不同含水狀態火山渣摻配土質礫砂改良填料動力特性及累積變形規律研究

梁多偉，羅 強，謝宏偉，劉孟適

(1.西南交通大學土木工程學院，成都 610031；2.高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，成都 610031)

1 概述

火山渣是火山噴發的碎屑產物之一，是由拋入空中的多孔狀塑性熔漿團，在空中冷凝成固態后撞擊地面破碎而成的巖塊。具有形狀不規則、輕質且內部多聯通孔隙等特征[1，2]。新建Addis Ababa-Djibouti鐵路是Ethiopia物資進出口的主要通道，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量豐富。現場試驗研究表明[3]，火山渣與土質礫砂按體積比3∶1進行摻配后，其壓實指標能滿足我國II級鐵路對基床底層填料的要求。而基床層是動荷載作用最為顯著的區域，火山渣顆粒形狀的不規則且內部多孔隙特性，使得其相較于一般礫石顆粒在水及列車動荷載耦合作用下可能會產生較為顯著的顆粒破碎，進而引起土體結構強度的突然降低，產生過大的變形。在宏觀上表現為路基的沉陷、開裂及失穩等病害，嚴重影響路基的工作狀態和使用壽命。

目前，國內外學者就火山渣靜力學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力特性卻鮮有文獻報道。為此，結合新建的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火山渣摻配土質礫砂改良填料的室內動三軸試驗。研究火山渣在制樣、動載作用下的顆粒破碎程度，探討圍壓及含水狀態對改良填料臨界動應力及變形特性的影響規律，為火山渣摻配土質礫砂改良填料在鐵路基床結構中的應用提供試驗和理論依據。

2 火山渣基本物理性質

采用DX-2000型X射線衍射儀對圖1所示火山渣顆粒進行XRD分析[11]，結果如表1所列。由表1可知，構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，反映出其應具有較好的水穩定性。

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Cu=13.3，曲率系數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%。根據規程[12]得出火山渣屬于級配良好的細角礫路基填料。擊實試驗結果如圖3所示，其最大干密度ρdmax及最優含水率ωopt分別為1.46 g/cm3和10.3%

圖2 火山渣及其摻配土質礫砂改良填料級配曲線

圖3 火山渣填料擊實曲線

3 動三軸試驗方案設計

3.1 試驗儀器

試驗采用英國GDSLAB振動三軸試驗系統，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。該系統主要由軸向驅動裝置、圍壓控制系統、反壓控制設備、量測系統、數據采集和分析系統組成。試驗過程中的加卸載、程序控制、數據采集均通過計算機自動采集完成。

圖4 GDS三軸試驗系統

3.2 試驗土樣及制備

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

表2 土質礫砂物理性能指標

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

試樣飽和采用水頭飽和的方式進行，具體飽和方法如下[13]：①將試樣安裝于三軸試驗儀底座上后，對試樣施加18 kPa的側向圍壓，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入，從頂部溢出；②當流入水量和溢出水量在30 min內恒定且相等時，認為試樣飽和完畢；③關閉排水閥并使試樣靜置24 h。

3.3 試驗方案

路基土加載頻率與列車運行速度、車輛定距、前后兩節車的相鄰轉向架中心距和轉向架固定軸距有關，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為列車運行速度，L為車輛定距[15]。Addis Ababa-Djibouti鐵路為客貨共線鐵路，其設計最大列車運行速度v=120 km/h，以C80型敞篷列車為例，取其車輛定距L=8.2 m，計算得到路基土所受作用頻率f=4.1 Hz。考慮到儀器加載設備僅能按照1 Hz的整數倍頻率加載，故循環三軸試驗時，荷載加載頻率f按5 Hz進行控制，動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段對應圍壓值σ3，BC段即表示施加的軸向動應力幅值σd。考慮到上部軌道結構的作用，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深度處的側壓力環境。動應力加載水平按式(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為改良填料的靜強度；i為加載級數，依次取1，2，3，…；α為動應力水平，依次取0.05，0.10，0.20，0.30，…。

為掌握試驗過程中火山渣顆粒的破碎情況，在試樣制備完成及動三軸試驗完成后，將試樣烘干，并進行顆粒篩分，以確定制樣及動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

試驗采用式(2)所示的相對破碎率Br對火山渣摻配土質礫砂改良填料顆粒在制樣及動三軸試驗過程中的破碎程度進行量化[16]。

Br=Bt/Bpi

(2)

式中，破碎量Bt為試驗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火山渣摻配土質礫砂改良填料試驗前后各粒組含量及顆粒破碎分析結果。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；最優含水及飽和工況試樣經動荷載作用后的相對破碎率Br在0.9%～2.8%波動，相對破碎率Br較小，顆粒破碎不顯著[17]。表明體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料具有較高的抵抗動載破碎的能力。

表3 制樣及動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 最優含水工況，εp-lgN關系曲線

圖6、圖7所示為體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料在不同動應力幅值、不同圍壓和不同含水率調校下累積塑性應變εp與振動次數N關系曲線。由圖6、圖7可知，隨動應力σd的增加，累積動殘余應變εp經歷了由穩定到破壞的發展歷程，即在較小的動應力下，試樣的累積塑性應變逐漸趨于穩定；而動應力較大時，累積塑性應變則可能突然增大而導致試樣破壞。以圍壓σ3=20 kPa，最優含水工況的改良填料為例，當動應力σd=0.05σs，動應力σd作用5 000振次時的累積動殘余應變εp為0.07%，占10萬振次后累積動殘余應變εp的70%，即表明加載前5 000振次時，已完成大部分累積塑性變形，試樣已基本趨于穩定。但當動應力σd=0.5σs，動應力σd作用5 000振次時的累積動殘余應變εp為0.29%，僅占到動應力σd作用10萬振次后試樣累積塑性應變εp的24.0%。且累積塑性應變εp隨動應力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關系曲線

圖8 不同圍壓下改良填料σd-εp關系曲線

圖8所示為不同圍壓下體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料在循環作用次數N達到10萬次時，累積塑性應變與動應力關系曲線。由圖8可知，改良填料累積塑性應變隨動應力的增大呈非線性變化規律。在較小動應力作用下，累積塑性應變增加較為緩慢，且近似呈線性增加的變化趨勢；當動應力增大至某一界限時，累積塑性應變出現拐點且急劇增大，土樣呈現塑性破壞的特征，尤其在飽和含水工況下，這一特征更為明顯。此外，在相同動應力條件下，累積塑性應變隨圍壓的增大而減小，表明側壓力的增加能提高火山渣摻配土質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 累積塑性應變斜率與荷載作用次數的關系

圖9所示為不同含水工況下體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料在循環作用次數N達到10萬次時，累積塑性應變εp與動應力σd關系曲線。由圖9可知，含水率對改良填料累積塑性應變影響顯著。相同動應力條件下，含水率越高其對應的累積塑性應變越大，且隨動應力的增加呈不斷增大的變化規律。這主要是由于含水率的增加將導致細顆粒表面水膜變厚，致使顆粒間的連接作用變弱，整體抵抗動力變形的能力變差，在相同動應力的作用下產生相對較大的動變形。

圖9 不同含水工況下改良填料σd-εp關系曲線

6 臨界動應力

由圖6、圖7可知，體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料在循環荷載作用下存在臨界動應力。即當動應力超過一定水平時，塑性應變迅速增大直至試樣破壞，而動應力小于該值時，隨著振動次數的增加，塑性應變趨于穩定，試樣強化[18]。

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

現場實測表明，既有線路基面動應力實測值不大于80 kPa[21]，且動應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火山渣摻配土質礫砂改良填料能滿足Ⅱ級鐵路對基床底層填料動力特性的要求。

7 結論

通過對體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料進行的室內動三軸試驗研究，得出以下結論。

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

(2)體積比3∶1火山渣摻配土質礫砂改良填料的臨界動應力隨含水率的增大而減小，最優含水工況和飽和含水工況下改良填料的臨界動應力σdc分別約為靜強度σs的0.45倍和0.35倍。飽和含水工況對應的臨界動應力相較于最優含水工況平均小42%，且圍壓越小時兩者相差越大，但仍能滿足普通鐵路基床底層填料的要求。