蠕变性防水材料论文

蠕变性防水材料论文（精选5篇）

蠕变性防水材料论文 篇1

1 柔性防水层应用中出现的问题

防水卷材和防水涂料是主要的两类防水材料。两类材料各有优缺点,防水卷材厚薄均匀、材料质量能得到很好的保证,但大量的接缝使水有了渗透的可能;防水涂料施工简便,对不规则基层和复杂节点部位的适应能力强,形成的涂膜防水层整体性好,但防水层质量受施工因素影响较大,涂层厚度均匀性较难控制。多年以前,已经有人提出了复合防水的概念,即将涂料和卷材复合使用,取长补短,使防水层既具有卷材厚薄均匀、质量稳定的优点,又具有涂膜防水层的整体性,这是一种很好的防水理念,在防水工程中也得到了大量的应用,对提高防水工程质量起到了相当大的作用。但复合防水中材料的相容性问题目前尚无成熟的研究成果,其研究工作任重而道远,而且卷材防水层的搭接缝一旦脱缝,卷材防水层即告失效,防水就完全依赖涂膜防水层。

在柔性防水层与基层的粘结方面,一直存在一个矛盾。如果防水层与基层粘结牢固,优点是不会出现起鼓现象,也不易出现防水层下的窜水现象。缺点是防水层受基层变形的影响大,一旦基层开裂,防水层受到拉应力作用时,裂缝两侧的防水层几乎没有剥离区,拉应力无法向两侧传递而只能集中在开裂部位,很小的裂缝就可能造成防水层被拉裂;即使不被拉裂,裂缝部位的防水层也会由于长期处于高应力状态而加速老化,或者由于反复的拉伸产生疲劳破坏。因此就有了在可以预见的裂缝部位如板端缝等处采取空铺处理,或者防水层全部采用空铺、点粘或条铺的防水做法,这也是目前规范推荐的做法之一。但是由此又产生了另外一个问题,即一旦防水层在某个部位产生细小空洞或裂缝而漏水,在防水层下就会出现窜水现象,而且很难找到渗漏的源头,给修补工作带来很大的难度。

2 防水层设计的基本要求

我国防水新材料、新工艺、新技术的应用已经非常普及,形成了以卷材和涂料为主体的品种齐全的防水材料体系和以材料为主导的施工工艺,如防水卷材的冷粘法、热熔法、自粘法、机械固定法和防水涂料的刷涂法、刮涂法等。防水技术的发展则集中体现在以《屋面工程技术规范》、《地下工程防水技术规范》为主的国家标准以及有关的行业和地方标准中。从防水技术的发展过程来看,防水材料始终处于先导地位,施工方法和施工工艺应材料而生,防水设计很多时候是根据防水材料而定。目前,从工程需求的角度开展防水技术的研究工作还比较少,这在很大程度上制约了防水技术的发展。

防水主体产生渗透的要素是水、缝隙和通过缝隙的水的迁移力,防水工程就是采取致密的材料堵塞防水主体的孔和缝,阻止水的通过。因此从工程的角度出发,应该首先封闭基层的裂缝和毛细孔道,使基层具有一定的防水能力;然后再设置具有蠕变功能的粘结层,该层次能将主防水层与基层牢固粘结,并具有很好的蠕变能力来消除或减少各种不利因素对防水层产生的拉伸应力,避免防水层受拉破坏;再在其上设置具有不透水性和耐久性的主防水层;最后加上有效的保护,即形成完整的防水构造层次。这样的设置可以最大程度地减少不利因素对防水层的影响,大大提高防水层的可靠性和使用年限。而且蠕变性的粘结层具有较强的自愈功能,即一旦防水层的某个部位被穿刺破坏,其防水失效区域仅局限于破损部位而不会扩散;同时,蠕变性材料的流变性会促使周边的部分蠕变性材料逐渐向该部位迁移,填补破损部位,使其重新具有防水功能。蠕变性的粘结层材料如果具有足够的不透水性和耐久性,也可将其涂布成一定的厚度成为主防水层。

3 蠕变性防水材料介绍

3.1 蠕变性防水材料的定义

聚合物材料在一定温度下承受恒定载荷时,首先会迅速发生变形,然后会在缓慢的速率下无限期地变形下去。这种在温度和载荷都是恒定的条件下,变形对时间依赖的性质,即称蠕变性质。理论上任何一种材料都具有蠕变的性质,也包括防水材料在内。但是当处于常温状态时,一般防水材料在该材料最大拉力范围内的某恒定载荷作用时几乎没有蠕变性质,因此,我们将常温状态下在较小的恒定载荷作用时能迅速发生变形并能无限期地变形的防水材料称为蠕变性防水材料。

3.2 蠕变性防水材料的作用机理

刮涂或喷涂在基层上的蠕变性防水材料,可以很好地封闭基层的毛细孔洞和微细裂缝,使基层具有一定的防水能力。当基层开裂拉伸防水层时,由蠕变性防水材料形成的构造层次吸收了来自基层的应力,使应力不会传递给防水层,这首先解决了防水层由于基层开裂被拉断而破坏失效引起渗漏的问题;其次,由于防水层在使用过程中处于无应力状态,避免了防水层高应力状态下的快速老化,延长了防水层的使用寿命;第三,由于材料的蠕变性消除了基层变形传递给防水层的应力,在基层热胀冷缩的动态变化过程中,防水层几乎没有拉压的应力变化,不会产生挠曲破坏现象;第四,蠕变性防水材料具有压敏性,在防水层的整个耐用年限内都具有粘性和自愈能力,当防水层受到外力作用被戳破时,破坏点不会扩大,防水层底部也不会发生窜水现象,而且由于蠕变作用能逐渐将破坏点修复,大大提高了防水层的可靠性。

3.3 蠕变性防水材料的基本要求

蠕变性防水材料在整个寿命周期内始终保持良好的粘滞性,必须具有粘结能力和持续粘结能力强、延伸率大、低温柔性好等特点。目前很多自粘卷材也能达到,但蠕变性材料和自粘卷材之间的本质区别在于是否具备蠕变性能。我们曾经做过一个直观的试验,将两层厚度为1.2 mm的聚氨酯涂膜用0.5 mm厚的蠕变性材料粘结,当我们把底层的涂膜拉伸至100%延伸率长度时,面层涂膜的被动拉伸延伸率不到1%,由于聚氨酯涂膜的弹性模量小,其延伸对应力的敏感性强,因此本试验说明底层卷材拉伸产生的应力基本上被粘结材料的蠕变所吸收,对面层涂膜几乎没有应力传递,我们认为这是蠕变性材料的本质所在。目前,自粘卷材在低温状态时几乎没有粘结能力,而蠕变性材料在-20℃仍具有良好的粘结性能。这类材料在三四年前就已经出现,但生产厂家很少,而且一直没有明确提出蠕变的概念,因此对蠕变性的研究几乎还是空白。

4 蠕变性防水材料的应用

蠕变性防水材料可以作为防水涂料单独使用、与卷材复合使用或者在现有的防水卷材底层先行涂敷成为自粘卷材。

蠕变性防水材料虽然是一种粘滞性材料,但其形成的涂层不透水性指标达到0.1 MPa以上,完全可以作为一道独立的防水层使用,其厚度不宜小于2 mm。喷涂或刮涂完成后,覆盖一层塑料薄膜以防粘脚,便于后续工序的施工。由于蠕变性材料的耐热度一般在65~70℃左右,在屋面工程中推荐使用倒置式屋面构造,在涂膜层上直接铺设聚苯乙烯泡沫板保温层,上部浇筑40 mm厚细石混凝土保护层。地下室底板的外防水涂膜层完成后,浇筑40 mm厚的细石混凝土保护层,再进行地下室底板钢筋绑扎、混凝土浇筑等工序。地下室墙板在涂膜防水层完工后,直接粘贴聚苯乙烯泡沫板作保护,进行回填土的施工。

蠕变性防水材料与卷材复合使用可以大大提高防水层的可靠性和耐久性;复合使用时,涂膜的厚度不宜小于1.0 mm。施工前,根据涂膜层的厚度计算出材料的单方用量,在基层上按卷材宽度弹出每幅卷材的铺贴线;施工时,在刮涂蠕变性防水材料的同时进行卷材的铺贴,并在卷材接缝部位骑缝刮抹20 mm宽、1.0 mm厚的蠕变性防水材料封闭接缝口;最后按设计要求进行保护层的施工。

蠕变性防水材料也可以在卷材生产过程中涂敷在卷材的底面,制作成具有蠕变性的自粘卷材。只需在普通卷材生产线的收卷前增加涂敷蠕变性自粘胶的工艺即可。蠕变性自粘胶的涂敷温度在100~120℃之间,大大低于目前自粘卷材的涂敷温度,因此可以在聚乙烯丙纶防水卷材、氯化聚乙烯防水卷材等高分子卷材上进行涂敷,不易使卷材产生高温变形。涂敷后的卷材用隔离纸隔离成卷即成为具有蠕变性的自粘卷材。

5 结论

蠕变性防水材料的开发应用,解决了因基层开裂应力传递给防水层而造成的防水层断裂、挠曲疲劳破坏或使防水层处于高应力状态提前老化等问题;同时,由于蠕变性材料的粘滞性,使其能够很好地封闭基层的毛细孔和裂缝,解决了防水层的窜水难题,使防水可靠性得到大幅度的提高。蠕变性防水材料是有别于现有柔性防水材料的新型防水材料,尚处于研究开发的初期,对于该类材料的性能指标要求、性能检测方法、适用范围等还有待于作进一步的应用研究。

摘要：在分析研究柔性防水层在工程应用中出现问题的基础上,从防水工程的实际出发,探讨了蠕变性防水材料在防水工程中的作用机理,介绍了蠕变性防水材料的应用技术。

关键词：柔性防水层,窜水,蠕变性防水材料,自愈性

蠕变性防水材料论文 篇2

对于含蜡原油,在低温条件下,由于其内部的蜡晶网络结构,会形成胶凝原油并具有复杂的流变特性[1,2].在生产过程中含蜡原油管道的正常停输和事故停输是不可避免的,胶凝原油的流变性与含蜡原油管道输送系统的停输再启动有直接关系,严重影响管道再启动的安全性[3,4].凝油管道启动过程中胶凝原油要受到压缩、剪切表现出复杂的弹性形变、黏弹性蠕变和结构裂解等流变特性[5,6].黏弹性蠕变是胶凝原油重要的力学特性之一,要描述胶凝原油的黏弹性蠕变行为,必须同时考虑应力(应变)、时间和温度等参数.本文对胶凝原油进行了等温不同应力下和等应力不同温度下的蠕变实验,利用时间-温度-应力等效原理分析了胶凝原油的非线性蠕变行为,得到了参考应力水平和参考温度下的蠕变主曲线.依此,可以通过较高应力水平下较短时间的蠕变变形来预测较低应力水平下较长时间的蠕变变形行为.这对研究胶凝原油的力学行为和结构分析都具有指导意义.

1 时间-温度-应力的等效原理

时温等效原理认为[7,8],黏弹性材料在不同时间尺度上的力学行为可以通过改变温度来实现,其实质在于材料黏弹性松弛时间的温度相关性,或者说材料自由体积的温度相关性.若材料的自由体积分数f与温度的改变成线性关系

式中αT为自由体积分数的热膨胀系数,f0为材料在参考温度T0下的自由体积分数.记时温移位因子

其中η0和τ0分别为材料在参考温度T0下的黏度和松弛时间,η和τ分别为材料在温度T下的黏度和松弛时间.采用Doolittle黏度方程

式中,a和b是常数.由式(2)和式(3)可得把式(1)代入得到

这就是著名的WLF方程,其中C1=b/(2.303f0),为材料常数.

时间-温度-应力等效原理认为[9,10],应力水平同温度一样,也对材料自由体积产生相似的影响.即

其中αT为自由体积分数的热膨胀系数,ασ为自由体积分数的应力膨胀系数,f0为材料在参考温度T0和参考应力σ0下的自由体积分数,设存在温度-应力联合移位因子ΦTσ使得

则由式(3)Doolittle方程和式(5)可得

式中C1=b/2.303f0,C2=f0/αT,C3=f0/ασ,可见若无应力变化,σ-σ0=0,上式退化为WLF方程.若选取实验温度为参考温度T0,即T-T0=0,则上式退化为应力移位因子的表达式

应用时间-温度-应力等效原理,可以将不同温度和不同应力水平下的蠕变曲线移位成某一参考温度和应力水平下的主曲线,从而可以通过较高应力水平下的短期蠕变行为来预测较低应力水平下的长期蠕变行为,可以预测不同应力下蠕变行为达到屈服应变的时间.同样也可以预测不同温度不同应力下达到屈服应变的时间.

2 胶凝原油的蠕变实验

实验仪器:试验采用德国产的高测量精度Physica MCR301可控制应力流变仪.

实验油样:试验所用油样为N-Y含蜡原油,其主要物性参数:凝点34℃,反常点38℃,胶质含量26.4%,沥青质含量0.33%,蜡含量26.3%.由于非牛顿原油具有较强的历史效应,因此要求对油样进行预处理.将油样分装在100ml的磨口瓶中,并置于恒温浴中密闭加热至80℃,恒温1h后取出,然后在室温条件下,静置冷却48h以上,从而完成预处理过程.预热处理的目的是统一含蜡原油以前历史记忆效应,使油样处于同一初始状态,以保证测定的流变性具有重复性和可比性.

实验过程:(1)等温不同应力下的蠕变实验.

将预处理过的第1批油样加热到50℃,然后以0.5℃/min的冷却速率静态冷却至测量温度32℃,再恒温40 min,以使胶凝结构充分形成,然后分别进行5Pa,10Pa,12.5Pa,15Pa,20Pa下的恒应力蠕变实验.(2)等应力不同温度下的蠕变实验.将第2批预处理过的油样加热到50℃,然后以0.5℃/min的冷却速率分别静态冷却至测量温度32℃,30℃,28℃,26℃,再恒温40min,然后进行30Pa恒应力作用下的蠕变实验.

3 实验结果及时间-温度-应力等效原理的应用

3.1 等温不同应力下的蠕变实验

蠕变实验可以转由蠕变柔量来表示,蠕变柔量也是胶凝原油黏弹性行为的重要表征量之一.图1为32℃不同应力水平下胶凝原油的蠕变柔量实验曲线,图中标注的是剪应力.由图看出低应力5Pa,10 Pa水平下的蠕变柔量曲线几乎完全重合,呈现出了胶凝原油的线性黏弹性.随着剪应力的增加,蠕变柔量和蠕变速率越来越大,蠕变柔量曲线并不重合,呈现出了胶凝原油的非线性黏弹性.

3.2 等应力不同温度下的蠕变实验

图2是剪切温度分别为32℃,30℃,28℃和26℃下的30Pa恒应力蠕变柔量曲线,从图中看出,胶凝原油的蠕变受到温度的强烈影响,温度越高蠕变柔量越大.各个温度下蠕变柔量曲线的形状基本一致,几乎相互平行.

3.3 时间-温度-应力等效原理的应用

胶凝原油流变行为的本质特征,从力学性能上看是材料行为与时间相关,从结构而言是源于胶凝原油的蜡晶网络结构.作为结构材料,温度和应力水平是两个最重要的影响因素.在等温不同应力下的蠕变实验中观察到,应力水平越高,稳态蠕变速率越大.使胶凝原油达到相同的蠕变应变,低应力水平时需要较长的时间,而高应力水平则只需较短的时间,这与温度变化影响胶凝原油的特征时间规律相似,有其等效性.因此对胶凝原油的黏弹性蠕变时间-应力与时间-温度有类似的等效性,对此现象用时间-温度-应力等效原理进行分析,渴望提供一种胶凝原油长期力学性能的加速实验方法.

不同应力水平下胶凝原油的蠕变柔量之间通过折减时间ξ(ξ=t/Φσ)满足如下等效关系

其中(ξ,σ0)为参考应力σ0下的蠕变柔量主曲线,应力移位因子Φσ,的形式如式(8).以σ0=12.5Pa为参考应力,对图1中其它应力水平下的蠕变柔量曲线作相应得水平移位,可得蠕变柔量主曲线如图3所示.相应的水平移位因子见图4,用式(8)进行非线性回归拟合,得到式(8)中常数C1和C3的值分别为8.56,76.145.利用式(9)可以将不同应力水平下的非线性蠕变应变ε(t)写成如下的形式,其中为参考应力σ0下的蠕变柔量主曲线,它可以用我们针对胶凝原油建立黏弹性流变模型来描述

式中的参数α,β,瞬时蠕变柔量J0,长期蠕变柔量J∞和蠕变黏度η可通过拟合实验曲线确定.对图3所示的主曲线按式(10)作非线性拟合,可得J∞=0.003 5 Pa-1,J0=0.000 19 Pa-1,β=0.010 33,α=0.5395,η=2.54×10[7] Pa·s.

等应力不同温度下胶凝原油的蠕变柔量之间通过折减时间θ(θ=t/ΦT)满足如下等效关系

其中(θ,T0)为参考温度T0下的蠕变柔量主曲线,时温移位因子ΦT的形式如式(4).以30℃为参考温度,对图2中其它温度下的蠕变柔量曲线作相应得水平移位,可得时温主曲线如图5所示.相应的时温移位因子见图6,用式(4)进行非线性回归拟合,得到时温移位因子式(4)中常数C1和C2的值分别为41.36,102.7.对图5所示参考温度30℃下的主曲线用黏弹性流变模型式(10)作非线性拟合,可得J∞=7.66×10-4 Pa-1,J0=4.89×10-6 Pa-1,β=0.008 6,α=0.6178,η=6.12×10[9] Pa·s.利用式(11)可以将不同温度下的非线性蠕变应变ε(t)写成如下的形式,其中为参考温度T0下的蠕变柔量主曲线.

4 结论

本文通过对胶凝原油进行等温不同应力下和等应力不同温度下的蠕变实验,得出要使胶凝原油达到相同的蠕变应变,低应力水平时需较长的时间,而高应力水平则只需较短的时间,这与温度变化影响胶凝原油的特征时间规律相似,有其等效性.利用时间-温度-应力等效原理分析了胶凝原油的非线性蠕变行为,得到参考应力水平和参考温度下的蠕变主曲线,回归得到了主曲线的黏弹性流变模型.依此,可以分别通过较高温度和应力水平下的短期蠕变行为来预测较低温度和应力水平下的长期蠕变行为.

参考文献

[1] Barnes HA,Nguyen QD.Rotating vane rheometry-a re- view.J of Non-newtion Fluid Mechanics,2001(1):1～14

[2] Kunal Karan,et al.Measurement of waxy crude properties using novel laboratory techniques.SPE 62945,2000.1～12

[3]张国忠，刘刚．大庆胶凝原油启动屈服应力研究．石油大学学报,2005,29(6):91～93(Zhang Guozhong,Liu Gang.In- vestigation on start-up yield stress of Daqing gelled crude oil.Journal of the University of Petroleum,2005,29(6): 91～93(in Chinese))

[4] Chang Cheng,Boger DV,et al.Influence of thermal his- tory on the waxy structure of statically cooled waxy crude oil.SPE 57959,2000,5(2):148～157

[5]李传宪，李琦瑰．胶凝原油黏弹性的实验研究．力学与实践，2000,22(3):48～50(Li Chuanxian,Li Qigui.Experimen- tal study on the viscoelasticity of gelled crude oil.Mechan- ics in Engineering,2000,22(3):48～50(in Chinese))

[6] Moussa Kane,Madeleine Djabourov,Jean-Luc Voile.Rhe- ology and structure of waxy crude oils in quiescent and under shearing conditions.Fuel,2004,83:1591～1605

[7]赵培忠，文庆珍，朱金华．时温等效方程的研究．橡胶工业，2005,52(3):142～145(Zhao Peizhong,Wen Qinzhen,Zhu jinhua.Study on time-temperature equivalent equation. China Rubber Industry,2005,52(3):142～145(in Chinese))

[8]李明，温茂萍，何强等．TATB基高聚物粘结炸药的蠕变特性研究．含能材料，2005，13(3)：150～154(Li Ming,Wen Maoping,He Qiang,et al.The compressive creep behavior of PBX based on TATB.Energetic Materials,2005,13(3): 150～154(in Chinese))

[9] Said Jazouli,Wenbo Luo,Fabrice Bremand,Toan Vu- Khanh.Application of time-stress equivalence to nonlin- ear creep of polycarbonate.Polymer Testing,2005,24: 463～467

蠕变性防水材料论文 篇3

非固化橡胶沥青防水涂料可满足上述要求, 该材料本身优异的蠕变性能可以很好地吸收和释放建筑基层开裂产生的应力, 与空气长期接触永不固化, 持久保持黏滞性和自愈性, 可以很好地封闭基层的毛细孔洞和微细裂缝, 一旦粘结就会难以剥离, 即使某一部分受外力破坏出现孔洞也会迅速自愈, 避免了窜水现象的发生。非固化橡胶沥青防水涂料蠕变性能的研究在国内还属空白, 本文采用静态蠕变法和应力松弛法对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能进行了测试, 分析了其蠕变行为, 对蠕变机理进行了初步探讨, 为非固化橡胶沥青防水涂料的应用提供一定的理论支持。

1 蠕变实验

1.1 测试方法设计

因非固化橡胶沥青防水涂料的行业标准尚未公布实施, 故其蠕变性能在国内尚无标准化的检测手段。本文根据相关文献和资料, 设计了两种方法对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能进行测试。

静态蠕变法:在恒定温度条件和一定外力作用下, 测试非固化橡胶沥青防水涂料形变随时间的变化情况。静态蠕变试验方法的示意图见图1。

应力松弛法:在恒定温度条件和恒定拉伸速度作用下, 拉伸力一定时, 停止拉伸, 保持该拉伸长度, 检测非固化橡胶沥青防水涂料应力随时间的变化情况。

1.2 试件制备和测试方法

静态蠕变试验:取一定量的非固化橡胶沥青防水涂料, 热熔后将其刮涂在铝板上, 涂层厚度为 (2±0.2) mm;然后将另一块铝板粘贴在刮涂面上, 粘合面积为100 mm×50 mm;用1 kg重物均匀压在试件上面保持10 min, 在标准试验条件下放置24 h。同时测试5组样品, 测试温度为 (23±2) ℃, 每组样品在粘合面两端做好标记, 加载一定外力后, 记录不同时间下非固化橡胶沥青防水涂料的下滑位移, 试验结果为5组测试值的平均值。

应力松弛试验:将两片铝板用非固化橡胶沥青防水涂料粘接, 粘合面积为50 mm×50 mm, 涂层厚度为 (2±0.2) mm;用1 kg重物均匀压在试件上面保持10min, 在标准试验条件下放置24 h。测试试件为10个, 测试温度为 (23±2) ℃, 在拉力机上测试在一定拉伸速度下5个试件的最大拉力, 计算5个试件的最大拉力平均值, 然后将剩余的5个试件按同样的拉伸速度拉伸至计算得到的最大拉力平均值的95%, 停止拉伸, 固定拉力机夹具的距离并开始计时, 测定非固化橡胶沥青防水涂料应力值的变化情况。

2 结果与讨论

2.1 静态蠕变试验的结果

非固化橡胶沥青防水涂料以胶粉、高分子聚合物等改性沥青为基料, 其蠕变破坏是由改性沥青混合料的弹性流动引起的。一般认为, 改性沥青混合料为非牛顿流体, 根据相关理论, 非固化橡胶沥青防水涂料的自身特性、温度等均会对蠕变产生影响。在一定外力作用下, 非固化橡胶沥青防水涂料在不同温度下的形变与时间的关系见图2。从图2可以看出, 温度对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能有很大的影响:温度较低时, 外力加载瞬间, 变形很小且很慢, 在保持恒定外力作用下, 形变慢慢趋于稳定, 蠕变不易被察觉, 整个过程经历了减速蠕变和稳定蠕变两个阶段;温度较高时, 外力加载瞬间形变很大, 外力恒定作用下, 形变随时间的推移而不断增加, 蠕变现象较明显, 蠕变曲线经历三个阶段, 即减速蠕变阶段、稳态蠕变阶段和加速蠕变阶段。可能的原因是:随着温度的升高, 改性沥青混合料内部获得更多的热能, 有利于弹性流动。但是只有在适当的外力作用下, 温度在改性沥青混合料的玻璃化转变温度Tg以上时, 非固化橡胶沥青防水涂料的高分子链段才会在外力作用下发生滑动, 同时又受物料内部摩擦力的作用, 发生缓慢运动, 产生明显的蠕变现象[1]。因此, 在非固化橡胶沥青防水涂料的研发过程中要考虑到这一点。

在静态蠕变试验时, 也发现两个铝板的粘合面上均满粘了非固化橡胶沥青防水涂料, 说明外力作用下引发的变形破坏发生在非固化橡胶沥青防水涂料内部。因此, 非固化橡胶沥青防水涂料本身的内聚强度不能过大, 否则蠕变破坏很可能发生在材料与基面之间, 会影响材料的防水性能, 在非固化橡胶沥青防水涂料的研发过程中也要考虑到这一点。

2.2 应力松弛试验结果

应力松弛是指高分子材料在恒温和形变保持不变的情况下, 材料内部应力随时间衰减的现象。应力松弛与蠕变有很强的相关性, 蠕变越大, 应力松弛能力越强。剪切应力松弛现象可以直观地反应与基面粘结的非固化橡胶沥青防水涂料对基层开裂应力所作出的响应。

图3为非固化橡胶沥青防水涂料的应力松弛曲线。从图3可以看出, 非固化橡胶沥青防水涂料在拉伸剪切应力作用下, 表现出比较明显的应力松弛现象:应力加载初期, 应力衰减显著, 应力松弛速率较快;应力降低到一定值后, 应力松弛速率较慢, 趋于一恒定值, 然后不再发生变化。应力松弛也反映了非固化橡胶沥青防水涂料内部聚合物分子运动的情况:在外力作用下, 聚合物高分子链段被拉长, 分子链段就顺着外力方向运动以减少或消除内部摩擦力, 以期恢复平衡状态。在适当的外力和温度下, 分子链段受到的内摩擦力适中, 应力松弛现象较明显。

2.3 静态蠕变行为分析及机理探讨

蠕变曲线反映了非固化橡胶沥青防水涂料在外力作用下的变形特性。根据相关理论和文献报道[1], 蠕变曲线中第2阶段的斜率k, 即稳定蠕变阶段的斜率越大, 非固化橡胶沥青防水涂料在外力作用下的蠕变变形越大。从图2中可以直观地看出, 随着温度的升高, k值逐渐增大, 蠕变变形量也逐渐增加, 表明非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能对温度比较敏感。非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变行为可认为是改性沥青混合料黏弹性的突出表现, 其不仅与材料自身的结构有关, 还受温度和外力的影响。蠕变行为的实质就是材料受到外力作用时, 材料内部各运动单元对此作出的响应。非固化橡胶沥青防水涂料的静态蠕变包括三种形变:普弹形变、高弹形变和黏性流动形变。普弹形变是改性沥青混合料中高分子链的键长和键角受外力作用瞬间产生的;高弹形变是分子链不断伸展, 构象发生变化产生的;黏性流动形变是分子链的相对滑移产生的。因此, 非固化橡胶沥青防水涂料的总蠕变为普弹蠕变、高弹蠕变和黏流蠕变三者的总和。

3 结论

1) 静态蠕变试验表明, 非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变对温度很敏感, 随着温度的升高, 蠕变变形增加。

2) 应力松弛曲线也反映了非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变行为, 可以直观地反映非固化橡胶沥青防水涂料的应力释放过程, 可用来考察材料性能的优劣。

3) 非固化橡胶沥青防水涂料蠕变曲线中稳定蠕变阶段的斜率越大, 材料的蠕变变形越大。非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变形变为普弹蠕变、高弹蠕变和黏流蠕变三者的总和。

4) 静态蠕变和应力松弛试验方法均可用来测试非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能。因蠕变性能受材料本身、温度和应力等诸多因素影响, 可采用静态蠕变试验方法深入地研究非固化橡胶沥青防水涂料中各组分加量对蠕变的影响, 优化配方, 这将是课题组今后研究的重点。同时, 也会不断优化改进试验方法。

参考文献

蠕变性防水材料论文 篇4

在实际油气钻探过程中,人们发现膏盐岩地层由于存在蠕变性,地质条件复杂,安全钻井液密度很难确定[4]。同时,由于膏盐岩分布范围宽广,人们不可能避开其进行钻探,这就给钻探工程师带来新的挑战[5]。以往确定钻井液安全密度的方法如Mohr-Coulomb、Drucker-Prager及Mogi-Coulomb等准则方法[6—8]需要较多岩石力学方面参数。实际上,这些待定参数往往具有非确定性[9],因而待定参数赋值的不合理可能会使最终评价结果产生较大误差。

现利用岩石三轴应力-应变曲线扩容蠕变特征确定了蠕变性硬石膏岩地层钻井液安全密度,方法简便,所需参数仅包括岩石三个方向主应力值,计算结果离散性小,与实际结果极为吻合,能为安全钻进提供依据。

1 研究区硬石膏岩地层特征

原位应力特征及岩石强度往往对井壁稳定性起到最重要的影响作用[10]。研究区位于塔西南玉北地区,该地区古近系发育数十米厚的硬石膏岩地层,按岩性分主要可分为泥质硬石膏岩及硬石膏质泥岩。所研究地层埋深范围为3 834 ~ 3 904m,硬石膏主要成分为无水Ca SO4,地层中除了含有硬石膏和泥质外,还含有少量白云石和石英粉砂,偶见炭屑、氧化铁及黄铁矿。硬石膏岩地层在测井上的主要显示特征为: 高密度、高电阻率及低声波时差。

在地层钻探过程中,岩体自身的平衡状态被打破,被移动走的岩体原本所承受的负荷被强制加载到相邻的岩石中。由于此时井眼中没有支撑应力,蠕变性硬石膏岩地层的平衡态无法维持,井壁就会发生缩颈或坍塌。井壁一旦失稳,一方面会导致时间上的损失,另一方面会使钻井费用至少增加10%[9],因此选用合理的钻井液安全密度提供井筒压力来防止井壁失稳就显得格外重要。

当钻遇研究区厚层硬石膏岩地层时,钻井液密度和套管类型难于把握。对于研究区固定质量为良好~ 优秀的各单井,当采用常规套管( 外径250. 83mm) 时,将钻井液密度提升至1. 55 ~ 1. 75 g / cm3就可以保持井径规则,套管无变形。对于高强度套管( 外径265. 13 mm) ,造价较高,通过适当提高钻井液密度即可保持套管完好,通常无变形。

2 实验样品、仪器及应力-应变曲线特征

选取硬石膏岩进行三轴模拟地层条件力学测试。所用岩石物理测试系统见图1,该系统主要由数控器和三轴室组成,数控器包含控制轴向力、轴向应变、环向应变及轴向位移的DC调节器及阀驱动器等设备。轴压、围压及孔压上限分别为1 000 k N、140 MPa及70 MPa。利用计算机自动采集应力、应变数据,压力传感器测试误差小于1% ,位移可分辨精度为0. 000 1 mm。

所测试硬石膏岩主要成分为泥质和硬石膏( 无水Ca SO4) ,除此之外还含有少量白云石及石英粉砂。根据样品中泥质和硬石膏的相对含量多少,又可以将其划分为泥质硬石膏岩和硬石膏质泥岩两类。从样品镜下显微图像( 图2) 中可以看出,硬石膏( 白色) 具有层状、纤维状、分散状、斑块状、条带状及透镜状分布型式,往往可观察到其具有弯曲变形层理构造特征,硬石膏多混合顺层分布于泥质( 棕色) 中。一些硬石膏透镜体中可见细小裂缝,硬石膏与泥质接触面上所见裂缝缝宽略大于硬石膏透镜体中裂缝,缝宽分布在0. 03 ~0. 06 mm。

由于盐类易溶,利用空心钻机干钻钻取岩心,样品尺寸为25 × 50 mm2。选取加工后结构完整的2组硬石膏岩进行三轴力学测试,测试样品的岩性及成分含量见表1。所研究地层的压力系数约为1. 2,首先利用密度测井资料根据密度积分方法获得目的层垂向总应力,然后与地层压力作差,从而获得地层有效应力值,约为32 MPa,该应力值即为三轴测试中所施加的围压值。

测试样品应力-应变曲线变化特征见图3。图中横轴代表应变,纵轴代表偏应力,ε1为轴向应变曲线,ε2= ε3为环向应变曲线,εv为体积应变曲线。从图中可以看出,曲线变化大体可被划分为5 个阶段: ① O ~ A,初始压密段; ② A ~ B,线弹性阶段;③B ~ C,非线性稳定延展阶段; ④C ~ D,非线性非稳定延展阶段; ⑤D之后,残余形变阶段。观察体积应变曲线中的B’点,可以发现从这里开始,外延后体积应变曲线开始发生向负轴方向的偏离。这说明从此刻开始,岩石逐渐开始发生扩容变化,因此B点或B’点被定义为扩容点。D点轴向应力到达峰值,为岩石发生破裂的剪切破裂点。

3八面体剪应力扩容准则

膏岩地层应力状态复杂,在地下高应力环境下具有一定蠕变性,因此常规剪切破裂准则并不能很好的描述其破裂特征[11]。八面体剪应力扩容准则提供了一种能较好描述蠕变性含盐地层塑性破裂特征的方法[11]。岩体无论发生弹性或塑性破坏,在正六面体基础上,分别根据三组破裂面进行截取,将得到一系列等斜八面体。八面体平面及其中各应力关系见图4。

八面体剪应力 τo及平均应力 σm分别定义为[12]

式中 τo为八面体剪应力,MPa; σm为平均应力,MPa; σr、σθ及 σz分别为井筒径向、环向及轴向应力,MPa。

A. Rios[10]假设圆柱形井筒穿过一个各向同性储层,不考虑边界效应,推导出了井筒周围八面体剪应力分布,见式( 3) 。

式( 3) 中σv为垂向主应力,MPa; Pw为井筒内压力,MPa; rw为井筒半径,m; r为距井眼距离,m。

当r = rw时,为最大八面体剪应力,此时 τomax可以表示为

对硬石膏岩地层两类岩性( 表1) 样品进行三轴力学测试,确定扩容边界条件下八面体剪应力与平均应力的关系( 图5) 。图5 各样品剪裂边界应力状态对应图3 中的D点,扩容边界应力状态对应图3中的B点。

从图5 可以看出,不同岩性样品八面体剪应力与平均应力间满足对数关系,随平均应力的增加,八面体剪应力最终趋向于一个极大值[13,14]。泥质硬石膏岩的三轴强度要高于硬石膏质泥岩,但前者扩容边界对应的八面体剪应力最大值要低于后者,表明硬石膏具有较强的蠕变性。

钻进中地下岩体要想保持稳定,通过式( 4) 确定的 τomax应该位于图5 中扩容边界对数函数F( σm)的下方,即满足

根据式( 5) 就可以确定临界钻井液安全密度。应该注意的是,该钻井液密度是最小临界值,实际选取的钻井液安全密度应略大于该临界值。

4 钻井液安全密度的确定及分析

4. 1 Mogi-Coulomb准则方法

为了检验利用扩容准则方法确定的硬石膏岩地层钻井液安全密度的可靠性,将计算结果与实际值及Mogi-Coulomb准则[8]结果进行对比。之所以选择MogiCoulomb准则计算结果进行对比,主要是由于Al-Ajmi等推导出的Mogi-Coulomb准则方法能有效确定垂直井钻井液安全密度,且一般认为比Mohr-Coulomb及Drucker-Prager等准则确定的结果更加可靠。

采用Mogi-Coulomb准则求算地层钻井液安全密度。所研究地层满足 σz> σθ> σr,若使井壁保持稳定,此时Pw最小值可以表示为式( 6)[8]。

式中c为内聚力,MPa; φ 为内摩擦角,( °) ; σH为水平最大主应力,MPa; σh为水平最小主应力,MPa; Po为地层压力,MPa。

利用式( 6) 求取地层钻井液安全密度时需要用到地层岩石泊松比、内聚力及内摩擦角等力学参数,同时还需地层三个方向主应力值。对于X1 井地层岩石静态力学参数解释结果,见图6。从图中可以看出,相对较高的泊松比地层往往对应较低的内聚力值及较高的内摩擦角值。地层由于含有泥质及硬石膏等不同组分,同时组分间微观接触组合关系不同,致使地层纵向具有较强的非均质性,力学参数变化幅度较大。

测井解释的X1 井地层水平方向主应力见图7 ,地层应力状态满足: σv> σH> σh,为正常应力状态。σH和 σh间的差值大约为10 MPa,水平方向主应力整体有随深度增加而增大的趋势。受地层纵向强非均质性影响,部分井段地层水平应力变化幅度较大。

从图6 中的泥质含量( Vsh) 解释结果可以看出,该目的层泥质含量相对较低( < 45% ) ,Vsh% 相对较高的几个层段厚度较小,地层主要岩性为泥质硬石膏岩。在具体求算目的层钻井液安全密度时,利用图6 和图7 解释的地层力学参数及地应力结果,代入方程( 6) ,求取井筒内压力Pw,进而可获得钻井液安全密度。

4. 2 方法对比及分析

利用上述两种方法分别确定了X1 井钻井液安全密度,并与实测值进行对比,见图8。所研究硬石膏岩地层的上覆地层为新近系及第四系砂泥岩松散沉积,钻井液密度采用1. 20 g /cm3就可保持井壁稳定。当钻遇所研究硬石膏岩地层时,多次遇到扭矩突然增大、上提遇卡、下放遇阻的井况,当通过循环加重将钻井液密度逐渐提升至1. 60 g /cm3后,井下复杂情况得到有效控制。

观察图8 及表2 可以发现,采用扩容方法确定的临界钻井液安全密度分布在1. 54 ~ 1. 58 g /cm3,略低于实际值,随着深度增加,安全钻井液密度逐渐增加,越来越接近实际值。同时计算的安全密度纵向变化范围不大,这主要是由于所需主要参数为三向主应力值,而各主应力在纵向的变化幅度要远小于力学参数变化幅度。图8 中利用扩容方法确定的钻井液安全密度为最小临界值,实际安全密度值应略大于该临界曲线值,因此选取1. 6 g /cm3的钻井液密度是合理的。

采用Mogi-Coulomb准则确定的临界钻井液安全密度分布在1. 1 ~ 1. 55 g /cm3,纵向变化幅度大,误差也较大。这主要是由于力学参数的离散性及不确定性造成的,同时也给钻井液安全密度的合理选择造成不便。因此本文利用三轴力学测试中的应力-应变曲线扩容特征确定硬石膏岩地层钻井液安全密度的方法更为可靠,适用于蠕变性地层,可作为备选方案,具有一定工程推广应用价值。

5 结论

( 1)利用扩容准则描述了硬石膏岩最大八面体剪应力分布特征。硬石膏岩三轴测试中扩容边界的八面体剪应力与平均应力间满足指数关系,钻进中若要地层维持稳定,最大八面体剪应力应位于扩容边界以内。

( 2)分布利用扩容准则及Mogi-Coulomb准则确定了单井目的层钻井液安全密度,并与实际值进行对比,结果表明: 基于扩容准则方法确定的钻井液安全密度与实际值极为相符,且纵向离散度小。由于常规Mogi-Coulomb准则方法所需待定参数较多,参数非确定性较强,因而最终确定的钻井液安全密度与实际值相差较大。

蠕变性防水材料论文 篇5

关键词：电阻法,金属材料,蠕变损伤,检测

一般而言, 蠕变损伤是长期工作所引起的, 并且在宏观和微观上均有一定的体现。运用电阻法在金属材料蠕变损伤的检测中, 会在微观上体现的更加突出。从蠕变损伤的过程来看, 晶界上微小的孔洞、微孔互相连接所形成的一些裂纹、晶界微裂纹形成的宏观裂纹等等, 均是判断的主要标准, 如果金属材料出现了破裂, 则代表着微观上的损坏非常严重, 宏观上的体现突出, 要尽量的更换金属材料, 而不是单纯的进行维护。在此, 本文主要对电阻法在金属材料蠕变损伤检测中的运用进行讨论。

一、金属材料在蠕变过程中电阻率的变化

对于金属材料而言, 蠕变损伤出现后, 应通过一些具有代表性的指标来进行检测。运用电阻法在检测过程中, 主要是观察金属材料蠕变过程中电阻率的变化情况, 根据不同的变化来进行判定, 并且要结合实际的情况来确定, 避免出现检测上的失误。

(一) 蠕变损伤

现阶段的金属材料虽然在性能和寿命上均有一定的提升, 但并不代表着金属能够完全抵御各种环境上的压力。高温、高压环境对于金属材料而言, 是很大的挑战。例如, 当金属材料处于高温环境之中的时候, 自身受到的应力会低于金属材料在该温度下的屈服点, 长期的作用以后, 金属材料本身, 会出现一种缓慢的、连续的塑性变形情况, 我们将这种塑性变形称之为“蠕变损伤”。金属材料在蠕变的过程中, 往往会伴随一定程度的损伤, 在达到某一个的峰值后, 就会出现更大的损伤。我们将蠕变损伤积累到一定程度的结果, 称之为“蠕变断裂”, 这种情况突出表现为金属材料的破裂、明显的孔洞等等。

(二) 电阻率变化

电阻法在金属材料蠕变损伤检测中应用时, 主要考虑到的指标是电阻率的变化。从客观的角度来分析, 蠕变损伤在出现后, 势必会导致金属材料的内部出现一些变化, 这些微小的变化被称之为物理性能上的变化。而对于电阻而言, 自身的敏感性较高, 利用电阻率的变化来实施检测, 可以取得较为准确的结果。例如, 耐热钢作为目前比较高性能的金属材料, 其在蠕变过程中, 电阻率在最开始表现出了下降的趋势, 之后会表现出缓慢的下降, 最后则表现为突出的上升趋势。根据电阻率的变化情况、数值的统计等, 就可以较好的对耐热钢的蠕变损伤予以判定和分析, 之后采取必要的手段来维护和弥补, 从而避免造成安全事故。

二、电阻法的应用

金属材料出现蠕变损伤是一种必然的情况, 任何一种金属材料的服务时间都是有限的, 定期对金属材料的蠕变损伤进行检测, 可确保金属材料是安全使用的, 避免造成安全隐患。应用电阻法的过程中, 则需要根据实际的需求, 选择不同的体系和针对性的方法来完成, 这样才能实现最准确的检测。

(一) 测量原理

电阻法在测量金属材料蠕变损伤的时候, 主要是以数字显示技术作为基础, 从而对微小的电阻进行有效的测量, 之后运用恒流源V-A法, 直接测量电压降。具体的测量原理如下:首先, 选择高稳定度的恒流源、选择高输入的阻抗仪、放大器。其次, 准确的定位被测定的电阻, 在该电阻上流经恒定的电流, 此时, 在被测定电阻的两端部位, 就会产生电压降, 倘若恒流源输出的电流不变, 那么在实际的操作中, 就可以准确的测量电压信号, 最终会比较真实的反映出被测电阻的具体大小, 从而完成对蠕变损伤的检测, 包括金属材料的使用寿命、损伤大小、损伤的部位等等。

(二) 测量结果

电阻法在金属材料蠕变损伤的检测中, 应对测量结果进行全面的分析, 否则无法确保该方法是否有效, 也不能深入了解蠕变损伤的情况。以耐热钢为例, 比较硬度变化趋势和电阻率变化趋势可以发现, 硬度陡降过渡到平缓下降的过渡点, 正好是电阻率变化的最低点, 而这个最低点所对应的时间正好是蠕变孔洞形成的开始点, 金相试验和电子显微分析都证明了这一点。随着蠕变孔洞的萌生、发展和连接, 进而形成孔洞链, 摄后形成微裂纹, 导致材料断裂失效, 电阻率又上升达到一个极值, 硬度下降达到一个极值。另外, 显微组织、硬度与电阻率之间有一定的对应关系。从高温加速试验可以看到, 由于材料显微组织结构的改变, 导致材料的瞬时弹性强度、硬度下降, 即材料的机械性能越来越恶化。而电阻率的变化与前面分析的电阻率的变化机理是一致的。由此可见, 利用电阻法对金属材料的蠕变损伤进行检测, 可以获得理想的效果, 无论是在理论上还是在实际的操作中, 均取得了非常优异的成绩。所以, 可以在金属材料蠕变损伤的检测中, 将电阻法进行广泛的应用, 也可以进行针对性的测量, 获得更多数据和信息的同时, 能够有效维护。

结语

本文对电阻法在金属材料蠕变损伤检测中的运用进行讨论, 从客观的角度来分析, 该方法对金属材料的检测, 具有较大的积极意义, 并且在多方面完成了检测水平的提升、检测时间的缩短, 各方面的成果均比较理想。日后, 可加深对电阻法的研究, 提高对金属材料蠕变损伤检测的水平, 也可以适当的联合其他方法来进行检测, 并获得更多的数据, 为后续的检测研究提供基础。

参考文献

[1]蒋礼, 潘毅, 周祖锡.基于电阻应变的无铅焊点损伤临界点在线检测[J].热加工工艺, 2011 (05) :146-149.

[2]张玉波, 杨大祥, 王海斗, 徐滨士.基于电阻法的金属材料损伤表征研究现状[J].无损检测, 2011 (09) :76-81.

[3]蒋礼, 潘毅, 周祖锡.基于电阻应变的无铅焊点损伤临界点在线检测[J].电子与封装, 2010 (11) :1-4+10.

[4]陈敬超, 亢鹏.2014年云南金属材料与加工年评[J].云南冶金, 2015 (02) :80-91.