单轴拉伸试验

单轴拉伸试验（精选6篇）

单轴拉伸试验 篇1

0前言

水泥基材料抗拉强度低是此类材料开裂的主要原因, 开裂会导致耐久性劣化, 达不到设计使用寿命。高弹性模量聚乙烯醇纤维 (PVA) 可增强水泥基材料的拉伸性能, 使其呈现准应变硬化和多缝开裂特征, 从而提高结构的耐久性。应变硬化水泥基复合材料 (SHCC) 具有高韧性、与混凝土基材的界面相容性、优异的裂缝无害化分散能力、高耗能性、高抗渗性和抗爆裂等特点, 将其应用于重大工程建设、结构耐久性防护或结构受损部位的修复加固, 对提高结构的耐久性具有重要意义。

目前, 国内外学者对PVA-SHCC开展了大量的试验研究, 取得了许多研究成果。硅灰的掺入可以增加浆体的密实度、提高强度、增强抗渗性[1,2], 若将粉煤灰和硅灰复合使用, 可互相促进, 优势互补, 充分发挥粉煤灰和硅灰各自的形态效应、活性效应、微集料填充效应[3]。目前, 对SHCC抗拉性能的影响研究较少, 大量的研究主要集中在常温下试验室环境中PVA-SHCC的基本力学指标、抗渗性和耐久性, 而忽略了在实际工程应用中所面临不同温度的影响。本文根据实际工程情况, 模拟现实环境中的不同温度损伤, 对其进行了单轴拉伸试验, 可为实际工程应用提供一定的参考。

1 试验

1.1 材料与配合比

水泥为42.5级普通硅酸盐水泥;粉煤灰采用Ⅰ级粉煤灰;硅灰采用920级硅灰, 其基本化学成分见表1;纤维选用日本产REC15型PVA纤维, 其基本性能指标见表2;砂为普通河砂, 最大粒径0.3mm;拌和水为普通自来水;外加剂为胶州产聚羧酸型高效减水剂。

SHCC所用两种配比见表3。

%

1.2 试件的制备

试件类型与尺寸参考日本推荐规范《Recom-mendations for Design and Construction of High Performance Fiber Reinforced Cement Composites with Multiple Fine Cracks (HPFRCC) 》设计, 如图1所示。采用钢质模具, 如图2所示。

kg/m3

采用行星式砂浆搅拌机, 搅拌筒容量3L。先将硅灰、粉煤灰、水泥、砂子依次放入搅拌锅中, 搅拌2~4min, 待搅拌均匀后加入水和减水剂, 搅拌4~6min至水泥浆体具有良好的流动性和粘聚性, 然后沿着搅拌筒旋转方向缓慢加入PVA纤维, 搅拌4~6min至纤维均匀分散, 然后进行试件成型。试件成型2~3h后进行表面抹平, 24h后拆模, 然后标准养护14d, 待养护结束进行不同温度损伤处理, 再进行单轴拉伸试验。

1.3 试验方法

将不同配合比的两组试件各分为6组, 进行不同温度损伤后的单轴拉伸试验。选取20℃、50℃、100℃、150℃、200℃、300℃六个温度, 温度处理选取的是量程为室温~300℃的高温烘箱。每批试块进行2h的恒温处理后, 冷却至常温, 然后进行单轴拉伸试验, 得出试件拉伸的应力-应变曲线。选取一批试件中比较平均的应力-应变曲线, 进行不同温度下的应力-应变曲线对比, 进而得出不同硅灰掺量、不同温度对PVA-SHCC性能的影响。

2 试验结果分析与讨论

通过对两个对比组的48个试件进行2h不同温度损伤, 并在万能试验机上进行了单轴拉伸试验。图3和图4为试验得出的两组应力-应变曲线, 图5为两组试件不同温度损伤后, 单轴拉伸得出的极限应变的对比图。

2.1 硅灰对SHCC单轴拉伸试验的影响

由图3和图4可以看出, 硅灰的掺入可以大大提高PVA-SHCC的初始应力, 用单方掺入量为50kg的硅灰等量代换粉煤灰, 相对于未掺入硅灰的PVA-SHCC试件来说, 初始应力提高了1倍左右。这是因为硅灰中含有大量的活性Si O2, 在PVA-SHCC中掺入硅灰, 硅灰中的活性Si O2在常温下就能与水泥水化时析出的Ca (OH) 2发生二次火山灰反应, 生成具有胶凝性的低碱性水化硅酸钙和水化铝酸钙[1]。同时, 硅灰的粒径约为水泥粒径的0.02~0.1倍, 所以, 硅灰能够在水泥、粉煤灰胶结料中起到微孔填充作用, 从而增加水泥砂浆中胶结料的致密程度, 这对SHCC材料强度的提高也有积极的影响。因此, 硅灰的掺入可大大提高PVA-SHCC的抗拉强度。

另一方面, 根据Marshall and Cox[4]1988年提出的理论, PVA-SHCC之所以能够形成多缝开裂和应变硬化现象, 是因为该材料同时满足了纤维桥联准则即初裂应力准则和稳态开裂准则[5]。从纤维桥联准则中了解到, 要使材料出现准应变硬化现象, 要求材料的拉伸初始开裂应力必须小于最大桥联应力, 即:σfc≤σ0。从理论上说, 硅灰的掺入同时提高了SHCC的初裂应力与桥联应力, 这一改变对试件的拉伸性能应有较大影响。但是, 从图5的结果中发现, 硅灰的掺入对PVA-SHCC准应变硬化多缝开裂特性的影响不大。这可能是因为硅灰的掺入提高了SHCC的初始开裂应力, 但没有超过最大桥联应力, 所以, 硅灰的掺入没有造成SHCC极限应变的降低。相反, 从整个试件的制作及试验过程中发现, 硅灰的掺入使水泥浆体变得更加粘稠, 从而减少了振捣过程中水分的流失。另外, 硅灰的掺入增加了试件的早期强度, 使试件早期更容易成型, 可减小拆模过程中的初始损伤。从试验结果还可发现, 掺入硅灰的试件比不掺硅灰的试件离散性小得多, 这说明硅灰的掺入可提高SHCC单轴拉伸试验的稳定性。

2.2 不同温度处理后的单轴拉伸试验

从图3和图4可以看出, 随着温度的升高, 试件的极限应变逐渐变小, 但在温度低于200℃时, 极限应变仍能达到1.2%以上;当温度达到300℃时, 极限应变基本为零。这是因为PVA-SHCC的准应变硬化和多缝开裂性能主要依赖于PVA纤维的桥接作用, 而PVA弹性体的玻璃化温度与其结构和性能密切相关, 温度越高PVA弹性体分子链柔顺性越差, 拉伸性能越差[6,7]。在常温至纤维熔点温度范围内, 温度升高纤维结构中部分氢键的物理交联点被破坏, 根据Weisfeld等提出的物理交联弹性理论, 符合Arrhenius型的温度依赖性[8,9]。本试验将试块高温处理2h后降至常温, 再进行单轴拉伸试验。由试验结果可看出, 随着温度的升高, PVA-SHCC的准应变硬化及多缝开裂的性能降低, 但在200℃以内下降幅度不是很大, 该变化说明物理交联的PVA氢键随温度升高被逐步打开, 但随温度的缓慢下降, 其氢键可以部分重建, 并具备强温度依赖性。同时, 在高温加热时, 水泥砂浆对纤维的包裹也起到了一定的保护作用。但在超过纤维熔点 (220℃~250℃) 的温度损伤后, PVA纤维的桥联作用基本丧失, 到300℃时, 极限应变基本和素混凝土相同。通过对试件断截面的观察发现, 300℃温度损伤后, 断裂面已经没有拉断或拔出的纤维, 而是分布均匀的晶体。

3 结论

(1) 硅灰的掺入使PVA-SHCC的初始拉应力提高了1倍左右, 但对其准应变硬化特性没有大的影响;硅灰的掺入提高了材料的早期强度, 从而减小了拆模对试件的初始损伤, 提高了PVA-SHCC单轴拉伸试验的稳定性。

(2) 温度对PVA-SHCC的准应变硬化性能影响较大, 在常温 (20℃) 至300℃六个温度下, 2h温度损伤处理后的拉伸试验结果表明, PVA-SHCC试件的极限应变随着温度的升高而降低, 但在200℃以内, 试件的极限应变仍能达到1.2%;温度达到300℃时, PVA纤维基本破坏, 试件的极限应变几乎和素混凝土一样。

摘要：对掺入硅灰及未掺硅灰的两组水泥砂浆试件做了单轴拉伸性能试验, 结果表明, 单方掺入50kg的硅灰大幅度提高了试件的强度, 但对试件的极限应变影响不大;同时, 模拟了PVA-SHCC在实际工程应用中所面临不同温度的影响, 选取6个 (20℃、50℃、100℃、150℃、200℃、300℃) 温度, 对试件进行了2h的温度损伤处理后进行单轴拉伸试验, 结果表明, SHCC极限拉应变随着温度的升高而成下降趋势, 但在≤200℃极限应变仍在1.2%以上。

关键词：高温损伤,硅灰,PVA-SHCC,单轴拉伸

参考文献

[1]王洪, 陈伟天, 陈昌礼.硅灰对高强混凝土强度影响的试验研究[J].混凝土, 2011 (7) :74-76.

[2]白燕, 褚俊英.硅灰对硬化水泥混凝土性能影响探析[J].现代商贸工业, 2011 (8) :280-281.

[3]肖琳.粉煤灰和硅灰的粒径分布对水泥基材料性能的影响[J].河南建材, 2007 (4) :18-20.

[4]Marshall, D.B., Cox B.N..A J-integral Method for Calculating Steady-state Matrix Cracking Stresses in Composites, Mechanics of Material, 1988 (7) :127-133.

[5]李贺东.超高韧性水泥基复合材料试验研究[D].大连:大连理工大学, 2008.

[6]熊大方.用差示扫描量热法测定PVA弹性体的玻璃化温度[J].橡胶工业, 1989, 36:382-383.

[7]江献财, 董海亚, 谢静思, 等.聚乙烯醇的热降解及热塑加工改性研究进展[J].高分子通报, 2010 (10) :38-44,

[8]Weisfeld J R, Wolstenholme W E.Bonding in Urethane Elastomers[J].J Polym Sci, 1962, 56:455-463.

[9]李学峰, 闫晗.聚乙烯醇水凝胶动态机械性能的温度依赖关系[J].湖北工业大学学报, 2010, 25 (5) :77-79.

单轴拉伸试验 篇2

超高性能混凝土(Ultra-High Performance Con-crete,UHPC)具有超高强、高耐久等优异性能,并能很好地满足现代建筑超高层、大跨度和高耐久的要求, 但与此同时表现出明显的脆性和自收缩现象,严重影响建筑物的安全性能与使用寿命。 掺加钢纤维是目前提高UHPC韧性,降低材料脆性最直接也最有效的方法之一[1,2],同时加入适量粗骨料可以有效抑制UHPC自收缩。 由于钢纤维在UHPC中不易分散、易成团,分散随机性很大,且粗骨料的加入对钢纤维分布影响不利,当钢纤维分布不均匀或垂直于拉应力方向时,会使钢纤维在UHPC中的增强增韧作用大大减弱,甚至丧失[3]。 所以钢纤维的分布情况对含粗骨料UHPC性能的影响起着主导作用[4,5]。因此, 表征UHPC中钢纤维的分布特征很有必要,需要寻找合适的试验方法和特征参数,以建立纤维分布与UHPC性能之间的关系。

目前,有很多方法可以表征UHPC中钢纤维的分布,如X射线透射照相、电阻率测定法、图像分析法和交流阻抗谱法等。 Sououshian等[6]使用单位横截面积的纤维数量来评价纤维的分散性和取向性;Torigoe等[7]通过计算每个单元纤维根数与纤维平均数量的偏差来求解纤维分散程度,并寻找纤维分散程度与极限拉应变之间的关系;Lee等[8]通过抛光面的纤维椭圆横截面形状来确定纤维的三维分布。 图像分析技术和X射线计算机断层扫描技术在很多领域得到了广泛应用,而且很适用于钢纤维分布特征的评价[9]。

本文配制了钢纤维含量一定、含不同掺量和粒径粗骨料的UHPC, 采用单轴拉伸法, 研究各配比UHPC的拉伸强度和韧性; 采用X射线计算机断层扫描技术和图像分析法,并引入纤维分散系数和纤维取向系数,对单轴拉伸试验后UHPC中钢纤维的真实分布进行表征,研究各配比UHPC的纤维分散系数与取向系数; 阐明了钢纤维分布与粗骨料,钢纤维分布与UHPC拉伸性能之间的关系。

1 试验部分

1.1 试验原材料

试验中采用P·Ⅱ 52.5 级水泥(简写成C),密度为3.20g/cm3;苏州某公司生产的超微细碳酸钙( 简写成CC);甘肃某公司生产的硅灰(简写成Sf),密度为2.08g/cm3;超细矿粉(简写成Sl),密度为2.84g/cm3;以及微珠(简写成B)。 原材料主要成分见表1。试验采用普通河砂(简写成S)和两种不同颗粒粒径的粗骨料(简写成CA),粗骨料粒径分别为5~10mm与10~20mm,压碎指标为2.1%;采用由江苏某公司提供的高强微细平直型钢纤维(简写成SF), 规格0.2mm×13mm,密度7.8g/cm3,弹性模量>210GPa, 断裂强度>2900MPa;及由江苏某公司提供的聚羧酸系高性能减水剂(简写成SP),减水率在40%左右,含固量为40%;水为自来水(简写成W)。

%

1.2 试验过程及方法

按表2 配合比称取材料,水胶比为0.2。 先将胶凝材料一起加入搅拌机中, 开动搅拌机分散均匀,1min后加入砂,干搅1min;将70%的水与减水剂在容器中搅拌均匀,缓慢地加入正在搅拌的胶砂混合物中,搅拌30s,接着将剩余30%的水加入,继续搅拌30s;将钢纤维均匀、少量、多次撒入,搅拌1min左右至钢纤维分散均匀; 加入粗骨料, 搅拌50s左右;沿模具长轴方向均匀放置薄板,新拌混凝土从中间浇筑, 向两边流淌。 24h后拆模, 将试件置于90℃高温水养箱中养护48h,然后在室温下冷却24h后进行单轴拉伸试验。

本试验采用Instron-8803 动态和疲劳试验系统,采用狗骨头型试件,规格为400mm×100mm,中间受拉区尺寸为70mm×70mm×200mm。 试验前,先用碳纤维布进行加固,然后在试件受测区域两侧各固定一个LVDT变形计,LVDT架子间距为100mm,开启软件进行预拉,预拉荷载为5k N,拉伸速率保持在0.05~0.08mm/min。 根据位移-荷载图得到极限拉伸强度ftu和初裂强度ft0,并计算韧性指数 Φ 以及拉压比 ω。

取拉伸破坏试件断面, 进行切割, 尺寸为40mm×40mm×40mm,然后进行表面打磨。 利用德国YXLON公司生产的型号为Y.CT PRECISIONS的X射线断层扫面仪(X-CT)对纤维分布进行分析,得到的原始图片进行二值化处理, 然后利用Image-ProPlus 6.0 软件统计每张图中的纤维根数。

纤维分散程度定量评价:通过公式计算纤维分散系数 α,分散系数 α 的计算公式如式(1)[10]:

式中:n为试件某切割面所选取的二维图像的张数(张),一般取60 张;Xi为试件第i个图像里纤维的根数(根);Xaverage为所有图像中纤维的平均根数(根);α 为纤维分散系数,取值范围(0,1),且 α≤0.5时,分散性差;α>0.5 时,分散性好。

kg/m3

利用图像分析法对纤维椭圆形横截面进行分析,如图1 所示。

纤维与拉应力方向的夹角 β 为:

因此,取向系数 η 为[11,12]:

式中:β 为纤维与拉力方向的夹角;a为截面上纤维长轴;r为纤维直径;η 为取向系数;Ptd为纤维在拉力方向上的投影长度;P为纤维的总长度。

2 试验结果与讨论

2.1 单轴拉伸试验结果

各配比UHPC单轴拉伸极限强度ftu、 初裂强度ft0、韧性指数 φ、拉压比 ω 及其抗压强度P结果如表3 所示。

从表3 可以发现:粗骨料粒径一定时,随着掺量的增加,UHPC极限抗拉强度呈先增大后减小趋势,韧性指数和拉压比相应下降,其中B1 组拉伸强度达到最大值, 为6.80MPa; 粗骨料体积掺量一定时,粒径越大,拉伸强度越低,韧性指数和拉压比也越低。 因为粗骨料在UHPC中可以起骨架作用,适宜掺量的粗骨料可以提高UHPC拉伸强度。 然而,随着粗骨料掺量的增加以及粒径的增大,Ca(OH)2更容易定向分布, 粗骨料-基体界面过渡区相应增大;随着粗骨料掺量的增加以及粒径的增大,纤维分散性变差; 粗骨料掺量的增加以及粒径的增大,对C-S-H凝胶的迁移不利, 降低体系的密实度,最终导致超高性能混凝土内部缺陷累积,因而拉伸性能整体变差。

注:韧性指数根据拉伸荷载-位移曲线与X轴所包围的面积得到。

2.2 粗骨料对钢纤维分布的影响

不同粒径、不同掺量粗骨料的UHPC,X射线断层扫描结果如图2 所示。

从图2 可以发现,粗骨料的掺入会对钢纤维分散性能产生负面影响。 钢纤维以粗骨料为中心,环绕分布,随着粗骨料体积掺量和粒径的增大,钢纤维所占空间变小,分布更加密集,分散性能变差;随着粗骨料粒径的增大,钢纤维在浆体中流动阻力增大,流动性变差,粗骨料横置在钢纤维间,阻断其连续均匀分布,钢纤维分布的连续性下降,导致钢纤维整体分散性能变差。

通过计算得到不同粗骨料掺量和不同粗骨料粒径的UHPC内部纤维分散系数 α 和取向系数 η,如图3 所示。

从图3可以发现,粗骨料的掺量和粒径对钢纤维分布影响不利,粗骨料掺量较小时,影响较小,钢纤维分布良好,分散系数α>0.87,取向系数η>0.65。随着粗骨料体积掺量和粒径的增大,α和η值呈下降趋势,与Xiaoyan Huang[13]得出的结论一致。粗骨料掺量为0和10%所对应的分散系数与取向系数相近,掺量为20%和30%时,分散系数与取向系数急剧下降,A、B1、C1和D1分散系数为0.86、0.85、0.82和0.76,取向系数分别为0.69、0.71、0.47和0.32。因为粗骨料的掺入会破坏钢纤维在超高性能混凝土中的连续均匀分布,而变成集群分布。粗骨料横置在钢纤维中,如图4所示,降低钢纤维在浆体中自由移动能力,使钢纤维更容易团聚,称为群,群与群之间被粗骨料所隔离,而且大粒径的粗骨料不易自由移动,所以称为集群分布。

2.3 纤维分布对单轴拉伸强度和韧性的影响

纤维分散系数和取向系数对混凝土单轴拉伸强度和韧性的影响如图5 和图6 所示。

从图5 和图6 可以看出,超高性能混凝土单轴拉伸强度和韧性与钢纤维分散系数和取向系数密切相关,呈正相关趋势。 随着纤维分散系数和取向系数的增大,单轴拉伸强度、韧性指数以及拉压比都增大,混凝土韧性增强。 A、B1、C1 和D1 分散系数为0.86、0.85、0.82 和0.76, 取向系数分别为0.69、0.71、0.47 和0.32, 所对应的单轴拉伸强度分别为6.6MPa、6.8MPa、6.2MPa和5.9MPa, 拉压比分别为0.052、0.052、0.05 和0.046, 表现出很好的正相关性。 因为UHPC中钢纤维的分散系数越大,钢纤维呈连续均匀分散概率越高,UHPC的整体匀质性越好, 因而UHPC单轴拉伸强度和韧性得以增强;钢纤维在拉伸方向上的取向系数越大,钢纤维对UH-PC的增强增韧效果越好, 因而UHPC拉伸强度增大,其韧性增强。

3 结论

(1) 采用X射线计算机断层扫描技术和图像分析法对二维截面上的钢纤维分布信息进行提取,并给出了 α 和 η 的计算公式, 实现了钢纤维分布的定量表征。

(2) CA粒径一定时,随着掺量的增加,UHPC的ftu先小幅增大后逐渐减小,φ 与 ω 逐渐减小,其中B1组ftu达到最大值,为6.8MPa;CA掺量一定时,粒径越大,ftu越低,φ 与 ω 值越小。

(3) CA对钢纤维分布具有不利影响。 CA掺量越大,粒径越大,α 和 η 值越低,分散性越差。 A、B1、C1 和D1 组CA掺量为0、10%、20%和30%,所对应的 α(η)值为0.86(0.69)、0.85(0.71)、0.82(0.47)和0.76(0.32)。

单轴拉伸试验 篇3

冻土抗压强度是冻土的主要力学性质指标之一,它表示冻土压缩破坏特征,对于冻土地基基础设计与施工参数的确定有着重要的作用。国内外学者对冻土单轴抗压强度做过一些研究,如我国吴紫汪等人对西北冻结砂土、粉土进行了单轴抗压强度试验研究,得出砂土的强度与土温、含水量之间的关系[1,2,3,4,5,6,7,8]。黑龙江省漠河地区冻土抗压强度研究尚未见报道,本文选取漠河地区粉质黏土,研究其在含水量一定条件下,单轴抗压强度与土体温度的关系。

1试验

1.1试样制备

试验所用的土样系在黑龙江省漠河县东部的劲涛镇内多年冻土区钻探取样原状冻土,其物理性质描述如表1所示。

土样制成圆柱体,其直径、高度分别为102～132 mm、100～135 mm,高径比为1.0～1.1,每层土样制备4件。

1.2试验方案

将土样放入保温箱中,并一同放入冷冻柜冷冻,分别在-2、-6、-10、-15 ℃恒温冷制24 h后,将其取出置于电子万能试验机上在恒变形速率下进行单轴无侧限抗压强度试验,试验过程中保持温度不变。

2结果及分析

各层冻结土体在受压时,分别从试样顶部向下和从试样底部向上产生一条斜缝,沿斜截面发生剪切错动而破坏。冻土随温度的降低,脆性越来越明显。破坏形态如图1、图2所示。

各层冻土的单轴抗压强度试验数据见表2。

对试验数据进行分析,得到各层冻土抗压强度与土温的关系曲线,如图3-图5所示。对试验数据进行回归得数据如表3所示。

冻土的单轴抗压强度随温度的下降而呈线性增大,这是因为随着温度的降低,冻土中未冻水转化为冰的数量增多,土骨架和冰的共同作用增大,其单轴抗压强度增大。

由回归分析的结果可以看出,第③层冻土随着温度的升高,其单轴抗压强度衰减最慢,土的力学性质优于第②、④层土,具有良好的工程特性。

随着温度的下降,冻土的脆性越来越强。冻土受压时产生的斜裂缝趋于明显。

含冰量大的第②层冻土承受荷载的时间大于其余二层土,这是因为冰的含量越大,体积增加越大,挤压土之间空隙越多,使得在温度基本不变的条件下承受荷载的时间增加。

在温度较高时,相同温度条件下,三种土层的强度相差较大,随着温度的降低,三种类型的冻土强度趋于接近,如图6所示。

3结束语

冻土的单轴抗压强度随温度的下降而呈线性增大;随着温度的下降,冻土的脆性越来越强,冻土受压时产生的斜裂缝趋于明显;第③层冻土单轴抗压强度衰减最慢,具有良好的工程特性。

摘要：介绍了原状冻土单轴抗压强度的试验方法,通过三种土质分别在不同温度下(-2、-6、-10、-15℃)进行的室内单轴抗压强度试验结果表明,原状冻土的抗压强度与温度之间符合线性关系。试验的结论为冻土地基基础的设计与施工提供了参考。

关键词：多年冻土,抗压强度,温度,试验

参考文献

[1]吴紫汪,刘永智.冻土地基与工程建筑[M].北京:海洋出版社,2005:91-100.

[2]吴紫汪,张家懿.冻土的强度与破坏特征[C]∥中国地理学会冰川冻土学术会议论文选集.兰州:甘肃人民出版社,1983:275-280.

[3]吴紫汪,王雅卿,沈忠言,等.基础与冻土间冻结强度的实验研究[M]∥中国科学院兰州冰川冻土研究所集刊第2号,北京:科学出版社,1981:129-141.

[4]王春雷,谢强,姜崇喜.含盐冻土无侧限抗压强度的试验研究[J].路基工程,2005(5):58-60.

[5]张俊兵,李海鹏,林传年,等.饱和冻结粉土在常应变率下的单轴抗压强度[J].岩石力学与工程学报,2003,22(增2):2865-2870.

[6]朱元林.冻结粉砂在常变形速度下的单轴抗压强度[J].冰川冻土,1986,8(4):365-380.

[7]马芹永.人工冻土单轴抗拉、抗压强度的试验研究[J].岩土力学,1996,17(3):76-81.

单轴拉伸试验 篇4

研究表明二维格栅对颗粒状集料具有很好的加固作用,其主要是通过颗粒状集料内陷在格栅孔中,当荷载作用于表面时,格栅孔在一定程度上约束了集料的上下和左右方向的移动,使得集料具有一定的稳定性。因此使用格栅可抑制沥青混合料的侧向流动,提高其抵抗永久变形的能力,大幅度减少路面车辙病害的出现[4,5,6]。该文主要研究格栅对级配碎石的增强作用,所采用的级配碎石按沥青混合料级配进行设计,以针对性的分析格栅对沥青混合料骨架的约束能力,为基于格栅增强的抗高温车辙沥青路面的设计提供技术参考。

1试验

1.1原材料

玻璃纤维格栅具有高抗拉强度、低延伸性、高温稳定性、化学稳定性、物理耐久性等优良特性。该试验采用泰安万力工程材料有线公司提供的产品,型号WL-60,各项参数符合《JTJ/T 060—98公路土工合成材料试验规程》。经向和纬向强度为60 kN/m,网格尺寸25 mm×25 mm,弹性模量67 000 MPa,拉伸断裂伸长率小于4%。

该试验所用的沥青混凝土级配类型为AC-16型,合成级配见表1。所用的粗集料(2.36～19 mm)和细集料(0～2.36 mm)均为玻璃山碎石场轧制玄武岩,粗集料表观相对密度为2.959,吸水率为0.8%,压碎值10.2%,洛杉矶磨耗值9.2%,针片状含量为9.8%。细集料表观相对密度为2.918,砂当量为72.0%。填料采用吉林华晨石灰岩矿粉。表1中的合成级配以下材料按比例9.5～19 mm∶4.75～9.5 mm∶2.36～4.75 mm∶0～2.36 mm:矿粉=30%∶25%∶14%∶25%∶6%混合而成。

1.2方法

试验用的混合集料是按照前面所给配比配制符合表1通过率的级配碎石,共5份,每份6 kg。为了避免集料松散,采用复合木板制作组装盒以提供初始围压来保持格栅加筋级配碎石试件的初始形状,木盒内围尺寸为26 cm×26 cm。制件成型时先在组装盒底放置26 cm×26 cm的格栅,再将1份6 kg的级配碎石铺入作为底层,整平后再依次倒入级配碎石和安置格栅,最后形成5层级配碎石+6张格栅夹层结构,如图1所示。

试验仪器采用新三思CMT5305压力机,试验试件的成型过程直接在该仪器承件平台上进行,如图1所示,首先将复合木板组装盒固定,然后将格栅、单份级配碎石依次重复顺序铺入组装盒内。试验开始前在组装盒上下两面均用10 mm厚钢板作为垂直压力承载面,将仪器压杆微调至该试件承受预加载5 mm形变,以确保集料能相互作用而不松散,后拆去四围复合木板,按加载速率为1 mm/min开始试验,并采用电脑配套软件测量记录实时加载力与位移。

2试验结果与讨论

不同的粒径集料经过级配设计成所谓的密实级配并混合充分后,自然堆积状态下呈锥体形状。该文制备了中间未铺设格栅的纯粹级配碎石试件进行对比试验,发现在提供充足预压力后撤去木盒,级配碎石发生了坍塌,难以形成如图1所示具有稳定结构的试件。上述现象表明集料间不存在内部粘结力,而且集料间内摩阻力也很小,不足以克服自身重量而产生了滑移,最终表现为集料堆的整体坍塌。

图2为格栅增强后级配碎石单轴抗压试验结果。图中的压应力由加载力除以试件截面积,而应变为压力机压头位移除以试件高度。因试验采用的试验机加载力不足达到试件的最大的承载力,应力-应变曲线呈单调性递增,未出现明显的拐点或屈服点。经线性拟合后得其斜率约为12,即所试验的格栅增强后级配碎石的弹性模量为12 MPa。图2中的试验结果也说明了格栅增强后级配碎石具有很高的承载力,在应变达到0.058时可承受轮胎与路面的标准压力0.7 MPa。

为了更好的检测格栅增强型级配碎石的承载力,采用大型压力机对格栅增强后级配碎石进行单轴抗压破坏试验。图3为相应的试验过程图。其中,图3(a)为试验准备状态,木制装配盒上下俩表面采用10 mm厚钢板作为荷载施加和承受介质,为防止钢板接触面的集料松垮,在其接触面上各铺设一层玻璃纤维格栅,分别为图3(f)中格栅A与格栅F。此外,在级配碎石中每隔约31 mm铺设一层玻璃纤维格栅。图3(b)为试验开始加载一定预压力之后拆除木制盒子之后的试件状态,预压力的加载是为了防止无预压力拆除木制盒子后试件松散垮塌。图3(c)和图3(d)为在1 mm/min的形变控制加载速率下试验过程中的状态,图中观察可以看出试件四周外围部分集料因为中心轴区域集料体积膨胀被挤落,但试件整体承受荷载的能力并未因这些周边部分集料的脱落而丧失。图3(e)为试验结束后,压杆升起并卸去承载钢板之后的状态,试件中心轴区域集料已经明显与四周外围集料形态相异,呈现出集料被压碎后的颗粒粉末状态。图3(f)中是试验完毕后试件内的6层格栅,A-F分别依次代表自上至下第一、第二…第六层玻璃纤维格栅,中间C、D两层格栅中心轴区部分破坏最严重。

图4为采用大型压力机对格栅增强后级配碎石进行单轴抗压破坏试验结果。由于压力机的加载力足够大,应力-应变曲线出现了明显的拐点。在拐点前,试验前期应力-应变曲线呈平稳和缓慢增加,而过了拐点后,应力随着应变的增加而急剧增加,表明在拐点前后受力模式发生了根本性的改变。结合图3的试验过程分析可知,在格栅阻碍集料水平移动的情况下,荷载加载初始阶段,集料通过缓慢相对移动、紧缩集料间隙的方式,在减小体积的同时承受外部荷载,其在图4中表面试件受到的压力随着应变逐渐增加。当集料内陷入格栅孔后,集料的侧向约束力急剧提高,集料颗粒间受到的剪切力提高,部分集料会被压碎,表现为压应力随着应变的增加而急剧增加。当施加的压力足够大时,集料产生剪切侧向变形,冲破了格栅孔的约束力,使格栅网发生断裂,见图3(f)中的格栅网C和D所示。上述试验结果初步证实了格栅对沥青混合料的骨架具有很好的约束作用,可起到减小其侧向剪切变形,提高其承载力的目的[2,3,7]。

3结论

采用单轴压力试验分析了格栅对沥青混合料级配碎石的加筋增强作用。试验结果证实了格栅对沥青混合料的集料骨架可起到约束作用,从而提高其抗剪性能和承载力。格栅网孔阻碍集料水平移动,提高了集料间的内摩擦力,是承载能力提高的主要原因,其作用机理可用摩尔库伦-强度理论予以解释。该试验中的格栅增强型级配碎石在没有沥青胶结料的情况下,表现出足够的抵抗荷载能力,表明了用格栅增强可设计出优异的抗高温车辙沥青混合料。目前格栅已被广泛用于防止沥青路面反射裂缝,但其主要铺设在沥青面层之间,施工过程易受摊铺机和运料车碾压破坏。如何将格栅有效地铺设在单层沥青混合料中以提高沥青混合料的整体性能仍是一大施工难题。

摘要：采用单轴压力试验分析格栅对沥青混合料级配碎石的加筋增强作用。试验结果表明格栅对沥青混合料的集料骨架可起到约束作用,从而提高其抗剪性能和承载力。格栅网孔阻碍集料水平移动,提高了集料间的内摩擦力,是承载能力提高的主要原因,其作用机理可用摩尔-库伦强度理论予以解释。

关键词：格栅,级配碎石,抗剪性能,约束力

参考文献

[1]黄晓明,吴少鹏,赵永利.沥青与沥青混合料[M].南京:东南大学出版社,2002.

[2]杨军,邓学军.国产格栅加筋沥青混凝土抗车辙能力的研究[J].东南大学学报,1996,26(2):132-135.

[3]王朝辉,王选仓.不同层位格栅加筋沥青混凝土的抗车辙性能[J].长沙交通学院学报,2008,24(4):27-31.

[4]金江,隋允康.土工格栅加筋沥青混凝土路面结构的优化设计模型[J].公路,2005,12:86-88.

[5]Tamikuni Komatsua,Hiroshi Kikuta,Yoshinobu Tuji,Eijiro Muramatsu.Durability assessment of geogrid-reinforced as-phalt concrete[J].Geotextiles and Geomembranes,1998,16:257-271.

[6]Austin R A,Gilchrist A J T.Enhanced Performance of Asphalt Pavements Using Geocomposites[J].Geotextiles andGeomernbranes,1996,14:175-186.

单轴拉伸试验 篇5

现有的关于冻融循环后混凝土材料性能的试验资料, 大多是以质量损失与动弹性模量为标准, 针对混凝土材料抗冻安全设计等级而展开的。然而, 在实际应用中, 我们最关心的是混凝土的力学性能, 如强度的损失直接关系到建筑物使用性能及安全。目前研究主要集中在高强混凝土和高性能混凝土的抗冻性能[1,2,3,4], 对普通混凝土的抗冻性能的研究报导很少见, 尤其对水泥砂浆的抗冻性能研究更是少见。对一些己建建筑, 在设计时如果没有考虑抗冻要求, 砂浆强度偏低, 当受到环境气候的影响, 或多或少存在冻融破坏, 其强度在冻融循环反复作用下己发生变化, 因此, 研究水泥砂浆在冻融循环作用后的力学性能, 有着非常重要的现实意义。

作者在试验室模拟了工程冻融循环条件, 探讨了其在不同冻融次数条件下对水泥砂浆力学效应的影响, 并得出了冻融循环腐蚀下水泥砂浆抗压强度随冻融次数变化的近似计算公式。其结果对水泥砂浆在寒冷地区的工程应用有一定的参考价值。

1 试验方法与试验方案

1.1 试验材料

试验采用32.5级的矿渣硅酸盐水泥, 密度3.0g/cm3, 堆积密度1100kg/m3, 28d的抗压强度为32.5MPa, 其质量符合国家建材标准。试验所用的砂子满足拌制水泥砂浆的基本要求。

1.2 试验方案

试件的制作方法:将砂子晒干, 按照中砂应满足的模度系数进行配制。按照标准的水泥砂浆配合比设计规范制作强度等级为M2.5、M5、M7.5、M10的水泥砂浆标准试件共计108个, 并将试块放入标准养护箱内养护28d。28d后将试块取出, 并将其分别放入冰柜中进行冻融循环侵蚀, 到规定次数进行抗压强度试验。

2 试验结果

2.1 试验结果

本次试验按照中华人民共和国行业标准建筑砂浆基本性能试验方法中的立方体抗压强度试验进行, 应用微机控制电子万能试验机进行水泥砂浆单轴抗压强度试验, 对不同强度水泥砂浆在不同冻融循环次数下进行了测试。

2.2 试验结果分析

在不同冻融次数和不同砂浆型号下, 水泥砂浆的表面特征变化也不尽相同。

2.2.1 不同水泥掺量的水泥砂浆冻融性质的影响

水泥掺量多少对水泥砂浆的抗冻融循环性质的影响是非常明显的, 表1为水泥砂浆在不同水泥掺量下和各种冻融循环次数下的抗压强度。由表可知, 冻融循次数在5次时, 水泥砂浆强度降低范围是9.2%-13.1%;30次时, 水泥砂浆强度与初始状态相比降低范围是13.3%-16.2%;经过60次冻融循环, M2.5水泥砂浆强度降低了16.7%, M5水泥砂浆强度降低了17%, M7.5水泥砂浆强度降低了23.8%, M10水泥砂浆强度降低了25.2%。

2.2.2 冻融次数对水泥砂浆冻融性质的影响

试验分别研究了M2.5、M5、M7.5和M10水泥砂浆在5d、30d、60d的在不同冻融循环次数下的抗压强度, 可见水泥砂浆的极限强度与冻融循环的次数呈线性关系, 但是水泥掺量大的水泥砂浆试件受冻融循环的影响大, 对水泥掺量较少的水泥砂浆试件而言, 冻融循环对其影响相对小一些。

3 假设经验公式

水泥砂浆的极限抗压强度与冻融循环次数存在着线性关系, 本文做如下假设:

式中:f'-冻融循环后水泥砂浆的极限抗压强度;f-冻融循环前水泥砂浆的极限抗压强度;α、β-与水泥砂浆冻融循环有关的系数;N-水泥砂浆冻融循环的次数。

经过回归分析得出了水泥砂浆冻融循环的相关系数α、β分别为α=0.003, β=0.0234, 相关系数R2=0.7901。

根据回归分析得出的经验公式的参数, 计算了冻融循环后水泥砂浆的抗压强度, 并求得了根据计算模型得到的抗压强度与试验得到的抗压强度之间的相对误差基本都在7%以内, 可见具有相当高的精度, 说明本文得出的计算模型能够近似的反应水泥砂浆在冻融循环作用下抗压强度的变化规律, 可以用于工程中的近似计算。

4 结论

通过对不同冻融循环次数和不同水泥掺量的水泥砂浆单轴受力状态下的强度和变形性能试验结果的分析, 得出如下结论:

(1) 随着冻融循环的进行, 水泥砂浆试件的表面不再光滑, 逐渐有颗粒脱落, 冻融循环后, 水泥砂浆试件的单轴抗压强度降低, 在5次冻融循环左右, 降低幅度不明显, 在经历60次冻融循环后, 单轴抗压强度降低30%左右。

(2) 随冻融循环次数的增加, 水泥砂浆应力应变关系曲线逐渐扁平, 峰值应力点明显下降和右移, 表明抗压强度降低, 峰值应力点的应变成倍地增大。

(3) 得出了冻融循环腐蚀下水泥砂浆抗压强度随冻融次数变化的计算公式, 并与试验数据进行比较, 具有很高的准确性, 可用于实际工程的近似计算。

参考文献

[1]卫军, 李斌, 赵霄龙.混凝土冻融耐久性的试验研究.湖南城市学院学报 (自然科学) , Vo1.24.No.6.1-5.

[2]潘钢华, 秦鸿根, 孙伟, 张金山, 王修田, 李松泉, 黄卫华, 姜阳.粉煤灰混凝土冻融破坏机理研究.建筑材料学报.Vo1.5, No.l.2002:37-41.

[3]覃丽坤.高温及冻融循环后混凝土多轴强度和变形试验研究.大连理工大学博士学位论文.

单轴拉伸试验 篇6

关键词：石灰岩,尺度效应,试件,单轴压缩试验

0 引言

岩体被广泛作为建筑物的基础、边坡及围岩介质，其自然性能及稳定与否直接影响到结构建筑物的质量安全[1]。因此，准确评价岩体的强度特性显得尤为重要。然而在实验室单轴压缩试验中，多以标准小尺寸试件为研究对象，所得结果往往会忽略掉岩体中大量弱结构面的影响，而仅仅表示了相对完整没有含较大裂隙的岩体的强度特征，因此难以准确评价工程岩体的强度性能。

由于岩体是由岩石和弱结构面组成，因此，不同尺寸的岩石试件其强度将会出现明显差异，即岩体的尺度效应。目前考虑岩体强度性能的物理实验和数值模拟方面的文章很多[1,2,3,4,5,6,7,8,9,10,11]，如Hudson讨论了大理岩强度随岩样长径比的变化[2];尤明庆讨论了岩石强度的尺度效应并从统计角度总结了规律，讨论了岩石强度尺度效应受其非均质性影响的规律，讨论了大理岩试件的长度对单轴压缩试验的影响[3,4,5];郭志等研究了绢英岩强度、变形模量与试件尺寸的关系[6];潘一山等认为岩石应变软化也受到试件尺度效应的影响[7];杨圣奇等得出了岩石强度与其中的塑性变形量的关系[8];杨友卿等通过研究前人试验成果，得出了强度与试件尺寸的指数减小规律[9];刘宝琛以三峡永久船闸边坡岩体为研究对象，分析了变形模量与试件尺寸的关系[10];郭中华等在假设岩体连续性的基础上讨论了力学参数的尺度效应[11,12,13]。尽管如此，但考虑岩体尺度效应，尤其考虑相同截面不同高度石灰岩体试件的文章尚不多见。为了探索这方面的规律，本文旨在通过不同尺寸的石灰岩试件的单轴压缩试验，研究石灰岩的强度性能的尺度效应，总结其变化的规律，为岩体工程设计提供一些有益的参数，其实用价值不言而喻。

1 试验条件

1.1 试验制备与试验装置

本试验所用岩样为徐州高铁站地基石灰岩，细晶结构，块状构造，RQD值为30%～75%，平均62%。岩块致密均匀，坚硬，呈灰白色，其标准岩石试件(即高径比2∶1，高h=100mm，直径d=50mm)单轴抗压强度为80.12～102.29MPa，平均89.15MPa。岩样加工成长方柱状，分别为50mm×50mm×30mm、50mm×50mm×80mm、50mm×50mm×100mm、50mm×50mm×120mm、50mm×50mm×150mm、50mm×50mm×200mm、80mm×80mm×160mm、120mm×120mm×240mm、150mm×150mm×300mm共九种不同规格尺寸，试件表面平整光滑，且没有肉眼可见的裂纹，并使得试件长轴与岩石层理面平行。

单轴压缩试验在MTS伺服单轴压缩试验机上进行，以0.05MPa/s的速率进行控制。

1.2 试验方案设计

为了研究石灰岩强度与流变性能的尺寸效应，分别设计如下试验方案:取相同截面不同高度石灰岩试件进行单轴抗压强度试验，截面为50mm×50mm，试件高度分别为边长的0.6、1.6、2、2.4、3、4倍，即高细比λ分别为0.6、1.6、2、2.4、3、4。另外，为了避免岩石不连续非均值各项异性差异的影响，同一截面同一高度石灰岩试件制作3组试样进行测试，并取其平均值。本次试验分析了试件的单轴抗压强度、弹性模量、极限变形模量与极限应变量，相同截面不同高度石灰岩试件力学参数见表1。

2 试验结果分析与讨论

通过分析表1数据，得出了单轴抗压强度、弹性模量、极限变形模量与极限应变量各参数随着石灰岩试件高细比的一些变化规律。

由图1看以看出，石灰岩单轴抗压强度随着高细比的增加呈减小趋势，运用最小二乘线性回归法分析两者存在如下关系:

相关系数R2=0.9721。这说明岩石的强度存在着明显的尺寸效应，当高细比为0.6时，岩柱单轴抗压强度为121.05MPa，比标准试件强度高36%，这是由于试件表现为极大的延性所致;当高细比为2时，单轴抗压强度为87.21MPa，这与岩石标准试件单轴抗压强度89.15MPa基本一致，略小一些，这是由于长方体岩柱存在应力集中，局部出现弱化现象;当高细比为4时，岩柱单轴抗压强度为42.29MPa，仅为标准试件的0.47，说明高细比大于4的岩石结构体，其岩柱体内应力分布不均匀更趋明显，因此在强度取值时要十分小心，不能仍然采用以往取平均值的方法。

由图2可以看出，截面为50mm×50mm的石灰岩柱弹性模量与极限变形模量随着高细比的增加呈对数增加，具体回归方程与相关系数分别如下:

两者相关系数均大于0.9000，说明弹性模量、极限变形模量与高细比存在良好的相关性。其中，弹性模量、极限变形模量这两个参数反映了岩石受静荷载与动荷载的性能，其值越大，受静、动荷载的性能就越低;可见随着岩柱高细比的增大，其受静、动荷载的性能都有所降低，尤其是承受动载的能力将大大降低，因此在高铁大桥墩、水坝大桥、煤岩柱等多承受动载的岩石结构，设计时除强度条件满足以外，仍要尽可能控制其高细比的大小，尽量采用小的高细比岩体结构。例如在高铁高架桥桥墩设计时，从提高承受动载的角度来看，在一定上覆荷载的条件下，应尽可能选用数量较少而直径较大的桩，其效果要远远优于数量较多而直径较小的细桩。尤明庆[4]通过研究岩柱的尺寸效应分析了矿柱的支承性能，得出了同样的结论，他认为数量较大的小矿柱所能支承的顶板载荷要小于数量较小的大矿柱。因此在具体岩石工程设计时要优先考虑这个问题，这样将更加全面合理。通过分析图2所示50mm×50mm的石灰岩柱弹性模量与极限变形模量随着高细比变化的数据，并与80mm×80mm、120mm×120mm、150mm×150mm岩柱的试验数据对比，结果表明:不同截面的岩柱其弹性模量与极限变形模量均随着高细比的增加呈对数增加，但当高细比λ大于3以后，几种大截面岩柱的弹性模量与极限变形模量数据出现了不同程度的离散。

由图3可以看出，石灰岩柱极限应变量ε随着高细比λ的增加呈幂函数规律减小，具体回归方程与相关系数分别如下:

特别在高细比λ为1.6时，极限应变量出现明显大幅度减小，仅仅是高细比λ为0.6的9.17%，表明岩柱高细比在接近2时出现了变形性能的剧减，说明截面为50mm×50mm的石灰岩柱在高细比为2以后其变形能力不大，高细比超出4以后其值基本不再发生变化。

3 结论

(1)石灰岩单轴抗压强度随着高细比的增加呈σ=160.79exp(-0.3218λ)指数减小趋势，存在明显的尺度效应;高细比小于2时，单轴抗压强度大于标准试件强度值，高细比值越小，岩石受压过程表现出的延性特性越强，其值越大;高细比大于4后试件内部应力分布不均，强度衰减明显。

(2)石灰岩柱弹性模量与极限变形模量均随着高细比的增加呈E=a Ln(λ)+b对数规律增加，相关性明显。岩柱随着高细比的增大受静、动荷载的性能都有所降低，另外，高细比λ大于3以后，几种大截面岩柱的弹性模量与极限变形模量均出现不同程度的离散。