陶瓷试验

陶瓷试验（精选八篇）

陶瓷试验 篇1

壳聚糖作为天然有机絮凝剂,具有来源广泛、无毒、环境协调、安全等优良性能[1,2],若将其作为絮凝剂应用于陶瓷废水处理时能有优于传统混凝剂的效果,这不仅可使废水澄清,而且处理后的水可回用,能提高陶瓷废水处理的效率,在经济上,环境效益上都有重要的现实意义。在国内的陶瓷建筑企业,实现废水资源化、走可持续发展的道路对企业的长远发展非常重要[3,4]。

1 实验部分

取不同浓度的陶瓷废水水样→测初始值→移取定量水样→调p H值→加絮凝剂→快搅→慢搅→静沉→测浊度。采用JJ-4型多头电动搅拌器进行,分别投加一定量聚合氯化铝(PAC)、明矾、聚丙烯酰胺(PAM)、聚合氯化铝铁(PAFC)、壳聚糖絮凝剂,在快速搅拌下加入适量HCl或Na OH调节至所需的p H值,在不同快搅速度(200~400rpn)下投加各种浓度的絮凝剂,快搅1~2min后,进行慢搅(90rpn),慢搅10-15 min后停止搅拌,并静置10min后取上层清液,采用WGZ-200型散射式浊度仪测定浊度。

2 结果与分析

2.1 絮凝药剂的确定

2.1.1 p H对各药剂的影响

调节废水的p H=2,4,6,8,10,12,分别投加不同混凝剂,在250rpn的转速下先快速搅拌1分钟,再在90rpn的转速下慢速搅拌2分钟,然后停止搅拌,静置30分钟,测定絮凝沉降后水样上清液浊度。结果如图1所示。

由图1看出,当p H小于8时,壳聚糖表现出不依赖于酸度的优越性。因为壳聚糖是非反应性的阳离

子聚合物,因而在很强的酸性环境下仍能保持很好的混凝作用。其余的四个絮凝剂随p H的波动很大,不是在碱性条件下才能表现好的絮凝性能,就是对p H的适应区间小。陶瓷废水的p H一般都是略显酸性,因而壳聚糖是适宜的选择。

2.1.2 絮凝药剂的比较

选取PAC、PAFC、明矾、PAM与壳聚糖进行对比,另外分别调节其p H值在最佳的范围并进行混凝实验。为此这几种药剂的对比试验结果表明,几种药剂的处理效果相差不大,所不同的是壳聚糖的用量比较少,处理费用相对比较低。

2.2 壳聚糖絮凝影响因素及效果分析

2.2.1 废水p H对絮凝效果的影响

废水p H对絮凝效果的影响结果如图2所示。在不同壳聚糖投加量下,浊度去除率随p H增大呈增加趋势直到达到最高点,随着p H的持续增大浊度去除率开始下降。在p H=1~9的p H范围内,浊度去除率都能达到80%以上,这说明壳聚糖具有良好除浊效果。在壳聚糖投加量为0.1mg/L,废水p H接近6时,絮凝效果最好,此时的浊度去除率较高。絮凝效果随酸性的影响比较小,在很大的p H区间内对陶瓷废水的处理都有效果。这与李肖玲[5]等试验结果是相一致的。

2.2.2 壳聚糖投加量对絮凝效果的影响

壳聚糖投加量对絮凝效果的影响结果见图3。浊度去除率随壳聚糖增加变化较大,当用量为0.1mg/L时,浊度去除率最大。低于此投加量,壳聚糖分子链上的阳离子活性基团绝对数量有限,正电荷较少,不能与陶瓷胶体和悬浮颗粒所带负电荷完全电中和,部分胶体微粒表面仍带有负电荷,胶体微粒的扩散层依然较厚,壳聚糖分子链的吸附桥连作用很有限,胶体不能完全脱稳凝聚,絮凝效率不高;当壳聚糖投加量超过0.1mg/L时,壳聚糖分子因为相对过剩会将胶体、悬浮微粒紧紧包围起来,造成再稳现象,使得壳聚糖分子无法与其它颗粒形成吸附架桥作用,絮凝效果也较差。

2.2.3 陶瓷废水浓度对絮凝效果的影响

调节废水的p H=6值,投加一定量壳聚糖絮凝剂,以壳聚糖投加量对浊度去除率作图,结果见图4。废水的浓度越大,絮凝效果会变大。废水的浓度对絮凝效果的影响基本不算太大,在废水的浓度为1g/L—5g/L的范围内,浊度去除率大于90%,这说明壳聚糖适合处理不同浓度的陶瓷废水。

2.2.4 水力条件对絮凝效果的影响

絮凝反应可分为混合和反应两个阶段,水力条件对絮凝效果有重要影响,控制指标是搅拌强度和搅拌时间。搅拌强度常以相邻水层中两个颗粒的速度梯度G来表示,搅拌时间以T表示,选择合适的G值和T值,创造良好的絮凝条件,可以保证出水水质。

在混合阶段,要求絮凝剂与废水迅速混合均匀,G值在500~1000s-1之间,T应在10~30s之间,至多不超过2min。而在反应阶段,既要创造足够的碰撞机会和良好的吸附条件,让絮体有足够的成长机会,又要防止生成的细小絮体被打碎,因此搅拌强度要逐渐减小,而反应时间要长,相应的G值和T值分别以70~130s-1,和2~10min为宜。但直接以G值控制水力条件不方便,因此实际应用中通常以机械搅拌来控制旋转速度。

调节废水p H值为6,壳聚糖投加量为0.1mg/L,絮凝沉淀时间为30min,采用正交试验法,以浊度去除率为试验指标,选取混合阶段搅拌速度A分别为150、200、250rpm、搅拌时间B分别0.5、1.0、1.5、2.0min和反应阶段搅拌速度C分别为50、70、90、110rpm、搅拌时间D分别为2、4、6、8min四个因素分别作正交试验,采用正交表为L16(45),试验结果表明,各因素对于浊度去除率影响的大小顺序为A>B>C>D,优水平为A3B4C3D1,即混合阶段搅拌速度对絮凝效果影响最大,混合阶段的搅拌时间次之,反应阶段的速度时间再次之,反应阶段的搅拌时间对絮凝效果影响最小,絮凝反应的最佳水力条件为:快速(250转/min)搅拌2min,然后慢速(90转/min)搅拌2min。

由于加入的壳聚糖絮凝剂在陶瓷废水中是以溶胶状态存在的,它吸附废水中的胶体物质和悬浮物质存在一个动态的平衡,混合阶段和反应阶段的水力条件轻微发生变化,都可能会影响絮体矾花的生成和沉淀,造成浊度增大。研究表明,壳聚糖和处理废水在最佳水力条件下混合和反应后,静沉30min,此时再继续沉降,随着时间的延长,浊度的去除率均有缓慢增加的趋势,这可能是胶粒碰撞絮凝和重力沉降共同作用的结果。但这种增加的幅度很小,在实际操作中可以忽略,因此絮体沉降时间选择30min是合适的。

2.2.5 最佳絮凝条件下壳聚糖的絮凝效果分析

在最佳水力条件下投加壳聚糖,观察絮体的沉降情况。实验过程中,在肉眼观察到的范围内,壳聚糖处理废水的絮凝现象随p H值变化区别不大,这里以p H=6.0时的絮凝现象为例进行描述,见表1。

此条件下最佳浊度去除率为97.86%,比上面非最佳水力条件下测出的多出0.86个百分点。这说明合适的水力条件可以促进水中颗粒更加充分接触,改善絮凝条件;同时也说明:絮凝条件对絮凝的效果有着很大影响,在表1 p H=6时不同絮凝剂投加量的絮凝现象最佳的絮凝条件下,壳聚糖絮凝处理陶瓷废水有着稳定良好的处理效率。

3 结论

(1)壳聚糖处理陶瓷废水与其他混凝剂相比,p H范围广、处理效率高的优点,而且处理成本低,运行经济,吨水药剂成本低,因而是处理陶瓷废水合适的选择。

(2)絮凝效果随p H值的升高先升高后又降低,而随壳聚糖投加量的增加呈先增后降趋势。其最佳絮凝p H=6,最佳投加量0.1mg/L。这说明壳聚糖具有近似于强阳离子型高分子絮凝剂的絮凝效果,在较宽广的p H和投加量范围内,对陶瓷废水有着稳定良好的处理效率。陶瓷废水的浓度对絮凝效果的影响不大。

(3)水力条件对壳聚糖絮凝效果有重要影响,正交试验确定的壳聚糖絮凝处理陶瓷废水的最佳水力条件为:混合搅拌强度250转/min,时间2min;反应搅拌强度为90转/min,时间2min;静沉30min。

摘要：就聚合氯化铝铁、聚合氯化铝、硫酸铝、有机混凝剂(PAM)、壳聚糖等对陶瓷废水处理进行比较试验。研究表明,壳聚糖比其他混凝剂更适合处理陶瓷废水,它不仅具有絮凝pH范围广、处理效率高的优点,而且处理成本低、环境协调。当陶瓷废水pH=6,壳聚糖的投加量为0.1mg/L,废水初始浓度为4g/L,250rpn搅拌2分钟,90rpn搅拌2分钟,此时的混凝效果最好。

关键词：环境协调,混凝,壳聚糖,陶瓷废水

参考文献

[1]齐爱玖.天然高分子絮凝剂壳聚糖的开发和应用.[D].大连大连理工大学,2006

[2]孟哲,胡章记,毛宝玲.壳聚糖的结构特性及其衍生物的应用[J].化学教育,2006,8:1-2

[3]夏清,姜安宁.建筑陶瓷污水的综合利用研究[J].陶瓷科学与技术,2002,3:8-10

[4]何翠萍.陶瓷废水处理工艺分析以及出路展望[J].资源与环境.2007,4:149-150

保证试验对陶瓷试件疲劳强度的影响 篇2

保证试验对陶瓷试件疲劳强度的影响

应用断裂力学理论分析了保证试验对陶瓷试件造成的损伤及其对疲劳强度的影响.保证试验后试件的最低强度可根据材料的亚临界裂纹扩展参量、保证应力和保证试验的`卸载速率估算.采用惰性试验环境和高的卸载速率可获得较高的试件最低剩余强度值.

作 者：吕宝桐 王弘 L Baotong Wang Hong  作者单位：西北工业大学材料科学与工程系,西安,710072 刊 名：航空学报  ISTIC EI PKU英文刊名：ACTA AERONAUTICA ET ASTRONAUTICA SINICA 年，卷(期)： 19(6) 分类号：V215.5 V254.2 关键词：陶瓷   疲劳   强度   保证试验  

陶瓷试验 篇3

关键词：陶瓷彩喷墨水,正交试验,稳定机理,柠檬酸钠

0 引言

陶瓷装饰用彩色喷墨打印技术一种非常具有发展潜力的陶瓷装饰方法。它是将陶瓷色料粉体制成多色墨水,通过打印机将其直接打印到坯体、釉面或其他载体上呈色的装饰方法,成型体的形状和尺寸由计算机控制[1]。彩色喷墨打印技术的关键在于陶瓷装饰用彩色墨水的制备。现在许多研究针对用于喷墨打印成型的陶瓷墨水,对于陶瓷表面装饰墨水的研究较少。主要围绕陶瓷墨水的制备及其性能的研究,常用的制备方法有:分散法[2,3,4,5,6,7,8]、溶胶法[9,10,11,12,13,14]和反相微乳液法[15,16,17,18,19,20,21,22,23,24]。分散法会因为颗粒有棱有角而使墨水悬浮流变性变差。溶胶法虽然可以获得分散性良好、稳定性高的陶瓷墨水,但是长期放置会出现沉降现象。反相微乳液法利用不溶于水的非极性物质相(油相)为分散介质,以极性物质(水相)为分散相的分散体系,但该法制备的墨水含固量低是个待解决的问题。本文以柠檬酸钠为分散剂,油酸钠为表面活性剂,乙醇和水为溶剂,利用分散法配置蓝色陶瓷彩喷墨水,并利用正交实验研究蓝色陶瓷彩喷墨水,通过性能参数的测定,从而确定最佳的蓝色陶瓷彩喷墨水。

1 实验

1.1 实验原料

柠檬酸钠(天津市化学试剂一厂,分析纯),油酸钠(上海试剂一厂,化学纯),无水乙醇(西安三浦化学试剂有限公司,分析纯),蓝色颜料(市场购买)。

1.2 正交实验

以柠檬酸钠为分散剂,油酸钠为表面活性剂,乙醇为溶剂,分散法配制蓝色陶瓷彩喷墨水,测定陶瓷墨水的粘度、表面张力、pH值和电导率等理化性能。正交实验因素水平表如表1所示。

1.2.1 蓝色颜料的预处理

将一定量的蓝色颜料,放入行星式快速球磨机(KQM-X4Y/B型,咸阳金宏通用机械有限公司)球磨,球磨转速为600r/min,球磨时间:3h,料∶球∶水=1∶2∶1。

1.2.2 蓝色陶瓷彩喷墨水的制备

蓝色陶瓷彩喷墨水的制备分为三部分:1)先将油酸钠充分溶解于水中,加入一定量的柠檬酸钠混合,再加入一定量的无水乙醇,充分搅拌至得到均匀透明的溶液;2)先将颜料溶解于水中,再加入一定量的无水乙醇,充分搅拌至得到均匀透明的溶液;3)将上述配制好的两种溶液混合,放入KQ-100DE型数控超声波清洗器中超声分散30min,得到蓝色陶瓷彩喷墨水。

1.2.3 蓝色陶瓷彩喷墨水的理化性能测试

根据连续型喷墨打印机用陶瓷彩喷墨水的性能要求,对所制备的墨水进行表面张力、粘度、表面张力、比吸光度等性能的测试。用永德市金建检测仪器有限公司生产的XJZ-200全自动界面张力仪测试墨水的表面张力;用NDJ-1型旋转式粘度计测试墨水的粘度。

1.2.4 墨水沉降稳定性的测试

将配制好的墨水稀释后,利用紫外可见分光光度计(752N型,上海精密科学仪器有限公司),测定稀释液的吸光度A0;将墨水静置放置两天,用吸管在距离上清液液面下2mm处吸取0.5mL墨水,测试稀释液的吸光度Ai,并按下式计算静置沉降前后的比吸光度R。

2 结果与讨论

2.1 正交实验的直观分析

根据因素水平表,并不考虑交互作用,因此可选用L9(34)正交表进行实验来确定各个分散体系最佳比例的确定。试验结果指标为粘度、表面张力和比吸光度。实验结果如表2～3所示。根据墨水性能要求:粘度越小越好,以便于喷墨打印;表面张力越大越好,以便达到较好的润湿性;比吸光度越大越好,稳定性较好。对实验结果进行直观分析,如表4所示,效应曲线图如图1～3所示。

各种因素及水平对实验指标值的影响分析如下:1)柠檬酸钠:随柠檬酸钠的比例增加,粘度先增大后减小;比吸光度及表面张力均单调减小。2)油酸钠:随油酸钠的比例增加,粘度单调减小;比吸光度单调增大;表面张力先增加后减小。3)乙醇:充当墨水中的溶剂,主要起调节陶瓷墨水的粘度,增大流动性,同时可以提高墨水的稳定性,使得表面张力达到所需的范围。由图1可知,在乙醇的比例为9%时,粘度为最小;由图2,3可知,比吸光度及表面张力均单调增加。

由表4及图1～3可知,因素A:对于3个指标来说,都是A1为最佳水平,所以取A1。因素B:对于粘度和比吸光度都是B3,而表面张力为B2;对于粘度B为次要因素,对于比吸光度和表面张力,B都为末位的次要因素;所以根据多数倾向和B因素对不同指标的重要程度,选取B3。因素C:对于粘度,C选择C2,并为主要因素;对于比吸光度和表面张力,C选择C3,并为次要因素;所以根据C因素对不同指标的重要程度,选取C2。综合上述的分析,优选方案为A1B3C2,即柠檬酸钠的百分含量为4wt%,油酸钠的百分含量为2wt%,乙醇的百分含量为9wt%。

2.2 柠檬酸钠的稳定机理

柠檬酸钠的分散作用为静电空间位阻稳定机制如图4所示[25]。用柠檬酸钠作分散剂,颗粒表面吸附柠檬分子,使颗粒表面电荷增加,形成双电层,通过Zeta电位增加使颗粒间产生静电斥力,实现体系的稳定。同时颗粒表面由于吸附柠檬分子可以使颗粒有效半径增大,从而产生空间位阻作用使墨水悬浮液稳定分散。柠檬酸钠作为分散剂的墨水中,带电颜料颗粒之间存在着两种相互作用力:双电层重叠时的静电斥力和粒子间的范德华吸引力。它们的相互作用决定了颜料粒子的稳定性。当吸引力占优势时,颜料粒子发生聚沉;而当排斥力占优势,并大到足以阻碍粒子由于布朗运动而发生碰撞聚沉时,则墨水处于稳定状态。

每种分散剂都有一个最佳用量,此时溶液的粘度最低,低于或高于该用量,溶液的粘度都较高。当用量较低时,单位面积颗粒表面吸附的分散剂较少,使其表面负电荷量增加得不多,颗粒间的静电斥力较弱,因此易发生团聚;当用量过高时,过多的分散剂游离在液相中,增加离子强度,压缩双电层,从而降低了颗粒间的静电斥力,聚电解质间还会发生桥联作用,使团聚加剧[26]。

本实验中,得出随柠檬酸钠的比例增加,粘度先增大后减小,和上述分析的变化不相符。又从图2比吸光度效应曲线中所知,随着柠檬酸钠的含量增加,比吸光度单调减小。综上分析,柠檬酸钠的含量过量,在后续试验中,需降低其含量,以便找到最佳用量。

2.3 油酸钠的影响

油酸钠在墨水中充当表面活性剂的角色。颗粒受到机械力作用时会产生微缝,但它能通过自身分子力的作用而愈合。当分散介质中有表面活性剂存在时,表面活性剂分子自动地渗入到裂缝中、吸附在颗粒表面上,如同在裂缝中打入一个“楔子”,起着劈裂作用,使裂缝无法愈合,并在外力作用下加大裂缝或分裂成碎块。加表面活性剂的目的是变相降低微粒的表面能,提高微粒的稳定性。表面活性剂可以改变颗粒表面润湿性,可显著的影响颗粒间的粘附力。提高颗粒对水的润湿接触角,因而有效地抑制液桥的产生,同时也可降低颗粒间的分子作用力,促进颗粒在液体中分散。表面活性剂的分散作用是依靠空间位阻效应,即防止粒子附着于颗粒表面,使微粒间产生隔离作用;此外还可阻碍微粒对水的吸附,使微粒表面不能形成完整的水膜,颗粒间的“液桥”消失,从而抑制团聚。

3 结论

陶瓷废水中镍的去除试验研究 篇4

近年来随着我国陶瓷工业的迅速发展,我国陶瓷的生成规模和产量也越来越大,在创造大量就业岗位的同时,有力地促进了我国国民经济的发展。但是在陶瓷工业飞速发展的同时,也带来了一系列的环境问题,其中重金属的污染问题尤其值得关注。陶瓷工业生产使用不同的化工原料,有些化工原料中常含有重金属,如陶瓷色、釉料常含有重金属,釉料配方中常加入一些有毒化工原料(如铅丹、氟化钠、氟硅酸钠及稀土元素等),使得陶瓷生产过程中会产生含重金属的废水,其中常见的重金属包括镉、铬、铅、镍等。镍及其化合物是对人体具有较强毒性的物质,可以通过人体的呼吸系统进入人体,引起呼吸器官障碍、肺泡肥大,伤害肺脏,严重者会诱发肺癌的产生。陶瓷工业废水中镍的含量很高,据抽样调查在陶瓷工业中,仅日用瓷生产排放废水中总镍的浓度就高达142mg/L[1]。根据GB8978-1996《综合污水排放标准》中规定,总镍的最高允许排放浓度为1.0mg/L[2],GB25464-2010《陶瓷工业污染物排放标准》中规定,总镍的排放限值为0.1mg/L,对于环境敏感地区,总镍的排放量不超过0.05mg/L[3]。如果对含镍废水不加处理任意排放,会对人体和环境带来极大的危害。目前国内学者对水溶液中镍的去除已开展研究,常用的镍处理技术包括化学沉淀-过滤法、离子交换法、膜电解法等[4,5,6],但是对络合态的镍研究较少。为此,以离子态镍和络合态镍为研究对象,研究各种处理方法对上述不同形态镍的去除,筛选最佳的工艺组合及试验条件,为陶瓷工业含镍废水处理提供合适的处理技术和基本的数据支持。

1 实验部分

1.1 实验材料与仪器

1.1.1 含镍废水的配置

试验所用的含Ni2+陶瓷废水为实验室配置。离子态镍:采用NiSO4·6H2O(天津大茂化学试剂厂)配置含Ni2+浓度为1g/L的标准储备液,试验所用含离子态镍模拟废水用储备液稀释而成(含镍量为150mg/L),初始p H为7.36～7.45。络合态镍:使用少量去离子水溶解一定量NiSO4·6H2O(天津大茂化学试剂厂),加入足量的乙二胺四乙酸二钠(EDTA-二钠,天津大茂化学试剂厂),充分搅拌后定容,配置成含镍浓度为1g/L的标准储备液,试验所用含络合态镍模拟废水(含镍量为150mg/L)用储备液稀释而成,初始p H为2.90～3.10。

1.1.2 实验仪器

深圳市中润水工业技术发展有限公司生产的ZR4-6型六联混凝试验搅拌机,美国Agilent 7700型电感耦合等离子质谱仪,美国丹佛仪器生产的TB-214型电子天平,瑞士梅特勒-托利多仪器生产的SG21型pH计。

1.2 实验方法

常温下,将配置浓度为150mg/L的镍溶液(以Ni计),倒入ZR4-6混凝试验搅拌机自带的1L烧杯中,使用0.1mol/LNaOH或0.1mol/LH2SO4调节至一定的pH值。投加一定量的混凝剂,按照表1所示混凝搅拌程序进行搅拌,然后取上清液过滤,废弃100mL初滤液,采用Agilent公司生产的型号为7700ICP-MS(电感耦合等离子质谱仪)对滤液中镍的浓度进行测定,并计算溶液中镍的去除率,计算方法如式(1)。

式中N表示镍的去除率(%);C0、C1分别为原水样中镍的浓度(150mg/L)和混凝沉淀后滤液中镍的浓度(mg/L)。

2 结果与讨论

2.1 离子态镍的去除

2.1.1 pH值对Ni去除的影响

分别调节水样的p H至7.5、8.0、8.5、9.0、9.5、10.0、10.5、11.0,按照混凝搅拌程序(表1)进行搅拌。反应结束后,测定滤液的pH值和镍的浓度,结果见图1。由图1可以看出,随着水样pH值的增加,镍离子的去除率和反应后的pH值增加。原因可以解释为,随着p H的升高,溶液中游离的OH-离子增多,与离子态的Ni2+反应,生成不溶于水的Ni(OH)2沉淀,因此滤液中的镍的浓度降低,同时这一过程中消耗水中的碱度,使得滤液中的p H值有所减小。

2.1.2 混凝剂的选取

调节水样浓度pH至9.5,加入FeCl3、Al2(SO4)3和PAC作为混凝剂,改变混凝剂投加量,混凝沉淀并过滤后测定滤液中镍的浓度,结果见图2。由图2可知,当选取FeCl3作为混凝剂,FeCl3的投加量为5mg/L时,镍的去除效果最好,为92.95%。

2.1.3 pH值对FeCl3去除镍的影响

调节水样的pH分别为7.5、8.0、8.5、9.0、9.5、10.0、10.5、11.0,FeCl3的投加量为5mg/L,按照混凝搅拌程序进行搅拌(如表1)。反应结束后,测定滤液的p H值和镍的浓度,见图3。

由图3可以看出,随着水样pH值的增加,镍离子的去除率和反应后的pH值增加。与图1相比,镍离子的去除率与反应后pH值随着反应前溶液p H值的变化趋势相似,但投加FeCl3作为絮凝剂后,在相同的pH值下,镍的去除效果较好,且碱度消耗的较少。当水样pH调至9.5时,镍的去除率为92.95%,反应后的pH值为8.5;当水样pH值升至11时,镍的去除率为100%,反应后p H值为10.7。综合考虑镍的去除率与反应后的pH,可以选定较佳的pH为9.5。

2.1.4 不同助凝剂对FeCl3去除镍的影响

调节水样的pH至9.5,FeCl3的投加量为5mg/L,并于混凝搅程序第二步中分别加入不同量的聚丙烯酰胺(PAM)、硅藻土、Na2S,按照混凝搅拌程序进行搅拌。反应结束后,测定滤液中镍的浓度,见图4。

由图4可以看出三种助凝剂中Na2S的整体效果最好,当Na2S的投加量为50mg/L时,离子态镍的去除率为99.04%,当增加Na2S投加量至125mg/L时,离子态镍的去除率可达100%。

2.2 络合镍的去除

2.2.1 pH值对去除络合镍的影响

用NaOH溶液调节水样的p H分别为8.0、8.5、9.0、9.5、10.0、10.5、11.0与络合态镍原水样共8个水样,FeCl3的投加量为5mg/L,按照混凝搅拌程序(如表1)进行搅拌。反应结束后,测定滤液的pH值和镍的浓度,如图5。

由图5可知,相比于离子镍而言,调节p H不能有效地提升络合态镍的去除率,当溶液的pH值为9.5时,络合镍的去除率为7.75%,反应后的pH值为8.38;当溶液的pH值为11.0时,络合镍的去除率为10.53%,反应后的pH值为10.6。

2.2.2 氧化剂+FeCl3对络合镍的去除

向水样中添加不同浓度的几种常见的氧化剂,水样中镍含量为150mg/L,氧化时间为1h,氧化搅拌程序见表2。水样氧化后,调节水样p H至9.5,加入混凝剂FeCl3 5mg/L,按照混凝搅拌程序(如表1)进行搅拌。反应结束后,测定滤液的浓度及pH值,如图6。

由图6可见,在去除络合镍的过程中添加氧化剂并不能大幅度的提高络合镍的去除效果,相比而言,高锰酸钾的效果最好,当KMnO4的添加量为1.0mmol/L时,络合镍的去除率为18.17%;Fenton试剂次之,Ca(ClO)2的效果最差。

2.2.3 不同条件下KMnO4+FeCl3对络合镍的去除

由2.2.2和2.2.3可知,以EDTA作为配位体的络合态镍采用KMnO4预处理,投加FeCl3混凝沉淀后,镍的去除效果最好。由于KMnO4在不同的pH条件下,其氧化作用存在差异,因此调节溶液的pH值分别为1、2、3、4、5、6,KMnO4的投加量为1.0mmol/L,使用表2氧化程序搅拌,1h后,调节溶液pH值于9.5,投加FeCl35mg/L,按照混凝搅拌程序进行搅拌(如表1)。反应结束后,测定滤液中镍的浓度,见图7。

由图7可知,氧化之前pH调至2时,镍的最终去除效果最高,当pH为1时,镍的最终去除效果较差,原因可能为,在强酸性(pH=1)条件下,部分KMnO4与水反应,降低了溶液中KMnO4的有效浓度,从而使得镍的最终去除效果降低。当pH值由2逐渐升高时,镍的去除效果随之下降。

调节水样p H值于2.0,KMnO4的投加量分别为0.3mmol/L、0.5mmol/L、1.0mmol/L、1.5mmol/L、2.0mmol/L、2.5mmol/L,使用表2所示的氧化程序搅拌,1h后,调节溶液pH值于9.5,投加FeCl3 5mg/L,按照混凝搅拌程序进行搅拌(如表1)。反应结束后,测定滤液中镍的浓度。由图8可知,当KMnO4的投加量为1.5mmol/L时,镍的总体去除效果最好,去除率为21.36%。

调节水样pH值于2.0,KMnO4的投加量为1.5mmol/L,使用表2氧化程序搅拌,1h后,调节溶液pH值于9.5,投加FeCl3 5mg/L,并于混凝搅程序第二步中加入Na2S,投加量分别为12.5mg/L、25mg/L、50mg/L、75mg/L、100mg/L、125mg/L,按照混凝搅拌程序进行搅拌(如表1)。反应结束后,测定滤液的浓度。由图9可知,当Na2S的投加量为75mg/L时,镍的总体去除效果最好,去除率为26.74%。

2.2.4 最佳条件下镍的初始浓度对络合镍去除的影响

加入不同量的标准络合镍储备液,使水样中镍的初始含量分别为5mg/L、10mg/L、30mg/L、50mg/L、100mg/L、130mg/L、150mg/L,调节水样pH值于2.0,KMnO4的投加量为1.5mmol/L,使用表2氧化程序搅拌,1h后,调节溶液pH值于9.5,投加FeCl3 5mg/L,并于混凝搅程序第二步中加入Na2S,投加量为75mg/L,反应结束后过滤并测定滤液的浓度,结果如图10。由图10可知,随着溶液中镍的初始浓度的降低,镍的去除率升高,当镍的初始浓度为10mg/L时,氧化混凝沉淀后镍的去除率为97.88%,溶液中镍的残余浓度为0.21mg/L,达到GB8978-1996《综合污水排放标准》的规定;当镍的初始浓度降至5mg/L时,镍的最终去除率达到100%,但此时溶液呈浅紫红色,加入的KMnO4没有消耗完全,给后续处理带来不利的影响。

2.3 重金属捕集剂去除镍

重金属捕集剂是通过其对重金属之间强烈的络合作用,用于结合废水中的重金属生成不溶于水的稳定的沉淀物,通过沉淀过滤将其分离去除[7]。现常见的重金属捕集剂有DTC(二硫代氨甲酸盐)类、黄原酸类、TMT(三巯三嗪三钠)类、STC(三硫代碳酸钠)类等,目前国内学者对重金属捕集剂对重金属去除已开展实验研究[8,9,10]。本实验中,使用市场上购买的DTCR型重金属捕集剂,投加量分别为1ml/L、2ml/L、3ml/L、4ml/L、5ml/L、10ml/L,按照混凝搅拌程序(如表1)进行搅拌,反应结束后测量滤液中镍的浓度,重捕剂不同投加量对镍的去除率影响如图11。

由图11(a)可知,当重金属捕集剂的用量为1ml/L时,镍离子的去除率达到最大值,为99.63%,单位体积重捕集中剂对离子态镍的去除量为149.44g/L;由图11(b)可知,当重捕剂的用量为1ml/L时,络合镍的去除率仅为7.05%,单位体积重捕集中剂对离子态镍的去除量为10.58g/L。与其他方法相比,重金属捕捉剂对溶液pH的要求不高,能在不增加溶液碱度的条件下,对离子态镍的去除能达到较好的效果,同时对络合态镍(以EDTA为配位体)也具有一定的去除效果。

3 结论

1)陶瓷工业废水中镍的含量变化较大,废水中含有较多的有机配位剂和添加剂,镍在废水中以离子镍和络合镍的形式存在,废水处理难度较大。

2)当离子态镍的含量为150mg/L(以Ni计)时,混凝沉淀法去除离子态镍的最佳条件为:pH 9.5,FeCl35mg/L,Na2S 50mg/L,去除率为99.04%,且当Na2S的投加量增加至125mg/L时,镍的去除率可达100%。

3)pH值对络合态镍的去除效果影响不大;使用氧化剂+FeCl3处理含镍模拟废水时,KMnO4的处理效果最好,当KMnO4的使用量为0.1mmol/L时,镍的去除率为18.17%。

4)当络合态镍的含量为150mg/L(以Ni计)时,氧化混凝沉淀方去除络合态镍的最佳条件为:KMnO41.5mmol/L(pH=2),pH 9.5,FeCl3 5mg/L,Na2S75mg/L去除率为26.74%。随着镍初始浓度的降低,络合镍的最终去除率升高。

5)重金属捕集剂DTCR对镍具有较好的去除效果,当镍的含量为150mg/L,DTCR投加量为1ml/L时,离子态镍的去除率为99.63%,络合态镍的去除率为7.05%,具有进一步研究的价值。

参考文献

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陶瓷试验 篇5

陶瓷装饰用彩色喷墨打印技术是一种非常具有发展潜力的陶瓷装饰方法,是将陶瓷色料粉体制成多色墨水,通过打印机将其直接打印到坯体、釉面或其他载体上呈色的装饰方法,成型体的形状和尺寸由计算机控制[1]。彩色喷墨打印技术的关键在于陶瓷装饰用彩色墨水的制备。现在有许多关于用于喷墨打印成型的陶瓷墨水的研究,对于陶瓷表面装饰墨水的研究则较少。围绕陶瓷墨水的制备及其性能的研究,常用的制备方法有分散法[2,3,4,5,6]、溶胶法[7,8]和反相微乳液法[9,10,11,12,13,14,15]。分散法会因所制备的颗粒有棱有角而使墨水悬浮流变性变差。溶胶法虽然可以获得分散性良好、稳定性高的陶瓷墨水,但是长期放置会出现沉降现象。反相微乳液法利用不溶于水的非极性物质相(油相)为分散介质,以极性物质(水相)为分散相,但该法制备的墨水含固量低是亟待解决的问题。

本实验以聚乙二醇为分散剂,油酸钠为表面活性剂,乙醇和水为溶剂,利用分散法配制黄色陶瓷彩喷墨水,并通过正交试验性能参数的测定,从而确定黄色陶瓷彩喷墨水的最佳配方。

1 实验

1.1 实验原料

聚乙二醇400(广州市化学试剂玻璃仪器批发部,分析纯),油酸钠(上海试剂一厂,化学纯),无水乙醇(西安三浦化学试剂有限公司,分析纯),黄色颜料(市场购买)。

1.2 正交试验

以聚乙二醇为分散剂,油酸钠为表面活性剂,乙醇和水为溶剂,利用分散法配制黄色陶瓷彩喷墨水,测定陶瓷墨水的粘度、表面张力及悬浮稳定性能。正交试验因素水平表如表1所示(质量分数,%)。

1.2.1 黄色颜料的预处理

将一定量的黄色颜料放入行星式快速球磨机(KQM-X4Y/B型,咸阳金宏通用机械有限公司)球磨,球磨转速为600r/min,球磨时间为3h,m(料)∶m(球)∶m(水)=1∶2∶1。

1.2.2 黄色陶瓷彩喷墨水的制备

黄色陶瓷彩喷墨水的制备分为3部分:(1)先将聚乙二醇充分溶解于无水乙醇中,加入一定量的水,充分搅拌至得到均匀透明的溶液;(2)将油酸钠溶解于水中,充分搅拌至得到均匀透明的溶液;(3)将上述配制好的两种溶液混合,加入一定量的颜料,充分搅拌,并放入KQ-100DE型数控超声波清洗器中超声分散40min,得到黄色陶瓷彩喷墨水。

1.2.3 黄色陶瓷彩喷墨水的理化性能测试

根据连续型喷墨打印机用陶瓷彩喷墨水的性能要求,对所制备的墨水进行表面张力和粘度测试。用永德市金建检测仪器有限公司生产的XJZ-200全自动界面张力仪测试墨水的表面张力;用NDJ-1型旋转式粘度计测试墨水的粘度。

1.2.4 墨水沉降稳定性的测试

将配制好的墨水稀释后,利用紫外可见分光光度计(752N型,上海精密科学仪器有限公司)测定稀释液的吸光度A0;将墨水静置放置2天,用吸管在距离上清液液面下2mm处吸取0.5mL墨水,测试稀释液的吸光度Ai,并按式(1)计算静置沉降前后的比吸光度R。

undefined×100% (1)

2 结果与讨论

2.1 正交试验的直观分析

根据因素水平表,并不考虑交互作用,因此可选用L9(34)正交表进行实验来确定各个分散体系最佳比例。实验结果指标为粘度、表面张力和比吸光度,如表2所示。根据墨水性能要求:粘度越小越好,以便于喷墨打印;表面张力越大越好,以便达到较好的润湿性;比吸光度越小越好,以便得到较好的稳定性。对实验结果进行直观分析,如表3所示,效应曲线图如图1-图3所示。

以下是各种因素及水平对实验指标值的影响分析。(1)乙醇:随乙醇比例的增加,粘度先减小后增大,减小的幅度较小;比吸光度先增大后减小,表面张力单调减小。(2)聚乙二醇:随聚乙二醇比例的增加,粘度及比吸光度先减小后增大;表面张力先增大后减小。(3)油酸钠:随油酸钠比例的增加,粘度单调减小;比吸光度及表面张力先增加后减小。

由表3及图1-图3可知,因素A:对于粘度,A1和A2两者相差不大,并为主要因素;表面张力选取A1,并为主要因素;比吸光度,取A3,并为次要因素,所以根据多数倾向和因素A对不同指标的重要程度,选取A1。因素B:对于3个指标来说,都是B2为最佳水平,所以取B2。因素C:对于粘度,选择C3;比吸光度选择C1;表面张力选择C2;对于3个指标,因素C都是处于末位的次要因素,所以取哪一个水平对3个指标的影响都较小,可以根据降低消耗,选取C1。综合上述分析,优选方案为A1B2C1,即乙醇的质量分数为7%,聚乙二醇的质量分数为5%,油酸钠的质量分数为0.8%。

2.2 各因素对表面张力的影响

由表3和图2可知,虽然油酸钠为表面活性剂,但影响最小,作为溶剂的乙醇影响最大。原因可能有以下几点:首先,聚乙二醇是一种非离子型表面活性剂,会对墨水表面张力的调节产生影响;其次,表面活性剂在溶液表面的定向排列降低了溶液的表面张力,而且表面活性剂是一种双亲性物质,有亲油端和亲水端。乙醇是一种油性物质,可能与溶液表面的表面活性剂分子形成了缔合。随着乙醇加入量的增加,溶液表面的表面活性剂分子数相应增加,表面张力随之下降,当表面活性剂量达到最大胶束浓度时,表面张力的变化很小。同时,根据中南大学王海波的研究[16],墨水固含量也会影响表面张力,因为颜料固体颗粒表面会吸附表面活性剂分子,所以固含量会对溶液表面张力造成影响。

2.3 聚乙二醇的稳定机理

由图3可知,当聚乙二醇的质量分数为5%时,悬浮稳定性出现极值,可从以下两方面进行解释说明。(1)当聚乙二醇的质量分数为5%时,空间位阻和空间电荷综合作用可能最大。颗粒表面有大量活性点,无表面活性剂时,这些活性点带电,当加入表面活性剂后,表面活性剂会覆盖这些活性点,从而使其丧失活性,但表面活性剂的覆盖会增加空间位阻作用。因此,刚开始时,表面带电产生的悬浮作用占优势,当加入聚乙二醇后,覆盖了表面活性点,虽然空间位阻作用增加,但此时聚乙二醇量较少,总的作用是使悬浮作用减小。随着聚乙二醇量的增加,空间位阻作用逐渐加强,空间电荷作用减弱;当其的质量分数为5%左右时,两种作用的综合作用达到最大,悬浮性最好;继续加入聚乙二醇,表面活性点数量少于刚开始时的数量,虽然聚乙二醇的空间位阻作用加强,但综合作用效果有所下降。(2)文献[17]表明,聚乙二醇多与颗粒表面形成氢键,当聚乙二醇加入量较少时,颗粒表面没有被聚乙二醇覆盖,聚乙二醇的长链把颗粒之间粘连起来,产生聚沉。而随着聚乙二醇量的增加,颗粒表面被聚乙二醇覆盖,此时长链的作用则变成空间位阻,当聚乙二醇进一步增加超过饱和吸附浓度后[18],颗粒表面已被完全覆盖,而多余的聚乙二醇分子则会再次把两个胶粒粘连起来产生聚沉,如图4所示。

由以上分析可以做出预测,聚乙二醇多在颗粒表面形成氢键,氢键越多,饱和吸附量可能也会相应增加。所以,如果颜料颗粒平均粒径较小,颜料比表面积就会增加,颗粒表面的饱和吸附量也会相应增加,从而使空间位阻作用进一步加强,溶液悬浮性能进一步提高。

3 结论

陶瓷试验 篇6

1试验装置方案设计

1.1超声振动装置系统组成

超声振动系统由超声波发生器、换能器、变幅杆、工具等组成。超声波发生器产生超声频电信号,换能器通过能量转换将电信号转换为相应的机械振动。由于换能器产生的机械振动振幅较小,需要变幅杆将机械振动位移或速度振幅放大。变幅杆一方面将能量聚集在较小的辐射面上,另一方面在换能器和声负载之间进行阻抗匹配。

1.2陶瓷材料超声振动拉伸装置方案设计

为了解决现有技术中的不足之处,提供一种结构简单、成本低廉、易于操作并且能对难加工材料进行超声力学性能测试的用于陶瓷材料的超声振动拉伸试验装置。

本试验装置采用如下技术方案:用于陶瓷材料的超声振动拉伸试验装置,包括上连接夹头、下连接夹头、超声振动机构和连接支架,连接支架包括顶板、底板和连接杆,顶板和底板上下对应设置,连接杆设有两根并且连接杆下端分别垂直固定连接在底板顶部两侧,两根连接杆上端分别固定连接在顶板底部两侧,顶板下表面设有球形凹槽,球形凹槽内转动连接有球头,球形凹槽与球头的球心重合,球头顶部设有上端穿过顶板的连接螺杆,上连接夹头底部开设有螺纹孔,连接螺杆上端伸入并螺纹连接在螺纹孔内;超神振动机构设置在底板上并位于两根连接杆之间,超声振动机构连接有陶瓷试件,陶瓷试件下端通过连接机构与下连接夹头连接。

超声振动机构包括换能器和变幅杆,换能器上侧部设有接线柱,换能器下端与变幅杆上端螺纹连接,变幅杆下端螺纹连接有套管,套管下端同轴向固定设有连接盘,连接盘中心设有通孔,连接盘上沿周向方向设有安装孔,连接盘通过穿设在安装孔内的固定螺栓与底板连接,陶瓷试件包括位于套管内的试件头部和向下穿过通孔的试件杆部,试件头部下端和试件杆部上端固定连接,试件头部上表面与变幅杆下端顶压接触,试件杆部下端与连接机构可拆卸连接。

连接机构包括弹簧夹头和限位螺母,下连接夹头顶部设有螺纹接头和插槽,螺纹接头和插槽同轴线设置,弹簧夹头位于插槽内,限位螺母螺纹连接在螺纹接头上,限位螺母中心处开设有插孔,陶瓷试件下端穿过插孔后伸入并夹持在弹簧夹头内。

2试验装置设计效果

采用上述技术方案,本试验装置具有以下有益效果:本装置的上连接夹头与下连接夹头分别连接在材料试验机上,将陶瓷试件下端夹持在弹簧夹头上,陶瓷试件上端通过第一紧固螺母连接在底板上,超声波电源通过接线柱给超声振动机构供给纵振能量,进行拉伸超声振动,另外可通过粘贴应变片等传感器测出超声振动下陶瓷试件的微观变形量,为难加工材料的机械加工奠定一定的理论依据;由于陶瓷试件比较脆的特性,不能采用常规的连接方式去连接,为了减少超声波传播过程中能量的损失,选用弹簧夹头与陶瓷试件贴合,并且外面套设有第一紧固螺母,使陶瓷试件和超声振动系统成为一体;球形铰链能够灵活转动在球形凹槽内,使得陶瓷试件在中心线在拉力的作用下与拉力直线处于同一直线上,避免了陶瓷试件受到弯曲和扭曲,使试件在中心线上受力均匀,保证测试结果准确、可靠。

3结论

综上所述,本试验装置结构简单、成本低、操作与拆装方便,能对难加工材料进行超声力学性能测试,试验效果好,并且解决了超声频率和超声振幅对陶瓷材料断裂韧性的影响问题。

参考文献

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[3]曹凤国.超声加工技术[M].北京:化学工业出版社,2004,8.

陶瓷试验 篇7

关键词：玻璃陶瓷,高速钢,摩擦,磨损

0引言

现代科学技术的迅速发展对材料的性能提出了更高的要求, 玻璃陶瓷具有各种优良的综合性能, 如热电性能、耐腐蚀性能及生物相容性能等。更为重要的是, 它可以用普通的金属切削刀具进行机械加工, 因此, 性能优良的玻璃陶瓷逐渐受到人们的重视。近年来, 玻璃陶瓷广泛用于航天、军工、医疗、机械、电子等领域[1,2,3]。目前, 有关可加工玻璃陶瓷的研究大都集中在材料制备工艺及其性能控制等方面, 随着玻璃陶瓷材料的广泛应用, 玻璃陶瓷的摩擦磨损问题正逐步成为摩擦学领域中的研究热点之一[4,5]。本文以云母玻璃陶瓷 (fluorophlogopite glass ceramics) 与高速钢为例, 研究了这两种材料组成的配副在不同载荷条件下的摩擦磨损特性, 并探讨其磨损机理, 以便对玻璃陶瓷的更广泛应用提供相关的试验数据。

1试验方法

玻璃陶瓷的成分表达式通常为R2O-MgO-A12O3-SiO2-F, 其中R表示碱金属。本试验选用的材料为氟金云母玻璃陶瓷, 氟金云母玻璃陶瓷的弯曲强度≥108 MPa, 冲击韧性≥3.8 kJ/mm2, 体积密度2.5 g/cm3～2.8 g/cm3, 适用温度-22 ℃～1 000℃, 硬度HV258～HV273, 热膨胀系数≤94×10-7 /K。配副金属材料高速钢的硬度为HRC63～HRC66。本试验采用MPX-2000型摩擦磨损试验机, 配副采用盘销对磨的形式, 氟金云母玻璃陶瓷加工成圆盘形状 (Φ39 mm×5 mm) , 高速钢加工成销形状 (Φ5 mm×18 mm) 。试验条件为:转动速度370 r/min, 20#机油冷却, 相对湿度43%～56%, 室温, 载荷P分别为50 N、100 N、150 N和200 N。将盘表面与销端面接触, 并浸润在20#机油中, 使配副在一定转速、一定载荷下对磨。记录摩擦力矩值数据, 用TG328B型电光分析天平每隔30 s测量试样磨损前、后的质量, 计算出相应的摩擦因数与磨损率。对于每种试验条件进行10次试验, 计算均值。用4XB-C型金相显微镜观察和分析试样磨损表面形貌。

2结果与讨论

2.1 摩擦因数μ

玻璃陶瓷/高速钢在不同载荷下的摩擦因数μ如图1所示。摩擦因数μ反映材料表面形貌、接触形式及载荷与滑动速度之间的相互作用关系[6]。可以看出, 随着磨损时间的增加, 摩擦因数逐渐趋于稳定, 当载荷为150 N时, 摩擦因数最大, 在0.09～0.10之间波动。载荷为100 N、150 N、200 N时, 玻璃陶瓷的摩擦因数较为稳定, 在0.08～0.10之间波动;载荷为50 N时, 摩擦因数最低, 在0.05～0.07之间波动。因此, 玻璃陶瓷摩擦因数在载荷增大到100 N以上时, 会增大到一个较为稳定的数值区域。相对而言, 高速钢中较硬的质点压入玻璃陶瓷表面时, 载荷的增大使得犁削作用增大, 陶瓷盘表面产生清晰的“犁沟”, 表面逐渐粗糙, 从而导致了试样对磨时摩擦因数增大。

2.2 磨损率W

图2和图3分别为玻璃陶瓷和高速钢磨损率随载荷变化的趋势。可以看出:图2中玻璃陶瓷的磨损率有较大的波动, 平均磨损率undefined1为1.118 76×10-3g/min, 高速钢的磨损率随着载荷的增加明显减小。可见载荷对材料的磨损率有一定的影响。

2.3 磨损表面

图4为不同载荷条件下玻璃陶瓷盘磨损表面形貌。由图4 (a) 可以看出载荷为50 N时, 盘表面已经出现了明显沟痕。随着载荷的增加, 盘表面的“犁沟”更加明显, 如图4 (b) 、图4 (c) 、图4 (d) 所示, 且纹理清晰, 这说明高速钢对于玻璃陶瓷具有良好的“切削”性能。从图4 (d) 还可看出载荷为200 N时, 玻璃陶瓷表面已经出现高温下的化学烧损反应痕迹, 玻璃陶瓷所含的玻璃相和低熔点相发生摩擦化学反应, 表面出现了明显的烧损现象, 陶瓷表层的组织发生了变化。

图5为不同载荷下, 高速钢销的磨损表面形貌。高速钢有较好的塑性, 载荷的增加没有影响高速钢表面的清晰纹理。但是由图5 (d) 可以看出, 沟槽间隙已经出现了小面积的烧损痕迹。与玻璃陶瓷相比, 高速钢的化学稳定性要好。

上述试验结果表明:当载荷升至100 N以上以后, 玻璃陶瓷的摩擦因数比较稳定, 在0.085周围波动;对磨的玻璃陶瓷和高速钢的磨损率存在波动, 玻璃陶瓷和高速钢磨损表面呈现出磨料磨损现象;随着载荷的增大, 温度随之升高, 当载荷达到200 N时, 玻璃陶瓷磨损表面逐渐出现明显的摩擦化学反应烧损现象。

3结论

在玻璃陶瓷与高速钢材料的盘销式摩擦磨损试验过程中, 氟金云母玻璃陶瓷与高速钢的平均摩擦因数为0.088。在低载荷条件下, 摩擦因数较低, 随着载荷的增加, 摩擦副的摩擦因数比较稳定。对磨的玻璃陶瓷和轴承钢的磨损率存在波动。玻璃陶瓷和高速钢的对磨过程以磨料磨损为主。

参考文献

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陶瓷试验 篇8

关键词：高温作用,混凝土,超声波,检测

0前言

随着经济的发展和城市化进程的加快，现代建筑朝着高层化、大跨度化发展，高强度、高性能混凝土得到广泛应用，但高强、高性能混凝土存在脆性大、耐火性能差等缺点[1]。因此，对高性能混凝土高温后性能的研究具有现实意义[2]。陶瓷纤维作为一种纤维状轻质耐火材料，具有重量轻、耐高温、热稳定性好、抗拉强度高等优异性能[3,4,5,6]，目前已在机械、冶金、化工等众多领域中得到应用，具有广阔的发展前景，是未来超高层建筑结构的理想材料。

本试验在制备基体强度为C50的陶瓷纤维增强混凝土 (ceramic fiber reinforced concrete, CFRC) 基础上, 通过超声波检测和抗压强度试验, 研究了高温后CFRC的剩余强度, 分析了不同温度、不同冷却方式下抗压强度、超声波波速变化规律, 并给出了CFRC剩余抗压强度与超声波波速之间函数表达式, 可为CFRC构件和结构火灾后评估及抗高温设计提供一定的参考依据。

1 原材料及试验流程

1.1 原材料及配合比

P·O 42.5R级水泥;Ⅰ级粉煤灰;西安产微硅粉，平均粒径为0.1～0.15μm，比表面积15～27m2g, SiO2含量92%;泾阳县产石灰岩碎石(5～10mm, 15%;10～20mm, 85%);灞河中砂，细度模数为2.8;广州某公司产FDN高效减水剂，减水率20%;Nextel610陶瓷纤维，其物理、力学性能指标见表1。

表2为基体强度为C50的陶瓷纤维增强混凝土配合比，纤维体积掺量0.3%。

1.2 试验设备与流程

采用圆柱形试件，几何尺寸为覫95mm×50 mm。将CFRC拌合物搅拌均匀后装入圆柱体试模成型，硬化后拆模，在(20±2)℃、相对湿度>95%的条件下标准养护28d后取出，进行切割、水磨加工，以保证试件的平面度、光洁度及垂直度在标准范围之内。试验采用RX3-20-12型箱式电阻炉，设计最高温度为1200℃，设定升温速率为10℃/min。设计5个加热温度等级，分别为200℃、400℃、600℃、800℃和1000℃，采用自然冷却(ZL)和浇水冷却(PL，喷淋20min)二种不同的冷却方式，冷却静置时间均为1d。每组工况下3个试件，试验结果取平均值。试验时，加热至指定温度后在箱内恒温2h，以确保内部受热均匀。超声波检测设备采用RSM-SY5N智能型声波仪，换能器激振主频50kHz，采样间隔取0.2μs，脉宽20μs，数据记录点2k。测试时将探头分别置于试件两端的中心轴上进行对测，探头与试件表面采用黄油耦合。静压试验采用HYY型电液伺服材料试验系统，加载速率控制在0.5MPa/s，具体试验流程为：试件→超声波检测→高温加热→冷却→超声波检测→抗压强度试验。

kg/m3

2 试验结果与分析

2.1 高温作用对CFRC抗压强度的影响

经高温作用后的残余抗压强度fCT是表征混凝土高温损伤特性最重要、最基础的的一项指标[7]。图1为不同温度下CFRC的相对抗压强度(残余抗压强度fCT同常温时抗压强度fC的比值)，由图1可以看出，高温后CFRC的抗压强度均出现不同程度的下降，且浇水冷却试件的抗压强度fCT, pl普遍小于自然冷却试件的抗压强度fCT, zl。200℃时，试件内部自由水分蒸发，形成空隙和裂缝，同时，由于产生的蒸汽压力无法排出使得试件胀裂，裂缝数量增多，结构性能总体下降。相对抗压强度分别降至0.88 (ZL);400℃时，纤维与基体间的结合力较大，缓解了部分集中应力，且此温度下促使内部未水化的水泥颗粒二次水化产生胶凝作用，相对抗压强度回升至0.96 (ZL);400℃之后，C-S-H凝胶体开始脱水分解，骨料与基体间的胶结面变形开裂，裂缝不断扩展延伸，结构性能进一步恶化。600℃以后，骨料膨胀失稳，水化产物变形分解，纤维与基体间的粘结力逐渐丧失，CFRC性能急剧退化，fCT随温度的升高迅速降低，强度退化明显加速，当温度到达1000℃时，fCT, zl的下降幅度高达76%，而fCT, pl因试件破损严重已无法测得。对于浇水冷却后的试件，在200～600℃阶段，由于喷淋遇水骤冷，在试件内外形成了较大的温度梯度和热应力，加剧了裂缝的萌生及损伤的发展，使得CFRC的性能较自然冷却时劣化更为严重;600℃以后，因高温已造成试件内部结构疏松失稳，性能大幅下降，冷却方式带来的影响逐渐减弱。

2.2 高温作用后CFRC超声波速的变化

CFRC在升温过程中由于发生一系列物理、化学变化，造成表面、内部出现裂纹空隙，整体结构松动，使得穿过试件的超声波发生反射、折射、绕射等现象，导致超声波波速降低，能量减小。因此，波速的快慢变化一定程度上能反映出混凝土整体性和密实性的变化，波速的下降微观上是试件中裂缝扩展和连通的表现，利用波速可以间接推求出高温后CFRC内部的损伤演化情况[8]。图2为高温后超声波波速随温度的变化曲线，由图2可以看出，无论采取何种冷却方式，V均随温度的升高不断减小;对于自然冷却的试件，其纵波波速Vzl在400℃时降至3521m/s，为常温时的79.2%，此后Vzl快速衰减，1000℃时Vzl已减小至1037m/s;对于浇水冷却的试件，其波速Vpl较Vzl衰减更大，且这种差距在200～600℃阶段基本控制在300m/s左右，600℃后Vzl与Vpl趋于接近，冷却方式对纵波波速的影响逐渐减弱;对试验结果进行拟合，拟合结果如表3所示，拟合结果表现出良好的线性关系。

注：y=a+bx

2.3 强度与超声特征的相关性分析

研究表明，混凝土高温后的相对残余强度与峰值温度存在一定的相关性，许多学者给出了不同的模型，其中过镇海-时旭东模型如式(1)[9]，得到了广泛认可。因此，本试验参考该模型对CFRC试件相对残余抗压强度与温度的关系进行了拟合，结果见图3，相关系数见表4。从拟合结果可以看出，CFRC相对剩余抗压强度与温度的关系能较好地服从该函数关系，并且冷却制度对拟合结果影响不明显。

式中，fRcu—混凝土剩余抗压强度;

fcu—混凝土原始强度。

将拟合参数分别带入式(1)中，可得到不同冷却制度下CFPRC的相对抗压强度与峰值温度的关系式，分别如式(2)和式(3)所示。

为了建立高温损伤后CFRC的残余强度与超声特性的关系，利用表3拟合结果得到CFRC高温损伤后，超声波波速与峰值温度的关系，如式(4)和式(5)所示。

分别将式(4)代入式(2)，将式(5)代入式(3)中可得到CFRC高温损伤后不同冷却制度下的相对抗压强度与超声波波速之间的关系式，即式(6)和式(7)，建立了超声波波速与CFRC相对剩余强度的关系。

3 结论

(1) CFRC的抗压强度、超声波波速均随温度的升高呈下降趋势;400℃之前，下降速率较小，结构性能相对稳定;400℃时，抗压强度有所回升;400℃之后，下降速率明显增大，结构性能急剧下降;400℃为CFRC性能突变的临界温度。冷却方式对高温后CFRC的性能退化有显著影响，对于浇水冷却后的试件，各项性能指标下降较自然冷却情况更严重。

(2)高温后CFRC超声波波速与温度峰值具有良好的线性关系;超声波波速与高温后剩余抗压强度服从过镇海-时旭东模型。

(3)对试验数据进行拟合推导得到剩余抗压强度与超声波波速的函数关系，可为CFRC构件和结构火灾后评估及抗高温设计提供一定的参考依据。

参考文献

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[7]过镇海, 时旭东.钢筋混凝土原理和分析[M].北京:清华大学出版社, 2007.

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