损伤劣化（共4篇）
损伤劣化 篇1
1 季冻土与冻融作用
季冻土隶属于冻土，随着季节温度的变化而产生，冻结时间超过一个月，每年在冬季冻结在夏季消融。季节性冻土区域遍布在纬度高于24°的地区，我国季冻土区域面积约占到国土总面积的50%。冻融作用是土体在环境温度发生变化时由温度效应所产生的对土性质影响的效应，冻融作用主要指冻胀和融沉作用，冻胀与融沉的核心便土体中水分子随温度变化形态随着变化的过程。在季冻土区域，同时伴随的冻胀和融沉作用则是导致土具有特殊性的主要原因。
2 冻融作用对黄土性质影响试验研究现状
国内外广泛研究冻融循环作用，基于土质、试验方法、试验仪器等差异，研究成果没有比较统一的共识，同时处于单纯的理论研究阶段，与工程实际连接较少，工程中能参考的成果也较少，有待进一层探讨研究。
2.1 国外研究进展
国外研究开展的较早，研究范畴涵盖了冻胀融沉机理、试验方法探究、预测模型建立等多方面。早在20世纪中期第一冻胀理论提出毛细压力的概念，水分向冻结前缘移动、聚集而形成冰晶的动力。随后提出了第二冻胀理论，冻结深度与冻结程度之间的关系，以及冰晶行程条件及形态等。20世纪60年代研究冻融循环，试图从机理上解释冻融循环作用下土体内颗粒排列及分子迁移的规律。研究表明冻融循环作用对土体力学性质产生影响。国外关于冻融作用及冻融循环作用的研究在广度及深度都比较领先，在关于冻融作用对土体物理性质影响研究方面也取得了一些被大家广为认同的结论，但由于试验土体自身差异性和复杂性，也导致研究成局限性较大。
2.2 国内研究进展
国内展开冻融作用的试验研究起步较晚。90年代初期，我国有学者针对结冻机理与水分迁移理论，研究冻融作用中盐胀的机理。研究初期，通过水热输运试验方法，提出了冻融作用中水分迁移聚集的基本机理；开放系统下的反复冻融循环试验；对冻融循环条件下的成冰机制做了系统的研究分析。提出了冻融循环作用对水泥土力学性质的影响研究结论并阐述了其劣化的机理，通过模型试验研究了冻融土地基极限承载力的变化规律。在多次冻融循环作用下的无侧限抗压强度、抗剪强度以及压缩性等力学性质进行了较为深入的研究。总体来看，早期研究对象主要针对土体内部水分迁移、结冰机理和土体冻胀融沉等方面的机理研究，并且试图建立冻胀融沉预测模型，但仍存在与实际工程结合不紧的问题。随后在冻融作用对土体物理力学性质的影响研究中展开了广泛充分的试验模拟研究，涵盖土体基本物理性质，力学强度模量等方面，同时对冻融循环作用的机理进行试验模拟，但各方面研究成果差异性较大，有待进一步的研究。
3 试验研究现存问题分析
试验手段是冻融作用研究最基本最有效的方法，主要是进行室内冻融试验。土体试样选取方式、冻融作用模拟方式和试验方法选取导致了研究成果中冻融过程的差异性。关于冻融模拟方法的选择，主要有独立冻融作用模拟和冻融作用模拟与试验同步两类。独立冻融过程是利用低温控温设备进行独立的控温模拟，有单向控温和整体控温，试样在封闭的环境中完成冻融作用模拟全过程。优点在于能够较为完整的模拟天然状态下的冻融作用过程，但缺点是缺乏全过程的监控跟踪研究。冻融作用模拟与试验同步的方法，在模拟冻融作用的同时进行试验，部分试验在冻融过程中增加试样同步跟踪设备，包括对试样形态、位移、温度等多方面进行实时监控，同时可以模拟单向、多向受力条件下的冻融过程。有些试验中在土样轴向，围向施加压力，模拟单向受力状态下的冻融过程，也有增加补水条件模拟补水情况下的冻融循环过程。
试验方法的选择也是决定冻融作用试验研究结果的重要因素。现阶段关于冻融试验的研究多以室内试验为主，主要受限于试验条件与设备条件，也有利用积实土样埋置于室外，或者室外室内试验结合等方式。单从室内试验方法出发，不同方法选择也导致了冻融作用对土性质影响效应具有较大的差异。依照施加冷源位置的不同，有整体冻融、单向冻融和双向冻融；依照施加冷源方式的不同，冻结过程有恒温低温冻结和梯度变温冻结，溶解过程也有恒温溶解和梯度便问溶解，其中温度梯度与时间控制相关，可模拟快速冻结和慢速冻结等；依照试样在冻融过程中是否补水，分为封闭系统冻融和开放系统冻融；依照施加压力方式不同，有轴向加压冻融、围向加压冻融和自由冻融等。在试样仪器的选择上并无较大差异和发展，基于土工学试验基础上进行冻融试验，在土力学性质研究方面现存试验成果较多选择直剪试验进行。从现有文献来看，由于冻融循环作用试验研究涉及的试验量较大，研究不同冻融方式下对土的工程性质影响的试验成果较少，大多数试验只设定一至两个影响条件下的少次冻融循环试验，对多个因素没有进行系统的试验比较。
4 结束语
由于冻融作用试验模拟的复杂性，涉及到多学科多理论基础，同时受试验时间、试验条件、试验方法等多方面的限制，该领域仍有许多方面需要完善并进行深入研究。
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损伤劣化 篇2
低温地区混凝土的破坏多数与冻融作用有关, 混凝土在冻融循环作用下破坏是关系到建筑物使用寿命、工程质量、安全等方面的重大问题。为此, 混凝土抗冻性试验研究和评价方法作为混凝土耐久性研究的重要内容一直受到人们的关注。冻融循环直接导致混凝土内部结构损伤, 使混凝土结构松散, 力学性能退化。尤其是含水量较高的混凝土, 在冻融环境作用下, 不均匀冻胀力和冻胀变形所造成的巨大破坏作用, 对混凝土强度和结构安全性产生严重影响。
由混凝土的冻融破坏机理可知, 混凝土冻融破坏实际上是一种低周疲劳破坏, 故可基于疲劳损伤理论建立混凝土冻融损伤模型。目前对混凝土抗冻性能的研究已比较成熟, 但在结构设计、评估过程中, 对混凝土抗冻性的定量控制至今难以实现。
按照《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》 (GB/T 50082-2009) 中的快冻法, 对不同系列的混凝土进行抗冻试验。根据相对动弹性模量变化, 研究混凝土冻融劣化规律。
1 快冻试验
1.1 混凝土原材料
水泥, 拉法基42.5级P.O水泥;粉煤灰:采用了I级和Ⅲ级两种品质的粉煤灰, C20系列混凝土用Ⅲ级粉煤灰, C50系列混凝土用I级粉煤灰。细集料, 细度模数为2.6的河砂, 级配合格。粗集料, 5~26.5 mm连续级配碎石。外加剂, 巴斯夫公司生产的聚羧酸系高效减水剂。拌合水, 清洁的自来水。
1.2 混凝土配合比
混凝土设计强度等级为C20和C50, 相同强度等级的混凝土进行了不同粉煤灰掺量以及不同含气量的设计。混凝土配合比及抗压强度见表1。编号中C后面的两位数表示混凝土的强度等级;F代表粉煤灰系列;AC表示引气系列混凝土, 其后的数字为设计含气量。
1.3 快冻试验
按照《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》 (GB/T 50082-2009) 中的快冻试验方法进行, 试件尺寸为100×100×400 mm, 3个为1组。为了研究混凝土相对动弹性模量随冻融次数的劣化规律, 当混凝土试件达到400次冻融循环, 或者质量损失>5%或者相对动弹性模量<60%时, 即可停止试验。
2 混凝土冻融劣化规律研究
2.1 基于疲劳损伤理论的混凝土劣化模型
在连续损伤力学的基础上, 疲劳损伤演化方程可写成式 (1) 的形式。
式中函数f (…) 中的变量可以是应力σ、应变ε、损伤变量D和冻融过程中的温度变化、冻融介质、材料本身等参数有关的常数M与疲劳次数N。等效应变直接应用到多轴模型中, 见式 (2) 。
以上模型与疲劳破坏机理相吻合, 并且比较符合冻融疲劳这样多轴、复杂荷载作用的条件, 但是模型过于复杂, 参数较多、较难获得, 不便应用。因此根据实际冻融条件, 将式 (2) 简化成式 (3) 。
其中M1和M2为材料常数, 两边同时积分, 由边界条件N=0时, D=0;则式 (3) 经过整理可转化为式 (4) 和式 (5) 。
(4) 、 (5) 两式是基于疲劳损伤演变理论建立的冻融损伤方程, 其中, D为损伤变量, N为冻融循环次数, M1和M2为常数, 与冻融过程中冻结的速度和温度、介质、材料本身等参数有关。其中式 (4) 也与物质冷却定律 (物质冷却的速度正比于物质的温度与外部温度的瞬时差) 和动弹性模量衰减模型建立的关系式一致。
冻融作用下混凝土的劣化必然伴随着混凝土细观结构上相应的变化过程, 利用现代测试技术对混凝土宏观性能的测试能够反映其微观结构的变化, 从而建立以易测的宏观性能作为参数的混凝土劣化模型。目前在混凝土冻融过程中易测的指标主要有5类:①静弹性模量的衰减;②强度损失, 包括抗压强度、抗折强度等;③质量损失, 不过质量损失受混凝土自身水胶比、掺合料及其掺量等因素影响较大, 并不能准确反映混凝土的劣化程度;④动弹性模量的衰减;⑤超声波速的变化。考虑目前冻融试验方法的特点和测试损伤过程的难易程度, 采用相对动弹性模量作为损伤变量, 即式 (6) 。
EN、E0分别代表混凝土初始动弹性模量和剩余动弹性模量, 式 (4) 和式 (5) 又可分别变形为式 (7) 和式 (8) 。
2.2 基于相对动弹性模量变化的冻融劣化规律
根据快冻试验数据, 按照式 (7) 和式 (8) 对强度等级C20和C50的各系列混凝土相对动弹性模量变化进行拟合, 研究了基于相对动弹性模量变化的冻融劣化规律。快冻试验数据和拟合曲线分别见图1、图2。图1中a是按照式 (7) 对冻融试验数据的拟合结果。其中曲线1, y=e-0.00315x, R2=0.910;曲线2, y=e-0.00214x, R2=0.812;曲线3, y=e-0.00113x, R2=0.94。图1b是按照式 (8) 对冻融试验数据的拟合结果, 其中曲线1, y=[1-0.0116x (1-0.5929) ][1/ (1-0.5929) ], R2=0.980;曲线2, y=[1-0.0167x (1-0.7316) ][1/ (1-0.7316) ], R2=0.932;曲线3, y=[1-0.0033x (1-0.4838) ][1/ (1-0.4838) ], R2=0.954。
图2a是按照式 (7) 对冻融试验数据的拟合结果。其中曲线1, y=e-0.0031x, R2=0.903;曲线2, y=e-0.0023x, R2=0.805;曲线3, y=e-0.00078x, R2=0.94。图2b是按照式 (8) 对冻融试验数据的拟合结果。其中曲线1, y=[1-0.0019x (1+1.5326) ][1/ (1+1.5326) ], R2=0.970;曲线2, y=[1-0.0011x (1+4.2276) ][1 (/1+4.2276) ], R2=0.954;曲线3, y=[1-0.0007x (1+0.6653) ][1/ (1+0.6653) ], R2=0.966。
以上拟合曲线的相关系数R2均>0.8, 表明以相对动弹性模量的变化来研究混凝土冻融劣化规律, 实测值与式 (7) 和 (8) 符合得比较好;尤其对于引气系列混凝土, 相关系数R2在0.94以上, 说明按照公式 (7) 和公式 (8) 建立的模型是合理的。
对比两个公式拟合曲线的相关系数可知, 对于相同配比的混凝土, 按照式 (8) 拟合的曲线其相关系数都比按式 (7) 拟合曲线的高。按照式 (7) 拟合曲线的相关系数在0.805~0.94, 而按照式 (8) 拟合曲线的相关系数在0.932~0.98。通过对比, 按照公式 (8) 建立的模型更加合理, 更能反映混凝土冻融损伤演变的规律。
为了验证本模型是否具有普遍意义, 随机选择编号为Y4-1、Y4-2和Y4-3的混凝土的相对动弹性模量进行拟合。图3和图4分别是按照式 (7) 和式 (8) 拟合的结果曲线。图3中曲线1, y=e-0.0015, R2=0.8236;曲线2, y=e-0.0009, R2=0.9573;曲线3, y=e-0.0005, R2=0.856。
图4中曲线1, y=[1-0.0008x (1+2.7851) ][1/ (1+2.7851) ], R2=0.9446;曲线2, y=[1-0.0007x (1+1.0895) ][1/ (1+1.0895) ], R2=0.9672;曲线3, y=[1-0.0003x (1+7.9355) ][1/ (1+7.9355) ], R2=0.9404。
由以上的拟合结果可知, 按照公式 (7) 和 (8) 拟合的曲线相关性较好, 尤其是按照式 (8) 拟合的曲线相关性更优。因此, 基于疲劳损伤理论的混凝土冻融损伤模型具有一定的普遍意义, 尤其是公式 (8) 与试验数据的拟合精度较高, 可以比较准确地反映出混凝土在冻融循环过程中相对动弹性模量的变化规律, 对于判定混凝土冻融破坏和预测混凝土冻融寿命有着重要意义。
3 结论
基于疲劳损伤理论和动弹性模量衰减建立的混凝土冻融损伤模型, 能够较好地反映混凝土冻融损伤劣化规律, 可作为预测混凝土冻融损伤和寿命新的方法和途径。
损伤劣化 篇3
然而,实际工程中的水泥土材料总是处在一定的环境中,经受着外界各种因素的影响,强度和耐久性等性能也会随之发生改变。影响水泥土性能的因素很多,包括水泥品种、水泥掺量、土质、温度以及外加剂等[3,4]。其中,温度的变化和外加剂的使用对于水泥土性能来说具有重要影响。一方面,随着我国西部及北方寒区经济建设的快速发展,国家在这些地区投入大量建设工程,如青藏川藏铁路工程、青康公路工程以及各种水电站大坝等,处于温度交替变化条件下的建筑材料则不可避免越来越多的被触及到。因此,研究温度交替变化对水泥土的损伤破坏作用,以及在这种作用下水泥土所表现出来的力学特征,对于寒区工程建设来说将具有重要的指导意义。另一方面,外加剂的合理添加使用可以有效改善水泥土的力学性能以及耐久性。当前,国内外专家学者通过使用外加剂对水泥土进行各种改性,试图获得既经济实用又能满足工程要求的新型改性水泥土。
迄今为止,国内外对在水泥土材料中使用外加剂已开展了广泛研究。孔燕萍[5]结合工程实例,分别在水泥土添加外加剂和不添加外加剂两个情况下,对水泥土进行无侧限抗压强度试验,以此来研究外加剂对水泥土强度的影响规律。叶观宝[6]等通过对加有几种不同添加剂的水泥土在不同养护龄期下分别进行微观结构分析试验,再结合无侧限抗压强度试验,研究添加剂对水泥土的作用机理。童小东、张海燕、贾尚华等[7—9]通过在水泥土中添加多种外加剂进行试验研究,并进行对比分析,从而选出能够有效提高水泥土强度的外加剂。相比之下,对水泥土冻融损伤的研究略显不足,陈四利等[10,11]对经历不同冻融循环次数后的水泥土进行抗剪强度、抗压强度以及渗透系数试验,得到不同冻融循环次数对水泥土抗剪强度、抗压强度、及渗透系数影响的试验数据,并建立回归曲线方程。
聚丙烯酰胺(polyacrylamide,简称PAM)是一种水溶性线性高分子聚合物,作为外加剂目前已在建筑工程中得到广泛应用,如聚丙烯酰胺建筑胶黏剂与水泥混合制成各种高性能混凝土等。本次试验基于新疆吉木乃某边坡治理工程,该工程拟采用水泥土作为护坡材料。针对该地区昼夜温差大、水泥土易开裂的实际情况,决定在水泥土中添加一定量的PAM来改善水泥土力学性能。通过冻融循环条件下PAM水泥土所表现出的力学特征与微观结构变化进行分析,对其损伤劣化机制进行探讨,从而为PAM水泥土在该边坡治理工程中的合理应用提供参考,另外对其他高寒地区的工程建设也具有一定参考价值。
1 试验材料与方法
1.1 试验用水泥土配合比
本次试验所用的原状土取自新疆吉木乃某边坡工程,该土在自然状态下呈软塑状态,其主要物理性质指标如表1所示。
本次试验选用西南牌P.O42.5普通硅酸盐水泥,每个水泥土试块的水泥掺量均为15%,以PAM用量为水泥掺量的3%、5%、7%、10%进行讨论。PAM的主要技术指标见表2。
1.2 水泥土试样制备
首先将取回土样风干、捻散并过2 mm孔筛,以除去未粉碎的大颗粒。按设计的水泥、PAM掺入比,分别称量适量的水泥、土样、PAM和拌合水(含水量40%),充分搅拌均匀,分层装入边长为70.7 mm的立方体试模内捣实,抹平表面并进行编号,24 h后脱模,置于标准养护箱中养护,到规定龄期后取出进行冻融循环试验。部分水泥土试样如图1所示。
1.3 水泥土试件试验过程
本次冻融循环试验参照JGJ/T 233—2011《水泥土配合比设计规程》上面的试验要求进行。本次试验主要仪器有:JB-T 17671—40A型水泥砼标准养护箱、FYL-YS—128低温保存箱、WHY—1000型微机控制压力试验机、TM—3000型扫描电镜等,具体实验步骤如下:
(1)水泥土养护28 d后取出,检查外观,然后用拧干的湿布将试件表面多余的水分擦去;
(2)参照我国北方寒区早晚的温差变化,本文冻融循环试验设定冻结和融化温度分别为-20℃和+20℃,冻结时在-20℃的恒温冷藏箱中,融化时放入水中浸泡,水温控制在(20±2)℃,浸泡时水面保持高出试件顶面20 mm以上;
(3)试验时水泥土在恒温箱中先冻结12 h,然后再在水中融化12 h,即每个冻融循环周期为24 h,如此反复。制备试验试样共60个,共20组,每组3个平行试样,编号从N-0-0~N-10-15(N代表水泥土试块,第二个数字代表PAM掺量,第三个数字代表冻融循环次数),按PAM掺量多少分为5小组,每组又分别对应四个不同冻融循环次数,分别为0、3、9和15次。其中第一组为基准组,PAM掺量为零,其余四组分别为掺入3%、5%、7%、10%PAM的水泥土;
(4)按不同冻融循环次数依次取出试件,检查外观变化情况,之后进行质量变化测定、无侧限抗压强度试验和电镜扫描试验。
2 结果与讨论
2.1 外观和质量变化
对经历不同冻融循环次数后的水泥土进行外观检查,并对试样剩余质量进行测定。因试件过多,水泥土试块外观变化图不再一一列出,部分水泥土试块外观形貌变化如图2所示,冻融循环前后质量变化情况见表3所示。结果表明:经历冻融循环后的水泥土试块总体质量都有所下降,但不同的冻融循环次数和不同PAM掺入比对其损伤劣化影响有所差别,外观形貌和质量变化特点不尽相同。在经历3次冻融循环过程后,水泥土剩余质量基本没什么变化,此时由于冰的冻胀和融缩,水泥土内部微孔隙不断增大,试块边缘开始出现裂缝,但总体外观并未发生实质变化,只是试块表层损伤。经历9次冻融循环后,水泥土剩余质量开始出现下降,此时试块裂缝大面积扩展,表层开始出现颗粒脱落现象。而在15次冻融循环后,水泥土质量损失较大,试块表面出现软化层并开始大量酥松剥落,试块表面已失去原有形貌。总的来说,水泥土试块表面破损程度随着冻融循环次数的增加越来越大;与纯水泥土试块相比,掺入PAM的水泥土试块表面破损程度和质量变化情况要好的多,当冻融循环次数一定时,水泥土试块质量变化率随PAM掺量的增加而逐渐降低,表面完整度逐渐提高。
注:冻融前后质量变化值为三组平行试样质量平均值。
2.2 无侧限抗压强度
在水泥土经历不同冻融循环次数(0、3、9、15次)后进行无侧限抗压强度试验,试验采用轴向位移速率控制,位移速率为2 mm/min,在室温(20℃)条件下进行。图3给出了水泥土在不同PAM掺量下和经不同冻融循环次数后的强度变化规律。
由水泥土无侧限抗压强度试验结果可以看出,掺入适当的PAM可以有效提高水泥土的抗压强度;当水泥土中PAM掺量一定时,随着冻融循环次数的增加,其抗压强度几乎呈线性关系逐渐降低;当冻融循环次数一定时,水泥土抗压强度随着PAM掺量的增加而呈现出先增后降的变化趋势,且在PAM掺量为3%时,水泥土强度达到顶峰,之后又逐渐降低,说明水泥土强度的提高对PAM来说存在一个最优掺量。
2.3 水泥土内部微观结构特征
为了更直观形象地说明水泥土在不同冻融循环次数下微观结构的变化和力学特性,采用电镜扫描手段对水泥土内部微观结构变化进行分析。因水泥土强度在PAM掺量为3%时达到最大,故取PAM掺量为3%时的水泥土试样和不掺PAM的水泥土试样进行研究。图4和图5分别为未掺PAM的水泥土和掺3%PAM的水泥土在0次,3次,9次和15次冻融循环时的微观结构变化特征。
由图4可以看出,当水泥土经历3次冻融循环后,水泥土表面孔隙体积开始增大,而在9次,15次冻融循环时,水泥土表面开始出现裂纹并逐渐连通扩大。总体来看,随着冻融循环次数的增加,水泥土颗粒之间的空隙逐渐增大,内部连通的孔隙增多,结构变得疏松。这是因为,当水泥土处于冻结状态时,水泥土颗粒孔隙中的水会凝结成冰,体积有所增大,因而会对孔壁造成一定的挤压力,当这种挤压力超过水泥土的极限抗拉强度时,就会在孔隙周围产生微小裂缝等不可逆的结构变化;而当处于融解状态时,冰融解成水,水会进入到新的微孔隙中,外部的水分也会沿着孔隙通道向水泥土内部迁移,导致已有微孔隙的扩展和新微孔隙的产生,如此反复的冻融循环损伤积累,造成水泥土内部微小裂纹的持续扩展、连通,最终导致水泥土材料的严重损伤破坏。
从图5中可以清楚直观地看出水泥土在不同冻融循环次数下的微观形态变化。不掺PAM时水泥土的骨架颗粒基本以粒状为主,形状、大小各异,排列杂乱无序,且颗粒间填充较多小孔隙,联结形式基本为镶嵌接触,裂纹发育较为明显。而在掺入3%PAM后,试样的密实度明显提高,土层表面上裂纹基本不发育,偶有较小的微裂纹。在经历3次冻融循环以后,可以看到土层表面较之前光滑平整,结构变得致密。这是因为此时水泥土颗粒表面吸附了一定量的PAM,土颗粒在PAM作用下已聚合为体积较大的土颗粒团,水泥已与周围土颗粒胶结成为一个整体,试样的密实度较之前得到明显提高。而在经历9次和15次冻融循环以后,试样表面的土颗粒变的松散,大部分附着在土层表面,褶皱明显且彼此交联,土层表面微裂纹开始增多,且微裂纹中间出现了较多交错发育的针状结构。这是因为土壤颗粒表面吸附了大量PAM,已将接触面处的土颗粒层层包裹,导致土颗粒之间胶结强度降低,试样的密实度明显不足。
2.4 机理分析
综合图4和图5的试验结果可以看出,加入3%掺量的PAM可以明显提升水泥土的强度,抵抗冻融循环所引起的结构损伤,但PAM掺量也不是越多越好,当掺量超过3%时,水泥土强度不升反降,抗冻性变差。究其原因主要为[12]:
(1)PAM分子表面具有较强的活性,而水泥土中的土颗粒和水泥颗粒又对PAM分子具有较强的吸附作用,当把PAM加入到水泥土中时,PAM与水泥颗粒和土颗粒之间相互接触粘结,其表面活性可以促使水泥颗粒所包裹的水分子释放出来,促使水泥充分水化,进而使水泥基体的水化产物更加密实,达到增强水泥土强度的目的。
(2)水解后的PAM可以和水泥水化产物中的多种金属阳离子如Ca2+、Al3+等相互作用,当它们相互作用时通常会生成结构较为致密的凝胶体,而当这些凝胶体填充于水泥土微孔隙之中时,会起到柔性加筋的作用,增大了胶凝材料和土颗粒之间的粘结力,有效减少微裂纹的产生及扩散,在宏观上就表现为PAM强度和抗冻性能的大幅提高。
(3)PAM水解后离子之间会发生各种化学反应,而其本身长分子链之间又相互缠绕粘接,这使得水泥土微孔隙彼此之间相互交错联结,形成一种密实牢固的空间网状结构,这种网状结构能将水泥和土颗粒胶结连接在一起,形成一种贯穿于土体内部的整体胶结加筋结构。当水泥土受力时,这种整体胶结加筋结构就将所牵连的各个微颗粒紧紧连接在一起共同受力,从而增强了土体的抗冻性能。但当PAM掺量超过一定量时,吸附于土颗粒表面的PAM分子之间的间距过于接近,其分子间斥力增强,这样就大大削弱了土颗粒之间的相互作用力,故而导致水泥土强度和抗冻性能的大幅降低。
3 结论
(1)水泥土的冻融循环试验表明,水泥土经冻融循环后的剩余质量和单轴抗压强度随冻融循环次数的增加而逐渐降低。在前3次冻融循环内,水泥土试块只是发生表层损伤。9次冻融循环后,试块裂缝大面积扩展,表层开始出现颗粒脱落现象。而在经历15次冻融循环后,水泥土强度急剧下降,试块表面出现软化层并开始大量酥松剥落,试块已失去原有形貌。
(2)掺入适当的PAM可以有效提高水泥土的抗压强度;当水泥土中PAM掺量一定时,随着冻融循环次数的增加,其抗压强度逐渐降低;当冻融循环次数一定时,水泥土抗压强度随着PAM掺量的增加而呈现出先增后降的变化趋势,且在PAM掺量为3%时,水泥土强度达到顶峰,之后又逐渐降低,由此说明水泥土强度的提高对PAM来说存在一个最优掺量。
(3)采用扫描电镜对水泥土的微观结构特征进行分析,探讨了水泥土在掺PAM与不掺PAM两种状态下的损伤劣化机制。
(4)本文的试验现象和相应的结论对PAM水泥土在寒区工程建设中的合理运用具有重要的参考价值。
摘要：研究聚丙烯酰胺水泥土在冻融循环条件下所表现出的损伤劣化特征对于水泥土材料在寒区工程建设中的应用具有重要的参考价值。配制15%水泥掺量和3%、5%、7%、10%聚丙烯酰胺掺量的水泥土试件共20组,在冻结温度为-20℃,融解温度为20℃条件下,分别进行0,3,9和15次冻融循环试验;并在不同循环次数后对水泥土试样进行质量变化测定和无侧限抗压强度试验。在此基础上,采用扫描电镜分析水泥土内部微观结构变化,探讨冻融循环条件下聚丙烯酰胺水泥土的损伤劣化机制。结果表明,掺入适当的PAM可以有效提高水泥土的抗压强度;当聚丙烯酰胺掺量一定时,水泥土抗压强度随着冻融循环次数的增加而降低;当冻融循环次数一定时,水泥土抗压强度随着聚丙烯酰胺掺量的增加而呈现出先增后降的变化趋势,且水泥土强度的提高对聚丙烯酰胺存在一个最优掺量。
关键词：聚丙烯酰胺水泥土,冻融循环,损伤劣化,力学特性,微观特征
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损伤劣化 篇4
矿井瓦斯是煤岩体赋存环境因素之一, 煤层瓦斯的赋存状况也影响了煤岩体的力学特征。因此, 研究煤岩力学性质, 必须考虑瓦斯气体对煤岩体力学性质的影响作用。何学秋[1 - 2]1995 年提出了孔隙瓦斯对煤岩物理力学结构“蚀损”作用的概念, 通过开展含瓦斯煤岩力学特征实验研究发现了孔隙吸附瓦斯对煤岩的破坏作用过程不符合Terzaghi有效应力原理, 且煤岩体在瓦斯解吸后不能回到初始变形, 并运用表面物理化学原理解释了孔隙瓦斯对煤岩的“蚀损”机理; 李祥春[3]、游木润[4]、王佑安[5]、胡千庭[6]、罗新荣[7]、卢平[8]等也开展了大量实验研究验证了孔隙气体对煤岩的蚀损作用形成了解吸后的不可恢复变形, 文献[9 - 12]阐述了孔隙瓦斯对煤岩的力学作用已经改变了煤岩体内部的微裂隙和孔隙结构。因此, 研究煤岩材料的力学特征, 建立煤岩受载破坏的损伤演化本构模型必须考虑孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化作用。
本文基于Drucker - Prager破坏准则, 并从煤岩微元强度服从Weibull分布的特征入手, 理论分析得出了煤岩单轴压缩载荷损伤演化本构模型, 在此基础上考虑孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化作用建立了不同孔隙瓦斯压力条件下煤岩受载破坏损伤演化本构模型, 并通过开展不同孔隙瓦斯压力条件下煤岩单轴压缩破坏实验对所建立的模型进行了验证。
1 本构模型的建立
1. 1 煤岩损伤演化本构模型
根据Lemaitre应变等效原理, 煤岩单轴压缩损伤演化本构关系可表示为:
式中:E为弹性模量;ε为应变;D为损伤变量。
由于煤岩材料具有明显的非均质性, 内部结构极不均匀, 这就使煤岩存在许多强度不同的薄弱环节, 假设煤岩材料是连续分布的, 各微元的强度具有统计特性且服从Weibull分布, 则煤岩材料微元体破坏的概率密度函数可表示为:
式中: m代表煤岩材料的均质度; F0为煤岩的峰值强度, 为非负值; F为煤岩微元体的强度统计分布变量。
若将煤岩损伤定义为材料破坏的微元数Nf与微元体总数N之比, 其范围在0 - 1。则煤岩材料的损伤变量可表示为:
式中: F为煤岩微元体破坏对应的应力; m和F0表述如前。
根据连续损伤力学的基本理论, 煤岩在单轴压缩条件下的应力- 应变关系满足式 ( 1) , 将式 ( 3) 代入式 ( 1) 可得:
假设煤岩破坏遵循Drucker - Prager破坏准则, 煤岩单轴压缩条件下F满足:
将式 ( 5) 代入式 ( 4) 可得:
煤岩单轴压缩破坏过程中满足以下边界条件:
( 1) 煤岩发生破坏时, 其受载变形量达到了最大值 εpk, 强度达到峰值 σpk, 即 ε = εpk时, σ =σpk;
(2) 当ε=εpk时, 有dσ/dε=0。
对式 (6) 求导, 可以得到:
结合边界条件 ( 1) 和 ( 2) , 得:
又E ≠ 0 , 得出:
则有
可得:
即
根据式 ( 6) 和边界条件 ( 1) 可得:
故, 煤岩在单轴压缩条件下的损伤本构方程为:
1. 2 孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化损伤模型
煤岩在孔隙气体作用下其力学性能产生劣化的主要原因是孔隙瓦斯的“撬动”和“吸附膨胀”作用使煤岩微裂隙或孔隙尖端区域产生了扩展, 改变了其内部微孔隙及裂隙结构。根据Rabotnov提出的损伤变量的定义及Lemaitre应变等效原理, 可将煤岩的这一劣化描述和测定转化为间接测量孔隙瓦斯作用前后弹性模量的变化, 表示为:
D = 1 -A珔A= 1-EE珔 ( 15)
文献[8]根据弹性波传播相关理论计算得出孔隙瓦斯作用前后煤岩弹性模量的变化特征:
式中: E' 表示孔隙瓦斯作用后煤岩弹性模量;E表示煤岩初始弹性模量; Vp、Vs表示煤岩初始纵波波速与横波波速, 表示孔隙瓦斯作用后煤岩纵波波速与横波波速。
文献[10]以型煤为研究对象, 实验室测定了不同孔隙瓦斯压力条件下煤岩试样弹性波速变化特征, 基于实验结果建立了孔隙瓦斯对煤岩力学劣化损伤模型:
式中: a、b为孔隙瓦斯劣化损伤参数, 与煤岩吸附特性及孔隙结构特征有关; p表示孔隙瓦斯压力。
通过该模型可以看出: 当孔隙瓦斯压力p = 0时, Da= 0 ; 当p达到极限吸附压力时, 孔隙瓦斯对煤岩的劣化损伤最大。文献[10]通过理论分析与实验研究结果表明孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化程度与煤岩的微孔隙、裂隙结构及煤岩瓦斯吸附特性有关。
1. 3 考虑孔隙瓦斯劣化作用的煤岩损伤演化本构模型
考虑孔隙瓦斯对煤岩的劣化作用主要表现在对其弹性模量及孔隙率两个方面的影响, 基于式 ( 1) , 可得到含瓦斯煤的本构方程为:
式中: D' 表示加载条件下煤岩的损伤变量: Da表示煤岩体由于孔隙瓦斯作用形成的损伤, E' 表示含瓦斯煤岩的弹性模量。
同样, 基于Drucker - Prager准则提出含瓦斯煤岩微单元体的强度概念, 根据含瓦斯煤单轴压缩破坏试验结果, 微元强度服从Weibull分布, 根据1. 1的推导过程, 载荷作用下含瓦斯煤岩的损伤变量D'的演化方程可表示为:
基于含瓦斯煤岩单轴压缩受载破坏的实验结果可以看出, 煤岩在单轴破坏时同样满足以下边界条件:
( 1) 含瓦斯煤岩发生破坏时, 其变形达到最大值 ε'pk, 强度达到峰值 σ'pk, 即 ε = ε'pk时, σ' =σ'pk;
( 2) 当 ε = ε'pk时, 有dσ' /dε = 0 。
根据以上条件, 对式 ( 6) 求导, 可以得到:
σ'pk、ε'pk及E' 等参数可由相关方程计算得到, 也可通过含瓦斯煤岩力学试验结果直接得到。代入式 ( 19) 即可得到含瓦斯煤岩载荷作用下损伤变量D' 的演化方程。
孔隙气体对煤岩损伤的损伤变量Da的演化方程通过1. 2 节的分析给出, 即:
通过式 ( 19 - 22) 即可得到本文研究提出的孔隙气体作用下煤岩在外部载荷作用下变形破坏过程中的应力- 应变本构方程:
通过式 ( 18) 和式 ( 22) 可以看出, D' 表示的含义是孔隙气体作用下煤岩在外加载荷作用下对其力学性质构成的劣化程度; 而Da能够体现含瓦斯煤岩即使未受到外加载荷的作用却已经存在了由孔隙气体对其劣化作用产生的损伤, 孔隙气体的作用已经构成了对其微裂隙、孔隙的改变, 形成了对其力学性质的劣化, 与外加载荷无关。当无孔隙气体作用时, Da= 0 , D' = D , 则与1. 1 推导得出的无孔隙气体作用下的煤岩损伤本构方程相同。
2 模型的验证
为验证所建立的本构模型, 开展了不同孔隙瓦斯压力条件下煤岩单轴压缩受载破坏实验。实验煤样取自冀中能源张家口宣东煤矿, 按照要求制作成Φ50 × 100mm原煤及0. 85mm粒度 Φ25 × 50mm型煤圆柱形煤样。型煤煤样参考文献[10]、[13]的制作方法, 实验步骤参考文献[10]的实验过程, 实验结果见图1、图2 所示, 模型计算参数表见表1所示。
注: IE= E' / E, 通过实验结果计算得出; m计算参考式 ( 21) 。
通过实验曲线与模型计算结果的对比分析可以看出: 当孔隙瓦斯压力为0MPa时, 即无孔隙瓦斯作用、煤岩在不产生瓦斯吸附的条件下, Da= 0 、D'= D , 该模型计算结果与实验曲线能够较好地吻合。其中, 模拟计算表示根据实验结果得到煤岩试样的峰值强度、峰值应变、弹性模量三个主要力学参数, 将其代入式 ( 21) 计算m, 结合模型参数由本文建立的本构模型式 ( 23) 得出。
0. 85mm粒度型煤煤样在1MPa、2MPa、4MPa、6MPa吸附条件下的单轴压缩破坏实验及模型计算结果对比图见图2 所示。通过上述试验结果与模型计算结果的对比分析可以看出, 该损伤本构模型与试验结果能够较好的吻合。因此, 本文建立的考虑孔隙瓦斯劣化作用的含瓦斯煤岩损伤演化本构方程不但可以分析无孔隙气体作用下的煤岩受载破坏的损伤, 而且适用于探讨不同瓦斯压力条件下含瓦斯煤岩受载破坏的损伤演化规律。
3 讨论
通常条件下可通过实验研究得到不同瓦斯压力吸附条件下单轴压缩破坏过程中的力学参数, 根据相关力学参数参考无孔隙气体作用下的煤岩损伤本构模型进行简化计算, 本文研究的主旨在于分析孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化作用, 基于孔隙瓦斯作用前后煤岩弹性模量的变化特征, 得出孔隙瓦斯对煤岩结构损伤的力学模型, 在此基础上建立不同孔隙瓦斯压力条件下煤岩受载破坏损伤演化模型, 故本文进行模型计算时不采用力学实验得到的弹性模量的变化进行计算, 两者区别之处在此给予说明。
采用模型进行计算时只需要确定的计算参数有煤岩的弹性模量E、峰值应变 εpk及峰值强度 σpk, 这些参数通过相关方程计算 ( 通常是建立瓦斯压力对峰值强度、峰值应变的损伤模型) 得到或亦可由实验结果直接测定, 本文模型是综合实验及计算模拟相结合的基础之上, 仅仅通过煤岩弹性波速的变化建立孔隙瓦斯对煤岩弹性模量的蚀损模型, 未建立孔隙气体对煤岩峰值强度与峰值应变的劣化模型。
根据孔隙瓦斯作用下煤岩单轴压缩破坏实验得到的峰值强度、峰值应变及弹性模量结果代入式 ( 19) - ( 23) 进行模拟称之为直接模拟, 根据本文的研究方法, 基于孔隙瓦斯对煤岩力学性能的劣化模型式 ( 22) , 代入式 ( 23) 进行模拟称之为模型计算模拟, 两种模拟计算结果对比见图2 所示。结合表1进行分析可以看出: 直接模拟与模型计算模拟的根本区别在于IE和Da的不同, 直接模拟的弹性模量计算参数取自实验得到的煤岩真实的弹性模量, 计算模型的Da的取值基于以弹性波速特征变化为基础的煤岩瓦斯蚀损模型, 直接模拟的结果更接近于含瓦斯煤岩真实的应力- 应变关系, 产生此现象的主要原因是由于孔隙气体对煤岩蚀损过程及对煤岩弹性模量 ( 或孔隙结构) 的作用复杂, 同时以弹性波速变化计算得到的煤岩弹性模量是求得的煤岩静态弹性模量与煤岩加载过程的弹性模量可能还存在一定的差别。同时, 实验条件所限测量的煤岩弹性波速是煤岩在瓦斯吸附平衡后未解吸状态的煤岩弹性模量, 单轴压缩含瓦斯煤岩的力学实验是在煤岩在瓦斯卸压后煤岩未发生完全解吸时实验得到。两种模拟结果虽然存在一定的差别, 但是从一方面孔隙气体对煤岩的蚀损有规律可循, 两者的不同之处有待于深入研究。
4 结语