不同含水狀態(tài)火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料動(dòng)力特性及累積變形規(guī)律研究

梁多偉，羅 強(qiáng)，謝宏偉，劉孟適

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，成都 610031；2.高速鐵路線路工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，成都 610031)

1 概述

火山渣是火山噴發(fā)的碎屑產(chǎn)物之一，是由拋入空中的多孔狀塑性熔漿團(tuán)，在空中冷凝成固態(tài)后撞擊地面破碎而成的巖塊。具有形狀不規(guī)則、輕質(zhì)且內(nèi)部多聯(lián)通孔隙等特征[1，2]。新建Addis Ababa-Djibouti鐵路是Ethiopia物資進(jìn)出口的主要通道，全長740 km，西段(sebeta-mieso)約327 km穿越東非大裂谷，沿線火山渣填料分布廣泛且儲(chǔ)量豐富?，F(xiàn)場試驗(yàn)研究表明[3]，火山渣與土質(zhì)礫砂按體積比3∶1進(jìn)行摻配后，其壓實(shí)指標(biāo)能滿足我國II級鐵路對基床底層填料的要求。而基床層是動(dòng)荷載作用最為顯著的區(qū)域，火山渣顆粒形狀的不規(guī)則且內(nèi)部多孔隙特性，使得其相較于一般礫石顆粒在水及列車動(dòng)荷載耦合作用下可能會(huì)產(chǎn)生較為顯著的顆粒破碎，進(jìn)而引起土體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的突然降低，產(chǎn)生過大的變形。在宏觀上表現(xiàn)為路基的沉陷、開裂及失穩(wěn)等病害，嚴(yán)重影響路基的工作狀態(tài)和使用壽命。

目前，國內(nèi)外學(xué)者就火山渣靜力學(xué)特性已開展了大量的研究工作[4-10]，但對火山渣或其改良填料動(dòng)力特性卻鮮有文獻(xiàn)報(bào)道。為此，結(jié)合新建的Ethiopia鐵路工程，以sebeta-mieso段DK21+200處火山渣顆粒為研究對象，開展體積摻配比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料的室內(nèi)動(dòng)三軸試驗(yàn)。研究火山渣在制樣、動(dòng)載作用下的顆粒破碎程度，探討圍壓及含水狀態(tài)對改良填料臨界動(dòng)應(yīng)力及變形特性的影響規(guī)律，為火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在鐵路基床結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用提供試驗(yàn)和理論依據(jù)。

2 火山渣基本物理性質(zhì)

采用DX-2000型X射線衍射儀對圖1所示火山渣顆粒進(jìn)行XRD分析[11]，結(jié)果如表1所列。由表1可知，構(gòu)成火山渣主要成巖礦物為長石族，包括高溫鈉長石(31.2%)、拉長石(26.6%)、中長石(10.1%)，不含蒙脫石、伊利石、高嶺石等具有親水特性的次生礦物，反映出其應(yīng)具有較好的水穩(wěn)定性。

圖1 火山渣顆粒

表1 火山渣礦物組成成分

圖2所示為火山渣填料的級配曲線，其不均勻系數(shù)Cu=13.3，曲率系數(shù)CC=1.7，最大粒徑不大于60 mm，40～60 mm粒徑顆粒含量為1.0%，20～40 mm粒徑顆粒含量為6.0%，大于2 mm粒徑顆粒含量為70.9%，小于0.075 mm粒徑顆粒含量僅為0.6%。根據(jù)規(guī)程[12]得出火山渣屬于級配良好的細(xì)角礫路基填料。擊實(shí)試驗(yàn)結(jié)果如圖3所示，其最大干密度ρdmax及最優(yōu)含水率ωopt分別為1.46 g/cm3和10.3%

圖2 火山渣及其摻配土質(zhì)礫砂改良填料級配曲線

圖3 火山渣填料擊實(shí)曲線

3 動(dòng)三軸試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)采用英國GDSLAB振動(dòng)三軸試驗(yàn)系統(tǒng)，見圖4。其最大軸向力為20 kN，精度為0.1%；最大軸向位移為100 mm，精度為0.001 mm；最大圍壓為2 MPa，精度為1 kPa；作用頻率2～10 Hz。該系統(tǒng)主要由軸向驅(qū)動(dòng)裝置、圍壓控制系統(tǒng)、反壓控制設(shè)備、量測系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集和分析系統(tǒng)組成。試驗(yàn)過程中的加卸載、程序控制、數(shù)據(jù)采集均通過計(jì)算機(jī)自動(dòng)采集完成。

圖4 GDS三軸試驗(yàn)系統(tǒng)

3.2 試驗(yàn)土樣及制備

試驗(yàn)所用土質(zhì)礫砂取自sebeta-mieso段DK21+200處，其物理力學(xué)性質(zhì)見表2。將火山渣與土質(zhì)礫砂按3∶1的體積比例關(guān)系進(jìn)行配比后，采用篩析法測得其顆粒級配曲線如圖2所示。體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料的不均勻系數(shù)Cu=52.0，曲率系數(shù)CC=2.7，屬于級配良好的細(xì)角礫填料[12]。此外，采用標(biāo)準(zhǔn)重型擊實(shí)試驗(yàn)(Z3)[13]方法測得改良填料的最大干密度ρdmax及最優(yōu)含水率ωopt分別為1.59 g/cm3和11.3%。

表2 土質(zhì)礫砂物理性能指標(biāo)

制樣時(shí)，先將火山渣與土質(zhì)礫砂按體積摻配比3∶1進(jìn)行充分拌和均勻后，加水配至其最優(yōu)含水率并置于保濕器內(nèi)浸潤24 h，使水分在土中分布均勻。之后采用對稱壓樣法[14]分5層將試驗(yàn)土樣制成直徑100 mm，高200 mm的試樣，其中壓實(shí)度按93%進(jìn)行控制。在制樣的過程中，為了避免各層之間出現(xiàn)分層的現(xiàn)象，在層與層之間的接觸面上均進(jìn)行刻毛處理。制樣完成后，將試樣從飽和器中取出并測量其質(zhì)量、直徑以及高度。

試樣飽和采用水頭飽和的方式進(jìn)行，具體飽和方法如下[13]：①將試樣安裝于三軸試驗(yàn)儀底座上后，對試樣施加18 kPa的側(cè)向圍壓，并于試樣底部施加10 kPa的反向壓力，使蒸餾水由試樣底部進(jìn)入，從頂部溢出；②當(dāng)流入水量和溢出水量在30 min內(nèi)恒定且相等時(shí)，認(rèn)為試樣飽和完畢；③關(guān)閉排水閥并使試樣靜置24 h。

3.3 試驗(yàn)方案

路基土加載頻率與列車運(yùn)行速度、車輛定距、前后兩節(jié)車的相鄰轉(zhuǎn)向架中心距和轉(zhuǎn)向架固定軸距有關(guān)，但對路基影響最大的頻率是車輛的通過頻率，即f=v/L，其中v為列車運(yùn)行速度，L為車輛定距[15]。Addis Ababa-Djibouti鐵路為客貨共線鐵路，其設(shè)計(jì)最大列車運(yùn)行速度v=120 km/h，以C80型敞篷列車為例，取其車輛定距L=8.2 m，計(jì)算得到路基土所受作用頻率f=4.1 Hz?？紤]到儀器加載設(shè)備僅能按照1 Hz的整數(shù)倍頻率加載，故循環(huán)三軸試驗(yàn)時(shí)，荷載加載頻率f按5 Hz進(jìn)行控制，動(dòng)載加載方式采用半正弦波，如圖5所示。其中OA段代表圍壓施加階段，AB段對應(yīng)圍壓值σ3，BC段即表示施加的軸向動(dòng)應(yīng)力幅值σd。考慮到上部軌道結(jié)構(gòu)的作用，圍壓取20 kPa和70 kPa，分別模擬基床表面及基床表面以下2.5 m深度處的側(cè)壓力環(huán)境。動(dòng)應(yīng)力加載水平按式(1)確定，逐級施加，每級加載10萬次，直到試樣破壞。

σdi=ασs

(1)

式中，σs為改良填料的靜強(qiáng)度；i為加載級數(shù)，依次取1，2，3，…；α為動(dòng)應(yīng)力水平，依次取0.05，0.10，0.20，0.30，…。

為掌握試驗(yàn)過程中火山渣顆粒的破碎情況，在試樣制備完成及動(dòng)三軸試驗(yàn)完成后，將試樣烘干，并進(jìn)行顆粒篩分，以確定制樣及動(dòng)荷載對試樣級配的影響。

圖5 荷載加載過程

4 顆粒破碎特性

試驗(yàn)采用式(2)所示的相對破碎率Br對火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料顆粒在制樣及動(dòng)三軸試驗(yàn)過程中的破碎程度進(jìn)行量化[16]。

Br=Bt/Bpi

(2)

式中，破碎量Bt為試驗(yàn)前后級配曲線分別與D=0.074 mm豎線所圍面積的差值；初始破碎勢Bpi為試驗(yàn)前級配曲線與粒徑D=0.074 mm豎線所圍面積。

表3所列為體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料試驗(yàn)前后各粒組含量及顆粒破碎分析結(jié)果。改良填料在制樣過程中的相對破碎率Br為34.1%，顆粒破碎明顯；最優(yōu)含水及飽和工況試樣經(jīng)動(dòng)荷載作用后的相對破碎率Br在0.9%～2.8%波動(dòng)，相對破碎率Br較小，顆粒破碎不顯著[17]。表明體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料具有較高的抵抗動(dòng)載破碎的能力。

表3 制樣及動(dòng)載作用前后試樣各粒組含量和顆粒破碎率

5 累積塑性變形

圖6 最優(yōu)含水工況，εp-lgN關(guān)系曲線

圖6、圖7所示為體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在不同動(dòng)應(yīng)力幅值、不同圍壓和不同含水率調(diào)校下累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙與振動(dòng)次數(shù)N關(guān)系曲線。由圖6、圖7可知，隨動(dòng)應(yīng)力σd的增加，累積動(dòng)殘余應(yīng)變?chǔ)舙經(jīng)歷了由穩(wěn)定到破壞的發(fā)展歷程，即在較小的動(dòng)應(yīng)力下，試樣的累積塑性應(yīng)變逐漸趨于穩(wěn)定；而動(dòng)應(yīng)力較大時(shí)，累積塑性應(yīng)變則可能突然增大而導(dǎo)致試樣破壞。以圍壓σ3=20 kPa，最優(yōu)含水工況的改良填料為例，當(dāng)動(dòng)應(yīng)力σd=0.05σs，動(dòng)應(yīng)力σd作用5 000振次時(shí)的累積動(dòng)殘余應(yīng)變?chǔ)舙為0.07%，占10萬振次后累積動(dòng)殘余應(yīng)變?chǔ)舙的70%，即表明加載前5 000振次時(shí)，已完成大部分累積塑性變形，試樣已基本趨于穩(wěn)定。但當(dāng)動(dòng)應(yīng)力σd=0.5σs，動(dòng)應(yīng)力σd作用5 000振次時(shí)的累積動(dòng)殘余應(yīng)變?chǔ)舙為0.29%，僅占到動(dòng)應(yīng)力σd作用10萬振次后試樣累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙的24.0%。且累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙隨動(dòng)應(yīng)力σd和振次N的增加不斷增大，試樣最終趨于破壞。

圖7 飽和含水工況，εp-lgN關(guān)系曲線

圖8 不同圍壓下改良填料σd-εp關(guān)系曲線

圖8所示為不同圍壓下體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在循環(huán)作用次數(shù)N達(dá)到10萬次時(shí)，累積塑性應(yīng)變與動(dòng)應(yīng)力關(guān)系曲線。由圖8可知，改良填料累積塑性應(yīng)變隨動(dòng)應(yīng)力的增大呈非線性變化規(guī)律。在較小動(dòng)應(yīng)力作用下，累積塑性應(yīng)變增加較為緩慢，且近似呈線性增加的變化趨勢；當(dāng)動(dòng)應(yīng)力增大至某一界限時(shí)，累積塑性應(yīng)變出現(xiàn)拐點(diǎn)且急劇增大，土樣呈現(xiàn)塑性破壞的特征，尤其在飽和含水工況下，這一特征更為明顯。此外，在相同動(dòng)應(yīng)力條件下，累積塑性應(yīng)變隨圍壓的增大而減小，表明側(cè)壓力的增加能提高火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料豎向抗變形能力，有效地減小路基基床的工后沉降變形。

圖10 累積塑性應(yīng)變斜率與荷載作用次數(shù)的關(guān)系

圖9所示為不同含水工況下體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在循環(huán)作用次數(shù)N達(dá)到10萬次時(shí)，累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙與動(dòng)應(yīng)力σd關(guān)系曲線。由圖9可知，含水率對改良填料累積塑性應(yīng)變影響顯著。相同動(dòng)應(yīng)力條件下，含水率越高其對應(yīng)的累積塑性應(yīng)變越大，且隨動(dòng)應(yīng)力的增加呈不斷增大的變化規(guī)律。這主要是由于含水率的增加將導(dǎo)致細(xì)顆粒表面水膜變厚，致使顆粒間的連接作用變?nèi)?，整體抵抗動(dòng)力變形的能力變差，在相同動(dòng)應(yīng)力的作用下產(chǎn)生相對較大的動(dòng)變形。

圖9 不同含水工況下改良填料σd-εp關(guān)系曲線

6 臨界動(dòng)應(yīng)力

由圖6、圖7可知，體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在循環(huán)荷載作用下存在臨界動(dòng)應(yīng)力。即當(dāng)動(dòng)應(yīng)力超過一定水平時(shí)，塑性應(yīng)變迅速增大直至試樣破壞，而動(dòng)應(yīng)力小于該值時(shí)，隨著振動(dòng)次數(shù)的增加，塑性應(yīng)變趨于穩(wěn)定，試樣強(qiáng)化[18]。

通過分析后發(fā)現(xiàn)，當(dāng)動(dòng)應(yīng)力等于臨界動(dòng)應(yīng)力時(shí)，累積塑性應(yīng)變曲線斜率(Δεp/ΔlgN)為一常數(shù)，在動(dòng)應(yīng)力大于或小于臨界動(dòng)應(yīng)力微小范圍內(nèi)時(shí)，累積塑性應(yīng)變曲線斜率(Δεp/ΔlgN)與荷載作用次數(shù)N則呈線性關(guān)系，因此利用累積塑性應(yīng)變曲線斜率接近常數(shù)的多條曲線，可獲得填料臨界動(dòng)應(yīng)力的大致范圍[19]。圖10所示為體積摻配比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料的累積塑性應(yīng)變曲線斜率(Δεp/ΔlgN)隨荷載作用次數(shù)N的變化規(guī)律。根據(jù)累積塑性應(yīng)變曲線斜率(Δεp/ΔlgN)與荷載作用次數(shù)N的關(guān)系，可得最優(yōu)含水工況下改良填料臨界動(dòng)應(yīng)力水平α介于0.4σs～0.5σs，飽和含水工況改良填料臨界動(dòng)應(yīng)力水平α介于0.3σs～0.4σs。這與已有研究α=(0.3～0.6)σs較為一致[20]。通過對動(dòng)應(yīng)力水平α取平均值，可得最優(yōu)含水工況及飽和工況下改良填料的臨界動(dòng)應(yīng)力水平α分別為0.45，0.35。即在圍壓為20 kPa時(shí)，最優(yōu)含水工況及飽和工況下改良填料的臨界動(dòng)應(yīng)力σdc分別為176.8，98.9 kPa；圍壓為70 kPa時(shí)，最優(yōu)含水工況及飽和工況下改良填料的臨界動(dòng)應(yīng)力σdc分別為301.5，179.5 kPa，飽和含水狀態(tài)對應(yīng)的臨界動(dòng)應(yīng)力σdc較最優(yōu)含水狀態(tài)小42%左右。

現(xiàn)場實(shí)測表明，既有線路基面動(dòng)應(yīng)力實(shí)測值不大于80 kPa[21]，且動(dòng)應(yīng)力隨路基深度方向呈衰減的變化趨勢。基于以上分析得出，體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料能滿足Ⅱ級鐵路對基床底層填料動(dòng)力特性的要求。

7 結(jié)論

通過對體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料進(jìn)行的室內(nèi)動(dòng)三軸試驗(yàn)研究，得出以下結(jié)論。

(1)體積摻配比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料在制樣過程中其級配相較于制樣前會(huì)產(chǎn)生較大變化，其相對破碎率Br為34.1%；但在動(dòng)載及水和動(dòng)載耦合作用下的相對破碎率Br在0.9%～2.8%波動(dòng)，相對破碎率Br較小，顆粒破碎不顯著。

(2)體積比3∶1火山渣摻配土質(zhì)礫砂改良填料的臨界動(dòng)應(yīng)力隨含水率的增大而減小，最優(yōu)含水工況和飽和含水工況下改良填料的臨界動(dòng)應(yīng)力σdc分別約為靜強(qiáng)度σs的0.45倍和0.35倍。飽和含水工況對應(yīng)的臨界動(dòng)應(yīng)力相較于最優(yōu)含水工況平均小42%，且圍壓越小時(shí)兩者相差越大，但仍能滿足普通鐵路基床底層填料的要求。