不同含水率下級配碎石振動壓實狀態評價與機理研究

謝 康，李泰灃，肖憲普，3，陳曉斌，張千里，王業順

(1.中國鐵道科學研究院集團有限公司 鐵道建筑研究所，北京 100081；2.中南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410075；3.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043)

高速鐵路(以下簡稱“高鐵”)路基長期承擔軌道與列車反復作用,而路基結構靜動變形控制標準達毫米級,對路基填筑質量與填筑效率提出了極高要求[1]。級配碎石作為高鐵基床表層填料,具有高抗剪強度、低壓縮性以及強抵抗變形的能力,進而可為高鐵基床表層提供高質量、穩定的支撐基礎[2-3]。

為確保級配碎石具備上述物理力學性質,需要對其填筑質量嚴格把控,主要包括級配和含水率兩個方面[4]。大量高鐵施工中,通過“廠拌”的模式保證級配碎石適用性[5],而對含水率的控制以“工人經驗”為主[5-6],導致未處于最佳含水率的級配碎石在填筑中產生壓實不均的問題,為此有必要探討含水率對級配碎石壓實干密度的影響。目前,最大干密度與含水率的關系主要通過室內擊實[7]和振動臺試驗[6]進行研究,但缺乏級配與含水率方面的相關研究,同時擊實試驗難以完全滿足現場實際情況[8],對級配與含水率的研究存在一定局限性。

鐵路行業規定[6]礫石類最大干密度采用振動臺振動加重物法,且同時要求采用干法或濕法開展試驗。其中,濕法僅做了在烘干料中加適量水或用天然的濕土進行裝樣,并沒有考慮含水量對干密度的影響,屬于一種以經驗為導向的方法。室內振動壓實試驗作為確定粗粒土最大干密度的方法之一[9-10],也是公認為與現場振動壓實機理相同的試樣成型方法[7],但是鮮有系統地涉及含水率對振動壓實特性的研究。部分學者通過擊實試驗確定振動壓實試驗最優含水率,但二者之間壓實機理存在差距,影響振動壓實試驗最優含水率的確定。針對高鐵級配碎石振動壓實特性的研究集中在物理指標(干密度)[11],然而,要全面評估其壓實特性,除考慮干密度外,還需深入探究其力學指標(剛度和強度)。張家玲等[12]、王天亮等[8]采用物理力學指標表征填料的壓實狀態,同時指出對高鐵填料這類復雜的混合材料,其性質與顆粒大小、形狀和級配組成密切相關,干密度與力學特性之間的關系尚需具體研究確定。目前針對高鐵路基級配碎石力學特性的研究,主要通過室內三軸試驗進行研究。Seif等[13]通過一系列大三軸試驗,比較分析了不同顆粒級配、含水率對級配碎石的抗剪強度的影響,類似地,Pham[14]通過大型靜動三軸試驗研究了級配碎石的強度和變形特性,分析了圍壓、細顆粒含量及含水率對其抗剪強度參數變化的影響。然而含水率對級配碎石振動壓實力學性質影響的研究成果較少,難以表征出實際的壓實狀態。

振動壓實試驗中含水率對填料壓實特性的影響鮮有研究,故有必要對振動壓實下不同含水率級配碎石的壓實狀態開展深入分析。本文以不同土體結構類型的級配碎石為研究對象,采用室內振動壓實和大型靜三軸試驗方法,提出將壓實烘干后的臨界含水率作為最優含水率,量化不同含水率下壓密狀態,深入探討不同含水率下振動壓實機理,研究成果可為高鐵粗粒土填筑控制提供理論參考。

1 試驗設計

1.1 試驗材料

根據陳堅等[15]研究以及TB 10621—2014《高速鐵路設計規范》[16]對級配的要求,選擇如圖1所示三種級配類型:骨架孔隙型R1、骨架密實R2和懸浮密實R3,以保證試驗土樣典型性[17-19]。

圖1 試驗級配碎石材料級配

1.2 試驗設備

室內振動壓實儀采用課題組研制的多參數可調式智能振動壓實儀。為減少尺寸效應對填料最大干密度的影響,該設備有不同直徑的壓實筒,壓實筒直徑D=100、150、200、250、300 mm。高鐵填料最大粒徑dmax控制值為45 mm,且當徑徑比(D/dmax)大于4.7[20],尺寸效應對干密度的影響較小,故最終采用直徑φ250、高h=250 mm壓實筒成樣。級配碎石強度特性試驗采用大型靜動三軸試驗機,試驗尺寸為φ300、h=600 mm。

為量化不同含水率對級配碎石壓實過程的影響,需要形成干密度-壓實時間曲線(壓密曲線)。王萌等[7]在室內振動壓實試驗中,采用游標卡尺分別測試壓實過程中不同階段被壓料的高度,進而計算出被壓料干密度ρd為

(1)

式中:ρw為填料濕密度;m為填料質量;h為填料厚度;w為填料含水率;A為壓實筒底面積。

然而,這種做法不僅工作量大,花費大量人力,且易受人為因素干擾,存在較大誤差?；诒砻娉两道碚?結合智能振動壓實儀內置的沉降傳感器,可在設備采集界面自動輸出壓密曲線。

壓實中密度通過填料體積和質量求得,由于壓實筒內填料的質量一定,只要測定體積的變化就可求出密度的變化,即初始密度ρ0為

(2)

式中:V0為填料初始總體積;h0為填料厚度。

假設振動壓實n次后沉降量為Sn,則n次振動壓實后密度ρn為

(3)

式中:Vn為n次振動壓實后體積;An為n次振動后填料的底面積;εn為沉降率。

設壓實筒內填料總質量m不變,且振動壓實前后面積不變,即

An=A

(4)

由式(2)～式(4)結合可得

(5)

因此,如果ρ0已知,只需測量Sn,則可計算出n次振動壓實后填料ρn。因此,在試驗中,只需測試裝樣后ρ0,其他情況下測出沉降量即可計算出對應的密度,最終取壓實穩定后的干密度作為最大干密度ρdmax。

1.3 試驗方法

振動壓實試樣制備時,采用四分法分別稱取3種級配的樣品,振動壓實試樣中分別選取含水率w =0%、2%、4%、5%、6%制樣,每組試樣平行制樣3組,總共45組進行振動壓實試驗。采用花灑方式將水與級配碎石均勻拌合,然后靜置一夜,以保證粗細顆粒充分濕潤。

為使室內振動壓實試驗與現場碾壓的效果一致,試驗中控制室內壓實功與現場壓實功一致。劉東海等[21]通過調整室內振動次數,以保證試驗與現場碾壓壓實功一致。根據振動理論,碾輪(夯頭)的振動荷載幅值P為

P=m+Fsinωt

(6)

式中:F為碾輪產生的激振力;t為振動時間;ω為碾輪振動頻率。

由于土體阻尼的存在,致使碾輪垂直位移與激振力之間產生相位差φ,此時得到碾輪單位周期壓實能量為

當碾輪振動頻率與土體固有頻率相同時,相位差為90°,級配碎石振動壓實的最優頻率在30Hz左右,故在現場碾壓振動頻率可選取為30Hz。此時,可將壓實能量E簡化為

(8)

碾輪和鐵夯頭振壓n遍后所做的單位體積壓實功E0-1、E0-2分別為

(9)

式中:n′為夯頭振動次數。

將式(8)代入式(9)、式(10)可得

式中:B為振動輪寬度;H為碾壓層厚度;v為壓路機行走速度;m′為夯頭壓實下填料質量;F′為夯頭產生的激振力。

基于廣湛高鐵新興段現場實測結果,基床表層圍壓一般為15～60kPa,故選取15、30、60kPa共三種工況進行不同含水率的靜三軸試驗。加載中采取固結排水剪切,按分級加載方式進行加載,最后采用位移法,以0.3%/min(1.8 mm/min)的應變速率進行加載,當主應力差與軸向應變表現為下降時停止加載。

2 不同含水率級配碎石壓密特性分析

2.1 干密度分析

R1、R2、R3試樣不同含水率下試樣干密度變化見圖2。另外,增加R2在擊實試驗中的最優含水率,比較兩種壓實方式下含水率對干密度的影響差異。

圖2 不同含水率下試樣干密度變化

如由圖2可知,振動壓實試驗中三種級配填料的最大干密度均隨含水率增加呈現“緩慢減小—緩慢增加”的趨勢;而R2填料在擊實試驗中最大干密度隨著含水率增加呈現“緩慢增加—緩慢減小”的趨勢,存在最優含水率wo=4.4%使試樣干密度最大為2.32 g/cm3。

由圖2(b)可知,當振動壓實試驗中R2的最優含水率為4.4%時,試樣存在“冒漿”和“起皮”現象。這個現象與陳祖正[22]將鐵路粗粒土填料試樣含水率設定為5%時的現象類似,且當含水率大于4.4%時,干密度仍逐漸增大,這與擊實試驗結果不符,該結論與吳龍梁[23]振動壓實試驗結果一致。

壓實前后含水率變化見圖3。由圖3可知,振動壓實前后含水率變化受壓實前含水率影響較大,當壓實前含水率較低時,壓實前后的填料含水率基本不變;而當含水率較大時,“翻漿”導致部分水流失,壓實后含水率變化呈減小趨勢,但壓實后含水率趨于穩定。因此,可將“翻漿”試樣壓實后的烘干含水率作為臨界含水率wv。

圖3 壓實前后含水率變化

振動壓實試驗中R1、R2、R3的含水率為臨界含水率(3.5%、4.0%、5.4%)時,試驗過程中未產生“翻漿”,且其干密度分別為2.14、2.42、2.35 g/cm3。以R2為例,擊實試驗和現場振動壓實中的最大干密度分別為2.32、2.38 g/cm3,通過擊實試驗最大干密度確定壓實度K> 1.0,而通過振動壓實試驗最大干密度和臨界含水率確定壓實度為0.983,滿足高鐵路基填筑質量要求。

2.2 振動壓密特性分析

基于所獲得的壓密曲線,采用壓密曲線的密實能量指標來反映級配碎石的密實內在信息[23],見圖4。

圖4 壓密曲線

為研究級配碎石在振動壓實過程中的壓實特性,根據現有研究成果[24],提出密實能量CEI和工后沉降能量TDI兩個指標表征級配碎石在壓實階段的壓實性能。碾壓期的密實能量指數CEI表示級配碎石在填筑中,壓實到一定的密實度時,壓實設備所做的功。如果級配碎石壓實度接近100%,級配碎石會產生塑性破壞,導致線路過大沉降。故將級配碎石壓實度從95%～98%圍成的曲線面積定義為TDI。TDI越高,則意味著級配碎石達到破壞時,需要更大的列車荷載,基床越穩定。大量試驗經驗發現,壓密曲線符合對數曲線生長趨勢,即在壓實初期增長迅速,但隨后進展就越發困難,最后保持穩定。CEI和TDI兩個指標的計算式為

(alnn+b)dn

(13)

(alnn+b)dn

(14)

式中:a、b為擬合參數;ndes為K=96%時的振動次數;nmax為K=98%時的振動次數。

不同含水率下壓實參數曲線見圖5。對于相同級配的試樣,增加一定量含水率后,CEI才會減小,使得其消耗的壓實能量低,主要原因是水在級配碎石顆粒間主要起著潤滑的作用。當含水率超過有效含水量后,CEI逐漸趨于穩定,說明水膜達到一定厚度后,增加含水率對壓實性的改善效果有限。在含水率較低時,相同含水狀態下的級配碎石,細級配大于粗級配,說明相同含水狀態下細級配較難壓實,主要原因在細級配對水的反應敏感,因水的表面張力作用,使得土料顆粒相互緊靠,阻止其移動,壓實效果稍差。TDI隨著細顆粒含量增加減小,說明細級配的抗變形比粗級配差。但充分灑水后,土料顆粒表面張力消失,使得細級配壓實效果又變得良好。同時,細級配的抗變形在壓實過程中均小于粗級配,主要原因在于粗級配更容易形成穩定的骨架。

圖5 不同含水率下壓實參數曲線

2.3 振動壓實下破碎特性分析

在振動壓實中,激振力會導致級配碎石顆粒的棱角磨損,使得試樣級配變異[25]。將振動壓實后的各組試樣進行烘干、篩析比較前后顆粒級配累積曲線,見圖6。

圖6 不同含水率下R1壓實前后級配曲線

由圖6可知,隨著含水率增加,振動壓實前后各粒徑篩孔的通過率皆呈先減小后增加的趨勢。當含水率較低時,顆粒間發生相對運動時,缺少水的緩沖和潤滑作用,顆粒破碎較為明顯,尤其是填料處于干燥狀態下,振動壓實成型之后的級配發生較大變異。

為定量表征不同含水狀態級配碎石振動壓實前后顆粒破碎特性,采用相對破碎率Br來量化顆粒破碎程度,計算方法為

(16)

(17)

式中:bp為該粒徑破碎的潛在能力;bp0、bp1分別為壓實前后的bp值;f為級配曲線方程;Bp、Bt分別為壓實前顆粒潛在的破碎能力和壓實后發生的顆粒破碎量。

相對破碎計算結果見表1。

表1 相對破碎分析

由表1可知,隨著試樣中粗顆粒含量增多,顆粒的相對破碎率增大。R3中細顆粒含量較多,級配在振動壓實前后基本不變;各組級配中相對破碎率均隨著含水率的增加而先減小后增大,若試樣中含水率較低時,尤其是大顆粒含量多的試樣在壓實過程中形成的土體顆粒結構較為單一,部分土顆粒骨架出現應力集中,導致更多的顆粒破碎;當含水率處于臨界含水率時,水對顆粒間潤滑、緩沖效應更加明顯,破碎更不顯著;但隨著含水率進一步增加,部分細顆粒被水帶出,產生翻漿現象,試樣進一步被壓縮,導致大顆粒之間互相接觸,破碎率增大,故細顆粒含量較少的R1在高含水率會發生較大破碎現象。

3 不同含水率下級配碎石剛度和強度特性分析

對于粗粒土這類復雜混合材料,其性質與顆粒級配以及外部環境等密切相關,密度、剛度以及強度的變化仍需具體情況具體分析,故需要對不同含水率下級配碎石剛度和強度進行深入分析。

3.1 剛度分析

國內外提出的連續壓實控制CCC[26]均是通過在振動設備上安裝相應的加速度傳感器,實時檢測分析振動壓實中填料的壓實狀況。馬麗英等[25]建立路基振動壓實系統動力學模型,驗證了振動加速度反映結構剛度的正確性。結合振動壓實設備激振頭上所安裝的三向加速度傳感器,通過DH5922D采集振動壓實系統的加速度信號曲線,表征出不同含水率下剛度變化。

對加速度信號經過濾波、消除多項式趨勢、平滑等預處理后,計算振動穩態后的加速度幅值,見圖7。

圖7 不同含水率下加速度幅值對比

不同含水率下,R1、R2、R3的加速度峰值均呈現出先增大而后減小的趨勢,且都在各自臨界含水率附近達到加速度幅值最大值,振動響應越劇烈,顆粒運動趨勢更顯著,進而形成更加穩定的結構。試驗中還發現粗顆粒為主的R1加速度峰值最大,而細顆粒為主的R3加速度峰值最小,可見粗顆粒為主的填料,剛度明顯增大。

3.2 強度分析

采用三軸剪切試驗分別分析R2不同含水率(w1=2%、w2=4%、w3=6%)下級配碎石的靜強度的變化。不同圍壓下試樣的應力-應變關系曲線見圖8。

圖8 不同含水率下R2強度曲線

由圖8可知,不同的含水率的級配碎石試樣的應力-應變曲線均為應變軟化型,具有顯著的峰值強度,隨著圍壓的增大抗剪強度逐漸提高;應力-應變曲線隨應變的增大表現為線性向非線性的轉變。破壞應變隨著含水率增大而稍微變化:當圍壓為15 kPa時,w1、w2和w3試樣破壞應變分別為0.95%、1.00%和0.95%;當圍壓為30 kPa時,w1、w2和w3試樣破壞應變分別為1.00%、1.05%和0.90%;當圍壓為60 kPa時,w1、w2和w3試樣破壞應變分別為1.20%、1.25%和1.25%。

分別計算出各含水率下黏聚力和內摩擦角,w1的黏聚力Cd=81.5kPa,內摩擦角φd=49.3°;w2的黏聚力Cd=66.2kPa,內摩擦角φd=48.1°;w3的黏聚力Cd=59.2kPa,內摩擦角φd=47.5°。由以上分析可知,試樣黏聚力隨含水率的增大而減小,而內摩擦角基本保持不變,反映出級配碎石的摩擦角對含水率的變化不敏感,不同含水率下級配碎石試樣抗剪強度的衰減主要由黏聚力降低引起。由此可見,在振動壓實中,保持級配碎石內部含水率在臨界含水率附近,成型試樣的強度最大,多余的孔隙水會減少顆粒間的黏聚力,導致強度減低。

4 含水狀態對振動壓實機理討論

級配碎石振動壓實是一個復雜的物理過程,顆粒會互相嵌鎖在一起,形成不同“堵塞”狀態(jammed state)[26]。該“堵塞”狀態表示在靜態作用下,級配碎石內部顆粒難以進一步移動,只有繼續增加振動剪切力的作用,內部顆粒才可以移動,使得級配碎石體積改變。然而在不同含水率下,級配碎石在振動后所形成的“堵塞”狀態的物理力學不同,隨著填料含水率增加,不同“堵塞”狀態的物理力學演化形象表達見圖9。

圖9 不同含水狀態(w>0)下壓實狀態演化機制示意

假設圖9中各狀態下均通過相同的振動壓實能成樣,節點A→B→C→D表示含水率逐漸增多的過程。A→B→C過程中,隨著含水率的增加,填料顆粒處于“堵塞狀態”,小顆粒填充大顆粒間孔隙,使得孔隙減小,試樣逐漸密實。此過程的強度、剛度均隨著干密度的增大而增加。然而,當含水率增大至wv時,此時剛度和強度也達到最大值,進一步增加含水率,顆粒破碎增大,填料干密度增大,但是填料剛度和強度下降,所形成的路基填筑狀態發生劣化。

為解釋顆粒間含水狀態對強度的影響,應用土力學臨界狀態孔隙水壓力和有效應力的理論,即

p=pe+pp

(19)

式中:p為土體總應力;pe為土體有效應力;pp為孔隙水壓力。

在壓實過程中,p固定不變,隨著pp的增加,導致pe減小。填料成型后的強度變形與填料內部顆粒之間的摩擦密切相關,而顆粒之間的摩擦與pe正相關。振動壓實過程中,隨著試樣體積減小,顆?；ハ嘟佑|,孔隙減小,pe逐漸增大,如果含水率較低,水仍可以在孔隙中自由流動,但是當含水率增大一定程度后,pp進一步增大,而外界總應力保持不變,故pe減小,導致成型后填料強度下降。同時,顆粒破碎程度增加,土體骨架強度也下降,可運動的細顆粒逐漸增多,使得pe進一步減小。

5 結論

為探討振動壓實下級配碎石的含水率效應對壓實狀態的影響程度和機制,以不同土體結構類型的級配碎石為研究對象,采用室內振動壓實和大型靜三軸試驗方法,提出了臨界含水率wv作為振動壓實法的含水率方法,量化不同含水率下壓密狀態,揭示了不同含水率下振動壓實機理,研究成果可有助于深入解釋振動壓實機理,為高鐵粗粒土填筑控制提供理論參考。結果表明:

1)將擊實試驗最優含水率作為振動壓實含水率,試樣在壓實過程中產生“翻漿”,而振動壓實含水率為臨界含水率時,未產生翻漿現象,且滿足現場碾壓標準。

2)水在級配碎石中主要起到潤滑和緩沖作用,臨界含水率可以保證CEI和TDI處于最佳狀態,且顆粒破碎最低。

3)級配碎石內部含水率在wv附近,成型試樣的剛度、強度最大,多余的孔隙水會減少顆粒間的黏聚力,導致剛度、強度減低。

4)采用臨界狀態孔隙水壓力和有效應力的理論,解釋顆粒間含水狀態對填料振動壓實的影響,即當含水率超過wv后,在外界總應力保持不變的情況下,pp增大,pe減小,導致成型后填料強度下降。