界面强度范文（精选5篇）
界面强度 第1篇
固井注水泥完成后, 地层与水泥环、套管与水泥环这两个界面的胶结质量是影响油气井寿命的关键因素。固井二界面胶结良好有利于在后续增产过程中可以采用更为多样化的措施, 从而延长油井的开采年限。而固井二界面胶结质量差则使得界面的封固系统失效, 引发严重的问题———环空窜流。中国石油历史上最惨痛的“12.23”事件的根本原因就是固井后水泥环受到酸性气体的侵蚀后胶结质量变差, 出现了气窜。注水泥后发生环空窜流的危害巨大, 主要可从以下几个方面来认识:
(1) 窜流的现象之一是井口冒油冒气, 这会造成大量油气的散失, 使油气产量降低。
(2) 井下不同压力层系出现互窜, 不仅降低油气采收率, 还影响油气田的合理开发。与此同时, 窜流使得增产措施的效果大打折扣, 使油气产层得不到合理的开采。
(3) 窜流后, 套管会遭到地层流体的侵蚀和腐蚀, 损坏套管。
(4) 地层中上窜的流体可能污染地下水源、天然气等气体可能窜到地面, 影响民众的生命安全。
2 固井二界面胶结强度影响因素
地层与水泥环的胶结强度受到注水泥封固地层条件、钻井液类型和钻井液在地层形成的滤饼情况、水泥浆自身的性能等因素影响。明晰这些因素影响界面胶结强度的机理, 能够拓宽“提高界面胶结强度”的研究思路。以下对主要的影响因素进行介绍:
2.1 地层特性
影响固井第二界面胶结强度的地层特性主要包括了地层岩性、地层渗透率、地层孔隙度、地层压力、地层温度、地层流体状况。
(1) 地层渗透率与孔隙度的影响
通过室内实验和文献调研得出:水泥与泥岩、砂岩地层的胶结强度与孔隙度与渗透率变化呈反比, 即孔隙度、渗透率增大会使得界面胶结强度减小。原因在于地层的孔隙度和渗透率会影响井下水泥浆失水量的大小, 水泥浆在孔隙度高和渗透率大的地层中失水大, 使得水泥凝固过程中水化不充分, 使得抗压强度与界面胶结强度下降。
(2) 地层压力与温度的影响
地层温度和地层压力是影响水泥浆体系的性能调节和平衡压力固井的重要施工参数。如果设计的水泥浆体系性能 (如稠化时间、失水流变性能、强度等) 不满足井下的压力、温度要求, 可能导致注入的水泥浆过早凝固发生桥堵或凝固速度过缓使得强度不能及时达到后续钻井施工的要求等, 进而间接影响界面的胶结质量。
(3) 地层流体的影响
固井注水泥完成后要进行候凝 (候凝时间一般为24h) , 其目的是让水泥浆在不受外界干扰的条件下凝固进而发展自身强度, 满足封固需要。实际上在候凝过程中虽然不会受到起下钻的干扰, 但地层流体也会对其影响。当水泥浆失重至浆柱压力与水泥环阻力之和小于地层孔隙压力时, 地层流体会侵入水泥环, 对其进行冲刷, 从而影响固井第二界面胶结强度。
2.2 钻井液体系
钻井液的失水造壁性, 会在井壁或套管壁表面形成泥饼, 泥饼的存在使得固井第一界面的胶结实质为水泥环与泥饼胶结界面和泥饼与套管壁胶结界面的复合胶结面。同理, 第二界面的胶结实质为水泥环与泥饼和泥饼与井壁的胶结。总体上, 泥饼厚度增加会使得第二界面的胶结强度减小。通过对室内实验与资料调得出:泥饼厚度在0.5mm~1mm之间, 泥饼增厚不会造成胶结强度大幅度减小;当泥饼厚度大于1mm时, 胶结强度降低很快, 而后又趋于平缓;在厚度约为5mm时, 几乎无胶结强度。与此同时, 泥饼会对污染水泥浆;水泥水化对泥饼造成侵蚀;泥饼自身的强度随着厚度的增加而变差。总体而言, 钻井液在固井二界面窝存“死泥浆”对界面胶结力影响较大。
2.3 水泥浆体系
水泥浆的密度、滤失性能以及水泥浆在硬化过程中的体积收缩特性会极大地影响界面的胶结强度。通过室内实验和文献调研分析:水泥浆密度增大、失水量减小有利于良好的胶结的形成;相对于低密度而言, 高密度水泥浆体系固相含量较大, 水泥紧密堆积, 界面胶结更理想;失水量是水泥浆体系稳定性的表征, 失水量大会在界面间形成薄膜水层, 影响水泥浆体的充分水化进而影响水泥石的强度。
水泥浆的体积收缩是胶凝水泥物质的一种普遍特性, 不可避免, 水泥浆在塑性状态下体积收缩会使水泥浆柱的孔隙压力降低, 凝固后体积收缩使水泥环与地层和套管间的胶结出现问题, 形成微间隙, 造成界面胶结质量变差。罗长吉等人就通过实验证明, 体积收缩是第二界面胶结强度日渐趋弱的主要因素。
3 提高固井二界面胶结强度研究
通过分析影响固井界面胶结强度的因素及其影响规律, 对提高界面胶结强度的对策进行了具体研究。
3.1 钻井液体系的合理选择
谢凤臣等人通过在钻井液中加入某些处理剂, 能够以液态或微颗粒态吸附在滤饼中, 通过离子交换参与界面上水泥浆的水化、胶结, 并能够与井壁围岩发生吸附、胶结, 提高滤饼与水泥环、地层的亲和力, 从而提高水泥环-滤饼-地层胶结能力, 提高水泥环二界面的胶结质量。
许永志等人通过在钻井液中添加GSN来提高固井第一、二界面胶结强度。GSN是一种含有无机高分子化合物的乳化液。在钻井液中破乳时, GSN释放出的高分子化合物有束缚自由水的作用, 还可与粘土结合, 生成包被物吸附在井壁上, 减小孔隙, 降低钻井液滤失和抑制泥页岩膨胀;固井时, 水泥浆中的二价和多价离子与套管外微滤饼和地层滤饼中的GSN发生反应生成不溶物, 可提高固井界面的胶结强度。室内试验表明, 第一界面胶结强度由。0.34MPa提高到0.68MPa, 第二界面胶结强度由0.58MPa提高到1.10MPa。
D.G.Cardno等人发现硅酸盐钻井液对固井质量有较大的改善, 大大减少了Lennox油田的气窜问题。采用硅酸盐钻井液能够获得规则的井眼和稳定的井壁, 但也应该形成有利于提高第二界面胶结强度的泥饼, 他们对此没有深入的研究, 也没有探讨硅酸盐钻井液形成的泥饼影响第二界面胶结强度的机理。
通过以上可知, 根据地层选择合理的钻井液体系, 并加入相应处理剂, 对提高二界面胶结强度有显著效果。
3.2 水泥浆体系的合理选择
水泥浆密度、滤失性能及水泥浆的体积收缩会极大地影响界面的胶结强度。
通过室内实验及文献调研得出:水泥浆中添加具有微膨胀作用的高分子聚合物, 水泥环的第二界面胶结强度随着养护龄期的延长而明显的提高, 并且水泥环表观体积的微膨胀不影响第一界面胶结强度。
为解决水泥浆高失水和体积收缩的问题, 刘宏梁等人经过精心筛选, 最终选择了一种与常用降滤失剂、分散剂、缓凝剂配伍性好的新型晶体生长膨胀材料加入到水泥浆体系中, 该膨胀材料经过特殊的物理化学方法处理, 使其形成多膨胀源。膨胀材料中各种成分的反应活性和作用有所不同, 所以能在水泥不同水化阶段保持稳定的体积膨胀。研究结果表明:加入这种新型膨胀材料后形成的微膨胀水泥浆的压力适用范围0.1MPa~60MPa、温度适用范围50°C~180°C, 在该条件下水泥浆体收缩的补偿效果均较好, 能产生0.1%~0.7%的线膨胀, 降低水泥石的渗透率56.3%, 提高水泥环的胶结强度37%~41%。
步玉环等人根据纤维改善水泥石的收缩性及纤维的阻裂性的原理, 提出采用纤维水泥浆体系来提高固井质量。试验结果表明:随着纤维掺量的增加, 水泥石的体积收缩率降低, 最大体积相对收缩率下降了38.3%;纤维的加入能够有效地改变了界面胶结强度, 但并不是加量越多越好, 其存在一个最佳加量, 实验结果表明:纤维的最佳加量为0.05%~0.075%。
通过以上可知, 根据地层选择合理的水泥浆体系, 控制好水泥浆的失水性, 能够提高界面胶结强度和抗压强度;加入膨胀处理剂或纤维, 能够减小水泥石的体积收缩, 对提高二界面胶结强度也有显著效果。
3.3 前置液的合理选择
冲洗液能够对井壁、套管中残留的钻井液进行冲洗, 将水泥浆与泥浆等其余流体隔离开来, 稀释和分散钻井液。不同的冲洗液类型、冲洗时间、冲洗速率会影响最终的冲洗效果。冲洗效果良好, 则水泥浆与井壁、套管壁之间更为清洁, 界面的胶结更为理想。
隔离液对胶结表面 (如套管、泥饼和地层孔道等) 进行施工前的预处理, 从而改善界面效应, 提高对虚泥饼的冲洗能力。选择合适的隔离液, 能够有效提高界面的胶结强度。
3.4 其他工艺措施
采用适当的固井技术或者固井过程中采取适当的工艺措施对提高固井质量极为有利。
为提高第一界面的胶结强度, 美国和前苏联在上个世纪五十年达以来开始研究套管粘砂工艺技术, 该项技术是在油层套管外表用具有一定强度和耐温性能的胶黏剂粘上一层砂子, 以此增加套管外表的粗糙度, 增大水泥与套管间的固结强度。我国从上个世纪七十年代开始研究并于八十年代初期在江汉油田开始应用。实践证明, 该项技术效果良好。
振动固井技术是另一项提高固井质量的技术。振动固井是在下套管、注灰、顶替和候凝过程中, 采用机械振动、液压或空气脉冲、水力冲击等手段, 产生振动波作用于套管、钻井液和固井液来提高固井质量的一项新技术。振动固井提高固井质量的机理在于: (1) 振动降低了钻井液粘度提高固井顶替效率。试验表明, 在频率为20~45Hz的振动场中, 钻井液的粘度将下降20%~30%, 有利于清除套管外壁的钻井液膜和井壁的滤饼; (2) 振动能使水泥浆静切力大大降低。在水泥候凝过程中, 振动水泥浆有助于破坏其颗粒间的粘结, 减小或者消除静切力, 使水泥浆几乎保持器总的液柱压力, 防止地下流体进入环空, 避免窜槽和破坏胶结质量; (3) 振动增加界面的胶结强度。美国科学家Coke做了两组试验, 把水泥浆放入不同尺寸的同心管之间, 一组振动一组不振动, 待水泥浆固化后, 分别在二组试验装置的上部用水加压。在未振动的一组中, 当压力加至2.07MPa时, 水泥与管子的胶结面开始渗漏。在振动的一组中, 当压力加至16.5MPa时, 胶结面才产生渗漏, 说明振动确实增加了界面的胶结强度。
4 结论与建议
(1) 固井两个界面的胶结质量好坏直接影响固井质量, 对油井的寿命以及后续的开发经济效益影响较大。
(2) 地层条件、钻井液类型和钻井液在地层形成的滤饼情况、水泥浆自身的性能等因素是影响固井二界面胶结质量的重要因素。
(3) 选择合理的钻井液体系、水泥浆体系和前置液能够有效提高界面胶结强度和抗压强度;同时, 更新固井技术, 选择合理固井工艺对提高二界面胶结强度和固井质量有着深远意义。
摘要：油气井钻井过程中, 固井是重要的环节。固井二界面的胶结质量直接影响着油井的寿命以及后续的开发经济效益。本文在分析国内外相关文献的基础上, 对固井二界面胶结强度影响因素进行了较为详细的梳理和阐述, 并总结出了提高二界面胶结强度的主要对策。
界面强度 第2篇
外墙保温系统种类繁多,但在各种保温系统中界面砂浆是一个必不可少的部分。由于界面砂浆是作为基层与保温层的连接层,所以它的粘结强度是一个非常重要的指标。界面砂浆是用以改善基层或保温层表面粘结性能的聚合物砂浆,是由高分子聚合物乳液与助剂配制成的界面剂,与水泥和中砂按一定比例拌合均匀制成的。它既能牢固地粘结基层,而其表面又能很好地被新的胶粘剂牢固粘结,具有双向亲和性[1]。界面砂浆固结后使得基层变得粗糙、密实,可增强对基层的粘结力,封闭基材的空隙,减少墙体的吸水性,保证覆面材料在更佳的条件下粘结胶凝,解决了由于表面吸水特性或光滑引起的界面不易粘结、抹灰空鼓、起壳、开裂、剥落等问题,从而可代替人工凿毛处理,既省时又省力。界面砂浆作为基层与保温层的连接层,对于外保温系统的安全性具有至关重要的作用。因此,对界面砂浆粘结强度的性能检测是必不可少的。但在检测过程中我们发现,试验方法对粘结强度试验结果会产生较大的影响,为此,本文采用不同标准中的试验方法对界面砂浆粘结强度的试验结果进行了对比研究和分析。
1 依据JG 158—2004试验方法检测的界面砂浆粘结强度
在JG 158—2004《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》试验方法中,界面砂浆粘结强度是按JC/T 547—1994《陶瓷墙地砖胶粘剂》中6.3.4的规定进行测定。压剪胶结试件见图1,具体试验方法见文献[2,3,4],每组试件4对。
压剪粘结原强度的检测:试件在试验室温度(23±2)℃、相对湿度(50±10)%的空气中养护14 d。耐水压剪粘结强度的检测:试件原强度养护14 d后,在试验条件下完全浸入水中7 d,到期试件从水中取出,并用湿毛巾擦拭表面水分。然后测试压剪粘结强度,加载速度为25 mm/min,取4对试件的平均值。界面砂浆压剪粘结强度和耐水压剪粘结强度试验结果列于表1。
由表1可以看出,试验结果的离散性很大。在实际试验过程中,外力作用不同心,界面砂浆胶层中存在着平行于外力的拉伸应力、平行于外力的剪切应力和垂直于胶结面的剥离应力。正是由于这3种应力的存在,使得试验结果不能客观地反映材料的粘结性能。成型过程中,在抽出金属丝后,由于G型砖的自重,可能导致界面砂浆厚度不足1.5 mm。
1)采用JG 158—2004《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》中的方法。
2 依据DB31/T 366—2006试验方法检测的界面砂浆粘结强度
按上海市地方标准DB31/T 366—2006《外墙外保温专用砂浆技术要求》[3],准备2块混凝土板,将成型框(见图2)放在试板上,将按要求拌合好的界面砂浆再次搅拌均匀,并填满成型框,然后用抹灰刀将每一成型框内的砂浆表面抹平(抹4次,每次一个方向),再采用直径为1.5 mm的U型铁丝用其底面紧贴每一成型框周边轻轻划开,最后轻轻除去成型框。每块板成型20个试样。
试件处理:将经过标准养护27 d后的试件,采用适宜的高强度胶粘剂将拉拔接头粘在界面砂浆试样上,在标准条件下继续养护1 d。再按下列条件进行处理:①原强度:无附件条件;②耐水强度:浸水7 d,水温(20±2)℃,从水中取出后干燥4 h测试。
试验过程:将经过养护的试件用拉拔试验机进行拉伸粘结强度测试,共测试10个试样。将该试样继续进行浸水处理后,用拉拔仪再测试10个试样。取10个试样结果的平均值。舍弃超出平均值±20%范围的数据;若仍有5个或者更多的数据被保留,求新的平均值;若被保留的数据少于5个,重新试验。界面砂浆拉伸粘结强度和耐水拉伸粘结强度试验结果列于表2。
1)采用DB31/T 366—2006《外墙外保温专用砂浆技术要求》中的方法。
在实际试验过程中由于采用拉拔仪测试粘结强度,而拉拔仪是手动控制拉伸速度,所以很难保持拉伸速度一定。另一方面,浸水强度是将试样全部浸入水中7 d,从水中取出干燥4 h测试,如果采用自然干燥,高强胶粘剂很难粘牢;如果采用烘箱干燥则强度偏高。正是由于以上情况的存在,所以检测结果的离散性很大。
3 依据DG/T J08-2088—2011试验方法检测的界面砂浆粘结强度
在上海市工程建设规范DG/TJ 08-2088—2011《无机保温砂浆系统应用技术规程》中,界面砂浆粘结强度试验方法实际上是引用的JG149—2003《膨胀聚苯板薄抹灰外墙外保温系统》中的粘结剂试验方法[5,6]。试样尺寸如图3所示,界面砂浆厚度按实际工程施工厚度(本例取3 mm),成型前水泥砂浆试块应浸水,待呈面干饱和状态。拌合好界面砂浆,用3 mm厚、内框尺寸为40 mm×40 mm的成型框制备试样,同时在40 mm×40 mm×10 mm的水泥砂浆块上薄刮1层约0.1 mm厚的界面砂浆,然后二者对放并轻轻按压。分别准备6个测试拉伸粘结强度原强度、拉伸粘结强度耐水强度的试样。养护至规定龄期前1 d,将钢质夹具粘结在小砂浆块上,放置24 h。
原强度检测:试件成型后,置于温度(23±2)℃、相对湿度(50±10)%的空气中28 d。浸水检测:将养护至28 d的试样放入(20±2)℃环境下的水槽,水槽置于符合GB 178—1997《水泥强度试验用标准砂》的标准砂上面,然后注水到水面距离砂浆块表面约5 mm处(见图4),静置7 d取出,试件侧面放置,在(50±3)℃恒温干燥箱内干燥24 h,再置于试验条件下养护24 h。
试件养护期满后,以5 mm/min的拉伸速度进行拉伸粘结强度测定,记录每个试样的测试结果,去掉最大值和最小值,取4个中间值计算算术平均值。表3为8对界面砂浆拉伸粘结强度原强度、拉伸粘结强度耐水强度试验结果。
根据表1、表2和表3的实际试验对比可以看出,采用DG/T J08-2088—2011《无机保温砂浆系统应用技术规程》中的方法检测界面砂浆的粘结强度,明显优于采用JG 158—2004《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》和DB31/T 366—2006《外墙外保温专用砂浆技术要求》中的方法,其拉伸粘结强度数据更稳定,可靠性更佳,也更能反映出材料的粘结特性。
4 结论
4.1 采用JG 158—2004《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》中的压剪粘结强度试验方法来评价界面砂浆的粘结强度,其可靠性较差,应用时需进行试验验证。
1)采用DG/T J08-2088—2011《无机保温砂浆系统应用技术规程》中的方法。
4.2 采用上海市地方标准DB31/T 366—2006《外墙外保温专用砂浆技术要求》中的试验方法测定的拉伸粘结强度偏差较小,但是耐水强度的测试结果离散性大,同样需进行适用性验证。
4.3 采用上海市工程建设规范DG/T J08-2088—2011《无机保温砂浆系统应用技术规程》中的试验方法测定拉伸粘结强度,比较适合于界面砂浆的粘结强度检测与评价。
摘要：界面砂浆粘接强度是外墙保温系统的重要性能指标之一。通过对比试验,分析探讨了JG 158—2004《胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统》、上海市地方标准DB31/T 366—2006《外墙外保温专用砂浆技术要求》及上海市工程建设规范DG/T J08-2088—2011《无机保温砂浆系统应用技术规程》中界面砂浆粘结强度性能试验方法的差异。对比试验结果发现,若采用JG 158—2004中的方法不能客观地反映界面砂浆的粘结强度,DB31/T 366—2006方法的试验结果离散性大,而采用DG/T J08-2088—2011中的方法则能较为真实地反映界面砂浆的粘结强度。
关键词：界面砂浆,标准试验方法,粘结强度,差异
参考文献
[1]马思慧.外墙保温系统界面砂浆粘结强度性能试验方法探讨[J].墙材革新与建筑节能,2011(4):60-61.
[2]JG158—2004,胶粉聚苯颗粒外墙外保温系统[S].
[3]DB31/T366—2006,外墙外保温专用砂浆技术要求[S].
[4]JC/T547—1994,陶瓷墙地砖胶粘剂[S].
[5]DG/T J08-2088—2011,无机保温砂浆系统应用技术规程[S].
界面强度 第3篇
1简化的二维切削
搅拌头刀片与土之间的受力状态可以说是比较复杂的三维情况。荷兰TU Delft的Dr. ir. S. A. Miedema将三维状态下的刀片切土情况简化到二维状态,并且建立了刀片切削土体的二维受力数学模型[3,4]。
如图1所示,α 为刀片切削角,切削泥土时作用在刀片上的力可以分为以下几种[3,4]:
( 1) 土作用在刀片上的法向力N2。
( 2) 由N2tanδ 引起的,土与刀片之间的切向摩擦力S2。
( 3) 土和刀片之间切向的黏附力A,这个力的大小为黏性土黏聚力与刀土接触面积的乘积。
( 4) 作用在刀片上的水压力W2。
刀片与黏性土之间的切向力为A + S2,即切向黏附力与摩擦力之和。大量试验研究表明,土与结构物之间的接触面破坏仍遵循摩尔-库仑破坏准则[5]。假设 τ 为接触面抗剪强度,C为接触面黏聚力,φ 为接触面的摩擦角,σ 为法向应力,τ = C +σtanφ。那么,根据Miedema教授的理论有
设S为接触面面积,A = CS;
S2= N2tanδ,即S2= σStanφ。
刀片与黏性土之间的 切向力A + S2= CS +σStanφ = S( C + σtanφ) = Sτ,即Miedema教授所建立的二维切削模型中,刀片与黏性土之间的切向力满足摩尔-库仑强度理论。
因此研究刀片切削土体界面的受力关系,主要就是研究对比刀片与黏土接触面的黏聚力C和摩擦角 φ。本文的试验研究也是基于这一点展开。根据这一理论,本文选择使用盒式直剪仪来进行相关试验。
2直剪试验的准备
2.1试验仪器
直剪试验使用的仪器是南京土壤仪器厂生产的DJY-4型四联等应变直剪仪。主要部件包括: 剪切容器、杠杆垂直加荷机构、水平推动座和量力环等。 其他辅助设备包括: 百分表、天平、环刀、削土刀、不透水塑料膜、透水石等。
2.2试验用土与金属的准备
土样取回后风干,去除杂质,风干土含 水率10. 2% 。进行基本的物理试验,其基本性质如表1, 经验证该土为试验所需的黏土。
搅拌头刀座一般为铸钢或铸钢焊接组合,刀片及刀齿为耐磨的合金钢或者锰钢所制。由于特殊钢材不易取材或者价格昂贵,故选用与之相近且易于取材的45号钢用来模拟搅拌头的刀片。根据环刀直径61. 8 mm,高度20 mm,制作钢块直径61 mm, 高度10 mm,公差要求 ± 0. 1 mm,表面粗糙度要求控制在3. 2以内,见图2。将钢块放入下土盒,必须尽可能保证钢块上表面与剪切盒的剪切面齐平,否则影响试验结果。
3试验方案
根据《土工试验方法标准BG/T 50123—1999》, 直剪试验分为慢剪、固结快剪和快剪。慢剪的剪切速率小于0. 02 mm/min,固结快剪和快剪的剪切速率为0. 8 mm/min。考虑到搅拌刀头切削土体时切削速度较快以及盒式直剪仪的工作特性,选择4个速度值作为本次试验的剪切速度: 0. 6 mm/min、1. 2 mm / min、1. 8 mm / min、2. 4 mm / min。选择黏粒含量为35. 2% 的土样,按干密度1. 5 g /cm3,含水率20% 制成足够数量的环刀样,以备试验,试验步骤同《土工试验方法标准BG/T 50123—1999》。
4不同剪切速率的界面强度试验
4.1试验结果与分析
量力环测力计系数为1. 27 k Pa /0. 01 mm。试验使用的都是重塑的扰动土,剪应力与剪切位移关系曲线一般无峰值,因此多取剪切位移4 mm所对应的剪应力为抗剪强度。
在黏粒含量35. 2% ,干密度1. 5 g /cm3,含水率20% 的前提下,试样剪切速率0. 6 mm / min的直剪试验结果见表2; 试样剪切速率1. 2 mm/min的直剪试验结果见表3; 试样剪切速率1. 8 mm/min的直剪试验结果见表4; 试样剪切速率2. 4 mm/min的直剪试验结果见表5。绘制抗剪强度直线,见图3。界面剪切强度指标见表6。
由图3和表6可见,在含水率20% ,黏粒含量35. 2% ,干密度1. 5 g / cm3的情况下,随着剪切速率的增加,界面的抗剪强度减小,主要是摩擦角减小。 本人认为,因为20% 含水率接近塑限,土体开始体现部分塑性特征。竖向荷载施加后,土体开始渐渐变形,界面的接触面积慢慢变大。试验是快剪试验, 竖向荷载一施加就马上开始剪切。剪切速度越快, 剪切的时间越短,相应竖向荷载施加的时间也短,土中水与金属表面颗粒的接触面积也就越小,摩擦作用也就越小。因此,界面的抗剪强度也就越小。
5结论
介绍了搅拌桩刀头刀片切削黏土的过程,并阐述了简化的二维切削理论。由此使用盒式直剪仪模拟搅拌头刀片切削黏土进行试验,研究了剪切速率对界面剪切强度的影响,主要结论如下:
( 1) 黏粒含量35. 2% ,含水率20% ,干密度1. 5 g / cm3的情况下,随着剪切速率的增加,界面的黏聚力相差无几,摩擦角逐渐减小。
( 2) 试验表明剪切速率是影响搅拌头刀片和黏土界面相互作用的重要因素。
摘要：地基处理工程中常用的水泥搅拌桩,在制桩过程中,搅拌头刀片切削黏土时容易引起黏附、阻塞,从而导致水泥搅拌桩桩身水泥含量不均匀,强度降低。为了能够有效地减少黏附和阻塞,首先要研究其影响因素及其变化规律,因此通过直剪试验研究金属刀具切削黏土时剪切速率对界面抗剪强度的影响。试验结果如下:随着剪切速率的增加,界面抗剪强度逐渐减小,其中摩擦角逐渐减小,而黏聚力几乎不变。
关键词：切削速率,切削,抗剪强度,黏附,直剪试验,水泥搅拌桩
参考文献
[1] 何开胜.水泥土搅拌桩的施工质量问题和解决方法.岩土力学,2002;23(6):778—781He K S.Cement mixing pile construction quality problems and solutions.Rock and Soil Mechanics,2002;23(6):778—781
[2] 李琦.水泥搅拌桩施工的质量控制要点.铁道建筑,2013;72(3):72—74Li Q.Quality control of cement mixing pile construction.Railway Engineering,2013;72(3):72—74
[3] Miedema S A.Mathematical modeling of the cutting of densely compacted sand under water.Dredging Equipment&Dredging Process.Holland:Delft University of Technology,2000
[4] Miedema S A.New developments of cutting theories with respect to dredging,the cutting of clay.Dredging Equipment&Dredging Process.Holland:Delft University of Technology,2000
界面强度 第4篇
渤海湾西岸的滨海盐渍土既具有盐胀性、溶陷性和腐蚀性,还存在强烈的吸湿软化性[1]。以滨海盐渍土填筑路堤,必须解决土的春季盐胀、夏季吸湿软化所带来的强度下降和大变形问题[2,3]。通过室内试验和现场监测证实,在土中混合或铺设加筋材料,形成加筋土,可以改善土的强度与抗变形性能[4~6]。目前,加筋材料主要有天然材料、合成材料、金属筋材和复合筋材等。
在选择加筋材料方面,陈昌富[7]以草根作为筋材,使得草根加筋土的强度和抗变形能力较素土有了显著增强; 璩继立[8]证实,棕榈与麦秸秆加筋均能改善上海粘土的抗压强度和抗变形性能; 石茜[9]利用稻草与石灰加筋固化滨海盐渍土,提高土的强度和整体性,实现了土质改性与加筋固化的双重目标; 柴寿喜[10]以防腐后的麦秸秆和石灰加筋固化滨海盐渍土,提高了盐 渍土的力 学性能; 王德银[11]以纤维加筋非饱和粘性土为研究对象,验证了纤维加筋可有效提高土的抗剪强度; 蔡奕[12]将分散的聚丙烯纤维丝掺入石灰土中,提高了石灰土的强度和抗变形能力; 王蕾[13]采用竹筋格栅加固公路软基,使得竹筋格栅的力学性能达到相关规范对普通土工格栅的要求; 黄仙枝[14]利用土工带加筋碎石土,证实加筋土的粘聚力明显提高,同时土的破坏强度和破坏应变也得到较大改善; Zekkos[15]分别测试了含有纸板、塑料纤维、木纤维、城市固体废弃物等纤维的混合土,证实了木纤维对提高混合土的抗剪切性能最优。
关于加筋土的强度理论依据,目前有两种观点[16]: 1摩擦加筋原理; 2准粘聚力原理 ( 莫尔—库伦强度准则) 。前者认为只要加筋材料具有足够的强度,并与土产生足够的摩阻力,加筋土体就可保持稳定; 后者认为加筋土强度的提高是由于筋材与土的共同作用所致,包括土的抗剪力、土与筋材的摩擦阻力及筋材的抗拉力等。陈昌富[7]分析了素土和草根加筋土的变形破坏模式以及筋材在土的剪切过程中的阻抗机理,认为草根加筋土仍服从莫尔—库伦准则,加筋机理可以用准粘聚力原理予以解释; 刘宝生[17]认为纤维的加筋效果主要取决于筋土界面的粘聚力和摩擦力,纤维加筋可有效提高土的抗剪、抗压和抗拉强度及承载力,增强土的抗破坏韧性; 唐朝生[18]强调纤维的加筋效果取决于筋土界面的作用强度,筋土界面存在粘接和摩擦两种形式的力学作用; 张艳美[19]通过试验指出,均匀随机掺入纤维可明显提高土的粘聚力,使得土表现出各向同性的力学特点; 吴景海[20]完成了针刺无纺土工织物、涤纶纤维经编土工格栅、玻璃纤维土工格栅、单向塑料拉伸土工格栅、双向塑料拉伸土工格栅和土工网等六种加筋材料与填料的界面摩擦作用特性试验,结果表明,土工合成材料加筋砂土显示出 “准粘聚力”,加筋砂土符合莫尔—库伦抗剪强度理论。
加筋土强度的提高涉及诸多因素,如加筋材质、筋材含量、布筋方式、加筋层数、填料的压实度等。杨立伟[21]通过试验证实,在相同填料中,土工网和土工格栅较土工布、土工带的界面摩擦系数高; Anggraini[22]以椰壳纤维作为加筋材料,认为纤维含量是影响加筋土强度的主要原因; 孙红[23]利用玻璃纤维加筋软弱土路堤,玻璃纤维加筋土边坡的稳定安全系数随着纤维掺入量、纤维长度的增大而增大; 杨广庆[24]认为试验方法、加载方式、尺寸效应、填料厚度和压实度是土工格栅界面摩擦特性的主要影响因素; 张同伟[25]讨论了土工格栅加筋土的强度影响因素及其变化规律,认为围压和加筋层数可影响加筋效果; 张孟喜[26]研究了单层立体加筋砂土,探讨了不同的立体加筋方式、不同围压作用下的应力应变及强度变化规律,表明立体加筋提高了砂土的 “粘聚力” 和内摩擦角; 丁万涛[27]研究了不同布筋型式加筋膨胀土的强度特性和变形过程,认为对高围压、大变形的加筋土而言,采用均匀布筋型式将取得较好的效果; 黄仙枝[14]认为加筋效果不仅与加筋参数有关,而且与围压有关,加筋作用的发挥随围压的增大而减小。
麦秸秆为天然纤维材料,属农业废弃物。利用麦秸秆作为加筋材料,可使麦秸秆得以资源化利用。采用麦秸秆加筋滨海盐渍土,分析含水率、干密度、加筋间距和有无茎节等条件对麦秸秆加筋土的界面综合抗剪强度的影响。研究结果可指导麦秸秆加筋土在滨海地区公路路堤建设工程中的应用,这对降低建设成本具有积极意义,同时也为其它盐渍土地区的公路路堤填筑提供技术参考。
1 试验方案
( 1) 试验材料
盐渍土取自天津市滨海新区,塑性指数11. 2,为粉质粘土,含盐量2. 64% 。由重型击实试验得到其最优含水率17. 6% ,最大干密度1. 81g /cm3。将盐渍土风干后,碾碎过2mm筛。
( 2) 制样条件
以最优含水率为基准,上下各浮动2% ,即以16% 、17. 6% 、20% 确定土样的含水率; 根据 《公路土工试验 规程》( JTG E40 - 2007 ) ,按95% 、93% 、90% 三种压实 度, 确定的干 密度分别 为1. 72g / cm3、1. 68g /cm3和1. 63g /cm3。
根据直剪摩擦试验的特点,剪切作用被限定在试样的中间平面上,故采用麦秸秆平铺于土样中间的布筋方式,水平平行铺设,加筋层数设为一层。
麦秸秆的茎节一般为5 ~ 6个,粗细均匀麦秸秆的节间长度一般为10 ~ 30mm[28]。而试样的直径为61. 8mm,因此试验只选取无茎节和一个茎节( 简称有茎节) 两种条件。
麦秸秆为人工收割,直径3 ~ 5mm。选择粗细均匀、无破裂折断的麦秸秆,剪成所需长度备用。可由麦秸秆直径和试样尺寸的对应关系,确定加筋间距[29]。根据筋土面积比,确定加筋间距分别为5mm、10mm、 15mm ( 对应的筋 土面积比 为43. 6% 、27. 2% 、17. 7% ) ,见图1。对于麦秸秆的长度,图1 ( a) 从左向右依次为11、35、46、53、58、61、58、 53、 46、 35、 11mm; 图1 ( b ) 为11、46、 58、 61、 58、 46、 11mm; 图1 ( c ) 为11、53、61、53、11mm。
( 3) 制样与试验操作
试样的制样方法不同,可能会得出截然不同的试验结果[30]。试样尺寸为直径61. 8mm,高20mm。按不同的干密度称取试样所需湿土,先将一半湿土倒入环刀内,挤压至环刀高度的二分之一处,对层间面打毛。将图1中麦秸秆用细长胶带固定,以免在制样过程中麦秸秆发生移动。在环刀外壁上做两点标记,沿环刀标记点所对应的方向,水平层状铺设麦秸秆,再放入另一半湿土,最后将整个土样压实至20mm厚,见图2。
按快剪方式,进行直剪摩擦试验。剪切速率为0. 8mm / min, 法向荷载 分别为100k Pa、 200k Pa、300k Pa和400k Pa。
2 四种条件对界面抗剪强度的影响
按照一定的间距和长度布置加筋,在加筋土的直剪摩擦试验中,剪切界面上必然存在着筋/土与土/土两种摩擦作用形式。前者是筋材与土接触面间的相互作用造成的摩擦阻力,后者是颗粒间的作用力,相关的认识已经初步得到验证[31]。为区别一般土的抗剪强度,将剪切面的抗剪强度称为界面综合抗剪强度,对应地提出界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角的概念。
2. 1 含水率的影响
三种加筋间距下的界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角随含水率的变化规律见图3和图4。
图3和图4显示,在干密度和加筋间距固定时,麦秸杆加筋土的界面综合粘聚力c、界面综合内摩擦角 φ 均随含水率的增加而减小。以图3 ( a)和图4 ( a) 为例,加筋间距为5mm、干密度为1. 72g / cm3,当含水率从16% 增加到17. 6% ,再增至20% 时,其界面综合粘聚力的平均值分别降低了6. 02% 和15. 2% ; 界面综合内摩擦角的平均值分别降低了2. 68% 和3. 44% 。
前文提到,土的强度来源于土/土和筋/土的摩擦作用。低含水率时,土中弱结合水较少,筋/土和土/土的摩阻力较强。当达到最优含水率时,土中的弱结合水膜增厚,起到了良好的润滑作用,使土颗粒易于移动。随着含水率的增加,土颗粒表面的水膜厚度更大,孔隙内的自由水增多,使得土/土界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角进一步降低。
同理,剪切界面上的自由水分增多,对麦秸秆表面和土颗粒均有一定的润滑作用,使得筋/土的摩阻力减小,界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角也随之降低[32]。
2. 2 干密度的影响
三种加筋间距下的界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角随干密度的变化曲线见图5和图6。
从图5和图6可以看出,当含水率和加筋间距固定时,干密度越大,麦秸秆加筋土的c、φ 值越大。以图5 ( a) 和图6 ( a) 为例,加筋间距 为5mm、含水率为17. 6% ,当干密度从1. 63g / cm3增加到1. 68g/cm3,再增至1. 72g/cm3时,界面综合粘聚力的平均值分别增加了5. 85% 和9. 01% ; 界面综合内摩擦角的平均值分别增加了4. 69% 和8. 58% 。
分析原因在于: 随着干密度的增大,筋/土以及土/土间的接触更加充分,土的孔隙比变小,筋与土有效接触面积增加,土与土之间的作用力进一步增强[33]。因此麦秸秆加筋土的界面综合抗剪强度随干密度的增加而增大。王德银[11]通过纤维加筋非饱和粘性土的直剪试验,也得到类似结果。
2. 3 加筋间距的影响
相同含水率和干密度下的界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角随加筋间距的变化见图7和图8。
由图7和图8可见,当含水率和干密度相同时,随加筋间距的增加,麦秸杆加筋土的c、φ 值均逐渐降低; 加筋间距5mm时,c、φ 值最大。以图7 ( b)和图8 ( b) 为例,含水率为17. 6% 、干密度为1. 72g / cm3,当加筋间距从5mm增加到10mm,再增至15mm时,筋土面积 比分别降 低了16. 4% 和9. 5% ,界面综合粘聚力的平均值分别减小了 1. 87%和 4. 62% ; φ 的平均值分别减小了 1. 37% 和 5. 23% 。
这是因为当加筋间距较大时,麦秸秆与土的有效接触面积较小,在剪切中起主导作用的是土/土间的相互作用,加筋所发挥的作用有限; 随着加筋间距的减小,筋土面积比增加,使得筋与土的接触更加充分,筋/土的摩擦力增大,增强了麦秸秆对土的空间约束作用,此时麦秸秆的加筋作用得到充分发挥,故加筋间距越小 ( 筋土面积比越大) ,界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角越大。
2. 4茎节的影响
麦秸杆无茎节和有茎节时的界面综合粘聚力和界面综合内摩擦角随干密度的变化见图9和图10。
由图9和图10可以看出,当含水率、干密度、和加筋间距相同时,有茎节的麦秸秆加筋土的c、φ值均比无茎节的有所增加,但增幅不大。以含水率17. 6% 、干密度1. 72g / cm3为例,当加筋间距从5mm增加到10mm,再增至15mm时,有茎节比无茎节的界面 综合粘聚 力的平均 值分别增 加了0. 80% 、1. 36% 和1. 42% ; 界面综合内摩擦角的平均值分别增加了0. 69% 、1. 05% 和0. 74% 。
麦秸秆具有较高的强度和良好的弹性,表面具有一定的粗糙度。当筋材与土发生相对位移时,接触面相邻区域内的土颗粒将 发生滚动 和变位现象[34]。茎节的存在增大了接触面的粗糙度,同时剪切过程中,茎节也对土颗粒产生挤压和约束作用,阻碍土颗粒的位移,起到了增大摩擦阻力的作用。由于只有一个茎节,只能在其周围一定区域产生影响,因此茎节对c、φ 值的影响较前三个条件小很多。
3结论
( 1) 麦秸秆加筋土中存在着筋 /土和土/土两种界面摩擦作用,两者共同作用提高了加筋土的抗剪强度,它们对强度增长的贡献率分别取决于筋土面积比 ( 加筋间距) 。
( 2) 直剪摩擦试验中,在低含水率、高干密度、小加筋间距、有茎节的制样条件下,均有利于麦秸秆加筋土界面综合抗剪强度的提高。
界面强度 第5篇
纤维增强复合材料 (Fiber reinforced products, FRP) 是由增强纤维和树脂基体组成的一类强度高、密度小、可设计性能优良的结构材料。常见的纤维增强树脂复合材料包括以碳纤维、玻璃纤维、玄武岩纤维等无机纤维作为增强纤维的复合材料。此外, 还包括以芳纶纤维等有机纤维为增强体的复合材料。其中玄武岩纤维具有高强度、高模量、耐腐蚀等优越性能, 是一种绿色无污染的理想增强材料。而实际应用时需要此种材料有良好的界面黏结, 以保证在纤维破坏前可均匀地、有效地传递载荷, 提高缝合界面结合强度, 因此必须对玄武岩纤维进行表面改性[1,2]。酚醛树脂是一类由苯酚和甲醛合成的高分子树脂, 在生活中有广泛的应用。与其他热固性树脂相比, 酚醛树脂作为一种高分子合成材料, 具有高耐热、耐腐蚀等优点。纤维增强酚醛树脂复合材料最大的优点就是耐高温, 其极限耐热温度约为200℃, 在民用、建筑领域有着非常广阔的应用前景。
本研究采用不同浓度盐酸刻蚀和偶联剂处理的方法对玄武岩纤维进行表面处理, 制备玄武岩纤维/酚醛树脂 (BF-PF) 复合材料, 对5种不同处理方式制备的纤维增强复合材料的力学性能进行了比较, 并用SEM表征BF-PF复合材料界面的树脂胶合状况, 探讨界面胶合情况与复合材料力学性能的关系[3,4,5,6,7]。
1 实验
1.1 实验材料与设备
玄武岩连续纤维布, 规格300mm×1000mm;热固性酚醛树脂616#;硅烷偶联剂KH550;TL-2型铝锆偶联剂;聚四氟乙烯车削板 (厚0.5mm) 。
QD液压热压机, 上海人造板机器厂;DGH-9140A型电热鼓风干燥机;Instron-5582电子万能试验机, 英国Instron;扫描电镜S-3400N, 日本HITACHI。
1.2 实验方法
1.2.1 玄武岩纤维 (BF) 表面处理
将玄武岩纤维裁成300mm×1000mm, 在250℃的干燥箱中加热处理30min, 以去除纤维表面的浸润剂。将裁剪好的纤维布分成F、G、H、I、J五组, 根据表1的处理方案进行纤维表面处理。
1.2.2 BF-PF复合材料制作
将处理后的纤维布称重记录, 然后称取2.5倍纤维布质量的酚醛树脂, 经过手工双面均匀施胶, 将纤维布堆叠5层放在聚四氟乙烯车削板模具上, 在120℃的条件下预固化60min, 然后采用分段升温升压方法进行热压成型, 第一阶段:130℃, 1MPa, 30min;第二阶段:140℃, 2 MPa, 20min;第三阶段:150℃, 3 MPa, 20min。热压结束后将复合材料试件脱模取出, 裁去不规则部分, 制作力学试验所需试件[8]。
1.2.3 BF-PF力学性能检测
5组复合材料的拉伸性能、弯曲性能以及层间剪切强度 (ILSS) 的测试结果见表2。
2 结果与分析
2.1 不同浓度酸刻蚀处理对BF-PF复合材料力学性能的影响
图1 (a) 为F、G、H、I之间的拉伸性能对比, 可以看出, F组的拉伸强度和拉伸模量高于H组, 但是低于G组和I组, 说明不同浓度的盐酸刻蚀处理BF表面对BF-PF复合材料的拉伸性能有一定的影响。其中经过12mol/L盐酸处理后的BF-PF复合材料的拉伸强度和拉伸模量最高, 说明I组BF-PF复合材料的拉伸性能高于其他3组。
从图1 (b) 弯曲性能的对比中可以看出, 盐酸刻蚀处理可以提高BF-PF复合材料的弯曲强度, 且弯曲强度随着盐酸刻蚀浓度的升高而呈降低的趋势。盐酸浓度为6mol/L时弯曲强度达到最大值, BF-PF复合材料的弯曲性能最佳, 且弯曲性能随着盐酸刻蚀浓度的升高而降低。
结果表明:4组复合材料的拉伸模量和弯曲模量的变化规律分别与拉伸强度和弯曲强度相一致。盐酸刻蚀浓度为12mol/L的条件下, BF-PF复合材料的拉伸性能最好, 而弯曲性能和ILSS则都在6mol/L盐酸处理条件下达到最优, 如图1 (c) 所示。
2.2 纤维表面不同浓度酸刻蚀处理SEM结果及分析
将F、G、H、I 4组复合材料试样断面进行扫描电镜测试对比, 图2为4组BFRP复合材料弯曲试样断面的500倍、800倍的SEM图像。从图2中可以看出, F组试样整体树脂含量较少, 纤维裸露较多, 表面光滑树脂附着量少;而G组试样表面树脂的整体含量相对仅做KH550处理的F组有所增加, 裸露出的单根纤维表面附着的树脂量也稍有增加;H组试样表面树脂附着量相对F组有所增加, 纤维破坏的形式非单纯从树脂中拔出, 而是仍然有部分块状树脂附着在表面上;I组试样表面的整体树脂附着量相对G组和H组有所减少, 纤维拔出较多, 纤维表面块状树脂量较少, 这也从树脂附着纤维形貌角度上解释了G组BF-PF复合材料弯曲性能最好的原因。
2.3 铝锆偶联剂和KH550处理复合材料力学性能对比
从图3 (a) 可以看出, F组的拉伸强度高于H组, 低于J组, 可见, 玄武岩纤维经铝锆偶联剂处理后制成的复合材料的拉伸强度高于仅做KH550处理的复合材料, 且经过相同条件盐酸刻蚀处理后的纤维, 铝锆偶联剂处理的复合材料拉伸性能高于KH550处理的复合材料。拉伸模量变化规律与拉伸强度一致。与F组相比, H组的拉伸模量降低了3.4%, J组提高了8.5%, 说明经过盐酸刻蚀处理后再进行铝锆偶联剂表面处理的BF制成的复合材料拉伸性能优于仅进行KH550处理的复合材料。
从图3 (b) 可以看出, F组的弯曲强度低于H组, J组的弯曲强度比F组提高了28.01%。由此可见, BF在经过相同浓度的盐酸刻蚀处理后, 再经过KH550处理制成的复合材料弯曲强度高于铝锆偶联剂处理的复合材料。3组复合材料的弯曲模量与弯曲强度显示相同的变化规律, 说明同条件盐酸刻蚀处理后, 进行KH550处理的复合材料的弯曲性能高于铝锆偶联剂处理的复合材料。从而说明KH550偶联剂对改善表面处理复合材料的弯曲性能有比铝锆偶联剂明显的优势。
与未经过盐酸刻蚀处理的F组相比, H、J组的层间剪切强度均有所提高, 且KH550处理的复合材料ILSS的提高幅度高于铝锆偶联剂处理的复合材料。说明在经过相同条件的盐酸刻蚀处理后, KH550对于改善BF-PF复合材料的层间剪切强度比铝锆偶联剂更有优势, 如图3 (c) 所示。
2.4 纤维表面不同偶联剂处理SEM测试结果及分析
从图2中F组、H组和图4可以看出, 仅做KH550处理组试样整体的树脂含量较少, 纤维拔出裸露较多, 纤维表面光滑, 树脂附着量少;铝锆偶联剂处理组的试样纤维表面整体树脂含量相对仅做KH550处理组有所增加, 拔出的单根纤维表面树脂附着量也有所增加, 且纤维表面可见部分块状树脂附着;酸刻蚀后KH550处理组试样表面整体树脂含量高于其他两组, 单根纤维表面可见连续块状树脂。
3 结论
(1) 随着盐酸浓度提高, BF-PF拉伸性能先降低后升高, 在12mol/L时达到最大值, 弯曲性能和ILSS均降低, 在6mol/L时达到最大值。
(2) BF-PF铝锆偶联剂组的拉伸性能优于KH550组, 但铝锆偶联剂组的弯曲性能和ILSS低于KH550组。
(3) 纤维表面树脂附着量是影响BF-PF弯曲性能的关键因素。
参考文献
[1] Chen Yu, Zhang Guoding, Wu Feng, et al.Study of the C/Mg interface in magnesium matrix composites reinforced by carbon (graphite) fiber[J].Rare Metal Mater Eng, 1997 (3) :20陈煜, 张国定, 武凤, 等.碳 (石墨) 纤维增强镁基复合材料的界面研究[J].稀有金属材料与工程, 1997 (3) :20
[2] Zhang Min.Study on the key factors of interfacial bonding strength of carbon fiber reinforced resin composites[D].Jinan:Shandong University, 2010:40张敏.碳纤维增强树脂基复合材料界面结合强度关键影响因素研究[D].济南:山东大学, 2010:40
[3] Chen Yuru.Application of luminium zirconium coupling agent[J].Plast Ind, 2001 (6) :44陈育如.铝锆偶联剂的应用[J].塑料工业, 2001 (6) :44
[4] Feng Jianmin, Wu Haibo.Basalt fiber acid-proof alkaline compound needled filter material can contrast research[J].Nonwovens, 2011, 19 (2) :15冯建民, 吴海波.玄武岩纤维复合针刺过滤材料耐酸碱性能对比研究[J].非织造布, 2011, 19 (2) :15
[5] Li Qingtao, Zheng Guoqiang, Liu Chuntai.Interfacial morphology of acid corroded glass fiber/isotactic polypropylene[J].Acta Mater Compos Sinica, 2011 (4) :34李庆涛, 郑国强, 刘春太.酸刻蚀玻璃纤维增强等规聚丙烯 (iPP) 复合材料的界面结晶形态[J].复合材料学报, 2011 (4) :34
[6] Liu Yalan, Shen Shijie, Li Long, et al.The research progress on the treatment of glass fiber surface by coupling agent[J].Insulat Mater, 2010 (4) :34刘亚兰, 申士杰, 李龙, 等.偶联剂处理玻璃纤维表面的研究进展[J].绝缘材料, 2010 (4) :34
[7] Wuyunqiqige.Effect of coupling agent on the interface of glass fiber reinforced plastics[J].Fiberia Reinf Plast/Compos, 2000 (4) :12乌云其其格.偶联剂对玻璃纤维增强塑料的界面作用[J].玻璃钢/复合材料, 2000 (4) :12