固化变形（精选三篇）
固化变形 篇1
海岸沿线由于潮汐作用和自然演变产生大量海涂淤泥,这类淤泥工程特性很差,主要表现为含水率高、压缩性大、强度低、稳定性差、承载能力低、排水固结缓慢、呈软塑到流塑状态等。海涂淤泥经固化处理后其工程性能有很大提高,可取代传统的建筑材料应用到道路、堤坝、填海乃至园林的填筑材料,可作为再生资源加以开发利用[1,2,3]。
以水泥作为主固化剂,使水泥和淤泥间发生一系列物理化学反应,形成具有一定强度和稳定性的淤泥固化土,从而改变海涂淤泥的工程特性,在国内外已经有一定的研究和使用[4]。水泥固化淤泥强度来源基于原状土强度、水泥水化产物的胶结作用、黏土颗粒的团粒作用、水泥水化生成Ca(OH)2与淤泥中活性矿物成分反应生成的水化物的胶结作用[5]。在淤泥颗粒表面产生胶凝物质(CSH、CAH等),形成不可逆转的凝结硬化壳,构成淤泥的网状骨架,结晶类的水化产物则填充网状结构的孔隙,使淤泥颗粒具备一定的水稳定性和强度稳定性。在试样中掺入一些辅剂固化增强剂,使水泥周围的环境变成碱性,增加淤泥孔隙液中OH-、Ca(OH)2浓度,提高水泥水化反应程度,从而大大提高水泥土的强度。这是本文研究海涂淤泥化学固化的基础和出发点。
本文选取浙江省椒江海涂淤泥为研究对象进行室内试验,通过在海涂淤泥中添加NaOH来改变淤泥孔隙溶液的pH值,并且掺入等量的水泥,通过测试不同养护龄期淤泥固化后的基本力学性质,分析无侧限抗压强度增长特性与NaOH掺量的关系,研究各个龄期固化淤泥应力-应变关系以及微观结构特征,探讨NaOH对海涂淤泥化学固化的效果。
1 试验
1.1 原材料
浙江省椒江海涂淤泥,基本性质见表1;杭州美亚42.5级普通硅酸盐水泥;NaOH,分析纯,市售。
1.2 试验方法
试验时先把淤泥搅拌均匀,分别加入水泥质量0、0.2%、0.4%、0.8%、1.6%、2.4%、3.2%的NaOH,用净浆搅拌机强制搅拌1 min,使掺入的化学试剂充分分散到淤泥中,人工用胶片刮具把刀片和锅壁上的土样刮入搅拌锅中,制得土样SS1、SS2、SS3、SS4、SS5、SS6和SS7,然后再掺入15%的水泥(水泥质量为淤泥湿重的百分比),搅拌3 min。将搅拌均匀的淤泥固化土装入直径3.91 cm、高8 cm的模具中制得试样,放入温度为(20±1)℃、湿度不小于90%的恒温恒湿箱中养护1 d脱模,然后放入塑料袋中置于恒温恒湿箱中密封养护,分别于3 d、7d、28 d、60 d及90 d测试无侧限抗压强度,同时取试样进行电镜扫描分析微观结构。
2 海涂淤泥固化试验结果及讨论
2.1 无侧限抗压强度与龄期的关系
淤泥固化土作为土工材料使用,必须考虑其力学特性,强度是土体力学的最重要特性之一。NaOH掺量对海涂淤泥固化土在各个龄期无侧限抗压强度qu的影响见表2。从表2可以看出,当水泥掺量为15%时,不掺入NaOH,淤泥固化土7 d强度接近1 MPa,具有较好的强度。淤泥固化土强度增长机理与混凝土类似,但是淤泥中水泥掺量相比混凝土中水泥掺量小,水泥的水解和水化反应完全是在具有一定活性土的包围下进行的,所以硬化速度缓慢且作用复杂,因此,固化土强度增长的过程相比混凝土要缓慢[6]。
掺入不同量NaOH的固化土强度都是随着养护时间的增加而增大,强度的增长不是线性关系,而是不同龄期的增长率发生变化。3 d时各组试样的固化强度都大于0.6 MPa,已经具备一定的工程特性,然而NaOH掺量不同,强度表现出不同规律。当NaOH掺量不大于0.8%时,3 d、7 d、28 d强度变化不大,60 d时固化强度比不掺的强度略高,90 d时强度增长变化较大;当NaOH掺量为1.6%、2.4%、3.2%时,强度的增长速率在各个龄期比NaOH掺量不大于0.8%的大,早期强度qu,7/qu,3=1.53、1.50、1.58,后期强度qu,60/qu,28=1.45、1.27、1.47,qu,90/qu,60=1.25、1.20、1.28,强度增长速度随龄期延长逐渐减小;但是这个增长率仍然比纯水泥固化大,对缩短工期、较快提高强度有指导意义。
水泥固化淤泥的强度主要来源于2部分水化产物的胶结作用,即水泥本身水化产物的胶结作用及水泥水化时生成的Ca(OH)2与淤泥中活性物质之间的硬凝反应所生成的水化物的胶结作用,其中前者构成淤泥固化土强度的主要部分[7]。当水泥与淤泥拌和后,水化产生CH、CAH和CSH等水化物,Ca2+、OH-、Ca(OH)2随即被土质吸收,这2个过程同时进行。如果淤泥固化土孔隙水中Ca(OH)2仍处于饱和状态,则CSH等水泥水化物将不受周围土质的影响而正常生成;且由于有充裕的Ca(OH)2存在,土中活性物质便得以与Ca(OH)2进行充分的硬凝反应,生成CSH等水化物,水泥土可得到较高的强度。如淤泥固化土孔隙水中Ca(OH)2不再饱和,黏土表面的离子交换作用使得Ca2+被黏土矿物吸附,同时淤泥中H+中和OH-,影响纤维状CSH的生成,且土中的活性物质因得不到足够的Ca(OH)2,而不能发生硬凝反应,直接影响加固效果[8]。由此可以看出,固化材料中掺入一定比例的NaOH,使得水泥水化反应处在碱性环境中,增加淤泥孔隙液中OH-浓度,有利于促使孔隙水中Ca(OH)2饱和,促进水化产物的硬凝反应。
2.2 无侧限抗压强度与NaOH掺量的关系
从表2可以看出,淤泥固化强度在3 d、7 d、28 d随着NaOH掺量增加增长趋势比较缓慢,当NaOH掺量不大于0.8%时,SS1、SS2、SS3、SS4的固化强度在3 d、7 d、28 d非常接近,60 d、90 d强度相对整个曲线变化量也不大。NaOH掺量不大于0.8%时,孔隙液中OH-的浓度变化不大,因此对强度的影响较小。淤泥中含有一定量的H+,土样将消耗当量水泥水化生成的OH-,这个过程和Ca(OH)2的生成过程同时进行,同时Ca2+会与土中Na+、K+进行当量吸附交换,必将减少用于CSH生成所需要的Ca2+和OH-。当孔隙液中OH-不高,部分或者全部被H+消耗,Ca(OH)2将处于不饱和状态,致使Ca(OH)2数量减少,难以吸附较多黏土颗粒团聚,进而不利于增大土样的强度[9]。当NaOH掺量不低于1.6%时,随着掺量的增加,强度增大显著,为了更好分析强度随NaOH掺量增加的变化,给出了SS5、SS6、SS7试样的强度增长(见表3)。
由表3可见,NaOH掺量为1.6%、2.4%、3.2%时,固化淤泥各龄期强度SS5
2.3 固化淤泥的应力-应变曲线规律
淤泥固化土是固化材料和淤泥混合后经过一系列的物理化学反应形成具有一定强度的固结体,是一个复杂的多相体,内含有随机分布的孔隙和微裂缝等,具有不均匀性。当淤泥固化土呈压缩破坏时,则破坏应变ε成为衡量变形特性的重要指标之一。破坏应变大,材料可视为韧性较好,反之,破坏变形小则材料常为脆性破坏。不同NaOH掺量淤泥固化土破坏应变ε如图1所示。
从图1可以看出,不论NaOH掺量多少,固化土3 d、7 d、28 d、60 d、90 d的破坏应变ε均在1.8%~2.8%内,试验中试块破坏变形较小,具有脆性破坏性质。
根据无侧限抗压强度试验,不同NaOH掺量淤泥固化土7 d、60 d应力-应变(σ-ε)曲线见图2、图3。
从图2、图3可以看出,各σ-ε全过程曲线大致可以分为3个阶段:第1阶段为加载的初始阶段,受力较小,σ-ε曲线处在弹性阶段符合虎克定律,应变近似按比例增长。第2阶段为σ-ε曲线进入塑性上升段,随着荷载增大,试块逐渐发生损伤,直到强度达到峰值,试块的结构完全损伤。这一阶段随着应力的增大,当应力超过淤泥固化土的弹性极限,固化土的应力应变曲线的斜率逐渐减小,表现为塑性变形,试样内部的微裂缝稍有扩展,当强度达到峰值,内部裂缝向外扩展,试样表面出现可观察得到的微裂纹。第3阶段为σ-ε曲线的陡降段,即材料的破坏阶段,此段的特点是在应变增加不是很大的情况下,应力迅速减小。
由图2可见,养护时间为7 d时,各个试块在弹性阶段的σ-ε变化规律相近,应变在1.5%左右。弹性阶段后,随着NaOH掺量的增大,σ-ε曲线呈现不同的变化规律,主要在于增长的速度不一致,NaOH掺量不大于0.8%时,应力峰值接近;NaOH掺量为1.6%、2.4%、3.2%时,随着掺量的增加,峰值应力增大,这点和强度变化规律相同。破坏阶段σ-ε变化也不相同,这主要和试块内部土体结构以及初始缺陷等相关,当各种水化产物的胶凝作用形成的骨架就有较好的结构稳定性,则破坏时σ-ε曲线变化缓慢,若在加载过程中,试块内部微裂缝形成较大的贯通裂缝,结构遭到严重破坏,破坏曲线较陡。
图3中,σ-ε曲线的初始阶段变化规律与图2明显不同,弹性变化阶段应变小于1%,7 d时σ-ε曲线弹性阶段应变为1.5%左右,表明随着龄期的增加,水化反应程度增大,颗粒之间的连接更加紧密,加载过程中试块内部颗粒的相互压缩使得试块σ-ε很快超出弹性范围。破坏阶段图3也与图2表现出很大的差异,图2中σ-ε曲线到达峰值应力曲线下降速度比图3慢,特别是NaOH掺量为1.6%、2.4%、3.2%时,应力比其它掺量时下降快,试块出现明显的脆性破坏特性。
2.4 淤泥固化土的微结构特征及分析
淤泥固化土的强度特征是微观特征的宏观反应,两者密切相关。90 d时,NaOH掺量分别为0、0.8%、3.2%土样放大5000倍的微观结构见图4。
90 d时,NaOH掺量分别为0、0.8%、3.2%土样的主要区别是水化产物的状态,这里的水化产物主要是针状CSH,还有Ca(OH)2晶体,它们共同构成土颗粒间和土颗粒表面的充填物和包裹物,使水泥固化土的孔隙明显减小,强度得到极大提高[10]。由图4可知,未掺NaOH时,纯水泥固化淤泥的土颗粒松散,颗粒之间的连接不紧密,土颗粒表面有一定的水化产物生成;NaOH掺量为0.8%时,可以看到土颗粒表明有较多的纤维状、针状水化产物产生;NaOH掺量为3.2%时可以清楚看到颗粒表面有大量板状的水化产物,以及颗粒之间大量纤维状水化产物,这些水化产物附着在颗粒周围,牢牢地把颗粒连接在一起,形成紧密的空间结构体系,这种结构具有很好的强度和很高的稳定性。从水化产物的生成量以及SEM照片看到的固化淤泥内部连接情况可以判断:图4(b)的试样虽然水化产物的生成量大于图4(a)试样,但是颗粒之间的连接并没有变得更紧密,因此2个土样的强度差别不大;图4(c)与图4(a)、图4(b)相比,不仅水化产物多,而且颗粒之间的连接更紧密,从而使结构具有更好的稳定性和强度。
3 结论
(1)海涂淤泥固化处理时掺入NaOH,使得水泥水化反应处在碱性环境中,可以取得比只用水泥固化更好的效果。当NaOH掺量不大于0.8%时,海涂淤泥在各个龄期的固化强度与不掺NaOH的强度接近,当NaOH掺量不小于1.6%时,淤泥固化土强度提高20%以上,效果非常显著。
(2)本试验中淤泥固化土的破坏应变在1.8%~2.8%内,具有脆性破坏性质。当NaOH掺量较高时,σ-ε曲线破坏阶段下降迅速,应变增加很小,应力减小很快。
(3)淤泥固化土各种水化产物构成土颗粒表面和颗粒微观间的填充物和包裹物,微观结构特征反应出各种纤维状、板状水化产物相互搭接,形成紧密的空间结构,有利于强度的发展。
摘要：在海涂淤泥中掺入不同量NaOH改变淤泥孔隙溶液的pH值,再掺入等量水泥做固化试验。通过室内试验测试淤泥固化土的基本力学性质,探讨NaOH对仅用水泥固化淤泥的改善作用,研究无侧限抗压强度与NaOH掺量的关系和各个龄期淤泥固化土的应力-应变关系,并分析固化淤泥的微观结构特征。研究表明,NaOH掺量不大于0.8%时,孔隙溶液pH值的改变对Ca(OH)2浓度影响很小,对固化强度的改善效果不明显;NaOH掺量大于1.6%时,随着掺量的增大,可以较大地提高淤泥固化强度,破坏应变较小,具有脆性破坏性质;NaOH掺量为3.2%时,90 d强度约为不掺NaOH固化淤泥的2倍;微观结构反映出各种状态水化产物形成网状骨架并且填充孔隙,使得固化土具有一定的强度。
关键词：淤泥固化土,无侧限抗压强度,应力-应变,微观结构
参考文献
[1]陈萍,张振营,李小山,等.废弃淤泥作为再生资源的固化技术与工程应用研究[J].浙江水利科技,2006(4):1-3.
[2]朱伟,张春雷,高玉峰,等.疏浚泥处理再生资源技术的现状[J].环境科学与技术,2002,25(4):39-41.
[3]GOTOH M.Study on soil properties affecting the strength ofcement treated soils[C]//Grouting the deep mixing Proc Confe-rence,1996(1):399-404.
[4]地基处理手册编写委员会.地基处理手册[M].2版.北京:中国建筑工业出版社,2000.
[5]黄新,周国钧.水泥加固土硬化机理初探[J].岩土工程学报,1994,16(1):62-68.
[6]段新胜,顾湘.桩基工程[M].3版.武汉:中国地质大学出版社1,998.
[7]BELL F G.Cement stabilization and clay soils,with examples[J].Environmental&Engineering Geoscience,1995,1(2):139-151.
[8]宁建国,黄新.土样矿物成分对固化土抗压强度增长的影响[J].岩土力学,2010,31(1):113-117.
[9]宁建国,黄新,许晟.土样pH值对固化土抗压强度增长的影响研究[J].岩土工程学报,2007,29(1):98-102.
固化变形 篇2
分析复合材料铺层的微观结构,研究复合材料成型过程变形特点,以此建立两类针对性的`有限元模型,并采用典型复合材料叠层板固化成型温度载荷,进行叠层板翘曲变形和板内应力的计算分析.在此基础上,将计算结果与实际试验制件实测结果进行对比.结果表明,本文所提供的有限元分析计算模型可对实际情况进行简便和较为精确的模拟.
作 者：官霆 孙良新 邢丽英 Guan Ting Sun Liangxin Xing Liying 作者单位：官霆,孙良新,Guan Ting,Sun Liangxin(南京航空航天大学航空宇航学院,南京,210016)
邢丽英,Xing Liying(北京航空材料研究院,北京,100095)
固化变形 篇3
复合材料传动轴与钢轴相比,具有强度高、耐疲劳性能好、减振性好等诸多优点,随着飞机、舰船、船舶等对轻量化要求越来越高［1］,复合材料传动轴的应用日益广泛。但是复合材料传动轴制造工艺复杂,存在固化变形大,需切削加工才能达到装配精度的要求。而复合材料又是难机加工材料,在切削热和切削力的作用下,会导致机体与增强体的协同变形［2］,大大增加了制造工艺难度并且削弱了零件的结构强度。热压罐成形是航空航天领域应用最为广泛的复合材料构件成形方法,可以用于任何结构,任意形状构件的成形,不仅如此,由于热压罐为成形件提供了均匀的温度和压力,因此,其成形件的表面品质较好,力学性能更为稳定。
针对芯模为铝合金,在芯模两端安装轴承位置采用复合材料缠绕工艺的直升机复合材料传动轴构件热压罐成形后固化变形较大的问题进行研究。该构件在实际生产过程中,复合材料缠绕段外径由于复合材料的膨胀变形而明显变大,为了满足轴承装配精度要求不得不再进行切削加工,但是切削加工会破坏复合材料的纤维,从而影响传动轴的强度和使用寿命。为了不影响构件的结构强度,避免切削加工过程影响精度,提出一种经济有效的精度控制方法: 利用ABAQUS软件顺序耦合热—应力分析方法对该传动轴进行变形预测,在已知变形量的基础上,对芯模复合材料缠绕段进行反向补偿,最后使得传动轴构件满足精度要求。
1 传动轴热压罐成形的温度场模拟
复合材料构件在热压罐成形过程中的温度场分布情况主要取决于固化工艺温度,复合材料的固化反应放热以及材料本身的性质。温度场分布模拟是进行变形预测的前提,并直接决定了预测结果的可靠性。文中基于复合材料构件热压罐成形的传热规律,结合Fourier热传导控制方程和固化动力学方程,利用有限元数值模拟方法建立分析模型,并利用ABAQUS软件及其用户子程序进行温度场的模拟。
1. 1 温度场有限元分析模型建立
在建立温度场有限元分析模型时,结合复合材料构件热压罐成形时的传热规律,作以下规定:
1) 传动轴上表面、侧面与热压罐传热介质间以对流换热的形式进行热传递;
2) 复合材料下表面与芯模上表面直接接触,以热传导方式进行热传递;
3) 复合材料的固化反应放热作为内热源考虑。
将固化动力学方程以内热源的方式加入到Fourier方程中,可以得到传动轴构件固化成形过程的三维有限元瞬态热传导控制方程为［3］:
其中: ρp,cp为复合材料的密度和比热; kxx、kyy、kzz为复合材料在x、y、z 3 个方向上的热传导系数,假设复合材料的热传导系数是各向同性的; t为固化时间; T为当前时刻的温度; q·为复合材料的固化反应热生成率,可以表示为［4］:
其中: ρr为树脂密度; vf为复合材料中纤维的体积分数; Hr为单位质量树脂固化总反应放热; α 为固化度;dα/dt为固化反应速率; 对于LY556 环氧树脂体系,dα/dt可以表示为［5－6］:
其中,Ki( i=1,2) 为速率常数。
复合材料中的树脂基体在热压罐成形中经历了液态—凝胶态—固态3 种不同物理状态,并且不同的树脂基体状态决定了不同的复合材料性能,对于LY556 环氧树脂体系,根据已有的研究数据［7－9］,定义其比热和热传导系数如下:
1) 比热:
式中: α 为固化度,cp( 0,T) ,cp( 1,T) 分别指温度T下,树脂基体未发生固化和固化完全时的比热。
2) 热传导系数:
式中: K( 0,T) 和K( 1,T) 分别表示树脂未固化和完全固化时的传热系数。
由上述分析所建立的传动轴温度场有限元分析模型是一个高度非线性,热与化学反应相互耦合的问题［10］,模型中的温度场分布由热压罐固化温度和复合材料的固化反应放热共同决定,复合材料的比热与热传导系数又都是温度和固化度的函数。因此,在进行分析时,采用了ABAQUS的2 个用户子程序: UMATHT和USDFLD。
利用UMATHT子程序定义传热过程中材料的热本构关系及产生的内热源,利用USDFLD子程序定义了固化度和固化反应速率2 个场变量,同时将固化度和固化反应速率定义为全局状态变量,以便进行数据的传递并给定初始值。
1. 2 传动轴的固化有限元分析
根据上述温度场有限元分析模型,利用ABAQUS软件,对该传动轴温度场分布及固化度分布情况进行分析。传动轴模型如图1 所示,外径为45 mm,壁厚为3 mm的铝合金芯模。为了减震并增加轴长,在距两端300 mm处各缠有一段长为50 mm,厚为2. 5 mm的LY556 /T300 碳纤维增强环氧树脂。其固化工艺曲线如图2 所示。
采用DC3D20 三维20 节点2 次完全积分实体单元对零件进行网格划分,划分后有限元模型如图3,构件共有单元4 200 个,节点24 811 个。
ABAQUS计算后得到图4 所示温度场分布结果,温度单位采用华氏温标。构件成形后固化度达到99. 94% ,且分布均匀。
2 传动轴的变形分析
在热压罐成形的实际生产中,零件的几何形状往往很难得到保证,其根本原因在于温度场分布的不均匀性及材料线膨胀系数的差异［11－12］。这里利用ABAQUS提供的顺序耦合热—应力分析方法,在得到传动轴的温度场分布情况以后,ABAQUS应力分析时从温度场分析的结果文件* . odb中将每一节点的温度读入到应力分析模型中,作为温度载荷进行下一步的变形预测。由于复合材料的线膨胀系数在固化过程中会随着固化度的改变而发生变化,如式( 6) 。因此,在分析过程中对材料属性进行定义时,需要引入另一个ABAQUS用户子程序: UEXPAN。
式中: α 为固化度; T为当前时刻下的温度; Tg为玻璃态转变温度。
变形分析时采用DC3D20R三维20 节点2 次减缩积分实体单元对零件进行网格划分,划分后的网格单元数为4 200,节点数为24 811。经过ABAQUS计算后得到结果如图5 所示( 单位为mm) 。
3 传动轴热压罐成形的反向补偿
所谓反向补偿,是指将变形以相反的方向补偿到构件模型中,从而达到减小甚至消除变形量的目的。通过上述方法得到了如图5 所示的传动轴热压罐成形的变形量。由图5 可知,传动轴芯模部分几乎未发生变形,但是复合材料缠绕段存在明显的膨胀趋势,选取复合材料缠绕段上的一个截面,如图6,测得其变形后的半径如图7。
根据反向补偿的原理,理想的补偿方法是从ABAQUS的结果文件中读取复合材料上每一节点的变形量,再通过相应算法计算得出芯模相应位置节点的理想位置,从而确定铝合金芯模的理想形状。但是,考虑到轴类零件加工工艺的合理性并不适合对每个节点逐一进行补偿,并且复合材料缠绕段厚度方向上的变化量较为一致,因此,这里只对铝合金芯模复合材料缠绕段均匀的缩小外径,由原来的45 mm,缩小为44. 8 mm,以减弱复合材料膨胀所造成的尺寸误差。缩小外径后的铝合金芯模如图8 所示。
采用相同的分析方法,得到如图9 所示补偿后的传动轴构件变形情况。同样选取图6 所示的复合材料缠绕段上的截面,测得补偿后的半径,如图10 所示。图11 对该截面各节点补偿前后的半径与理想半径进行了对比,由图11 可以知道通过减小铝合金芯模复合材料缠绕段处的外径,减小了由于复合材料膨胀导致的误差的一半多。
为了进一步验证上述补偿方法的可靠性,这里利用该方法对上述传动轴构件进行了实际加工,成形后构件如图12 所示,经测量,传动轴复合材料缠绕段外径为49. 95 mm,误差为0. 05 mm,实验结果与计算结果相符,有效的证明了基于反向补偿原理的精度控制方法的有效性。
4 结语