蠕变性能（精选8篇）
蠕变性能 篇1
树脂混凝土有着非常理想的结构工程性能。由于其具有强度高、韧性好、抗冲击强度大、良好的耐化学腐蚀、耐磨、耐水和抗冻性能, 弥补了普通混凝土抗拉强度低、抗裂性差等缺点, 在土木工程方面有着良好的应用前景[1—4], 如:交通运输, 公用事业, 海洋和建筑构件等[5,6]。在实际使用过程中, 树脂混凝土常常受到荷载的长期作用, 由于它具有明显的黏弹性性质, 由蠕变引起的变形效应导致结构承载力下降, 所以在使用过程中的蠕变现象成为人们关注的焦点[7]。随着实际工程的应用, 树脂混凝土的强度不断提高, 而树脂混凝土蠕变性能的研究相对较少。本文拟对树脂混凝土开展弯曲蠕变试验研究, 利用试验数据与蠕变模型的拟合得到模型参数, 拟建立一个对于弯曲蠕变变形发展具有较好预测性的模型。
1 试件制备与试验方法
1.1 原材料
树脂混凝土由粗细集料、填料和胶结剂组成。所用的材料如下:胶结剂采用树脂胶和固化剂, 由济南纳诺精密仪器制造公司配置而成。填料采用粉煤灰, 粗细集料采用级配碎石, 介于0~10 mm, 各组分质量配合比见表1。
1.2 试件制备
首先将所需的树脂胶放在搅拌锅中, 随后慢慢加入固化剂并一同搅拌, 再加入粉煤灰搅拌, 最后加入粗细集料搅拌。浆体搅拌均匀后装入模具经振动后, 在烘箱中养护24 h后拆模, 自然养护7 d后进行切割。
1.3 弯曲蠕变试验方法
弯曲蠕变试验采用应力控制加载模式, 因此需要获得树脂混凝土的静载弯拉强度σmax。静载试验在电液伺服万能材料试验机上完成, 采用三分点加载, 试件尺寸为40 mm×50 mm×350 mm, 跨距为280 mm, 平行试验数量为3个。蠕变试验同样在电液伺服万能材料试验机上完成, 如图1所示, 跨中放置千分表, 弯曲蠕变试验根据先期测得的静载弯拉强度σmax, 选用σ0/σmax=0.5、0.6、0.7、0.8四种应力水平 (σ0为作用在试件上的最大应力) , 每种应力水平下蠕变实验平行试验数量为3个。试验尺寸和加载方式同静载试验。弯曲蠕变试验开始时, 在跨中快速施加荷载到试验要求的恒定荷载, 加载速率为50 mm/min, 同时利用跨中千分表测量并记录试件全过程跨中挠度随时间变化的数据[8]。加载的瞬间开始记录千分表数据的变化即树脂混凝土加载瞬间的挠度变形。试验加载期间, 千分表数据有变化时, 立即记录此时千分表读数和时间。0.5、0.6、0.7、0.8四种应力水平测试时间分别是864 000 s、432 000 s、432 000 s、432 000 s。
通过跨中千分表记录了树脂混凝土在不同应力水平下跨中挠度的变化, 根据公式可以得到不同应力水平下树脂混凝土随时间变化的跨中变形[8]:
式 (1) 中, h是跨中截面试件的截面高度, L为试件的跨径, d (t) 为试件加载过程中随时间变化的跨中挠度。
2 试验结果与分析
2.1 静载试验结果
见表2, 以3个试件的平均值作为该组试件的静载弯拉强度σmax。试验中树脂混凝土试件破坏方式呈明显脆性破坏, 该配合比下的极限弯拉强度达到25.06 MPa, 远高于普通混凝土的弯拉强度, 也高于常见树脂混凝土的弯拉强度水平[9]。
2.2 蠕变试验结果
通过树脂混凝土弯曲蠕变试验, 得到了试件的蠕变变形曲线, 树脂混凝土蠕变变形值取3次试验结果的平均值。如图2所示不同应力水平下的试件蠕变曲线。0.8应力水平作用下树脂混凝土加载时间不到3 000 s时发生了破坏, 0.7应力水平作用下树脂混凝土加载时间不到180 000 s时发生了破坏, 而0.6和0.5应力水平作用下432 000 s和864 000 s时仍然没有发生破坏, 蠕变变形缓慢发展中。从图2中可以看出加载的瞬间, 树脂混凝土发生弹性变形, 变形量急剧增加, 随着时间增加树脂混凝土变形速率减小并趋于稳定, 随后树脂混凝土表现为黏性流动变形。在试件趋于破坏时, 树脂树脂混凝土变形速率再次增加, 表现出脆性破坏形式。应力水平越大, 树脂混凝土蠕变发展过程越快, 应力水平越低, 其变形发展过程越慢。
对于树脂混凝土来说, 在恒应力作用下, 应变是随时间而变化的。因此, 为了表示该材料的应力与应变关系, 引入劲度模量的概念来描述树脂混凝土的力学性质, 表征其黏弹性性质, 如式 (2) 。
式 (2) 中, S (t) 为荷载作用时间t条件下树脂混凝土的模量, 称为劲度模量, σ0为荷载应力, ε (t) 为树脂混凝土在荷载作用时间t时的应变。
由于蠕变试件的变形量并不与荷载的变化同步, 加载瞬间劲度模量并没有表现出明显的变化规律, 见表3。
2.3 蠕变模型
图2表明了树脂混凝土的变形有稳定的三阶段规律。由于树脂混凝土具有黏弹性的性质, Burgers[10]模型可以较好地说明材料的黏弹性, 并且具有参数少、模拟精度高等优点因而在诸多材料的研究中运用。
式 (3) 中, τ是松弛时间, τ=η2/E2;t是蠕变作用的时间;E1是弹性系数;η1是黏弹性系数;E2是弹性系数;η2是黏弹性系数。
Findley幂律模型可以用来预测复合材料的蠕变行为[11]。
式 (4) 中, a和b是拟合参数;ε0是初始弹性应变。
广义Kelvin模型是由一个弹簧、 (n-1) 个Kelvin单元和一个黏壶串联而成。该模型可以较好的反映材料的黏弹性, 本文选用的是4个Kelvin单元的十元件模型用来模拟树脂混凝土的蠕变变形发展[12]。
式 (5) 中, τ2=η2/E2;τ3=η3/E3;τ4=η4/E4;τ5=η5/E5;τ2、τ3、τ4、τ5是松弛时间。
表4和表5给出了试验数据与模型的拟合参数, 图3表明了三种模型都可以描述树脂混凝土的蠕变变形发展规律。树脂混凝土处在0.5和0.6低应力水平下, 三种模型都能很好的预测蠕变变形发展, 但是在0.7和0.8高应力水平下, 只有广义Kelvin十元件模型更符合试验数据。综合考虑广义Kelvin十元件模型具有更好的预测性。由于广义Kelvin模型参数多, 计算不方便等缺点, 根据拟合结果, 当树脂混凝土处在低应力水平下可以采用Findley幂律模型进行预测。
3 结论
(1) 树脂混凝土弯曲蠕变试验结果表明其变形不仅随着应力水平发生变化, 也随着时间不断发生变化。应力越大, 瞬时变形越大, 蠕变变形发展越快。应力越小, 瞬时变形越小, 蠕变变形发展越慢。树脂混凝土在恒定加载下变形具有稳定的三阶段规律, 其初始阶段变形较快, 中间过程变形速度较为缓慢, 试件断裂前变形突然加快, 呈现出明显的脆性破坏。
(2) 结合蠕变试验数据, 拟合出了不同应力水平下各树脂混凝土蠕变模型参数, 结果表明广义Kelvin十元件模型具有较好的预测效果。利用该模型可以预测树脂混凝土的蠕变发展规律。
参考文献
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蠕变性能 篇2
利用高温云纹干涉法对航空发动机叶片定向结晶材料的高温蠕变进行了测试,获得该材料不同主方向的`高温蠕变性质和规律.实验结果表明定向结晶材料在结晶方向和各向同性平面的蠕变性质有很大差异.
作 者：戴福隆 尚海霞 林国松 王国韬 蒋小林 董本涵 作者单位：戴福隆,尚海霞,林国松,王国韬,蒋小林(清华大学工程力学系,北京,100084)
董本涵(沈阳航空发动机研究所,沈阳,110015)
蠕变性能 篇3
非固化橡胶沥青防水涂料可满足上述要求, 该材料本身优异的蠕变性能可以很好地吸收和释放建筑基层开裂产生的应力, 与空气长期接触永不固化, 持久保持黏滞性和自愈性, 可以很好地封闭基层的毛细孔洞和微细裂缝, 一旦粘结就会难以剥离, 即使某一部分受外力破坏出现孔洞也会迅速自愈, 避免了窜水现象的发生。非固化橡胶沥青防水涂料蠕变性能的研究在国内还属空白, 本文采用静态蠕变法和应力松弛法对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能进行了测试, 分析了其蠕变行为, 对蠕变机理进行了初步探讨, 为非固化橡胶沥青防水涂料的应用提供一定的理论支持。
1 蠕变实验
1.1 测试方法设计
因非固化橡胶沥青防水涂料的行业标准尚未公布实施, 故其蠕变性能在国内尚无标准化的检测手段。本文根据相关文献和资料, 设计了两种方法对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能进行测试。
静态蠕变法:在恒定温度条件和一定外力作用下, 测试非固化橡胶沥青防水涂料形变随时间的变化情况。静态蠕变试验方法的示意图见图1。
应力松弛法:在恒定温度条件和恒定拉伸速度作用下, 拉伸力一定时, 停止拉伸, 保持该拉伸长度, 检测非固化橡胶沥青防水涂料应力随时间的变化情况。
1.2 试件制备和测试方法
静态蠕变试验:取一定量的非固化橡胶沥青防水涂料, 热熔后将其刮涂在铝板上, 涂层厚度为 (2±0.2) mm;然后将另一块铝板粘贴在刮涂面上, 粘合面积为100 mm×50 mm;用1 kg重物均匀压在试件上面保持10 min, 在标准试验条件下放置24 h。同时测试5组样品, 测试温度为 (23±2) ℃, 每组样品在粘合面两端做好标记, 加载一定外力后, 记录不同时间下非固化橡胶沥青防水涂料的下滑位移, 试验结果为5组测试值的平均值。
应力松弛试验:将两片铝板用非固化橡胶沥青防水涂料粘接, 粘合面积为50 mm×50 mm, 涂层厚度为 (2±0.2) mm;用1 kg重物均匀压在试件上面保持10min, 在标准试验条件下放置24 h。测试试件为10个, 测试温度为 (23±2) ℃, 在拉力机上测试在一定拉伸速度下5个试件的最大拉力, 计算5个试件的最大拉力平均值, 然后将剩余的5个试件按同样的拉伸速度拉伸至计算得到的最大拉力平均值的95%, 停止拉伸, 固定拉力机夹具的距离并开始计时, 测定非固化橡胶沥青防水涂料应力值的变化情况。
2 结果与讨论
2.1 静态蠕变试验的结果
非固化橡胶沥青防水涂料以胶粉、高分子聚合物等改性沥青为基料, 其蠕变破坏是由改性沥青混合料的弹性流动引起的。一般认为, 改性沥青混合料为非牛顿流体, 根据相关理论, 非固化橡胶沥青防水涂料的自身特性、温度等均会对蠕变产生影响。在一定外力作用下, 非固化橡胶沥青防水涂料在不同温度下的形变与时间的关系见图2。从图2可以看出, 温度对非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能有很大的影响:温度较低时, 外力加载瞬间, 变形很小且很慢, 在保持恒定外力作用下, 形变慢慢趋于稳定, 蠕变不易被察觉, 整个过程经历了减速蠕变和稳定蠕变两个阶段;温度较高时, 外力加载瞬间形变很大, 外力恒定作用下, 形变随时间的推移而不断增加, 蠕变现象较明显, 蠕变曲线经历三个阶段, 即减速蠕变阶段、稳态蠕变阶段和加速蠕变阶段。可能的原因是:随着温度的升高, 改性沥青混合料内部获得更多的热能, 有利于弹性流动。但是只有在适当的外力作用下, 温度在改性沥青混合料的玻璃化转变温度Tg以上时, 非固化橡胶沥青防水涂料的高分子链段才会在外力作用下发生滑动, 同时又受物料内部摩擦力的作用, 发生缓慢运动, 产生明显的蠕变现象[1]。因此, 在非固化橡胶沥青防水涂料的研发过程中要考虑到这一点。
在静态蠕变试验时, 也发现两个铝板的粘合面上均满粘了非固化橡胶沥青防水涂料, 说明外力作用下引发的变形破坏发生在非固化橡胶沥青防水涂料内部。因此, 非固化橡胶沥青防水涂料本身的内聚强度不能过大, 否则蠕变破坏很可能发生在材料与基面之间, 会影响材料的防水性能, 在非固化橡胶沥青防水涂料的研发过程中也要考虑到这一点。
2.2 应力松弛试验结果
应力松弛是指高分子材料在恒温和形变保持不变的情况下, 材料内部应力随时间衰减的现象。应力松弛与蠕变有很强的相关性, 蠕变越大, 应力松弛能力越强。剪切应力松弛现象可以直观地反应与基面粘结的非固化橡胶沥青防水涂料对基层开裂应力所作出的响应。
图3为非固化橡胶沥青防水涂料的应力松弛曲线。从图3可以看出, 非固化橡胶沥青防水涂料在拉伸剪切应力作用下, 表现出比较明显的应力松弛现象:应力加载初期, 应力衰减显著, 应力松弛速率较快;应力降低到一定值后, 应力松弛速率较慢, 趋于一恒定值, 然后不再发生变化。应力松弛也反映了非固化橡胶沥青防水涂料内部聚合物分子运动的情况:在外力作用下, 聚合物高分子链段被拉长, 分子链段就顺着外力方向运动以减少或消除内部摩擦力, 以期恢复平衡状态。在适当的外力和温度下, 分子链段受到的内摩擦力适中, 应力松弛现象较明显。
2.3 静态蠕变行为分析及机理探讨
蠕变曲线反映了非固化橡胶沥青防水涂料在外力作用下的变形特性。根据相关理论和文献报道[1], 蠕变曲线中第2阶段的斜率k, 即稳定蠕变阶段的斜率越大, 非固化橡胶沥青防水涂料在外力作用下的蠕变变形越大。从图2中可以直观地看出, 随着温度的升高, k值逐渐增大, 蠕变变形量也逐渐增加, 表明非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能对温度比较敏感。非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变行为可认为是改性沥青混合料黏弹性的突出表现, 其不仅与材料自身的结构有关, 还受温度和外力的影响。蠕变行为的实质就是材料受到外力作用时, 材料内部各运动单元对此作出的响应。非固化橡胶沥青防水涂料的静态蠕变包括三种形变:普弹形变、高弹形变和黏性流动形变。普弹形变是改性沥青混合料中高分子链的键长和键角受外力作用瞬间产生的;高弹形变是分子链不断伸展, 构象发生变化产生的;黏性流动形变是分子链的相对滑移产生的。因此, 非固化橡胶沥青防水涂料的总蠕变为普弹蠕变、高弹蠕变和黏流蠕变三者的总和。
3 结论
1) 静态蠕变试验表明, 非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变对温度很敏感, 随着温度的升高, 蠕变变形增加。
2) 应力松弛曲线也反映了非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变行为, 可以直观地反映非固化橡胶沥青防水涂料的应力释放过程, 可用来考察材料性能的优劣。
3) 非固化橡胶沥青防水涂料蠕变曲线中稳定蠕变阶段的斜率越大, 材料的蠕变变形越大。非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变形变为普弹蠕变、高弹蠕变和黏流蠕变三者的总和。
4) 静态蠕变和应力松弛试验方法均可用来测试非固化橡胶沥青防水涂料的蠕变性能。因蠕变性能受材料本身、温度和应力等诸多因素影响, 可采用静态蠕变试验方法深入地研究非固化橡胶沥青防水涂料中各组分加量对蠕变的影响, 优化配方, 这将是课题组今后研究的重点。同时, 也会不断优化改进试验方法。
参考文献
蠕变性能 篇4
皮革是天然蛋白质高分子材料,其蠕变性能是皮革粘弹性的主要内容之一。皮革的蠕变性能,反映了皮革在受到长期负载作用状态下的力学性能。皮革在使用过程中的大多数情况下处于蠕变状态,因此皮革的蠕变性能能够更好地表征皮革的使用性能。皮革作为鞋、服装、汽车坐垫和沙发、包袋、腰带等的制作材料,其蠕变性能对于衡量皮革在负载作用下的尺寸稳定性有着重要的意义。
皮革蠕变性能与其载荷历史有密切的关系。皮革由湿态变为干态后,拉软、振软、滚软、绷板等加工以及这些加工的强度,都决定了皮革的最终蠕变性能。本文旨在系统研究经过各个加工操作后皮革的蠕变性能,探索皮革最终蠕变性能与各个加工操作的规律;同时研究涂饰前后皮革蠕变性能的改变情况,总结出皮革蠕变性能与加工因素的相关性和变化规律。
系统的试验研究结果表明[1]:皮革在顶伸状态下的蠕变应变函数ε(t)遵循修正广义Kelvin模型,数置信水平均大于99%,其一般的数学表达式为:
式中:ε(t)为蠕变应变函数,t为时间变量(s);
εa=ε0+ε(∞)为常数,ε0为Kelvin力学单元上的弹簧产生的瞬时应变;
εb=ε(∞)为Kelvin力学单元的平衡应变;
τ为Kelvin力学单元的蠕变推迟时间(s)。
本文将以蠕变推迟时间(τ)作为皮革顶伸变形状态下的蠕变特性参数,研究干态皮革在不同加工后的蠕变特性变化规律。
1 试验部分
1.1 材料和仪器
牛鞋面革、沙发革、家具革,中国皮革企业产品。顶伸性能测定仪,实验室自制。
1.2 试验方法
1.2.1 试样的准备
以刀模裁取顶伸试验的圆片试样,试样直径为50mm。试样在(20±2)℃和相对湿度为(65±5)%的环境中进行48h空气调节。
1.2.2 蠕变推迟时间(τ)的测定与计算
皮革试样粒面层朝下平置在顶伸性能测定仪夹具上固定,测定原理参见图1。
将加载恒定负荷(F0=5.00N)的顶伸杆缓慢放下,在顶头接触皮革试样时开始计时,记录5s后的第一个顶伸高度(h1),以后每隔10s记录顶伸高度及时数据(hi),直到350s;得到时间(t)与顶伸高度(h)的系列试验节点数据;将此系列数据通过应变公式(参见(2)式),转变成时间(t)与应变(ε)的系列试验节点数据;采用Originpro7.5[2]的非线性拟合工具,以(1)式为数学模型,对皮革顶伸状态下蠕变的试验数据进行拟合,计算出试样的蠕变推迟时间(τ)。
1.2.3 规定负荷伸长率和蠕变推迟时间的对比性试验
选择8张普通牛鞋面革,分别在其以背脊线为对称的左右2侧的标准取样部位切取10个试样,左侧的试样测定规定负荷伸长率,右侧的试样测定蠕变推迟时间,分别计算出各个测试结果的算术平均值。通过计算,得到10个试样的蠕变推迟时间,计算其相对误差,若相对误差小于等于10%,数据的平均值有效;若相对误差大于10%,则要增加试样,直至测定结果符合要求。
2 结果与讨论
2.1 恒定负荷(F0)对蠕变推迟时间(τ)的影响
在通常情况下,恒定负荷(F0)越大,皮革的蠕变过程越容易在较短的时间内达到应变平衡,相应的蠕变推迟时间(τ)也就越小。表1列出的不同皮革在恒定负荷(F0)条件下,蠕变推迟时间(τ)的试验数据也充分表明了这一点。
表1的数据还表明:恒定负荷(F0)达到5.00N后,蠕变推迟时间(τ)的变化趋于稳定;随着皮革柔软性的增加,蠕变推迟时间(τ)的变化幅度减小。其原因是由于在足够的负荷以后,皮革中的纤维在此负荷作用之下被拉伸处于顺直状态,而且顺直状态的纤维所占的比例基本趋于稳定,从而导致蠕变推迟时间(τ)的变化趋于稳定。由于柔软皮革的纤维在较小外力的顶伸作用下就会快速达到顺直状态,因此其蠕变推迟时间(τ)相对较小。
因此,在鞋面革和沙发革的蠕变试验中,以5.00N作为恒定负荷;在绵羊服装革的蠕变试验中,以4.00N作为恒定负荷;对于相对较硬和延伸性较差的皮革,可以选择7.00N或10.00N作为恒定负荷。
2.2 蠕变推迟时间(τ)与规定负荷伸长率(E)的相关性
QB/T1873-2004《鞋面用皮革》规定,鞋面革的规定负荷(10N/mm2)伸长率应小于等于35%,对鞋面革的尺寸稳定性进行了限定。表2列出了普通牛鞋面革的规定负荷伸长率(E)与蠕变推迟时间(τ)的关系。
表2的结果表明:鞋面革的规定负荷伸长率(E)与蠕变推迟时间(τ)具有一定的相关性,随着规定负荷伸长率的增加,蠕变推迟时间呈下降趋势,尺寸稳定性降低。规定负荷伸长率较小的皮革,其纤维结构较为紧密,在一定的外力作用下,纤维结构的改变速率较慢,因此其蠕变应变的速率也较慢,相应的蠕变推迟时间较大,尺寸稳定性较好。可见鞋面革的规定负荷伸长率与蠕变推迟时间的相关性符合理论的解释。
2.3 不同加工后的皮革蠕变推迟时间(τ)变化趋势
绷板加工会促进皮革纤维定型。在对比试验中,将绷板后的坯革作为对照样品,考察经过拉软(纵向2遍,横向2遍)、振软(连续通过2次)、滚软(6h)等加工之后,坯革的蠕变推迟时间变化情况,试验结果列入表3和表4。其中,以△τ=τ-τ0表示加工前后坯革蠕变推迟时间的变化增量,τ和τ0为加工前和绷板后坯革的蠕变推迟时间。多数工厂在生产沙发革过程中不采用拉软加工,但是为了形成等同的对比,因此在试验中进行了拉软加工。
表3和表4的数据表明:经过拉软、振软、滚软加工后的坯革,其蠕变推迟时间均呈现大幅度降低趋势,这是因为坯革纤维在加工过程中得到松散,纤维之间的空间和纤维相互的可滑移能力增强,当受到顶伸作用力时,蠕变形变达到平衡的时间显著缩短,坯革的尺寸稳定性下降。从蠕变推迟时间变化增量的相对变化率[(△τ/τ0)×100]的情况可以看出,滚软对坯革纤维松散的效果最为明显,拉软的效果居中,振软的效果相对较弱;与鞋面革相比较,沙发革对柔软程度的要求更高,坯革中的脂肪含量相对较高,因此在相同的拉软、振软、滚软加工后,蠕变推迟时间变化增量的相对变化率[(△τ/τ0)×100]均高于鞋面革。以上试验结果总结出的规律与在实际生产中的经验基本相符合。
2.4 加工强度对坯革蠕变推迟时间(τ)的影响
仍然将绷板后的坯革作为对照样品,通过逐次增加坯革拉软或振软的次数,逐步增加坯革滚软的时间,考察在加工过程中坯革蠕变推迟时间的变化情况。
表5的试验结果表明:随着拉软次数的增加,坯革的纤维得到松散,蠕变推迟时间逐次降低,坯革的柔软性上升,相应的尺寸稳定性开始下降,蠕变应变增大。但是,经过3次拉软,坯革的蠕变推迟时间为31.4s,还没有达到鞋面革成品的要求(鞋面革成品的蠕变推迟时间大约为7s到11s)。试验中发现,随着拉软次数的增加,坯革出现松面的情况也增加。
表6的试验结果表明:振软对坯革纤维的松散作用效果较为温和,对坯革纤维的损伤相对较小,振软后的坯革蠕变推迟时间降低的幅度也相对较低,经过3次振软后沙发革的蠕变推迟时间只能达到30.2s。因此,仅仅通过振软还远不能达到沙发革成品的要求(沙发革成品的蠕变推迟时间大约为3s到6s)。
表7的试验结果表明:滚软对坯革纤维的松散作用效果较为明显,滚软后的坯革蠕变推迟时间降低的幅度最大,经过6h滚软后软面革的蠕变推迟时间就可以达到7.28s。
2.5 涂饰过程对皮革蠕变推迟时间(τ)的影响
在坯革的涂饰过程中,部分涂饰材料会渗透入坯革之中与坯革纤维形成结合,由于涂饰剂的弹性模量和弹性应变往往大于坯革,涂饰剂的类型、与坯革纤维的结合能力等因素较为复杂,因此对皮革蠕变性能的影响也就变得更为复杂。表8列出了一例牛沙发革从涂饰到成品的在制品蠕变推迟时间变化的试验数据,以初步了解涂饰过程对皮革蠕变性能的影响。
表8的数据表明:涂饰和压花促使皮革的蠕变应变减小,表现为皮革的蠕变推迟时间增加,有利于提高皮革的尺寸稳定性。皮革与涂饰层的复合减小了皮革的蠕变应变,较高弹性模量的涂饰层材料对皮革蠕变应变的贡献较大。压花过程会导致皮革纤维的热定型,大幅度减小皮革的蠕变应变。但是,涂饰和压花并不影响最终皮革成品的蠕变应变性能,通过控制后期的滚软等操作,可以达到成品皮革对蠕变性能的要求。
3 结论
皮革的蠕变推迟时间(τ),可以从理论上解释皮革整饰过程中主要加工阶段在制品的蠕变性能变化规律,以参数的形式表征了皮革应用中的尺寸稳定性。具有较大蠕变推迟时间(τ)的皮革尺寸稳定性较好,具有较小蠕变推迟时间(τ)的皮革尺寸稳定性较差。皮革蠕变推迟时间(τ)与皮革的规定负荷伸长率(E)存在相关性。
参考文献
[1]孟凡荣,张晓镭,汤克勇.顶伸状态下皮革蠕变应变函数的研究[J].中国皮革,2009,38(9):24-29
蠕变性能 篇5
关键词：热连轧GH4169合金,组织结构,点阵常数,蠕变特征
随着航空工业的发展,对航空结构件的安全性和耐久性提出了更高的要求,进而满足高推重比发动机的使用要求[1,2]。由于GH4169高温合金具有良好的抗热疲劳、抗氧化、热加工性能,并在650℃ 具有较高的屈服强度和较好的蠕变性能,被广泛认为是制造航空发动机部件的重要材料之一[3,4]。GH4169合金的制备工艺主要包括等温锻造和热连轧(也称热轧),其中,热轧具有节约能源、降低生产成本和提高生产效率等特点,并可通过控制轧制后冷却速率获得较好的组织性能[5,6,7]。
GH4169镍基高温合金的组织主要由 γ基体、γ′相、γ″相、δ相及碳化物组成[8,9],并可通过不同的热处理工艺(如固溶、直接时效和长期时效)调整合金中γ′,γ″,δ相的形态和体积分数[10,11],同时,各相的点阵常数也会改变[12,13],因此,γ基体、γ′和 γ″相之间具有不同的晶格错配度,致使合金具有不同力学性能和蠕变性能[14,15]。尽管热处理对GH4169 合金组织及蠕变性能的影响已有文献报道,但GH4169合金中各相的点阵常数及其错配度对蠕变性能的影响并不清楚。
据此,本工作对热轧GH4169 合金进行标准处理,组织形貌观察及点阵常数计算,研究GH4169 合金析出相的点阵常数与蠕变特征,试图为合金的发展提供理论依据。
1 实验材料与方法
真空感应炉熔炼的GH4169 合金经热轧工艺制成棒材,在轧制过程中,开始轧制温度为1100℃,终轧温度为1070℃,经水冷却至室温,成为热轧态合金(THR合金)。GH4169合金的化学成分如表1所示。将热轧合金进行固溶处理(960℃/1h+空冷),随后在720℃保温8h,之后以50℃/h的冷速随炉冷却至620℃保温8h,空冷,称为标准热处理(ST)。
将热轧和标准热处理GH4169 合金用线切割加工成横断面为4.5mm×2mm、标距长度为19mm的片状拉伸蠕变试样,将样品置入GWT504型高温持久/蠕变试验机中,在700MPa和660℃条件下进行蠕变性能测试,并绘制蠕变曲线。将原态与标准热处理工艺合金进行TEM微观形貌观察,并将合金进行X射线衍射谱线测定,根据XRD曲线测算不同状态合金中各相的点阵常数及错配度,考察晶格错配对合金蠕变行为的影响。
2 实验结果
2.1 GH4169合金的组织形貌
HCR-GH4169合金的组织形貌如图1(a)所示。合金经深腐蚀后,表面呈现凹凸不平特征,且具有较小、均匀的晶粒尺寸,其晶粒尺寸约为5~7μm,并在晶内有明显的孪晶变形特征,如图1(a)中箭头所示。HCR-GH4169合金经标准热处理后的组织形貌如图1(b)所示,与HCR合金相比,该合金的晶粒尺寸略有长大,约为8~15μm,同时,在晶界处有白色针状或短棒状相析出,如图1(b)中白色箭头所示。
GH4169合金经热轧及标准热处理后,分别经电解萃取,可测定不同处理GH4169合金的 γ基体相的体积分数约为50%,且热连轧态及标准热处理合金的TEM微观形貌如图2 所示,其中,图2(a)为热轧(THR)合金的微观组织形貌,可以看出,细小 γ′相在合金中弥散析出,通过Image-Pro Plus软件图像分析方法可测出粒状γ′相的体积分数约为45%,而枣核状γ″相的体积分数约为5%。
经标准热处理后,合金的TEM微观组织形貌如图2(b)所示,从图中可观察到,不同形态的 γ′,γ″相在基体中弥散分布,其中,γ′相呈球形颗粒状,γ″相呈扁平状;与THR-GH4169 合金的微观组织形貌相比,THR-ST-GH4169合金中γ′相的体积分数明显减少,并测算出γ′相的体积分数约为21%,而合金中γ″相的体积分数增大至约为29%。
2.2 GH4169合金的点阵常数及错配度
在室温条件下,测出热轧态及标准热处理GH4169合金的X射线衍射谱线,分别示于图3(a),(b)。 与THR-GH4169 合金的合成衍射峰相比,THR-STGH4169合金的衍射峰较宽,其中,γ′相衍射峰的高度和宽度减小,而 γ″相的衍射峰宽度显著增大,这表明,THR-GH4169合金经标准热处理后,合金中部分 γ′相重溶,且在基体中又析出 γ″相,致使合金中γ′相的体积分数减少,而γ″相的体积分数增加。
图2热连轧态及标准热处理GH4169合金中γ′,γ″两相的微观形貌(a)热连轧GH4169合金;(b)热连轧标准热处理合金Fig.2 Morphologies ofγ′,γ″phases in GH4169alloy treated by THR and ST treatments(a)THR-GH4169alloy;(b)THR-ST-GH4169alloy
图3热连轧态(a)及标准热处理(b)GH4169合金的X射线合成衍射峰及分离谱线Fig.3 XRD patterns and the convolution curves of GH4169alloy after THR and ST treatments(a)THR-GH4169alloy;(b)THR-ST-GH4169alloy
热轧态和标准热处理GH4169 合金中 γ,γ′,γ″各相的合成衍射峰经分离后,各自的衍射峰分别位于合成峰中,根据各相分离后衍射峰的角度,计算出标准热处理前后合金中各相的点阵常数和错配度,如表2所示。从表中可以看出,THR合金经标准热处理后,合金中 γ相的点阵常数从0.36025nm减小到0.35941nm,γ′相的点阵常数由0.36130nm减小到03.6079nm,且 γ″相的晶格常数aγ″= bγ″从0.36064nm减小至0.36006nm,cγ″也减小了0.00119nm;此外,合金中 γ 和 γ′相的晶格错配度从0.2910% 增加到0.3860%,表明,在热连轧及标准热处理态合金中 γ/γ′两相仍保持共格界面,同时,γ″相与γ,γ′相的晶格错配度 δγ′/γ″由0.1082% 和0.1829% 分别增加到0.1835%和0.2030%,表明,THR-GH4169合金经标准热处理后,由于合金元素得到重新分配,并使较多γ″相在合金中析出,致使γ,γ′,γ″各相的点阵常数均略有减小,而使各相间的晶格错配度均略有增大。
2.3 GH4169合金的蠕变行为
在700MPa和660℃ 条件下,分别测出热轧态和标准热处理态GH4169合金的蠕变曲线,示于图4。其中,曲线1 为THR-GH4169合金的蠕变曲线,可以看出,合金具有较大的初始应变量和稳态应变速率,稳态持续时间约为30h,蠕变寿命仅有60h。THR-ST-GH4169合金在该条件下测得的蠕变曲线如图4中曲线2所示,与前者相比,合金初始应变量和稳态应变速率略有降低,且稳态持续时间约为120h,使其蠕变寿命长达160h,表明THR-GH4169合金经标准热处理后,合金的蠕变寿命大幅度增加。
THR-GH4169合金在700MPa和660℃条件下蠕变60h断裂后的TEM微观组织形貌如图5所示,可以看出,合金中的晶界如图5(a)中黑色所示,在晶界下方,蠕变位错可发生不同取向滑移,如图中交叉箭头所示,而在晶界上方,形变位错在晶界附近发生塞积,如图中字母A所示。在断裂合金的另一局部区域,板条状的孪晶清晰可见,如图5(b)中黑色长箭头所示,在孪晶左下方,形变位错在外力作用下可发生双取向滑移,其中,沿箭头1方向滑移的位错在孪晶界处发生塞积(如图中字母B所示),沿箭头2 方向运动的位错可在晶界处(黑色短箭头所示)发生缠结,如图5(b)中字母C所示。表明,合金中的孪晶和晶界对位错运动均具有明显的阻碍作用,可提高合金蠕变抗力。
在700MPa和660℃ 条件下,THR-ST-GH4169合金蠕变160h断裂后的微观组织形貌如图6所示,可以看出,在合金中可形成多组相互平行的形变孪晶如图6(a)中黑色箭头所示,其孪晶衍射斑点如图中左下角所示,表明,该孪晶的孪晶面为(111)面,此外,有少量蠕变位错终止于孪晶界处,如图6(a)中字母D所示,蠕变期间形成的形变孪晶可有效阻碍错滑移,提高合金蠕变抗力。图6(b)为蠕变断裂合金另一局部区域的TEM组织形貌,可清晰观察到,合金在蠕变期间可形成不同取向的形变孪晶,如图中箭头3和4所示,并有高密度位错沿箭头5和6方向发生位错缠结。
图5 THR-GH4169合金蠕变60h断裂后的微观组织形貌(a)晶界区域字母A标识的位错缠结;(b)双取向位错在孪晶界处塞积Fig.5 Microstructures of THR-GH4169alloy crept for 60hto fracture(a)dislocations tangle at the grain boundaries marked by letter A;(b)dislocations with double orientations ending at the twinning boundary
图6 THR-ST-GH4169合金蠕变160h断裂后的微观形貌(a)在基体中的一组孪晶;(b)合金不同方向中的位错和孪晶Fig.6 Microstructures of THR-ST-GH4169crept for 160hto fracture(a)agroup of twinning appearing in the matrix;(b)dislocations and twinning with different orientations
3 讨论
THR-GH4169合金经标准热处理后,晶粒尺寸由为5~7μm略有长大为8~15μm,由于在960℃ 固溶处理期间,形成了过饱和固溶体,经冷却后可促进 γ′、γ″相自基体中析出,并在随后的直接时效处理期间,部分细小 γ′相重溶回基体,且在基体中又析出 γ″相,致使γ″相体积分数大于 γ′相,如图2(b)所示,晶内蠕变抗力增加,同时在晶界有白色针状或短棒状相析出,如图1(b)中白色箭头所示,起钉扎作用,增加晶界间结合力,使蠕变抗力提高。其中,由于 γ″相的惯习面为{100}晶面族,γ″相与 γ 相的取向关系为{100}γ″∥{100}γ;〈001〉γ″∥ 〈001〉γ[16],即 γ″相可分别沿 γ 相的{100}面共格析出,并沿平行于该晶面生长,而在其他晶面受其生长约束力,故 γ″相具有扁平状特征;同时在标准热处理后,标准热处理合金中γ,γ′,γ″各相衍射峰略向右移,说明合金中γ,γ′,γ″各相的点阵常数略有减小,如图3所示。这是由于合金元素(Nb,Ti,Al等元素)在标准热处理期间的充分扩散和重新分配,致使合金中γ,γ′,γ″相的点阵常数略有减小,而 γ,γ′,γ″各相间的晶格错配度略有增大,从而可提高合金的晶格应变强化作用。
在蠕变期间,形变位错可在基体中激活,且在外力作用下可发生滑移,如图5和图6所示,由于 γ′和 γ″相为GH4169合金的主要强化相,且 γ,γ′,γ″相之间存在晶格应变,对位错运动均具有阻碍作用,其中,位错克服γ,γ′,γ″相之间的共格应力场继续滑移所需的临界切应力(τc)可表达如下[17]:
式中:α为材料相关常数;GF为强化相(γ′和 γ″相)的剪切模量;δ为晶格错配度;T为位错的线张力;r为强化相粒子平均尺寸;b为位错柏氏矢量的模;f为强化相的体积分数。因此,THR-ST-GH4169合金中 γ,γ′和γ″相间具有较大的晶格错配度是使合金具有较高蠕变抗力和较长蠕变寿命的重要因素之一。
4 结论
(1)热连轧GH4169合金组织由 γ,γ′,γ″相组成,经标准热处理后,合金中部分粒状 γ′相重溶,且在基体中析出扁平状的γ″相;与THR-GH4169合金相比,THR-ST-GH4169合金中 γ,γ′和 γ″相具有较小的点阵常数,且各相之间具有较大的晶格错配度,可提高合金蠕变抗力。
蠕变性能 篇6
注塑成型可生产各种形状复杂的零件,生产率高,制品形状、尺寸精确,是生产高分子材料制品的重要工艺方法之一。但是,对于导电高分子复合材料而言,注塑成型后制品的电阻率明显增加,特别是在注塑制品的表层,其电阻率明显高于芯部,从而在表层形成高阻区[l-2]。这种现象主要由几方面因素引起:一是表层较高的剪切应力使碳纳米管沿流动方向呈高取向排列状态,限制三维连续导电网络的形成[3,4,5,6];二是表层伸张的大分子链在模具内壁冷却作用下迅速冻结,迫使碳纳米管向芯部迁移造成该区域碳纳米管体积分数较低;三是表层形成的残余拉应力的影响[7,8]。
已有的研究表明,高分子材料在注塑加工过程中的蠕变与应力松弛行为对于产品的取向结构及力学性能有重要的影响[9,10]。高取向结构的形成是流动剪切应力对高分子链作用的结果[11]。如果取向的高分子链发生蠕变回复,制品的取向度将有所降低,表层残余拉应力也将有所降低[12]。从理论上来说,对于碳纳米管填充聚合物复合材料,在蠕变回复过程中,大分子链的运动可以诱发碳纳米管在基体中的分布状态改变,从而改变材料的微观结构,进一步起到调控产品导电性能和力学性能的作用。为了研究蠕变回复在注塑成型过程中对诱发碳纳米管迁移运动的作用规律,探索调控其制品微观结构及导电性能的工艺方法,本研究以碳纳米管填充聚丙烯(PP)为对象,考察了在不同工艺条件下注塑制品不同部位及其皮-芯层微观结构及电阻率的变化规律,并结合高分子材料黏弹性理论,分析了蠕变回复在注塑成型过程中对制品微观结构及导电性能的作用机制及其规律。以期为优化碳纳米管填充聚合物复合材料注塑成型工艺,提高制品性能提供一种新思路。
1 实验部分
1.1 原材料
实验用工业级多壁碳纳米管(MWCNT)由中科院成都有机化学研究所提供,平均长度为15μm,平均直径为30nm。PP(T1701)由燕山石化公司提供,熔点为165℃,熔体流动指数为22g/10min,密度为0.905g/cm3,弹性模量为1900MPa。复合材料中碳纳米管的质量分数为3%。
1.2 复合材料的制备
复合材料采用熔融共混法制备。其制备过程在科贝隆双螺杆挤出机(CTE-35)上进行。首先将MWCNTs在无水乙醇溶液中进行超声分散处理,过滤后进行真空干燥。干燥后的MWCNTs按复合材料设定的质量分数20% 分散在PP树脂中,并加入PP及其他助剂,在高混机内进行共混。然后将共混物料加入双螺杆挤出机料筒,进行挤出造粒。螺杆转速设定为400r/min,熔体挤出温度为170℃。对粒料在双螺杆挤出机上进行二次造粒,将MWCNTs的质量分数降至3%,以备注塑成型。
1.3 注塑成型及其试样加工
注塑成型实验用样条如图1所示,浇口为扇形浇口,以保证熔体在型腔内均匀流动。注塑压力从50MPa到70MPa,保压压力从0MPa升到50MPa,保压时间设定为3s。熔体温度为210℃,模具温度为25℃。
(A:近浇口;B:远浇口)
从图1的注塑样条的近浇口(A)与远浇口(B)的位置分别取样,并对试样沿厚度方向进行切片加工,以分析制品的体积电阻率沿厚度方向的分布规律。
切片加工在切片机上进行,试样厚度为200nm。试样体积电阻率采用四探针仪(RTS-8)进行测量。测量之前,对试样进行真空干燥处理,并在测量表面粘贴导电薄膜以保证试样与电极之间接触良好。
1.4 试样的退火处理
为了研究蠕变回复对导电高分子复合材料导电性能和微观结构的影响,在真空干燥箱中对切片后的试样进行退火处理,退火温度为100℃,退火时间为3h。观察退火处理后制品相同部位的微观结构及电阻率的变化。
2 结果与讨论
2.1 蠕变回复对皮-芯结构的影响
在注塑过程中,在型腔内靠近模壁的熔体所受的流动剪切应力大,大分子链及碳纳米管沿流动方向取向度较高,降低了碳纳米管在厚度方向形成的导电网络的连续性。同时,碳纳米管受伸张取向状态的大分子链的排挤作用向型腔芯部迁移,使靠近模壁的表皮层形成碳纳米管贫乏区,如图2(a)所示。在这两方面因素影响下,碳纳米管填充聚合物注塑制品的表层形成了高阻区。对于芯部而言,由于熔体在该部位的流动剪切应力小,碳纳米管在基体中的取向度较低,有利于形成三维导电网络结构。加之碳纳米管由表层向芯部的迁移效应,使得碳纳米管在芯部富集,如图2(b)所示,有效地提高了该区域的导电性能。对表层、芯部试样的密度测试证实了上述现象。由此可见,注塑碳纳米管填充聚合物的皮-芯结构是形成制品表面高阻区,制约材料使用性能的重要因素。
[(a)皮层;(b)芯部]
在退火处理过程中,表层处于伸张状态的大分子链逐步蠕变回复到蜷曲平衡状态,从而诱导碳纳米管在基体中分布状态发生改变,取向度降低,均匀化程度提高,从而使表层的电阻率下降。图3为退火前后碳纳米管在皮-芯结构处的微观结构分布情况。
[(a)皮层;(b)芯部]
由图3可以看出,经过退火处理后,注塑CNTs/PP的微观结构的皮-芯特征基本消失。进一步测量其电阻率发现表层高阻区也随之消失,注塑制品的导电性能明显改善,如图4所示。
图4表明:随着注塑压力的提高,制品表层的电阻率增加,制品退火处理后,表层的电阻率明显下降;而对于芯部而言,注塑压力和退火处理对其电阻率的影响较表层而言要小。这与大分子链在热处理过程中的蠕变回复,进而诱导碳纳米管在基体中重新分布有关。经退火处理后,制品的导电性能明显改善,说明退火处理是提高注塑碳纳米管填充聚合物材料导电性能的有效工艺途径。
[(a)皮层;(b)芯部]
2.2 不同浇口位置的蠕变回复效应
在注塑成型过程中,近浇口处由于熔体温度较高,高分子链动态回复速度较快,碳纳米管在表层形成的导电网络结构较远浇口均匀、连续,导致近浇口处的电阻率较远浇口处低,即近浇口导电性能高于远浇口。碳纳米管在近浇口和远浇口处的微观结构分布如图5所示。
[(a)近浇口;(b)远浇口]
3 结论
对于碳纳米管填充聚合物复合材料注塑制品而言,动态回复对制品表层电阻率有明显影响,对其芯部电阻率则影响不大。对试样表层进行退火处理能促使制品表层导电网络的回复,使表层电阻率明显下降;而对芯部进行退火处理时,由于高分子链的动态回复有限,故电阻率变化不大。实验表明,对试样皮-芯结构进行退火处理时,高分子链快速发生动态回复,碳纳米管发生迁移,在皮-芯结构部位分布更加均匀,使电阻率有所提高。注塑导电高分子复合材料制品,成型后进行退火处理,利用高分子链的动态回复运动,可以使导电碳纳米管产生二次迁移,促进其在基体中均匀分布,进而改善制品的导电性能。
参考文献
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片岩三轴蠕变特性及蠕变模型研究 篇7
关键词：岩体力学,片岩,蠕变特性,长期强度,蠕变方程
近几十年来,由于中国大型、巨型工程的建设,为了研究和保证岩土工程的长期稳定性和安全性,人们对岩石的流变特性,尤其是软岩流变特性的相关研究越来越多,也取得了许多重要的成果。通过岩石流变性能的研究,可以分析岩土工程的长期稳定性问题及地质学中的许多重要问题。田洪铭等［1］通过研究高地应力软岩隧道中围岩蠕变损伤特性,建立了蠕变损伤模型。范庆忠等［2］重点研究了低围压条件下,围压对含油泥岩蠕变参数的影响。王登科等［3］通过一系列含瓦斯煤岩三轴蠕变试验,建立了能反映稳态蠕变速率、蠕变载荷、围压和瓦斯压力之间关系的数学方程。刘传孝等［4］通过对轴向和径向蠕变分别进行H-K模型和M-K模型拟合对比,得到其黏滞系数。韩立军等［5］通过泥质砂岩单轴压缩蠕变试验建立了泥质砂岩的非线性蠕变模型。张向东等［6］采用MATLAB软件非线性回归分析对紫色泥岩进行H/M体模型参数拟合,证明H/M模型能较好地描述紫色泥岩的蠕变特性。
在西南地区的澜沧江两岸,普遍存在倾倒变形体。由于澜沧江水域水利工程较多,而倾倒变形体对水的响应明显,对水电工程造成巨大的潜在危害。澜沧江流域的倾倒变形体体现为软硬岩互层的结构,其中,软岩对倾倒变形体的发育起着关键作用。岩体的流变特性是描述岩体长期受力条件下的变形特性的重要因素。张治亮等［7］通过对挤压破碎带砂岩的研究提出了六元件非线性黏弹塑性蠕变模型,陈文玲等［8，9］从力学特征、微观结构、蠕变本构方程等方面对云母石英片岩的流变特性进行了一系列的研究。鉴于此,现对澜沧江流域云龙县的片岩进行蠕变实验的基础上,得到此岩体的长期强度,并分析力学特征和变形特征,进而提出能准确描述此岩体蠕变特性的蠕变模型,通过软件拟合求出其蠕变参数,为进一步研究倾倒变形体长期演化机制奠定了基础。
岩石流变实验时间教长,蠕变实验数据对误差响应敏感。因此实验采用的是国产YSJ-01-00 岩石三轴蠕变实验机( 图1) ,荷载精度≥0. 5% F· S,轴向荷载和围压稳定时间长,满足实验要求。本次实验历时1 296 h。通过实验获得片岩蠕变全过程数据,采用Burgers模型可以准确描述该片岩的蠕变特性,同时实验得出该片岩的长期强度为瞬时强度71% ,这些结论对进一步研究倾倒变形体长期演化机制具有重大意义,为防治工程提供了有效的物理参数。
1 片岩的基本力学特性
为了合理设计蠕变实验的加载参数,在实验之前,首先对片岩进行常规力学实验,包括常规三轴压缩实验和单轴压缩实验。为减少实验误差,常规三轴压缩实验和蠕变实验均在同一台试验机上进行。
单轴与三轴实验的试样尺寸为 φ50 mm × 100mm。轴向应变与偏应力关系如图2 所示。从图中可以看出应力-应变曲线可分为4 个阶段: 第一阶段为压密阶段,该段曲线微向上弯曲,主要为细微裂隙受压闭合; 第二阶段为弹性工作阶段,该段很接近于直线; 第三阶段塑性性状阶段,该阶段岩石发生不可恢复变形,主要是由于平行于荷载轴的方向内开始强烈地形成新的微裂缝造成的; 第四阶段为破坏阶段,岩石迅速破坏,应力下降到残余强度。随着围压的增加,破坏强度随之增加,弹性模量也不断增大。
取(σ1-σ3)关系曲线的峰值点作为破坏点,绘制直角坐标系,横坐标为轴向应力σ,纵坐标为剪应力τ。在坐标系中以破坏时的σ1+σ3/2为圆心,以σ1-σ3/2为半径,分别绘制3组不同围压下摩尔应力圆,并求出摩尔应力圆的公切线,从而得到岩石常规三轴实验的抗剪强度包络线。包络线与纵坐标的截距即为土的黏聚力c;与水平轴的夹角即为土的内摩擦角φ,最终得出片岩的摩尔-库伦强度指标:c=6.1 MPa,φ=46.4°。
2 蠕变实验及其分析
2. 1 实验方法
为提高实验效率,试验采用陈宗基提出的关于简单求解岩石长期强度的实验方案,并结合本实验的具体情况做调整。具体方案为: 首先加载至预定围压并保持恒定,蠕变实验的围压与三轴实验的围压一致; 轴压加载采用分级加载方式,取三轴实验所获得的瞬时破坏强度的80% 作为预定蠕变破坏荷载,将拟施加的最大载荷分成8 级,然后相同围压下的试件上由小到大逐级施加荷载,各级荷载的大小和所持续时间根据试件的应变速率或应力速率变化情况予以适当调整。每级轴向荷载加载速率按国际岩石力学标准取0. 5 MPa /s,; 全过程传感器自动采集数据,然后保持应力值不变,待变形速率小于0. 000 4 mm / h时进行下一级加载,重复上述过程,直至试样发生蠕变破坏后停止实验。室内温度严格控制在25 ℃,试验过程中仪器自动控制,电脑适时显示变形-时间关系曲线,并随时观察试样变形情况。
2. 2 实验结果及分析
从流变曲线可以看出,根据应变速率的不同,蠕变过程可明显分为衰减蠕变阶段、等速蠕变阶段、加速蠕变阶段。一般所指的长期强度从微观结构上来看即为岩体结构从稳定破裂转变成不稳定破裂的临界应力值。在流变实验曲线上体现为衰减蠕变阶段与等速蠕变阶段之间的一个过渡阶段。从实际工程应用中,该长期强度 τ∞可作为工程长期稳定性评价所需要的重要指标之一。通过绘制相应的应力应变等时曲线簇图,剪应力随剪应变增加而变化的转折点作为长期强度 τ∞。
图3 为分级加载下的流变曲线。如图4 所示,根据玻尔兹曼叠加原理,运用坐标平移法,将分级加载蠕变曲线转化为分别加载下的蠕变曲线。从图中可以看出,轴向应变可以分为两个阶段: 第一阶段是瞬时应变阶段; 第二阶段为蠕变应变阶段,蠕变应变阶段又可划分为衰减蠕变阶段、等速蠕变阶段、加速蠕变阶段。前8 级加载只包括衰减蠕变和等速蠕变,第9 级加载除了衰减蠕变和等速蠕变,还有加速蠕变阶段,经过短暂的加速蠕变阶段后试样发生破坏。
图5 为等时蠕变曲线,从图中可以看出该曲线的形态近似线性,且形态几乎相同,只有再加速蠕变阶段曲线发生弯折。因而可以用线性元件近似地描述除加速蠕变阶段以外的各阶段的蠕变特征［10］。
由于篇幅所限,以1 MPa围压试样的实验为例,通过受力分析和分别统计每一级轴向荷载下的瞬时蠕变、衰减蠕变和稳态蠕变的变形量,如图6 所示,可以得到如下现象和特征。
( 1) 第一级瞬时应变达1. 456% ,明显大于其他瞬时变形量。这是由于在岩石采样、搬运、制样过程中的卸荷和扰动造成的。在加载条件下,岩体微小裂缝逐渐闭合从而使变形量增大。
图3分级荷载下的蠕变曲线Fig.3 Grade creep curves under load
图4 Boltzmann叠加后的蠕变曲线Fig.4 Boltzmann creep curves superimposed
( 2) 长期强度大幅降低。实验围压是1 MPa。常规实验下的稳定强度为: 33. 55 MPa,蠕变实验得到长期强度分别为: 23. 83 MPa。长期强度仅为瞬时强度的0. 71 倍。
( 3) 随着偏应力的增加,瞬时应变呈先递减而后递增的趋势,如图4 所示。偏应力为10 MPa时的瞬时变形量达1. 456 mm外,属于特殊情况。偏应力为12 MPa时的瞬时蠕应变从0. 09% 逐步降低到偏应力为22 MPa时的0. 059% ,随后逐渐增大到偏应力为26 MPa时瞬时的0. 075% 。
( 4) 每一级的衰减蠕应变和稳态蠕应变随偏应力的增加总体呈递增关系。衰减蠕变量从0. 024% 增加到0. 082%,稳定蠕变量从0. 029% 增加到0. 099% 。
( 5) 在偏应力为26 MPa时,经过长时间的等速蠕变之后,试样在极短的时间内迅速进入加速蠕变阶段。此阶段历时短,应变速率迅速增加极快,直至试样破坏。
( 6 ) 试样在刚发生加速蠕变是的应变为2. 872% ,常规三轴实验峰值应力对应的轴向应变值2. 891% ,二者非常接近。
3 Burgers模型及参数拟合
3. 1 Burgers模型的本构方程
常用的元件模型有Maxwell模型、西源模型、Kelvin模型和Burgers模型等。Burgers模型作为一种黏弹性体( 图7) ,实践证明它能较好地描述诸多岩石蠕变曲线,具有较好的简洁性和通用性等优点。Burgers模型所要确定的参数少,这在参数求解以及推广应用方面都会带来更大的便利。因此,现采用Burgers模型来描述片岩的的蠕变特性。假设材料各向同性且初始均匀,并假定变形规律符合Burgers体模型［11］,本构模型为
蠕变模型为
3. 2 Burgers模型参数确定方法及结果
根据式( 2) ,运用1st Opt软件,采用标准简面体爬山法和通用全局优化法对片岩轴向蠕变实验曲线进行辨识。通用全局优化算法无需使用者手动给出参数初始值,参数初始值由1st Opt随机给出,软件通过其全局优化算法,最终求出最优解。通过软件求解得到的蠕变参数最优解如表1 所示。
将模型参数代入式( 2) ,再根据加载情况求解,即可得到蠕变拟合曲线,对比实验曲线和拟合曲线,平均相关系数达到0. 978 3,满足精度要求,如图8所示。通过曲线对比,可以看出模型不仅反映了岩石加载后的瞬时弹性变形,也能准确地反映试样的衰减蠕变过程和等速黏滞流动过程。因此,Burgers蠕变模型能准确地描述片岩的衰减蠕变与等速蠕变特性。但是如图8 所示,该模型却不能准确描述加速蠕变阶段的特性。
3. 3 加速蠕变阶段的分析
综上所述,Burgers模型虽然能较好的描述加速蠕变和等速蠕变阶段的规律,却无法描述加速蠕变阶段的特性。因而,对加速蠕变阶段的特性进一步研究分析。
通过原始实验曲线与拟合曲线的细节对比,从图9 可以看出,第九级加载的加速蠕变阶段以前两者都能很好地重合,在加速蠕变阶段拟合误差越来越大,以至于完全不能描述岩石的破坏阶段。通过对加速蠕变阶段的应变进行求导,得到如图10 所示的轴向应变-应变率-偏应力曲线。从图10 可以看出,加速蠕变阶段持续时间极短,从32 h后的20min内蠕变加速度迅速增长,量级从2－ 6h－ 1增大到8－ 3h－ 1,直至试样破坏。偏应力迅速从26 MPa下降到23 MPa,偏应力跌落到残余值,试样破坏。轴向应变从加速蠕变起始时的应变2. 872% 开始迅速破坏。其中,这个过程虽然持续时间短,但是这个加速蠕变过程包括了瞬时突变和加速变形两个过程。说明加速蠕变阶段的力学特性是较为复杂的,很难用函数准确地表述出来。
蠕变速率的增长,由之前的稳定增长变为突变增长,是由于片岩内部的微小裂隙在应力的作用下不断扩大,当裂隙的扩大超出一定的限度后,最终出现失稳现象,裂隙加速扩大,且加速度不断增加,同时也不断释放能量,最终裂隙贯穿最后导致岩体破坏。这个破坏过程是物理损坏和能量释放的过程,应力-应变-时间关系极为复杂,很难运用数学公式将其拟合。
通过实验对比,试样常规三轴实验峰值应力对应的轴向应变值2. 891% 与蠕变实验发生加速蠕变时对应的轴向应变值2. 872% 非常接近。说明岩石无论是在蠕变过程还是瞬时破坏过程中,均是岩石累积性破坏的结果,而且累积性的量是相近的。
4 结论
综上分析可得到如下结论。
( 1) 通过三轴蠕变实验,得到岩石的全过程应力-应变曲线,并得出峰值强度,它随围压呈线性关系,符合摩尔库伦强度理论。
( 2) 选取Buerges模型描述片岩的蠕变特性,对比实验曲线和拟合曲线的对比,证明Burgers模型能比较准确地描述岩石的瞬时应变、衰减蠕变和等速蠕变。
( 3) 通过常规三轴压缩实验和三轴蠕变实验得出,片岩的长期强度为瞬时强度的0. 71 倍,在实际工程中应考虑强度折减问题。
( 4) 通过蠕变实验,取得片岩的长期蠕变曲线,并求解得出本构模型参数,为后续进一步研究倾倒变形体的提供了重要基础资料。
( 5) 蠕变长期强度远小于三轴实验破坏时的瞬时强度,但是蠕变破坏时的应变与三轴破坏时的轴向应变很接近,这对研究倾倒变形体的演化特征和长期强度具有重要意义。
膨胀土蠕变试验特性研究 篇8
土的蠕变特性是指在恒定荷载作用下,土体随时间发生变形的现象。大量实践表明,任何土体都具有蠕变特性,在设计中由于忽视土体的蠕变而导致的工程事故时有发生。随着我国建筑行业的快速发展,越来越多含有膨胀土的路基、边坡不可避免出现在施工现场,其随时间发生的不均匀升降、滑坡等都非常明显[1,2],这些现象都与土的蠕变性有关。研究膨胀土的蠕变规律可以有效地预测和控制膨胀的长期沉降,维护膨胀的稳定,正确认识土的蠕变特性是解决上述问题的关键。谢宁[3]、孙均[4]、徐永福[5]等人通过研究,已取得了蠕变特性的相关成果。张先伟等[6]指出从其基本定义确定流变参数是一种较优的方法,具有指导意义,但只是针对淤泥质黄土的研究,而土的多样性和不确定性决定了其研究成果针对不同土质的不适用性。本文以娄益高速膨胀土为研究对象,通过一系列的室内蠕变实验,探索了娄益高速膨胀土在不同外界条件下的蠕变特性,也为实际工程中膨胀土的计算分析提供了理论基础。
1 试验方案的设计
1.1 试验土样的性质
本试验所使用的土样取自娄益高速的膨胀土,其物理性质指标如表1所示。
1.2 试验方法
本试验是在应力控制式直接剪切仪器上进行的。试验方法如下:(1)配置含水率分别为14%,16.2%,22.5%的环刀土样若干,控制压实度为90%以上;(2)施加竖向应力,然后按照表2的加载方式对土样分级施加水平剪应力,并记录试验数据;(3)每级荷载持续时间为7d,当1d内的变化小于0.01mm时进入下一级加载。最后一级加载至土样破坏。
2 试验成果分析
2.1 蠕变曲线分析
通过Origin处理数据可以得出不同外界条件下的分级加载剪应变-时间关系曲线,如图1-3所示。
从图1-3中可以发现娄益高速膨胀土具有如下蠕变特性:
(1)当夹杂应力水平较低时,膨胀土的蠕变特性试验曲线表现为衰减稳定蠕变。随着剪应力水平变大时,膨胀土样蠕变现象比较明显,并且随着时间的逐渐发展,剪切变形呈稳定蠕变发展,蠕变进入稳定流动阶段。当剪切水平继续增加时,剪切变形逐渐由等速蠕变向加速蠕变发展,明显地经历蠕变的3个阶段———衰减蠕变、稳定蠕变和加速蠕变;继续增加剪应力水平时,土样会出现瞬时破坏,并且从加速蠕变到蠕变破坏历时短暂。
(2)含水率大小对膨胀土的蠕变特性有一定的影响。当竖向应力相同时,土样出现蠕变破坏的剪应力水平随含水率的提高而减小。当含水率相同时,土样出现蠕变破坏的剪应力水平随竖向应力的增大而增大。
2.2 剪应力-应变等时曲线分析
图4为含水率16.2%、竖向应力σ=100k Pa时剪应力-应变等时曲线,其他竖向应力条件下剪应力-应变等时曲线同理可得。
从图4中可以发现:(1)膨胀土剪应力-剪应变等时曲线是不相同的,近似为一族曲线,说明膨胀土流变是非线性的;(2)随着剪应力水平增加,等时曲线逐渐向应变轴靠近,而且应力水平越高,剪应力-剪应变等时曲线偏离的也越大,说明土的流变的非线性程度随应力水平的提高而增强;(3)在一定剪应力水平下,随着时间推移,应力-应变等时曲线逐渐向应变轴靠近,其偏离直线的程度越来越明显,说明土的非线性流变特征随时间延长表现得越明显。
2.3 剪切模量
在土体性能的评价指标中,剪切模量是重要指标,它可以用于描述土体在不同剪切应力作用下,其黏滞性随时间的发展规律。剪切模量是在剪应力-剪应变等时曲线基础上,按照G=τ/γ绘制而成的,图5为膨胀土剪切模量-时间关系曲线。
由图5可知,当竖向应力相同时,土的剪切模量随时间增加而减小,随剪切水平的增加也减小。可以解释为:当剪应力水平较小时,直剪蠕变变形随时间变化较小,土的蠕变表现为衰减蠕变,由G=τ/γ可知,变形γ很小,其剪切模量G就相对较大。同理说明,剪应力水平较高时,剪切模量系数较小,这也表明在剪应力水平较高时,土的直剪蠕变变形增加较大,存在明显的蠕变现象。
3 结语
本文通过对娄益高速膨胀土进行一系列的室内剪切蠕变试验,得出以下几个结论:
第一,膨胀土具有明显的非线性流变特性,在相同竖向应力下,随着剪应力的增加,膨胀土蠕变特性越来越明显;随着含水量的增加,膨胀土的蠕变变形也越来越大。
第二,在相同竖向力下,随着剪应力的增加和时间的推移,剪应力-剪应变等时曲线逐渐向应变轴靠近,说明膨胀土的非线性流变特性随剪应力水平增加和时间的推移越来越明显。
第三,在相同竖向力下,剪切模量随时间的增加逐渐减小,随剪切水平增加,其瞬时模量和7天后的剪切模量都减小;在不同含水量下,剪切模量随含水量的增加而减小。
参考文献
[1]WANG Z C,LUO Y S,TANG S H.Mechanism and calculation method of rheological settlement of high-filled embankment[J].Journal of Central South University of Technology,2008(1):381-385.
[2]霍明.山区高速公路勘察设计指南[M].北京:人民交通出版社,2003.
[3]谢宁,孙钧.上海地区饱和软粘土流变特性[J].同济大学学报,1996(3):233-237.
[4]孙钧.岩土材料流变及工程应用[M].北京:建筑工业出版社,1999.
[5]徐永福,陈永站,刘松玉,等.非饱和膨胀土的三轴实验研究[J].岩土工程学报,1998(3):14-19.