粘结颗粒材料论文

粘结颗粒材料论文（精选3篇）

粘结颗粒材料论文 篇1

拉伸性能试验用以反映各环氧基防水粘结材料受拉破坏时的应力和应变, 测得的主要指标为各环氧基防水粘结材料的拉伸强度和破坏时的应变, 通过拉伸试件的抗拉强度和断裂延伸率来评价各材料的实际使用性能。

1试验方法

1.1 试件成型

先用丙酮将上下两块不锈钢槽板进行清理, 用隔离剂涂刷一遍, 然后将上下两块槽板对接, 放入120℃的电热鼓风干燥箱中保温4h。不锈钢槽板保温结束后, 按照前述制备方法把制备好的各环氧基防水粘结材料, 立即倒入槽板内, 并进行振动, 再将其放回120℃干燥箱中, 保温2h, 然后降温至60℃保温4d (日本环氧粘结剂需持续在40℃下保温2d, 不需在120℃下保温不锈钢槽板及养生) , 使其充分固化。养生完成后, 取出, 将槽板打开, 用小刀将试件脱模。脱模后将试件在所需的试验温度 (20℃±1℃) 下放置2h, 然后用切片机切成哑铃状的试件, 制备6个试件。成型模具如图1所示, 拉伸试验试件尺寸如图2所示。

附注:A-总长, 最小值115 mm B-标距段的宽度, 6.00+0.4 mm C-标距段的长度, 33±2 mm

D-夹持线 E-半径, 14±1 mm F-半径, 25±2 mm G-端部宽度, 25±1 mm

H-夹具间的初始距离, 80±5 mm L-标距线间的距离, 25±1 mm

1.2 试验程序

将试件在标准条件下放置2h, 然后将试件安装在拉力机夹具中, 记录拉力机标尺所示数据 (L0) , 试件安装不得歪斜, 拉伸速度为500mm/min, 拉伸试件直至出现裂口或断裂等现象为止, 记录此时标尺数据 (L1) , 读数精确到0.5mm。

1.3 结果计算

拉伸断裂强度如式 (1) 计算:

P=F/A (1)

式中:P——拉伸断裂强度, MPa;

F——试件最大荷载, N;

A——试件断面面积, mm2。

试件断面面积如式 (2) 计算:

A=b·d (2)

式中:b——试件工作部分宽度, mm;

d——试件实测厚度, mm。

断裂延伸率按式 (3) 计算:

undefined (3)

式中:L——试件断裂延伸率, %;

L1——试件断裂时标线间的距离, mm;

L0——拉伸前标线间的距离, mm。

试验结果以六个试件的算术平均值表示, 取三位有效数字。

2试验结果

按照拉伸试验的试验方法, 进行各环氧基防水粘结材料在不同组分比例下的拉伸试验, 国产HLN-7611环氧沥青的拉伸试验结果如图3所示, 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果如图4所示, 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果如图5所示。

2.1 国产HLN-7611环氧沥青的拉伸试验结果

由国产HLN-7611环氧沥青在不同组分比例下的的拉伸试验结果可知, 拉伸强度和断裂延伸率随组分比例变化呈现出不同的变化规律。拉伸强度随比例 (B:A) 的增大而先增大后减小, 在比例 (B:A) 为7.6时达到峰值, 为0.940MPa。断裂延伸率随比例 (B:A) 的增大而先减小后增大, 在比例 (B:A) 为7.6时为188%, 比最佳断裂延伸率降低约15%, 此最佳断裂延伸率对应的拉伸强度比最佳值降低约31%。由于桥面防水粘结材料需要具有较高的拉伸强度和断裂延伸率, 根据此拉伸试验结果可以进一步确定国产HLN-7611环氧沥青的最佳组分比例B:A=1:7.6, 因为在比例 (B:A) 低于或高于7.6时, 由于A组分或B组分较多, 没有充分发生固化反应, 存在多余的A组分或B组分, 导致强度不足, 断裂延伸率出现波动。

2.2 日本环氧粘结剂的拉伸试验结果

从日本环氧粘结剂的拉伸试验结果可见, A、B两组分比例不同, 其性能差异较大。当A组分环氧树脂与B组分固化剂之比为1:0.8时, 拉伸强度最大, 但断裂延伸率最低, 不能满足防水粘结材料高延伸率的要求;当A组分与B组分之比为1:1时, 拉伸强度为5.932MPa, 且断裂延伸率达到最大, 为616%, 综合性能最优。因此, 可以进一步确定日本环氧粘结剂的A组分环氧树脂:B组分固化剂=1:1为其最佳配比。

2.3 日本环氧沥青的拉伸试验结果

从日本环氧沥青的拉伸试验结果可见, A组分环氧树脂与B组分固化剂之比为1:0.8和1:1.1时, 断裂延伸率较低, 不能满足防水粘结材料高延伸率的要求;当A组分与B组分之比为1:0.9时, 拉伸强度为2.710MPa, 且断裂延伸率达到853%;当A组分与B组分之比为1:1时, 拉伸强度为5.932MPa, 比A:B=1:0.9时增大约68%, 且断裂延伸率达到604%, 比A:B=1:0.9时降低约29%, 综合性能最优。因此, 可以进一步确定日本环氧粘结剂的A组分环氧树脂:B组分固化剂=1:1为其最佳配比。

3不同环氧基防水粘结材料的拉伸试验结果比较

综合各环氧基防水粘结材料在其最佳配比下的拉伸强度和断裂延伸率, 如图6和图7所示。由图可见, 日本环氧粘结剂的拉伸强度和断裂延伸率均高于国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青, 其中拉伸强度分别比国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青增大约530%和30%;断裂延伸率分别比国产HLN-7611环氧沥青和日本环氧沥青增大约228%和2%。究其原因为:日本环氧粘结剂不掺加沥青, 环氧树脂与固化剂能够充分固化反应, 而另两种材料中均需加入沥青, 沥青的存在可能会对固化反应有一定影响;且日本产和国产所采用的环氧树脂和固化剂种类不同, 分子内化学键作用力不同, 分子间链与链结合力不同, 最终导致拉伸强度和断裂延伸率的差异。

4结论

本章分别对国产HLN-7611环氧沥青、日本环氧粘结剂、日本环氧沥青等三种环氧基防水粘结材料进行制备并比较测试其拉伸性能。根据相关试验结果, 可以得出以下结论:拉伸性能优劣依次为:日本环氧粘结剂、日本环氧沥青和国产HLN-7611环氧沥青, 在最佳配比下所能达到的拉伸强度分别为5.932MPa、4.451MPa和0.940MPa, 断裂延伸率分别为616%、604%和188%。

参考文献

[1]顾兴宇, 王文达.水泥混凝土桥面粘结层抗剪性能要求及简化计算[J].交通运输工程学报, 2010, 10 (2) :20-25.

[2]吕伟民.国内外环氧沥青混凝土材料的研究与运用[J].石油沥青, 1994 (3) :11-15.

[3]王晓, 程刚, 黄卫.环氧沥青混凝土性能研究[J].东南大学学报:自然科学版, 2001, 31 (6) :21-24.

[4]闵召辉.热固性环氧树脂沥青及沥青混合料开发与性能研究[D].南京:东南大学, 2004.

[5]李喆.国产环氧沥青防水粘结材料在水泥混凝土桥面应用研究[D].南京:东南大学, 2005.

生土砌块用粘结材料改性试验研究 篇2

生土材料是人类应用最早的混凝土材料,是保持生土系统平衡的理想建筑材料[1],生土砌块用粘结材料,简称粘结材料,是由生土材料和改性材料搅拌均匀后加水拌和而成的浆体材料。适用于生土砌块砌筑和墙体抹面,是生土墙体材料的重要组成部分,具有造价低廉,易于施工,地域性强等优势。在我国尤其是贫困农村地区房屋建设中,具有相适宜的应用定位和充分发挥空间[2]。

国内外学者已进行过生土墙体材料物理化学改性[3],砌块生产工艺[4],墙体力学性能和抗震性能等方面的研究[5],但这些研究都是在缺乏配套粘结材料的基础上进行的,对墙体结构稳定性与抗震性研究准确性具有显著影响[6]。本文针对生土材料强度低,变形大的缺点,分别进行了单掺水泥、复掺水泥矿渣、复掺水泥粉煤灰以及常用激发剂氯化钙、硫酸钠激发的改性优化试验,探讨研究粘结材料在不同改性方式下的变化规律和合理掺量。

1 实验

1.1 原材料

生土材料采用陕西黄土,钙硅比为0.2,参照LY/T 1252—1999《森林土壤粘粒(≤0.002 mm)的提取》测得粘粒含量约10%,参照GB/T 50123—1999《土工试验方法》测得烘干生土颗粒粒度见表1,采用X射线荧光光谱分析仪分析其化学组成见表2。

水泥采用唐山冀东水泥厂产42.5R普通硅酸盐水泥,化学成分见表2;矿渣采用S95级普通矿渣,化学成分见表2;粉煤灰采用北京石景山发电厂Ⅲ级干排粉煤灰。

%

Ca Cl2、Na2SO4,均为分析纯,含量不低于99.5%。

1.2 实验方法

粘结材料浆体制备方法:为保证制作试件性能稳定,同时保证试验的可操作性,本试验所制备粘结材料浆体稠度均在70~80 mm。生土材料因用量较大且天然含水率不同,在试件正式制备前应先测试其天然含水率并进行配合比调试,调试完成后按实际配合比制备试件。

试块养护方法:试件成型后在(20±5)℃的室内环境养护48 h后脱模,分别采用在标准养护条件下继续养护至28 d(BY)和60℃蒸养16 h后继续在标准条件下养护3 d(ZY)两种方式养护。

抗压实验方法:养护至规定龄期后,立即放入鼓风干燥箱内,在(40±2)℃鼓风条件下干燥至含水率为(27±4)%,冷却至室温后取出进行抗压实验。

1.3 配合比设计

为探讨不同胶凝材料和常用活化剂对粘结材料力学性能的影响,本文对水泥单掺和水泥矿渣复掺、水泥粉煤灰复掺改性粘结材料在蒸汽养护和标准养护条件下的强度进行了对比,由于矿渣和粉煤灰凝结硬化速度很慢,未进行单掺改性。在进一步优化水泥矿渣复掺改性粘结材料配合比的基础上,探讨了氯化钙和硫酸钠在不同配合比情况下对粘结材料强度的激发效果,各配合比用水量均以控制粘结材料浆体稠度在70~80 mm时用水量为准。

2 实验结果及分析

2.1 不同养护方式下不同改性方式对粘结材料抗压强度的影响(见图1~图3)

由图1~图3可见,蒸汽养护可加快粘结材料早期强度形成。水泥改性粘结材料,蒸汽养护结束后抗压强度达到标准养护的81%以上;水泥矿渣改性和水泥粉煤灰改性粘结材料,蒸汽养护结束后强度分别达到标准养护的58%和47%以上。蒸汽养护方式能够较好的激发水泥早期活性,但是对于矿渣和粉煤灰等辅助胶凝材料早期活性激发效果较差。单掺水泥、复掺水泥矿渣、复掺水泥粉煤灰改性粘结材料在标准养护下的最大抗压强度分别为20.2、15.9、3.6 MPa,此时胶凝材料总量均为25%,说明粉煤灰不适宜作为粘结材料的辅助胶凝材料。

为探讨蒸汽养护对水泥矿渣改性粘结材料抗压强度的影响,对比了不同掺量下成型试块在标准养护28 d和60℃蒸养16 h后继续标准养护至28 d两种养护方式下抗压强度发展情况,结果见图4。

由图4可见,蒸汽养护后抗压强度下降10%以上,主要是因为水泥掺量较少,而矿渣早期活性在蒸汽养护方式下激发效果较差,导致粘结材料在蒸汽养护时强度较低,水蒸汽对粘结材料内部结构造成破坏,形成微裂缝,阻碍后期强度增长。

2.2 水泥矿渣改性粘结材料强度优化

为进一步探讨水泥矿渣对粘结材料强度影响,对配合比进行优化,结果见图5。

由图5可见,当水泥掺量相同时,随矿渣掺量增加粘结材料强度近似呈现直线上升趋势,且各直线近似平行。当水泥2.5%、矿渣7.5%;水泥7.5%、矿渣10.0%,水泥7.5%、矿渣17.5%;水泥10.0%、矿渣15.0%时,粘结材料抗压强度分别满足Mb5、Mb10、Mb12.5、Mb15强度等级要求。为充分发挥生土材料自身优势,结合生土建筑对材料自身强度的要求,建议粘结材料满足Mb5强度等级即可。

将图5中胶凝材料总量相同的水泥单掺与水泥矿渣复掺改性粘结材料强度进行对比(见图6),可以发现,胶凝材料总掺量≤15%时,水泥矿渣改性粘结材料强度略高于水泥改性,当胶凝材料总量大于15%,水泥的改性效果明显高于水泥矿渣。矿渣作为辅助胶凝材料,能够在水泥水化环境下代替部分水泥,进一步降低粘结材料经济成本,当胶凝材料总掺量小于15%时,激发后矿渣能够进一步改善浆体孔结构[7],提高强度,由于受到矿渣水化活性的影响,水泥矿渣复掺改性方式在胶凝材料总量大于15%以后改性效果受到影响,建议在不使用其它激发剂对生土进行改性时,水泥矿渣的总掺量小于15%。

2.3 化学激发剂对水泥矿渣改性粘结材料抗压强度的影响

为提高水泥矿渣改性粘结材料反应活性,提高材料强度,使用常用氯盐和硫酸盐激发剂对不同配合比水泥矿渣改性粘结材料活性进行了激发,结果见图7。

由图7可见,在水泥矿渣改性粘结材料内掺入Na2SO4后能够改善粘结材料强度,当水泥掺量7.5%时,改性效果显著,掺入Ca Cl2后对水泥矿渣改性粘结材料有不利影响,当水泥材料为7.5%时,强度下降最为明显。

由图7(a)可见,当掺2.5%水泥时,随矿渣掺量增加,氯化钙对粘结材料抗压强度稍有提升。图7(c)中,当水泥掺量为5.0%,氯化钙掺量小于1.0%时,矿渣掺量越多,粘结材料强度下降越少,当氯化钙掺量继续增大,强度均出现明显下降。当水泥掺量为7.5%[图7(e)],矿渣掺量为7.5%时,强度基本保持不变,矿渣掺量小于7.5%的粘结材料强度随Ca Cl2掺量增加明显下降。由图7(b)、(d)、(f)可见,水泥掺量小于7.5%时,添加硫酸钠对粘结材料强度提升较少。水泥掺量为7.5%时,强度随硫酸钠掺量增加明显增长。当水泥、矿渣均为7.5%,硫酸钠为2.5%时,粘结材料有最大抗压强度11.2 MPa,与未进行硫酸钠激发时粘结材料强度7.9 MPa相比,强度增长41%,改善效果明显。

综上所述,矿渣掺量小于7.5%时,氯化钙会明显降低粘结材料28 d强度,不适宜添加。硫酸钠对水泥矿渣改性粘结材料强度有明显的提升效果。为显著提高粘结材料力学性能,硫酸钠掺量以1.0%~2.0%为宜,水泥掺量以7.5%为宜,矿渣掺量以2.5%~5.0%为宜。

2.4 含水率对水泥矿渣改性粘结材料强度的影响

水泥矿渣虽然改变了土的结构,但是粘结材料主要原材料仍是生土材料,占总质量的80%甚至更多。根据有效应力原理,当土的含水率降低时,孔隙水压力下降,有效应力增加,强度增大。但含水率过低时,试件开裂严重,对粘结材料强度及软化系数测试结果均有影响,因此含水率研究具有一定价值。对水泥矿渣改性粘结材料,从绝干到饱水不同含水率下抗压强度进行了测试,含水率对抗压强度影响见图8。为方便讨论研究,实验默认试块干燥至恒重状态时含水率为绝干,设计含水率与实测含水率误差小于1%。

由图8可见,含水率大于20%时,粘结材料强度随含水率变化不大,基本处于稳定状态,此时粘结材料强度形成主要依靠水泥矿渣水化产物。当含水率下降到15%~20%时,试件出现明显收缩开裂,水化产物对土颗粒的粘结能力下降,强度降低。随含水率继续下降,土颗粒之间粘结主要依靠部分尚具黏聚力的水化产物和土的基质吸力(孔隙气压力和孔隙水压力的差值),此时,含水率下降造成基质吸力和有效应力增加,强度出现略微上升,但是强度回升有限。含水率在继续下降到0左右的过程中,粘结材料出现严重收缩开裂,水化产物粘结能力再次下降,干土颗粒之间黏聚力消失[8],粘结材料强度再度下降。

在含水率大于20%时,同为5%水泥掺量下,15%矿渣改性粘结材料强度曲线比10%矿渣改性更为平缓,主要是因为前者水化产物明显多于后者,在试块开裂不是很严重的情况下能够更好地保持原有强度。矿渣水化产物干燥收缩较大,在含水率下降较多时,矿渣掺量较大的粘结材料开裂更为严重。因此在含水率为15%时,15%矿渣掺量粘结材料强度下降更加明显。随含水率继续下降,水化产物对粘结材料强度影响变小,因此,2种配合比粘结材料强度随含水率变化的趋势基本相近。

2.5 水泥矿渣对改性粘结材料浆体保水率的影响

保水性能是粘结材料浆体的一项重要指标,在参照JGJ/T70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》进行粘结材料保水性试验过程中发现,静置2 min左右,粘结材料表面会出现泌水现象,仅将重物和不透水片静压2 min,滤纸所能吸附的水分很少,测试得到粘结材料保水率偏高。为探讨水泥矿渣对粘结材料浆体保水率的影响,选用4种粘结材料配合比,经搅拌、浇筑入模、插捣、抹平后分别采用:立即铺上滤网及中速滤纸,使用重物及不透水片静压2 min;静置2 min待浆体泌水,铺上滤网及中速滤纸,用重物和不透水片静压2 min和5 min三种方法测试保水率(分别记为方案A、方案B、方案C),配合比及各方案测得保水率见表3。

从表3可以发现,3种方案测得粘结材料保水率均大于88%。其中,根据JGJ/T 70—2009中7.0.2规定(即方案A)测得粘结材料保水率均大于94%,且大于方案B所测得对应配合比保水率,说明静置2 min待浆体泌水是有必要的。随胶凝材料总掺量从7.5%增加到17.5%,方案A、B、C保水率分别增长0.5、0.5、2.0个百分点,说明粘结材料保水性能对胶凝材料掺量依赖性较小,主要取决于生土材料自身特性。

不同于普通水泥砂浆,粘结材料中掺有大量生土材料,据测试,使用生土材料黏土颗粒含量为10%,根据扩散双电层理论,黏土颗粒在碱性水溶液中带负电荷,会吸附阳离子使阳离子在黏土颗粒表面浓集,同时由于分子热运动和浓度差,又会引起阳离子脱离界面的扩散运动。黏土颗粒对阳离子的吸附和阳离子的扩散运动共同作用形成阳离子的吸附层和扩散层,如图9所示。吸附的阳离子水化,使黏土颗粒周围形成水化膜,增强了粘结材料保水性。

3 结论

(1)在水泥单掺、水泥矿渣复掺、水泥粉煤灰复掺3种改性方式中,胶凝材料总掺量小于15%时,水泥矿渣复掺改性效果优于水泥单掺改性,优于水泥粉煤灰复掺改性;胶凝材料总掺量大于15%以后,受到矿渣活性影响,水泥单掺改性优于水泥矿渣复掺改性,优于水泥粉煤灰复掺改性。

(2)蒸汽养护方式能够较好激发水泥早期活性,但是激发矿渣和粉煤灰等辅助胶凝材料早期活性较为困难。由于粘结材料早期强度较低,60℃蒸养16 h会降低粘结材料28 d强度。

(3)在水泥矿渣改性粘结材料中添加氯化钙或硫酸钠对其活性进行激发,矿渣掺量小于7.5%时,氯化钙会明显降低粘结材料强度,不宜添加,硫酸钠激发效果优于氯化钙,在水泥和矿渣掺量均为7.5%,硫酸钠掺量为2.5%时,粘结材料有最大抗压强度11.2 MPa,大于15%水泥单掺改性粘结材料强度7.3 MPa。

(4)粘结材料浆体保水性能最大影响因素为生土材料中黏土颗粒含量,增加水泥矿渣掺量虽然能够提高保水率,但是提升有限。粘结材料浆体静置2 min左右会出现泌水现象,建议保水率测试过程中,浆体填满容器并整平后静置2 min再进行后续操作。

参考文献

[1]刘军,褚俊英,赵金波.掺和料对生土墙体材料力学性能的影响[J].建筑材料学报,2010,13(4):46-451.

[2]丁苏金,王武祥,杨鼎宜,等.生土建筑材料的改性研究进展及其应用[J].建筑砌块与砌块建筑,2014(5):45-51.

[3]谭晓倩.活化生土基低碳节能村镇建筑材料研究[D].大连:大连理工大学,2011.

[4]郑寒英.生土墙体材料改性技术研究[D].重庆:重庆大学,2012.

[5]王毅红,梁楗,张项英.我国生土结构研究综述[J].土木工程学报,2015,48(5):98-107.

[6]BRT Vilane.Assessment of stabilisation of adobes by confined compression tests[J].Biosystems Engineering,2010,106(4):551-558.

[7]郑克仁,孙伟,贾艳涛.矿渣掺量对高水胶比水泥净浆水化产物及孔结构的影响[J].硅酸盐学报,2005,33(4):520-524.

粘结颗粒材料论文 篇3

1 实验部分

1.1 主要原料

纤维:国产芳纶Ⅲ号;AFR树脂:自制;E-51环氧树脂(EPR):上海树脂厂;乙烯基酯树脂(VER):华东理工大学华昌聚合物公司;苯乙烯:化学纯,上海凌峰化学试剂有限公司。

1.2 试样制备

单纤维微复合材料的制备:根据单丝拔出法的基本实验原理设计单纤维复合材料[3],将芳纶纤维剪成6cm左右的纤维段,粘在空间开孔的坐标纸上,再用配制好的AFR树脂胶液滴在纤维上,并按相应的固化工艺进行固化。

单向纤维复合材料层压板与试样制备:将芳纶纤维浸渍搅拌均匀的树脂胶液,用环向缠绕法制备成单向预浸料,放入烘箱中加热一段时间即可得到半固化片。将制作好的半固化片经剪裁、铺叠,置于不锈钢模板之间,再放入液压机中,按照一定的工艺条件热压成型,即可得到复合材料层压板,然后按照相关标准切割制样。

1.3 性能测试

纤维浸润性以及接触角测试:将不同树脂分别溶于苯乙烯中配得相同浓度的树脂溶液。取一段长6cm、直径3mm的PE管,将切齐的芳纶纤维穿入管中,管的一端连接在电子天平的测量臂上,另一端的纤维与树脂溶液接触(纤维束伸出管口2mm),因毛细现象,树脂溶液将沿着纤维间的空隙上升,利用电子天平跟踪纤维吸液后的增重,记录仪连续记录浸润量随时间的变化曲线,由浸润曲线可推算出纤维与树脂溶液的接触角。实验装置简图如图1所示。

单丝拔出强度测试:将制好的微复合材料试样夹持在江苏YG020B型电子单纱强力机上进行拔出试验,加载速度为10mm/min,每组试样均测20个数据。芳纶纤维单丝拔出强度可以根据式(1)计算:

τ=F/(πdl) (1)

式中,F为拔出最大载荷;l为纤维包埋在树脂中的长度;d为胶滴直径。

单向纤维增强复合材料层间剪切强度和横向拉伸性能测试:采用深圳CMT5105型电子万能试验机,分别根据标准GB3357-82和GB3354-82测试。

2 结果与讨论

2.1 单向纤维增强复合材料的层间剪切强度

层间剪切强度是衡量复合材料层合板层间粘结性能的一个重要指标,能从宏观力学性能上反映复合材料界面粘结情况。由表1可看出,芳纶纤维单向增强AFR树脂基复合材料层间剪切强度为72.1MPa,明显高于以EPR、VER为基体的复合材料的层间剪切强度。这是由于AFR树脂结构与芳纶纤维相似,两者具有较好的相容性,复合时还可产生键合作用,因而对纤维的浸润性好,其复合材料的层间剪切强度较高。

2.2 单向纤维增强复合材料的横向拉伸性能

横向拉伸强度是表征纤维与树脂界面粘结性能的另一个重要指标,单向纤维增强复合材料层压板横向受到拉伸时,由于两相界面结合强度较弱而先于基体破坏,因此横向拉伸强度不仅远远低于纵向拉伸强度,而且还低于基体的拉伸强度。由表2可知,芳纶/AFR的横向拉伸强度可达29.3MPa,说明其体系的界面粘结性能较优异。

2.3 单丝拔出强度

纤维单丝拔出实验常用于研究纤维与树脂基体之间界面粘结性能,能够从细观复合材料的力学性能方面准确地反映两者之间界面结合的强弱。本实验在室温条件下对不同树脂为基体的芳纶纤维增强微复合材料进行单丝拔出实验,所得结果如表3所示。EPR和VER体系的单丝拔出强度分别为21.3MPa和15.6MPa,而AFR树脂体系的单丝拔出强度达到了28.8MPa,说明AFR树脂与芳纶纤维的粘结性要明显优于环氧树脂和乙烯基脂树脂。

2.4 接触角

采用毛细浸润法测量接触角[5]。毛细浸润法是利用电子天平跟踪纤维吸液后的增重,表征纤维的浸润性,推算纤维对浸润液的接触角。这种方法不但方便,减少了人为的误差,而且由于是用纤维束来进行实验,测试结果具有统计性,能反映纤维表面的实际情况。图2是浸润曲线的示意图。

根据毛细现象的流体力学原理,当空隙率为0.47～0.53之间时,在正常浸润段浸润增重m与浸润时间t存在着如下关系:

m2=wl3σlcosθ/(H2ηlwfApρl)t (2)

式中,wl为吸附的浸润液总质量;wf为纤维质量;σl为浸润液的表面张力;θ为接触角;H为PE管的长度;ηl、ρl分别为浸润液的黏度和密度;Ap则为纤维的比表面积。

按式(2),以m2～t作图,得到一条直线(图3),直线的斜率k为:

k=wl3σ1cosθ/(H2η1wfApρ1) (3)

cosθ= k H2η1wfApρ1/wundefinedσ1 (4)

式(4)中,η1可由旋转式黏度计测得,wf、ρ1均可由实验测得。假定纤维是圆柱形的,则纤维的比表面积Ap可表示为:

Ap=4/dρ (5)

式(5)中,d、ρ分别为纤维的直径和密度。

式(4)中的表面张力σ1,可采用滴体积法测定,并按式(6)计算求得。

σ1=ρ1Vg/(2πrf ) (6)

式(6)中,ρ1为浸润液密度,V为液滴的体积,r为毛细管半径,f为校正因子。

f=0.9045-0.7249(r/V1/3)+0.4293 (r/V1/3)2 (当0.3

f=1.007-1.4789(r/V1/3)+1.829 (r/V1/3)2 (当0.058

联立式(4)至式(8),可求得浸润液对纤维的接触角余弦cosθ,进而求出浸润液对纤维的接触角θ(表4)。

由表4可知,在浸润过程中,AFR树脂浸润液对纤维的接触角最小,浸润时浸润液的表面张力最小,说明AFR树脂对芳纶纤维有良好的浸润性,进而使AFR树脂与芳纶纤维界面的粘结性能较好。

3 结 论

芳纶/AFR微复合材料的单丝拔出强度为28.8MPa,较芳纶/EPR及芳纶/VER体系分别提高35.2%和84.6%;芳纶/AFR单向复合材料层压板的层间剪切强度和横向拉伸强度分别为72.1MPa和29.3MPa,分别比芳纶/EPR体系提高了24.3%和27.9%,说明了芳纶/AFR复合材料的界面粘结强度得到了较大幅度的提高。在纤维浸润性试验中,测得AFR树脂溶液对芳纶纤维的接触角为49.3°,明显低于EPR和VER浸润液对芳纶纤维的接触角,说明AFR树脂溶液对芳纶纤维的浸润性得到改善,进而增强了两者间的界面粘结强度。

摘要：为了改善芳纶纤维复合材料的界面粘结性能,从自制树脂基体入手,针对芳纶纤维的结构特点,合成了一种新型树脂(AFR)作为基体,制备了芳纶/AFR复合材料。通过宏观力学、微观力学以及接触角测试等方法研究了AFR树脂与芳纶纤维之间的界面粘结性能。结果表明:AFR树脂对芳纶纤维的浸润性好,单丝拔出强度高,复合材料的横向拉伸强度及层间剪切强度高,这说明芳纶纤维与AFR树脂之间具有良好的界面粘结性能。

关键词：芳纶纤维,浸润性,复合材料,界面性能

参考文献

[1]Lange P Jde,Mader E,Mai K,et al.Characterization and mi-cromechancal testing of the interphase of aramid-reinforced ep-oxy composites[J].Composites:Part A,2001,32:331-342.

[2]Wu J,Cheng X H.The effect of surface treatment of F-12 ar-amid fibers with rare earths on the interlaminar shear strengthof aramid/epoxy composites.Mechanics of Composite Materials[J],2005,41(2):181-186.

[3]袁海根.表面处理对Kevlar纤维复合材料界面结合强度的影响[J].化学推进剂与高分子材料,2005,3(5):38-46.

[4]翟保利,王钧,等.紫外光固化乙烯基酯树脂复合材料研究[J].武汉理工大学学报,2008,30(6):17-20.