预应力混凝土开口管桩的极限承载力分析.pdf

2 0 1 2 年 第 3期 (总 第 2 6 9 期 ) Nu mb e r 3 i n 2 0 1 2 ( T 0 t a 1 No 2 6 9 ) 混 凝 土 Co nc r e t e 混凝土制品 CONCRETE PR0DUCTS d o i ： 1 0 3 9 6 9 i s s n 1 0 0 2 3 5 5 0 2 0 1 2 0 3 0 3 7 预应力混凝土开口管桩的极限承载力分析 刘增荣 ，杜立虎 ( 西安建筑科技大学，陕西 西安 7 1 0 0 5 5 ) 摘要： 预应力混凝土开口管桩在沉桩过程中存在土塞作用，因此其受力机理比闭口管桩更加复杂。 根据现行规范中的经验公式以及 修正公式计算单桩极限承载力时， 开口 管桩的计算值常常低于或高于载荷试验的结果。 根据西安一高层建筑预应力开口管桩的设计和桩 基检测结果， 对单桩极限承载力计算公式的取值进行分析， 阐述了“ 土塞效应” 对单桩竖向极限承载力的影响， 对计算公式中的侧阻力及端 阻力进行修正， 所得到的承载力计算值与试桩结果较为吻合。 通过研究， 建立了基于土塞效应下根据土的物理指标与承载力参数计算管 桩承载力的修正公式。 关键词 ： 预应力混凝土开 口管桩 ；极限承载力 ；土塞效应 中图分类号 ： T U 5 2 8 7 3 文献标 志码 ： A 文章编号 ： 1 0 0 2 3 5 5 0 ( 2 0 1 2 ) 0 3 0 1 2 0 0 4 Ana l y si s ON ul ma t e be ar i ng c apa c i t y o f s i ng l e pi pe pi l e of ope n- en d pr e s t r es s e d c onc r e t e p i p e pi l e LI U Ze n g - r o n g， DU Li - h u ( Xi a n Un i v e r s i t y o f A r c h i t e c t u r e a n dT e c h n o l o g y ， Xi an 7 1 0 0 5 5 ， C h i n a ) Abs t r a c t ： Owi n gt ot he a c t i o no f t h e s o i l p l ugi nthep r o c e s so fd r i v i ngp i l e ， the o p e n - e n dp r e s t r e s s e d c o n c r e t ep i p epi l e Whe ntheu l ti ma t eb e a r - i n g c a p a c i ty o f s i n g l e p i p e i s c a l c u l a t e d a c c o r d i n g t o the e mp i r i c a l f o r mu l a a n d mo d i fi e d f o r mu l a i n p r e s e n t c o d e ， the c a l c u l a t e d v a l u e o f o p e n e n d pi p ep i l ei s a l wa y s m o r eo rl e s st h a nthe r e s u h o fs t a t i cl o a di n gt e s t Ba s e do nthe d e s i g no f a nop e n - e n dp r e s t r e s s e d c o nc r e t ep i p ep i l e o fah i g h - r i s e b u i l d i n g i n x i an and p i p e p i l e t e s t ， a n a l y s i s e d f o r the f o r mu l a f o r c a l c u l a t in g the v a l u e s o f the s i n g l e p i l e u l t i ma t e b e a r i n g c a p a c ity D e s c r i b e d “ S o i l P l u g e ffe c t ”a ffe c t i n g the v e r t i c a l u l tima t e b e a r i n g c a p a c i t y o f s i n g l e p i l e Co r r e c t e d the f o r mu l a o f s i de r e s i s t a n c e a n d ti p r e s i s t an c e， the r e s u i t i n g c a l c u l a t e d c a p a c i t y i s mo r e c o n s i s t e n t wi th the r e s u l t s o f the t e s t p i l e T h r o u gh thi s s t u d y， e s t a b l i s h e d t h e c o r r e c t i o n p a r a me t e r b a s e d o n s o i l p l u g u n d e r the e ff e c t o f the p h y s i c a l i n d i c a t o r s an d s o i l b e a r i n g c a p a c i ty o f t h e b e a r i n g c a p a c i ty K e y WO r d s ： o p e n e n d p r e s tr e s s e d c o n c r e t e p i p e p i l e ； u l t i ma t e b e a r i n g c a p a c i ty； s o i l p l u g e ff e c t 0 引言 预应力混凝土管桩( P HC管桩 ) 是近年来发展起来的一种 新型桩型， 其混凝土强度通常高达 C 8 0 。 P H C管桩具有成桩质量 易控制、 施工简便， 单桩承载力高， 工程造价低 ， 节能、 环保等诸 多优点。 目前在许多地区已得到越来越广泛的应用。 但由于开 口管桩结构的特殊性， 其沉桩和承载机理较为复杂 ， 国内外许 多学者对此做了大量的研究。 开口管桩的“ 土塞效应” 是区别于 其他桩型最为显著的特征， 并对单桩承载力的发挥具有一定程 度的影响。 一般认为由于土塞的封闭效应， 进入管桩的土体受到 挤密， 承载性能得到提高。 通常按桩基规范所得到的单桩极限承 载力的计算值常了常低于实测值。 本研究在工程实例的基础上， 考虑了土塞效应 ， 对采用土的 物理指标与承载力参数计算单桩承载力的公式进行修正， 采用修 正后的经验公式计算所得到的结果与载荷试验结果较为吻合。 1 工程 概 况 西安北郊某小区高层建筑， 上部采用剪力墙结构， 基础为 桩筏基础。 地貌单元属于渭河南岸 I I 级阶地 ， 地下水位深度为 1 5 1 6 m， 勘察判定为非 自重湿陷性黄土场地， 地基湿陷等级为 收稿 日期 ：2 0 1 1 _ J o 9 1 6 1 20 I 级( 轻微) ， 场地内的砂类土为非液化土。 工程采用预应力高强 度混凝土开口管桩 ， 桩身混凝土强度为 C 8 0 ， 设计桩长 1 4 m， 桩 身进入 1 粉细砂层 4m左右 ， 桩径为 4 0 0IT l l n ， 壁厚 6 5 m 1 。 采用 Y z Y 一 7 0 0型静压桩机施工。 各土层的设计参数如表 1 。 2 静载荷试验 按照建筑桩基技术规范和建筑桩基检测技术规范， 在工程 桩施工前进行 3根试桩。 单桩静载荷试验时， 采用外推荷载， 以 慢速维持荷载法进行。 采用油压千斤顶电动泵加压， 1 5级精度 压力表控制压力。 总加载量为 2 8 0 0 k N， 共分 1 0级加载和 5 级 卸载，第一级荷载按两倍分级荷载加载。 试桩结束后量测了进 入管桩内的土塞高度。 3组试桩的试验结果如表 2 、 3所示， 荷载 沉降曲线见图 1 所示。 从图 1 看出， 当试验的最大加载量达到 2 8 0 0 k N时 ， 试桩 在各级荷载作用下的沉降都稳定， Q S曲线线型相似， 均呈缓慢 变形， 没有明显的弯折陡降段 ， 即 3 根试桩都没有达到极限状 态， 可以认为极限承载力均大于 2 8 0 0 k N。 3 承载力计算 预应力混凝土管桩可依据 建筑桩基技术规范 1 第 5 2 8条 表 1 主要物理力学性质 指标 表2 各试桩试验结果汇总 的规定进行承载力计算。 计算公式如下： 1 Q Q Q q Ji+ q p k A p ( 1 ) 式中各参数详见规范中的规定， 其中桩侧第 i 层土的极限侧阻 力标准值 q 和极限端阻力标准值 q ， 如无当地经验时， 可按规 范中给出的参考数据合理取值。 将各试桩的岩土设计参数及承载力参数代人式( 1 ) 中计算， 得出各试桩的单桩竖向承载力计算值如表 4所示。 根据式( 1 ) 所得到的 s 、 s 。 、 s 试桩计算结果均低于实测值 ， 计算值低于实 测值分别为 4 1 、 4 2 、 4 1 。 式( 1 ) 不考虑土塞效应的影响 ， 其中A 。 为桩端扣除开 口 部分的面积 。 由表 4中的计算结果可以看出由式( 1 ) 计算得 表 3 单桩竖 向静载荷试验结果 图 1 S ， 、 S 、 S 。 试桩的 Q S曲线 到的单桩承载力与实测值相差近一半 ， 导致承载力富余太多， 造成了很大浪费。 因此 ， 针对预应力开 口管桩 ， 应考虑其土塞 效应 ， 桩端面积按全面积( 外径面积 ) 来计算， 以此来补偿土 塞对桩端承载力的加强效应。 即可结合式( 1 ) 的规定 ， 建立修 正公式如下： h Q Q Q g 酞 z ； ( 2 ) 式中各参数同式( 1 ) ， 其中 ： 取桩端全面积， 将各试桩的参数代 n 0 入式( 2 ) 计算 ， 得到各试桩的单桩竖向承载力计算值如表 4所 示。 根据式( 2 ) 所得到的 S t , S ： 、 S 试桩计算结果均低于实测值 ， 计算值低于实测值分别为 2 3 、 2 5 和2 2 。 表 4 4种方法计算值与实测值对 比 根据 建筑桩基技术规范 第 5 2 1 0条的规定进行承载力 计算。 计算公式如下 ： 1 Q Q Q ： q a , 十 A p g p k A p ( 3 ) 式中各参数详见规范中的规定， 其中侧阻挤土效应系数取值为 1 ， 由于k d 日 5 ， 于是桩端闭塞效应系数 A 。 取值为 O 8 。 将各试桩的岩土设计参数代入式( 3 ) 计算， 得到各试桩的单桩 竖向承载力计算值如表 4 所示。 计算所得到的结果均低于试桩的 实测值， 各试桩的计算值低于实测值分别为 3 5 、 3 4 和 3 1 。 文献 2 在考虑内壁侧摩阻力的前提下建立了修正公式， 修 正公式如下 ： =( + a p a ) q l + b q ra A ( 4 ) 式中： 、 外壁和内壁的周长； 8 土塞效应修正系数， 黏f 生 土、 粉土和砂土分别取 0 1 5 、 0 - 3 和 O 4 ； b 极限端阻力标准值修正系数 ， 取值为 1 ； 其他参数 同公式( 1 ) 。 根据公式( 4 ) 计算， 得各试桩的单桩竖向承载力计算值如 表 4所示， 计算所得结果均低于试桩的实测值， 各试桩的计算 1 21 0 2 4 6 8 0 2 4 6 8 富吕 的 值低于实测值分别为 1 7 、 2 1 和 1 8 。 由此可见， 依据上述公式计算所得到的承载力值均小于实测 值， 式( 1 ) 、 ( 3 ) 所得到的计算结果与实测结果相差较大， 式( 2 ) 、 ( 4 ) 的计算结果与实测值较为接近， 特别是式( 4 ) ， 考虑了土塞效应 对侧阻力和端阻力的影响， 其计算结果最为接近实测值。 因此， 对预应力开 口管桩极限承载力的计算应充分考虑土塞作用对 承载力 的加强效应。 4 土塞效应分析 土塞效应是开口管桩在承载力作用机理中区别于方桩的 最显著的特征。 开口管桩在沉桩过程中， 桩端土一部分进入管内 形成土塞 ， 一部分被挤向桩周 ， 土塞在这个过程中受到管内壁 摩阻力作用产生一定压缩 ， 土塞的高度及其闭塞效果与土体性 质， 管径、 壁厚， 桩的入土深度以及桩端进入持力层深度等诸多 因素相关。因此， 与闭口管桩相比， 开口管桩的土塞作用对打桩 性状和承载力有很大的影响。 P a i k o w a k y f3 - 4 1 等研究了土塞对开口管桩承载力和动力特性 的影响， 提出了以“ 拱效应” 为基础的土塞力学机制； P e r r y和 H a n d l e y 提出了动力拱效应； Ki s h i d a 和 I s e mo t o 6 通过试验证明 了管桩中土塞的拱效应导致了很大的内摩阻力 ， 拱效应发生在 靠近桩端部分的土塞 ； R a n d o l p h r 等对管桩的土塞进行一维分析， 指出排水、 不排水条件下土塞对管桩承载陛能的影响； L e h a n e tS 等 利用模型试验， 详细的研究了砂土中打桩过程中土塞的形成， 以 及土塞的承载力特性； P a i k 9 1等人对开口管桩和闭口管桩承载力 特l生进行了对 比分析； L e e q 等利用试验建立了土塞端承力与静 力触探值的关系， 提出了确定砂土中管桩承载力的方法。 此外 ， 杜来斌【 l 】 】认为， 沉桩时存在土塞从不完全发展到完全闭塞过程， 且超孔隙水压力影响到侧摩阻力的发挥， 超孔隙水压力与侧阻 力之间的相关程度受土体性质直接制约； 周建 等利用模型试 验及数值模拟从细观尺度出发探讨 了开 口管桩沉桩过程中砂 土的变形机制和土塞的形成机制。 在计算桩端极限端阻力时 ， 存在不同的理论方法 ， 主要包 括： 圆柱孔扩张理论、 球孔扩张理论 、 刚塑性理论、 混合理论以 及 G e n o b l e 理论等。 V e s i c 13 ( 1 9 7 5 ) 根据孔洞扩张理论提出桩的 极限端阻力可按下式计算 ： q c N Nq 5 ) 式中： q 桩端极限端阻力； c 土 的内聚力 ； 桩端平面侧边的平均竖向压力； c 、 0 反映土的内聚力和桩底平面以上边载( 竖向压 力 ) 影响的条形基础无量纲承载力系数。 其 中： 5 = 1 + - 2 K o h ( 6 ) T O 式中： 土的静止侧压力系数。 考虑到土塞的闭塞效应， 进入管桩内的土塞也对桩底平面 产生一个附加边载， 假定管桩内外静止侧压力系数以及土层重 力、 密度近似相同， 于是有： 5 + A p ： = y h ( L + h 。 ) ( 1 + ) ( 7 ) 式中： 。 土塞初始高度 ， m； 桩长 ， m。 】 22 式( 7 ) 反映了土塞的闭塞效应对桩端承载力的增强效果。 5 修 正经验公式 式( 1 ) 在计算各试桩的承载力时， 仅考虑各土层土的物理 参数及承载力参数， 桩端面积取扣除开 口部分的环形面积 ， 并未 考虑土塞效应的影响作用。 各试桩的计算值与实测值相近一半 之大； 式( 2 ) 修正了式( 1 ) 的不足 ， 考虑到土塞的影响， 桩端面积 取管桩管孔进入土形成土塞的全面积， 由计算结果可得， 按全 面积计算同按扣除开口面积计算的单桩极限承载力相比， 前者 要高出后者 1 3 4 倍左右。 式( 2 ) 的计算结果更接近于实测值， 但 式( 2 ) 并没有考虑到土塞效应的桩管孔人土深度以及土塞与压 桩力的定量问题 ， 因此 ， 由表 4可见， 式( 2 ) 所得到的计算结果 与实测值仍有 2 5 左右的差距。 式( 3 ) 、 ( 4 ) 分别考虑了挤土效应 、 桩端闭塞效应和内壁侧 摩阻力的影响。 由表 4可见， 式( 4 ) 的计算结果与实测值相差不 大， 较准确的反映了管桩的承载性能。 但是由于未综合考虑土层 差异 、 挤土效应及土塞入孔深度及闭塞效应的影响， 式( 3 ) 、 ( 4 ) 所得计算结果与实测值仍有一定差距。 因此 ， 根据土的物理指标与承载力参数计算管桩承载力时 应综合考虑土塞效应的影响， 特别是要考虑土塞作用对端承力的 L 影响。 依据式( 7 ) 的分析， 宜考虑端阻力效应系数 1 + ， 记为 A 。 L 于是， 在考虑土塞对桩端阻力的效应系数的前提下， 结合上述 公式 ， 建立修正公式如下： Q Q Q A o t Z g l i+ A l q e , A p ( 8 ) L 式中： A ( 。+ a z 2 ) ； A 。 = l + ， 各参数同前。 L 将各参数代人式( 8 ) 得到各试桩单桩承载力计算值， 如表 5 所示 表 5 修正计 算值与 实测值的对 比 由表 5 可见， 开口管桩的承载力计算值与实测值较为吻合。 这是因为式( 8 ) 既考虑了土塞效应对开口管桩内壁侧摩阻力的 影响， 同时又考虑了打桩后土塞的变化对桩端承载力影响程度。 6结语 土塞效应是开I： 1 管桩在承载力作用机理中区别于其他桩型 的最显著的特征。 在土塞的形成过程中， 砂土的挤密作用增加了内 侧摩阻力。 当开口管桩桩端持力层为砂土层时， 在打桩结束后， 进 入管内的土塞受到挤密作用， 从而增加了端阻力的边载， 使其得到 增强。 因此， 在计算预应力混凝土开口管桩的单桩极限承载力时， 需要综合考虑土塞效应对内侧摩阻力与端阻力的增强作用。 在考虑上述效应的情况下 ， 所建立的承载力计算公式反映 了 1 4 m短桩在持力层为砂土时的实际承载情况。 依据式( 8 ) 所 得到的承载力计算值与实测值有较好的吻合性。 参考文献 ： 1 J G J 9 4 _ _ J 9 4 ， 建筑桩基技术规范 s _ E 京： 中国建筑工业出版社， 1 9 9 4 2 】 李连营， 路清预应力管桩单桩竖向极限承载力分析 J J 岩土工程技 术 ， 2 0 0 3 ( 4 ) 3 】P A I K O WS K Y S G， WH I T HMA N R VT h e e f f e c t s o f p l u g g i n g o n p il e p e r f o r m a n c e a n d d e s i g n J C a n a d i a n G e o t e c h n i c a l J o u ma l ， 1 9 9 0 ( 2 7 ) ： 4 2 9 4 4 0 4 J P AI KO WS K Y S G T h e me c h a n i s m o f p i l e p l u g g i n g i n s a n d 2 2 t h o f f s h o r e t e c h n o l o g y c o n f e r e n c e， Ho us t o n， 1 9 9 0 5 】P E R R Y M G ， HA N D L E Y M F T h e d y n a mi c a r c h i n f r e e - g l o w - i n g g m n u l ar ma t e ri a l d i s c h arg i n g f r o m a mo d e l h o p p e n C h e m E n g r s ， 1 9 6 7 ( 4 5 ) 【 6 】K I S H I D A H， 1 S E MO T O N B e h a v i o r o f s a n d p l u g s i n o p e n - e n d e d s t e e l p i p e p i l e s 9 t h I n t C o nf S o i l M e c h ， T o k y o ， 1 9 7 7 ( 1 ) 【 7 R A ND O L P H M F ， L E O U G E C， HO U L S B Y G T O n e - d i me n s i o n a l a n a l y s i s o f s o i l p l u g s i n p i p e p i l e s J G e o t e e h n i q u e ， 1 9 9 1 ， 4 1 ( 4 ) ： 5 8 7 1 9 8 【 8 L E N AN E B M， G A VI N K GB a s e r e s i s t a n c e o f j a c k e d p i p e p i l e s i n s a n d J J o u r n a l o f G e o t e e h n i c a l and Ge o e n v i ron m e n t a l E n g i n e e ri n g ， 2 0 0 1 。 1 2 7 ( 6 ) ： 4 6 5 7 上接第 1 1 6页 表 2 正交试验结果 加了聚合物水泥砂浆的柔韧性 ， 其原因在于纤维在聚合物砂浆 中呈现三维网络结构 ， 在单位体积内有大量的单丝均匀分布于 砂浆内部， 因此不仅提高了砂浆的力学性能 ， 而且能很好地阻 挡微裂纹的产生及扩展 ， 有效地吸收和耗散能量， 提高聚合物 水泥砂浆的拉伸黏结性能。 从上表可以看出， 影响聚合物砂浆抗 压强度的因素为减水剂 聚丙烯纤维 木纤维， 影响聚合物砂 浆抗折强度的因素为聚丙烯纤维 木纤维 减水剂。 【 9 J P A I K K， S A L G A D O R D e t e rmi n a t i o n o f b e a r i n g c a p a c i t y o f o p e n e n d e d p i l e s i n s a n d J J o u r n al o f G e o t e c h n i c a l a n d G e o e n v i r o n me n t a l E n g i n - e e ri n g ， 2 0 0 3 ， 1 2 9 ( 1 ) ： 2 9 6 3 0 6 I O L E E J ， S A L G A D O R， P A I K K E s t i ma t i o n o f l o a d c a p a c i t y o f p i p e p i l e s i n s a n d b a s e d o n c o n e p e n e t r a t i o n t e s t r e s u h s J o u rnal o f G e o t e c h n i c a l a n d G e o e n v iron m e n t al E n g i n e e r i n g ， 2 0 0 3 ， 1 2 9 ( 6 ) ： 3 9 1 4 0 3 1 1 杜来斌 P H C管桩土塞效应浅析 J 】 工业建筑， 2 0 0 5 ， 3 5 ( 增刊) 1 2 周建， 陈小亮 静压开口管桩沉桩过程模型试验及数值模拟 J 岩石 力学与工程学报， 2 0 1 0 ， 2 9 ( 增 2 ) 【 1 3 曾国熙， 冯国栋， 等船基工程手册_M J 京： 中国建筑工业出版社， 1 9 9 5 作者简 介 联系地址 ： 联系电话 ： 刘增荣( 1 9 5 5 一 ) ， 男， 教授， 博导， 主要从事土与结构相互作 用理论与应用研究。 陕西省西安市雁塔北路西安建筑科技大学土木工程学院 4 3 4 信箱( 7 1 0 0 5 5 ) 1 5 8 0 2 9 4 5 7 4 6 3结 论 ( 1 ) 铁尾矿完全可以替代石英砂配制性能优异的聚合物改 性砂浆 。 ( 2 ) 再分散性乳胶粉、 纤维素醚、 减水剂可明显改善聚合物 水泥砂浆的性能。 ( 3 ) 通过正交设计分析， 聚丙烯纤维、 木质素纤维 、 减水剂 对聚合物水泥砂浆性能影响因素如下： 影响砂浆抗压强度的因 素为减水剂 聚丙烯纤维 木质素纤维。 影响砂浆抗折强度的 因素为聚丙烯纤维 木质素纤维 减水剂。 参考文献： 1张淑会， 薛向新， 金在峰我国铁尾矿的资源现状及其综合利用 J 1 材 料与冶金学报， 2 0 0 4 ( 4 ) ： 2 4 1 2 4 5 【 2 P RA D I P B e n e f i e i a t i o n o f alu mi n a r i e h i n d i a n i r o n o r e s l i me s J Me t a l s Ma t e ri al s a n d P roc e s s e s ， 1 9 9 5， 6 ( 3 ) ： 1 7 9 9 4 3 】G O VE R D I N A E， F AH RA E U S V R， P A YN E J F E n d o e r i n e d i s rn p t i o n i n t h e p i t u i t a r y o f w h i t e s u e k e r c a t o s t o mu s c o m me r s o n i )e a g e d i n a l a k e c o fl t a mi n a t e d w i t h i r o n - o r e m i n e d t a i l i n g s 叨Hy d r o b i o l o g i a ， 2 0 0 5 ( 5 3 2 ) ： 2 21 2 2 4 4 】S E I D E L H， G O R S E H K I mm o b i l i z a t i o n o f a r s e n i c i n a t a i l i n g s ma t e ri a l b y f e r r o u s i r o n t r e a t m e n t J Wa t e r R e s e a r c h ， 2 0 0 5 ( 3 9 ) ： 4 0 7 3 4 0 8 2 【 5 G H OS E AN D M K， S E N P K C h a r a e t e ri s t i e s o f i r o n o r e t a i l i n g s l i me i n I n d i a and i t s t e s t f o r r e q u i r e d P o n d s i z e J E n v i r o n m e n t a l Mo n i t o ri n g and A s s e s s me n t ， 2 0 0 1 ( 6 8 ) ： 5 1 6 1 6 MA T S C H U L L A T J ， B O R B A R P， DE S C HA MP S E H u ma n a n d e n v i r o n me n t a l c o n t a mi n a t i o n i n t h e i r o n q u a d r a n g l e J A p p l i e d G e o c h e mi s t r y ， 2 0 0 0 ( 1 5 ) ： 1 9 3 2 0 0 7 D AS S K， K U MA R S ， R A MAE HA ND R A R O P E x p l o i t a t i o n o f t h e d e v e l o p m e n t o f c e r a mi e t i l e s J w a s t e Ma n a g e me n t ， 2 0 0 0 ( 2 0 ) ： 7 2 5 7 2 9 8 肖力光 可再分散乳胶粉在水泥砂浆中的应用【J 混凝土， 2 0 0 3 ( 4 ) ： 6 0 - 63 9 】X I A O L i g u a n g P r e p a r a t i o n a n d p r o p e r t i e s o f a n e w c o mp o s i t e o f e p o x y e m u l s i o n( E E M )m o d i fi e d c e m e n t J J o u rnal o f w u h an U n i v e rs i t y o f T e c h n o l o g y - M a t e r ， 2 0 0 9 ( 5 ) ： 8 4 3 8 4 5 作者简介 联系地址 联 系电话 肖力光( 1 9 6 2 一 ) ， 男， 教授， 博士。 长春市新城大街 5 0 8 8 号 吉林建筑工程学院材料学院 ( 1 3 0 1 1 8 ) 0 4 31 -8 4 5 6 6 2 3 5 1 2 3