水泥煤渣改良土累计变形特性试验研究
时间：2023-01-20 12:40:12 来源：柠檬阅读网 本文已影响 人 
任 昆，于泽宁，王海涛
(大连交通大学 土木工程学院，辽宁 大连 116028)
路基是承受和传递铁路行车荷载的重要结构，是铁路的基本构筑物。若路基结构不稳定，铁路运输就丧失了基本保证。高速铁路路基结构在道路运营过程中承受多达亿次的行车荷载，这就要求路基结构在荷载的作用下不会发生过大的累积变形，具有较高的稳定性。同时，高速铁路的建设还应满足其高平顺性的要求，这就要求路基工程的强度、刚度、稳定性及在运营条件下路基工程的动力性能须保持在允许范围内。处于季节性冻土地区的铁路工程，路基中的水分在冬季冻结发生冻胀，在春季融化发生融沉，极大的影响了道路的正常使用。因此，研究冻融循环条件下水泥煤渣改良土的累计变形特性对寒区铁路工程建设和维护有重要的意义。
王天亮等[1]通过动三轴试验对水泥改良土和石灰改良土在经过多次冻融循环后的临界动应力进行了研究。改良土的临界动应力随冻融循环次数的增加而逐渐减小，前3次冻融循环对改良土的影响较大。文献[2-3]研究了青藏粉质黏土路基填料在冻结状态下滞回曲线的演化规律，将土体累积变形与加载次数的关系分为稳定型及破坏型两种。通过不同频率及动应力幅值的单轴振动压缩试验获得了临界动应力及变形速率与加载频率的关系。宋金华等[4]通过动三轴试验研究了石灰改良土路基填料的回弹模量及累积变形，并根据冻融循环作用对石灰改良土路基的影响，建立了考虑冻融循环的路基累积变形预测模型。杨志浩等[5]通过大型三轴试验，研究了列车荷载作用下级配碎石填料的临界动应力及累积变形规律。
Xiao等[6]通过大型三轴试验及离散元模型分析了循环荷载作用下铁路道床的累计变形规律。文献[7-8]研究冻融循环作用下动应力幅值、围压、加载次数等因素对土体动力特性的影响。研究结果表明，土体的动剪切模量及阻尼比随着加载次数的增加逐渐减小，土体的累积塑性变形随着荷载幅值的增加而逐渐增加，随围压的增大而逐渐减小。Parr[9]对伦敦黏土进行了循环加载试验，研究了累积变形及累积变形速率与加载次数的相互关系。Chai等[10]研究了交通荷载作用下软土路基的累积变形，考虑初始静偏应力、动偏应力等因素的影响，对指数模型进行了改进，获得了较好的效果。
在高速铁路设计过程中临界动应力是确定设计行车荷载的重要因素之一。目前，对于临界动应力主要以试验的方式来确定，一般由累积塑性应变曲线确定出临界动应力的一个大致范围。在路基的累积变形研究方面，对于非冻土区的路基结构研究较为充分，并得到了一些累积变形的预测模型。但针对季节性冻土区的路基填土在长期行车荷载作用下累积变形方面的研究还亟待开展。本文采用GDS冻土动、静态三轴测试系统对冻融循环次数条件下水泥煤渣改良土的临界动应力进行了测试。利用基于结构元的模糊线性回归方法分析了不同加载频率、围压对临界动应力的影响，分析了冻融循环次数对临界动应力的影响，并根据所得模糊临界动应力建立了季冻区高速铁路路基填土累积变形的模糊预测模型，为季冻区高速铁路的建设提供参考。
1.1 试验材料及试样制备
试验中使用的风积砂取自京沈客专阜新—彰武段，土样的级配曲线见图1。煤渣为阜新市第五供热公司冬季供暖所产生的燃煤炉渣，其粒径分布较为广泛，最大粒径可达150 mm。考虑到试验试样的大小将煤渣进行破碎处理，破碎后其堆积密度为92 kg/cm3，级配曲线见2。试验中使用的水泥为42.5级普通硅酸盐水泥，其初凝时间为135 min，终凝时间228 min，28 d抗压、抗折强度分别为50.3、9.2 MPa。
图1 风积砂的级配曲线
图2 煤渣的级配曲线
煤渣的表面极不规整，存在着大量的开放及闭合孔隙，即便破碎为微小颗粒，多孔的特性仍然存在，破碎后的煤渣颗粒见图3。其主要化学成分为Al2O3和SiO2。
图3 破碎后的煤渣颗粒
由试验结果[11]可知，15%的煤渣掺量可以取得较好的力学性能。本文以煤渣为15%的改良土为研究对象，将风积砂、煤渣放入烘箱中烘至恒重，水泥、煤渣、风积砂的质量比为5∶15∶80。拌合完毕后称量一定质量的土样分5层装入Φ39.1×80 mm的三瓣饱和器并振捣压实，每层锤击数不小于20次。层与层之间进行刮毛处理，防止分层现象的出现。所得改良土试样最大干密度为1.86 g/cm3，最优含水率为13.48%。试验制备完成后立即用塑料薄膜包裹放置在恒湿的环境中分别养护7 d，每组平行试样3个。
1.2 试验方法及过程
根据对已有研究成果的总结[12]，试验将冻融次数作为影响水泥煤渣改良土累计变形的主要因素进行研究，试验冻结温度为-5 ℃，时间为12 h；
融化温度为20 ℃，时间为12 h，冻融过程在封闭系统中进行，为防止水分的散失，冻融过程中试件表面始终包裹塑料薄膜。试验利用GDS冻土动、静三轴试验系统开展，为模拟列车荷载作用下土体动力学特性的改变，考虑荷载作用时间短暂，试验采用固结不排水的试验方法(CU试验)进行，加载形式为半正弦波。根据周葆春[13]、杨广庆[14]、焦贵德[3]等人的研究成果，将动荷载的初始幅值设定为100 kPa，并逐级增加，每级增加20 kPa，用以搜索临界动应力的范围。试验围压为30、50、70、100 kPa，冻融循环次数为0、1、3、5、7、10次，频率为1、2、3、5 Hz，加载次数Nd为10 000次。
2.1 水泥煤渣改良土的临界动应力
未经冻融循环作用时，水泥煤渣改良土累积塑性应变与加载次数的关系见图4，受篇幅限制仅列出了部分试验数据。
图4 塑性累积应变与加载次数的关系
由图4可知，当动应力水平较低时，土体处于弹性工作状态，基本不发生塑性变形，累积塑性应变很小；
当动应力水平达到一定程度后，土体在荷载的作用下发生塑性变形，累积塑性应变的增长速率逐渐增大，直至土体发生破坏。根据累积塑性变形曲线变化规律的不同，可将曲线大致分为稳定型、临界型和破坏型3类。存在着一个临界动应力，当动应力水平低于临界动应力时，产生塑性变形较小，累积塑性应变增长缓慢并逐渐趋于稳定；
当动应力水平超过临界动应力时，产生塑性变形较大，累积塑性应变快速增长，且应变增长速率逐渐增大，直至土样发生剪切破坏。临界动应力一定介于稳定型与破坏型加载曲线所对应的应力范围之间，可以根据破坏型曲线与稳定型曲线进行估计，则临界动应力可表示为
σdcr=(σsmax+σfmin)/2
( 1 )
式中：σdcr为临界动应力，kPa；
σsmax为稳定型曲线的最大动应力，kPa；
σfmin为破坏型曲线的最小动应力，kPa。
则临界动应力可以表示成(σsmax,σdcr,σfmin)的型式。根据试验结果及其他学者的研究成果[3,15-16]，稳定型曲线、临界型曲线和破坏型曲线的判定方法见表1。
表1 累积塑性应变曲线类型的判别
临界动应力与频率以及围压之间的关系见图5。由图5可知，当加载频率一定时，水泥煤渣改良土试样的临界动应力随围压的增加而增加。当围压一定时，临界动应力随加载频率的增加而逐渐减小，水泥煤渣改良土的临界动应力对低频荷载较为敏感，当加载频率处于1～3 Hz时临界动应力有大幅衰减，当频率超过3 Hz后，临界动应力的衰减程度逐渐减弱。这是因为随着围压的增大，土颗粒之间的空隙逐渐减小，土样在围压的作用下变得更加致密，承载能力得到提高，其动稳定性越好，产生的累积变形越小。荷载频率逐渐提高使得加载、卸载的速度增加，土体变形还没完全表现加载过程就已经结束，最终累积变形的增长速率逐渐减小，反映出水泥煤渣改良土的临界动应力对低频荷载较为敏感。
图5 临界动应力与频率的关系
临界动应力大多是根据累积塑性应变曲线的特征所得出的一个不确定值，介于稳定型曲线荷载与破坏型曲线荷载之间，由于临界动应力具有一定的模糊特性，将试验过程中所设置的围压和频率作为精确数据，将临界动应力作为模糊数据，根据基于结构元方法的模糊线性回归[17-19]对水泥煤渣改良土的临界动应力进行以下分析。
设试验中所获得的临界动应力为正态模糊数，其对应结构元的隶属度函数E(t)为
( 2 )
式中：t为结构元参量。
利用含有模糊系数的线性回归模型进行回归分析，则有
( 3 )
将式( 3 )改写为矩阵形式可得
(4)
可简写为
( 5 )
式中：Y、X、U为分别对应的矩阵。
由式( 3 )得其残差平方和为
( 6 )
根据回归理论可得
( 7 )
则有
( 8 )
式中:
表2 临界动应力模糊数据
为了验证模糊回归方法的准确性，选用前12组数据进行拟合，再利用后4组数据对回归结果进行检验，所得回归方程为
(-12.222+2.469E)x1i+(1.175+0.004E)x2i
( 9 )
临界动应力的计算值与试验值结果见表3。
表3 临界动应力的计算值与试验值结果
水泥煤渣改良土的临界动应力与冻融循环次数的关系见图6。由图6可知，水泥煤渣改良土在经历数次冻融循环后临界动应力逐渐降低，土体能够承受的最大动应力逐渐减小，临界动应力与冻融次数的关系可表示为
(10)
图6 临界动应力与冻融循环的关系
不难发现土体的临界动应力随着冻融循环次数的增加而逐渐降低，前5次冻融循环对临界动应力的影响较大，冻融循环超过5次后临界动应力的变化逐渐趋于稳定。说明冻融循环对土体结构造成了损害，使其能够承载的最大动应力逐渐降低，在同等动应力的作用下更容易发生累积变形的逐渐增加，临界动应力可以用于水泥煤渣改良土路基土的冻结状态分析。其原因为，土中水在冻结过程中体积逐渐膨胀，对水泥煤渣改良土结构产生了不可逆的破坏，使内部出现大量裂隙，使得水泥煤渣改良土在荷载的作用下产生更大的变形，张英等[20-21]也通过SEM及MIP试验验证了这一点。
2.2 水泥煤渣改良土的累积塑性变形
动应力幅值为180 kPa时，水泥煤渣改良土在不同频率、围压及冻融循环次数条件下累积塑性应变与加载次数的关系见图7。
由图7可知，在围压及冻融循环次数相同的条件下，水泥煤渣改良土的总累积塑性应变随着频率的增加而逐渐增大。当加载频率为1～3 Hz时，累积变形均随加载次数的增加而逐渐趋于稳定。当加载频率为5 Hz时，累积变形随加载次数逐渐增加，且应变增加速率逐渐提高，但总变形量在允许范围之内，未能超过5%的破坏标准。在加载频率及冻融次数相同的情况下，水泥煤渣改良土的总累积塑性应变随围压的增加而逐渐减小最终趋于稳定，围压与最终累积变形大致呈线性关系。在加载频率及围压相同的情况下，水泥煤渣改良土的总累积塑性应变随冻融循环次数的增加而逐渐增大。水泥煤渣改良土试样在经历多次冻融循环后其累积塑性应变曲线出现一定程度的改变，在相同荷载的作用下所产生的累积塑性变形更大，累积塑性变形的发展速率也逐渐增加，稳定型曲线逐渐向临界型曲线和破坏型曲线过度。当冻融循环次数为1次时，水泥煤渣改良土的累积塑性应变随加载次数的增加逐渐趋于稳定。当冻融循环次数为3次时，累积塑性应变曲线介于稳定型与破坏型二者之间，累积塑性应变加速增长，但未达到破坏标准。当冻融循环次数超过3次后，累积塑性应变随加载次数的增加而迅速增大，均在10 000次以内超过5%达到破坏标准。冻融循环7次及10次的累积塑性应变曲线较为相似，说明冻融循环对水泥煤渣改良土的影响主要发生在前5次循环内。
路基为承受及传递行车荷载的主要结构，除应满足具有一定的强度外，还应保证在行车作用下不会产生过大的累积变形。目前对于路基累积变形大多采用Monismith模型或双曲线模型来进行预测，Monismith模型可表示为
(11)
式中：εdp为累积塑性应变；
m0、m1为模型参数。
双曲线模型可表示为
(12)
式中：h0、h1为模型参数。
但这两种模型在预测路基结构的累积变形方面都存在着一定的缺陷。对于Monismith模型，其模型数学表达形式为指数函数，函数具有单调增加的特性，利用该模型可以较好的表达出临界型与破坏型曲线，但对于稳定型曲线会造成一定的误差。双曲线模型则与之相反，模型表达形式为双曲线函数，模型具有明确的渐近线，可以较好表达稳定型曲线，但对于临界型及破坏型曲线会造成较大误差。
(13)
式中：σd为施加的动应力，kPa。
则水泥煤渣改良土的累积变形预测模型可表示为
(14)
(15)
(16)
(17)
(18)
图8 模型参数与临界应力比的关系
可见各模型参数与临界应力比具有较好的相关性，拟合精度较高。
不同试验条件下，利用累积变形预测模型所得累积塑性应变的实测值与计算值的比较见图9，由图9可知，模型能够较好的反映不同条件下水泥煤渣改良土的累计变形规律，采用临界应力比作为模型变量可以确定出土体累积变形的大致范围，且具有较高的精度，可预测不同环境下水泥煤渣改良土路基填料的累积变形。
图9 不同试验条件下模型计算值与实测值对比
本文利用GDS冻土动、静态三轴测试系统，对冻融循环条件下水泥煤渣改良土的临界动应力和累积变形规律进行了研究，主要得到以下结论：
(1)水泥煤渣改良土临界动应力与加载的频率及围压有关。加载频率对水泥煤渣改良土临界动应力起负面影响，而围压则对临界动应力起积极影响。水泥煤渣改良土的临界动应力对低频荷载较为敏感，当加载频率处于1～3 Hz时临界动应力由大幅衰减，当频率超过3 Hz后，临界动应力的衰减程度逐渐减弱。采用基于结构元的模糊回归可以较好的反映临界动应力与频率和围压之间的关系，具有较高的精度。
(2)水泥煤渣改良土的临界动应力随冻融循环次数的增加而逐渐衰减，在相同荷载作用下会产生更大的累积变形，前5次循环对临界动应力及累积变形的影响较为剧烈。
(3)通过引入临界应力比 建立了水泥煤渣改良土累积变形的预测模型，模型能够确定出累积应变的大致范围，与实测结果吻合较好，可以用于不同冻融循环次数下水泥煤渣改良土路基累积变形的估算。
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