耐开裂性能（通用7篇）
耐开裂性能 篇1
摘要：HDPE易受环境的影响产生应力开裂, 这限制了其在工业上的应用。本文通过HDPE与SBS, LDPE混合, 制得一系列不同组分的高分子合金。分析了其球晶结构和拉伸力学性质并用扫描电镜观察断口形态, 并与最终测得的耐环境应力开裂时间进行比较。结果表明, 共混体系耐应力开裂性能比纯HDPE有很大提高, 而且应力开裂性能与材料的强度和球晶形态密切相关, 强度较大且球晶小而不规则者, 其耐环境应力开裂性能较好。
关键词：HDPE,共混改性,亚微相态,力学性能,耐应力开裂性能
HDPE 是目前我国发展速度最快的塑料品种之一, 它性能优良, 如良好的物理机械性能, 较高的使用温度, 优良的耐寒性等。但是HDPE最大的缺点是其耐环境应力开裂性差, 极大的影响了管材的使用寿命[1]。
对HDPE共混改性可以显著的提高其耐环境应力开裂性能。LDPE是常用的共混剂, 由于其分子链的柔性结构, 与HDPE混合后可显著增加后者的断裂伸长率和韧性, 进而可提高耐环境开裂性[2,3,4,5]。弹性体SBS也是一种很好的共混剂, 与LDPE不同的是, SBS以分散相存在于HDPE基体中, 形成海-岛结构。分散的SBS相可以起到增韧的作用, 从而改善HDPE的耐环境开裂性能[3]。本实验采用HDPE/LDPE/SBS三元混合, 以希望获得比单一改性剂更好的耐环境开裂性。同时研究HDPE/LDPE/SBS不同配比时的微观相态与力学性能, 以期找出两者之间的关系, 为进一步提高HDPE的性能提供理论指导。
1实验部分
1.1仪器
CH-10型高速混合机, 上海机床仪器厂制造;双辊筒炼塑机, SK-160B型, 上海橡胶机械厂制造;XLL-250型拉力试验机, 中国广州材料试验机场制造;偏光显微镜, Leitz, SM-LUX-POL, 西德制造。
1.2实验方法
共混:共混时, 先将两辊温度升至140℃, 辊隙:0.5～1mm, 加料顺序是:HDPE-LDPE-SBS。混炼2min左右, 再加入CaCO3、硬脂酸, 2, 6, 4, PDS混炼3min左右, 共5min左右, 出料厚度约1～1.5mm, 编号0#～10#, 原料配方如表1所示。
机械性能分析 (拉伸性能) :拉伸速度:50mm/min, 实验温度:10℃左右。
应力开裂性能分析:采用GB1842-80测试标准。
断口形态分析:断面切下, 置于扫描电镜下观察。
注:1#～5#SBS为变量, LDPE基本不变;6#～10#的共LDPE为变量, SBS基本不变
2结果与讨论
2.1共混体系拉伸性能考察
由图1可看出, 随着SBS含量的增加, 屈服应力有明显下降。这表明弹性体含量的增加进一步破坏了球晶的生长, 形成许多的缺陷, 如孔隙、不均匀区域等。当材料受到拉伸时, 这些缺陷会首先引起球晶的破坏, 因此更容易屈服。再看断裂应力则恰恰相反, 共混高分子合金的断裂应力都比纯HDPE要高, 且1#～5#没有多大变化。这说明它们屈服后都在拉伸方向取向、重结晶, 具有相同的断裂机理。
由图2可看出, 随着LDPE含量的急剧增加, 屈服应力和断裂应力都有明显的下降。这说明加入强度较低的LDPE产生了明显的效果。
由图3、图4可看出SBS含量在6%时的伸长率最大, 高于或低于这个值均有所减小。所以加入的弹性体并非越多越好, 只有适量加入才能获得较大的伸长率。LDPE含量在7.7%～20.1%时的伸长率还比较大, 而一旦LDPE含量大于20%, 伸长率急剧下降, 这是其断裂强度急剧下降所致。
由图5和图6可看出, 拉伸功的变化曲线与相应的断裂应力变化曲线完全一致。
2.2拉伸断口形态的分析
从断口扫描电镜照片 (图7、图8) 上可以看出, 1#～10#都是韧性断裂, 沿拉伸方向都有细丝状物。1#～4#丝状都比0#细, 而且1#～4#丝状越来越细。这是加入弹性体后, 加强了平行于拉伸方向的高分子链间的相互作用, 使之受到外力时, 先产生银纹, 再发展成裂缝, 最后断裂。从银纹到断裂的过程, 就是高分子链取向的过程。图中可以看出4#的丝已经很细了, 然而SBS含量最多的5#的丝却变粗但垂直于拉伸方向有许多白花纹, 这在4#中也可看到, 而1#～3#没有。这是因为屈服时产生了剪切形变, 白花纹即剪切带。SBS含量的增加加强了垂直于拉伸方向高分子链的取向。表现为4#、5#的伸长率减小, 拉伸性能下降。
再看6#～10#, 丝状越来越粗。6#、7#LDPE含量在7.7%～14.4%之间, 与3#的情况类似, 丝很细。8#、9#的LDPE含量增加, 在20%～30%之间, 出现与4#、5#类似的白花纹, 丝渐粗, 这是加入了比HDPE强度低的LDPE所致。
2.3共混物的结晶形态考察
从共混物的偏光显微图片 (图9) 我们发现, 由于加入了SBS, 5#球晶尺寸比纯HDPE增大, 而球晶与球晶之间的界限变得模糊, 结晶变得不完整。而7#, 8#球晶尺寸变小, 球晶形状也变得不规则, 这应该是加入的LDPE强烈的破坏了HDPE的球晶生长造成的。
2.4共混体系耐环境应力开裂性能的考察
耐环境开裂性能按照GB1842-80方法测试。为方便观察, 以10个样开裂5个记录时间。由实验结果可看出, 耐环境开裂性能5#、7#、8#、6#较好, 均在500小时以上。1#、2#、10#最差, 甚至不如纯HDPE。通过共混体系亚微形态和力学性能研究, 我们从球晶的大小、完整性及拉伸强度就不难分析应力开裂的情况。1#～4#的耐环境开裂性能不如5#, 是由球晶的亚微形态决定的。它们的球晶都比较完整、规则, 所以材料缺乏韧性, 易受应力而开裂。
注:其中5#, 1296h未开裂;7#, 1296h开裂1个;8#, 1296h开裂4个。其余皆为开裂5个样片的时间。
而9#、10#的球晶很小且不完整, 耐环境应力开裂性能却很差, 这是因为其拉伸强度和断裂伸长率本身就很小, 无法抵御较大应力的破坏。所以耐环境应力开裂性能是由球晶大小和材料的强度共同决定的。
3结论
(1) 由耐应力开裂性能实验结果表明, 共混体系耐应力开裂性能比纯HDPE有很大提高, 耐应力开裂时间能超过1296h。
(2) 由亚微观形态分析和力学性能的考察可得出:耐应力开裂性能较好的材料 (应力开裂时间>700h) 既要有较高的强度, 又要有很小、不完整的球晶。
(3) 随SBS含量增加, 1#～5#球晶尺寸逐渐增大, 而结晶越不完整;随LDPE含量的增加, 6#～10#的球晶尺寸逐渐减小, 而结晶越不规则。
(4) 随着SBS含量增加, 拉伸强度总体基本不变, 而屈服应力逐渐下降;当LDPE含量增加时, 拉伸强度和屈服应力均急剧下降。
参考文献
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[4]葛铁军, 刘义, 朱诚实.HDPE电缆绝缘护套料的耐环境应力开裂性改性研究[J].沈阳化工学院学报, 3003, 17 (2) :123-125.
[5]王诚, 郝荣山.共混改性聚乙烯管材材质的研究[J].塑料科技, 1999, 4:5-7.
耐开裂性能 篇2
本文针对HDPE/LDPE/SBS三元高分子合金复合体系, 通过幂律方程和JRG流变本构方程对实验数据进行研究, 为HDPE/LDPE/ SBS三元复合材料的加工及应用提供理论依据。
1实验部分
1.1实验方法
高分子合金制备:先将超细CaCO3用白油和OL-T671的1∶1混合液在高速混合机中混合均匀, 再将混合后的CaCO3与它材料按配方0#～10#称量好。共混时, 先将两辊温度升至140℃, 辊隙:0.5～1mm。加料顺序是:HDPE-LDPE-SBS, 混炼2min, 再加入CaCO3、硬酯酸、防老剂264、PDS混炼3min, 共5min, 出料厚度约1～1.5mm, 编号0#～10#, 共混物组成配方见HDPE/LDPE/SBS复合材料亚微相态-力学性能-流变性能的研究 (I) [5]表1。
流变实验:将共混好的物料切成小碎片, 用Instron3211毛细管流变仪按165℃, 175℃, 180℃分别进行挤出流变实验。
耐环境应力开裂性实验:耐环境应力开裂实验按GB1842-80方法测试, 本文研究材料具有耐应力开裂时间 (见表1) 。
1.2实验仪器
CH-10型高速混合机, 上海机床仪器厂制造, 最大容量是:10L, 有效容量:6L, 浆叶转速:750～2500转/min, 电动机:Y100L2-4。
双辊筒炼塑机, SK-160B型, 上海橡胶机械厂制造, 规格:160*320mm, 辊筒速比:1∶1.2。
Instron 3211毛细管流变仪, 英国制造, 柱塞下降速度有六档, 0.06、0.2、0.6、2.0、6.0、20.0cm/min, 毛细管:L=2英寸, L/D=2/0.05。
2结果与讨论
2.1幂律本构方程
在通常高分子材料加工过程中, 常用如下剪切应力与剪切速率之间幂律型本构方程:undefined, 式中K和n为材料参数。由于该方程形式上简单, 参数的物理意义不够明确, 故在加工工程应用上受到一定限制[6,7]。
从幂律方程可以得到不同配比下样品的表观粘度ηa随组成变化的关系, 对加工条件的控制有一定的参考意义, 但不能反映HDPE/LDPE/SBS三元复合材料在流变过程中的内在流动机理。
2.2对JRG流变本构方程的考察
考虑到幂律方程无法显示HDPE/LDPE/SBS三元复合体系流变机制, 对比考察了各种本构方程, 最终选定了江体乾[8]在《工业流变》一书中所推荐的JRG流变本构方程。我们发现该式的计算精度超过了其它本构方程的精度, 且在变化很大的范围内△E0 保持很好的常数性, 其主要特征表现在:α>0时, 该本构方程很好地描述假塑性流动全程;当α<0时, 描述胀塑型流动全程;α=0代表牛顿流体。β是材料固有的指数, 与材料的结构有关。ΔE0、α、β是不随τ、undefined变化的本构参数。
JRG流变本构方程是从粘流活化能随剪切速率的增加而减少而得到的本构方程, 通过大量的试验已证实该方程适合于对各种体系流变实验数据的拟合[9,10,11,12]。其形式见式如下:
undefined
由JRG本构方程 (2.1) 变形得到
undefined (2)
由Arrhenius方程可以得到
undefined (3)
在HDPE/LDPE/SBS三元复合材料1#～5#样品中, SBS为变量, LDPE基本不变。 利用前面实验数据, 通过方程 (3) , 以undefined作图, 线性回归求出Eη, 所得数据列表如下:
通过表2所得Eη, 利用公式 (2) , 由undefined线性关系, 求出α、β、E0, 所得结果见图3、图4、图5。
由JRG方程可知, α值反映的是颗粒破碎所需要的能量大小, α值越大, 颗粒越容易破碎。图3反映的是不同配比HDPE/SBS与α关系, 曲线先减小后增加, 在HDPE/SBS≈25处出现一个最小值, 即2#样品α值最小, 但此时α<0, 证明2#样品容易形成高分子之间缠结型流团, 流团不易破碎, 所需的粘流活化能变得最大。5#样品α值最大, 最容易破碎, 4#样品次之。
β表示的是流体的非牛顿性, 与材料的结构有关。图4反映的是不同配比HDPE/SBS与β关系, 从图中得知, 曲线先增加后减小, 然后再增加。对于1#样品, 由于加入SBS弹性体, 流体的非牛顿增加;对于2#样品, 虽然其中加入更多的SBS, 但由于其形成高分子流团, 流团的内弹性大, 所以β值最小。3#、4#、5#由于SBS含量过大, 表现较大的非牛顿流体的行为。
E0为零剪切速率下颗粒破碎所需要的能量。从图5可知, logE0与SBS含量成线性关系, 即随着SBS含量的增加, 零剪切速率下颗粒破碎所需要的能量越来越大, 这是由于复合材料中弹性体增加, 整体的粘弹性增加所致。
由上分析可知, 2#样品黏度最小, 即2#样品流动性最好, 有利于加工, 但2#耐环境应力开裂时间仅为98小时, 耐环境应力开裂性差。而5#样品耐环境应力开裂好, 但是由于其α、E0大, 不利于加工。因此, 在1#～5#样品中综合考虑, 4#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。
在HDPE/LDPE/SBS三元复合材料6#～10#样品中, LDPE为变量, SBS基本不变。利用前面实验数据, 通过方程 (3) , 以undefined作图, 线性回归求出Eη, 所得数据列表如下:
通过表3所得Eη, 利用公式 (2) , 由1/Eη- 线性关系, 求出α、β、E0, 所得结果见图6、图7、图8。
根据α定义可知, α值越大, 流团越容易剪切流动, 图6从HDPE/LDPE与α关系中可知, 曲线先增加后减小, 当HDPE/LDPE配比在3.3～5区间时, 7#、8#样品的α值最大, 即7#、8#样品的流团越容易剪切流动;而9#、10#样品α值最小, 所以9#、10#样品的流团不易剪切流动;6#样品α值居中。
图7反映的是不同配比HDPE/LDPE与β关系, 从图中可以看出曲线先增加后减小, 然后趋于不变, 最后增加, 其中7#、8#样品的β值最小, 所以7#、8#样品的非牛顿性最大。
E0为零剪切速率下流体所需要的粘流活化能。图8反映的是不同质量百分含量LDPE与logE0关系, 曲线先增加后减小, 当LDPE的百分含量在14.4～20.1区间时, 出现一个峰值, 所以在5个样品中7#、8#所需零剪切速率下流团所需要的能量最大。9#、10#样品E0最小, 6#样品E0介于中间, 偏向9#、10#。
由上分析可知, 9#、10#的α、E0最小, 有利于加工, 但从表2知, 9#、10#耐环境应力开裂时间分别为285小时, 91小时, 耐环境应力开裂性差。而7#、8#样品α、E0最大, 样品黏度大不利于加工, 而从表2可知7#、8#样品耐环境开裂性好。因此, 在6#～10#样品中综合考虑, 6#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。
3结论
(1) JRG本构方程 (式2.2) 的三个参数ΔE0、α、β更好地反映了HDPE/LDPE/SBS三元复合材料的流变性能, 其中2#、10#样品流变性能最好。
(2) 由JRG本构方程 (式 (2) ) 知, 4#、6#样品同时具有较好的流变加工性和耐环境应力开裂性。
参考文献
[1]葛铁军, 刘义, 朱诚实.HDPE电缆绝缘护套料的耐环境应力开裂性改性研究[J].沈阳化工学院学报, 2003, 17 (2) :321.
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[3]叶昌明.HDPE耐环境应力开裂的机理、影响因素和改进[J].塑料科技, 2002, 10 (5) :55-57.
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耐开裂性能 篇3
1 试验部分
1.1 原材料
聚已二酸乙二醇酯二醇 (PEA) , 聚已二酸1, 4-丁二醇酯二醇 (PBA) , 聚已二酸乙二醇1, 4-丁二醇酯二醇 (PEBA) , 聚已二酸乙二醇新戊二醇酯二醇 (PENA) , 聚已二酸新戊二醇酯二醇 (PNA) , 以上聚酯二醇数均摩尔质量均为2000g/mol, 本司自产;乙二醇 (EG) , 工业品, 茂名石化公司;1, 4-丁二醇 (BDO) , 工业品, 福建湄洲湾公司;新戊二醇 (NPG) , 工业品, 韩国LG公司;二苯甲烷二异氰酸酯 (MDI) , 工业品, 日本三井公司;二甲基甲酰胺 (DMF) , 工业品, 江山化工公司。
1.2 实验方法
将已脱水聚酯二元醇、扩链剂、二甲基甲酰胺按计量加入装有温度和搅拌器的密封四口瓶, 控制温度在45℃以下, 加入二苯甲烷二异氰酸酯, 反应控制温度在70~75℃, 反应调整至合适粘度后出料。
粘度按GB2794-1995方法, 用博勒飞旋转粘度计测试;耐磨耗性能按QB/T2726-2005方法, 用台湾振天 (东莞) 检测仪器有限公司Taber磨耗试验机;力学性能:将压成片状的聚氨酯胶切成哑铃状试样 (测试部分尺寸为:40mm×10mm) , 在高铁检测仪器有限公司GT-7010-AE拉力强度试验机上进行测试, 拉伸速度500mm/min, 实验温度25℃。
2 实验结果与讨论
2.1 聚酯多元醇对耐磨耗性能的影响
实验使用PEA、PBA、PEBA、PENA、PNA合成面料树脂, 考察不同分子结构的聚酯对面料树脂耐磨耗性能的影响。使用结晶性最好的聚酯PBA, 耐磨耗性能最好;结晶性较低的PE-NA、PEBA, 耐磨耗性能较差。使用结晶性好的聚酯, 分子排列整齐有序, 加强了分子间氢键的作用, 提高面料树脂表面硬度和耐磨耗性能。
2.2 力学性能对耐磨耗性能的影响
实验通过调整聚氨酯面料树脂软段跟硬段的比例, 合成出不同力学性能的面料树脂, 考察树脂力学性能对其耐磨耗性能的影响。随着树脂100%模量的上升, 树脂的耐磨耗性能也同时提高, 但是, 当100%模量超过了一定范围, 树脂的耐磨耗性能反而下降。这是由于硬段的增加提高了氨酯其的含量, 同时提高了树脂的内聚强度, 从而使得树脂耐磨耗、抗刮擦性能提高。当100%模量超过一定范围 (本实验100%模量最佳为60MPa) , 树脂硬段含量过多, 造成树脂结晶性太大, 导致分子柔软性和运动能力降低, 树脂脆性增加断裂伸长率下降, 降低了树脂耐磨耗和抗刮擦性能。实验最佳软硬段是100%模量为60MPa。
2.3 不同类型扩链剂对耐磨耗性能的影响
实验考察了三种扩链剂对耐磨耗性能的影响, 分子排列对称的EG、BDO耐磨耗性能较有支链的NPG好。这是由于EG、BDO分子结构规整, 有较强的结晶性, 从而提高面料树脂的耐磨耗性能。
2.4 有机硅助剂的影响
本实验通过添加等量的有机硅助剂, 考察不种类型有机硅助剂对耐磨耗性能的影响, 分别比较了以下三个助剂:纽玻利1309爽滑型手感剂、纽玻利1308油滑型手感剂、纽玻利48反应型助剂。添加助剂后树脂的耐磨耗性能都有大幅度的提高。这是由于有机硅的存在, 降低了树脂的表面强力, 降低树脂的摩擦系数, 从而大幅提高了面料树脂的耐磨耗、耐刮擦性能。
3 结语
本试验通过聚酯二元醇的选择、扩链剂的选择、软硬段比例的选择、有机硅助剂的选择研究, 合成出一种高耐磨耗耐刮擦性能的聚氨酯面料树脂。通过性能检测, 该树脂应用于人造革与合成革方面性能优异, 大大超越沙发革、汽车革的性能要求。
摘要：采用聚酯二元醇、乙二醇、1, 4-丁二醇、新戊二醇、二苯甲烷二异氰酸酯以及二甲基甲酰胺为主要原料, 合成高耐磨耗耐刮聚氨酯面料树脂。考察了原料配比、模量、助剂等对聚氨酯面料树脂耐磨耗耐刮擦的影响。结果表明, 采用适当的聚酯二元醇、扩链剂、助剂可以提高聚氨酯面料树脂的耐磨耗耐刮擦性能。
关键词：聚氨酯面料树脂,耐磨耗,耐刮擦
参考文献
GFRP筋耐海水侵蚀性能研究 篇4
海洋工程中使用的钢筋容易受到氯离子的侵蚀发生锈蚀破坏,引起结构失效[1]。为解决这一困扰工程界的世界性难题,国内外学者经过数十年的研究,认为采用纤维增强复合材料筋(FRP筋)代替钢筋是解决钢筋锈蚀最有效的办法。FRP筋是由多股连续纤维通过树脂基底材料进行胶合,再经特制的模具挤压和拉拔成型的[2]。根据纤维种类的不同,FRP筋可分为三种,即碳纤维(CFRP)筋,玻璃纤维(GFRP)筋和芳纶纤维(AFRP)筋,其中应用最广的是GFRP筋[3]。GFRP筋因其具有轻质高强、耐腐蚀、无磁性、耐疲劳等特点,已逐渐在海洋结构、桥隧结构、核电站反应堆、电子图书馆等工程中得到应用。
目前,江苏省沿海开发战略中提出使用新型材料建设沿海工程,FRP筋因其具有良好的耐腐蚀性有望成为替代钢筋的材料,但国内外应用于混凝土结构中的GFRP筋大多不超过20年,将GFRP筋置于海洋环境条件下的耐腐蚀性研究尚无报道。本文试验所用溶液为江苏沿海地区海水,通过60℃的加速腐蚀试验,研究GFRP筋在海洋环境中的耐久性,为该材料应用于海洋工程实际提供指导。
1 试验
1.1 原材料及试验方法
南京锋晖复合材料有限公司生产的两种GFRP筋分别为I型GFRP筋和II型GFRP筋,其组成及力学性能参数见表1。中国黄海海水盐分约为32‰。图1和图2中的仪器分别为恒温水箱和万能试验机。用于模拟加速腐蚀实验的是HWC型恒温水箱和高密度聚丙烯容器;用于测试GFRP筋力学性能的是WAW-1000D型液压万能试验机,行程2m,最大力1000kN。
1.2 试验方法
本文采用模拟加速腐蚀实验的方法。根据ACI440规范要求[4],试件5根为一组,每根均为1.2m长。加速腐蚀试验的温度为60℃,试验龄期分别为1、2、3、4和6个月。将25根I型GFRP筋和25根II型GFRP筋浸泡于海水溶液中,以此模拟GFRP筋直接暴露在海洋环境中的场景,每隔7d测试一次溶液pH值。
至规定龄期取出试件,用无离子水洗净和擦干筋材并静置一段时间,观察筋材外观变化后将两端各固定锚具,测定GFRP筋材料的抗拉强度和弹性模量。
2 试验结果与讨论
2.1 试验现象
经不同龄期的高温浸泡后,GFRP筋表面颜色变化比较明显且呈现逐渐加深的趋势,浸泡前后GFRP筋的质量变化不大。GFRP筋力学性能试验过程中,GFRP筋的应力-应变曲线基本呈弹性规律;当试验力达到材料最大破坏力的40%~50%时,开始产生“噼啪”的响声,且随着试验力的增大,响声愈加频繁;当达到最大破坏力时,伴随“嘣”的一声,在GFRP筋中间部位发生了爆炸式断裂破坏。
2.2 试验结果
两种GFRP筋材料浸泡一定龄期后的力学性能从图3中可以看出,随着龄期的增长,两种GFRP筋的抗拉强度均呈现衰减趋势,只是衰减幅度不尽相同,且龄期在4~6个月之间,GFRP筋的抗拉强度衰减已非常缓慢。浸泡6个月龄期后,I型GFRP筋的抗拉强度保持率为84.29%,II型GFRP筋的抗拉强度保持率为88.81%,均表现出了较好的耐海水腐蚀性,且II型GFRP筋的抗拉强度受海水腐蚀的影响更小。
从图4中可以看出,随着龄期的增长,两种GFRP筋的弹性模量均呈现一定的衰减趋势,但又有着较为明显的不同:I型GFRP筋的弹性模量一直呈现降低趋势,6个月后的弹性模量约为初始值的89.93%;II型GFRP筋的弹性模量衰减趋势在浸泡龄期3个月后明显减弱,基本不再降低,6个月后的弹性模量约为初始值的94.81%。
2.3 分析与讨论
由于GFRP筋由玻璃纤维和树脂组成,其中玻璃纤维的体积含量约占55%~80%,其余为树脂,故影响GFRP筋耐久性的内在因素是其组成材料的品种、性能以及二者的结合方式。可见,GFRP筋作为一种复合材料,性能的退化比钢筋更为复杂。
从试验结果中可以看出,腐蚀溶液对GFRP筋抗拉强度的影响要大于对其弹性模量的影响,而II型GFRP筋在本文试验过程中表现出了更好的耐腐蚀性能。通常而言,氯离子可能会使树脂产生细裂纹,引起材料局部的损坏,但影响程度有限[5]。
在海水溶液的作用下,难以避免水分子对材料的侵蚀。由于树脂的化学稳定性取决于其聚合物骨架,聚合物骨架中存在的酯键恰是薄弱环节,往往会在水分子的作用下发生水解反应,引起树脂的膨胀开裂,造成树脂与纤维界面脱粘,降低GFRP筋力学性能。在60℃的试验条件下,高温会加快这一破坏过程。本文试验中的两种GFRP筋的玻纤含量和所用树脂不同,是导致材料具有不同程度耐腐蚀性能的因素。
3 结论
(1)在60℃加速腐蚀试验条件下,随着龄期的增长,两种GFRP筋的力学性能呈衰减趋势,但到一定龄期后,几乎不再衰减。
(2)相比于弹性模量,GFRP筋的抗拉强度受腐蚀环境的影响更大。
(3)两种GFRP筋在60℃海水溶液作用下,6个月后的抗拉强度保持率分别为84.29%和88.81%,表现出了良好的耐海水腐蚀性能,II型GFRP筋耐腐蚀性相比更优。
参考文献
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掺白油硅酮密封胶耐老化性能研究 篇5
近年来，随着硅酮密封胶生产技术的推广，生产企业迅速增加，企业间竞争的加剧使得利润空间降低，企业的经营和生存受到了空前的压力和考验。于是，有些企业开始在生产成本上做文章，用廉价的白油代替生产中所需的硅油。白油是一种矿物油，又称石蜡油，为无色无味的透明液体，因其分子量低而具有良好的扩散作用，在胶料中较易均匀分散。添加白油的硅酮耐候密封胶产品，固化后胶层亮度提高，从外观上来看，似乎更有优势。然而，添加白油的硅酮耐候密封胶产品，其耐候性因白油的掺入受到很大的影响，这将给建筑玻璃幕墙的安全性、耐久性埋下隐患。王旭东[1]对掺加白油的中空玻璃密封胶进行了分析研究，指出白油对中空玻璃密封胶性能的影响及造成的不良后果。本文则对掺加白油的硅酮耐候密封胶经人工加速老化后的性能进行分析和研究。
1 实验部分
1.1 实验材料及仪器
1)材料：掺加白油量分别为0%、5%、8%、12%、15%的硅酮耐候密封胶产品。
2)仪器：调温调湿箱、烘箱、紫外线辐照箱、拉力机、电子天平、邵氏A硬度计。
1.2 实验操作
1.2.1 掺白油密封胶经加速老化后外观的变化
按照GB/T 13477的规定，制作成H型试样，养护28 d后，进行水-紫外光辐照实验，然后定伸24 h，观察实验现象。
1.2.2 掺白油密封胶经加速老化后粘结性能的劣化
按照GB/T 13477的规定，制作成H型试样，养护28 d后，分别在标态、高温、水-紫外光辐照条件下测试掺白油密封胶的粘结性能。
1.2.3 掺白油密封胶的热老化性能
按照行标JC/T 882—2001规定的要求，测试掺白油密封胶的热失重，并与未掺白油的密封胶试样进行比较。
2 结果与讨论
2.1 掺白油密封胶经加速老化后外观的变化
我们考察了掺白油密封胶经加速老化实验后外观的变化，实验结果见表1。
从表1可见，由于添加了白油，密封胶样品在经过人工加速老化后，出现开裂现象。随着白油添加量的增加，开裂现象也更加明显。这是因为，白油作为一种易渗透、易挥发的小分子矿物油，经过紫外线长时间照射后，会逐渐从密封胶胶体中挥发和流失，从而造成密封胶体积收缩、出现开裂等现象。实际应用中，有些工程在使用掺白油的廉价密封胶之后，不到半年时间就可见明显的密封胶开裂现象，使得建筑密封性下降，同时也影响到建筑物的美观。图1为某建筑幕墙密封胶开裂的照片。
2.2 掺白油密封胶经加速老化后定伸粘结性能的劣化
耐候密封胶作为一类填缝密封用材料，在工程设计使用年限内，要求其填缝密封性能能满足需求，这就需要密封胶在经过长时间光照、雨淋等老化条件的影响后，能保持良好的粘结性能，即在一定形变的情况下做到无裂纹、不开裂、不断裂。按照GB/T 13477的规定，我们考察了掺加白油对耐候密封胶定伸粘结性的影响，见表2。
由表2可见，随着掺加白油量的增加，密封胶本身的粘结性能随之下降，含有15%白油的密封胶出现开裂现象。而经过水-紫外光和高温加速老化之后，密封胶的粘结性更是随着白油含量的增加而出现明显劣化，甚至出现断裂的现象。
2.3 掺白油密封胶经加速老化后硬度的变化
白油无色，且润滑性好，将其加入密封胶配方中，可使密封胶的亮度大大提高，弹性也较好，这些假象很容易迷惑用户。实际应用中，在使用这种掺加了白油的硅酮耐候密封胶产品一段时间后，往往会发现密封胶逐渐出现变硬变脆等现象，失去硅酮胶本身柔韧的特性，导致密封效果降低，从而使建筑能效下降。我们研究了掺不同量白油的密封胶在标态下以及加速老化条件后试样的硬度。由图2看出，随着密封胶中掺加白油量的增加，密封胶在标态下的硬度随之降低，即掺加白油的密封胶给人以柔软、弹性好的外观假象。然而随着白油掺加量的增加，密封胶在老化后的硬度变化率也增大，表明掺加白油的密封胶随着使用时间的增加，更容易变硬、脆化。
2.4 白油密封胶的热老化性能
矿物油沸点低、挥发性较大，经高温实验后，掺白油密封胶的热失重较大。由表3可知，随着白油加入量的增加，密封胶热失重值也随之几乎呈线性增加。其中，白油加入量为8%时，密封胶热失重已超过标准规定值(≤10%);而白油掺加量为5%时，密封胶的热失重为8.18%，虽然达到了标准要求，但其老化性能亦受很大的影响。所以单从技术指标要求来看，一些掺加了白油的密封胶产品虽然也可以达标，在实际应用中却会出现很多工程质量问题。因此，应对此开展更深入的研究，为今后产品标准的修订积累更多的数据，为行业规范发展提供依据。
3 结论
1)掺加白油的硅酮耐候密封胶在经过高温、紫外光照等加速老化试验后，其外观、定伸粘结性、硬度等性能都受到明显的影响。此类密封胶在用于工程后，老化性能差，体积收缩大，极易出现密封胶开裂、变脆变硬等现象，使得幕墙的密封性及外观都受到极大的危害。
2)目前标准中的质量损失率指标有些宽泛，造成一些掺加白油的密封胶可以通过产品检测而流向市场。故应针对现在市场及工程中存在的问题，尽快对该指标进行修订。
参考文献
外加剂对混凝土开裂性能的影响 篇6
关键词：混凝土,减水剂,聚羧酸减水剂,作用机理,开裂性能
1 引言
混凝土在硬化成型的过程中存在着许多气穴, 正是由于这些初始缺陷的存在导致混凝土在成形后常常出现很多微小的裂缝。当混凝土受到诸如温度、压力的影响, 这些微小的裂缝将慢慢地发展成为我们肉眼可以看见的宏观裂缝, 它影响结构物的使用功能和结构的整体性和刚度, 而且还会引起钢筋的锈蚀、混凝土的碳化, 降低材料的耐久性, 影响结构物的承载能力。严重者将会威胁到人们的生命和财产安全。
混凝土裂缝和产生的原因主要有两类:一是结构型裂缝, 是由外荷载引起的, 为受力裂缝:二是材料裂缝, 是非受力变形引起的, 主要有干缩裂缝、塑性收缩裂缝、沉陷裂缝、沉陷裂缝、温度裂缝。
混凝土外加剂 (尤其是减水剂) 的普及和应用, 促进了我国混凝土技术的飞跃发展。近年来研制开发的萘系、SM、氨基磺酸盐、脂肪族等高效减水剂, 均被认为有增大混凝土收缩开裂的问题。减缩剂被公认为是混凝土结构裂缝控制的最有效措施之一, 减缩剂显著特点之一是其作用效果不受施工养护条件的影响, 既可以用于地下结构, 也可以用于上部结构。于价格偏高, 没有广泛使用。
本文将对减水剂、膨胀剂、减缩剂以及不同种类的减水剂 (SM、萘系、木钙、聚羧酸减水剂) 对混凝土的干缩开裂性能的影响进行研究。
2 不同外加剂 (减水剂、减缩剂、膨胀剂) 对混凝土开裂性能的影响
三种外加剂对混凝土开裂性能的影响:
对减缩剂、膨胀剂和外加剂影响收缩或开裂效果的评价, 通常用的方法为受限圆环法。对受限圆环法试验[9]中所用的混凝土配合比如表1所示。
经60天连续观察, 典型时刻的裂缝描述见表2。
从表2可以看出, 从首条上表面裂缝产生的时间顺序来讲, 掺减水剂的混凝土最早于第6d即在上表面产生裂缝;不掺任何外加剂的基准混凝土于第19d产生首条表面裂缝;掺膨胀剂的混凝土于第20d产生首条表面裂缝;掺减缩剂的混凝土最后于29d产生首条表面裂缝。由此可以看出, 在混凝土配合比不变的情况下, 减水剂的掺入使裂缝产生的时间大大提前, 而掺减缩剂的混凝土则比掺减水剂的混凝土裂缝延迟23d出现, 比不掺外加剂的基准混凝土也推迟10d。
经60d的观察, 混凝土开裂的最大裂缝宽度与时间的关系如图1所示。
从图1可以看出相对于基准混凝土, 掺膨胀剂的混凝土最大裂缝宽度发展加快, 而掺减水剂和减缩剂混凝土的裂缝宽度发展速度变慢。同时也可以看出最终稳定的最大裂缝宽度, 掺膨胀剂的和基准混凝土的宽度最大, 掺减水剂混凝土其次, 而掺减缩剂混凝土最小。
3 不同减水剂对混凝土开裂性能的影响
本实验使用受限圆环法[9]来测试混凝土的干燥收缩。
3.1 萘系减水剂对混凝土干缩开裂性能的影响
在保持混凝土配合比不变的情况下, 外掺萘系减水剂, 比较其掺入后对混凝土收缩的影响。该试验所用的配合比见表3。
掺萘系减水剂的混凝土经28d收缩测试后测得的干燥收缩实验结果如图2所示。
从图2可以看出, 混凝土的干燥收缩随时间的增加收缩值增大。在混凝土配合比不变的情况下, 相对于空白试样而言, 萘系减水剂的掺入会增大混凝土的干缩值, 并且混凝土的干燥收缩值随时间的延长而增加, 但在28d后基本达到一稳定值。
3.2 木钙减水剂对混凝土开裂性能的影响
在保持混凝土配合比不变的情况下, 外掺木钙减水剂, 比较其掺入后对混凝土收缩的影响, 该试验配合比见表4。
掺木钙减水剂的混凝土经28d收缩测试后测得的干燥收缩实验结果如图3所示。
从图3可以看出, 在混凝土配合比不变的条件下, 与空白试样相比, 掺入木钙减水剂的混凝土干缩值要大。随着时间的延长, 在28d后其干缩值基本达到一稳定值。同时与萘系减水剂相比, 木钙减水剂对混凝土干缩的影响较萘系的大。
3.3 SM减水剂对混凝土开裂性能的影响
在保持混凝土配合比不变的情况下, 外掺SM减水剂, 比较其掺入后对混凝土收缩的影响。该试验配合比见表5。
掺SM减水剂的混凝土经28d收缩测试后测得的干燥收缩实验结果如图4所示。
从图4可以看出, 在混凝土配合比不变的情况下, 相对于空白试样而言, SM减水剂的掺入会增大混凝土的干缩值, 并且随时间的延长而增加, 并在28d后达到一稳定值。由于SM其减水效果较木钙和萘系的要好, 因此掺入SM减水剂混凝土的收缩较上述两种减水剂的要小。
3.4 聚羧酸减水剂对混凝土开裂性能的影响
聚羧酸减水剂对混凝土干缩开裂的影响:
在保持混凝土配合比不变的情况下, 外掺聚羧酸减水剂, 比较其掺入后对混凝土收缩的影响。该试验配合比见表6。
掺聚羧酸减水剂的混凝土经28d收缩测试后测得的干燥收缩实验结果如图5所示。
由图5可以看出, 在混凝土配合比不变的条件下, 掺入聚羧酸减水剂的混凝土干缩值基本与空白试样相同。随着时间的延长, 在28d后, 掺聚羧酸减水剂混凝土的干缩值比空白试样略有下降, 同时与萘系、SM、木钙减水剂相比, 聚羧酸减水剂对混凝土干缩的影响最小。
3.5 不同减水剂对混凝土干燥收缩影响
混凝土的收缩裂缝实际上就是由于水泥砂浆的收缩引起的。因此采用测定不同减水剂对水泥砂浆的干缩值的变化来从侧面反应不同减水剂对混凝土开裂性能的影响。
在相同流动度条件下, 各种减水剂型号、掺量和所用水泥砂浆水灰比如表7所示。
在相同流动度下, 不同外加剂对混凝土干燥收缩性能的的影响如图6。
从图6可以看出, 在相同流动度条件下, 加入减水剂后由于减水率的不同 (聚羧酸>SM>萘系>木钙、木钠) 影响水胶比, 进而影响水泥基体的干缩。加入聚羧酸减水剂的混凝土收缩最小, 其次为SM、萘系、木钙、木钠, 而不加减水剂的混凝土干缩最大。
4 结论
通过上述研究, 得出以下主要结论:
⑴膨胀剂能够延迟混凝土初裂时间, 但如果不加强早期的养护, 则裂缝发展的速度较快, 裂缝的宽度较大, 因此必须强调早期养护。
⑵减缩剂能有效地延迟混凝土初裂时间, 且裂缝宽度及其发展速度都大大降低, 因此减缩剂具有显著的抗裂效果且减缩剂的作用效果不受养护条件和约束条件的限制。
⑶总体来说, 减水剂的使用使混凝土初裂时间大大提前, 裂缝数量明显增多, 裂缝的最大宽度比不掺减水剂的混凝土小。同时减水剂的加入增大混凝土的收缩, 除聚羧酸减水剂随掺量的增加能降低水泥基体的干缩外, 萘系、SM、木钙减水剂均随掺量的增加不同程度的增大混凝土的干缩值。
⑷聚羧酸减水剂在常规掺量下不仅可以起到减水增强的效果, 而且还有降低干缩的作用。同时掺聚羧酸外加剂的高减水率及其分子结构的特点, 使得掺聚羧酸减水剂混凝土的抗渗防裂性能与掺膨胀剂的混凝土相当。因此, 以其替代传统的膨胀剂来生产抗渗混凝土在技术上是可行的。
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耐开裂性能 篇7
随着现代工业的迅猛发展,机械设备的功率、速度和精度等参数的不断提高,对金属零部件的耐磨损性能的要求越来越高[1,2,3]。例如,工程机械、矿山机械、农业机械和地质钻探机械设备等的切削土石元件的磨损问题日益突出,急需提高该类元件的耐磨损性能,以保证整机的作业效率和工作可靠性。针对某型野外快速成孔钻机的钻头基体材料42CrMo,研究其磨粒磨损行为与机制,并探讨了载荷、速度等参数对其磨粒磨损性能的影响规律,旨在为野外快速成孔钻具的耐磨粒磨损元件的进一步研究与开发应用提供可靠的理论依据。
1 试验材料及方法
1.1 试验材料
42CrMo的化学组成为(%):C 0.3～0.4,Cr 0.9～1.2,Si 0.17～0.37,Mn 0.5～0.8,Mo 0.15～0.25。42CrMo经调质处理(油淬和500℃～650℃的高温回火)后,再进行表面氮化处理,其主要力学性能列于表1。试样尺寸为:d 5×18。为了研究42CrMo的磨粒磨损性能,制备了#120的白刚玉试块作为对摩偶件,其组成为:98.50%Al2O3,0.5%Na2O,其它1.0%;其几何尺寸为d35×15。
1.2 摩擦磨损试验
摩擦磨损试验在经改装的MPX—2000型盘-销式摩擦磨损试验机上进行的。上试样为42CrMo销;下试样为白刚玉盘。试验条件:室温(25℃),干摩擦磨损;相对湿度RH60%;法向载荷分别为10N、30N、50N和100N;试样的滑动速度分别为2.68m/s、3.99 m/s和8.00 m/s,每次测试总转数为1000r。
2 试验结果与讨论
2.1 42CrMo的磨损试验结果
干摩条件下,42CrMo的磨损试验结果如图1所示。可见,随着载荷和速度的增加,试样的磨损失重总体呈上升趋势。
试样的磨损失重随着载荷的增大而增加,但是当载荷达到50N时,曲线出现较为明显的拐点,表明磨损失重随载荷的加大而增加的趋势有所减缓。分析曲线的斜率可知,当载荷处于不同范围时,各段的斜率有较大差异,而斜率的变化实际上反应了材料磨损失重的增长速度,说明材料在不同载荷条件下的磨损程度不同。当载荷处于30N～50N范围内时,曲线斜率最大,磨损失重的增加趋势最为明显,即材料在这一载荷范围阶段发生了最为剧烈的磨损。
同时,在相同的载荷条件下,试样磨损失重随着速度的增加而增大。当载荷为10N时,速度为3.99m/s条件下磨损失重比低速(2.68m/s)条件下增加了43.1%,而速度为8.00m/s条件下试样的磨损失重比3.99m/s条件下增加了27.6%;而当载荷为100N时,其磨损失重的增长率分别为78.4%、75.9%。可见,随着载荷的增加,滑动速度对42CrMo磨损失重的影响更加明显。
2.2 载荷对42CrMo磨损性能的影响分析
材料中各相的硬度是决定材料耐磨性的主要原因[4]。对于42CrMo来说,基体中分布有各种碳化物,且碳化物的硬度明显高于基体组织。当磨粒对材料表面进行切削时,基体组织首先被切割掉,此时硬度较高的碳化物被暴露出来。当载荷较小时,由于有碳化物的保护,阻止了磨粒对基体组织的进一步切削。但是当载荷逐渐加大时,作用于外露碳化物上的作用力也开始加大,将会造
成碳化物脱离基体组织,导致磨损量的急剧上升。同时,由于作用于碳化物上力的加大,体积较大的脆性碳化物开始碎裂、剥落,形成新的磨粒参与摩擦,使磨损进一步的加剧。
根据赫鲁晓夫的理论[5],在磨粒磨损的过程中存在某一临界载荷,在达到该临界载荷之前,磨损量与载荷成正比,而当载荷超过临界载荷时,磨损量与载荷的线性关系就开始破坏。这种临界载荷取决于两种情况:一种是试样金属的变形开始,另一种是磨粒变质和其机械强度下降。前者是由于试样金属发生形变,使得摩擦表面增大,单位面积上的载荷下降,从而导致磨损变小,磨损量下降。后者是因为试样的硬度较大,当载荷很大超过某一临界极限时,磨粒损坏。此时可能发生的情况是:磨粒被压碎,摩擦产生大量摩擦热使表面温度升高而产生一系列组织和性能的变化,试样表面发生加工硬化,同时磨粒受摩擦热的影响也可能变质。
由试验结果知,当载荷超过50N以后,试样材料均出现磨损量随载荷增大而增加的程度下降。主要原因是由于试样表面发生微小形变,产生了很多平行状犁沟,造成接触面积增大、单位面积上的载荷下降,从而导致磨损程度的降低。图2是滑动速度为2.68m/s,载荷分别为10N、50N和100N时42CrMo的磨损表面形貌。从图2(a)中可以看到试样表面产生了一些微小犁沟,且有明显的多次塑变痕迹,说明由于载荷较小,磨粒对试样表面的切削作用较轻,此时试样表面主要发生多次塑变磨损。随着载荷的增大,犁沟数量多,且犁沟的宽度较大、深度较深[图2(b)],说明磨粒的切削作用增强导致磨损加剧。图2(c)中犁沟数量更多,犁沟的深度和宽度进一步加大。
当载荷增加时,一方面试样表面受到的单位面积的压力增加,磨粒对试样表面的切削作用加强,导致磨损量迅速增加;另一方面由于试样表面产生的犁沟数量增加、宽度变宽、深度加深,造成接触面积增大、单位面积上的载荷下降,从而导致磨损程度的降低,磨损量的增加趋势减缓。载荷的变化对材料磨损的影响实际上是由上述两个方面的综合作用而产生的,在不同的载荷阶段起主导作用的机理不同,造成了材料在不同载荷条件下磨损程度的不同。当载荷较小时(<50N),材料表面产生了浅而窄的犁沟,此时磨粒对材料的微观切削作用起主要作用,磨损量快速增加。而当载荷在较高范围内变化时(>50N),由于高载荷的作用会产生较深、较宽的犁沟,此时摩擦面接触面积增大,造成单位面积上的载荷减小,再加上加工硬化的作用,使得磨损量的增长速度下降。
2.3 速度对42CrMo磨损性能的影响分析
摩擦磨损过程中,载荷和速度的增加会引起摩擦界面温度的升高,改变表面层材料的原有组织结构和性能,从而加剧了材料的磨损。由于摩擦界面的真实接触面积远小于表观接触面积,故真实接触区的闪光温度远高于材料的体相温度[6]。对于42CrMo而言,滑动摩擦速度的增加产生的大量摩擦热使得试样表面温度急剧上升,造成表面层材料软化,还可能使其微观组织结构发生改变,如铬、钼的碳化物相和基体相间的结合强度减弱,碳化物相脱碳而生成相应的氧化物会降低材料的耐磨性能。
图3是不同摩擦速度下,42CrMo的典型磨损表面形貌。由图3可见,磨损表面均呈现凹凸不平状态,出现了平行状犁沟,并有塑性变形的痕迹。随着速度的增加,犁
沟宽而深,表明微观切削磨损的程度加剧。
2.4 磨损机理分析
42CrMo的典型磨损表面形貌如图4所示。图4(a)为2.68m/s、50N工况条件下的磨损表面形貌,可以观察到典型的微观切削作用下产生的磨屑形态。此时磨粒(刚玉)如同众多微小刀刃一样,在材料表面进行切削而形成磨屑。图4(b)为3.99m/s、 100N工况条件下的磨损表面形貌。磨粒经过材料表面时,除可能产生一部分磨屑外,还可把材料推向犁沟的两边或前缘,产生很大的塑性变形。犁沟或犁皱后堆积在两边和前端的材料在随后的磨损过程中可能被压平或是受到再一次的犁沟或犁皱,从而产生多次塑变行为。图中可以看到试样表面受到反复塑性犁沟和碾压而形成了典型的多次塑变磨损痕迹。材料的摩擦表面由于遭受反复擦、压、挤等多种形式的多次塑变,造成材料表面的断裂磨损痕迹及磨屑。在多次塑性变形的作用下,材料逐渐产生加工硬化作用,最终形成块状、片状磨屑。
在高速强载摩擦条件下,由于摩擦表面层材料的形变强度和形变速度加剧,其磨损机理将逐渐转变为以微观断裂磨损机理为主导。当压痕达到临界尺寸时,断裂发生,此时压痕周围的材料都被磨损剥落。图4(c)是在8.00m/s、 100N工况下的磨损表面形貌,可以很明显的看到经反复塑变和碾压后的层状折痕以及最终形成的大块磨屑和严重的微裂纹情形。根据艾冈(Argon)的理论[7]:当磨粒滑过材料表面时,一旦作用于材料的局部应力达到屈服应力,材料发生塑性变形,从而引起位错在晶界的堆积,造成材料次表面晶粒拉长和裂纹萌芽,并进而发展为表面的裂纹。在反复摩擦的过程中裂纹不断扩展、交错并最终导致微观脆性断裂磨损[图4(d)]。因此高速强载条件下,42CrMo试样表面多次塑变磨损后产生了严重的微裂纹,随着裂纹的扩展、交错,其磨损机制就逐渐转变为微观脆性断裂磨损。
因此,在42CrMo的磨粒磨损过程中,起主要作用的磨损机理是微观切削和多次塑变磨损,且在重载高速时,还伴有微观断裂磨损现象。
3 结论
a) 在干磨粒磨损条件下,42CrMo的磨损量随着载荷的增加而增大。当载荷超过50N后,磨损曲线出现较为明显的拐点,表明磨损失重随载荷的加大而增加的趋势有所减缓。因为进一步的犁沟造成摩擦表面接触面积增大,单位面积上的压力减小,所以磨损量的增长速度有所降低;
b) 42CrMo的磨损量随着滑动速度的提高呈现增加趋势,尤其在高载荷的条件下这种趋势更为明显。因摩擦速度的增加产生的大量摩擦热,使得试样表面温度急剧上升,造成表面层材料软化,并使其微观组织结构发生改变,降低了材料的耐磨性能;
c) 42CrMo的主要磨粒磨损机理是微观切削和多次塑变磨损,且在重载高速时,还伴有微观断裂磨损现象。
摘要：研究了42CrMo合金钢的磨粒磨损行为与机制;探讨了载荷、速度等参数对其磨损性能的影响规律。研究结果表明:42CrMo的磨损量随着载荷的增加而增大,且载荷超过50N后,磨损曲线出现明显的拐点,表明磨损失重随载荷的加大而增加的趋势有所减缓;随着速度的提高磨损量呈增加趋势,尤其在高载荷的条件下该趋势更为明显。42CrMo的主要磨损机理是微观切削和多次塑变磨损,且在重载高速时,还伴有微观断裂磨损现象。
关键词：42CrMo,合金钢,磨粒磨损,磨损机理
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