凍融循環對風化砂改良膨脹土回彈模量影響研究

楊 俊, 李元豐, 劉世宜

(1.三峽大學 三峽地區地質災害與生態環境湖北省協同創新中心,湖北 宜昌 443002; 2.三峽大學 土木與建筑學院,湖北 宜昌 443002)

凍融循環對風化砂改良膨脹土回彈模量影響研究

楊 俊1,2, 李元豐1,2, 劉世宜1,2

(1.三峽大學 三峽地區地質災害與生態環境湖北省協同創新中心,湖北 宜昌 443002; 2.三峽大學 土木與建筑學院,湖北 宜昌 443002)

文章研究了風化砂改良膨脹土的回彈模量值與風化砂摻量、凍融循環次數之間的定性和定量關系。在膨脹土中分別摻入0、10%、20%、30%、40%、50%的風化砂,在經過0、1、3、6、9、12次凍融循環后,在杠桿壓力儀上進行回彈模量值測試。試驗結果表明:在同一摻砂比例下,風化砂改良膨脹土的回彈模量均隨凍融循環次數的增大而減小,且其回彈模量隨凍融循環次數增加呈對數形式衰減,到12次凍融循環后,趨向于穩定;在同一凍融循環次數下,風化砂改良膨脹土的回彈模量隨摻砂比例的增大先增大后減小,總體呈現下降趨勢,當摻砂比例為10%時,其回彈模量最大。

膨脹土;凍融循環;風化砂;回彈模量

0 引 言

膨脹土是一種遇水膨脹軟化、失水收縮開裂的特殊黏性土。它具有超固結性、多裂隙性、強親水性等特點,膨脹土的這些特性,導致其工程性質極差,不能直接用作路基的填料。當在膨脹土分布廣泛且土源緊張的地區修筑路基時,必須對膨脹土進行改良處理,達到相應的技術指標后,方可用作路基填料[1-5]。采用石灰、水泥、粉煤灰等外加劑進行化學改良,從而抑制膨脹土的脹縮變形,是當前工程上廣泛使用的方法。由于在湖北省宜昌市三峽庫區廣泛分布著風化砂,其棱角分明并有一定的粒徑和硬度,本文提出一種利用風化砂來進行膨脹土改良的措施,依靠風化砂顆粒之間的摩阻力來吸收膨脹土脹縮變形產生的應力,從而使膨脹土的脹縮變形得到控制。一系列的室內試驗表明,摻風化砂能較好地遏制膨脹土的脹縮變形。

回彈模量反映了土基彈性變形階段內,在垂直荷載作用下抵抗豎向變形的能力,是路基設計需要考慮的主要強度指標,在公路項目的設計、施工、驗收中,路基回彈模量都是一個極其重要的指標。在季節性的凍土地區,路基土體受到凍融循環的反復作用后,不僅土顆粒之間的聯結力被破壞,使土顆粒重新排列,土體的含水率也發生變化,使土體在凍融循環過程中產生沉降變形,導致路基破壞。由于凍融作用使土體的強度降低,其回彈模量必定會受凍融循環作用的影響[6-13]。本文在膨脹土中摻入不同質量比的風化砂,按照試驗規程制作標準試樣;然后再對這些試樣進行不同次數的凍融循環;最后進行室內回彈模量試驗,并對試驗數據進行深入分析,得到了風化砂改良膨脹土在凍融循環反復作用下回彈模量的變化規律,建立了不同摻砂比例下凍融循環次數與改良膨脹土回彈模量之間的數學模型,為三峽庫區風化砂改良膨脹土在實際工程中的應用提供了理論依據和參考。

1 試驗所用材料及試驗方案

1.1 膨脹土

土樣取自湖北省宜昌市某一級公路施工現場,為灰白色膨脹土。按照文獻[14],采用篩分法和密度計法相結合測定試樣不同粒徑組的質量分數,利用光電式液塑限聯合測定儀測定試樣的界限含水率,并進行相對密度及自由膨脹率等試驗。試驗結果如下:試驗所用膨脹土主要由35.11%的砂粒組、52.88%的粉粒組及12.01%的黏粒組構成,液限wL、塑限wP和塑性指數IP分別為46.1%、18.9%、27.2%,天然含水率為29.43%,天然密度為1.89 g/cm3,重力密度為18.52 kN/m3,相對密度為2.66,活性指數為1.43,自由膨脹率為53%。

根據文獻[15]可以判別,該土樣液限接近50%,自由膨脹率為53%,塑性指數大于25,具有顯著的吸水膨脹和失水收縮2種變形特性,基本可定性為高液限弱膨脹土,必須經過處理才能用作路基填料。

1.2 風化砂

對改良所用風化砂進行顆粒分析及相對密度試驗,并在取料時對其天然含水率及天然密度進行測定。試驗結果如下:試驗所用風化砂主要由0.65%的粗粒組、72.70%的中粒組及26.65%的細粒組構成,不均勻系數為51.61,曲率系數為13.16,天然含水率為11.54%,天然密度和重力密度分別為1.65 g/cm3和16.17 kN/m3,相對密度為2.16,活性指數為0.31。由此可見,試驗用風化砂顆粒尺寸比較單一,級配不良。

1.3 風化砂改良膨脹土對膨脹指標的影響

將風化砂按質量比分別為10%、20%、30%、40%、50%摻入膨脹土中,分別進行自由膨脹率δef、有荷膨脹率δep、無荷膨脹率δe、膨脹力Pe試驗,試驗結果見表1所列。

從表1可以看出,摻入風化砂能有效地遏制膨脹土的膨脹指標,改善膨脹土的膨脹特性。

1.4 試驗方案

試驗采用可控溫型冷凍箱進行凍融;采用金屬圓形試筒制作試件,其內徑為152 mm，高為170 mm;筒內墊塊直徑為151 mm，高為50 mm;杠桿壓力儀的最大壓力為1 500 N;承壓板直徑為50 mm,高度為80 mm;電液伺服萬能試驗機的最大壓力為2 000 kN。

在膨脹土中,分別摻入質量比為0、10%、20%、30%、40%、50%的風化砂,質量比為風化砂干質量占試樣總干質量的百分比。采用重型擊實方法得出不同摻砂比例下各試樣的最佳含水率及最大干密度。取具有代表性的風干土樣若干,摻入各自設計比例的風化砂后,配至最佳含水率,并燜料24 h。

重型擊實試驗結果見表2所列。

表2 風化砂改良膨脹土的重型擊實試驗結果

根據最大干密度、最佳含水率及試筒的體積計算出試件所需土樣的質量,以上述圓形試筒為試樣成型模具,采用萬能液壓試驗機靜壓成型的方式制作試件,試件高度120 mm,直徑152 mm。將帶試筒的試樣用塑料薄膜密封,以防止其水分散失。

考慮到當地的最低溫度,將凍融循環的負溫度設為-15 ℃,冷凍時間為24 h,將其取出放置在室溫條件下24 h,此為1次凍融循環,整個過程需耗費時間48 h。本次試驗方案分別按0、1、3、6、9、12次進行凍融循環,每組制作3個平行試件。

將完成凍融循環后的試件取出,采用承載板法,利用杠桿壓力儀進行試驗。安裝好試樣后,需要對試件預先進行施加壓力,再逐級加載,測出各試件土體在不同單位壓力下的回彈變形。杠桿壓力儀如圖1所示。

圖1 杠桿壓力儀

土體回彈模量的計算公式為:

其中,E為各試件土體的回彈模量值;p為施加在承載板上的單位壓力;D為回彈模量測試儀所用承載板直徑;L為試件土體在單位壓力下的回彈變形;μ為泊松比,取0.35。

2 試驗結果及分析

不同摻砂比例、不同凍融循環次數下風化砂改良膨脹土的回彈模量見表3所列。

表3 凍融循環對改良膨脹土回彈模量的影響 MPa

2.1 不同摻砂比例的影響

回彈模量與摻砂比例的關系曲線如圖2所示。

圖2 不同凍融循環次數下摻砂比例對回彈模量的影響

圖2表明,在各次凍融循環作用下,改良膨脹土的回彈模量隨摻砂比例的增加先增大后減小,當摻砂比例達到10%時,回彈模量達到最大值。在摻砂10%狀態下,凍融循環次數分別為0、1、3、6、9、12次時,試樣回彈模量相對于未摻砂改良增大的幅度分別為26.6%、31.2%、37.5%、38.8%、39.0%、40.0%;而當摻砂比例為50%,凍融循環次數分別為0、1、3、6、9、12次時,風化砂改良膨脹土的回彈模量相對于未摻砂膨脹土降低的幅度分別為47.9%、61.4%、74.4%、86.3%、90.0%、92.6%。由此可知,風化砂改良膨脹土的回彈模量隨摻砂比例增大的幅度僅為其降低幅度的1/2左右,增長的幅度遠小于降低的幅度,說明風化砂改良膨脹土的回彈模量總體上呈現為降低的趨勢。當摻砂比例較小(0～20%)時,各凍融循環次數下風化砂改良膨脹土的回彈模量均大于30MPa,滿足文獻[14]中對高等級公路路基土體回彈模量的要求。這是由于風化砂具有一定的粒徑,少量風化砂的摻入,與膨脹土拌合后,形成骨架結構,使得其強度增大,隨著風化砂的進一步摻入,試樣顆粒之間的間距增大,導致試樣的孔隙率增大,壓實度降低,從而降低了風化砂改良膨脹土的回彈模量。

2.2 凍融循環次數的影響

風化砂改良膨脹土的回彈模量與凍融循環次數的關系曲線如圖3所示。

圖3 凍融循環次數對回彈模量的影響

圖3表明,當摻砂比例相同時,凍融循環次數越多,改良膨脹土的回彈模量值越小。在第1次凍融循環后,各摻砂比例下的膨脹土回彈模量降低值約為20MPa;經過3次凍融循環之后,各摻砂比例下的膨脹土回彈模量降低值約為15MPa;經過6次凍融循環之后,各摻砂比例下的回彈模量降低值約為10MPa;經過9次凍融循環之后,各摻砂比例下的回彈模量降低值約為5MPa;經過12次凍融循環之后,各摻砂比例下的回彈模量降低值約為3MPa。由此可見,風化砂改良膨脹土的回彈模量值減小的幅度在凍融循環前6次下降較大,經過6次凍融循環之后,減幅趨緩,在經過凍融循環12次之后,回彈模量值基本穩定。這說明在多次凍融之后,風化砂改良膨脹土的回彈模量值逐漸穩定。分析其主要原因,土中的自由水在0 ℃時凍結呈冰晶體,隨著溫度的繼續降低,弱結合水的最外層也開始凍結,使得冰晶體周圍土中的結合水膜減薄,土粒因此產生剩余的分子力,在這種力的作用下,未凍結區的水分不斷向凍結區遷移聚集,使冰晶體不斷擴大,土體體積也隨著增大,使得土體孔隙率變大,土體從致密狀態逐漸向稀疏狀態轉化,破壞了土體微觀結構,從而導致了土體強度的降低。繼續增加凍融循環次數,之前發生的凍融循環致使土體孔隙率變大,提供了足夠的空間供再次發生凍脹縮體積增大,因此改良土體的強度衰減率比經過第1次凍融循環時小,再加上由于水分遷移引起土體孔隙率的增大已經充分發展,土體的結構也趨向穩定,因而多次凍融循環后土體的回彈模量變化相當小,并逐漸趨于穩定。

3 改良膨脹土回彈模量的數學模型

路基用土在經受凍融循環后,回彈模量值主要受溫度、初始含水率、壓實度等因素的影響,當這些因素差別不大時,凍融循環次數則是路基土回彈模量最主要的影響因素。因此,根據表3中的試驗數據,建立了凍融循環后風化砂改良膨脹土的預估模型,而對于摻砂比例這種次要因素則可以通過模型參數來反映。其模型方程為：

E=AlnN+B

(1)

其中,A、B為與摻砂比例有關的系數;E為風化砂改良膨脹土的回彈模量;N為凍融循環次數。

不同砂礫摻量改良重黏土回彈模量與凍融次數的擬合參數見表4所列，表4中，R2為回歸相關參數。

表4 改良重黏土回彈模量與凍融次數的擬合參數

根據模型方程對試驗結果進行分析,分析曲線如圖4所示。

圖4 不同摻砂比例下,回彈模量與凍融循環次數的擬合曲線

表4和圖4表明,當摻砂比例相同時,增大凍融循環作用次數,改良膨脹土的回彈模量呈對數形式衰減。系數A和B都是與天然砂礫摻加比例有關的量,系數A都小于0,說明采用風化砂進行改良的膨脹土回彈模量與凍融循環次數呈負相關關系,當摻砂比例為10%時,系數A的絕對值最大,在此摻砂比例下,風化砂改良膨脹土的回彈模量隨凍融循環次數的增大降低的速率最快;系數B數值上為某一摻砂比例下凍融循環次數為1次時,風化砂改良膨脹土的回彈模量值與同一條件下的試驗數據相比,兩者相差極小,基本相同。各摻砂比例下,預估模型方程的相關系數均大于0.98,接近于1,可知所選的預估模型與試驗結果具有較好的相關性,說明所選模型具有較高的合理性和可靠性,可為季節性凍土地區膨脹土路基的設計及施工提供參考。

4 結 論

本文對經過0、1、3、6、9、12次凍融循環后的風化砂改良膨脹土試樣進行側限回彈模量試驗,研究了其回彈模量與凍融循環次數、摻砂比例之間的變化關系,得出了以下結論:

(1) 當凍融循環次數相同時,增加摻砂比例,風化砂改良膨脹土的回彈模量隨摻砂比例的增加先增大后減小,當摻砂比例為10%時,其回彈模量達到最大值。

(2) 在同一摻砂比例下,增大凍融循環作用次數,改良膨脹土的回彈模量值逐漸減小,其降低的幅值亦隨著凍融循環次數的增加而減小。各級摻砂比例下,前6次凍融循環降低幅值最大,在凍融循環達到12次以后,回彈模量值基本穩定。

(3) 在同一摻砂比例下,風化砂改良膨脹土的回彈模量值隨凍融循環次數增加呈對數形式衰減。

[1] 王海鵬,韓春鵬.凍融循環作用對石灰改良黏土側限回彈模量的影響[J].長安大學學報(自然科學版),2013,33(2):33-37.

[2] 王威娜,支喜蘭,毛雪松,等.凍融循環作用下路基土回彈模量試驗研究[J].冰川凍土,2010,32(5):954-959.

[3] 胡順洋,施華,劉海.吹填砂路基土回彈模量試驗研究[J].路基工程,2010(2):172-173.

[4] 陳開圣,胡鑫.高液限紅黏土回彈模量試驗[J].公路,2010(4):143-147.

[5] 董城,冷伍明,李志勇,等.水泥改良高液限黏土動態回彈模量試驗研究[J].巖土力學,2013,34(1):133-138.

[6] 冉武平,余雄飛,阿肯江·托乎提,等.烏魯木齊地區低液限粉性土路基回彈模量的確定[J].河海大學學報(自然科學版),2009,37(5):607-610.

[7] 陳開圣,沙愛民.壓實黃土回彈模量試驗研究[J].巖土力學,2010,31(3):748-752.

[8] 毛雪松,侯仲杰,王威娜.基于含水量和凍融循環的重塑土回彈模量試驗研究[J].巖石力學與工程學報,2009,28(增刊2):3585-3590.

[9] 胡幼常,鄧偉,林漢清,等.雙向土工格加筋土回彈模量試驗研究[J].巖土力學,2008,29(3):759-763.

[10] 史宏江.土質對路基回彈模量的影響研究[J].內蒙古農業大學學報(自然科學版),2011,32(4):248-251.

[11] 徐艷玲,唐伯明,謝國棟,等.不同含水率下應力級位對粘性土動回彈模量的影響[J].中外公路,2011,31(6):68-72.

[12] 董城,冷伍明,李志勇.粉土動態回彈模量試驗研究[J].中南大學學報(自然科學版),2012,43(12):4834-4839.

[13] 吳喜榮,朱麗麗.山西黃土地區土基回彈模量的試驗研究[J].華北水利水電大學學報(自然科學版),2013,34(2):68-70.

[14] 交通部公路科學研究院.公路土工試驗規程:JTG E40—2007[S].北京:人民交通出版社,2007:109-151.

[15] 中華人民共和國住房和城鄉建設部.膨脹土地區建筑技術規范:GB 50112—2013[S].北京:中國建筑工業出版社,2012:44-46.

(責任編輯 張淑艷)

Research on the influence of freeze-thaw cycles on resilient modulus of weathered sand improved expansive soil

YANG Jun1,2, LI Yuanfeng1,2, LIU Shiyi1,2

(1.Collaborative Innovation Center for Geo-Hazards and Eco-Environment in Three Gorges Area of Hubei Province, China Three Gorges University, Yichang 443002, China; 2.College of Civil Engineering and Architecture, China Three Gorges University, Yichang 443002, China)

The qualitative and quantitative relationships between the resilient modulus of weathered sand improved expansive soil and the weathered sand content and cycle times of freeze-thaw were researched. 0, 10%, 20%, 30%, 40%, 50% of the weathered sand was added into the expansive soil respectively. The resilient modulus test was done by using the lever pressure instrument after 0, 1, 3, 6, 9, 12 cycles of freezing and thawing. The test results showed that with the increase of cycles of freeze-thaw, the resilient modulus of weathered sand improved expansive soil decreased at the same mixed sand ratio. The resilient modulus logarithmically decayed with the increase of freeze-thaw cycles. When the cycles of freeze-thaw reached 12 times, the resilient modulus tended to be stable. With the increase of the mixed sand ratio, the resilient modulus of weathered sand improved expansive soil first increased and then decreased at the same times of freeze-thaw, showing a downward trend. When the mixed sand ratio reached 10%, the resilient modulus was maximum.

expansive soil; freeze-thaw cycle; weathered sand; resilient modulus

2015-11-16；

2017-03-20

湖北省教育廳自然科學研究重點資助項目(D20131304)

楊 俊(1976-),男,湖北武漢人,博士,三峽大學副教授,碩士生導師.

10.3969/j.issn.1003-5060.2017.05.022

TU411.3

A

1003-5060(2017)05-0685-05