宋金華,李博楠,王 亮,杜建福
(1.河北工業(yè)大學(xué) 土木與交通學(xué)院,天津 300401;2.上海市政城市建設(shè)設(shè)計(jì)研究總院(集團(tuán)有限公司),天津 300401)
對(duì)于公路路基路床來(lái)說(shuō),不僅承受著上部結(jié)構(gòu)傳遞下來(lái)的靜荷載,還要承受車輛產(chǎn)生的動(dòng)荷載。而路基、土基在車輛動(dòng)荷載作用下的動(dòng)態(tài)特性,如動(dòng)應(yīng)力、累積塑性應(yīng)變和回彈模量,對(duì)于行車安全有重大的影響。當(dāng)路基受到的動(dòng)荷載超過(guò)路基填料的臨界動(dòng)應(yīng)力(在動(dòng)荷載作用下,土基的累計(jì)應(yīng)變既不會(huì)趨于穩(wěn)定,也不會(huì)迅速的發(fā)展時(shí)所對(duì)應(yīng)的動(dòng)應(yīng)力)時(shí),不僅會(huì)引起路基的翻漿冒泥、側(cè)向擠出,還會(huì)導(dǎo)致路基的累計(jì)塑性變形過(guò)大,形成不均勻沉降,影響行車安全[1]。目前,有關(guān)石灰改良土的動(dòng)力特性的研究成果較多,但是,針對(duì)季節(jié)性冰凍地區(qū)凍融循環(huán)作用對(duì)石灰改良土特性的影響的研究主要集中于靜力特性變化,且主要研究方向大多數(shù)為鐵路路基,對(duì)石灰改良土公路路基的動(dòng)力特性的研究還很少。
為此,筆者提出了在海相沉積軟土中摻入一定量的石灰,通過(guò)動(dòng)三軸試驗(yàn),對(duì)石灰改良土的動(dòng)力特性進(jìn)行了研究,并分析了摻灰比、動(dòng)應(yīng)力幅值、凍融次數(shù)、冷卻溫度及圍壓對(duì)石灰改良土動(dòng)力特性的影響,為今后季凍地區(qū)石灰改良土的研究和應(yīng)用提供了重要的理論依據(jù)。
本次循環(huán)三軸試驗(yàn)采用MTS858.2/TESTSTARII液壓伺服多功能試驗(yàn)儀。施壓系統(tǒng)能夠提供應(yīng)力和應(yīng)變兩種不同的控制模式。在加載過(guò)程中,為了避免意外的發(fā)生,該儀器提供了伺服雙向反饋控制系統(tǒng),能夠檢測(cè)到各種錯(cuò)誤。圍壓由空壓機(jī)提供,最終由水壓來(lái)完成。整個(gè)試驗(yàn)過(guò)程由總控制箱控制。該儀器的軸向壓力最大可達(dá)到25 kN,圍壓最大可達(dá)到1 000 kPa。計(jì)算機(jī)不僅可以根據(jù)實(shí)際需要輸入實(shí)驗(yàn)方案,還能自動(dòng)采集、儲(chǔ)存試驗(yàn)數(shù)據(jù)。
實(shí)驗(yàn)土樣取自天津市津北路所在的海相沉積軟土地基,以黏性土、淤泥質(zhì)土為主,有機(jī)質(zhì)含量高,具有含水量高、靈敏度高、強(qiáng)度低、滲透性差等特點(diǎn),實(shí)驗(yàn)土樣全部粒徑均小于0.25 mm,素土的基本物理指標(biāo)經(jīng)實(shí)驗(yàn)測(cè)定后如表1,其中界限含水率采用圓錐儀法來(lái)測(cè)定,進(jìn)一步得出土樣的液限和塑限[2]。實(shí)驗(yàn)中所選取摻合用石灰為鈣質(zhì)生石灰粉,消解后有效CaO、MgO含量為65%,為三級(jí)灰。
表1 實(shí)驗(yàn)用土的基本指標(biāo)Table 1 Basic index of the soil used for experiment
依據(jù)規(guī)范[3],采用重型擊實(shí)分別對(duì)素土和2%、4%、6%、8%的石灰改良土進(jìn)行擊實(shí)試驗(yàn)測(cè)定實(shí)驗(yàn)土體最佳含水率及最佳干密度,隨著摻灰比的增大,石灰改良土的最佳含水率逐漸提高,而土體的最大干密度逐漸減小,試驗(yàn)結(jié)果如表2、圖1及圖2。
表2 各摻灰比土體的最佳含水率和最大干密度Table 2 The optimum moisture content and maximum dry density of soil with different ratio of cement
圖1 不同摻灰比土體的最佳含水率Fig. 1 The best moisture content of the soil with different ratio of cement
圖2 不同摻灰比土體的最大干密度Fig. 2 The maximum dry density of soil with different ratio of cement
先將石灰與土按2%、4%、6%和8% 4種摻灰比(定義摻灰比為石灰摻合料質(zhì)量與總質(zhì)量之比)進(jìn)行初拌,再加入一定量蒸餾水,攪拌均勻、密封,浸潤(rùn)一晝夜。素土和石灰改良土試樣均按最佳含水率和96%的壓實(shí)度制樣。試樣高度H=80 mm,直徑D=39.1 mm,采用三瓣飽和器分5層進(jìn)行擊實(shí),每層56擊,單位體積擊實(shí)功為2 687.7 kJ/m3。完成后放在保濕缸中進(jìn)行常溫養(yǎng)護(hù),缸內(nèi)溫度為20 ℃,濕度為50%。
對(duì)凍融0次、1次、3次、6次、8次、10次后的土體試樣進(jìn)行不固結(jié)不排水動(dòng)三軸試驗(yàn)。除此之外,為了更加直觀的了解凍融對(duì)土體動(dòng)力特性的影響,課題組以同條件下未凍融土樣的動(dòng)三軸試驗(yàn)作為對(duì)照組試驗(yàn)。
相關(guān)文獻(xiàn)表明[4]:荷載頻率為5 Hz時(shí),大致相當(dāng)于汽車行駛速度70 km/h,基本符合中國(guó)公路上汽車行駛速度的范圍。因此,本次試驗(yàn)采用振動(dòng)頻率為5 Hz,荷載振幅為2.5 MPa的正弦半波(連續(xù)波)形式輸入來(lái)模擬荷載作用[5]。考慮到素土和石灰改良土的動(dòng)態(tài)特性并結(jié)合工程實(shí)際,以及考慮到便于對(duì)臨界動(dòng)應(yīng)力進(jìn)行分析,本次試驗(yàn)的動(dòng)應(yīng)力分別從30 kPa和50 kPa逐步提高,直至試樣破壞。路基應(yīng)力實(shí)測(cè)表明,基床表層的側(cè)向壓力較低,在20~60 kPa,故本次試驗(yàn)圍壓選為20、50、80 kPa,并將軸向累計(jì)塑性應(yīng)變達(dá)到5%確定為破壞標(biāo)準(zhǔn)。
圖3 不同動(dòng)應(yīng)力水平下素土的εp-lgN關(guān)系曲線(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)Fig. 3 The εp-lgN relationship curve of clean soil with different dynamic stress level(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)
圖4 不同動(dòng)應(yīng)力水平下6%石灰改良土的εp-lgN關(guān)系曲線(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)Fig. 4 The εp-lgN relationship curve of the 6% lime modified soil with different dynamic stress level(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)
圖3和圖4分別為素土、6%石灰改良土在不同動(dòng)應(yīng)力水平下累計(jì)塑性應(yīng)變?chǔ)舙與振動(dòng)次數(shù)的對(duì)數(shù)形式lgN的關(guān)系曲線。可以看出:在動(dòng)荷載作用下素土和石灰改良土的累計(jì)塑性應(yīng)變的發(fā)展規(guī)律一致,其破壞均表現(xiàn)為塑性破壞。在較低的動(dòng)應(yīng)力水平下素土和石灰改良土的累計(jì)塑性應(yīng)變較小,主要表現(xiàn)為彈性應(yīng)變,隨著振動(dòng)次數(shù)的增加,土體試樣逐漸密實(shí),累計(jì)塑性應(yīng)變趨于穩(wěn)定。當(dāng)所施加的動(dòng)應(yīng)力超過(guò)某一水平時(shí),素土和石灰改良土的累積塑性應(yīng)變隨著振動(dòng)次數(shù)的增加迅速增大,直至產(chǎn)生破壞。
圖5為素土、6%石灰改良土在不同凍融次數(shù)下累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙與振動(dòng)次數(shù)的對(duì)數(shù)形式lgN的關(guān)系曲線。從中可以看出:石灰改良土在較少的凍融次數(shù)作用下的累計(jì)塑性應(yīng)變較小,基本上表現(xiàn)為彈性應(yīng)變,當(dāng)凍融次數(shù)超過(guò)6次后,累計(jì)塑性應(yīng)變?cè)诮?jīng)過(guò)一定振動(dòng)次數(shù)后迅速增加,直至發(fā)生塑性破壞。這說(shuō)明凍融循環(huán)對(duì)土體的作用存在1個(gè)“臨界次數(shù)”,只有在一定的凍融循環(huán)次數(shù)內(nèi)土體才會(huì)逐漸達(dá)到強(qiáng)化,一旦凍融次數(shù)超過(guò)這一值后,土體在經(jīng)歷一定振動(dòng)次數(shù)后必然會(huì)發(fā)生塑性破壞。
圖5 不同凍融次數(shù)下素土與6%石灰改良土的εp-lgN的關(guān)系曲線(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)Fig. 5 The εp-lgN relationship curve of the 6% lime modified soil with different freezing-thawing times(σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃)
圖6為6%石灰改良土在不同冷卻溫度下的累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙與振動(dòng)次數(shù)的對(duì)數(shù)形式lgN的關(guān)系曲線,可以看出:隨著冷卻溫度的升高,石灰改良土發(fā)生屈服的應(yīng)變水平減小,達(dá)到破壞所需的振動(dòng)次數(shù)也隨之增加。當(dāng)冷卻溫度較高時(shí),隨著振動(dòng)次數(shù)的增加,累積塑性應(yīng)變趨于穩(wěn)定,試樣達(dá)到強(qiáng)化;而當(dāng)冷卻溫度較低時(shí),累積塑性應(yīng)變迅速增大直至發(fā)生塑性破壞。
圖6 不同冷卻溫度下6%石灰改良土的εp-lgN的關(guān)系曲線Fig. 6 The εp-lgN relationship curve of the 6% lime modified soil with different cooling tempreature
圖7 不同圍壓下6%石灰改良土的εp-lgN的關(guān)系曲線Fig. 7 The εp-lgN relationship curve of the 6% lime modified soil with different confining pressure
圖7為6%石灰改良土在不同試驗(yàn)圍壓下累積塑性應(yīng)變?chǔ)舙與振動(dòng)次數(shù)的對(duì)數(shù)形式lgN的關(guān)系曲線,可以看出:石灰改良土由于受到圍壓的擠壓作用,使其強(qiáng)度有所提高,在一定動(dòng)應(yīng)力水平范圍內(nèi),其強(qiáng)度增長(zhǎng)幅度隨著圍壓的增大而增大。但當(dāng)動(dòng)應(yīng)力達(dá)到某一水平后,由于石灰改良土的密實(shí)度逐漸增大,其強(qiáng)度增長(zhǎng)幅度減小。
土體的累計(jì)塑性變形受多方面因素的影響,主要包括含水量、壓實(shí)度、圍壓、應(yīng)力水平、荷載頻率和持時(shí)、應(yīng)力歷史等[6]。目前,關(guān)于長(zhǎng)期交通荷載作用下路基累計(jì)塑性變形的研究工作較多,也出現(xiàn)了許多常規(guī)土在長(zhǎng)期循環(huán)荷載下的動(dòng)力永久變形的經(jīng)驗(yàn)?zāi)P汀H欢槍?duì)季凍地區(qū)路基在行車荷載作用下的動(dòng)力變形特性的研究相對(duì)較少。
目前,最常用的模型是Monismith模型如式(1)。
εp=aNb
(1)
式中:εp為累積塑性應(yīng)變;N為循環(huán)荷載次數(shù);a、b為試驗(yàn)參數(shù),與應(yīng)力條件和土的性質(zhì)有關(guān)。
當(dāng)應(yīng)力水平小于臨界動(dòng)應(yīng)力時(shí),石灰改良土的累計(jì)塑性應(yīng)變?cè)诮?jīng)過(guò)一定循環(huán)荷載次數(shù)后趨于穩(wěn)定,但采用式(1)對(duì)累計(jì)塑性應(yīng)變進(jìn)行預(yù)測(cè)時(shí),表現(xiàn)為累計(jì)塑性應(yīng)變隨著循環(huán)荷載次數(shù)的增多而增大,這顯然不適用于應(yīng)力水平小于臨界動(dòng)應(yīng)力時(shí)的累計(jì)塑性應(yīng)變的發(fā)展趨勢(shì)。為此,筆者采用式(2)對(duì)累積塑性應(yīng)變與循環(huán)荷載次數(shù)的關(guān)系曲線進(jìn)行擬合。
(2)
式中:εp為累積塑性應(yīng)變;N為循環(huán)荷載次數(shù);a、b、c為試驗(yàn)參數(shù),與應(yīng)力條件和土的性質(zhì)有關(guān)。
其中a/c具有累積塑性應(yīng)變極限值的物理意義,b可反映累積塑性應(yīng)變的曲線形狀,并在一定情況下可定義為常數(shù)。當(dāng)c=0時(shí),式(2)就退化為式(1),此時(shí)累積塑性應(yīng)變不會(huì)趨于穩(wěn)定。因此,對(duì)于穩(wěn)定型累積塑性應(yīng)變,式(2)中c應(yīng)大于0。
為了得到動(dòng)應(yīng)力與凍融循環(huán)共同作用下的累計(jì)塑性應(yīng)變的預(yù)測(cè)模型,采用歸一化的思路進(jìn)行研究分析。由于素土和石灰改良土的累積應(yīng)變特性是一致的,為簡(jiǎn)單明了地介紹模型的建立過(guò)程,此處僅以素土為例,對(duì)圖3中小于臨界動(dòng)應(yīng)力的曲線簇,用1 000次循環(huán)荷載后的累積塑性應(yīng)變?chǔ)? 000進(jìn)行歸一化得到新的曲線簇,如圖8,其表達(dá)式如式(3):
(3)
式中:εp、N、a、b、c的意義同式(2);ε1 000為動(dòng)應(yīng)力σd的函數(shù)。經(jīng)擬合得到模型參數(shù)a、b、c的值如下:
未凍融,素土,σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃,a=0.154,b=0.54,c=0.126,R2=0.925。
圖8 歸一化后εp/ε1 000-N的關(guān)系曲線Fig. 8 The relationship curve betweenεp/ε1 000 -N after normalization
ε1 000與σd服從冪函數(shù)關(guān)系,其表達(dá)式如式(4):
(4)
式中:σd為試驗(yàn)動(dòng)應(yīng)力;α、β為試驗(yàn)參數(shù)。
由式(3)和式(4)得:
(5)
即:
(6)
圖9 素土與6%石灰改良土的εp-Nft的關(guān)系曲線Fig. 9 The εp-Nft relationship curves of clean soil and the 6% lime modified soil
由圖9可知,在同一動(dòng)應(yīng)力水平下,凍融次數(shù)對(duì)土體累計(jì)塑性應(yīng)變具有很大的影響,且從圖9(a)可以看出,一定振動(dòng)次數(shù)下的累計(jì)塑性應(yīng)變與凍融次數(shù)之間具有很好的雙曲線關(guān)系,為了建立累計(jì)塑性應(yīng)變與凍融次數(shù)之間的關(guān)系,筆者用未凍融條件下1 000次循環(huán)荷載后的累積塑性應(yīng)變?chǔ)? 000進(jìn)行歸一化,具體表達(dá)式如式(7):
(7)
式中:χ、γ為試驗(yàn)參數(shù),擬合值如下:
素土,N=1 000,σ3=20 kPa,Tc=-15 ℃,χ=0.047,γ=0.065,R2=0.962。
將式(7)作為一個(gè)因子帶入式(6)中,則有:
(8)
式中:各參數(shù)的含義同上,其中a、b、c可以從εp-N曲線中得到;α、β可以從ε1 000-σd試驗(yàn)曲線中得到;χ、γ可以從εN-Nft曲線中得到。為了驗(yàn)證模型,對(duì)Nft=1,σd=60 kPa、Nft=6,σd=60 kPa、Nft=1,σd=80 kPa條件下的素土的累積塑性應(yīng)變進(jìn)行預(yù)測(cè)(圖10),從圖中可以看出擬合效果良好,說(shuō)明筆者建立的預(yù)測(cè)模型能夠適用于動(dòng)應(yīng)力與凍融循環(huán)共同作用下的累計(jì)塑性應(yīng)變的預(yù)測(cè)。
圖10 累計(jì)應(yīng)變?chǔ)舙的預(yù)估曲線Fig. 10 The prediction curve of accumulative strain εp
素土和石灰改良土所受的動(dòng)應(yīng)力水平超過(guò)某一動(dòng)應(yīng)力值時(shí),隨著荷載振動(dòng)次數(shù)的增加,累計(jì)塑性應(yīng)變迅速增大,直至破壞(或不滿足應(yīng)變控制要求),而當(dāng)所受的動(dòng)應(yīng)力水平低于該動(dòng)應(yīng)力值時(shí),隨著荷載振動(dòng)次數(shù)的增加,其累計(jì)塑性變形逐漸趨于穩(wěn)定,該動(dòng)應(yīng)力值稱為臨界動(dòng)應(yīng)力值[7-9]。
據(jù)圖11,素土和石灰改良土的破壞均以塑性破壞為主,以5%的累積塑性應(yīng)變作為破壞標(biāo)準(zhǔn),對(duì)應(yīng)的振次為破壞振次。本次試驗(yàn)取最接近于破壞曲線的強(qiáng)化曲線所對(duì)應(yīng)的動(dòng)應(yīng)力作為臨界動(dòng)應(yīng)力值,記為σdcr??梢钥闯?,經(jīng)過(guò)多次凍融循環(huán)后素土的臨界動(dòng)應(yīng)力均低于80 kPa,難以達(dá)到直接作為路基填料的要求,所以筆者采用摻加石灰的方法對(duì)其進(jìn)行了改善。
圖11 試驗(yàn)土樣σd-N的關(guān)系曲線Fig. 11 The σd-N relationship curve of the tested soil samples
由圖12中可以看出,隨著摻灰比的增大,石灰改良土的臨界動(dòng)應(yīng)力并不是一直增大,而表現(xiàn)為二次曲線的變化形式,存在一最大值即最優(yōu)摻灰比。這是由于石灰土在多次凍結(jié)與融化作用后,顆粒之間的黏結(jié)力和凍脹應(yīng)力很快趨于平衡,而隨著石灰摻量的增多,過(guò)多的石灰粉末沉積在土顆粒的空隙中,從而導(dǎo)致顆粒間的黏結(jié)力降低,進(jìn)而使試樣的臨界動(dòng)應(yīng)力值削弱[10]。
圖12 試樣臨界動(dòng)應(yīng)力與摻灰比的關(guān)系Fig. 12 Relationship between the critical dynamic stress and the ash mixing ratio of sample
經(jīng)分析得到其二次多項(xiàng)式如式(9)。
(9)
式中:As、Bs、Cs均為試驗(yàn)參數(shù);σdcr為石灰土的臨界動(dòng)應(yīng)力;Mlbr為摻灰比,其擬合結(jié)果見(jiàn)表3。
表3 擬合參數(shù)Table 3 Fitting parameters
圖13 石灰改良土的臨界動(dòng)應(yīng)力與凍融次數(shù)的關(guān)系曲線Fig. 13 Relationship curves of the critical dynamic stress and the number of freezing-thawing cycles of the lime modified soil
從圖13中可以看出,石灰改良土的臨界動(dòng)應(yīng)力在經(jīng)歷6次凍融循環(huán)作用后,下降趨勢(shì)逐漸變緩,趨于一個(gè)穩(wěn)定值。這主要是由于石灰摻入土體后會(huì)與土顆粒和水發(fā)生一系列的化學(xué)反應(yīng),顆粒之間的相互黏結(jié)力增加,使土體的抗凍性增強(qiáng),在凍融循環(huán)作用下,顆粒間的黏結(jié)力和凍脹力能夠很快地趨于平衡,達(dá)到穩(wěn)定的狀態(tài),而素土土樣經(jīng)歷8次凍融次數(shù)后,其臨界動(dòng)應(yīng)力才逐漸趨于穩(wěn)定[11]。由此可見(jiàn),經(jīng)過(guò)石灰改良后的路基填料具有很好的抗凍融性。
結(jié)合上述分析,從力學(xué)角度和經(jīng)濟(jì)角度考慮,確定了石灰改良土的最優(yōu)摻灰比為6%。
在季凍地區(qū)路基回彈模量受土體濕度、凍融循環(huán)的影響較大,且在兩者共同作用下回彈模量發(fā)生衰減,導(dǎo)致路基土體強(qiáng)度下降。因此,路基回彈模量的確定需要充分考慮濕度變化、凍融循環(huán)對(duì)路基回彈模量的影響,依據(jù)JTG D30—2016《公路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》[12],以標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下(最佳含水量和最大干密度條件下)的路基動(dòng)回彈模量為基礎(chǔ)進(jìn)行路基設(shè)計(jì)。其新建公路路基回彈模量設(shè)計(jì)值E0按式(10)和式(11)進(jìn)行確定。
E0=KsKηMR
(10)
E0≥[E0]
(11)
式中:E0為平衡濕度狀態(tài)下路基回彈模量設(shè)計(jì)值,MPa;[E0]為路面結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的路基回彈模量設(shè)計(jì)值,MPa;MR為標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下(最佳含水量和最大干密度條件下)路基動(dòng)回彈模量標(biāo)準(zhǔn)值,MPa;Ks為路基回彈模量濕度調(diào)整系數(shù),為平衡濕度狀態(tài)下的回彈模量與標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的回彈模量之比;Kη為干濕循環(huán)或凍融循環(huán)條件下路基土模量折減系數(shù),通過(guò)試驗(yàn)確定。
標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下路基動(dòng)回彈模量標(biāo)準(zhǔn)值MR依據(jù)規(guī)范[12]附錄A通過(guò)試驗(yàn)確定。
5.1.1 實(shí)驗(yàn)方案
試樣制備:按照規(guī)范[12]附錄A試驗(yàn)要求,試樣尺寸采用直徑100 mm,高200 mm,采用靜壓成型方式壓實(shí),每組試驗(yàn)制備3個(gè)平行試件。
預(yù)載:預(yù)載采用圍壓為30 kPa、最大軸向應(yīng)力為66 kPa的半正矢脈沖荷載,加載1 000次。
加載:預(yù)載完成后,按照表4中的加載序列進(jìn)行加載,荷載頻率10 Hz。
表4 加載序列Table 4 Loading sequence
5.1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析
經(jīng)實(shí)驗(yàn)結(jié)果實(shí)測(cè)并分析得出,路基土在標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的動(dòng)回彈模量如表5。
表5 路基土在標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下的動(dòng)回彈模量Table 5 Dynamic rebound modulus of subgrade soil under standard condition
路基土經(jīng)過(guò)凍融后的動(dòng)回彈模量及衰減系數(shù)如表6。
表6 路基土經(jīng)過(guò)凍融后的動(dòng)回彈模量及衰減系數(shù)Table 6 Dynamic rebound modulus and attenuation coefficient of subgrade soil after freezing-thawing
按照路基濕度的來(lái)源可以將路基平衡濕度狀況分為潮濕、中濕、干燥3類。
由于天津?qū)儆谘睾5貐^(qū),其地下水位高,因此路基屬于潮濕類型,其回彈模量濕度調(diào)整系數(shù)可按表7取值。
表7 路基土回彈模量濕度調(diào)整系數(shù)Table 7 Moisture adjustment coefficient of resilient modulus of subgrade soil
表7中砂的回彈模量調(diào)整系數(shù),D60大時(shí)取高值,D60小時(shí)取低值;細(xì)粒土質(zhì)砂的回彈模量調(diào)整系數(shù),細(xì)粒含量大、塑性指數(shù)高時(shí)取低值,反之取高值;粉質(zhì)土和黏質(zhì)土的回彈模量調(diào)整系數(shù),路基高度低時(shí)取低值,反之取高值。
本課題所采用的試驗(yàn)路路堤相對(duì)較低,在考慮最不利情況下,凍融條件下的衰減系數(shù)按表7取值,濕度調(diào)整系數(shù)取表中黏質(zhì)土的最低值,并按式(10)求得路基回彈模量如表8。
表8 各摻灰比的路基土體的回彈模量Table 8 Resilient modulus of subgrade soil with different ash mixing ratio
從表8中可以看出,在路基工作區(qū)頂面和底面,素土的路基回彈模量分別為16.87、14.06 MPa,均小于30 MPa,不滿足路基的設(shè)計(jì)要求,故筆者通過(guò)摻加石灰的方法進(jìn)行改善。通過(guò)試驗(yàn)及數(shù)據(jù)分析,在路基工作區(qū)頂面和底面,摻灰比為6%的石灰改良土的回彈模量分別為70.18、58.48 MPa,能夠滿足路基回彈模量的要求。
依據(jù)路基土的實(shí)際受力狀態(tài),確定了動(dòng)應(yīng)力加載波形、動(dòng)應(yīng)力幅值、加載頻率、圍壓以及破壞標(biāo)準(zhǔn)等試驗(yàn)參數(shù)。在此基礎(chǔ)上,研究分析了凍融循環(huán)作用下土體的累計(jì)塑性變形、臨界動(dòng)應(yīng)力、動(dòng)回彈模量等動(dòng)態(tài)性能的變化規(guī)律,得出以下結(jié)論:
1) 在不同條件下,素土及石灰改良土的破壞形式均為塑性破壞,且通過(guò)研究得出:① 當(dāng)動(dòng)應(yīng)力幅值水平較低、冷卻溫度較高、凍融循環(huán)次數(shù)較少時(shí),土體在經(jīng)歷一定次數(shù)的循環(huán)荷載后累計(jì)塑性變形趨于穩(wěn)定,土體達(dá)到強(qiáng)化,相反,累計(jì)塑性變形迅速增大,試件發(fā)生塑性破壞;② 在動(dòng)應(yīng)力幅值和冷卻溫度相同的條件下,試驗(yàn)圍壓越低,試樣發(fā)生屈服的應(yīng)變水平越大,繼而達(dá)到破壞的振動(dòng)次數(shù)也越少,即圍壓與破壞振次成反比。
2) 以Monismith的指數(shù)模型為基礎(chǔ),采用歸一化的思路,并引入凍融衰減因子,建立了動(dòng)應(yīng)力和凍融循環(huán)共同影響下的累計(jì)塑性變形的預(yù)測(cè)模型。
3) 路基土體在循環(huán)荷載的作用下存在臨界動(dòng)應(yīng)力,超過(guò)這一值時(shí)土體的累計(jì)塑性變形迅速增大,直至發(fā)生塑性破壞,隨著凍融次數(shù)的增加,改良土臨界動(dòng)應(yīng)力的衰減規(guī)律呈指數(shù)分布,并且得出改良土的抗凍性能明顯高于素土。
4) 以標(biāo)準(zhǔn)狀態(tài)下路基動(dòng)回彈模量標(biāo)準(zhǔn)值MR為基礎(chǔ),通過(guò)引入凍融循環(huán)條件下路基土模量折減系數(shù)Kη以及路基回彈模量濕度調(diào)整系數(shù)Ks,確定了在凍融循環(huán)和路基土體濕度共同影響下的路基動(dòng)回彈模量。在路基工作區(qū)頂面和底面,摻灰比為6%的石灰改良土的回彈模量分別為70.18、58.48 MPa,能夠滿足路基回彈模量的要求。
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