凍融循環對風化砂改良膨脹土阻尼比影響試驗研究

金合意, 莊心善, 周 榮, 周睦凱

(湖北工業大學土木建筑與環境學院, 湖北 武漢 430068)

膨脹土在我國范圍內有著廣泛分布,由于其強度較高,但親水黏粒含量較多,有著吸水膨脹失水收縮的物理特性,故在實際工程中往往需要對其進行改良處理。

目前主要使用化學方法、物理方法與生物方法對土體進行改良。江濤[1]對比無側限抗壓強度試驗下水泥、熟石灰處治膨脹土的力學性能,發現改良土體各項力學指標均有不同程度提升,且相較于水泥改良試樣,熟石灰改良效果更好,最后給出改良建議摻量。商擁輝[2]在室內動三軸試驗的基礎上,對重載鐵路水泥改良膨脹土路基進行動力分析,建立了循環荷載下土體累積應變預測模型,結果表明水泥的摻入使土體臨界動應力提高5～6倍,同時發現累積應變主要產生于前150萬次循環荷載,約占總變形量的85%。傅乃強[3]采用物理與化學組合的方法改良膨脹土并進行無側限抗壓強度試驗,試驗結果表明復合摻料改良下土體強度高與單一摻料改良土。劉宇翼[4研究發現EPS柔性泡沫可大幅降低膨脹土的膨脹潛勢,并且進一步得出強、中、弱三種膨脹性土體下EPS泡沫的最優摻量。曾娟娟[5]分別對比了生物酶與傳統化學改良方式下膨脹土的三軸試驗數據,發現生物酶改良后土體的強度高于石灰與水泥改良土。對于凍融循環下的膨脹土,宋佳敏[6]通過廢棄輪胎的橡膠顆粒改良膨脹土,使土體無側限抗壓強度提高,且發現隨凍融次數增加,土體強度受凍融循環的削弱作用就越來越小。楊俊[7]研究了風化砂摻量與凍融循環周期兩因素影響下土體回彈模量的變化規律,得出摻入10%的風化砂后,其彈性模量達到峰值。

綜上所述,眾多學者研究了改良土體的靜、動力學性能,但對凍融循環下風化砂改良膨脹的動力性能研究較少。我國新疆,黑龍江等地均有膨脹土的分布,同時風化砂在我國分布也較廣,隨著國家交通網絡的發展,對土體動力性能的研究愈發重要,故本文探究了凍融循環下風化砂改良膨脹土的阻尼比變化規律,以彌補工程中此類數據的不足。

1 試驗材料

1.1 膨脹土

本次試驗用土選自北疆某地區,烘干過篩后土體呈黃色。由室內擊實試驗得到土樣最佳干密度為17.3%,最優含水率為17%。詳細物理參數見表1。可見土體自由膨脹率處于40%～65%范圍內,屬于高液限弱膨脹土。

表1 膨脹土物理力學指標

1.2 風化砂

風化砂取自湖北宜昌,物理參數如表2所示。由參數可知本次試驗用砂級配較差,為避免拌料時出現粗顆粒骨料與細顆粒骨料分布不均現象,故選用顆粒直徑在0.075～0.25 mm范圍內的細砂作為本次試驗的改良摻料。

表2 風化砂物理力學指標

2 制樣與試驗方案

2.1 制樣

按《土工試驗方法標準》進行試樣制備,在105℃環境下對土體進行烘干處理后過篩,根據相關研究[8],摻砂率大于25%后,風化砂對土體改良效果逐漸減少,故本次試驗按照0%、10%、20%、30%的摻砂率,將風化砂與膨脹土拌合均勻且調配至17%的最佳含水率。拌合完成的土樣應在恒溫恒濕的密封環境下靜置24 h,使水分均勻遷移。本次試驗采用分層擊實法,將土樣分為均等5份,對5層土樣進行單獨擊實,制成φ50 mm×100 mm的圓柱體試樣。為增大每層土體間的接觸面積,每層土樣之間需進行鑿毛處理,防止出現薄弱面而導致荷載作用下提前發生破壞。因為經歷凍融后的土樣極易發生翻漿現象,此時土體近似處于飽和狀態,所以試驗選用飽和試樣。將飽和器放入真空缸中,真空飽和7 h后在水中靜置12 h。

2.2 凍融循環試驗

用聚乙烯薄膜包裹飽和試樣,確保凍融過程中試樣含水率的穩定性。同時,為模擬凍融路基側向變形遠小于縱向變形的受力狀況,使用飽和器施加側向約束。試樣在-20 ℃環境下凍結12 h,隨后在20 ℃環境下融化12 h,如此視為完成1次凍融循環,總計24 h。相關研究表明[9],土體孔隙結構在凍融6次后基本趨于穩定,故采用0、1、3、6、9次做為本次試驗的凍融方案。

2.3 動三軸試驗方案

為研究凍融循環與摻砂率對土體阻尼比的影響,試驗采用相同的頻率、圍壓和動應力幅值。試驗分為固結和加載兩個階段,考慮到凍土平均深度為1.6 m,故設定固結圍壓為50 kPa,且為等壓固結,Kc=1。參考《土工試驗方法標準》,認為1 h內排水量小于100 mm3時達到固結要求。第二階段為動荷載加載階段,每級荷載循環10次,按照正弦波形式分8級加載(0.3σ3～1.0σ3)。因不同試驗工況下試樣剛度不盡相同,故每次試驗前需要重新調整剛度參數,保證試樣承受荷載大小與設定值相等,詳細試驗方案見表3。

表3 動三軸試驗方案

3 試驗結果與分析

3.1 阻尼比介紹

土體作為非彈性體,當受振動荷載作用時,應力波會因土體的粘滯性而發生衰減,而阻尼比表征土體的粘滯性,是反映土體力學性質的一項重要指標,計算公式為

(2)

式中:ΔW表示一次循環荷載下,因土體粘滯性所耗散的能量,W表示該次循環下荷載作用在土體上的總能量。

如圖1所示,在數據處理過程中,對滯回圈采用橢圓擬合,故ΔW可近似等于橢圓面積,計算公式為

圖1 阻尼比計算示意圖

ΔW=πab

(3)

式中:a、b為橢圓擬合后滯回圈的長半軸,b為橢圓擬合后滯回圈的短半軸。

作用于土體的總能量W數值上等于滯回圈頂點、坐標原點與橫坐標軸所圍三角形面積,計算公式為

(4)

式中:σd、εd為單次循環荷載下最大動應力幅值與最大動應變幅值。

3.2 凍融循環影響

圖2為相同風化砂摻量下,歷經不同凍融周期后土體阻尼比與動應力幅值關系曲線,圖中FT表示凍融循環次數。可見阻尼比在凍融影響下有著明顯的變化規律。4種風化砂摻量下,未經歷凍融的土體λ-σd曲線均在最低位置;歷經9次凍融的土體λ-σd曲線均處于最高位置;在0～9次凍融中,λ-σd曲線高度與凍融次數呈正相關,凍融次數的增加使曲線逐步向上偏移。并且,處于1～3次凍融環境下的土體,λ-σd曲線對凍融循環次數的反應更加敏感,曲線上升速度較快,尤其在第1次凍融循環之后,曲線上升幅度最大。第3第凍融循環后,曲線對于循環周期的敏感程度降低,上升速度有所減緩,在圖中表現為3～9次循環下的λ-σd曲線排列緊密,第6、9次凍融下,曲線基本重合。

圖2 不同凍融周期下λ-σd關系曲線

相關研究表明[10],因為凍結工況下孔隙水由液態轉化為固態,體積增加,擠壓周圍土體顆粒,孔隙率增大,同時,因低溫而形成的冰晶對土體顆粒進行剪切,大顆粒向小顆粒發生轉變,土體中黏粒含量占比逐漸提高;在融化工況下,冰晶又由固態向液態發生轉變,但孔隙率的增加卻不可逆。試樣在經歷反復凍融后,孔隙率增加,黏粒含量不斷累積,土樣粘滯性隨之發生增長,導致應力波在土中傳遞過程中阻力較大,能量消耗更多,根據阻尼比計算公式,最終造成土體阻尼比變大。

3.3 風化砂摻量影響

圖3表示同一凍融周期內,不同風化砂摻量影響下的λ-σd曲線。可見在小應力幅值范圍內,各風化砂含量的改良土阻尼比差距不明顯,而隨著動應力幅值的穩步增加,各摻砂率下的改良膨脹土阻尼比開始拉開差距。在同一動應力幅值下,土體的摻砂率越高,相應的阻尼比越小。由圖3可見,相同凍融循環次數下,不含風化砂的未改良膨脹土λ-σd曲線均高于風化砂改良后的膨脹土λ-σd曲線;風化砂含量為30%的改良膨脹土λ-σd曲線均為最低水平。

圖3 不同摻砂率下λ-σd關系曲線

因為風化砂粒徑大于膨脹土顆粒,采用風化砂改良膨脹土后,土顆粒間的孔隙被風化砂顆粒填充,孔隙率降低。在荷載加載初期,兩種顆粒間的接觸還未達到緊密程度,而在荷載逐級加載階段,動應力幅值逐漸增大,風化砂細粒與黏土顆粒被擠壓緊密,二者間咬合力變大,同時風化砂表面較為粗糙,兩因素共同影響下,顆粒間的摩擦潛勢大幅提高,致使顆粒間發生相對滑動、錯位的概率降低而減少了能量的消耗[11],最終使改良土阻尼比小于未改良膨脹土。觀察凍融循環與風化砂摻量影響下的λ-σd曲線,發現阻尼比大小與動應力幅值呈正相關,動應力的逐級加載使得阻尼比逐漸增大。因為在小應力幅值下,發生的應變較小,土體骨架相對蓬松,此時土顆粒間還未充分接觸,因此荷載作用下土體先發生形變,但顆粒之間基本不發生滑動、錯位,能量損耗較少。而隨著動應力幅值的增加,土體被擠壓密實,土顆粒間充分接觸咬合,靜摩擦力達到最大而產生滑動摩擦,動荷載作用土體上產生動力波向下傳遞的過程中,土顆粒間不斷滑移翻滾,造成能量的耗散增加,從而使阻尼比增大。

4 結論

1)阻尼比在凍融影響下有著明顯的變化規律,凍融周期越長,土體阻尼比越大,且隨著凍融次數的增加,凍融對阻尼比的影響逐漸降低。第1次凍融循環之后,曲線上升幅度最大,6、9次凍融下,阻尼比基本無變化。

2)風化砂的的摻入可減小土體阻尼比。小動應力幅值下,風化砂對膨脹土阻尼比的影響并不顯著,大動應力幅值下,4種改良土阻尼比差距開始變大。未改良土阻尼比最大,摻入30%的風化砂改良土阻尼比最小。

3)阻尼比與動荷載幅值的大小也密切相關,動荷載幅值越大,各工況下土體的阻尼比也相應增加。

4)通過對凍融循環后風化砂改良膨脹土的動力阻尼比進行定性分析,彌補了相關試驗數據的不足,為凍土區土層動力反應分析中阻尼比非線性參數的選取提供參考依據。