隔為ΔT=0.01.(3)實驗結果及分析。10m高橋墩在L2T1Soil2地震波輸入條件下，2種支座的地震反應滯回曲線如圖7所示。為了定量的評價其隔震效果，從分析結果中直接得橋墩頂部的最大位移，橋面的最大位移，橋面的最大加速度，同時通過計算求得橋墩底部的最大彎矩，結果如表1所示。分析結果表面新型高阻尼橡膠隔震支座對橋梁有良好的隔震效果。
3結論
本文對新型高阻尼橡膠隔震支座的力學性能與對橋梁的隔震性能進行了實驗研究。實驗結果表明新型高阻尼橡膠隔震支座是速度相關型支座，加載頻率對其等效水平剛度有較大的影響，但對其等效阻尼系數影響不大。通過分析精確的定量地驗證了新型高阻尼橡膠支座對橋梁的減隔震效果。
作者：邵麗霞 單位：長安大學
1引言
混凝土是以骨料為填料，以硬化水泥漿為基體組成的復合材料。骨料在混凝土中占其體積的70%～80%，是組成混凝土的骨架，骨料的粒徑、顆粒形狀、級配、彈性模量等均會對混凝土的強度、耐久性和抗滲性等產生重要影響，尤其對混凝土的力學性能影響較大。本文從混凝土宏觀力學、斷裂力學和細觀力學三個方面總結分析骨料對混凝土力學性能的影響，期望為改善混凝土的力學性能和研制出高性能混凝土材料提供參考。
2基于混凝土宏觀力學的影響研究
天然骨料粒徑、種類和級配等對混凝土抗壓、抗拉等性能的影響較大，輕骨料、再生骨料的粒徑、替代率等對混凝土力學性能的也有較大影響。成振林等［1］通過實驗發現粒徑小的粗骨料，在相同漿體條件下，其混凝土抗壓強度較低，在非連續級配中，當單粒徑增大時，混凝土強度呈遞減趨勢;在連續級配中，最大粒徑占量最多時，混凝土抗壓強度最大;隨著粗骨料粒徑增大，抗壓強度增加，粗骨料級配好，混凝土抗壓強度較高。徐仁崇等［2］發現在相同水泥用量的情況下，使用大粒徑碎石配制的透水混凝土抗壓強度較低，但透水系數較高。何錦云等［3］認為小顆粒的骨料存在缺陷的幾率小，可降低骨料與水泥石界面的應力差，增加與水泥漿的粘結面積，使粘結強度提高;大顆粒的骨料下沉速度快，造成混凝土內部分布不均勻，影響混凝土的強度，過小的顆粒影響粘結強度。李嘉進等［4］發現混凝土抗拉強度隨骨料粒徑的增大而降低，骨料最大粒徑為150mm試件的抗拉強度，只有骨料最大粒徑為40mm試件抗拉強度的80%左右，但是骨料粒徑對抗壓強度的影響不明顯。田礫等［5］通過三點受彎和直拉試驗，研究發現放大骨料最大粒徑，并通過顆粒級配來調整界面過渡區的組成，在滿足必要的力學性能要求下，可顯著改善纖維增強水泥基復合材料的應變硬化特性。周立欣等［6］通過試驗研究發現，骨料類型對早齡期混凝土抗壓強度和彈性模量影響較小，對早齡期混凝土劈裂抗拉強度影響較大。周敏等［7］發現無論是由單粒級還是連續粒級配制的無砂大孔混凝土，隨著骨料最大粒徑的增大，抗壓強度逐漸減小，在漿體總量相同的情況下，單粒級骨料抗壓強度低，且最大粒徑增加，強度降低。Jawahar等［8］發現不同粒徑混合的粗骨料，對自密實混凝土的抗壓強度影響不大，在粗骨料含量一定的情況下，最大粒徑粗骨料含量越多，自密實混凝土彈性模量、劈拉強度越大，粗骨料含量越大，自密實混凝土彈性模量、劈拉強度越大。Vu等［9］發現無側限壓縮時，粗骨料粒徑對混凝土強度影響不大，在高圍壓下，粗骨料粒徑越大，對應極限變形的平均應變越小，在高圍壓和高偏壓力條件下，粗骨料粒徑越小，混凝土軸向切線剛度越大。李鳳蘭等［10］發現當粒徑小的輕骨料所占混合比例多時，可獲得強度高于普通混凝土而彈性模量低于普通混凝土的復合骨料混凝土，當粒徑大的輕骨料所占混合比例與粗骨料比例相當或多時，復合骨料混凝土的抗拉強度明顯降低。于本田等［11］過對混凝土強度和電通量的測試，采用灰色關聯分析方法研究發現，粗骨料的緊密空隙率與混凝土不同齡期強度的關聯度最大，破碎面所占比例和壓碎指標值次之，針片狀顆粒含量最小，故降低粗骨料的緊密空隙率，提高破碎面所占比例可使混凝土獲得較高的抗壓強度。對于普通混凝土，一般情況下，骨料粒徑越大，抗壓強度越大，抗拉強度越小，級配越好，抗壓強度越高，非連續級配下，骨料粒徑越大，抗壓強度越大，連續級配中，最大骨料粒徑含量越大，抗壓強度越大，一定條件下，放大骨料最大粒徑，可以改善應變硬化特征，對受高圍壓的混凝土，粗骨料粒徑越大，對混凝土應變，剛度越有利。但是對其它類型混凝土，如對無砂大孔混凝土，骨料粒徑越大，抗壓強度越小，對輕骨料混凝土，粒徑小的輕骨料含量越多，抗壓強度越高，故骨料對不同混凝土的影響不同。
3基于混凝土斷裂力學的影響研究
混凝土宏觀力學性能的研究，很難揭示材料變形和破壞的物理機制，研究骨料對混凝土斷裂參數的影響，分析骨料對混凝土內裂紋的擴展演化過程的影響，這些基于混凝土斷裂力學理論的研究受到關注。林辰等［12］利用雙參數模型研究發現對于高強混凝土最大粗骨料粒徑增大，臨界應力強度因子增大。吳智敏等［13］發現當骨料最大粒徑Dmax≤40mm時，混凝土斷裂韌度、斷裂能隨Dmax的增大而增大，當Dmax＞40mm時，斷裂韌度和斷裂能隨Dmax的增大而減小且趨于穩定，而臨界裂縫尖端張開位移與Dmax無關。應榮華等［14］發現粗骨料可以較大地減小應力強度因子，其作用類似于加筋作用，粗骨料的粒徑越大，粗骨料離裂紋尖端的距離越近，加筋作用也就越明顯，裂紋尖端的應力強度因子降低的幅度越大，應力強度因子的值越小。朱亞超等［15］基于試驗結果和改進的J積分計算方法，得出砂漿-骨料界面的ⅳ型斷裂能隨著砂漿基體強度的提高和骨料表面粗糙度的提高而提高。鄭丹等［16］采用斷裂力學方法分析了混凝土在拉壓多軸情況下的破壞準則，結果表明拉壓狀態下的不同尺寸和骨料級配的混凝土試件抗拉和抗壓強度均低于相應的單軸拉壓強度，并且混凝土的骨料粒徑越大，其雙軸強度下降越大，最大骨料粒徑對混凝土的雙軸破壞準則并無影響。Zhang等［17］發現對普通強度的混凝土，骨料總含量一定時，小骨料顆粒導致高抗拉強度和急劇的峰后應力下降，骨料顆粒越小，峰后應力σ-w曲線越陡;但對高強度混凝土，對不同的骨料顆粒σ-w曲線基本相似，峰后應力σ-w曲線比普通強度的混凝土更陡，骨料顆粒越小，抗拉強度越高;對普通和高強混凝土，斷裂能和特征長度隨骨料顆粒的增大而增大。張海等［18］利用四點剪切加載的試驗方法發現骨料不同，主要的斷裂形式不同，骨料對混凝土斷裂韌度影響較大;陶?；炷翑嗔秧g度低于花崗巖和石灰石混凝土的斷裂韌度。劉進寶等［19］基于穩定斷裂試驗，采用逆分析方法，發現斷裂能隨骨料粒徑的增大而增大，表明骨料對裂縫有阻礙作用，隨著骨料粒徑的增大，骨料從基體中拔出的長度越大，最大黏聚裂紋寬度逐漸增大。郝彩哲等［20］發現不同骨料的混凝土斷裂軌跡不同，骨料的強度越大，混凝土的斷裂荷載越大，變形越小，也就是脆性越大，骨料不同，裂紋擴展的方式也不同，陶粒幾乎完全斷裂，花崗巖和石灰石少部分斷裂。吳靜等［21］認為弱化了的細集料-水泥石界面，細集料表面的初始缺陷將宏觀分離裂縫誘導為均勻分布于砂漿基體中的彌散裂縫，增加了有效裂縫長度，也增大了斷裂過程區，提高混凝土的斷裂能和延性指數。通過斷裂力學理論研究混凝土力學性能，發現粗骨料粒徑越大，斷裂韌度、斷裂能、臨界應力強度因子越大，表明粗骨料對裂縫的發展有阻礙作用，可以提高混凝土的延性和抗壓強度，骨料越小，抗拉強度越高，峰后應力下降越劇烈，與骨料對混凝土宏觀力學的影響一致。此外骨料強度越高，斷裂荷載越高，變形越小，骨料表面越粗糙，斷裂能越高，這些都提高了混凝土的強度，延性等。
4基于混凝土細觀力學的影響研究
斷裂力學研究宏觀裂縫對混凝土性能的影響，但是無法分析宏觀裂紋出現以前材料中微缺陷或微裂紋的形成及其發展對材料力學性能的影響，研究者將細觀力學引入混凝土的研究。在混凝土細觀力學的發展中骨料對混凝土力學性能的影響主要集中在細觀力學數值模型建立，細觀層次混凝土損傷研究兩個方面?；诨炷恋募氂^結構，人們提出了許多混凝土細觀損傷斷裂的數值模型，如格構模型、隨機粒子模型、隨機骨料模型、隨機力學特性模型等［22］，數值模型仍不斷改進發展。孫立國等［23］提出了一種新的高效投放算法，通過一次性隨機投放形成同種骨料的所有三角形基骨料，然后在此基礎上隨機延凸，生成任意形狀的隨機骨料。李建波等［24］通過提出骨料粒徑極值比閾值的方法，剔除奇形骨料顆粒，并針對骨料填充過程采取半人工干預方式，切實做到在保證骨料目標填充效率及成功率的條件下，兼顧骨料形狀與分布的隨機性。汪衛明等［25］把骨料當作剛體，砂漿當做彈性體考慮，骨料用塊體元模擬，砂漿用有限元模擬，提出了運用于混凝土細觀力學仿真分析的塊體元-有限元耦合方法，可以大大地減少有限單元的數目，簡化前處理，減少計算量。王旗華等［26］提出的混凝土三相結構細觀模型生成方法，避開了復雜的侵入判定，提高了骨料的投放效率，綜合應用的極坐標方法、布爾運算方法以及圖層管理方法，使篩分簡單、計算量小、有限元處理便捷。Chen等［27］應用自定義的3D細觀離散單元法分析瀝青混凝土的斷裂性能，在建立的細觀模型中，骨料的形狀、顆粒級配、骨料含量通過定義的功能能容易的控制。梁聽宇等［28］應用隨機骨料模型，進行數值模擬，發現骨料隨機位置對混凝土試件強度的影響比較小，對變形影響比較大，骨料尺寸對強度的影響比較大，混凝土骨料相對試件越小，其脆性越明顯。琚宏昌等［29］運用Monte-Carlo方法模擬三相復合材料混凝土試件，采用各向同性的Mazars損傷演化模型描述混凝土細觀各相彈性損傷退化過程，利用有限元方法分別進行了混凝土二、三、四級配圓形、多邊形骨料試件的單軸拉伸數值模擬。試驗結果表明，同一級配任意多邊形骨料試件的極限承載力總體上要大于圓形骨料試件的承載能力;二、三、四級配混凝土試件強度依次遞減;在應力-應變曲線的軟化階段，圓形骨料較多邊形骨料試件軟化曲線平緩;多邊形骨料混凝土試件的脆性指數較圓形骨料混凝土試件的脆性指數高。唐欣薇等［30］對混凝土切口三點彎梁試驗進行了數值仿真，分析了同級配不同骨料顆粒分布特征對裂紋擴展性態及宏觀力學性能的影響。裂紋主要沿著骨料與砂漿界面擴展，當離開界面時，則從砂漿內部擴展，強度較高的骨料顆粒對微裂紋擴展有阻礙作用，斷裂一般不發生在骨料內，數值仿真的力-位移曲線的應變軟化段存在微幅波動現象。黃修山等［31］首先通過試驗測定了數值模型中需要的砂漿、骨料強度和變形參數，在顆粒流數值平臺上實現了砂漿、1～3mm、1～4mm和1～5mm粒組骨料數字混凝土單軸壓縮虛擬實驗，發現骨料對混凝土材料強度和變形特性具有明顯的增強特性，骨料越大，微裂紋多繞骨料產生和發展，骨料粒徑范圍越大，越容易形成架空結構，造成應力應變曲線峰值附近的波動，形成次穩定和多級強化。Zhang等［32］運用骨料生成和打包算法建立了考慮混凝土非均勻性的數值模型，此模型表達了骨料分布的隨意性，三點彎曲梁試驗和數值分析發現骨料對斷裂性能影響較大，裂縫不沿著原有裂縫發展，而是在附近呈Z字行分布，斷裂方向上的骨料也破裂。王寶庭等［33］采用適宜極限分析及處理微裂紋行為的剛體-彈簧元法，以隨機圓形顆粒模型代表混凝土的結構，模擬計算了混凝土試件的單軸抗壓的本構特性，全級配混凝土試件的彈性模量與骨料的彈性模量的關系為二次曲線。黃俊等［34］用有限元方法模擬了輕骨料混凝土在單軸拉伸載荷作用下的破壞形式，發現輕骨料混凝土裂紋首先在輕骨料中萌生、擴展，斷裂面擴展幾乎不受骨料阻礙，破壞過程比較突然。骨料形狀、顆粒級配、骨料分布、骨料含量、骨料和砂漿的模擬方法等都極大地影響了普通混凝土細觀力學中數值模型的建立和處理，在數值模擬分析中，骨料粒徑、強度越大，微裂縫多繞骨料產生和發展，骨料粒徑范圍越大，越易形成架空作用，任意多邊形骨料試件的極限承載力大于圓形骨料試件的承載力等，可見骨料的粒徑、級配和形狀等影響了裂縫的萌生和發展，對混凝土細觀力學性能影響同對混凝土斷裂力學性能和宏觀力學性能的影響基本一致。
5結語
本文從混凝土宏觀力學、斷裂力學和細觀力學三個方面分析總結了骨料的粒徑、顆粒形狀、級配和密度等性能對混凝土的力學性能的影響。骨料特性影響了混凝土的抗壓、抗拉強度等，影響了混凝土斷裂形式、斷裂參數、強度判據、數值模型，裂縫發展等，骨料對混凝土斷裂性能、裂縫擴展、應力應變場變化等的影響和對混凝土宏觀強度的影響基本一致?；炷梁暧^力學、斷裂力學和細觀力學的研究，使人們從不同層面全面了解骨料對混凝土性能影響、混凝土的破壞機理及其復雜的應力應變場等，可為改善混凝土的力學性能和研制出高性能混凝土材料提供參考。
作者：王赟 單位：陜西理工學院土木工程與建筑學院
1試驗概況
1．1原材料
水泥:呼和浩特市冀東水泥廠生產的P·O42．5級水泥;細骨料:呼和浩特市產河砂;鋼渣采用包鋼轉爐鋼渣，本試驗選取鋼渣均經過熱悶工藝，釋放其膨脹性，符合混凝土粗骨料相關標準，經破碎篩選，粒徑15～25mm。試驗對比用天然碎石采用呼和浩特市大青山機制硬質花崗巖碎石，粒徑15～25mm。水膠比為0．3、0．4時，使用聚羧酸高效減水劑;水膠比為0．6時，使用萘系減水劑。
1．2試驗配合比
混凝土配合比共三種，分別為0．3、0．4、0．6;鋼渣代碎石率(體積比)分別0、50、100%。1．3試驗內容試驗內容分為三類:一是骨料性能測試，具體依照JGJ52—2006《普通混凝土用砂石質量及檢驗方法標準》;二是混凝土拌合物坍落度及含氣量測試，參照GBT50080—2002《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》;三是鋼渣代碎石混凝土的力學性能測試，參照GBT50081—2002《普通混凝土力學性能測試方法標準》?；炷翉姸仍嚰叽鐬?00mm×100mm×100mm，采用試驗室標準養護，壓縮強度試驗齡期分別為3、7、28、90d、半年及一年，劈裂抗壓強度試驗齡期為90d。
2試驗結果與分析
2．1骨料性能測試結果
密度、含水率測試結果見表1。鋼渣表觀密度為3126．67kgm3，含水率為2．17%。碎石表觀密度為2843．35kgm3，含水率為1．1%。鋼渣表觀密度及含水率均大于碎石。表2為鋼渣與碎石壓碎指標測試結果。有試驗結果可知，鋼渣壓碎指標平均值為4%，碎石壓碎指標平均值為7%，鋼渣壓碎指標小于碎石壓碎指標。
2．2混凝土拌合物
混凝土拌合物含氣量及坍落度試驗結果見表3。當水膠比為0．3時，相同配合比條件下，鋼渣代碎石混凝土的坍落度與普通混凝土相近。當水膠比為0．4時，要達到與普通混凝土相同流動性，鋼渣代碎石混凝土減水劑用量需增大到普通碎石混凝土的2．3倍。當水膠比為0．6時，鋼渣代碎石混凝土單獨增加減水劑已無法調配出與普通混凝土相同的流動性，需要同時增加水的用量。觀察不同鋼渣代碎石率的混凝土含氣量，可發現在同等水膠比條件下，鋼渣代碎石混凝土含氣量比普通混凝土含氣量大，且隨著鋼渣代碎石率的增大，拌合物的含氣量逐漸增大。隨著水膠比的增大，鋼渣混凝土拌合物含氣量有進一步增大的趨勢。
2．3硬化混凝土力學性能
2．3．1抗壓強度
表4顯示了混凝土抗壓強度試驗結果。表5是混凝土各齡期相對強度增長率。圖1為混凝土抗壓強度隨齡期的發展曲線。期齡90d后，普通混凝土抗壓強度增長率開始逐漸減小，不足8%;而鋼渣代碎石混凝土增長率逐漸增大至15%左右，鋼渣代碎石混凝土增長率明顯大于普通混凝土。到180d時，同水膠比下鋼渣代混凝土已和普通混凝土抗壓強度非常接近。180d后，不同鋼渣代碎石率混凝土抗壓強度增長速率已逐漸趨于穩定，鋼渣代碎石混凝土強度增長率仍大于普通混凝土。且同等水膠比下鋼渣代碎石率越高，混凝土強度增長越快。
2．3．2劈裂抗拉強度
表6為90d劈裂抗拉試驗結果，圖2為不同水膠比鋼渣代碎石混凝土與普通混凝土90d劈裂抗拉強度變化曲線。由試驗結果可知，不同替代率的鋼渣代碎石混凝土與普通混凝土的劈裂抗拉強度隨水膠比的變化趨勢相同的，均隨著水膠比的增大，劈裂抗拉強度不斷減小。相同條件下，鋼渣混凝土與普通混凝土劈裂抗拉強度無明顯差異。
3結論
(1)鋼渣與碎石在物理性質上存在的差異:鋼渣表觀密度和含水率比碎石大，壓碎指標要小于碎石。(2)在相同配合比條件下，要配出與普通混凝土流動性相同的鋼渣代碎石混凝土，需增大水和減水劑的用量;且隨著水膠比的增大，所需水和減水劑用量逐漸增大;混凝土拌合物含氣量隨鋼渣代碎石率的增加而增大。(3)與普通碎石混凝土相比，鋼渣代碎石混凝土抗壓強度早期增長率基本相同，長齡期抗壓強度增長率大于普通碎石混凝土。(4)鋼渣代碎石混凝土與相同配合比條件普通混凝土的劈裂抗拉強度接近。
作者：石東升 單位：內蒙古工業大學
1引言
近年來隨著經濟社會的發展和人們生活水平的不斷提高，使得社會對物質產品消費不斷提高，從而促進了作為商品重要包裝形式的瓦楞紙板行業迅速發展，瓦楞紙板的需求量十分巨大。商品在流通過程中，瓦楞紙板這類紙質包裝材料受到流通環境溫度、濕度制約，其力學性質和動力學特性也直接受到環境的影響[1]。所以要求產品包裝必須滿足流通運輸環境要求，保證產品的安全可靠性。在實際的流通運輸環境下，引起瓦楞紙板力學性能變化的影響因素很多,溫度和濕度的變化影響尤其顯著,直接影響到瓦楞紙板包裝物品的安全性和使用時限。王俊麗、李廣生、肖文娟、程小琴等[2-5]通過在不同的含水率條件下瓦楞紙板力學性能的測定，得出瓦楞紙板的力學性能隨紙板含水率的增加而下降。DongMeiWang[6]等人在不同溫度下，研究溫度對紙蜂窩夾層板的含水率的影響，結果表明瓦楞紙板的含水率隨著溫度的升高而下降；隨著溫度的變化，瓦楞紙板的含水率發生了變化，最終影響到瓦楞紙板的力學性能。在實際運輸過程中，瓦楞紙板的力學性能在不同溫濕度環境下的變化比較顯著,但目前對瓦楞紙板在模擬運輸環境下力學性能的研究卻鮮有報道。當前，瓦楞紙板的種類繁多,不同類型的瓦楞紙板會有不同的力學性能。三層UV型瓦楞紙板的需用量非常大，已在精細產品、中小型和高檔包裝領域逐漸擴展，特別是在一些精密儀表、中小型家電、玻璃陶瓷器皿、醫藥、干鮮果品、飲料及禮品等的包裝上體現得尤為明顯。為了更好的解決三層UV型瓦楞紙板實際使用過程中出現的問題，為企業提供更多實際可行的借鑒方案，很有必要的對三層UV型瓦楞紙板的力學性能進行深入研究。
2材料與方法
2.1材料與儀器
實驗材料：三層UV型瓦楞紙板，A型，克重為180g/cm2，南寧新大海紙箱廠。實驗儀器：17-76型抗壓強度測試儀，美國TMI儀器制造公司；LP-80U型恒溫恒濕實驗試驗箱，廣東宏展科技有限公司。
2.2實驗方法
選擇在流通環境下比較常見的溫濕度。一般在車廂里面或集裝箱內的溫度為10℃-50℃，濕度為30%-80%。結合實驗室相關條件，相對濕度選取40%、50%、60%、70%、80%、90%，100%的7個水平。溫度選取20℃、25℃、30℃、35℃、40℃、45℃、50℃的7個水平。裁切100mm×25mm（長×高）的試樣，試樣采用GB/T22906.2-2008《紙芯的測定第2部分：試樣的溫濕處理》[7]進行試樣溫濕度處理。平壓強度采用GB／T22906.9-2008《紙芯的測定第9部分：平壓強度的測定》[8]；邊壓強度采用GB/T6546-1998《瓦楞紙板邊壓強度的測定法》[9]，粘合強度采用GB/T6548-2011，《瓦楞紙板粘合強度的測定》[10]。
3結果與討論
3.1溫濕度對瓦楞紙板力學性能的影響
3.1.1溫濕度對瓦楞紙板平壓強度的影響
不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動趨勢，波動值在20℃-30℃和40℃-50℃范圍內變化不大，在30℃-40℃范圍內的變化大，說明三層UV型瓦楞紙板平壓強度在溫度為30℃-40℃時的影響大；引起這一變化的原因是在30℃-40℃時，在各相對濕度下，瓦楞紙板內的纖維之間容易散失水分，瓦楞紙板的含水率不高，紙板纖維間的氫鍵力作用比較大。相對濕度為80%時的曲線波動最大，說明溫度對相對濕度為80%時的影響是最大的；相對濕度為100%時的曲線波動最小，說明當相對濕度達到最大值時，在各個溫度條件下瓦楞紙板內的含水率都非常高，平壓強度在此濕度下隨著溫度的變化比較小。當相對濕度為40%，溫度在35℃-45℃時，瓦楞紙板的平壓強度達到最大值，這是因為紙板內纖維之間的水分含量比較低，纖維之間的作用力比較大。不同溫度時，當瓦楞紙板的相對濕度增加到70%-80%，瓦楞紙板的平壓強度下降明顯加快。影響瓦楞紙板平壓強度主要因素是纖維的作用力，纖維間水分的含量直接影響著纖維間的相互作用力，當環境相對濕度增加到70%后，紙板纖維潤脹達到最大程度，纖維間的氫鍵就會被破壞，使瓦楞紙板的平壓強度下降。
3.1.2溫濕度對瓦楞紙板邊壓強度的影響
不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動趨勢，波動值在20℃-30℃范圍內，變化大，在30℃-50℃范圍內，波動值小。說明三層UV型瓦楞紙板邊壓強度在低溫時容易受到溫度變化的影響；引起這一變化的原因是當溫度升高到25℃左右時，紙板纖維之間的作用力變小造成的；相對濕度為90%和100%時的曲線波動最大，說明在高濕度環境下，瓦楞紙板內隨著溫度的升高水分散失嚴重；從圖可看出邊壓強度最大值范圍出現在相對濕度為40%溫度在35℃-45℃之間，這是因為在低濕高溫的環境下，紙板內的水分含量低，水分對紙板結構力學造成的影響比較小，所以紙板結構力比較大。邊壓強度隨著相對濕度的增大不斷地變小。不同溫度時，當瓦楞紙板濕度增加到80%，瓦楞紙板的邊壓強度下降更快，說明當瓦楞紙板的濕度到達80%以上時，瓦楞紙板的平壓強度受濕度的影響加大，若濕度繼續增加，瓦楞紙板就可能失效，在運輸中就喪失了作為運輸包裝的保護產品的功能。
3.1.3溫濕度對瓦楞紙板粘合強度的影響
不同濕度條件下，隨著溫度升高，各條曲線呈上下波動趨勢，波動值在30℃-40℃范圍內，變化比較大，說明三層UV型瓦楞紙板粘合強度對高溫的影響是比較明顯的，粘合強度主要的影響因素是粘合劑，在此溫度范圍內，水分的散失比較慢，導致粘合劑的含水量大，降低了粘合劑的粘合力。從圖3還可以看出，隨著濕度的增大，粘合強度都在不斷下降。粘合強度的最大值范圍出現在相對濕度40%，溫度為40℃-50℃時，在高溫低濕環境下，粘合劑的含水量比較少，粘合劑的粘合力比較大。當相對濕度大于70%時，三層UV型瓦楞紙板的粘合強度下降速率非常大，可能由于相對濕度大于70%時，水分增加較快，瓦楞紙板的粘合劑開始慢慢變軟，粘合劑的粘合力不斷下降，使得瓦楞紙板的粘合強度下降的速率變大。綜合圖1-圖3所示，在溫度為35℃-45℃的運輸條件下，當相對濕度為40%時，三層UV型瓦楞紙板的三種力達到相對的最大值，在此條件下最適合物品的運輸，可以更好的保護產品。對三層UV型瓦楞紙板力學性能影響比較大的是相對濕度，溫度次之。
4結論
本文探討了模擬流通環境中不同溫度和濕度對三層UV型瓦楞紙板的力學性能的影響。研究表明，流通環境的相對濕度對瓦楞紙板的影響較大，溫度對瓦楞紙板影響次之；當溫度在35℃-45℃之間、相對濕度為40%的狀態下，瓦楞紙板的力學性能達到最佳值，此時瓦楞紙板可以最大限度的保證產品的安全性。在運輸流通環境下，保證相對濕度不超過70%，瓦楞紙板可以更好保護產品。但要探究其原因，還需要從微觀層面，楞紙板的內在纖維的影響等因素進行深入研究，在未來的瓦楞紙板力學性能研究中需要結合結構力學，材料力學等進行細致地分析瓦楞紙板內在的影響因素，開展深層理論研究。
作者：黃劍宗 單位：廣西大學輕工與食品工程學院
1試驗材料及方法
試驗原料為真空冶煉并鍛造而成的鍛坯，首先在鍛坯上截取直徑為4.0mm、長10.0mm的圓柱試樣，采用熱膨脹儀測得合金鋼材料的A1和A3分別為710℃和930℃。采用二輥軋機將1200℃保溫90min的鍛坯熱軋為厚度為3.0mm的熱軋板，并對其依次進行酸洗、冷軋，最后得到厚度為1.2mm的雙相鋼冷軋薄板，其主要化學成分w(%)：0.10C、1.35Si、1.88Mn、0.007P、0.0056S，余量為Fe。在冷軋鋼板上沿軋制方向截取長220mm、寬60mm雙相鋼試樣，并進行連續退火試驗。根據實驗測得的A1和A3，確定退火溫度分別為735、760、785、810和835℃。將試樣加熱至退火溫度并進行保溫處理，保溫時間為6min，然后將試樣冷卻至685℃后淬火到240℃，保溫12min后冷卻至室溫。對工藝參數不同的退火板取樣，利用熱場發射掃描電子顯微鏡及EBSD技術對其進行顯微組織觀察和相結構分析，并采用電子萬能試驗機對其力學性能按照國標要求進行測試。
2試驗結果及分析
2.1顯微組織
圖1是退火溫度為735、760、785、810和835℃時雙相鋼連續退火后的組織。可以看出，不同溫度條件下的退火組織均為馬氏體和鐵素體，無明顯差異。同時發現馬氏體（硬相）呈凸起島狀，且均勻分布在鐵素體（軟相）的晶界上，形成了由軟相和硬相組成的雙相組織[4]。通過ImagesProPlu和彩色金相圖片對不同退火溫度下馬氏體的體積分數進行定量分析，研究組織中的相構成[5]。統計數據顯示，馬氏體的體積分數隨退火溫度的升高由13.8%增加至19.7%，且馬氏體島尺寸增大。這是由于在退火過程中，奧氏體隨退火溫度的升高逐漸增多；同時，C元素以及其他合金元素的擴散率也增大，奧氏體的尺寸增大。大部分奧氏體組織在淬火處理后轉變為馬氏體，增加了馬氏體的體積分數以及尺寸。由圖1還可以看到，馬氏體島中心位置顏色較暗，而與鐵素體交界區域出現了光亮圈。這是因為C元素的熱擴散速率較大，使其在連續退火過程中擴散較充分，使鐵素體與奧氏體中的碳濃度達到了平衡狀態。而Mn元素在奧氏體組織中的擴散速率小于其在鐵素體組織中的擴散速率，導致鐵素體與奧氏體的交界區域成為富Mn區，而淬透性與Mn的含量呈正比例關系，不同淬透性導致其內部較暗，而與鐵素體的交界呈現光亮圈。
2.2相結構
退火溫度分別為735℃和785℃時，汽車用高Si雙相鋼材料連續退火后的EBSD圖像如圖2所示。（采用黑色標記殘余奧氏體，其他顏色標記馬氏體和鐵素體）可以看出，不同退火溫度條件下雙相鋼組織中均得到了分布于鐵素體晶界上的粒狀殘余奧氏體組織。這是由于雙相鋼材料中Si元素的含量較高，在退火過程可促進鐵素體中C元素向奧氏體擴散，提高了奧氏體相中的含碳量；同時在冷卻過程中Si元素還可以對碳化物的析出起到抑制作用，降低了奧氏體相中的碳損失。高碳奧氏體相的Ms點較低，因此具有較高的熱穩定性，在室溫條件下穩定存在并被保留。經測量，殘余奧氏體的晶粒直徑均小于1μm，穩定性較高。圖3給出了雙相鋼在760℃時退火后的透射照片?？梢钥闯觯糠謿堄鄪W氏體組織呈薄膜狀，分布于板條馬氏體組織中。薄膜狀奧氏體由于尺寸較小，同時周圍包裹了馬氏體束，提高了其成核所需表面能，因此增加了其向馬氏體轉變的難度。
2.3力學性能
表1給出了不同退火溫度下雙相鋼連續退火后的力學性能。可知，隨著退火溫度升高，試驗鋼抗拉強度呈現先升高后降低。這是由于當退火溫度高于735℃后，馬氏體的體積分數開始急劇增加，抗拉強度也隨之大幅提高；當退火溫度超過785℃后，馬氏體的體積分數不再增加，但在冷卻階段生成的鐵素體體積分數逐漸增加，相比原始鐵素體，新生鐵素體的含碳量較高，導致馬氏體的含碳量下降，抗拉強度也隨之降低。傳統低Si雙相鋼材料的抗拉強度為630MPa時，伸長率為23.0%。相比之下，退火溫度為785℃時高Si雙相鋼材料的綜合力學性能較高，抗拉強度為702MPa時，伸長率為25.5%，均高于傳統低Si雙相鋼。伴隨退火溫度的升高，試驗鋼的屈強比未發生明顯變化，最大為0.58，最小為0.44。傳統低Si雙相鋼材料的屈強比為0.47，相比之下，除735℃退火外，雙相鋼的屈強比較低，因此其成型性能較好。這是由于鋼中的Si元素不僅可以降低鐵素體中C元素的含量，還可以對冷卻及時效過程中碳化物的析出起到抑制作用，使C元素聚集在奧氏體中；此外，由于新生鐵素體出現的無沉淀區降低了雙相鋼的屈服強度，因此其屈強比也隨之下降。
3結論
（1）在汽車用高Si雙相鋼在連續退火后，鐵素體晶界上均勻分布有島狀馬氏體和粒狀殘余奧氏體，這是由于Si元素在退火過程中促進C元素的擴散，在冷卻過程中抑制碳化物的析出造成的。（2）隨著退火溫度的升高，雙相鋼的抗拉強度呈現先升高后降低。當退火溫度為785℃時，高Si雙相鋼的綜合力學性能均高于傳統低Si雙相鋼，有利于改善雙相鋼的成型性能。
作者：莫樹懂 單位：廣西交通職業技術學院
1原材料性能試驗分析
1．1水泥
試驗所使用的水泥是江西省生產的萬年青牌P．O42．5，其細度為1．23。
1．2砂
采用武夷山當地的河砂，中砂，級配良好。
1．3粗骨料
采用武夷山當地產的碎石，表觀密度為2867kgm2，最大公稱粒徑為40mm，級配良好。碎石的含水率小于0．2%。
1．4廢棄混凝土
廢棄混凝土集料(簡稱RG)，是武夷山當地舊建筑物上拆下來的廢棄混凝土塊，經人工破碎篩分、分級，按一定的比例混合后，粒徑為5～40mm，級配良好。
1．5礦渣微粉
礦渣微粉是福建三鋼集團龍海分公司生產的，比表面積為450m2kg。
1．6水
武夷山當地的自來水。
1．7減水劑
選用福州君安建材有限公司生產的YS－A型混凝土高效能減水劑，減水率為15%。
2試驗研究
2．1混凝土基準配合比
根據《普通混凝土配合比設計規程》(JGJ55—2011)的要求，按照強度等級C35設計混凝土基準配合比，水膠比為0．4，坍落度120mm，砂率取38%。
2．2礦渣微粉再生混凝土配合比
試驗采用廢混凝土等質量取代天然粗骨料，取代率分別為0，25%，50%，100%。在廢混凝土取代率試驗的基礎上，摻入礦渣微粉等量取代水泥用量，取代率分別為0，30%，50%，70%。采用均勻設計法制定了16組試驗方案。
2．3混凝土試件的制作
根據《普通混凝土力學性能試驗方法標準》(GBT50081—2002)(以下簡稱《標準》)的規定，試塊采用150mm×150mm×150mm標準試模，按照試驗方案制作成16組試塊，分別測試7，28，60d的抗壓強度和工作性能，每次確定的強度值取3個數據的平均值，故每組按照7，28，60d的養護齡期分別制作9個試塊，總計144個試塊。2．4流動性測試根據《普通混凝土拌合物性能試驗方法標準》(GBT50080—2002)進行坍落度試驗，測定不同組別混凝土拌合物的流動性。2．5抗壓強度試驗根據《標準》進行抗壓強度試驗，使用微機控制電液伺服壓力試驗機(HCT306A)進行試驗，以0．5～0．8MPas勻速加壓，試驗分7，28，60d共3次進行，每次試驗3個試塊，抗壓強度結果取平均值。
3試驗結果分析
3．1流動性影響分析
以礦渣微粉和廢混凝土摻量為變量，通過測試不同方案再生混凝土的坍落度值，得出對再生混凝土流動性的影響規律。當礦渣微粉取代率不變時，隨著廢混凝土摻量的增加，再生混凝土的坍落度呈現出比較明顯的降低趨勢;當摻入礦渣微粉后，再生混凝土的坍落度均有所提高;當廢混凝土取代率不變時，隨著礦渣微粉取代率的增加，再生混凝土的坍落度也有一定程度的提高。研究結果表明:廢混凝土在破碎過程中產生很多的顆粒棱角，使其具有表面粗糙、孔隙率大和吸水性好的特征［5］，進行混凝土拌制時，在水膠比不變的前提下，由于廢混凝土自身要吸收水分，減少了實際用于拌合混凝土的水量，導致混凝土的流動性變差。而礦渣微粉是細微球狀體，其顆粒直徑比水泥細，且表面光滑，可以起到填充水泥顆?？障兜淖饔茫椅啃。?］。因此，在水泥剛開始水化時，礦渣微粉包圍著水泥顆粒，起到了減水劑的作用，降低了水化速度，提高了混凝土拌合物的流動性。
3．2抗壓強度影響分析
本試驗以礦渣微粉和廢混凝土摻量為變量，通過測試不同方案混凝土的抗壓強度值，得出每組方案對不同齡期混凝土抗壓強度的影響規律。混凝土7d的抗壓強度的變化規律:在廢混凝土取代率不變時，當摻入礦渣微粉后，其抗壓強度降低。這是由于礦渣微粉的水化速度慢，當水泥用量隨著礦渣微粉的摻入而減少時，混凝土的早期強度會出現明顯降低?；炷?8d和60d的抗壓強度的變化規律:再生混凝土后期抗壓強度相比7d的抗壓強度高，能夠達到設計強度等級C35。當廢混凝土取代一定量天然骨料，混凝土強度有一定程度地提高，但隨廢混凝土取代率的提高，抗壓強度呈下降的趨勢。當取代率超過50%時，混凝土的抗壓強度下降較快;當再生骨料取代率為50%時，摻入適量礦渣微粉，使再生混凝土的流動性得以改善，抗壓強度影響不大，28d均能達到35MPa;當再生混凝土中礦渣微粉摻量為50%時，其抗壓強度隨著廢混凝土取代率的增加而提高，28d最高達到40MPa。分析表明:廢混凝土不僅棱角多，而且表面粗糙，具有粘結面較好、界面粘結強度較高的特性［7］;另外，由于廢混凝土的吸水性強，遇水后能很快濕潤，促使其表面的許多微裂縫的立刻吸入水泥顆粒，使水化更加充分，形成致密的界面結構，在一定程度上補償了廢混凝土強度較低的缺陷;同時，礦渣微粉的細度比水泥顆粒細，起到了很好的填充作用，改善了再生混凝土的孔隙結構，使孔隙率降低，形成了密實充填結構［8］;此外，由于廢混凝土的吸水率較高，降低了混凝土的有效水膠比，提高了再生混凝土的抗壓強度。
4結語
當再生混凝土中礦渣微粉摻量為50%，采用水泥標號為P．O42．5時，其抗壓強度隨著廢混凝土取代率的增加而提高，28d最高達到40MPa。由此可見，礦渣微粉再生骨料混凝土既能節約資源，又能消耗大量的建筑垃圾，對于減輕環境污染十分有效。隨著科學技術的快速發展，礦渣微粉再生骨料混凝土一定會成為可持續發展的綠色材料。
作者：谷艷玲 單位：武夷學院土木工程與建筑學院
1試驗原材料及配合比
1.1試驗原材料
水泥:采用P.O42.5水泥，其主要性能見表1。石灰石粉:密度2700kg/m3，需水量比95%，其化學成分見表2。細骨料:采用天然河砂，表觀密度2640kg/m3，細度模數2.77。粗骨料:采用天然卵石，粒徑分別為5～20mm、20～40mm，表觀密度2670kg/m3，壓碎指標6.6%。外加劑:采用Gk—4A固狀緩凝高效減水劑和GK—9A固狀引氣劑。
1.2試驗配合比
試驗采用內摻法，以石灰石粉替代不同摻量的水泥然后按表3的配合比成型混凝土試件。試驗以R0為基準配比，通過改變石灰石粉摻量，研究石灰石粉對碾壓混凝土工作性能、力學性能和耐久性能的影響。
2石灰石粉對碾壓混凝土工作性能的影響
碾壓混凝土工作性能按《水工混凝土試驗規程》(DL/T5150—2000)進行測試。摻入石灰石粉后，碾壓混凝土拌和物的VC值出現降低的趨勢，但隨著摻入量的增加降低幅度減小。不摻石灰石粉時R0配比的VC值為8s，當摻入石灰石粉時，配比R1、R2、R3、R4都降至5s以內，說明石灰石粉具有固體減水劑的作用，適當的石灰石粉對改善碾壓土的工作性能有益。VC值的大小是決定碾壓混凝土可碾性和層間結合技術的關鍵。隨著石灰石粉的加入，碾壓混凝土液化泛漿時間縮短有利于碾壓混凝土的層間結合，這主要是由于石灰石粉的密度低于水泥密度。采用等量替代法大大提高了碾壓混凝土中漿量的體積，同時提高了漿砂比。同時，把混凝土看作是一個連續的顆粒堆積體，石灰石粉中的細顆粒對碾壓混凝土起到級配微調作用，從而改善碾壓混凝土的工作性能［3］。
3石灰石粉對碾壓混凝土力學性能的影響
碾壓混凝土抗壓強度、靜力抗壓彈性模量和極限拉伸值按《水工混凝土試驗規程》(DL/T5150—2001)進行測試。配比編號為R1和R2的7d強度比基準配比R0強度高，28d時雖仍有提高但提高幅度不太明顯，到了90d強度基本接近;配比編號R3和R4的早期強度和后期強度均比基準配比強度低。說明:當石灰石粉的摻量不超過20%時可提高碾壓混凝土早期抗壓強度，對碾壓混凝土后期強度無不利影響;當石灰石粉的摻量超過20%時，隨著其摻量加大，碾壓混凝土各個齡期強度降低。同時，從表4中可知，隨著石灰石粉摻量的增加，碾壓混凝土的靜力抗壓彈性模量出現先降低后增加的趨勢，而碾壓混凝土的極限拉伸值則出現與其相反的趨勢，即先增加后降低。這表明適當石灰石粉摻量對防止碾壓混凝土壩的裂縫是十分有利的?；炷量梢砸暈檫B續的顆粒堆積體，石灰石粉的細度比水泥小，石灰石粉的細粉分散在水泥顆粒之間，起分散劑的作用，可以對碾壓混凝土進行級配微調，使碾壓混凝土內部更加密實。同時在水化早期，有大量的網狀C—S—H生成，石灰石粉的支點咬合作用有利于水化物產生，從而加速了C3S的水化［4］，這種作用在早期十分明顯，故一定量的石灰石粉可提高碾壓混凝土的早期強度，但隨著摻量的增加，混凝土內部參與水化反應的水泥越來越少，從而影響了碾壓混凝土的強度。由于石灰石粉的等量替代提高了碾壓混凝土的漿砂比，降低了碾壓混凝土的VC值，從而起到提高碾壓混凝土極限拉伸值、降低碾壓混凝土靜力抗壓彈性模量的效果。
4石灰石粉對碾壓混凝土抗滲性能的影響
碾壓混凝土抗滲性能按《水工混凝土試驗規程》(DL/T5150—2001)采用逐級加壓法進行測試，抗滲等級以每組6個試件中2個出現滲水時的最大水壓力表示?？節B等級按公式:W=10H-1計算。分別對5組試件90d齡期進行抗滲實驗得出如下結果:R0試件的抗滲等級大于W10;R1、R2、R3、R4試件的抗滲等級均大于W12。碾壓混凝土的抗滲性能是指碾壓混凝土抵抗壓力水滲透的能力，碾壓混凝土的密實程度決定了其抗滲性能的高低，隨著石灰石粉的摻入，碾壓混凝土抗滲性能有一定程度的提高，這是由于石灰石粉的摻入起到了微填充的作用，阻斷了碾壓混凝土內部的毛細通道，提高了碾壓混凝土的密實度，進而提高了碾壓混凝土的抗滲性能。
5石灰石粉對碾壓混凝土抗凍融性能的影響
碾壓混凝土工作性能按《水工混凝土試驗規程》(DL/T5150—2001)進行測試。不同石灰石粉摻量的碾壓混凝土90d齡期200次快速凍融結果。隨著石灰石粉摻量的增加，碾壓混凝土的質量損失率增加，相對動彈模量降低。當石灰石粉摻量不超過20%時，碾壓混凝土試件可達到200次凍融循環;當摻量達到30%時，只能達到150次凍融循環;當摻量達到40%時，只能勉強達到100次凍融循環。碾壓混凝土抗凍性能的好壞與碾壓混凝土用原材料、碾壓混凝土內部的孔結構及碾壓混凝土密實程度等因素有關系。目前常用的方法是提高碾壓混凝土的密實度和摻加引氣劑。由于石灰石粉中的細粉顆粒對碾壓混凝土有級配微調的作用，在一定程度上提高了碾壓混凝土的密實度［5-6］，但隨著石灰石粉摻量的增加，碾壓混凝土中的含量明顯降低，導致其抗凍性能降低。所以，在碾壓混凝土中摻入適量石灰石粉，并合理調整引氣劑的摻量，仍可保證碾壓混凝土具備一定的抗凍融循環能力。
6結論
a.一定摻量的石灰石粉具有降低碾壓混凝土VC值、改善碾壓混凝土的工作性能的作用。b.當石灰石粉的摻量不超過20%時，可提高碾壓混凝土早期抗壓強度，對碾壓混凝土后期強度無不利影響。當摻量超過20%時嚴重影響碾壓混凝土的抗壓強度。c.適當摻量的石灰石粉具有提高碾壓混凝土極限拉伸值、降低碾壓混凝土靜力抗壓彈性模量的作用，對防止產生碾壓混凝土壩裂縫十分有利。d.石灰石粉的加入對碾壓混凝土的抗滲性能無不利影響。e.石灰石粉的過量加入會大大降低碾壓混凝土的抗凍性能，但若摻量合理并適當調整引氣劑的摻量，碾壓混凝土仍具有一定的抵抗凍融循環的能力。石灰石粉作為一種新型摻和料，在碾壓混凝土中的應用顯得尤為重要，其合理利用具有廣闊的應用前景和良好的經濟效益，符合變廢為寶、節約資源、保護環境的可持續發展的思路。
作者：趙哲 單位：石家莊滹沱新區投資開發有限公司
1有限元模型建立
對模型作如下假設：基體是連續相，填料粒子是分散的；填料粒子具有均勻性和周期性；填料添加比例為5%。根據假設，建立反映不同填料粒子分布形式的有限元模型。實驗所用材料為建筑工業用X90管線鋼，其化學成分如表1所示。對真空脫氣工藝冶煉后的工業用鋼連鑄坯料進行軋制。采用MULPIC層流冷卻設備對矯正后的軋制鋼板進行熱處理。并依據多相組織調控機理對層流冷卻設備進行參數設置，試驗板材尺寸為18mm×3000mm×12000mm。對試驗鋼板的軋制表面、沿寬度方面的截面和沿長度方向的截面分別取樣，進行打磨和拋光處理。其中所使用的金相腐蝕液為3.5%的硝酸酒精溶液。采用Axiovert-200MAT型光學顯微鏡(OM)和FEIQuanta600型掃描電鏡(SEM)對試驗鋼組織進行觀察；使用H-800型投射電鏡(TEM)對雙噴薄后的試樣進行微觀形貌的觀察；采用GenesisXM2對實驗樣品進行能譜分析(EDS)。
2試驗結果及分析
2.1X90鋼的組織分析
熱處理前試驗鋼板厚度中層縱截面處的微觀組織?？梢园l現，試驗鋼的原始奧氏體組織為長50.0~65.0μm，寬20.0μm的長條狀扁平形晶粒，并沿著鋼板軋制的方向分布。同時在其晶界處出現大量多邊形的鐵素體組織，尺寸范圍為3.0~7.0μm。由于基體的相變溫度受到鋼內高能奧氏體晶粒的影響，因此隨著奧氏體晶粒的長大，相變驅動力增加，促進相變發生。同時，生成的鐵素體的力學性能、晶粒大小及相變過程中的動態也與原始奧氏體晶粒尺寸相關。在工程生產實際中，可以采用細化奧氏體晶粒尺寸的辦法，達到增加其形變量和降低形變溫度，優化X90管線鋼材料的力學性能。與X70管線鋼不同，X90管線鋼的主要組織為粒狀和板條的貝氏體、多邊形的鐵素體以及殘留M/A。圖2為試驗鋼不同位置光學和掃描電鏡分析?？梢园l現，試驗鋼的基體組織為貝氏體、鐵素體以及M/A構成的多相組織。準多邊形鐵素體在橫、縱截面的試樣中沿軋制方向呈帶狀分布。這是由于過冷處理增加了奧氏體晶界能量，促使鐵素在軋后空冷過程中形核、生長；經擠壓后，試驗鋼中貝氏體相互交錯且取向不同，增大過冷處理的冷卻速率不利于增加粒狀貝氏體及M/A的數量。終軋厚度為18mm的試驗鋼板透射電鏡分析如圖3所示。其中，粒狀貝氏體和板條貝氏體分布在準多邊形鐵素體周圍。板條狀貝氏體是在中低溫的轉變溫度下制備得到的，其寬度為0.5μm，位錯密度高，可提高鋼強度。在試驗鋼板條束間隙中發現M/A相，該相在TEM圖片中呈白色或黑色條狀，如圖3(d)和3(e)所示。另外，由于試驗鋼添加了0.09%的Nb元素作為晶粒細化劑，因此X90鋼的晶粒得到了一定程度的細化。這是由于Nb可以抑制奧氏體晶粒的生長。
2.2力學性能分析
試驗鋼不同位置試樣的力學性能測試結果如表2所示。可知，軋制鋼板的最高屈服強度為653MPa，最低為609MPa；抗拉強度為713~723MPa；最大的屈強比為0.89。在低溫的抗沖擊實驗中，DWTT重錘沖擊實驗的剪切面積不小于80%，沖擊做功的范圍在213~247J的范圍內。X90第三代管線鋼的具有較低的屈強比及較高的延展性能，可減少裂紋和開裂的產生，增加其在應用過程中的安全性能。
3結論
（1）建筑用X90第三代管線鋼組織由板條和粒狀的貝氏體、M/A以及準多邊形的鐵素體的多相組織構成。低密度的準多邊形鐵素體能夠提高鋼基體的韌性；含Nb析出物可抑制位錯的滑移和擴展；夾雜在位錯之中的極硬M/A可以提高鋼的強度。（2）經熱處理后，試驗鋼具有較低的屈強比，較高的延展性能，能有效減少裂紋和開裂的產生，提高材料的安全性能。
作者：申喆 單位：焦作大學
1實驗方法
1.1合金成分
為使合金具備較高的抗拉強度、良好的充型能力及較高的耐磨性等性能，選擇硅含量為18%。實際生產中，常將含鐵量超過2.0%的回爐料，做廢鋁處理或給壓鑄廠回用，為增加高鐵鋁合金的回收利用率，同時保證良好的工藝性能和使用性能，將加入鐵含量定為3%。根據文獻報道［1-2］，高鐵鋁硅合金中錳的最佳添加量存在差異，現有報道主要集中在w(Mn)/w(Fe)=0.5～1.1，錳和鐵含量相同時對高鐵含量鋁硅合金中的富鐵相具有較好的中和效果，因此選錳加入量為3%(即w(Mn)/w(Fe)=1.0)。有資料表明［3-4］，隨著銅含量增加，合金密度和熱裂傾向增大，耐腐蝕性和鑄造性能降低，根據合金的種類和用途的不同，所選銅的含量不一樣，銅的含量取5%。
1.2熱處理工藝選擇
根據相關文獻［5］，T6處理對于鋁合金效果最好，即固溶處理后再進行人工時效。該熱處理工藝可使高溫時出現的富鐵相擴散于基體中。人工時效可使富鐵相均勻化。固溶溫度選擇525℃，保溫時間4h，淬火采用水介質，溫度為70～80℃的水。人工時效選擇溫度180℃，保溫5h。
2試驗結果與分析
2.1抗拉強度檢測方法與數據
零件試樣按GB/T228-2010《金屬材料拉伸試驗室溫試驗方法》規定尺寸加工，在電子萬能試驗機上進行拉伸試驗，高鐵含量的鋁硅合金在加入一定量的錳后性能有所提升，但提升幅度較小(抗拉強度由118MPa提升到135.2MPa，提升幅度為14.58%)，不足以消除鐵元素對合金的影響。在加入錳的基礎上，加入銅后合金性能有較大提升(抗拉強度由135.2MPa提升到168.8MPa，提升幅度為24.85%)，基本已經能夠消除鐵元素帶來的不利影響。合金經過T6熱處理后，可以使性能再次提升到193.1MPa，相對于不含鐵的鋁硅合金(Al-18Si)抗拉強度提升28.73%，有利于擴大合金使用范圍，這對鋁硅合金的回收再利用具有重大意義。
2.2合金SEM及EDS分析
圖1為Al-18Si-3Fe-xMn合金中主要相的SEM形貌。圖1(a)為未加錳時即Al-18Si-3Fe中長條狀和細長的針條狀富鐵相的形貌，含鋁、硅、鐵分別為65.79%、21.42%和12.79%，不含錳。圖1(b)和圖1(c)為Al-18Si-3Fe-3Mn中富鐵相形貌。圖1(b)含鋁0.85%，含硅99.15%，不含鐵和錳。圖1(c)含鋁、硅、鐵錳分別為64.77%、18.51%、8.68%和8.05%。當錳含量為零時，即Al-18%Si-3Fe合金中富鐵相的組成元素為鋁、硅、鐵，可認為這些相為三元富鐵相。當錳含量為3%時，富鐵相組成元素為鋁、硅、鐵、錳，可認為這些相為四元富鐵相。圖中淺灰色的相為初生硅。Al-18Si-3Fe-3Mn-5Cu合金熱處理前后主要相的SEM形貌和微區成分分析的位置，圖2(a)含鋁75.65%、銅24.35%，圖2(b)含鋁78.34%、銅21.66%。圖2(a)中白色珊瑚狀組織和圖2(b)中白色組織是鋁和銅組成的一種物相，鋁和銅的原子比例分別為3.11和3.62，結合Al-Cu二元合金相圖可以判定為Al2Cu相，雖然實際測得鋁銅比大于2∶1，這是因為受到基體中α-Al的干擾和能譜儀電子束聚焦能力有限的影響。從圖2可知，富銅相是以富鐵相為核心方式析出和(Al+Al2Cu)共晶形式析出兩種方式同時進行，這與文獻［6］記載，當銅的質量分數大于1%時的析出方式吻合。從圖2(b)中存在富銅相可以得知，部分富銅相尺寸較大，固溶處理并不能將其完全溶解。
2.3鑄態組織結構觀察與分析
從圖3(a)和圖3(b)可以觀察到，Al-18Si合金中加入3%的鐵后，出現粗大的雙錐狀富鐵相，這種富鐵相一般稱為α鐵相，雙錐狀富鐵相對合金基體的割裂作用非常明顯(合金強度從150MPa下降到118MPa)。從圖3(c)可以觀察到，在富鐵含量的鋁硅合金中加入3%錳可使富鐵相和初生硅得到細化，富鐵相形態由雙錐狀轉變為三葉狀、四葉狀、塊狀、田字狀和塊狀(即β相)。通過對相關文獻分析［7-8］，α鐵相和β鐵相都是通過δ高溫鐵相和剩余液相發生包晶反應生成，α鐵相也可以通過包晶反應轉變為β相。在平衡凝固過程中，δ高溫鐵相先析出。非平衡凝固組織中出現δ高溫鐵相，是由于在較大冷卻速度下，δ高溫鐵相向β鐵相的包晶反應變得困難，而不是較大的冷卻速度抑制了β鐵相的形核生長。在高溫區，α鐵相和β鐵相分別通過包晶反應轉變為β鐵相，當冷卻速度非常大時，包晶反應難以進行，而使δ高溫相保留至室溫。錳的加入，使α相從準穩定相轉變為穩定相，L+αβ的包晶反應不再發生，L+δβ的包晶反應也受到抑制，L+δα的包晶反應受到促進。因富鐵相由α鐵相轉變為β相，以及晶粒的細化，合金的抗拉強度得到一定提升(從118MPa提升到135.2MPa)。從圖3(d)可以看到，在富鐵含量的鋁硅合金中加入3%錳的基礎上加入5%銅后，合金中富鐵相形態變化不大，Al2Cu相在富鐵相周圍析出。是由于Al2Cu相包裹了富鐵相，從而減小了富鐵相對合金基體的割裂作用，使得合金抗拉強度得到提高(從135.2MPa提升到168.8MPa)。Al-18Si-3Fe-3Mn-5Cu合金經過T6熱處理后，富鐵相和初生硅相邊角被鈍化，鑄態下的CuAl2在固溶處理過程中，重新溶解入基體中，形成過飽和固溶體。此時，快速淬入70～90℃的熱水中，溶質的擴散和重新分配來不及進行，CuAl2的形核和長大無法實現，從而得到過飽和的單相α固溶體。從圖4可以看到，固溶處理后銅元素的分布明顯均勻化，銅元素在單相α固溶體中有較大的過飽和度，共格界面處的基體晶格產生畸變，對基體起到強化作用。同時認為，由于高溫下原子擴散作用增強，熱處理后富鐵相周邊剩余的CuAl2相與富鐵相結合更緊密，CuAl2相與基體結合部分更圓滑，因此更有利于消除富鐵相對基體的割裂影響，提高合金強度。通過兩種方式對合金的強化，合金的力學性能得到較大提升(從168.8MPa提升到193.1MPa)。
3結論
Al-18Si-3Fe合金中加入3%錳后，富鐵相形態得到改善，能夠小幅度提升(抗拉強度幅度為14.58%)高鐵含量鋁硅合金強度，但不能完全消除鐵元素帶來的不利影響。Al-18Si-3Fe-3Mn合金加入5%銅后，析出的Al2Cu相包裹富鐵相，減小富鐵相對合金基體的割裂作用，使得合金抗拉強度得到提高(從135.2MPa提升到168.8MPa)。Al-18Si-3Fe-3Mn-5Cu經過T6處理后，銅元素在單相α固溶體中形成較大的過飽和度，對基體起到強化作用，同時由于高溫下原子擴散作用增強，熱處理后富鐵相周邊剩余的CuAl2相與富鐵相結合更緊密，CuAl2相與基體結合部分更圓滑。通過兩種方式，合金的力學性能得到較大提升(從168.8MPa提升到193.1MPa)，優于不含鐵Al-22Si合金性能，實現鋁硅合金的有效回收利用。
作者：李林鑫 單位：四川化工職業技術學院
