水泥改良泥質板巖土路基模型動力響應試驗

陳樂求，陳俊樺，張家生

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水泥改良泥質板巖土路基模型動力響應試驗

陳樂求1, 2，陳俊樺1，張家生1

(1. 中南大學土木工程學院，湖南長沙，410075；2. 湖南理工學院土木建筑工程學院，湖南岳陽，414006)

為研究水泥改良的泥質板巖土路基的動力響應特性，結合工程實際在實驗室內設計和建立足尺的水泥改良泥質板巖土路基模型和相應的路基動力加載系統，并且在路基內埋設動土壓力盒、動應變計和振動速度傳感器等測試元器件和布置豎向(沿深度方向)、橫向測線。通過對路基模型進行循環動力加載與測試，獲取路基橫斷面上的動力響應變化規律。研究結果表明：路基動應力、動應變和振動速度等動力響應量沿路基豎向和橫向的衰減變化規律均相似；在動力加載作用點正下方的豎向測線上，動應力和動應變出現最大值，它們的豎向衰減系數也最大；隨著與動力加載作用點橫向距離增加，豎向測線上的動力響應強度逐漸降低，豎向衰減系數逐漸減小；動應力和動應變的橫向衰減系數隨深度增加而減小；加載頻率對路基動力響應有較大影響；加載頻率越大，路基動力響應越大；加載頻率越大，路基動力響應衰減越快。

土動力學；水泥改良土；路基足尺模型；動力響應；衰減規律

為節省成本，工程中通常就地取材填筑路基。公路或者鐵路線路會經常大范圍穿越覆蓋不良土石料區如黃土、膨脹土、泥質板巖、鹽漬土等。這些土石料要么剛度低或強度低，要么水穩性差。為使這些不良土石料滿足路基填筑要求，通常需要對它們進行化學改良。化學改良方式主要為水泥改良和石灰改良。與普通土(非改良土)相比，化學改良土通常具有強度高、剛度高、抗水軟化能力強、透水性低等優點，但存在一些缺點，如化學改良土路基特別是水泥改良路基較堅硬，不容易維修，一旦需要維修(當出現破壞現象時)，所需成本較大。此外，化學改良土路基密實性好，路基中動力響應傳播衰減較慢，發生動力破壞的危險性會較大。因此，對化學改良土路基的動力響應性質進行研究有重要的工程意義，有助于預防和處理化學改良土路基的病害，降低維護化學改良土路基的成本。目前，路基動力響應性質研究的主要方法為數值模 擬[1?8]、現場試驗[9?12]和模型試驗[13?17]。其中，數值模擬使用最多，其次是現場試驗，模型試驗最少。相對現場試驗和模型試驗，數值模擬不僅能節約成本，而且可以方便控制試驗條件，能使研究者全面、深入地了解與分析動應力、動應變和振動速度等各種物理量的變化規律。由于實際工程中場地條件和路基填土力學性質等因素較復雜，數值模擬結果會與實際結果存在一定差距。通常場地條件等越復雜，這種差距越大。現場試驗是在路基內埋設振動速度傳感器、振動加速度傳感器、動位移計、動位移計等測試元器件，在車輛通過測試段路面時，利用測試元器件采集動力響應信號，獲取路基動力響應分布規律。例如，孫常新 等[10?12]在我國的秦沈客運專線路基試驗段內埋設了相關動力測試元器件，獲得了不同車速、軸重下的路基動應力及其變化規律。與數值模擬相比，現場試驗獲得的結果能較真實地反映車輛荷載作用下的路基動力響應，但針對性較強，適應性較弱，不利于深入分析和拓展應用。模型試驗通常是結合工程實際，按照一定比例建立路基模型。模型材料可與實際材料相同，也可不同。通過模型試驗獲得的動力響應規律去推求實際路基的動力響應。與數值模擬相比，模型試驗特別是同材料、足尺模型的試驗結果較接近實際。與現場試驗相比，模型試驗的試驗條件較寬，可進行多種工況下的動力加載與測試，這有利于深入認識路基動力響應特性。陳愛云等[13]采集現場軟巖土樣，構筑1:10的小比例鐵路路基模型。針對無砟軌道路基，詹永祥等[15]建立了相似比為1:2的路基模型。針對長沙—衡陽客運專線，熊躍華等[16]則采用相似材料模型試驗方法，用千枚板巖填筑路基并進行試驗。蔣紅光等[17]認為模型的材料性質和幾何尺寸對動力響應計算等有重要影響，由不同材料和小比例模型所得結果的可靠性有待驗證，由材料與幾何尺寸相同的路基模型得出的結果與實際結果更相符。以上提到的路基動力響應研究均是針對普通土類路基。目前，普通土類路基是路基動力響應主要研究對象。人們對化學改良土路基動力響應性質的研究較少，少有的研究也主要是現場試驗，如趙勇[18]通過現場試驗研究武漢—廣州高鐵線路中的泥質粉砂巖水泥改良路基的動力響應特性。田海波等[19]在合肥—南京高速客貨共線鐵路試驗段對石灰改良膨脹土路基進行動力響應測試。目前尚未見關于化學改良土路基模型試驗的報道。泥質板巖是一種淺變質巖，主要由黏土質、粉砂質沉積巖或凝灰質巖石、沉凝灰巖等變質而成，屬于軟質巖石，其強度不高，穩定性弱，而且遇水易軟化、崩解。泥質板巖土為泥質板巖風化后的土料，保留了母巖的水物理化學性質，屬不良路基填料。泥質板巖在我國分布較廣，包括公路和鐵路路基在內的很多基礎工程建設項目在泥質板巖區域開展，這些基礎工程的填料通常需要經過石灰改良或者水泥改良。為給這些化學改良的路基工程項目提供參考，本文作者以水泥改良后的泥質板巖土填筑的公路路基工程為研究背景，設計和建立比例為1:1的足尺路基實體模型以及相應的路基動力加載與測試系統，開展路基循環動力加載與測試，研究水泥改良泥質板巖土路基的動力響應特性。

1 路基動力響應模型試驗設計方案

1.1 路基模型設計

1.1.1 路基填料

目前，實際工程中路基填料通常優先采用粗粒土，本文路基模型填料設為粗粒土。土樣來自湖南岳陽市區，為褐黃色泥質板巖粗粒土，主要含白云母、石英、綠泥石和高嶺石等礦物成分。土遇水易軟化、崩解，水穩性差。土樣的天然含水率為5%~20%，密度為1.04~1.71 g/cm3。土樣的顆粒粒度不大于60 mm，土的不均勻系數約為29.2，曲率系數約為7.3。級配曲線見圖1。根據我國GB/T 50145—2007“土的工程分類標準”，土樣為級配不良的含細粒土礫。

1.1.2 路基填土改良

根據圖1所示級配曲線，在土樣中摻入普通硅酸鹽水泥P.O32.5對土進行化學改良。研究表明[18?20]：當改良土中水泥質量分數≥4%時，土的改良效果能滿足設計要求。本文試驗在土中摻入質量分數為5%的水泥，以約16%的含水率和2.0 g/cm3的干密度制作填料，然后參考實際工程中的施工程序去填筑路基。

1.1.3 路基幾何尺寸

圖1 泥質板巖粗粒土的級配曲線

為了方便研究，路基模型簡化為2種材料模型。路基本體為水泥改良后的泥質板巖粗粒土，路基面上鋪設混凝土板。路基本體高度為2.00 m，長為3.00 m，路基頂部寬3.75 m，邊坡坡度為1:1.5。混凝土面板厚0.30 m。混凝土強度等級為C30。路基橫斷面見圖2。

數據單位：m

1.2 路基加載系統

1.2.1 動力加載裝置

路基加載裝置在湖南理工大學土木工程學院結構實驗室，主要由法定平臺、反力鋼架(梁)以及FCS0118電液伺服協調加載試驗系統組成。加載試驗系統中作動器可施加的最大力為300 kN，最大加載頻率為20 Hz。作動器加載面為矩形，面積為30 cm×40 cm。加載主要加載波形有方波、三角波和諧波。

1.2.2 動力加載條件

對路基模型試驗，確定施加的動荷載主要從2個方面進行：一是建立車輛模型，根據動力學理論計算輪胎的動態力即車輛的動載[21]；二是通過現場實驗測定車輛與路面相互作用的動荷載。車輛動荷載一般為復雜的隨機荷載，由理論模型很難獲取滿意的結果。現場實測操作難度大，過程復雜及干擾較強，一般很難獲得滿意的結果。將車輛荷載假設為由成一系列簡諧振動疊加的周期性動荷載，車輛振動荷載對路面的作用也可以簡化為單個車輪對路面的集中作用[21]。為方便研究，本文試驗利用1個作動器在路面混凝土板上施加正弦波形式的動力。參考文獻[22?23]，正弦波動力的數學表達式為

式中：為路面上軸向動力；為動力幅值；為加載頻率；為作用時間；為初始相位。

加載曲線示意圖見圖3。作動器作用在混凝土面板的中心，路基動力加載示意圖見圖4。

圖3 軸向動力加載曲線示意圖

圖4 路基動力加載示意圖

1.3 路基動力響應測試方案

測線布置如圖2所示。沿豎向(深度)的測試線有5條，從左至右分別記為V1，V2，V3(橫斷面中心線)，V4和V5，以3為中心對稱布置，距V3的距離分別為1.875，0.800 m。沿路基橫向的測線距離混凝土面板底部的距離分別為0.25，0.55，0.95和1.75 m，橫向4條測線分別記為H1，H2，H3和H4。考慮到路基橫斷面的對稱性，路基中心線均布置了動土壓力盒、動應變計、振動速度傳感器等(測量的物理量均為豎向的)，而動土壓力盒和動應變計分別對稱布置在路基中心線的左右。當改良土齡期達到28 d以上時，可對模型路基進行動力加載和動力響應測試。

2 試驗結果及分析

2.1 橫斷面上動力響應分布

當改良土齡期為28 d，頻率為4 Hz，循環次數為50，動荷載幅值=25 kN時，路基橫斷面上的動應力、動應變和振動速度的衰減規分別見圖5~7。從圖5~7可以看出：動應力、動應變和振動速度隨深度衰減變化的曲線形態相似，即動應力等動力響應物理量均隨深度增加而減小，在橫斷面上的分布規律基本相同。本文重點研究動應力和動應變的響應規律。

從圖5和圖6可看出：在相同深度時，路基橫斷面中心線上的最大豎向動應力和最大豎向動應變最大。這是因為本文試驗施加動力的作用點在混凝土板中心，動力作用方向為豎向，路基動力響應的強度隨橫向距離或者深度增大而衰減，因此，在相同深度下，動力加載作用點正下方的動力響應最強。

2.2 橫斷面上動力響應的豎向衰減規律

為研究動力響應沿深度方向的衰減特性，通過擬合測線V1~V5得到豎向動應力和豎向動應變沿深度的衰減規律，擬合公式為：

1—測線V1試驗結果；2—測線V1擬合結果；3—測線V2試驗結果；4—測線V2擬合結果；5—測線V3試驗結果；6—測線V3擬合結果。

圖5 動應力衰減規律

Fig. 5 Attenuation laws of dynamic stress

1—測線V5試驗結果；2—測線V5擬合結果；3—測線V4試驗結果；4—測線V4擬合結果；5—測線V3試驗結果；6—測線V3擬合結果。

圖7 振動速度衰減規律

對于動應力和動應變，路基橫斷面中線上(測線V3)的豎向衰減系數最大，分別為1.68和1.61。隨著與中線的橫向距離增加(測線由V3至V5或者由V3至V1)，動力響應豎向衰減系數逐漸減小，這表明在動力加載作用點正下方，動力響應沿深度方向衰減最快。經分析可知：隨著動力加載產生的擾動由加載作用點向路基四周擴散，動應力和動應變響應沿深度方向和橫向不斷衰減。對于本文試驗，加載作用點正下方為動力作用的集中方向，該方向上動力響應最大。隨著與中線的橫向距離橫向距離增加，即由測線V3~V1(或者測線V3~V5)，相同深度測點的動力響應逐漸減小。在通常情況下，動力作用強度越大，土的黏滯性越大，相應的動力響應衰減也越大，因此，作用點正下方的路基動力響應衰減最大。

從試驗結果看，擬合相關系數為0.97~0.99，結合圖5和圖6可知擬合效果良好，故式(1)和(2)適合描述本文路基試驗中動力響應沿深度方向衰減的規律。

2.3 橫斷面上動力響應的橫向衰減規律

動應力和動應變沿橫向的衰減規律曲線見圖8和圖9。從圖8和圖9可看出：動應力和動應變隨橫向距離衰減變化的曲線形態相似，即動應力和動應變沿路基橫向衰減的規律基本一致。

為研究沿橫向的衰減特性，通過擬合測線H1~ H4得到豎向動應力和豎向動應變沿橫向的衰減規律。擬合公式為：

1—測線H1試驗結果；2—測線H1擬合結果；3—測線H2試驗結果；4—測線H2擬合結果；5—測線H3試驗結果；6—測線H3擬合結果；7—測線H4試驗結果；8—測線H4擬合結果。

1—測線H1試驗結果；2—測線H1擬合結果；3—測線H2試驗結果；4—測線H2擬合結果；5—測線H3試驗結果；6—測線H3擬合結果；7—測線H4試驗結果；8—測線H4擬合結果。

2.4 加載頻率對動力響應的影響

當改良土齡期為28 d，頻率分別為1，4和6 Hz，動力幅值為=25 kN時，路基橫斷面中心線上(測線V3)動應力的衰減規律見圖10，動應力豎向衰減系數與加載頻率的關系見圖11。利用式(2)對圖11所示結果進行擬合，得到相應的衰減系數。從圖10可看出：在同一深度時，加載頻率越大，路基豎向動應力越大。例如，對于深度為0.55 m的測點，當頻率由1 Hz增加到6 Hz時，對應的動應力由30.5 kPa增加到49.7 kPa。從圖11可看出：當加載頻率從1 Hz增加到6 Hz時，路基橫斷面中心線上的動應力衰減系數由1.39增加到1.57，即加載頻率越高，路基動應力衰減越快。因此，加載頻率對路基動力響應有重要影響。這種影響與路基土的材料以及路基固有頻率相關。對于水泥改良的泥質板巖粗粒土路基，由于強度和剛度大，若將水泥改良的泥質板巖粗粒土看作線黏彈性材料，則據文獻[24]，隨著加載頻率接近路基固有頻率，土的動力響應幅值不斷增大。

圖10 不同頻率下動應力沿深度方向的衰減規律

圖11 動應力豎向衰減系數與加載頻率的關系

3 結論

1) 路基橫斷面上動應力、動應變和振動速度等動力響應物理量的空間分布特性以及沿豎向和橫向的衰減變化規律相同。

2)沿豎向測線，動力加載作用點正下方的路基動力響應最強，動力響應衰減也最快。隨著豎向測線與動力加載作用點的橫向距離增大，動力響應的強度和豎向衰減系數均逐漸減小。隨著深度增加，路基動力響應的橫向衰減系數減小。

3) 加載頻率對路基動力響應有較大影響。在同一深度時，加載頻率越大(本文試驗的頻率范圍為1~6 Hz)，路基動應力越大。加載頻率越高，路基動應力衰減越快。

4) 提出的動力響應沿豎向和橫向的衰減預測公式適合描述本文設計的試驗中路基動力響應沿深度和橫向衰減的變化規律。

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(編輯 陳燦華)

Experiments on dynamic response of cement-improved argillaceous-slate subgrade model

CHEN Leqiu1, 2, CHEN Junhua1, ZHANG Jiasheng1

(1. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410075, China;2. Department of Construction & Engineering, Hunan Institute of Science and Technology, Yueyang 414006, China)

In order to research the dynamic response characteristics of cement-improved argillaceous-slate subgrade, full-scale subgrade model and dynamic loading system were designed and established based on practical engineering. Components for dynamic tests such as the earth pressure cell for dynamics, the strain gauge for dynamics and the vibration velocity sensor were embedded in the subgrade model. The measuring lines along vertical(depth direction) and transverse direction were designed. When the subgrade model was under cycle dynamic load, the test of dynamic responses of model was carried out. The results show that the dynamic response quantities such as the dynamic stress, the dynamic strain and the vibration velocity have the similar attenuation law along vertical and transverse direction. The maximum of the dynamic stress and the dynamic strain appear on the loading point. Under the loading point, the vertical attenuation of the dynamic stress and the dynamic strain both have the maximum value. Both the dynamic response intensity and the vertical dynamic attenuation index decrease with the increase of transverse distance to the center line of subgrade cross section. The transverse dynamic attenuation index of the dynamic stress and the dynamic strain decrease with the increase of the depth. The influence of frequency on dynamic response is great. The dynamic response intensity as well as the dynamic attenuation index increase, significantly with the increase of frequency.

soil dynamics; cement-improved soil; full-scale subgrade model; dynamic response; attenuation law

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.08.030

TU41

A

1672?7207(2017)08?2203?07

2017?01?12；

2017?03?15

國家自然科學基金資助項目(51308210)(Project (51308210) supported by the National Natural Science Foundation of China)

陳樂求，博士，副教授，從事巖土工程、路基工程研究；E-mail：365148895@qq.com