循環荷載作用下非飽和鹽化粉土動力特性

易文妮,劉津丞,余 虔,宣明敏,劉希重,葉新宇,5,張 升,5

(1.中南大學 土木工程學院,長沙 410075;2.中國建筑第二工程局有限公司,北京 100002;3.民航機場規劃設計研究總院有限公司,北京 101312;4.機場工程安全與長期性能交通運輸行業野外科學觀測研究基地,北京 100029;5.高速鐵路建造技術國家工程研究中心,長沙 410075)

中國西北、華北地區粉土廣泛分布,淡水資源相對匱乏,機場的道基填筑可考慮采用內陸湖含鹽水,此時不可避免地造成粉土的鹽化。粉土結構松散、易液化,在飛機荷載的長期作用下,鹽化粉土道基的服役性能至今尚不明確[1-3]。

為正確認識道基/路基在長期循環荷載作用下的動力特性,有學者對動力作用下土體剛度軟化規律、動強度以及累積軸向應變的發展規律等進行了研究。冷伍明等[4]研究了動力作用下動應力、圍壓、壓實狀態、含水率對鐵路路基粗粒土填料累積應變的影響,提出了適用于鐵路路基的臨界動應力計算模型; 馬少坤等[5]研究了地鐵動荷載作用下圓礫土的動力特性,分析了壓實度、動應力和循環振次對土體滯回曲線、動孔壓和累積軸向應變的影響;Li等[6]通過對公路路基粗集料的累積變形和動模量特性的研究,探究了動應力幅值、循環振次對累積變形的影響。由于交通荷載的周期性、長期性以及土體本身基本物理屬性和受力狀況的復雜性,以上學者對粗粒土等開展的研究成果不適用于粉土路基工程。另外,部分學者對飽和粉土的動力特性展開了研究。Hussain等[7]研究了印度古吉拉特邦地震活躍區飽和粉土的動力特性,其循環強度隨塑性指數和細粒含量的降低而迅速降低;仝玉丁等[8]通過循環動三軸試驗對原狀和重塑海洋粉土進行研究,發現原狀和重塑樣在相同等效循環振次下動強度的差異性隨著固結比的增大而減小。目前,針對非飽和粉土在交通循環荷載作用下動力特性研究相對較少。關彥斌等[9]通過研究交通循環荷載下黃河沖積粉土的動態特性,發現壓實粉土的臨界動應力隨含水率增加線性降低;任華平等[10]對非飽和粉土的累積軸向應變發展規律進行了研究,并提出了考慮多因素的累積塑性應變模型。但該研究未對粉土臨界動應力以及含鹽量(質量分數)的影響展開研究。對非飽和粉土在循環荷載作用下的動力特性的研究較少,而且這些研究并未涉及臨界動應力和粉土鹽化的影響。

粉土的鹽化會導致土體性質發生改變,有學者就土體含鹽量的影響展開了多項研究。杜宇航等[11-12]發現,隨著含鹽量的增加,土體的滲透系數會逐漸降低。周鳳璽等[13]通過固結試驗發現孔隙溶液中鹽分的存在增大了土體的初始蠕變變形與最終蠕變量;洪安宇等[14-15]通過對高含鹽量土體進行非飽和不固結不排水三軸剪切試驗和直接快剪試驗發現,隨著氯鹽質量分數增加,土體抗剪強度參數先減小后增大,峰值含鹽量分別為9%和10%;楊曉華等[16]發現不同含鹽量路基填料在溫度變化循環試驗中凍脹和最終沉陷變形量不同。然而,以上研究均是在常規靜荷載條件下獲得的結果。目前,有少量研究基于動三軸試驗探討了含鹽量與動強度和動彈模之間的關系。李來仕[17]通過動三軸試驗發現當振次達到100時易溶鹽質量分數越高鹽漬土動強度越低;鄭英杰等[18]通過動三軸試驗及凍融試驗發現粉土初始動模量損傷度隨含鹽量增加呈線性遞增。但以上研究未將含鹽量對土體的影響與臨界動應力、累積軸向應變進行邏輯聯系以及公式表達。

為探究含鹽量對道基粉土動力特性的影響,開展了不同動應力幅值和含鹽量條件下粉土的動三軸試驗,揭示了含鹽量對粉土動力特性的影響規律,提出了考慮鹽化的粉土累積軸向應變模型以及適用于鹽化粉土塑限安定狀態下的臨界動應力預測模型;同時對鹽化粉土臨界動應力進行了分析,探究了動力響應演化的內因,為鹽化粉土地區鐵路路基和機場道基的設計提供重要依據。

1 試 驗

1.1 試驗儀器

試驗儀器為英國生產的Controls/WF動靜三軸試驗系統(圖1),型號為Dynatriax100/14,該儀器同時具備試驗與數據采集系統。試樣成型采用自制擊實成樣器,擊實錘質量為2.5 kg,錘頭落高45 cm,制樣時保持每層錘擊數一致。為減少脫模時對試樣造成的擾動,采用全自動脫模儀。

圖1 動三軸試驗系統

1.2 土樣性質

粉土試樣取自北方某機場跑道道基施工區地表以下5 m內,根據地下水位勘察情況,施工區地表以下5 m內粉土常年處于非飽和狀態。根據GB/T 50123—2019《土工試驗方法標準》進行試驗可知試驗粉土為砂質粉土,其液限為15.4%,塑限為23.0%,塑限指數為7.6,顆粒相對密度為2.67,最優含水率為13.1%,最大干密度為1.87 g/cm3。土樣級配曲線見圖2。

圖2 研究區粉土級配曲線

部分學者[19-20]對原狀土與重塑土的強度特性展開研究,發現原狀土強度略高于重塑土,兩種土樣在動強度下發展趨勢相同。因此,試驗中采用土樣均為重塑土樣,并根據原狀土性質及工程實際情況進行設置,最大程度上還原工程實際。現場取樣后將土樣進行烘干、碾碎、過篩,配置最優含水率土樣。根據試樣中氯化鈉質量與干土質量的比值不同,采用無離子水制備含鹽量(質量分數)分別為1%、3%、5%的試樣。試樣制備過程中,將溶液均勻噴灑入烘干土樣中,攪拌均勻后靜置48 h。采用自制模具進行擊實樣制樣,試樣直徑100 mm、高200 mm,分為5層擊實,每層壓實后對表面進行刮毛處理。試樣出模后,裹以保鮮膜,于常溫下靜置24 h(土樣制備示意見圖3)。為保證壓實效果,現場通常使用最優含水率下的粉土進行填筑,道基被大面積硬化覆蓋,飛機荷載響應土體深度范圍內含水率變化不顯著。因此,選擇以13.1%含水率的非飽和土進行相關試驗(飽和度為67.4%)。為體現實際道基受荷的變形響應,試驗過程中并未對飽和度(基質吸力)進行控制。

圖3 土樣制備示意

1.3 試驗方案設計

根據MH/T 5010—2017《民用機場瀝青道面設計規范》道面結構層的厚度及容重和粉土容重對道基深度1～5 m處的粉土所處圍壓進行推算,圍壓在30～90 kPa。本文圍壓選取60 kPa代表道基3 m深處的土層所處圍壓狀態。在MH/T 5027—2013《民用機場巖土工程設計規范》中規定,填方段道面以下深度0.8 m內壓實度不低于96%,挖方段道面以下深度0.8 m內壓實度不低于94%,填方段4 m以下壓實度不低于92%。結合實際工程中可能存在壓實不均勻的現象,試樣壓實度統一取94%(干密度1.757 8 g/cm3)進行固結不排水試驗。飛機在起降滑行過程中,振動頻率與飛機的滑行重量、移動速度有關[21],支線客機產生的振動頻率約為1 Hz,飛機滑行時振動頻率為0.5～5 Hz,隨著飛機滑行速度增加,飛機升力增大,飛機動荷載對道基影響減小[22-23]。由于動三軸儀器頻率越低,測量數據越準確,綜合考慮飛機振動頻率及儀器精度,試驗中荷載頻率統一選用1 Hz,動應力幅值采用半正弦波方式加載[24]。飛機滑行時道基頂面最大動應力幅值約為100 kPa,為研究不同動應力幅值下道基土體變形特性[25],取動應力幅值σd=60、80、100、120、140、180、200、220、260 kPa。其中,為了充分分析試樣不同的應變發展狀態,設置了動應力幅值大于1 607 kPa的試樣組。試驗以累積軸向應變達到10%或循環振次達到10 000作為試驗停止條件[22-24]。

試驗分為3個加載階段,即等壓固結階段、靜力預壓階段,動應力施加階段(半正弦波加載階段),在動力加載前為消除試樣上下的不規則性,避免試樣在外力突然作用下產生過大初始變形,進行耗時100 s預壓力為15 kPa的靜力預壓[4](軸向荷載加載示意見圖4)。

圖4 軸向荷載加載示意

本研究中,原狀粉土含鹽量低于弱鹽漬土的界限含鹽量0.3%,可判定試驗用粉土不屬于鹽漬土,將該粉土的含鹽量視為0。通過資料調研發現[27-29],西北鹽化粉土地區鹽分以氯鹽為主,機場淺層范圍內含鹽量在0～5%變動。制備含鹽量分別為1%、3%、5%的試樣,研究氯鹽對原粉土道基動力特性的影響。固結過程中試樣排水量為0,試樣固結前后鹽溶液濃度不變。試驗共設計4組(30個)試樣用于探究在不同含鹽量、不同動應力幅值下鹽化粉土的動力特性,試驗方案見表1。

表1 鹽化粉土試驗方案

2 鹽化粉土累積軸向應變分析

2.1 累積軸向應變發展趨勢

圖5給出含鹽量為3%、相對壓實度CR為94%的鹽化粉土試樣在圍壓σ3=60 kPa下累積軸向應變εp隨循環振次N的變化。可以看出,動應力幅值σd對累積軸向應變εp的發展有顯著影響。σd較小時,試樣的累積應變隨循環振次N的增加不斷增長最終趨于穩定;隨著σd增大,加載前期的試樣累積軸向應變快速發展,隨著N的增大,累積應變增長速率有所放緩但仍呈現增長趨勢。由此,循環荷載下土體的累積應變增長規律受動應力幅值影響較大,主要原因是循環動荷載作用下,土體結構變形中存在臨界動應力,即土體不發生結構破壞的最大循環應力,可用于描述路基填料等散體材料在循環荷載作用下的永久變形特性[28-29]。Werkmeister等[30-31]將循環荷載作用下散體材料的塑性變形行為分為塑性安定行為、塑性蠕變行為、增量破壞行為。

圖5 鹽化粉土試樣累積軸向應變與循環振次關系

對比圖5可知,當σd較小時,在整個循環加載過程中,試樣產生的累積軸向應變較小,應變基本小于2%;加載前期,試樣的塑性變形發展較快,隨著循環周次的增加,應變增長速率逐漸減緩,當加載至一定循環周次后,試樣進入加載穩定階段,累積軸向應變基本處于相對安定或微弱增長的狀態,此時試樣的累積軸向應變表現為塑性安定。隨著σd的增大(如圖5中,σd=160和180 kPa),在加載前期,試樣累積軸向應變迅速發展,試樣的動力穩定狀態被打破;在循環加載后期,試樣累積軸向應變以一定速率持續增長,試樣結構雖然處于相對安全狀態,但仍存在隨著循環振次進一步增大,累積應變速率突變進而發生結構迅速破壞的可能,此時試樣的累積軸向變形表現為塑性蠕變。當σd超過一定限值后(如圖5中,σd=220 kPa),試驗在循環開始階段就產生較大變形,且塑性變形增長速率較大,在有限的循環振次后,試樣因過大的塑性變形而發生結構破壞,此時試樣的破壞形態一般表現為壓縮膨脹和剪切破壞,這種試樣的應變行為便表現為增量塑性破壞。

對于實際工程而言,路基通常不會在有限的交通動載作用下發生突發破壞,而是在長期服役中產生較大沉降,進而引起道面結構破壞,導致跑道不能繼續服役。因此,確定路基粉土塑性安定和塑性蠕變狀態間的臨界動應力水平,是判斷路基粉土在交通荷載作用下是否能達到動力穩定狀態的關鍵因素。

2.2 含鹽量對累積軸向應變的影響

圖6為鹽化粉土試樣試驗過程中累積軸向應變發展速率與累積軸向應變關系曲線,根據變形行為對圖6曲線進行區間劃分[32]。當含鹽量為3%和5%時,不同動應力幅值下試樣破壞形態有明顯區分,試樣分別在動應力幅值為220和140 kPa時迅速發生結構破壞。含鹽量為0和1%的試樣在動應力幅值為260 kPa時,試樣應變速率均有所增長,但尚處于塑性蠕變階段。其中,含鹽量為0的試樣應變速率發展更快,并在試驗停止時應變達到10%。如以試樣塑性蠕變及增量破壞間臨界狀態為土體結構破壞標準,當動應力幅值為260 kPa時,含鹽量為0試樣的試驗已臨近結構破壞,含鹽量為1%的試樣應變發展相對穩定。

圖7為圍壓60 kPa時不同含鹽量試樣在試驗停止時(N=10 000次)累積軸向應變隨動應力幅值的變化。可以看出,含鹽量對試樣累積軸向應變的影響經歷了兩個階段。第一階段為原粉土(含鹽量0)向含鹽量1%的鹽化粉土過渡階段,在此階段內含鹽量增加有助于試樣的“硬度”增強,相同動應力幅值下,鹽化粉土的累積應變小于原粉土。第二階段是由低含鹽量向高含鹽量的發展階段,在此階段內,隨著含鹽量增加試樣的“硬度”快速衰減,相同動應力幅值下,含鹽量越大,試樣的累積軸向應變越大。原因為隨著含鹽量的增大,孔隙溶液中離子濃度增加,土顆粒間雙電層厚度減小,導致顆粒間斥力減小、聯結增強。當含鹽量為0～1%時,表現為顆粒間應力較大,顆粒可移動范圍縮小,導致土樣累積軸向應變降低;當含鹽量為1%～5%時,由于土粒間雙電層厚度存在極限,隨著鹽溶液離子濃度進一步增強,土樣顆粒排列由定向性分散結構向無定向絮凝結構轉變,導致土體結構疏松,表現為在相同動應力幅值下,土體累積塑性應變增大[33-34]。

圖7 不同含鹽量下試驗停止時(N=10 000)累積軸向應變εp-end-σd關系

2.3 考慮鹽化的粉土累積軸向應變模型

利用式(1)擬合圖6中不同含鹽量下鹽化粉土的εp-end-σd關系,如圖8所示,擬合結果見表2。

圖8 不同含鹽量下鹽化粉土的εp-end-σd關系擬合曲線

根據Monismith提出的指數模型[35],采用式(1)對相同圍壓下不同含鹽量鹽化粉土的εp-end-σd關系進行擬合[10],即

εp-end=A1(eB1σd-1)

(1)

其中A1、B1為與土性質相關的參數。

由表2可知,當含鹽量由0增至5%時,A1隨含鹽量wy的增加先減小后增大,擬合公式見式(2);B1隨含鹽量wy增大而快速增大,擬合公式見式(3)。

(2)

(3)

將式(2)和(3)代入式(1)整理可得不同含鹽量下循環振次N=10 000時鹽化粉土累積軸向應變εp-end隨動應力幅值σd和含鹽量的變化關系:

εp-end=A1(eB1σd-1)=

(4)

3 鹽化粉土動力強度特性分析

累積軸向應變是鹽化粉土在動力效應下導致道基沉降的直觀反映,動模量和臨界動應力分別代表道基抵抗變形和承受動荷載的能力。為探究鹽化粉土動力響應內因,對鹽化粉土動模量及臨界動應力與含鹽量之間的關系展開研究。

3.1 鹽化粉土動模量發展規律

動彈性模量計算式為[18]

(5)

式中:σd為動應力幅值,Δε為當次循環中最大和最小應變差。

圖9為σ3=60 kPa、σd=60 kPa時不同含鹽量下試樣的動模量Ed隨循環振次N的變化。可以看出,試樣含鹽量越大,試樣的動模量越小。相同動應力幅值下,試樣含鹽量由0上升至5%,試樣的動模量衰減了約40%。原因為在低動應力水平下,隨著易溶鹽質量分數增加,土體內部結構改變,擾亂了土體原有的孔隙結構,使得孔隙變大,進而削弱甚至直接破壞了土顆粒間原有的膠結連接,使土體的整體結構性大大降低,在動荷載作用下最終導致鹽化粉土的動模量降低[34,36]。

圖9 σd=60 kPa時不同含鹽量下鹽化粉土Ed-N關系

3.2 鹽化粉土臨界動應力分析

3.2.1 破壞標準

國外一些學者提出,可按照動荷載作用下變形轉陡作為土體破壞應變的判別標準[37]。Lee[38]通過室內動三軸試驗發現高靈敏性黏土應變達到4%～6%、低靈敏性黏土應變達到2%～3%時會出現破壞剪切面,此時若循環振次繼續增加,應變將會急速上升,最終導致試樣結構失穩。為便于對土體結構破壞作出統一判別,提出以單幅應變3%作為判斷土體破壞的應變標準;Seed等[37]將試樣累積軸向應變達到某一定值(如5%或10%)作為破壞應變標準。此外,不少學者根據研究土樣的工程背景,分別以累積應變軸向應變達到1%、5%、10%或者15%作為破壞應變的標準[35,39]。

土體破壞標準可分為兩種:一種是上述文獻所言,以試樣在試驗過程中土體結構破壞作為破壞應變標準;另一種是根據工程設計條件,推算土體所能承受的最大沉降,并以此換算作為破壞應變標準。從工程實際的角度出發,路基的“破壞”并不是真正意義上路基土體的結構破壞,而是路基是否還能滿足正常的交通運營條件。因此,綜合考慮機場跑道道基的實際工程情況、試驗中試樣應變的發展特征,根據MH/T 5027—2013《民用機場巖土工程設計規范》地基沉降指標規定,參考相關研究[39]可算得飛機跑道在移動荷載作用下道基土體的允許沉降變形為4%～6%。

此外,通過分析不同含鹽量下試樣εp-end-σd關系曲線(圖7)發現,試樣的累積軸向應變εp-end達2%～4%時,其增長速率加快,在εp-end達到4%后增長速率趨于穩定,呈線性增長趨勢。結合上述土體破壞標準的分析,可將累積軸向應變εp-end達到4%視為不同試驗條件下εp-end-σd變化曲線的分隔點。選取累積軸向應變達到4%作為破壞應變標準,同時以各試樣累積軸向應變發展過程中試樣應變達到4%時所對應的循環振次作為破壞循環振次Ntp。

3.2.2 臨界動應力預測模型

利用式(4)計算當循環振次N=10 000時不同含鹽量條件下,鹽化粉土試樣累積軸向應變達到4%時所需的動應力幅值,結果如表3所示。

表3 不同含鹽量下試樣在N=10 000時累積軸向應變達到4%所需的動應力幅值

圖10為不同含鹽量下鹽化粉土試樣達到破壞應變時動應力幅值同循環振次的關系。可以看出,達到土體破壞應變標準時,含鹽量越大,所需的動應力幅值越小。

圖10 不同含鹽量粉土達到破壞應變時動應力幅值-循環振次曲線

不同含鹽量下粉土達到破壞應變時動應力σd,tp與相應破壞循環振次Ntp可采用式(6)描述[10]:

(6)

式中:α0、β0、γ0均為擬合參數,擬合取值見表4,擬合結果見圖11。可以看出,式(6)對不同含鹽量下σ3=60 kPa時,鹽化粉土試樣達到破壞應變時動應力-循環振次曲線的擬合效果較好。

表4 擬合參數取值

圖11 不同含鹽量下重塑粉土達到破壞應變時動應力幅值-循環振次擬合曲線

從表4中各擬合參數的取值可以看出,對于式(6),隨著破壞振次Ntp的增大,σd,tp逐漸減小;當破壞循環振次Ntp趨近于無窮大時,σd,tp-min=α0。同理可以認為,對于不同條件下的鹽化試樣,當加載動應力幅值小于α0時,隨著循環振次的增加,試樣的累積軸向應變將趨于一個穩定值,且小于4%。因此,可以認為塑性安定臨界動應力應是試樣達到破壞應變時動應力的最小值σd,tp-min。不同含鹽量下粉土試樣的塑性安定臨界動應力取值見表5,不同含鹽量下試樣的臨界動應力曲線見圖12。

表5 不同含鹽量下鹽化粉土試樣塑性安定臨界動應力幅值

圖12 不同含鹽量下試樣的臨界動應力曲線

參考試樣變形行為劃分標準對含鹽量與動應力幅值關系進行劃分,并利用虛線對不同變形行為進行區分。由圖12可知,在不同的破壞標準下,臨界動應力發展趨勢相似,含鹽量對鹽化粉土的塑性安定狀態臨界值存在顯著影響,含鹽量越大,塑性安定臨界值越小。由于實際工程中,道基的破壞是指道基是否能滿足正常運營需要,而非真正的結構破壞。因此,以試樣產生4%應變作為破壞標準時臨界動應力值偏小,更符合工程實際。其中,1%含鹽量的土體塑性安定臨界值約為5%含鹽量土體的2.2倍。當含鹽量為0～1%時,由于孔隙溶液中離子濃度較低,土顆粒表面形成羽翼狀膠體,顆粒間聯結增強[29],導致土體臨界動應力增強。當含鹽量為1%～5%時,羽翼狀膠體逐漸消失,土體內部孔隙分布范圍變大,土體內部形成松散的絮凝狀結構[33],土體結構松散,導致臨界動應力急劇降低。到含鹽量5%時,試樣的臨界動應力衰減了約60%。

綜合粉土鹽化前后動模量及臨界動應力的變化規律不難發現,隨著含鹽量的增大,試樣的動模量和臨界動應力相對于原粉土試樣都出現了相當大的衰減。原因為土顆粒的連接包括土顆粒的接觸連接、顆粒間吸附水膜連接和膠結連接[33-34]。隨著含鹽量的增大,孔隙水中的離子濃度增大,導致土體內部結構改變,從而土剛度和強度均發生大幅衰減。

4 結 論

1)含鹽量對動荷載下粉土的動力特性影響顯著。動模量隨循環振次、含鹽量的增大而減小;粉土中少量的鹽分(如1%的含鹽量)有助于粉土“硬化”,使累積塑性應變降低。但含鹽量過大時,動荷載作用下粉土累積塑性應變明顯增大。

2)依據規范要求及累積塑性應變發展速率,以累積軸向應變達到4%作為粉土道基破壞應變標準,從而獲得不同含鹽量下鹽化粉土臨界動應力預測模型。該模型考慮了含鹽量與動應力之間的關系,可為不同含鹽量的機場粉土道基承荷能力的計算提供參考。

3)在不同破壞標準下,鹽化粉土臨界動強度變化趨勢相同。當含鹽量較低時(0～1%),粉土累積軸向應變降低;隨著含鹽量持續增加(超過1%),粉土的動力性能衰減明顯,含鹽量為1%的試樣臨界動強度約為5%鹽化試樣的2.2倍。從細觀上分析,低含鹽量有助于顆粒間應力增強,而當含鹽量進一步增大,會促使土體內部結構改變,有利于累積應變的發展,使試樣的動模量和臨界動應力相對原粉土出現顯著衰減。