粘结质量（精选10篇）
粘结质量 篇1
摘要：可降解的秸秆育苗钵能够实现钵和秧苗的一体栽植, 越来越受到广大育苗者的青睐。以玉米淀粉、磷酸、NaOH和粘土为载体配置4种类型粘结剂, 与水稻秸秆混合后压制成育苗钵, 进行了育苗钵的密度、渗水率、跌碎率等机械特性的分析与研究。试验结果表明, 4种粘结剂制成的育苗钵均能满足育苗过程中的机械强度要求, 但其在土壤中的可降解性和对秧苗根系发展状况的影响还有待于进一步研究。
关键词：秸秆,育苗钵,粘结剂,试验研究
0 引言
秸秆育苗钵是将秸秆粉碎后加入适当的粘结剂制成的育苗钵。此技术一方面为我国丰富的农作物秸秆资源的有效利用提供了一种新途径, 另一方面也为广大育苗企业和个人提供了一种可降解的、钵苗一体化栽植的新型育苗钵。粘结剂的类型对育苗钵容器的性能有直接的影响。对育苗钵来讲, 选用的粘结剂应该与秸秆纤维具有良好的粘合性, 且为生物可降解材料, 埋入土壤后能够完全被生物降解, 对土壤及植物无腐蚀, 制成的育苗钵具有较好的机械强度, 并且能满足育苗要求。在此方面, 白晓虎等人进行了改性淀粉粘结剂的用量、成型温度和成型压力对育苗钵的影响试验[1], 未进行其他类型粘结剂的试验研究。本文通过试验研究了4种粘结剂对秸秆育苗钵成型质量的影响。
1 试验材料与方法
1.1 试验材料
原料为干燥的水稻秸秆。将秸秆用锤片式粉碎机粉碎成平均长度为6mm和15mm两种形式, 并进行对比试验。
粘结剂材料为水、磷酸、玉米淀粉、NaOH和粘土, 配制成4种类型的粘结剂, 其配置比例如表1所示。
1.2 试验仪器及设备
仪器为浴锅、搅拌棒、量筒 (量程200mL) 、温度计 (测试范围0～180℃) 、电子秤 (精度0.01g) 和液压万能试验机。
1.3 试验方法
将调制成胶状的粘结剂与水稻秸秆进行充分的混合和搅拌, 揉成团状, 并放入成型模具后, 用液压万能试验机进行挤压成型, 脱模后将其放入烘干箱内进行干燥。
1.4 试验指标
考虑到成型后育苗钵的机械性能将直接影响到钵的运输与贮存能力、保水能力, 从而影响到幼苗的生长发育, 参考白晓虎、郭康权等人的论文[12-3, 确定试验指标为成型钵的密度、成型钵的跌碎率和成型钵的渗水率。
1.4.1 成型钵的密度
成型钵的密度表示秸秆压缩成型后的最终密度。它是决定成型钵物理性能的一个重要的指标, 其密度值越大, 育苗钵机械强度越高, 耐久性越强, 但不利于幼苗根须向钵外的发展。密度定义为烘干后钵体的质量 (g) 与烘干后钵体的体积 (cm3) 的比值。
1.4.2 成型钵的跌碎率
抗跌碎性主要反映育苗钵在承受一定跌落作用时抗破碎的能力, 对育苗钵在实际条件下的搬运要求关系密切。将预先称量过的成型钵从1m高处垂直跌落至水泥地面上, 重复20次, 再称量。跌碎率定义为该质量与原质量的比值。
1.4.3 成型钵的渗水率
渗水率反映了成型钵的渗水能力, 决定了成型块贮藏的实际环境条件和保水能力。将烘干后的成型钵置于室温的水面之下, 持续10min的时间, 计算该钵所吸收的水量。该水量与原质量之比定义为渗水率。
2 试验结果与分析
在粘结剂胶温为70～80℃、压力为15kN、保压10min条件下, 获得的4种粘结剂对育苗钵密度、跌碎率与渗水率的影响分别如图1、图2和图3所示。
从3个图中可以看出, 增加NaOH和磷酸的含量有利于提高成型钵的密度、渗水率和抗跌碎强度。试验中, 所用粘土为在校园试验田的田间土壤, 粘性较低, 制成的育苗钵抗跌碎强度低于其他3种粘结剂的育苗钵强度。粗秸秆制成育苗钵的密度、渗水率和抗跌碎强度均低于细秸秆育苗钵。
3 结论与建议
1) 试验结果表明, 4种粘结剂制成的育苗钵均能满足育苗过程中钵的运输、贮存及保水能力的机械强度要求, 但从资源保护和成本角度考虑, 以粘土为载体的粘结剂更适合于与秸秆混合压制成型育苗钵, 其配备比例应进一步研究。
2) 秸秆粉碎粒度细些有利于育苗钵的成型, 但不能过细。一方面, 秸秆过细将增加粘结剂的使用量, 且钵的密度较高, 不利于秧苗根系向钵外的扩展;另一方面, 粉碎过细的秸秆增加了能耗, 一般还要进行筛分, 秸秆利用率降低, 违背了秸秆有效利用的初衷。
3) 由于没有进行成型钵在土壤中的降解性试验, 粘结剂中的化学成分对土壤腐蚀性的影响情况未知, 建议进一步进行降解试验, 研究粘结剂中的化学成分对土壤的影响和不同粘结剂钵体的可降解性。
参考文献
[1]白晓虎, 李芳, 张祖立, 等.秸秆挤压成型育苗钵的试验研究[J].农机化研究, 2008 (2) :136-138.
[2]白晓虎, 李芳, 张祖立, 等.农作物秸秆挤压成型育苗容器的研究进展[J].农机化研究, 2007 (5) :225-227.
[3]郭康权, 赵东.植物秸秆模压成型流变特性的试验研究[J].西北农业大学学报, 1995, 23 (3) :11-15.
[4]D.B沃兹堡 (美) .变性淀粉的性能与应用[M].沈言行, 周永元, 译.北京:纺织工业出版社, 1989.
[5]李子东.实用粘结手册[M].上海:上海科学技术文献出版社, 1987.
[6]余伯良.新型淀粉粘合剂的研制—焦藕淀粉瓦楞纸板粘合剂[J].包装工程, 1998, 19 (2) :18-21.
烟煤粘结指数测定的影响因素 篇2
专用无烟煤；采样；制样；化验分析
粘结指数（用G表示）将一定质量的试验煤样和专用无烟煤在规定的条件下混合，快速加热成焦，所得焦块在一定规格的转鼓内进行强度检验，用规定的公式计算粘结指数，以表示试验煤样的粘结能力。它是判别煤的粘结性、结焦性的一个关键性指标，可以预测煤的胶质体情况和焦炭的机械强度，了解各种煤在炼焦配煤中的作用，指导配煤，为生产提供科学依据。所以是化验室煤焦分析的重要项目。它的准确与否直接影响客户的结算和焦炭质量。但是，粘结指数又是一个规范性很强的分析项目，涉及采样、制样与分析，操作环节多，步骤繁琐，影响因素较多。通过多年的工作实践，对粘结指数测定中遇到的问题进行了大量的试验、研究和分析，寻找影响烟煤粘结指数的测定因素，与大家共同探讨。
1.专用无烟煤质量
国标要求采用的无烟煤为宁夏汝箕沟煤矿的专用无烟煤，并且具有一定的技术要求，我公司购进的无烟煤虽是宁夏汝箕沟煤矿的专用无烟煤（可能有时不是真正厂家的），大多数符合技术要求，但有时粒度、灰分达不到要求（目前还未发现水分、挥发分不符合要求的），如某次进回来的A#、B#无烟煤质量如下：
表1-1 专用无烟煤质量技术指标
A#无烟煤。均符合标准，而粒度不符合标准；
B#无烟煤Mad、Vdaf、粒度均符合要求。不符合要求.我们分别用合格无烟煤、A#和B#对同一分析煤样作G值对比，结果如表1-2、表1-3：
表1-2 合格无烟煤与A#无烟煤对照表
表1-3 合格无烟煤与B#无烟煤对照表
由上表可知，专用无烟煤的质量是否符合要求直接影响G值的测定结果和准确性，专用无烟煤粒度、灰分高于标准时，G值偏低，不能代表煤的真实值。
2.采样
数理统计表明：在煤质鉴定的采、制、化三个环节中，采样造成的误差占总误差的80%，制样占16%，化验占4%，可见采取有代表性的煤样在煤质分析中具有重要意义，它对分析结果的准确与否起着决定性的作用。同时由于煤炭是一种化学组成和粒度组成都很不均匀的混合物，要想从大量的煤样中采取少量的能在化学性质和物理性质上代表初始煤样的试验用样品就必须严格按照规定采样，采具有代表性的样品。我厂煤样的采取是根据每天供煤矿点，要求车车采样，五车为一分样，每车按不同车型、不同堆形采五个点，这种采样方法对于煤矿固定，煤质较稳定的供户采的煤样具有代表性，分析结果差别不大，而对于煤质不稳，供户故意夹杂的情况下采的煤样代表性就不好，分析结果差别就较大，如不同的人采同一户煤，结果如表2-1。
表2-1 不同人对同一户煤的采样G对照
其中12#、13#有固定煤矿，G波动为3—6，9#—11#没有固定煤矿，且有夹杂物G波动在16—34。
3.制样
制样不规范。在正常采样、制樣和化验分析的情况下，采样误差大于制样误差，制样误差大于分析化验误差，但制样操作不当造成的误差并不亚于采样误差。尤其是制样时不按规定进行严格的破碎、混合、缩分、至少三遍，而是在来样中随意采几点就进行制样，或是在制样过程中，由于粒度的离析作用和留弃的不恰当，造成被保留和被弃掉的两部分粒度组成发生偏倚，造成缩分误差。如同一户煤，把一个大样分成两份，分别由A、B两个单位分析所得结果如表3-1，再把A室的小样拿到B室分析，所得结果如表3-2。
表3-1 同一煤样不同室 表3-2 同一小煤样不同
人制样G对照 室人分析G对照
从上两表可知，同一个小样分析，G波动为2—3，在国标允许的误差范围内，说明分析化验的误差影响不大，而同一个大样分析，G竟然从10—28波动，说明制样不规范是一个不可忽视的重要的影响因素。
烘干时间。国标规定试验煤样依次经过破碎、混合、缩分、重复操作至少3次，最后研磨，及时制成空气干燥煤样。实际工作中对破碎、混合、缩分无异议，大家都能严格执行操作规程，但煤样在进研磨机前需要烘干（否则因煤样湿无法研磨），而烘干时间却因煤而异，无法确定具体时间，国标也无规定。我们对同一个煤样不同的烘干时间做粘结指数对照，结果如表3-3：
表3-3同一个煤样不同烘干时间的G对照
由上表可知：制样过程中的烘干时间对粘结指数影响非常大，切不可粗心大意，烘样时一定要不时的观察，只要达到空气状态即可，不可烘干过度。
煤样粒度。国标要求煤样应达到空气干燥状态，粒度小于0.2mm，其中0.1—0.2mm的煤粒占全部煤样的20—35%，在实际操作中，由于样子太多，逐级破碎后，不是采用人工制样，而是采用研磨机自动制样，这样粒度较细，小于0.1mm粒度级的比例增加，如果制样后不过筛，使某些小于0.2mm的颗粒经过轧磨又重新轧在一起，形成大小不等的亮晶晶的小片，使煤粒较粗，或者某些煤粒本身不易破碎如不过筛，造成G偏低。如同是一户煤，制完样后过不过0.2mm筛的结果如表3-4。
表3-4 研磨后的煤样是否过筛的G对照
由表可知，由于煤质不同，粒度的影响也不同，如21#、24#煤质较匀，虽未过筛，但筛上物较少，粒度的影响可忽略；但是象22#、23#尤其是25#，煤质不匀粒度较大，它影响就不能忽略。因粒度大的煤样中有许多煤颗粒不易破碎，所以它的灰分也较高，而煤中灰分的增多又使G随之减小，一般G在41—75时，灰分每增加1%，G值就减小2。所以操作时，必须严格执行操作规程。
4.化验分析
粘结指数G测定是一个规范性很强的方法，其测定结果随实验条件而变化，只有严格遵守国家标准的各项规定，才能获得准确而精密的结果。
混匀程度。国标规定，G搅拌时，用搅拌丝将坩埚内的混合物搅拌2min。搅拌方法是：坩埚作45℃左右倾斜，逆时针方向转动；每分钟约15转，搅拌丝按同样倾角作顺时针方向转动，每分钟约150转。搅拌时，搅拌丝的圆环接触坩埚壁与底相连接的圆环部分。经1min45s后，一边继续搅拌，一边将坩埚与搅拌丝逐渐转到垂直位置，2min时搅拌结束。不言而喻，二者混合越均匀，测定结果越可靠。因此，试验中应一丝不苟地按照规定，將试样充分混合均匀，切不可不注意倾斜度，随意搅拌，或是搅拌时不注意将样子溅出来，造成人为误差，进而影响G的测定，如不同的分析工对一煤样进行搅拌的分析结果如表4-1。
表4-1 同一煤样不同分析工的G对照
由上表可知：只要按规范搅拌，混匀程度对粘结指数影响不大。
焦化温度。国标规定测G时，温度要控制在850+10℃，而煤焦站因马弗炉和控温器少，做挥发分和粘结指数共用一个炉子，挥发分的温度控制在900+10℃，所以操作时要根据不同项目调整温度，而有些人为了省事做G时，不调温度而直接在900+10℃的炉内灼烧，致使G有所偏高，如表4-2。
表4-2 不同焦化温度粘结指数对照
由上表可知：焦化温度对粘结指数影响不大，基本都在国标要求的误差范围之内，但系统结果偏高。
过筛。国标规定第一次、第二次转鼓试验后必须过1mm的圆孔筛，而在实际操作中因人员少，样子多，有些人就以目测代替过筛，甚至只要大块，不要小块或者人为地捏一捏焦块，致使粘结指数不太好的煤捏得粉碎，人为地影响G的准确度，如表4-3。
表4-3 转鼓后的煤样是否过筛的G对照
由上表可知：转鼓后的煤样过不过筛对粘结性好的煤影响不大如36#—38#，对粘结性不好的煤影响较大如39#、40#。
5.结论及改进措施
综上所述，影响粘结指数G的主要因素是专用无烟煤的质量、制样粒度和烘干时间，采、制、化操作不规范等。所以在实际工作中，对购进的专用无烟煤先检验鉴定，符合技术要求再接收，否则拒收；对职工进行技术培训，从采样、制样到分析，严格执行技术操作规程中的各项规定，达到要求后方可上岗；针对采样实际情况，建议在进厂煤入口设一台自动采样机，改进操作方法，使煤样具有更好的代表性；鉴于煤质不稳，煤又有杂物的情况，一方面建议公司终止合同，另一方面改进采样方法，参照国标，在汽车顶部沿斜线方向按五点循环每车采一个子样的方法采取，尽量避免因为采样不均匀而带来的偏差；加强管理，加大抽查力度，采取自查、专查、互查的方式，进行不定期抽查，并将抽查结果记入个人档案。
[1]李向利，张国良主编.煤炭采制样理论与实践.中国标准出版社
[2]李英华主编.煤炭科学研究总院北京煤化学研究所.煤质分析应用技术指南
粘结质量 篇3
上世纪50年代末期，美国在大跨度双向无梁平板的建造过程中逐渐发展出后张无粘结预应力钢筋混凝土技术。自上世纪80年代起，无粘结预应力钢筋混凝土结构在我国得了到较为广泛的应用，具有如下特点。
1. 预应力筋张拉力在其传力途径上的特点
在非无粘结预应力筋的施工过程中，在张拉后应进行灌浆，由灌浆体和锚夹具将预应力筋产生的张拉力传递至受体——砼构件。而在无粘结预应力钢筋混凝土结构中，砼构件和预应力筋之间未粘结任何介质，预应力的传递和承受均由锚夹具单独承担，因而锚夹具和绞线应保证终身不锈，这对两者提出了极高的材质要求。
2. 施工步骤
在传统的预应力钢混结构施工中，在浇捣砼构架按的过程中应注意预留孔，然后再行预应力筋的铺穿，并将之张拉，最后进行灌浆和填充孔隙。而新的无粘结预应力钢筋混凝土结构可参照设计要求在绑扎钢筋时进行无粘结筋的抛物线状布置，预应力筋无需在张拉后灌浆，从而使施工工序得到简化，在布设为曲线的情况下，能够促进预应力筋在构件受力区域依据设计要求将其最大效能充分发挥出来，因而常常运用在大跨和多跨梁板施工中。
在当今经济技术的飞速发展背景下，预应力混凝土施工技术的应用率逐渐变得越来越高，在许多具有大跨度结构的建筑以及高层建筑结构中均有普遍应用，特别是后张无粘结预应力钢筋混凝土梁结构，以其较快的施工速度、简洁的工序、较为灵活的建筑布置和减少楼层高度等优点备受购房者和房产开发商所青睐、另外，除去边梁外，后张无粘结预应力钢筋混凝土平板楼中没有其它种类的梁，这为绑扎钢筋、钉装模板和浇筑混凝土等工作带来便利，从而有利于施工速度的提高，具有较好的发展前景。
单向板的两个方向之间跨度相差比较大，若两个方向的矢高相同，此时考虑到跨中会出现部分预应力筋交叠于最低点，应保证某一方向上预应力筋的位置放置会相对高一些。参照单向板的受力特点，应保持长跨方向的最后一条预应力筋置于上部，短跨方向预应力筋则置放于下部。
通常来说，预应力筋在长短方向上的数量均有差异，短方向数量较长方向更多。若依据上述间隔方法进行预应力筋的置放显然不太现实——放置完长方向上所有预应力筋后，短方向上的预应力筋尚有余量。因而正确的置放方法应为：针对长短方向的跨度比使用公式n=L长/L短进行计算，若在预应力筋之间存在间距不等的情况下，计算公式则取用n=N短/N长(预应力筋数量比)，取两条预应力筋将其分别置放于两个不同方向的板边，保证每当在长方向上置放两条预应力筋的同时，短方向上应有2n条预应力筋置放完毕。若n数值未接近某个整数，则化1/n为最小的整数比十(a和b均为整数)，然后预应力筋沿两个方向的布置依据每完成a条长方向预应力筋的铺设，则同时应进行b条短方向预应力筋的铺设，从而实现各方向各条预应力筋的铺设与摆放高度互不影响，各就其位。
为使施工流程得到合理安排，保证施工的快速和正确性，应先将预应力筋的间距在模板上定出，在最低点、最高点、反弯点等不同高度控制区域烧焊同定架，并以此布置原则为参照，将布筋顺序在图纸上标示，施工人员以此作为施工过程中的参照，保证在施工时预应力筋的选取合乎规范，从而使施工人员因预应力筋选取不合理而产生的繁琐工序和由此导致的施工失误得到完全避免，劳动力得以大量节省，施工速度由此加快，最终使工作效率得以显著提高。
二、后张无粘结预应力钢筋混凝土梁施工工艺
1. 承压板（梁端锚垫板）的安放
应以梁柱的钢筋分布和梁的界面尺寸数据等具体情况为依据精心设计锚垫板的铺设。应结合实际情况对锚垫板处梁的锚筋位置和柱主筋间距进行合理调整，以预应力筋和锚垫板不受碰撞为佳。柱钢筋绑扎作业完成后，将锚垫板予以初步安放并固定，确保安放位置准确。柱混凝土浇筑完毕后，再次对锚垫板位置进行核对与校正，在微调后正式将其固定。
2. 预应力筋的铺设工艺
铺设梁底模时，应保证梁起拱低于非预应力梁的起拱高度，通常为0.05%L。在梁的箍筋和非预应力筋的绑扎作业完成后，应以梁无粘结筋的“矢高控制图”为依据进行矢高控制架的安放。应保证无齿距定长切割处理支架所用钢筋，对其尺寸予以严格控制。在固定完支架后进行验收检查，水平方向偏差应控制在+30 mm以内，矢高为+5 mm，对反弯点处应予以重点控制。无粘结预应力筋每7根为一束，应严格按照规范铺设并保证其穿过螺旋筋。无粘结筋在承压板内侧300 mm区域内应为平直段。每完成一根预应力筋的穿插，均用临时支架按组束位置将其固定，待整束预应力筋穿插完毕后统一进行组束。
铺设完预应力筋后应对承压板、矢高控制点、无粘结筋等进行检查验收。
(1)应先进行楼板下部普通钢筋的绑扎作业，再进行无粘结预应力筋的逐次布置。
(2)铺放预应力筋前，应确保普通钢筋定位准确性，从而使预应力筋穿插顺利。
(3)预应力筋在铺设过程中应保持走向准确且平行，不发生相互扭绞;为避免造成预应力筋外包塑料膜受到磨损或发生破裂，严禁在楼板上拖行预应力筋;在铺设过程中普通钢筋若与预应力筋发生冲突，则应优先铺放预应力筋。
(4)参照控制点位置采用马凳钢筋对预应力筋进行定位。
(5)在设置张拉端时，应保证预应力筋垂直于垫板，按照设计位置配置螺旋钢筋，并将其与普通钢筋一起绑扎牢固。
(6)布筋过程中应密切配合电器专业，避免预应力筋的铺设受到管线铺设的影响。
(7)铺设预应力筋作业完成后，应逐根检测矢高、曲线、反弯点高度和位置，并对支垫点和支垫高度进行检查，确认其是否绑扎牢固，采用塑料水密性胶带对破损处予以缠绕修补。
混凝土浇筑过程中，应保证预应力筋不受扰动;保证预应力筋塑料外包膜不受触碰;保证承压区域混凝土振捣密实，不漏振，混凝土试块的标准养护应按照规定实施。
在混凝土强度高于设计强度的75%时，实施预应力张拉并进行张拉记录的填写。
三、后张无粘结预应力钢筋混凝土梁施工质量控制
1. 锚具抽检报告、预应力筋强度抽检报告。
2. 布筋检验
(1)预应力筋的布筋数量;
(2)预应力筋的间距及其布设区域;
(3)张拉端张拉高度和尺寸的预留;
(4)插筋或螺旋筋的数量、位置以及固定、锚固端的埋置高度、位置;
(5)承压板定位孔数量(通常为2个)、位置、埋置位置高度，穿筋孔洞尺寸、承压垫板尺寸;
(6)对梁板上预应力筋的矢高进行检查，确认其是否满足设计要求;
(7)反弯点位置是否合理，高度是否与设计要求相符，是否固定牢固;
(8)预应力筋直线是否已经调直。
参考文献
[1]陆颖.体外预应力加固钢筋混凝土梁性能的试验研究[D].东南大学,2008.
[2]王翠.后张无粘结预应力混凝土楼板结构若干问题研究[D].东南大学,2006.
[3]王春武.后张无粘结预应力装配混凝土结构抗震能力的试验研究[D].东南大学,2009.
[4]高丹.无粘结预应力装配式混凝土梁抗震性能研究[D].北京工业大学,2007.
[5]李瑞鸽,张耀庭,邹冰川等.基于正交异性材料的预应力梁频率的试验研究[J].工程力学,2008(02).
粘结质量 篇4
【关键词】型钢混凝土结构;粘结滑移性能;推出试验;粘结强度
Status of Bond-Slip Research on Steel Reinforced Concrete Structures
Tu Mu-lan
（Chengdu Normal University，College of Physics and EngineeringChengduSichuan611130）
【Abstract】The overview focuses on the bond-slip behavior of steel reinforced concrete structures，including push-out test of bond-slip、the factors impacting the bond-slip of steel reinforced concrete structures and calculation of bond strength.
【Key words】Steel reinforced concrete structures;Bond-slip behavior;Push-out test;Bond strength
1. 前言
（1）型钢混凝土结构即为在混凝土中配置型钢或以配型钢为主的结构。由于其承载能力高、延性好以及良好的抗震性能，近些年来，在我国的高层及超高层建筑工程应用中日益广泛。
（2）型钢混凝土结构是型钢与混凝土共同组成的组合构件，在承载过程中，型钢与混凝土协同工作、共同受力。试验表明由于型钢与混凝土材料不同，当达到一定的荷载后，型钢与混凝土之间将产生较明显的滑移，变形不能协调一致，在这种状况下，研究混凝土与型钢之间如何传递应力，如何协调变形，将不可避免地涉及粘结-滑移关系的研究。因此，粘结-滑移关系对于深入了解型钢混凝土结构受力特征、工作机理有着重要的意义。
（3）日本、欧美和前苏联对型钢混凝土结构的研究较早，应用也较为普遍，但日本的设计方法忽略了型钢与混凝土之间的共同工作，并把型钢混凝土构件的承载能力视为混凝土部分和型钢部分承载能力的叠加，这样做显然过于偏安全。而前苏联则按照型钢与混凝土完全协同工作考虑，这显然又过分夸大了型钢与混凝土之间的粘结作用，计算结构偏于不安全。欧美的设计规范主要给出的是以试验和数值分析为基础的经验公式，它也避开了型钢混凝土结构中实质的、也是难于处理的型钢与混凝土之间的粘结滑移问题而没有进行深入的探讨。
（4）我国学者自20世纪80年代开始，对型钢混凝土构件的强度、刚度及抗震承载力等方面进行了研究，并普遍认为型钢与混凝土之间的粘结滑移对型钢混凝土构件的受力性能有显著影响。同时也做了大量的试验研究和理论分析，获得了型钢与混凝土之间的粘结滑移分布及其规律、粘结滑移作用机理及各种影响因素等。
2. 型钢混凝土粘结-滑移试验
2.1型钢与混凝土之间粘结力。
型钢混凝土结构中，型钢与混凝土之间的粘结力由两部分组成，即混凝土的化学胶结力和混凝土与型钢表面的摩阻力。试验证明，加载初期主要是化学胶结力起作用;而加荷后期，胶结力遭到破坏以后，主要是混凝土界面与型钢表面的摩阻力作贡献。
2.2型钢与混凝土粘结-滑移试验。
（1）早期的试验大多是以简支梁的形式来试图确定型钢与混凝土之间的粘结强度，然而从这些研究资料中发现，在梁端型钢与混凝土之间的相对滑移量没有测出来，并混淆了水平剪切破坏与粘结破坏，而且对破坏荷载的计算方法缺乏一致性。目前的试验主要采用推出试验（图1）和短柱试验，短柱试验虽然更接近于型钢混凝土柱的真实受力情况，但是推出试验能更好地确定型钢混凝土粘结刚度和粘结强度，是较常采用的方法。
（2）由于实际工程中构件的受力性质不同，粘结滑移性能也有所区别。因此，除了进行推出试验外，尚需测定梁、柱节点等基本构件的粘结滑移性能，以便更直接地用于实际工程设计中。试验时一般应在型钢上沿着在混凝土中的埋置长度粘结电阻应变片和埋置滑移传感器，以测得沿着型钢埋置长度粘结应力的分布规律、型钢与混凝土的粘结强度以及粘结应力与粘结滑移的本构关系。
图1推出试验示意图
3. 型钢-混凝土粘结强度的主要影响因素
3.1保护层厚度。
一些研究表明，型钢的混凝土保护层厚度是影响粘结裂缝和粘结破坏的主要因素之一。型钢与混凝土的平均粘结强度在一定范围内随着混凝土保护层厚度的增加而提高。这是因为混凝土凝固时的收缩使保护层对型钢表明产生了更大的正压力，导致两种材料之间的摩擦增大，从而提高了粘结强度;保护层厚度超过一定值后，对粘结强度的影响已经不大，这是因为滑移产生时对裂缝开展的影响不大。
3.2混凝土强度。
混凝土强度是影响粘结强度的因素之一。因为，较高强度的混凝土其化学胶结力亦较大，其抗拉强度较高。化学胶结力的大小直接关系到粘结强度的高低。抗拉强度高，抗裂性能较强，比较不容易出现粘结裂缝，对构件抗粘结劈裂破坏显然有利。
3.3配钢率。
根据试验，当配钢率较大时，随着配钢率的增大，粘结强度降低。因为较大配钢率的构件，相对周围握裹型钢的混凝土减少，因此握裹力就减小。对于同样截面大小的构件，配钢率的增多，也就意味着型钢的混凝土保护层减小，对粘结强度有一定影响。但是对于配钢率不大的构件，配钢率对粘结强度的影响不明显。因为后者具有足够多的混凝土握裹型钢，同样具有足够厚度的保护层。这与前述的保护层厚度达到一定大小以后，增加混凝土保护层厚度对粘结强度影响不明显的结论是一致的。国外型钢混凝土构件的配钢率一般较高，而我国型钢混凝土构件一般配钢率不大，因此对粘结性能影响不明显。
3.4横向钢筋配箍率。
试验证明横向钢筋配箍率的大小对初始滑移平均粘结应力及平均极限粘结强度影响不明显。但是配箍率的增加能增加对混凝土的约束，因此使残余粘结强度得到明显提高。这是因为加荷前期型钢与混凝土的粘结力主要依靠化学胶结力，而横向钢筋对化学胶结力并无多大作用。而在受荷后期，由于横向钢箍对混凝土的约束，提高了混凝土与型钢间的摩阻作用，因此使构件后期的粘结力提高。配置足够多的钢箍，对阻止型钢外围混凝土的劈裂破坏与混凝土保护层鼓出破坏是有效的。
3.5型钢埋置长度。
型钢埋置长度与粘结面大小对于构件承受总的粘结力有明显的影响。因为粘结面大，包括型钢埋置长度加大，都是增加了粘结面，因此在一定的纵向力作用下，分布于各点的粘结应力就明显减小。所以增加型钢埋置长度或采用合理的配钢方式以增加粘结面，是增强构件中型钢与混凝土粘结的有效措施。
3.6加载方式。
加载方式与型钢混凝土的粘结性能也存在着一定的关系。例如，承受均布荷载的型钢混凝土梁，由于梁上有荷载的“压迫”作用，促使型钢与混凝土之间的竖向压力和摩擦力增大，这有利于增强二者的粘结作用，减小型钢与混凝土界面上的纵向滑移，并阻止型钢外围混凝土向外鼓出。
4. 粘结强度的计算
4.1初始滑移粘结强度。
从上述可以看出，保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度是影响初始滑移粘结强度的主要因素，而横向配箍率对初始滑移粘结强度的影响不明显，因此在计算时可不必考虑。由此得到初始滑移粘结强度的线性回归方程为：
s =（0.314+0.3292CSS/d-0.01821Le/d） ft （1）
4.2极限粘结强度。
保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响比较明显，相对而言，横向配箍率的作用不太明显，因此只需考虑保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响，经回归分析得到极限粘结强度的计算公式为：
u =（0.2921+0.4593CSS/d-0.00781Le/d） ft （2）
当型钢的混凝土保护层厚度小于前述的临界厚度时，按实际保护层厚度计算;如果型钢的混凝土保护层厚度大于临界保护层厚度时，则取临界保护层厚度计算。
4.3水平残余粘结强度。
从推出试验中可看出，保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率对水平残余粘结强度的影响比较明显，因此这里仅考虑保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率的影响，建立水平残余粘结强度的线性回归方程为：
r=（-0.0117+0.3675CSS/d+0.3927ρSV） ft （3）
式中： CSS——型钢的混凝土保护层厚度，mm; d——型钢截面高度，mm;
Le——型钢埋置长度，mm; ρSV ——横向配箍率，%。
5. 结语
型钢与混凝土之间的粘结滑移性能不仅直接影响到型钢混凝土结构的受力性能，如构件的破坏形态、承载能力、裂缝和变形特征等，而且它与型钢混凝土构件的剪切连接、粘结锚固、耐久性设计也密切相关。同时，有限单元法和界面应力元法的发展和完善，为各种复杂的型钢混凝土结构和构件的分析提供了新的手段，但是也相应提出了一些非常重要并亟待解决的问题，如型钢与混凝土之间粘结滑移的数值模拟方法，主要表现在建立合理的粘结单元和确定合理的粘结刚度，以及粘结滑移本构模型。因此，要改进和完善现行型钢混凝土结构计算理论，并采用有限元或界面应力元方法对复杂结构进行准确的分析计算，就必须对型钢混凝土粘结滑移性能进行深入的研究。可以说，型钢混凝土的粘结滑移性能是型钢混凝土理论研究中最基本的问题，也是关键问题。本文主要是对现有的型钢混凝土的研究成果进行总结，包括型钢与混凝土的粘结滑移试验、影响型钢与混凝土之间粘结力的因素以及特征粘结强度的计算。由于型钢混凝土粘结性能的研究开展较晚，还有很多工作有待进一步深化。
参考文献
[1]赵鸿铁，张素梅.组合结构设计原理.北京：高等教育出版社，2005.
[2]聂建国，刘明，叶列平.钢-混凝土组合结构.北京：中国建筑工业出版社，2005.
[3]薛建阳，杨勇，赵鸿铁.型钢混凝土推出试验及其粘结强度研究.钢结构，2006.
[4]董宇光，吕西林，杨小川.钢骨与混凝土之间粘结-滑移性能研究进展.结构工程师，2005.
[文章编号]1619-2737（2014）10-20-813
3.4横向钢筋配箍率。
试验证明横向钢筋配箍率的大小对初始滑移平均粘结应力及平均极限粘结强度影响不明显。但是配箍率的增加能增加对混凝土的约束，因此使残余粘结强度得到明显提高。这是因为加荷前期型钢与混凝土的粘结力主要依靠化学胶结力，而横向钢筋对化学胶结力并无多大作用。而在受荷后期，由于横向钢箍对混凝土的约束，提高了混凝土与型钢间的摩阻作用，因此使构件后期的粘结力提高。配置足够多的钢箍，对阻止型钢外围混凝土的劈裂破坏与混凝土保护层鼓出破坏是有效的。
3.5型钢埋置长度。
型钢埋置长度与粘结面大小对于构件承受总的粘结力有明显的影响。因为粘结面大，包括型钢埋置长度加大，都是增加了粘结面，因此在一定的纵向力作用下，分布于各点的粘结应力就明显减小。所以增加型钢埋置长度或采用合理的配钢方式以增加粘结面，是增强构件中型钢与混凝土粘结的有效措施。
3.6加载方式。
加载方式与型钢混凝土的粘结性能也存在着一定的关系。例如，承受均布荷载的型钢混凝土梁，由于梁上有荷载的“压迫”作用，促使型钢与混凝土之间的竖向压力和摩擦力增大，这有利于增强二者的粘结作用，减小型钢与混凝土界面上的纵向滑移，并阻止型钢外围混凝土向外鼓出。
4. 粘结强度的计算
4.1初始滑移粘结强度。
从上述可以看出，保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度是影响初始滑移粘结强度的主要因素，而横向配箍率对初始滑移粘结强度的影响不明显，因此在计算时可不必考虑。由此得到初始滑移粘结强度的线性回归方程为：
s =（0.314+0.3292CSS/d-0.01821Le/d） ft （1）
4.2极限粘结强度。
保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响比较明显，相对而言，横向配箍率的作用不太明显，因此只需考虑保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响，经回归分析得到极限粘结强度的计算公式为：
u =（0.2921+0.4593CSS/d-0.00781Le/d） ft （2）
当型钢的混凝土保护层厚度小于前述的临界厚度时，按实际保护层厚度计算;如果型钢的混凝土保护层厚度大于临界保护层厚度时，则取临界保护层厚度计算。
4.3水平残余粘结强度。
从推出试验中可看出，保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率对水平残余粘结强度的影响比较明显，因此这里仅考虑保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率的影响，建立水平残余粘结强度的线性回归方程为：
r=（-0.0117+0.3675CSS/d+0.3927ρSV） ft （3）
式中： CSS——型钢的混凝土保护层厚度，mm; d——型钢截面高度，mm;
Le——型钢埋置长度，mm; ρSV ——横向配箍率，%。
5. 结语
型钢与混凝土之间的粘结滑移性能不仅直接影响到型钢混凝土结构的受力性能，如构件的破坏形态、承载能力、裂缝和变形特征等，而且它与型钢混凝土构件的剪切连接、粘结锚固、耐久性设计也密切相关。同时，有限单元法和界面应力元法的发展和完善，为各种复杂的型钢混凝土结构和构件的分析提供了新的手段，但是也相应提出了一些非常重要并亟待解决的问题，如型钢与混凝土之间粘结滑移的数值模拟方法，主要表现在建立合理的粘结单元和确定合理的粘结刚度，以及粘结滑移本构模型。因此，要改进和完善现行型钢混凝土结构计算理论，并采用有限元或界面应力元方法对复杂结构进行准确的分析计算，就必须对型钢混凝土粘结滑移性能进行深入的研究。可以说，型钢混凝土的粘结滑移性能是型钢混凝土理论研究中最基本的问题，也是关键问题。本文主要是对现有的型钢混凝土的研究成果进行总结，包括型钢与混凝土的粘结滑移试验、影响型钢与混凝土之间粘结力的因素以及特征粘结强度的计算。由于型钢混凝土粘结性能的研究开展较晚，还有很多工作有待进一步深化。
参考文献
[1]赵鸿铁，张素梅.组合结构设计原理.北京：高等教育出版社，2005.
[2]聂建国，刘明，叶列平.钢-混凝土组合结构.北京：中国建筑工业出版社，2005.
[3]薛建阳，杨勇，赵鸿铁.型钢混凝土推出试验及其粘结强度研究.钢结构，2006.
[4]董宇光，吕西林，杨小川.钢骨与混凝土之间粘结-滑移性能研究进展.结构工程师，2005.
[文章编号]1619-2737（2014）10-20-813
3.4横向钢筋配箍率。
试验证明横向钢筋配箍率的大小对初始滑移平均粘结应力及平均极限粘结强度影响不明显。但是配箍率的增加能增加对混凝土的约束，因此使残余粘结强度得到明显提高。这是因为加荷前期型钢与混凝土的粘结力主要依靠化学胶结力，而横向钢筋对化学胶结力并无多大作用。而在受荷后期，由于横向钢箍对混凝土的约束，提高了混凝土与型钢间的摩阻作用，因此使构件后期的粘结力提高。配置足够多的钢箍，对阻止型钢外围混凝土的劈裂破坏与混凝土保护层鼓出破坏是有效的。
3.5型钢埋置长度。
型钢埋置长度与粘结面大小对于构件承受总的粘结力有明显的影响。因为粘结面大，包括型钢埋置长度加大，都是增加了粘结面，因此在一定的纵向力作用下，分布于各点的粘结应力就明显减小。所以增加型钢埋置长度或采用合理的配钢方式以增加粘结面，是增强构件中型钢与混凝土粘结的有效措施。
3.6加载方式。
加载方式与型钢混凝土的粘结性能也存在着一定的关系。例如，承受均布荷载的型钢混凝土梁，由于梁上有荷载的“压迫”作用，促使型钢与混凝土之间的竖向压力和摩擦力增大，这有利于增强二者的粘结作用，减小型钢与混凝土界面上的纵向滑移，并阻止型钢外围混凝土向外鼓出。
4. 粘结强度的计算
4.1初始滑移粘结强度。
从上述可以看出，保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度是影响初始滑移粘结强度的主要因素，而横向配箍率对初始滑移粘结强度的影响不明显，因此在计算时可不必考虑。由此得到初始滑移粘结强度的线性回归方程为：
s =（0.314+0.3292CSS/d-0.01821Le/d） ft （1）
4.2极限粘结强度。
保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响比较明显，相对而言，横向配箍率的作用不太明显，因此只需考虑保护层厚度、混凝土强度和型钢埋置长度对极限粘结强度的影响，经回归分析得到极限粘结强度的计算公式为：
u =（0.2921+0.4593CSS/d-0.00781Le/d） ft （2）
当型钢的混凝土保护层厚度小于前述的临界厚度时，按实际保护层厚度计算;如果型钢的混凝土保护层厚度大于临界保护层厚度时，则取临界保护层厚度计算。
4.3水平残余粘结强度。
从推出试验中可看出，保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率对水平残余粘结强度的影响比较明显，因此这里仅考虑保护层厚度、混凝土强度和横向配箍率的影响，建立水平残余粘结强度的线性回归方程为：
r=（-0.0117+0.3675CSS/d+0.3927ρSV） ft （3）
式中： CSS——型钢的混凝土保护层厚度，mm; d——型钢截面高度，mm;
Le——型钢埋置长度，mm; ρSV ——横向配箍率，%。
5. 结语
型钢与混凝土之间的粘结滑移性能不仅直接影响到型钢混凝土结构的受力性能，如构件的破坏形态、承载能力、裂缝和变形特征等，而且它与型钢混凝土构件的剪切连接、粘结锚固、耐久性设计也密切相关。同时，有限单元法和界面应力元法的发展和完善，为各种复杂的型钢混凝土结构和构件的分析提供了新的手段，但是也相应提出了一些非常重要并亟待解决的问题，如型钢与混凝土之间粘结滑移的数值模拟方法，主要表现在建立合理的粘结单元和确定合理的粘结刚度，以及粘结滑移本构模型。因此，要改进和完善现行型钢混凝土结构计算理论，并采用有限元或界面应力元方法对复杂结构进行准确的分析计算，就必须对型钢混凝土粘结滑移性能进行深入的研究。可以说，型钢混凝土的粘结滑移性能是型钢混凝土理论研究中最基本的问题，也是关键问题。本文主要是对现有的型钢混凝土的研究成果进行总结，包括型钢与混凝土的粘结滑移试验、影响型钢与混凝土之间粘结力的因素以及特征粘结强度的计算。由于型钢混凝土粘结性能的研究开展较晚，还有很多工作有待进一步深化。
参考文献
[1]赵鸿铁，张素梅.组合结构设计原理.北京：高等教育出版社，2005.
[2]聂建国，刘明，叶列平.钢-混凝土组合结构.北京：中国建筑工业出版社，2005.
[3]薛建阳，杨勇，赵鸿铁.型钢混凝土推出试验及其粘结强度研究.钢结构，2006.
[4]董宇光，吕西林，杨小川.钢骨与混凝土之间粘结-滑移性能研究进展.结构工程师，2005.
粘结质量 篇5
本工程由兰州市城市建设设计院设计, 工程采用框架剪力墙结构, 箱形基础, 地下1层, 地上16层, 平面布置为矩形, 总建筑面积约13 000 m2, 根据使用功能和结构设计要求, 该建筑的主次梁采用了无粘结预应力新技术。
2 梁预应力筋的结构设计
梁预应力筋位置以及梁预应力筋断面布置图见图1。
3 施工安排
预应力结构施工是整个工程结构施工的一部分, 整个预应力结构施工过程随主体施工情况安排进行。预应力结构施工和质量控制措施内容如下:
支梁底模板→预应力梁筋放线定位→绑扎梁非预应力筋成型→预应力梁筋铺设→预应力穿筋、编束、绑扎、固定→浇筑梁混凝土→张拉预应力筋→孔道灌浆。
4 关键施工阶段质量控制措施
4.1 梁预应力筋铺设及质量控制
1) 预应力筋穿放。
在梁底模上定出预应力筋的轴线位置, 并做好标志, 按图纸要求在轴线上每隔1 m划一横线写上该点标高尺寸。检查非预应力筋的直径、规格、位置等是否正确。按图纸进行钢筋绑扎, 要求严格控制钢筋的间距及位置。
2) 承压板、控制点的定位、固定。
定位时应调整柱子主筋及梁锚固端钢筋的位置, 以保证预应力筋顺利通过, 固定时, 承压板用电焊焊牢, 并保证承压板各方向和垂直度, 控制点定位筋用直径不小于8的金刚筋同箍筋焊牢。
3) 控制预应力筋的曲线形状。
无粘结预应力筋设计中常采用抛物线、斜直线、平直线等几种线形, 或它们的组合。铺设时应先铺设下支预应力筋, 再铺设上层筋, 每层筋铺设时, 先铺设中间束钢筋, 依次铺设边束钢筋。每束预应力筋应理顺, 每隔1 000 mm~2 000 mm绑扎, 并与定位筋绑扎牢固。预应力筋穿束固定完成后, 各工程施工中不挪动、改变预应力筋的曲线形状和位置, 不得损伤无粘结预应力筋外皮。
4.2 浇筑梁混凝土 (C45) 质量控制
在浇筑混凝土前, 需要配备专职人员负责检查无粘结筋的束形是否符合设计要求, 张拉端和固定端的安装是否符合工艺要求。在无粘结筋铺设完毕后, 进行隐蔽工程检查验收, 当确认合格后, 方可浇筑混凝土。
浇筑混凝土时注意振动棒不要对预应力筋造成损坏, 要求混凝土振捣密实, 特别是固定端和张拉端锚板周围。混凝土不能直接倾倒在预应力筋上, 以免造成预应力筋错位。混凝土成型后, 若发现有裂缝或空鼓现象, 必须在无粘结筋张拉之前进行修补。
4.3 张拉预应力筋质量控制
张拉控制应力Qcon=0.75×1 960=1 395 MPa, 每根钢绞线的张拉力为1 395 MPa×139.98 mm2=195.3 k N, 采用250 k N千斤顶, 并配以变角张拉器, 可完成预应力筋的张拉。
无粘结钢绞线主要性能指标为:fptk=1 860 MPa, 直径15.24 (Ap=139.98 mm2) , 润滑防腐油脂为无粘结筋专用油脂, 外包高密度聚乙烯。
无粘结预应力筋的锚固选用乙型锚具系统, 张拉端和固定端分别采用夹片锚和挤压锚, 张拉端锚具为由YJM-15型夹片锚、预压板、螺旋筋组成, 固定端锚具由P型挤压锚、螺旋筋组成。以上两种锚夹具符合国家有关标准规定的Ⅰ类锚具性能要求。
混凝土达到设计强度80%时开始预应力张拉, 因为规范规定不得超过75%, 但本工程现场钢绞线的送检情况, 试验结果都超标, 主要原因是钢绞线的实际质量水平提高, 《建筑施工手册》建议将最大张拉控制应力提高至80%标准抗压强度, 故同意采用80%的标准抗压强度, 同时要检看C45混凝土试件资料, 要求试件放在同条件下养护, 当混凝土达到80%时开始张拉。
4.4 孔道灌浆质量控制
张拉完毕, 将锚头外面的钢绞线切断, 预应力筋切筋采用角磨机, 严禁采用电气焊。切筋后建筑用油脂及塑料盖做防腐处理, 锚具夹片处, 油脂必须饱满。最后用高一级标号带头石混凝土保护处理。用水泥浆进行封裹, 待其具备足够强度后, 进行孔道灌浆。预应力梁施工完成后, 严禁剔凿开洞、打胀栓。若必须进行上述施工, 需征得设计同意并会同有关单位共同处理。
5 施工进度
预应力施工是整个结构施工的一部分, 预应力筋的穿筋绑扎和承压板、穴模及螺旋筋安装固定与现场同步进行。预应力张拉则不占用总的结构施工工期。
由于施工前严格审阅施工图, 对结构关键部分进行验算, 在预应力筋和非预应力筋铺设较密处要画大样图, 发现问题及时与设计单位协商解决。进场的无粘结预应力筋、锚具必须有质保书, 且应按照无粘结预应力设计施工规程的要求进行复检, 当发现无粘结筋的外皮有部分损坏时, 要用塑料胶布修补, 不得使预应力外筋露出, 预应力筋不得有死弯。张拉端螺旋筋, 承压板应相互紧密接触, 固定端挤压锚、承压板用及螺旋筋应紧密接触。在施工过程中, 认真贯彻落实每一项具体工作, 在施工中经过多次监督检查, 本工程预应力筋张拉时未出现断裂和抽丝等质量问题, 各项技术指标均符合规范规定和设计要求。
6 结语
现浇梁的预应力筋施工质量控制是材料学、施工新工艺、新技术发展, 以及质量控制管理理论综合作用的结果。预应力钢筋混凝土结构在工业与民用建筑中广泛应用。该工程针对预应力钢筋混凝土在各个施工阶段提出了质量控制技术要点, 为预应力钢筋混凝土结构的施工提供了很好的范例。
摘要：分析了无粘结预应力梁板施工质量对结构安全性的影响, 并结合具体工程实例, 对无粘结预应力的施工程序及工程质量的控制方法进行了详细阐述, 为今后预应力钢筋混凝土结构的施工提供了参考依据。
关键词：预应力,施工程序,质量控制
参考文献
[1]黄贵荣.粘结预应力梁施工质量控制[J].山西建筑, 2006, 32 (5) :123-125.
[2]和超, 丁红岩, 范世平.纤维布加固无粘结预应力梁抗弯试验研究[J].天津大学学报, 2012, 45 (11) :969-975.
[3]中国建筑六局二公司.钢管混凝土柱无粘结预应力框架梁施工工法[J].施工技术, 2002, 31 (7) :43-45.
[4]周益民.无粘结预应力施工技术[J].山西建筑, 2006, 32 (20) :141-143.
[5]JGJ 92-2004, 无粘结预应力混凝土结构技术规范[S].
粘结质量 篇6
本文拟以某工程施工实践, 介绍无粘结预应力梁板的施工技术与质量控制。
1 工程概况
我公司施工的某住宅楼, 总建筑面积18958m2, 地下室2层, 地上21层, 其中1～3层为商场, 4～21层为住宅, 5～21层楼面, 屋面设计采用无粘结预应力梁板, 部分框架梁为无粘结预应力框架梁。最大板跨度为9.0m×8.6m, 板厚为180mm, 周边梁为300mm×750mm, 混凝土为C35, 预应力筋采用抗拉强度标准值为fptk=1860Mpa、直径15mm的无粘结预应力钢绞线。
2 锚具选择
根据设计要求并结合梁、板施工的特点, 经充分的对比分析和方案论证, 锚具选用夹片式锚具。板预应力筋固定端置于梁内, 张拉端靠梁边, 板中预留变角张拉孔洞边梁则在梁侧预留槽口。预应力筋布置如图1所示。
3 施工工艺流程
无凝结预应力安装施工与主体结构同步进行, 浇捣后, 强度达到要求, 即可张拉。每层工艺流程如图2。
4 物料准备
⑴将无粘结预应力筋按设计要求的长度加操作长度和数量用砂轮切割机切断并按使用部位分类编号、堆放。
⑵在无粘结预应力筋切割过程中, 检查每条预应力筋的外包层是否破损, 对局部轻微破损则采用水密性胶带进行缠绕修补, 胶带搭接宽度不应小于胶带宽度1/2。缠绕长度应超过破损长度, 对严重破损的和有死弯的则切除报废。
⑶将厚15mm的钢板按设计要求的尺寸和数量加工制作成锚垫板并按设计要求钻孔。
⑷按设计要求确定每条无粘结预应力筋的曲率, 用φ10钢筋加工制作成马凳, 用于铺放预应力筋定位的控制, 并用铁丝扎紧, 其间距不大于1m。
⑸用φ8钢筋焊接制作局部承压区加强钢丝网片, 网片的面积不小于4片@50。
⑹将切割和分类好的每条预应力筋一端的外包层去皮约8cm, 套好挤压簧和挤压套, 采用挤压器进行挤压。挤压过程中, 观察挤压器油压表的读数, 其范围应在35～45Mpa之间, 超过此范围则予以报废。
5 铺设无粘结预应力筋
⑴按设计要求在施工楼面标注无粘结预应力筋铺放的定位点 (包括垂直高度的定位点) , 在固定端和张拉端普通钢筋较密集的地方, 加强钢丝网可采用现场焊接制作。
⑵铺设预应力筋时, 根据设计曲线坐标高度确定铺设先后顺序, 先铺设标高低的无粘结筋, 后铺设标高较高的无粘结筋, 要保持顺直, 保证预应力筋的矢高, 不得相互扭绞, 并保持张拉作用线与锚垫板面相垂直。铺设过程中还要与各管线安装人员密切配合, 防止各种管线将预应力筋抬高或压低。
⑶预应力筋固定端挤压锚与锚垫板应紧密接触, 不得有间隙或异物。
6 混凝土浇筑
浇筑混凝土设专人监督, 严禁踏压、碰撞无粘结预应力筋、马凳筋锚垫板, 还要遵守混凝土浇筑的有关规范。
7 张拉
⑴张拉设备在使用前先进行标定, 并根据标定报告用内插法计算出张拉力所对应的油表读数, 张拉时用该读数进行控制。
⑵本项工程每根预应力筋的长度均小于25m, 故采用一端张拉, 按对称张拉的原则先编制张拉顺序号, 张拉时尽量保证对称张拉, 并逐根做好记录, 张拉端、固定端见图3、图4。
⑶由于本工程采用高强度、低松弛钢绞线, 因此张拉时采用一次张拉到控制应力σcon=1302N/mm2, 每根钢绞线的张拉力为182KN, 张拉时混凝土强度要达到设计强度的75%。
8 封锚
张拉完后采用砂轮切割机切断超长的预应力筋, 切断后在锚具和承压板表面涂防水材料, 然后再用微膨胀混凝土封闭 (如图3) 。封锚混凝土一定要密实, 新老接口绝对不能产生裂缝, 以免影响其耐久性。
9 结论
无粘结预应力梁板施工技术是一个系统工程, 在施工中一定要把好质量关, 加强施工管理, 才能确保工程质量。
摘要：介绍大跨度无粘结预应力楼盖板施工技术方案的选择, 施工工艺流程和具体的施工操作方法及必须注意的问题。
粘结质量 篇7
建筑物由于使用年限的延长或其他诸如地震灾害等多种原因造成构件强度、刚度不足或开裂、破损等情况屡见不鲜,尤其在我们国家,建国初期建成的许多建筑物已经到了维修加固的高峰期,其次还有部分建筑由于设计不符合使用要求,需要对结构构件或建筑物整体进行加固补强[1,2]。
利用建筑结构胶粘剂将各种补强材料粘结在受损构件上,是近来应用比较广泛的一类加固方法。但是胶粘剂的胶粘过程是一个复杂的物理和化学过程,粘结效果不仅取决于胶粘剂本身性能,而且与粘结工艺、被粘物表面的处理情况、周围环境的温度等因素有关,因此为了获得结构胶粘结的最佳效果,使结构胶的使用更加科学有效,有必要对上述因素的影响进行研究,争取使胶粘剂的使用与这些因素相适应。
1 试验原料及仪器
1.1 胶粘剂型号
本试验采用目前市场上常用的WD-1001型高性能丙烯酸酯AB胶和DY·E-44型环氧树脂胶。WD-1001型高性能丙烯酸酯AB胶可广泛用于钢材、碳纤维、水泥、木材等同种或异种材料的粘结,由A,B两个组分组成,使用时两组分以1∶1配比混合后涂胶,常温指压下8 min左右初步固化定位,1 h后就可达最终强度的70%,24 h后达到最高强度。DY·E-44型环氧树脂胶为淡黄色高粘度透明液体,与固化剂按1∶1混合,固化后尺寸稳定性好,粘结性能优异,广泛用于各种金属与非金属的粘合及防水补强材料等。
1.2 仪器设备
CMT5105型微机控制高低温电子万能试验机由深圳市新三思材料检测有限公司生产。
1.3 试样制备
按照GB/T 7124-2008胶粘剂拉伸剪切强度的测定(刚性材料对刚性材料)标准制备试样。首先用工业酒精擦拭2根25 mm×100 mm的钢片表面,除去污染物后用砂纸打磨钢片表面直至出现金属光泽,将配好的两种结构胶的A,B混合胶液分别均匀地涂在粘结面积A=12.5 mm×25 mm上,用金属线控制胶层厚度分别为0.1 mm,0.2 mm,0.3 mm,0.5 mm,1.0 mm,1.5 mm,在(23±2)℃的环境温度下固化7 d,固化压力为接触压,试样个数为6个,试样尺寸见图1。
粘结抗拉强度试验的试样尺寸按照图2制作,首先用工业酒精擦拭两块截面尺寸为40 mm×40 mm,厚度为4 mm的Q235钢板,除去污染物后用砂纸打磨钢片表面直至出现金属光泽,用结构胶粘结,将配好的两种结构胶的A,B混合胶液分别均匀地涂在两块钢板上,用金属线控制胶层厚度分别为0.1 mm,0.2 mm,0.3 mm,0.5 mm,1.0 mm,1.5 mm,在(23±2)℃的环境温度下固化7 d,试样个数为6个,钢板两边中部焊接一段直径为8 mm的钢筋用于试验机夹持端加载。
1.4 测试方法
在CMT5105型微机控制高低温电子万能试验机上以2 mm/min的恒定速度加载,记录试样破坏的最大负荷以及胶接接头破坏的类型。
2 试验结果与分析
2.1 胶层厚度对建筑结构胶性能的影响
胶接是与被粘结构件和胶粘剂组织结构有密切联系的过程。胶接接头在受到外力作用时,由于粘附强度和内聚强度的不同,其破坏情况有四种形式,即被粘构件破坏、胶层内聚破坏、界面粘附破坏及混合破坏。
在实际操作中,如果保证了胶层本身足够强度的话,就能避免胶层内聚破坏,同时如果保证胶与被胶接构件有良好粘附的话,就能避免界面粘附破坏,可能实现被粘物构件破坏。
观察拉伸剪切和粘结抗拉试验后各组试样破坏面,均发现有胶层残留在钢片上,而且残留胶层比较光滑,钢片上无胶的地方没有结构胶破坏后留下的毛刺,这说明本试验中不同胶层厚度胶接接头失效模式是以界面粘附破坏为主。由图3的试验数据可见当胶层厚度非常小时,随着胶层厚度的增加,两种结构胶的拉伸剪切强度均提高,当丙烯酸酯AB胶的胶层厚度为0.2 mm,环氧树脂胶的胶层厚度为0.3 mm时,两种胶的拉伸剪切强度分别达到最高,但随着胶层厚度的继续增加,两种结构胶的拉伸剪切强度均呈现下降的趋势,胶层越厚,强度值越低,本试验结论与文献[3]中试验结果基本一致。当胶层厚度超过1 mm时,厚度对强度的影响更为明显,下降幅度越来越大。由图4的试验数据可见,当丙烯酸酯AB胶的胶层厚度为0.3 mm,环氧树脂胶的胶层厚度为0.5 mm时,两种胶的粘结抗拉强度分别达到最高,随着胶层厚度的继续增加,两种建筑结构胶的粘结抗拉强度均呈现下降的趋势,胶层越厚,粘结抗拉强度值越低。
分析胶层厚度对拉伸剪切强度和粘结抗拉强度的影响,粘结过程中由于种种原因胶层材料本身的结构或界面区总是存在一些裂缝和其他缺陷,比如表面划痕、微孔、晶界等。这些裂缝和缺陷会产生局部应力集中现象,使局部区域所受的应力远远超过平均应力,当局部应力超过某一临界条件时,裂缝失去稳定性并发生扩展,引起破坏。
对一般材料而言,试样的尺寸体积、半径、长度越大,其内部存在裂缝、缺陷的几率也越大,但是胶接接头胶层并不是越薄越好。但胶层厚度小到一定程度时,拉伸剪切强度反而随之下降,其原因是胶层太薄时,容易产生缺胶,即生成了新的弱界面层和应力集中现象。
2.2 固化温度对建筑结构胶性能的影响
结构胶必须通过固化过程才能产生强度,固化温度的控制是固化过程中的重要因素,它不仅决定固化完成的程度,而且也决定固化过程进行的快慢。本试验将两种结构胶制备成每级固化温度条件下各6组胶接试件,胶层厚度均为1 mm,分别在室温10℃,20℃下固化7 d后进行力学性能测试,与在烘箱内加热到40℃,60℃,80℃下固化4 h后,立即取出试样,迅速进行力学性能测试进行对比。目的是研究不同固化温度和时间下,结构胶的拉伸剪切强度和粘结抗拉强度变化规律。
观察力学试验后各组试样破坏面发现,常温固化后试样主要发生界面粘附破坏,提高固化温度以后,钢片上出现了一部分结构胶的毛刺,胶层上的纹路清晰纵横交错,所以认为试样同时发生了胶层内聚破坏和界面粘附破坏,结构胶的性能得到了更大程度的发挥。
由图5和图6的试验结果可见,适当提高固化温度使强度值明显提高,但是当温度升高后,丙烯酸酯AB胶达到60℃、环氧树脂胶达到40℃时,结构胶开始软化,两种结构胶的抗剪强度和粘结抗拉强度出现不同程度的下降。
由于适当提高固化温度使结构胶的浸润能力提高,使结构胶与钢片之间的接触面积增大,充分浸润了钢片表面,胶层和钢片之间发挥了一定的机械咬合力,避免了大面积界面破坏的发生,提高了强度值。但是固化温度不宜过高,过高的固化温度会使结构胶组分A与B反应活性变高,交联反应速率过快,反应不完全就已经产生固化,造成粘结力下降。
3 结语
1)结构胶随着胶层厚度变大,胶层剪切强度和粘结抗拉强度总体呈下降趋势。但如果胶层太薄容易造成缺胶,致使胶接强度下降。
2)当丙烯酸酯AB胶的胶层厚度为0.2 mm,环氧树脂胶的胶层厚度为0.3 mm时,两种胶的拉伸剪切强度分别达到最高,当丙烯酸酯AB胶的胶层厚度为0.3 mm,环氧树脂胶的胶层厚度为0.5 mm时,两种胶的粘结抗拉强度分别达到最高。
3)温度较低时,结构胶拉伸剪切强度和粘结抗拉强度值随着固化温度的提高而提高,适当提高固化温度有利于提高固化程度,但是过高的固化温度会造成粘结力下降。
摘要：通过丙烯酸酯AB胶和环氧树脂胶的拉伸剪切强度和粘结抗拉强度试验,研究不同胶层厚度、固化温度对试验结果的影响,试验结果表明,胶层厚度变大,结构胶剪切强度和粘结抗拉强度呈下降趋势;适当提高固化温度有利于提高固化程度,但是固化温度过高会造成粘结力下降,研究结果对建筑结构胶拉伸剪切强度和粘结抗拉强度的检测质量起到了保证作用,同时提高了检测结果的准确率。
关键词：建筑结构胶,拉伸剪切强度,粘结抗拉强度
参考文献
[1]贺曼罗.建筑结构胶粘剂施工应用技术[M].北京:化学工业出版社,2001.
[2]唐业清,万墨林.建筑物改造与病害处理[M].北京:中国建筑工业出版社,2000:172-210.
瓷砖粘结砂浆的研制 篇8
可再分散聚合物胶粉作为添加剂可显著改善水泥等无机胶凝材料的粘结力、抗渗性和柔韧性等,被广泛应用于建筑材料中。自德国瓦克研制出第一代醋酸乙烯均聚物乳胶粉以来,乳胶粉产品经过醋酸乙烯酯-乙烯共聚物乳胶粉,再到后来推出的纯丙烯酸系、苯丙体系、有机硅改性聚醋酸乙烯酯等,品种逐渐增多,性能也有很大的提升。
本文通过对北京天维宝辰化学产品公司经由特殊乳胶粒子设计开发的丙烯酸系乳胶粉在瓷砖粘结剂中的应用进行研究,为丙烯酸系乳胶粉在商品砂浆中的应用开发与市场推广提供支持。
1 试验
1.1 原材料
水泥:福建三德水泥公司生产的P·O42.5水泥;砂:河砂,过筛自制,颗粒粒径为0.16~0.63 mm;粉煤灰:福建Ⅱ级粉煤灰,SiO2和A12O3含量分别为54.2%和23.3%,45μm筛筛余为18%;可再分散乳胶粉:6021E、6022E、6031E、6041A和7042W,北京天维宝辰化学产品有限公司生产;羟乙基甲基纤维素醚(HPMC):100 kPa·s,北京天维宝辰化学产品公司生产。
1.2 试验方法
吸水率:参照JGJ/T 70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》进行测试,将养护至28 d的试样放入电热鼓风干燥箱内,在105℃烘2 d,称质量为m0,试样吸水后某一时刻的质量记为m1,按(m1-m0)/m0计算吸水率。
粘结砂浆的抗压、抗折强度参照GB 17671—1999《水泥胶砂强度检验方法(ISO法)》进行测试。瓷砖粘结剂性能按照JC/T 547—2005《陶瓷墙地砖胶粘剂》进行制样、养护和粘结强度测试。
2 结果与讨论
2.1 粉煤灰掺量、灰砂比对胶砂性能的影响
因为聚合物的掺量较小,而水泥的用量较高,为进一步改善胶粘剂的柔韧性,并降低水泥用量,试验中掺加部分Ⅱ级粉煤灰作为胶凝材料取代部分水泥,增加粘结砂浆的保水性、可塑性和柔韧性。不同灰砂比会直接影响粘结强度,砂率过小时,湿表观密度会较大,直接影响收缩值,使收缩率变得过大,当砂率较大时,粘结强度会降低,难符合要求,对施工安全造成潜在的隐患。水灰比为0.2,纤维素醚掺量占干料总量的0.2%,胶粉掺量控制在2%时,粉煤灰掺量和胶砂比对胶砂性能的影响见表1。
由表1可见,砂浆的14 d抗压、抗折强度随着粉煤灰掺量的增加而明显地降低。Ⅱ级粉煤灰胶凝活性较水泥低,所以掺量越大,力学性能越差。随着胶砂比的增加,粘结砂浆的14d抗压和抗折强度明显的降低。这是因为胶凝材料量减少,相同的用水量导致水灰比增大,从而强度下降。
压折比用来表示砂浆的柔韧性,压折比越小砂浆的柔韧性越好。在胶砂比为1∶1时,粉煤灰掺量15%的试件压折比最低为5.47,仍较高;在胶砂比为1∶2和1∶3时,随着粉煤灰掺量的增加,砂浆的压折比均降低。随着灰砂比的增大,砂浆的压折比降低,在胶砂比为1∶3、粉煤灰掺量为30%时,砂浆的压折比最小达到3.91。综合考虑,确定胶砂比为1∶2,从改善砂浆和易性和施工性角度看,控制粉煤灰掺量为30%以内。
纤维素醚掺量占干料总量的0.2%以内,胶粉掺量控制在2%较为经济。最终确定胶砂比采用1∶2,粉煤灰掺量为水泥用量的30%,HPMC掺量为0.2%,乳胶粉掺量2%,进行试样的制备。
2.2 不同胶粉对粘结砂浆吸水率的影响
为了研究不同胶粉对砂浆吸水率及力学性能的影响,通过掺加不同种类的乳胶粉配制砂浆试样,对试样的吸水率和力学性能进行测试,试验结果分别见图1和表2。
从图1可以看出,不同胶粉对砂浆的吸水率影响不同,基准样48 h的吸水率为18.4%,添加了胶粉的砂浆吸水率均降低,以2号和3号砂浆的效果最好,48 h吸水率分别为6.2%和6.4%。从表2数据可知,2号和3号砂浆的干密度与未掺胶粉砂浆的干密度接近,胶粉的掺入会提高新拌水泥砂浆的含气量,从而降低砂浆的密度。从表2数据来看,6021E和6031E胶粉的引气作用不显著,所以干密度没有显著降低,砂浆相对致密,所以抗压、抗折强度有所提高;其它胶粉的引气作用较明显,所以砂浆的干密度均有一定程度的降低,由于砂浆气孔率的增加,对砂浆的抗压、抗折强度产生了不利影响。从试块的破坏断面可以看出,试块内部存在大量气泡,从而降低了砂浆的抗压、抗折强度。
试验所用的5种乳胶粉均使水泥砂浆的吸水率和压折比明显降低,相同的胶粉掺量情况下,不同胶粉的作用不同,砂浆中掺加6021E和6031E胶粉的抗压、抗折强度较未掺胶粉的砂浆有一定提高,且压折比降低;砂浆中掺加6022E、6041A和7042W胶粉的抗压、抗折强度较未掺胶粉的砂浆低,但压折比显著降低。综合考虑,选择6031E作为瓷砖粘结砂浆的乳胶粉。
2.3 瓷砖粘结砂浆配合比的确定
从以上试验可以得出,粘结砂浆较好的配合比为m(水泥+粉煤灰)∶m(砂)∶m(纤维素醚)∶m(6031E胶粉)=32.6∶65.2∶0.2∶2。按此配方配制的瓷砖粘结砂浆参照JC/T 547—2005进行粘结性能检测,测试结果(见表3)表明,制备的瓷砖粘结砂浆具有良好的粘结性能。
3 结论
(1)粉煤灰可改善粘结砂浆的柔韧性,降低水泥用量,增加砂浆的保水性和可塑性;胶砂比增大,砂浆的抗压、抗折强度降低,但可降低砂浆的压折比,改善砂浆的柔韧性。
(2)乳胶粉均使水泥砂浆的吸水率和压折比明显降低,提高砂浆的柔韧性;砂浆中掺加6021E和6031E胶粉的抗压、抗折强度较未掺胶粉的砂浆有一定提高;砂浆中掺加6022E、6041A和7042W胶粉的抗压、抗折强度较未掺胶粉的砂浆低,不同乳胶粉的引气效果存在差异。
(3)粘结砂浆较好的配合比为m(水泥+粉煤灰)∶m(砂)∶m(纤维素醚)∶m(6031E胶粉)=32.6∶65.2∶0.2∶2。按该配方配制的粘结砂浆具有良好的粘结性能。
摘要：为了改善传统瓷砖粘结砂浆施工和易性及耐久性差、粘结力低等问题,通过在普通水泥砂浆中掺加粉煤灰,调整胶砂比,复合掺加少量羟乙基甲基纤维素醚和可再分散乳胶粉,配制出施工和易性好、粘结强度高和耐久性优良的瓷砖粘结砂浆。
关键词：瓷砖粘结砂浆,聚合物胶粉,孔隙率,吸水率
参考文献
[1]肖力光,罗兴国.可再分散乳胶粉在水泥砂浆中的应用[J].混凝土,2003(4):60-63.
[2]张国防,王培铭,吴建国.聚合物干粉对水泥砂浆体积密度和吸水率的影响[J].新型建筑材料,2004(2):29-31.
[3]郑薇,王培铭,张国防.聚合物干粉对水泥砂浆含气量和体积密度的影响[C]//首届全国商品砂浆学术会议.上海,2005:267-271.
[4]辛全仓,何廷树,宋学峰,等.瓷砖粘结干粉砂浆的开发研究[J].新型建筑材料,2005(7):51-53.
粘结质量 篇9
【关键词】 纤维沥青；封层；黏结强度
Experimental study of the mechanism of inter-fiber bonding strength to form layers of asphalt seal
Liu Jian-gang
(Pingdingshan Highway Administration Central Laboratory Pingdingshan Henan 467000)
【Abstract】 Through the inter-fiber bonding strength to form layers of asphalt seal analysis using shear test and pullout test to obtain bond strength index, fibrous material made of asphalt pavement performance-based options, the analysis of variation between the strength and intensity level formation mechanism, drawn fiber seal bond strength between layers showed an increase over time nonlinear law, in order to improve the bonding between the state of the grass-roots level and below, to prevent grass surface cracks reflected to play an active guidance effect.
【Key words】 Fiber asphalt;Sealing layer;Bond strength
纤维沥青层是由短纤维和沥青组成，属于一种纤维增强复合材料，增强相为纤维，而沥青则是基体相［1］，在研究其力学问题时，需要涉及纤维的排列情况、纤维和基体的性能及界面性能等。目前，纤维封层材料的配合比及施工质量控制主要依靠经验法，通过实验方法研究纤维封层的层间黏结强度和整体抗拉强度等力学性能指标，对促进纤维封层的推广应用具有较好的理论指导意义。
1. 乳化沥青的选择
乳化沥青的选择关键在于对乳化剂的选择，而乳化剂则可根据乳化剂的离子类型来挑选：
（1）乳化沥青按照乳化剂溶解于水中电离的离子类型及电荷种类分为:阳离子型、阴离子型、两性离子型和非离子型。阴离子乳化沥青有节省能源、使用方便、乳化剂来源广且价格便宜等优点，但是，这种乳液与矿料的粘附性不太好，特别是与酸性矿料的粘附性更差，图1是阴离子乳化剂与石料粘附示意图。阴离子乳化沥青与矿料的裹覆只是单纯的物理粘附，沥青与矿料之间的粘附力低。若在施工中遇上阴湿或低温季节，乳液的水分蒸发缓慢，沥青裹覆矿料的时间拖长，这样就影响了路面的早期成型，延迟了开放交通的时间。所以综合各种因素，目前国内己很少使用阴离子沥青乳化剂生产乳化沥青［2］。
（2）图2是阳离子乳化沥青与矿料表面粘附示意图，乳液中沥青微粒带正电荷，湿矿料表面带负电荷，两者在有水膜的情况下仍可以吸附结合。因此，即使在阴湿或低温季节，阳离子乳化沥青仍可照常施工。阳离子乳化沥青可以增强与矿料表面的粘附力，提高路面的早期强度，铺筑后可以较快地开放交通，同时它对酸性矿料和碱性矿料都有很好的粘附能力。因而，阳离子乳化沥青既发挥了阴离子乳化沥青的优点，同时又弥补了阴离子乳化沥青的缺点，是目前沥青乳化剂的首选［3］。
2. 纤维的选择
（1）纤维是一种细长而柔韧的材料，常用的有天然纤维和化学合成纤维。前者是用天然高聚物如棉、麻、羊毛、蚕丝及矿物等，经化学处理和机械加工而制得的，如纤维素纤维，蛋白质纤维，甲壳质纤维基石棉等。后者是以合成高聚物(树脂)为原料经化工处理后得到的［4］。工程中常使用的纤维有玻璃纤维、聚丙烯睛纶纤维、聚酷纤维、木质素纤维、矿物纤维以及钢纤维。
（2）沥青纤维增强封层技术所用玻璃纤维的平均长度一般为30mm、60mm或120mm。根据国外经验，采用60mm的纤维一般效果较好。沥青纤维增强封层要采用喷射用无捻粗纱型玻璃纤维，它由多股原丝络制而成，每股原丝含200根玻璃纤维单丝，玻璃纤维直径12~23μm，特克斯数150-9600tex(g/Km)［5］。
（3）本项目采用无碱玻璃纤维的性能指标见表1。
表1 无碱玻璃纤维材料技术指标
玻璃类型 纤维碱
含量 单纤直径 含水量 硬挺度 分散性 灼烧损失
E <0.5% 13μm 0.1% ≥140mm ≥95% 0.8
3. 沥青纤维封层层间黏结强度变化的定性分析
（1）纤维封层从施工到通车运营以后，其层间黏结强度的变化可以定性的表示为图3的形式。
（2）图中，AB段表示纤维封层施工从撒铺改性乳化沥青、纤维，然后进行胶轮压路机碾压、初期养护到限速开放交通前的强度变化；BC段描述了限速开放交通期间和在自然行车的碾压下，纤维封层的层间黏结逐渐上升，至黏结强度达到到最大值的过程；CD段代表路面养护后其纤维封层层间黏结强度达到峰值后，其服务能力在交通荷载和环境作用下服务能力逐渐下降，层间的黏结强度也在逐渐降低；在CD段层间黏结强度变化期间，根据路面状况和对其服务能力的要求选择下一次的养护方法。
4. 纤维封层层间黏结强度形成机理分析
（1）AB段强度变化分析。
纤维封层层间黏结强度的形成是从撒铺改性乳化沥青开始的，刚撒铺的SBR改性沥青流动性较好，与原路面充分接触，并且原路面施工时较干燥，乳化沥青容易渗透到路面集料空隙及孔隙中，为提高上封层与原路面的层间私结性能提供了前提条件。
(2)BC段强度变化分析。
从开放交通初期限制车速到自然行车的碾压，破乳后的乳化沥青存在的少量的水被逐渐的蒸发出来，渗透到原路面中的乳化沥青固化程度加强，原路面上的一薄层沥青起到连接上封层和原路面的粘结层作用，增强了层间粘结性和抗剪能力。纤维封层中玻璃纤维与其吸附的乳化沥青之间的粘结力随着水分的蒸发也在逐渐的增大，玻璃纤维被牢牢的粘结在上封层和原路面之间，其在层间的位置同时被固定。随着环境和自然行车的碾压，纤维封层的抗压强度以及纤维封层和原路面的黏结强度逐渐的趋于稳定［6］。
（3）CD段强度变化分析。
纤维封层的层间豁结强度达到最大值之后，在交通荷载和气候环境的影响下，沥青也随着时间的推移逐渐的老化，使其与原路面、纤维和罩面层的粘结性降低，纤维封层的黏结强度随时间的增长而不断的下降，其服务能力也在不断的降低，在有效地使用年限内，路面有可能出现裂缝、坑槽和推移等病害；路面状况恶化，路面层间的黏结强度急剧下〖LL〗降。何时选择下一次的养护时期，既能保持路面良好的使用性能，又能延长道路的使用寿命和节约寿命周期成本，显得尤为重要。
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5. 层间拉拔强度试验分析
通过对纤维封层层间的黏结强度形成机理进行定性的描述，初步掌握了层间黏结强度形成的过程，为了更好的理解和掌握层间黏结强度的变化，用直接拉伸试验对纤维封层施工后初期的层间的拉拔力进行了检测，试验结果如图4所示。纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加。现场施工后两三个小时就可以限速开放交通，从施工开始到施工后12小时左右，纤维封层层间的黏结强度的变化过程与定性分析时AB段的强度变化是一致的［7］；有图4知，开放交通后初期层间黏结强度增长较快，在强度持续增长的后期，增长的趋势减缓。这一试验结论基本上和层间黏结强度定性分析的AB段和BC段的结果是一致的。
6. 结论
通过对应力吸收层在路面结构中关键功能的分析可知，应力吸收层是处在基层与下面层之间的功能层，为使其路用性能得到更好的发挥，纤维沥青应力吸收层能够改善基层与下面层之间的粘结状态，并且可以在一定程度上防止基层裂缝反射到面层。根据纤维沥青应力吸收层的这些特点，采用剪切试验得到剪切强度和拉拔试验得到粘结强度指标，提出了基于路用性能的沥青纤维材料选择方案，并分析了层间强度的变化规律及强度的形成机理，得出了纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加的结论，绘制出层间拉拔力随时间的变化曲线，对改善基层与下面层之间的粘结状态及防止基层裂缝反射到面层起到积极的指导作用。
参考文献
［1］ 赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究［D］．西安：长安大学，2010.
［2］ 陈晓娟. 纤维沥青碎石封层适应性及阻裂效应研究［D］．西安：长安大学，2010.
［3］ Aysar NAJD，郑传超，纤维加筋沥青混凝土断裂性能试验， 长安大学学报（自然科学版），
2005(5)28-32.
［4］ 陈华鑫， 张争奇， 胡长顺. 纤维沥青混合料的低温抗裂性能［J］. 华南理工大学学报(自然科学版)，2004,(04).
［5］ 孙雅珍， 赵颖华. 新型纤维增强沥青路面的研究［J］. 华东公路， 2002,(02).
［6］ 申爱琴等.沥青路面层间处置新材料及施工关键技术研究［R］.2009.2.
［7］ 朱春凤.玻璃纤维改善沥青混凝土性能的理论和试验研究［D］.吉林:吉林大学，2007.
［基金项目］河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
［文章编号］1619-2737（2014）06-05-818
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5. 层间拉拔强度试验分析
通过对纤维封层层间的黏结强度形成机理进行定性的描述，初步掌握了层间黏结强度形成的过程，为了更好的理解和掌握层间黏结强度的变化，用直接拉伸试验对纤维封层施工后初期的层间的拉拔力进行了检测，试验结果如图4所示。纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加。现场施工后两三个小时就可以限速开放交通，从施工开始到施工后12小时左右，纤维封层层间的黏结强度的变化过程与定性分析时AB段的强度变化是一致的［7］；有图4知，开放交通后初期层间黏结强度增长较快，在强度持续增长的后期，增长的趋势减缓。这一试验结论基本上和层间黏结强度定性分析的AB段和BC段的结果是一致的。
6. 结论
通过对应力吸收层在路面结构中关键功能的分析可知，应力吸收层是处在基层与下面层之间的功能层，为使其路用性能得到更好的发挥，纤维沥青应力吸收层能够改善基层与下面层之间的粘结状态，并且可以在一定程度上防止基层裂缝反射到面层。根据纤维沥青应力吸收层的这些特点，采用剪切试验得到剪切强度和拉拔试验得到粘结强度指标，提出了基于路用性能的沥青纤维材料选择方案，并分析了层间强度的变化规律及强度的形成机理，得出了纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加的结论，绘制出层间拉拔力随时间的变化曲线，对改善基层与下面层之间的粘结状态及防止基层裂缝反射到面层起到积极的指导作用。
参考文献
［1］ 赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究［D］．西安：长安大学，2010.
［2］ 陈晓娟. 纤维沥青碎石封层适应性及阻裂效应研究［D］．西安：长安大学，2010.
［3］ Aysar NAJD，郑传超，纤维加筋沥青混凝土断裂性能试验， 长安大学学报（自然科学版），
2005(5)28-32.
［4］ 陈华鑫， 张争奇， 胡长顺. 纤维沥青混合料的低温抗裂性能［J］. 华南理工大学学报(自然科学版)，2004,(04).
［5］ 孙雅珍， 赵颖华. 新型纤维增强沥青路面的研究［J］. 华东公路， 2002,(02).
［6］ 申爱琴等.沥青路面层间处置新材料及施工关键技术研究［R］.2009.2.
［7］ 朱春凤.玻璃纤维改善沥青混凝土性能的理论和试验研究［D］.吉林:吉林大学，2007.
［基金项目］河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
［文章编号］1619-2737（2014）06-05-818
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5. 层间拉拔强度试验分析
通过对纤维封层层间的黏结强度形成机理进行定性的描述，初步掌握了层间黏结强度形成的过程，为了更好的理解和掌握层间黏结强度的变化，用直接拉伸试验对纤维封层施工后初期的层间的拉拔力进行了检测，试验结果如图4所示。纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加。现场施工后两三个小时就可以限速开放交通，从施工开始到施工后12小时左右，纤维封层层间的黏结强度的变化过程与定性分析时AB段的强度变化是一致的［7］；有图4知，开放交通后初期层间黏结强度增长较快，在强度持续增长的后期，增长的趋势减缓。这一试验结论基本上和层间黏结强度定性分析的AB段和BC段的结果是一致的。
6. 结论
通过对应力吸收层在路面结构中关键功能的分析可知，应力吸收层是处在基层与下面层之间的功能层，为使其路用性能得到更好的发挥，纤维沥青应力吸收层能够改善基层与下面层之间的粘结状态，并且可以在一定程度上防止基层裂缝反射到面层。根据纤维沥青应力吸收层的这些特点，采用剪切试验得到剪切强度和拉拔试验得到粘结强度指标，提出了基于路用性能的沥青纤维材料选择方案，并分析了层间强度的变化规律及强度的形成机理，得出了纤维封层层间的黏结强度随时间的推移呈现非线性的增加的结论，绘制出层间拉拔力随时间的变化曲线，对改善基层与下面层之间的粘结状态及防止基层裂缝反射到面层起到积极的指导作用。
参考文献
［1］ 赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究［D］．西安：长安大学，2010.
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［基金项目］河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
［文章编号］1619-2737（2014）06-05-818
粘结质量 篇10
1 材料与方法
1.1 实验材料
1.1.1 试剂
32%磷酸溶液作为酸蚀剂。硝酸银(XK13-201-0099-031,焦作市化工三厂),D-72显影粉(Q/YYCX1 1999,冠龙照相器材公司,上海),快干指甲油(上海泽丽娜化妆品有限公司)作为边缘封闭、图像显影和纳米渗漏示踪用。
1.1.2 粘结剂
主要比较Adper TM Single Bond2(SB)(3M ESPE,Germany);Prime&BondNT(PB)(Dents Ply/Caulk,USA)和Adper TM,Prompt TM(AP)(3MESPE,Germany)3种粘结剂的纳米渗漏状况。
1.1.3 充填材料
应用光固化P60复合树脂(美国,3M公司)充填窝洞
1.1.4 仪器
实验涉及的主要仪器有:JSM5600-LV扫描电子显微镜(JEOL,日本),EiKO IB-5型离子溅射仪,真空干燥仪(日本),高速涡轮牙钻机(北京医疗器械厂),金刚砂车针(Dentsply公司),光固化灯(QHL75TM,Curing Lite,Dentsply,USA),磁力搅拌器(78-1型,杭州仪表电机厂),玻璃瓶。
1.1.5 样本
选择新鲜拔除(拔除1个月以内)的前磨牙45颗。纳入标准:无龋,无畸形,无楔状缺损,牙根发育完全,放大镜下观察无隐裂,无釉质发育不全。用超声洁治器清除牙结石及软组织,保存在0.9%生理盐水中置于4℃冰箱存放,存放时间不超过1个月。
1.2 实验方法
1.2.1 实验分组和粘结固化
将45颗前磨牙清洗、消毒,流水冲洗下用低速砂石沿与牙长轴垂直方向打磨去牙冠周围的釉质,完全暴露牙本质;按320号、400号和600号的顺序依次用碳化硅砂纸打磨牙本质的近咬合面,预备出粘结表面,随机分为5组,除E组5颗外,A、B、C及D组每组10颗牙。A组:酸蚀0 s;B组:酸蚀15 s;C组:酸蚀30 s;D组:酸蚀45 s;E组:自酸蚀15 s。除E组外,A、B、C及D组酸蚀后分别涂布SB和PB,停留15 s,光固化15 s,P60复合粘结树脂堆砌厚度约为2 mm,光固化15 s。E组混和Adper TM,Prompt TM A、B液,加压涂布15 s,光固化15 s;涂布15 s,光固化15 s,P60复合树脂堆砌厚度约为2 mm,光固化15 s。
以上酸蚀及粘结操作都由同一操作者按商品说明严格控制比例和时间进行调拌和涂布粘结完成。
1.2.2 银染技术50wt%氨化硝酸银的配制
在暗室中将25 g硝酸银(Ag NO3)晶粒溶解于25 m L的28%氢氧化氨溶液中,形成黑色颗粒悬浮液。在室温(25±2℃)磁力搅拌下,用28%氢氧化氨溶液滴定硝酸银悬浮液直至清亮透明,并用蒸馏水稀释至50m L,得出50wt%的Ag(NH3)2溶液,pH=9.5,避光保存。
1.2.3 银染制件
截断牙根部,然后将所有牙齿在距粘结界面边缘1 mm之外的所有牙体表面,均匀地涂布无色快干指甲油2次。避光贮存于氨化硝酸银溶液中24 h,蒸馏水冲洗5 min,避光条件下在显影液中显影8 h,使银离子充分还原成金属银,流水充分冲洗。银染后的试件从中心处沿与牙长轴平行的方向片切,得到宽约3 mm的试件,将试件沿与粘结界面垂直的方向用不同表面粒度的油磨石在流水冲洗下由粗到细依次打磨,直至试件表面有光泽为止。
1.2.4 扫描电子显微镜
(SEM)观察50%,70%,90%及100%丙酮梯度脱水,每级10 min;将牙体用导电胶黏附于柱子上,真空干燥,离子溅射仪真空喷镀金膜,扫描电镜获取图像并于1 000倍放大下照相。
1.2.5 数据测定分析
将标本置于扫描电子显微镜下放大1 000倍观察并照相,将照片输入电脑,采用NIH图像分析软件量化计算银染颗粒的分部面积占整张图像面积比作为纳米渗漏的数值[2],记录并进行统计学分析。
1.2.6 统计学分析
采用SPSS17.0统计软件包对所测的数据进行处理,采用单因素方差分析(one-way ANOVA)比较各组均数之间的总体差别,用LSD法(t检验)进行均数间两两比较,数值以均数±标准差(x±s)表示,检验水准为α=0.05。
2 结果
2.1 牙体剖面扫描电镜观察
(Magnification bar=10μm)使用SEM获取图像并于1 000倍下照相,结果如下:
A组(图1):SB亚组和PB亚组牙本质与复合树脂间可见一粘结剂层,靠近牙本质区可见玷污层,未见银染颗粒,未见纳米渗漏出现。
B组(图2):牙本质与复合树脂间可见一粘结剂层,在混合层与牙本质间及牙本质小管内可见不同程度的银的积聚,呈线状或点状,图2-3在粘结界面上方复合树脂层出现一道裂隙(G)。
C组(图3):牙本质与复合树脂层之间可见粘结剂层和混合层,两者无明显界限,银的积聚多呈线状,点状少见。
D组(图4):与C组相似,但渗漏银粒子较多,呈线状,甚至片状。
E组(图5):与B组相似,银的积聚多呈线状或点状。
2.2 测量结果
扫描电子显微镜下放大1 000倍观察并照相,将照片输入电脑,采用NIH Image图像分析软件量化计算银染颗粒的分部面积占整张图像面积比作为纳米渗漏的数值,结果如表1所示。
2.3 统计资料分析
2.3.1 全酸蚀粘结剂牙本质粘结界面纳米渗漏比较
相同酸蚀时间下两种全酸蚀粘结剂纳米渗漏比较,见表2。
A组中SB和PB粘结剂均无出现纳米渗漏,B组进行配对t检验,SB和PB之间差异不具有统计学意义(P>0.05)。C组、D组SB和PB进行配对t检验,差异具有统计学意义(P<0.05),即在酸蚀30 s及酸蚀45 s后使用粘结剂,SB组产生的纳米渗漏均比PB组产生的渗漏大。
同种粘结剂不同酸蚀时间下纳米渗漏值比较,见表3。
SB和PB均在不同酸蚀时间(除不酸蚀组)下产生不同的纳米渗漏,且随酸蚀时间的延长而显著增加,差异均有统计学意义(P<0.05)。
2.3.2 全酸蚀粘结剂和自酸蚀粘结剂牙本质粘结界面纳米渗漏比较
AP与酸蚀15 s后分别使用SB和PB粘结剂进行配对t检验,均得到P>0.05,说明两者之间差异不具有统计学意义。AP与酸蚀30 s或45 s后分别使用SB和PB粘结剂进行配对t检验,均得到P<0.05,说明两者之间差异具有统计学意义。按操作要求的AP粘结后,产生的纳米渗漏比酸蚀30 s或45 s后分别使用SB和PB粘结剂产生的纳米渗漏小,见表4。
3 讨论
扫描电子显微镜是观察牙本质与修复材料界面的一种较好的技术,用以观察渗漏时需与染色渗透和示踪技术相结合。硝酸银是较理想的示踪剂,本实验采用50wt%的氨化硝酸银溶液[Ag(NH3)2]+(pH=9.5)染色。为了解示踪剂在纳米级水平的渗漏的情况,结合SEM观察牙本质粘结界面分辨率相对较高的特点,笔者采用了NIH Image软件对电镜图像进行量化分析[3],NIH Image是由Wayne Rasband编写的Mac图像分析应用程序,可对图像面积、平均密度、重心及用户定义的多边形区域的分析,自动进行点的分析、测定路径长度和角度,主要用来统计图片中粒子、粒径的分布。
牙本质酸蚀系统是口腔粘结研究中的一次突破性进展,但酸蚀在提高牙本质粘结强度的同时,又会带来微渗漏。本实验A组在没有酸蚀牙体直接使用粘结剂后充填,电镜下观察并未出现纳米渗漏。相反,B、C、D及E组无论是全酸蚀还是自酸蚀,都出现了纳米渗漏,这是由于粘结剂不能够完全渗透因酸蚀后牙本质脱矿全层而遗留未封闭结构,以及其自身材料组分的特性造成的。
全酸蚀粘结剂体系中,酸蚀处理牙本质后,不但去除了表面玷污层,而且使玷污层下的牙本质部分脱钙,产生了数微米脱矿程度逐步递减的牙本质结构,但粘结剂不能够完全渗透牙本质脱矿全层,不能完全封闭暴露的牙本质胶原纤维网,从而在混合层和正常牙本质基质之间遗留有一层直径约20～100nm多孔性结构,成为水溶液渗漏的通道,进而增加暴露胶原的水解作用和树脂的析出。而且,酸蚀时间越长,会导致牙本质脱矿深度增加,而与此同时粘结剂的渗透能力并未改变,势必在混合层底部和未脱矿牙本质基质之间遗留有更多的未封闭结构,在扫描电子显微镜下表现为渗漏银粒子的增加。本实验全酸蚀粘结的45 s的纳米渗漏分别比30 s、15 s的大,30 s的比15 s的大,就充分说明了渗漏与酸蚀时间的正相关。
为达到提高粘结强度和减少微渗漏的目的,自酸蚀粘结技术应运而生。自酸蚀粘结系统可以对牙本质表面酸蚀脱矿的同时进行渗透,因此不存在粘结剂脱矿深度和渗透深度之间的差异。那为什么还会产生纳米渗漏呢?TAY和OSORIO等[4,5]认为,自酸蚀粘结剂能观察到一定程度的牙本质纳米渗漏,是因为一方面目前的自酸蚀粘结剂组分中含有一定比例的水,用于离子化酸性的树脂单体,产生H+,脱矿牙本质粘结面。粘结处理后界面中残留的水分很难吹干,大多数自酸蚀粘结剂含有乙醇作为有机溶剂,水与乙醇的氢键结合更增加了水分的残留量。粘结界面中的残留的水分可以阻止树脂单体的聚合反应,导致聚合不全和(或)多孔性水凝胶的形成[6]。另一方面,自酸蚀粘结剂由于其亲水性,易于形成薄的粘结层,空气中的氧分子可以在数秒钟内弥散进入粘结层,并抢先与功能性单体的自由基发生反应,从而阻断其聚合,导致聚合不全,这些疏松多孔的不全聚合区域进而成为渗透通道。因此,自酸蚀粘结剂所形成的牙本质“纳米渗漏”并不是因粘结剂无法渗透牙本质脱矿全层而产生的纳米渗漏现象,而是其自身材料组分的特性造成的,且其渗漏程度有限。本实验自酸蚀(E组)的渗漏只相当全酸蚀(B、C、D组)15 s的渗漏,就充分证实了这一点。
当然,渗漏还与粘结材料的组成成分有关。本实验中酸蚀30 s及酸蚀45 s后使用PB粘结剂组比使用SB粘结剂组产生更小的纳米渗漏。原因可能是以下3点:(1)以丙酮为溶剂的预处理剂可以置换出胶原纤维中的水分,使单体能更好地进入胶原网络形成扣锁,与以水做溶剂的预处理剂相比,具有更好的润湿性,产生更小的空隙;(2)PB粘结剂组分中有纳米硅填料,纳米填料能更好地进入脱矿牙本质层,使粘结层内部空隙变小变细,除了可以减少纳米渗漏,还能提高粘结层的强度、耐磨、耐蚀和其他性能;(3)SB中含有HEMA(甲基丙烯酰β-羟乙酯),有相关研究[7]指出,HEMA具有很强的亲水性,进入牙本质后可持续吸取牙本质小管中的水分,因此可能产生空隙,造成纳米渗漏的增加。另外,也可以在牙本质表面先行粘结一层具有释氟能力的树脂增强型玻璃离子,再粘结树脂,即“三明治”技术(sandwich technique)[8]。就目前的研究结果来看,溶剂的化学性质可能对纳米渗漏的影响是最重要的[9,10,11]。自酸蚀偶联剂中的偶联剂成分要求含有双歧性功能活性单体,即单体的一端为利于和牙本质胶原纤维网结合的亲水性基团,而另一端为易于与粘结树脂共聚的疏水性基团。粘结剂所用单体如HEMA、TEGDMA、PENTA及Bis-GMA等的相对分子质量(Mr)为130～513,并且含有马来酸、戊二醛等添加剂,其化学性质可能影响粘结剂的渗透力。
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