蠕变特性（共6篇）
蠕变特性 篇1
摘要：在云南澜沧江流域,发育了大量的倾倒变形体。软硬岩互层的岩体结构是该流域形成倾倒变形体的重要原因。软岩的岩体力学参数是研究倾倒变形体的关键点。为了研究其变形机制,采用YSJ-01-00岩石三轴蠕变实验机,在恒温条件下,对片岩进行三轴蠕变实验;采取Burgers模型对其流变曲线进行辨识,并确定模型参数。试验结果表明,该种岩石长期强度只有瞬时强度的0.71倍。通过对实验曲线的研究,本文系统分析了片岩在蠕变条件下的变形特征和力学特征。着重探讨了加速蠕变阶段的轴向应变-应变率-偏应力关系特征。为预测和评价倾倒变形体的长期稳定性提供了重要依据。
关键词：岩体力学,片岩,蠕变特性,长期强度,蠕变方程
近几十年来,由于中国大型、巨型工程的建设,为了研究和保证岩土工程的长期稳定性和安全性,人们对岩石的流变特性,尤其是软岩流变特性的相关研究越来越多,也取得了许多重要的成果。通过岩石流变性能的研究,可以分析岩土工程的长期稳定性问题及地质学中的许多重要问题。田洪铭等［1］通过研究高地应力软岩隧道中围岩蠕变损伤特性,建立了蠕变损伤模型。范庆忠等［2］重点研究了低围压条件下,围压对含油泥岩蠕变参数的影响。王登科等［3］通过一系列含瓦斯煤岩三轴蠕变试验,建立了能反映稳态蠕变速率、蠕变载荷、围压和瓦斯压力之间关系的数学方程。刘传孝等［4］通过对轴向和径向蠕变分别进行H-K模型和M-K模型拟合对比,得到其黏滞系数。韩立军等［5］通过泥质砂岩单轴压缩蠕变试验建立了泥质砂岩的非线性蠕变模型。张向东等［6］采用MATLAB软件非线性回归分析对紫色泥岩进行H/M体模型参数拟合,证明H/M模型能较好地描述紫色泥岩的蠕变特性。
在西南地区的澜沧江两岸,普遍存在倾倒变形体。由于澜沧江水域水利工程较多,而倾倒变形体对水的响应明显,对水电工程造成巨大的潜在危害。澜沧江流域的倾倒变形体体现为软硬岩互层的结构,其中,软岩对倾倒变形体的发育起着关键作用。岩体的流变特性是描述岩体长期受力条件下的变形特性的重要因素。张治亮等［7］通过对挤压破碎带砂岩的研究提出了六元件非线性黏弹塑性蠕变模型,陈文玲等［8，9］从力学特征、微观结构、蠕变本构方程等方面对云母石英片岩的流变特性进行了一系列的研究。鉴于此,现对澜沧江流域云龙县的片岩进行蠕变实验的基础上,得到此岩体的长期强度,并分析力学特征和变形特征,进而提出能准确描述此岩体蠕变特性的蠕变模型,通过软件拟合求出其蠕变参数,为进一步研究倾倒变形体长期演化机制奠定了基础。
岩石流变实验时间教长,蠕变实验数据对误差响应敏感。因此实验采用的是国产YSJ-01-00 岩石三轴蠕变实验机( 图1) ,荷载精度≥0. 5% F· S,轴向荷载和围压稳定时间长,满足实验要求。本次实验历时1 296 h。通过实验获得片岩蠕变全过程数据,采用Burgers模型可以准确描述该片岩的蠕变特性,同时实验得出该片岩的长期强度为瞬时强度71% ,这些结论对进一步研究倾倒变形体长期演化机制具有重大意义,为防治工程提供了有效的物理参数。
1 片岩的基本力学特性
为了合理设计蠕变实验的加载参数,在实验之前,首先对片岩进行常规力学实验,包括常规三轴压缩实验和单轴压缩实验。为减少实验误差,常规三轴压缩实验和蠕变实验均在同一台试验机上进行。
单轴与三轴实验的试样尺寸为 φ50 mm × 100mm。轴向应变与偏应力关系如图2 所示。从图中可以看出应力-应变曲线可分为4 个阶段: 第一阶段为压密阶段,该段曲线微向上弯曲,主要为细微裂隙受压闭合; 第二阶段为弹性工作阶段,该段很接近于直线; 第三阶段塑性性状阶段,该阶段岩石发生不可恢复变形,主要是由于平行于荷载轴的方向内开始强烈地形成新的微裂缝造成的; 第四阶段为破坏阶段,岩石迅速破坏,应力下降到残余强度。随着围压的增加,破坏强度随之增加,弹性模量也不断增大。
取(σ1-σ3)关系曲线的峰值点作为破坏点,绘制直角坐标系,横坐标为轴向应力σ,纵坐标为剪应力τ。在坐标系中以破坏时的σ1+σ3/2为圆心,以σ1-σ3/2为半径,分别绘制3组不同围压下摩尔应力圆,并求出摩尔应力圆的公切线,从而得到岩石常规三轴实验的抗剪强度包络线。包络线与纵坐标的截距即为土的黏聚力c;与水平轴的夹角即为土的内摩擦角φ,最终得出片岩的摩尔-库伦强度指标:c=6.1 MPa,φ=46.4°。
2 蠕变实验及其分析
2. 1 实验方法
为提高实验效率,试验采用陈宗基提出的关于简单求解岩石长期强度的实验方案,并结合本实验的具体情况做调整。具体方案为: 首先加载至预定围压并保持恒定,蠕变实验的围压与三轴实验的围压一致; 轴压加载采用分级加载方式,取三轴实验所获得的瞬时破坏强度的80% 作为预定蠕变破坏荷载,将拟施加的最大载荷分成8 级,然后相同围压下的试件上由小到大逐级施加荷载,各级荷载的大小和所持续时间根据试件的应变速率或应力速率变化情况予以适当调整。每级轴向荷载加载速率按国际岩石力学标准取0. 5 MPa /s,; 全过程传感器自动采集数据,然后保持应力值不变,待变形速率小于0. 000 4 mm / h时进行下一级加载,重复上述过程,直至试样发生蠕变破坏后停止实验。室内温度严格控制在25 ℃,试验过程中仪器自动控制,电脑适时显示变形-时间关系曲线,并随时观察试样变形情况。
2. 2 实验结果及分析
从流变曲线可以看出,根据应变速率的不同,蠕变过程可明显分为衰减蠕变阶段、等速蠕变阶段、加速蠕变阶段。一般所指的长期强度从微观结构上来看即为岩体结构从稳定破裂转变成不稳定破裂的临界应力值。在流变实验曲线上体现为衰减蠕变阶段与等速蠕变阶段之间的一个过渡阶段。从实际工程应用中,该长期强度 τ∞可作为工程长期稳定性评价所需要的重要指标之一。通过绘制相应的应力应变等时曲线簇图,剪应力随剪应变增加而变化的转折点作为长期强度 τ∞。
图3 为分级加载下的流变曲线。如图4 所示,根据玻尔兹曼叠加原理,运用坐标平移法,将分级加载蠕变曲线转化为分别加载下的蠕变曲线。从图中可以看出,轴向应变可以分为两个阶段: 第一阶段是瞬时应变阶段; 第二阶段为蠕变应变阶段,蠕变应变阶段又可划分为衰减蠕变阶段、等速蠕变阶段、加速蠕变阶段。前8 级加载只包括衰减蠕变和等速蠕变,第9 级加载除了衰减蠕变和等速蠕变,还有加速蠕变阶段,经过短暂的加速蠕变阶段后试样发生破坏。
图5 为等时蠕变曲线,从图中可以看出该曲线的形态近似线性,且形态几乎相同,只有再加速蠕变阶段曲线发生弯折。因而可以用线性元件近似地描述除加速蠕变阶段以外的各阶段的蠕变特征［10］。
由于篇幅所限,以1 MPa围压试样的实验为例,通过受力分析和分别统计每一级轴向荷载下的瞬时蠕变、衰减蠕变和稳态蠕变的变形量,如图6 所示,可以得到如下现象和特征。
( 1) 第一级瞬时应变达1. 456% ,明显大于其他瞬时变形量。这是由于在岩石采样、搬运、制样过程中的卸荷和扰动造成的。在加载条件下,岩体微小裂缝逐渐闭合从而使变形量增大。
图3分级荷载下的蠕变曲线Fig.3 Grade creep curves under load
图4 Boltzmann叠加后的蠕变曲线Fig.4 Boltzmann creep curves superimposed
( 2) 长期强度大幅降低。实验围压是1 MPa。常规实验下的稳定强度为: 33. 55 MPa,蠕变实验得到长期强度分别为: 23. 83 MPa。长期强度仅为瞬时强度的0. 71 倍。
( 3) 随着偏应力的增加,瞬时应变呈先递减而后递增的趋势,如图4 所示。偏应力为10 MPa时的瞬时变形量达1. 456 mm外,属于特殊情况。偏应力为12 MPa时的瞬时蠕应变从0. 09% 逐步降低到偏应力为22 MPa时的0. 059% ,随后逐渐增大到偏应力为26 MPa时瞬时的0. 075% 。
( 4) 每一级的衰减蠕应变和稳态蠕应变随偏应力的增加总体呈递增关系。衰减蠕变量从0. 024% 增加到0. 082%,稳定蠕变量从0. 029% 增加到0. 099% 。
( 5) 在偏应力为26 MPa时,经过长时间的等速蠕变之后,试样在极短的时间内迅速进入加速蠕变阶段。此阶段历时短,应变速率迅速增加极快,直至试样破坏。
( 6 ) 试样在刚发生加速蠕变是的应变为2. 872% ,常规三轴实验峰值应力对应的轴向应变值2. 891% ,二者非常接近。
3 Burgers模型及参数拟合
3. 1 Burgers模型的本构方程
常用的元件模型有Maxwell模型、西源模型、Kelvin模型和Burgers模型等。Burgers模型作为一种黏弹性体( 图7) ,实践证明它能较好地描述诸多岩石蠕变曲线,具有较好的简洁性和通用性等优点。Burgers模型所要确定的参数少,这在参数求解以及推广应用方面都会带来更大的便利。因此,现采用Burgers模型来描述片岩的的蠕变特性。假设材料各向同性且初始均匀,并假定变形规律符合Burgers体模型［11］,本构模型为
蠕变模型为
3. 2 Burgers模型参数确定方法及结果
根据式( 2) ,运用1st Opt软件,采用标准简面体爬山法和通用全局优化法对片岩轴向蠕变实验曲线进行辨识。通用全局优化算法无需使用者手动给出参数初始值,参数初始值由1st Opt随机给出,软件通过其全局优化算法,最终求出最优解。通过软件求解得到的蠕变参数最优解如表1 所示。
将模型参数代入式( 2) ,再根据加载情况求解,即可得到蠕变拟合曲线,对比实验曲线和拟合曲线,平均相关系数达到0. 978 3,满足精度要求,如图8所示。通过曲线对比,可以看出模型不仅反映了岩石加载后的瞬时弹性变形,也能准确地反映试样的衰减蠕变过程和等速黏滞流动过程。因此,Burgers蠕变模型能准确地描述片岩的衰减蠕变与等速蠕变特性。但是如图8 所示,该模型却不能准确描述加速蠕变阶段的特性。
3. 3 加速蠕变阶段的分析
综上所述,Burgers模型虽然能较好的描述加速蠕变和等速蠕变阶段的规律,却无法描述加速蠕变阶段的特性。因而,对加速蠕变阶段的特性进一步研究分析。
通过原始实验曲线与拟合曲线的细节对比,从图9 可以看出,第九级加载的加速蠕变阶段以前两者都能很好地重合,在加速蠕变阶段拟合误差越来越大,以至于完全不能描述岩石的破坏阶段。通过对加速蠕变阶段的应变进行求导,得到如图10 所示的轴向应变-应变率-偏应力曲线。从图10 可以看出,加速蠕变阶段持续时间极短,从32 h后的20min内蠕变加速度迅速增长,量级从2－ 6h－ 1增大到8－ 3h－ 1,直至试样破坏。偏应力迅速从26 MPa下降到23 MPa,偏应力跌落到残余值,试样破坏。轴向应变从加速蠕变起始时的应变2. 872% 开始迅速破坏。其中,这个过程虽然持续时间短,但是这个加速蠕变过程包括了瞬时突变和加速变形两个过程。说明加速蠕变阶段的力学特性是较为复杂的,很难用函数准确地表述出来。
蠕变速率的增长,由之前的稳定增长变为突变增长,是由于片岩内部的微小裂隙在应力的作用下不断扩大,当裂隙的扩大超出一定的限度后,最终出现失稳现象,裂隙加速扩大,且加速度不断增加,同时也不断释放能量,最终裂隙贯穿最后导致岩体破坏。这个破坏过程是物理损坏和能量释放的过程,应力-应变-时间关系极为复杂,很难运用数学公式将其拟合。
通过实验对比,试样常规三轴实验峰值应力对应的轴向应变值2. 891% 与蠕变实验发生加速蠕变时对应的轴向应变值2. 872% 非常接近。说明岩石无论是在蠕变过程还是瞬时破坏过程中,均是岩石累积性破坏的结果,而且累积性的量是相近的。
4 结论
综上分析可得到如下结论。
( 1) 通过三轴蠕变实验,得到岩石的全过程应力-应变曲线,并得出峰值强度,它随围压呈线性关系,符合摩尔库伦强度理论。
( 2) 选取Buerges模型描述片岩的蠕变特性,对比实验曲线和拟合曲线的对比,证明Burgers模型能比较准确地描述岩石的瞬时应变、衰减蠕变和等速蠕变。
( 3) 通过常规三轴压缩实验和三轴蠕变实验得出,片岩的长期强度为瞬时强度的0. 71 倍,在实际工程中应考虑强度折减问题。
( 4) 通过蠕变实验,取得片岩的长期蠕变曲线,并求解得出本构模型参数,为后续进一步研究倾倒变形体的提供了重要基础资料。
( 5) 蠕变长期强度远小于三轴实验破坏时的瞬时强度,但是蠕变破坏时的应变与三轴破坏时的轴向应变很接近,这对研究倾倒变形体的演化特征和长期强度具有重要意义。
( 6) 在加速蠕变阶段,破坏存在一个突变过程,同时,这一阶段的应变速率比应变变化显著,说明蠕变破坏的累积性过程的依旧起决定性作用。
膨胀土蠕变试验特性研究 篇2
土的蠕变特性是指在恒定荷载作用下,土体随时间发生变形的现象。大量实践表明,任何土体都具有蠕变特性,在设计中由于忽视土体的蠕变而导致的工程事故时有发生。随着我国建筑行业的快速发展,越来越多含有膨胀土的路基、边坡不可避免出现在施工现场,其随时间发生的不均匀升降、滑坡等都非常明显[1,2],这些现象都与土的蠕变性有关。研究膨胀土的蠕变规律可以有效地预测和控制膨胀的长期沉降,维护膨胀的稳定,正确认识土的蠕变特性是解决上述问题的关键。谢宁[3]、孙均[4]、徐永福[5]等人通过研究,已取得了蠕变特性的相关成果。张先伟等[6]指出从其基本定义确定流变参数是一种较优的方法,具有指导意义,但只是针对淤泥质黄土的研究,而土的多样性和不确定性决定了其研究成果针对不同土质的不适用性。本文以娄益高速膨胀土为研究对象,通过一系列的室内蠕变实验,探索了娄益高速膨胀土在不同外界条件下的蠕变特性,也为实际工程中膨胀土的计算分析提供了理论基础。
1 试验方案的设计
1.1 试验土样的性质
本试验所使用的土样取自娄益高速的膨胀土,其物理性质指标如表1所示。
1.2 试验方法
本试验是在应力控制式直接剪切仪器上进行的。试验方法如下:(1)配置含水率分别为14%,16.2%,22.5%的环刀土样若干,控制压实度为90%以上;(2)施加竖向应力,然后按照表2的加载方式对土样分级施加水平剪应力,并记录试验数据;(3)每级荷载持续时间为7d,当1d内的变化小于0.01mm时进入下一级加载。最后一级加载至土样破坏。
2 试验成果分析
2.1 蠕变曲线分析
通过Origin处理数据可以得出不同外界条件下的分级加载剪应变-时间关系曲线,如图1-3所示。
从图1-3中可以发现娄益高速膨胀土具有如下蠕变特性:
(1)当夹杂应力水平较低时,膨胀土的蠕变特性试验曲线表现为衰减稳定蠕变。随着剪应力水平变大时,膨胀土样蠕变现象比较明显,并且随着时间的逐渐发展,剪切变形呈稳定蠕变发展,蠕变进入稳定流动阶段。当剪切水平继续增加时,剪切变形逐渐由等速蠕变向加速蠕变发展,明显地经历蠕变的3个阶段———衰减蠕变、稳定蠕变和加速蠕变;继续增加剪应力水平时,土样会出现瞬时破坏,并且从加速蠕变到蠕变破坏历时短暂。
(2)含水率大小对膨胀土的蠕变特性有一定的影响。当竖向应力相同时,土样出现蠕变破坏的剪应力水平随含水率的提高而减小。当含水率相同时,土样出现蠕变破坏的剪应力水平随竖向应力的增大而增大。
2.2 剪应力-应变等时曲线分析
图4为含水率16.2%、竖向应力σ=100k Pa时剪应力-应变等时曲线,其他竖向应力条件下剪应力-应变等时曲线同理可得。
从图4中可以发现:(1)膨胀土剪应力-剪应变等时曲线是不相同的,近似为一族曲线,说明膨胀土流变是非线性的;(2)随着剪应力水平增加,等时曲线逐渐向应变轴靠近,而且应力水平越高,剪应力-剪应变等时曲线偏离的也越大,说明土的流变的非线性程度随应力水平的提高而增强;(3)在一定剪应力水平下,随着时间推移,应力-应变等时曲线逐渐向应变轴靠近,其偏离直线的程度越来越明显,说明土的非线性流变特征随时间延长表现得越明显。
2.3 剪切模量
在土体性能的评价指标中,剪切模量是重要指标,它可以用于描述土体在不同剪切应力作用下,其黏滞性随时间的发展规律。剪切模量是在剪应力-剪应变等时曲线基础上,按照G=τ/γ绘制而成的,图5为膨胀土剪切模量-时间关系曲线。
由图5可知,当竖向应力相同时,土的剪切模量随时间增加而减小,随剪切水平的增加也减小。可以解释为:当剪应力水平较小时,直剪蠕变变形随时间变化较小,土的蠕变表现为衰减蠕变,由G=τ/γ可知,变形γ很小,其剪切模量G就相对较大。同理说明,剪应力水平较高时,剪切模量系数较小,这也表明在剪应力水平较高时,土的直剪蠕变变形增加较大,存在明显的蠕变现象。
3 结语
本文通过对娄益高速膨胀土进行一系列的室内剪切蠕变试验,得出以下几个结论:
第一,膨胀土具有明显的非线性流变特性,在相同竖向应力下,随着剪应力的增加,膨胀土蠕变特性越来越明显;随着含水量的增加,膨胀土的蠕变变形也越来越大。
第二,在相同竖向力下,随着剪应力的增加和时间的推移,剪应力-剪应变等时曲线逐渐向应变轴靠近,说明膨胀土的非线性流变特性随剪应力水平增加和时间的推移越来越明显。
第三,在相同竖向力下,剪切模量随时间的增加逐渐减小,随剪切水平增加,其瞬时模量和7天后的剪切模量都减小;在不同含水量下,剪切模量随含水量的增加而减小。
参考文献
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紫花苜蓿蠕变特性的研究 篇3
世界现有苜蓿种植面积约3 300万hm 2, 我国苜蓿种植面积133万hm 2, 居世界第5位[1,2,3]。作为“牧草之王”的苜蓿, 在商品化的生产过程中, 首先遇到的问题是其物料松散, 容积密度小, 在储存和运输过程中占用很大的空间, 增加储运成本。因此, 压缩加工草捆是苜蓿产业商品化生产的一个重要环节。纵观国内外的相关研究, 许多学者对苜蓿虽然做了压缩、应力松弛等特性的研究, 但对苜蓿的蠕变特性没有进行过研究。
本文对紫花苜蓿在不同载荷、含水率和初始密度下进行了蠕变试验研究, 以便为苜蓿压缩产品维持形态的能力和相应压缩设备的优化等提供理论依据与试验基础。
1 试验材料与方法
以产于内蒙古畜牧科学院草科所、含水率为10.25%~33.41%的紫花苜蓿为研究对象, 利用WSM计算机万能控制试验机作为试验装置。试验时, 先把紫花苜蓿剪成约6cm长, 按随机杂乱的排列方式均匀地装入试验机压缩装置。
影响苜蓿草压缩成形的因素有苜蓿草品种、含水率、初始密度、苜蓿草堆放形式和压缩室形状等。在本试验中, 苜蓿草品种、苜蓿草堆放形式和压缩室形状都一定, 研究在不同的初始密度、含水率和载荷下苜蓿草的蠕变特性。首先, 根据实际苜蓿含水率降低的自然规律, 分别选择33.41%, 22.50%和10.25%等3种含水率;其次, 根据农业纤维物料压缩工艺生产常见喂入初始密度20~50kg/m 3, 选取喂入量为20.7, 24.8, 28.9, 33.1, 37.2g/次, 选择恒定载荷为4 500, 5 000, 5 500, 6 000和6 500N, 且保压时间设为100s进行试验。
2 试验结果处理与分析
2.1 试验结果曲线
图1、图2和图3是紫花苜蓿蠕变试验结果曲线。由图1可看出, 初始密度对苜蓿蠕变特性有一定影响。当载荷一定时, 初始密度越小, 在加载和保压阶段变形越大。由图2可看出, 曲线在加载和保压阶段有较好的规律性。当初始密度一定时, 载荷越大, 变形相对越大。由图3可看出, 含水率对苜蓿蠕变特性有影响。当载荷与初始密度都一定时, 含水率越大, 变形也越大。
2.2 保压阶段紫花苜蓿蠕变模型
由于描述粘弹性物料蠕变常采用四元件伯格斯模型[4], 本文也初选四元件伯格斯模型作为紫花苜蓿蠕变模型 (如图4所示) , 用SPSS数据统计分析软件进行拟合分析, 获得了模型中各蠕变特性参数。结果发现, 其用四元件伯格斯模型蠕变段变形与时间关系式进行拟合, 相关系数达0.900以上, 其拟合参数值见表1所示。
保压阶段苜蓿蠕变历程变化关系[5,6]为
式中ε (t) —应变;
σ0—恒应力 (N/mm 2) ;
E1, E2—弹性系数 (N/mm 2) ;
τ—延迟时间 (s) , 取τ=η2/E2;
η1, η2—粘性系数 (N·s/mm 2) ;
t—作用时间 (s) 。
2.3 含水率、初始密度及载荷对保压阶段蠕变特性参数的影响
2.3.1 对瞬时弹性E1的影响
对瞬时弹性E1的影响如图5所示。
由图5可知:在相同载荷作用下, 随初始密度的增加, 瞬时弹性系数E1值变化缓慢, 几乎趋于不变;在初始密度和载荷相同的情况下, 在不同含水率下的E1值相近, 但在相同含水率和相同初始密度下规律较明显, 随着载荷的增加, 瞬时弹性系数E1值逐渐增大。
2.3.2 延迟弹性E2的影响
对延迟弹性E2的影响如图6所示。
由图6可知, 在相同载荷作用下, 随初始密度的增加, 延迟弹性系数E2值在逐渐增大。比较不同含水率在相同初始密度时的情况, 对比图6 (b) 中含水率为22.5%和图6 (c) 中含水率为33.41%苜蓿的E2值可知, 较低含水率时的E2值大于相对应较高含水率时的E2值。
2.3.3 粘性系数η1的影响
粘性系数η1的影响如图7所示。
由图7可知, 随初始密度的增加粘性系数η1值基本上呈减小趋势。比较不同含水率在相同初始密度时的情况, 对比图7 (a) 中含水率为22.5%和图7 (b) 中含水率为33.41%苜蓿的η1值可知, 较低含水率时的η1值大于相对应较高含水率时的η1值。这说明:低含水率情况下, 苜蓿受压时的永久变形量小于高含水率时的永久变形量。
3 结论
1) 紫花苜蓿的蠕变模型为四元件伯格斯模型, 并在此基础上获得了相应的蠕变特性参数。
2) 含水率、初始密度和载荷对紫花苜蓿蠕变特性都有影响。含水率的增加均使E2和η1减小;初始密度的增加使E2增大, η1减小;载荷的增加使E1值逐渐增大。
摘要：通过对紫花苜蓿进行蠕变试验, 研究了在不同的初始密度、含水率和载荷下紫花苜蓿草的蠕变特性, 建立了保压阶段紫花苜蓿蠕变模型和本构方程, 并对含水率、初始密度、载荷对蠕变特性参数的影响进行了分析研究。研究结果表明, 含水率的增加均使E2和η1减小;初始密度的增加使E2增大, η1减小;载荷的增加使E1值逐渐增大。
关键词：紫花苜蓿,蠕变特性,流变模型
参考文献
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沥青混合料蠕变特性试验研究 篇4
我国沥青路面发展至今, 总里程数已跃居世界第一, 然而高温车辙病害始终存在于沥青路面中[1,2,3,4]。为了解决沥青路面高温永久变形问题, 各类沥青改性剂, 如SBS, SBR、岩沥青等材料被广泛应用。而沥青路面的永久变形与沥青混合料的蠕变性能相关, 本文以基质沥青、SBS改性沥青、SBR改性沥青、掺入煤沥青的混合沥青以及温拌改性沥青等5类沥青结合料形成的沥青混合料为研究对象, 模拟荷载作用下沥青路面永久变形行为, 采用三轴剪切疲劳试验研究了沥青混合料的剪切蠕变规律;基于时间硬化模型获取材料的蠕变参数, 研究结果对沥青路面结构永久变形预估提供了可靠的材料参数, 并得出了沥青混合料的蠕变性能机理。
1 原材料
对5种沥青混合料进行试验研究, 级配采用AC-13C, 集料为玄武岩矿料。沥青结合料分别为:
1) 90号石油沥青;
2) “70%石油沥青90号+30%煤沥青”混合制备成的结合料;
3) “温拌改性剂+70%石油沥青90号+30%煤沥青”混合制备的结合料;
4) “SBS+70%石油沥青90号+30%煤沥青”混合制备的结合料;
5) “SBR+70%石油沥青90号+30%煤沥青”混合制备的结合料。
按照马歇尔设计规程对上述5种沥青混合料进行最佳油石比设计, 沥青混合料路用性能均满足《公路工程沥青路面施工技术规范》的相关技术要求。
2 三轴重复加载永久变形试验
根据AASHTO320试验规程, 对三轴压缩试验单次极限加载的方式进行改进, 利用通用材料试验系统 (UTM) 进行重复剪切加载, 进行三轴重复加载永久变形试验。试件选用高150 mm、直径100 mm的圆柱形试件 (100 mm×H150 mm) , 试验温度为60℃, 加载围压为138 k Pa。偏应力为0.3 MPa/0.5 MPa/0.7 MPa或者0.5 MPa/0.7 MPa/0.9 MPa, 具体根据试验过程中的数据确定, 首先做0.5 MPa与0.7 MPa偏应力的试验, 而后再确定是采用0.3 MPa还是0.9 MPa进行试验。加载波形为加载1 s、卸载1 s的方波。以加载5 000次或者试件完全发生剪切破坏、剪切应变不再增加作为试验结束条件。
3 试验结果分析
通过上述三轴重复加载永久变形试验, 可以得出5种沥青混合料在不同加载力条件下的剪切永久变形与作用次数间的关系曲线, 具体试验结果如图1所示。
由图1可以看出:
1) 沥青混合料在荷载重复作用下, 会出现3阶段的变形规律, 即迅速压密的迁移期、变形线性增大的稳定期和变形迅速发展的破坏期。
在同一温度和应力作用下, 永久变形随荷载作用次数的增加而增大, 稳定期永久应变发展速率增大且破坏期会提前到来。在试验中, 除90号石油沥青混合料在0.7 MPa、温拌混合沥青混合料在0.5 MPa作用下试件出现反弯点外, 绝大部分试验的永久变形曲线均未出现明显的永久应变变化率最小点, 即仍处于稳定期。
2) 5种沥青混合料在荷载作用次数的变化下, 其永久应变的变化规律基本一致, 但沥青原材料性能对混合料的永久应变具有明显影响。
在0.7 MPa偏应力水平下, SBS改性混合沥青混合料、SBR改性混合沥青混合料、温拌混合沥青混合料要优于混合沥青混合料、90号石油沥青混合料;在0.9 MPa偏应力水平下, SBS改性混合沥青混合料优于SBR改性混合沥青混合料和混合沥青混合料。
4 材料高温蠕变参数研究
沥青混合料的流变特性可用蠕变模型进行描述[5,6,7,8,9], 即材料的变形εc是与温度T、应力σ和时间t相关函数。在ABAQUS软件中, 材料高温蠕变模型采用Bailey-Norton公式进行表征, 其表达式为[5]:
式中:εc———应变速率, 即单位时间产生的应变量;
σ———轴向偏应力, 即轴向压力与围压的差;
t———荷载累计作用时间;
A, m, n———材料蠕变参数, 依赖于温度及应力水平。
根据高温剪切疲劳试验数据, 采用Datafit软件包进行多元非线性回归, 获得60℃下5类沥青混合料的高温蠕变参数如表1所示。
5 结语
针对五类沥青混合料, 采用三轴重复荷载永久变形试验分别评价了混合料的高温剪切性能, 而后对试验数据进行非线性回归分析, 得到了材料高温蠕变参数。主要结论如下:
1) 沥青混合料在重复荷载作用下, 会出现迁徙期 (迅速压密) 、稳定期 (变形线性增大) 和破坏期 (变形迅速发展) 三阶段变形。
2) 在五类沥青混合料中, 对于提高路面整体结构的高温抗车辙能力方面, 性能最优的为SBS改性混合沥青混合料, 余下依次为温拌混合沥青混合料>混合沥青混合料>SBR改性混合沥青混合料>90号石油沥青混合料。
3) 利用Bailey-Norton蠕变模型, 回归得出五类沥青混合料的蠕变参数, 为沥青路面结构永久变形预估提供了基础参数。
摘要：针对五种沥青混合料组成的沥青路面结构, 采用三轴重复加载永久变形试验对沥青混合料的流变特性进行了试验研究, 根据试验结果, 利用多元非线性回归方式获得基于Bailey-Norton模型的沥青混合料的高温蠕变参数, 研究结果为沥青路面结构与材料的高温变形设计提供理论支撑。
关键词：沥青混合料,三轴重复加载试验,蠕变,参数
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蠕变特性 篇5
因此, 对于建设项目大量展开的杭州地区, 开展黏土层的一维压缩及蠕变特性研究, 对于工程设计、施工及维护都有很重要的参考价值。
为此, 本文取杭州紫金港浙江大学校区附近某基坑工地地层钻孔得到的原状土, 对自地表向下19 m埋深范围内与城市工程建设相关的土层, 系统而全面地开展杭州黏土层的一维压缩及蠕变特性试验研究, 分析总结压缩指数、回弹指数、渗透系数及次固结系数等基本力学特性的埋深分布。
1 杭州黏土一维固结试验
1.1 杭州黏土层地理概况
杭州市区位于长江三角洲南翼, 钱塘江下游北岸, 杭州湾西端, 地处长江三角洲区域杭嘉湖平原的西南部, 地形地貌十分复杂。第四纪以来, 杭州市气候变化剧烈, 海水面升降频繁, 加上新构造运动的影响, 使得杭州市沉积土成因类型繁多, 厚度变化大。同时古苕溪、古钱塘江多次改道, 冲刷切割, 也使地层相变多而复杂。杭州地基为典型的软土地基, 软土厚度达30~50 m, 地基土体具有含水量高、强度低、压缩性高、渗透系数低、变形稳定历时较长等特点。本文针对自地表向下20 m埋深范围内与城市工程建设相关的土层展开一维固结试验研究。
1.2 试验方法
试验参照SL 237—1999《土工试验规程》中的固结实验。试验仪器为杠杆加压式三联常规固结仪, 土样直径为6.18 cm, 环刀高度为2 cm。每次试验均在环刀内壁涂以硅脂减少土样与环刀之间的摩擦力。
所有试验均在室内环境中进行。所有试样制好后均放置在饱和器内, 然后将整个饱和器完全淹没在ZK-270型真空饱和缸内抽真空饱和, 以确保试样的饱和度;之后进行室内标准固结试验, 加载卸载及再加载荷载顺序为12.5、25、50、100、200、400、800、400、200、100、50、25、12.5、25、50、100、200、400、800及1 600 k Pa, 每级荷载持续时间为1 d。
2 杭州黏土一维压缩及蠕变特性
2.1 压缩特性
压缩和回弹指数可由图1的e-logp曲线进行确定, 图1中a) 和b) 分别为非结构性软土 (5.0 m) 和结构性软土 (12 m) 土样的压缩试验结果。
从图1a) 曲线上可见, 压缩曲线在经过先期固结压力之后接近直线, 此直线的斜率即为压缩指数Cc, 见式 (1) 。同样, 土体由于卸载-再加载所形成的滞回圈的斜率即为土体的回弹指数Cs。
式中:e1和e2表示孔隙比;p1和p2表示分别对应孔隙比e1和e2的竖向有效应力。
试验结果汇总于表1, 地表的土层压缩指数较大, 可能与地表的土体含水量较高有关。4 m深度的土体属于淤泥质黏土, 表现出较高的压缩性;随着深度的增加, 5~9 m范围内的土体压缩指数Cc变化不大, 土体比较均质;14~19 m的土体, 由于土体的先期固结压力较大, 土体较密实, Cc随深度的增加而减小, 回弹指数Cs也有类似的趋势。12 m处压缩指数较上下层大, 是由于该处软土存在结构性, 从图1b) 得到验证。
图2为不同深度土体Cc和Cs的关系。可以看出, 压缩指数Cc几乎是回弹指数Cs的5倍左右。
2.2 水力渗透特性
选取5.0~5.3 m土样的压缩试验结果为例, 本文采用时间平方根法 (Taylor法) , 见图3a) 及时间对数法 (Casagrande法) , 见图3b) , 分别得到土的渗透系数, 然后再取平均值作为结果。
土体的渗透系数不是固定不变的, 随着孔隙比的改变而改变。在一维固结试验中, 同一种土样在不同荷载下的孔隙比差异导致土体渗透系数的差异, P.L.Berry&T.J.Poskitt[9]提出孔隙比与渗透系数在半对数坐标上呈线性关系, k为任意空隙比下e的渗透系数, k0为对应初始空隙比e0的渗透系数, e0为初始空隙比。
根据试验得到渗透系数与孔隙比的关系, 通过拟合得到孔隙比与渗透系数之间的对数关系, 再由初始孔隙比通过上面方法拟合得到对数关系求得初始渗透系数, 汇总于表2。
从表2可看出, 除表层和9~14 m的砂质土层外, 其他土层的初始渗透系数随深度呈跳跃式变化, 但变化不大。渗透系数变化率ck表征的是渗透系数变化快慢受孔隙比的影响, ck越大表明渗透系数受孔隙比变化的影响越小。杭州黏土的渗透变化率汇总于表3。
由表3可看出, 除17~19 m土层的渗透变化率较小外, 其他土层的渗透变化率随深度变化而变, 但变化很小。
2.3 次固结特性
在超静孔隙水压力完全消散后, 沉降会在相当长的时间内继续发展, 这是土骨架流变的结果。土骨架的流变实际上在主固结阶段就存在, 只是由此引起的沉降与由孔隙水压力消散引起的沉降相比可以忽略不计。次固结系数是表征土体在主固结完成后继续变形的一个指标。一般采用室内常规一维固结试验确定次固结系数。如图4所示, 在e-logt图上量测次固结阶段曲线的斜率得到土体的次固结系数。
杭州黏土的次固结系数随着固结压力先升后降较为明显, 从上述试验结果中量取相对于1 600 k Pa荷载下的次固结系数汇总于表4。
由表4可见, 次固结系数的变化范围为0.002~0.006, 除7~9 m外的浅层土次固结特性较明显, 17 m以下土的次固结特性较小。此外, 基于杭州黏土的次固结系数与压缩指数基本上呈线性关系, 次固结系数与压缩指数的比值列于表5, 变化范围为0.023 5~0.042 7。
3 结语
本文取杭州紫金港浙江大学校区附近某基坑工地地层钻孔得原状土, 对自地表向下19 m埋深范围内与城市工程建设相关的土层, 系统而全面地开展杭州黏土层的一维压缩及蠕变特性及其参数试验研究, 分析总结压缩指数、回弹指数、渗透系数及次固结系数等基本力学特性的埋深分布。得出压缩指数Cc是回弹指数Cs的5倍左右, 次固结系数与压缩指数的比值在0.023 5~0.042 7之间, 结论为软土地基基坑分析提供基础参数。
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蠕变特性 篇6
1 试验方法
1.1 土样参数
试验所用的土样为广西南宁快速环道路堑边坡膨胀土, 其成因为冲洪积膨胀土, 土体呈灰白色, 属中等膨胀土, 土样物理化学参数见表1。
1.2 试验方法
膨胀土样初始含水量分别为16%, 19%, 22%, 试样的初始干密度为1.89 g/cm3, 对6个土样分两组直接做压缩试验, 加载序列为:50 kPa, 100 kPa, 200 kPa, 300 kPa, 400 kPa, 600 kPa, 800 kPa, 1 000 kPa, 单级保载时间为1 d。
2 试验结果分析
2.1 同含水率不同荷载下应变与时间变化关系
当应力较小 (50 kPa) 时, 应变速率随时间呈衰减趋势, 应力较大 (100 kPa, 400 kPa, 600 kPa) 时, 则呈非衰减趋势。这表明:在试验过程中, 非饱和应力膨胀土中气相按Fick定律迅速扩散, 且扩散系数随土样含水量的增加而增加;负孔隙水压力不断增大, 收缩膜像一张薄的橡皮膜将土颗粒拉在一起。加载初期, 土体压缩量主要由孔隙水压力消散控制;随荷载增加, 孔隙水压力消散减弱, 土骨架蠕变逐渐发展, 且由土骨架控制的变形量相对较由孔隙水压控制的变形量小。
应用数值分析软件, 分别对图1中含水量为16%时不同荷载情况下的应变—时间关系曲线进行对数拟合, 结果见表2。
分别对Ai—σ, Bi—σ进行拟合, 发现应力σ与Ai, Bi均存在良好的对数关系, 且相关系数R2值分别为0.973 2, 0.954 3, 并分别得出Ai—σ, Bi—σ经验公式如下:
其中, σ为土样含水量;Ai, Bi均为相关系数。
将式 (1) , 式 (2) 中Ai和Bi值分别代入表2中ε—t拟合方程, 得出含水率为16%时, 非饱和膨胀土σ—ε—t本构方程如下式:
2.2 同荷载不同含水率下应变与时间变化关系
由试验得出相同荷载不同含水量条件下, 非饱和膨胀土应变速率随时间变化关系曲线如图1, 图2所示。
应用数值分析软件对图1中较小应力 (50 kPa) 时的衰减曲线进行对数拟合, 结果见表3。
分别对Ci—w, Di—w进行拟合, 发现含水量w与Ci, Di均存在良好的线性关系, 且相关系数值R2分别为0.998 1, 0.999 4, 并分别得出Ci—w, Di—w经验公式如下:
其中, w为土样含水量;Ci, Di均为相关系数。
将式 (4) , 式 (5) 中Ci和Di值分别代入表3中应变—时间拟合方程, 得出竖向荷载为50 kPa时, 非饱和膨胀土ε—w—t的本构方程如下式:
试验结果表明:当荷载较小 (50 kPa) 时, 含水量高的土样变形较含水量相对较低的土样发展慢。故含水量较低的土样应变速率随时间增长出现衰减的趋势较早;当荷载较大 (400 kPa) 时, 应变速率在加载6 h后, 呈很明显非衰减趋势 (见图2) , 且非衰减幅度受含水量影响也较大。
3 非饱和膨胀土蠕变变形机理分析
对于软黏土来说, 当土中超静孔水压力消散接近于0时, 土体的沉降还远未停止, 这种在恒定有效应力作用下产生的变形, 主要是由于土骨架蠕变所产生的, 即恒定应力作用下变形随时间增长的现象。在对非饱和膨胀土加荷将产生超孔隙气压力和超孔隙水压力, 超孔隙压力会随时间增长而消散, 最终回到加荷以前的数值。
膨胀土是一种特殊的软黏土, 在某级荷载作用下, 含水量逐渐减少, 土体压缩, 吸力增加, 从而导致颗粒间有效应力增加。非饱和膨胀土所显示的特性表明, 其既不是弹性体, 也不是塑性体, 而是变形与应力及时间都有关的粘弹塑性体。
4 结语
1) 分级加载情况下, 当应力较小时, 非饱和膨胀土的应变速率随时间呈衰减趋势, 且该趋势随含水量增大愈明显;2) 土样在加载6 h后, 应变速率随时间呈很明显的非衰减趋势, 且非衰减幅度受含水量影响也较大。当含水量由16%增加3%和6%时 (即增幅分别为18.75%和37.5%) , ε—t拟合方程系数C的增幅分别为45.93%, 99.37%, 系数D的增幅分别为708.26%, 80.53%;3) 当非饱和膨胀土样的含水量为16%时, 应变与时间对数成线性关系, 此时应力与对应拟合方程系数成对数关系;4) 当土样所受竖向荷载为50 kPa时, 应变与时间对数成线性关系, 此时含水量与对应拟合方程系数亦成线性关系。
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