全国中文核心期刊 杆 建魄 中国科技核心期刊 纤维掺量对离延牲纤维混凝土早期 收缩的影晌及收缩模型研究 伍勇华 ，杜伟良 ，邓明科 ，刘景涛 ，兰子君 ，马平 （１．西安建筑科技大学材料与矿资学院，陕西西安７１００５５；２．西安建筑科技大学土木工程学院，陕西西安７ｔ００５５） 摘要：通过非接触式收缩试验研究了纤维掺量对高延性纤维混凝土早期自收缩、干燥收缩发展变化规律的影响。结果表明：随 着纤维掺量的增加，高延性纤维混凝土的自收缩与干燥收缩均有不同程度的下降。基于试验结果，在已有高性能混凝土收缩模型基 础上提出了适合高延性纤维混凝土的收缩模型，该模型能较好地反映高延性纤维混凝土的早期收缩发展特征，模拟结果与试验结 果吻合良好。 关键词：高延性纤维混凝土；自收缩；干燥收缩；收缩模型 中图分类号：ＴＵ５２８ 文献标识码：Ａ 文章编号：１００１—７０２Ｘ（２０１７）ｏｌ一００１３—０４ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｆｒａｃｔｉｏｎ ｏｎ ｅａｒｌｙ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｏｆ ｈｉｇｈ ｄｕｃｔｉｌｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ 。 ａｎｄ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｍｏｄｅｌ ｓｔｕｄｙ ＹｏｎｇｈｕａＩ，ＤＵ Ｗｅｉｌｉａｎｇ１，ＤＥＮＧ Ｍｉｎｇｋｅ２，ＬＩＵ Ｊｉｎｇｔａｏ１ ＬＡＮ Ｚｉｊｕｎ１，ＭＡ ， （１．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌ ａｎｄ Ｍｉｎｅｒｌａ Ｒｅｓｏｕｒｃｅ，Ｘｉ＇ａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｘｉ ａｎ ７１００５５，Ｃｈｉｎａ： ２．Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｘｉ＂ａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｘｉ＇ａｎ ７ １００５５，Ｃｈｉｎａ） Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｆｒａｃｔｉｏｎ ｏｎ ｅａｒｌｙ ａｕｔｏｇｅｎｏｕｓ ａｎｄ ｄｒｙｉｎｇ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｏｆ ｈｉｇｈ ｄｕｃｔｉｌｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ （ＨＤＣ）ａｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｂｙ ｎｏｎ－ｃｏｎｔａｃｔ ｔｙｐｅ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｔｅｓｔ．Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ：ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｆｒａｃｔｉｏｎ，ｂｏｔｈ ａｕｔｏｇｅｎｏｕｓ ａｎｄ ｄｒｙｉｎｇ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｈａｖｅ ｃｅｒｔａｉｎ ｄｅｃｒｅａｓｉｎｇ ｔｅｎｄｅｎｃｙ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ．Ｔｈｅｎ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌｓ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ＨＤＣ ａｒｅ ｐｒｅｓｅｎｔｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｎｄ ｅｘｉｓｔｉｎｇ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｍｏｄｅｌｓ．Ｔｈｅ ｇｉｖｅｎ ｍｏｄｅｌｓ ｃａｎ ｂｅ ｗｅｌｌ ｕｓｅｄ ｔｏ ＨＤＣ，ａｎｄ ｈａｖｅ ａ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ． Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ：ｈｉｇｈ ｄｕｃｔｉｌｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ，ａｕｔｏｇｅｎｏｕｓ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ，ｄｒｙｉｎｇ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ，ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｍｏｄｅｌ 材料在凝结硬化过程中的收缩量增大，自收缩在总收缩中所占 Ｕ 弓Ｉ 舌 有的比例增加。同时基于细观力学设计的ＨＤＣ为获得应变硬 高延性水泥基复合材料 （Ｅｎｇｉｎｅｅｒｅｄ Ｃｅｍｅｎｔｉｔｉｏｕｓ 化和多缝开裂性能，大量掺加纤维，这会对其干燥收缩和自收 Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ，ＥＣＣ）是２０世纪９０年代美国Ｍｉｃｈｉｇａｎ大学Ｖｉｃｔｏｒ 缩产生显著影响。特别是ＨＤＣ早期白收缩发展较快，而早期体 Ｃ Ｌｉ教授首先提出的一种具有高应变、高韧性、高抗裂性能和 积变化将直接影响到混凝土最终体积稳定性和裂缝的形成。 耐损伤能力的新型结构材料Ⅲ。为便于ＥＣＣ在混凝土结构中的 为此，本文研究了纤维掺量对ＨＤＣ早期收缩的影响规律， 推广应用，本课题组将其称为高延性纤维混凝土圈（Ｈｉｇｈ Ｄｕｃｔｉｌｅ 根据试验结果，提出ＨＤＣ早期白收缩与干燥收缩的预测模型， Ｆｉｂｅｒ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ，ＨＤＣ）。与普通混凝土相比，ＨＤＣ胶 为预测和评价ＨＤＣ的早期体积稳定性提供参考。 凝材料和矿物掺合料的用量大，并且不使用粗骨料，这就导致 １试验 基金项目：国家自然科学基金项目（５１５７８４４５） １．１原材料 收稿日期：２０１６—０５—０５：修订日期：２０１６—０７—０５ 水泥：陕西声威水泥有限公司生产的Ｐ・０４２．５Ｒ水泥；粉 作者简介：伍勇华，男１９７３年生，陕西西安人，博士，副教授，主要从 煤灰：渭河电厂Ｉ级粉煤灰；砂：西安渭河中砂；萘系高效减水 事水泥基复合材料方面的研究。地址：西安市雁塔路１３号，Ｅ—ｍａｉｌ： 剂：陕西三原减水剂有限公司生产，粉剂；聚乙烯醇（ＰＶＡ）纤 ｗｕｙｏｎｇｈｕａ＠ｘａｕａｔ．ｅｄｕ，ｃｎ。 维：永安市宝华林实业发展有限公司生产，性能指标见表１。 Ｎ ＥＷ ＢＵＩ ＬＤＩＮＧ ＭＡＴＥＲＩＡＬＳ ・１３・ 伍勇华，等：纤维掺量对高延性纤维混凝土早期收缩的影响及收缩模型研究 表１ ＰＶＡ纤维的性能指标 长度 ／ｍｍ １２ １．５ 直径 ／ ｍ ３９ 抗拉强度 弹性模量 伸长率 ／ＭＰａ １６００ 密度 ／（ｇ］ｃｍ ） １．３ ２ １・Ｏ ／ＧＰａ ４０ ／％ ７ 直 ０ ＿ｏｌ ５ １．２试验方法 ０ ４ ８ １２ １６＼２０ 时间／ｈ ／＿＼ ＼／ 本试验以混凝土拌合后的总体积为基数，按照体积掺量 掺加纤维制作试件，减水剂掺量为０．２％，粉煤灰替代水泥用 量为４０％ ５０％，水胶比为０．３，砂胶比为０．３６。 能试验方法标准》进行测试。 干燥收缩测试：采用直径１００ ｍｍ、高３００ ｍｍ的圆柱体 置如图１所示。 赠１．Ｏ １．５ 图２ ＨＤＣ的温升速率曲线 抗压强度：按照ＧＢ／Ｔ ５００８１－２００２《普通混凝土力学性 文以１５ ｈ测得的试件长度作为基准长度。 ２试验结果及分析 混凝土的强度与收缩都随混凝土内部水化反应进行而变 试件，参照文献［３—４】使用的收缩测试方法进行试验，试验装 ２．１ ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ抗压强度的影响 化，水泥强度和用量、水灰比、养护条件等因素都会对混凝土 强度和收缩产生不同程度的影响，混凝土的强度与收缩存在 一定的关系。在已有高性能混凝土的收缩模型中，也大多采用 混凝土的强度变化来反映其收缩的依时变形特性 。在其它 材料用量不变的情况下，测试了ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ混凝 土２８ ｄ立方体抗压强度的影响，结果见表２。 表２ ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ混凝土２８ ｄ抗压强度的影响 纤维掺量／％０ ０－３ ０．６ ０．９ １．２ １．５ １．８ ２．１ 加 图１ ＨＤＣ收缩变形试验装置示意 抗压强度／ＭＰａ ６１．９ ５７．５ ５０．０ ５３．６ ４９．４ ４８．５ ４４．５ ４９．８ ＥＣＣ混凝土搅拌均匀后，浇筑于涂过油的ＰＶＣ试模内， 经插捣振实后，抹平表面，置于基底上用激光位移传感器进行 从表２可知，掺入ＰＶＡ纤维的ＨＤＣ抗压强度均低于空 Ａ样，且随ＰＶＡ纤维掺量的增加，２８ ｄ立方体抗压强度总体 干燥收缩测试。变形采用激光位移传感器测试，量程５ ｍｍ，精 上呈逐渐下降趋势。其原因在于随ＰＶＡ纤维掺量增加，混凝 度为１ ｍ。变形和温湿度的数值信号每３ ｒａｉｎ采集１。次。 石蜡密封并粘贴塑料薄膜，隔绝试件与外界环境的水分交换， 然后测试自收缩。 水化温升测试：在测试收缩的试件内埋设温度传感器，使 用温度传感器记录混凝土内部温度。试验期间环境温度为 ２１．１—２８．９ ｏＣ，湿度为５３．８％一６２．３％。 土结构内部孔隙增多，密实度降低，抗压强度随之下降ｆｒ］。 影响 图３为不同纤维掺量时ＨＤＣ自收缩随时间变化的曲线， 图４为７ ｄ龄期时自收缩随纤维掺量变化规律曲线。 自收缩测试：用于白收缩试验的试件，则在抹平表面后用 ２．２ ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ自收缩和干燥收缩的 混凝土收缩试验中，基准长度不同，收缩计算值差异很大。 因此，为研究ＨＤＣ早期收缩，首先要明确收缩试件的基准长 度。一般长期收缩试验多采用１ ｄ或３ ｄ试件长度作为基准长 度圈。实际上，白收缩与干燥收缩在混凝土初凝后从流态变为 粘弹塑性固态时就已经开始嗣。但只有在混凝土内部骨架形 ０ ＺＵ ４０ ｂＵ ８０ ｌＯＯ ｌ Ｕ ｌ４０ ＩｂＵ １８０ 成后，收缩才会导致混凝土结构内部产生应力。而混凝土内部 温度是反映内部结构发展的重要参数ｆ７］。１ ｄ内ＨＤＣ水化热温 度变化如图２所示。 时间／ｈ 图３ ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ早期自收缩的影响 由图３可知，ＨＤＣ的自收缩值随时间推移不断增大，９０ｈ 由图２可知，在１５ ｈ时ＨＤＣ温升速率达到最大，ＨＤＣ内 前收缩随ＰＶＡ纤维掺量变化规律不一致，而９０ ｈ后，除０．３％ 部骨架基本形成，收缩开始导致其内部产生应力嘲。因此，本 纤维掺量外，其它纤维掺量的ＨＤＣ收缩值均小于基准混凝土。 ・１４・ 新型建筑材料 ２０１７．１ 伍勇华，等：纤维掺量对高延性纤维混凝土早期收缩的影响及收缩模型研究 与外部环境之间的湿度扩散引起的，而掺入ＰＶＡ纤维使ＨＤＣ 内部孔隙结构出现了明显的变化，孔隙结构中多了一些直径 较大的孔，并且ＰＶＡ纤维掺量越大，较大毛细孔的数量越多， 从而降低了水分扩散引起的毛细管压力；同时ＰＶＡ纤维的存 在堵塞了渗水通道或使渗水通道的曲折性增加，混凝土内部 与外部环境的湿度扩散降低，从而减少了收缩…１。 对比白收缩与干燥收缩值试验结果可看出，二者较接近， 因此在ＨＤＣ中自收缩不能忽略。 图４ ７ ｄ时不同ｐＶＡ纤维掺量ＨＤＣ的自收缩 ３ ＨＤＣ收缩模型研究 由图４可知，除ＰＶＡ纤维掺量为０－３％外，７ ｄ时ＨＤＣ的 现有高性能混凝土模型未考虑纤维的影响，并且在时问 自收缩值总体随ＰＶＡ纤维掺量增加而减小。这可能是由于 系数表达式中未能明确规定收缩测试的基准长度对应的起测 ＰＶＡ纤维的吸水性和保水性，使得试件成型后在纤维表面形 时间。为此，借鉴欧洲混凝土结构与设计标准Ｂｓ ＥＮ模型自 成了吸附水膜，从而导致参与水化反应的自由水减少所致口ｏｌ。 收缩表达式及法国建筑行业规范ＡＦＲＥＭ模型干燥收缩表达 并且ＨＤＣ中的纤维会对水泥石收缩产生一定的约束作用。 式，并将纤维掺量对其的影响引入预测模型，以ＨＤＣ温升速 图５为不同ＰＶＡ纤维掺量时ＨＤＣ干燥收缩随时问变化 率曲线达到峰值点时测得试件的长度作为基准长度。分别建 的曲线，图６为７ ｄ龄期时干燥收缩随ＰＶＡ纤维掺量变化规 立自收缩模型和干燥收缩模型。 律曲线。 ３．１ ＨＤＣ自收缩模型 ｌ２０ 考虑到ＢＳ ＥＮ模型中未考虑骨架形成时间及纤维掺量 １００ 对自收缩的影响，在ＢＳ ＥＮ模型的基础上，根据ＨＤＣ混凝土 甲 ２ ８Ｏ × 自收缩试验结果，采用Ｍａｔｌａｂ最小二乘法拟合得出以下修正 ６０ 模型，其中模型计算所用的混凝土龄期从ＨＤＣ骨架形成时算 ４Ｏ 起，混凝土圆柱体抗压强度值由其２８ ｄ立方体抗压强度实测 ２Ｏ 值换算而来。 ０ ０ ２Ｏ ４Ｏ ６Ｏ ８Ｏ １００ １２０ １４０ １６０ １８０ （ ）＝占 ０（７ ・ （ ） （１） 时间／ｈ Ｅｃｏａ０ ＝４．０３２・ ・￣－１０）・１０西 （２） 图５ ＰＶＡ纤维掺量对ＨＤＣ早期干燥收缩的影响 ＝１一Ｏ．０１５ｘＶｆ （３） （ｆ）＝１一ｅｘｐ［一Ｏ．１０８（ｆ一 ０）。 （４） １２Ｏ 式中：占。 （￡）——龄期为ｔ时的自收缩； １Ｏ０ ． 甲 广最终自收缩； ２ ８０ × （ ）——自收缩随龄期变化的函数； 安６０ ——纤维对自收缩的影响系数； ４０ Ｈ－ 广纤维体积掺量； ２Ｏ 一ＨＤＣ的２８ ｄ立方体抗压强度，ＭＰａ； ０ ｏ ｏ．３ ｏ．６ ｏ．９ １．２ １．５ １．８ ２．１ ２．４ ｆ 一自收缩开始时ＨＤＣ龄期，即ＨＤＣ骨架形成的时 纤维掺量／％ 刻所对应的龄期，ｄ。 图６ ７ ｄ时不同ＰＶＡ纤维掺量ＨＤＣ干燥收缩 ． 由式（３）知，纤维掺量增加会使纤维对白收缩的影响系数 由图５可知，不掺ＰＶＡ纤维的ＨＤＣ干燥收缩值随时间 减小，从而导致自收缩值ｓ 减小，与试验结果规律一致。 推移不断增大，掺入ＰＶＡ纤维后能明显降低６０ ｈ后的干燥 用拟合的修正模型对ＨＤＣ的自收缩进行计算，并与试验 收缩值，并且，总体上随ＰＶＡ纤维掺量的增加，ＨＤＣ干燥收 结果对比，结果如图７所示。 ． 缩值降低。由图６可知，７ ｄ时ＨＤＣ的干燥收缩值总体随 由图７可知，不同ＰＶＡ纤维掺量的自收缩模型计算结果 ＰＶＡ纤维掺量增加而减小。这是由于干燥收缩是混凝土内部 略大于自收缩试验值，总体趋势与试验结果吻合较好。 ＮＥＷ ＢＵＩ ＬＤＩＮＧ ＭＡＴＥＲＩＡＬＳ ・１５・ 伍勇华，等：纤维掺量对高延性纤维混凝土早期收缩的影响及收缩模型研究 ｌ２０ １Ｏ０ ８ｏ ＿＿ ６０ 姆 盖４ｏ ２Ｏ Ｏ Ｕ ２０ ４０ ６０ ８Ｕ ｌＵＵ ｌ２０ Ｉ４０ ｌｔ５０ ；５０ 时间／ｈ 图７ ＨＤＣ自收缩模型计算值与试验值对比 ３．２ ＨＤＣ干燥收缩模型 在ＡＦＲＥＭ模型的基础上，加入ＰＶＡ纤维掺量影响系数， 并根据ＨＤＣ干燥收缩试验结果，采用Ｍａｔｌａｂ最小二乘法拟 合得出以下修正模型，混凝土棱柱体抗压强度由其２８ ｄ立方 体抗压强度实测值换算而来。 （ ， ）＝ 出０・｜Ｂ出 ， ） （５） ￣ｄｓｏ＝Ｋ ×Ａ ，尺日 × １０ （６） … 、ｆｌ８ ≤５７ＭＰａ） （７） ０ ５７ ＭＰａ） ，ＲＨ 。 【）＝７２ｘｅｘｐ（－０．０３ ＋６０ 日 （８） Ｆ＝Ｉ一０．０６９Ｖ／ （９） （∽ 再ｔ－ｔｓ （１０） 式中：Ｏ￣ｄｓ（ ， ）——干燥收缩； ｓ ｃ＿一最终干燥收缩； （ ，ｔ ）——干燥收缩随时间的发展系数； ——随混凝土强度增长和混凝土湿度扩散率有关 的变量； Ａ ，ＲＨ ——混凝土内部因水化消耗水湿度降低 和混凝土内潜在的自身收缩，其中，尺日一为环境相对湿度； ｆ ——干燥收缩开始时混凝土龄期，ｄ； 卜纤维对干燥收缩的影响系数。 由式（９）知，纤维掺量的增加会使纤维对干燥收缩的影响 系数Ｆ减小，从而导致干燥收缩值 （￡， ）减小，与试验结果 相一致。 用拟合出的修正模型对ＨＤＣ的干燥收缩进行计算，并与 试验结果对比，结果如图８所示。 由图８可知，不同ＰＶＡ纤维掺量的干燥收缩模型计算结 果在收缩测试开始后均低于试验结果，随着龄期的推移，在浇 注成型２０ ｈ后，除基材外均与试验结果吻合良好。 修正后的模型能反映ＨＤＣ混凝土的早期收缩特征。但还 需要更多试验数据的支持，由于与其它文献所用试验方法及 原材料的不同，公式的适用性有待进一步验证。 ・１６・ 新型建筑材料 ２０１７．１ １２０ ｌ００ 甲 呈８Ｏ × ６０ ４０ Ｈ－ ２０ ０ ｏ ２０ ４０ ６０ ８０ １００ ｌ２０ １４０ １６０ １８０ 时间／ｈ 图８ ＨＤＣ干燥收缩模型计算值与试验值对比 ４结论 （１）ＨＤＣ混凝土中自收缩与干燥收缩数值相近，因此在 ＨＤＣ混凝土中自收缩不能忽略。 （２）ＨＤＣ混凝土的早期自收缩和早期干燥收缩总体上随 ＰＶＡ纤维掺量增加而减小。 （３）考虑ＰＶＡ纤维影响对已有高性能混凝土收缩模型进 行修正，建立了ＨＤＣ早期收缩模型。修正后的模型能较好地 反映出ＨＤＣ的早期收缩特性。 参考文献： 【１］Ｌｉ Ｖ Ｃ，Ｌｅｕｎｇ Ｃ Ｋ Ｙ．Ｓｔｅａｄｙ－ｓｔａｔｅ ａｎｄ ｍｕｌｔｉｐｌｅ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｏｆ ｓｈｏｒｔ ｒａｎｄｏｍ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ叨Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ， １９９２，１ １８（１ １）：２２４６－２２６４． 【２】邓明科，孙宏哲，梁兴文，等．延性纤维混凝土抗压与抗弯性能试 验研究［Ｊ］．工业建筑，２０１４（１Ｏ）：１０７—１ １２． ［３】 田倩，孙伟，缪昌文，等．高性能混凝土自生收缩测试方法探讨［Ｊ］＿ 建筑材料学报，２００５，８（１）：８２—８９． ［４】高原，张君，韩宇栋．混凝土超早期收缩试验与模拟［Ｊ］．硅酸盐学 报，２０１２，４０（８）：１０８８—１０９４． 『５ 田倩．５１低水胶比大掺量矿物掺合料水泥基材料的收缩及机理研究 ［Ｄ］．南京：东南大学，２００５． ［６］ Ｍｏｓｔａｆａ Ｎ Ｙ，Ｂｍｗｎ Ｐ Ｗ．Ｈｅａｔ ｏｆ ｈｙｄｒａｔｉｏｎ ｏｆ ｈｉｇｈ ｒｅａｃｔｉｖｅ ｐｏｚｚｏｌａｎｓ ｉｎ ｂｌｅｎｄｅｄ ｃｅｍｅｎｔｓ．＂Ｉｓｏｔｈｅｒ—－ｍａｌ ｃｏｎｄｕｃｔｉｏｎ ｃａｌｏｒｉｍｅ—－ ｔｒｙ【Ｊ］＿Ｔｈｅｒｍｏｃｈｉｍｉｅａ Ａｃｔａ，２００５，４３５（２）：１６２－１６７． ［７】刘曙光，马飞，张菊，等．ＰＶＡ—ＦＲＣＣ抗压强度增长规律分析与预 测【Ｊ］．混凝土与水泥制品，２０１４（１２）：５１—５５． 【８】Ｓｃｈｕｔｔｅｒ Ｇ Ｄ．Ａｐｐｌｉｃａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｄｅｇｒｅｅ ｏｆ ｈｙｄｒａｔｉｏｎ ｃｏｎｃｅｐｔ ａｎｄ ｍａｔｕｒｉｔｙ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｔｈｅｒｍｏ—－ｖｉｓｃｏ—・ｅｌａ ｓｔｉｃ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｅａｒｌｙ ａｇｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ［Ｊ］．Ｃｅｍｅｎｔ＆Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，２００４，２６（５）：４３７ ３． ［９］Ｖｉｋｔｏｒ Ｇｒｉｂｎｉａｋ，Ｇｉｎｔａｒｉｓ Ｋａｋｌａｕｓｋａｓ，Ｄａｒｉｕｓ Ｂａｃｉｎｓｋａｓ．Ｓｈｒｉｎｋａｇｅ （下转第７６页） 黄宝元，等：增强热塑性塑料复合管道研究进展及其应用现状 场，从理论设计到生产应用以及连接技术等方面都存在许多 ［５］赵晶晶．钢骨架增强塑料复合管道的力学性能分析与优化设计 多问题，还有待进一步深入研究，主要有以下几个方面： ［Ｄ】．天津：河北工业大学，２０１３． （１）在使用寿命评估方面，对单一材质塑料管道的使用寿 ［６】Ｖａｚ Ｍ Ａ，Ｒｉｚｚｏ Ｎ Ａ Ｓ．Ａ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｐｉｐｅ 命评价，有建立在高分子材料“时温等效原理”经典理论基础 ａｒｍｏｒ ｗｉｒｅ ｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｙ［Ｊ］．Ｍａｒｉｎｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１１，２４（３）：２７５—２９１． 上的“外推法”（ＩＳＯ ９０８０标准）进行预测评估，而对ＲＴＰ而 ［７】夏平原，李诗春，陈斌．玻璃纤维增强连续塑料复合管道的应用 言，尚未见有成熟的可被广泛认可的理论及检测评估方法。 性能［Ｊ］．油气储运，２０１３，３２（７）：７９５—７９８． （２）在ＲＴＰ的理论设计方面，缺少一种系统性的能广泛 ［８］汪昱．增强热塑性塑料管轴向压缩失稳机理研究［Ｄ］．杭州：浙江 适用于各类ＲＴＰ且与实际应用十分吻合的设计理论。 大学，２０１４． （３）在ＲＴＰ成型工艺及连接技术方面，欧美发达国家已 ［９］Ｘｉａ Ｍ，Ｔａｋａｙａｎａｇｉ Ｈ，Ｋｅｍｍｏｃｈｉ Ｋ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｍｕｌｔｉ—ｌａｙｅｒｅｄ 发展得比较成熟，但其技术往往都对外封锁，尤其是用于高端 ｉｆｌａｍｅｎｔ—ｗｏｕｎｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｉｐｅｓ ｕｎｄｅｒ ｉｎｔｉｍａｌ ｐｒｅｓｓｕｒｅ［Ｊ］．Ｃｏｍ— 市场（如深海）的ＲＴＰ，国内尚无成熟的整套制造技术。 ｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２００１，５３：４８３—４９１． （４）在生产应用方面，国内目前尚未形成统一的国家标 ［１０］Ｘｉａ Ｍ，Ｋｅｍｍｏｃｈｉ Ｋ，Ｔａｋａｙａｎａｇｉ Ｈ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｆｉｌａｍｅｎｔ－ｗｏｕｎｄ 准，尤其是柔性高压ＲＴＰ，只是简单的模仿参考欧美相关标准 ｉｆｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｉｐｅ ｕｎｄｅｒ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｉｎｔｅｍａｌ ｐｒｅｓ－ 和规范进行组织生产与应用 ｓｕｒｅ ａｎｄ ｔｈｅｒｍｏｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｌｏａｄｉｎｇ［Ｊ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ， ＲＴＰ虽有大约４０年的历史，但发展得并不十分成熟，新 ２００１，５１：２７３—２８３． 技术又通常处在严格保密和专利保护下，因此，我国发展ＲＴＰ ［１１］Ｘｉａ Ｍ，Ｔａｋａｙａｎａｇｉ Ｈ，Ｋｅｍｍｏｃｈｉ Ｋ．Ｂｅｎｄｉｎｇ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｆｉｌａ－ 不可能像过去发展单一材质塑料管道那样全套引进设计、制 ｍｅｎｔ－ｗｏｕｎｄ ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｉｐｅ［Ｊ】．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃ－ 造、检验与应用的技术，只能在尽量吸收国外技术成果的同 ｔｕｒｅｓ，２００２。５６：２０１—２１０． 时，更多地依靠自主研发，循序渐进地推动ＲＴＰ的发展。建议 ［１２］ Ｂａｈｔｕｉ Ａ，Ｂａｈａｉ Ｈ，Ａｌｆａｎｏ Ｇ．Ａ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｆｏｒ 优先发展陆地油田用纤维增强ＲＴＰ，以最高使用温度达到 ｕｎｂｏｎｄ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｒｉｓｅｒｓ ｕｎｄｅｒ ｔｏｒｓｉｏｎ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｍｅ－ １２０℃、最高耐压等级达到６０ ＭＰａ为第一阶段技术目标，逐 ｃｈａｎｉｃｓ ａｎｄ Ａｒｃｔｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００７，１３０（４）：１６９－１７３． 步取代金属管道；在开发ＲＴＰ管道同时，着重研发连接技术、 ［１３］ Ｂａｂｔｕｉ Ａ，Ｂａｈａｉ Ｈ，Ａｌｆｎａｏ Ｇ．ＮｕｍｅｆｉｃＭ ａｎｄ ａｎａｌｙｔｉｃａｌⅡｌ０ｄｅｌ— 管道系统性能评价、质量检测技术以及应用技术，积累生产应 ｉｎｇ ｏｆ ｕｎｂｏｎｄｅｄ ｆｌｅｘｉｂｌｅ ｒｉｓｅｒｓ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｍｅｅｈａｎ－ 用经验，再向浅海与深海领域拓展，延伸开发与应用海洋油气 ｉｃｓ ａｎｄ Ａｒｃｔｉｃ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００９，１３１（２）：１０２０－１０２４． 集输非金属材料增强ＲＴＰ。 ［１４］ Ｋｒｕｉｊｅｒ Ｍ Ｐ，Ｗａｒｎｅｔ Ｌ Ｌ，Ａｋｋｅｒｍａｎ Ｒ．Ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｅ－ ｅｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ａ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｐｉｐｅ（ＲＴＰ）［Ｊ］． 参考文献： Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ－Ｐａｒｔ Ａ：ａｐｐｌｉｅｄ ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２００５，３６： ［１】孙哲，孙振国，刘惠明，等．柔性增强热塑性塑料管道的发展和市 ２９１－３００． 场前景［Ｊ］．新型建筑材料，２０１３（１２）：９７—１０１． ［１５】ＤＥ Ｂａｕｂｅｒ．ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｐｉｐｅ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ：ＵＳ， 【２】郑津洋，林秀峰，卢玉斌，等．钢丝缠绕增强塑料复合管的应力分 ６７７３７７３ Ｂ２［Ｐ］．２００４－６－２５． 析ｍ．中国塑料，２００６，２０（７）：５６—６１． ［１６】张玉川．油气产业用塑料管道技术汇编２０１５［Ｒ１．中国管道商务 ［３】卢玉斌．钢丝缠绕增强塑料复合管力学性能研究［Ｄ］．杭州：浙江 网，２０１５：７３—７６． 大学，２００６． ［１７】马库斯・安东尼斯・伊凤娜・克雷默斯用于制造连续复合材料管 【４］朱彦聪．钢丝缠绕增强塑料复合管外压失稳研究［Ｄ】．杭州：浙江 的方法、用于制造连续复合材料管的设备：中国，ＣＮ １０３５０１９８９Ａ 大学，２００７． 【ＰＩ．２０１４－０１－０８ Ａ （上接第１６页） Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｊｏｕｒｎａｌ，２００８，１０５（４）：３８１—３８９． ｉｎ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ：Ａ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ ａｓｐｅｃｔ［Ｊ］Ｊｏｕｍａｌ 【１ １】 Ｎｏｕｓｈｉｎｉ Ａ，Ｖｅｓｓａｌａｓ Ｋ，Ａｒａｂｉａｎ Ｇ，ｅｔ ａ１．Ｄｒｙｉｎｇ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ＆Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔ，２００８，１４（１）：４９—６Ｏ． ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ｆｉｂｒｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｉｎｇ ｐｏｌｙｖｉｎｙｌ 【１０］ Ｋｗｏｎ Ｓ Ｈ，Ｓｈａｈ Ｓ Ｐ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｅａｒｌｙ—ａｇｅ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｏｆ ｌａｃｏｈｏｌ ｆｉｂｒｅｓ ａｎｄ ｆｌｙ ａｓｈ Ｌ＂．Ａｄｖａｎｃｅｓ ｉｎ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ， ｉｆｂｅｒ—ｒｅｉｆｎｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｄｕｅ ｔｏ ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ【Ｊ】．Ａｃｉ ２０１４（２０１４）：１－１０． Ａ ・７６・ 新型建筑材料 ２０１７．１
