增强纤维（精选12篇）
增强纤维 篇1
1 纤维增强水泥基材料的概况
纤维增强混凝土也称纤维混凝土,是在混凝土基体中均匀分散一定比例的特定纤维,使混凝土的韧性得到改善,抗弯性和抗压比得到提高的一种特种混凝土。
纤维增强混凝土分类一般按纤维种类分类,命名也是按纤维种类命名为“某纤维增强混凝土”或“某纤维混凝土”。目前应用比较广泛的有以下几种[1]:
1)钢纤维增强混凝土,简称SFRC;2)玻璃纤维增强混凝土,简称GFRC;3)碳纤维增强混凝土,简称CFRC;4)陶纤维增强混凝土,简称CEFRC;5)聚丙烯纤维增强水泥基材料,简称PPFRC;6)普伦纤维增强水泥基材料,简称KFRC;7)尼龙纤维增强水泥基材料,简称NFRC;8)聚乙烯纤维增强水泥基材料,简称PFRC;9)丙烯酸纤维增强水泥基材料,简称AFRC;10)木纤维增强水泥基材料,简称WFRC;11)竹纤维增强水泥基材料,简称BFRC。
上述各种纤维增强混凝土中,钢纤维增强混凝土(SFRC)和玻璃纤维增强混凝土(GFRC)也称普通纤维增强水泥基材料;碳纤维增强混凝土(CFRC)、芳纶纤维增强混凝土(KFC)等其他一些高强有机纤维增强混凝土又称为高性能纤维增强水泥基材料。如果在纤维增强技术的基础上,利用其他一些特殊技术措施(如加压养护、掺加聚合物等),使水泥基材料达到十分致密甚至基本上无有害孔的程度,通常把这类材料称为纤维增强高致密水泥基体系(FRDSP)及纤维增强宏观无缺陷水泥(FRMDF)。这两类材料的性能已接近水泥基材料的理论强度。但由于各种原因,尚未能在工程中得到实质性的广泛应用。
目前,纤维增强混凝土在应用中仍存在两方面的问题:1)生产过程中纤维不易在混凝土中均匀分散而易缠绕成团。不仅影响了混凝土的性能,而且还影响了新拌混凝土的和易性;2)具有较好增强效果的一些纤维价格较贵,增加了混凝土的成本。这些都是限制纤维增强混凝土进一步推广应用的重要因素。但随着研究的深入和相关技术的发展,纤维增强混凝土的优势将得到进一步发挥,应用也将会更广泛。下面仅就碳纤维加固技术做一些介绍。
2 碳纤维增强材料(CFRP)性能
碳纤维增强材料是纤维材料中的一种。普通碳纤维原丝为聚丙烯腈基碳纤维和沥青基碳纤维。聚丙烯腈是当前最佳材料,由它制成的高模、高强度碳纤维,高温时抗拉强度可达2 500 MPa～3 500 MPa,弹性模量高达(2～5)×105 MPa。通常根据不同的工程需要将碳纤维原丝制成片状、棒材和型材等,其中用于结构加固修复的材料形式多为片状,其次是棒材。
与传统的加固技术相比较,碳纤维增强材料具有明显的优点:适用面广,可广泛适用于各种曲面和不规则形状结构类型及形状的加固修复,而不改变结构形状及不影响结构外观;CFRP材料是柔软的,施工质量易保证;耐腐蚀性和耐久性良好;施工便捷,工效高,没有湿作业,不必使用大型施工机械等。
3 碳纤维材料加固技术
1)抗弯加固:
应用碳纤维布进行抗弯加固主要是利用碳纤维承载能力高的特性,将碳纤维布粘贴在构件的受拉面,使之与混凝土共同承受荷载,以提高构件的受弯承载力,从而达到加固补强的作用。从现有的相关文献上看,影响碳纤维布加固效果的主要因素有:碳纤维布的用量,加固区段的范围,混凝土强度,配筋率,碳纤维布端部锚固情况以及加固前构件的受荷载情况等。
2)抗剪加固:
抗剪加固主要是将碳纤维片材(一般采用的是碳纤维布)粘贴于构件的剪跨区,起到与箍筋类似的作用,以提高构件的抗剪承载力。加固的原理是利用碳纤维布对混凝土的约束来抑制剪切裂缝的开裂和发展。赵彤等通过改变实验梁的配筋率,剪跨比,碳纤维布的层数,布带的宽度及布带的间距等参数,对12片加固与未加固梁进行了系统的抗剪承载力实验研究。实验结果表明,梁的配筋率越低,受剪承载力提高程度就越大;同时,在其他实验参数均相同的情况下,剪跨比越大的加固梁,其加固效果越明显,破坏形态也从脆性的斜拉破坏转变为变形性能稍好的剪压破坏;碳纤维布层数越多,布带宽度越大或间距越小,则加固梁的抗剪承载力提高得越多,而且在碳纤维布用量相同的情况下,布条间距小的方案要优于布条层数多的方案。实验还指出用碳纤维布加固梁时,碳纤维条之间的距离不宜过大,否则不但起不到良好的加固效果,反而会降低原构件的抗剪能力[2,3]。
3)抗压加固:
对受压的混凝土构件进行CFRP加固,可分为两种方式:整体环向包裹和分条环向包裹。受力机制是利用碳纤维环向高抗拉强度来限制受压构件径向变形,从而提高构件的受压承载力。赵海东等通过碳纤维布缠绕钢筋混凝土圆柱的轴心受压试验研究发现,加固后的极限承载力与延性有明显的增加。增加幅度与碳纤维布的规格和层数有关,而且最终的破坏形态一般为纤维布在柱的棱角被剪坏,具有一定的突然性,但破坏前有声音预兆,使破坏具有可预测性,并提出了用碳纤维布加固钢筋混凝土柱的轴心受压承载力的计算方法[4]。
4)抗疲劳破坏:
Incue等[5]研究了碳纤维板加固混凝土梁的疲劳强度和变形特征,试验结果表明:与未加固梁相比,加固梁的挠度和裂缝宽度减小,混凝土梁的静载极限强度和疲劳强度都得到了提高,CFRP板加固法与粘钢加固法一样能有效地提高混凝土梁的疲劳性能。
4 国内碳纤维材料加固技术存在的问题
1)碳纤维是一种脆性材料,所以在弯角和构件曲率较大的情况下,用碳纤维片材进行构件加固与补强时不能充分发挥其高强高模的性能,这一方面的技术有待进一步的研究。
2)构件加固后极限状态下的破坏形式多数是粘结破坏,其破坏机理比较复杂,目前这方面的研究还不是很充分,因此,关于碳纤维加固混凝土的结构界面力学性能及长期受力性能是一个值得深入研究的课题。
3)技术的标准化工作。尽管我国碳纤维加固技术的研究已经取得大量的研究成果,但相应的标准与规程却相当贫乏,这样就大大地限制了该技术在国内的发展。所以我国必须尽快拟订该项技术的标准与规程,使得材料的生产、使用、检验、加固设计、工程施工与验收等一系列工作有章可循。
4)碳纤维加固材料的国产化。目前,粘贴树脂已经实现了国产化,但该项加固技术所需的主要材料——碳纤维仍然依赖进口,造成加固成本偏高。因此,实现材料的国产化以降低工程造价是件十分紧迫的事情[6]。
5 结语
由于纤维混凝土的种种优点,近些年来的应用规模逐渐扩大。在美国、英国、日本、西欧和中国等地,对于某些应用领域已做出过相当规模的现场实验,其中包括桥面和路面的罩面层、采矿和隧道工程的各种应用、边坡的固定、防火设施、混凝土修补、工业地面以及各种预制混凝土产品等,以上应用均获得了一定的成功。混凝土材料正面临着其他建筑材料的挑战,面临着可持续发展问题的挑战,因而总结和交流发展的经验教训,展望未来确实是十分必要的[7]。
摘要：介绍了纤维增强水泥基材料的概况,碳纤维增强材料的性能与特点,在工程中的加固方法及应用,总结了国内外碳纤维材料加固技术的研究现状,分析了碳纤维加固技术存在的一些问题,并对纤维增强材料的发展前景进行了展望。
关键词：纤维增强混凝土,碳纤维增强材料,加固技术
参考文献
[1]朱宏军,程海丽,姜德民.特种混凝土和新型混凝土[M].北京:化工工业出版社,2004.
[2]赵彤,谢剑,戴自强.碳纤维布加固技术钢筋混凝土梁的受弯承载力试验研究[J].建筑结构,2000(3):23-24.
[3]赵彤,谢剑.碳纤维布补强加固混凝土结构新技术[M].天津:天津大学出版社,2001.
[4]赵海东,赵鸣,张誉.碳纤维布加固钢筋混凝土圆柱的轴心受压研究[J].建筑结构,2000(5):77-78.
[5]Incue,Shoichi.Nishibayashi Fatigue Strength and DeformationCharacteristics of Reinforced Concrete Beams Strengthenedwith Carbon Fiber reinforced Plastic Plate[J].Journal of theSociety of Materials of Sciences,1994(1):8-9.
[6]张荣国,刘沐宇,刘其卓.碳纤维加固技术的研究现状[J].武汉理工大学学报,2004,26(7):132-133.
[7]徐至钧.混凝土技术及应用[M].北京:建筑工业出版社,2003.
增强纤维 篇2
玻璃纤维增强酚醛树脂模压制品工艺研究
介绍了玻璃纤维增强酚醛树脂模压制品的.材料特性和生产工艺,主要研究易使产品产生缺陷的工序及过程控制方法,并对生产工艺中影响产品性能的关键控制点以及工艺参数进行了讨论.
作 者：杨志生 贾丽霞 作者单位：航天科工集团六院红岗机械厂 刊 名：航天制造技术 英文刊名：AEROSPACE MANUFACTURING TECHNOLOGY 年，卷(期)： “”(4) 分类号：V4 关键词：玻璃纤维增强酚醛树脂 预混料 模压 工艺过程控制增强纤维 篇3
摘要：伴随着我国社会经济的不断发展，也相应的促进了我国化工行业的发展。丁苯树脂在化工行业应用中具有非常大的优势，并且被广泛的应用与化工制造中。本文主要针对于丁苯树脂的合成极其玻璃纤维增强塑料进行了相关方面的分析和研究，希望通过本文的探讨，能够进一步促进化工行业的良好发展。
关键词：丁苯树脂；合成；玻璃纤维；增强塑料
前言
在玻璃纤维增强塑料的制造过程中，需要应用到丁苯树脂，因此，需要对丁苯树脂的合成原理及其玻璃纤维增强塑料的制造方法进行研究，全面的做好相关的化工制造工作。
1 丁苯树脂的合成
1.1 丁苯树脂的原材料配比
丁苯树脂属于纯碳氢结构的共聚物，通过乙烯基单体与树脂外双键的交联固化，能够制成玻璃纤维增强塑料，如，层压晶、管材等，具有较强的介电性能、耐腐蚀性、吸水性小等优点[1]。丁苯树脂的原材料配比主要由丁二烯（含量>99%）80%、20号汽油（或甲苯，且无水）200%、二氧陆环（分析纯）20%、苯乙烯（精制）20%、金属钠（<0.2mm）、异丙醇（分析纯）0.2%等。
1.2 丁苯树脂的性能指标
丁苯树脂在配置性能指标的过程中，主要分为两种溶剂，一种是汽油，另一种是甲苯。在采用汽油作为丁苯树脂溶剂的情况下，聚合后的树脂分子量较高，聚合物呈现出黄色透明粘稠状，加乙烯基单体进行交联后的聚合物的粘度比较适合做玻璃纤维增强塑料而用的胶粘剂；而采用甲苯作为丁苯树脂溶剂的情况下，聚合后的树脂分力量较低，呈现出的是淡黄色的粘稠液。两种丁苯树脂的性能指标如下（如表1所示）：
表1 丁苯树脂性能表
酸碱值碘值外双键（%）内双键（%）比重特性粘度折光率含氧值
汽油溶剂0325～36555～6545～550.9517.8～20.51.5472～1.55030
甲苯溶剂0265～275 0.956.3～8.71.5430～1.55110
2 丁苯树脂玻璃纤维增强塑料的制法以及性能分析
2.1 丁苯树脂的固化和凝胶化
本节主要针对三种乙烯基单体的交联剂对聚合物丁苯树脂的反应温度、最小固化时间以及凝胶速度进行测定，并通过下图来分析几者之间的关系（如图1、图2所示）。
图1 乙烯基单体交联剂对聚合物丁苯树脂的最小固化时间影响
图2 乙烯基单体交联剂对聚合物丁苯树脂的凝胶时间影响
2.2 引发剂对聚合物丁苯树脂固化、凝胶化的影响
引发剂是乙烯基单体与丁苯树脂进行交联过程中采用的重要材料，常用的引发剂主要有过氧化二异丙苯、过氧化二叔丁基等，当然，引发剂的使用不仅局限在单一的材料，可同时采用两种或两种以上的材料混合物作为引发剂[2]。通过大量的实验证明，如果增加引发剂的浓度，那么，聚合物丁苯树脂的固化、凝胶的速度也会加快；如果引发剂浓度大于4%的话，对丁苯树脂的固化以及凝胶不会造成太大的影响，而在引发剂浓度低于2%的话，就会造成丁苯树脂材料得不到充分的硬化。另外，在使用引发剂的过程中，要注意对浓度的控制，因为浓度过大就会产生放热剧烈的现象，会导致丁苯树脂中形成大量的气泡，这对聚合物工艺成型极为不利，正常来说引发剂浓度选择4%为最佳浓度，不仅有利于工艺成型，还能增强玻璃纤维塑料的性能[3]。
2.3 丁苯树脂交联固化的性能
丁苯树脂玻璃纤维增强塑料被很多行业所使用，其中热稳定性相对来说比较重要。将丁苯树脂与引发剂、交联剂等材料混合之后，再对其进行加热固化，并将其固化的产物进行粉碎筛选，筛选孔要根据实际情况进行选取，一般采用80～100孔/时2，将筛选成粉状树脂之后放到热天平中，并以每小时100℃的升温速度对丁苯树脂进行加热，在大旗下的热失重对丁苯树脂的热稳定性进行评价[4]。通过评价实验分析，丁苯树脂的热稳定性在大气下的温度热分析大致为235℃～255℃，在本次的分析中，丁苯树脂的温度前后相对失重在1.3%～2.4%。另外，针对丁苯树脂交联固化物的电性能、机械性能进行分析，具體如下表（如表2所示）：
表2 丁苯树脂交联固化物的电性能、机械性能分析
抗压强度介电损耗角正切耐热比重静弯曲
强度介电常熟
乙烯基
甲苯12431.29×10-3921.055142.91
苯乙烯16041.48×10-31001.086832.84
2.4 丁苯树脂玻璃纤维增强塑料的制造工艺
丁苯树脂玻璃纤维增强塑料的制造工艺一方面要注重胶料的配置比例，另一方面就是成型工艺。对于胶料配置比例来说，其中采用的材料有多种，如，乙烯基甲苯40%、过氧化二异丙苯2%、过氧化环已酮2%、过氧化二叔丁基2%、丁苯树脂60%、二乙烯基苯7%。胶料配置比例非常重要，要严格按照相关工艺进行配置，否则会对后期的成型工艺造成影响。对于成型工艺来说，要先将通过有机硅烷处理过的玻璃布按照要求剪成指定的大小，并用烘箱将玻璃布中表面的水分烘干，再将丁苯树脂胶液均匀的涂抹到已经处理好的玻璃布上，按照要求用玻璃纸作出脱模剂，将交叉重叠后多余的的丁苯树脂以及产生的气泡进行有效的控制，然后再将其放入烘箱中进行加入固化处理，在这里需要注意的是固化条件要符合标准，否则很难成型，首先要将烘箱设置到80℃，并支持8小时左右，其次在将温度升高至100℃，持续2小时加热，再将温度升高至120℃，加热持续2小时，再次将温度提升至150℃，持续加热16小时至24小时，最后将烘箱温度升高至175℃，持续加热1小时之后，让成型的材料冷却至室温既可将其取出投入使用[5-6]。
2.5 丁苯树脂玻璃纤维塑料的性能
红麻增强纤维素海绵研究 篇4
本研究以红麻纤维来增强纤维素海绵, 研究了红麻处理方法对增强效果的影响, 及红麻纤维加入量对纤维素海绵的性能的影响, 得出最佳的增强方案。该方法不仅减少了生产成本, 还大幅提升了纤维素海绵的综合性能, 有助于纤维素海绵的推广运用。同时对我国产量巨大但少有研究的红麻纤维加以开发利用。
1 实验部分
1.1 原料及仪器
棉浆粕, 安徽雪龙纤维科技有限公司;NaOH、CS2、芒硝、十六烷基三甲基溴化铵等均为分析纯。
微型控制电子万能试验机 (CMT) , 深圳市新三思材料有限公司;红外光谱仪 (FTIR-8400S) , 日本Shimadzu公司;X射线衍射仪 (XRD, D8ADVANCE型) , Bruker公司;扫描电子显微镜 (SEM, JEOL-6380LV型) , 日本Joel公司。
1.2 实验方法
1.2.1 纤维素粘胶液的制备
将适量的棉浆粕打碎, 在20% (wt, 质量分数, 下同) 的NaOH水溶液中浸泡1h, 取出压榨干, 置于三口烧瓶中。加入10倍于棉浆粕质量的CS2, 35℃下搅拌反应2h, 得黄色凝胶体。将凝胶体溶于一定量的4%的NaOH水溶液中, 配成8%的粘胶液。
1.2.2 红麻纤维的预处理
将适量红麻纤维剪短至5~10mm, 后用5%的进行NaOH水溶液浸泡处理, 分别浸泡1h、24h和48h, 处理后水洗至中性, 干燥, 备用。
1.2.3 纤维素海绵试样的制备
取适量上述粘胶液、处理过的红麻纤维和解键剂混合搅拌, 形成均匀混合液, 加入成孔剂芒硝搅拌均匀, 得到黄色混合物, 置于模具中成型, 沸水浴4h, 取出, 水洗至中性, 干燥即得纤维素海绵。
1.3 结构表征
使用傅里叶变换红外光谱仪 (FTIR) 、X射线衍射仪 (XRD) 对红麻纤维进行表征分析;观察不同方法处理的红麻纤维的光学显微镜照片;观察纤维素海绵的形貌数码照片以及其拉伸断裂截面的SEM照片。
1.4 性能测试
1.4.1 纤维素海绵的吸水率测定
将干燥的海绵放置在装有无水CaCl2的干燥箱中, 于室温下, 每个一段时间称量一下, 直至质量恒定, 根据《纸和纸板浸水后吸水性的测定》 (GB/T461.3-2005) 的方法测定纤维素海绵的吸水倍率。
1.4.2 纤维素海绵拉伸强度的测定
将海绵切割成15mm×15mm×100mm的长方形样条, 按照《软微孔聚合物材料拉伸强度和断裂伸长率测定方法》 (GB/T6344-2008) , 用微型控制电子万能试验机对纤维素海绵的拉伸强度进行测试, 拉伸速度为100mm·min-1。
2 结果与讨论
2.1 红麻纤维处理前后的结构变化
2.1.1 红麻纤维的FT-IR分析
不同方法处理的红麻纤维的FT-IR结果如图1所示。未处理、碱处理1h、24h以及48h的红麻纤维的红外谱图在3400、2920、1380、1050、896、600cm-1处均有纤维素的特征吸收峰;在1630cm-1和1510cm-1处含有木质素的C=O伸缩振动峰与苯环的伸缩振动峰。不同方法处理后的纤维主要组分未发生较大的变化。未处理和碱处理1h的红麻纤维在1735cm-1处含有聚木糖的C=O伸缩振动峰, 而碱处理24h和48h的红麻纤维却不存在该峰, 说明经过碱液处理, 红麻纤维中的聚木糖等组分被溶解去除, 碱处理1h后, 去除效果不够显著;而碱处理延长至24h以上的效果则很显著, 处理48h的则和24h无明显的组分差别。
2.1.2 红麻纤维的光学显微镜照片
对未处理和碱处理1h、24h及48h的红麻纤维拍摄光学显微镜照片, 如图2所示。未处理 (A) 和碱处理1h (B) 的红麻纤维的直径都在80~90μm左右;碱处理24h (C) 和48h (D) 的红麻纤维的直径为40μm左右。随着碱处理时间的增加, 红麻纤维束的直径减小, 出现细束化现象, 但是仅碱处理1h的红麻纤维无明显的细束化现象, 处理24h时细束化现象明显, 处理48h的细束化效果则不再增加。同时, 随着碱处理时间的增加, 红麻纤维的透光性增加, 纤维表面的小颗粒物减少。说明红麻纤维在碱处理中确有部分物质被溶出, 从而透光性增加和表面小颗粒物减少。
2.1.3 红麻纤维的XRD分析
对未处理、碱处理1h、24h以及48h的红麻纤维进行XRD分析, 结果如图3所示。未处理和碱处理1h的红麻纤维在15.0°、16.7°和22.9°处存在衍射峰, 说明它们中所含的纤维素晶胞结构属于纤维素Ⅰ型;碱处理1h后, 红麻纤维中纤维素的晶型并未发生变化。碱处理24h和48h的红麻纤维在12.1°、19.8°和22.0°处存在衍射峰, 它们所含的纤维素晶胞结构为纤维素Ⅱ型, 碱处理时间的增加使红麻纤维中的纤维素晶型发生转变, 由纤维素Ⅰ型变为纤维素Ⅱ型。同时, 随着碱处理时间的增加, 除纤维素晶型衍射峰外的其他衍射峰数量减少, 说明碱处理过程中其他晶型组分含量减少。
2.2 红麻纤维处理方法对纤维素海绵性能的影响
2.2.1 红麻纤维处理方法对海绵拉伸强度的影响
以不同方法处理的红麻纤维增强纤维素海绵, 纤维加入量为粘胶液中棉浆粕质量的11%, 其性能数据如表1所列。2#样较1#样拉伸强度提高了22%, 说明碱处理红麻纤维对纤维素海绵的增强效果明显优于未处理红麻纤维。3#样的拉伸强度较2#样提高了14%, 而4#样的拉伸强度较3#样则无显著提高。说明适当的增加红麻纤维碱处理时间, 对海绵的拉伸强度有提高作用, 但是当碱处理时间过长时, 则提高作用不再明显。可能的原因:对红麻纤维进行碱处理, 可以使其细束化, 相同质量的红麻纤维, 纤维束数量显著增加, 有利于提高红麻纤维的增强效果;而且碱处理过程中, 碱液使红麻纤维中的一些组分溶溶出, 使红麻纤维束和再生纤维素基体间界面接触得到优化, 增强效果提高。如碱处理时间过短, 则细束化效果和组分溶出效果不明显, 而处理时间过长, 则对红麻纤维的细束化和杂质溶出效果不再增加, 故碱处理24h的红麻纤维的增强效果优于处理1h时, 又与48h时相差无几。
2.2.2 红麻纤维处理方法对海绵吸水性能的影响
1#样和2#样的吸水率相差不大, 3#样的吸水率大于1#样和2#样, 但和4#样相差不大。说明对红麻纤维适当的碱处理时间对于纤维素海绵吸水倍率的具有提高作用。红麻纤维的加入提高了海绵的吸水率, 主要原因在于红麻纤维束和纤维素海绵基体间形成交错缠结的空间网状结构, 该结构可以有效地阻碍水的流失。当海绵纤维处理时间为24h时, 红麻纤维细束化明显, 纤维束数量增多, 与再生纤维素基体间形成的网状结构增多, 阻碍效果增加, 海绵的吸水率得到增加;而处理48h后, 红麻纤维细束化现象和24h无差异, 故吸水倍率不再明显增加。
2.3 红麻纤维加入量对纤维素海绵性能的影响
2.3.1 红麻纤维用量对纤维素海绵吸水性能的影响
纤维素海绵为吸水性材料, 吸水性能是其在应用中至关重要的一个性能。以在5%NaOH水溶液中浸泡24h的红麻作为增强纤维, 考查其加入量对纤维素海绵的吸水性能的影响, 结果如图4所示。在加入红麻纤维后, 纤维素海绵的吸水率较未增强时有大幅提高, 说明红麻纤维的加入对纤维素海绵吸水率有较大的提升作用。随着红麻纤维加入量的增加, 纤维素海绵的吸水率不断的提高, 总体趋势先大幅提高, 后提高缓慢, 说明增加红麻纤维的加入量可以提高海绵的吸水率, 但并不能无限提高, 达到一定的量以后, 增加趋势减缓。可能原因是:纤维素再生形成海绵时, 形成的多孔洞本身就具有一定的吸水能力。在此的基础上, 红麻纤维与再生纤维素基体之间形成的交错缠结的网状结构可以有效地阻碍水的流失, 则海绵的吸水能力增加。当红麻纤维的加入量逐步增多时, 这种网状结构也随之增加。当红麻纤维加入量增加过多时, 再生纤维素基体间本身形成的多孔洞结构会受到影响, 进而影响产品吸水率的增加, 表现为红麻纤维加入量过多时, 纤维素海绵吸水性能增加趋势减缓。
2.3.2 红麻纤维加入量对纤维素海绵拉伸性能的影响
以在5%NaOH水溶液中浸泡24h的红麻作为增强纤维, 考查红麻纤维的加入和红麻纤维加入量对纤维素海绵的干湿态拉伸强度的影响, 结果如图5所示。加入5%红麻纤维的海绵的干态拉伸强度比未增强时提高了77%, 说明红麻纤维对纤维素海绵增强效果十分显著。随着红麻纤维加入量的增加, 干湿态纤维素海绵的拉伸强度均随之提高, 总体趋势为先明显增加, 后缓慢增加。影响纤维素海绵拉伸强度的主要因素有再生纤维素本身的强度、增强纤维红麻本身的强度以及红麻纤维与再生纤维素基体之间的界面结合能力。红麻纤维的拉伸强度优异, 故红麻纤维的加入使得纤维素海绵的拉伸强度可以显著提高。在一定程度下, 随着红麻加入量的增加, 纤维素海绵的拉伸强度也随之提高。但当加入量过多时, 红麻纤维和纤维海绵基体间的结合能力受到影响, 继而拉伸强度的增加趋势减缓。从图5可以看出, 纤维素海绵的湿态拉伸强度明显低于干态拉伸强度。可能的原因是:纤维素海绵吸水后, 再生纤维素基体自身间、红麻纤维和再生纤维素间的结合力被水减弱, 致使纤维素海绵湿态拉伸强度降低。
2.4 纤维素海绵断裂截面的扫描电镜图
图6为纤维素海绵拉伸断裂截面的扫描电镜图 (SEM) 。再生纤维素基体内部具有密集的多孔洞结构;同时, 红麻纤维在再生纤维素基体中分布均匀, 和基体的界面结合良好, 纤维素海绵基体包裹在红麻纤维表面, 红麻纤维与再生纤维素基体之间形成的交错缠结的网状结构。良好的界面结合能力和基体对红麻纤维的包裹, 使纤维素海绵的力学性能提高, 红麻的增强效果更明显。形成的网状结构和使纤维素海绵的吸水率得到较大提高;同时纤维素海绵的蓬松度和弹性提高。纤维素海绵的综合性能得到显著提高。
2.5 纤维素海绵的形貌
图7为纤维素海绵的外部形貌照片。红麻纤维增强的纤维素海绵 (B) 比未增强时 (A) 更饱满, 表面未出现B海绵出现的塌陷, 且更有光泽, 未出现B海绵的纸质感。红麻纤维的加入对于纤维素海绵的外观手感方面也有所提高, 且红麻纤维束在海绵表面未出现团聚。观察海绵的截面 (C) 和弯曲面 (D) 照片, 海绵内部具有致密的孔洞结构;红麻纤维束在海绵内部也未出现团聚现象, 分散均匀, 与再生纤维素基体之间相互缠结交错形成空间网状结构, 该结构有利于提高红麻纤维的增强效果和海绵的吸水率。纤维素海绵弯曲良好, 具有良好的柔韧性。说明红麻纤维的加入不仅对海绵的力学性能和吸水率具有提高效果, 还进一步提高了海绵的柔韧性、弹性和手感, 完全满足了日常使用要求。
(a:红麻增强海绵表面;b:未增强纤维素海绵表面;c:海绵截面;d:海绵弯曲面)
3 结论
(1) 对红麻纤维用5%NaON溶液碱处理24h时, 使红麻纤维细束化, 纤维束直径减小, 纤维中的部分组分被溶出, 处理效果最佳。同时, 该红麻纤维对纤维素海绵的增强效果最佳。
增强纤维 篇5
1、前言
随着交通量和重型车辆的增加, 桥面铺装因粘结和防水问题引起的桥面铺装层早期破坏日益严重。目前，铺装前桥面板常用处理方式存在油污、浮浆层清除不能彻底，表面清洁度和粗糙度无法达到施工要求，微裂缝不能采取有效处理措施等问题，对桥面铺装层的耐久性都会存在质量隐患，已成为影响桥梁整体质量、外观、使用功能的发挥和诱发交通事故的一大因素。因此，桥面混凝土面板的处理和铺装粘结层防水效果对桥面的铺装层质量起到决定性的作用。
混凝土桥面喷砂抛丸和柔性铺装结构设置完整的粘结防水系统，可提高桥面铺装层的质量和耐久性。喷砂抛丸可使桥面板表面形成均匀粗糙的表面，提高防水层和混凝土基层的粘结强度，能高效、安全、环保、可靠地实现混凝土桥面处理技术，也能够充分暴露混凝土的裂纹等病害，通过采用纤维增强防水粘结层施工技术，可以解决因层间粘结不良引起的桥面铺装层早期损坏问题和因桥面渗水而引起的局部损坏问题以及桥梁的结构破坏等问题。
通过荆东路桥面、鄂东桥引桥桥面混凝土采用抛丸和纤维增强型防水层的施工实践，在不断总结成功经验、优化施工工艺的基础上形成了本工法。
2、工法特点
2.1 喷砂抛丸工艺是一种全新的构造物表面清理打毛的方法，其可将构造物表层清除干净、粗糙均匀，而不破坏原有构造的独特特性。主要工艺特点：
2.1.1抛丸处理后的表面粗糙均匀，不会破坏原基面结构和平整度。
2.1.2可实现100%“创面”清理，完全去除浮浆、油污和起砂等，消除局部凸起面。
2.1.3可使混凝土露骨，但同时不会造成骨料的松动和微裂纹，不会造成骨碴。
2.1.4能够提前暴露混凝土缺陷，对桥面混凝土存在的收缩裂纹等缺陷，可以及时采取修补措施。
2.1.5一次性施工，可将废渣自动回收，不需要清理，没有环境污染。2.1.6同时达到宏观纹理和微观纹理要求，可适合各种防水涂装、铺装工艺。2.2纤维增强型防水粘结层具有以下比较突出的优点：
2.2.1纤维增加型防水粘结层可提高桥面层的表面附着力，并具有强渗透力，渗透效果好。
2.2.2喷洒纤维增强型防水粘结层时，同步将剪切的纤维附着于混凝土板上，喷洒功效快，且层间粘结性能好，提高了沥青混合料铺装层的抗剪强度。
2.2.3由于其氯丁橡胶改性乳化沥青原材料加筋的特性，可抵抗水泥混凝土调平层产生的小型龟裂纹和细纹裂痕。
2.2.4可有效提高和沥青混合料的粘结效果，提高桥面铺装层的整体稳定性，提高抗车辙能力，使沥青混合料铺装层具有良好的高温稳定性和低温抗裂性能。
2.2.4防水粘结层具有良好的抗老化性能，不因受高温、辗压、低温、霜冻等作用而降低粘结能力、抗剪能力和防水能力。
3、适用范围
本工法主要适用于桥面混凝土板表面处理和桥面防水层结构，也可用于改善隧道防滑、高速公路服务区加铺处理和机场维护等其他水泥混凝土板面层，加铺沥青混合料施工前对混凝土板的处理；另外也可用于钢桥面的除锈和抛毛。
4、工艺原理
4.1桥面混凝土抛丸工艺原理
喷砂抛丸技术是采取移动式喷砂抛丸设备，通过机械方法把丸料(钢丸或钢砂 以高速度和一定的角度抛射到工作表面上，让丸料高速冲击工作表面，然后在机器内部通过配套吸尘器的气流清洗作用，将丸料和清理下来的杂质分别进行回收, 丸料在机器内部循环再次利用的技术。机器配套除尘器，收集清理后的灰尘和杂质，整个施工过程保持无尘、无污染。
4.2纤维增强防水粘结层工艺原理
纤维增强型防水粘结层通过在聚合物氯丁橡胶改性乳化沥青基桥面粘结防水粘结层中加入纤维，与防水层施工时同步切割混合喷涂，使得在防水层中间形成一层胎基，以增强聚合物改性乳化沥青防水粘结层的粘结力和内摩擦角，从而提高水泥混凝土与沥青混凝土板块层间粘结强度。
采用三层喷涂工艺，在第二层喷洒防水层时采用同步切割施工工艺将增强纤维材料混合喷涂并附着于砼面板上，大幅度提高了防水涂层的抗硌破、抗裂和抗拉能力，使得混合料的整体抗剪强度明显增强，并完善了整体的防水效果，有效解决了聚合物改性沥青防水层抗硌破的难题，能够抵抗桥面微裂纹的扩展，有效的增强桥面层的使用寿命。
5、工艺流程及操作要点
5.1桥面喷砂抛丸与纤维增强防水粘结层施工工艺流程
桥面喷砂抛丸处理与纤维增强防水粘结层施工工艺流程见图1。
图1 施工工艺流程图 5.2桥面喷砂抛丸操作要点 5.1.1施工准备
（1）喷砂设备进场，在混凝土桥面板进行喷砂抛丸处理前，将作业区域内桥面上堆放的小型机具和其他杂物清理干净，清理桥面堆积物，保持桥面无杂物和其他设备、辅料堆放，并对桥面上外露的钢筋头进行割除，对凸起的混凝土包块予以凿除或采取打磨，保持桥面整体平顺。
（2）环境条件：环境温度5～40℃，空气相对湿度应小于或等于90%，且桥面需保持干燥状态，遇下雨、结露等气候时，严禁进行桥面抛丸作业。
（3）进行技术交底。现场施工前由工地主管现场召开班组会议，分配所有工地人员具体工作、布置当天施工任务及施工技术要点，由现场技术员告知工人工地当天施工安全注意事项，文明施工注意事项等。
5.1.2桥面混凝土喷砂施工前必须在桥面室外暴露至少28天以上, 并且经验收合格后方可进行喷砂作业。
5.1.3桥面混凝土平整度要满足要求，路面无空鼓、无油污、无化学污染并且干燥，以保证喷砂设备能正常行走；对部分凹凸比较严重，造成喷砂机无法通过的地方，应尽早进行及时的处理。
5.1.4清理桥面砂粒、杂物，有油污位置进行特别处理，对较厚的浮浆和部分凸起，应先将浮浆、凸起部位进行凿除，再进行清扫。
5.1.5在喷砂机起步阶段时，操作手应先按喷砂机的行走开关，让喷砂机先处于行走状态下，再打开放砂阀门，以防止在起步位置喷砂时形成凹坑。
5.1.6采用自动喷砂抛丸机进行打砂，以清除路面的轻质浮浆和松散的混凝土，使用的磨料为钢丸，可根据桥面打磨的厚度和效果确定钢丸大小，使路面清洁度及粗糙度达到标准。
5.1.7自动喷砂机行程控制。一般是沿着桥面纵向往复进行，由于吸尘机的功率是恒定的，单次行走工作距离受限，也受吸尘管限制，吸尘管越长，对吸尘机所要形成的真空压就要求越高，一般纵向喷砂长度不宜超过35m ；所以一次施工距
离越长，要求管线也越长，这样吸尘器的有效吸收、分离钢砂和灰尘的能力就会大大降低。
5.1.8喷砂机吸尘器功率满足要求即可，不宜太远距离地来回操作设备，否则很难控制行走路线，也容易产生重叠喷砂区或出现漏喷区。
5.1.9喷砂机行走速度要调节适当，以保证在条件允许的工期内达到粗糙度和清洁度要求。采用多台抛丸机并行直线连续抛丸的方式，根据施工工艺试验确定工艺参数（如磨料的配比、机器的行走速度等）进行抛丸处理施工；喷砂机喷砂过程中，保持匀速的速度行走，而喷砂机的行走速度与混凝土的表面硬度有着直接的关系，具体行走速度根据现场的试验结果而定，一般控制在7～12m/min，喷砂后的界面能符合要求。
5.1.10边角位置采用角磨机做打磨处理，确保清除喷砂机不能到达位置的浮浆，角磨机安装4寸磨具，磨具（如钢丝刷、磨盘）的选择可根据混凝土基面来决定，混凝土基面质
地越硬，所选择的打磨磨具要求硬度也越高。打磨的速度一方面根据基面的好坏来决定，另一方面也取决于磨具打磨效果，对边角和凹坑的侵入度较好，在处理边角时要求没有死角位置，从而达到对边角的灰尘处理比较干净、彻底。
5.1.11喷砂完一个工作段后由清理人员及时的用吸砂设备回收散落在喷砂面上的钢丸，并用吹风机将已经喷砂的表面的灰尘清理干净。为保证工作面上不遗留钢丸，清理的钢丸重新放进喷砂机的料斗中重新使用。使用吸砂设备时应纵向横向交叉多次回收，避免遗漏，尽量回收干净。吹风时，如果条件允许时，应尽量采取顺风工作，以避免吹风时扬起的灰尘对工人的健康造成危害，同时提高工作效率。
5.1.12喷砂抛丸清理施工
(1抛丸设备两次施工行车道之间需要搭接3～5cm，根据工程的具体特点和施工需要，合理调节设备，使搭接的部分与整体抛丸处理后的效果一致，无明显结痕，保证抛丸处理后的表面平整度，以防出现高低差等缺陷。
(2处理去除深度及二次处理：根据待处理表面不同区域的不同状况及浮浆层的厚度，确定抛丸处理的深度，一般将处理去除深度控制在1～3mm 内；
(3废料处理。在吸尘器中积满废料后，将废料倒入蛇皮袋中，在桥面上设置一个区域集中堆放。待废料较多时，利用吊车将废料吊放至自卸车上，运输至指定地点掩埋。处理彻底的桥面混凝土板见图2。
图2 喷砂前后对比图
注：左半部分为喷砂前的效果，右半部分为喷砂处理后的效果。5.3纤维增强防水粘结层操作要点
5.3.1水泥混凝土桥面防水粘结层设计标准采用纤维增强聚合物改性沥青防水粘结层，如图3所示。聚合物氯丁橡胶改性沥青防水粘结层为棕褐色或黑褐色液体，经搅拌后无凝胶、结块，呈均匀状态。
桥 面 混 凝 土 面 层 图3 水泥混凝土桥面防水粘结结构层示意图
5.3.2桥面防水层应覆盖整个混凝土桥面，桥面防水层施工必须采用机械喷涂方式，防水涂膜厚度约在1.0～1.2mm。
5.3.3防水层应具有良好的耐久性，至少应有不低于桥面沥青铺装层使用年限的寿命，并能适应该桥动荷载抗压、抗拉的特点, 具有良好的防水性能和粘结性。
5.3.4在环境条件0℃～80℃范围内，仍能满足以上要求，同时，在经受沥青混凝土层摊铺温度160℃以上时，不影响其老化，确保其长期耐久使用性能，防水涂层与其上沥青混凝土铺装层应有相融性，二者之间的粘结力不低于沥青混凝土铺装层与混凝土桥面板之间的粘结力，且能有效地避免车辆制动产生的冲击和引起的铺装开裂。
5.3.5防水粘结层由纤维增强防水材料组成，防水涂层对混凝土桥面板亦应具有良好的粘结性，以保证沥青铺装层粘结力的需要，并在粗糙桥面板上具有良好的密贴性，防水层粘结后不得夹有空气层或空鼓现象。
5.4喷洒纤维增强防水粘结层施工
5.4.1桥面防水涂料施工必须采用专业的防水涂料喷涂设备，要求雾化程度高，喷涂面须均匀，流量可以调节。
5.4.2防水层采取三遍喷涂，其中第二层为纤维增强层喷涂，其余二层为单独涂料喷涂，这样能够很好地保证防水涂膜均匀、平整、无夹层现象。
5.4.3底涂（第一遍）。桥面清理干净后喷涂第一遍涂料，以保证涂料能渗入混凝土基面毛细孔，使其具有足够大强度的粘结力。
5.4.4喷涂第二遍涂料。待底涂实干（约4小时）后，才能喷涂第二遍涂料，以防止起鼓。喷涂必须均匀，在桥面不能有涂料堆积现象，也不能漏喷。机械喷涂时需要人工配合，喷涂时用特制喷涂设备，同时把纤维均匀的喷射在喷枪的出料口，使得纤维和涂料均匀混合
在一起，用量大约为200g/m2。
5.4.5第二涂实干（约4小时）后进行面涂（第三遍）。最后一次喷涂时，仔细检查有无参差或漏喷处并同时进行修补。最后确保整个基面无漏喷、起鼓处，防水涂膜厚度约在1.0～1.2mm。第二遍喷涂纤维见图4, 喷洒结束后效果见图5。
图4 纤维增强防水粘结层喷洒第二遍(加纤维 图5防水粘结层喷洒结束后桥面效果
5.4.6施工注意事项
(1作业的环境条件：温度5～40℃、相对湿度≤90%，阴雨天应停止作业。(2抛丸作业前，混凝土表面严重的油污和尘土等附着物用清洗剂及工具清除。(3经过抛丸处理的混凝土表面应无油污、杂物、浮浆层，骨料露出40％以上，同时表面的粗糙度指标达到50～150μm。
(4抛丸处理后的混凝土表面不宜外露时间过长，应使其后续工序与抛丸施工实行衔接。(5抛丸处理后的混凝土表面要做好保护，防止二次污染。
(6后续施工应在抛丸处理后尽快进行，以免处理后的表面被再次污染。(7喷涂施工时要注意防止污染，防撞栏处要有挡板遮挡。防水涂膜必须涂刷防撞墙与桥面接触里面处向上5cm，以保证因桥面板与防撞墙两次浇注而形成接缝渗漏。
(8喷涂时要安排技术熟练的工人，发现桥面防水涂膜不均匀处或破坏处要及时修补。
6、材料与设备 6.1防水粘结材料
6.1.1纤维增强桥面防水粘结涂料技术指标见表1。表1 纤维增强桥面粘结防水涂料技术指标
以上材料性能指标分别基于现行规范中华人民共和国建材行标准《道桥用防水涂料》（JC/T975）、中华人民共和国交通行业标准《路桥用水性沥青基防水涂料》（JT/T535）、《路桥用材料标准九项》（JT/T553～538、589）提出，并在相关重要指标上有所提升。
6.1.2纤维材料技术指标见表
2、性能指标见表3。表2 纤维材料技术指标
表3 纤维材料的性能指标
6.3桥面抛丸及纤维增强防水粘结层施工设备
本工法为桥面抛丸及纤维增强防水粘结层施工，根据桥面宽度及施工面积，按开一个工
作面考虑，建议采用的配套设备如表4。
表4 桥面抛丸及纤维增强防水粘结层主要施工机具设备
7、质量控制 7.1相关技术标准
7.1.1《道桥用防水涂料》（JC/T975-2005）；
7.1.2《路桥用水性沥青基防水涂料》（JT/T535-2004）； 7.1.3《路桥用材料标准九项》（JT/T553～538、589—2004）； 7.1.4《公路工程质量检验评定标准》(JTG F80/1-2004。7.2质量检测指标
根据质量要求，检查抛丸处理后的桥面，确认抛丸处理后的表面粗糙度、清洁度等质量符合工艺设计要求。检查经处理后所暴露出来的缺陷，如混凝土在浇注及硬化过程中产生的收缩裂纹、孔洞及凹凸不平等缺陷。参照交通部《公路工程质量检验评定标准》(JTG F80/1-2004的有关规定，施工现场检测见表5。
表5 纤维增强防水粘结层实测项目
7.3质量控制措施 7.3.1 清理基面
混凝土桥面先进行抛丸清理，清理施工采用国际先进的自动行走式地面抛丸清理设备，并且辅助人工清扫的作业方式，抛丸设备规格应为单幅清理宽度不小于80cm，以减少重复清理面、提高工作效率。
7.3.2混凝土表面预处理
(1喷砂施工前检查混凝土表面外观，应确保桥面无露筋、暴牙等现象，若与之不符，则先应通过机械打磨予以清除，有较大坑洼处采用特制环氧砂浆先修补填平，以确保基面的整体平整度，保证抛丸设备的行走畅通性。
(2喷砂前混凝土表面沾污的油脂必须清除干净，可以采用清洗剂进行清洗。(3喷砂抛丸过程中和施工后，混凝土表面必须避免油脂重新沾污。
(4粗糙度和清洁度控制。根据待处理表面的状况，通过PLC 控制调整参数，调配行走速度和进砂量，启动抛丸设备，利用高速旋转的抛头将钢丸高速地抛向混凝土表面，借助于砂丸的冲击作用将其表面的浮浆打掉，确保抛丸处理后的表面有均匀的粗糙度和良好的清洁度。
(5对无法用回收式真空抛丸机抛丸的边角处等部位，应用手持式抛丸机补充处理。(6清理完毕后，先进行人工清扫，再利用水车将桥面冲洗干净，并用吹风机吹走积水和积累的废料。
(7抛丸处理后的表面应注意保护，避免二次污染。下一道工序施工前应对检验合格的混凝土表面进行吹灰。
7.3.3表面缺陷修复
在抛丸处理后所暴露出来的病害，如混凝土在浇注及硬化过程中产生的收缩裂纹、孔洞及凹凸不平等缺陷，以及可能影响桥面板质量的缺陷，采用灌注、压注、找平等方法进行修
复处理，消除隐患。修复材料根据缺陷的实际情况可选用专用的混凝土修复材料，对于出现 的局部裂缝采用环氧砂浆灌浆处理。7.3.4 喷涂纤维增强防水粘结层采取三遍喷涂技术。第一、三层为单独涂料喷涂，第二 层为纤维增强层喷涂，在每一次的喷砂时都应确保防水涂膜均匀、平整、无夹层现象，第二 次喷洒时还需保证纤维风散均匀。7.3.5 表面后处理。对修补后的局部表面，要求采用找平层的全部表面进行喷砂抛丸处 理，去除修补后所产生的浮浆、杂质等。7.3.6 磨料的质量控制。抛丸磨料必须清洁（不含油、杂物）、干燥，其性能除符合 GB6484-86、GB6485-86 的要求，力度和形状满足抛丸处理后对表面粗糙度的要求；对于混 凝土抛丸，根据满足表面粗糙度的要求选择磨料，磨料的弯管无明显裂纹、伤痕，外形均匀、无油、干燥、无杂质。施工时所用的钢砂、钢丸等容易受潮物资应妥善放置，严防受潮。
8、安全措施 8.1 识别国家和地方相关的安全法律法规，根据现场施工实际特点和设备情况，制定现 场施工安全管理办法和设备安全操作规范，严格按照《安全生产法》、《道路交通安全法》 及国家颁发的有关安全技术规程和安全操作规程进行施工； 严格按施工组织设计、施工工艺、施工操作规程中的安全施工条款进行施工。8.2 遵照现行的中华人民共和国行业标准《公路交通安全设施施工技术规范》（JTG F71-2006）、《公路工程施工安全技术规程》（JTJ076-95）的要求执行。应遵照国家、行 业和当地省、市政府颁发的有关安全技术规程和安全操作规程执行。8.3 工作时必须戴上防护面罩(有机玻璃制成，口罩及穿防滑工作鞋； 当设备发生故障，须立即停车时，应拉开总电门手柄。8.4 在维修设备时，应拉开总电门，以免造成人身事故。8.5 在下列情况下禁止工作：(1防护帘破坏，失去防护作用。(2抛丸室或抛丸机，有局部被铁丸穿透。(3供丸系统被堵塞。(4抛丸机转动的不平衡。8.6 工作中必须遵守以下安全操作规定：(1抛丸机未起动前，禁止打开供铁丸的控制阀门。(2每当起动一次抛丸机后，必须进行运转检查。在正常情况下，抛丸机的运转应该是平稳的和没有大的震动声音。(3抛丸室在工作中，必须经常检查供铁丸系统，以防堵塞。(4抛丸室悬挂输送链上的吊钩上挂铸件数量，应根据铸件大小而定，不得超过吊钩的 规定载荷范围。(5吊钩上所挂的铸件，必须牢固和不妨碍吊钩的自由旋转。(6散落设备周围的铁丸，必须经常清理，并加入到抛丸室中回用。(7加入到抛丸室中的铁丸必须过筛。(8工作完毕，清理工作场地，保持通道畅通。8.7 建立健全施工环境下的施工安全规章制度，专职安全员必须参加交警、路政等组织 的安全技术培训，项目做好职工上岗前的施工安全培训工作，特殊工种必须持安全考核合格 证上岗，严禁无证操作、违章作业。8.8 施工工地和拌和场地要有鲜明的安全标识和完善的安全措施，所有施工人员上路施 工必须穿反光服，所有施工车辆必须标明“施工车辆”字样，职工进入拌和场要戴安全帽、穿工作服、工作鞋。夏季高温季节施工，应采取防暑降温措施。8.6 封闭道路出入口要
有明显标志，所有施工车辆进出封闭路段必须服从专职安全员的 指挥，严禁施工车辆在封闭路段违章行驶、违章调头、违章停放等。8.7 夜间施工时，必须配备照明设备，并在危险处设置明显标志或设置隔离栅、防护网 等，确保施工人员和机械设备的安全。8.8 规范使用设备施工作业，熟悉安全操作规程。8.9安全用电，杜绝火源并配备好相应的消防用品。8.10 施工过程中需穿工作服，佩戴目镜、手套、防毒面具等劳保用品并保证施工环境 通风良好。
9、环境保护 9.1 应遵照现行《中华人民共和国环境保护法》的要求。9.2 建立环境保护机构和相应的规章制度，专人专项负责检查和定期组织大检查。9.3 混合料拌和设备的堆料场及进场道路均要进行“硬化”，防止灰尘飞扬，污染集料。9.4 混合料拌和设备和发电机等设备的噪音，应符合当地环保部门的要求，不符合者应采取有效措施。9.5 没有通风除尘装置或通风除尘装置已被损坏禁止抛丸设备工作。10、10、节能措施 10.1 加强能源管理，建立和完善节能考核制度，根据生产过程中运量、运力、施工作 业等多种因素变化情况，及时调整生产计划，保持生产的高效、节能。10.2 加强生产调度指挥，建立和完善岗位责任制和能源消耗定额管理制度，提高施工 机械的使用效率。10.3 按照国家有关计量的法律、法规和有关规定，加强能源计量管理，配备准确可靠 的计量器具，对耗能设备实行严格的计量管理。10.4 禁止购置、使用国家公布淘汰的耗能产品和设备。10.5 组织设备操作人员以及其他有关人员参加节能培训，未经培训的人员不得在耗能 设备操作岗位上工作。11、11、效益分析 11.1抛丸工艺是一种全新的表面清理打毛的方法。其具有清理表面干净均匀、粗糙而不 破坏原有路面构造的独特工艺特点。该工艺在中国公路桥梁防水基层处理中已经得到了广泛 的应用，包括浙江、江苏、湖北、湖南、吉林、云南、四川、京津、河北等省份，配合施工 的桥面防水材料包括SBS卷材、改性沥青碎石封层、聚氨酯防水涂料等，随着其不断应用推 广，有效的将防水粘结层与混凝土桥面紧密结合的突出优点更大地发挥出来。11.2喷砂施工工艺除采用专用的喷砂施工设备外，其他机具都为常规设备，喷砂的工艺 简单、效率高、处理效果好、质量可靠，桥面混凝土抛丸造价约在5～6元/m。11.3纤维增强型防水粘结层通过在氯丁橡胶聚合物改性乳化沥青基桥面防水粘结涂料 中，加入纤维，与涂料施工时同步切割混合喷涂，使得在防水层中间形成一层
增强纤维 篇6
【摘 要】 在沥青纤维封层中，纤维的嵌锁咬合作用，提高了开裂断面抗剪切传荷能力，纤维的存在使纤维封层表面的裂缝尖端的应力减小，有效的阻止了裂缝的进一步的扩展。同时，纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用，对提高路面耐久、抗渗、耐磨等性能起到积极地作用。
【关键词】 纤维；沥青路面；封层 ；抗裂性能
Analysis of fiber reinforced asphalt pavement sealing layer formation mechanism of crack resistance
Jia Fu-tang
(Pingdingshan Highway Administration Central Laboratory Pingdingshan Henan 467000)
【Abstract】 In the seal layer of the asphalt fibers, the interlocking engagement of the fibers to improve the cracking section of the shear load transfer capability, the presence of the tip of the fiber the fiber stress crack sealing layer surface is reduced, effectively prevent further crack propagation . Meanwhile, the fiber sealing layer can reduce the crack tip stress crack resistance play a role in improving road durability, permeability, abrasion resistance and other properties play a positive role.
【Key words】 Fiber;Asphalt pavement;Sealing layer;Crack resistance
1. 引言
（1）纤维增强沥青封层技术是指采用纤维封层核心设备同时洒（撒）布沥青粘结料和玻璃纤维，然后在上面洒布碎石经碾压后形成新的表面磨耗层或者应力吸收中间层，是一种新型道路预防性养护技术［1］。按层位功能分，纤维沥青碎石封层可分为上封层（表面磨耗层）和下封层（应力吸收层），其结构图如图1所示。
〖TPE:中华建设图14年6月郏付堂1.TIF，BP#〗〖TS(〗图1 纤维增强封层示意图〖TS)〗
（2）纤维沥青层是沥青纤维增强封层抗裂性能的主要贡献者，它是一种以沥青为基本相，短纤维为增强相的复合材料［2］，短纤维随机分布于沥青层中，相互搭接构成网状增强体，对其路用性能起到了极大地改善作用，研究纤维增强沥青封层的抗裂性，对提高路面耐久、抗渗、耐磨等性能起到积极地作用，而且有效的改善了路面的服务功能，适用于提高原有沥青路面的耐久性、防水性能、抗滑性能以及车辙、平整度的修复工作。
2. 裂纹的基本类型
（1）在线弹性断裂力学中，根据裂纹受荷载作用及裂纹变形情况，可将裂纹分为三种基本类型［3］，即I型、II型和III型，如图2所示。
（2）I型裂纹即为张开型裂纹，指裂纹受垂直于裂纹面的拉应力作用，裂纹面相对张开。
（3）II型裂纹即为滑开型裂纹，指裂纹受平行于裂纹面而垂直于裂纹尖前缘线的剪应力作用，裂纹上下两表面沿x轴相对滑开。
（4）III型裂纹即为撕开型裂纹，指裂纹受既平行于裂纹面又平行于裂纹尖前缘线的剪应力作用，裂纹上下两表面沿z轴相对错开。
3. 裂缝的形成扩展机理分析
按照裂缝的类型分析了裂缝的主要形成机理，为有针对性的分析纤维封层的抗裂机理提供了理论基础。
(l)纵向裂缝。
纵向裂缝产生的原因有多种可能性，主要有：由于路基填土压实或两侧密实度不均和路基边缘受水浸蚀，导致路基不均匀沉降和承载力不足形成裂缝；沥青含腊量偏高，延度偏于下限，油层抗拉强度低，长期在行车荷载作用下形成纵向裂缝，填土含水量偏大，在冻胀作用下形成裂缝。
(2)横向裂缝。
由于路基土体的不均匀沉降引起的横向裂缝，低温收缩或半刚性基层收缩是产生横向温度裂缝的主要原因；沥青路面低温抗裂性能的好坏，关键是沥青材料本身直接影响到沥青混合料的低温抗裂性。面层的表面开裂后，就会在裂缝尖端产生应力集中，使其继续向下发展并贯穿整个沥青面层。
(3)反射裂缝。
反射裂缝产生的基本机理是沥青面层受到交通荷载和温度联合或单独作用产生受拉疲劳和剪切疲劳。由于温度变化引起的混凝土板伸缩和交通荷载驶过接缝或裂缝，在缝端附近的沥青混凝土材料内产生应力集中，而接缝或裂缝处不能很好地传递拉应力或剪应力，导致反射裂缝的产生和发展。根据断裂力学原理可分为：温度应力对应着张开模式(I型)，行车荷载对应着张开和剪切模式(I和II型)混合型。
(4)龟裂。
龟裂、不规则裂缝的形成主要是路面整体强度不足，沥青路面老化，在行车荷载的作用下形成的；另外，基层排水不良，低温时沥青混合料变硬或变脆，也能造成龟裂。
(5)滑移裂缝。
滑移裂缝产生的典型原因是层间的豁结性能不好，滑移裂缝最常发生在车辆刹车、转弯或加速的位置，在城市道路的交叉口路段经常可以观察到滑移裂缝。
4. 纤维封层阻裂机理分析
由纤维封层施工工艺知，纤维夹在两层乳化沥青层之间，并且从纤维封层的拉拔试验的层间破坏状态显示，纤维封层成型后，纤维完全在纤维封层之下；针对纤维夹层的位置和上述介绍的裂缝形成的机理，将裂纹扩展分为沥青面层表面和反射裂缝开裂后的裂纹两种扩展方式来介绍纤维封层的阻裂机理。
4.1 沥青面层表面开裂后的裂纹扩展。
（1）沥青路面开裂以后，不论在交通荷载或负温度梯度作用下，裂纹均可能向路面深度扩展，并且在路面的裂纹的缝端会产生很大的拉应力和剪应力集中，其完全可能超过材料的抗拉强度而使路面继续开裂［4］。由于纤维封层的成型厚度较薄，通过测量的试验路面的平均厚度为4mm，原路面的刚度较大，在负温度梯度作用下，原路面也会产生超过本身材料的抗拉强度的拉应力而使原路面面层开裂。这种裂缝的存在也会促使纤维封层表面裂缝的发展。
（2）纤维封层由于较薄，可以看作纤维夹在碎石之间，按照冷拌沥青混合料理解。纤维的嵌锁咬合作用，提高了开裂断面抗剪切传荷能力，纤维的存在使纤维封层表面的裂缝尖端的应力减小，有效的阻止了裂缝的进一步的扩展。另外，按照复合材料科学原理［5］，纤维的增韧作用与纤维本身的强度和韧性没有任何的关系，而来自于纤维与基体材料因材料性质差异在纤维和基体界面附近形成的残余应力应变场及显微裂纹。这种残余应力应变场要么来自纤维和基体材料因热膨胀系数的巨大差异，要么是因为纤维在某一温度下相变而产生膨胀。残余应力应变场可以抵消部分外加荷载，从而降低宏观裂纹扩展时裂纹尖端的应力；残余应力场在纤维和基体界面处产生的显微裂纹将部分释放材料中的应变而使裂纹区中存在残余应变，在宏观裂纹扩展后，其尾区的残余应变将降低裂纹尖端的应力；由于形成显微裂纹，显微裂纹周围材料的弹性模量降低而成为软化材料，它也有助于降低宏观裂纹扩展时裂纹尖端的应力。从而阻止裂纹的进一步的发展。
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4.2 反射裂纹的扩展。
目前用土工织布、玻璃纤维格栅等土工加筋材料防止反射裂缝，它们的受力变形实质上是一种复合材料中增强相的行为，应具有较强的界面特性［6］。这种界面特性体现在土工加筋材料与填料之间的力与变形的相互关系。针对原路面的网裂较严重现象分析纤维封层阻止反射裂缝扩展的机理。纤维封层施工时，撒铺纤维之前先撒铺一层乳化沥青，增强的纤维和纤维封层与路面的结合，能改善裂缝处拉应力的集中，即使纤维与路面联结不好，此时纤维的张力较大，因荷载的复合效应，纤维仍能降低裂缝尖端的应力。有研究表明［7］，铺设纤维等土工筋材还能增大裂缝的扩展角，即是延长裂缝扩展路径和裂缝发展的时间，因此纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用。沥青混合料路面层间加铺玻璃纤维格栅能有效的阻止反射裂缝的扩展，纤维封层中的纤维也能起到这样的效果。
5. 结论
沥青路面开裂以后，不论在交通荷载或负温度梯度作用下，裂纹均可能向路面深度扩展，并且在路面的裂纹的缝端会产生很大的拉应力和剪应力集中，其完全可能超过材料的抗拉强度而使路面继续开裂。研究表明，在沥青纤维封层中，纤维的嵌锁咬合作用，提高了开裂断面抗剪切传荷能力，纤维的存在使纤维封层表面的裂缝尖端的应力减小，有效的阻止了裂缝的进一步的扩展。同时，纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用，对提高路面耐久、抗渗、耐磨等性能起到积极地作用，是一种值得推广的新型沥青路面施工技术。
参考文献
［1］ 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.
［2］ 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).
［3］ 陈华鑫， 张争奇. 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).
［4］ 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.
［5］ 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，2007.5.
［6］ 毛成.沥青路面裂纹形成机理及扩展行为研究:(博士学位论文).成都:西南交通大学，2004.3.
［7］ 郑健龙，周志刚.沥青路面抗裂设计理论与方法.北京:人民交通出版社，2003.
［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）06-05-819
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4.2 反射裂纹的扩展。
目前用土工织布、玻璃纤维格栅等土工加筋材料防止反射裂缝，它们的受力变形实质上是一种复合材料中增强相的行为，应具有较强的界面特性［6］。这种界面特性体现在土工加筋材料与填料之间的力与变形的相互关系。针对原路面的网裂较严重现象分析纤维封层阻止反射裂缝扩展的机理。纤维封层施工时，撒铺纤维之前先撒铺一层乳化沥青，增强的纤维和纤维封层与路面的结合，能改善裂缝处拉应力的集中，即使纤维与路面联结不好，此时纤维的张力较大，因荷载的复合效应，纤维仍能降低裂缝尖端的应力。有研究表明［7］，铺设纤维等土工筋材还能增大裂缝的扩展角，即是延长裂缝扩展路径和裂缝发展的时间，因此纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用。沥青混合料路面层间加铺玻璃纤维格栅能有效的阻止反射裂缝的扩展，纤维封层中的纤维也能起到这样的效果。
5. 结论
沥青路面开裂以后，不论在交通荷载或负温度梯度作用下，裂纹均可能向路面深度扩展，并且在路面的裂纹的缝端会产生很大的拉应力和剪应力集中，其完全可能超过材料的抗拉强度而使路面继续开裂。研究表明，在沥青纤维封层中，纤维的嵌锁咬合作用，提高了开裂断面抗剪切传荷能力，纤维的存在使纤维封层表面的裂缝尖端的应力减小，有效的阻止了裂缝的进一步的扩展。同时，纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用，对提高路面耐久、抗渗、耐磨等性能起到积极地作用，是一种值得推广的新型沥青路面施工技术。
参考文献
［1］ 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.
［2］ 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).
［3］ 陈华鑫， 张争奇. 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).
［4］ 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.
［5］ 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，2007.5.
［6］ 毛成.沥青路面裂纹形成机理及扩展行为研究:(博士学位论文).成都:西南交通大学，2004.3.
［7］ 郑健龙，周志刚.沥青路面抗裂设计理论与方法.北京:人民交通出版社，2003.
［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）06-05-819
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4.2 反射裂纹的扩展。
目前用土工织布、玻璃纤维格栅等土工加筋材料防止反射裂缝，它们的受力变形实质上是一种复合材料中增强相的行为，应具有较强的界面特性［6］。这种界面特性体现在土工加筋材料与填料之间的力与变形的相互关系。针对原路面的网裂较严重现象分析纤维封层阻止反射裂缝扩展的机理。纤维封层施工时，撒铺纤维之前先撒铺一层乳化沥青，增强的纤维和纤维封层与路面的结合，能改善裂缝处拉应力的集中，即使纤维与路面联结不好，此时纤维的张力较大，因荷载的复合效应，纤维仍能降低裂缝尖端的应力。有研究表明［7］，铺设纤维等土工筋材还能增大裂缝的扩展角，即是延长裂缝扩展路径和裂缝发展的时间，因此纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用。沥青混合料路面层间加铺玻璃纤维格栅能有效的阻止反射裂缝的扩展，纤维封层中的纤维也能起到这样的效果。
5. 结论
沥青路面开裂以后，不论在交通荷载或负温度梯度作用下，裂纹均可能向路面深度扩展，并且在路面的裂纹的缝端会产生很大的拉应力和剪应力集中，其完全可能超过材料的抗拉强度而使路面继续开裂。研究表明，在沥青纤维封层中，纤维的嵌锁咬合作用，提高了开裂断面抗剪切传荷能力，纤维的存在使纤维封层表面的裂缝尖端的应力减小，有效的阻止了裂缝的进一步的扩展。同时，纤维封层能降低裂缝尖端的应力，起到阻裂的作用，对提高路面耐久、抗渗、耐磨等性能起到积极地作用，是一种值得推广的新型沥青路面施工技术。
参考文献
［1］ 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.
［2］ 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).
［3］ 陈华鑫， 张争奇. 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).
［4］ 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.
［5］ 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，2007.5.
［6］ 毛成.沥青路面裂纹形成机理及扩展行为研究:(博士学位论文).成都:西南交通大学，2004.3.
［7］ 郑健龙，周志刚.沥青路面抗裂设计理论与方法.北京:人民交通出版社，2003.
［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）06-05-819
纤维混凝土增强机理分析 篇7
关键词：纤维增强机理,混杂纤维,受拉破坏机理,混杂效应
0 引言
现有的纤维增强机理, 无论是宏观模型还是细观模型, 均主要以纤维和基体为研究对象, 研究单一纤维与基体之间的相互作用, 并没有直接分析两种或以上的纤维对于基体的增强作用。尽管分析混杂纤维混凝土的纤维增强机理时, 可直接借鉴甚至套用现有的纤维增强模型, 但混杂纤维混凝土的增强作用, 并不仅仅局限于纤维作用于材料基体的增强作用。混杂纤维混凝土, 能通过不同纤维之间的混杂, 使混杂材料之间产生性能互补, 体现出预期的良好综合性能。这种互补, 可以使不同尺度上的性能互补, 也可以是强度和延性上的互补, 或者是就某一宏观性能进行分析后发现的“混杂效应”。因此, 分析混杂纤维混凝土的增强作用, 不仅要考虑单一纤维分别对于混凝土的增强作用, 更需要综合考虑纤维不同尺度、不同受力状态下, 对基体的增强作用。
1 纤维间距理论
依照纤维间距理论, 纤维的增强机理主要在于减小或缩小裂缝源的尺度与数量, 缓和裂缝尖端应力集中程度, 抑制裂缝的发生与扩展。纤维的增强效果关键在于纤维的平均间距, 平均间距越小, 纤维对裂缝引发与扩展的约束能力越大, 纤维混凝土的强度就越高。而纤维的平均间距大小, 取决于单位基体体积内的有效纤维根数。因此, 在制备工艺和纤维种类、长径比一定的情况下, 单位基体体积内的有效纤维根数取决于纤维的体积掺量, 纤维体积掺量越大, 增强效果越强。
对于SP-HFRC, 在混凝土基体中有两种纤维:钢纤维和聚丙烯纤维。若单从总的纤维体积掺量上分析, SP-HFRC的增强效果完全可以被单一钢纤维或聚丙烯纤维所替代。然而, 已有大量的研究成果证实, SP-HFRC的增强效果强于单一纤维混凝土, 其原因是SP-HFRC在不同尺度上的逐级增强 (表1) 。
如表1所示, 研究采用的钢纤维长度和直径远大于聚丙烯纤维, 经计算, 单根钢纤维体积为聚丙烯纤维的220倍, 若掺入的钢纤维和聚丙烯纤维体积掺量相同, 单位体积基体内聚丙烯纤维的数量将为钢纤维的220倍。试验中, 钢纤维体积掺量比聚丙烯纤维体积掺量高一个数量级, 但实际制备的试件中, 单位体积基体内, 聚丙烯纤维的数量仍然是钢纤维10倍以上。然而钢纤维的弹性模量远高于聚丙烯纤维, 差距达两个数量级, 这种特点使得钢纤维和聚丙烯纤维在不同受力状态下的增强效果差异明显。因此, 混杂纤维对于SP-HFRC的增强机理, 可分为两级:
(1) 低荷载情况下
当SP-HFRC外部荷载较低时, 内部变形较为微小。此时内部原生裂纹有克服外力继续扩展的趋势, 原生微裂隙也有衍生成裂缝的趋势。依照纤维间距理论, 基体内部乱向分布的钢纤维和聚丙烯纤维, 能有效抑制裂缝的发生与扩展。由于单位基体内聚丙烯纤维的根数比钢纤维高一个数量级, 在此阶段, SP-HFRC的增强机理以聚丙烯纤维的作用为主。由此可知, 低荷载状态下, SP-HFRC的抗裂性能与总体积掺量相同的PFRC相比并无明显优势, 与总体积掺量相同的SFRC相比则有优势。
(2) 高荷载情况下
当SP-HFRC外部荷载较高时, 内部变形较大, 变形趋势也较强。在内部高应力区域, 裂缝已经生成, 基体内部乱向分布的钢纤维和聚丙烯纤维, 仍然能有效抑制裂缝的扩展。此时由于钢纤维具有较高的弹性模量, 在同等变形情况下, 其承受的拉力高于聚丙烯纤维1~2个数量级。在此阶段, SP-HFRC的增强机理以钢纤维的作用为主。由于聚丙烯纤维的高拉伸率, 同等变形情况下, 若钢纤维未被拉断, 聚丙烯纤维也必然未拉断。因此, 按纤维间距理论, SP-HFRC的增强效果必然强于总体积掺量相同的SFRC;至于相同总体积掺量的PFRC材料, 可能在还没到达同等大小的荷载之前已经发生断裂。因为聚丙烯纤维虽能有效延迟和阻止初始裂缝的产生和扩展, 而一旦荷载稍有增加, 仅靠弹模较低的聚丙烯纤维无法有效限裂, 必然导致裂缝迅速失稳扩展而导致大量宏观裂缝的产生, 最终导致断裂。
由此可知, 依据纤维间距理论, SP-HFRC中的混杂纤维在低荷载和高荷载情况下, 两种纤维能合理搭配、扬长避短, 从而产生较好的综合增强效果。事实上, 当SP-HFRC受到外部荷载时, 由于内部应力分布的复杂性, 材料中必然产生应力高和应力较低的局部区域, SP-HFRC中混杂纤维的协同作用能做到低应力时共同阻裂, 高应力时共同限裂, 从而有效控制裂缝扩展, 延迟和控制局部大量裂缝的失稳发展, 最终在宏观上达到提高复合材料整体强度及变形的效果。
2 复合材料力学理论
根据复合材料力学理论, SP-HFRC的弹性模量计算公式为:
式中:Esf、Esf—所掺钢纤维、聚丙烯纤维弹性模量;Em—混凝土基体弹性模量;ρsf、ρpf—钢纤维、聚丙烯纤维在混凝土复合材料中的体积掺量;ηsf、ηpf—钢纤维、聚丙烯纤维有效系数。与纤维的分散程度、与基体的粘结效果有关。
假定钢纤维和聚丙烯纤维在基体中均匀分散, 与基体的粘结情况良好。取ηsf, ηpf的值为1, 则依式 (1) 计算出的Efc>Em, 可直观地解释纤维的增强效果。然而本次试验实测轴心受拉应力-应变曲线中, SP-HFRC的曲线上升段与素混凝土相比, 并无明显差异, 即实测数据无法证实Efc>Em, 因此该公式不能有效地解释混杂纤维对SP-HFRC的增强作用。由于复合材料力学增强理论是建立在材料本构的线弹性阶段, 而掺有高体积掺量纤维和定向长纤维的纤维混凝土在破坏时, 会表现出比普通混凝土更强的塑性。因此, 采用复合材料力学理论来分析纤维混凝土的极限强度与极限状态, 采用线弹性方法研究掺有高体积掺量纤维和定向长纤维的纤维混凝土的机理, 显然不太合理。
大量研究成果显示, SP-HFRC的抗拉强度、抗压强度、韧性明显高于混凝土基体, 可见混杂纤维对于混凝土具有优良的综合增强效果。结合复合材料力学理论, 从构成纤维混凝土基本材料特征的角度出发, 就能得出SP-HFRC的增强机理。
处于受拉状态下的混凝土材料, 其内部应力分布的复杂性将导致局部应力集中, 当局部应力达到极限抗拉强度, 就会发生断裂。如果在混凝土中适当配置抗拉钢筋, 就能有效承担一定的受拉应力, 从而推迟或避免混凝土裂缝的出现, 达到提高混凝土极限抗拉强度的目的。如果将混杂纤维看作微型“次增强筋”, 这些“次增强筋”会有效改善混凝土的力学性能。对于SP-HFRC而言, 钢纤维与聚丙烯纤维的几何尺寸相差较大, 能在基体中形成两级“次增强筋”, 从分工上来说, “聚丙烯纤维增强筋”有较好的约束作用, 而“钢纤维增强筋”则有较好的抗拉作用, 两级“次增强筋”优势互补、取长补短, 可以在两种几何尺度下对混凝土产生增强、增韧的效果, 其增强效果优于单一纤维。
3 混杂效应
根据复合材料力学原理, 关于复合材料的力学性能有:
式中:σ—复合材料实时所受的力;ε—材料应变;v—该复合材料的弹性模量;Ei、vi—分别为材料组分的弹性模量和在材料中所占的体积掺量。
然而有些材料复合后, 发生了偏离混合律的现象, 例如两种或两种以上的纤维掺入混凝土形成的HFRC。已有研究成果表明, 在掺加两种或两种以上纤维后, 混凝土的抗压、抗拉、抗冲击强度和韧性都有提高, 但是提高的程度却不符合规律。大量试验研究表明, 在HFRC中存在或正向负向的“混杂效应”, 正向为增强某种性能, 负向则为减弱相应性能。
混杂效应产生的原因很多, 如复合材料制作过程中因合成工艺引起的构造优化、复合材料破坏过程中断裂能的梯度平衡、材料强度的统计性质等。用以解释混杂效应原因的理论大致可分为三个方面:统计分布理论、纤维束理论和断裂能理论。
(1) 统计分布理论。假定复合材料中的纤维工作状态完全相同, 当初始应力场达到临界后, 纤维会因材料的裂纹扩展而失效, 复合材料内部失效的几率与材料体积成正比, 因此复合材料的平均强度与表观尺寸的大小成反比。首次将统计分布理论用以解释混杂效应的是Zweben, 根据他的理论, 纤维的弹性模量与长度无关, 纤维的强度也具有统计分布性质, 因此纤维的断裂应变将随着长度的增加而降低。对于单一含低延性纤维的复合材料, 纤维过早破坏将导致复合材料整体的破坏。对于混杂复合材料, 高延性的纤维会抑制低延性纤维造成的裂纹扩展, 使得低延性纤维的断裂破坏呈现多次多梯度的特点。复合材料只有当高延性纤维破坏后才会发生整体破坏。在此基础上, Aveston等提出了多次断裂理论, 即由于高延性纤维抑制裂缝扩展, 将会导致单元内部的应力重分布, 可能使低延性纤维发生多次断裂, 从而提高整体复合材料的断裂应变。
(2) 纤维束理论。纤维束理论主要根据断裂力学研究裂纹复合材料中的扩展规律, 该理论认为低延性 (LE) 纤维的断裂受到高延性 (HE) 纤维的抑制。例如含碳纤维 (CF) 和玻璃纤维 (GF) 的HFRP, CF的断裂受到GF的抑制, 使得CF的有效部分 (未断裂部分) 继续工作并承担荷载, 因此使得CF表现出来的断裂应变大于单一CF。Manders等研究认为复合材料中的纤维发生了二次断裂破坏, 是HFRP的强度不符合复合材料混合律的原因。
(3) 断裂能理论。主要从材料混杂结构和破坏模式来分析复合材料的断裂耗能过程。混杂复合材料中, 纤维的脱粘是因裂纹沿平行于纤维的方向传播引起, 而纤维拔出的原因是裂纹垂直于纤维方向的传播造成的, 纤维拔出的前提是基体较大变形。Wagner等通过研究碳—玻混杂纤维复合材料, 提出拔出功的混合律计算公式, 根据公式计算出了拔出功的上下限, 界定了混杂效应出现的条件和原因。
4 结语
玻璃纤维增强塑料施工技术 篇8
关键词：玻璃纤维增强塑料,GRP,安装,施工技术
玻璃纤维增强塑料,简称玻璃钢或GRP,是由合成树脂和玻璃纤维复合而成,具有质轻、高强、耐腐蚀、电绝缘性能好、热绝缘性能好、可设计性强、工艺性优良等优点。玻璃钢在上海某大型主题乐园项目“明日世界”片区主要被用于建筑围护、外立面造型、吊顶、室内复杂造型及装饰板等。
1 工程概况
某大型主题乐园项目位于上海浦东川沙新镇,东至唐黄路,南至航城路,西至A2公路,北至围场河,其中“明日世界”片区位于整个园区西侧,是乐园中乘坐型游乐项目集中的区域。GRP作为“明日世界”片区的重要装饰构件,在各个单体均有涵盖,总量超过2 000m2,其中光300A单体就包含857m2,单片造型面积最大的GRP位于301单体,为330m2。以下主要以301单体的GRP安装为例(见图1),介绍其施工工艺,同时针对其他单体不同的做法进行特别说明。
2 工程难点及解决办法
1) GRP造型整体面积大,板块受热胀冷缩影响严重
玻璃钢的热膨胀系数为2.7×10-6～7.2×10-6 m/K,301单体GRP造型墙整体面积为330m2,尽管深化后分割成多块单元板片,但由于板片拼接处仍需采用原材料进行填缝处理,仍属于一个整体,而且GRP处于室外环境,温度变化剧烈,热胀冷缩会对完成后的GRP造成破坏。
解决办法:在深化时,增加了2条伸缩缝,伸缩缝宽10mm,安装完成后,用密封胶进行填充,后置泡沫棒,2条伸缩缝分别位于造型墙的1/3处。
2) GRP表面肌理众多,施工难度大
GRP表面有许多菱形肌理,大小不一,排布无规律,给工厂生产造成困难的同时,也给现场施工造成很大难度,板块拼接处必须保证肌理对齐,否则将严重影响外观。
解决办法:在实体工程施工前,截取一段带表面肌理的GRP在现场进行实体样板制作,实体样板展现现场GRP安装的各种典型节点样式,在检验产品质量的同时,让工人提前熟悉整个安装过程及质量控制标准。样板经设计师验收通过后,再进行现场GRP的安装。
3)GRP双曲面造型,控制曲面弧度难度大
整个GRP造型呈双曲面,单块GRP板在未正式固定前,其曲面造型会有一定幅度的变化空间,如果板块未严格按照设计弧度安装,会造成板间错台、板缝宽度不一致,最终影响整个曲面效果。
解决办法:根据GRP的设计弧度制作PVC靠模,安装时,靠模紧贴GRP表面,将板弧度调整至与靠模一致,再将GRP板固定牢固(见图2)。
4)单片GRP板面积较大,长期受力易产生变形
根据图纸要求,GRP板厚只有5mm,通过单独的吊点悬挂于主框架上,长期受力,GRP表面容易产生变形。
解决办法:在GRP背面增加纵横双向加强肋,使整体性加强,不易变形,加强肋间距400mm×400mm(见图3)。
3 301单体GRP造型墙设计施工流程及操作要点
3.1 设计施工流程(见图4)
3.2 安装顺序
为便于工厂生产和现场安装,301GRP造型墙经深化后,分割为32块板,每块板大小及形状均不同,其中板块301-15面积最大,约为20m2,板块301-17面积最小,约为1.3m2。
为减小安装累计偏差,采用从中间向两边的安装顺序(见图5),先安装轴和轴之间编号为301P-15的GRP板,然后安排2个安装班组分别沿顺时针和逆时针方向安装,待板片安装到最边缘板时,采取现场实测实量,将301P-1及301P-32的实测尺寸发回工厂加工,生产好后再运至现场安装,保证收边处与混凝土墙紧密贴合。
3.3 操作要点
3.3.1 GRP板块安装固定
GRP板固定方式有2种:一种是悬吊方式;另一种是正面固定方式。悬吊方式应用于GRP板背后有足够空间可进行人员操作的情况;正面固定方式用于背部空间狭窄、人员无法进入的情况。悬吊方式是比较常用的固定形式。
301单体GRP板采用的是悬吊方式,固定于主龙骨上,GRP板在工厂生产时,预先放入T形预埋件,T形预埋件上预开条形孔,通过螺栓将角钢与板后预埋件连接,角钢与主龙骨焊接固定,板高度调整到位后,将螺母与角钢点焊固定(见图6)。
对于正面固定方式,在生产时,预埋件形式为铝片,同时GRP龙骨设计时,也是紧贴GRP背部,安装人员站在板正面用自攻螺栓在预埋件位置打入龙骨,自攻螺栓钉头沉入(GRP面以下,并用腻子填充(见图7)。
这种安装形式对GRP龙骨的表面平整度要求非常严格,正负偏差不能超过3mm,否则会对安装后的GRP表面平整度造成影响
3.3.2 GRP板块拼接处连接固定及接缝处理
因GRP固定方式不同,对应的拼接节点也有差异。
对于301单体悬吊固定方式,GRP板块在深化时都加入了整体翻边,翻边既可减小GRP板的变形,防止翘曲,同时在板拼接时,可以通过对拉螺栓将两块板的相邻翻边连在一起,对拉螺栓连接处,板翻边上应预先埋置30mm×30mm×2mm铝片,板与板之间嵌入5mm厚的PVC或铝片(见图8);对于正面固定的拼接,因为GRP板需紧贴龙骨,所以取消了翻边。
板拼缝处是GRP板强度的薄弱环节,如果拼接不好,容易引起表面错台等问题,因此在生产板时,在保证GRP板厚不减小的情况下,板拼接处各留置宽23mm、深5mm的凹槽,待所有GRP板安装完成并验收通过后,将凹槽打磨成毛面,采用浸透树脂的玻璃纤维填满凹槽接缝,玻璃纤维和树脂均采用生产板时的原材料。这种做法既保证了接缝处的强度,不易开裂,同时50mm宽的凹槽缝能将拼接处的轻微错台完美过渡。
3.3.3 GRP与混凝土连接的典型节点
301单体GRP两侧与混凝土墙相接,顶部与混凝土楼板相接,其连接节点类似。施工步骤:首先根据GRP板边预埋铝板的位置,确定固定点位置,将预先钻好孔的不锈钢角码用膨胀螺栓固定在混凝土上;再用自攻螺栓将GRP板与不锈钢角码固定,使螺栓头置于饰面水平以下,螺钉头部位用腻子填充;GRP板与混凝土的10mm缝隙采用密封胶填充,并每隔500mm固定一处(见图9)。
4 GRP消声处理
GRP板位于游客可接触部位时,需对其进行消声处理,避免游客敲击GRP面板时发出过大声响。常规做法有2种:一是采用硅酸盐水泥砂浆涂抹于GRP背面,厚25mm,无加强筋;二是采用松散填砂或碎石填于GRP板背后空腔处。
对于第1种方式,如果在安装前抹灰,增加了板的自重,使板块的搬运和安装难度加大,如果安装完成后抹灰,板后需有足够的操作空间;第2种方法的优点是材料易得,施工方便,只需直接往安装好的GRP板后填充砂或碎石即可,缺点是砂或碎石长期在板后堆积,堆积高度越高,板后封闭空间越大,GRP板面承受的压力就越大,给GRP的使用寿命带来不利影响。现场需进行消声处理的区域,GRP板后空间基本在200～400mm,满足不了在GRP背后抹灰的操作空间,消声高度需1.5m,如果填碎石或砂,会给板面带来很大压力,尤其在GRP板底部。
为现场更易操作同时满足消声要求,尝试采用新的吸声填料,在GRP板后铺满混有树脂的陶粒。
为测试该做法的实际效果,特意制作了1块400mm×400mm的GRP小样,在其背后铺满20mm厚的陶粒,并用树脂黏结于GRP上,树脂凝固后对GRP正面进行敲击,同在与未进行消声处理的GRP进行对比,测试结果证明该做法能满足消声要求。
陶粒质量很轻,可以在GRP板安装前施工,而且胶凝材料采用的是树脂,与GRP板本身的原材料一致,能与其黏结牢固。施工时,先将GRP板背面朝上平放于地面,将陶粒倒在板背面,均匀铺开,达到适宜厚度后(一般为20～30mm),在其上浇筑树脂,使陶粒与GRP板黏结牢固,陶粒安装高度为1.5m。
5 结语
GRP材料相比较传统的建筑材料优势明显,从上世纪90年代开始,GRP已经在我国大型建筑应用中取得很好的效果,如东方明珠电视塔大堂双曲面屋盖及内装饰件(总面积约5 000m2);方舟大厦尖顶及拼装屋面(约300m2)等,随着上海该大型主题乐园的建成,GRP将会被更广泛地进入人们的视野中。
参考文献
增强纤维 篇9
芳纶纤维全称为“聚对苯二甲酰对苯二胺”(缩写为PPTA，商品名Kevlar)，是一种新型高科技合成纤维，具有超高强度、高模量和耐高温、耐酸耐碱、热稳定性好、良好的绝缘性和抗老化性能、生命周期长等优异性能[1]。与其它增强塑料管相比，采用经特殊处理的芳纶纤维布作增强材料的塑料管有其独特的综合性能，它重量轻、强度高、抗腐蚀、耐疲劳、柔性好，可以满足更为广泛的使用要求[2,3,4,5,6]。本文讨论的是采用化学改性处理的芳纶纤维布作为增强材料[3]，双酚F环氧树脂与双酚A环氧树脂混合树脂作为基体材料的复合材料生产高压开关操纵杆用的绝缘拉杆的配方优化，以获得机、电、热综合性能优异的制品。
2 芳纶纤维增强绝缘拉杆的要求
该芳纶纤维增强绝缘拉杆是应用于110kV电压等级及以上的以SF6气体作为绝缘介质的高压开关中作高、低压绝缘的操纵杆用的绝缘件，其结构特点是细而长，且开断操作频繁，因此要求具有非常高的电气绝缘性能和机械强度，重量轻、蠕变小、静、动态抗疲劳性能好。这就要求制品的基体树脂的玻璃化温度高，且制品不允许存在任何缺陷，从外观的高要求如：颜色均一、表面平整光滑、光泽好、无杂质、无损伤等，到内部质量的高要求如：环氧树脂的渗透性好、环氧树脂与芳纶纤维之间的结合界面不分离、以及芳纶纤维与芳纶纤维之间不离层等。因此要从芳纶纤维的处理、环氧树脂的配方选用、浇注及其固化的整个过程都必须严格地控制。以下就环氧树脂的配方对芳纶纤维增强环氧树脂复合材料绝缘拉杆的质量的影响进行分析，选择适合的配方进行生产。
3 试验
3.1 主要原材料
双酚A环氧树脂DYD-128，大连齐化化工有限公司;双酚F环氧树脂EP862,HEXION;甲基四氢苯酐SH-905，本厂自制;改性咪唑2E4MZ，日本四国化成。
3.2 主要仪器
NDJ-79型旋转粘度计，测试环氧树脂浇注混合料的粘度;WE-30型液压式万能材料试验机，测试制品的拉伸强度;METTLER的DSC822e差热分析仪，测试环氧树脂固化物的玻璃化转变温度;YDTCW-600/2×300工频试验变压器和JF-9801局部放电测试仪，测试制品的工频耐压和局部放电量。
3.3 试验方法
3.3.1 制品的制备
采用芳纶纤维缠绕在钢模芯上并合上钢外模，用环氧树脂混合浇注料对钢模进行全真空浇注，浇注完毕转入烘箱进行加温固化成型，脱模后对两端面进行加工，再安装铝金属嵌件。通过调整环氧树脂浇注混合料的配方，并对制品的各种性能进行测试并综合分析，从中筛选出最佳的环氧树脂浇注混合料的配方进行生产。
3.3.2 测试环氧树脂浇注混合料粘度的方法
按环氧树脂浇注混合料的配方进行准确配料，混合均匀后，并控制混合料的温度恒定于制品固化成型时的渗透阶段的温度，采用NDJ-79型旋转粘度计进行粘度监测，模拟固化成型过程中的渗透阶段，连续监测4小时，每半小时记录一次。
3.3.3 测试制品拉伸强度的方法
把制品两端的铝金属嵌件分别用特制的工装固定于万能材料试验机的下横梁和工作台中的契形夹具上，保持制品垂直进行慢速拉伸，记录破坏时的拉伸力(有破坏的响声出现，即使没有拉断或树脂与金属嵌件分离的现象出现，也视为破坏)。
3.3.4 测试环氧树脂固化物的玻璃化转变温度的方法
在制品固化物的上端部取样，注意避免取最上部的样品，以免因分相而导致样品失去代表性，用METTLER的DSC822e差热分析仪进行DSC分析固化物的玻璃化转变温度Tg。
3.3.5 测试制品的工频耐压和局部放电量的方法
把制品安装在模拟使用条件的工装中，并充以制品在使用中规定的最低使用压力的SF6气体，对制品(额定电压为150kV)施加规定值325kV的工频耐压，历时1min，再分别降至测量局部放电的电压值170kV和118kV，测量制品的局部放电量。
4 结果与分析
4.1 环氧树脂浇注混合料的配方
分别采用了4种环氧树脂浇注混合料的配方进行绝缘拉杆浇注和固化成型，配方如表1所示。
4.2 各种环氧树脂浇注混合料配方的粘度
分别把各种原材料放置于70℃±2℃的恒温烘箱中约1小时后再配料，并把旋转粘度计的温度恒定于70℃±2℃，按配方要求准确配料，测量各种环氧树脂浇注混合料配方的初始粘度，并记录4小时内粘度的变化趋势，不同时间记录不同配方的粘度值并绘制成时间-粘度变化的曲线如图1所示。
4.3 各种配方的性能
制品固化成型后，取样测试固化物的玻璃化转变温度Tg，安装好铝金属嵌件后，测试制品的机械强度(拉伸强度)和电气性能(工频耐压试验和局部放电量)，所有的性能如表2所示。
4.4 结果分析
从结构上分析，与双酚A环氧树脂相比，双酚F环氧树脂具有较低的粘度，其主要原因是双酚F环氧树脂中的亚甲基(-CH2-)比双酚A环氧树脂中的亚丙基有更大的旋转自由度(7,8)。且由于双酚F环氧树脂的亚甲基比双酚A环氧树脂的亚丙基的位阻小，因此双酚F环氧树脂与固化剂反应时环氧基的反应活性高于双酚A环氧树脂，即双酚F环氧树脂固化物的交联密度高，使固化物的刚性、热变形温度、热态机械性能、电绝缘性能和耐化学性能都提高了，这些性能的优越性可从表2中的各项性能比较中体现出来。
从图1的粘度-时间曲线可看出，所有配方的初始粘度都较低，而相较之下，配方1的粘度最高，且粘度随时间的增加粘度增长较大(即粘度增长速度快)，配方2次之，配方3和配方4的粘度最低，且粘度增长速度也慢。环氧树脂浇注混合料的粘度增长快不利于环氧树脂对芳纶纤维的渗透，由于芳纶纤维与环氧树脂的亲和性比玻璃纤维差，且为了得到较高的机械强度，必须提高芳纶纤维增强环氧树脂复合材料中芳纶纤维的含量，因此对于该制品的芳纶纤维卷绕工艺要求卷制较紧，当环氧树脂浇注混合料的粘度大于1500mPa·s后，基本上不能再渗透到芳纶纤维的内部，即在固化工艺中设定的4小时渗透阶段内没有发挥到使环氧树脂浇注混合料充分渗透到芳纶纤维内部的作用，因此配方1不适用于该制品的生产，且从表3的试验结果显示，配方1的固化物的玻璃化转变温度Tg较低，当该制品在运行中通电且频繁动作而发热时，机械强度损失较大，可能导致潜在的危险;且该配方的拉伸强度本身就较低，电气性能也不理想，从微观的角度分析，应该是芳纶纤维内部没有被环氧树脂浇注混合料充分渗透，存在微小的纯纤维区域，纯纤维本身若没有基体的粘合其机械强度和绝缘性能是不能体现的，因此该配方的制品的强度较差，而纯纤维区域相当于存在内部的局部微小缺陷，因此局部放电量也相应较大。配方2的粘度增长虽没有配方1快，但对于渗透性来说也是不足的，且其固化物的玻璃化转变温度Tg只有约95℃，对于该类操作频繁的操作拉杆来说也是不能满足要求的，因此虽然拉伸强度比配方1大，电气性能也合格，但并不是最佳的方案。配方3和配方4的玻璃化转变温度Tg、机械性能和电气性能基本一致，且结果较理想，但从粘度-时间曲线分析，配方4的粘度变化很平缓，即4小时后粘度基本没有多少增长，说明该配方在4小时内基本上未开始反应，该论点可从固化时间得到证实。该制品的固化工艺为：70℃/4小时(渗透阶段)→80℃/2小时(温度变化缓冲时间)→90℃/8小时(前固化阶段)→140℃/12小时(后固化阶段)。配方3的凝胶时间为8小时，初固化时间为10小时，配方4的凝胶时间为12小时，初固化时间为15小时，从生产效率和生产成本方面考虑配方4是没有优势的。因此，从耐热性能、机械性能和电气性能等方面综合考虑，配方3和配方4的结果较理想，而兼顾生产效率及生产成本的因素考虑，则配方3最优化。
5 结论
环氧树脂浇注混合料配方的粘度低且粘度增长速度慢有利于环氧树脂混合料对芳纶纤维的渗透，可采用双酚F环氧树脂部分取代双酚A环氧树脂来降低配方的粘度，而采用调整促进剂的用量来调节粘度增长速度，但粘度增长速度太慢却会导致生产效率低和生产成本高，因此配方设计要兼顾初始粘度和粘度增长速度，并要有较高的玻璃化转变温度。有了优化的配方，配合适当的工艺参数，才能生产出各种性能(耐热性能、机械性能和电气性能)优越的制品。
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增强纤维 篇10
目前连续纤维增强热塑性塑料(Continuous Fiber Reinforced Thermoplastics,CFRT)的主要制备工艺如下:溶液浸渍法,熔体浸渍法,粉末浸渍法,薄膜层叠法,混编法等。Claire Steggall-Murphy 等[3]利用新型的粉末浸渍工艺同时结合真空辅助树脂传递模塑技术制备纤维增强热塑性塑料;Silva等[4]利用粉末浸渍和缠绕成型技术,制备出了具有较高柔顺性的纤维束预浸料;Wei Li等[5]借助弧电加热器,利用溶液浸渍法同时结合纤维缠绕工艺实现了聚芳醚砜酮对纤维的浸润,开发出了缠绕和浸润同时进行的技术; Miller等[6]研究了纤维增强复合材料的高速拉挤技术,通过设计理论模型,发现纤维与基体树脂的尺寸比例,纤维含量,树脂黏度等因素共同决定了浸润率;Jespersen等[7]使用薄膜层叠工艺研究了单向炭纤维增强热塑性塑料,发现了最佳的模压压力要低于最大压力,并且这个压力与温度无关。多数研究主要集中在成型技术方面,对复合材料界面性能研究较少,而且制备的复合材料性能差别较大。
CFRT性能优劣主要取决于炭纤维与基体树脂的界面性能。如果没有较好的界面连接,当材料受到外力作用时,基体树脂就无法将应力传递给纤维,从而不能发挥炭纤维的作用。国内外对CFRT的研究主要集中在成型工艺上,而对复合材料界面性能研究较少,本工作则重点对界面性能进行了研究,选用共混法,薄膜层叠法和溶液浸渍法三种工艺,因为这三种浸润工艺浸润效果好,成本较低,最大的优势是不需要特殊的浸润设备,适于科研以及今后的大规模推广生产。主要对比研究了不同浸润方法对材料界面性能的影响,同时研究和论证了界面性能对材料力学性能及热学性能的影响。
1 实验
1.1 实验原料
炭纤维:ST300A-12K,中复神鹰炭纤维有限责任公司,单丝强度3.0～3.5GPa;ABS树脂:PA-757K型,镇江奇美化工有限公司生产;丙酮:分析纯,北京化学试剂有限公司。
1.2 试样制备
炭纤维束丝裁剪为100mm长,多条平行铺放于100mm×100mm×2mm的模具中,干燥后的ABS树脂均匀铺撒其中,置于模压成型设备(XLB-1)加热至230℃,树脂开始熔融后逐渐加压至5MPa,保压8min后冷却开模,形成共混法复合材料。控制炭纤维含量得到不同纤维含量的复合材料。
将ABS树脂压制成厚度为0.08mm的薄膜,裁剪为100mm×100mm;炭纤维束丝裁剪为100mm长,多条平行铺放于模具中,并与ABS薄膜层叠铺放,置于模压设备中以上述工艺制备复合材料。在使用共混法和薄膜层叠法时,先称量ABS薄膜的质量,然后根据需要制备复合材料的纤维含量换算出所需纤维。
将ABS树脂溶于丙酮中,浸渍已制成中空支架的连续炭纤维。在浸渍前先称量纤维的质量,然后根据要制备复合材料的纤维含量换算出所需基体树脂质量。再逐渐将树脂溶液涂覆在纤维上,并时时称量溶剂挥发后其质量的变化,直至达到所需纤维含量。最后将其平行铺放于模具中以上述工艺制备复合材料。
1.3 性能测试与表征
将制备的复合材料样板裁剪为100mm×10mm,100mm×12.5mm,20mm×6mm样条,在CMT4204型微机控制电子万能试验机上分别按照GB/T3354—1999,GB/T3356—1999,JC/773—1996进行拉伸强度、弯曲强度和层间剪切强度测试,在XJJ-5简支梁冲击试验机上按照GB/T1451—2005以120mm×7mm的尺寸进行无缺口冲击测试。按照GB1633—2000在XRW-300ML热变形温度测定仪上测试复合材料的维卡软化点,用Q800型DMTA研究动态力学与界面相的相互影响,采用S-4700扫描电镜观察复合材料的断面形貌。
2 结果与讨论
2.1 炭纤维含量对复合材料力学性能的影响
以共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法三种工艺制备了连续炭纤维增强ABS树脂基复合材料,各复合材料中炭纤维含量分别为30%,40%,50%,60%和70%。图1为炭纤维含量对三种不同工艺复合材料的拉伸强度的影响。随着炭纤维含量的增加,各复合材料拉伸强度逐渐提高,当炭纤维含量为60%时拉伸强度达到最高,之后呈下降趋势。制备工艺对复合材料拉伸强度影响很大,共混法制备的复合材料拉伸强度最高为609MPa,薄膜层叠法复合材料拉伸强度为991MPa,而溶液浸渍法复合材料拉伸强度达到1100MPa。
图2和图3分别为炭纤维含量对复合材料的弯曲强度和冲击强度的影响。弯曲强度和冲击强度随炭纤维含量的变化趋势与拉伸强度的变化基本相似,当炭纤维含量为60%时性能达到最高,其中共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法三种复合材料的最大弯曲强度分别为510,1269,1716MPa,最大冲击强度分别为106,140,158kJ/m2。不同工艺制备的复合材料力学性能相差较大,说明了其界面性能有明显差异。层间剪切强度是表征复合材料界面性能的常用指标之一,通过对比三种工艺制备的复合材料层间剪切强度(图4)可以进一步考察复合材料的界面性能。三种工艺的复合材料层剪强度同样随炭纤维含量的增加而提高,在炭纤维为60%时达到最高,共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法制备的复合材料最大层剪强度分别为41,60,71MPa。薄膜层叠法、溶液浸渍法的复合材料弯曲强度和层剪强度已经与炭纤维增强环氧树脂基复合材料的层剪强度相当[8,9,10],同时冲击强度均高于炭纤维增强环氧树脂基复合材料。
2.2 复合材料界面相对动态黏弹性的影响
动态力学热分析(DMTA)反映了在强迫振动下,复合材料的E′和E ″随温度的变化情况。因此,一方面可以通过DMTA测定材料的玻璃化转变温度,另一方面,可以表征材料中界面相的黏合性。在复合材料的界面相研究过程中发现:如果界面相黏合不良,当复合材料承受连续的周期性负荷时,在纤维与树脂界面上有能量耗散。同时,还可以将材料在一个周期负荷的总耗散,划分为两部分,一部分与纤维本身的弹性性质有关,另一部分是由于纤维与树脂界面上黏合不完善造成。
在炭纤维改性ABS中,由于炭纤维本身是弹性材料,弹性材料本身能够储存能量而无耗散;而聚合物是黏弹性材料,兼有弹性固体和黏性流体的某些特性,当聚合物材料形变时,一部分能量以位能的形式贮存,另一部分能量以热的形式被耗散。因此,炭纤维改性ABS的内耗,主要是由于界面的不完善和基体树脂的能量耗散。因此,通过DMTA测试复合材料的损耗角正切tanδ,可以直接表征其界面性能的优劣。DMTA是研究复合材料界面相的主要方法。
本实验采用三种制备工艺,纤维含量均在60%左右,对比研究其动态力学特征,如图5所示。
由图5可以看出,溶液浸渍法制备的复合材料损耗角正切tanδ峰仅为共混法的40%和薄膜层叠法的75%。这说明溶液浸渍法制备的复合材料界面相最好。因为当材料受到周期性负荷时,较好的界面相可以及时地将应力传递给炭纤维,增加了以位能形式存储的能量,减少了以热的形式耗散掉的能量,表现为tanδ峰的降低。同时由图5还可以看出,复合材料的Tg分别为117.7,123.8,129.0℃。这说明浸润性的提高可以提高复合材料的Tg,即提高了材料的耐热性,这与维卡测试得出的结论一致。因为浸润性的提高,使得炭纤维与基体树脂结合更为紧密,当基体树脂由冻结状态向自由运动状态转变时,炭纤维更好地束缚了树脂的分子运动,宏观上表现为Tg的提高。
2.3 复合材料微观形貌
通过SEM对复合材料的微观形貌进行观察可以进一步发现不同制备工艺对复合材料界面性能的影响。
图6、图7与图8分别是共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法制备的复合材料截面SEM照片。共混法复合材料的炭纤维束丝内几乎没有树脂黏附,仅在炭纤维束外层有部分树脂;薄膜层叠法的复合材料炭纤维束表层内树脂浸润较为均匀,但劈裂面的树脂容易剥离,炭纤维单丝之间的树脂含量不均匀;溶液浸渍法的复合材料炭纤维单丝之间完全被树脂充满,剥离面的炭纤维单丝上树脂黏附比较牢固,形成了树脂分布较为均匀的复合材料。
不同工艺制备的复合材料力学性能差异较大的主要原因在于树脂对纤维的浸润性不同。制备高性能热塑性树脂基复合材料的关键在于提高树脂的浸润性。由于热塑性树脂的熔体黏度极高,流动性和浸润性很差,很难浸润到纤维束丝的缝隙中,导致复合材料的界面性能较差。通过共混法制备复合材料时树脂颗粒杂乱分布在纤维束之间,树脂熔融时部分纤维束之间以及纤维束内可能会浸润不充分,树脂基体不是均匀连续分布,导致力学性能较差;采用薄膜层叠法时,单层纤维束平行排列,与ABS树脂薄膜相互层叠,熔融的树脂很容易浸润到炭纤维束丝之间,但纤维束内仍可能浸润不充分,复合材料力学性能较共混法有较大提高,表明其浸润性已有较大改善;在溶液浸渍法中,ABS树脂溶解于溶剂后黏度较低,很容易浸润到纤维束内部,每根炭纤维单丝之间都有树脂存在,树脂与纤维形成良好的界面结合,使复合材料力学性能大幅度提高,其综合力学性能较共混法复合材料提高了80%左右。但是,溶液浸渍法复合材料的最大拉伸强度为1100MPa,与理论值(约1800MPa)仍有较大差距,可能是由于在模压成型过程中压力过大导致部分纤维断裂,以及ABS树脂与炭纤维粘接性差导致界面滑移等因素有关。
2.4 制备工艺对复合材料热性能的影响
复合材料界面性能的差异不仅表现在力学性能差异较大,而且对材料热性能也有影响。图9是三种复合材料的维卡热变形温度(Heat Deflection Temperature,HDT)随炭纤维含量的变化。随着炭纤维含量的增加,热变形温度逐渐上升,符合填料对热塑性树脂HDT影响的一般规律。但是不同制备工艺的复合材料在相同纤维含量时HDT有所不同,共混法复合材料的HDT比另外两种复合材料低2～4℃,薄膜层叠法和溶液浸渍法复合材料的HDT在纤维含量为30%～50%之间时非常接近,炭纤维含量继续增加时薄膜层叠法复合材料的HDT上升幅度变小,低于溶液浸渍法复合材料约2℃。
复合材料的耐热性主要取决于树脂基体的耐热性,界面性能会对耐热性产生一定影响。维卡软化温度是材料在一定压力下产生变形的温度,反映材料在受热条件下物理性能的指标之一。当复合材料界面性能较差及树脂分布不均匀时,外界温度接近树脂变形温度后树脂富集区首先产生变形,而界面结合良好的复合材料会首先将局部变形应力传导到应力点周围,相应地提高了热变形温度。
3 结论
(1)以连续炭纤维与ABS树脂采用共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法制备了热塑性树脂基复合材料,制备工艺对复合材料界面性能有较大影响。共混法复合材料的树脂浸润性较差,损耗模量远大于另外两种方法,这导致了复合材料力学性能及热性能较低,薄膜层叠法和溶液浸渍法复合材料的界面性能较好,尤其是溶液浸渍法复合材料的树脂浸润性良好。
(2)薄膜层叠法和溶液浸渍法复合材料最大层间剪切强度分别达到60MPa和71MPa,较常规共混法复合材料性能有显著提高,热变形温度较共混法复合材料提高2～4℃。薄膜层叠法和溶液浸渍法可以用来制备高性能连续纤维增强热塑性树脂基复合材料。
摘要：选用国产的连续炭纤维长丝与ABS树脂分别采用常规共混法、薄膜层叠法、溶液浸渍法三种工艺制备了连续炭纤维增强ABS热塑性树脂复合材料。通过对复合材料的力学性能、热性能、动态黏弹性及微观形貌的研究,分析了ABS热塑性树脂基复合材料的制备工艺对界面性能的影响。结果表明:不同制备工艺中复合材料随炭纤维含量的增加其各项力学性能都不断提高,当炭纤维含量为60%(质量分数)时力学性能达到最高,但不同制备工艺导致复合材料界面性能差异较大,影响其力学性能的增幅。溶液浸渍法制备的复合材料树脂对炭纤维的浸润性良好,其最大拉伸强度和层间剪切强度分别达到1100MPa和71MPa,较常规共混法复合材料性能提高约80%;其损耗角正切仅为常规共混法复合材料的40%;界面性能提高使复合材料的耐热性能提高。
关键词：连续炭纤维,ABS,复合材料,界面,浸渍
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增强纤维 篇11
（暨南大学力学与土木工程系，教育部重大工程灾害与控制重点实验室，广东 广州510632）
引 言
结构耐撞性在汽车、火车、飞机及电梯等的设计中极具重要性。早期的吸能结构、元件主要采用金属材料，但是结构偏重，由于轻量化的要求，迫使人们将目光转向轻质材料［1］。随着复合材料在工程领域逐渐深入地应用，将复合材料壳体作为吸能结构成为国内外学者关注的焦点。在复合材料管吸能特性的研究方面，吴文科，秦瑞芬采用有限元分析程序对管形件冲击试验过程进行了计算机仿真分析［2］，李道奎等对轴压含脱层的复合材料圆柱壳的稳定性问题进行了试验研究，设计了具有针对性的试验方案，对含各种深度脱层与不含脱层的圆柱壳进行了试验，并进行了精度分析［3］。刘瑞同等发现设计合理的复合材料对称元件可以比金属元件吸收更多的冲击能量［4］。Tabiei和Bisagni等对复合材料对称试件的研究表明，复合材料对称试件是通过弹性变形之后的后续压溃阶段来达到吸收能量的目的，特殊的对称结构可以更好的引发破坏，并且使破坏的过程更加易于控制［5，6］。梁希、张会杰、杨秋红等通过对复合材料圆柱壳轴向压缩试验研究了复合材料结构的缓冲吸能特性［7～9］。
吸能元件经破坏形式耗散冲击能量的过程称为能量吸收。复合材料圆柱壳受冲击载荷的压缩过程中表现为复杂的脆性破坏，其破坏吸能模式与纤维的排布方式、纤维的体积分数、纤维／基体的界面性能等都有关系，表现出很强的各向异性和非线性。
宋毅、王璠等已经通过静态试验研究玻璃纤维／聚酯树脂基体复合材料圆柱壳的吸能特性［10］，并进行了数值模拟。
1 试件材料及尺寸
试件委托广州玻璃钢厂制备，以玻璃纤维为增强相，聚酯树脂为基体的复合材料圆柱壳，［±θ］5铺层结构，其尺寸规格如图1所示：底面半径50 mm，壁厚2.5 mm，高度100 mm。材料制备中标准试件的引发方式为如图1所示直角无花纹。
2 冲击试验的装置及试验方法
2.1 试验仪器
试验采用美国INSTRON落锤冲击试验机，型号DYNATUP 9250 HV，外观如图2所示。
由于仪器的原装冲头没有合适的冲击平面，所以重新加工专用冲头，冲头装配位置见图3，冲头形状如图4。左侧冲头的材质是铝合金的，右侧的材质是合金钢的，圆形的冲击平面的半径大于试件半径，为40 mm。
图1 样品尺寸Fig.1 Sample size
图2 INSTRON落锤冲击试验机Fig.2 The INSTRON drop hammer impact test machine
图3 冲头安装位置Fig.3 The position of the punch
图4 冲头Fig.4 The punch
2.2 试验方法及分析
试验分组：①按照铺层角度分，分为45°，60°，70°，75°，90°，共5组；②按照4种引发方式分，分为内倒角、外倒角、圆角、尖角，共4组。试验以5个同类型规格的试件为一小组进行分组试验。在冲击试验中，采用4 m／s的低速冲击动态加载。数据结果按每组平均值作比较，以研究铺层方式和引发方式对吸能效果的影响。
3 正交各向异性材料的偏轴弹性特性
3.1 偏轴弹性常数
复合材料最常用和最基本的量是4个沿轴工程常数E1，E2，ν12，G12。试件的材料常数如表1［4］。
表1 玻璃纤维／环氧树脂复合材料的性能参数Tab.1 The parameters of the glass fiber／epoxy composites
按照复合材料宏观力学的基本理论，偏轴弹性模量Ex，Ey，Gxy。
则本试验所采用的玻璃纤维增强聚酯树脂基体复合材料Ex，Ey，Gxy三个偏轴工程常数随θ角度的变化如图5所示。
从图5可以看到：θ＝0°的时候，Ex有极大值，θ＝90°，Ex有极大值，但在θ＝60°附近时，Ex有极小值。为了说明这一现象，对式（1）求导
得sin2θ＝0，即θ＝0°和90°，－3.68cos2θ＋0.94＝0，解得θ＝59.64°。
图5 材料的偏轴工程常数与θ的关系Fig.5 Relationship between the off－axis of the material engineering constants andθ
通过计算反应了偏轴工程常数Ex的特性，Ey的特点基本与Ex一致，而Gxy关于θ＝45°对称分布。
3.2 偏轴耦合系数
为了使离轴柔度具有明显的物理意义，定义离轴工程耦合系数ηxy，x为仅由σx引起的νxy与εx的比值：
以表达正交异性单层的宏观弹性性能耦合现象。工程常数ηxy，x，ηxy，y随θ角的变化为：
其中：
图6为本试验所采用的玻璃纤维增强聚酯树脂基体复合材料工程常数ηxy，x，ηxy，y随θ角的变化曲线。
图6 工程常数ηxy，x，ηxy，y 随θ角的变化情况Fig.6 The engineering constantsηxy，x ，ηxy，y with angleθ changes
4 试验结果及分析
4.1 纤维层铺层角度对吸能效果的影响
图7为铺层角为45°，60°在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的破坏试件，从破坏的形式看到，铺层为45°，60°的试件的破环形式为基体断裂、纤维脱粘，纤维很少发生断裂，整体脆断。
这是因为角度设置较小的铺设纤维主要起到圆柱壳的轴向增强作用，大量的裂纹首先在强度较低的周向生成，并且随着冲击载荷的增加，管壁内大量平行纤维方向的基体裂纹在单层或相邻层内沿纤维方向扩展，基体的周向开裂使纤维沿周向开裂成分离的层束，试件破环，试件停止吸能，吸能效果较差。
铺层角度为70°，75°，90°在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的破坏试件如图8所示，其破坏形式主要表现为横向剪切模式。
70°，75°，90°的纤维缠绕角度使此类元件圆柱壳周向刚度和强度相较45°，60°的元件要大，裂纹沿轴向扩展，管壁发生剪切破坏，纤维大量断裂。基体和纤维的断裂吸收了大量的能量，产生很多细小的碎片。因此此类元件比吸能较高，能承受更好的冲击能量，并且不容易整体失效。
此外，45°，60°元件表现出的破坏形式比较复杂，它的破坏模式、吸能效果与试件的成型工艺、加载速率、缺陷分布及均匀度、压缩时的边界条件（如端部有无润滑）等相关。其压溃过程中可能出现稳态、非稳态或混合模式，任何参数的变化都可能导向不同的现象。
从图7与图8的对比可以看到45°，60°元件与70°，75°，90°元件有着不同的破坏模式，原因与铺层角度造成横向刚度、竖直刚度、剪切模量等工程常数有关。从图5和图6中数据可以发现，竖直弹性模量Ex在60°附近有明显升高、通过理论推导发现θ＝59.64°时Ex才有极小值，剪切模量Gxy在60°附近有明显下降，工程常数ηxy，y在θ＝60°附近的数值在0的附近，由负值变化为正值，这些都是元件在60°左右破坏形式发生改变的原因。
图9为不同铺层角度下玻璃纤维增强聚酯树脂圆柱壳在4 m／s的轴向冲击荷载作用下的位移—荷载曲线。从中可以看到铺层角为70°时，载荷位移曲线包含的面积最大，为了清楚地说明吸能效果，用比吸能（单位质量吸收的能量）柱图表示在图10中。
纤维铺层方向这一影响因素有些特殊，对于不同的材料而言，纤维取向的影响趋势是不同的。对于纤维缠绕成型的［±θ］n复合材料圆柱壳，随着缠绕角从45°变化到90°，试件的破坏模式经历层束弯曲、局部屈曲、横向剪切中一种或者多种模式混合的破环模式。复合材料圆柱壳的比吸能随纤维层方位的改变而变化，其主要原因是由于纤维缠绕角度的不同引起的壳体轴向刚度的不同，由此在轴向冲击的情况下导致了破坏模式和损伤机理的不同。
图7 铺层为45°，60°试件的破环形式Fig.7 The broken form of the specimen which ply is 45°and 60°
图8 铺层为70°，75°，90°的试件破坏形式Fig.8 The broken form of the specimen which ply is 70°，75°and 90°
图9 不同铺层角度位移－荷载曲线Fig.9 The displacement－load curve with the different plies angle
图10 不同铺层的比吸能Fig.10 The energy absorbed per unit mass with different plies
4.2 倒角引发形式对吸能的影响
复合材料圆柱壳结构作为缓冲吸能元件，一般要求在不减少比吸能的情况下有较长的引发阶段和较低的载荷峰值。研究表明，对复合材料管端部进行削弱处理，可以引导渐进破坏过程并降低初始载荷。将铺层角度为75°的玻璃纤维增强聚酯树脂基圆柱壳试件经过内倒角、外倒角处理，并进行4 m／s的轴向冲击动态试验，得到载荷位移曲线，图11为引发方式对荷载位移曲线的影响。
通过图11可以清晰地看到，经过管端部倒角处理的试件对于降低载荷峰值有着很好的效果，如经过管端部内倒角处理试件的载荷峰值从65 000 N左右降低到40000 N以下，下降了38.5%左右。
端部的倒角是否会对试件的吸能效果产生影响，图12是标准件与倒角试件吸能的比较图。
从图12可以发现倒角结构对吸能的影响是微小的。内、外倒角与无倒角处理对壳体缓冲吸能影响的差异值如表2所示。
表2 倒角结构对吸能的影响Tab.2 Chamfer structure affects energy absorption
从上表可以看到试件的倒角对试件的吸能效果的影响不大，控制在5%以内，所以对倒角处理是合理的，既可以起到降低载荷峰值的作用，又不影响到试件的吸能效果。
图11 倒角与标准件的荷载—位移曲线比较Fig.11 The displacement—load curve with the chamfer specimen and standard specimen
图12 标准件与倒角试件比吸能比较Fig.12 The energy absorbed per unit mass with the chamfer specimen and standard specimen
图13 ［±75°］5的两种特殊引发方式Fig.13 Two special trigger mode of［±75°］5
图14 尖角、圆角引发方式对破坏模式的影响Fig.14 The effect of miter，round trigger mode on failure mode
4.3 特殊引发结构对吸能的影响
正是由于复合材料层合结构对初始缺陷非常敏感，采用何种引发方式可以更有效地引发破坏，并且使得破坏过程更易于控制成为了目前的研究热点。本试验设计了铺层方式为［±75°］5的两种引发方式：尖角型、圆角型，如图13所示。尖角型和圆角型高度均为98 mm，引发结构部分的最高点到最低点距离均为15 mm，结构呈轴对称分布。
由图14中可以看出，无论是尖角型还是圆角型的引发方式，破坏模式均与［±75°］5的标准件类似。以下从试验数据探讨这两种特殊引发方式对吸能效果的影响，其典型载荷—位移曲线如图15所示。
图15 倒角与标准件的荷载－位移曲线比较Fig.15 The displacement－load curve with the chamfer specimen and standard specimen
由图15可以清晰地看到经过重新切削处理管端部的特殊的引发方式，对于降低载荷峰值有着很好的效果，载荷峰值从66.6 k N降低到30 k N左右，比倒角的效果更明显，下降了57%左右。而且从图15可以发现，这种特殊的引发方式可以降低荷载上升的坡度，减缓峰值到达最高点的时间，作为缓冲元件，可以更好的保护其他主要元件。通过图16可以看这到两种特殊的引发结构对比吸能的值有较大的影响。
从表3可见，圆角、尖角特殊的引发结构试件的吸能效果比标准的试件增加了约80%。
由上述数据可以看到，无论是尖角型还是圆角型引发方式，破坏模式与［±75°］5的标准件相同，荷载的峰值降低了，荷载的增加速度减缓了，吸能效果增加了。
经过重新切削处理管端部使得冲头与试件端部的接触更加平滑，端部的刚度会明显降低，在冲击过程中刚度逐渐变大，减缓峰值到达最高点的时间。同样的，能量吸收的过程通过变缓，材料的纤维得到更多时间进行形变吸能，使试件整体的吸能效果得到提升，如图16所示。
表3 特殊引发结构对吸能的影响Tab.3 The effect of special trigger mode on energy absorption
图16 标准件与倒角试件比吸能比较Fig.16 The energy absorbed per unit mass with the chamfer specimen and standard specimen
4.4 讨论分析
以上试验是采用铝合金冲头完成的，考虑到使用的冲头的材料是铝合金的，材料质地软，密度低，冲压情况下，有可能通过自身变形，吸收部分能量，对试验的数据造成一定的影响，采用合金钢冲头进行试验。图17是合金钢冲头、铝合金冲头试验结果的对比。
由图18可以看到，整体上说冲头的材质对试件的吸能效果还是有一定影响的，但是影响不大，控制在2%～5%以内，在合金钢冲头冲击下的试件吸收的能量大于铝合金的。说明铝合金材质软吸收了的能量比合金钢冲头多，所以选用硬度大一些的冲头对试验的影响会小一些。
图17 不同冲头下的荷载－位移曲线Fig.17 The displacement－load curve in different punch
图18 冲头材质对吸能结果的影响Fig.18 The effect of material of punch on energy absorption
5 结 论
（1）复合材料层合结构虽然有较好的吸能特性，但是如果不经处理，较高的初始峰值很可能会伤及被保护的物件，因此也不能称为理想的缓冲结构。各种引发方式，无论是内、外倒角还是尖角型和圆角型，都能达到降低初始峰值的作用，对被保护物件起到很好的保护作用。
（2）铺层45°，60°与铺层70°，75°，90°的破坏方式不同，铺层45°，60°在冲击下容易整体失效，而没有充分吸收能量。铺层70°，75°，90°的试件吸能效果明显高于铺层45°，60°的试件。在60°附近竖直弹性模量Ex有明显升高、Ex为极值点，剪切模量Gxy明显下降，工程常数ηxy，y数值在0的附近，由负值变化为正值。
（3）在各种引发方式的对比中，尖角型和圆角型的引发方式能极大地延长到达峰值所需的压溃位移长度，比吸能比标准试件有所提高。
（4）倒角的引发方式的加工仅需对原有试件进行略微的处理就可达到较为满意的结果，尖角型和圆角型的引发方式则必须对原件做大规模的设计改动。因此，倒角的处理模式可以方便地得到广泛应用。然而，尖角型和圆角型的引发方式具有强大的可设计性，破坏进程的可控性更强，比吸能还有很大的提升空间，因此值得进一步的研究探索。
（5）使用硬质的冲头要比使用软材质的冲头对试验的影响要小，本试验中使用合金钢冲头对试验的影响会小一些。
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浅谈纤维增强水泥基复合材料 篇12
1 纤维增强水泥基复合材料类型
因基体组成不同, 可将纤维增强水泥基复合材料分为“纤维增强水泥”和“纤维增强混凝土”, 两种类型的对比如表1[2]。
根据纤维弹性模量的高低可将纤维增强水泥基复合材料分为低弹模纤维增强水泥基复合材料和高弹模纤维增强水泥基复合材料。低弹模纤维有尼龙、聚丙烯、聚乙烯、有机纤维等, 高弹模纤维有钢纤维、玻璃纤维、碳纤维等。低弹模纤维只能改善水泥基复合材料的韧性, 而高弹模纤维不仅能提高水泥基复合材料的韧性, 还能大幅度增强其抗拉强度和刚性。
纤维的不同特性使纤维增强水泥基复合材料具备不同的性能。表2是几种主要纤维的物理力学性能[3,4], 可以看出钢纤维、碳纤维、芳族聚酰亚胺纤维 (PRD-49) 都是高弹模纤维, 抗拉强度也较高, 聚乙烯纤维、尼龙纤维、聚丙烯纤维等都是低弹模纤维, 但这几种纤维的极限伸长率较大, 使用时应根据不同需求选择纤维种类。
表3介绍了几种主要纤维混凝土的耐久性情况, 可看出相对于普通钢筋混凝土, 玻璃纤维混凝土、芳族聚酰亚胺纤维混凝土、碳纤维混凝土在酸性环境、碳化潮湿环境和海水中都显示出优越的耐久性。
表中:-表示低;o表示平均水平;+表示良好;++ 表示优秀, 密度以小为优
近年一种超高韧性纤维增强水泥材料 (Ultra High Toughness Cementitious Composites , 简称UHTCC) 逐渐兴起, 并迅速在土木工程中得到广泛重视。UHTCC材料采用PVA纤维增强水泥, 其极限拉伸强度为5～10MPa[6], 宏观极限拉应变可达到3%～7%[7,8,9], 这一抗裂指标可达普通混凝土极限拉应变的150～300倍, 其他普通纤维混凝土极限拉应变的30～300倍[10], 极限荷载时裂缝宽度可控制在100μm以内。表4为UHTCC材料与普通纤维混凝土和一般高性能纤维增强水泥基复合材料的对比。从表4中看出UHTCC在抗拉性能、拉应变、裂缝宽度、工艺等众多方面都显示出自身的优越性, 比普通纤维混凝土、一般高性能纤维增强水泥基复合材料仅通过调整纤维掺量来实现特性的方法具有更显著的区别和优势。
2 纤维增强水泥基复合材料的阻裂机理
2.1 纤维间距理论[1,11]
纤维间距理论是根据断裂力学解释纤维对混凝土中裂缝的阻裂作用, 这一机理认为:水泥和混凝土内部本身存在尺度不同的微裂缝、空隙和缺陷, 欲提高这种材料的强度, 必须尽可能减小缺陷的程度, 提高这种材料的韧性, 降低内部裂缝端部的应力集中系数, 降低裂缝的数量和尺度。而纤维的加入有效地提高了基体阻止裂缝发生和扩展的能力, 达到纤维对混凝土的增强目的。当纤维的间距小于某一值后复合材料的抗拉强度会提高。Rumualdi等人认为, 当纤维的平均中心间距小于7.6mm时, 纤维增强水泥基复合材料的抗拉或抗弯初裂强度得以显著提高。
Rumualdi等提出了纤维增强水泥基复合材料中纤维呈三维乱向排列时的纤维平均间距计算公式
式中,
2.2 复合材料理论[1]
复合材料理论是考虑纤维在基体中的连续性、分散均匀性和分布方向对水泥基复合材料增强效果的影响, 将纤维增强水泥基复合材料看作是一种纤维强化体系。复合材料理论将复合材料视为多相系统, 在弹性范围内, 复合材料的弹性模量和强度性能可视为复合体内各相性能的叠加, 通过应用混合原理推定纤维增强水泥基复合材料的抗拉强度, 建立纤维增强水泥基复合材料的抗拉强度与纤维的掺入量、方向、长径比及粘结力之间的关系。
当使用连续的长纤维时, 纤维增强水泥基复合材料的抗拉极限强度公式为
R
式中, R
当使用短纤维时, 纤维增强水泥基复合材料的抗拉极限强度公式为
式中, η1为纤维有效长度系数,
2.3 抗冻融机理[11]
水泥基复合材料中掺入纤维能增加复合材料中的含气量, 当孔隙内水冻结时, 这些微小封闭气泡被压缩, 可有效减轻冰冻给孔隙带来的胀压力, 提高水泥和混凝土的抗冻能力;一些纤维的弹性模量随温度的降低而提高, 低温条件下对纤维水泥基复合材料的抗冻能力起着正面增强效应;纤维的桥接作用能够改善水泥基复合材料的内部缺陷, 增强复合材料自身抵抗冻融的能力;纤维直径小、数量大、纤维间距小, 增加了冻融损伤过程中的能量耗损, 有效阻止了裂缝的扩展, 降低水泥和混凝土的冻胀开裂, 提高水泥基复合材料的抗冻能力。
3 纤维增强水泥基复合材料的评价方法
为全面反映纤维增强水泥基复合材料的内在品质, 需要评价纤维增强水泥基复合材料的性能, 评价方法主要有力学性能试验方法、耐久性试验方法和断裂试验方法。
力学性能试验方法包括立方体抗压强度试验、轴心抗压强度试验、静力受压弹性模量试验、劈裂抗拉强度试验、直接拉拔强度试验、抗剪强度试验、抗折强度试验、抗折弹性模量试验、弯曲韧性试验、抗冲击性试验等。耐久性试验方法包括抗冻性能试验、抗水渗透性能试验、收缩试验、碳化性能试验等。断裂试验方法包括楔入劈拉试验、三点弯曲梁试验等。
其中弯曲韧性是反映纤维增强水泥基复合材料内在品质的重要指标, 是评价纤维增强水泥基复合材料韧性和开发设计控制其种类、配比的重要指标。弯曲韧性主要有四种代表性方法[2,11]:
3.1 美国ASTM-C1018韧度指数法
美国ASTM-C1018韧度指数法[12]的试件尺寸采用100mm×100mm×350mm, 通过三分点加载试验计算韧性指数I5、I10、I30:
式中, A1是初裂挠度为δ时荷载—挠度曲线下的面积, A2是挠度为δ和3δ之间的荷载—挠度曲线下的面积, A3是挠度为3δ和5.5δ之间的荷载—挠度曲线下的面积, A4是挠度为5.5δ和15.5δ之间的荷载—挠度曲线下的面积。
我国《钢纤维混凝土试验方法》CECS13:89中的弯曲韧性基本上采用这种试验方法, 并且明确了钢纤维初裂强度测定方法, 初裂强度按下式计算:
式中, ffc, cra为钢纤维混凝土的初裂强度, Fcra为钢纤维混凝土的初裂荷载, l为支座间距, b为试件截面宽度, h为试件截面高度。
3.2 ASTM-C1399-98方法
ASTM-C1399-98方法[13]是通过将钢板垫放于试件底部的方法确定剩余强度指数RSI:
式中, MOR为梁的抗折强度, ABS为梁的平均剩余强度。
这里, P0.5、P0.75、P1.0、P1.25分别是挠度为0.5mm、0.75mm、1.0mm、1.25mm时对应的荷载值, l为梁的跨度, b、h分别为梁的宽度和高度。
3.3 日本JCI-SF4当量抗折强度法
日本JCI-SF4当量抗折强度法[14]的试件尺寸为100mm×100mm×350mm, 该方法通过三分点加载试验确定韧度因子:
式中, σb为弯曲韧性系数或称为当量抗折强度, l为跨度, δtb为
3.4 挪威NPB NO7法
挪威NPB NO7法[13]与ASTM方法相同, 但试件为板式试件, 通过试验建立了韧性等级与对应挠度的剩余强度关系, 如表5所示。该方法要求不同强度等级纤维混凝土的弯拉强度必须满足表6的要求。
4 工程应用
多类型纤维优异的物理化学性能, 使纤维增强水泥基复合材料具备许多优越性能:较高的抗裂、抗渗性能, 较强的抗冻、耐碱性能, 良好韧性和优越的抗冲击性能等, 能够满足工程的多种需要。纤维增强水泥基复合材料可用于桥面和路面 (公路和机场跑道) 的罩面层, 建筑、桥梁、水工、隧道和采矿工程中的各种增强结构, 高层建筑的地下室、污水处理厂的污水池、游泳池、渡槽等防水、防渗工程, 抗震、防火、防爆、抗侵蚀的特种工程与军事工程, 大坝面层、护坡、梁、板、柱、墩的混凝土修补和加固工程, 边坡的固定, 以及各种预制水泥基产品等。
摘要：纤维增强水泥基复合材料作为新型工程材料已在土木工程多领域中得到广泛地应用。对纤维增强水泥基复合材料的类型、阻裂机理、评价方法和工程应用等各方面加以介绍, 探讨纤维增强水泥基制品工业今后的发展方向, 为不同类型的纤维增强水泥基复合材料产品在实际工程中的设计和应用提供参考。
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