压实性能

压实性能（通用7篇）

压实性能 篇1

Superpave技术已在我国获得一定的应用,江苏省已将Superpave技术列入地方规范,特别是沪宁高速公路8车道扩建工程中下面层全部使用Superpave技术,该技术已成为我国重载高速公路沥青路面优先选择。Superpave体系的主要特点是实验室压实,而旋转压实仪(SGC)是完成实验室设计的主要试验仪器。随着Superpave技术在国内推广应用的日益广泛,旋转压实仪国产化进程也在同步加快,目前国内已有多家科研机构或仪器制造厂家实现旋转压实仪的自主研发,这其中有些是在进口设备的基础上加以改进,有些则是对进口设备的机械模仿,生产水平参差不齐导致不同厂家所生产不同型号的旋转压实仪工作性能存在较大差异,进而直接影响Superpave混合料设计结果的可靠性。

本文以某国产旋转压实仪(型号X)为例,介绍旋转压实仪性能检测评估过程,为国产压实仪器的检测评估提供参考。

1 评估标准

AASHTO PP35-98中规定旋转压实仪评估以成型试件的毛体积相对密度(Gsb)为关键指标,同时给出了用于旋转压实仪评估的条件假设和评定标准[1,2],具体如下:

基本假设:对于同一种沥青混合料,待评估设备与标准设备所成型的旋转压实试件的毛体积相对密度应基本相同。

替代假设:对于同一种沥青混合料,待评估设备与标准设备所成型的旋转压实试件的毛体积相对密度存在明显偏差。

评定标准:Gsb(待评估设备)-Gsb(标准设备)≤±0.010。

2 评估准备

国产旋转压实仪X为待评估设备,经过系统标定的2台PINE、1台Troxler为标准设备。

评估试验以4台旋转压实仪分别完成同一级配类型沥青混合料(共5种级配类型)的一组标准试件(每组6个)的毛体积相对密度(Gsb)为准,比较分析不同旋转压实仪成型的试件Gsb的平均值及标准差。

2.1 材料准备

为确保评估结果的代表性,采用5种级配类型的Superpave沥青混合料,4种集料级配与2种沥青的组合,见表1。

成型Superpave标准试件总数:4×5×6=120个(旋转压实仪台数×混合料类型×每组平行试件个数);每种沥青混合料还需准备2组最大理论密度试件,总数:5×2=10组(混合料类型×每组平行试件个数)。Superpave沥青混合料设计按照AASHTO R35要求进行[3,4]。

2.2 设备校验

在每一轮试验开始之前均需进行仪器检查与标定,以保证试验过程中仪器设备处于正常的工作状态。

需要说明的是,在AASHTO T312中有2种标定方法:方法A,外部角度标定,使用制造商建议的方法,外部角控制要求1.25°±0.02°;方法B,有效内部角度标定,按AASHTO PP48标定方法,内部角控制要求1.16°±0.02°[5]。然而,越来越多的研究发现,旋转压实仪内部角标定比外部角度更为有效,内部角标定已成为全球公认的旋转压实仪角度标定方法。我国部颁行业标准《旋转压实仪》(JT/T 724—2008)及计量检定规程《旋转压实仪》(JJG087—2008)也明确规定旋转压实仪角度按内部角控制,控制标准为1.16°±0.02°,外部角仅作为参照指标[6,7,8]。

2.3 试件成型

试件拌和、成型严格按照Superpave沥青混合料试件成型方法进行,具体方法参照AASHTO T312,试验过程中实时记录对应于Nini、Ndes时的试件高度。

为了避免由于人为操作、机械偏差或其它不确定因素而导致的系统误差集中地出现在某一台旋转压实仪或某一组试件的成型过程中,试验时采取随机的试件成型次序,表2为Sup-20C(普通沥青)混合料成型过程中的随机成型次序,其它类型沥青混合料试件成型次序可以此为例随机编排。

3 评估过程

3.1 标准设备自评

评估过程假定原装进口设备为标准设备,标准设备是否“标准”将直接影响待评估结果的可信度,因此,首先应通过标准设备自评试验来证明该假定是否成立。检验判定标准仍采用AASHTO PP35-98的规定,分别用假定标准设备成型各类旋转压实试件,测定初始压实次数和设计压实次数相应的试件毛体积相对密度的平均值,统计分析各假定标准设备成型试件Gsb之间的平均值(Avg)偏差情况,统计结果如图1所示。由图示统计结果可知,在初始压实次数和设计压实次数时,3台假定标准设备成型试件Gsb之间的平均值偏差全都在AASHTO PP35-98标准规定的±0.010的要求范围内,说明假定所选的3台标准设备是成立的;同时发现,设计压实次数时的Gsb偏差值整体上要小于初始压实次数时的Gsb偏差。

3.2 待定设备评估

标准设备假定验证成立后,采用相同的试验评价方法,进行待定设备的评估,评估结果如图2所示。由图示统计结果可知,初始压实次数时,待评估设备成型试件的Gsb与3台标准设备偏差较大,15个偏差统计值中有14个超出AASHTO PP35-98标准规定的±0.010的要求范围,另1个偏差统计值虽满足标准要求但也基本接近该要求范围的上限值;设计压实次数时,待评估设备成型试件的Gsb与3台标准设备却较为接近,全部在AASHTO PP35-98标准规定的±0.010的要求范围内,并且15个偏差统计值中,有9个仅为0.001,另有一个为0。

4 补充分析

Superpave混合料设计要求根据不同交通量选定不同旋转压实次数,并分别用Nini、Ndes反映实际施工过程中混合料初压、终压难易程度,用Nmax检验超出设计交通量过多时发生塑性破坏的可能性。由图1和图2所示试验结果可知,3台标准设备之间,Nini和Ndes阶段所对应的试件压实度偏差基本保持在相同水平,且均满足评定标准要求,说明标准设备在整个工作过程能保持良好的稳定性;而标准设备与待评估设备之间,Ndes阶段所对应的试件压实度偏差能够满足评定标准要求,而Nini阶段所对应的试件压实度偏差较为明显,最大者达到评定标准的5倍,说明待评估设备初始阶段工作性能还不是很稳定。

为了进一步研究初始压实次数时待评估设备工作性能,再次对3台标准设备和待评估设备成型试件的初始压实度进行了统计分析,结果见表3。

注:统计值均为一组(6个)试件的平均值,括号内数值为一组试件的标准差。

由表中试验结果可知,初始压实次数时,对于不同混合料类型,不同型号旋转压实仪初始压实度表现为不同离散水平,整体而言,待评估设备试验结果的离散型要高于标准设备,但试件的初始压实度却能够满足AASHTO R35标准要求。如果仅就设计试验数据能否满足标准要求而言,待评估设备的试验数据是可取的,即待评估设备的工作性能是可接受的;然而,就同组试验数据的离散程度而言,待评估设备成型试件压实度的离散程度要明显大于其它3台标准设备,说明试验数据本身的可信度是值得怀疑的,即待评估设备的稳定性还有待于进一步改进。

5 结语

通过试验评估了国产旋转压实仪工作性能,评估结果表明,在设计压实次数(100次)时,待评估设备成型试件的Gsb与3台标准设备却较为接近,试验结果全部满足AASHTO PP35-98标准规定要求;而在初始压实次数(8次)时,待评估设备成型试件的Gsb与3台标准设备偏差较大,由此说明待评估设备在设计压实次数时的工作性能的稳定性要优于初始压实次数,即待评估设备工作性能的前期稳定性还有待于进一步改进。评估方法可为其它国产旋转压实仪性能检验评估所借鉴。

参考文献

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[2]Douglas I.Hanson,PE.“EVALUATION OF TEST QUIP SUPERPAVE GYRATORY COMPACTOR”.The Southeast Superpave Center National Center for Asphalt Technology Auburn University,AL[R].

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[7]JT/T724—2008.旋转压实仪[S].

[8]JJG087—2008.旋转压实仪[S].

压实性能 篇2

路基填筑是公路路基工程的一个重要环节。土基填筑工程的质量控制在现代高等级公路建设中显得尤为重要, 把握好压实度是控制土基填筑工程质量的关键。在高速公路建设中, 如果土基施工中的压实度控制不好, 引起路基局部或整体沉降, 势必造成路面损坏, 直接影响行车安全, 对国家建设造成经济损失。实践证明, 在填筑路基时, 如果地基没有足够的强度, 路基的第一层是难于达到较高的压实度的。如地基本身比较湿软, 未经处理, 直接在上填筑路基, 往往会发生困难。在填筑第一层甚至第二层时, 层层都难以压实。如果用重型机械碾压则容易出现弹簧现象。在这种情况下, 应该先采取措施处理地基, 或先在地基上用砂、砂砾、砂砾土或其它类似的材料填筑一至二层, 进行适当的碾压后再进行填土。

1 土的压实机理

通过击实试验可以得到各种土的击实曲线, 它们的差异已经反映出土压实性的复杂, 但其内在的压实理论尚不完善。现在认为土的压实特性同土体的组成与结构、土粒的表面现象、毛细管压力、孔隙水和孔隙气压力等均有关系, 所以因素很复杂。土是固相、液相和气相的三相体, 即以土粒为骨架、以水和气体占据颗粒间的孔隙。土体的压实作用是使土块变形和结构调整以致密实。当采用压实机械对土施加碾压时, 土颗粒彼此挤紧, 孔隙减小, 顺序重新排列, 形成新的密实体, 粗粒土之间摩擦和咬合增强, 细粒土之间的分子引力增大, 从而土的强度和稳定性都得以提高。

土样的含水量大于其相应的最佳含水量时, 土的强度很低;随着含水量的减小, 土的强度相应的逐渐增加, 当土样的含水量低于其最佳含水量时, 虽然土的干容重比较小, 但其强度仍在随含水量的减小而增大, 且比最佳含水量时的强度要大得多。这是因为此时的压实功虽未使土样达到最密实状态, 但它克服了土粒间引力等的联结形成了新的结构, 能量转化为土的强度的提高, 而且较大的击实功不仅增加了土的密实度也提高了土的强度。也就是说, 压实土的强度在一定条件下可以通过增大压实功来提高。但是, 正如压实土样浸水饱和会产生附加压缩的形态一样, 在强度方面也存在类似的特性, 即当压实土样在浸水饱和后也会有明显的软化现象, 强度会明显地降低, 这就是所谓的强度稳定性问题。所以工程中总是要求在最佳含水量状态下把土压实至最大干容重。

2 提高路基压实度的方法

密实度尽管只是反映压实土工程特性的间接指标, 但也许是和路堤施工的联系最为紧密的指标。击实试验在室内被广泛用于确定粘性土的最大干密度和最优含水量。最优含水量是指在一定功能的压实 (或击实、或夯实) 作用下, 能使填土达到最大干密度 (干容量) 时相应的含水量。应用压实度必须首先确定填筑土的最优含水量和最大干密度, 规范规定的方法是应用标准击实试验, 在测定试的干密度和含水量后绘制干密度-含水量曲线, 曲线的峰值点即为所测定试样的优含水量和最大干密度。此方法具有简单易掌握的特点, 同时也会因技术人员处理资料习惯的不同而产生人为因素的误差, 其根本原因在于采用干密度-含水量线, 进行分析时存在任意性。

在土基填筑过程中, 土在最佳含水率下压实是最有效、最经济的方法。对于过干的土, 可以适当洒水, 对于过湿的土, 可以翻晒或拌合吸水材料。如果简单的靠增加压实遍数来提高压实度是错误的。土一般由固体颗粒、水、空气三部分组成, 土中固、液、气三相组成的比例反映土的干湿、疏密程度等物理状态。土的最佳含水率和最大干密度可通过室内标准击实试验求得。

在施工现场, 用某种压路机碾压的土的含水量太小 (过干) 或者超过最佳含水量过多 (过湿) , 要达到较高的密实度都是较困难的。对于含水量过大的土、砂砾土、无机结合料稳定土等路面材料进行碾压时, 有时会发生“弹簧”现象, 不能压实, 使现场密实度和强度都很低。压实含水量过高, 长期来看, 容易引起路堤的差异沉降和固结, 增加边坡失稳的潜势。当然, 在特殊干旱或特殊潮湿地区, 因条件所限而无法采取合适的措施调整填土的含水量, 实际施工中往往不得不降低对压实度的要求。

3 压实工具和方法选择

压实功能 (指压实工具的重量、碾压次数、锤落高度及作用时间等) 对压实效果的影响, 是除含水量之外的另一重要因素。试验结果表明, 对于同类土压实功能增加, 其最佳含水量减少, 而最大密实度增加;当含水量一定时, 压实功越大则密实度越高。根据这一特性, 在施工中如果土的含水量低, 加水又有困难时, 可采用增加压实功能的办法来提高其密实度, 即采用重碾或增加碾压次数, 加重落锤或增加落锤高度的办法。如果土的含水量过大, 此时若增加压实功能, 必将出现弹簧现象, 压实效果很差, 造成返工浪费。然而当压实功能增加到一定程度后, 土的密度就增加得不显著, 如若再采用增加压实功能的办法来提高土的密实度就不经济了, 此时, 若不能降低对密实度的要求, 则应采取换土或其它措施来解决。

在路基压实的方法一般分为滚压、搓揉压实、夯实、振动压实等方法。滚压是利用有一定质量的滚轮慢速滚过铺层, 用静压力使铺层土体获得永久残留变形。其实质是通过克服颗粒之间的摩擦力使颗粒大范围内运动达到土体的密实。随着滚压次数的增多, 颗粒间的摩擦力增大。因此, 静压作用的密实效果不是无限的。相反, 无限增加静荷载, 反而会破坏土体的结构, 降低土体的强度。滚压的特点是循环延续时间长, 土体应力状态的变化速度不大, 但应力较大。

搓揉压实是通过引入剪切的力来压实土体。夯实是利用一个物体从一定高度上自由落下时产生的冲击力, 将材料压实。、夯实的特点是对材料所产生的应力变化速度大, 特别对粘性土有较好的压实效果。它的另一种形式是强夯。这种形式的压实是利用一台起重设备和一个大质量的夯锤来实现的。

振动压实是由固定在振动压路机上的振动器所产生的高频 (每分钟1000～3500次) 振动传给压实土体, 使其发生接近自身固有频率的振动, 消除颗粒间的摩擦力, 使小颗粒充填到大颗粒填料的孔隙中, 增加密实度。其特点是表面应力不大、过程时间短、加载频率大, 可广泛应用于粘性小的材料, 如砂砾土、砂土等。

冲击压路机以非圆形轮沿地面对土石材料进行静压、搓揉、周期性冲击的连续作业, 产生强烈的冲击波, 向下具有地震波传播特性。冲击压路机较常规压路机有不同的压实工艺, 基本上不采用现有压路机压半轮或部分重叠碾压的施工方法, 而是按冲击力向土体深扩散分布的性状, 提出新的冲击碾压方法与施工工艺。

填方路基开始前宜做100～200m试验路段, 以确定在该土质条件下机具设备的组合和最佳碾压变数。另外在有坡度的路基压实的时候需要注意的是:无论是上坡还是下坡, 沥青混合料底下一层必须清洁干燥, 而且一定要喷洒沥青结合层, 以避免混合料在碾压时滑移;无论是上坡碾压还是下坡碾压, 压路机的驱动轮均应在后面;上坡碾压时, 压路机起步、停止和加速都要平稳, 避免速度过高或过低;上坡碾压前, 应使混合料冷却到规定的低限温度, 而后进行静力预压, 待混合料温度降到下限 (120℃) 时, 才采用振动压实;下坡碾压应避免突然变速和制动;在坡度很陡情况下进行下坡碾压时, 应先使用轻型压路机进行预压, 而后再用重型压路机或振动压路机进行压实。

4 结束语

最优含水量作为路基压实控制指标中最为重要的因素成为路基压实施工中的控制指标。选取合理的含水量和恰当的压实方法和工具能够有更好的压实效果, 通过大量的施工经验总结可以为以后的路面铺装和运营以后的长期运行性能和维修提供指导。

摘要：本文主要通过对高速公路路基压实因素的研究, 从土的压实机理、压实工具的选择和压实方法等因素分析了影响路基的压实性能。并且从实践中得出结论:最优含水量和压实功能是路基压实控制的关键。

压实性能 篇3

关键词：道路工程,沥青混合料,级配,旋转压实仪 (SGC) ,压实性能

近年来, 我国高速公路沥青路面产生严重的车辙病害和早期水损害, 其中一个重要的原因就是沥青路面压实度不足。由于压实是影响沥青路面使用性能的一个重要因素, 因此沥青混合料的压实性能与其强度以及稳定性密切相关, 严重影响沥青路面的使用寿命, 研究不同级配沥青混合料的压实性能具有重要的现实意义。

1 沥青混合料室内压实方法概述

沥青混合料室内成型方法主要有静压法、马歇尔击实法、轮碾法、振动成型法和旋转压实法等。

目前公认比较好的成型方法有轮碾法、振动成型法和旋转压实法。轮碾法主要用于室内板形或梁形试件的制作, 评价混合料高温、低温、疲劳和抗滑等方面性能;振动成型法在法国、瑞士等国已经有成型的仪器, 试件做横向振动, 并施加一个小的垂直荷载用于成型板形或圆柱形试件;旋转压实方法能够很好地模拟行车对路面的搓揉压实作用, 我国在引进GTM (Gyratory Testing Machine) 和Superpave混合料技术的同时也引进了相关的旋转压实设备。本文采用SGC成型方法对矿料的压实特性展开研究, 评价不同级配沥青混合料的压实性能。

2 试验设计

2.1 对集料破碎的考虑

在本试验中, 试样是按照级配构成的沥青混合料, 当试样受到SGC的压、剪作用后, 试样中的粗、细集料同时承担荷载并通过移位传递给周围相接触的其他矿料;同粗集料相比, 细集料更容易重新移位而使结构更趋密实稳定, 并且在移位的过程中部分能量将消散, 从而使传递作用力减弱, 使相互接触的集料间棱角破碎的概率大大降低, 该过程可以持续到混合矿料达到最密实稳定的状态。这一点和Brown等人对相互嵌挤的粗集料所进行的试验条件不同。

2.2 试验条件选取和试样的准备

本试验采用的TROXLER 4140旋转压实仪, 操作中采用和混合料旋转压实相同的参数设置, 旋转压实角α=1.25°, 加载头压力为600 kPa, 采用ϕ150 mm的标准试模, 试模底座的旋转速度稳定在30 r/min;旋转次数为160次, 并通过实时监控加载头的位置来获得试样高度的变化数据。试验级配如表1所示, 每种级配配备两个试样做平行试验。

3 试验数据分析

3.1 不同坐标系下级配矿料的压实曲线

在常规坐标下, 旋转压实初期, 试模中的试样高度下降很快;随着旋转压实次数的增加, 试样高度的下降速度逐渐减缓, 如图1所示。

若将旋转压实次数取自然对数, 旋转压实次数与试样高度的对数关系将转化为近似直线关系, 如图2所示。

3.2 不同级配矿料压实特性分析

通过上述压实次数和压实高度的分析, 根据相邻点高度变化率和数据点分布规律, 将压实曲线划分成6个段落。根据对6个试样的压实曲线分段、平均可以得到对应3种试验级配的压实过程分段结果。下面通过试验结果来分析不同级配各压实阶段特征参数的分布规律。

1) 旋转压实次数。

各级配在不同压实阶段与旋转压实次数的关系如图3, 图4所示。 a.在设定SGC的旋转压实参数下, 各级配矿料结构都能随着压实次数的增加, 依次实现从松散堆积到重排挤密, 并最终达到密实稳定的转变。b.各压实阶段实现的先后与矿料级配的差异有关。c.各级配都是压实次数在 (100±15) 次范围内达到初次稳定阶段4, 并且在此前后各阶段压实次数具有不同的分布规律。1, 2, 3阶段属于矿料的挤密阶段, 较多的粗集料增加了压实过程中的难度, 故SMA13出现各压实阶段所需要的压实次数比SJ13要大, DAC13最小;当级配压实到4阶段后, 混合矿料结构基本稳定, 压实功的增加将打破现有的平衡状态直至实现新的平衡, 级配的稳定性越好, 矿料体系对外界扰动的这种“自愈”过程就越迅速, SMA13兼具良好的骨架、密实特征, 因此后两个阶段所需要的压实次数最少, DAC13则最多。

2) 试样高度。

各级配不同压实阶段试样高度及其变化情况如图5, 图6所示。a.不同级配特征的矿料试样在旋转压实过程中的高度不同, 粗集料含量的多少同压实曲线的高低直接相关, 粗集料较多的SMA13试样在不同阶段的高度均比其他两种级配要大。b.初次压实稳定阶段4是不同级配试样压实过程中第一次出现的稳定平衡状态。试样在4阶段以前的1, 2, 3阶段压密过程中的高度变化较大, 在三种试验级配中, SMA13高度变化最大, DAC13最小;4阶段及以后的5, 6阶段试样结构已经趋于稳定, 试样高度变化不明显, 细微的数据观察发现SMA13在受到扰动后“自愈”的过程中高度变化最小, DAC13最大。

4 结语

1) 研究了在不同坐标下矿料的压实曲线, 分析了试样高度变化在不同坐标系下的变化趋势。2) 根据旋转压实曲线的分布将曲线分为6个阶段, 研究了矿料密实曲线在不同阶段的压实特性。在SGC旋转压实过程中, 初期以矿料颗粒的移位重排为主, 后期则以试样结构的压缩挤密为主, 同时密实度和稳定性增加。3) 分析了试验级配的压实特征参数分布。各压实阶段实现的先后与矿料级配的差异有关, 各级配都是压实次数在 (100±15) 次范围内达到初次稳定阶段4, 但是SMA13出现各压实阶段所需要的压实次数比SJ13要大, DAC13最小。

参考文献

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[5]余淑藩.Superpave水准Ⅰ-沥青混合料设计[J].交通部重庆公路科学研究所, 1997 (3) :12.

压实性能 篇4

对土体结构稳定性来说抗拉性能差是土的主要缺陷, 然而, 通过加筋可以在一定程度上克服这种缺陷。用于加强土体的方法有多种, 1966年, Vidal率先采用镀锌钢条改善无黏性土的性能, 从那以后, 各种加筋土结构已遍及世界各地。第一个土工合成材料加筋土墙 (GRS) 于1970年在法国的Poitiers附近建成, 现在, 土工合成材料已广泛作为加筋土墙和路堤边坡的加强元素。

GRS墙内部稳定性设计时, 计算加筋荷载的推荐方法有许多种, 目前广泛使用的方法都融入了极限平衡概念。估算GRS墙荷载的方法在北美主要有国家公路和运输官员协会 (AASHTO) 的耦合重力法, 联邦公路管理局的结构刚度法和简化AASHTO法。然而, 据报道这些方法估算的荷载都偏于保守。例如, Allen等人研究了20个土工合成材料墙的实例, 内容涵盖加筋土墙的不同因素, 如墙高、附加荷载、地基条件、墙面类型与坡度、加筋类型与刚度以及加筋间距。结果表明, AASHTO的方法过于保守, 建议土工合成材料加筋的用量按大于达到以实际长期性能为基础确定的允许性能所需加筋量的约1.5~4倍采用。Miyata和Bathurst及Bathu rst等的研究实例也得到了类似的结果。

Ehrlich和Mitchell以工作应力为基础提出了加筋土墙内力设计的解析法, 尤其重要的是该方法明确考虑了回填压实应力及加筋土的刚度特性。据研究, 根据与已发表的包含一系列加筋类型的几个足尺墙体加筋拉力资料的比较, 该方法具有良好的预测功能。Allen等提出了一个以工作应力法 (K-刚度法) 为基础的经验公式, 公式明确包括了加筋刚度对计算加筋荷载的影响。根据Bathurst等研究, 使用Allen方法预测GRS墙的加筋荷载与实测加筋荷载具有良好的一致性。

在近几十年以来, 为确定GRS墙的有效参数进行了一些实验和数值研究。然而, 尽管这些研究的内容很广泛, 但对压实的影响考虑得很少。Ehrlich和Mitchell指出, 土体压实产生的应力可能是一种RSW预应力, 从而减小墙体在施工后的侧向位移。Tatsuoka等和Uchimura等提出了采用预加荷载和预加应力加强土体的方法。据研究, 墙体预加荷载后的实测瞬时变形和长期残余变形都很小。根据Bathurst等研究, 采用55 k Pa和144 k Pa的压力时, 压实对施工引起的外墙变形和GRS墙施工结束时墙趾的水平土压力都有明显的影响。压实的影响由于施加外部附加荷载而减弱。

本研究的目的是评价土体压实对GRS墙的性能的影响。本研究的重点是对Saramago和Barboza Júnior在COPPE/UFRJ岩土工程实验室用两种不同的压实方法建造的两个足尺土工格栅加筋土墙进行测量。

1 实验方案

1.1 墙的构造

本研究描述了在COPPE/UFRJ实体模型实验室建造的两个土墙, 称作墙1和墙2。该模型是一个U形的实体墙 (高1.5 m、长3.0 m、宽2.0 m) 。该模型代表原型的一部分, 用于模拟7.0 m高土墙的性能, 考虑的附加载荷达100 k Pa (见图1) 。

图2是墙1的横断面图, 它是用间距Sv=0.4 m、墙面与水平面为84°倾斜的4层聚酯纤维土工格栅 (Fortrac80/30-20) 建造而成, 4层加筋均沿墙高方向安装。墙面采用高度为0.2 m的预制块。墙1的土层用轻型振动板 (Dynapac LF81) 和振动夯 (Dynapac LC71-ET) 进行了压实。

压实机的等效静荷载由安装在机身的Kyowa加速度计确定。在这种情况下, 等效静止重量的概念是由Ehrlich和Mitchell提出, 而不是与力作功有关的经典定义。振动板 (以下称“轻型压实机”) 的等效垂直应力为8.0 k Pa, 振动夯 (以下称“重型压实机”) 的等效垂直应力为73 k Pa。采用轻型和重型压实后的土体重度分别为19 k N/m3和21 k N/m3。墙2与墙1类似, 不同之处在于墙2只用轻型压实机进行了压实。两个墙的特性见表1。

1.2 材料性能

回填材料由含有大量细颗粒 (19%<200#) 石英粉末的级配良好的砂组成, D50=0.25 mm, 曲率系数CC=1, 不均匀系数Cu=8.9, 塑性指数PI=0。图3为试验所用砂质填料的粒度分布曲线。土的抗剪强度参数是在考虑不同密度土的三轴和平面应变试验结果后确定的, 见表2。在墙1和墙2使用的土工合成材料加筋的产品名称为柔性聚酯土工格栅。加筋的物理力学性质见表3。两个墙都用预制混凝土块做墙面 (见图4) , 混凝土块的特性见表4。土工格栅和混凝土块的物理力学性质由生产厂家提供。注意土工格栅与墙面块体之间为摩擦型连接。

1.3 建造、设备及附加载荷

模型由7层土组成, 单层厚0.2 m, 干砌。沿墙高方向布置4层加筋, 4层加筋的位置为底面及0.4 m、0.8 m和1.2 m的高度。从墙面起算加筋的总长度为2.12 m。

注:碎石用来充填块体的孔洞。

建造墙1的每个土层都分三个阶段进行: (1) 铺土; (2) 轻型压实; (3) 重型击实。注意墙2的填土只用轻型压实机压实。墙2在铺好土层之后, 用轻型振动板在整个填土层面上持续来回振动, 直到加速计的数值达到稳定为止, 该过程在每个土层耗时约10 min。在墙1两种设备的压实都采用与上述相同的程序。在轻型压实 (振动板) 之后还进行了重型压实 (振动夯) 。压实完成后, 用原位土密度试验仪测定了不同点位的土层密度。

两个墙在紧靠墙后0.5m范围的回填土都只用振动板 (轻型压实) 作了压实。采用这种预防措施是为了尽量减小压实引起的墙体向外变形和墙背的侧向应力。为了减少土与模型壁之间侧向摩擦力的影响, 在模型的每一个侧壁都安装了超高分子量聚乙烯板 (UHMW1900) 。为保证在试验期间保持平面应变条件, 还使用了包有塑料膜的硅润滑脂薄层。

两个试验都在墙底1 m宽范围用夹硅润滑脂橡胶片做了润滑, 以便潜在破裂面能够从墙面滑开 (见图2) , 润滑范围包含了墙面的基础。所以, 活动区内的加筋的长度有一个增量, 因而可以在该区域安装压力盒测量加筋的活动拉力。

试验中测定了2#~4#加筋的拉力。压力盒安装在加筋的4个不同点位上, 设备的总体规划是在活动区安装两个压力盒, 另外两个安装在稳定区。图5为无保护树脂压力盒的图片, 压力盒与土工格栅相连, 用于测定加筋的活动拉力, 而无需确定加筋的应力-应变曲线 (该曲线与时间有关) 。压力盒能够抵消温度效应和弯矩, 而且足以抵抗土在压实过程中产生的应力。

墙面的水平位移采用4个线性可变差动变压器LVDT在以下砖块层进行测定:第1层 (LVDT4) 、第3层 (LVDT3) 、第5层 (LVDT2) 和第7层 (LVDT1) , 仪器的安装位置见图2。对附加荷载, 在整个回填土面之上安装了空气袋。

2 实验结果

2.1 加筋拉应力的比较

图6为墙1 (a) 和墙2 (b) 第2、第3和第4加筋层的实测活动拉力。图中虚线和实线分别表示施工结束时和100k Pa附加荷载施加后加筋层的实测活动拉力。可以看出, 在靠近墙面的实测拉力 (T0) 、加筋的最大活动拉力以及所在的位置上两个墙都有差别。

图7为墙1和墙2第2、第3和第4加筋层的实测活动拉力总量, 这些曲线是施工结束时和施加不同附加荷载时的实测值。墙2 (虚线) 的土只用轻型振动板作了压实, 墙1 (实线) 土用振动板和振动夯做了压实。建造结束时, 墙1加筋层的最大实测活动拉力总量 (ΣTmax) 比墙2的相应值高很多。然而, 这种差别随着附加荷载的增大而减小。我们认为在100 k Pa附加荷载下两个墙的ΣTmax值相同是合理的。这一特性与土体压实产生的垂直应力有关, 墙1在使用振动夯时的垂直应力达73 k Pa。该特性将在本节的后面进一步讨论。

两个墙的Tmax的位置是不同的:墙1和墙2的最大拉力点距墙面分别约0.6 m和1.2 m。因此, Tmax的位置在墙2大约为墙1的2倍。

对比墙1和墙2可知, 靠墙面加筋拉力总量ΣT0与相应ΣTMax的比值明显较大, 比值ΣT0/ΣTMax在墙2介于0.55~0.7, 在墙1介于0~0.3。因此, 墙1 (重型压实) 靠墙面加筋拉力的总量达到ΣTMax的30%, 而在墙2 (轻型压实) 该比值可以高达TMax的70%。

图8为墙1和墙2第2、第3和第4加筋层连接处活动拉力总量ΣT0与等效深度的关系。土的等效深度Zeq相当于施加在墙顶的附加荷载值除以土的重度q/γ加该层的实际深度。墙1的等效深度为0~2 m, ΣT0=0。在等效深度大于2 m之后, ΣT0增长缓慢, 当Zeq>3时, ΣT0随Zeq线性增大。墙2在建造的各个阶段和施加外荷载时ΣT0都有明显的变化。

注:实线:100k Pa。虚线:建造结束时。

注:实线:墙1。虚线:墙2。

在墙1和墙2看到的特征与土体压实产生的垂直应力 (σ'zc, i) 不同有关, 墙1和墙2的 (σ'zc, i) 分别为73 k Pa和8k Pa。压实等效影响深度Zc指的是上覆土层应力大于压实应力, 土体不再受到压实影响的等价深度。Zc由 (σ'zc, i) 除以土的重度 (σ'zc, i/γ) 得到, 墙1的Zc为3.5 m。

能够预料的特征是只有在Zeq大于ZC时ΣT0才有明显的变化, 但墙1在Zeq小于3.5 m (Zeq~2 m) 就能观察到变化。需要注意的是该墙紧靠墙后0.5 m的土只用轻型压实设备作了压实。因此, 连接处的活动拉力不完全遵循重型压实影响深度的变化应当是合理的。建造过程可以证实所观察到的特征性, 那就是为什么墙1在Zeq小于3.5 m时能够观测到明显的ΣT0增量。

注:虚线:重型压实的影响深度。

图9为墙1和墙2的ΣTmax与等效深度的关系。图中虚线表示对应于重型压实产生的垂直应力的等效深度ZC, 墙1为3.5 m。与Zeq大于ZC相比, Zeq小于ZC时墙1的ΣTmax值的变化较小 (即ΣTmax仍然受到土体压实产生的应力的影响) 。Zeq较大时, ΣTmax与Zeq之间存在线性关系表明压实效应已经消失, 加筋的拉力只受土压力控制。这些结果表明, 按Enrlich和Mitchell的观点, 可以把压实看成是土的一种超固结。由于是轻型压实, 在墙2没有观测到这种特性, 建造结束后ΣTmax与Zeq总体上呈线性变化。

2.2 侧向位移的比较

图10表示墙1在不同的建造阶段和施加外部附加荷载 (100 k Pa) 之后的实测水平位移。最大位移增量出现在重型压实设备的运行过程中。在其他建造阶段的侧向位移增量较小得到了证实, 这种特征在所有测点都能看到, 而且与不同的LVDT都有关。

正如第3.1节所述, 回填压实造成墙1的加筋产生预应力。图10也表明, 压实导致加筋土体产生一种预固结, 使其在建造之后具有更好的刚性。只有在施加的外部附加荷载高于重型击实产生的等效垂直应力 (73 k Pa) 之后才会见到明显的侧向位移。此外, 比较建造结束和施加100 k Pa附加荷载时的水平位移表明, 总水平位移的近80%出现在建造结束之前, 只有总水平位移的20%与达到100 k Pa的附加荷载的加载等级有关。这些结果促使我们关注回填压实应力对减小土墙工后侧向位移的重要性。

图11为墙1 (重型压实) 和墙2 (轻型压实) 在建造结束后由于施加附加荷载产生的水平位移增量。图中的虚线和实线分别对应于施加25 k Pa和100 k Pa的附加荷载。正如预测的那样, 墙2的侧向位移比墙1高 (即在建造完成后, 墙1对附加荷载较不敏感) 。

图12为墙1和墙2在施加附加荷载q后由4个LVDT实测的水平位移总量。虚线表示对应的附加荷载值q*, σ'z ave为由重型击实确定的σ'zc, i值 (σ'zc, i=73 k Pa) , σ'z ave是考虑外部附加载荷q和土体自重 (由第2、第3和第4层加筋层平均深度Zave确定) 的垂直应力, 按下式计算:

于是墙1的q*值等于60 k Pa。结果清楚地表明, 该墙在q<q*时, 即在σ'z ave超过重型压实产生的垂直土压力σ'zc, i之前, 水平位移受附加荷载的影响并不明显。然而, 在较高的附加荷载值, 即q>q*, 水平位移对加载增量非常敏感。在墙2观测到的侧向位移大却与附加载荷无关。

这些结果还表明可以把土的压实看成是土的一种超固结。在墙1和墙2观察到的特性差异与建造期间土体压实产生应力的大小有关。

3 实测与预测最大加筋荷载总量的比较

为了验证模型的预测能力, 用实体模型的实测值与AASHTO的方法和Ehrlich和Mitchell的方法的计算值进行了比较。

采用AASHTO的方法计算加筋的最大拉力Tmax时由以下公式确定:

式中, z为加筋层在墙顶以下的深度;γ为土的重度;SV为加筋的垂直间距;q为附加压力;K为主动土压力系数, 由下式确定

式中, φ为土的峰值内摩擦角;ω为墙面与铅垂线间的夹角。

根据Ehrlich和Mitchell的方法计算Tmax使用以下公式:

式中, SV和Sh分别为加筋的垂直间距和水平间距;σ'zc为包括压实在内的先期最大有效垂直应力;x为无量纲参数, 从Ehrlich和Mitchell的表查得。在已知深度, 包括压实在内的先期最大等效垂直应力σ'zc为:当σ'z<σ'zc时σ'zc=σ'zc, i, 当σ'z>σ'zc, i时, σ'zc=σ'z;式中的σ'zc, i为压实产生的最大有效垂直应力, σ'z为建造结束时每一加筋层的有效垂直应力, 由以下公式得到:

式中, Ka为主动土压力系数;Lr为加筋的总长度;其他参数的意义同上。

参数x可以通过计算出土与加筋的相对延伸率β从Ehrlich和Mitchell的表查得, β由下式定义:

式中, Pa为大气压力;n为模指数 (双曲应力-应变曲线模型) ;Si为土与加筋的相对刚度指数, 用下式计算:

式中, Jr为加筋的抗拉刚度模量;k为模数 (双曲应力-应变曲线模型) 。可以看到, 该方法明确包含了加筋和土体刚度性质以及土中压实应力的影响。根据实验室平面应变试验测定的土体参数采用两种方法进行了计算。考虑到土的重度和在试验墙实测的侧限应力, 计算采用的土体内摩擦角φps=50°。当采用Ehrlich和Mitchell的方法时, 在实验室实测的k和n值分别为590和0.6。

墙1 (重型压实) 和墙2 (轻型压实) 的实测与预测最大加筋拉力总量的关系如图13~14所示。由于等效深度小于3.5 m (对应的压实影响深度) , 墙1用Ehrlich和Mitchell的方法估算的活动加筋拉力过高 (见图13) 。然而, 随着附加荷载的增加 (即, 对于比压实影响深度大的深度值) , 实测和预测值很吻合。

这种过高的预测可能与σ'zc, i的大小 (重型压实的实测值为73 k Pa) 有关。根据图8、图9和图12, 假定墙1的σ'zc, i为63k Pa (即ZC=3 m) 似乎更为合理。例如, 从图9的墙1曲线可以看出, 能够更好代表ΣTmax出现较大变化的临界点为Zeq等于3 m而不是3.5 m。此外, 对图12的墙1曲线, 若假定σ'zc, i等于63 k Pa, 重型压实的影响也更明显。可以看到, 该墙水平位移总量变化较大的临界点出现在q*=50k Pa, 对应的σ'zc, i=63 k Pa。

图13还包括了σ'zc, i=63 k Pa的另一条理论曲线。可以看到, 与已有确定值 (σ'zc, i=73 KPa) 相比, 实测值与假定σ'zc, i=63 k Pa用Ehrlich和Mitchell的方法计算出的预测值之间具有更好的一致性。

σ'zc, i的实测值73 k Pa与按墙1特性分析推测值63 k Pa之间的差别也许与确定σ'zc, i的方法的简化有关。等效静荷载Feq*用加速度计测定, σ'zc, i由下式计算:

式中, A为压实设备的平板与土的接触面积。假设设备静荷载为所涉及的实际力系的简化, 而且实际的接触面积A可能大于实测面积。这或许就解释了实测和推测σ'zc, i之间的差别 (约14%) 。

尽管已有研究认为采用AASHTO的简化方法的预测偏于保守, 但在本项研究中, 该方法的预测值却比墙1的实测值低 (图13) 。预测结果的这种差异可以归因于墙趾阻力、土体压实或两者的结合, 论述于后:

Leshchinsky和Vahedifard在RSW中考虑了墙趾阻力的影响, 他们认为由于墙趾阻力消失土工合成材料的受力明显增加。也就是说ΣTmax对墙趾阻力十分敏感。注意, 为便于潜在破裂面能够自墙面滑开本次试验中在墙底1 m宽的范围 (包括砖墙底面) 是做过润滑的 (通过橡胶皮硅润滑脂复合片) 。因此, 本文所做的模型试验与Allen等、Miyata和Bafhurst以及Bafhurst等分析真实RSW时的墙趾阻力条件是不相同的, 本模型与报道的RSW的墙趾阻力条件不同, 或许可以解释为什么有研究人员采用AASHTO的方法所作的预测偏于保守的研究, 但在本研究中该方法的预测值低于墙1的实测值。

此外, 土的压实可能是前述结果差异的另一个原因。模型试验所用的填料为级配良好的土 (Cu=8.9) , 而有报道的其他研究人员在研究中也许并不总是使用这样的土。注意, 只有级配良好的土才因压实而产生明显的应力。

图14表示墙2采用AASHTO的方法作出的更能接受的预测, 其土层是用轻型设备压实的。墙2用Ehrlich和Mitchell的方法进行的预测与实测值之间也具有良好的一致性。

4 结论

本研究指出了在实验室所作的1:1实体模型研究成果。两个加筋土墙都采用相同的土体、相同类型和间距的加筋进行建造, 除土体压实使用的设备之外两个墙都是相似的。墙1的土体压实使用了振动板和振动夯, 而墙2只使用了振动板。振动板 (轻型压实) 和振动夯 (重型压实) 压实土体产生的等效垂直应力分别为8 k Pa和73 k Pa。对试验结果的分析表明:

1) 墙1在建造结束时加筋层最大实测活动拉力总量远高于墙2的相应值。然而, 加筋中活动拉力的差异随外部附加荷载的增大而减小;对于100 k Pa的附加荷载, 两个墙的活动拉力总量大致是相同的。

2) 墙1 (重型压实) 的最大加筋拉力比在墙2观测到的位置更靠近墙面。但是, 墙1的连接荷载远小于在墙2观测到的荷载值。

3) 土用重型压实设备压实 (墙1) 导致加筋的最大活动拉力显著增加。直到附加荷载超过重型击实产生的垂直应力为止, 上覆土层的位移和压实都不会显著改变加筋的位移或活动拉力。压实促使建造期间的位移加速从而减少建造后施加附加荷载产生的水平位移。换言之, 按照Ehrlich和Mitchell的说法压实可以使加筋土产生一种超固结, 从而在建造后具有更强的刚性。

4) 对墙1 (重型压实) 加筋的最大拉力实测值和预测值的比较表明, AASHTO的方法的预测值低于测定值, 而Ehrlich和Mitchell的方法的计算值偏于保守。当外部荷载较小, 即重型压实设备运行产生的垂直应力大于土的垂直应力时, 该方法的预测结果是保守的, 注意高估值随附加荷载的增加而减小。当压实产生的垂直压力小于土的垂直应力时, 预测结果具有良好的一致性。墙2 (轻型压实) 采用AASHTO的方法得到的预测值与实测值之间具有合理的一致性, 该墙用Ehrlich和Mitchell的方法预测也有很好的效果。

5) 当墙1的土体压实产生的应力σ'zc, i用63 k Pa取代用加速度计实测的等效静压力73k Pa时, 实测值与Ehrlich和Mitchell的方法预测值之间也有很好的一致性。注意, 对测定σ'zc, i的假设可以说是对压实设备运行期间土中所有实际动压力的一种简化。[ID:001186]

摘要：本文介绍了土工格栅加筋土墙的性能受压实影响的实体模型研究。实验采用COPPE/UFRJ岩土工程实验室的设备完成。土的压实采用了两种型号的手动压实机:振动板和振动夯。振动板 (轻型压实机) 比振动夯 (重型压实机) 的等效垂直应力低很多。对加筋的活动拉力和土墙内外的位移进行了监测, 结果表明, 土压实的效果并不限于孔隙比的减小。压实造成加筋土体内的水平应力显著增加进而生成一种预固结材料。对结果的分析表明, 压实对加筋的拉伸和工后位移起到了决定性的作用。重型压实土墙的连接荷载比轻型压实土墙的荷载小得多。结果还表明, 重型压实土墙加筋内传递的最大拉力的位置更靠近墙面。另一方面, 施工结束时在重型压实土墙加筋层实测的活动拉力比轻型压实土墙高得多。尽管如此, 我们看到两个土墙加筋中活动拉力的差别随外部附加载荷的增加而减小。

压实性能 篇5

随着社会经济的迅速发展, 高等级公路的里程不断增加, 我国已经建立了一个具有相当规模的高效的公路网系统。在我国的道路结构中, 半刚性基层被大量应用并占居主导地位, 为我国道路建设和经济腾飞做出了巨大贡献。这是因为半刚性基层具有足够的强度和稳定性, 具有较小的变形、较强的抗冲刷能力和较强的承载能力等, 符合我国“强基薄面”的设计理念。另外这种结构还具有材料的选择范围大、早期强度高且施工速度快、施工中可塑性较强、使用年限较长等优点。

然而由于半刚性基层材料固有的脆性特点, 特别对温度和湿度等环境条件具有较强的敏感性, 收缩率大, 在施工及使用过程中容易产生开裂, 如果施工控制不好, 经常每3～5m就会产生一条横向裂缝。许多半刚性基层沥青路面在使用中出现大量裂缝并产生由裂缝引起的坑槽、唧浆等早期病害。目前, 半刚性基层裂缝已成为困扰我国道路工作者的一个重要问题。为此, 为减少或延缓半刚性基层裂缝的产生, 提高道路的服务水平和使用年限, 我们在半刚性基层原材料选择、组成设计、技术指标、施工控制等方面做了大量研究工作。当然, 导致水泥稳定碎石基层产生开裂的影响因素很多, 但限于篇幅, 本文仅就压实度对水泥稳定碎石基层开裂性能的影响进行讨论, 以资参考。

2 试件制作

2.1 配合比设计

本试验试件所用石料选用石灰岩, 采用骨架密实型级配;骨料选用1# (20～30mm) 、2# (10～20mm) 及3# (5～10mm) 三档, 细集料选用机制砂。配合比设计过程中, 我们采用计算法和捣实法进行配合比设计, 确定掺配比例为1#∶2#∶3#∶细集料=22∶30∶20∶28, 最后合成级配如表1。

2.2 试件制作

为方便试件制作和总结压实度对基层裂缝的影响规律, 采用7%的水泥剂量 (外掺) , 在最佳含水量状态下, 采用振动成型方法成型不同压实度的中梁试件 (100×100×400mm) , 6根为一组。在标准养护室养生7d (试件在20℃条件下湿养6d、浸水1d) 。压实度试件见图1。

3 试验分析

3.1 压实度对干缩性能的影响

水泥稳定碎石干燥收缩是指由于其内部含水量的变化而引起整体宏观体积收缩的现象。因此, 含水量是影响水泥稳定碎石混合料干燥收缩的重要因素。当试件质量不发生变化时, 可认为混合料干缩结束。本实验采用千分表数值来反映试件的干缩特性, 并采用干缩应变、干缩系数作为评价指标。

试件进行7d养生后, 将试件在恒温的条件下进行风干, 在试件两侧安装好千分表, 每隔5h读一次数, 当试件质量基本稳定不变时为止。压实度与干缩应变、干缩系数关系见图2。

由图2可见, 随着压实度的增大, 干缩应变逐渐减小并且减小幅度逐渐放缓, 干缩系数逐渐减小, 当压实度达到一定值时干缩系数已经很小且不再发生变化。

当半刚性基层压实度较小时, 材料相对松散, 混合料强度低, 模量低, 导致干缩应变和干缩系数大;从施工角度考虑, 要求我们尽快进行碾压密实, 防止因碾压不及时而导致不密实的现象, 同时应保证材料的均匀性和避免离析, 避免因局部碾压不密实而增加干缩裂缝出现的概率。试验中压实度为98%时, 混合料干缩系数和干缩应变已经很小且稳定。因此, 从混合料压实度与干缩性能关系的角度考虑, 可认为当半刚性基层压实度达到98%以上时, 干缩性能已达到最佳, 这与规范规定的基层压实度不小于98%相一致。

3.2 压实度对温缩性能的影响

一般认为, 半刚性材料由固态、液态、气态三相材料组成, 其胀缩性是三相热学性质综合作用的外观表现。其中气相部分和固相部分在综合作用中影响较小, 可忽略不计。故半刚性基层材料中液相水是影响混合料温缩性能的最主要因素。材料温缩性能的评价指标是温缩系数。

温缩系数采用千分表读数, 温缩试验在0℃至零下20℃温度范围内进行。温缩系数与压实度关系见图3。

由图3可见, 随着半刚性基层材料压实度的增加, 温缩系数相应减小。这可理解为混合料在级配、含水量和水泥剂量都相同的条件下, 越密实的混合料抗温缩的性能越好。因此, 从抗温缩的角度考虑, 混合料的压实度应尽可能大。从施工角度考虑, 要求我们尽快进行碾压密实, 防止因碾压不及时而导致不密实的现象, 同时应保证材料的均匀性和避免离析, 避免因碾压不密实而增加温缩裂缝出现的概率。

4 影响压实度的主要因素

从以上研究可见, 保证基层压实度能够减少裂缝的产生, 因此在设计、施工以及管理中应对影响基层压实度的主要因素进行分析。本人根据工程实践, 将影响水泥稳定碎石基层压实度的主要因素归纳如下:

(1) 集料的影响:水泥稳定碎石基层主要依靠粗集料的支撑形成骨架, 因此集料压碎值高, 则混合料在压路机的作用下容易破损。另外集料的配合比发生变化, 直接影响到干密度的变化, 进而影响到基层的压实度。

(2) 含水量的影响:水泥稳定碎石混合料处于或略大于最佳含水量状况下才能碾压密实, 达到要求的压实度。如果混合料含水量过大, 碾压时容易形成弹簧;含水量过小, 则混合料易松散不能成团。这两种情况都使混合料无法压实。

(3) 混合料离析的影响:由于骨料用量的增加, 因此在拌和、运输、摊铺时很容易引起混合料的离析, 所以, 在这些过程中要严格按规范操作, 减少混合料的离析。

(4) 碾压机械不配套的影响:骨架结构很不利于碾压, 通过试验路的铺筑, 要找到合理的压路机碾压吨位、遍数。因此, 在正常的施工中, 要保证与试验路相同的碾压吨位、碾压遍数, 同时现场的压实度检测要及时, 随时发现问题, 随时处理。保证路面的压实度符合设计要求。

(5) 碾压层厚的影响:水稳基层混合料的每一压实层厚度一般不要大于20cm。碾压层太厚或太薄都无法达到合格的压实度。碾压层太厚, 压实功传不到底部;碾压层太薄, 则碾压层支承不了碾轮的振动压力而破坏, 更谈不上压实度和强度。当然, 这里的太厚或太薄是相对于碾压机械相对应的压实功而言的, 不同的压实功所能达到的合适压实层厚度应在试铺时确定。

(6) 延迟时间的影响:如果碾压不及时, 碾压时间超过混合料的合适延迟时间, 则水泥开始水化结晶, 混合料失去活性, 内摩阻力增大, 未碾压好的混合料就不易压实。

5 结论

(1) 当压实度大于98%时, 半刚性基层混合料的干缩应变和干缩系数均比较小且稳定。从抗干缩的角度考虑, 水泥稳定碎石基层的压实度应不小于98%, 这与现行规范规定相吻合。

(2) 水泥稳定碎石混合料的温缩系数随压实度的增加而减小, 从抗温缩的角度看, 水泥稳定碎石基层的压实度应越大越好。

(3) 实际施工中应对影响水泥稳定碎石基层压实度的主要因素进行分析, 保证混合料的压实度, 对减少基层裂缝和预防路面早期损坏具有重要意义。

摘要：通过室内试验, 研究不同压实度条件下水泥稳定碎石基层的干缩性能及温缩性能, 总结压实度对水泥稳定碎石基层开裂性能的影响规律, 并对影响水泥稳定碎石基层压实度的主要因素进行分析。

关键词：水泥稳定碎石基层,压实度,干缩性能,温缩性能

参考文献

[1]王艳, 倪富健, 李再新.水泥稳定碎石基层温缩性能试验及预估控制[J].东南大学学报, 2008, 38 (2) .

[2]黄煜镔, 吕伟民, 徐建达.水泥稳定碎石基层收缩裂缝综合防治试验[J].重庆大学学报 (自然科学版) , 2006, 29 (11) .

压实性能 篇6

橡胶沥青粘度较大, 施工中压实相对困难, 温拌技术的介入实现节能减排的同时, 能否提高橡胶沥青混凝土 (简称ARAC) 的压实性能有待试验验证。研究表明, 马歇尔击实法与旋转压实法进行混合料配合比设计时, 两种试件成型方法下沥青混合料体积参数不同, 从而直接影响到混合料的压实性能, 关系到沥青路面的使用寿命。本文选用了Sasobit、稀释型温拌剂和Evotherm3G三种常见温拌剂, 分别采用两种不同的成型方法, 在不同成型温度下, 对比分析温拌ARAC的压实度和空隙率这两项重要的压实性能指标, 优选出一种适宜于温拌ARAC的成型方法和一种易于温拌ARAC压实的温拌剂。

2 试验研究过程

2.1 原材料及配合比

采用橡胶沥青混凝土ARAC-16为混合料的试验类型, 沥青胶结料采用废胶粉改性沥青, 沥青技术指标如表1所示。

粗细集料均选用玄武岩, 填料选用石灰岩经磨细得到的矿粉, 集料技术指标如表2所示。

本文选用了国内三种常用的温拌技术, 分别是:Sasobit、稀释型温拌剂、Evotherm3G。掺量均按厂商推荐掺量为准, Sasobit试验掺量定为沥青用量的3%, 稀释型温拌剂试验掺量定为沥青用量的1%, Evotherm3G的试验掺量定为沥青用量的0.6%。

本文所采用的温拌橡胶沥青混凝土ARAC-16采用的是《北京市废旧胶粉沥青及混合料设计施工指南》中推荐的矿料级配, 合成级配与参考值如表3所示。

参考施工指南关于ARAC的配合比设计方法, ARAC-16初试油石比分别选用5.5%, 5.8%, 6.1%, 6.4%四个不同油石比, 测试ARAC-16马歇尔体积参数及力学参数, 得出最佳油石比为5.8%。

2.2 马歇尔击实与旋转压实温拌ARAC的压实特性对比分析

空隙率与压实度是反映沥青混合料压实特性的两项重要指标, 本文设定马歇尔击实法采用双面击实各75次, 旋转压实次数设定为标准压实次数100次, 在不同温拌剂作用下、不同击实 (压实) 温度下, 按照前述的级配设计和最佳油石比通过马歇尔击实与旋转压实成型ARAC-16马歇尔试件, 分析研究温拌ARAC毛体积相对密度 (γf) 、压实度 (K) 、ARAC空隙率 (VV) 在不同温拌剂、不同成型方法、不同击实 (压实) 温度下所呈现的变化规律, 试验结果如表4和表5所示, 其中压实度根据室内所测ARAC-16最大理论相对密度进行计算。通过表4可以看出, 在同一温度条件下, 旋转压实法所测得的温拌ARAC压实度均要比马歇尔击实法大0.5%左右;表5反映出温拌ARAC在旋转压实法下所测空隙率相比马歇尔击实法降幅在8.31%~8.93%范围内。经分析可知, 旋转压实通过对混合料的揉搓碾压作用使集料的嵌挤更加紧密, 所产生的压实功要明显大于马歇尔击实功, 旋转压实法更能模拟施工中沥青混合料的实际碾压过程, 有利于降低沥青混合料的空隙率、提高压实度和密实性, 因此, 在试验室内完成温拌ARAC配合比设计建议采用旋转压实法进行试件成型。通过表4还可以看出, 在同一压实温度和试件成型方法下:采用温拌剂Evotherm3G的温拌ARAC压实度最大, Sasobit型温拌ARAC压实度次之, 稀释型温拌ARAC压实度最小;且Evotherm3G型温拌ARAC空隙率最小, Sasobit型温拌ARAC空隙率居中, 稀释型温拌ARAC空隙率最大。由此可见, 在三种常用的温拌技术中, Evotherm3G型温拌技术更适用于温拌ARAC使用, 可有效提高温拌ARAC的压实性能和施工质量。

3 结语

1) 旋转压实相比马歇尔击实更能提高温拌ARAC的压实性能, 建议采用旋转压实法进行温拌ARAC配合比设计。

2) Evotherm3G型温拌ARAC最易于压实, Sasobit型温拌ARAC次之, 稀释型温拌ARAC最末。因而, 施工中建议选用Evotherm3G作为温拌橡胶沥青混凝土的温拌剂。

参考文献

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压实性能 篇7

器件的工程化制造作为双电层电容器研发的一大热点[9], 是决定双电层电容器能否产业化的关键所在。目前国内商品化的电容器在极片制作过程中, 极片的辊压是必不可少的一个工艺环节[10], 通过实验证明, 辊压可以使极片变薄, 可以有效的提高器件的体积能量密度, 而且电解液更容易充分浸润合适压实密度的极片[11], 以便提高极片活性物质利用率, 进而提高材料的比容量[12]。因此找出最佳压实密度对电容器设计很重要。

本实验以活性炭为原料, 通过研究活性炭极片的不同压实密度对电容器电化学性能的影响, 以最优压实密度的活性炭极片制备了2.7V40F有机系软包装双电层电容器, 并对相关性能进行了测试, 为有机系双电层电容器的工业化和实用化提供参考。

1 实验部分

1.1 软包装双电层电容器结构设计

双电层电容器由一只卷芯构成, 每只卷芯由2片活性炭极片夹1张隔膜 (尺寸为68cm×2.9cm) 卷绕而成, 为方便区分, 定义较短的一极为负极, 包覆在外较长的一极为正极。极片参数见表1。

软包装双电层电容器设计为方形, 具体规格为:长l=50mm, 宽d=20mm, 厚度h=3mm, 结构示意图见图1。

1.2 软包装双电层电容器的制备

在装有90g去离子水的烧杯中加入0.8g水性黏结剂羟甲基纤维素钠 (CMC) , 用H30高速搅拌机 (上海产) 在2000r/min转速下充分搅拌至透明状;然后加入1.6g导电剂SP保持2000r/min转速搅拌1h;然后分2次将活性炭 (上海合达炭素材料有限公司) 加入烧杯, 每次18.2g, 待所有活性炭加入烧杯后继续在2000r/min转速搅拌约4h;最后加入固含量为48%SBR2.5g后降低搅拌机速度到600r/min的转速下搅拌1h制成浆料。采用锂离子涂布工艺, 用DYG-135型涂布机 (湖南产) 将浆料涂覆在0.016mm厚的铝箔 (深圳产) 上, 并在80℃下烘干后, 在强力轧膜机 (湖南产) 上将极片辊压成不同的压实密度。用ACM-100型半自动分切机裁切极片, 正负极的覆料量分别为0.9g和0.83g。用PC1000-5型超声波焊接机 (镇江产) 将极耳 (铝质) 焊接在集流体上, 再在手动卷绕机 (广东产) 上进行卷绕, 卷芯在鼓风干燥箱80℃干燥4h后用铝塑膜 (日本印刷株式会社) 进行封装留一开口以便注入电解液, 将待注液的电芯放置于130℃的烘箱中干燥48h后, 在电解液1mol/LEtNBF4/AN中真空 (-0.05MPa) 浸渍15min。最后, 封装铝塑膜开口, 静止12h后进行电化学性能测试。

1.3 双电层电容器测试

用CT2001A型LAND电池测试系统 (湖北产) 对电容器进行测试, 等效串联电阻ESR和电容量C通过式 (1) 、 (2) 计算。

[a.100mA恒流充放电曲线;b.1000mA恒流充放电曲线]

式 (1) 、 (2) 中, I为放电电流, t为放电时间, ΔU为放电的电压降, 不包括由内阻造成的压降区间, ΔV为放电刚开始时的瞬间电压降。

漏电流测试:双电层电容器以1000mA恒流充电至工作电压2.7V, 转恒压充电30min后对应的电流。

2 结果与讨论

实验时挑选了未经辊压的活性物质质量和厚度相近的极片进行实验。实验主要比较了没有经过辊压 (A) 、压实密度为550mg/cm3 (B) 和压实密度为600mg/cm3 (C) 的活性炭电极片对电容器的循环伏安特性、交流阻抗曲线、漏电流、恒流充放电以及循环性能的影响。由于实验过程中控制了极片的面密度在10mg/cm2左右, 所以极片压实密度大于610mg/cm3时极片的加工性能不好, 不容易卷绕成电芯。

2.1 不同压实密度极片电容器的恒流充放电特性

图2 (a) 、 (b) 是不同压实密度极片电容器的恒流充放电曲线, 曲线中均存在着瞬时电压降, 特别在大电流1000mA充放电时尤其明显, 表明该器件存在一定的内阻[13]。图 (a) 中各充放电曲线都呈现出典型的三角形对称, 表现出较为理想的电容特性, 其中C、B曲线明显比A曲线平滑, 其电压随时间变化的线性关系优于A, C曲线显示的放电容量明显大于A和B。造成上述两种现象的原因可能是没有辊压以及压实密度为550mg/cm3的极片中活性炭颗粒之间以及活性炭颗粒与集流体接触不够紧密, 导致在充放电循环中活性炭会脱落影响充放电曲线出现毛刺, 而且活性炭的脱落直接导致活性物质利用率降低, 进而导致电容器容量变小;对活性炭的压实有效的增大了活性炭颗粒之间以及活性炭与集流体之间的接触面积, 有利于提高活性炭的有效比表面积[14], 进而提高电容器容量。由图 (b) 知, 曲线中出现瞬时电压降很明显, 通过公式 (1) 计算知, A曲线代表的电容器的ESR值为0.56Ω, B曲线代表的电容器的ESR值为0.33Ω, C曲线代表的电容器的ESR值为0.18Ω, 可以知道压实密度为600mg/cm3的极片ESR值最小, 可能是由于辊压使活性炭颗粒与颗粒, 活性炭与集流体之间接触更为紧密, 有效的增大了活性炭颗粒与颗粒以及颗粒与集流体之间的接触面积, 进而降低了极片内阻。

2.2 不同压实密度极片电容器的交流阻抗测试

图3为不同压实密度极片EDLC交流阻抗曲线, 电极电位初始值0V, 电压振幅信号为5mV, 测试频率范围为10mHz-1MHz。从图中可以看出A、B、C曲线高频区在横坐标的截距基本相同是因为此时的电容器欧姆电阻主要来自电解液内阻;观察高频到中频区的半圆可知, C曲线半圆直径最小, 表明压实密度600mg/cm3的极片在电解液/活性炭极片表面转移电荷内阻最小, 产生这一结果的原因可能是压实使活性炭颗粒之间接触更加紧密且压实密度越大表明极片的厚度也会随之减小, 这会大大缩短电荷转移的路径, 更有利于电荷转移。

2.3 不同压实密度极片电容器的循环伏安测试

根据活性炭碳基双电层电容器的储能原理, 在电极的工作电势窗内, 理想的碳基超级电容器的循环伏安曲线应该呈现标准的对称矩形曲线。实际上, 由于电极的极化内阻存在, 碳基双电层电容碳电极的循环伏安曲线往往有一定程度的偏差, 且内阻效应越大, 这种曲线变化越明显。本实验通过IM6电化学工作站来研究碳电极在50mv/s扫描速度下的循环伏安行为。

由图4可知, 对比A、B、C 3条曲线, C曲线具有更好的类矩形特征, 表明三者中压实密度为600mg/cm3极片电容器的极化内阻最小, 更适合作为电容器的极片, 且在50mv/s的扫速下其扫描面积最大, 说明其容量最大。

2.4不同压实密度极片电容器的漏电流测试

在工作电压范围内, 若电极材料或电解质含有会发生氧化还原反应的杂质, 或正负极之间有极片毛刺、颗粒, 均会产生漏电流。不同压实密度极片制备的电容器漏电流曲线见图5。

由图5可知, 随着恒压时间的延长, 双电层电容器的漏电流迅速下降, 在10min后基本保持恒定, 恒压30min后A曲线对应电容器漏电流恒定在2.3mA左右, B曲线对应电容器漏电流恒定在1.3mA左右, C曲线对应电容器漏电流恒定在0.4mA左右, 可以知道极片压实密度为600mg/cm3时, 漏电流最小, 表明适当的辊压可以有效的减少电容器的漏电流, 有助于提高电容器的电化学性能。

2.5不同压实密度极片电容器的循环性能测试

由于循环稳定性是超级电容器的一个关键指标, 通过1000次恒流充放电测试对所制备的电容器的电化学稳定性进行了评价, 结果如图6所示。循环过程中, 电流恒定在1000mA。由图可见, A曲线对应电容器首次充放电循环的放电容量约为27F, 1000次循环后容量保持率仅为69.04%, B曲线对应电容器首次充放电循环的放电容量约为33F, 1000次循环后容量保持率为80.16%, C曲线对应电容器首次充放电循环的放电容量约为40F且1000次循环后容量保持率为95.02%, 可知电极压实密度为600mg/cm3时, 电容器首次充放电循环放电容量以及1000次循环后容量保持率最高, 可能是因为随着极片压实密度的增大, 使得活性炭颗粒之间以及颗粒与集流体接触更为紧密, 避免充放电循环中活性炭的脱落;压实密度的增大使得颗粒之间接触面积也越大, 更有利于电荷转移, 使得电容器阻抗降低, 内阻减小, 同时也降低了电容器大电流放电时瞬间的电压降, 有利于提高电容器的放电容量。由此知压实电极极片可以有效提高电容器的循环性能, 特别是大电流下的循环性能。

3 结论

(1) 以活性炭为原料, 水性黏结剂羟甲基纤维素钠CMC, 丁苯橡胶以及导电剂SP, 采用部分锂离子电池制造工艺, 设计并制备了有机系软包装双电层电容器。