力学强度论文（精选7篇）
力学强度论文 篇1
摘要：本文通过对不同深度分布的卵石土进行原位剪切试验,研究表明:随着深度增加,土体的孔隙减小,密实度增加,卵石土发生屈服破坏时,剪切位移逐渐减小,卵石土更易发生塑性变形破坏;泥质微胶结卵石土剪切破坏后,其残余抗剪强度没有明显衰减,应力应变曲线属于应变硬化型;试验场地中,卵石土中卵、砾石含量在60%~80%之间,以卵砾石含量70%为界限,卵石土的抗剪强度主要受到粗粒土控制,细粒土产生的黏聚力占次要作用;由于卵石土颗粒大小相差悬殊,在剪切过程中颗粒之间的咬合力随土体密实度对表观黏聚力影响较大,卵石土的颗粒级配情况对剪切面力学性质起控制作用。
关键词：粗粒土,原位剪切试验,颗粒级配,应力应变特性,强度特性
0 引言
粗粒土抗剪强度指标与粗粒土的物理特性、应力状态、测试方法及强度理论等相关。由于粗粒土具有物质组成的多样性、颗粒结构的不规则性以及试样的难以采集性等固有特征,要确定其强度指标较为困难[1]。目前,粗粒土抗剪强度的研究主要针对: ( 1) 对比分析原位试验、室内大型直剪试验和三轴试验等,分析归纳不同材料力学性质和试验结果[2~4]; ( 2) 通过对试验仪器的改良,探讨新仪器对研究精度的提高作用,以及试验条件的适用性[5,6]; ( 3) 在试验基础上对试验过程进行了有限元数值模拟,分析了计算模型的破坏过程,提出有针对性的本构关系[7,8]。由于受地质条件[9,10]、胶结程度[11]、粒度分布范围及颗粒粒径等因素的影响[12],粗粒土的力学性质表现出明显的非线性。由于粗粒土的原状试样很难获得,粗粒土天然应力状态的强度指标难以通过室内的试验设备检测。野外大尺度原位试验是揭示粗粒土这类非均质复杂地质介质力学特性的一种有效办法。
本文通过粗粒土原位剪切试验研究,从粗粒土抵抗剪切变形机理出发,并结合不同深度粗粒土地层进行了粗粒土料的剪切试验。试验获得了在不同应力状态下粗粒土的剪应力与应变曲线、剪切强度曲线以及相应的抗剪强度参数; 揭示了粗粒土体在推剪状态下的变形与破坏规律,为进一步研究粗粒土这种岩土混合复杂介质的力学特性提供了科学数据。
1 工程地质概况与试验方法
1. 1 试验场地工程地质概况
试验地层分别为:( 1) 全新统卵石层( Q4) ,杂色,泥质微胶结,结构密实,局部夹有薄层或透镜状砂层,该层漂石和卵石含量占50% ~ 65% ,一般粒径3 ~ 7cm,漂石含量较少; 圆砾含量占10%~ 20% ,中粗砂充填。卵石、圆砾母岩成份主要为砂岩、花岗岩、石英岩、硅质岩、燧石等。级配不良,磨圆度较好、分选性较差; ( 2) 下更新统卵石层( Q1) ,杂色,泥质微胶结,结构密实,局部夹有薄层或透镜状砂层,该层漂石和卵石含量占50%~ 62% ,一般粒径3 ~ 7cm,漂石含量较少; 圆砾含量占10% ~ 25% ; 中粗砂充填。卵石、圆砾母岩成份主要为砂岩、花岗岩、石英岩、硅质岩、钙质泥岩、燧石等。级配不良,磨圆度较好、分选性较差。
1. 2 试验方法
卵石土抗剪强度试验采用平推直剪法( 见图1) ,即剪切荷载平行于剪切面施加的方法: 在每组的4 个试样上分别施加不同的竖直荷载,等变形稳定开始施加水平荷载,水平荷载的施加按照预估最大剪切荷载的8% ~ 10% 分级均匀等量施加,当所加荷载引起的水平变形为前一级荷载引起变形的1. 5 倍以上时,减荷按4% ~ 5% 施加,直至试验结束。在全部剪切过程中,垂直荷载应始终保持为常数。加力系统采用油泵( 装有压力表) 和千斤顶,位移用百分表测量。通过加力系统压力表和安装在试样上的测表分别记录相应的应力和位移,图2 为原位剪切试验布置图。
1. 3 试验过程
( 1) 试样制备: 开挖加工新鲜试样,试样尺寸为50cm × 50cm × 30cm,其上浇注规格为60cm ×60cm × 35cm的加筋混凝土保护套。同一组试样的地质条件应尽量一致。
( 2) 仪器安装及试验: 首先安装垂直加荷系统,之后安装水平加荷系统,最后布置安装测量系统。检查各系统安装妥当即可开始试验,记录各个阶段的应力及位移量。
( 3) 试验成果整理: 试验完成后根据剪应力及剪应变 ε 绘制 τ- ε 曲线,再根据曲线确定抗剪试验的比例极限( 直线段) 、屈服极限( 屈服值) 、峰值,然后分别按照各点的正应力 σ 绘制各阶段的 τ-σ 曲线,最后由库伦公式确定出土体抗剪过程中各阶段的内摩擦系数f及黏聚力c:
2 试验结果
2. 1 应力应变特性
对卵石土进行了不同深度原位剪切试验,试验剪应力—剪切位移曲线如图3 所示。从图3 中可以看出,随着试验深度的增加,卵石土发生屈服破坏时,剪切位移逐渐减小。这是由于土体发生破坏前所能产生位移的空间随深度增加而减小,即随着深度增加,土体的孔隙减小,密实度增加。由此推断出,卵石土随着深度增加,更易发生塑性变形破坏。图3 曲线显示,卵石土的剪应力随剪切位移增加而增加,但增加速率越来越慢,最后逼近一渐近线。在塑性理论中,试验卵石土的应力—应变曲线属于位移硬化型。由于卵石土在沉积过程中,长宽比大于1 的片状、棒状颗粒在重力作用下倾向于水平方向排列而处于稳定的状态; 另外,在随后的固结过程中,竖向的上覆土体重力产生的竖向应力与水平土压力产生的水平应力大小是不等的。在试验中,体应变只能是由剪应力引起的,由于剪应力引起土颗粒间相互位置的变化,使其排列发生变化而使颗粒间的孔隙加大,从而发生了剪胀。而平均主应力增量 Δp在加载过程中总是正的,土颗粒趋于恢复到原来的最小能量的水平状态,剪切过程中剪应力要克服卵石土的原始状态,在达到峰值强度后,剪应力未发生随应变增加而下降的现象。
2. 2 抗剪强度特性
卵石土是卵砾石等粗颗粒作为骨架、细颗粒填充其中的堆积体,当其受到剪切应力的时候,卵砾石沿着剪应力的方向相互挤压、错动,在剪应力达到一定程度时,其原有土体结构遭到破坏。图4 为三组卵石土剪切试验 τ- σ 曲线,通过曲线可以获得三组试验的砂卵砾的抗剪强度参数,见表1。
一般散体材料都有一定的黏结性,由于土体表观黏聚力,即由吸附强度或土颗粒之间的咬合作用形成的不稳定黏聚力,本身就具有一个初始的剪切应力0τ[13~14]。在理想的散体材料中,0τ等于0时,抗剪角等于内摩擦角。在一般土体中,根据具有黏结性的散体材料应力图,可以求得初始剪切应力0τ。
式中: h0为材料垂直壁的最大高度,反映材料黏性ρ 为堆积密度; φ 为摩擦角; f为抗剪系数。
表1 中的数据显示,公式( 2) 计算出的0τ明显小于由图解法得到的土体表现黏聚力c值,且试验深度在4. 0m和14. 5m时,明显小于c值。假定卵石土中含的黏粒、含水率一定时,土体中的黏聚力变化不大,当卵石土离地面越近,密实度越小,颗粒的接触面积相对较小,其表观黏聚力中由咬合作用形成的不稳定黏聚力占得比例较大; 当土层深度较大时,密实度越大,颗粒的接触面积相对较大,但颗粒咬合得更加紧密,其表观黏聚力中由咬合作用形成的不稳定黏聚力也会占的比例较大。这表明在抗剪切强度参数中咬合力在卵石土松散和密实两个情况下对表观黏聚力影响较大。影响抗剪强度的因素取决于颗粒之间的内摩擦阻力和黏聚力。对于卵石土等粗粒土的黏聚力问题,一般认为颗粒间无黏结力。但由于因颗粒大小相差悬殊,充填中颗粒间相互咬合嵌挂,在剪切过程中外力既要克服摩擦力做功,又要克服颗粒间相互咬合嵌挂作用做功,所以无黏性粗粒土在剪切过程中存在有咬合力。
3 理论分析
卵石土实际上是一种非典型的 “混合土”,即卵石土中粒径小于0. 075mm颗粒含量小于25% ,但其是部分中间粒径缺乏的土。作为类混合土,其岩土试验方法及力学参数取值是土力学和工程领域中的一个重要问题[1,3,7,9]。
3. 1 粗粒土与细粒土孔隙结构的理想模式
粗粒土有其不同于细粒土的结构特征: 粗粒径的卵、砾石形成骨架,细粒径的砂和粉粒、黏粒充填在粗粒孔隙中,形成基质。卵、砾石和砂主要提供摩擦力; 粉粒、黏粒主要提供黏聚力,摩擦力很小。两种粒径范围不同的颗粒混合时,细颗粒充填在粗颗粒孔隙之中[15]。
图5 为不同含量粗粒土与细粒土孔隙结构的理想模式图。当混合土完全由粗粒组成时,颗粒直接接触,颗粒之间为空气孔隙( 见图5 ( a) ) ,此时混合土的抗剪强度为粗粒土颗粒的摩擦强度。当细粒土含量达到某一临界值时,细粒土全部充填在粗粒土颗粒之间的大孔隙中,粗粒土颗粒处于准接触状态,接触点上存在局部细粒土膜,该土膜得到强烈压实( 见图5 ( b) ) ,此时,混合物的抗剪强度受到粗粒土和细粒土的共同控制。继续增大细粒土含量,细粒土会占据粗粒土颗粒接触点之间的空间,粗粒土颗粒将彼此膨胀分离,处于 “悬浮”状态( 见图5 ( c) ) ,此时混合物的强度主要由细粒土控制,粗粒土颗粒间因为不接触,几乎不提供摩擦力。
3. 2 粗颗粒含量对混合土强度的影响
已有的抗剪强度试验结果表明,混合土强度控制因素变化不是一个阈值,而是一个区间,如表2。粗颗粒含量对混合土强度的影响反映了混合土结构形式对强度指标的影响,随着粗颗粒含量的增长,混合土的结构从典型的悬浮密实结构逐步转变为骨架密实结构,并最终变为骨架孔隙结构。不同结构形式的混合土强度存在明显的差异。许多学者的研究指出,在同等条件下,强度指标随大粒径颗粒所占的比例增大而增大。当粗粒含量小于30% 时,混合土处于图5 ( c) 的悬浮密实结构状态,即使有少量的大颗粒,对强度指标的影响也不大; 当粗粒含量在30% ~ 70% 时,混合土处于图5 ( b) 骨架密实结构,混合土的强度指标随大颗粒含量增长而增长; 当粗粒含量大于70% 时,混合土的抗剪强度主要由粗颗粒的摩擦强度提供。
4 结论
本次试验对不同深度分布的卵石土进行了原位剪切试验,研究结论如下:
( 1) 随着深度增加,土体的孔隙减小,密实度增加,卵石土发生屈服破坏时,剪切位移逐渐减小。因此,随着深度增加,卵石土更易发生塑性变形破坏。
( 2) 泥质微胶结卵石土剪切破坏后,其残余抗剪强度没有明显衰弱,应力应变曲线属于应变硬化型。
( 3) 卵石土由于颗粒大小相差悬殊,咬合力在卵石土松散和密实两个情况下对表观黏聚力影响较大。
( 4) 卵石土的颗粒级配情况对剪切面力学性质起控制作用。粗颗粒对卵石土强度控制的阈值约为30% 和70% 。
力学强度论文 篇2
情绪对学习有很重要的影响, 是形成学习动机的必要基础[5]。因此, 学习自控的过程包括对干扰学习的情绪的控制, 把学习时候的情绪调节到最有利于学习的状态, 即发挥情绪的组织和动力功能。为了解不同学习自控力学生的情绪表现, 笔者开展了本次调查, 报道如下。
1 对象与方法
1.1 对象
选取福州市十二中初一2个班共101名学生进行前测, 共获得99份有效问卷, 然后将学生随机分为4个组:A组为恐惧组, B组为愉快组, C组为悲伤组, D组为对照组 (不经过实验处理, 即做完前测后, 让被试静坐一段时间, 然后进行后测) [6]。由于在实验过程中, 部分被试的相应情绪未被激起, 因此其记忆任务测量问卷被剔除。最后确定恐惧组18人, 愉快组25人, 悲伤组23人, 对照组23人。
1.2 方法
首先把20对词组的记忆任务呈现在黑板上, 让被试用5 min的时间去记忆。被试可以应用各种记忆策略 (如念出声音、用手势、与同学一问一答、利用词组间的相关) , 然后利用4 min的时间对其刚才的记忆效果进行测量。再分别让每组被试观看相应的电影 (恐怖片:《山村老尸1》、愉快组《憨豆先生》、悲伤组《妈妈再爱我一次》) 以激起他们相应的情绪状态。在观看电影的过程中, 主试在旁观察, 当被试出现试验者所需要的情绪时, 就关闭电影。后测记忆任务的难度与题项和前测记忆任务难度与题项相当。给被试5 min的时间记忆后测记忆任务, 然后, 利用4 min时间对其刚才的记忆效果进行测量。并测量实验所引发的情绪的性质和强度: (1) 观看完影片后, 主要产生了愉快、悲伤、恐惧这3种情绪中的哪一种; (2) 产生这种情绪的强度如何 (用1～5表示:“1”表示很弱, “5”表示很强) , 在记忆任务完成后一齐提问。
2 结果
2.1 不同自控力水平学生的记忆能力比较
根据自控力的得分情况, 按前、后各30%把99名被试分成高自控力组和低自控力组各26名。由表1可知, 高自控力组和低自控力组的记忆任务前测时差异无统计学意义 (χ2=1.753, P>0.05) , 后测时差异有统计学意义 (χ2=2.229, P<0.05) 。提示在有情绪干扰的情况下, 学习自控力发挥了一定的作用。然而, 由于初中生的学习自控力普遍还不高, 不管是高自控力学生还是低自控力学生, 其记忆活动仍会受到情绪的影响。
2.2 不同情绪组学生记忆能力比较
由表2可知, 情绪强度和自控力的主效应都达到显著水平。在同组内, 把记忆前后的成绩进行配对样本t检验, 结果显示, 实验过程中所产生的情绪 (不论是消极的还是积极的) 会对记忆效果产生影响, 即阻碍记忆, 而对照组的第2次测验好于第1次 (P<0.01) 。
一般的说, 自控力强的学生更能控制调节好自己的学习活动, 学习成绩也就较高;在不同自控力水平下, 记忆成绩随情绪强度的变化结果见图1。
2.3 不同自控力下情绪强度对记忆成绩的影响
对恐惧、愉快、悲伤组的66名学生的情绪强度进行分组, 有19人是属于高自控力组, 19人属于低自控力组, 28人属于中间型。用独立样本双因素方差分析, 以检验学习自控力、情绪强度对后测记忆成绩的影响, 结果显示, 情绪强度 (F=3.250, P<0.05) 和自控力 (F=5.390, P<0.01) 的主效应都达到显著水平, 而情绪强度与自控力合并的主效应未达到显著水平 (F=21.557, P>0.05) 。
由图1可知, 自控力高的学生能够控制调节好各种性质的情绪;中等自控力的学生情绪处于中等强度的时候, 记忆成绩最好, 随着情绪的继续增强, 其成绩逐渐下降;低自控力学生记忆成绩也是先随情绪强度的增加而提高, 当情绪超过某一强度之后, 记忆成绩就逐渐降低。提示记忆成绩总体是先随情绪强度的增强而提高的, 当情绪处于某一强度时, 记忆成绩最佳的;随后记忆成绩就随情绪强度的增加而逐渐降低。让记忆成绩处于最佳的情绪强度可能在中等到较强之间。
2.4 不同情绪组学生记忆成绩随情绪强度的变化趋势
由图2可知, 记忆成绩总体随恐惧情绪的增强而减弱, 且在恐怖情绪刚出现的阶段, 成绩下降最快, 说明恐惧情绪对记忆活动起消极的影响作用。在愉快情绪中, 记忆成绩随情绪强度变化的趋势为先上升后下降;当情绪强度上升到某一程度后, 成绩最好, 然后又开始下降。悲伤情绪会阻碍记忆, 但悲伤情绪强度从“2”到“4”之间, 成绩反而提高, 其原因很复杂, 也许是学习自控力起了作用, 有待于继续研究证实。
3 讨论
研究结果表明, 实验组的记忆成绩是降低的, 而对照组的记忆成绩是提高的。对照组前后2次记忆测验相隔为10 min, 在这10 min内主试要求被试静坐, 以保持心情平静。所以, 他们在后测中取得的成绩是4组中最高的 (前测成绩是倒数第2) , 而且前、后测成绩差异有统计学意义。实验组的被试都按实验要求激起了相应的情绪, 但记忆成绩均下降, 这说明了他们在实验中产生的情绪阻碍了他们的记忆。当然也可能是实验处理对记忆起干扰的作用, 这还需要进一步的验证。
本研究认为, 情绪强度在中等强度到较强之间, 对活动起阻碍作用。不同学习自控力的学生控制情绪的能力也是不一样的。高自控力的学生能较好地控制情绪的阻碍作用, 发挥其促进作用。证明情绪对学习自控力高的学生负面影响较小, 而对低自控力的学生影响较大。
自控力和情绪强度对记忆成绩都有显著的主效应。自控力越强的人, 其记忆成绩就越高;而记忆成绩和情绪强度是呈非直线关系的。从实验组记忆成绩下降的幅度来看, 恐惧组下降最多, 愉快组其次, 悲伤组最少。这可能跟被试的调节和控制能力有很大相关, 调节和控制能力强的人可以把悲伤转化成动力, 能力差的人可能就更消沉, 成绩降的更快。
关键词：学习,情绪,记忆,学生
参考文献
[1]张灵聪.初中生学习自我控制特点的研究.重庆:西南大学, 2001:44-46.
[2]张灵聪.不同自控力的初中生在抗干扰上的表现.心理科学, 2002, 25 (2) :236-237.
[3]张灵聪.不同自控力的初中生在成败情景中的表现.心理科学, 2003, 26 (4) :654-657.
[4]孟昭兰.人类情绪.北京:人民出版社, 1989:31-36.
[5]乔建中, 李星云.情绪充予和情绪调节在学习过程中的动机作用及其机制.南京师大学报:社会科学版, 1995, 3:16-18.
土力学的新概念与特殊土强度初探 篇3
参见文献[2]的摘要, 由文献[3]~[12]总结:初步建立“非饱和土有效应力的大气张力公式与新概念土力学”的构架。其要点有, 提出有效应力的新概念, 即有效应力是土体中提供抗剪强度的点的集合所对应的应力;非饱和土有五相;自由水和孔隙气具有等效压缩刚度 (等效压缩模量和等效压缩系数) ;有效应力的实质是自由水和孔隙气没有抗剪能力;大气张力抗拉强度, 揭示了非饱和土的“吸力”之谜;大气张力库仑抗剪强度, 展示了经典凝聚力的全貌;应该用绝对压强论述土力学。其公式有, 非饱和土有效应力的大气张力公式;大气张力系列的饱和度系数和自由水通道率、有效自重应力、地基承载力、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定、地基压缩变形和渗流固结等等新公式。
文中将在文献[2-12]的基础上, 探讨上述土力学的新概念在特殊土强度方面的应用。
1 新概念土力学的基本公式
参见文献[2, 10], 抗剪极限状态非饱和土有效应力的大气张力公式
其中, σ′s为颗粒接触有效应力;σ′c为结合水膜有效应力;σF为表面张力垂直分量贡献有效应力。
在抗剪极限状态, σ′s是法向压力, 其作用处切向提供由滑动摩擦和咬合摩擦产生的抗剪强度, σ′c和σF是法向拉力, 其作用处切向直接提供真凝聚力, 所以σ′s-σ′c-σF就是有效应力。由式 (1) 得, 有效应力
在z方向, 半空间无限体, 有效自重应力
其中, X为饱和度系数;Bu为非饱和土的自由水通道率。
Uwa为计算点处绝对压强下的自由水压力, 作用在同一平面的自由水上, 尽可能实测, 按重力水、毛细水、角部毛细水的区别有不同的计算式[4]。
Ua为计算点处 (绝对) 孔隙气压力, 作用在同一平面的孔隙气上, 尽可能实测。
Pa-[BuUaw+ (1-X) Ua]为水气不抵大气压强自重应力[6]。
2 修正一般土的饱和度系数和自由水通道率的计算公式
见文献[4], 初探, 文献[6]-[9]及文献[12], 不断更新, 下面进一步修正:
饱和度系数X应先按表1计算。
还应该对表1的结果进行孔隙比修正:取X= (0.908/e) ×表1的X, 且X《Sr。
计算BS0:粘粒水分分配系数k1=粘粒含量, 一般土, 认为IP=10时, k1=0;IP=17时, k1=0.4;按直线分布得
计算BS:结合水膜可靠连接面积率系数k2, 一般土, 认为IL=1 (含水量为液限) 时, k2=0;Il=0 (含水量为塑限) 时, k2=0.45;含水量为缩限时, k2=0.9, 按直线分布得:
结果:自由水通道率Bμ=X-BS。
其中, Sr为饱和度;IP为塑限指数;IL为液限指数;BS0为粘粒水分分配面积率;BS为粘性土的结合水膜可靠连接面积率。
注1:粘粒水分分配系数k1:粘粒与其他土粒共同吸附土中水, 土中水优先在粘粒形成结合水膜[13], 但考虑到截面上下两个粘粒不一定对齐, 所以择中取k1=粘粒含量
注2:结合水膜可靠连接面积率系数k2:参见文献[3]的结论, 认为粘性土在室内干燥失水过程中, 由泥浆期-液限-塑限-缩限, 截面上下两个粘粒不断靠近, 在接触处, 由无结合水膜接触 (泥浆期) -有弱结合水膜接触 (流塑) -有强结合水膜接触 (软塑下限时为0) -有45%强结合水膜接触 (塑限) -有90%强结合水膜接触 (缩限) 。
3 特殊土的饱和度和孔隙比
见文献[14]:土饱和度Sr计算方法用于粘土时出现数值偏大甚至超过理论最大值的不合理现象。偏差的原因是, 将粘土中的结合水作为普通自由水引进公式。见文献[15]:根据目前对结合水密度的认识, 强结合水密度一般为1.30~1.74g/cm3, 平均为1.5g/cm3左右。
见文献[16]
其中, W为天然含水量;γs为土粒重度;γw为水的重度。
式 (4) 与文献[14]的式 (1-2) 实质及计算结果相同。
见文献[14]的式 (3-1) , 认为在红粘土中, 结合水的平均密度为1.35g/cm3, 含量占总水量的60%, 得到水的加权重度dw, 即式 (3.1) 的γw=1.35×0.6+1×0.4, 其倒数为0.83, 按式 (4) 由γw=1计算得到的Sr (常规饱和度) , 再乘以0.83就是红粘土的实际饱和度。
3.1 红粘土及多粘粒的一般土的饱和度和孔隙比
见文献[14], 讨论的是贵州红粘土。下面讨论能适用于各地红粘土及多粘粒的一般土, 注意, 有膨胀性的红粘土, 按膨胀土处理。
首先, 求强结合水在总水量中的含量ζc。红粘土多处于可塑及硬塑范围, 所含弱结合水不多, 且弱结合水与自由水重度差别不大, 故取弱结合水重度=1.0g/cm3, 归于自由水。通常认为, 塑限含水量是有无弱结合水的界限。事实上, 含水量在塑限时, 粘粒吸附强结合水 (假定有3层水分子) , 其他土颗粒也由于润湿吸附水 (假定有1层水分子) , 取强结合水的重度为1.5g/cm3, 得
其中, Wp为塑限含水量;k1为粘粒含量。
其次, 求水的加权重度
所以, 实际饱和度
另外, 由土工试验及非膨胀土的特性知道, 所求的孔隙比就是常规孔隙比。
3.2 膨胀土的饱和度和孔隙比
参文献[17], 三类粘土矿物的特性见表2。参文献[18]的附录A, 膨胀土的自由膨胀率与蒙脱石含量、阳离子交换量的关系见表3。
注:1.表中蒙脱石含量为干土全重含量的百分数, 采用次甲基蓝吸附法测定。2.对不含碳酸盐的土样, 采用醋酸铵法测定其阳离子交换量, 对含碳酸盐的土样, 采用氯化铵-醋酸铵法测定其阳离子交换量。
由表3知, 我国现行的《膨胀土地区建筑技术规范》, 认为蒙脱石含量是决定土的自由膨胀率的主要因素。事实上, 蒙脱石晶层间是以分子引力连结, 联结力弱, 水很容易进入晶层之间, 具有显著的吸水膨胀、失水收缩的特性。见表2, 蒙脱石的比表面积大, 为800m2/g。参文献[19], 蒙脱石根据所吸附的阳离子不同, 分为钠基蒙脱石和钙基蒙脱石。钠基蒙脱石可促进土体的分散性, 钙基蒙脱石能抑制土体的分散性。所以, 忽略侧面面积, 假设钠基蒙脱石有1个晶层 (即有2个内表面和2个外表面) , 其内表面积占总表面积的50%;钙基蒙脱石有4个晶层 (即有8个内表面和2个外表面) , 其内表面积占总表面积的80%。
下面, 由土的三项组成讨论膨胀土的饱和度和孔隙比。土的总体积V;孔隙部分体积VV, 增量为ΔVV;固体颗粒体积VS, 增量为ΔVS;土中水的体积VW, 增量为ΔVW;土的总质量m;固体颗粒质量mS, 增量为ΔmS;土中水的质量mW, 增量为ΔmW。由文献[20]《土工试验方法标准》已知:V为环刀的体积, 由含水率试验得, 含水量W=mW/mS;由密度试验得土的密度ρ=m/V, 干密度ρd=mS/V;由土粒比重试验得固体颗粒的密度ρs=mS/VS;从而已知V, 通过计算:先由ρ、ρd, 可求得m、mS;进一步, 由W、ρs, 可求得mW、VS;按水的重度=1, 数值上VW=mW。这样, 通过土工试验及计算, 可以得到:m、mS、mW;V、VS、VW。
膨胀土除了应该按3.1节那样考虑强结合水的重度为1.5g/cm3, 进行水的加权重度计算外, 还要考虑蒙脱石内表面结合水属于土颗粒的因素。蒙脱石内表面结合水, 产生负的ΔmW和ΔVW, 还产生正的ΔmS和ΔVS。
首先, 求蒙脱石内表面结合水占水总质量mW的比例kw。设蒙脱石内表面积占蒙脱石总表面积的比例为km, 按前面假设, 0.5《km《0.8。见表1, 比表面积取上限, 且认为其他粘粒的比表面积与高岭石相同, 非粘粒的比表面积=1/5×20=4, 为高岭石的1/5。设蒙脱石、伊利石、高岭石加其他粘粒、非粘粒的含量分别为δm、δi、δk、δs, 则:
取强结合水的重度为1.5g/cm3得
参式 (3.2) 得
实际土粒外部的水质量为mW-=mW-ΔmW。其体积为
实际土粒的体积VS+=VS+ΔVW, 实际的孔隙体积
实际孔隙比e-=VV-/VS+, 实际饱和度
注意, 其他粘粒不包括膨胀蛭石, 膨胀蛭石与蒙脱石相似, 有较多吸水的内表面。
3.3 湿陷性黄土的骨架率、骨架饱和度和骨架孔隙比
见文献[21]406页, 通过对所获取微观照片进行统计分析发现:华阴、潼关、灵宝土样孔径大于20的孔隙面积可占到孔隙总面积的80%以上;又408页结束语的 (4) :黄土的湿陷性主要与平均孔径大于20μm的孔隙含量密切相关。对于同一场地所取的土样, 孔径大于20μm的孔隙含量增加, 其湿陷性增高。
因此, 可认为湿陷性黄土结构由土骨架 (包括微小孔隙) 和大孔隙组成。通过下面试验可以近似地反映湿陷性黄土结构。由文献[20], 用环刀切取天然土样, 土样的等级应为Ⅰ级不扰动土样, 环刀面积不应小于5 000m2。然后采用室内压缩试验, 分级加荷, 加荷至破坏 (沉降突变) , 并在该荷载下沉降稳定。
设上述环刀体积为V、高度为h0, 土样沉降了Δh,
定义湿陷性黄土的骨架率
如3.2节, 通过常规土工试验及计算, 可以得到m、mS、mW;V、VS、VW。所以
4 红粘土及多粘粒的一般土的强度计算
用式 (7) 的饱和度SR代替表1中的Sr, 加上其他参数, 可以求得红粘土的的饱和度系数和自由水通道率, 然后按文献[2]的公式, 进行大气张力系列的地基承载力、库伦抗剪强度、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算。
5 膨胀土的强度计算
见文献[18], 强制性条文:地基基础设计应符合下列规定:1) 建筑物的地基计算应满足计算的有关规定;2) 地基基础设计等级为甲级、乙级的建筑物, 均应按地基变形设计;3) 建造在坡地或斜坡附近的建筑物以及受水平荷载作用的高层建筑、高耸构筑物和挡土墙、基坑支护等工程, 尚应进行稳定性计算。验算时应计及水平膨胀力的作用。
见文献[23]:笔者曾提出一种分层考虑裂隙影响的膨胀土边坡稳定性分析的方法, 概括如下:1) 仍然采用现有的条方法, 如瑞典法、毕晓普法、摩根斯坦法等。2) 将膨胀土层近似划分为3个区域, 如图6中a、b、c所示。a区为裂缝充分发育区 (强风化) , 厚度近似取为2hc/3, 假定裂隙开展深度为hc=4m。该层取裂隙土的强度指标;b层为一般裂隙区 (未充分发育, 弱风化) , 厚度为hc/3, 取裂隙土与原状土强度指标的平均值;c层为无裂隙区, 取原状土强度指标。3) 考虑渗透力, 假定浸润线沿着坡面, 这是最危险的情况。4) 寻找危险滑动面时, 要考虑局部滑动和整体滑动的情况。
见文献[24]:缓倾角软弱层, 软弱层倾角一般6°~10°, 底部层面极光滑, 具蜡状光泽, 充填连续灰白色粘土, 厚1~10mm, 非常细腻稀软;上部充填草黄色粘土, 裂隙很发育, 一般厚度1~4mm, 最厚达20cm。软弱层内物质的粘粒含量高达60%以上, 液限最大达到64%, 粘土矿物成分以蒙脱石为主。
5.1 膨胀土的地基承载力计算
取基础底面处的膨胀土样进行试样饱和后试验, 按1节, 饱和土X=1,
通过计算得BS, 所以, 基础底面处的自由水通道率Bμzi=X-BS。
结合文献[2]的式 (7) 和文献[18]的式 (5.2.6) 得, 修正后的地基承载力特征值
其中, fak为地基承载力特征值。
见文献[18]:地基承载力特征值可由载荷试验或其他原位测试、结合工程实践经验等方法综合确定, 并应符合下列要求:1) 荷载较大的重要建筑物宜采用本规范附录C现场浸水载荷确定;2) 已有大量试验资料和工程经验的地区, 可按当地经验确定。
地基承载力的其他计算见文献[18], 注意甲乙级的建筑物, 均应按地基变形设计。
5.2 膨胀土的库伦抗剪强度、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算
假定当地的裂隙开展深度为hc (不一定是4m) 。按上述将膨胀土层近似划分为a、b、c, 即3个区域。a、b区用饱和土样, X=1, a区自由水通道率Bu=1, b区自由水通道率计算同5.1节。C区用实际土样, 按3.2节的式 (14) 和式 (15) 求得实际的孔隙比和饱和度, 再代入表1及加上相关系数, 按2节, 求得饱和度系数和自由水通道率。强度指标, a区取裂隙土的强度指标, b区取裂隙土与原状土强度指标的平均值, c区取原状土强度指标。
然后, 按文献[2]的公式, 进行大气张力系列的库伦抗剪强度、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算。注意应加上水平膨胀力的作用, 要计入软弱层的不利影响;在土坡稳定计算中, 还要计入渗透力。
6 湿陷性黄土的强度计算
见文献[22], 在湿陷性黄土地区进行建设, 应根据湿陷性黄土的特点和工程要求, 因地制宜, 采取以地基处理为主的综合措施, 防止地基湿陷对建筑物产生危害。湿陷性黄土, 在一定压力下受水浸湿, 土结构迅速破坏, 并产生显著附加下沉的黄土。……自重湿陷性黄土, 在上覆土的自重压力下受水浸湿, 产生显著附加下沉的黄土。
防护距离:防止建筑物地基受管道、水池等渗漏影响的最小距离。
6.1 湿陷性黄土的饱和度系数和自由水通道率
取天然土样除了常规土工试验得到常规参数外, 还要按3.3节的室内压缩试验得到天然湿陷性黄土的骨架率、骨架饱和度和骨架孔隙比。天然土样饱和 (骨架结构未破坏) 的骨架饱和度等于100%, 骨架率和骨架孔隙比同天然土样。
然后, 将土样的骨架饱和度、骨架孔隙比以及液限指数、塑性指数或粘粒含量按2节的公式计算得到骨架的Xf和Bμf, 再乘以骨架率得到
6.2 湿陷性黄土的地基承载力计算
见文献[22], 强制性条文:1) 甲类建筑应消除地基的全部湿陷量或采用桩基穿透全部湿陷性黄土层, 或将基础设置在非湿陷性黄土层上;乙丙类建筑应消除地基的部分湿陷量。地基承载力特征值, 应保证地基在稳定的条件下, 使建筑物的沉降量不超过允许值;……对天然含水量小于塑限含水量的土, 可按塑限含水量确定土的承载力。
结合文献[2]的式 (7) 和文献[22]的式 (5.6.5) 得, 修正后的地基承载力特征值
其中, fak为地基承载力特征值;Bμzi为基础底面处或地基处理的下卧层顶面处的自由水通道率;ηb、ηd分别为基础宽度和埋深的地基承载力修正系数。
其实, 修正后的地基承载力特征值, 仅直接用于丁类建筑, 对于甲乙丙类建筑, 用于地基处理后的下卧层验算。由文献[2]的式 (8) , 得到大气张力下卧层顶面处有效自重压力为
再结合文献[22]的式 (6.1.7) 和式 (6.1.8) , 用于地基处理的下卧层顶面的计算。
6.3 湿陷性黄土的库伦抗剪强度、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算
见文献[22]:1) 确定滑动面时, 应考虑湿陷性黄土地基中可能存在的竖向节理和裂隙;2) 对有可能受水浸湿的湿陷性黄土地基, 土的强度指标应按饱和状态的试验结果确定。见文献[25]:浸水前后湿陷性黄土的抗剪强度采用快剪试验测定。首先将所取的天然土样分为两组, 其中一组土样的每个样品均取4个环刀试样, 分别在100kPa、200kPa、300kPa以及400kPa荷载压力下测其抗剪强度;另一组土样中的每个样品同样取4个环刀试样, 但每个环刀试样都进行充分浸水, 对浸水后的环刀试样分别施加100kPa、200kPa、300kPa以及400kPa荷载压力, 待土样下沉稳定后再测其抗剪强度。最后对浸水前后湿陷性黄土的抗剪强度进行对比分析, 研究其浸水前后抗剪强度的变化规律。又有:浸水后湿陷性黄土的抗剪强度明显低于天然状态下湿陷性黄土的抗剪强度。
注意的是, 浸水湿陷稳定的土样已经破坏了原有骨架加大孔隙的结构, 与上述的天然土样饱和 (骨架结构未破坏) 不同, 与一般饱和土相似。因此, 应该用浸水湿陷稳定的土样进行常规试验得到其饱和度、孔隙比, 然后按2节计算得到饱和度系数和自由水孔隙比。很显然, X=1, 如果是粉土类, Buzi=1, 如果是粉质粘土类, 由于粘粒含量一般不多, 而含水量又饱和, 液限指数较大, Buzi≈1。还因为土从不饱和到饱和, 计算点处绝对压强下的自由水压力Uwa由小于大气压强到大于大气压强, 所以侧向水压力大大增加, 威胁稳定。
所以, 首先应考虑湿陷性黄土的土层是否会浸湿, 取天然土样试验或取天然土样按上述进行侵水湿陷稳定后的抗剪强度试验, 得到相应的饱和度系数、自由水通道率和抗剪强度指标, 然后按文献[2]的公式, 进行大气张力系列的库伦抗剪强度、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算。注意应考虑湿陷性黄土地基中可能存在的竖向节理和裂隙。
7 结论
a.红粘土与膨胀土含有较多的粘粒, 存在大量的结合水, 实际饱和度应考虑由于结合水重度大于自由水的因素。蒙脱石颗粒含有较多的内表面, 该内表面含有的结合水, 实际上减少膨胀土颗粒间的水质量及体积, 增加颗粒的质量和体积, 因此, 膨胀土的实际饱和度和孔隙比与常规不同。湿陷性黄土由土骨架 (包括微小孔隙) 和大孔隙组成, 其特征为骨架率、骨架饱和度和骨架孔隙比。
b.求得特殊土的饱和度及孔隙比后, 加上液限指数、塑性指数或粘粒含量, 可以按一般土的方法求得特殊土的饱和度系数及自由水通道率。
c.进一步, 提出了特殊土进行大气张力系列的库伦抗剪强度、地基承载力、郎肯土压力、库伦土压力、土坡稳定计算的方法。
力学强度论文 篇4
关键词：蒸压粉煤灰砖,砌体,砂浆,力学性能
0前言
蒸压粉煤灰砖是以粉煤灰、石灰为主要原料, 加以一定量的集料及添加剂通过压制成型、蒸压养护而成, 具有利废、环保、经济的特点。经过50多年的发展, 蒸压粉煤灰砖的质量得到了很大的提高, 在国家“禁实”政策出台后, 蒸压粉煤灰砖逐渐成为了新型墙体材料的主要品种。但是, 其砌体易出现的质量问题尚未引起足够重视, 主要表现为蒸压粉煤灰砖及砌体的抗剪强度和抗拉强度较低, 砖的脆性较大[1]。同时, 蒸压粉煤灰砖在推广应用中还出现砌体干缩大、剪切裂缝、蒸压粉煤灰砖表面与砌筑砂浆的粘结强度低等问题。
砌体的抗剪强度和抗拉强度主要取决于蒸压粉煤灰砖表面与砌筑砂浆的粘结强度, 虽然砂浆强度越高, 砌体相应的抗压、抗剪、抗拉强度越高。但是考虑到成本问题, 不能一味地提高砂浆强度等级。通过对不同砂浆强度下砌体力学特性的研究, 不仅要得出在该原料配比下蒸压粉煤灰砖砌体能否达到GB 50003—2011《砌体结构设计规范》要求, 还要对比黏土实心砖的标准, 从而得出能让粉煤灰砖砌体的力学性能达到黏土实心砖砌体要求的砌筑砂浆强度。同时, 得出能够有效提高砌体抗剪和抗拉强度并减小砌体干缩、比较经济合理的砌筑砂浆强度等级。
1 原材料
1.1 蒸压粉煤灰砖的物理性能
本次试验用砖采用强度等级为MU15的蒸压粉煤灰实心砖, 由天业建材科技有限公司生产。该蒸压粉煤灰砖原料及生产工艺都比较简单, 仅由粉煤灰、砂、电石渣3种原料经过搅拌、消化、碾压、压制成型及蒸压养护制成。砖的标准尺寸为115 mm×240 mm×53 mm, 根据JC 239—2001《粉煤灰砖》标准, 对试验用砖进行了材料性能测试, 各项指标满足标准要求 (见表1) 。
1.2 试验用砂浆强度等级
砌筑砂浆水泥采用32.5复合硅酸盐水泥, 设计采用3种不同强度等级的水泥砂浆M7.5、M10、M15, 采用人工搅拌砂浆, 并在同一条件下养护, 砂浆测试依据JGJ/T 70—2009《建筑砂浆基本性能试验方法标准》执行, 砂浆的实测强度分别为9.5、12.2、17.8 MPa。
2 试验方法
2.1 砌体试验方案
根据GB 50003—2001要求进行各种砌体的砌筑, 按3种不同砌筑砂浆, 砌体抗压强度试件各2组, 每组6件;抗剪强度试件各2组, 每组12件;轴心抗拉强度试件各2组, 每组12件;沿通缝和齿缝弯曲抗拉强度试件各2组, 每组12件。
为了保证砖砌体的受力性能和整体性, 砌体试件由1名技术工人砌筑, 砌筑时保证砖上下错缝, 内外搭接, 采用一顺一丁式砌筑方法。砌体在养护28 d后进行各项性能测试。
2.2 砌体抗压强度试验
(1) 在试件的4个侧面上, 画出竖向中心线, 在试件高度的1/4、1/2和3/4处, 分别测量试件宽度和厚度, 测量精度为1 mm。
(2) 试件的安装, 先将试件吊起, 清除垫板下的杂物, 然后放置于试验机的下压板上, 试件4个侧面的竖向中心线与试验机轴线重合。
(3) 采用分级加荷方式, 直到试件破坏, 记录破坏荷载值和试件破坏特征。
砌体抗压试件示意见图1。
2.3 砌体抗剪强度试验
(1) 测量受剪面尺寸, 测量精度为1 mm;
(2) 将砌体抗剪试件放在试验机上, 试件的中心线与试验机轴线重合;
(3) 抗剪试验采用匀速连续加荷方式, 避免冲击, 加荷速度按试件在1~3 min内破坏进行控制;
(4) 当试件有1个受剪面被剪坏时即认为试件破坏, 记录破坏荷载值和试件破坏特征。
砌体抗剪试件示意图见图2。
2.4 砌体轴心抗拉强度试验
(1) 测量受拉砌体尺寸, 测量精度为1 mm;
(2) 将砖砌体轴心受拉试件放在滑动支座上, 试件的中心线与拉力传感器轴线重合;
(3) 轴心抗拉试验采用匀速连续加荷方式, 直到试件破坏, 记录试件破坏荷载值和试件破坏特征。
砌体轴心抗拉试件受力见图3。
2.5 砌体弯曲抗拉强度试验
(1) 测量试件截面宽度和高度尺寸, 测量精度为1 mm;
(2) 试件跨度的确定, 对于沿通缝抗弯试件为870 mm;对于沿齿缝抗弯试件为1095 mm;
(3) 将砌体弯曲受拉试件放在机座上, 试件的中心线与试验机轴线重合;
(4) 试验按简支梁三分点集中加荷, 采用匀速连续加荷方式, 直到试件破坏, 记录破坏荷载值和试件破坏特征。
砌体弯曲抗拉试件受力见图4、图5。
3 试验结果及分析
3.1 抗压强度
试件破坏特征:砖砌体试件从受力到完全破坏过程如下:试件在极限荷载的40%~60%时, 在砌体的单砖内出现第1条竖向裂缝, 随着荷载的加大, 微小裂缝增多;当接近于极限荷载时, 竖向裂缝急剧扩展并增多, 沿砌体竖向通过若干皮砖逐渐连接成1条贯通的主裂缝。继续增加荷载, 裂缝很快加长、加宽, 砌体被压碎并丧失稳定性而完全破坏。蒸压粉煤灰砖砌体出现裂缝后, 很快产生破坏, 裂缝荷载/破坏荷载的比值基本在60%左右, 同时也说明不同的砂浆强度等级对裂缝荷载/破坏荷载的比值未产生影响。
砌体抗压强度试验结果与GB 50003—2011要求比较值见表2。
由表2可知, 各砂浆强度等级砌体的抗压强度均高于规范规定砌体抗压强度标准值和设计值, 按规范公式计算砌体抗压强度标准值均大于规范规定砌体抗压强度标准值, 符合规范要求。而且蒸压粉煤灰砖砌体抗压强度远高于烧结普通砖砌体规范规定的标准值, 其原因是砖的外观平整, 因而施工时灰缝厚度较为均匀, 砂浆易于铺砌密实。砌体受压时, 作用于砖块的附加弯曲应力和剪应力比黏土砖小, 此外, 还与粉煤灰砖受压时的塑性变形能力优于黏土砖, 对灰缝凹凸不平的适应能力较佳有关系[2]。
同时, 随着砂浆强度等级的提高, 砌体的抗压强度在不断增大, 砌体的抗压强度随砌筑砂浆从M7.5到M10、M10到M15分别提高了7.7%和8.4%, 砌体抗压强度随砂浆强度的提高变化幅度不大。
对于砖砌体, 当砖的强度等级不变时, 砂浆强度等级提高1级, 砌体的抗压平均强度提高约15%, 但砂浆中水泥用量增多约1倍。当保持砂浆等级不变, 砖的强度等级提高1级, 砌体的抗压平均强度提高约20%[3]。因此, 在砖的强度等级不变时, 一味地提高砂浆强度等级并不适宜。在条件允许的情况下, 应尽量采用高强度等级的砖, 这样会取到较好的强度和经济效果。
3.2 抗剪强度
抗剪试件的破坏呈脆性, 当达到极限荷载时, 试件突然丧失承载力而破坏。其破坏形态有单剪面破坏和双剪面破坏;没有出现因块体破坏而丧失承载力现象;试件破坏时并未被压溃, 且有一定破坏预兆;试件破坏单剪面居多, 单剪面破坏和双剪面破坏基本上都是沿砂浆灰缝面破坏, 因此, 其抗剪强度主要取决于灰缝中砂浆和砖的粘结度及砂浆砌筑时的饱满程度。
砌体抗剪强度试验结果与规范要求比较见表3。
从表3可见, 用不同强度等级的水泥砂浆砌筑蒸压粉煤灰砖砌体的抗剪强度实测值大于规范中各砂浆强度等级的砌体抗剪强度标准值和设计值的要求。表3中对蒸压粉煤灰砖砌体规范规定的抗剪强度标准值在不同砂浆强度等级下均低于烧结普通砖, 而且根据文献统计结果及实际工程数据可知, 不同砂浆强度等级下蒸压粉煤灰砖砌体的抗剪强度均显著低于烧结普通砖砌体, 2种砖砌体抗剪强度比值为0.67~0.80。原因是蒸压粉煤灰砖表面光滑, 相互约束变形能力差, 吸水速度慢且吸水量大, 使得砂浆流动性减弱和砂浆中水泥未完全水化[4]。
除了块体和砂浆强度, 块体的形状 (孔洞率) 以及砂浆的和易性以及销键作用也影响砌体的抗剪性能。表面带凸凹槽的蒸压粉煤灰砖砌体由于砂浆嵌入凹槽内形成“砂浆销键”作用, 砌体的抗剪强度明显提高, 且不低于黏土砖砌体[5]。
试验表明, 影响砌体抗剪强度的因素:一是砂浆强度, 随着砂浆强度等级的提高, 砌体抗剪强度也随之提高, 砌体的抗剪强度主要由砂浆与砖之间的粘结力提供;二是砌筑质量, 水平灰缝内砂浆饱满度对其抗剪强度影响较大, 而竖向灰缝则影响较小。当水平灰缝及竖向灰缝内砂浆饱满时, 砌体抗剪强度随之增高, 反之则降低。国内外大量试验证明, 块体强度对砌体抗剪强度的影响不大, 砌体抗剪能力主要由砂浆与砖之间的粘结力提供, 抗剪强度主要取决于砂浆的强度等级[6]。
蒸压粉煤灰砖砌体的砌筑砂浆要求具有良好和易性、保水性和粘结性, 使水平灰缝砂浆铺砌得均匀饱满, 能够延缓裂缝的发展, 使得单砖裂缝较晚出现, 对砖抗压强度的发挥起到有利作用。因此, 很有必要配制和使用满足这一要求的专用砂浆。
砌体的抗剪强度随砌筑砂浆从M7.5到M10、M10到M15分别提高了7.0%和3.7%, 由此可见, 当砂浆强度从M7.5提高到M10时, 砌体抗剪强度增长较快;当砂浆强度从M10提高到M15时, 砌体的抗剪强度增长缓慢。
3.3 轴心抗拉强度
试件破坏特征:试件破坏均是沿齿缝剪切破坏, 先是在砖或灰缝处产生裂缝, 随着荷载增加, 裂缝加长并增大, 当达到极限荷载时, 试件沿砌体齿缝位置突然丧失承载力而破坏。对于砌体的轴心抗拉, 竖向灰缝是薄弱点。砌体的竖向灰缝通常是不饱满的, 这样就降低了竖向灰缝内砂浆和砖的粘结力, 从而使砌体的整体性降低。使得位于竖向灰缝上下皮的砖易出现应力集中, 加快砖的开裂, 终将引起砌体强度的降低[7]。
砌体轴心抗拉强度试验结果与规范要求比较见表4。
从表4可见, 用不同强度等级的水泥砂浆砌筑蒸压粉煤灰砖的轴心抗拉强度实测值不仅达到了规范公式计算砌体轴心抗拉强度标准值, 而且优于规范中各砂浆强度等级的砌体轴心抗拉强度标准值和设计值的要求。当砂浆强度等级为M7.5、M10和M15时, 按规范公式计算的抗剪强度标准值分别是现行规范规定标准值的1.75、1.87和2.11倍, 均符合规范要求。
砂浆强度从M7.5到M10、从M10到M15时, 砌体的轴心抗拉强度分别增长了24.8%和6.7%, 可见当砌筑砂浆强度由M7.5提高到M10时, 砌体的轴心抗拉强度得到了较大提高, 而砂浆强度从M10提高到M15时, 砌体轴心抗拉强度增长不明显。
3.4 弯曲抗拉强度
试件破坏特征:砌体弯曲抗拉试件 (沿通缝) 的破坏呈脆性, 当达到极限荷载时, 试件突然丧失承载力而破坏。其破坏形态大部分是沿砂浆灰缝面破坏, 破坏在跨中L/3长度内。而砌体弯曲抗拉试件 (沿齿缝) 的破坏, 裂缝多出现在砂浆灰缝处, 个别砌体裂缝最早出现在砖块上, 即蒸压粉煤灰砖被剪坏的现象, 分析原因, 主要是蒸压粉煤灰砖的抗折强度偏低所造成的。
砌体沿通缝和沿齿缝弯曲抗拉强度试验结果与规范要求比较分别见表5和表6。
从表5、表6可见, 各砂浆强度等级砌体的实测弯曲抗拉强度 (沿通缝和齿缝) 及按规范公式计算砌体弯曲抗拉强度 (沿通缝和齿缝) 标准值均高于规范规定标准值和设计值;按规范公式计算的抗剪强度标准值与现行规范规定标准值的比值, 砌体弯曲抗拉强度 (沿通缝) 分别是1.51、1.61和1.78, 砌体弯曲抗拉强度 (沿齿缝) 分别是2.13、1.86和2.00, 满足规范要求。
分析数据可知, 随着砂浆强度的提高, 砌体的弯曲抗拉强度在增大, 且在砂浆强度等级由M7.5提高到M10、M10提高到M15时, 砌体的弯曲抗拉强度沿通缝的分别提高了24.0%和18.0%, 沿齿缝的分别提高了9.2%和7.2%, 可见砌体的弯曲抗拉强度, 砂浆强度对沿通缝的比沿齿缝的影响较大, 同样是砂浆强度等级提高1级的条件下, 砌体沿通缝弯曲抗拉强度比沿齿缝弯曲抗拉强度提高的快。
4 结论
(1) 蒸压粉煤灰砖砌体的抗压强度、抗剪强度、轴心抗拉强度、弯曲抗拉强度 (沿通缝和沿齿缝) 均满足GB 50003—2011规范要求。
(2) 砂浆强度低于或接近砖强度时, 砌体抗压强度随着砂浆强度等级的提高而增大, 并且砂浆强度越低, 对砌体的抗压强度影响越明显。砂浆强度提高, 砌体抗压强度提高较为明显, 但砂浆强度等级过高, 对砌体抗压强度的提高不明显。为了取得较好的强度和经济效果, 在砌筑砂浆强度等级不变的情况下, 应使用高强度等级的砖。
(3) 随着砂浆强度增大, 砌体的力学性能得到了改善, 其中砌体轴心抗拉和弯曲抗拉 (沿通缝) 强度增大较为明显:对于蒸压粉煤灰实心砖砌体, 当砖的强度等级不变时, 砂浆等级每提高1级, 砌体抗压强度平均提高约8%, 抗剪强度平均提高5.4%, 轴心抗拉强度平均提高15.8%, 弯曲抗拉强度平均提高:沿通缝为21%、沿齿缝为8.2%。
(4) 砌体的力学性能在M10及其以下的砌筑水泥砂浆中存在显著差异, 后者明显低于前者, 对M10及其以上的水泥砂浆, 两者没有显著差异, 建议在实际工程中使用M10的砌筑砂浆, 且很有必要配制和使用专用砂浆。
参考文献
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力学强度论文 篇5
沿海高速公路冀津段位于渤海湾北岸,冀东沿海平原的南部边缘,“海岸地貌”特征明显。路线所经沿线地区地下水位较高,长期受海水浸泡,水分蒸发后土壤盐渍化程度日益严重,土壤盐渍化现象非常普遍,盐渍化程度一般为中等到强。受路面结构覆盖的影响,盐渍土路基的干湿状态承载能力和体积稳定性将发生较大变化,通常表现为含水量升高,因盐分积聚导致的承载力下降和路基失稳。因此,利用三维动力有限元模拟车辆荷载在盐渍土路基上路面体系的动力响应,提出不同交通量条件下的盐渍土土基上路面体系中水泥稳定碎石的强度标准很有必要。
国内对土壤水盐运动的研究公开发表论著始于80年代。张蔚臻提出了土壤水盐运移模拟的初步研究结果[1]。李韵珠运用动力学模型研究了非稳态蒸发条件下夹粘土层的土壤水盐运动[2]。杨金忠、陈研在饱和-非饱和土壤水盐运动的计算方法上取得了进展[3]。杨金忠、贾大林、张效先、黄康乐对土壤盐分扩散-弥散系数等方面的定量测试方法进行了研究[4]。陈文林等研究了多种离子在土壤中饱和流情况下的行为,并建立了多离子耦合运移模型[5]。
国外对土壤溶质运移问题的研究,已有近40年的历史。1952年,Lapidus和Amundson提出了一个类似于对流-弥散方程(CDE)的模拟模型[6]。1954年,Scheidegg将Lapidus的方程扩张到三维的情况,并在均质土壤、稳态流条件下,推导出了反映溶质运移的概率密度函数,同时考虑了溶质运移时的水动力弥散作用,使溶质运移理论的研究向前推进了一步。1956年,Rifai在Scheidegg研究成果的基础上,又考虑了溶质运移时的分子扩散作用,并引入了“弥散度”的概念,表征土壤特性对溶质运移的影响,使溶质运移理论的研究更加深入[7]。1960年,从理论上,推导建立了对流-弥散方程,并据实验结果对Lapidus、Scheidegger及Nislson的模型进行了比较分析[8],结果表明,对流-弥散方程能较好地描述非反应性物质在多孔介质中的迁移规律。
2 国内外水泥稳定碎石基层强度指标
对于水泥稳定碎石,多数国家和地区采用龄期为7 d的抗压强度作为其混合料设计标准,且不同国家和地区的指标要求差异较大。一方面,为了使路面各层均匀受力并减小基层收缩裂缝,不少国家限制水泥稳定基层材料的抗压强度不超过某一高限值。另一方面,随着汽车载重量和交通的大幅增加,一些国家提高了水泥处治材料抗压强度的要求[9]。表1和表2分别是国外和国内对水泥处置材料强度的要求。
国外既有采用高强度的水泥稳定碎石,也有采用低强度的水泥稳定材料的强度标准,各自都有其应用范围。
国内制定水泥稳定材料抗压强度标准是依据公路等级、交通量大小及其在路面结构中的层次和所发挥的作用定出的,虽然有一定的指导意义,但没有考虑到盐渍土基层在道路运营和施工期间水泥稳定碎石基层在车辆荷载作用下所承受的应力状态。
3 盐渍土路基水泥稳定碎石基层力学状况分析
为了更接近实际条件下的受力,路面系统的模型采用弹性层状体系内的动力有限元模型;而施工条件下很可能发生土体的塑性变形和沉降,因此在施工工况的路面模型中,土体采用塑性有限元单元,建立3维模型对路面进行动力分析[10]。
通过第1次的试算分析,结果见表3。
分析得出在相同胎压下,随着车速的增加水泥稳定碎石基层层底的应力减小,特别是静载时的应力值比车速80 km/h时的应力值高36%左右;随着接触压力的增大,水泥稳定碎石层底应力增大。
针对高速公路汽车速度在80 km/h以上,分别计算0.7 MPa、以及超载轮压0.95 MPa、1.2 MPa 3种接触压力下水泥稳定碎石基层层底的应力。
3.1 有限元模型
沥青路面多层体系,在建立有限元模型时,以几何尺寸为水平方向6 m×6 m土基深度为6 m有限的几何尺寸来模拟实际路面,其它各层取实际厚度,边界条件假定各自方向上固定。
3.1.1 路面体系和边界条件的确定
路面结构形式剖面图和各层参数取值如图1所示,计算结果取1、2点的应力值,荷载考虑标准轴载和超载2种情况。
图1中的1、2点在轮隙中心的下部分别为水泥稳定碎石上、下基层底面,各层模量取20°的抗压回弹模量,泊松比对计算结果影响比较小取推荐值,如表4所示。
3.1.2 荷载作用面积与形式
轮胎接地压力分布随着轮胎的胎压、负荷、花纹甚至使用年限的不同而有很大不同,且呈明显的非均匀分布。本次模拟采用面积为21 cm×18.6 cm,中心距为31.4 cm。
假设汽车对称于纵轴线,且左右车辙的不平度函数相同,此时汽车只有垂直运动和俯仰运动。若进一步假定质量分配系数为1,此时汽车可以简化为一个双质量系统,即二自由度1/4车辆振动模型(如图2所示),二自由度车辆振动模型是最简单但又不乏合理性的车辆振动模型,对于建立车辆动载分析概念和模型推导极为方便。
一般情况下,路面总有一定的不平整度,在近似的情况下,车辆动力荷载可被描述为稳态正弦波动荷载或半正弦荷载,而更一般的荷载模型是随机动荷载模型,即车辆系统在路面随机的不平整度激励下产生的随机动压力。本文把车辆荷载简化为稳态的半正弦荷载,其公式为:
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式中:qmax为轮胎胎压;T与车速有关,T=a/v,a为轮压接触面积的长度。
3.1.3 阻尼的考虑和网格的划分
若无外部能源,任何原来振动的物理系统都会随着时间的增长趋于静止。在ABAQUS中用Rayleigh阻尼定义路面结构阻尼,其中Rayleigh阻尼常数α、β,为与质量或刚度成比例的阻尼模型。阻尼矩阵[C]以及α和β的求解公式如下:
[C]=α[M ]+β[ K] (2)
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式中:ωi、ωj为任意给定两阶自振频率;ξi、ξj为相应给定振型的阻尼比;i、 j表示对应振型的阶数。
单元网格的划分,综合运用高阶单元和细化网格2种方法,在荷载作用的地方采用高阶单元,同时也进行了收敛性分析。网格划分如图3和图4所示。
3.2 水泥稳定碎石基层拉应力的计算结果与分析
路面动力学分析,分别计算了路面系统在0.7 MPa、0.95 MPa、1.2 MPa 3种胎压下,针对沿海高速公路一般车速最低都在80 km/h,其具体的计算结果如表5所示。
注:车速均为80 km·h-1
通过分析计算结果,可以得出在速度80 km/h情况下,随着胎压的增大1、2点的应力随之增大,且2点的应力都大于1点的应力值。这就说明水泥稳定碎石下基层层底的应力大于上基层层底的应力值。
4 不同交通状况的水泥稳定碎石强度计算
4.1 抗弯强度标准值
水泥稳定碎石上、下基层的抗拉强度要求,属于室内制件结果的代表值。尚应考虑到现场大规模施工时材料本身的均匀性、拌和程度不同等造成的质量变化所导致的材料强度下降。参照公路沥青路面设计规范有关计算参数的取值,对上述结果乘以系数1.25,最后得出不同交通量下水泥稳定碎石上、下基层的抗弯强度标准值,如表6所示。
注:接触压力为0.7 MPa
表6所列为水泥稳定碎石基层的劈裂、抗弯强度要求,此外由于劈裂试验比抗弯试验更易实施,且抗弯试验所得抗弯强度大于劈裂试验所得劈裂强度,考虑到一般水泥稳定碎石基层施工时是相同材料分双层摊铺,所以建立强度标准时只关心应力最大值即下基层的应力强度。因此建议90 d劈裂强度标准如表7所示。
4.2 抗压强度标准值
虽然计算得出了水泥稳定碎石基层90 d劈裂强度的标准,然而工程中仍然沿用《公路路面基层施工技术规范》(JTJ 034—2000)的7 d浸水抗压强度标准[11]。为此,需将水泥稳定碎石基层90 d劈裂强度换算为7 d浸水抗压强度标准。考虑到施工阶段的验算同时确立水泥稳定碎石7 d、14 d的劈裂强度标准。根据江苏省交通科学研究院“沥青路面设计指标与参数的研究”成果,水泥稳定碎石基层劈裂强度σsp随龄期增长的规律如下[12]:
σsp=a·db (5)
式中:a为回归系数,a=0.126 8;b为指数,b=0.357 7;d为龄期,该方程的相关系数r=0.997 8。
由式(5)和90 d的劈裂强度标准可以确定7 d、14 d的劈裂强度标准。考虑到本次课题针对沿海高速公路,按重交通辆取Ne=2 500×104,其7 d、14 d劈裂强度标准值分别取0.22 MPa、0.26 MPa。
水泥稳定碎石基层抗压强度fc随龄期增长的规律如下:
fc=e·df (6)
式中:e为回归系数,e=2.436 9;f为指数,f=0.183 8;该方程的相关系数r=0.987 5。
于是,水泥稳定碎石基层的σsp,90 d,与其7 d抗压强度的关系为:
fc,7 d=5.495 5σsp,90 d (7)
因此,7 d抗压强度标准如表8所示。
5 结语
本文针对沿海高速公路,在改良后盐渍土土基结构上对水泥稳定碎石基层进行了分析研究,其主要结论如下:
(1)根据车辆荷载的动力学分析结果,和80 km/h车速车辆荷载作用下的路面系统半刚性基层层底拉应力结果,结合规范规定,提出不同交通量条件下盐渍土土基上水泥稳定碎石的90 d劈裂强度标准。
(2)在90 d劈裂强度标准的基础上,并结合《公路路面基层施工技术规范》(JTJ 034—2000)提出了盐渍土土基上水泥稳定碎石7 d的劈裂强度标准和抗压强度标准,可以指导水泥稳定碎石的设计和施工。
参考文献
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力学强度论文 篇6
现在应用最广泛的凝胶组成是使用部分水解聚丙烯酰胺 (HPAm) 或丙烯酰胺共聚物和铬离子[Cr (Ⅲ) ]交联剂。实验室和油田广泛研究了这种网架系统。为了获得性能可靠的含水凝胶系统, 必须要了解凝胶的物理化学性质和黏弹特性, 以及这两方面性质的相关性。以前的研究主要侧重于建立特定凝胶系统的交联动力学特征, 对凝胶系统的流变学特性以及机械性质进行评估。
这种产品通常是在地面设备中混合好, 然后通过挠性油管泵入井底, 注入到一定深度的地层。对于操作员来说, 交联时间和关井后凝胶黏度是要控制的两个重要参数。交联时间和凝胶黏度的突然上升是一致的, 这个时间要足够长, 因为在交联开始前要充填足够的凝胶体积, 早期的网架结构是不希望的。因此, 这种三维凝胶形成的速率取决于溶液在交联前通过注入井能被推到多远的岩石地层。凝胶黏度与凝胶在孔隙介质中能承受的最大压力降有关。
通过对屈服压力的估计或者对交联反应的流变学控制, 对照强度标准表, 运用可视化容器测试研究了聚丙烯酰胺凝胶或Cr (Ⅲ) 胶体的交联反应, 确定了交联点, 研究了聚合物网架结构的物理性质。但是, 目前用弱磁场核磁共振法, 还没有人能检测到凝胶系统的形成或测出交联点。用弱磁场核磁共振法的主要优势是可以简单、精确、快速地确定流体的物理性质, 如黏度。此外, 它是一个非破坏性的技术, 它可对聚合物凝胶的特性进行检测而不破坏聚合物的网架结构。最后它提供了在完井条件下对井底凝胶评估的可能性。
假定运用弱磁场核磁共振法可以检测到凝胶的形成, 使确定交联点 (交联剂开始交联的点) 和凝胶黏度成为可能, 这种推断在实验室得到了证明。
在目前的研究过程中, 我们通过可视性观察、流变性检测以及弱磁场核磁共振法, 研究了水溶性的HPAm或Cr (Ⅲ) 胶体的交联。凝胶体系的黏度取决于聚合物的浓度和水溶液的矿化度。在本文中我们首先提供了依据流变学性质和弱磁场核磁共振理论的交联动力学主要文献观点;在本文的第三、四部分, 我们介绍了实验的细节, 呈现了实验数据, 最后给出了实验结果和结论。
2 文献观点
2.1 凝胶作用机理
目前人们对乙酸铬与聚丙烯酰胺反应的动力学性质还不清楚, 因此HPAm和Cr (Ⅲ) 的交联仍是一个争论的话题。Sydansk证明丙烯酰胺聚合物与Cr (Ⅲ) 的交联是通过聚合物链上水解的羧基团实现的, 由于在结构特征上的不同, HPAm和Cr (Ⅲ) 的交联反应依靠Cr (Ⅲ) 离子。每一种Cr (Ⅲ) 离子都会和HPAm发生不同的反应, 形成凝胶的速率和凝胶的性质也不同。交联剂是含有共价键的Cr (Ⅲ) 和羧基的合成物, 通常都是Cr (Ⅲ) 的低聚物。醋酸盐是较理想的羧酸盐的合成物。在合成中, 铁铬阴离子是一种三聚体化合物。Tackett的研究给出了醋酸铬在含水乳状液中的结构信息。因此, 借助于含水乳状液的pH值, 在环状三聚物和线形三聚物醋酸铬之间形成了一种平衡。
在交联反应中, 分子间的交联通过Cr (Ⅲ) 与羧基的合成完成, 包括Cr (Ⅲ) 与附有两种不同的丙烯酰胺聚合物分子的两个羧基团的同等共价的键合。这个反应机制允许地层中的凝胶pH值达到9, 此时Cr (Ⅲ) 通常发生交联, 生成胶质的铁铬氢氧化物。Nijenhuis的研究对Cr (Ⅲ) 与丙烯酰胺交联的动力学特征提出了一个详细的方法, 因此, 产生了Arrhenius方程。温度对undefined系统的交联的动力学特征的影响在实验室得到了广泛的研究。
另一个对交联速率有着重要影响的不定参数是聚合物的pH值。因此, 虽然许多凝胶配方很好却仅仅是在一个特定的pH值范围内, 当凝胶混合物注入地层中, 地层中岩石的pH值要影响形成凝胶的性能, 因此在这个方面还有大量的工作要做。
凝胶的网架结构在其形成的时间上有很强的依赖性。Lockhavt证明HPAm/Cr (Ⅲ) 乳状液中的网架组成保持时间会超过半年多。就像其他研究人员提出的一样:开始交联的过程是非常缓慢的, 通过最大的活性向前移动, 当凝胶静止时, 这一过程继续, 逐渐变慢, 最后形成一个高强度的稳定的凝胶体系, 这将持续很长一段时间。凝胶开始交联的时间称为交联点, 在这个点上, 溶液刚好变成凝胶, 或交联反应刚开始, 有关文献资料中介绍了许多确定交联点的方法。自Arrhenius方程之后, 由Cr (Ⅲ) 与HPAm的络合以及利用从实验数据中得到的交联时间, 我们采用Hurd和Letteron模型来计算当溶液刚好变成凝胶状态时的第一步交联反应的活化能量。Hurd和Letteron模型如以下公式所示:
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式中, Ea是包括交联反应的表面活化能;R是气体常数, 8.314 J/kmol;t是关联时间;T是绝对温度, K。在这项研究中, 交联时间是在30 ℃下测定的, 有不同的聚合物浓度、不同的交联剂浓度以及不同的乳状液矿化度。交联反应的表面活化能量化了凝胶动力学对温度的敏感性。然而, 本文运用表面活化能来估计聚合物的浓度、交联剂的浓度以及矿化度对交联反应的影响。运用这种方法, 我们的研究结果可以同前人所取得的结果进行比较。
2.2 胶体的脱水收缩
HPAm/Cr (Ⅲ) 胶体系统的形成通常要花费一定的时间。在化学不稳定性中一个特性就是胶体的脱水收缩。胶体的脱水收缩导致胶体体积的缩小, 随之水从胶体网架结构中被驱替出来。这取决于溶液的组成, 发生脱水收缩的胶体大概占初始溶液体积的5%。就像Gales解释的那样, 胶体的脱水收缩通常发生在相对稀的聚合物溶液中, 这种溶液的聚合物含量相对较低。当凝胶开始形成时 (在交联点) 交联密度通常是很低的, 所以它的塑性比混合能力小。在交联点之后网架结构链继续发生交联, 形成一个紧密的网架结构。连续的交联导致交联密度的增加以及随之而来的塑性的增加。在凝胶形成超过了一定时间后, 它所表现的塑性可能会超过混合能力。当凝胶的塑性超过了混合能力, 凝胶开始缩小来平衡两者的差异。
交联剂的浓度、地层水矿化度、pH值以及温度严重地影响胶体的脱水收缩。在本文中, 我们运用弱磁场核磁共振法以及通过容器测试的直接观察法来检测在开始和形成凝胶过程中的脱水收缩时间。
2.3 交联丙烯酰胺胶体的流变性
丙烯酰胺胶体的黏弹性以及胶体强度通常是通过动力振荡的测定方法来估测的。因为物质服从小的正弦线剪切变形, 所以对网架结构没有破坏作用。检测交联过程的一种主要的方法是在一定时间低的频繁的振荡剪切变形下用稳定流变仪测定它的塑性和黏度。在图1中, G*或复数模量代表凝胶抵抗最大拉应力的总的抵抗力;G′或者叫存储模量, 代表所测出的塑性, 表征了物质能恢复原样所存储弹性能量的能力;G″是力学内耗, 表征了由于黏滞力产生机械变形导致的热量损失。存储模量和黏滞力参数通过转移角δ联系在一起, tanδ=G″/G′。
比起一些定性的方法, 例如用希腊字母或数字给定凝胶强度, 如表1所示的Sydansk凝胶强度标准来测定表观黏度, 动力学流变性是应用最广泛的描述凝胶强度的方法。在实验室研究方面, 具有几何形状的平行盘进行动力学振荡测定, 因为以前的研究证明这种几何形状为凝胶复杂的黏度测定提供了一种较好的可重复能力。早期的研究也表明剪切应力极大地影响交联过程。为了避免在实验中凝胶结构受到破坏, 我们在操作中应用较低的拉力 (40%) 和较低的频率 (1 Hz) 。
2.4 交联时间的确定
如前所述, 交联时间在油田应用中是个重要参数, 要求注入的聚合物和交联剂在地层中交联。交联点决定凝胶能在地层中流动多远。Tung和Dynes通过在等温条件下测定树脂的动力学存储模量和力学内耗的交叉点得到了交联时间, 参考这个方法我们通过动力学黏弹性数据来确定交联点。交叉点和交联点的相互关联是显著的, 在交联点处转移角的正切值 (G″/G′=tanδ) 几乎是常量。Suematsu 对Tung 和Dynes的方法给出了一个更加具体的解释, 不过也有证明对于一些系统G″和G′的交叉点取决于频率的选择。最近又提出一种方法, 用动力学黏弹性数据来确定在不同时间一定的频率下tanδ的交叉点, 这种方法看起来很有效, 因为tanδ与频率无关。
2.5 核磁共振基础
弱磁场核磁共振法检测出磁场中氢质子的反应。氢质子有一个性质是自旋, 导致了质子就像一个小的磁体。当外部磁场出现时, 质子就会排列成与外部磁力线平行或反向平行的直线。脉冲序列作用在质子上, 给它们能量, 使它们倾斜到另一个平面, 叫横切面。当受激质子在横切面上释放完能量后它们就返回到平衡方位, 横切面上的信号衰减。弱磁场核磁共振法测定两个性质:信号强度和特征松弛时间。这个特征时间可以是信号在外部磁力线方向上达到平衡态的时间 (T1) , 也可以是信号在横切面上衰变消失后的时间 (T2) 。在流体中有三种类型的松弛出现:体积松弛、表面松弛、在磁场梯度下的扩散。由于本文仅研究体积流体, 所以表面松弛的影响可忽略。在实验室, 流体样品放在一个均质的磁场中, 所以在磁场梯度下产生扩散导致的松弛也是可以忽略的。这就意味着测量的横切面的松弛仅仅是由于体积松弛造成的。体积松弛是流体的一个性质, 也是质子释放能量难易程度的度量。体积松弛可以表示如下:
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式中, η为黏度;1/T2B为体积松弛速率, s-1;T为绝对温度。
体积松弛速率和物质的黏度有关, 因此高黏度物质组分的松弛速率大于低黏度物质组分的松弛速率。高黏度物质组分含有不可被其他低黏物质移动的大分子。高黏组分由于缺乏足够的流度比导致组分间质子频繁的能量交换, 使得能量扩散很快。这种弱磁场核磁共振测定方法, 模拟了在黏度测定中所观察到的宏观事件的微观描述。
磁信号的强度与氢质子出现的数量直接成比例, 同时氢质子的多少与磁场强弱也有关。这样, 参数的振幅指数 (AI) 被定义为与流体质量相关的核磁共振振幅。
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式中, AI为振幅指数;At为样品总的核磁共振振幅;m为样品的质量。
运用核磁共振检测交联过程中得到的T2实验值, 可对聚合物凝胶的整个反应次序和速率进行评估。
3 实验药品和实验过程
3.1 实验药品
3.1.1 盐水
一些实验证明, 人工合成的盐水有一个2%的溶解固相质量含量 (TDS) , 这种人造盐水的组成如表2所示。
3.1.2 聚合物
研究中所使用的聚合物是加拿大专业有限公司提供的Alcoflood 935。这是一种阴离子型丙烯酰胺共聚物, 其物理性质见表3。
3.1.3 交联剂
用来合成的交联剂是由50%的Cr (Ⅲ) 溶于水形成的, McGean-Rohco有限公司提供。乙酸铬具有较高的水溶性, 易与丙烯酰胺聚合物混合。
3.2 实验过程
3.2.1 容器测试
容器测试是实验方法之一, 在一定的交联剂浓度、聚合物浓度和水的矿化度范围内评估交联过程。交联速率和凝胶强度是根据Sydansk的凝胶强度标准用容器测试法通过作用时间来确定的。容器测试是用一个大口径的玻璃瓶 (25 mL) 在室温下测定的, 容器中充满12.5 mL的聚合物溶液, 因为交联是以Cr (Ⅲ) 加入聚合物溶液开始的, 所以通过其作用时间来检测其交联过程。容器要定期翻转, 检测在重力影响下以及在凝胶强度标准下的凝胶流动特性。这个实验可以在不破坏网架结构的情况下对长时间的交联过程进行评价。
3.2.2 核磁共振测试法
核磁共振测试法运用Corespec1000TM张弛测量器在1 MHz的频率和25 ℃或30 ℃的恒温下测定。张弛测量器的固定参数如下:张力数=4, PTD (ms) =5 000, 增益=4, TE (ms) =0.3, 声数=5 000。用两个不同的核磁共振实验设备, 在不同的聚合物浓度、交联剂浓度以及不同的矿化度情况下检测交联过程。在第一个实验设备中, 凝胶样品放在核磁共振工具中, 为了跟踪交联反应, 在开始4～5 h内每隔5 min检测核磁共振振幅, 实验在30 ℃的恒温下进行。在第二个实验设备中, 放上在核磁共振设备中刚开始交联反应的凝胶样品。然后在凝胶交联反应开始前2天内每隔5 h检测其核磁共振振幅。在发生交联反应第三天后的2个月时间内检测核磁共振振幅。这些实验是在25 ℃的恒温下进行的。这样检测的目的便于在不同的凝胶组分下对交联过程进行长时间的评价。
3.2.3 流变性测定
交联过程在一定时间、一定聚合物浓度和聚合物矿化度下由动力学流变仪来检测。在本研究中, 动力学流变性测定使用的是流变仪模型ARES, 具有50 mm直径的平行板结构, 间隙1.0 mm, 频率1 Hz, 40%的张力, 在30 ℃的恒温下进行测定。在凝胶系统形成后凝胶样品放置在平行板上, 受到稳定的切力:低张力和低频率。
4 实验结果和讨论
4.1 容器测试
应用容器测试方法通过可视化观察定性地检测了交联过程。通过Sydansk的凝胶强度标准 (表1) 判定凝胶强度。在该部分, 讨论了容器测试中所得到的实验观察结果。
4.1.1 聚合物浓度影响实验
实验中聚合物和交联剂的质量比[HPAm∶Cr (Ⅲ) ]保持在40∶1, 温度控制在25 ℃的恒温。容器测试数据表明, 交联速率和凝胶强度随着聚合物浓度的增加而增加。
4.1.2 交联剂浓度影响实验
实验需在室温下进行, 同时聚合物质量浓度保持为常数1%。实验结果表明, 交联速率和凝胶强度随着聚合物和交联剂的质量比的降低而增加。
4.1.3 矿化度影响实验
实验中, 聚合物和交联剂的质量比保持在40∶1, 改变聚合物的浓度和矿化度, 测试在25 ℃恒温下进行。交联速率和凝胶强度随着矿化度的增加而增加。在游离盐溶液中通过容器直观检测发现有高的交联速率和凝胶强度, 因为在游离盐溶液中, 聚合物分子缠绕扩展, 在聚合物分子间形成高度缔合, 促使了交联的发生。很有可能容器测试中观察到的结果会有所衰减, 因为在蒸馏水中, 聚合物溶液开始时黏度很高, 这使凝胶黏度的估计变得很困难。实验结果证明了它的主观性和容器测试技术的不完善性, 以及对HPAm/Cr (Ⅲ) 交联过程和凝胶强度描述的不准确性。
4.2 弱磁场核磁共振测试法
通常可以运用弱磁场核磁共振技术来合成丙烯酰胺单体和乙酸铬胶体。因为凝胶样品的体积松弛速率与凝胶强度有关, 所以体积松弛速率的交联时间被用来分析网架结构的形成过程。同时还研究了改变聚合物和Cr (Ⅲ) 浓度以及聚合物矿化度的影响。除此之外, 也尝试着去评估不同凝胶组分的交联点以及整个交联反应过程。
4.2.1 聚合物浓度的影响
研究了在人造盐水中, 不同的聚合物浓度下聚合物/Cr (Ⅲ) 质量比为40∶1的情况下的交联过程。随着凝胶中聚合物浓度从0.5%增加到1.5%, 体积松弛速率也增加, 体积松弛速率与交联速率和凝胶黏度直接相关。
4.2.2 Cr (Ⅲ) 交联剂浓度的影响
研究了含有1.0%HPAm的乙酸铬-HPAm凝胶中交联剂浓度对体积松弛的影响。结果显示:体积松弛速率随着聚丙烯酰胺与乙酸铬的质量比的减少而增加。对于高浓度的乙酸铬, 这种影响更明显。
4.2.3 聚合物溶液矿化度的影响
实验中聚合物和交联剂的质量比为40∶1, 聚合物的浓度从0.5%变化到1.5%, 聚合物溶液在蒸馏水和人造盐水中制备。实验发现:从蒸馏水到人造盐水的变化中体积松弛速率降低, 因此也减缓了交联速率。如前所述, 这些结果是期望的, 因为HPAm大分子具有结构挠曲性, 它在离子环境下很敏感。在电荷单体间, 阳离子对静电相斥有屏蔽作用, 这导致了分子收缩以及在分子链间的较低程度渗透。
4.2.4 脱水收缩
正如在文献中所描述的那样, HPAm/Cr (Ⅲ) 凝胶系统随着时间的变化要发生化学变化, 特别是脱水收缩。在实验中, 我们检测到当乙酸铬有很高的浓度 (16.7%) 时, 开始时以及随着时间变化过程中的脱水收缩现象。实验经历了578 h, 温度保持在25 ℃的恒温, 盐水中聚合物的浓度为1%。图2给出了两种凝胶组成的体积松弛与交联时间的关系曲线。下部曲线显示了用40∶1聚合物-交联剂比的稳定的凝胶组成。在实验室阶段, 这种凝胶在聚合物与Cr (Ⅲ) 混合150 h后显示出一个稳定的体积松弛速率。上部曲线则显示当凝胶构成中有一个高的交联剂浓度 (聚合物与交联剂的比为5∶1) 时体积松弛速率与交联时间的关系, 高的交联剂浓度导致了脱水收缩的发生。从图2可以看出, 在凝胶混合120 h后, 体积松弛速率随着时间的增加而降低, 这种体积松弛速率的改变预示着脱水收缩的开始。低的体积松弛速率与两种相态 (收缩的凝胶与自由水) 的出现有关。在这点上, 体积松弛速率与混合物 (凝胶与自由水) 的平均黏度成比例, 并且这种混合物的黏度要比凝胶的黏度低。
4.2.5 交联点
在交联聚合物达到交联点前, 它是一个有限团的聚集。当它在良好的溶剂中溶解时被称为“可溶的”;超过了交联点后, 聚合物被称为凝胶。凝胶是相当大的分子, 它仅仅能溶胀但不会在溶剂中溶解, 甚至小的分子也不会从凝胶中分离出来。当大分子或超大型分子接近于无限大时就形成了交联。在油田应用中, 确定凝胶系统中液固相的转换是很重要的。油田应用要求在油层中注入聚合物与交联剂的混合物, 交联点决定了注入阶段以及凝胶在岩石地层中的渗滤。因此, 交联点是决定凝胶在油田应用中的一个重要参数。在实验室中, 我们应用了弱磁场核磁共振法估算液固两相的转换, 这些实验是在30 ℃恒温下测定的, 聚合物与交联剂的比为40∶1, 聚合物溶液的浓度在0.5%～1.5%之间变化, 溶液以人造盐水和蒸馏水制备。从估计刚开始发生交联反应起, 每隔5 min测一次核磁共振振幅。图3给出了在蒸馏水中具有不同聚合物溶液浓度的凝胶的体积松弛速率与交联时间的关系曲线, 这些系统间液固之间的转变取决于直线的截距, 这些直线清晰地显示了随着交联时间的变化体积松弛速率的变化。在图4中给出了大概的交联点或相应的交联时间, 这个时间在58 min到65 min之间波动。就像预料的一样, 高的聚合物浓度导致低的交联点时间。
图4显示了用人造盐水配置的凝胶的液固相的转变。同时, 在体积松弛速率与交联时间的关系曲线上非常清晰地显示出了核磁共振振幅变化, 它与凝胶黏度的突然上升是一致的。在这个实验中, 交联点的时间在65 min到110 min之间变化。由于矿化度对交联过程的影响, 比起用蒸馏水配置的凝胶的交联点时间, 我们希望得到高的交联点时间。运用弱磁场核磁共振法来检测液固两相的转变是很方便的, 因为这是一项无偏差非介入性技术, 它不会介入或干扰任何交联反应。用这项技术确定的交联点时间很可靠。不过, 在不同的实验条件下我们要求建立凝胶松弛速率与固液两相转变的关系, 如在高温下。
4.3 交联动力学
就像前面所说的一样, 聚合物网架结构的强化反映在体积松弛速率图上。相应地, 聚丙烯酰胺与Cr (Ⅲ) 凝胶的交联速率与一定交联时间下的体积松弛速率的变化率有关。微观上体积松弛速率代表了乙酸铬与聚合物分子相结合的速率, 在这种情况下, 可能把体积松弛速率和交联剂的浓度联系在一起, 用以估计交联过程中的速率变化。这些实验是在30 ℃恒温下进行的, 聚合物与Cr (Ⅲ) 的比为40∶1, 聚合物的浓度为1%, 在蒸馏水和人造盐水中配置。得到在一定时间下体积松弛速率的变化是一条直线, 因此交联反应遵循秒级速率法则。
除此之外, 在研究中为了对一些凝胶进行评价, 我们应用方程 (1) 中的Arrhenins模型计算液固两相转变过程中第一步交联反应的活化能。
4.4 流变学测试
研究中, 我们应用了Tung和Dynes模型从动力学黏弹性数据中确定液固两相的转变。图5描述了存储模量、力学内耗以及tanδ与交联时间的关系。图5列出了实验中的凝胶组成, 包括人造盐水配置的1%的聚合物溶液, 聚合物与Cr (Ⅲ) 的比是40∶1。样品的连续测试同时给予了40%的张力、1 Hz的频率以及30 ℃的恒温。测试在聚合物和交联剂混合后6.52 min后进行, 定时60 s进行一次测试。在图5中可以发现:在交联反应的前期, 存储模量与力学内耗不断衰减到一个稳定值, 然后存储模量曲线突然上扬与力学内耗曲线相交。这两条曲线的交点 (G′=G″) 与液固两相的转变有关;过了交联点后, 存储模量 (G′) 继续增加, 力学力耗 (G″) 维持为常数。图5表明在交联点, tanδ接近于1。就像Suetmastu强调的一样, tanδ衡量了黏度对凝胶系统弹性的相对贡献。黏滞流体的转移角正切应大于1, 塑性固体的转移角正切值应小于1, 凝胶系统从黏滞流体变化到塑性固体, 在黏滞流体与塑性固体的转变之间, 转移角正切值期望能达到1。
研究不同黏度下近似交联点的相关流变性实验也取得了成功。然而, 随着实验时间接近于交联点, 剪切黏度测试会导致大的张力, 从而破坏已经形成的微小网架结构 (机械破坏交联) , 许多研究人员研究了剪切应力对交联过程的影响。根据这些结果, 我们实验的下一步是尽可能避免在流变性测试中破坏凝胶网架结构。基于此, 我们设计了一个实验, 让聚合物与交联剂混合, 然后在74 min内让混合物保持在30 ℃恒温, 在可能交联的前10 min, 也就是从混合开始算起的84 min后, 凝胶样品被放置在流变仪板上, 每隔60 s定时进行测试, 动力学存储模量G′和力学内耗G″的交点发生在样品放在流变仪上508 s (8.5 min) 后。在这个实验中, 交联点大概在交联反应后的82.5 min。这个交联点的值与前面通过体积松弛速率得到的交联点的值是一致的。
同时, 实验也评估了另外一种凝胶结构。在这个实验中, 凝胶含有用蒸馏水配置的1.5%的聚合物溶液, 聚合物与Cr (Ⅲ) 的比为40∶1。实验中, 样品承受40%的稳定张力, 1 Hz的频率以及30 ℃的恒温。在聚合物与交联剂混合后大概17 min开始进行测量, 每隔60 min定时测试。G′在样品放在流变仪上1 800 s后突然上升, 与此同时, G″保持为常数。图6指出了复合黏度与图5中的G′是有关系的, 应对图5引起足够重视, 我们在图5中并没有发现G′与力学内耗G″的交叉点, 我们可以观察到从测试开始G′就比G″高。图7就可以解释这种现象, 它显示了用蒸馏水配置的1.5%聚合物溶液的G″和G′曲线。这些测试用振荡方式采用Haake流变仪模型RheoStress RS150完成。聚合物样品受到核磁共振的2 Pa的拉应力, 1 Hz的频率和30 ℃的恒温。图7中较高的G′值表明塑性系数超过了黏滞性系数占主导地位。在本例中, 自由盐溶液中的高浓度聚合物能促进物理交联, 这使分子联结成大分子团, 最终形成网架结构。
最后我们研究了复合黏度与相对体积松弛速率的相互关系。比较这两个参数, 它们与G*有关而与η*无关。尽管如此, 还需要进一步的研究来获得聚丙烯酰胺与乙酸铬凝胶复合黏度与体积松弛速率的更进一步的关系。
5 结论
应用容器测试、弱磁场核磁共振法以及动力学流变性测试这三种不同的技术评价了聚丙烯酰胺与乙酸铬的交联过程。主要结果如下:
(1) 虽然容器测试代表着一种发展很快又很经济的检测聚丙烯酰胺与乙酸铬交联过程的方法, 但是通过这项技术所得到的实验观察结果依然是值得考虑的, 因为它可能导致主观性的对系统的错误描述。
(2) 研究发现应用弱磁场核磁共振法可以有效地检测聚丙烯酰胺与乙酸铬的交联过程。
(3) 弱磁场核磁共振法可以观察到由于聚合物浓度、交联剂浓度以及聚合物溶液矿化度的变化而导致的凝胶性质的变化, 观察到在一定的交联时间下凝胶的脱水收缩。
(4) 用弱磁场核磁共振法检测液固两相间的变化以及确定交联点是可靠的, 因为这项技术不会以任何方式破坏交联过程。
(5) 在化学动力学作用下的一定时间内, 适当的体积松弛速率表明HPAm/Cr (Ⅲ) 的交联反应应遵循秒级速率准则。
(6) 在油气田的现场应用中, 弱磁场核磁共振法用极少的时间就可确定交联点的值, 这是因为这项技术不会干扰交联过程。
力学强度论文 篇7
针对这一问题, 目前临床上常用的方法是经皮椎体成形术 (percutaneous vertebroplasty, PVP) [3], 即经椎弓根向椎体内注射聚甲基丙烯酸甲酯骨水泥 (polymethylmethacryl ate, PMMA) , 该方法可以恢复椎体的高度和力学强度, 稳定骨折, 纠正后凸畸形, 防止椎体进一步压缩, 缓解疼痛, 可以使患者早日恢复正常活动。但PMMA聚合反应放热容易损伤周围组织;术中容易发生渗漏、压迫脊髓和神经根;PMMA难以降解, 长期存在于骨质中, 容易发生异物反应。
磷酸钙骨水泥 (calcium phosphate cement, CPC) 作为一种新型的骨替代物, 凝固时不发热, 具有良好的生物相容性[4]。更为重要的是CPC具有良好的骨传导性和可吸收性[5], 同时自身的机械强度较好, 并被认为是最有应用前景的一种生物活性骨水泥。但由于其在体内的降解吸收, 目前对于CPC强化椎体强度的动态效果研究甚少。因此, 本研究旨在分析CPC在体内降解、吸收过程中对椎体生物力学强度的影响。
1 材料与方法
1.1 实验材料
健康成年雌性小尾寒羊12只 (兰州大学医学院动物实验室提供) , 年龄4.5～6.5 岁, 平均 (5.0±0.8) 岁;体重35～47 kg, 平均 (40.0±4.8) kg。PMMA由天津市合成材料工业研究所生产, CPC是上海瑞邦生物材料有限公司产品, 均为医用外科手术级。MTS生物材料实验机 (858 Mini BionixⅡ, SYSTEM INC, Minneapolis USA) 和双能量X线吸收骨密度仪 (Lunar Corp, Madison, WI, USA) 均由兰州军区总医院全军骨科中心研究所提供。
1.2 实验方法
1.2.1 骨质疏松模型的建立
速眠新 (0.1 mL/kg, 中国人民解放军农牧大学军事兽医研究所研制) 麻醉成功后, 绵羊取俯卧位, 测量去势前腰椎骨密度 (bone mineral density, BMD) 。后将绵羊仰卧于“V”型槽中, 经腹腔切除去势组绵羊双侧卵巢。术前0.5 h及术后肌注头孢唑啉钠1.0 g, 2次/d, 共3 d。术后低钙饲养1年后, 再次测定其腰椎BMD, 所有绵羊腰椎BMD下降大于2.5倍标准差, 确定骨质疏松动物模型成功建立。
1.2.2 手术方法
骨质疏松模型建立成功后, 速眠新 (0.1 mL/kg) 麻醉成功后将绵羊俯卧于手术台上, 取腰部正中切口, 切开棘上韧带, 剥离两侧的骶棘肌, 显露椎板、横突。取每一只绵羊的L2～L5四个腰椎, 随机分为空白组和CPC组, 保证每只绵羊体内两组数量一样, 且保证相邻椎体实施不同的处理。空白组不给予任何处理。CPC组:在人字嵴顶点处咬除局部骨皮质, 将大号骨穿针经人字嵴顶点与棘突约成40°角方向, 经椎弓根途径进入椎体约20.0 mm, 探针探查确保针道良好后, 将2.0 mL CPC注射至椎体内, 待材料凝固后拔出针头。充分电凝止血并冲洗伤口后逐层缝合。术前2 h、术中及术后3 d内均给予头孢唑啉钠抗生素1.0 g肌注。
1.2.3 标本制备
于术后1 d、6周、12周、24周各随机选择3只实验动物处死, 完整、无损伤取出腰椎 (L2～L5) , 切除椎体终板、后侧附件及椎体表面的骨皮质, 仅保留椎体内部的松质骨部分, 用自制环钻钻取长度约2.5 cm、直径约1.5 cm的圆柱状松质骨标本。在双层塑料袋保鲜下, 于当日行力学测试实验。
1.2.4 压缩实验
在生物材料试验机MTS 858上对其进行轴向加压实验。测量时, 将圆柱形的椎体骨块置于加压模具之间, 以5 mm/min[6]的加载速度逐渐施加轴向压力, 直到骨质出现压缩骨折, 实验中用生理盐水喷洒骨质表面, 保持湿润。取压力-应变曲线的峰值为松质骨最大压缩应力 (ultimate compressive stress, σult) , 曲线下面积为压缩能量吸收值 (energy absorption value, EAV) 。
1.3 统计学分析
测定指标用undefined表示, 所有数据均输入SPSS 13.0软件分析。两组间的比较和各时间点之间的比较均采用t检验。P<0.05为差异具有统计学意义。
2 结 果
除即刻处死的3只外, 其余实验动物手术切口均甲级愈合, 未见软组织感染, 也无脊髓、神经根损伤等并发症, 功能正常。
2.1 去势前后腰椎BMD
术前绵羊腰椎BMD为 (1.17±0.11) g/cm2, 术后为 (0.85±0.08) g/cm2。去势1年后, 腰椎BMD较术前降低27.4%, 差异具有统计学意义 (P<0.05) , 且BMD的下降程度均明显大于2.5倍标准差, 骨质疏松绵羊模型建立成功。
2.2 最大压缩应力
在术后1 d、6周、12周、24周各时间点, CPC组的σult均明显高于空白组, 差异均有统计学意义 (见表1, P<0.05) 。随着体内时间的延长, 空白组和CPC组的σult均有所增加, 但两组中各时间点之间的差异均无统计学意义 (P>0.05) 。
2.3 压缩能量吸收值
在术后1 d、6周、12周、24周各时间点, CPC组的EAV均明显高于空白组, 差异有统计学意义 (见表2, P<0.05) 。随着体内时间的延长, 空白组和CPC组的EAV均有所增加, 但两组中各时间点之间的差异均无统计学意义 (P>0.05) 。
3 讨 论
1984年法国医生Galibert等首次实施了经皮椎体成形术[7], 即在X线监视下经皮将PMMA注入C2椎体治疗血管瘤引起的椎体破坏, 缓解了患者的疼痛。1997年Jensen等[8]首次报道应用该方法治疗骨质疏松引起的椎体压缩性骨折, 并取得了良好的临床治疗效果。目前, PVP在国内外已被广泛应用于骨质疏松性椎体压缩性骨折、椎体血管瘤、椎体肿瘤以及多发性骨髓瘤等的治疗, 均取得了良好的临床效果[9,10,11,12]。
自PVP广泛应用以来, PMMA以其突出的生物力学特性而成为PVP最为常用的填充物。但是应用PMMA也存在一些问题:a) PMMA生物相容性差, 难降解, 无骨传导作用, 不能与骨生物连接, 最终不能被骨替代, 并有可能影响骨的重塑[13];b) 凝固时剧烈放热可导致周围组织损伤等并发症[14];c) 未聚合的单体被吸收后, 可引起低血压休克和肺栓塞等并发症[15];d) 远期PMMA的异物反应可造成骨与骨水泥界面的溶解和吸收, 导致椎体的力学强度下降[16];e) PMMA过高的强度使相邻节段的应力增高, 容易导致产生临近节段骨折[17];f) 聚合时挥发出的气味对医务人员具有毒害[18]。虽然PMMA的应用广泛, 但它并非用于椎体成形的理想填充材料。因此, 具有良好的力学强度、生物相容性、骨传导性、可吸收性、可注射性等特点的理想填充物成为了广大学者研究关注的热点。
CPC是目前研究最多并被认为是最有前途的一种生物活性骨水泥, CPC具有良好的生物相容性、骨传导性和可吸收性[4,5], 可缓慢地从外向内逐渐生物降解并被正常的骨组织代替, 完成骨的重建。CPC具有良好的生物力学性质, 在注射后约10 min即可产生接近10 MPa的抗压强度。而且, 其抗压强度随着时间的推移而增加, 到大约12 h以后将最终产生接近55 MPa的抗压强。Belkoff等[19]发现将CPC注入椎体压缩骨折的尸体模型中, 可以很好地恢复压缩椎体的强度。Tomita[20]和Hong等[21]均发现CPC不仅可以恢复压缩椎体的强度, 还能达到PMMA强化椎体的效果。Nakano等[22]使用CPC行椎体成形术治疗骨质疏松椎体压缩性骨折12 例, 爆裂性骨折并假关节形成4 例, 共17个椎体, 术后患者疼痛明显缓解, 并有效预防了椎体塌陷和假关节形成的发生。Grafe等[23]通过临床观察发现, 术后6、12、36个月随访时, 使用CPC强化椎体的患者的视觉模拟评分、欧洲脊柱骨质疏松症研究评分和椎体高度与PMMA强化椎体的患者无明显差异, 他们认为CPC将会成为临床上PVP的理想材料。
目前, 许多研究已经证明CPC能显著强化椎体的强度, 但是尚无动物体内观察CPC强化椎体强度的动态效果。因此, 本研究通过去势法建立了骨质疏松绵羊模型, 使用CPC对绵羊腰椎进行了强化处理, 并设立具有代表性的术后1 d、4周、12周及24周四个时间点, 动态观察CPC在体内强化骨质疏松椎体强度的变化。结果表明:CPC不仅能够在早期显著提高椎体的强度, 随着其在体内的降解吸收, 椎体的强度保持平稳, 未见明显波动, 在各个时间点的力学强 度均较未强化椎体有显著提高, 很好的维持了椎体强度的远期稳定。虽然CPC在体内发生降解吸收, 但在降解的同时新骨不断长入, 这可能是CPC能够维持椎体强度稳定的主要因素[24]。CPC在体内强化椎体强度的效果具有动态稳定性, 这有利于在脊柱达到骨性融合前维持脊柱的稳定性。