冻融循环试验范文
冻融循环试验范文（精选8篇）
冻融循环试验 第1篇
关键词：改良黄土,冻融循环,强度特性
1 概括
中国黄土分布面积很广, 大部分分布在西北和华北地区。这些地区属于季节性冻土地区, 此地区的路基, 在冬季, 土体中水分结晶冻胀, 引起土体体积膨胀, 尤其是当路基中土质、水分等分布不均匀时造成路基的不均匀冻胀就会导致铁路线路的不平顺, 从而影响行车安全。而春季冻土融化后, 路基很容易产生不均匀下沉和道碴沉陷、翻浆冒泥等病害。这些现象产生的主要原因是反复冻融循环使得水分重新分布且结构发生弱化, 造成路基破坏。
在工程中, 通常采用掺入水泥、石灰和粉煤灰等无机结合料来加固黄土并提高其抗冻胀作用。杨梅等通过水泥、石灰和粉煤灰改良黄土的性能试验表明, 在黄土中掺入一定比例的无机结合料后, 能有效改善黄土的性质和结构减少黄土的渗水性、压缩性。夏琼等通过试验表明:人工压实素黄土水稳定性差, 强度低;粉煤灰可在一定程度上改善黄土强度特性, 采用粉煤灰与石灰或低掺量水泥和粉煤灰可显著改善黄土强度特性, 能满足高标准铁路路基基床底层及以下部位填筑要求, 其改良效果与掺合比、含水量等有关。
关于反复冻融循环作用对黄土及改良黄土的水分分布、变形和强度影响, 国内很多专家学者已做了很多相关的研究, 毕全贵等做了冻融循环对黄土物理力学性质影响的试验, 试验结果表明:反复冻融循环作用使土样含水量增加冻融界面附近含水量变化梯度较大;黄土样在冻融循环初期冻胀变化比较剧烈, 后期趋于稳定, 只出现较小的沉降变形;冻融循环使黄土样的干密度逐渐减小, 且冻融循环剧烈的上部干密度较下部更小。马巍[4]等通过试验讨论了冻融循环对石灰粉土剪切强度特性的影响, 对石灰土在冻土地区的合理使用及工程设计提供一定理论依据;张虎元[5]等通过试验研究了水泥黄土反复冻融条件下的强度衰减机理, 并重点考虑其强度衰减的微观机理, 从显微照片中发现冻结期间试样中的水分或从外界补给的水分向冻结锋面逐渐迁移, 并结晶形成连续冰层, 在此过程中冰层附近的水泥水化结晶网被拉断, 其结果溶化后试样中出现弱面, 从而降低了水泥黄土的耐久性。
2 冻融循环试验的样品制备及试验方法
冻融循环试验所用材料:黄土为取自兰新线K416+121处的重塑黄土, 水泥为祁连山牌普通硅酸盐水泥, 粉煤灰为兰州西固热电厂的副产品, 石灰为过筛的新鲜干燥熟石灰粉末。
冻融循环试验试样共5种:水泥改良黄土的水泥掺合比分为2种 (6%, 8%) , 石灰改良黄土的石灰掺合比分为2种 (10%, 15%) , 另外, 还有2%水泥+30%粉煤灰拌合的试样和5%石灰+30%粉煤灰, 养护龄期均为28d。
冻融循环试验方法:将养护28天的试样, 先在-20±2℃的温度下冻4h, 再放入20℃恒温水浴泡20h, 如此冻融1次至5次, 测定其无侧限抗压强度。无侧限抗压强度是路基填料最重要的参数之一, 是用来评价土体抵抗竖向压力极限的重要力学指标。本文用冻融循环后无侧限抗压强度的衰减率来评价改良黄土的抗冻耐久性。
3 试验结果及分析
五种改良黄土冻融循环试验结果:
改良黄土冻融后的无侧限抗压强度qu
从表中可看出:改性黄土, 不管掺入的改性材料是石灰还是水泥, 其qu随冻融次数的变化虽然不规律, 但总的趋势很明显, 即随冻融次数的增加而降低, 5次冻融后, 对于水泥黄土, 掺合比为6%时, qu降低36.7%, 掺合比为8%时, qu降低12.3%;对于石灰黄土, 掺合比为10%时, qu降低50.7%, 掺合比为15%时, qu降低14.0%。由此可见, 石灰、水泥改性黄土的抗冻融能力都随掺合比的增大而提高, 但是改性黄土抗冻融能力仍较差。对于双灰改性黄土, 5次冻融后, 2%水泥+30%粉煤灰黄土qu降低54.7%, 5%石灰+30%粉煤灰黄土qu降低25.9%, 其抗冻融能力仍未得到改善。
结论及建议
综上所述, 各种改良黄土经过几次冻融循环后强度都有所损失, 其中, 掺合比为8%的水泥黄土和掺合比为10%的石灰黄土强度衰减率较小, 但是, 抗冻融效果仍不好。所以, 在工程中, 可对改良土路基辅助采用以下几种方法来减轻冻融循环所导致强度的降低和损失:
1) 对于给定的无机结合料掺量, 各组成材料混合后应尽可能压密;
2) 采取保温措施, 减少负温总量;
3) 改良黄土应避免高含水量情形, 可在路基中采用软式透水管整治冻害;
4) 最好对改良黄土掺加某些外加剂。如:在水泥改良黄土中掺入新型高分子材料SH从而提高其抗冻融能力。
参考文献
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[6]夏琼, 杨有海, 窦顺.兰新铁路路基冻胀特征及冻害整治措施研究[J].冰川冻土, 2011, 3 (1) .
冻融试验方法 第2篇
本文在阅读大量文献资料的基础上，对冻融试验的仪器和试验条件的合理选择上进行了总结和分析。
【关键词】综述;冻融循环;试验;方法
1 前言
冻土是广泛分布于地球表面的一种低温地质体。
受气温年周期波动的影响，干寒区地表的土层会产生反复的冻结和融化。
冻胀和热融不仅会导致一系列危害国计民生的地质灾害：冻害、盐害和沙害，而且会给各类工程带来严重的危害[1]。
冻融试验研究土体在冻融过程中水分、溶质迁移，分凝冰的形成，温度分布等规律，以及在冻融前后土体密度、孔隙率、渗透性、界限含水量等物理指标和强度、模量等力学参数的变化。
为了获取土体的这些变化规律，必须对土样进行合理的室内外试验。
不同的实验室有不同的试验体系，各个国家甚至行业又有各自的规范，如何在合理经济的前提下使其试验结果可比，更切合实际是我们亟待解决的问题，也是冻土工程界面临的重要课题。
冻融循环试验 第3篇
1 试验方案及式样基本性质
1. 1 试验方法及方案
试验用土为罗布泊平原区天然盐渍土。试验采取室内模拟自然条件下秋、冬季交替降温及来年春季升温模式［8］,试验在降温时考虑到该地区冬季最低气温- 22. 4 ℃,因此将上部冷端面设置为- 25℃ ,下部端面保持为5 ℃ ,土体降温时间持续24 h。土体升温时是将冷面按10 ℃ /h速度升至20 ℃,下部端面保持5 ℃,土体升温时间持续24 h,即48 h为一冻融循环周期。为实现土体的降温、升温与自然条件下相同,即竖向一维降温模式,在有机玻璃桶周围使用多层保温膜隔绝外部温度。将试验土样按所需含水进行拌制,并进行封闭闷料达到含水均匀。将闷好的土料分6 层装进高68 cm,内径30 cm的有机玻璃桶中,采用控制质量方法控制击实密度。通过有机玻璃桶的预孔洞在每层土体内部埋设两只温度传感器,以得到不同高度的土体温度。冷端面的重量模拟土体基本上覆荷载,土体共经历7 次冻融循环。图1 为冻融循环试验装置示意图。
1. 2 试样基本性质
试验土样根据《土工试验规程》［9］进行基本性质试验。依据《盐渍土地区建筑技术规范》［10］该盐渍土属于亚硫酸盐盐渍土。试样基本参数见表1 ~表3。
2 试验数据处理及分析
2. 1 冻融循环过程中亚硫酸盐渍土温度变化规律
图2 为亚硫酸盐渍土在冻融循环过程中各土层温度变化历时曲线,土体降温时顶端面- 25 ℃、下部端面5 ℃,土体开始降温并逐渐在各层形成温度梯度。在升温阶段顶端面20 ℃下部端面5 ℃时,土体温度逐渐回升,因下部土体离顶端面较远土体回升速度较慢,升温时也相应形成温度梯度,因此土体温度在一周期内出现抛物线变化规律。第一层与第二层土体因离顶端面较近,该区域温度降温与回升范围较大且速度较快。第三层至第五层相对温度变化较小且速度较慢。第一层土体温度变化范围- 9. 1 ~ 16. 5 ℃ ,平均降温速率1. 00 ℃ / h,平均升温速率1. 00 ℃ /h,第二层土体温度变化范围- 2. 0 ~14. 3 ℃ ,平均降温速率0. 53 ℃ / h,平均升温速率0. 51 ℃ / h,第三层土体温度变化范围2. 5 ~ 13. 2℃ ,平均降温速率0. 27 ℃ / h,平均升温速率0. 23℃ / h,第四层土体温度变化范围5. 7 ~ 11. 0 ℃ ,平均降温速率0. 11 ℃ /h,平均升温速率0. 06 ℃ /h,第五层土体温度变化范围6. 5 ~ 10. 3 ℃,平均降温速率0. 08 ℃ / h,平均升温速率0. 03 ℃ / h。
2. 2 冻融循环过程中亚硫酸盐渍土盐冻胀特性
由图3 和图4 可知,第一周期盐冻胀量增长较小且增长速度平缓,第二周期至第七周期土体发生降温后盐冻胀量增长较快,在每周期开始降温5 h内盐冻胀速度较快,当降温持续至5 ~ 17 h土体盐冻胀速度总体开始减小,13 ~ 24 h土体盐冻胀速度处于平缓阶段。主要是由于第一周期降温时,土体较为密实及各种作用力约束较大,造成土体盐冻胀量较小。第二周期至第七周期土体逐渐变得疏松,土颗粒易被结晶盐所推动。在每周期开始降温时,离冷端较近的上部土体温度降温较快,使土中部分盐的溶解度快速减小,形成各种盐饱和溶液,盐则与水分子快速结合并以结晶盐形式存在与土体颗粒间,土体颗粒发生错位移动,造成土体发生膨胀。其中硫酸盐结晶对土体膨胀作用最大［11，12］。但随结晶盐过多析出及土体温度变化速度减缓,土体盐冻胀速度也随之下降且逐渐趋于稳定。
由图2 可知,当处于升温阶段时,土体快速发生回落至稳定阶段。主要是由于降温时盐冻胀区域主要发生在第1、2 层土体。在开始升温时1、2 层土体温度升高较快,升温造成盐溶解度快速增大,使得土体中结晶盐失去水分子从固相变为液相。部分土体颗粒间因失去结晶盐的支撑发而生回落,同时结晶盐失去的水也会对土体颗粒胶结物进行溶解,共同作用下土体颗粒重新排列,土体发生回落。因颗粒间其他作用力的存在土体并没完全回落,这种特性使的罗布泊亚硫酸盐渍土在冻融循环中具有较好的盐胀累加性。
由图3 ~ 图5 可知,在七次冻融循环过程中,从第一次冻融循环至第六次冻融循环最大盐冻胀量与盐冻胀平均速度都在持续增加,但第七次的冻融循环的最大盐冻胀量与盐冻胀平均速度开始减小,且第7 冻融循环盐冻胀量小于回落量,表明在第6 次冻融循环后盐冻胀量趋于稳定。
图5 和图6 分别为盐冻胀平均速度与冻融循环次数关系曲线、盐冻胀率与冻融循环次数关系曲线,图中虚线为模拟曲线。可知在前六次冻融循环中盐冻胀平均速度及盐-冻胀率随冻融次数增加而逐渐递增,而第七次冻融循环的盐冻胀平均速度与盐-冻胀率开始减小。经多次试验验证,回归方程( 1) 和回归方程( 2) 与试验结果拟合度较高,对实际工程具有一定指导意义。
式( 1) 中,Y为盐冻胀平均速度( mm/h) ; x为冻融循环次数; R为相关系数。
式( 2) 中,Z为盐胀率( % ) ; x为冻融循环次数; R为相关系数。
3 结语
( 1) 在模拟罗布泊地区自然降温与升温过程中,发现该地区亚硫酸盐渍土温度变化随时间呈抛物线变化规律,同一深度土体的降温速率与升温速率相接近。
( 2) 罗布泊地区亚硫酸盐渍土每周期冻融循环过程可分为三个阶段: 在降温开始5 h内,盐冻胀量处于快速增加阶段; 随着土体持续降温,盐冻胀量增长速度逐渐趋于稳定; 在升温阶段土体快速发生回落至稳定。
( 3) 罗布泊地区亚硫酸盐渍土在前六次冻融循环中,盐冻胀量与盐冻胀量平均速度逐渐增大,且盐胀量具有较好累加性,第六次冻融循环盐冻胀量与盐冻胀量平均速度达到最大值。第七次冻融循环的盐冻胀量小于回落量,表明罗布泊地区硫酸盐渍土在经6 次冻融循环后盐冻胀量趋于稳定。
参考文献
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冻融循环试验 第4篇
关键词：黄土,冻融循环,电阻率,水分迁移
黄土是一种典型的结构性土体,是第四纪形成的黄色粉砂质土状堆积物,其内部的物质组成及外部形态特征都使其具有不同于其他土体的特性。在我国,黄土多集中于黄土高原地区,而黄土高原多处于季节性冻土区,因为覆盖面积较大,黄土的含水量和冻融循环次数各不相同,对黄土的结构性产生较大影响。黄土的电阻率作为表征黄土导电性的基本指标,是黄土固有的物理参数,也是反映其结构性的重要指标之一,在这方面展开研究很有必要。
近年来,随着Archie经典理论[1]的建立,电阻率法凭借着方便、快捷、经济等优点越来越多的出现在黄土结构性研究的领域[7][6]]。董晓强等[8]对不同电流频率下电阻率与应力应变、孔隙率、饱和度的关系进行了分析,并建立了非饱和黄土电阻率—饱和度模型。查甫生等[[10]11]在总结前人的基础上建立了非饱和黏性土的电阻率结构模型,提出了影响电阻率的三大类因素,探讨了膨胀土在吸水膨胀过程中电阻率结构性参数的变化情况,以及黄土湿陷过程中电阻率及其相关参数、微观结构的变化规律。周伟等[12,13]分别使用双液硅化法和普通固结法加固黄土和重塑黄土,研究了两种加固过程中黄土电阻率以及结构因子、形状因子、各向异性等参数的变化机理。刘志彬等[14]进行了黄土双线法湿陷试验,分析了电阻率与土样的湿陷系数、上覆压力、浸水时间、高度等因素的关系。朱才辉等[15]研究了Q3黄土电阻率与温度、含水量、压实度、应变—时间的关系,分析了Q3黄土的水分迁移规律,并为黄土高填方地基变形分析提供了思路和理论依据。黄凤凤等[16]对原状黄土固结过程中电阻率参数与电流频率、压力大小的关系进行了研究。付伟等[17]对饱和粉质粘土进行了反复冻融试验,分析了电阻率与冻融次数、冻胀融沉量的关系。
上述这些研究很大程度上推动了电阻率法的完善与进步,然而不同含水量的黄土在冻融循环条件下,电阻率如何变化,三者有何联系,这类的研究十分缺乏。本文以非饱和黄土为例,测量不同含水量、不同冻融循环次数的黄土电阻率,分析其微观结构变化机理,建立了非饱和黄土的电阻率-含水量模型。希望能为将来黄土电阻率与冻融循环方面的研究提供一些思路和借鉴。
1 试件制备及试验方法
1.1 试件选取与制备
试验所用的原状土样均取自山西太原阳曲1号黄土公路隧道新开挖土体。并通过物理试验测定土样的物理力学性质指标,见表1。
取一定重量的原状土,采用含水量的变形公式计算为达到目标含水量8%、14%、18%、22%、26%、30%所需的加水量;将算出的水量喷洒至土体表面,充分搅拌静置后用保鲜膜密封,置于封闭容器内至少24 h,使土中水分散布均匀;然后根据《土工试验方法标准》及试验要求,制备不同含水量的土样,土样尺寸为60 mm×20 mm,具体见图1。
1.2 试验方法及仪器
将制备好不同含水量的土样放置RTP-175BU可程序高低温试验箱,设置温度-15℃冻结12 h后,设置温度15℃融化12 h,为1次冻融循环。重复多次可得1、3、5、10次冻融循环土样。取出试件后分别测其横向与竖向电阻率。
试验中测试土样电阻率的仪器是西安科技大学工程训练中心的LCR数字电桥(U2817A),见图2。电流频率范围为:50~100 k Hz,测试信号源电压范围为10 m V~2 V连续。
当测试电压小于10 m V时,输入的电信号不会对黄土本身的微结构产生影响,并且输出的信号为同样频率的正弦波信号,所以本次试验测量时的电压信号选择为10 m V。本文选取的阻抗参数|Z|可从仪器的数字电屏上得到,做三组平行试验,排出误差,计算取平均值。电阻率的计算按进行,其中ρ为电阻率(Ω·m),|Z|为阻抗值的绝对值(Ω),S为电极片的面积(m2),L为两个电极片的间距(m2)。
试验时在土样上下表面各贴5个10 mm×5mm的两两对应的薄电极片,分别编号1~10,具体分布见图3。通过接触电桥的电极进行测量。为了减小电流频率对电阻率影响而导致的误差,试验拟采用50 k Hz的交流电频率[8,16]。
2 试验结果与分析
2.1 黄土电阻率与含水量关系
取土样周边的1和6,2和7,4和9,5和10,4组测点进行测量。图4为黄土冻融循环过程中,不同冻融次数下测得的土样的电阻率与含水量的变化曲线。从图中可以看出,土样电阻率随着含水量的增加而减小,当含水量从8%增加至20%时,土样电阻率值下降幅度较为明显;而含水量从20%增加至35%的过程中,土样电阻率值的增加趋于平缓。
对于干密度保持一致的土体,随着含水量的增高,孔隙率不断降低,土体内构成更多贯通的孔隙水通路,电流路径随之增多,导致电阻率降低;当土体接近饱和时,含水量的增加对电阻率的影响明显下降,这是因为电流路径的数量已基本增至最大,表现为电阻率变化趋于稳定。
2.2 黄土电阻率与冻融循环次数的关系
图5为黄土冻融循环过程中,不同含水量条件下测得的土样的电阻率与冻融循环次数的变化曲线。由图中数据可得,前5次冻融循环中,不同含水量的土样随着冻融循环次数的增加,电阻率呈现不同程度的增加趋势,但趋势不明显;5次冻融循环之后,电阻率值趋于稳定。
冻融循环过程中,土体中不断产生新的裂纹、孔洞,导致土体内部的孔隙增大,电流通路减少,电阻率随之增高。当孔隙体积增至一定程度后,冻融循环对孔隙的影响不再明显,电阻率的变化也趋于稳定。
2.3 黄土电阻率与水分迁移的关系
用小型环刀将土样中心包含3、8两测点的土挖出并测量,以减小电流沿土样外围路径传播而引起的误差。图6为黄土冻融循环过程中,不同冻融循环次数下测得的土样中心电阻率与含水量的变化曲线。
比较图4和图6可以看出,土样中心电阻率与土样周边电阻率呈现相似的变化趋势,但数值上存在一定的差异,中心电阻率值比周边电阻率值大。
结合上文所述可得,电阻率的大小与含水量大小近似成反比。中心与周边的电阻率大小变化是由于冻结过程中发生了由中心向周边的水分迁移,中心部分的水分减少,电阻率值增大。同时可以看出,冻融循环一定周期后,土样中的水分有所丧失,各区域含水率几乎同步减小[18]。
2.4 考虑冻融循环次数的非饱和土电阻率模型建立
在借鉴M.Fukue、董晓强等[2,8]的土导电模型的基础上,根据土的三相结构和电路基本原理,假设非饱和黄土体为长方体,且各组成成分按同一方向均匀分布,由土颗粒、孔隙水和土中气体通过串并联的方式组成,如图7所示,土体等效电路图如8所示。假定土体底面长为lc,宽为lg,高为lk,体积为V,Vv为土中孔隙体积,Vw为孔隙水体积,Vs为土颗粒体积,Spw为并联孔隙水底面面积,Ssw为串联孔隙水底面面积,Ss为土颗粒底面面积,lpw,lpa,lps分别为并联部分土颗粒、孔隙水、气体的底面边长,ls0,ls1,ls2,ls3分别为各个串联部分的底面边长,lsa1,lsa2,lsa3分别为串联部分的土颗粒高度,lsw1,lsw2,lsw3分别为串联部分孔隙水高度,lsa1,lsa2,lsa3分别为串联部分气体的高度。令串联部分的孔隙水与并联部分的孔隙水的体积比χ为:
由式(1)~式(5)化简合并可得:
土中水是内部成分复杂的电解质水溶液,其在不同作用力及电离子影响下呈现不同的分布形式。黄土的导电性主要就体现在孔隙水电解液和土颗粒自身及其表面双电层中的离子运动的电导性。在图8所示的等效电路中,可以看出各部分的电阻值,其中土中气的电阻率过大,难以形成电流通路,可将存在土中气路径看作为断路,所以图8可简化为图9所示电路。
在图9所示的等效电路中,设其总电阻值为R,则有:
式(9)中,
联立式(9)、式(10)可得:
式(11)中,ρs为土颗粒自身导电和土颗粒表面双电层导电的综合反映,在此处定义为土颗粒表观电阻率;ρw为孔隙水电阻率,本试验取值为7.536。
由试验数据和前人的研究成果可知[8],土颗粒表观电阻率远远大于孔隙水电阻率,可将式(11)中的1/ρs近似等于0。故式(11)可化简为:
即:
将式(7),式(8)代入到式(13)中得到:
图7所示模型为假设情况,真实土体的微观分布不可能如此均匀。考虑不同区域含水量的差异,引入参数a作为含水量导致的孔隙微观分布的不均匀性系数。由于孔隙的复杂多变,水在孔隙中的分布也是不均匀的,而且这种不均匀性随函数的变化而变化,导致土中产生的电流通路也十分复杂,增加了电流流通的曲折性。因此,需要对含水量微观分布不均匀性进行校正,对式(14)中函数引入不均匀性校正参数b,因此可将式(14)化简为:
图10为不同冻融循环次数下参数a,b的变化曲线。随着冻融循环次数的增加,参数a不断下降,参数b基本保持不变。其中,参数a的变化符合幂指数关系,参数b符合多项式关系。经拟合后,得到参数a,b值,相关性较好。
可以发现,参数a,b均随冻融循环次数呈现规律性变化,经拟合后得:
联立式(13)~式(17)得到本试验所用的非饱和黄土的电阻率模型,如下式所示:
在本次试验过程中,综合考虑了电阻率测量时所用的含水量和冻融循环次数变化附加的孔隙微观分布的不均匀性和电流在土中流通的曲折性。该模型虽然形式简单,但是揭示了非饱和黄土在不同冻融循环次数、不同含水量下的电阻率的变化规律,建立了电阻率和含水量的定量关系。
3 结论
冻融循环对于阳曲结构性黄土的力学性能有着重要影响因素,不同含水率和冻融循环次数下,黄土电阻率的变化研究如下。
(1)不同含水量的黄土,随着含水量的增加,电阻率逐渐下降。当含水量接近饱和时,电阻率的下降趋势变缓,最终趋于稳定。
(2)相同含水量的黄土,经历不同次数的冻融循环后,电阻率随着冻融循环次数的增加而逐渐增长,但增长速率比之含水量对电阻率的影响低很多。
(3)通过试验计算拟合的阳曲黄土电阻率—含水量、冻融循环次数公式,为以后的电阻率研究提供了一些参考和借鉴。本文考虑了7种不同的含水量,最大冻融次数为10次,后续冻融次数对黄土电阻率的影响以及对式(18)的验证有待继续。
冻融循环试验 第5篇
冻融破坏是我国西部地区最常见的病害之一,在西部盐沼泽区不仅存在盐类强腐蚀环境,而且地处高原寒区兼具明显的冻融循环,混凝土结构物在冻融循环的同时遭到易溶盐的侵蚀会加剧破坏,大大减少混凝土的使用寿命,因此,盐蚀-冻融循环作用下的混凝土耐久性研究很有必要。
国内外学者对水泥混凝土抗冻融腐蚀性进行了大量研究,取得了一些研究成果[1,2]。 Yan W J等[3,4,5]人系统研究了冻融循环对混凝土性能劣化的影响规律,并初步提出混凝土经过冻融循环后的损伤机理。 金祖权等[6,7,8,9]研究了单纯硫酸盐或氯盐化学侵蚀对混凝土材料力学性能的影响,并对弹性模量等力学指标的变化规律和盐侵混凝土劣化的微观机理进行了分析。 然而,国内对混凝土损伤破坏研究大都是单一因素研究, 对在冻融循环作用下盐类型、复合盐溶液浓度等因素对混凝土的破坏形式、破坏过程以及破坏机理进行系统研究较少。
德香公路沿线地区地表蒸发量大,毛细水作用强烈,地下水位变化显著,盐分表聚现象严重,常于地表形成斑状潮湿盐霜和盐壳。 对其水质、土质进行取样分析,得知沿线土质主要是氯盐渍土、硫酸盐渍土、氯盐-硫酸盐-镁盐复合盐渍土。 本文采用Na2SO4、Mg SO4、Na Cl和这三种盐的复合盐溶液, 分别从外观形貌、质量损失和相对动弹性模量三方面研究冻融循环作用下,盐类型及复合盐浓度对基准混凝土、粉煤灰混凝土、掺加水泥基自愈合材料混凝土耐久性的影响。
1 试验
1.1 原材料
水泥采用抗硫酸盐水泥,粉煤灰为常用的Ⅱ级灰(FA),水泥基自愈合材料采用武汉理工大学研发的化学转化型材料(CCSM)[10],细骨料选用中砂, 粗骨料为5~20mm连续级配碎石, 技术指标均满足规范要求。 聚羧酸高效减水剂购自江苏某公司,Na2SO4、Mg SO4、Na Cl均购自天津某公司。
1.2 试验用盐侵蚀溶液配制
由青海省公路科研勘测设计院试验检测室对德香高速公路沿线基坑0.5m深度的土质进行化学检测分析, 得知此处土质中含有Na+、SO42-、Mg2+和Cl-,根据检测报告中盐渍土种类以及各离子浓度配制了盐浓度为5.60%的复合盐溶液(B组),以此为基准盐溶液, 根据沿线易溶盐含量多变的情况,又配制2 倍、3 倍基准盐溶液浓度, 溶液浓度分别为10.60%(C组)和15.09%(D组)。 为了对比复盐中每种单盐对混凝土的影响程度以及破坏形式并与复盐溶液作对比, 配制了三种单盐溶液分别为氯化钠、 硫酸镁和硫酸钠溶液, 浓度分别为4.58%(E组)、4.58%(F组)和4.04%(G组)。 此外,设置了一组水溶液(A组)用作对比试验。 具体配比见表1。
1.3 混凝土配合比
水泥混凝土配合比设计如表2 所示,试件采用边长为100mm×100mm×400mm的长方体试件。
1.4 试验方法
首先按照标准方法成型试件,标准养护24d后取出,然后在不同盐溶液中浸泡4d后取出,用毛巾擦干,测定初始质量及动弹性模量,并放入快速冻融循环机进行抗冻性试验。 参考GB/T 50082—2009《普通混凝土长期性能和耐久性能试验方法标准 》,冻融循环试验采用快冻法[11]。 在进行快冻试验时,试件须完全浸于盐溶液中, 冻融循环温度为-18℃~5℃,每10 次或20 次循环测量一次质量损失及动弹模量,并更换盐溶液。
2 结果及分析
2.1 冻融作用下盐分对混凝土外观的影响
2.1.1 盐类型的影响
图1 为混凝土试件在不同类型盐溶液中冻融循环后外观形貌, 其中a、b、c、d分别对应Na SO4、Na Cl、Mg SO4以及复合盐溶液B中冻融的试件。 经Na SO4溶液冻融的试件, 试验前期发现试件表面出现一些小蚀坑,但并未剥落;随着冻融循环次数的增加,表面蚀坑逐渐增多且变大,试件内部出现微小裂缝伴随轻微剥落,同时试件膨胀,试验停止时,个别试件甚至出现断裂。 在Na Cl溶液中冻融的试件,破坏始于试件表面,表面砂浆逐渐起砂变酥很快剥落,并逐渐向内部发展,在剥蚀层里面可以观察到Na Cl晶体,最终使粗骨料裸露,试件最终失去原有的棱角,内部未经腐蚀的试件虽骨料裸露但形状仍保持完好。 在Mg SO4溶液中冻融的试件,试验前期发现表面出现一些麻点,且试件边角有少量剥落,中期表面出现微小裂缝,且表面出现片状白色薄膜,部分骨料松散,试验结束时发现部分内部胶结料已失去胶结能力。 在复合盐B溶液中,可看出其破坏形式兼具上述几种盐类的腐蚀特点,即在腐蚀前期表面细骨料起砂剥落,中期混凝土表面出现连贯裂缝,后期混凝土直接断裂,且内部胶结料松散基本无胶结能力,严重的试件甚至直接散架导致无法取出。
kg/m3
2.1.2 复盐浓度的影响
图2 为基准混凝土试件在A、B、C、D复合盐溶液中冻融后的外观形貌。可看出,A组溶液中试件表面仅细骨料起砂,边角有所剥落;B溶液中试件损伤最为严重,中期试件表面细骨料完全剥落,且出现很多微小裂缝,后期试件从中间断裂且上部试块完全溃散失去胶结能力,最终试件不能完整取出;C溶液中的试件与B相比,损伤较小,后期中部裂缝贯穿,部分骨料失去胶结能力,导致混凝土从中间断裂;D中的试件经300 次冻融循环后外观基本无明显变化,甚至试件表面标号也完好无损。 因此,可得出混凝土在一定浓度的复盐溶液中进行冻融循环能使其完全溃散断裂,但随着盐浓度的增加,其对混凝土的冻融破坏具有先促进后抑制的作用。
2.2 冻融作用下盐分对混凝土质量损失的影响
2.2.1 盐类型的影响
图3 为四组混凝土试件在A、E、F、G溶液中质量损失随冻融次数的变化情况。 可以看出,四组试件平均质量损失率规律均为E>F>G≈A,即在Na Cl溶液中混凝土质量损失最为严重, 其中F2 组混凝土在50 次循环后质量损失率高达7.46%;在Mg SO4溶液中,K组、F1 组、F2 组和Z组混凝土的最终质量损失率分别为2.68%、2.76%、2.88%和2.29%;在Na2SO4溶液中,四组混凝土最终质量损失率与其在水中相差不大, 最终都处于0.5%~1.0%之间。 即单盐对混凝土质量损失的影响大小顺序为Na Cl>MgSO4>Na2SO4≈水。
在Na Cl溶液中, 氯盐增加了混凝土表面的饱水程度,同时混凝土中Ca(OH)2在Na Cl溶液中溶解度大造成钙流失, 使得细骨料从表面逐渐剥离,表现为质量损失最为严重;在Na2SO4溶液中,由于Na2SO4冻融产生较大结晶压力以及化学膨胀导致混凝土损伤[12,13];在Mg SO4溶液中,由于Mg2+置换出水化硅酸钙中的Ca2+, 形成无胶结能力的水化硅酸镁,造成混凝土的溃散。
2.2.2 复合盐溶液浓度的影响
图4 为四组混凝土试件在四种不同浓度复盐溶液中质量损失率随冻融次数的变化情况。 由图4可知, 试件在不同浓度盐溶液中质量损失速率不同,B溶液中试件质量损失最快, 其次为C、A与D溶液中的试件,150 次循环后,A溶液中试件质量损失率逐渐超过D组。
图5 为四组混凝土试件在不同浓度复盐溶液中循环最大次数后的质量损失率柱状图, 可以看出,B组>C组>A组>D组, 即随着盐溶液浓度的增加,复合盐对混凝土冻融破坏呈现先促进后抑制的规律。 试验过程中也发现D组溶液基本一直处于冰水混合物状态, 表明高浓度盐显著降低了水的冰点,故冻融作用较小,对试件的破损程度较轻。 同时从增幅可以看出,粉煤灰的掺加对抗冻性基本无改善,且掺量越大其质量损失率越大,掺加水泥基自愈合材料的混凝土试件在四组溶液中, 除B之外,质量损失率均低于基准混凝土,因而具有良好的抗盐冻性。
2.3 冻融作用下盐分对混凝土动弹性模量变化的影响
2.3.1 盐类型的影响
图6 为基准混凝土在A、E、F和G溶液中盐蚀-冻融循环试验结果。 由图6 可知,在A溶液中混凝土试件动弹模量前期波动较小, 随后逐渐衰减,下降速度逐渐减慢。 在E、F和G三种单盐溶液中,混凝土试件相对动弹性模量都先增加后降低,这是由于在混凝土冻融前期盐溶液经过毛细作用进入孔隙中,孔隙中的溶液及空气随着冻融循环而收缩,从而产生吸力,外部盐溶液进一步进入孔隙中,从而使得混凝土质量增加,并且盐分溶解度的降低使得孔隙进一步被析出的晶体填充,造成前期混凝土更加密实,相对动弹性模量超过100%。
图7 为四组混凝土在A、E、F和G溶液中最大冻融循环次数的比对,可看出三种单盐对混凝土冻融耐久性影响程度为Na Cl>Mg SO4>Na2SO4≈水。
在盐蚀-冻融循环耦合作用下, 不同盐类对混凝土破坏机理不同。 氯盐对混凝土有利和不利两个方面:一方面,降低冰点和溶液的饱和蒸汽压,提高了冰的可塑性,有利于抗冻融循环;另一方面,混凝土饱水程度增大,在冻和融的过程中,内外正负压差较大,对混凝土破坏严重。 同时,由于Ca(OH)2在氯盐中的溶解度比水中更大, 使Ca (OH)2大量流失,进一步引起混凝土中Ca(OH)2的析出和C-S-H的分解,造成混凝土内部孔隙率增大,甚至引起混凝土破坏。 Na SO4溶液中Na SO4的溶解度随温度变化很敏感,存在明显结晶破坏,当结晶压力超过混凝土的抗拉强度时混凝土会发生开裂破坏。 此外,混凝土中的SO42-会与Ca (OH)2反应生成石膏与钙矾石, 两者体积膨胀并在混凝土内部产生膨胀应力,使混凝土产生裂缝,最终裂缝连通发生破坏[14]。在Mg SO4溶液中,除了结晶破坏以及SO42-的化学反应膨胀性破坏之外,Mg2+与水泥水化产物反应还生成Mg(OH)2、M-S-H和无定形的水化二氧化硅。 由于Mg (OH)2溶解度很低, 造成体系的OH-含量降低,导致严重脱钙反应,引起C-S-H凝胶分解。
2.3.2 复合盐溶液浓度的影响
混凝土试件在A、B、C和D四组不同浓度的复合盐溶液中,相对动弹模量变化如图8 所示。 由图8可知,各组混凝土的抗盐冻性与溶液浓度并不成反比关系。 以K组混凝土为例,在A组溶液中,混凝土在0~200 次循环过程中较为平缓, 随后急速下降,在B组溶液中,10 次循环后急速下降,而在C组溶液中,前70 次循环较为平缓,随后出现拐点,急速下降,D组溶液中,混凝土在300 次循环过程中相对动弹模量基本不变,最终仍在100%左右。
图9 为在不同浓度复盐溶液中,四组混凝土的最大冻融循环次数。 以基准混凝土K组为例,在A、B和C组溶液中, 混凝土的最大冻融循环次数分别为270 次、140 次和210 次, 而K、F1、F2 和Z四组混凝土在D组溶液中,混凝土经过300 次冻融循环后,其相对动弹性模量基本没有变化。 不同浓度下混凝土抗盐冻性次序为D组>A组>C组>B组溶液。
复合盐对混凝土的冻融破坏作用同时存在促进作用和抑制作用。 一方面,复盐的存在降低了冰点,且盐浓度越大,冰点降低越多,冻融循环对混凝土的损伤越轻。 在冻融试验过程中发现,当A、B和C溶液已经结冰时,D组溶液还处于冰水混合物状态[15],同时盐的存在增加了冰的可压缩性,在结冰情况下,C和D结冰明显比A组所结冰有更强的可塑形。 另一方面,混凝土的饱水程度因盐的存在而提高,冻胀力可随冻水的增加而增大,盐溶液进入混凝土的孔隙中,当水在大孔中凝结时,未冻溶液中盐的浓度增大,根据渗透压理论,其与周围液相中盐的浓度差和冰水饱和蒸汽压差共同形成了渗透压。 同时,温度降低时盐类溶解度降低,使得大量盐类结晶,渗透压与盐类结晶压共同作用于混凝土使其产生破坏。
3 结论
(1)冻融循环作用下, 盐溶液对混凝土的破坏同时存在促进和抑制作用, 在低浓度盐溶液中,盐分加剧混凝土的冻融损伤,高浓度盐溶液中,溶液冰点较低缓解了混凝土冻融损伤。
(2)不同盐分对混凝土盐冻破坏形式不同,Na Cl溶液中主要是由表及内细骨料逐层剥落,最终粗骨料裸露;Na SO4溶液中表现为膨胀性破坏,严重者直接冻断,质量损失较小,与水冻区别不大;Mg SO4溶液中表现为表面连贯性裂缝以及内部胶结料的松散;在复合盐溶液中,混凝土腐蚀更为严重,前期表面剥落,后期表现为混凝土内部溃散失去胶结能力而造成混凝土断裂。
冻融循环试验 第6篇
关于道路结构温度场模型的研究, 目前国内外开展较多。综合其研究方法, 大致可分为两类:
(1) 基于气象学和传热学的基本理论, 采用数值或解析方法建立沥青路面温度场的预估模型, 称为理论分析法;该方法理论性强, 方程内各参数物理意义明确, 但需要辅以相关热传导学实验做参数调整。
(2) 以路面温度的实测数据和气象资料为基础, 采用回归分析方法建立路面温度场与各环境因素之间的定量关系, 称为统计分析法。这种方法是在大量的数据基础上通过统计分析建立的模型, 模型来源于实际数据, 真实可靠性强, 但是所需数据量大且模型参数的物理意义模糊。
本文综合采用两种方法以热传导学理论为依托, 通过建立路面温度场预估模型通过气象数据预估季冻地区冬春季节路面内部冻融循环情况, 并辅以实测数据检验模型预估的准确性。旨在解决路面温度场预估计算模型问题, 分析不同地区不同气象条件下路面内冻融变化的剧烈程度。
简述模型建立的过程如下:通过一维热传导微分方程出发通过离散化方法使微分方程离散化;根据边界条件及实际条件舍去方程中不符合实际意义的项;微分方程的解即为初步建立的预估模型;通过实际数据校核模型。
2 路面温度场解析解模型建立
2.1 热传导微分方程
直角坐标系下, 无内热源均匀介质的热传导方程可以用下式表示:
式中
路面是由多种不同材料组成的层状体系结构, 各种材料的热学参数存在差异。因此, 不能将路面结构内温度传布简单地按照匀质半空间体系来分析。
2.2 解微分方程
将
将式 (2) 、式 (3) 代入式 (1) , 整理得:
2.3 根据边界条件确定预估模型
季冻地区在冬季太阳辐射减弱, 气温受北部寒流的影响较大。因此影响路表温度的主要因素应为气温与气流, 从路表节点1至路表下任意一层, 依据热传导理论模型方程有:
其中:C—热传递系数;
T
2.4 材料参数的确定
路面结构温度场分析中, 材料的热物理特性在所研究的温度范围内变化不大, 材料的热物理性主要包括比热、热传导系数等主要反映了材料在热力学方面的物理性能。路面常用材料的热学参数经查询及试验取值见表1。
路面温度场除了受外界环境的影响也同时与本身内部的物理结构有关。模型中主要以材料密度代表了路面自身影响因素。路面为硬质材料成型后内部物理状态、孔隙结构趋于稳定, 不因水分、温度而发生改变。路面的内部孔隙结构与相关物理量如表2所示:
3 实际采集数据与计算数据对比
东北及部分北部地区按照公路的自然区划应属于季节性冰冻地区。研究小组选取辽宁北部地区代表性地区, 为探求半刚性基层沥青路面内部的温度情况, 在实际高速公路埋设了路面温度采集仪以及小型气象站, 预计长期收集路面温度、气象数据。通过一年的路温与气温的收集得到了大量数据, 校核了模型, 通过实际数据的调整使得模型精度有了一定的提高。由于数据量较大篇幅有限, 本文仅举一日的实例为计算对象, 以展示模型的可操作性。
本文选取了2010年3月16日为计算对象, 从全年的实测数据来看, 此日冻融比较严重, 因此用次日数据进一步验证理论方程。
4 结论
从计算结果与实测数据的对比来看, 理论计算所得数据的范围基本与实测数据相同。在冻融循环总体情况描述上比较清晰, 基本可以通过计算得知路面下冻融季节内部的冻融情况。在各因素的影响方面, 首先, 气温对于路面内部温度的影响的权重比较高, 说明路面在低温状态下对于气温仍比较敏感。其次, 热传导系数方面, 低温状态下的热力学传导可能与高温状态下有些区别, 表现在热传导系数的取舍较敏感, 这方面有待进一步研究。但在具体单个数据上, 有的计算值与实测值差别较大, 使得方程在低温短时间间隔模拟上只能是定性描述, 定量分析还有待提高, 目前需要进一步改进。可能原因是:
(1) 热学参数是通过室内试验得到, 所得的热传导系数等均是在常温或高温下得到的, 而沥青是一种温度敏感性较强的材料, 中高温下的感温系数与低温下有差异。
(2) 实际采集数据时间间隔较短, 因此单点数据有可能受到其他偶然因素的影响。而理论计算结果只能兼顾到诸如气温、辐射、材料本身性质等主要因素的影响, 不能兼顾到其他的偶然因素。如果分析长期的路面内温度场状态, 可以拉长时间间隔减小偶然因素的影响。分析单日情况那么应允许有一定的容许误差, 分析单日的冻融剧烈情况, 应用此模型计算基本能够满足分析内部结冰与否的要求。
(3) 为了进一步加强模型计算的精度及适用范围, 应该引入环境差异影响系数。本文在理论推导过程中分析到, 例如比热C、导热系数λ、导温系数a、热膨胀系数α、对流换热系数B在不同的环境下会存在差异。
总之, 通过研究发现进行沥青路面温度场理论分析是可行的。比以统计为基础半经验半理论方法具有更大的精度升级空间, 但是需要根据精度要求, 通过相关的试验标定计算参数, 因此如果精度要求高, 那么针对试验方面要求也较高且较复杂, 不能依赖常规热传导学试验。如果有条件通过实际采集数据辅以统计分析的方法进一步修正标定模型, 可提高模型的适用范围。因此, 如果条件具备的前提下, 一阶热传导方程为基础的沥青路面温度场预估模型可以满足任何地区、任何精度下的要求。它的精度不是固定不变的, 是可调整的, 依赖于试验及统计方法的标定, 这与普通温度场预估模型有本质上的差别。
摘要：季冻区修筑的沥青路面, 将会遭受到严重的冻结、融化破坏。以模型预估的方法建立起关于季冻地区路面温度场预估模型, 准确地把握季冻地区在冻融交替季节路面内部温度变化情况。定量地分析某地区冻融循环的剧烈程度, 一方面为公路的新建与养护提供一定的参考材料, 另一方面也可以深入地分析冻融作用, 为找到缓解方法提供数据依据。
冻融循环试验 第7篇
土体冻融前后的力学性质会发生变化, 因此在季节性冻土区建设的时候必须充分考虑冻融循环对土体的作用。冻融对土力学性质改变的主要原因是改变了土的结构性, 也就是破坏了土颗粒间的联结力, 同时使土颗粒得以重新排列。冻融对土的工程性质影响大致可以从对土水理性质、物理性质影响和对土力学性质影响两个方面来分析。
渗透性的改变跟土的内部因素如土的孔隙比 (或者密实度) 、含水量、塑限、冻胀敏感性以及粘土的矿物成分有关。土的冻融使得土中形成一些裂隙, 同时土孔隙中的细颗粒土可能在冻融过程中减少。目前的大致认识是经过冻融循环, 土的渗透系数大约会增大1～2个数量级[1,2]。经过冻融循环, 土的孔隙也会产生一定影响, 目前的大致认识是对于松散土, 冻融会使孔隙比降低从而增加其密实度;而对于密实土则相反[3]。
强度的增大或者减小一方面常被归因于冻结过程中土密度的变化和冻融对土结构性的改变, 另一方面也跟土的状态和试验条件有关, 如有研究指出[1], 如果冻融导致含水量增大, 则强度就会降低;如果含水量不变则强度会增大。冻融后Aoyama等[2]发现摩擦角变化很小, 同时粘聚力逐渐减小;Ogata等[4]和齐吉琳[5]等都发现摩擦角增加, 粘聚力减小。同时冻融循环也对回弹模量有一定的影响, 少量次数的冻融循环会导致回弹模量的明显减小[6]。
土坡是具有倾斜表面的土体。由于土坡表面倾斜, 在本身重量及其他外力作用下, 整个土体都有从高处向低处滑动的趋势。当土体的滑动力, 超过了土体抵抗滑动的能力, 就会发生滑坡[7]。冻融作用作为强风化过程, 在土体中极易造成膨胀裂缝, 强烈地改变土的结构性, 对土的工程性质会产生较大的影响[8]。由于边坡的冻融失稳与无冻土层边坡的失稳在形成机理及力学分析方法存在明显的不同[9], 因此很有必要对冻融前后的土坡稳定性进行分析研究。
黄土在我国西北地区广泛分布, 兰州黄土是兰州附近的典型土样, 是季节性冻土的典型代表。为了研究冻融循环对季节性黄土边坡的影响, 本文首先对兰州黄土饱和试样进行常规土力学实验, 再利用有限元软件对黄土边坡进行了冻融前后的数值模拟和分析, 为季节性冻土区黄土边坡的设计及防治提供参考依据。
1边坡安全系数求解方法
分析土坡稳定性是为了确定和设计安全而合理的土坡断面。土坡太陡可能会造成土坡失稳, 土坡太缓则造成土方量增加或者占地增多。因此分析土坡稳定性有其重要的工程和经济意义。目前, 边坡稳定性分析最主要是研究边坡的安全系数, 安全系数通常定义为沿整个滑裂面的抗剪强度与实际产生的剪应力之比。目前对于边坡安全系数的分析方法通常采用条分法, 本文进行安全系数的求解方法是采用基于有限元技术的强度折减法。
有限元强度折减法是对强度参数tanφ和c不断减小直到计算模型发生破坏。在有限元程序中系数∑Msf定义为强度的折减系数, 其表达式为:
式中:tanφinput, cinput为程序在定义材料属性时输入的强度参数值;φreduced, creduced为在分析过程中用到的经过折减后的强度参数值。程序在开始计算时默认∑Msf=1.0, 然后∑Msf按设置的数值递增至计算模型发生破坏, 此时的∑Msf值即为计算模型的安全系数值。
有限元强度折减法不需要对滑动面形状和位置做假定, 也无需进行条分, 通过强度折减使边坡达到不稳定状态, 非线性有限元静力计算将不收敛, 此时的折减系数就是稳定安全系数[10]。
2模型的建立及参数的选择
本文研究对象为兰州郊区的典型黄土, 液塑限分别为29%和15%。土样取回后, 按照土工试验规范制备不同干容重的重塑土样, 再进行抽气饱水达到饱和, 然后再进行常规土力学实验。根据试验机的温度控制条件, 实验采用单向温度控制, 土样冻结选用顶部-10℃, 当检测到土样冻胀停止时停止冻结;调整顶部融化温度为+20℃, 当检测到土样全部为正温时停止融化。对冻融前后的饱和土样进行常规土力学实验, 得到相应的试验结果, 并参考相关文献[3,5,11]得到模型计算参数, 如表1。
由于试验结果的限制, 计算模型采用均质饱和兰州黄土边坡。计算模型假定土体均匀连续且为各向同性体, 采用理想弹塑性本构关系及Mohr-Coulomb屈服准则, 模型边界条件采用的是排水边界底面边界采用垂直和水平方向都约束, 而左边界和右边界采用的是水平方向约束。该模型长度为100m, 高度为40m, 坡高为20m, 坡率为1∶1.25, 从右边界到边坡顶点是30m。为了研究边坡的稳定性, 主要从冻融循环导致的土体参数改变出发, 采用强度折减系数计算边坡的安全系数。模型采用平面应变模拟, 网格抛分采用的是15节点三角形网格抛分, 网格模型见图1。
3模型计算结果及分析
在对模型计算过程中, 首先给计算模型施加约束, 并分别给模型赋予相应的强度及变形参数值, 再进行网格抛分;进入模型初始条件下的计算, 首先确定水位 (无水位条件下不需要确定) , 生成初始孔隙水压力, 在自重作用下形成初始应力场, 然后开始对模型进行有限元计算。
在计算安全系数的过程中采用强度折减系数计算边坡的安全系数, 可以得到破坏时的边坡滑坡位移图。图2是干容重17.3 kN/m3的边坡冻融前的最不稳定滑动面图, 图3是干容重17.3 kN/m3的边坡冻融后的最不稳定滑动面。随着冻融循环的发生, 安全系数由冻融前的1.722减小到冻融后的1.278, 因此在高密度土体区, 随着冻融循环的发生, 安全系数出现减小趋势, 滑动面逐渐向边坡方向运动, 边坡逐渐趋向于不稳定状态。
图4是干容重15.3 kN/m3的低密度边坡冻融前的最不稳定滑动面图, 图5是干容重15.3 kN/m3的边坡冻融后的最不稳定滑动面图。随着冻融循环的发生, 安全系数由冻融前的1.052增加到冻融后的1.099, 出现较小的增加。因此在低密度的饱和黄土边坡区, 冻融循环发生后, 安全系数不会出现较大的变化, 主要呈现较小的增加, 最不稳定滑动面的滑动方向没有明显变化。低密度区的黄土边坡在冻融循环后, 稳定状态不会有明显变化, 但总体是趋于欠稳定的。
图6是冻融前后边坡自稳过程中的最大位移随干容重的变化曲线, 图7是在冻融前后的边坡安全系数随干容重的变化曲线。从计算结果中可以看出, 边坡冻融前随着干容重的增加, 自稳过程中的最大位移呈现出逐渐减小的趋势, 位移随时间变化呈线性变化, 而边坡安全系数则出现逐渐增加趋势。边坡冻融后随着干容重的增加, 自稳过程中的最大位移普遍比冻融前的大, 在较小干容重区域 (15.3 kN/m3～16.3 kN/m3) 变化不大, 但当干容重位于较大干容重区域 (16.3 kN/m3～17.3 kN/m3) 时, 自稳过程中的最大位移随干容重增加而逐渐减小。冻融后, 较小干容重区域 (15.3 kN/m3～16.5 kN/m3) 的土坡安全系数比冻融前稍微大一些, 而在较大干容重区域 (16.5 kN/m3～17.3 kN/m3) 的土坡安全系数比冻融前减小了一些, 并且随干容重的增加而逐渐减小。
出现这些结果的最主要原因就是土坡的稳定性跟土的物理性质有密切关系。如表1, 当干容重较小时, 冻融可以使干容重变大, 出现冻密趋势;当干容重较大时, 冻融就使干容重变小, 出现冻松趋势。而干容重的变化引起饱和含水量的变化, 也引起土强度参数的变化, 最终导致土坡自稳过程的最大位移变化以及土坡稳定时的安全系数变化。因此在实际工程中一定要注意土坡的土体干容重, 如果土体松软一定要使其密实, 经过一定的冻融循环后, 密实的土体如果出现一定的松软趋势, 则必须再使其密实。
5小结
本文从饱和均质黄土边坡出发, 利用有限元软件计算了坡率为1∶1.25的均质土坡。冻融循环对饱和黄土的结构性有一定的影响, 尤其对土的强度参数。在数值模拟计算结果中, 冻融前边坡安全系数随着干容重的增加而增大, 冻融后安全系数随着干容重的增加出现先增加后减小的趋势。在土坡自稳过程中, 最大位移主要发生在边坡中部边缘, 冻融前的最大位移随着干容重的增加明显减小且呈直线趋势减小, 冻融后的最大位移随着干容重的增加先没有明显变化再有明显减小趋势, 冻融前边坡稳定过程中的最大位移明显小于冻融后的最大位移。而在黄土滑坡的防治过程中, 遇到土体松散应及时加密增加边坡的稳定性。
参考文献
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冻融循环试验 第8篇
1 冻融对混凝土疲劳寿命的影响
为了定性地了解冻融循环作用对混凝土疲劳寿命的影响,文中采用文献[4]的试验数据(见表1),分析了冻融循环作用对混凝土疲劳寿命的影响。
从表1可以看出,随着冻融循环作用次数的增加,混凝土的抗压、抗折强度均明显下降,其中抗折强度比抗压强度衰减严重。这是因为混凝土受冻后,不仅原有的内部微裂纹开展,而且萌生新的微裂纹,而裂纹对拉应力和压应力作用的敏感度是不同的。混凝土单向受拉时,除平行于拉应力方向的裂纹外,其他方向的裂纹都受到不同程度的张开作用,使材料承载面下降,且在裂纹的尖端处有高度的应力集中。因此,在较小的外力作用下,材料内部即可产生较大的应力。可见微裂纹的存在对混凝土抗拉强度的影响是非常大的。而混凝土单向受压时,除平行于压应力方向的裂纹外,其他方向的裂纹均不受到张开的作用,材料的承载面损失很小。因此,冻融作用对混凝土抗压强度的影响比抗折强度小。
从上述分析可以看出,混凝土的抗折强度对其内部微裂纹的变化很敏感,即混凝土抗折强度的变化能很好地反映其内部微裂纹的变化。因此,文中以经受n次冻融循环后混凝土残留抗折强度与初始抗折强度之比来评价冻融作用对混凝土的损伤程度。
对表1的数据进行回归分析,可以得到混凝土残留抗折强度fn1与冻融循环作用次数n1之间的关系为:
其中,f0为混凝土的初始抗折强度(经受冻融循环作用前混凝土的强度);fn1为混凝土经受n1次冻融循环后的抗折强度;则n1次冻融循环对混凝土的损伤Ddn1为:
假设用与表1相同配比的混凝土浇筑的路面在没有冻融循环作用的情况下使用Ne年后发生疲劳断裂,根据Miner线性定律,且不考虑交通量的增长,则使用n2(n2<Ne)年后车辆荷载和温度应力的疲劳作用对混凝土的损伤度为:
虽然冻融循环作用与应力疲劳作用对混凝土的损伤机理不同,但作用结果有相似之处——混凝土内部会产生微裂纹损伤、累积和扩展,混凝土强度下降,并最终导致混凝土断裂破坏。因此,可假定当Ddn1=Dfn2时,则认为冻融循环n1次与荷载、温度应力作用n2年对混凝土的疲劳损耗是等效的,且可以线性叠加,即遵循等效和线性叠加原则。
因此,当混凝土路面在使用了n4年期间所遭受的冻融循环次数为n3,则混凝土路面在冻融与车辆荷载、温度应力综合作用下的损伤为:
现假如要在A,B两个地区修筑水泥混凝土路面,设计使用年限均为20年。A地区要求混凝土的抗冻标号达F100(平均每年遭受5次冻融循环),B地区没有抗冻要求,即不存在冻融问题,除此之外其他条件完全相同。如表1所示性能混凝土能满足B地区要求,且路面刚好能使用20年。按现行的水泥混凝土路面结构设计方法和抗冻性评价方法,表1所示性能的混凝土也能满足A地区要求。但在考虑冻融对混凝土的损伤作用情况下,A地区的混凝土路面能使用20年吗?
由于累积损伤D应满足下述要求:
因此,可以按照D=1计算出A地区的路面实际使用年限。
解方程(6)求得n=10.8年。这说明A地区设计使用期为20年的混凝土路面实际上只能使用10.8年,寿命缩短了46%。上述例子表明,冻融对混凝土路面的使用寿命影响非常大。
2 机理分析
从微观角度看:李金玉,曹建国等[6]用电子扫描电镜、X射线衍射和压汞技术分析了冻融循环过程中混凝土微结构的变化。结果表明,混凝土的冻融破坏,实际上是水化产物结构由密实到松散的过程,在这一过程中,伴随着微裂缝的出现发展和扩大;对引气混凝土来说,原来封闭独立的气泡也随着冻融过程而出现了裂缝并发展,从而使气泡逐步失去了应力缓冲作用和渗透缓冲作用。Jacobsen[7]的SEM分析结果也表明,经过冻融循环作用以后,混凝土基体中的裂缝数量大为增加,宽度增大,骨料与水泥浆的界面区和过渡区是比较薄弱的部位,1 μm～10 μm的裂缝在此区域连通,形成典型的“Y”型裂缝。密实度降低和微裂缝的发展,必然会加速混凝土在动荷载作用下微裂纹的扩展速度,从而缩短混凝土的疲劳寿命。
从应力比对混凝土疲劳寿命影响的角度看:混凝土在动荷载作用下的疲劳寿命与应力比成对数关系,说明应力比对混凝土的疲劳寿命影响非常大。由上述分析可知,混凝土的抗折强度随着冻融循环次数的增加而急剧下降,与不经受冻融作用的混凝土路面相比,在相同的车辆荷载作用下,经受冻融作用的混凝土路面随着冻融循环次数的增加,混凝土弯拉应力比不断增大,使得混凝土路面的使用寿命大大缩短。从疲劳消耗的角度来看,如果用混凝土的抗折强度衡量其抗疲劳消耗能力,则混凝土路面会因为冻融循环作用使其抗疲劳消耗能力降低,导致寿命缩短。
3 结语
文中在研究了冻融循环作用下混凝土强度衰减规律,并假定冻融循环与应力疲劳作用对混凝土的损伤遵循等效和线性叠加原则的基础上,从理论上间接地分析了冻融循环作用对混凝土路面使用寿命的影响及其作用机理。结果表明,冻融循环作用对混凝土路面使用寿命的影响非常明显。虽然理论分析与试验结果可能存在差异,对于不同强度等级的混凝土以及混凝土是否引气,冻融作用对混凝土疲劳寿命的影响在量上也存在差异。但在冻融的循环作用下,混凝土内部会产生微裂纹损伤、累积和扩展。这些内部损伤不但会加速混凝土在动荷载作用下微裂纹的扩展速度,而且会降低混凝土的强度,使得混凝土在动荷载作用下的应力比增大。
因此,冻融循环作用会使混凝土的疲劳寿命或路面的使用寿命缩短。而我国水泥混凝土路面结构设计是以行车荷载和温度梯度综合作用产生的疲劳断裂作为设计的极限状态。对于寒冷地区的混凝土路面,没有考虑冻融循环作用对其使用寿命的影响。因此,建议开展冻融对混凝土疲劳寿命影响方面的试验和理论研究,为完善我国寒冷地区的水泥混凝土路面结构设计方法奠定基础。
摘要：在研究了冻融循环作用下混凝土强度衰减规律的基础上,分析了冻融循环作用对混凝土路面使用寿命的影响及其影响机理,得出了冻融循环作用对混凝土路面使用寿命影响明显的结论,从而为完善我国寒冷地区水泥混凝土路面结构设计奠定基础。
关键词：冻融循环,水泥混凝土,路面,使用寿命
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冻融循环试验范文
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