寒区路基压实土动回弹模量试验研究

邹国庆 ， 虢曙安 ， 谢振文， 刘国坤， 庄宝利

(1.湖南省平益高速公路建设开发有限公司， 湖南 岳阳 414499； 2.湖南省交通科学研究院有限公司， 湖南 长沙 410015)

寒区道路在长期动荷载和冻融循环作用下会产生不可恢复的塑性变形，导致路基性能衰变、路面开裂、路基翻浆冒泥等灾害现象。引起这些灾害现象的根源就是路基动回弹模量的劣化。因此，作为评价寒区路基力学性能的重要指标，需对动回弹模量进行深入的研究。

Andrei等[1]使用编制程序对动回弹模量的预测模型进行了相关研究，对25组实验数据进行了评价；Ling等[2]对青藏铁路北麓河流域路基冻土的动回弹模量开展了动三轴试验研究，得到冻土参数的试验表达式，研究了温度、含水量和围压对冻土动回弹模量的影响；Guo等[3]进行了一系列三轴循环试验，建立了预测长期回弹模量和永久应变的两个方程；Xu等[4]对粉质路基进行了动三轴试验，分析了路基土回弹模量与偏应力、含水量与压实度的关系；Guo等[5]研究了海相固结黏土在交通荷载作用下的不排水特性，结果表明相比循环应力大小，频率对回弹行为的影响并不明显；Mehrotra等[6]对路基的动回弹模量本构模型进行了研究，对4种不同细粒土开展了室内试验，建立了基于土体物理性质的动回弹模量预测模型；Sas等[7]在进行共振柱和三轴试验的基础上，提出了一个分析模型，对压实黏性路基土回弹模量特性进行了研究；Yao等[8]对以最小体应力、八面体切应力和基质吸力为模型变量，提出了一种新的预测模型，有效地解决了围压与偏应力不同组合时体应力相等的问题；Liu等[9]研究了加载频率、应力水平、压实度和含水量对动静态模量的影响，建立了动回弹模量非线性参数预测模型和动静态回弹模量关系模型。

众多学者已对路基动回弹模量以及冻融循环下的动回弹模量进行了相关研究，但目前对于寒区路基在冻融循环下的动回弹模量研究，都是在封闭系统下进行，即不考虑外界补水情况下的冻融循环[10-13]。但在实际工程中，路基在冻融循环过程中常存在地下水补给情况，为更深入研究路基在开放系统中冻融循环和动荷载耦合作用下的动回弹模量变化规律，本文基于冻融循环试验和室内动三轴试验，对开放系统冻融循环条件下黏性土路基填料动回弹模量进行深入研究。

1 试验方案

依托工程为东北松花江流域某公路路基工程建设项目，路基填筑按照就地取材的原则使用项目附近粘土填料。土样常规检测指标如表1所示，按照《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)标准中土的工程分类属于低液限黏土。

表1 土样基本性能比重最大干密度/(g·cm-3)最优含水率/%液限/%塑限/%塑性指数2.721.8814.938.523.614.9

将土风干粉碎后过2 mm圆孔筛，测定筛后土的风干含水率。按照试验设计的目标含水率准备相应土试样，摊平后将所需的外加水量喷洒在土样表面，混合均匀装入塑料袋中放置24 h。为了达到目标干密度，采用分层击实的方法制备圆柱形试样，其直径为38 mm、高度为76 mm。严格控制每层的质量和压实后的高度，采用层间拉毛的方式保证试样整体性，将脱模后的试样用塑料薄膜包裹放在专用的恒温恒湿箱中，用于冻融循环试验和动三轴试验。

本研究在冻融循环试件制备阶段，于专用模具中采用5层压实。使用1、3、5 Hz这3种不同的加载频率和半正矢脉冲荷载进行试验。通过参照美国AASHTO标准，制定相应加载序列，动回弹模量试验方案如表2所示。

表2 试验方案试验方案试验条件加载频率f/Hz成型压实度kc/%试样成型含水率ω/%方案119512.9方案219514.9方案319516.9方案439512.9方案539514.9方案639516.9方案759512.9方案859514.9方案959516.9

2 试验结果分析

2.1 冻融循环次数对动回弹模量的影响

图1为冻融循环次数对土体动回弹模量的影响关系曲线，试验初始压实度为93%、含水率为12.9%、加载频率为1 Hz。由图1中曲线的变化情况可以得到，在围压分别设定为15、30、45、60 kPa时，土体动回弹模量整体变化趋势为随冻融循环次数的增加逐渐下降。经历过一个周期的冻融循环后，土样动回弹模量出现大幅度下降；继续增加冻融循环试验次数，此时循环次数对动回弹模量的影响较小，动回弹模量整体趋于稳定状态；个别围压条件下出现在一定范围内小幅波动的现象。将不同围压条件下的数据对比分析发现，在冻融循环次数为5～7次时，围压的增大能使动回弹模量出现小幅度提高。从外部试验条件变化以及土体颗粒之间相互作用分析，出现上述情况的主要原因是土样在正常状态下，即未经历冻融循环试验时，土体颗粒分布均匀，颗粒之间相互紧密联结，反映在试验数据上表现为土样的动回弹模量较大；而当土样按照设定的试验条件进行冻融循环试验后，在存在外部水分供给的情况下，热传递导致土样内部温度梯度的产生，致使水分在土样内部发生竖向移动，在土样表面结冰，发生显著的冻胀作用；而随着冻融周期内试验条件的变化，土体试样温度缓慢升高，此时土体内部逐渐向融化状态转变，土体吸附的水分开始向外散失；与此前低温结冰状态时相比，裂隙和孔隙中的冰融化转化成水逐渐散失，而裂隙和孔隙无法恢复原状，导致冻胀量大于融沉量，动态回弹模量显著降低；随着冻融循环次数的继续增加，裂隙和孔隙的数量增多，并且体积变大，土样整体抵抗变形能力大幅降低，此时融化阶段试验条件使得土颗粒在自重作用下发生结构崩塌，表现为融沉量大于冻胀量，粒子间的结合力变大，表现为动回弹模量出现小幅度变大，但相比试验初期即未冻融时的回弹模量数值低很多。

图1 冻融循环次数对动回弹模量影响曲线

2.2 初始含水率对动回弹模量的影响

含水率对动回弹模量有着重要影响，而以往研究均为在封闭系统下进行试验，因此有必要在研究初始含水率对动回弹模量影响之前，首先明确不同初始含水率土样经开放系统冻融循环后的水分分布情况。

图2为土体经历一定次数冻融循环试验后，不同试验条件即开放和封闭系统下试样内部的水分移动规律。由图2a可以发现，当试样初始含水率为14.9%、压实数为95%，且为开放系统时，经历1次冻融循环后试样下部含水率显著提高，底部土样已经达到饱和状态，此时试样内部水分分布情况为：随着高度的增加含水率逐渐降低，这种分布应该是因为冻融循环中温度传递导致的。在经历过3次冻融循环之后，试样内部含水率均提高，整体已经达到过饱和状态。图2b所示为在封闭条件下开展的对比试验，从图中可以发现，与开放系统相比，试样下部含水率随着冻融循环次数的增加不断降低，而上部则相反；在经历冻融循环试验后，试样内部含水率分布为随高度的增加逐渐变大，最终状态试样整体均为达到饱和状态。

图2 开放和封闭体系下冻融循环后含水率沿竖直方向的分布

图3所示为压实度为95%、初始含水率分别为12.9%、14.9%和16.9%的试样各自在封闭和开放体系下进行3次冻融循环试验，得到土样含水率沿竖直方向的分布图。试验条件为开放时，经历冻融循环后，土体含水率均增加，并趋向于某一稳定的含水率；而试验条件为封闭时，循环后试样内部含水率整体降低，且降低幅度随高度递减。

图3 开放和封闭体系下不同初始含水率路基土冻融循环后的含水量分布

因此，土体试样在冻融循环的过程中，通过开展开放和封闭状态试验，模拟有无外界水分补给情况，可以发现水分的补充使得冻融循环后土体的水分分布情况存在显著差异，并且开放系统中土体存在外界水补充的情况下，冻融作用对土试样影响程度大于相同条件下封闭系统中的影响。

2.3 动应力对动回弹模量的影响

为研究耦合作用下动应力对动回弹模量的影响，选取3种不同加载频率进行相关试验研究。图4所示为含水率12.9%、初始压实度95%、分别采用1、3、5 Hz频率加载，进行1次冻融循环后的土试样动回弹模量变化曲线。从图4可以发现，在不同围压条件下，随着动应力的增大，动回弹模量均呈近似线性减小，而变化速率随着动应力的增加略有下降。作用在土样上的外部荷载使得土样应变增加，回弹模量减少。随着外部荷载的逐渐增加，土样的变形逐渐稳定，当荷载大小超过临界动应力时，模量变化趋于稳定。

此外，在某一固定围压条件下，不同加载频率作用下，当动应力大小相同时，动回弹模量差异较大。如图4b所示，在20 kPa的动应力水平下，加载频率为1 Hz时，土样的动回弹模量为25 MPa，而加载频率提高至3 Hz，动回弹模量为55 MPa，加载频率的提高使得动回弹模量提高了一倍多；加载频率继续增加到5 Hz，动回弹模量为57 MPa，仅有小幅提升。此外，当动应力为30、40、50 kPa时，动回弹模量与加载频率之间也有一样的影响关系。同样，图4c、图4d所示的45、60 kPa围压条件下情况也是如此。从土体动力学角度分析，试样中粗细颗粒存在动力特性差异，使得对不同加载频率的响应效果不同，低频作用仅对细颗粒有作用，而无法提升土体整体抗变形能力；而较高的频率使得粗细颗粒重新排列分布更加紧密，整体稳定性增强，表现为动回弹模量增加；而更高的加载频率会使土体来不及充分吸收外界荷载的振动能量，出现变形减小、动弹性模量增大的现象。

图4 动应力与加载频率对不同围压下动回弹模量的影响曲线

3 寒区路基动回弹模量预测

由前述试验研究可知，在开放系统条件下，即有外界水补给时，寒区道路路基的动回弹模量受冻融循环次数、含水率、以及偏应力的影响显著，为了能够准确地描述冻融循环作用下路基动回弹模量的演化规律，参考折减强度的概念，引入冻融折减系数，即经历过n次冻融循环之后动回弹模量与原始冻融回弹模量的比值，用来表征冻融循环对动回弹模量消减作用，更准确地描述动回弹模量随着冻融循环次数的衰减规律，折减系数用β表示。

折减系数仅考虑冻融循环次数对动回弹模量影响，因此采用含水率为12.6%的路基土在15、30、45、60 kPa围压条件下的数据进行分析，发现用幂函数可获得最佳拟合效果，能够较为准确地描述折减系数的变化情况，表3为回归分析结果。拟合衰减模型能够较为准确地反应动回弹模量随着冻融循环次数增加的变化情况，与前述试验结果基本一致，即经历3次冻融循环之后，动回弹模量变化趋于平稳，衰减率与折减系数变化情况一致(见图5)。

表3 冻融折减系数β拟合参数围压/kPa偏应力/kPaABR2200.620 9-0.0580.96360300.516 9-0.0400.974400.394 3-0.0480.981500.384 0-0.0670.963200.559 6-0.0450.98045300.539 0-0.0510.987400.378 5-0.0610.953500.375 4-0.0450.950200.573 6-0.0490.97030300.556 4-0.0690.979400.353 2-0.0700.982500.358 6-0.0720.967200.716 6-0.0570.97415300.759 9-0.0760.964400.604 2-0.0580.977500.632 3-0.0890.982

图5 冻融折减系数拟合曲线

4 结论

1) 在开放体系条件下，冻融循环作用对寒区土体动回弹模量影响效果显著。主要表现为：随着冻融循环次数的增加，动回弹模量逐渐降低，并且初期下降速率较大，而后随着冻融循环次数的持续增加，动回弹模量呈平缓下降趋势；当冻融循环次数为5 ～ 7次时，动回弹模量略有增加。

2) 动回弹模量随土体初始含水率的增加而降低。冻融循环对初始含水率高的土体的作用与对饱和含水率试样的作用规律类似。

3)动回弹模量随着动应力幅值的增大而减小，衰减幅度近似呈直线，且加载频率越高动回弹模量越大。

4)经历不同冻融循环次数下，动回弹模量随着围压的增大而增大，而增长率却呈现不同程度的减小。加大围压，可以拟制冻融循环对下部路基土体的冻融损伤作用。

5)引入冻融折减系数的概念，建立了路基动回弹模量的冻融折减模型，数据结果表明拟合程度较高，可以用来描述动回弹模量冻融衰减规律。