循环荷载下粉土路基土的变形性状研究_图文

1、第31卷,第1期中国铁道科学Vol 131No 112010年1月C HINA RA IL WA Y SCIENCEJ anuary ,2010文章编号:100124632(20100120001208循环荷载下粉土路基土的变形性状研究肖军华1,刘建坤2(1.南京工业大学土木工程学院,江苏南京210009;2.北京交通大学土木建筑工程学院,北京100044摘要:为探讨铁路既有线粉土路基的工作性状及病害机理,通过室内动三轴试验,研究不同密实度、不同含水率粉土路基土在不同动应力水平下的循环累积塑性变形规律。结果表明:循环荷载下粉土路基土的累积塑性变形随动应力的增加而增大,随试样含水率的降低而降低,

2、随压实系数的增大而减小,且动应力水平越高、含水率越大、压实系数越小,变化趋势越明显;在既有线路基动应力水平范围内及路基土处于饱和含水率状态下,可用粉土路基土的压实系数0193作为路基土破坏形态的分界点;粉土路基土的临界动应力约为静强度的50%。基于试验结果,以Monismith 指数模型为基础,引入路基动应力与静极限抗剪强度的应力比系数,建立了能同时考虑动应力和土体物理状态条件的路基土循环累积塑性变形预测模型。模型计算值与试验值吻合较好,说明该模型能较好地预测粉土路基土的循环累积塑性变形。关键词:路基;粉土;循环荷载;累积变形;临界动应力中图分类号:U21311;TU411文献标识码:A收稿日

3、期:2009201219;修订日期:2009207215基金项目:国家自然科学基金资助项目(50678020;铁道部科技研究开发计划项目(2005G012;中国博士后科学基金(20090460660作者简介:肖军华(1980,男,湖北仙桃人,讲师,博士。粉土指粒径大于01075mm 的颗粒含量不超过全部质量50%且塑性指数10的土,当液限含水率小于40%,又称低液限粉土1。粉土按形成原因又可以分为风成粉土、水成粉土、残积粉土,其中水成粉土是指在水力作用下,土体经长途携带、沉积形成。在我国,水力成因的粉土广泛分布于冲洪积平原、河流三角洲、沿海平原地区。已有研究2表明,黄河冲积粉土主要含原生矿物砂

4、和粉粒,颗粒不均、级配不良,具有弱可塑性、低黏结性、高分散性等特点,难于压实,且水稳性较差。粉土路基在土质湿度增加和列车动荷载作用下,易于产生路基下沉、边坡溜坍、道砟陷槽等病害。目前,对粉土路基边坡病害的治理已有比较有效的方法,但对路基下沉、道砟陷槽等基床病害的预测与控制仍缺乏有效的措施。笔者认为,这主要是由于对该类土体在列车循环荷载和土体物理状态改变下的变形性状尚缺乏深入的认识。为此,本文通过循环三轴试验,研究不同物理状态(密实度、含水率的粉土路基土在循环荷载作用下的累积塑性变形发展规律及破坏演化机理。1试验111土样性质试验用土取自京九铁路曲线改造后废弃路段的原路基填土,里程为K381+0

5、00K594+434,位于山东省西南部。根据铁路工程土工试验规程(TB101022004进行室内物理力学性质试验,结果见表1,根据规范可判断该土为低液限粉土。从表中数据可以看出,该类土的颗粒粒径分布不均、级配较差,难于压实。该土的物质组成试验表明3,粉土中以石英、长石、云母等原生矿物为主表1粉土的基本物理力学性质指标取土部位比重液限/%塑限/%塑性指数颗粒百分比含量/%012501075mm 0107501005mm01005mm最优含水率/%最大干密度/(g cm -3K381+000216573014211491011138781719191K392+0002164329152018817

6、191736618013147111961187K594+434216232716201761920199701858116的非黏土矿物含量高,而以蒙脱石、高岭石为主的黏土矿物含量少,土颗粒之间黏结较差。因此,粉土的工程性质较差,为不良路基填料。112动三轴试验11211试样制备采用土体的压实系数和含水率控制试样的制备。首先在最优含水率下制作不同压实系数的试样,再根据需要的试验含水率,将所需的水分缓缓注入试样,最后将试样放置密封容器24h 以上,使水分渗透均匀,在试样注水和静置过程中要保证其体积不发生变化。上述方法能模拟已建成路基受环境影响导致土体湿度增加的过程。试样为直径3911mm 、高8

7、0mm 的圆柱体,其压实系数根据对既有线路基的调查取01800197,含水率考虑大于最优含水率的情况。试验共制备土样38个。11212加载试验在M TS85812/TESTSTARII 双向液压伺服多功能循环三轴仪上进行。试验全部采取应力控制,单向循环加载,动应力(d =1-3,1和3分别为轴向应力和围压幅值参考铁路既有线提速路基动应力测试结果4,最大取120kPa ,最小取30kPa ,每次试验动应力增幅10kPa 。根据文献5的结论,在既有线路基的动应力水平范围内,加载频率对粉土路基土的动力反应影响不大,本文试验的加载频率及波形选用设备提供的1Hz 正弦波。试验的动荷载时程曲线如图1所示。

8、其他试验条件为:围压3=25k Pa ,采取固结不排水试验,循环加载次数N =10000次 。图1单向循环荷载理论曲线2试验结果分析图2为动应力幅值为120kPa 、压实系数K =0190的试样在2种含水率w 状态下的动应力应变a 试验曲线,图3为加载过程中的应变累积历程 。图2试样的动应力 应变试验曲线图3循环荷载下试样的应变累积历程2中国铁道科学第31卷从图2可以看出,循环荷载下压实粉土产生明显的滞回圈并逐渐产生累积应变,变形稳定试样(w =11128%与变形破坏试样(w =20133%的应力应变曲线差别较大:对于稳定试样,循环荷载作用100次后滞回圈面积较小,表明累积应变趋于稳定,试样近

9、似弹性变形,但对于破坏试样,循环荷载作用100次时累积应变已达到312%,且滞回圈面积较大,表明试样已产生剪切破坏。从图3可以看出,变形稳定与变形破坏试样的应变累积历史相差较大:对于稳定试样,加载7300次的累积 应变为0152%,若认为试样塑性变形稳定,而加载前100次的应变为0138%,已占最终变形量的73%,说明加载前100次已完成大部分累积应变;但对于破坏试样,循环荷载作用100次的变形已达312%,加载1000次的变形达到716%,塑性应变增长率随加载次数增加一直较大。图4为不同压实系数、含水率下粉土路基土加载1000次的累积塑性应变p 与动应力d 的关系曲线,限于篇幅并考虑规律相似

10、,文中仅列出了K 0193的6种压实系数试验曲线。图4不同压实系数下的p d 曲线图4表明,压实系数相同时,不同w 的p d曲线形状差别较大,当试样的w 从最优含水率w opt 附近增加到浸水饱和含水率w sat 附近时,p d曲线有平稳或突然急剧增长2种形态。若随d 的增大p 增长斜率近似不变,说明试样逐步强化、塑性变形稳定,而若p 在某个d 值处突然增大,说明试样在该级动应力下产生剪切破坏。若定义p d 曲线上斜率突然增大的点对应的动应力为临界动应力,从图4可以看出,在d 120时,K 0183, w w opt 的试样均可能达到土体自身临界动应力而破坏;K 为0185和0187的试样在w

11、 =w opt 附近不产生剪切破坏,而在w w opt 时,均可能产生突然剪切破坏;K 0190的试样除在w =w sat 时达到自身临界动应力破坏,而在其余含水率下均不产生突然剪切破坏;K 0193试样的土体临界动应力均超过100kPa ,且破坏应变低于2%。图5给出了采用该方法确定的与粉土路基土静极限强度对应的临界动应力以及临界动应力包络线的上下限;作为对比,图中还列出了根据Cheung 建议的方法6得到的临界动应力。图5粉土的临界动应力与静极限强度的关系从图中可以看出,采用2种方法得到的临界动3第1期循环荷载下粉土路基土的变形性状研究应力结果比较接近,其中,采用Cheung的方法偏小,这

12、与其严格的限定条件有关。循环荷载下粉土路基土的临界动应力约为静强度的50%,两者比例系数的上下限分别为013745和016986,这符合以往的研究结论:路基土的动静比在015017之间,且随着循环作用次数的增加,路基土的临界动应力还要相应折减7。图6为初始含水率w相近试样在不同动应力d下累积塑性应变p与压实系数K的关系曲线 。图6相近含水率试样在不同动应力时的pK曲线由图6可知,相近含水率的试样,在不同动应力下的pK曲线差别较大。当w在w opt附近,d60kPa时,p随K的增加变化很小,而d60kPa时,p随K的增加迅速减小,但当K0185后,p随K的变化较小;当w在w opt+4附近,d8

13、0时,K0185后p随K的变化较小,而d80时,只有K0190后p随K的变化才较小;当w在w opt+6附近,d70时,K0185后p随K的变化较小,而d70时,只有K0190后p随K的变化才较小;当w在w sat附近,d70时,K0187后p随K变化较小,而d70时,只有K0193后p随K的变化才较小。图7为K相同时,不同d条件下p与w的关系曲线,限于篇幅并考虑规律类似,仅列出K0193的6种压实系数的试验曲线。由图7可知,在w从w opt附近变化到w sat附近过程中,对于K为0180和0183的试样,在d30kPa时,p均随w迅速增大;对于K为0185和0187的试样,在d40kPa时,

14、p随w的变化较平缓,当d40kPa,且w较高时,p随w迅速增大;对于K为0190的试样,在d50kPa时,p随w的变化比较平缓,当d50kPa,且ww opt+8附近,p随w迅速增大;对于K0193的试样,当d=120kPa,且ww opt+6附近,p随w迅速增大,但p比K0190时小很多。上述试验表明,循环荷载下粉土路基土的累积塑性变形与动应力、压实系数、含水率中任一因素的变化关系都受其他2个因素的影响。结合既有线提速线路路基的动应力水平(d不超过120kPa,并考虑路基处于浸水饱和这一最不利含水率,可用K=0193作为路基土不同破坏形态的分界点。4中国铁道科学第31卷图7不同压实系数试样的

15、pw曲线3循环累积塑性应变模型近些年,国外学者提出了许多路基土的循环累积塑性变形预测模型,其中以Monismit h指数模型p=A N b应用最广泛,式中N为循环次数,A 和b分别为模型参数,根据模型的物理意义,A表示施加第1周动荷载时路基土产生的塑性应变,b 表示塑性应变随循环次数的变化速率;已有研究表明A是应力水平、应力历史、路基土物理状态等的多元函数,而b是只依赖于土体类型的常数8。许多学者还对Mo nismit h模型进行了不同形式的改进。本文首先以Monismit h模型为基础,对不同循环动应力、物理状态下粉土路基土的p与N进行数学拟和,分别得到了Mo nismit h模型参数A,

16、b的值。研究结果表明:(1A的分布范围为01026%1125%,且当K0193时,各种含水率条件下,A均随动应力增加而增大,K越低、或w越高时,变化趋势越明显;但当K0193时,各种含水率条件下,A 随动应力的增加变化较小。相同压实系数下,一般A随含水率增加而增大,而相同含水率下,A随压实系数增加而减小,如图8图9所示。(2b的分布范围为01040150,图10给出了多组不同压实系数和含水率试样在不同动应力下的pN对数曲线。 图中直线斜率随动应力增加图8动应力对A的影响(w sat 图9含水率对A的影响(d=30kPa而略变陡峭,说明动应力水平越高、塑性变盐速率越快。对于动应力相同、物理状态不

17、同的试样,b 并不随压实系数或含水率呈明显变化,如图11所示。这说明对于同样类型的路基土,当物理状态改变时b值变化较小。其他同一动应力、不同物理状态下试样的pN对数曲线有类似规律,限于篇5第1期循环荷载下粉土路基土的变形性状研究 6 中 31 卷 国 铁 道 科 学 第 幅不一一列出 。上述规律与国外的研究结果一致 。 , 即试样的动应力与静极限抗剪强度之比 , 表达 上述参数 A 和 b 。变量综合反映了动应力与土体 物理状态对应变的影响 。数学回归得到的 A , b 与 应力比的关系如图 12 和图 13 所示 。由于数据个 数较多 , 导致整体离散性偏大 , 通过比较 , A , b 与

18、之间的关系分别采用指数方程和直线方程拟和 效果最好 。 图 11 动应力相同时物理状态不同试件的 N 对数曲线 p 图 12 参数 A 与应力比的关系 图 10 不同压实系数和含水率试样在不同动应力下的 p N 对数曲线 为建立粉土路基土的循环累积塑性应变预测模 型 , 并减少模型的变量个数 , 本文通过引入应力比 因此 , 循环荷载下粉土路基土的累积塑性应变 可采用下式预测 。 p ( p = ( 01 024 2e41 125 + 01 033 N 01 535 4 +01 047 1 ( 1 第 1 期 循环荷载下粉土路基土的变形性状研究 7 为验证模型准确性 , 通过式 ( 1 计算了

19、循环 次数为 1 000 时不同物理力学状态粉土路基土的塑 性应变 , 并与试验值进行比较 , 如图 14 所示 。由 图 14 可见 , 几乎所有点都分布在直线 = 两 试验 预测 侧 , 且与直线距离较近 , 说明该模型能较好地预测 粉土路基土的循环累积塑性变形 。 图 14 粉土路基土循环塑性应变的预测值与试验值的比较 随压实系数的增大而减小 , 且动应力水平越高 、含 水率越大 、压实系数越小 , 变化趋势越明显 ; 结合 既有线路基的动应力水平 , 并考虑路基的最不利含 水率 , 可用 K = 01 93 作为路基土不同破坏形态的 分界点 。 ( 2 以 Mo nismit h 指数

20、模型为基础 , 并引入应 力比变量 , 建立了只包含材料常数项的粉土路基 土循环累积塑性应变预测模型 , 通过路基动应力和 静强度 2 个指标 , 即可对列车循环荷载下路基的塑 性变形进行预测 。 ( 3 循环荷载下粉土路基土的临界动应力约为 静强度的 50 % 。 文 献 图 13 参数 b 与应力比的关系 4 结 论 ( 1 循环荷载下粉土路基土的累积塑性变形与 动应力 、压实系数 、含水率中任一变量的变化规律 都受其他 2 个变量的影响 ; 路基土的累积塑性变形 随动应力的增大而增大 , 随含水率的降低而降低 , 参 考 1 铁道第一勘察设计院 . TB10102 2004 铁路工程土工

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28、il Engineering , Beijing Jiaotong U niversity , Beijing 100044 , China ing railroad , a series of indoor dynamic t riaxial test s were co nducted to investigate t he cumulative plastic namic st ress levels. Result s show t hat t he cumulative plastic deformatio n of t he silt subgrade soil grow s ci

29、ent . In t he scope of t he dynamic st ress level of t he existing railroad subgrade and t he sat urated state of formatio n of silt subgrade soil is established , which can take bot h t he facto rs of t he dynamic st ress and of t he subgrade to it s ultimate static shear st rengt h , a new mo del

30、for p redicting t he cumulative plastic de2 cates t hat t he model can bet ter p redict t he cumulative plastic deformatio n of silt subgrade soil under repeat 2 ed loading. Key words : Subgrade ; Silt ; Cyclic loading ; Accumulative deformatio n ; Critical dynamic st ress ( 责任编辑 吴 彬 soil p hysical states into co nsid