压实特性范文（精选5篇）

压实特性 第1篇

关键词：沥青路面,压实,力学特性,离散单元法

2009年4月7日收到 国家自然科学基金(50278037、50878090)资助沥青混合料是由沥青和粗细集料等粒状单元共同组成的空间结构体系,是一种多相复合材料,其工程性质相当复杂。在荷载作用下,每个集料颗粒都有其自己的运动方式,呈现出非均匀和离散的力学特性。目前我国及世界各国的道路设计理论,无一例外地将路面处理成连续均质体系。但采用连续介质力学方法研究具有非连续性特征的道路材料,将无法考虑材料的细观力学性质,难以真实地模拟其受力、变形和破坏过程。离散元理论能够从细观层次上建立分析模型,是解决这一问题的较好出路。

本文采用离散单元的方法,对沥青路面碾压的过程进行了离散元数值仿真。模拟由压实载荷引起的混合料颗粒接触力场,分析其受力的分布规律,从而更加真实地揭示沥青混合料压实机理,为路面压实施工提供必要的理论依据。

1 沥青路面压实的离散元仿真

1.1 基本理论

离散单元法是研究非连续介质力学行为的一种计算方法,它的基本原理是将散粒体分离成离散单元的集合,利用牛顿第二定律建立每个单元的运动方程,再用动态松驰法迭代求解,从而求得散粒体的整体运动形态。

PFC程序通过接触本构模型来实现对材料本构特性的模拟,并提供了三种基本的接触本构,分别为接触刚度模型、滑动模型和粘接模型。接触刚度模型提供了接触力和相对位移的弹性关系;滑动模型则强调法向和切向接触力,使得接触颗粒可以发生相对移动;粘接模型是限制总的法向和切向力,使得颗粒在粘接强度范围内发生接触,它包括接触粘接模型和平行粘结模型,二者可同时发生作用[1]。

1.2 模型的生成

本文选取某一段路面纵向作为研究对象,首先构造长方形轮廓,由4道墙体形成,尺寸为3 m0.2 m。接着通过PFC内置的FISH语言编程,按真实级配,在墙体范围内生成混合料颗粒,粒径从0.6 mm到13.2 mm。为了防止颗粒在模拟过程中四处逃逸,通过循环来消除模型内部的非均匀应力。光轮压实机的碾压轮采用圆形单元进行模拟,半径为0.5 m。模型构成如图1示。

经虚拟沥青混合料单轴压缩试验的拟合及比选[2,3],模型中各细观参数如下设置:颗粒间法向接触刚度kn和切向接触刚度ks取1.321012 N/m,接触摩擦系数f取1.1,法向接触粘结强度sbond和切向接触粘结强度nbond取1105 N,平行粘结半径r取0.5,法向平行粘结刚度pbkn和切向平行粘结刚度pbks取21014 N/m,法向平行粘结强度pbss和切向平行粘结强度pbns统一取31010 N,墙体及碾压轮的接触刚度kw取1.321013 N/m,计算步长取510-7 s。

1.3 过程的仿真

自平衡完成后,删去模型最上面的一道墙体,解除上墙对沥青路面上表面的约束,系统即达到压实作业加荷前的状态。然后赋予碾压轮单元平动和转动的速率,使其在模型上表面滚动,来模拟压实机械的碾压过程。

公路沥青路面施工技术规范(JTG F402004)[4]规定,沥青混合料的初压应采用钢筒式压路机或关闭振动装置的振动压路机碾压两遍。因此,本文的仿真选取10 t的压路机以4 km/h的速度碾压两遍。

2 仿真结果分析

2.1 接触力场

采用上述模型,从细观角度对混合料颗粒集合的接触力场进行分析。图2为过程中接触力场的局部放大图。接触力场中的直线段宽度代表接触力的大小,直线段方向代表接触力的方向。可以看出,混合料颗粒间的接触力大致成梯形分布,分布区域边界较为明显。随深度的增加,接触力分布范围变大,接触力值变小。这一现象刚好符合光轮碾压的基本原理。

2.2 接触应力的分布

在模型的不同深度布置了多个测量圆,跟踪其在碾压过程中的接触应力,测量圆半径均为0.020 m。压实荷载移动到指定位置,并充分平衡后,读取测量圆内的接触应力。由此得到压实荷载引起的接触应力随深度的变化曲线,见图3。

图3中的另一条曲线为壳牌沥青路面设计软件BISAR3.0计算出的相应深度应力值,该软件是基于连续理论开发的,在此作为连续介质应力解,与本文得到的离散介质应力解进行比较。

从图3可以看出,无论是基于连续介质理论还是离散介质理论,在压实荷载作用下,模型内接触应力都是随路面深度的增大而减小。同时,在沥青层层顶和层底位置,两种方法所计算出的应力值都是比较接近的。由于通常的路面力学计算,只关心路面层层顶和层底的力学状态,基于这一要求,本文所采用的离散元模型,已经可以准确地给出碾压过程中沥青层内的应力分布的定性及定量结果。进一步地研究除层顶及层底外的沥青层内部应力分布,还可以看出,在整个碾压过程中,离散元应力解总是小于连续介质力学的应力解,这是因为离散单元考虑到了微观层次上混合料颗粒间不同方向的摩擦嵌挤作用,这种作用抵消掉了模型中一部分竖向应力。图3中两条曲线最大的不同之处在于,连续理论应力解随模型深度的增加基本呈线性递减,而离散元理论应力解随深度的增加大致呈指数形式衰减。这是因为,连续理论认为层内应力连续,那么在模量、泊松比等参数不变的情况下,其应力解必然随深度增加呈均匀分布。也正是因为这个原因使得连续介质力学方法难以体现结构层内部真实的应力分布情况。而图4中基于离散元的仿真结果明确显示,路面结构中应力随深度的增加呈指数形式衰减,且在距离模型表面高度约30%以上位置,结构中接触应力随深度衰减很快,而在此以下位置,接触应力随深度衰减缓慢。这也说明碾压过程中所产生的压应力绝大部分发生在沥青层的上部,而实际施工时层内中下部的压实效果并不理想,至少是不如连续介质力学方法所计算的结果理想。这一现象的发现能够对沥青路面碾压层厚度及分层碾压方案的确定起到重要的启示和指导作用,对沥青路面压实质量的提高有着积极的意义。

3 结论

(1)针对混合料集料颗粒间复杂的微观作用机制,利用PFC自带的FISH语言编写程序,建立了沥青路面碾压分析的离散单元模型,并对碾压效果进行了仿真分析。

(2)探讨了混合料压实过程中颗粒的微观力学性能,与传统力学方法的计算结果取得了一定的一致性,即在压实荷载作用下,模型内竖向应力随路面深度的增大而减小;在沥青层层顶和层底位置,两种方法计算所得的应力值都是比较接近的,但离散介质应力解略小于连续介质应力解。

(3)得到了一些连续介质力学方法难以得到的结论:随路面深度的增大,模型内所受竖向应力数值大致呈指数形式衰减,在距离模型表面高度约30%以上位置,结构中接触应力随深度衰减较快,而在此以下位置,接触应力随深度衰减缓慢。这对于沥青路面碾压层厚度及分层碾压方案的确定有重要的启示作用

(4)实现了沥青路面压实的可视化过程。通过这一过程,可以清楚地得知所模拟混合料颗粒在压实荷载作用下的受力情况,路面结构在各个时刻的状态也很明确,这将有助于改善铺层的压实质量。

采用离散单元法对沥青路面进行仿真分析是一种可行的、具有潜力的研究方法。本文的研究是尝试性的,如果能够进一步应用于真实的多层体系沥青路面结构的研究,其理论与工程意义将是非常深远的。

参考文献

[1]Cundall P A.PFC2D user s manual(Version3.1).Minnesota:Itas-ca Consulting Group Inc,1999

[2]王端宜,赵熙.沥青混合料单轴压缩试验的离散元仿真.华南理工大学学报,自然科学版,2009,印刷中

[3]王端宜,赵熙.沥青路面碾压过程的离散元仿真.科学技术与工程,2009;9(8):2257—2259

温拌沥青混合料压实特性研究 第2篇

沥青混合料掺加温拌剂的主要目的是改善沥青混合料的压实性能。通过粘度试验可知, 在沥青中掺加温拌剂并没有降低沥青的粘度, 因此, 单纯靠沥青的粘温曲线不能确定压实温度, 有必要通过沥青混合料的击实或者旋转压实来确定温拌沥青混合料的成型温度。

为了全面了解掺加温拌剂的压实特性, 试验采用两种常用的沥青:70#和SBS (I-D) 改性沥青;采用两种试验方法;马歇尔击实法和GTM方法;集料采用两种级配类型:连续级配和断级配, 确定各自的最佳沥青用量。以此最佳沥青用量, 在不同温度下用马歇尔法成型试件, 观察其空隙率变化规律, 进而确定最佳拌和施工温度。

2 连续级配的压实特性

采用的级配见表1, 油石比采用4.4%, 温拌剂与沥青的比例为10∶90。

2.1 马歇尔击实法空隙率变化特性

按照表1的级配, 对温拌SBS (I-D) 改性沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃五个不同温度下的马歇尔试验, 对热拌SBS (I-D) 改性沥青混合料, 分别进行120℃、130℃、140℃、150℃、160℃五个不同温度下的马歇尔试验试验, 结果见表2、表3及图1。

按照表1的级配, 对温拌70#沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃五个不同温度下的马歇尔试验, 对热拌70#沥青混合料分别进行100℃、110℃、120℃、130℃、140℃五个不同温度下的马歇尔试验, 试验结果见表4、表5及图2。

由试验结果可知, 随成型温度改变, 两种沥青混合料的空隙率有类似的变化规律。总的来说, 在试验的温度区间内, 随着成型温度的升高, 空隙率呈减小的趋势。110℃是一个分界点, 成型温度110℃以上, 空隙率变化趋缓;但110℃以下, 随着成型温度的降低, 试件空隙率急剧增大。这说明110℃以下, 温拌添加剂起到的润滑作用已经不能抵消沥青工作性急剧降低带来的影响。在110~130℃内细分, 120~130℃是个稳定的区间, 在此温度区间内成型的试件空隙率基本没有变化。以4%的空隙率作为控制空隙率, 两者达到4%空隙率时的击实温度基本上相差了40℃。

2.2 GTM法空隙率的变化规律

采用美国工程兵旋转压实剪切试验机 (GTM) , 设定垂直压强为0.7MPa, 达到平衡状态为控制标准。分别对温拌及热拌沥青混合料进行不同温度下的试验, 来确定温度与空隙率、转数的关系。

按照表1的级配, 对温拌SBS (I-D) 改性沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃、140℃、150℃七个不同温度下的试验, 对热拌SBS (I-D) 改性沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃、140℃、150℃、160℃八个不同温度下的马歇尔试验, 试验结果见表6、表7和图3、图4。

按照表1的级配, 对温拌70#沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃、140℃、150℃七个不同温度下的试验, 对热拌70#沥青混合料分别进行90℃、100℃、110℃、120℃、130℃、140℃、150℃、160℃八个不同温度下的GTM试验, 试验结果见表8、表9和图5、图6。

同样, 采用GTM成型试件, 随着成型温度的升高, 空隙率呈减小的趋势。110℃是一个分界点, 成型温度110℃以上, 空隙率变化趋缓;但110℃以下, 随着成型温度的降低, 试件空隙率急剧增大。120~130℃是个稳定的区间, 在此温度区间内成型的试件空隙率基本没有变化。

从沥青混合料压实到平衡状态时旋转的次数看, 沥青混合料在120~130℃时, 旋转的次数基本相当。

3 间断级配的压实特性

采用SAC13级配, 油石比4.5%, 采用GTM进行试验为平衡状态, 沥青采用70#, 试件采用蜡封法测定密度。级配见表10, 空隙率的变化见表11、表12和图7、图8。

对SAC13来说, 沥青混合料的空隙率在大于100℃以上时变化不太明显, 并且压实到平衡状态时的旋转次数也变化很小。

4 确定合理的压实温度

不同级配和不同成型方法在不同温度时沥青混合料空隙率的变化曲线表明, 采用表面活性温拌技术的合理压实温度为110~130℃, 分析主要有以下几方面的原因:

(1) 110℃以下时, 沥青粘度增加的作用更加显著, 水膜的润滑作用不及沥青粘度的增加, 造成空隙率增幅加剧。

(2) 110-130℃区间, 沥青粘度随温度降低持续显著增加, 但水膜润滑作用更加明显, 此消彼长, 目标空隙率保持恒定。

(3) 130℃以上时, 沥青的粘度已经降到较低的值, 水膜因温度增加加剧损失, 压实曲线接近热拌。

温拌沥青的拌合和摊铺温度都可以比同型热拌混合料下降30~40℃。一般不主张通过调整混合料的操作温度来保证温拌的压实工作性能。理由有二:一是温拌压实对温度变化较不敏感, 升高操作温度改善工作性效果非常有限;二是过高的混合料温度 (比如>150℃) , 很可能会破坏表面活性有效成分, 进一步破坏水膜结构, 反而有可能造成温拌混合料工作性丧失。

5 结束语

考虑WMA相对HMA的优势就在于拌和施工温度低, 从而节能环保, 因此没有必要为了追求非常小的压实功能改善而进一步提高施工温度。建议施工碾压温度在120~130℃, 室内试验的试件成型温度, 取此区间的中值125℃, 拌和温度取130℃。

参考文献

[1]秘相敏.温拌添加剂对沥青及沥青混合料性能的影响研究[D].西安:长安大学, 2012.06.

[2]冉维廷, 毕玉峰.基于表面活性技术的温拌沥青混合料研究[J].石油沥青, 2011, 25 (5) .

压实特性 第3篇

膨胀土在合肥地区分布也较为广泛,近几年来,在构筑“一主城、四中心、一滨湖新区”的现代化大城市框架指导下,合肥城区在不断扩大,老路改造、旧桥拓宽加固、城市规划道路的新建,其在设计和施工过程中常常碰到膨胀土地质情况。

1 合肥地区膨胀土特性

1.1 膨胀土的岩性特征

合肥地区膨胀土由第四系上更新统黏性土构成[1]。岩性自上而下为:上部1 m～3 m为棕色亚黏土,硬塑,含铁、锰质结核及薄膜,柱状节理发育,节理面光滑,并多见有擦痕;中部3 m～5 m为棕黄及土黄色黏土、亚黏土,含铁、锰质结核,柱状节理发育一般,硬塑;下部5 m～30 m为棕红色黏土、亚黏土,含灰白色铝质条带,硬塑,柱状节理不发育。土体结构复杂,为骨架结构。单体矿物无定向排列,少数具基质结构,镜下积聚体内部排列紧密。区内膨胀土的颗粒组分:以小于2 μm为主,含量30%～40%;小于5 μm者为50%～60%。由于区内膨胀土颗粒较细,比表面积大,因此,塑性含水量变化范围也大,塑性较强。矿物组分:石英为30%～47%,蒙脱石为15%～30%,伊利石为10%～22%,长石为3%～12%,高岭石为2%～9%。土体中亲水性矿物蒙脱石和伊利石含量较高是合肥地区膨胀土的主要矿物特征。

1.2 膨胀土的工程地质特征

合肥地区膨胀土的主要物理力学性质指标:天然含水量(w)为26.7～39.0,重度19.7 kN/m3～20.1 kN/m3,孔隙比0.69～0.92,液限46.0%～49.0%,塑限29.0%,塑性指数20.0,液性指数0.16,膨胀土的高含水性、高孔隙比等特征表明,其具有较强的胀缩特性。自由膨胀率40.0%～75%,Fs≥40%,属弱～中等强度的膨胀土。

2 膨胀土对道路的破坏

合肥地区国道、县道及市区道路均存在不同程度的开裂及鼓起现象。危害最严重的是合(肥)—宁(南京)高速公路、合肥市区二环路、黄山路等道路。由于道路建设较早,结果导致全线的混凝土路面出现开裂、破碎现象,致使道路无法正常运行。目前,二环路正在进行改造,合(肥)—宁(南京)高速公路、市区黄山路等道路也于近几年进行了全线维修。

膨胀土对公路的路堤基床的危害:在1 m～2 m的高度范围内,路堤基床表面的胀缩作用较为明显。在旱季常形成纵向裂缝,雨季降雨则沿裂缝入渗,浅表层含水量的增加,易造成路堤滑塌。因城市道路路床下一般都分布有多种地下管线,所以膨胀土对城市道路的危害更加普遍。

3 膨胀土处理设计

3.1 对路床土一般土体的处理

换土是膨胀土路基处理方法中最简单而且有效的方法[2,3,4]。顾名思义换土就是挖除膨胀土,换填非膨胀土或砂砾土,换土深度根据膨胀土的强弱和当地的气候特点确定。在一定深度以下的膨胀土含水量基本不受外界气候的影响,该深度称之为临界深度,该含水量称之为该膨胀土在该地区的临界含水量。

膨胀土对道路工程产生危害的根源是其胀缩性,因此,对膨胀土加固处理就是要稳定其含水量,减小其胀缩性。通过掺加石灰、水泥、粉煤灰、氯化钙等,改变土体的胀缩性,提高其强度、模量,达到稳定的效果。国内外大量试验和实践表明:掺石灰的效果较佳,且石灰是一种价廉的工程材料,用于路基膨胀土较其他掺合物性价比要高。近几年合肥地区道路建设中,普遍采取了石灰改性的处理方法,应用效果很好。

应通过物理和力学性质、胀缩性、水稳性等试验来确定适当的掺石灰剂量。石灰的用量应综合考虑压实土的胀缩性、胀缩总率、力学要求、在结构层中的作用及经济合理性来确定。合肥工程实践中多掺灰6%处理。施工步骤为:准备工作(消解石灰、备料、焖料)→运输、摊铺及拌和→整形→碾压。

3.2 对路床下管涵等构筑物处回填土的处理

在规划阶段,尽量避免将地下管线布设在机动车道路面下。若因红线宽度限制,机动车道路面下需布设地下管线,则管线周边回填土需特殊处理。对于沟槽回填土一般掺灰6%改性处理后填筑,而管涵涵身用30 cm厚8%灰土包管处理;对于检查井周边回填土一般也掺灰6%改性处理后填筑,靠近井边不易压实处用二灰碎石夯实。另外,对于机动车道边宽度超过4 m的绿化带下设盲沟,以截走地表下渗的雨水,确保机动车道路床土相对封闭。

4 改性膨胀土路基压实标准

因合肥地区膨胀土大多为中等或中等偏弱膨胀土,且含水量一般都较高,实际施工中,压实度一般难以达到96%。2006年1月笔者设计了合肥四里河路,工程施工中对改性膨胀土路基压实标准进行了初步的探讨。

四里河路为合肥城市森林公园南北向主轴线道路,也是合肥市“二环九射”道路交通格局中的“一射”,为城市主干道,交通地位突出。道路北起砀山路,南至濉溪路,全长为2 817.65 m。工程于2006年5月开工建设,2007年6月建成通车。道路路基设计压实度见表1[5],土基顶面竣工验收弯沉值按Ls=279.4(0.01 mm)控制。

道路位于规划的城市森林公园内,当时城市森林公园正在开发建设,施工时就近利用公园内的土源回填。根据地质报告,土源土质含水量较高(25%～27%),土质最佳含水量为16.9%,且为中等膨胀土(Fs=60%～85%)。施工时选取了100 m机动车道路段进行了回填压实试验。要求回填时掺灰6%改良处理,掺灰后含水量为20%～21%,压实养生后,经相关检测单位检测:填方各区间自上而下压实度为93%～94%,92%～93%,90%～91%,土基顶面弯沉值Ls=260(0.01 mm)左右。弯沉值满足要求,但路基压实度均未达到设计要求。后采取更换压实机械、加大掺灰剂量等多种措施,压实度均无法达到95%～96%。综合分析检测单位检测的数据及试验段情况,认为主要原因是土源为膨胀土,而压实时含水量偏大,用更大功率的压实机械或加大掺灰剂量没有多大意义。

经多次试验后,决定调整改性膨胀土回填路段路基压实控制标准为:填方各区间自上而下压实度为不小于93%,不小于92%,不小于90%,土基顶面竣工验收弯沉值仍按Ls=279.4(0.01 mm)控制。

该路竣工使用已有一年半,从使用情况看,处理效果很好。

5 结语

膨胀土是影响道路及其他构造物建设的一种特殊土质,在实际工程中,其破坏力是巨大的。解决膨胀土的问题,应着重从影响其物理、力学性质变化的内在因素和外在因素上考虑,从而通过合理且适用的施工工艺达到处理的目的。合肥地区的膨胀土分布广泛,且具有很普遍的特性,处理方法已较成熟。

对于含水量较大的膨胀土,采取合理的碾压工艺和掺加适量的石灰,在实际含水量比最佳含水量略高(一般不超过4个百分点)的情况下压实,当路基顶面竣工验收弯沉值满足设计要求时,路基压实度较规范规定可适当降低1%～3%。

参考文献

[1]郝安宁.皖中膨胀土的危害机理研究[J].中国地质灾害与防治学报,2003,14(3):67-70.

[2]朱惠君.高速公路路基设计与施工[M].北京:人民交通出版社,1998.

[3]陈振木.城市道路工程施工手册[M].北京:中国建筑工业出版社,2007.

[4]JTG F10-2006,公路路基施工技术规范[S].

[5]JTG D30-2004,公路路基设计规范[S].

压实黄土三轴湿化变形特性试验研究 第4篇

土样由干变湿时发生的变形叫土的湿化变形[1]。对土样遇水湿化变形特性的研究, 目前大多偏于粗粒土[2,3]及膨胀土[4]等, 而对黄土湿陷性的研究主要集中于利用固结仪进行单向湿陷变形特性领域, 三轴湿化变形的研究目前比较少[5]。随着我国公路建设的迅速发展, 不仅出现大量穿越湿陷性黄土地基的情况, 也出现大量的黄土高路堤路基。黄土路堤在遇水浸入的情况下, 沉降在短时间内迅速增加, 出现类似粗粒土湿化变形的特点。郑颖人等在《湿陷性黄土地区跑道修复技术研究》项目中对湿陷性黄土地区修建的机场道基沉降考察中也发现, 道基湿陷系数未达到湿陷指标, 但其沉降又与水的渗入有关。因此开展对较低围压下黄土三轴剪切湿化变形特性及影响因素的研究, 不仅对黄土地基处理具有指导意义, 在黄土高路堤等的理论设计及工程应用上也具有实际意义。

1 三轴湿化试验

1.1 试样基本情况

土样取自陕西杨凌地区, 取样深度为4 m左右, 属于Q3黄土, 呈褐黄色, 土质均匀。其物理性质指标见表1。

1.2 试验步骤

试验采用三轴剪力仪, 试样尺寸为3.91 cm8.0 cm。湿化采用从试样底部排气孔注水, 由试样顶部试样帽排气的方法。

压实黄土三轴湿化试验是在某一围压某固结应力状态下固结稳定后从试样底部以一恒定水头浸水, 使试样产生湿化变形并达到新的稳定状态, 即湿化稳定。湿化稳定标准为除要求轴向应变和体变速率均满足0.01 mm/10 min。

(1) 试样固结。

在不同围压和固结压力下将土样进行固结。考虑到公路工程实际中常见路基填筑高度和车辆荷载影响深度等因素[6], 在此围压只选取50、100、150 kPa 3个标准。固结稳定标准与湿化稳定标准相同。

(2) 试样剪切湿化。

湿化过程中保持水头恒定, 记录不同时刻的体积及轴向变形, 体变通过排水管量测;并记录出水时刻。湿化稳定后, 停止试验。

2 试验结果与分析

2.1 湿化稳定时间分析

土样浸水需要一个时间过程, 因此为了探究在土样未完全湿化破坏时再次达稳定状态所需时间, 有必要考察不同条件下湿化稳定所需时间, 代表性试验结果如表2示。

以上结果表明, 在试样未破坏的范围内, 其他条件相同条件下, 土样浸水湿化达到稳定状态所需时间随所加主应力差的增大而明显增加;随试样初始含水率的增大亦略有增大;随湿化水头、围压和初始压实度的增大而减小。

2.2 不同初始条件下湿化轴向应变随时间的变化规律

为说明土样在特定条件下湿化过程和变形规律, 据试验数据整理绘制不同条件下湿化轴向应变过程曲线, 见图1。图1表明:

(1) 试样在一定围压和初始条件下, 没有明显的起始变形, 但土样湿化到一定程度时, 具有较明显的临界压力;一旦主应力差超过此临界压力值, 湿化应变急剧发展。试样湿化引起了的土体结构的变化, 使得土样所能承受的临界压力值急剧下降。

(2) 在临界压力以内, 湿化轴向应变随着围压的增大而减小, 且在较大围压下变形速率明显减小;如图1 (b) 显示围压从100 kPa增至150 kPa时轴向应变变幅远小于从50 kPa至100 kPa的变幅。

(3) 相同围压和主应力差下, 初始含水率越接近最优含水率, 湿化轴向应变曲线越平滑, 土样初始含水率较小时湿化曲线有突变, 图1 (c) 所示情形下10%的初始含水率土样的湿化稳定应变值约为18%含水率土样的2倍。

(4) 随着压实度的增大, 试样固结稳定后湿化轴向变形相应减小, 并且随压实度的增大, 湿化变形开始时刻越滞后, 压实度越小湿化过程曲线越陡峭。因为压实度越小, 土样孔隙率越大, 水分也就越容易进入, 土样的结构也就越容易遭到水体的作用而破坏;相反在较大的密实度下, 水分较难渗入土样, 也较难破坏密实的土体结构, 如图1 (d) 所示。

(5) 随着湿化水头的增大, 湿化曲线越陡, 即湿化速率越大, 且湿化变形增大。因为高湿化水头产生高水压力, 使得水进入土体的速率增加。如图1 (e) 所示。

2.3 湿化变形影响因素分析

常规三轴试验是测试土样二维变形特性试验研究的最基本最易实现的手段之一, 通过量测试验过程中排水管中排出水的体积和渗水管中渗入土内水的体积即可确定体变。湿化体变量为湿化结束后的总变形量与土样固结稳定后湿化开始时的变形量差值, 即:

undefined

式中:εundefined为湿化体应变, %;εv为总体应变;εv0为湿化初始体应变。

路基黄土湿化变形常见影响因素有初始含水率、压实度、围压、湿化应力及湿化水头, 表3所示为各不同条件下土样稳定湿化变形值。

观察表3数据发现:围压等条件一定时, 湿化轴向应变随主应力差的增大而明显增大, 但体变却随湿化压力的增大而减小;湿化轴向应变与体变εundefined均随着围压的增大逐渐减小, 但体变与轴向应变并不保持同步, 轴向应变幅度较大。

随着初始含水率的增大, 湿化轴向应变和体变均明显减小。可解释为随着试样初始含水率的增加, 土样结构软化, 土颗粒间摩擦阻力降低, 土的压缩模量降低, 在相同围压下其固结体变性能高, 试样固结后变得更为紧密, 浸水过程缓慢且浸水后引起的湿化附加体积变形相应减小。

不同压实度条件下, 湿化变形随着压实度的增大明显减小。压实度为92%时, 湿化体变仅为0.88%, 而压实度为80%时, 湿化体变达2.1%。因为随着压实度的增大, 土颗粒由棱角状逐渐变圆, 棱角减少, 颗粒接触方式由点式接触、线接触转变为面接触, 比表面积更大, 孔隙也大为减少。随着湿化水头的增加, 轴向变形和体变均有所增加。

3 结 语

(1) 土样固结稳定后浸水湿化再次达到稳定状态所需时间随所加主应力差的增大而明显增加;随试样初始含水率的增大而略有增加;随湿化水头、围压和初始压实度的增大减小。

(2) 一定围压和初始条件下, 土样湿化过程中轴向应变随主应力差的增加而增大, 且一旦主应力差超过某一特定的临界压力值, 湿化变形将急剧发展, 此临界压力值与压实度、含水率等因素相关。在临界压力范围内, 轴向应变随着围压、初始含水率、压实度的增大而减小, 并且湿化轴向应变曲线也随着趋于平滑;轴向应变随湿化水头的增加而略有增加。

(3) 体变随着主应力差、围压、初始含水率、初始压实度的增大均有所减小, 但随着湿化水头的增大而增大。

(4) 试验仅考察了压实黄土湿化变形各影响因素下的变形规律, 但不同条件下具体多少水分渗入或渗入深度多大时土样湿化变形开始产生, 变形开始后与继续渗入的水量间的关系如何, 有待进一步深入研究。

参考文献

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压实特性 第5篇

1 实 验

1.1 原料

实验所采用的沥青是辽宁盘锦90号重交通道路石油沥青。温拌剂是由阿克苏诺贝尔公司生产的Rediset型沥青温拌剂,按照2%比例系数直接将温拌剂掺入到沥青中搅拌,搅拌10 min即可得到所需的温拌沥青。

1.2 方法

试验采用布洛克菲尔德旋转粘度计(Brookfield)测量基质沥青与温拌沥青在115 ℃、135 ℃、155 ℃、175 ℃下的粘度。通过马歇尔设计法可以得到各项性能均满足公路沥青路面施工技术规范(JTG F402004)要求的密级配AC-13,如图1所示。按照所得到的AC-13级配进行旋转压实试件成型。在相同油石比下,改变矿料温度、拌和温度和压实温度进行旋转压实试验(如表1所示),比较温拌沥青混合料与热拌沥青混合料的压实特性。

2 结果与分析

2.1 粘温性能

图2粘度温度变化曲线结果表明,在相同的温度时,与基质沥青相比,加了2%温拌剂的温拌沥青的粘度没有很明显的下降。按照规范《公路沥青路面施工技术规范》(JTG F-2004)对于基质沥青采用170±20厘泊和280±30厘泊对应的等粘温度作为沥青混合料的拌和与压实温度。得到掺入2%温拌剂的温拌沥青与基质沥青的拌和温度和压实温度分别是162 ℃和145 ℃,165 ℃和148 ℃,实验结果相差也不大,所以单独只从粘度变化来评价温拌剂的温拌效果并不可行。

2.2 温拌沥青旋转压实特性研究

旋转压实成型试件过程中,电脑自动监控试件的高度,通过计算,可得出不同旋转压实次数对应的试件压实度。压实度与压实次数的关系曲线图,即为旋转压实密实曲线。它反映的是沥青混合料在摊铺、碾压和使用过程中的密实度变化情况。由上图3试验结果可以得出,不管是热拌沥青混合料还是温拌沥青混合料,都是随着温度的升高压实越容易,并且所需的压实功也随着压实次数的增加而增大,压实度与压实次数成指数关系。

同时,在相同压实次数下,加入温拌剂的温拌沥青混合料在较低温度下压实度大于普通热拌混合料的压实度,更易于压实,温拌剂对沥青混合料起到良好的温拌和润滑作用。当温拌沥青混合料的压实温度降到115 ℃时,其压实特性优于正常热拌沥青混合料(150 ℃)的压实特性,并且拌和温度降低了35 ℃。对比压实温度为130 ℃和150 ℃时温拌沥青混合料的压实特性发现,温拌沥青在低温130 ℃时的压实度比高温150 ℃大。说明在一定温度范围内,压实温度越低,温拌相对于热拌沥青混合料容易被压实的这种特性越明显。

综合粘度和旋转压实特性的实验结果可知,对于新型温拌剂仅仅从降低粘度的能力去评价温拌剂的效果是不可行的。该种新型温拌剂并不是通过降低沥青粘度来降低沥青混合料拌和压实温度从而起到温拌的效果的,而是通过加入的温拌剂在沥青各组分之间起到一种润滑剂的作用来降低沥青的拌和压实温度。该文提出通过旋转压实试验来比较沥青混合料不同温度下压实过程中压实度的变化来评价温拌剂的压实效果。旋转压实特性评价方法更加贴近实际工程施工,有效的模拟了路面碾压过程,对新型温拌剂(增加润滑作用)的合理掺量、压实温度和温拌效果的评价起到良好作用。

3 结 论

a.Rediset型沥青温拌剂并不是通过降低沥青粘度而起到温拌作用,主要是通过提高沥青组分之间的润滑作用而降低沥青混合料的拌和压实温度。

b.同一碾压温度下,温拌沥青混合料比热拌沥青混合料更容易被压实,并且压实温度越低,这种特性越明显。与普通热拌沥青混合料相比,Rediset型沥青温拌剂能将拌和温度降低20～30 ℃。

c.采用温拌沥青混合料的压实特性评价温拌剂的温拌效果可初步确定温拌剂合理掺量及压实温度,能很好的评价温拌剂的温拌效果。

摘要：为了研究Rediset型沥青温拌剂对沥青混合料性能的影响,该文通过布洛克菲尔德旋转粘度计(Brookfield)测定温拌沥青的粘度和旋转压实实验表征温拌沥青混合料的压实性能。结果表明Rediset型沥青温拌剂对沥青粘度影响很小,而温拌沥青混合料的压实特性曲线能很好的评价温拌剂的温拌性能,可以作为评价沥青温拌剂性能的一项指标。

关键词：温拌沥青,粘度,旋转压实

参考文献

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