体积膨胀与密度变化

[align=center][size=18px]有效[/size][size=18px]避免衬管过载[/size][size=18px]方法之溶剂膨胀体积预算[/size][/align][align=center]通标小菜鸟[/align]在使用色谱仪器开发新方法时，我们常常会因为进样量过大，衬管过载而获得不到出峰良好的色谱图以及良好的重现性，从而需要我们一遍一遍的去更改进样量去尝试，耗费不少精力和时间。如果进样量过大，样品溶剂会膨胀出很大的体积，造成进样口衬管过载，其结果不仅导致我们的样品从隔垫吹扫出口流出造成样品损失，得不到良好的仪器响应，而且还会造成总流量管路被样品所污染。为了避免出现上述这种情况，我们可以在进样前提前试算好溶剂膨胀体积，然后与衬管体积进行对比，看是否会超出衬管体积造成过载。溶剂膨胀体积的计算公式如下：[font='times new roman'][size=18px]溶剂膨胀体积[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]=22400×A×B×C×I[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]A= [/size][/font][font='times new roman'][size=18px]溶剂密度[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]/[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]溶剂分子量[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]B=15/[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]（[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]15+[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]色谱柱头压[/size][/font][font='times new roman'][size=18px][psi][/size][/font][font='times new roman'][size=18px]）[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]C=[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]（进样口温度[/size][/font][font='times new roman'][size=18px][℃][/size][/font][font='times new roman'][size=18px]+273[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]）[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]/273[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]I=[/size][/font][font='times new roman'][size=18px]液体进样体积[/size][/font] [font='times new roman'][size=18px][μL][/size][/font][font='times new roman']这里举个例子，[/font][font='times new roman']以二氯甲烷（[/font][font='times new roman']DCM[/font][font='times new roman']）为例，查阅资料得[/font][font='times new roman']DCM[/font][font='times new roman']的密度为[/font][font='times new roman']1.33[/font][font='times new roman']，分子量为[/font][font='times new roman']85[/font][font='times new roman']，假设仪器进样口温度为[/font][font='times new roman']250[/font][font='times new roman']℃[/font][font='times new roman']，柱前[/font][font='times new roman']压可以[/font][font='times new roman']在色谱工作站软件中查得[/font][font='times new roman']13psi[/font][font='times new roman']，那么当[/font][font='times new roman']进样量[/font][font='times new roman']为[/font][font='times new roman']1μL[/font][font='times new roman']时[/font][font='times new roman']，[/font][font='times new roman']DCM[/font][font='times new roman']的溶剂膨胀体积[/font][font='times new roman']=22400[/font][font='times new roman']×[/font][font='times new roman']1.33/85[/font][font='times new roman']×[/font][font='times new roman']15/[/font][font='times new roman']（[/font][font='times new roman']15+13[/font][font='times new roman']）×（[/font][font='times new roman']250+273[/font][font='times new roman']）[/font][font='times new roman']/273[/font][font='times new roman']×[/font][font='times new roman']1=360[/font][font='times new roman']，然后根据自己所使用的[/font][font='times new roman']衬管查到衬管[/font][font='times new roman']容积，两者进行对比就能直观判断出[/font][font='times new roman']是否会过载。[/font][font='times new roman']除了自己根据公式查询参数进行计算以外还有一个更为简便的方式[/font][font='times new roman']。现在的仪器智能化越来越高了，以安捷伦的仪器为例，它的工作站软件中就有这么一个计算溶剂膨胀体积的小工具，具体位置在[/font][font='times new roman']GC[/font][font='times new roman']参数编辑下面的[/font][font='times new roman']GC[/font][font='times new roman']计算器中，点击蒸汽体积计算器就会有[/font][font='times new roman']个弹窗[/font][font='times new roman']出来。[/font][font='times new roman']在计算器中选择对应的溶剂属性以及进[/font][font='times new roman']样衬管[/font][font='times new roman']的编号[/font][font='times new roman']，[/font][font='times new roman']计算工具就能根据当前的色谱条件直接计算出溶剂膨胀体积占[/font][font='times new roman']所用衬管的[/font][font='times new roman']比例[/font][font='times new roman']（负荷量），[/font][font='times new roman']这样的小工具还是挺实用的，不用我们自己再去一个个计算。[/font][img]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2021/08/202108011318010625_2420_3141805_3.png[/img][img]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2021/08/202108011318013838_7945_3141805_3.png[/img]

科技日报 2012年04月03日 星期二本报记者 常丽君 综合外电http://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2012/04/201204031347_358918_1644522_3.jpg 1998年，科学家发现宇宙的膨胀有一个加速度，因此提出了暗能量的假设，作为这种加速度的动力。但直到现在，人们也不清楚这种暗能量到底是什么。对一些科学家而言，与其说它是个答案，不如说它是个问题。有人说暗能量只是标准宇宙模型中的专用概念，缺少其他物理含义，他们一直在为宇宙的加速膨胀寻找新解释，而替代暗能量的另一种假说就是反万有引力，这种反引力来源于隐藏在虚空中的反物质。 宇宙巨洞的反物质 宇宙巨洞（Cosmic voids）是指宇宙大尺度结构上的物质稀薄区域，含有很少或完全不包含任何星系。意大利国家天体物理学院科学家马西莫·维莱特说：“人们能清楚地观察到宇宙巨洞，这是我们宇宙中最大的组成结构。但它们是否真是空的？还是包含了具有反引力性质的反物质？”他在近期出版的《天体物理和空间科学》上发表论文，提出在这些巨大的空洞中可能隐藏着反物质，反物质和物质由于万有引力互斥作用而分离开来。根据广义相对论预言，物质带有正引力荷，反物质带有一种假设的负引力荷，而万有引力的相互作用是同性相吸，异性相斥，因此物质和反物质之间存在万有引力互斥作用。 根据维莱特的计算，物质和反物质之间的引力互斥非常强，足以造成宇宙的加速膨胀，从而不再需要暗能量和暗物质。 这种假设在理论上能解释一些无法用暗能量来解释的观察现象：宇宙的膨胀速度并不均匀。最近，科学家观察到一种运动异常的“局部层”，是包括银河系及其他附近星系的宇宙部分，这一局部层的速度和宇宙其他部分明显不同。 天文学家已经找到了3种推动局部层运动的因素：一是附近稠密的室女星系团的吸引力；二被认为是人马座星系团的吸引力，但这一点还不太确定；第三正是造成这种“局部速度异常”的力，因为这种力并没有朝向任何明显的结构。它和前两种吸引力明显不同，很可能是反引力。为了证明这一点，维莱特指出，位于局部层和吸引区之间的Leo Spur星系，相对于这种运动好像是静止的。因此第三种力可能是来自相反方向，对局部层的作用是推斥而不是吸引。据他推测，在某个巨洞中存在一种合理的反物质，由于互斥的万有引力作用，造成了局部速度异常。 这样一来，反物质可能作为一种类似暗能量的东西，在宏观尺度上，大量的反物质巨洞会推动宇宙膨胀而不需要暗能量，甚至可能连大爆炸也不需要。这一新理论还暗示了，我们的宇宙具有等量的物质和反物质，正像标准宇宙模型所预期的那样。 量子真空的虚粒子 在过去几年中，欧洲核子研究中心（CERN）物理学家德拉根·哈杜科维克也在研究一种被忽略的宇宙部分：量子真空。他认为，量子真空中有一种万有引力荷，来源于虚粒子和虚反粒子之间的引力互斥。 此前，他已经论证了这种反引力能解释包括暗物质效应在内的一些观察现象，还暗示了我们生活在一个无需大爆炸的循环宇宙中。此外，这一假设还能帮人们进一步了解黑洞的性质，判断中微子物质。他发表在《天体物理和空间科学》上的最新论文还证明，量子真空还能解释宇宙的加速膨胀，也不需要暗能量。 “量子真空是60多年前提出的理论预测，现在已有明显的实验证据证明量子真空存在。而物质和反物质之间存在万有引力互斥作用，这一假设早在一个多世纪前就已提出。”哈杜科维克说，“我决定把量子真空这一事实和反粒子的负引力荷这一假设结合起来，结果令人吃惊，基于这种框架很可能解释宇宙的加速膨胀。” 哈杜科维克的解释和马西莫·维莱特的理论相似，量子真空中的万有引力来自正反物质之间的引力互斥。物质带有正引力荷，反物质带有负引力荷，同样是同性相吸，异性相斥。不同的是，维莱特认为，带负引力荷的反物质存在于巨洞中，而不是量子真空。尽管量子真空中不含有真实的物质和反物质，但虚粒子和虚反粒子会成对地刹那生灭，变成万有引力双极子。 “如果粒子和反粒子有着相反的万有引力荷，当万有引力场足够强时，就能将虚粒子对转化为真实的粒子对。”哈杜科维克说，“这并非新提出的假说，而是施温格量子场论的结论。” 哈杜科维克也计算了量子真空中的万有引力双极子的能量密度，是宇宙常数的某个数量级，或者说是造成宇宙加速膨胀的力的某个数量级。宇宙大约在达到目前大小的一半时，开始加速膨胀，只比标准宇宙模型预测的略早一点。但哈杜科维克的量子真空模型和标准宇宙模型之间也有明显不同：前者预测膨胀的加速度在减小，而后者预测加速度在增大，这种差异使得二者预测的宇宙命运截然不同。 实验检验有难度 “科学家认为，暗能量是均匀一致地遍布于宇宙中，这样才能解释宇宙的整体加速。但它既无法解释局部层强大的反引力效应，也不能解释局部巨洞的极度虚空和银河系以外的某些性质。”维莱特说，“而提出在局部巨洞中存在反物质的暗斥力，解释了所有这些情况。而且从整体上讲，隐藏在全部宇宙巨洞中的反物质，也解释了整个宇宙的加速膨胀以及其他宇宙特征，不需要暗能量，也不需要各种离奇的大爆炸之初。” 维莱特设想通过反引力透镜实验来进一步验证他的观点。“基本上，如果我们有一张高质量的远离巨洞的星系群三维图，就能更容易分析它们中的某些星系在视线轮廓上是否有被缩小的情况，这表示它们和间隔巨洞中的大型反物质体在一条直线上。”但这种实验会很困难，因为同时还有一种干扰效应，会让辐射状星系看起来严重扭曲：由于异常运动会影响红移检测，也会使星系群的视线轮廓收缩，而反引力透镜会让它更加缩小，要把这两种情况区别开是非常困难的。 哈杜科维克也表示，量子真空结合反物质的负万有引力荷假设，有望解释天体物理学和宇宙学中的观察现象，不需要引入暗物质和暗能量、膨胀的神秘机制，以及物质—反物质不对称。“欧洲粒子物理研究所的AEGIS实验将通过反氢原子揭示反物质是否带有负引力荷，加州大学河滨分校也在研究电子偶素（一个电子和一个正电子组成的类原子系统）的万有引力性质。如果这是真的，将开启新一轮的科学革命。”

[color=#cc0000]摘要：本文针对低温环境，介绍了目前国内外测量混凝土热膨胀系数的标准测试方法，着重介绍低温环境下混凝土热膨胀系数测量的最新中国国家标准测试方法，对国家标准方法提出了改进建议，并介绍符合国家标准测试方法的大尺寸多样品混凝土低温热膨胀仪。　　关键词：低温,混凝土,热膨胀系数,测试方法,膨胀仪[/color][align=center]~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~[/align][color=#cc0000][b]1. 引言[/b][/color]　　混凝土作为使用最广泛的建筑材料，它在室温和高温环境下的性能都得到了深入的研究。然而，在低温温度（即低于-165℃的温度）环境下混凝土的热物理性能尚未开展系统性研究。目前大多数液化天然气（LNG）储罐都采用了混凝土结构形式展，利用混凝土进行LNG主要密封的罐体设计将是未来发展的趋势，这将大大降低罐体的建造成本。因此，为了提高混凝土结构LNG储罐的安全性和长期耐久性，必须从根本上了解混凝土冷却到低温时的行为，而这些了解低温环境下混凝土的努力将集中于控制由于其部件的热膨胀系数引起的热变形和损伤增长的机制，因此准确测量低温环境下混凝土热膨胀系数是液化天然气储罐设计和建造的前提。　　本文针对低温环境，将介绍目前国内外测量混凝土热膨胀系数（CTE）的标准测试方法，着重介绍低温环境下混凝土CTE测量的最新中国国家标准测试方法，对国家标准方法提出了改进建议，并介绍符合国家标准测试方法的大尺寸多样品混凝土低温热膨胀仪。[color=#cc0000][b]2. 国内外测试方法介绍[/b]2.1. 国内标准测试方法[/color]　　针对低温环境下的混凝土热膨胀系数测试，我国在2015年新制订了国家标准GB 51081-2015“低温环境混凝土应用技术规范”。　　在GB 51081中对低温环境混凝土热膨胀系数的样品规定了应符合现行国家标准《普通混凝土力学性能试验方法标准》GB/T 50081，试件应为边长100mm×100mm×300mm的棱柱体，每次检验应在相同条件下制作12个试件。　　对低温环境下混凝土热膨胀系数测试设备GB 51081给出了下列规定：　　（1）低温设备应有同时容纳不少于6个试件的有效空间，应满足常温至-197℃区间各种温度的施加，应具有自动控温和给出各种降温速率的功能，恒温器件的温度波动范围应在±0.5℃内。　　（2）微变形测量装置应满足各职能过低温下的测量要求，且测量精度不得低于0.001mm。[img=,690,342]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2019/04/201904012229434228_5404_3384_3.png!w690x342.jpg[/img][align=center][color=#cc0000]图2-1 低温混凝土热膨胀系数测试棱柱体样品示意图[/color][/align]　　在GB 51081中对低温环境混凝土热膨胀系数的具体测量方法给出了如下规定：　　（1）试件标准养护应达到设计龄期时取出，并应用湿布擦去表面水分后静置于室内自然环境中。应静置14天后进行时间外观检查和尺寸测量，并应将试件分成2组，每组6个试件。　　（2）应标识热膨胀系数检验棱柱体试件两端面的3个测量点位置（图2-1），并应在这3个测量位置测量棱柱体试件的长度。　　（3）检验低温时的低温环境混凝土热膨胀系数，第1组试件作用的温度值应为，第2组试件作用的温度值应为。　　（4）测量第1组6个试件3个测量位置处的棱柱体试件长度后，应将试件全部放于低温设备内，按不高于1℃/min速率降至，然后保持温度不变，且恒温器件的温度波动范围应在±0.5℃内。低温作用48小时后再测量试件3个测量位置处的棱柱体试件长度。　　（5）测量第2组6个试件3个测量位置处的棱柱体试件长度后，应将试件全部放于低温设备内，按与第1组试件相同的降温速率降至，然后保持温度不变，且恒温器件的温度波动范围应在±0.5℃内。低温作用48小时后再测量试件3个测量位置处的棱柱体试件长度。　　综上所述，针对低温环境下混凝土热膨胀系数测试设备，国标GB 51081只给出了测量温度范围、温度波动大小、样品尺寸、测量位置点和热膨胀变形测量精度的规定，并没有测试设备更详细的内容，这使得很难具体执行国标GB 51081并有效保证测量准确性。[color=#cc0000]2.2. 国外标准测试方法[/color]　　目前国际上并没有针对混凝土及其结构在低温环境下的热膨胀系数标准测试方法，对于液化天然气（LNG）储罐采用的混凝土及其结构，美国混凝土协会（ACI，American Concrete Institute）制订过相应的标准ACI 376（混凝土结构冷冻液化气体容器的设计和构造规范及说明），其中关于热膨胀系数测试所推荐的标准测试方法是改进后的CRD-C 39测试方法。　　国外在以往混凝土常温下的热膨胀系数测试中，大多采用的测试方法为ASTM C531、CRD-C 39、AASHTO T336和Protocol-P63，但这些方法在所测试的温度范围基本适用于常温条件下，并不能直接推广应用到低温环境。　　在ASTM C531中规定了需要在烘干条件下测量CTE，其中样品长度测量的温度范围为22.8~93.9℃，通过样品长度变化量除以温度变化量来得到CTE。而CRD-C 39中规定了将样品浸入水中48小时来达到饱和条件，然后在4.4~60℃温度范围内测量样品长度。在ASTM C531和CRD-C 39中，样品长度测量都是离线式测量方式，即将达到一定恒温时间的样品从恒温器中取出，并放置在样品长度测量的比较器上。由此可见，ASTM C531和CRD-C 39并不是连续测量热应变来得到热膨胀变化行为。　　AASHTO T336和Protocol-P63测试方法也规定了在饱和条件下测试CTE，测试温度范围为10~50℃。然而各种混凝土构件，特别是液化天然气（LNG）储罐采用的混凝土及其结构的实际应用温度会非常低，因此需要拓展测试温度范围以覆盖低温范围。　　因此，对于液化天然气（LNG）储罐采用的混凝土及其结构，其热膨胀系数的测试需要重点考虑两方面的因素，一是温度范围的拓展以满足低温测试要求，二是样品要保持一定的湿度然后在低温下进行热膨胀系数的测量。[b][color=#cc0000]3. GB 51081标准方法的改进建议[/color][/b]　　对于低温环境下的混凝土热膨胀系数测试，我国基本上基于AASHTO T336标准制订了GB 51081-2015“低温环境混凝土应用技术规范”。因此，AASHTO T336中存在的问题在低温环境下会被放大，从而严重影响测量的准确性。另外，要使得GB 51081标准方法真正能推广应用并保证CTE测试的准确性，GB 51081还需要进行重大改进，主要改进建议如下：　　（1）在AASHTO T336测试方法中，由于测试温度在10~50℃范围内，混凝土CTE测量装置中的辅助装置（如承台、导杆、支架等）的影响并不严重，这些辅助装置一般采用CTE较小的殷钢等材料制成就能满足要求。而按照GB 51081规定，低温环境下的最低温度要达到液氮温度（-197℃），在测试温度接近200℃这样大的温度变化范围内，CTE为1×10-6/K量级的殷钢材料的热胀冷缩影响将非常凸出。这就需要采用CTE更小的超低膨胀系数材料制作热膨胀仪的相应辅助装置，同时还需要进行热膨胀仪的基线校准来进一步降低热膨胀仪的系统误差。　　（2）在AASHTO T336测试方法中，由于测试温度在10~50℃范围内，样品温度变化并不会对LVDT探测器带来明显的影响。同样，低温环境下的CTE测试，低温环境就会对安装在室温环境下的LVDT探测器产生明显影响，特别是对探测器的支撑板和固定架的温度影响从而带来探测器自身位置的改变。因此，在测试方法中要规定出LVDT探测器及其相关装置的温度变化范围，这方面的影响往往是重要的测量误差源。　　（3）在GB 51081标准中缺乏校准样品相关条款，建议在GB 51081标准中增加与AASHTO T336类似的校准样品相关条款，即校准样品的CTE测定必须由第三方实验室测定，测试方法应采用ASTM E228或ASTM E289。此外，第三方实验室的CTE测定必须在与GB 51081相同的温度范围内进行，即低温要达到-197℃。[b][color=#cc0000]4. 低温环境混凝土热膨胀测定仪设计[/color][/b]　　为了实现低温环境下混凝土热膨胀系数测试，上海依阳实业有限公司专门设计了一种大尺寸多样品的低温混凝土热膨胀测定仪。混凝土低温膨胀仪一种测试混凝土块体低温下线膨胀系数的测试设备，测量方式为接触方式，整体结构如图4-1所示。此低温热膨胀仪依据测试标准为国家标准GB 51081-2015“低温环境混凝土应用技术规范”，测试温度范围为室温~196℃。[align=center][img=,690,397]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2019/04/201904012230310478_4454_3384_3.png!w690x397.jpg[/img][/align][color=#cc0000][/color][align=center]图4-1 低温混凝土热膨胀系数测定仪结构示意图[/align]　　此混凝土低温膨胀仪具有测试试样体积大、可多样品同时测量的特点，适合大批量样品的连续测量。　　混凝土低温膨胀仪由计算机进行自动控制和检测，自动进行样品温度的监控、自动进行样品变形量的监控以及自己进行测试结果计算。　　按照标准方法规定每个样品需测试三个位置点处的热变形。“低温腔体”采用侧开门结构，开启侧门安装或取出样品，使得被测样品处于“低温腔体”内进行升降温。[color=#cc0000][b]5. 参考文献[/b][/color]　　AASHTO TP60，Standard Test Coefficient of Thermal Expansion of Hydraulic Cement Concrete，In American Association of State Highway and Transportation Officials，Standard Specifications for Transportation Materials and Methods of Sampling and Testing，Washington, DC, 2000.　　CRD-C 39-81，Standard Test Method for Coefficient of Linear Thermal Expansion of Concrete，US Corps OF ENGINEERS，1981. 　　ASTM C531-00，Standard Test Method for Linear Shrinkage and Coefficient of Thermal Expansion of Chemical-Resistant Mortars，Grouts，Monolithic Surfacings，and Polymer Concretes，ASTM International, West Conshohocken, PA, 2012.[align=center]~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~[/align]

[color=#990000]摘要：本文编译自美国交通部联邦公路管理局的技术简报，该技术简报描述了混凝土的热膨胀系数（CTE），其在混凝土路面行为中的作用，以及如何确定混凝土路面设计和分析目的的建议。讨论了“力学-经验路面设计指南”中混凝土路面性能预测模型的敏感性。描述了用于确定或估算CTE的实验室测试和其他方法，并总结了来自“长期路面性能”对路面部分的岩心所进行CTE的实验室测试结果，提供实用的指导路线来确定或估算CTE，并在设计和建造混凝土路面时考虑CTE对混凝土板对温度变化响应的影响。[/color][color=#990000]关键词：热膨胀系数,混凝土测试,混凝土公路设计,力学-经验路面设计指南[/color][color=#990000][/color][align=center]~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~[/align][b][color=#990000]1. 引言[/color][/b]　　混凝土在温度升高时膨胀，在温度降低时收缩。衡量温度变化对混凝土体积变化的影响称为混凝土的热膨胀系数（CTE），定义为温度变化一度时单位长度变化量。混凝土路面混合物的CTE取决于骨料类型和饱和度。　　由于粗骨料占混凝土体积的大部分，因此对混凝土CTE影响最大的因素是粗骨料的CTE。混凝土路面施工中常用的粗骨料类型中石英的CTE最高，其他常用粗骨料类型的CTE在很大程度上取决于其石英含量。根据所用骨料类型，混凝土CTE的典型值如表8-1所示。[align=center][color=#990000]表8-1 混凝土骨料类型的热膨胀系数（CTE）（LTPP标准日期版本25.0）[/color][/align][align=center][img=混凝土骨料类型的热膨胀系数,800,448]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2019/03/201903251803468244_6004_3384_3.png!w900x505.jpg[/img][/align]备注1. 在LTPP标准数据25.0版本（2011年1月）中共提供了2991个CTE数据，由于骨料类型没有定义或主要骨料类型只提供了一个样品，其中628个数据无法使用，另外11个CTE异常数据并未包含在此数据表中。 粗骨料对CTE值的影响最大，但细骨料也是一个影响因素。天然砂通常含有高二氧化硅（高CTE），而制造的碎石灰石细骨料的CTE则较低。　　水泥浆的CTE对水分含量非常敏感，但由于粗骨料的影响减弱使得混凝土的CTE较低（Powers和Brownyard，1947；Yeon等人，2009）。混凝土的CTE在相对湿度约70%时最高，当混凝土完全饱和时CTE会降低20~25%（美国陆军COE 1981）。[b][color=#990000]2. CTE如何影响混凝土路面行为变化[/color][/b]　　混凝土响应温度变化时在体积上的改变是混凝土路面多种行为的起因，混凝土路面中每天和季节性温度循环变化导致衔接和裂缝的循环打开和关闭。为了使横向开裂最小化，使用具有高CTE的混凝土构造的连接路面可能需要比具有较低CTE的混凝土路面更短的接缝间距，这将增加初始建造的成本。　　在白天，当混凝土路面的顶部比路面的底部更热时，混凝土将在路面的顶部膨胀而不是在底部。如果不限制这种不同的变形（通过横向接头处的销钉、纵向接头处的连杆或两者，以及路面自身的重量），则路面将向下卷曲。另一方面，如果沿着路面边缘限制路面的白天向下卷曲，结果将造成混凝土和销钉之间的支撑应力更高。　　同样，在夜间，当混凝土路面顶部冷比路面底部更冷时，混凝土将在路面顶部收缩而不是在底部收缩。如果这种差异变形不受限制（通过横向接头处的销钉，纵向接头处的连杆或两者），则路面将向上卷曲。另一方面，如果沿着路面边缘限制路面的夜间向上卷曲，则结果将是混凝土和销钉之间的支撑应力更高。　　如果路面下方的基层足够柔软，则路面可以向上或向下卷曲，并且仍然与路面中间的基层和沿其边缘保持完全接触，如果路面平坦且与基层完全接触，则由交通车辆载荷引起的应力将不会差别很大。然而，如果路面下方的基层足够坚硬，且当路面响应深度方向温度梯度而向上或向下卷曲时，一部分路面会卷曲而不与基层接触，由交通车辆载荷对路面引起的应力将大于路面平坦且与基层完全接触时的情况。这种向上卷曲在夜间尤其是一个问题，当路面边缘和拐角处的支撑减少将导致交通车辆荷载下边缘和拐角处的应力增加。　　混凝土的CTE对连续钢筋混凝土路面（CRCP）的性能也有影响。CRCP中的钢含量设计为可以达到相当均匀的裂缝间距，并且是在约1~2米范围内。裂缝间距太短可能会增加冲孔的可能性，裂缝间隔过长可能会增加钢材断裂的可能性。如果混凝土的CTE高于钢设计中的假定（或隐含值），则可能无法实现所希望的裂缝间距和均匀性。因此，在设计阶段确定混凝土CTE（基于过去的经验或新测试）、调整设计以达到所需的性能水平并要求在施工期间验证CTE值就变得非常重要。[color=#990000][b]3. 热膨胀系数测试方法[/b][/color]　　确定混凝土CTE的AASHTO测试方法是T 336-11。该实验室测试包括测量直径为10 mm的饱和混凝土芯材或圆柱体的长度变化，同时温度从10℃升至50℃然后将温度降低到10℃。混凝土样品和测量装置完全浸泡在水浴中以在测试期间保持混凝土的饱和度，虽然100%饱和度混凝土的CTE不如水分含量稍低时CTE，但实验室测试是在饱和样品上进行以便控制水分含量。来自两家供应商的CTE测试设备和安装在CTE测试设备中的混凝土样品如图8-1所示。[align=center][img=测试设备测量混凝土的CTE,900,298]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2019/03/201903251806355253_264_3384_3.png!w900x298.jpg[/img][/align][color=#990000][/color][align=center][color=#990000]图8-1 在FHWA混凝土实验室使用的测试设备测量混凝土的CTE[/color][/align]　　在进行膨胀（加热）和收缩（冷却）段期间的测量时，需要对测量进行调整以考虑温度变化对测试设备本身的影响，通过计算两个测试段中每度温度变化的样品长度变化，并除以样品长度得到混凝土的CTE。必要时重复测试过程，直到在膨胀段和收缩段测试的CTE值相差在每度每百万分之0.3之内。然后将混凝土的CTE计算值确定为获得的两个连续CTE值的平均值，一个来自测试的膨胀段，一个来自测试的收缩段。　　美国陆军工程兵团有一个类似的测试方法来确定混凝土的CTE（美国陆军COE 1981），该测试方法CRD-C 39-81指出测试在5~60℃的温度范围内进行。工程兵团测试方法指出，当混凝土试样的长度变化仅在两个温度点之间进行测量时，应报告单个CTE值，但是当在一系列不同温度下进行长度变化测量时，应给出CTE与温度的关系曲线，并应说明不同温度区间的CTE计算值。[b][color=#990000]4. 力学-经验公路设计指南推荐的测定热膨胀系数[/color][/b]　　对于1级设计：此级别需要输入最高精度且被认为适用于最重要项目。力学-经验路面设计指南（MEPDG）建议对混凝土样品进行实验室测试以确定CTE（AASHTO 2008）。　　许多国家已开始使用其典型骨料来描述其典型的普通水泥混凝土混合物，并将这些CTE值存储在数据库中。他们将根据项目位置将这些值用作CTE输入。通过定义，这些值不是1级输入，但它们是比2级或3级输入更真实的输入。　　对于2级设计：此级别被认为适用于常规、实际项目。MEPDG建议将混凝土CTE估算为骨料和水泥浆的CTE值的平均值，相对于它们在混合物中的体积比例。　　对于3级设计：此级别是需要输入精度最低的级别。MEPDG允许使用典型的CTE值。要使用的值应该是要在项目中使用的骨料类型制作的混凝土的典型值。表 81提供了从“长期路面性能（LTPP）”项目中实验室对芯材测试获得的混凝土CTE范围，应该注意的是，这些值是基于来自美国和加拿大的骨料。根据矿物的不同，这些CTE值可能在不同地区有显著差异。　　MEPDG（ARA-ERES 2004）基于未校正的LTPP CTE数据和其他来源（Mindess和Young 1981 Kosmatka等2002 Jahangirnejad等2008 ）还提供了不同类型骨料典型混凝土CTE信息。[b][color=#990000]5. CTE如何影响MEPDG的性能预测[/color][/b]　　MEPDG将CTE确定为混凝土材料关键响应计算所需的输入参数之一，混凝土的CTE值对路面开裂的预测具有显著影响，并且在较小程度上对MEPDG的连接断裂具有影响（Malella等人，2005）。这两种危害都在MEPDG对路面不平整度预测中起着作用，较高的CTE值对应于更大的路面开裂预测量、更大的连接断裂和更大的路面不平整度。[b][color=#990000]6. CTE测试和MEPDG危害模型[/color][/b]　　JCP新的力学-经验路面设计指南（MEPDG）模型是使用LTPP数据库开发的，使用的LTPP数据参数之一是混凝土CTE。由于发现用于原始混凝土路面危害模型开发的混凝土CTE数据是错误的（Crawford等人2010），当时使用的是AASHTO TP 60-00（AASHTO 2005）测试方法，使用此方法导致CTE测量值偏高。对于用于校准CTE测试框架的304不锈钢校准样品，TP 60试验方法推荐值为17.3×10-6/℃，但根据ASTM E 228测定的304不锈钢试样的CTE为15.0×10-6/℃，使用这些错误的CTE数据对于混凝土而言造成实际使用的混凝土CTE相同比例的偏低。　　用于校准CTE测试框架的不锈钢校准样品CTE测试方法已在新的AASHTO T 336标准方法（AASHTO 2011； Tanesi等人2010）中得到颁布，使用新的测试方法测定的CTE值低于使用TP 60-00测试方法测定的CTE值。LTPP标准数据版本24.0及更高版本中的CTE值已经过校正，以符合T 336测试方法，并且是表8-1中报告的方法。　　截至2011年8月，混凝土路面危害模型已纳入最近发布的（2011年7月）DARWin-ME?软件（包含MEPDG版本1.1危害模型），此版本软件是基于使用TP 60-00测试方法确定的CTE值。因此，建议Darwin ME用户使用未经修正的CTE值，如AASHTO于2008年出版的“力学-经验路面设计指南：实践手册”（临时版）表11-5中所列数据，或使用根据TP 60-00测试方法确定的CTE数据。如果使用T 336标准确定可用的CTE数据，则应调整CTE值以与DARWin-ME一起使用，方法是将校准棒假定的CTE（17.3×10-6/℃）与ASTM E 228测量304不锈钢校准样品的CTE值之间的差值相加，差值约为1.5×10-6/℃。[b][color=#990000]7. 推荐[/color][/b]　　MEPDG提供了量化混凝土CTE对JCP和CRCP预测性能影响的机会，MEPDG对JCP路面裂缝的预测对所输入的CTE敏感，在较小程度上，MEPDG对连接断裂的预测也是如此。这两种危害都在MEPDG对路面不平整度的预测中起着作用。　　鉴于MEPDG的几个混凝土路面危害模型对混凝土CTE输入的敏感性，对于1级设计，应通过对具有相同骨料类型和混合设计以及应用在路面结构中的圆柱体样品进行测试来确定CTE（使用AASHTO T 336-11测试方法）。　　对于3级设计，应使用表8-1中提供的数据。这些数据是对LTPP混凝土路面的数百个芯材进行实验室测试后获得的平均CTE值，也是几个来源报告中的混凝土CTE的典型中间值。　　如上所述，重要的是如果使用DARWin-ME软件（包含MEPDG 1.1版危害模型），如果使用AASHTO T 336方法确定这些值，则应对CTE值进行调整，否则直接使用表8-1中的CTE值。　　[b][color=#990000]8. 参考文献[/color][/b]　　American Association of State Highway and Transportation Of?cials (AASHTO), “Standard Method of Test for Coef?cient of Thermal Expansion of Hydraulic Cement Concrete,” T 336-11, Washington, DC, 2011. 　　American Association of State Highway and Transportation Of?cials (AASHTO), Mechanistic-Empirical Pavement Design Guide: A Manual of Practice, Interim Edition, Washington, DC, 2008, p. 120. 　　American Association of State Highway and Transportation Of?cials (AASHTO), “Standard Method of Test for Coef?cient of Thermal Expansion of Hydraulic Cement Concrete,” TP 60-00, Washington, DC, 2005. 　　ARA-ERES, Guide for Mechanistic-Empirical Design of New and Rehabilitated Pavement Structures, NCHRP Project 1-37a, Final Report, National Cooperative Highway Research Program, Transportation Research Board, Washington, DC, 2004. 　　Crawford, G., J. Gudimettla, and J. Tanesi, “Inter- laboratory Study on Measuring Coef?cient of Thermal Expansion of Concrete,” presented at the Annual Meeting of the Transportation Research Board, Washington, DC, January 2010. 　　Jahangirnejad, S., N. Buch, and A. Kravchenko, “A Laboratory Investigation of the Effects of Aggregate Geology and Sample Age on the Coef?cient of Thermal Expansion of Portland Cement Concrete,” presented at the Annual Meeting of the Transportation Research Board, Washington DC, January 2008. 　　Kosmatka, S. H., B. Kerkhoff, and W. C. Panerese, Design and Control of Concrete Mixtures, Engineering Bulletin EB001, 14th ed., Portland Cement Association, Skokie, IL, 2002. 　　Malella, J., A. Abbas, T. Harman, C. Rao, R. Liu, and M. I. Darter, “Measurement and Signi?cance of the Coef?cient of Thermal Expansion of Concrete in Rigid Pavement Design,” Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, No. 1919, 2005, pp. 38-46. 　　Mindess, S., and J. F. Young, Concrete, Prentice-Hall Inc., Englewood Cliffs, NJ, 1981. 　　Powers, T. C., and T. L. Brownyard, “Studies of the Physical Properties of Hardened Cement Paste,” Proceedings of the American Concrete Institute, Vol. 43, 1947, p. 988. 　　Tanesi, J., G. L. Crawford, M. Nicolaescu, R. Meininger, and J. M. Gudimettla et al., “New AASHTO T336-09 Coef?cient of Thermal Expansion Test Method: How Will It Affect You?” in Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, No. 2164, pp. 52-57, 2010. 　　U.S. Army Corps of Engineers, “Test Method for Coef?cient of Linear Thermal Expansion of Concrete,” CRD-C 39-81, issued 1 June 1981.　　Yeon, J. H., S. Choi, and M. C. Won. “Effect of Relative Humidity on Coef?cient of Thermal Expansion of Hardened Cement Paste and Concrete,” Transportation Research Record: Journal of the Transportation Research Board, No. 2113, 2009, pp. 83-91.[align=center]~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~[/align]

在热膨胀系数测试过程中，加热速率是一个重要试验设置参数，加热速率的设置直接影响热膨胀系数测量的准确性。一般来说，加热速率越小，热膨胀系数测量的准确性越高，但相应的整个测试过程时间就会很长。因此，在实际热膨胀系数测试过程中，针对不同被测材料样品，选择合理的加热速率则显着非常重要，从而实现既能保证测量的准确性，又能缩短整个测试过程时间。 一直以来，加热速率对热膨胀系数测试结果的影响只是一个公认的常识，很少看到有专项研究对这种影响进行系统性考核试验和报道。如Jankula等人的研究中[1]，仅展示了不同加热速率会使相对热膨胀曲线之间产生偏移，如图1所示。即在较高加热速率下，温度在整个样品中的分布并不均匀，因此可以观察到相对膨胀的一些延迟。这种不同加热速率所带来的延迟效应在热分析测试中非常典型，可以在差热分析、热重分析和其他热分析技术中找到，但这种延迟性描述和表征并不直观，特别是在热膨胀系数测试中并不能直观描述加热速率的影响。[align=center] [img=,690,378]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2020/02/202002081406107187_3969_3384_3.png!w690x378.jpg[/img][/align][align=center][color=#990000]图1 不同升温速率下砖坯样品的相对热膨胀变化曲线：2.5℃/分钟（灰色）和10℃/分钟（黑色）[/color][/align] 为了更直接和直观的描述加热速率对热膨胀系数测量的影响，Dulucheanu等人开展了这方面的专项研究[2]，具体的实验条件如下： （1）热膨胀仪：德国NETZSCH公司Expedis DIL 402-SUPREME膨胀仪； （2）样品材料：铁素体-马氏体结构双相钢； （3）样品尺寸：圆柱形样品，直径5mm，高度25mm； （4）加热温度范围：30~980℃； （5）测试温度范围：30~700℃； （6）加热速率：1、3、5、10和30℃/min； （7）试验气氛：氮气，流速100ml/min； （8）样品负载：200mN。 在加热速率为3℃/min时，得到如图2所示的相对热膨胀曲线，并由此可计算得到30~100℃、30~200℃、30~300℃、30~400℃、30~500℃、30~600℃和30~700℃的平均线膨胀系数。[align=center][color=#990000][img=,690,466]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2020/02/202002081407341483_4829_3384_3.png!w690x466.jpg[/img][/color][/align][align=center][color=#990000]图2 膨胀曲线和线性热膨胀系数（CTE），温度范围为30~700℃，加热速率为3℃/分钟[/color][/align] 分别采用不同加热速率进行测试，得到相应的平均线膨胀系数测试结果，数值形式如表1所示，曲线形式如图3所示。[align=center][color=#990000]表1 不同加热速率下的平均线膨胀系数测试结果[/color][/align][align=center][color=#990000][img=,690,139]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2020/02/202002081408072713_661_3384_3.png!w690x139.jpg[/img][/color][/align][align=center][color=#990000][img=,690,504]https://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2020/02/202002081408542587_2405_3384_3.png!w690x504.jpg[/img][/color][/align][align=center][color=#990000]图3 平均线性热膨胀系数（CTE）随加热速率和温度范围的变化[/color][/align] 从这个直观的系列性验证试验可以看出，由于被测样品材料的内部结构和热物理性能，加热速率会对热膨胀系数测试结果产生明显影响，加热速率这一试验参数的选择不当会造成热膨胀系数测量误差极大。因此，在实际测试过程中，要根据被测材料结构和热物理性能，选择合理的加热速率。[b][color=#990000]参考文献[/color][/b] [1] Jankula M, Š íN P, PODOBA R, et al. Typical problems in push-rod dilatometry analysis[J]. Epitoanyag-Journal of Silicate Based & Composite Materials, 2013, 65（1） [2] C. Dulucheanu, T. Severin, M. Bă eș u, The Influence of Heating Rate on the Coefficient of Linear Thermal Expansion of a 0.087% C and 0.511% Mn Steel, TEHNOMUS.[align=center]~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~~[/align]

摘要：航天器用各种大尺寸构件都普遍要求超低膨胀系数以保证构件尺寸的稳定性，传统热膨胀系数测试只针对长度100mm以下的小试样，已无法满足大尺寸构件的超低热膨胀系数测量，需要精确测量整个构件的超低热膨胀系数。本文对国内在大尺寸构件热膨胀系数整体测量方面的研究工作进行了综述，以了解国内目前的发展状况，给今后开展此方面工作提供参考和借鉴。1. 前言 在太空运行的各种航天器，由于没有大气层的保护，其环境温度变化很大，受阳面温度可高达上百摄氏度，而被阳面温度却在零下几十摄氏度。因此，航天器在空间环境中，由于材料的热膨胀，会引起航天器结构的尺寸变化。但是从航天器的某些部件和仪器的技术要求考虑，希望航天器的某些结构的稳定性要好，这一点对通讯卫星天线结构及敏感元件、太空望远镜的镜筒支架等的使用和安装尤为重要。尤其是卫星和望远镜桁架结构更要求其在一定的环境温度变化范围内不因热应力产生变形或者变形极小，即所谓零膨胀。传统热膨胀系数测试只针对长度100mm以下的小试样，已无法满足大尺寸构件的超低热膨胀系数测量。为适应航天器制造的要求，特别是对于以m为长度单位的E-08/K量级材料热膨胀系数需要更加准确的测试。因此，研究航天器用复合材料工程构件的超低膨胀测试方法和相应的测试设备，具有重要的科学意义和实用价值。 本文将介绍国内在工程构件级热膨胀系数测试方法和测试设备方面所开展的工作。2. 光纤位移传感器测试方法（1） 针对卫星用低膨胀纤维增强复合材料杆件，上海复合材料科技有限公司与国防科技大学合作开展相应的热膨胀系数测试系统研究，具体的测试要求为： （1）测试件是碳纤维复合材料杆件，杆件形状为圆杆或矩形杆。长度尺寸1m，圆杆直径φ10～80mm，壁厚为2mm左右。矩形杆的截面不超过100mm×100mm，壁厚2mm左右。 （2）能测量在温度范围-70～+100℃的轴向伸缩量，并测量相应温度，从而得出工程试件的热膨胀曲线。测量误差不大于±3%。 （3）试验箱能按要求的程序升温，升温程序可调，并能实时控制。对设定点的温度控制精度优于±1℃，测量精度优于0.5℃。试件周边温度的均匀性优于±2℃。 上海复合材料科技有限公司研制的这套热膨胀测试系统主要由温度控制系统、机械系统、数据采集系统、计算机控制与分析系统四大部分构成。 （1）温度控制系统：采用高低温试验箱，满足温度范围和温度控制要求。 （2）机械系统：包括测试系统的基座、测试基准、试件支架。 （3）数据采集系统：包括光纤位移传感器。 （4）计算机控制与分析系统：主要用于控制整个测试过程，实现测试数据的自动采集、分析、存储与测试结果的显示。 位移采集采用MTI2000光纤位移传感器，其特点是非接触式，最大量程2mm，分辨率为0.25um。MTI2000光纤位移传感器包含一组发射光光纤和一组接收光光纤，如图 2 1所示，发射光光纤和接受光光纤以三种不同方式排列（不规则、半圆心及同心圆形状），卤钨灯提供光源，光传输到光纤中，光纤探头发出的光照射在被测物上，被测物反射回来的光进入接受光光纤并传入到MTI-2000中。http://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2016/10/201610221657_614789_3384_3.png图 2-1 光纤分布示意图 如图 2-2所示，当光纤与被测物接触时，没有光能传输给接收光光纤，输出信号为“零”。随着探头与被测物之间距离的增加，接收光纤接收的光也增加，并且增加的光和距离之间非常敏感，与信号输出也呈很好的线性。随着距离的继续增加，接收光光纤接收到的光达到峰值，如果探头和被测物之间的距离继续增加，接收到的光将会持续减少，结果是具有第二个很灵敏且具有大量程和标准距离的测量范围。 http://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2016/10/201610221657_614790_3384_3.png图 2-2 MTI2000光纤位移传感器输出信号与位移的变化关系 整个测量系统的测量基准利用低膨胀系数材料殷钢制作，测量基准包括殷钢连杆、传感器微调台和殷钢传感器夹具。测量基准至于试验箱外，因醋不受试验箱内温度变化影响，而且整个测量基准能够控制在0.5um/m℃以下。 被测件通过试件支架安装在试验箱内，试件支架包括殷钢V形架、低导率材料升降杆和剪式升降台，被测件水平置于V形架内，由V形架自动定心，从而保证被测件轴心与两个传感器侧头平行。被测件支架通过剪式升降台固定在大理石基础件上，不与试验箱体接触。 剪式升降台能够调整被测件在试验箱内高度，从而保证能够测量不同直径的被测件的热膨胀系数。在温度快速变化的情况下保证箱体和支架对称变形，同时减小支架的质量，以减小其热容，防止测量时受到支架变形影响而产生的缓慢漂移。 文献中并未报道此测试系统的结构，但根据分析可以大概此测试系统为双端面测试结构，即将两路光纤位移传感器对准被测件的两个端面，同时测量两个端面的位移，最终得到整个测试件的热膨胀长度变化。整个测试系统的结构如图2-3所示。http://ng1.17img.cn/bbsfiles/images/2016/10/201610221657_614791_3384_3.png图 2-3 低膨胀纤维增强复合材料杆件热膨胀系数测试系统结构示意图 从文献报道分析这套大尺寸构件热膨胀系数测试系统技术指标和测试结果，可以得出以下初步的结论： （1）位移传感器分辨率为0.25um，那么测量准确度基本也就在1um左右，这个测量准确度基本与千分表相同，所能测试的热膨胀系数最小也就在1E-06/K左右，还无法测试-7量级甚至-8量级的零膨胀系数材料。而目前的2m长构件热膨胀系数可以达到5E-08/K水平，由此可见采用这种测试方法无法满足目前零膨胀构件的测试需求。 （2）采用光纤式位移传感器所进行的位移测量，是一种相对测试方法，实际测量精度还需要采用更高级别仪器进行计量标定才能保证热膨胀系数测量准确性。 （3）采用已知热膨胀系数的铝材Ly12CZ（淬火状态）制成的测试件进行测量精度考核，测试件直径为φ20mm，常温下长度1m，壁厚为2.5的管型材。在-50?20℃测试温度范围内，测定的平均热膨胀系数为19.9E-6/K，20～100℃测试温度范围内，测定的平均热膨胀系数为21.4E-6/K。文中得出的结论是对于这种E-06/K量级的热膨胀系数测试偏差在7%以内。由此试验证明这套大尺寸只能测试E-06/K量级的热膨胀系数。 （4）文中报道了对直径?20mm、壁厚2mm、长度为1m的碳纤维复合材料圆杆热膨胀系数测试结果，测试温度范围为10～30℃。测试结果显示热膨胀长度变化量为-17.47um，线膨胀系数为-0.87E-06/K。文中仅报道了两次重复性测量，两次重复行测量重复精度为1.3%。由此可见这种碳纤维复合材料圆杆热膨胀系数很大，距离所需要的零膨胀系数差距很大。 （5）从文中报道可以看出，整个测试是以殷钢基座为基准，理论上这个测量基准能够控制在0.5um/m℃以下。但考虑到伸入试验箱内光纤长度的变化，以及并未采用同侧差分测量抵消光纤长度的技术手段，很大可能会出现碳纤维复合材料圆杆实际热膨胀系数很小，但此套装置并不能准确测试，测试结果反而是此装置的系统误差，即碳纤维复合材料圆杆很小的热膨胀以及完全淹没在测试系统误差内。 （6）尽管文中报道的碳纤维复合材料圆杆热膨胀系数测试结果在-0.87E-06/K左右，这表现出碳纤维复合材料圆杆生产工艺还未能实现整体圆杆的零膨胀，更表现出测试方法自身精度完全无法达到零膨胀测试需要，但这是目前国内对大尺寸管件低膨胀测试的首次尝试，尽管不成功但意义非常重大。从对1m长的圆杆测试结果可以看出，在10?30℃温度范围内，圆杆收缩了17.47um。那么如果采用取样方式进行热膨胀测试，取样尺寸如果为100mm，那么100mm小试样的受热收缩也仅仅为1.7um左右。对于这种不到2um的热膨胀，采用目前常规的热膨胀仪器都无法进行测量。文中所报道的1m长碳纤维复合材料圆杆热膨胀系数测试恰恰证明了低膨胀构件整体热膨胀系数测试的必要性，这点在超低热膨胀系数构件中显得更为突出。[color=#ff000