一、高强度与高性能混凝土有关问题的论述（论文文献综述）
刘亚,张南风,肖钧,肖君彦,陈俊玮[1]（2021）在《超高层泵送高强度高性能混凝土成型质量施工技术研究》文中提出以长沙深业福湘置业有限公司投资新建的深业中心服务型公寓及地下室项目为研究对象,在探究高强度高性能混凝土重要内涵的基础上,总结该项目施工前、施工过程中和施工完成后的质量控制措施。
张戈[2]（2021）在《喷射混凝土高性能化机制与组成设计方法研究》文中指出喷射混凝土以其凝结时间短、超早强以及施工工艺简便等特点,广泛应用于隧道与基坑支护、加固等工程中。现有喷射混凝土存在强度等级低、回弹率大、后期强度增长缓慢且对耐久性无明确要求等问题,已引起广泛关注。因此可喷性良好、强度高、耐久性优异的高性能喷射混凝土已成为发展方向,如何实现普通喷射混凝土的高性能化成为亟待解决的重要科学问题。本文以喷射混凝土高性能化作为主要研究目标,通过试验与理论分析相结合,开展无碱速凝剂对喷射混凝土水化与强度影响机理研究,分析胶凝材料用量、水胶比、砂率、矿物掺合料、聚乙烯醇纤维、速凝剂掺量等对喷射混凝土可喷性能和强度的影响规律,给出提高喷射混凝土可喷性能和强度的技术措施,制备出具有高工作性、高耐久性的C50喷射混凝土,形成高性能喷射混凝土组成设计方法,可为喷射混凝土高性能化提供支撑。本文主要研究工作及取得的成果如下:（1）研究了掺入硫酸铝系列无碱速凝剂的喷射混凝土水化和硬化机理。结果表明有碱速凝剂和无碱速凝剂均加速了水泥中C3A和C3S早期水化,提高了水泥诱导前期和诱导期的水化放热速率,促使喷射混凝土迅速凝结和硬化。掺入无碱速凝剂在加速了C3A水化反应速率的同时往溶液中提供了SO42-离子,并没有明显改变溶液中Al3+/SO42-比例,使溶液处于合适硫酸盐体系下,C3A水化速率总体可控,对于C3S后续水化及C-S-H凝胶致密化进程没有阻碍,因此喷射混凝土后期强度稳定增长,并未发生明显倒缩。（2）研究了配合比参数、矿物掺合料和聚乙烯醇纤维等因素对喷射混凝土工作性能和流变特性的影响规律,给出了可喷性能的提升方法。结果表明选择合理的配合比参数、掺入适量的速凝剂、矿物掺合料及聚乙烯醇纤维是提升喷射混凝土工作性能的有效措施。当水胶比在0.38～0.40时,胶材用量在520～540kg/m3,砂率在50%左右时,喷射混凝土回弹率明显降低,当硅粉掺量在10%～15%时,可喷性能提升显着。掺入聚乙烯醇纤维有助于提高可喷性能,以体积掺量0.50%～1.0%较为适宜。确定适宜的流变参数范围同时有助于提高喷射混凝土的可喷性能,当屈服应力在190Pa～250Pa之间,塑性粘度在210Pa·S～250Pa·S之间时,喷射混凝土回弹率低于10%,一次喷射厚度大于340mm。（3）研究了掺入无碱速凝剂喷射混凝土强度影响因素及其提升方法。结果表明选择合理的配合比参数、掺入适量的速凝剂、矿物掺合料有助于提高喷射混凝土强度,胶材用量在520～540kg/m3,水胶比在0.38～0.40时,砂率在50%左右时,喷射混凝土强度较高。掺入硅粉和偏高岭土有助于提高抗压强度,当硅粉掺量为10%～15%时,强度提升效果最为显着。对于有抗拉强度要求的喷射混凝土,建议掺入适量的聚乙烯醇纤维,建议的掺量范围为0.25%～0.50%。根据以上研究基础,建立了高强喷射混凝土抗压强度与劈裂抗拉强度关系式fts=0.41·(fcc)0.59,测得C50喷射混凝土单轴受压应力—应变全曲线,并给出了C50喷射混凝土本构方程。（4）研究了速凝剂、聚乙烯醇纤维和成型工艺对高性能喷射混凝土耐久性能的影响。喷射工艺的冲击和紧密压缩作用提高了混凝土的密实性,因此喷射混凝土抗渗性能、抗冻性能和抗碳化性能均高于模筑混凝土。掺入无碱速凝剂提高了喷射混凝土的电通量和平均渗水高度,掺入聚乙烯醇纤维明显增加了1200um以上的气孔体积,降低喷射混凝土的抗渗性能,电通量和平均渗水高度随着纤维掺量的增加而增长。冻融循环过程中,聚乙烯醇纤维明显抑制微裂缝的产生与发展,限制基体内气泡的连通和扩展,提高了喷射混凝土的抗冻性能。掺入无碱速凝剂小幅提高了喷射混凝土的碳化深度,聚乙烯醇纤维的掺入降低了喷射混凝土的抗碳化性能,且碳化深度随着纤维掺量的增加而增长,在此基础上,建立了喷射混凝土碳化深度预测模型。（5）研究了喷射混凝土材料组成与成型工艺特征,提出了高性能喷射混凝土组成设计方法。考虑成型方式、速凝剂和矿物掺合料种类与掺量的共同作用,修正了强度计算公式,确定了密实度影响系数k和矿物掺合料影响系数μi,给出了不同种类矿物掺合料的建议取值。基于骨料堆积和润滑协同作用原理提出了喷射混凝土浆体体积含量计算公式,提出了高性能喷射混凝土组成设计方法。依据组成设计方法进行了验证,可为喷射混凝土高性能化提供支撑。
郭敏[3]（2021）在《活性粉末混凝土及其配筋构件受拉性能研究》文中认为传统混凝土抗拉能力弱,应用到结构中往往忽略其抗拉能力;RPC基体中均布大量的钢纤维,这使其受拉开裂后仍保有较高的抗拉能力。因此,RPC的轴向拉伸性能应该作为其结构设计中重要的一项指标,不可忽略。配筋的RPC可以看作是采用钢纤维与钢筋组合配筋方式的RPC构件,其受拉性能受钢纤维、钢筋、RPC基体三者的共同影响。本文通过试验研究与理论分析相结合的方式,从材料层次到构件层次,对RPC以及配筋RPC直接拉伸性能进行系统分析。主要工作内容包括:（1）自主设计直接拉伸试验装置,对无筋RPC和配置HRB500级钢筋的RPC分别开展了直接拉伸试验（DTT）。试验变量包括养护方式和养护龄期、钢纤维体积含量、配筋率。根据试验结果,得到标准养护RPC和蒸汽养护RPC的受拉全过程应力-应变曲线。提出了两种RPC轴向受拉本构模型。（2）与常用的蒸汽养护相比,标准养护RPC同样可以获得相当高的抗拉强度以及变形能力,这个结论为RPC材料以现浇及自然养护方式向工程领域大力推广奠定了一定的理论基础。28d标养RPC的弹性模量与蒸养RPC的弹性模量基本相同;28d标养RPC的变形能力甚至比蒸养RPC略高。根据试验数据,全面分析了标准养护龄期对RPC轴向拉伸性能的影响。提出了一种计算RPC特征龄期的方法。根据试验数据给出了不同钢纤维掺量的RPC的受拉-变形关系曲线,总结得出RPC受拉特征曲线,并对曲线特点进行分析。根据损伤力学的卸载模量概念,给出了一个RPC构件变形与裂缝宽度的关系式。通过对试验数据的分析拟合,得出根据钢纤维体积掺量估算RPC峰值应力、峰值应变的计算方法。基于纤维混凝土宏观裂纹力学模型,对其进行修正,得到了一个适用于RPC的宏观裂纹力学模型。（3）通过直接拉伸试验得到了不同钢纤维掺量、不同配筋率条件下的配筋RPC的受拉荷载-变形曲线,并总结出其特征曲线,对特征曲线全过程进行分析。提出“kρ值法”作为判别配筋RPC构件裂后受拉硬化和受拉软化的方法。其中k=钢筋的强屈比/RPC抗拉强度,ρ是构件的配筋率。建议当kρ≤0.8%时,构件呈现受拉软化特性,表现为单缝破坏;当kρ>0.8%时,构件呈现受拉硬化特性,表现为多缝破坏。给出试验测得的配筋RPC构件受拉特征值,包括初裂荷载、初裂应变、可视初裂荷载、可视初裂应变、峰值荷载、峰值应变,分析了配筋率、钢纤维掺量对各特征值的影响。分析了不同的裂缝破坏类型、钢纤维掺量、配筋率对配筋RPC构件拉伸硬化效应的影响。总结得出裂后RPC独立承载-变形关系的特征曲线,可将曲线分为三种类型:单缝破坏的低kρ值类型;单缝破坏的高kρ值类型;多缝破坏类型。在普通钢筋混凝土构件、纤维混凝土构件的开裂机理基础上,推导得出配筋RPC的裂缝宽度计算公式,并给出计算构件裂缝宽度的迭代法计算流程。根据试验数据,绘制了试件的d/ρ与平均裂缝间距关系曲线。通过对配筋RPC受拉构件开裂机理的分析,再结合试验数据的验证,得到一个最小纤维掺量的概念。（4）以HRB500级钢筋与RPC拉拔试验结果为依据,分析了影响高强钢筋RPC粘结强度的各种因素:（1）RPC的浇筑方向;（2）粘结长度;（3）RPC抗压强度;（4）钢纤维掺量;（5）保护层厚度。结合规范的计算方法,给出了临界锚固长度计算式的建议。
杜越[4]（2021）在《基于离散元模拟的高强度机制砂混凝土泵送性能分析》文中提出随着经济的飞速发展,我国的建筑结构已逐步朝着高层化,复杂化,多样化的方向发展。同时也面临着更严格的工程条件和更复杂的施工环境,许多应运而生的新变化、新思想和新要求使得普通混凝土已经无法满足现代建筑需求,需要更高性能的混凝土来代替普通混凝土。另外,传统的河砂日益枯竭,机制砂已经逐渐成为其可靠的替代品。相比于普通混凝土,机制砂混凝土同时具备高流动性,且原材料丰富。但是,有关普通混凝土性能指标的试验方案及结果已不能够准确的反映高强度机制砂混凝土的工作性能;同时,随着混凝土的泵送施工技术的日渐成熟和广泛应用,机制砂混凝土的泵送亦面临着高压、长距离、超高层等更为复杂和严峻的工程条件,随之而来的也有许多棘手的工程问题,诸如离析、管堵、计算理论不清晰、不适用以及泵送压力损失较为严重等问题。当前规范中有关泵送压力损失的计算公式对机制砂混凝土的适用性存在疑问,而在实际工程施工过程中测试机制砂混凝土泵送压力损失难度较大。因此,采用离散元数值模拟方法对机制砂混凝土的流变性能和泵送过程中产生的压力损失进行分析有重大意义。本文以镇赫高速公路翟底河大桥高桥墩高强度机制砂泵送混凝土为研究对象,在大量高强度机制砂混凝土室内配合比现场试验的基础上,利用PFC3D离散元软件对机制砂混凝土的坍落度实验和泵送过程进行了模拟,主要研究内容以及研究取得的成果如下:（1）进行大量混凝土配合比试验,研究分析砂率、水灰比、粉煤灰掺量等因素与机制砂混凝土坍落度、扩展度和强度等性能的关系,研究发现当水灰比在0.3～0.32时,砂率在0.4左右,粉煤灰掺量在60kg/m3时,高强度机制砂混凝土的工作性能最好。（2）用PFC3D离散元软件模拟机制砂混凝土坍落度试验过程,分析了混凝土拌合物流变参数与坍落度和扩展度关系,并通过拟合分析得到了现场试用混凝土拌合物的流变参数,为后续机制砂混凝土在泵送管到中的流动特点和泵送压力损失研究提供了参数依据。（3）用PFC3D离散元软件模拟机制砂混凝土在不同的泵送管道中的输送过程,研究不同配合比混凝土拌合物以不同的速度在各种管道中的泵送压力损失,分析了泵送压力损失与混凝土拌合物流变参数、泵送速度、泵管类型以及配合比的关系;为现场泵送工艺设计和设备选型提供了参考。
于海洋[5]（2021）在《聚乙烯醇-玄武岩纤维混杂增强水泥基复合材料力学性能研究》文中研究表明本文在PVA/钢纤维-ECC和BF-ECC的研究基础上提出一种新型混杂纤维增强水泥基复合材料体系——聚乙烯醇-玄武岩纤维混杂增强水泥基复合材料（PVA/BF-ECC）,旨在研究聚乙烯醇（PVA）纤维与玄武岩纤维（BF）混杂时的协同效应,通过混杂两种纤维实现PVA/BF-ECC强度与延性的统一。文中设计了两类纤维混杂方式,一类是基于协同效应的混杂方式,即保持纤维总体积掺量为2.5%不变,以等体积的BF替代PVA纤维;另一类是基于主纤维掺量不变的混杂方式,即在保留延性的基础上保持PVA纤维体积掺量为1.7%不变,复掺不同体积的BF。在两类纤维混杂方式下,试验测试了PVA/BF-ECC的抗折性能、抗压性能两个基本力学性能,并基于预切口梁三点弯曲试验,辅以声发射技术测定了PVA/BF-ECC的断裂性能参数。重点关注基材强度（4个水胶比）、BF体积掺量对复合材料力学性能的影响。结果表明:基于协同效应混杂时,相比单掺PVA纤维,在高强度基材系列（M0.25、M0.30）中,混杂0.5vol%的BF能在保留复合材料延性的基础上提高其1%～3%的极限抗折强度,在低强度基材系列（M0.35、M0.40）中,混杂BF仍能使复合材料具有较高延性;混杂BF能提高起裂断裂韧度,但会使失稳断裂韧度大幅度下降。通常情况下,水胶比越大,PVA/BF-ECC的延性越好,断裂韧度越低,但掺0.5vol%BF、1.0vol%BF混杂组的抗折强度在水胶比为0.30时最高。基于主纤维掺量不变混杂时,在各水胶比下均获得了强度与延性相统一的PVA/BFECC材料,复掺BF能提高复合材料的抗压强度和抗折强度,水胶比越大,BF的增强作用越明显;复掺BF能提高起裂断裂韧度,在高强度基材系列下复掺BF会使失稳断裂韧度大幅度下降,但在低强度基材系列下,复掺0.3vol%BF可提高失稳断裂韧度。根据复合材料理论和纤维间距理论分别对PVA/BF-ECC的基本力学性能和断裂性能进行了分析讨论,认为BF在混杂体系中主要起到增强作用,能够抑制裂缝引发和约束裂缝扩展,PVA在混杂体系中主要起到增韧作用,在对裂缝的稳态扩展和提高延性上效果显着。两种纤维混杂后,会在不同损伤破坏阶段改变水泥基复合材料的性能。本文从纤维混杂方式、纤维混杂比例和基材强度多方面对PVA/BF-ECC的力学性能进行研究,试验得到了多强度系列、多韧性水平的PVA/BF-ECC复合材料,分析了混杂纤维增强增韧水泥基复合材料的作用机理。此外,断裂性能试验研究也为后续逆推混杂纤维桥接裂缝的本构关系奠定了基础。
左雪宇[6]（2021）在《超高性能混凝土中水化硅酸钙类型演变研究》文中提出超高性能混凝土（Ultra-high performance concrete,UHPC）因其优越的力学性能和耐久性能,越来越多地应用于各种工程实例中。对于UHPC,普通的养护方式难以显着地激发掺合料的活性,但干热养护、组合养护和蒸压养护等却可以做到。当养护温度达到200℃后,通过微观测试技术,可以在UHPC内部检测出硬硅钙石。2018年本课题组提出了一种组合养护制度,即热水-干热组合养护,指的是90℃热水养护2d+250℃干热养护3d。在这种养护制度下,UHPC的力学性能、抗高温爆裂性能和微观结构都得到了较大的改善;并在组合养护结束后通过扫描电子显微镜观测,发现了针状的硬硅钙石。基于课题组已有的研究成果,从养护制度、矿物掺合料和额外掺入氢氧化钙三方面出发,研究了各因素对超高性能混凝土中硬硅钙石生成的影响。本论文首先从养护制度入手,验证了养护制度对UHPC中硬硅钙石生成的影响;其次以热水-干热组合养护为前提,研究了矿物掺合料对UHPC力学性能和微观结构的影响;最后在矿物掺合料组合为10%（质量掺量,下同）硅灰+10%粉煤灰+10%矿粉+20%石英粉的基础上,额外掺入粉状氢氧化钙,探索氢氧化钙对UHPC力学性能和微观结构的影响。所得的主要结论如下:（1）干热养护温度达200℃后,UHPC内部就出现了硬硅钙石,但是含量较低。在组合养护时,适当地提高养护温度（干热养护温度由200℃提高至250℃）可以提高硬硅钙石的生成量（由0.7%升高至1.0%）,但托勃莫来石的含量反而降低了（由1.2%下降至0.9%）,这种现象未见于以往同类的研究报道中。硬硅钙石多存在于圆形气孔中,且通常呈现为与托勃莫来石等晶相交织在一起。同时根据微观试验发现,随温度升高托勃莫来石会逐渐向硬硅钙石转化,在圆形气孔中这个过程是由气孔边缘向中心发展。（2）矿物掺合料的最佳组合方式及掺量为:10%硅灰+10%粉煤灰+10%矿粉+20%石英粉。适当增加石英粉的掺量（由15%增至20%）促进生成了更多的硬硅钙石,但是存在一个托勃莫来石向硬硅钙石转化的平衡点,过掺石英粉（≥30%的石英粉）会抑制该转化过程,这是本研究的独特发现。当胶凝材料中除水泥和石英粉外,还存在硅灰等活性矿物掺合料时,经组合养护后UHPC内部会生成托勃莫来石和硬硅钙石,否则会生成钙硅石。（3）额外氢氧化钙的掺入,使得UHPC的力学性能和微观结构都得到了改善,这种额外掺入氢氧化钙的方式——不同于在一般的水泥基体系中氢氧化钙来源为水泥的水化,人为添加粉末状分析纯氢氧化钙（含量≥95%）——在以往的文献中未见报道。当氢氧化钙掺至5%时,UHPC的7d抗压强度最高达到了191.3MPa。随着氢氧化钙掺量的增加,托勃莫来石、硬硅钙石等晶相呈现出递增的趋势;但抑制了水泥的水化进程。在5%氢氧化钙掺量的基础上,发现增加干热养护时长不会对硬硅钙石的生成量产生较大的影响,且干热养护1d后氢氧化钙几乎全部参与反应。（4）除标准养护和热水养护外,干热养护和组合养护下的UHPC在长龄期的抗压强度上都表现出强度倒缩现象。本学位论文推测,这是由于干热养护后,UHPC内部水化产物分布不均,阻碍了后续水化;但UHPC在干热养护或组合养护后,水化进程基本结束。这或许可以解释UHPC在长龄期的抗压强度上表现出轻微的强度倒缩现象,且仍比热水养护条件下的90d抗压强度高30MPa。额外掺入7%的氢氧化钙后强度倒缩更为严重,UHPC的7d抗压强度为186.5MPa,90d抗压强度为167.6MPa,抗压强度倒缩了10.1%。本学位论文推测额外掺入的氢氧化钙抑制了水泥后期的进一步水化,具体的强度倒缩机理有待进一步研究确定。
周昱程[7]（2021）在《滨海环境中超深井井壁混凝土力学性能及微细观结构特征》文中认为人类使用的80%以上物质均源自矿业,矿产资源是国家经济发展的重要物质基础。但是,经过数百年的开采,地球表面的资源已经濒临枯竭。理论上,地球的成矿空间分布从地表至地下10,000 m,因此向地球深部进军是我们必须要解决的战略科技问题。但是,深部地层“高应力、高渗透压、高地温和强腐蚀”的环境特点对工程提出了前所未有的挑战。作为矿井安全的咽喉,井壁混凝土的选择是地下工程的重中之重。本文围绕中国东部滨海正在建设的纱岭金矿,根据现实地下环境设计并研发一种由石英砂、微丝纤维和纳米硅灰等组成的高强度、高韧性水泥基材料（High strength and toughness cementitious composites,简称 HSTCC）,探明不同种类混凝土的冲击倾向性特征,明确典型种类混凝土受静、动力荷载作用下的破坏模式、能量特征和损伤程度,揭示相应硬化净浆受温度—复合盐耦合影响下的物相变化和破坏机理,通过探测受环境影响后的硬化净浆中C-（A）-S-H的结构形态以及纳米尺度力学性能反演宏观性能特征。取得的创新成果如下:（1）混凝土具有与岩石一样,能够积蓄变形能并产生冲击破坏的性质,称为混凝土的冲击倾向性。对不同强度等级、掺量和种类纤维混凝土进行抗压强度、劈裂抗拉强度、弹性能量指数、冲击能量指数、动态破坏时间和脆性指数测定。结果表明:普通混凝土的抗压强度越高,冲击倾向性越强。纤维的掺入可以有效降低混凝土的冲击倾向性。HSTCC的相关冲击倾向性参数均最为优异,钢丝端钩型钢纤维混凝土次之。（2）采用单轴伺服压力机、声发射（AE）装置、分离式霍普金森压杆（SHPB）和超声检测分析仪研究C70普通高强混凝土（NHSC）、C70钢纤维混凝土（SFRC）和HSTCC三种典型种类井壁混凝土在静载和动载作用下的破坏模式与能量演化特征。结果表明:在静载条件下,NHSC中多条裂纹的汇合形成一个贯通裂纹,而在动载作用下,破坏时释放的弹性能会造成巨大的损伤。SFRC中纤维的存在使单个裂缝分割成多个扩展方向,在混凝土中掺入纤维是一种有效的耗能方式。HSTCC具有较强的抗冲击能力,它可以通过自身的结构特征储存裂纹,耗散能量,并保证其完整性。（3）通过X射线衍射（XRD）、热重（TG）和扫描电子显微镜（SEM）等微观定量方法研究了硬化净浆的物相组成、形貌和孔结构特征,并计算了水化程度（DoH）和火山灰反应程度（DoPR）,以表征SFRC和HSTCC在滨海超深井环境中的性能变化。结果表明:高强度、高韧性硬化净浆（HSTHP）相比较于高性能硬化净浆（HPHP）,其早期的DoH和DoPR很低,而受深部高地温影响后DoH和DoPR上升极为明显,这有利于HSTCC的抗渗性和耐久性。SFRC的失效原因复杂,其可能主要是由于水化氯铝酸盐（Friedel盐）的结晶压力诱发的,而导致最终的强度退化。（4）采用29Si和27Al固体核磁共振（NMR）,SEM和纳米压痕技术研究硬化净浆中C-（A）-S-H的分子结构特征,元素变化和纳米尺度力学性能。结果表明:HSTHP受60℃和复合盐环境影响后C-（A）-S-H平均主链长达7.19,Ca/Si大幅降低及高密度和超高密度凝胶含量上升,其微观结构更加致密,宏观性能进一步提升。通过综上试验,HSTCC纱岭金矿进风井标高-1,120m的马头门处得以应用。本文的相关研究成果对于保障深部地下工程中作业人员的安全具有重要意义。
王安军[8]（2021）在《PC-HB减水剂在高性能混凝土中的应用研究》文中研究指明混凝土作为当今世界上用量最大、用途最广的建筑工程材料之一。而伴随着现代社会与科学技术的发展过程之中,更高的建筑使用需求及严苛的服役环境都对混凝土性能有更高的要求。高性能混凝土（HPC）诞生于上世纪80年代末,能够表现出高耐久性、高强度、高工作性等诸多的优秀性能,近些年来在全球各地都被广泛应用于各种复杂的建筑工程之中。减水剂可以有效降低混凝土水胶比,进而提高混凝土强度和耐久性等,是发展高性能混凝土中不可缺少的一部分。目前我国的聚羧酸系减水剂用量占比不断提高,2017年已达到77.6%,接近西方发达国家的水平。如何准确而高效地利用减水剂是在发展高性能混凝土技术过程中的关键环节。本文使用哈尔滨地区常用的建材,配制PC-HB减水剂掺量为0%、0.1%、0.2%、0.3%、0.4%、0.5%的6组不同配合比的高性能混凝土。从工作性能、力学性能、耐久性能三个方面研究不同掺量PC-HB对高性能混凝土的影响,主要进行坍落度、扩展度、抗压强度、劈裂抗拉强度、冻融循环试验等试验,相关的研究结论如下:（1）PC-HB减水剂能有效提升高性能混凝土的工作性能,可以有效降低混凝土的水胶比,从而提高混凝土的工作性能,当PC-HB掺量为0.3%时对高性能混凝土工作性能的改善效果最明显。（2）PC-HB减水剂能够显着提升高性能混凝土抗压强度与劈裂抗拉强度,并且随着PC-HB减水剂掺量的增加,高性能混凝土的力学性能也随着先增大后减小。PC-HB减水剂对于高性能混凝土早期强度的影响较大,当PC-HB减水剂掺量在0.2%时高性能混凝土的力学性能达到最大。高性能混凝土的劈裂抗拉强度与抗压强度有较为良好的相关性,经验公式为?ts=0.377?cc0.504,相关系数为0.925。（3）PC-HB减水剂能够在一定程度上增强高性能混凝土的抗冻能力,但提升的幅度有限且不同掺量之间没有明确的规律。（4）从PC-HB减水剂对高性能混凝土的工作性能、力学性能、耐久性能三个方面的影响综合考虑,在PC-HB减水剂掺量为0.2%时高性能混凝土的综合性能最佳。
汪晓东[9]（2021）在《高温后高强钢筋混凝土性能变化研究》文中研究说明与普通混凝土相比,高强混凝土具有高抗压强度、低孔隙率、高密度以及高抗渗性和抗冻性。高强混凝土的这些优点可以优化横截面,增加建筑空间并减轻结构自身的重量。近年来建筑物火灾频发,高强混凝土在高温作用后,经过消防灭火和人工喷水灭火,使得高强混凝土温度骤降。因此,研究混凝土自然冷却、水冷后劣化及力学性能变化规律具有非常重要的意义。通过使用高强度钢筋,可以有效减少钢筋的数量,节省钢材,提高结构的可靠性。同时,高强度钢筋是大型和重型结构工程设计和施工必不可缺少的。目前,我国对HRB600钢筋的理论和应用研究还相对较少。钢筋与混凝土的粘结性能是保证钢筋与混凝土协同工作的基础,所以研究高温后HRB600钢筋与混凝土的粘结性能具有重要的意义。本文通过试验研究,主要研究内容如下:（1）通过22组HRB600高强钢筋,测试其在高温后的力学性能变化。钢筋高温试验采用20℃、200℃、400℃、600℃、800℃、1000℃等六种温度和自然冷却（ZL）、水冷（SL）两种不同冷却方式,主要测试其拉伸性能和反向弯曲性能,拉伸试件及反向弯曲试件采用长度500mm、直径16mm的HRB600钢筋。当加热温度低于600℃时,温度及冷却方式对钢筋无影响。800℃时经自然冷却后,屈服强度下降16.63%,极限强度下降14.39%。经水冷后屈服强度提高24.88%,极限强度提高29.05%。1000℃时经自然冷却后,屈服强度下降19.00%,极限强度下降16.25%。经水冷后屈服强度下降13.40%,极限强度下降12.12%。水冷后的断后伸长率要小于自然冷却,水冷后钢筋的伸长率明显降低,显示出明显的脆性,而自然冷却的钢筋伸长率有所增加,韧性有所提高。钢筋在1000℃之前反向弯曲性能良好,无裂纹出现。（2）测试C80高强混凝土在高温后的力学性能,混凝土高温试验采用了20℃、200℃、400℃、600℃等四种温度和自然冷却（ZL）、水冷（SL）两种不同冷却方式,试验采用70mm×70mm×70mm、100mm×100mm×100mm、150mm×150mm×150mm三种不同尺寸的立方体试块。根据试验结果拟合出了高温作用后混凝土抗压强度、劈裂抗拉强度与受火温度以及冷却方式之间的关系式。随着温度的升高,高强混凝土强度呈直线下降;温度相同时,高强混凝土在水冷条件下比自然冷却强度损失更大。此外,相比抗压强度,温度和冷却方式对劈裂抗拉强度的影响更大。由于高强混凝土比较密实,内部水分不容易蒸发,高温后容易发生爆裂,C80混凝土立方体试件（150mm×150mm×150mm）在450℃左右时发生爆裂。（3）测试高强钢筋混凝土在高温后的粘结性能,钢筋混凝土高温试验采用了20℃、200℃、400℃、600℃等四种温度和自然冷却（ZL）、水冷（SL）两种不同冷却方式,采取局部粘结方法,粘结试件尺寸设计为90mm×90mm×300mm,钢筋采用16mm HRB600级热轧带肋钢筋。对21组钢筋混凝土试件进行中心拉拔试验,并做出了拉拔试验τ-s曲线,通过理论分析拟合出了不同冷却方式下峰值粘结应力、峰值滑移与温度变化的关系式。（4）通过压汞法试验定量分析高强混凝土在高温后的孔表面积、平均孔径、孔隙率、孔径分布和孔隙占比的变化规律。平均孔径和孔隙率都随着温度的升高而变大。温度作用后的高强混凝土孔隙分布表示随着温度的升高,高强混凝土逐渐劣化,200℃时细观中孔出现,400℃是一个转折温度,高温后孔径变大,细观中孔增多。600℃作用后出现细观大孔,混凝土开始新一次的劣化过程。随着温度的升高,无害孔和少害孔转变成有害孔和多害孔,这就是高温之后混凝土下降的主要原因。
马永刚[10]（2021）在《蒸汽养护对机制砂高性能混凝土的力学性能及抗渗性影响研究》文中研究说明随着各地天然砂的供应的减少,机制砂的使用必将覆盖更广阔的建筑施工领域,对各种工况下机制砂混凝土性能的研究有助于为机制砂的推广使用奠定基础。本文采用实验研究与理论分析的方法,完成了以下研究内容:（1）研究了蒸汽养护对机制砂混凝土的抗压强度、动弹性模量、孔结构和抗氯离子渗透性能的影响,以及石粉对以上性能的调控作用;（2）建立了基于恒温时间和成熟度理论的蒸汽养护机制砂混凝土抗压强度模型和抗渗性回归模型;（3）给出了蒸汽养护对机制砂混凝土的力学性能和抗渗性影响的评价。本文的所做的主要工作包括:（1）不同石粉掺量的机制砂混凝土的配合比设计;（2）蒸汽养护方案的设计和不同恒温温度下机制砂混凝土抗压强度随恒温时间的变化规律研究;（3）标准养护和蒸汽养护方式下机制砂混凝土性能的对比研究;（4）蒸汽养护和标准养护方式下机制砂混凝土和天然砂混凝土性能的对比研究;（5）石粉掺量对机制砂混凝土性能的影响研究;（6）建立了蒸汽养护机制砂混凝土的抗压强度及抗渗性回归模型。本文得出的主要结论有:（1）在机制砂中掺入适量的石粉,可以改善机制砂混凝土的流动性;在相同水胶比的情况下,天然砂混凝土的流动性要明显优于机制砂混凝土,相同水泥（或胶凝材料）用量时,若要配置与天然砂混凝土相同流动性的机制砂混凝土,应适当增加拌合用水量或减水剂用量。（2）蒸汽养护恒温过程中,机制砂混凝土与天然砂混凝土的抗压强度均随恒温时间的增长而逐渐增大,且恒温温度越高,其各个恒温时段的抗压强度越高,达到混凝土设计养护强度所需要的恒温时间越短。（3）蒸汽养护方式下混凝土28d的抗压强度与标准养护方式下的混凝土的抗压强度基本相同;但其动弹性模量、抗氯离子渗透性、孔隙率均劣于标准养护方式下的混凝土,且蒸汽养护阶段恒温温度越高,这种影响越明显。（4）蒸汽养护和标准养护两种方式下,配合比较合理的机制砂混凝土和天然砂混凝土各龄期的抗压强度、动弹性模量、孔结构以及抗氯离子渗透性均相差较小,即在合理配合比下,机制砂混凝土的性能与河砂混凝土相近。（5）机制砂中掺入适量的石粉,可改善机制砂混凝土的孔结构,提高其动弹性模量和抗氯离子渗透性,试验中,四种机制砂混凝土的动弹性模量、孔结构和抗渗性从优到劣依次是:A2机制砂混凝土（石粉掺量为5%）>A3机制砂混凝土（石粉掺量为10%）>A1机制砂混凝土（石粉掺量为0%）>A4机制砂混凝土（石粉掺量为15%）,也即C50机制砂混凝土中,5%石粉掺量的混凝土各项性能最好。（6）基于恒温时间和成熟度理论建立的蒸汽养护对混凝土抗压强度回归模型,能较好的反映蒸汽养护过程混凝土抗压强度与蒸汽养护时间的关系;同时考虑骨料和汽养护温度影响建立的蒸汽养护机制砂混凝土的抗渗性回归模型,也能很好的契合试验结果。
二、高强度与高性能混凝土有关问题的论述（论文开题报告）
（1）论文研究背景及目的
此处内容要求：
首先简单简介论文所研究问题的基本概念和背景，再而简单明了地指出论文所要研究解决的具体问题，并提出你的论文准备的观点或解决方法。
写法范例：
本文主要提出一款精简64位RISC处理器存储管理单元结构并详细分析其设计过程。在该MMU结构中,TLB采用叁个分离的TLB,TLB采用基于内容查找的相联存储器并行查找,支持粗粒度为64KB和细粒度为4KB两种页面大小,采用多级分层页表结构映射地址空间,并详细论述了四级页表转换过程,TLB结构组织等。该MMU结构将作为该处理器存储系统实现的一个重要组成部分。
（2）本文研究方法
调查法：该方法是有目的、有系统的搜集有关研究对象的具体信息。
观察法：用自己的感官和辅助工具直接观察研究对象从而得到有关信息。
实验法：通过主支变革、控制研究对象来发现与确认事物间的因果关系。
文献研究法：通过调查文献来获得资料，从而全面的、正确的了解掌握研究方法。
实证研究法：依据现有的科学理论和实践的需要提出设计。
定性分析法：对研究对象进行“质”的方面的研究，这个方法需要计算的数据较少。
定量分析法：通过具体的数字，使人们对研究对象的认识进一步精确化。
跨学科研究法：运用多学科的理论、方法和成果从整体上对某一课题进行研究。
功能分析法：这是社会科学用来分析社会现象的一种方法，从某一功能出发研究多个方面的影响。
模拟法：通过创设一个与原型相似的模型来间接研究原型某种特性的一种形容方法。
三、高强度与高性能混凝土有关问题的论述（论文提纲范文）
（1）超高层泵送高强度高性能混凝土成型质量施工技术研究（论文提纲范文）
| 0 引言 |
| 1 高强度高性能混凝土特点 |
| 1.1 内涵 |
| 1.2 特征 |
| 2 工程概况 |
| 3 施工质量控制措施 |
| 3.1 施工前 |
| 3.2 施工过程中 |
| 3.3 施工完成后 |
| 4 结语 |
（2）喷射混凝土高性能化机制与组成设计方法研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景与研究意义 |
| 1.2 喷射混凝土研究现状 |
| 1.2.1 速凝剂对喷射混凝土水化的影响 |
| 1.2.2 工作性能 |
| 1.2.3 力学性能 |
| 1.2.4 耐久性能 |
| 1.2.5 组成设计方法 |
| 1.3 喷射混凝土研究中存在的问题 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 2 无碱速凝剂对喷射混凝土水化与强度影响机理研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验概况 |
| 2.2.1 原材料及配合比 |
| 2.2.2 试件制备与养护 |
| 2.2.3 试验方法 |
| 2.3 NaAlO_2和Al_2(SO_4)_3对水泥水化及浆体微结构的影响 |
| 2.3.1 水化特征 |
| 2.3.2 水化产物 |
| 2.3.3 硬化浆体微结构及形貌特征 |
| 2.4 NaAlO_2和Al_2(SO_4)_3对硬化水泥浆体强度发展的影响 |
| 2.4.1 强度 |
| 2.4.2 化学结合水 |
| 2.4.3 矿物组成及含量 |
| 2.4.4 孔结构特征 |
| 2.5 速凝剂对水泥水化及强度发展的影响 |
| 2.6 无碱速凝剂对喷射混凝土强度和气泡结构特征的影响 |
| 2.7 本章小结 |
| 3 喷射混凝土工作性能影响因素及提升方法 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 试验概况 |
| 3.2.1 原材料 |
| 3.2.2 试件制备 |
| 3.2.3 试验方法 |
| 3.3 关键配合比参数对工作性能的影响 |
| 3.3.1 试验设计 |
| 3.3.2 可泵性能的影响 |
| 3.3.3 可喷性能的影响 |
| 3.3.4 流变参数的影响 |
| 3.4 速凝剂掺量对工作性能的影响 |
| 3.5 矿物掺合料单掺对工作性能的影响 |
| 3.5.1 试验设计 |
| 3.5.2 可泵性能的影响 |
| 3.5.3 可喷性能的影响 |
| 3.5.4 流变参数的影响 |
| 3.6 三元矿物掺合料对工作性能的影响 |
| 3.6.1 试验设计 |
| 3.6.2 可泵性能的影响 |
| 3.6.3 可喷性能的影响 |
| 3.6.4 流变参数的影响 |
| 3.7 聚乙烯醇纤维对工作性能的影响 |
| 3.8 流变参数对可泵性能和可喷性能的影响 |
| 3.8.1 流变参数对可泵性能的影响 |
| 3.8.2 流变参数对可喷性能的影响 |
| 3.9 喷射混凝土可喷性能调控方法 |
| 3.9.1 回弹率控制方法 |
| 3.9.2 一次喷射厚度提升方法 |
| 3.10 本章小结 |
| 4 喷射混凝土力学性能研究 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验概况 |
| 4.2.1 试件制备与养护 |
| 4.2.2 试验方法 |
| 4.3 关键配合比参数对强度的影响 |
| 4.3.1 抗压强度 |
| 4.3.2 劈裂抗拉强度 |
| 4.4 速凝剂掺量及成型工艺对强度的影响 |
| 4.4.1 抗压强度 |
| 4.4.2 劈裂抗拉强度 |
| 4.4.3 速凝剂反应对强度的作用 |
| 4.5 矿物掺合料单掺对强度的影响 |
| 4.5.1 抗压强度 |
| 4.5.2 劈裂抗拉强度 |
| 4.6 三元矿物掺合料对强度的影响 |
| 4.6.1 抗压强度 |
| 4.6.2 劈裂抗拉强度 |
| 4.7 聚乙烯醇纤维对强度的影响 |
| 4.8 可喷性能对强度的影响 |
| 4.9 高强喷射混凝土强度计算公式 |
| 4.10 高强喷射混凝土单轴受压本构关系 |
| 4.10.1 单轴受压应力—应变曲线 |
| 4.10.2 单轴受压本构方程 |
| 4.11 喷射混凝土强度提升方法 |
| 4.11.1 早期强度 |
| 4.11.2 后期强度 |
| 4.12 本章小结 |
| 5 高性能喷射混凝土耐久性能研究 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试验概况 |
| 5.2.1 原材料及配合比 |
| 5.2.2 试验方法 |
| 5.3 高性能喷射混凝土抗渗性能 |
| 5.3.1 电通量 |
| 5.3.2 水渗透性能 |
| 5.4 高性能喷射混凝土抗冻性能 |
| 5.4.1 质量损失率 |
| 5.4.2 相对动弹性模量 |
| 5.4.3 抗压强度 |
| 5.4.4 劈裂抗拉强度 |
| 5.4.5 气泡特征参数 |
| 5.5 高性能喷射混凝土碳化性能 |
| 5.5.1 碳化深度 |
| 5.5.2 碳化深度预测模型 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 高性能喷射混凝土组成设计方法研究 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 组成设计原则 |
| 6.3 强度影响系数研究 |
| 6.3.1 密实度影响系数 |
| 6.3.2 矿物掺合料影响系数 |
| 6.4 组成设计 |
| 6.4.1 混凝土配制强度 |
| 6.4.2 水胶比 |
| 6.4.3 浆体体积含量 |
| 6.4.4 胶凝材料用量和单位用水量 |
| 6.4.5 砂率 |
| 6.4.6 粗细骨料用量 |
| 6.4.7 速凝剂用量 |
| 6.4.8 组成设计流程图 |
| 6.5 组成设计方法验证 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 结论 |
| 7.1 本文的主要工作及结论 |
| 7.2 主要创新点 |
| 7.3 对后续工作的展望 |
| 参考文献 |
| 攻读博士学位期间取得的研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（3）活性粉末混凝土及其配筋构件受拉性能研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 绪论 |
| 1.1 选题背景及研究意义 |
| 1.2 RPC的研究现状 |
| 1.2.1 RPC的发展历程 |
| 1.2.2 RPC力学性能研究现状概述 |
| 1.2.3 RPC直接拉伸性能研究现状 |
| 1.2.4 配筋 FRC、配筋 RPC受拉性能研究现状 |
| 1.2.5 RPC在工程中的应用 |
| 1.3 问题的提出 |
| 1.4 本文的研究内容 |
| 1.4.1 研究目的 |
| 1.4.2 论文结构 |
| 1.4.3 研究内容 |
| 2 RPC材料直接拉伸全过程试验研究 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 RPC材料轴向拉伸全过程试验设计 |
| 2.2.1 试验概述 |
| 2.2.2 试件设计 |
| 2.2.3 夹具设计 |
| 2.2.4 试验样本及组数 |
| 2.3 试件制作 |
| 2.3.1 RPC原材料 |
| 2.3.2 钢筋 |
| 2.3.3 试件制备及养护 |
| 2.4 轴拉全过程试验方法及过程 |
| 2.5 辅助试验 |
| 2.5.1 立方体抗压强度试验 |
| 2.5.2 抗折强度试验 |
| 2.5.3 抗折强度与抗拉强度对应关系浅析 |
| 2.6 RPC受拉应力-应变曲线与本构模型 |
| 2.6.1 轴向拉伸破坏现象 |
| 2.6.2 轴向拉伸应力-应变全曲线及材料参数 |
| 2.6.3 RPC轴向拉伸本构模型 |
| 2.7 养护龄期对RPC拉伸性能的影响 |
| 2.7.1 龄期与抗压强度的关系 |
| 2.7.2 龄期与抗拉强度的关系 |
| 2.7.3 养护龄期与RPC弹性模量的关系 |
| 2.7.4 养护龄期与RPC变性能力的关系 |
| 2.8 RPC特征拉应变与养护龄期及强度的关系 |
| 2.8.1 初裂拉应变与龄期的关系 |
| 2.8.2 峰值拉应变与龄期的关系 |
| 2.8.3 峰值拉应变与抗拉强度的关系 |
| 2.8.4 峰值拉应变与抗压强度的关系 |
| 2.9 本章小结 |
| 3 RPC受拉开裂机理及宏观裂缝模型 |
| 3.1 概述 |
| 3.2 钢纤维在RPC中的作用 |
| 3.2.1 钢纤维对RPC受拉构件未裂阶段(弹性阶段)的影响 |
| 3.2.2 钢纤维对RPC受拉构件裂后阶段的影响 |
| 3.3 RPC随机微裂纹力学模型 |
| 3.4 RPC宏观裂缝力学模型 |
| 3.5 RPC的延性参数 |
| 3.5.1 断裂能 |
| 3.5.2 特征长度和延性长度 |
| 3.5.3 裂纹形成能 |
| 3.5.4 RPC轴拉试验各组试件延性参数 |
| 3.6 本章小结 |
| 4 配置HRB500 钢筋RPC轴向拉伸性能分析 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 配筋RPC轴向拉伸曲线 |
| 4.2.1 试验所得配筋RPC轴拉试件荷载-变形曲线 |
| 4.2.2 配筋RPC轴向拉伸曲线全过程分析 |
| 4.2.3 配筋RPC受拉性能的影响因素 |
| 4.2.4 配筋RPC轴拉构件极限承载力计算公式 |
| 4.3 配筋RPC轴拉试验特征值分析 |
| 4.4 本章小结 |
| 5 配置HRB500 钢筋RPC构件受拉开裂机理 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 配筋RPC的拉伸硬化效应 |
| 5.2.1 拉伸硬化概述 |
| 5.2.2 配筋RPC拉伸硬化效应 |
| 5.2.3 拉伸硬化效应的试验结果分析 |
| 5.3 裂缝宽度计算理论 |
| 5.3.1 钢筋混凝土裂缝宽度计算理论 |
| 5.3.2 各国规范中的裂缝宽度计算方法 |
| 5.4 普通钢筋混凝土受拉开裂机理 |
| 5.5 纤维混凝土受拉开裂机理 |
| 5.6 配筋RPC受拉开裂机理 |
| 5.7 裂缝间距 |
| 5.8 本章小结 |
| 6 HRB500 级钢筋与RPC的粘结 |
| 6.1 引言 |
| 6.2 钢筋混凝土结构的粘结机理 |
| 6.2.1 粘结应力的组成及影响因素 |
| 6.2.2 粘结强度的计算 |
| 6.2.3 粘结-滑移本构模型 |
| 6.3 高强钢筋与RPC的粘结性能 |
| 6.3.1 高强钢筋RPC拉拔试验 |
| 6.3.2 平均粘结应力 |
| 6.3.3 RPC浇筑方向 |
| 6.3.4 粘结长度 |
| 6.3.5 RPC抗压强度 |
| 6.3.6 钢纤维掺量 |
| 6.3.7 保护层厚度 |
| 6.4 临界锚固长度 |
| 6.5 粘结滑移本构关系 |
| 6.6 本章小结 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 本文主要工作内容及结论 |
| 7.2 本文主要创新点 |
| 7.3 后续工作的展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及攻读博士学位期间取得的研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（4）基于离散元模拟的高强度机制砂混凝土泵送性能分析（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 影响高强度机制砂混凝土泵送压力损失的相关因素 |
| 1.2.1 混凝土配合比 |
| 1.2.2 混凝土泵送管型设置及泵机选择 |
| 1.2.3 混凝土泵送速度 |
| 1.3 国内外研究现状 |
| 1.3.1 机制砂混凝土配合比研究现状 |
| 1.3.2 混凝土泵送技术研究现状 |
| 1.3.3 混凝土泵送压力损失研究现状 |
| 1.4 目前研究存在的问题 |
| 1.5 研究内容 |
| 1.6 研究步骤 |
| 1.7 技术路线 |
| 2 工程概况 |
| 2.1 镇赫高速公路简介 |
| 2.2 翟底河大桥工程概况 |
| 2.2.1 桥位自然环境及工程地质条件 |
| 2.2.2 翟底河大桥设计主要技术指标 |
| 2.2.3 翟底河大桥主墩墩身结构 |
| 3 高强度机制砂混凝土配合比设计及试验研究 |
| 3.1 高强度机制砂混凝土配合比设计 |
| 3.1.1 全计算法介绍 |
| 3.1.2 高强度机制砂混凝土配合比设计的基本原则 |
| 3.1.3 高强度机制砂混凝土配合比设计步骤 |
| 3.1.4 全计算法设计高强度机制砂混凝土配合比 |
| 3.1.5 混凝土坍落度扩展度及抗压强度试验方案 |
| 3.2 高强度机制砂混凝土原材料的选用 |
| 3.3 高强度机制砂混凝土性能试验方法 |
| 3.3.1 高强度机制砂混凝土坍落度、扩展度试验 |
| 3.3.2 高强度机制砂混凝土抗压强度试验 |
| 3.4 基于全计算法的高强度机制砂混凝土配合比试验结果分析 |
| 3.5 小结 |
| 4 高强度机制砂混凝土流动性离散元模拟分析 |
| 4.1 离散元法与PFC软件 |
| 4.2 颗粒流数值模拟基础理论 |
| 4.2.1 颗粒流基本假设 |
| 4.2.2 力—位移关系 |
| 4.2.3 颗粒运动方程 |
| 4.2.4 颗粒间接触模型 |
| 4.2.5 颗粒流中计算参数的确定 |
| 4.3 高强度机制砂混凝土流动性测试过程PFC模拟 |
| 4.3.1 模型参数选取 |
| 4.3.2 模型建立 |
| 4.3.3 模拟计算结果提取 |
| 4.4 高强度机制砂混凝土流变参数数值模拟研究 |
| 4.4.1 流变参数正交试验模拟方案 |
| 4.4.2 流变参数正交试验结果 |
| 4.4.3 机制砂混凝土流变参数规律分析 |
| 4.5 机制砂混凝土坍落度试验拟合分析 |
| 4.5.1 拟合试验方案 |
| 4.5.2 拟合试验结果 |
| 4.6 小结 |
| 5 高强度机制砂混凝土泵送性能数值模拟分析 |
| 5.1 混凝土泵送流动特性 |
| 5.2 混凝土泵送压力损失的计算方法 |
| 5.2.1 经验公式 |
| 5.2.2 S.Morinaga公式 |
| 5.3 混凝土泵送压力损失与流变参数关系 |
| 5.3.1 模型建立 |
| 5.3.2 模拟方案 |
| 5.3.3 模拟结果分析 |
| 5.4 不同管型中混凝土泵送压力损失模拟 |
| 5.4.1 水平管道压力损失研究 |
| 5.4.2 竖直管道泵送压力损失研究 |
| 5.4.3 水平弯管泵送压力损失研究 |
| 5.4.4 竖直弯管泵送压力损失研究 |
| 5.5 综合分析 |
| 5.5.1 水平管道泵送压力损失分析 |
| 5.5.2 竖直管道泵送压力损失分析 |
| 5.5.3 水平弯管泵送压力损失分析 |
| 5.5.4 竖直弯管泵送压力损失分析 |
| 5.6 翟底河大桥混凝土泵送压力损失计算 |
| 5.6.1 翟底河大桥现场实测泵送参数 |
| 5.6.2 规程公式泵送压力损失计算 |
| 5.6.3 模拟泵送压力损失计算 |
| 5.6.4 结果分析 |
| 5.7 小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 不足与展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及攻读硕士学位期间取得的研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（5）聚乙烯醇-玄武岩纤维混杂增强水泥基复合材料力学性能研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 第1章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 研究现状 |
| 1.2.1 单纤维增强工程水泥基复合材料研究现状 |
| 1.2.2 混杂纤维增强工程水泥基复合材料研究现状 |
| 1.2.3 玄武岩纤维增强水泥基复合材料研究现状 |
| 1.2.4 研究现状小结 |
| 1.3 研究内容与目的 |
| 1.3.1 研究内容 |
| 1.3.2 研究目的 |
| 第2章 理论基础与试验设计 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 理论基础 |
| 2.2.1 PVA-ECC配合比优化设计理论基础 |
| 2.2.2 纤维增强水泥基复合材料的理论基础 |
| 2.2.3 混凝土断裂力学理论基础 |
| 2.3 试验设计 |
| 2.3.1 试验原材料 |
| 2.3.2 试验技术路线 |
| 2.4 本章小结 |
| 第3章 基材配合比优化设计 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 试验内容 |
| 3.2.1 液化机理及设计方法 |
| 3.2.2 基材流变学性能测定 |
| 3.2.3 PVA-ECC单轴拉伸试验 |
| 3.3 试验结果 |
| 3.3.1 ECC砂浆的流变学性能 |
| 3.3.2 PVA-ECC单轴拉伸性能 |
| 3.4 分析与结论 |
| 第4章 混杂纤维增强水泥基复合材料的基本力学性能 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验方案 |
| 4.2.1 配合比 |
| 4.2.2 试件成型及养护 |
| 4.2.3 测试方法 |
| 4.3 PVA/BF-ECC的抗折性能 |
| 4.3.1 基于协同效应混杂的PVA/BF-ECC的抗折性能 |
| 4.3.2 基于主纤维掺量不变混杂的PVA/BF-ECC的抗折性能 |
| 4.3.3 结果与讨论 |
| 4.4 PVA/BF-ECC的抗压性能 |
| 4.4.1 基于协同效应混杂的PVA/BF-ECC的抗压性能 |
| 4.4.2 基于主纤维掺量不变混杂的PVA/BF-ECC的抗压性能 |
| 4.4.3 结果与讨论 |
| 4.5 本章小结 |
| 第5章 混杂纤维增强水泥基复合材料的断裂性能 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 双K断裂参数的确定 |
| 5.2.1 起裂荷载 |
| 5.2.2 断裂韧度 |
| 5.2.3 临界等效长度 |
| 5.3 PVA/BF-ECC断裂试验设计 |
| 5.3.1 试件准备 |
| 5.3.2 试验装置及设备 |
| 5.3.3 断裂过程中的声发射监测 |
| 5.4 PVA/BF-ECC的断裂性能 |
| 5.4.1 基于协同效应混杂的PVA/BF-ECC的断裂性能 |
| 5.4.2 基于主纤维掺量不变混杂的PVA/BF-ECC的断裂性能 |
| 5.4.3 结果与讨论 |
| 5.5 本章小结 |
| 结论 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读硕士学位期间的学术成果 |
（6）超高性能混凝土中水化硅酸钙类型演变研究（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| ABSTRACT |
| 1.引言 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.1.1 超高性能混凝土的发展历程 |
| 1.1.2 超高性能混凝土的工程应用 |
| 1.1.3 混凝土高温养护后的水化产物 |
| 1.2 研究现状 |
| 1.2.1 养护制度 |
| 1.2.2 普通混凝土或者水泥浆中的硬硅钙石 |
| 1.2.3 超高性能混凝土中的硬硅钙石 |
| 1.3 当前研究尚未解决的问题 |
| 1.4 研究的内容 |
| 2 原材料与试验方法 |
| 2.1 原材料与配合比 |
| 2.1.1 原材料 |
| 2.1.2 配合比 |
| 2.2 试件的制备与养护 |
| 2.2.1 试件制备 |
| 2.2.2 养护制度 |
| 2.3 试验方法 |
| 2.3.1 力学性能测试 |
| 2.3.2 微观结构试验 |
| 2.3.3 试验所用设备 |
| 3 养护制度对UHPC中硬硅钙石生成的影响 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 养护制度对UHPC力学性能的影响 |
| 3.3 微观结构分析 |
| 3.3.1 X射线衍射分析 |
| 3.3.2 热重分析 |
| 3.3.3 环境扫描电子显微镜观测 |
| 3.4 龄期对不同养护制度下UHPC抗压强度的影响 |
| 3.5 小结 |
| 4 矿物掺合料对UHPC中硬硅钙石生成的影响 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 石英粉对UHPC力学性能的影响 |
| 4.3 活性矿物掺合料对UHPC力学性能的影响 |
| 4.3.1 活性矿物掺合料组合方式对UHPC力学性能的影响 |
| 4.3.2 活性矿物掺合料掺量对UHPC力学性能的影响 |
| 4.4 微观结构分析 |
| 4.4.1 X射线衍射分析 |
| 4.4.2 热重分析 |
| 4.4.3 环境扫描电子显微镜观测 |
| 4.5 龄期对不同矿物掺合料掺量下UHPC抗压强度的影响 |
| 4.6 小结 |
| 5 氢氧化钙对UHPC中硬硅钙石生成的影响 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 氢氧化钙掺量的确定 |
| 5.3 氢氧化钙掺量对UHPC力学性能的影响 |
| 5.4 微观结构分析 |
| 5.4.1 X射线衍射分析 |
| 5.4.2 热重分析 |
| 5.4.3 环境扫描电子显微镜观测 |
| 5.5 干热养护时长对氢氧化钙水化程度的影响 |
| 5.5.1 X射线衍射分析 |
| 5.5.2 热重分析 |
| 5.6 龄期对不同氢氧化钙掺量下UHPC抗压强度的影响 |
| 5.7 小结 |
| 6 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及攻读硕士学位期间取得的研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（7）滨海环境中超深井井壁混凝土力学性能及微细观结构特征（论文提纲范文）
| 致谢 |
| 摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 本课题的研究背景及意义 |
| 1.1.1 本课题的研究背景 |
| 1.1.2 本课题的研究意义 |
| 1.2 国内外研究现状及发展动态分析 |
| 1.2.1 匹配深地属性的混凝土结构材料的设计与研发 |
| 1.2.2 深部环境影响下混凝土的破坏行为 |
| 1.2.3 深部环境中服役混凝土物相变化特征以及劣化机理 |
| 1.2.4 深部环境中服役混凝土微结构特征 |
| 1.3 现阶段存在的问题 |
| 1.4 本文主要研究内容 |
| 1.5 技术路线 |
| 第二章 基于深地高应力环境下混凝土冲击倾向性的表征 |
| 2.1 引言 |
| 2.2 试验设计 |
| 2.3 混凝土基本力学性能和冲击倾向性试验方法 |
| 2.3.1 混凝土基本力学性能试验方法 |
| 2.3.2 混凝土冲击倾向性试验方法 |
| 2.4 混凝土冲击倾向性与强度等级间相关关系 |
| 2.4.1 混凝土的基本力学性能 |
| 2.4.2 混凝土的弹性能量指数 |
| 2.4.3 混凝土的冲击能量指数 |
| 2.4.4 混凝土的动态破坏时间 |
| 2.4.5 混凝土的脆性指数 |
| 2.4.6 混凝土的冲击倾向性表征方式 |
| 2.4.7 高强混凝土声发射特征 |
| 2.5 钢纤维对混凝土冲击倾向性的影响规律 |
| 2.5.1 钢纤维掺量对混凝土冲击倾向性的影响规律 |
| 2.5.2 纤维种类对混凝土冲击倾向性的影响规律 |
| 2.6 高强度、高韧性水泥基复合材料(HSTCC)的设计 |
| 2.6.1 功能型混凝土材料设计思路 |
| 2.6.2 现阶段深部矿井混凝土的不适用性 |
| 2.6.3 新井壁材料的设计方法 |
| 2.6.4 HSTCC相关力学性能 |
| 2.7 讨论 |
| 2.8 本章小结 |
| 第三章 静动荷载作用下混凝土破坏特征及能量演化机制 |
| 3.1 引言 |
| 3.2 试验设计 |
| 3.3 井壁混凝土受荷载的破坏模式和能量特征 |
| 3.3.1 单轴加卸载对混凝土性能影响的试验方法 |
| 3.3.2 混凝土在静载作用下的破坏模式和能量演化 |
| 3.4 井壁混凝土在动载作用下的破坏模式和能量特征 |
| 3.4.1 动力荷载对混凝土性能影响的试验方法 |
| 3.4.2 混凝土在动力荷载作用下的破坏模式 |
| 3.4.3 典型种类混凝土受动力荷载作用的应力和应变特征 |
| 3.4.4 典型种类混凝土受动力荷载作用能量与损伤特征 |
| 3.5 讨论 |
| 3.6 本章小结 |
| 第四章 温度与复合盐耦合作用下混凝土性能演变及机理 |
| 4.1 引言 |
| 4.2 试验设计 |
| 4.3 混凝土宏观性能演变规律 |
| 4.3.1 混凝土抗压强度及相对动弹性模量变化 |
| 4.3.2 混凝土冲击倾向性的演变规律 |
| 4.4 硬化净浆中主要物相含量演变规律 |
| 4.4.1 硬化净浆中自由水和结合水含量 |
| 4.4.2 结合XRD-Rietveld分析硬化净浆中的主要晶体物相 |
| 4.4.3 结合TG分析硬化晶体中的主要非晶体物相 |
| 4.5 硬化净浆微观形貌及孔结构特征 |
| 4.5.1 结合SEM-EDS分析硬化净浆表面微观形貌 |
| 4.5.2 结合MIP分析硬化净浆的孔结构特征 |
| 4.6 混凝土中氯离子渗入含量 |
| 4.6.1 化学滴定测定混凝土中氯离子含量方法 |
| 4.6.2 不同种类混凝土中氯离子渗入含量 |
| 4.7 讨论 |
| 4.8 本章小结 |
| 第五章 温度与复合盐耦合作用下C-(A)-S-H结构演化历程及其在纳米尺度下的力学性能 |
| 5.1 引言 |
| 5.2 试验设计 |
| 5.3 硬化净浆中C-(A)-S-H结构特征 |
| 5.3.1 NMR测试及分析C-(A)-S-H结构方法 |
| 5.3.2 干拌胶凝材料(原材料)中主要物相的结构特征 |
| 5.3.3 不同种类硬化净浆中含Si物相结构特征 |
| 5.3.4 不同种类硬化净浆的含Al物相结构特征 |
| 5.4 硬化净浆表面化学元素分布规律 |
| 5.4.1 SEM协同EDS的硬化净浆表面化学元素的试验方法 |
| 5.4.2 不同种类硬化净浆表面单种类化学元素分布特性 |
| 5.4.3 不同种类硬化净浆表面复合化学图像 |
| 5.4.4 不同种类硬化净浆中C-(A)-S-H凝胶的Ca/Si变化特征 |
| 5.5 硬化净浆在纳米尺度下的力学性能 |
| 5.5.1 硬化净浆中主要物相纳米尺度力学性能的试验方法 |
| 5.5.2 硬化净浆中主要物相纳米尺度力学性能的分析方法 |
| 5.5.3 不同种类硬化净浆中主要物相纳米尺度的力学性能 |
| 5.6 讨论 |
| 5.7 本章小结 |
| 第六章 主要结论、创新点及研究展望 |
| 6.1 主要结论 |
| 6.2 创新点 |
| 6.3 研究展望 |
| 参考文献 |
| 作者简历及在学研究成果 |
| 学位论文数据集 |
（8）PC-HB减水剂在高性能混凝土中的应用研究（论文提纲范文）
| 中文摘要 |
| Abstract |
| 第一章 绪论 |
| 1.1 研究背景 |
| 1.2 国内外现状分析 |
| 1.3 研究内容及意义 |
| 1.4 论文技术路线 |
| 第二章 试验材料、设备及试验方案 |
| 2.1 原材料与性能指标 |
| 2.1.1 水泥 |
| 2.1.2 矿物掺合料 |
| 2.1.3 粗骨料 |
| 2.1.4 细骨料 |
| 2.1.5 减水剂 |
| 2.2 试验设备 |
| 2.2.1 搅拌机 |
| 2.2.2 振动台 |
| 2.2.3 MTS万能压力试验机 |
| 2.2.4 动弹性模量测定仪 |
| 2.2.5 全自动快速冻融试验机 |
| 2.2.6 养护仪器 |
| 2.3 试验方案设计 |
| 2.3.1 配合比的确定 |
| 2.3.2 混凝土试件制备方案 |
| 第三章 不同掺量PC-HB高性能混凝土的工作性能 |
| 3.1 试验方案 |
| 3.1.1 坍落度和扩展度试验 |
| 3.1.2 试验结果与分析 |
| 3.2 本章小结 |
| 第四章 不同掺量PC-HB高性能混凝土的力学性能 |
| 4.1 不同掺量PC-HB高性能混凝土的抗压强度 |
| 4.1.1 试验方案及过程 |
| 4.1.2 试验结果与分析 |
| 4.2 不同掺量PC-HB高性能混凝土的劈裂抗拉强度 |
| 4.2.1 试验方案及过程 |
| 4.2.2 试验结果与分析 |
| 4.3 抗压强度与劈裂抗拉强度的关系 |
| 4.4 本章小结 |
| 第五章 不同掺量PC-HB高性能混凝土的抗冻性能 |
| 5.1 冻融破坏机理 |
| 5.2 高性能混凝土的抗冻试验 |
| 5.2.1 冻融试验方案及过程 |
| 5.2.2 试验结果与分析 |
| 5.3 本章小结 |
| 第六章 结论与展望 |
| 6.1 结论 |
| 6.2 展望 |
| 参考文献 |
| 致谢 |
| 攻读学位期间发表论文 |
（9）高温后高强钢筋混凝土性能变化研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景与意义 |
| 1.2 国内外研究现状 |
| 1.2.1 高温对高强钢筋的影响 |
| 1.2.2 高温对高强混凝土的影响 |
| 1.2.3 高温对高强钢筋混凝土的粘结性能的影响 |
| 1.3 目前存在的问题 |
| 1.4 研究意义、内容及路线 |
| 1.4.1 研究意义 |
| 1.4.2 研究内容 |
| 1.4.3 研究路线 |
| 2 原材料、试验方案及试验设备 |
| 2.1 原材料 |
| 2.1.1 水泥 |
| 2.1.2 矿粉 |
| 2.1.3 粉煤灰 |
| 2.1.4 硅灰 |
| 2.1.5 细骨料 |
| 2.1.6 粗骨料 |
| 2.1.7 减水剂 |
| 2.1.8 试验用水 |
| 2.1.9 钢筋 |
| 2.2 试验方案及设备 |
| 2.2.1 混凝土配合比 |
| 2.2.2 试件成型与养护 |
| 2.2.3 高温和冷却方案 |
| 2.2.4 钢筋拉伸及反向弯曲 |
| 2.2.5 混凝土抗压及劈裂抗拉 |
| 2.2.6 中心拉拔 |
| 2.2.7 压汞试验 |
| 3 HRB600钢筋在高温后的性能研究 |
| 3.1 高温试验现象 |
| 3.2 拉伸性能 |
| 3.2.1 屈服强度和极限强度 |
| 3.2.2 断后伸长率 |
| 3.3 反向弯曲性能 |
| 3.4 本章小结 |
| 4 高强混凝土在高温后的性能研究 |
| 4.1 试验现象 |
| 4.2 高强混凝土高温后抗压强度 |
| 4.2.1 高强混凝土高温自然冷却 |
| 4.2.2 高强混凝土高温水冷 |
| 4.3 高强混凝土高温后劈裂抗拉强度 |
| 4.3.1 高强混凝土高温自然冷却 |
| 4.3.2 高强混凝土高温水冷 |
| 4.4 高强混凝土高温爆裂现象 |
| 4.4.1 试验现象及结果 |
| 4.4.2 高强混凝土高温爆裂行为研究 |
| 4.4.3 高温爆裂的影响因素 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 高强钢筋混凝土在高温后的粘结性能研究 |
| 5.1 试验理论 |
| 5.1.1 粘结力的组成 |
| 5.1.2 粘结机理及影响因素 |
| 5.1.3 粘结锚固性能试验方法 |
| 5.2 国内外τ-s的计算公式 |
| 5.3 拉拔结果及分析 |
| 5.3.1 试验现象及结果 |
| 5.3.2 τ-s曲线 |
| 5.3.3 峰值粘结应力与峰值滑移分析 |
| 5.4 本章小结 |
| 6 高强混凝土高温后压汞法微观结构分析 |
| 6.1 压汞试验原理 |
| 6.2 压汞试验结果及分析 |
| 6.2.1 孔结构参数分析 |
| 6.2.2 孔径分布微分曲线 |
| 6.3 本章小结 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 7.2.1 钢筋 |
| 7.2.2 混凝土 |
| 7.2.3 钢筋混凝土 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
（10）蒸汽养护对机制砂高性能混凝土的力学性能及抗渗性影响研究（论文提纲范文）
| 摘要 |
| Abstract |
| 1 绪论 |
| 1.1 研究背景及意义 |
| 1.2 机制砂混凝土的研究现状 |
| 1.3 混凝土蒸汽养护的研究现状 |
| 1.4 研究目的及主要内容 |
| 1.5 研究方法及技术路线 |
| 2 原材料及试验方案 |
| 2.1 原材料 |
| 2.2 配合比设计 |
| 2.3 蒸汽养护方案设计 |
| 2.4 试验测试方法及结果评价指标 |
| 2.4.1 试验测试方法 |
| 2.4.2 试验结果评价指标 |
| 2.5 本章小结 |
| 3 蒸汽养护对机制砂混凝土性能的影响 |
| 3.1 蒸汽养护对机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 3.1.1 蒸汽养护温度对机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 3.1.2 蒸汽养护对机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 3.2 蒸汽养护对机制砂混凝土动弹性模量的影响 |
| 3.3 蒸汽养护对机制砂混凝土孔隙率的影响 |
| 3.4 蒸汽养护对机制砂混凝土抗氯离子渗透性的影响 |
| 3.5 本章小结 |
| 4 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土性能的影响 |
| 4.1 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 4.1.1 蒸汽养护温度对河砂与机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 4.1.2 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 4.2 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土动弹性模量的影响 |
| 4.3 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土孔隙率的影响 |
| 4.4 蒸汽养护对河砂与机制砂混凝土抗氯离子渗透性的影响 |
| 4.5 本章小结 |
| 5 石粉掺量对机制砂混凝土性能的影响 |
| 5.1 石粉掺量对机制砂混凝土流动性的影响 |
| 5.2 石粉掺量对机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 5.2.1 石粉掺量对蒸汽养护下机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 5.2.2 石粉掺量对标准养护下机制砂混凝土抗压强度的影响 |
| 5.3 石粉掺量对机制砂混凝土动弹性模量的影响 |
| 5.3.1 石粉掺量对蒸汽养护下机制砂混凝土动弹性模量的影响 |
| 5.3.2 石粉掺量对标准养护下机制砂混凝土动弹性模量的影响 |
| 5.4 石粉掺量对机制砂混凝土孔隙率的影响 |
| 5.4.1 石粉掺量对蒸汽养护下机制砂混凝土孔隙率的影响 |
| 5.4.2 石粉掺量对标准养护下机制砂混凝土孔隙率的影响 |
| 5.5 石粉掺量对机制砂混凝土抗氯离子渗透性的影响 |
| 5.5.1 石粉掺量对蒸汽养护下机制砂混凝土抗氯离子渗透性的影响 |
| 5.5.2 石粉掺量对标准养护下机制砂混凝土抗氯离子渗透性的影响 |
| 5.6 本章小结 |
| 6 蒸汽养护机制砂混凝土的抗压强度及抗渗性回归模型 |
| 6.1 基于恒温时间的蒸汽养护机制砂混凝土抗压强度回归模型 |
| 6.2 基于成熟度的蒸汽养护机制砂混凝土抗压强度回归模型 |
| 6.3 蒸汽养护机制砂混凝土的抗渗性回归模型 |
| 7 结论与展望 |
| 7.1 结论 |
| 7.2 展望 |
| 致谢 |
| 参考文献 |
| 攻读学位期间的科研成果 |
四、高强度与高性能混凝土有关问题的论述（论文参考文献）
- [1]超高层泵送高强度高性能混凝土成型质量施工技术研究[J]. 刘亚,张南风,肖钧,肖君彦,陈俊玮. 城市住宅, 2021(12)
- [2]喷射混凝土高性能化机制与组成设计方法研究[D]. 张戈. 北京交通大学, 2021(02)
- [3]活性粉末混凝土及其配筋构件受拉性能研究[D]. 郭敏. 北京交通大学, 2021(02)
- [4]基于离散元模拟的高强度机制砂混凝土泵送性能分析[D]. 杜越. 北京交通大学, 2021
- [5]聚乙烯醇-玄武岩纤维混杂增强水泥基复合材料力学性能研究[D]. 于海洋. 北京建筑大学, 2021(01)
- [6]超高性能混凝土中水化硅酸钙类型演变研究[D]. 左雪宇. 北京交通大学, 2021
- [7]滨海环境中超深井井壁混凝土力学性能及微细观结构特征[D]. 周昱程. 北京科技大学, 2021(08)
- [8]PC-HB减水剂在高性能混凝土中的应用研究[D]. 王安军. 黑龙江大学, 2021(09)
- [9]高温后高强钢筋混凝土性能变化研究[D]. 汪晓东. 兰州交通大学, 2021(02)
- [10]蒸汽养护对机制砂高性能混凝土的力学性能及抗渗性影响研究[D]. 马永刚. 兰州交通大学, 2021(02)