渗透特性（共7篇）
渗透特性 篇1
摘要：影响粗颗粒土渗透特性的因素有很多。通过室内渗透试验, 采用不同的试验条件, 研究了粗颗粒土的干密度ρd、细料含量P5、孔隙比e和不均匀系数C u对渗透系数的影响, 分析了粗颗粒土的干密度ρd、细料含量P5、孔隙比e和不均匀系数C u与渗透系数之间的关系, 建立了粗颗粒土的干密度ρd、细料含量P5、孔隙比e和不均匀系数C u与渗透系数之间的关系式。
关键词：粗颗粒土,干密度,细料含量,孔隙比,不均匀系数,渗透系数,渗透规律
0 引言
粗颗粒土是按工程分类标准定名的一类土, 不同的国家和部门, 其划分标准不同, 并存在一定的差异。法国道路规范把60mm>d>0.01mm, 质量比大于50%的土成为粗粒土;美国公路工作者协会把76.2mm>d>0.075mm, 质量比大于50%的土称为粗粒土, 美国工程师兵团、垦务局、材料试验学会把d>0.075mm, 质量比大于50%的土称为粗粒土[1]。我国国家标准、水利部行业标准把60mm>d>0.075mm, 含量大于50%的土划分为粗粒土, 且细分为粗粒类土、砾类土和砂土[2]。在粗颗粒土工程特性研究中, 我国习惯用固定粒径5mm (P5) 作为粗颗粒土的粗、细料的分界, 把d>5mm的颗粒称为粗料, 把d<5mm的颗粒称为细料。
粗颗粒土具有压实性好、填筑密度大, 承载力高、抗剪强度大、沉陷变形小等诸多优良工程特性, 已在建筑土石坝、高速公路路基、人工筑岛、建筑物地基以及处理一些沿海沿湖建筑物软弱地基的垫层等工程建设中广泛使用, 特别是水利水电工程。随着水利水电工程设计能力、施工技术和材料试验水平的提高, 对大坝筑坝材料的限制有较多的突破和放宽, 粗颗粒土已经称为土石坝的主要建筑材料, 一般可占坝体工程量的70%~90%。但粗颗粒土也存在一些缺点, 比如颗粒均匀性差、抗渗性能低, 在水流长期作用下, 容易发生管涌、流土破坏。实际工程中, 国内外由渗流引起的工程事故也非常多。如1973年7月9日, 河北娄子山水库输水洞渗流漏水, 库水位抬高后, 造成溃坝[3]。1961年7月, 印度的潘谢特 (Panshet) 大坝在其一期工程接近竣工时失事, 管涌破坏被认为是失事的主要原因之一[4]。1976年6月5日, 美国的提堂大坝在初次蓄水时由于靠近坝肩的心墙料发生管涌破坏而溃坝。因此, 对筑坝粗颗粒土材料的渗透特性研究非常重要。
决定粗颗粒土渗透特性的因素有很多, 除了渗流介质、温度、仪器、测试方法、粒径特性之外, 细料含量和细料性质是主要的内在因素[5]。本文通过对粗颗粒土进行室内渗透试验, 研究分析粗颗粒土的干密度ρd、细料含量P5、孔隙比e和不均匀系数Cu对渗透系数K20 (标准温度下的渗透系数) 影响以及干密度ρd、细料含量P5、孔隙比e和不均匀系数Cu与渗透系数K20之间的关系式。
1 试验装置、试验方法和试验内容
1.1 试验装置
本次粗颗粒土垂直渗透仪采用的是试验室自制的垂直渗透变形仪, 它由试样金属筒 (内径50cm×高度25.5cm) 、上下两块透水金属板 (直径50cm×厚度1.5cm×孔径1.2cm) 、测压管 (试样筒两侧对称安装了上、中、下6根, 上中、中下测压管间距为10cm) 出水口 (与底部透水板之间的距离为25.5cm) 试样筒支架 (水平和垂直) 、供水装置等组成。供水装置包括供水管、溢水管、水桶、输水管、绞车。具体试验装置如图1。
1.2 试验方法
采用常水头渗透的试验方法, 采用低水头饱和法, 饱和时间均不低于24h。加第一级水头时, 初始坡降可为0.02~0.03;然后一般按0.05、0.1、0.15、0.2、0.3、0.4、0.5、0.7、1.0、1.5、2.0…等坡降递增。在接近临界坡降时, 渗透坡降递增值应酌量减小。如果各级连续3次测得的水位及渗水量基本稳定, 又无异常现象, 即可提升至下一级水头。当水头不再继续增加或试样破坏时, 试验即可结束。本次试验依据达西渗流定理V=KJ[6]来计算粗颗粒土料的渗透系数, 并将试验水温下所测得的渗透系数KT换算到标准温度下的渗透系数K20。
1.3 试验内容
1—试样金属筒;2—透水金属板;3—测压管;4—试样金属筒固定顶箍;5—试样金属筒固定底箍;6—试样;7—支架;8—排水阀 (排气孔) ;9—排水孔;10—铰车;11—溢水管;12—水桶;13—滑轮;14—供水管;15—球阀;16—供水管.
取某水电站筑坝粗颗粒土料人工进行配料成12个试样对粗颗粒土渗透特性进行研究, 本次试验严格按照中华人民共和国土工试验标准《土工试验规程》 (SL237-1999) 进行试验, 并对试验数据进行多角度的分析。试样土样的颗粒粒径在0.0~60mm, 试样编号为1-1~4-4, 试验级配数据和试验级配曲线见表1和图2, 试样室内含水率为2.1%、干容重为25.89k N/m3。各试样制样干密度ρd、孔隙比e、细料含量P5、特征粒径、不均匀系数Cu和渗透系数K20见表1。
(1) 控制试样细料含量P5和不均匀系数Cu, 改变试样干密度ρd和孔隙比e, 探究分析干密度和孔隙比对试样的渗透系数K20的影响, 并建立干密度与渗透系数之间的关系式、孔隙比与渗透系数之间的关系式。
(2) 控制试样干密度ρd和孔隙比e, 改变细料含量P5和不均匀系数Cu, 探究分析细料含量和不均匀系数对试样的渗透系数K20的影响, 并建立细料含量与渗透系数之间的关系式、不均匀系数与渗透系数之间的关系式。
2 试验结果及分析
2.1 控制试样细料含量P5和不均匀系数Cu, 改变制样干密度ρd和孔隙比e, 探究分析干密度和孔隙比对试样渗透系数K20的影响, 建立干密度与渗透系数之间的关系式、孔隙比与渗透系数之间的关系式。
图3、图4分别为试样在不同细料含量P5和不均匀系数Cu条件下, 试样干密度与渗透系数K20的关系曲线图和试样孔隙比与渗透系数K20的关系曲线图。从图3、图4中可以看出, 在细料含量P5和不均匀系数Cu相同的情况下, 随着干密度ρd的增大, 渗透系数K20减小;随着孔隙e增大, 渗透系数K20增大。同时也可看出, 当细料含量P5<30%时, 随着试样干密度增大、孔隙比e减小, 渗透系数K20减小幅度较大。当细料含量P5芏30%时, 随着试样干密度增大、孔隙比e减小, 渗透系数K20减小幅度较小。
同时可以得到试样的干密度和渗透系数K20的线性相关公式:P5=10%y=-693.1x+1788.10, 相关系数为0.874;P5=20%y=-194.6x+504.70, 相关系数为0.968;P5=30%y=-19.48x+50.25, 相关系数为0.940;P5=40%y=-48.91x+108.5, 相关系数为0.974。可以得到试样的孔隙比和渗透系数K20的线性相关公式:P5=10%y=1181.1x+28.86, 相关系数为0.880;P5=20%y=331.2x+10.84, 相关系数为0.971;P5=30%y=33.18x-0.805, 相关系数为0.944;P5=40%y=83.23x-15.51, 相关系数为0.977。因此, 可见此次试验所用试样的干密度ρd、孔隙比e均和渗透系数K20存在一定的线性关系。
2.2 控制试样制样干密度ρd和孔隙比e, 改变试样细料含量P5和不均匀系数Cu, 探究分析细料含量和不均匀系数对试样渗透系数K20的影响, 建立细料含量与渗透系数之间的关系式、不均匀系数与渗透系数之间的关系式。
图5、图6分别为试样在制样干密度ρd和孔隙比e相同条件下, 试样细料含量P5与渗透系数的关系曲线图和试样不均匀系数Cu与渗透系数的关系曲线图。从图5中可以看出, 在制样干密度ρd和孔隙比e相同的情况下, 随着细料含量P5的增大, 渗透系数K20越小。而且, 当细料含量P5<30%时, 试样随着细料含量P5的增大, 渗透系数K20减小幅度较大。当细料含量P5芏30%时, 试样随着细料含量P5的增大, 粗料之间的孔隙全部被细料填充, 甚至有部分粗料颗粒被细料撑开, 这时细料颗粒也参与骨架作用, 大小颗粒相互紧密接触, 渗透系数K20减小幅度较小。从图6中可以看出, 在制样干密度ρd和孔隙比e相同的情况下, 随着不均匀系数Cu的增大, 渗透系数K20越小。
同时通过图7、图8可以得到试样的细料含量P5和渗透系数K20的指数相关公式:y=1439.e-0.15x, 相关系数为0.948;试样的不均匀系数Cu和渗透系数K20的幂函数相关公式:y=40383x-2.89, 相关系数为0.959;可见本次试验所用的试样的细料含量P5和渗透系数K20存在一定的指数关系, 不均匀系数Cu和渗透系数K20存在一定的幂函数关系。
3 结论
通过本次试验结果整理, 得到以下结论:
(1) 在细料含量P5和不均匀系数Cu一定的情况下:随着干密度ρd的增大, 渗透系数K20越小;随着孔隙比e的增大, 渗透系数K20越大。而且, 当细料含量P5<30%时, 随着试样干密度增大、孔隙比e减小, 渗透系数K20减小幅度较大。当细料含量P5芏30%时, 随着试样干密度增大、孔隙比e减小, 渗透系数K20减小幅度较小。
(2) 在制样干密度ρd和孔隙比e一定的情况下:随着细料含量P5的增大, 渗透系数K20越小;随着不均匀系数Cu的增大, 渗透系数K20越小。而且, 当细料含量P5<30%时, 试样随着细料含量P5的增大, 渗透系数K20减小幅度较大;当细料含量P5芏30%时, 试样随着细料含量P5的增大, 渗透系数K20减小幅度较小。
(3) 本次所用的试样干密度ρd、孔隙比e与渗透系数K20存在一定的线性关系, 细料含量P5和渗透系数K20存在一定的指数关系, 不均匀系数Cu和渗透系数K20存在一定的幂函数关系。
参考文献
[1]郭庆国.粗粒土工程特性及应用[M].郑州:黄河水利出版社, 1999:6-10.
[2]南京水利科学研究院.SL237-1999土工试验规程[S].北京:中国水利水电出版社, 1999:2-6.
[3]李广信, 周晓杰.土的渗透破坏及其工程问题[J].工程堪察, 2004, 5:10-13.
[4]Singh, B., and Varshney, R.S.Engineering for Embankment Dams[M].Balkema, Brookfield, USA, 1995.
[5]郭庆国.关于粗颗粒土工程特性及分类的探讨[J].水利水电技术, 1976, 6:53-57.
[6]张伯平, 党进谦编著.土力学与地基基础[M].西安:西安地质出版社, 2001:28-35.
不同干密度尾矿料渗透特性研究 篇2
本文以羊毛沟尾矿坝的尾矿料为研究对象, 将尾矿料制备成不同干密度的粗粒样及细粒样进行渗透试验, 研究不同干密度的粗、细尾矿料渗透系数的变化规律及渗透系数与孔隙比的关系。
1 试验准备
1.1 土样采集:
在尾矿坝出灰口处取70公斤左右的尾矿砂试样, 分别装在三个蛇皮袋。取样时, 要求在水灰落地前接住, 淋干装袋, 以保证试样的均匀性。
1.2 密度控制
为了研究尾矿坝坝体材料尾粉砂及尾粉土的渗透特性, 采用筛分法将尾矿料分别配制成干密度为1.55g/cm3、1.65 g/cm3、1.75 g/cm3、1.85 g/cm3的粗粒样 (尾粉砂) 和干密度为1.65 g/cm3、1.75 g/cm3、1.85 g/cm3、1.95 g/cm3的细粒样 (尾粉土) 。如下表:
1.3 湿度控制
尾矿坝在运行期间大多处于饱和状态, 故制备试样湿度为饱和含水量。
1.4 制样方法
制备试样采用压样法, 按要求的干密度及试样的含水量计算出试样所需湿土重, 用特制的压样模一次压制成型。制备的试样为圆柱形, 其中渗透试样底面积30cm2, 高度4cm, 试样底面积50cm2, 高度为2cm。
1.5 试样饱和
试样采用抽气饱和法。将制备好的试样放入饱和器内, 再置入抽气缸内抽气, 当真空度接近一个大气压时继续抽气45分钟后注入无气水, 待饱和器内试样全部被水淹没, 再抽气15分钟, 解除真空, 静置24小时待用。经测定试样的饱和度达95%以上。
2 试验及结果分析
试验仪器采用南55型渗透仪, 要求试样均处于饱和状态。对于粗粒样, 渗透试验采取常水头的试验方法, 对于细粒样, 渗透试验采取变水头的试验方法。
通过试验, 测定出各种尾矿在不同干密度下的渗透系数如表2所示。
由表2可知, 对于不同的尾矿料, 在相同的干密度情况下, 尾粉砂的渗透系数最大, 而尾粉土的渗透系数最小。这表明粒径的大小对渗透系数有较为显著的影响, 表现为随着有效粒径的依次减小, 土中粘粒含量依次提高, 土颗粒的比表面积增大, 渗透系数相应减小。
将不同干密度的尾粉砂及尾粉土与干密度的关系分别绘图如下:
由以上可知, 尾粉砂及尾粉土的渗透系数皆随着干密度的增大而减小。干密度逐渐增大的过程中, 渗透系数随着干密度的增大而减少, 即试样越密实, 其渗透系数越小.对于不同粗细颗粒的尾矿砂, 在相同的干密度情况下, 尾粉砂的渗透系数偏大, 而尾粉土的渗透系数偏小。这说明粒径的大小对渗透系数有较为显著的影响, 即随着有效粒径的依次减小, 土中粘粒含量依次提高, 土颗粒的比表面积增大, 渗透系数相应减小。
分别将尾粉砂及尾粉土的渗透系数和孔隙比的关系用指数函数拟合得到图3、图4:
由图3、图4可知, 粗粒尾矿, 细粒尾矿渗透系数与孔隙比的函数表达式分别为:k = 0.1231exp4.1028e , k = 0.0242exp5..578e。由此可知, 尾粉砂的渗透系数受孔隙比变化影响较大, 而尾粉土的渗透系数受孔隙比变化影响相对于尾粉砂来说较小。随着孔隙比的增大, 渗透系数程上升趋势。在孔隙比增大的初期, 渗透系数增大速度较慢;而在孔隙比增大的后期, 渗透系数增大速度较快。
3 结语
渗透系数准确性直接关系到渗流分析的准确性。本文通过对渗透系数的研究可为尾矿坝的安全运行和稳定性分析提供基础, 并对尾矿坝的安全可靠的运行提供保证。
参考文献
某水电站深厚覆盖层渗透特性研究 篇3
已有资料表明,坝址覆盖层深厚,最厚达到127.66 m;其物质组成以粗~巨颗粒为主,并普遍发育架空结构,渗流系数较大;在大坝建成后,坝基覆盖层的渗漏问题比较突出。而且覆盖层中发育两层相对稳定的堰塞湖相砂土层,其对整个覆盖层渗流的影响也有待研究。故有必要对坝基深厚覆盖层在推荐坝型下的渗流特性进行研究,为大坝防渗处理提供依据。
1 覆盖层特性
1.1 空间分布特征
钻孔揭示坝址区河床覆盖层厚度变化较大,最厚可达127.66 m,一般厚度在40 m~100 m之间。总体上形成了左岸基覆界线较陡,右岸基覆界线较缓的不对称“V”字形。坝址覆盖层自下而上可分为5大层,各大层又可分出若干亚层。
(1)漂(块)卵(碎)石层(Q3al+pl),为晚更新世冲洪积物,灰、灰褐、灰白等杂色,密实,厚度一般为10 m~30 m。砂呈透镜状或团块状分布,最厚达4.58 m;分布于坝址区河床底部深槽部位。根据ESR电子自旋共振测年,距今(2.5±0.25)万年。
(2)粉土、粉砂层(Q3l),为晚更新世堰塞湖相沉积层,深灰色,饱和,中密~密实,具水平交错层理,局部含少量中细砂及卵(碎)砾石,厚度为0.65 m~10.80 m。分布于坝址区河床下部,较连续稳定。根据ESR电子自旋共振测年,距今(1.29±0.13)万年。
(3)漂(块)卵(碎)砾石层(Q4al+pl),为全新世河流相冲洪积物,灰、灰褐、灰白等杂色,中密~密实,厚度一般为20 m~50 m。粗颗粒间为砂土充填;钻孔揭示该层在河床中部连续分布。根据ESR电子自旋共振测年,距今(0.63±0.10)万年。
(4)为全新世多成因沉积堆积的混合层,主要由不同时期的泥石流堆积和冲洪积物以及河床堰塞湖相沉积物组成,厚一般为20 m~45 m;按其成因和组成可细分为3个亚层。
(5)砂卵砾石层(Q4al),为全新世河流冲积物,灰、灰褐、灰白等杂色,稍密~密实状。局部存在架空现象;主要分布于河床表部,较连续。
1.2 渗透性质特征
坝址覆盖层各层渗透参数建议值见表1。
2 渗透模型建立
2.1 边界条件
根据坝址轴线布置、河流走向及地层岩性分布,本次模型计算选取具有代表性剖面(河道中部两纵向剖面)进行计算。模型中所使用的坐标系以平行于河流轴线为X轴方向,顺河流水流方向为正;以垂直方向为Y轴,正方向铅直向上。
根据坝址区的工程地质条件及研究目的,覆盖层渗流场模型的主要边界条件为:水位以下、上下游坝坡、非坝基段河床为定水头边界;坝顶、水位以上坝坡及模型底部为零流量边界;模型左右两边则采用无限单元网格边界。
2.2 计算工况
渗流计算中需考虑电站运行中可能出现的各种不利条件,并根据规范[1,2]和一些已建工程的经验,分别计算下列几种工况:1)上游死水位与下游枯期地下水位;2)上游正常蓄水与下游相应的最低水位;3)上游设计洪水位与下游相应的水位;4)上游校核洪水位与下游相应的水位。
3 渗透模拟结果
通过对计算结果的分析,坝址覆盖层在各种工况下的渗流场具有如下特征:
1)由于覆盖层中弱透水层砂土层的存在,对地下水的渗流影响明显,以(4)-2层为渗流的主要含水层,出现集中渗流现象。同时受到弱透水层(4)-1层的影响,覆盖层含水系统以(4)-1层为分界线分成两个相对独立的子含水系统,(4)-1层以上子系统主要受河流补给,以下子系统主要受(4)-2层越流补给及上游渗流补给。
2)在3—3′剖面中(3)层厚度相对较小,且其存在一个厚度较大的砂层透镜体,对地下水体在(3)层中的渗流有较明显的控制作用,造成该层渗流出现较明显的“绕流”和“越流”现象。在2—2′剖面不存在这样的砂层透镜体(见图1),(3)层作为渗流的主要含水层。
3)虽然覆盖层中的砂土层能有效限制地下水的渗流,但依然有部分地下水在水力梯度的作用下,出现“越流”现象;在(4)-1层较薄处表现尤为明显,故(3)层也是渗流的主要通道之一;而且上游河水位越高,(4)-1层的“越流”现象越明显。
4)通过对4种工况下覆盖层的渗流场分析,可以发现覆盖层内的等水头线随着上游水位线的提高而逐渐向下游偏移;而且明显受覆盖层中砂土层的影响,使水头在砂土层处出现跳跃现象,出现较大的水力梯度降。
5)由于在覆盖层内出现较大水力梯度的位置主要在(4)-3层,(4)-1层,(3)层的砂透镜体,(2)层的顶底板界面处。
6)通过计算得出:2—2′剖面中最大单宽渗流量为5.85E-3 m2/s,3—3′剖面中最大单宽渗流量为4.97E-3 m2/s。
7)坝基覆盖层的层内最大水力梯度、层间最大水力梯度以及单宽渗漏量等基本上均是出现在工况2)和工况4)。表明坝基覆盖层的层内最大水力梯度、层间最大水力梯度以及单宽渗漏量等与水头差、水头高程等有着一定的联系。
4 结语
1)覆盖层中砂土层的存在对地下水的渗流影响明显,特别是(4)-3层,(4)-1层和(2)层,能够有效限制水的渗流。
2)在水力梯度的作用下,砂土层中出现“越流”现象,在(4)-1层较薄处表现尤为明显。
3)覆盖层内出现较大水力梯度的位置主要在(4)-3层,(4)-1层,(3)层的砂透镜体,(2)层的顶底板界面处。
4)计算结果表明坝基覆盖层的层内最大水力梯度、层间最大水力梯度及单宽渗漏量等与水头差、水头高程等有着一定的联系。
参考文献
[1]中华人民共和国水利部.碾压式土石坝设计规范[S].
[2]中华人民共和国水利部.混凝土面板堆石坝设计规范[S].
[3]毛昶熙.渗流计算分析与控制[M].北京:水利电力出版社,1990.
渗透特性 篇4
关键词：茅口灰岩,渗透特性,瞬态渗透法,体积应力,加速度系数
裂隙岩体是隧道、地下硐室、巷道等岩土工程中广泛遇到的一种复杂的地质体,其含有各种缺陷,包括微裂纹、节理、裂隙等宏观的非连续面,为地下水提供了贮存和运移的场所,也将影响其渗透性、强度等特性,以及各类岩土工程的设计和其运行期间的稳定性。因此,关于裂隙岩体的渗透特性及其水—力耦合特性的研究引起普遍的关注[1,2]。孙明贵等[3,4]研究了石灰岩应力—应变全过程的非Darcy流渗透特性,介绍了由孔隙压力差单一时间序列提取非Darcy流渗透特性参数的方法,同时还研究了破碎岩石非Darcy流的渗透特性,得到破碎岩石压实过程中渗透特性与载荷、颗粒直径的回归关系,以及在某一特定载荷作用下,渗透特性 β 因子与破碎岩石颗粒直径呈线性关系的结果。刘建军等[5]对低渗透岩石非线性渗流规律进行了研究,得出渗流曲线有明显的非Darcy流特征。卜万奎[6]对峰后岩石非Darcy流渗透特性影响进行了试验研究,得出峰后岩石非Darcy流渗透率随着围压的增大而下降的结果。于洪丹等[7]对含裂隙岩石渗流力学特性进行研究,得出围压加卸载作用下岩石渗透系数的变化规律。叶源新等[8]对岩石渗流应力耦合特性研究方法进行了分析,并对各类研究成果的合理性和应用进行了评价。韩小妹等[9]研究了低渗透岩石的单相水非Darcy流,在渗透率非常低且孔隙度极小的砾岩中,满足非Darcy渗流规律。张金才等[10]研究了应力对裂隙岩体渗流影响,得到了裂隙岩体渗透系数、渗流量与应力之间的关系式。
综上可知,对裂隙岩体的渗透率系数与体积应力关系的研究相对较少。在此,笔者利用MTS多功能岩石力学试验系统对含裂隙茅口灰岩进行定轴压、变围压条件下的渗流试验,并运用瞬态法[11,12,13]获得岩石的非Darcy流渗透特性[14,15,16],揭示含裂隙茅口灰岩不同围压作用下的渗流规律,并根据关于渗透系数、体积应力与渗透压差之间的指数关系[17]进行拟合,得到三者的变化规律。
1 试样与方案
1. 1 试样制备与安装
采用MTS815 多功能岩石试验系统对含裂隙的茅口灰岩试样进行渗透测试试验。试验中所选取的茅口灰岩岩样高度H = 99. 30 mm,截面直径d =49. 12 mm。图1( a) 为试样的平面展开图,可以看出试样表面裂隙发育且交叉裂隙较多,对岩石的渗流特性会产生一定的影响。图1( b) 为试样的安装示意图。
1. 2 试验方案
用热缩塑料管把试件与上下压头密封好后安装于MTS815 多功能岩石试验系统三轴腔中,用蒸馏水对岩样进行渗透特性测试。
1) 方案1: 轴压设定为8 MPa,试样两端孔隙压差为1 MPa,围压2. 5 MPa。在试验时,系统自动间隔对试样两端孔隙压差进行采集直至0. 1 MPa。保持轴压与孔隙压差不变,围压以0. 5 MPa /次增加,重复上述试验步骤,直至围压为11 MPa。
2) 方案2: 把轴压设为10 MPa,其他参量不变,重复方案1 的步骤,获得相应的试验数据。
2 试验计算理论
对于标准岩样茅口灰岩,适宜采用瞬态法测定其渗透特性,在MTS815 多功能岩石试验机进行岩样瞬态渗透试验时,渗透特性测试原理见图2。
MTS水箱孔隙压力系统中的两个稳压器体积都为B,设渗透水压力分别为p1和p2,岩样的横截面积和高度分别为A和H,由于初始时刻作用在岩样两端水压力不同( p1> p2) ,即存在水力压力梯度,水箱1中的液体通过渗透过岩样进入水箱2,这样导致水箱1中的渗透压力不断降低,而水箱2中的渗透压力不断增大,直至两水箱的压力相等达到平衡状态。设从水箱1渗透入岩样的液体质量流量为q,假设岩样的孔隙水是饱和的,则从岩样进入水箱2中液体的质量流量也是q,岩样中渗流速度为。由流体的压缩性可以得到:
式中: cf为压缩系数; ρ 为密度。
利用关系式和q=ρAV,可得到:
由式( 1) 和( 2) 可以得到:
变化可得:
式中 ξ 为岩样压力梯度。
试验研究表明,在许多情形下岩石渗流过程满足Forcheimer关系:
式中: ca为加速度系数; μ 为动力黏度系数; k为渗透率; β 为非Darcy流因子。
由式( 5) 得到:
设试验中按等间隔t采集孔隙压差时间序 Δpi=( p2-p1)t = iτ( i = 1,2,…,n) ,这样可以算出压力梯度序列,根据式( 5) 与( 7) 通过差分,可以得到渗流速度V及其变化率的时间序列:
由式( 6) 直接得到:
构造泛函:
泛函Π的极值条件如下:
联立式( 12) ~ ( 14) ,进行迭代就可求解出非Darcy渗流参数 β、k、ca。
3 试验结果与分析
3. 1 试验结果
对茅口灰岩试样进行瞬态渗透测试试验,渗流液体为蒸馏水,其质量密度为 ρ = 1 000 kg /m3,动力黏度为 μ= 1. 01×10-3Pa·s,压缩系数为cf= 0. 556×10-9Pa-1; MTS815 多功能岩石试验系统中,孔隙压力分系统的稳压器容积B = 0. 332×10-6m3。根据试验采集的数据并依据上述孔隙压差时间序列理论,计算出非Darcy流的渗透特性参数。
对试验数据进行处理,并用四次多项式进行拟合,拟合度较高。以1 MPa为围压增量,轴压为8 MPa时不同围压下用最小二乘法对孔隙压差—时间试验数据进行处理,其四次多项式拟合方程见表1。
3. 2 非Darcy效应
利用
式中: p10、p20为岩样两端初始水压; p1i、p2i为i时刻的水压; Δp为孔隙压差; t为时间。
图3 为选取表1 中轴压8 MPa、围压6. 5 MPa条件下的试验数据曲线和不同拟合方程曲线的对比图。由图3 可知,由式( 15) 画出的曲线与试验数据曲线相差较大,而用四次多项式拟合的孔隙压差—时间序列曲线与试验曲线较接近。而式( 15) 是以Darcy定律为基础的推导式,说明含裂隙茅口灰岩渗透试验中的流动与Darcy流之间存在较大的差异,即茅口灰岩的渗流不满足线性渗流,具有非Darcy效应。
以轴压8 MPa、围压6. 5 MPa作用下的孔隙压差—时间拟合曲线为例进行分析。由表1 可知,其四次多项式拟合方程为:
进而可推知渗流过程中孔隙压力梯度时间拟合曲线为:
根据,可得渗流速度为:
由式( 17) 和( 18) 分析可知,孔隙压力梯度与渗流速度不呈线性关系,这也说明茅口灰岩的渗流不符合Darcy定律,具有非Darcy效应。
3. 3 渗透特性随应力变化的一般规律
通过分析图4 可知,定轴压下,试样渗透率随围压的减小而逐步增大,且在低围压条件下,渗透率的变化率较大,即渗透率对低围压较敏感,高围压则相反。纵向分析可知,轴压大的试件,渗透率也相对较低,也说明轴压的增加对渗透率产生一定的负面影响。在围压加载初期,试样中的原有张开性结构面和微裂隙被逐渐压密,甚至闭合,从而减小了孔隙裂隙在岩体内的有效空间体积,增大了水的流通阻力,致使试样渗透率发生较快的降低。当围压加载到一定程度后,试样进入弹性变形阶段,孔隙裂隙的压密和闭合基本趋于稳定状态,渗透率随围压的增大而下降的趋势趋于平缓,即对围压变化的敏感度下降。
从图5 和图6 可以看出,在体积应力从14 MPa增加到32 MPa过程中,非Darcy流 β 因子在50 ×10-20m-1附近波动,在轴压10 MPa、体积应力30MPa时,非Darcy流 β 因子出现了负值,而 β 因子是表示渗流稳态特征的参数。说明在现有的实验条件下可以分析甚至预测渗流失稳。加速度系数在0 附近波动,其值相对较稳定。为此,本研究获得了一种较易实现判断试验条件下渗流失稳的方法,具有一定的工程实用价值。
3. 4 体积应力与孔隙压差共同作用下的渗流规律
通过对试验数据进行处理和分析,计算出渗透系数、体积应力与渗透压差的拟合关系,其渗透率与体积应力的拟合关系满足: k = a·exp( -bσv+ cp) 。式中: k为渗透率,m D; σv为体积应力,σv= σ1+ σ2+σ3; p为平均孔隙压差,MPa; a、b、c为拟合参数。通过Origin软件拟合,其拟合度可以达到0. 95 以上。采用最小二乘法对渗透系数与体积应力进行拟合,得到茅口灰岩岩样在轴压8 MPa和10 MPa作用下的拟合曲线,见图7。轴压10 MPa作用下的拟合曲线方程为k = 3. 54 × 10-6exp ( - 0. 993σv+ 0. 62 ×10-10) ,轴压8 MPa作用下的拟合曲线方程为k =6. 77×10-9exp( - 0. 322 4σv+ 0. 68 × 10-10) ,且拟合度非常高。
由拟合关系曲线可知,茅口灰岩裂隙渗透系数与体积应力呈指数衰减关系,当体积应力较小时,岩体的渗透系数受体积应力作用较为敏感,而当体积应力较大时,对渗透系数的影响敏感性降低。这是由于较大的体积应力致使渗流的通道和场所闭合,导致总体的有效空间体积减少,增加了流体的流通阻力,从而减小了渗透系数。
4 结论
巷道、岩土工程等突水均表现为渗流失稳,而渗流系统的失稳取决于岩体的渗透特性和岩体的围岩应力状态。利用瞬态法测定岩石非Darcy流的渗透特性,研究得到一种较易实现判断试验条件下渗流失稳的方法以及判别的依据。
1) 茅口灰岩的裂隙流不满足Darcy流定律,具有非Darcy效应。
2) 恒定轴压条件下,试样渗透率随围压的减小而逐步增大,且在低围压条件下,渗透率变化率较大,即渗透率对低围压较敏感,高围压则相反; 在轴压增大的条件下,渗透率也会减小。这主要是围压和轴压的增加,导致试样有效渗透空间体积减少,增加了渗透阻力,从而削弱了试件的渗透性。
渗透特性 篇5
1 实验装置与煤样制备
实验装置采用中煤科工集团重庆研究院研制的“煤岩渗透测试系统”,见图1。实验煤样取自贵州省金沙县龙宫煤矿7#煤层,为无烟煤,变质程度高。利用专门的岩样切割装置将所取煤样切割成150 mm×150 mm×150 mm的试件,并用电磨进行表面处理。实验气体采用体积分数为99.99%的CH4气体。
2 实验方法
将煤样试件放入渗透测试系统中,进行密封处理,约束煤样的整体形变。对煤样通入瓦斯气体,待吸附24 h后,打开煤样气体出口端,直至气体渗流达到稳定状态,测定瓦斯渗透量。瓦斯渗透量测定采用排水法与质量流量计相结合的方法。
3 实验数据处理
参照常规岩芯分析方法[10],分别测定煤样在不同吸附瓦斯压力条件下稳态时的气体流量,由式(1)计算煤样在平均气体压力pm(pm=(p1+p2)/2)时的渗透率:
式中:Kc为煤样的实测渗透率,10-3μm2;μ为气体的绝对黏度,Pa·s;p0为实验室大气压,MPa;Q0为稳态渗流时气体渗透量,cm3/s;L为煤样试件长度,cm;F为煤样端面面积,cm2;p1,p2分别为煤样渗透气体入口、出口压力,MPa。
4 实验结果
4.1 垂直层理的两个方向上渗透率测定
本次实验所用煤样试件的边长与层理呈一定角度,实验中在垂直层理的两个相互垂直的方向上,通过调节煤样进气与出气端的压力值,测定不同平均瓦斯压力下煤样渗透率,实验结果见图2。
由图2可见,煤样在垂直层理两个方向上的渗透率随瓦斯压力变化的规律相似,瓦斯压力越大,渗透率越小,但两个方向上的渗透率数值相差较大,约为1倍。
4.2 垂直层理和平行层理两个方向上渗透率测定
本次实验所用煤样试件的边长与层理方向一致,在其平行层理和垂直层理方向上进行了不同瓦斯压力下的渗透率测定,结果表明:在相同瓦斯压力的条件下,平行层理和垂直层理两个方向上渗透率数值相差较大,约为1个数量级(见图3),煤样渗透率随瓦斯压力的变化规律与4.1中的实验结果相同。
5 实验结果分析
由实验结果可知,瓦斯在平行层理方向上的渗透性较好,相同测试条件下平行层理方向和垂直层理方向上的渗透率数值相差约1个数量级。随着瓦斯压力降低,煤岩瓦斯渗透率逐渐增大,并且平行层理方向上渗透系数随瓦斯压力的变化更为敏感。层理是煤层在形成过程中产生的,由物质成分、颗粒大小、颜色、结构构造等的差异而表现出的成层构造,一般厚几厘米至几米,其横向延伸可以是几厘米至数千米。以下主要针对煤层的层理构造对瓦斯渗透特性的影响进行理论分析。
1)煤层的层理可以看作是由一条条纹孔相互连接的轴向细管,垂直层理方向上的瓦斯流动可以看作由n个细管单元组成的串联阻流系统,见图4。
瓦斯通过该串联阻流系统的渗透阻力全由纹孔控制,即渗透系数大小由纹孔控制。流体传导性g与渗透系数k的关系如下:
其中k=QL/AΔp
式中:Q为流量;Δp为压差;A为流动面积;L为压差Δp对应的长度。
对于如图4所示的n个细管单元的串联结构,流经每个单元的流量相等,总压差等于每个单元的压差之和,即:
故
每个阻流单元串联,其面积相等,即:
考虑垂直层理方向L=15 cm,在15 cm范围内,串联个数计作nE,每个阻流单元的厚度基本相等,记作Lpm,即:
可得
而ke1=ke2=…=kenE,为了统一起见,记作ke,则有:
2)瓦斯沿着煤样层理方向流动时,可将其看成在n个并联阻流单元的阻流系统中的渗透,见图5。
将每个细管单元的渗透系数记为k1,k2,…,kn,总渗透系数为k。对应的流体传导性为g1,g2,…,gn,总传导性为g。煤样两端即所有细管单元两端的压力差相等,都为Δp,而整个系统总流量等于各个分支流量之和,代入式(11):
整理可得:
由于每个细管单元相互并联,所以L=L1=L2=…=Ln,则式(12)可写为
由此可见,整个渗透系统的总渗透系数与其面积之积,等于各细管单元的渗透系数与其面积之积相加。
针对实验中平行层理方向上渗透系数随瓦斯压力变化较垂直层理方向上更为敏感的问题,可以认为由于煤体本身所固有的孔渗参数值不同,对瓦斯压力影响煤体瓦斯渗透系数的反应程度不同。煤岩垂直层理方向上的固有孔渗参数值较低,瓦斯压力变化引起的基质收缩等效应对煤体渗透系数的改变程度也较低,因而实验中垂直层理方向上的渗透系数较平行层理要低,并且平行层理方向上渗透系数随瓦斯压力的变化更为敏感。
6 结论
1)通过不同条件下煤样渗透率的测试实验可知:随着瓦斯压力的增大,煤样渗透率逐渐降低;煤的结构异性对渗透特性的影响较大,特别是平行层理和垂直层理方向上渗透率数值相差约为1个数量级。
2)针对瓦斯在平行层理方向和垂直层理方向上流动特性的差异,建立了煤样瓦斯渗流的串联和并联阻流模型,并就层理构造对瓦斯渗透特性的影响进行了理论分析,平行层理方向和垂直层理方向上的瓦斯渗透特性的差异可以看作并联和串联渗透系统阻力的差异。
摘要：利用煤岩渗透测试系统,对煤样试件平行层理和垂直层理方向上,进行了不同瓦斯压力下的渗透率测定,结果表明:煤的结构异性对瓦斯渗透特性影响较大,实验煤样在两个方向上的渗透率大小相差约为1个数量级。针对瓦斯在平行煤样层理方向和垂直层理方向上流动特性的差异,建立了煤样瓦斯渗流的串联和并联阻流模型,并就层理构造对瓦斯渗透特性的影响进行了理论分析。
关键词：煤体,瓦斯,渗流,结构异性
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渗透特性 篇6
1 数值模拟理论基础
煤体渗透过程中,瓦斯气体在煤基质中扩散,这些瓦斯气体的运移过程都会改变煤层骨架所受到的有效应力,从而导致其变形,煤体骨架的变形可导致煤体孔隙度、渗透率等参数的变化,影响孔隙流体的渗流过程,而外加的温度场可以通过热膨胀效应影响煤体变形和气体的性质,并改变气体的渗透特性。总而言之,瓦斯气体在煤层中的运移过程是温度场、渗流场以及应力场综合作用的多物理场耦合过程[8—10]。
作以下假设:①煤体是弹性多孔介质且各向同性;②煤体的变形特征是符合小变形假设的;③气体满足理想气体假设,气体在煤体中的流动服从Darcy定律;④气体在煤体中的赋存符合拉格缪尔定律;⑤煤体和气体之间总是处于热平衡状态,即任一点煤体和气体温度相同。
2 数值计算模型的建立
2.1 COMSOL-Multiphysics建模过程
建立模型的过程为:几何模型的建立;物理参数的设置;网格的划分;模型的求解;模型后处理。
2.2 物理实验、数值模拟方案
为了研究该矿区煤岩应力作用对瓦斯渗流的影响,实验温度控制为25℃定值,轴压δ1和围压δ2=δ3分别在1.0~8.0 MPa范围内变化,进口端瓦斯压力分别控制为0.5 MPa、1.0 MPa、和1.5 MPa。实验方案中各参数的具体取值参见表1,对原煤试件分别按该实验方案进行实验。数值模拟方案按照物理实验方案来进行模拟计算,模拟中煤样及瓦斯气体的物性具体参数如表2所示。
2.3 数值计算模型
利用所建立的热-流-固多物理场耦合控制方程建立相应的数值模型对实验工况进行数值求解,研究在不同条件下,煤样的渗透率变化。如图1所示,模型为50 mm×100 mm的圆柱。数值模型的左边界和下边界是位移边界,其他两边为应力边界。对于气体流动方程,模型下边界为进气边界,上边界为出气边界,边界压力为0.085 MPa,其他模型的边界设置为无流出边界。对于热传导方程,模型四周为温度控制边界。煤层的初始孔隙压力和初始温度见模拟方案。
3 物理实验、数值模拟结果
通过2个方面对模拟的结果进行分析。一是通过用模拟计算出来的煤样渗透率与实验数据进行比对和验证,二是通过模拟的有限元计算特点得出煤样模型稳定状态下的渗透率分布规律。
图2为当瓦斯压力为0.5 MPa时,轴压δ1分别为1~6 MPa情况下,围压与煤样渗透率的模拟曲线与实验曲线的对比。这里模拟结果中的渗透率的取值均取整个物理模型的平均渗透率。其中(a)、(b)、(c)、(d)、(e)、(f)分别为轴压在δ1=1.0MPa、2.0 MPa、3.0 MPa、4.0 MPa、5.0 MPa、6.0 MPa情况下的围压-渗透率曲线。由图2可以看出,模拟的数据与实验数据大体吻合度较高,其曲线趋势均为指数函数关系。在图2(a)、图2(b)和图2(c)中发现,当轴压δ1=1~3 MPa范围内模拟的数据与实验数据变差较大,主要是围压与渗透率的指数函数关系中的曲率普遍小于实验数据;而在轴压为δ1=4~6 MPa的范围内,模拟的数据与实验数据吻合度非常高。由此可以认为在数值模拟的结果中,轴压对渗透率的影响要大于实验测试的结果,其主要原因是在利用COMSOL模拟中,认为煤样为均质岩体,而在实验中采用的原煤煤样,为非均质岩体,必然存在一定的有方向性的裂隙。在实验煤样的照片中可以发现,课题组所采集制作的煤样的裂隙纹理方向均为轴向方面的发展。所以由此可以解释这里模拟与实验结果的偏差。
图3为当瓦斯压力为P1=1.0 MPa时,轴压δ1分别为2~7 MPa情况下,围压与煤样渗透率的模拟曲线与实验曲线的对比。其中(a)~(f)分别为轴压在δ1=2.0 MPa、3.0 MPa、4.0 MPa、5.0 MPa、6.0MPa、7.0 MPa情况下的围压-渗透率曲线。由图3可以看出,当瓦斯压力P1=1.0 MPa时,模拟计算得到的围压与渗透率之间关系与实验值的吻合度要较瓦斯压力P1=0.5 MPa时的情况好,但仍然出现轴压为б1在高应力范围内的好于低应力范围。
图4为当瓦斯压力为1.5 MPa时,轴压σ1分别为3~8 MPa情况下,围压与煤样渗透率的模拟曲线与实验曲线的对比。其中(a)、(b)、(c)、(d)、(e)、(f)分别为轴压在δ1=3.0 MPa、4.0 MPa、5.0 MPa、6.0 MPa、7.0 MPa、8.0 MPa情况下的围压-渗透率曲线。由图4同样可以发现当轴压σ1处于高应力场下的模拟吻合度高于低应力场,其原因与上述情况相同。
为了分析煤样加载情况下,煤样结构体中的渗透率分布,这里取了一个典型工况对其进行计算模拟。图5中即为在P1=1.0 MPa条件下,δ1=4 MPa时不同围压对煤样渗透率分布图。其中(a)、(b)、(c)、(d)、(e)、(f)分别为围压在δ2=1.0 MPa、2.0MPa、3.0 MPa、4.0 MPa、5.0 MPa、6.0 MPa情况下的煤样渗透率分布图。由图4中可以看出,随着围压的增大渗透的数值虽然大幅减小,但是煤样中的渗透率的分布变化不大。在煤样内部,存在较大的渗透率梯度,高渗透率区域集中于煤样上边界的瓦斯出口处,渗透率自煤样上端到煤样下端渗透率逐渐减小,在下边界的瓦斯入口处的渗透率最低。
4 结论
(1)P1=0.5 MPa、1.0 MPa、1.5 MPa,三种情况下的轴压、围压对渗透率影响的模拟研究,可以发现模拟结果中渗透率的值普遍高于实验数据。其原因为所研究矿井3号煤层的煤体质地相对较硬,实验过程中加载轴压和围压后煤样很容易发生脆性变形,煤样内的微观多孔结构破坏后易堵塞煤样中孔隙裂隙。而模拟理论上认为煤样为均质结构,不考虑煤样中的多孔微观结构的变形和破坏。因此导致在一定轴压围压下,模拟的渗透率要普遍略高于实验值。
(2)利用数值模拟研究热力耦合状态下煤样瓦斯渗透率的影响规律,轴压σ1处于高应力场下的模拟吻合度高于低应力场。采用单孔瓦斯渗流模型对高应力场的计算吻合度更好。
参考文献
渗透特性 篇7
由于混凝土耐久性问题日益严重,混凝土的渗透性越来越受到关注,我国西北及东北部分地区长期处于严寒盐渍地带,这对于已应用于实践工程的引气混凝土来说有更高的要求。Mehta等[1]指出,混凝土的渗透性受孔径分布与连通状态的影响。万惠文[2]研究了不同含气量下混凝土的抗氯离子渗透性和相应的孔结构特性,说明了适量引气剂有助于增强混凝土的抗氯离子渗透性能。杨钱荣[3]认为新拌混凝土含气量与硬化混凝土含气量及气泡间距系数之间不存在相关性。张德思[4]探讨了混凝土的引气量、水灰比、抗压强度和硬化混凝土气孔参数之间的关系以及对引气混凝土耐久性的影响,揭示了硬化混凝土中的实际含气量、气泡间距系数是影响混凝土耐久性的决定性因素。虽然国内外众多学者在探讨混凝土耐久性有关问题,且主要对混凝土孔结构与性能方面、孔结构与强度的关系研究较多[5,6,7],但是对于孔结构与耐久性的关系研究尚不充分,特别是持续负温下混凝土微观孔结构变化不同于夏季施工的普通混凝土,国内外几乎没有研究。直到目前为止,多年冻土层中灌注桩混凝土早期强度增长规律及微观结构变化机理有待于深入研究,特别是在定量方面的研究更是如此。冻土层中灌注桩混凝土,由于灌注桩混凝土埋设在冻土中,属于隐蔽性结构,自身微结构的缺陷会给结构留下永久难以去除的病害,而且会危及到安全运营。对多年冻土层中灌注桩混凝土早期强度增长规律及微观结构变化机理系统研究成为结构材料工程必须要解决的科学难题。
本实验通过对持续-3 ℃(负温)条件下混凝土抗氯离子渗透性能与孔结构的研究,探讨了28d时硬化后混凝土的气泡弦长、气泡间距指数和比表面积与抗氯离子渗透性能的关系及上述因素对混凝土耐久性的影响,同时与标准养护下混凝土抗氯离子渗透性能及孔结构对比其不同之处,为持续负温下混凝土的耐久性提供了可靠依据。
1实验
1.1原材料
水泥采用甘肃永登祁连山水泥有限公司生产的42.5级普通硅酸盐水泥,各项性能满足标准要求。粗骨料(G)为中铁二十一局提供的碎石,颗粒级配为5~31.5mm的连续级配,压碎指标为7.04%,表观密度为2793kg/m3;细集料(S) 由中铁二十一局提供的河砂,细砂,细度模数为2.15,含泥量1.47%,表观密度2623.3kg/m3,堆积密度1514.9kg/m3;矿物掺合料是由粉煤灰、矿粉按1∶1比例配合 而成,粉煤灰 (FA)采用中铁二十一局提供的Ⅰ级粉煤灰,比表面积为281 m2/kg;矿粉(MP)为中铁二十一局提供的Ⅱ级磨细矿粉,比表面积为489m2/kg,性能满足要求,检测依据为《高强高性能混凝土用矿物外加剂》(GB/T18736-2002);所掺外加剂有减水剂、引气剂和消泡剂,减水剂(WR)为中铁二十一局提供的PCA-Ⅰ聚羧酸高性能减水剂,减水率为28.7%,引气剂 (AEA)为液体SJ-2型引气剂,消泡剂(D)为BL-1080消泡剂。
1.2混凝土配合比
经过反复试配,确定了混凝土最终的配合比,见表3。其中JC1.5系列为掺入0.02%消泡剂混凝土,JC3.8为不掺消泡剂和引气剂混凝土,JC6.4为掺入0.02%引气剂混凝土, JC9.6为掺入0.04%引气剂混凝土。对于水胶比为0.38的新拌混凝 土,塌落度都 大于220 mm,扩展度也 都大于500mm,流动性好;新拌混凝 土的组成 之间有一 定的粘聚 力,没有分层和离析现象,保水性也较好。
1.3实验方法
1.3.1含气量测试方法
参照《普通混凝土拌合物性能试验方法》(GB/T500802002),含气量采用SANYO直读式精密混凝土含气量测定仪测定。
1.3.2养护方法
混凝土入模后,一部分直接放入(-3±0.2)℃的大气模拟箱内带模养护,5d后脱模,另一部分1d后脱模放入(20± 2)℃的标准养护室内养护。
1.3.3孔结构测试方法
本试验选用气孔分析(AVA)对孔结构进行测试。对于气孔分析,采用在(-3±0.2)℃及标准养护下28d的立方体试块切割成厚度为1~2cm的均匀试件,经打磨、抛光、清洁并喷涂荧光剂,待干燥后 放入试验 台测试。在测试软 件中,输入混凝土水胶比、测试范围、阈值等参数,并用模板标定尺寸后,由硬化混凝土气孔结构分析仪自动采集数据,生成图像如图1所示。
1.3.4氯离子渗透试验测试方法
根据《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准》 (GB/T50082-2009),试件养护28d龄期后,采用钻芯取样制成100mm×50 mm的圆柱体试件。试验前对试样真空饱水。(1)直流电通量法。施加60V直流电压,试件两端的正负极两侧的电解池内分别放置浓度为0.3mol/L的NaOH溶液和3%的NaCl溶液,每隔30min记录一次通过试块的电流,持续6h,根据6h通电时间内电流变化计算总电量Q。 (2)快速氯离子迁移系数法。将电压调整到30V,记录试件的初始电流,根据规范要求重新施加电压,并确定要持续的时间。将试块在压力试验机上劈成半圆柱体,喷涂0.1mol/ L的AgNO3溶液,测出混凝土氯离子的侵蚀深度,依据规范要求公式计算出氯离子迁移系数。
2结果和分析
2.1抗氯离子渗透性能
图2为混凝土的电通量随含气量的变化情况。图3为混凝土的氯离子迁移系数随含气量的变化情况。由图2和图3可得出,在标养下,新拌混凝土含气量小于3.8%时,混凝土的电通量及氯离子迁移系数随含气量的增大而逐渐降低,含气量大于3.8%时,混凝土的电通量及氯离子迁移系数随含气量的增大而逐渐增强,即混凝土的渗透性随着含气量的增大有一个先增强而后减弱的过程;在-3 ℃养护下,含气量从1.5%增大到9.6%时,随着含气量的增加,混凝土的电通量及氯离子迁移系数随含气量的增加而逐渐增大,即混凝土渗透性随含气量的增加而降低。可见,在标养下,含气量存在一个合理范围,使得混凝土渗透性能最优,然而在-3 ℃ 养护下混凝土氯离子渗透性并不遵循标养下的规律。
2.2气泡弦长
不同含气量下28d时混凝土的气泡弦长数目所占总数的百分比 如图4所示。参照吴中 伟对混凝 土中的孔 级划分[7]来分析混凝土孔径与混凝土氯离子渗透性能的关系,其中无害孔为孔径小于20nm的孔;少害孔为孔径在20~100 nm的孔;有害孔为孔径在100~200nm的孔;多害孔为孔径大于200nm的孔。从图4可看出,在标养下,含气量为1.5%、3.8%、6.4% 及9.6% 的JC1.5、JC3.8、JC6.4及JC 9.6小于100nm的气泡弦 长数目分 别占总数 的56.67%、 62.3%、48.32%及35.41%,从JC1.5和JC3.8来看,小于100nm的气泡弦长数目相差不多,表明含气量在一定范围内时,引气剂对孔径小于100nm的小毛细孔影响不大。这主要是因为:引气剂在引入气泡的同时,也释放了一部分自由水;引气剂掺量多的混凝土在相同水化龄期时其水化程度较高,水化产物更多地填充了由拌合水占有的那部分体积, 增加了中小毛细孔及凝胶孔的体积[8];从JC3.8、JC6.4和JC9.6来看,小于100nm的气泡弦长数目相差很大,故含气量超出这一合理范围时,引气剂对大于100nm的孔径影响非常明显,说明随着含气量的增大,大孔径增多,即气泡体积增大,大孔气泡显著增 多,毛细孔形 成连续、贯通的网 状结构,造成渗透性大幅度增加。
在-3 ℃养护下,含气量为1.5%、3.8%、6.4%及9.6% 的JC1.5、JC3.8、JC6.4及JC9.6大于100nm的气泡弦长数目分别占总数的55.03%、62.38%、71%及80.46%,可以看出,随着含气量的逐渐增大,大于100nm的气泡弦长数目逐渐增多,说明在负温养护下水泥水化程度低,伴随着一定的冻胀应力,不会过多增加中小毛细孔及凝胶孔的体积,随着含气量的增大,大孔径增多,即气泡体积增大,大孔气泡显著增多。
从图4还可以看出,在标养下,随着含气量的增大,混凝土的气泡弦长有一个先减小后逐渐增大的过程,但在-3 ℃ 养护下,混凝土的气泡弦长逐渐增大。
2.3气泡间距指数
不同含气量下28d时混凝土的气泡间距指数如图5所示。Powers[9]给出的气泡间距指数的定义为水泥石中的任一点和相邻任一气泡球面之间的最大距离。由图5可见,在标养和-3 ℃养护下,混凝土硬化后气泡间距指数随含气量的增加而减小,说明引气剂引入了数目更多的气泡,气泡总表面积增大,使得水泥石包裹气泡时水泥石厚度变薄,氯离子更容易侵入,这也就不难解释图2、图3混凝土的电通量及氯离子迁移系数在总体趋势上的变化;-3 ℃养护下比标养下混凝土硬化后气泡间距指数要大得多,说明在负温下前期水泥水化反应慢,水化不均匀,水化产物填充孔隙少,造成气泡间距大,这在理论上很难解释图2、图3的变化规律,这是由于混凝土氯离子渗透性能不仅与气泡间距指数有关,还与气泡弦长的特性有密切关系[8]。
2.4气泡的比表面积
图1为软件生成的混凝土的实际孔结构。气泡的比表面积定义为硬化后混凝土单位体积气泡的表面积,引气剂的性能一般决定着比表面积。根据张德思[4]对气泡间距指数的理论方程,设想某一范围内一个未知半径为r1的球形气泡被水泥石包围着,水泥石球壳外壳到气泡中心的距离,即气泡在水泥石影响范围的半径为r2。设水泥石球壳外层边界到气泡边界的距离,即气泡间距指数为d,则:
设气泡的体积,则气孔的比表面积α为:
设单位体积混凝土的水泥石量为P(cm3/cm3),含气量为A(cm3/cm3),气泡大小均匀,则气泡的间距指数可以看成是等于把水泥石(包括气孔)分割成个数与气泡个数N相等的微立方体的对角线的1/2。这些微立方体的体积为(P+
将式(3)带入式(1)可得:
将式(4)化简可得:
则气孔的比表面积为:
假定气泡尺寸相同,水泥石含气量为新拌混凝土的含气量,水泥石量为新拌混凝土除掉砂石的量,将图5中气泡间距指数数据带入式(6)可得出混凝土理论计算中的比表面积,如图6所示。在标养和-3 ℃养护下,理论比表面积随着含气量的增大而增大,且在同一含气量下,-3 ℃养护下比标养下理论计算的比表面积要小得多,但在实际情况下,考虑到气泡尺寸、水泥石含气量、水泥石量以及气泡间距指数特性以及人为因素等条件下,由图6可得出,混凝土实际中的比表面积在-3 ℃养护下比标养下要大得多,这主要是因为负温下水泥水化程度减缓,水化产物减少,导致填充孔隙体积减少,比表面积增大。由图6还可以得出实测比表面积与含气量存在相关性。
3结论
(1)标养下,含气量存在一个合理范围,使得混凝土渗透性能最优,而在-3 ℃养护下混凝土氯离子渗透性能并不遵循标养下的规律,混凝土渗透性随含气量的增加而降低。
(2)标养下,含气量在一定范围内时,引气剂对孔径小于100nm的小毛细孔影响不大,在-3 ℃养护下,随着含气量的增大,大于100nm的气泡弦长数目逐渐增多。随着含气量的增大,在标养下,混凝土的气泡弦长有一个先减小后逐渐增大的过程,但在-3 ℃养护下,混凝土的气泡弦长逐渐增大。
(3)在标养和-3 ℃养护下,混凝土硬化后气泡间距指数随含气量的增加而减小,但-3 ℃养护下比标养下混凝土硬化后气泡间距指数要大得多;混凝土理论计算中的比表面积随着含气量的增大而增大,且在同一含气量下,-3 ℃养护下比标养下理论计算出的比表面积要小得多,但实测比表面积在-3 ℃养护下比标养下要大得多,实测比表面积与含气量存在相关性。
摘要：在(-3±0.2)℃养护下以引气混凝土为研究对象,研究了28d时不同含气量下混凝土抗氯离子渗透性能与孔结构特性之间的关系。研究结果表明:混凝土的电通量及氯离子迁移系数随含气量的增加而逐渐增大,不遵循标养下的规律;混凝土的气泡弦长随着含气量的增加逐渐增大;混凝土硬化后气泡间距指数随含气量的增加而减小,但比标养下混凝土硬化后气泡间距指数要大得多;理论计算出的比表面积随着含气量的增大而增大,实测的比表面积与含气量存在相关性。