廢棄橡膠輪胎-砂土復合體的承載試驗研究

王鳳池，田裴裴，劉甜甜

(沈陽建筑大學 a.交通工程學院；b.土木工程學院，沈陽 110168)

廢棄橡膠輪胎的循環(huán)再利用是一個熱門課題，其主旨在于減輕汽車工業(yè)發(fā)展帶來的環(huán)境壓力，核心是以較少的二次能源投入和較低的碳排放將廢棄橡膠輪胎變廢為寶。目前，廢棄橡膠輪胎的主要利用途徑有：舊輪胎翻新、生產(chǎn)膠粉、生產(chǎn)再生膠、熱裂解和土法煉油等，但效果都不理想[1-2]。將廢棄橡膠輪胎整體或物理破碎后作為工程材料，引入土木工程領域，有效解決了廢棄橡膠輪胎與環(huán)保之間的矛盾。

整體利用方面，將廢棄橡膠輪胎內填充不同的散體材料，應用于擋土墻、邊坡、路基、筑堤等工程中。Garga等[3]、O’shaughnessy等[4]使用廢棄橡膠輪胎作為擋土墻和斜坡建筑的加固，對填充了黏土和砂的廢棄輪胎加筋結構進行了大量拉拔試驗，結果表明，輪胎墊增強材料的抗拔力主要取決于土壤的有效剪切強度；王鳳池等[5]、蘭海洋等[6]提出一種廢棄橡膠輪胎環(huán)箍散體材料的復合地基形式，通過室內模型試驗，研究不同因素對其承載能力和變形特點的影響；魯洋等[7]、王耀明等[8]提出一種采用廢舊輪胎柱的加筋土結構，通過室內試驗研究了此結構的水平循環(huán)剪切和豎向激振特性，并進一步研究了不同填充材料對廢舊輪胎柱加筋體循環(huán)剪切性能的影響；李麗華等[9]通過室內模型試驗，研究了廢舊輪胎與土工格室加筋路堤邊坡的性能。破碎再利用方面，將廢棄橡膠輪胎碎片用作擋土墻回填材料[10-11]，或將橡膠顆粒摻入到砂土[12-13]、水泥土[14-15]、黏土[16]、瀝青[17]等材料中，制成新型土工材料加以應用。

目前，村鎮(zhèn)建筑普遍存在因地基基礎不均勻沉降而導致的建筑傾斜、墻體開裂等現(xiàn)象。地基基礎已經(jīng)成為影響村鎮(zhèn)建筑安全性能的關鍵因素之一。鑒于此，筆者提出了一種面向村鎮(zhèn)建筑整體利用廢棄輪胎的新型人工地基體系——廢棄橡膠輪胎復合地基，如圖1所示。村鎮(zhèn)建筑設計等級一般為丙級，根據(jù)建筑地基基礎設計規(guī)范，此類建筑物地基承載力為80～300 kPa，方可滿足要求。

圖1 廢棄橡膠輪胎復合地基

廢棄橡膠輪胎復合地基的承載力主要來源于柱狀布置的廢棄橡膠輪胎-散體材料復合體，研究廢棄橡膠輪胎-砂土復合體的豎向載荷性能，為復合地基的實際應用奠定基礎。

1 試驗設計

1.1 試驗材料與測試元件

共設計兩類試驗：橡膠輪胎條拉伸試驗和橡膠輪胎-砂土復合體軸壓試驗。試驗所用輪胎為廢棄橡膠輪胎，外徑577.6 mm，內徑355.6 mm，胎面高度185 mm，橡膠輪胎內部含有鋼絲帶束層，構造如圖2所示。

圖2 輪胎的構造尺寸

試驗加載模型箱的尺寸(長×寬×高)為1 300 mm×1 000 mm×800 mm，箱體選用10 mm厚的鋼板焊制而成，以確保進行有側限條件下的軸壓試驗時，模型箱不發(fā)生鼓脹甚至破壞。

試驗散體材料選用顆粒級配良好的廈門ISO標準砂(泊松比vs=0.33，E=200 MPa)；土應力選用直徑17 mm、量程2 MPa的土壓力盒進行量測；應變選用BX120-3AA型號的應變片進行量測；位移選用量程100 mm的位移傳感器進行量測；試驗加載板選用30 mm厚的鋼板，加載板直徑與輪胎外徑相同；為克服模型箱對復合體的剛性環(huán)箍作用，將10 mm厚橡膠板粘貼在模型箱內，用以模擬地基土半無限空間狀態(tài)。

1.2 試件制作

1.2.1 橡膠輪胎條制作過程 用角磨機將輪胎沿胎面紋路切割成條帶，保證切割面平整光滑。為避免橡膠輪胎條與拉力機夾具咬合時發(fā)生條帶脫落或受力不均等情況，將試驗條帶制作成啞鈴狀。橡膠輪胎條尺寸如圖3所示(單位：mm)。

圖3 橡膠輪胎條(單位：mm)

1.2.2 橡膠輪胎-砂土復合體制作步驟

1)橡膠輪胎-砂土復合體由3層輪胎疊加組成，首先，使用酒精對中間層輪胎內測進行擦拭、除油處理，使得被測點表面平整清潔，以保證應變片與胎壁共同變形。待酒精揮發(fā)后，進行應變片粘貼，粘貼后的應變片使用704硅橡膠進行防水處理。

2)將標準砂分3層填充至模型箱內，每層厚50 mm，并進行逐層擊實(擊實度為90%)，以避免復合體在承受豎向載荷時下部土體產(chǎn)生過大的壓縮變形。

3)將底層輪胎放入底部填有150 mm厚的標準砂模型箱中，并置于中心位置，把標準砂按照其最優(yōu)含水率(10%)進行配制，配制好后，分層填充到輪胎中。每次填充胎高的1/3，并充分夯實。隨后,把粘貼好應變片的中間層輪胎垂直疊加到底層輪胎上，將應變片導線從內部引出。當填充到中間層輪胎胎高的1/2時，在相應位置埋放土壓力盒。完成中間層輪胎制作后,對土壓力盒進行測量，替換失準的土壓力盒。最后,進行頂層輪胎的制作，工序與底層輪胎相同。

4)對于胎周有側限的試驗，底層輪胎按照第3)步制作好后，待輪胎周圍空間填充完成后，再進行中間層輪胎的疊加制作，依此完成復合體及輪胎周圍空間的填充。

1.3 試驗加載

1)橡膠輪胎條拉伸試驗加載裝置如圖4所示，選用電子萬能材料試驗機，試驗機最大負荷100 kN，試驗分別采用2、20、200 mm/min這3種加載速率。

圖4 橡膠輪胎條拉伸試驗加載裝置

2)橡膠輪胎-砂土復合體軸壓試驗加載裝置如圖5、圖6所示，選用試驗室9 m高反力架，豎向承載力為1 200 kN，配套選用600 kN千斤頂，最大行程為400 mm。圖5為無側限軸壓試驗加載裝置，圖6為有側限軸壓試驗加載裝置。

圖5 無側限試驗加載裝置

圖6 有側限試驗加載裝置

為確保試件能夠均勻受壓，在彈性范圍內進行預載，加載至10 kN后持載，待讀數(shù)穩(wěn)定再卸載至0，同時，將各測試原件讀數(shù)清零。

試驗采用分級加載制，無側限軸壓試驗共進行3組試驗研究，為對比研究加載制度對復合體承載能力的影響，分別在不同的加載制度下進行；有側限軸壓試驗難度大，因此，只做了1組試驗，采用在慢速加載制度下進行。采用慢速加載，是因為在側限試驗前已經(jīng)完成了無側限約束試驗，慢速加載取得了較好的試驗效果。圖7為不同加載制度下的時間-荷載設計曲線。

圖7 不同加載制度下的時間-荷載設計曲線

1)慢速加載：每級勻速加載10 kN，每級加載完成后持載5 min再進行下一級加載，累加至500 kN時進行持載，待位移不再產(chǎn)生變化方可進行卸載。卸載依舊按照每級10 kN的方式進行，直至豎向荷載卸載至0 kN。

2)快速加載：每級勻速加載20 kN，每級加載完成后持載1 min再進行下一級加載，同樣，累加至500 kN時進行持載，待位移不再產(chǎn)生變化后，進行卸載。依舊按照每級20 kN的方式進行卸載，直至卸載至0 kN。

3)單向往復加卸載：每級勻速加載10 kN，每級加載完成后持載5 min再進行下一級加載，累加至100 kN時,進行持載，待位移不再產(chǎn)生變化方可進行卸載，再按照10 kN每級進行卸載，直至卸載到0 kN。隨后，繼續(xù)施加荷載，即按照level1(0 kN-100 kN-0 kN)-level2(0 kN-200 kN-0 kN)-level3(0 kN-300 kN-0 kN)-level4(0-400 kN-0 kN)-level5(0 kN-500 kN-0 kN)的方式進行單向循環(huán)加卸載。

1.4 測試元件布置及作用

土壓力盒與應變片均布置于中間層輪胎中，具體分布位置如圖8所示。胎壁上側、中測、下側各放置一個土壓力盒，胎高1/2平面上等間距的水平放置5個土壓力盒，分別量測試件不同位置處的土壓力。胎壁內測共粘貼有18枚應變片，包括9枚環(huán)向應變片和9枚徑向應變片，分別用以量測輪胎內壁的環(huán)向應變和徑向應變。

圖8 土壓力盒與應變片布置

試驗加載裝置中，加載板上的兩個位移計量測橡膠輪胎-砂土復合體的縱向沉降量，中間的位移計量測橡膠輪胎-砂土復合體的徑向位移。

2 兩個重要定義

2.1 環(huán)箍效應

橡膠輪胎-砂土復合體在豎向荷載作用下，胎內砂土沿加荷方向發(fā)生豎向沉降的同時，也因泊松效應產(chǎn)生橫向膨脹，外部橡膠輪胎對砂土的橫向膨脹起約束作用，這種約束作用稱為環(huán)箍效應。受荷時，砂土處于三向受壓狀態(tài)，橡膠輪胎也受三向應力作用，示意圖如圖9所示。在豎向荷載F作用下，砂土對輪胎內壁的側向壓力為qr；橡膠輪胎所受的三向應力為豎向應力σz、徑向應力σr、環(huán)向應力σθ；橡膠輪胎的環(huán)向位移為uθ，徑向位移為ur。

圖9 復合體應力單元

2.2 自恢復能力

在豎向荷載F作用下，復合體產(chǎn)生豎向沉降和側向鼓脹變形，散體材料更加密實，使周圍彈塑性的橡膠輪胎受壓變形并儲存彈性勢能；當外荷載卸去后，變形的橡膠輪胎能恢復部分形變，并帶動已發(fā)生塑性變形的散粒材料共同運動，將儲存的彈性勢能以動能的形式釋放出來。將這種復合體可恢復部分形變的能力定義為自恢復能力，自恢復能力系數(shù)為K。

K=(Δ-Δi)/Δ(i=1,2,3,…)

(1)

式中：Δ為加載完成時復合體的沉降量，mm；Δi為卸載完成時，復合體的沉降量，mm，如圖10所示。自恢復能力系數(shù)值越接近于1，說明復合體的自恢復性能越好。

圖10 自恢復力計算方法示意圖

3 試驗結果及分析

3.1 橡膠輪胎的彈性模量

如圖11所示，彈性模量取應力-應變曲線原點的切線與橫軸夾角的正切值。而應力-應變曲線上的任一點C與原點連線和橫軸夾角的正切值稱為割線模量。從圖12中可以看出，橡膠輪胎條的σ-ε曲線經(jīng)歷了典型的彈性階段和破壞階段，而塑性破壞階段并不明顯。因此，將不同加載速率下應力-應變曲線峰值點與原點連線，并將其均值線與橫軸夾角的正切值作為輪胎橡膠的彈性模量，即式(2)。

(2)

式中：α為割線與橫坐標的夾角；σC為總應力；εC為總應變。將曲線的割線彈性模量取平均值，得到橡膠輪胎的彈性模量E=130.3 MPa。

圖11 模量選取方式示意圖

圖12 橡膠輪胎條的應力-應變曲線圖

3.2 加載制度對復合體承載能力影響

圖13為不同加載制度下的p-s曲線。從復合體受壓的軸向荷載-沉降曲線分析，前期加載階段曲線成線性變化，外部橡膠輪胎與胎內散粒體發(fā)生協(xié)同變形，p-s成正比關系；后期加載階段，隨著荷載的增大沉降略有減小，呈現(xiàn)出下凹的趨勢，說明內部散粒體被壓的愈發(fā)緊密，孔隙已經(jīng)難以被壓縮；前期卸載階段，隨著荷載逐漸減小，復合體的沉降量無明顯變化，表明此階段復合體所承受的豎向荷載始終大于自恢復所產(chǎn)生的回彈力；后期卸載階段，當豎向載荷小于0.4 MPa時，沉降量隨荷載的減小而減少，當卸載完成時，復合體無法回彈到初始狀態(tài)，說明其變形為彈塑性變形。

圖13 不同加載制度下的p-s曲線圖

從p-s曲線整體分析，相同載荷作用時，不同加載制度下，復合體的沉降量由大到小依次為：快速加卸載、慢速加卸載、單向往復加卸載?？焖偌有遁d時，每級加載完成后持載時間為1 min，胎內砂土未能充分流動，砂土中應力擴散不均勻，對輪胎產(chǎn)生的側向壓力qr較小，輪胎的環(huán)箍效應未能充分發(fā)揮，故復合體的沉降量較大。慢速加卸載時，每級加載完成后持載時間為5 min，此階段胎內砂土得以充分流動，砂土中應力擴散充分，砂土的徑向膨脹使輪胎發(fā)生拉伸變形，橡膠輪胎產(chǎn)生環(huán)箍應力作用到砂土上，進一步增強了砂土的圍壓，減少了砂土的豎向沉降。單向往復加卸載時,復合體最終沉降量最小，由波克羅夫斯基提出的接觸理論可知，散粒體顆粒彼此的接觸不是沿著它們的整個表面，而是單個接觸點，接觸點數(shù)越多，散粒體抵抗作用力就越大，在該力作用下的變形越小。與另外兩種加載制度相比，單向往復加卸載下,胎中散粒體最為密實，顆粒間接觸點數(shù)最多，故沉降量最小。

快速加載制度下，Δ=47.78 mm、Δi=32.5 mm、自恢復能力系數(shù)K=0.32；慢速加載制度下，Δ=40.26 mm、Δi=26.76 mm、K=0.34；單向往復加卸載制度下，Δ=31.8 mm、Δ5=11.16 mm、K=0.65。單向往復加卸載制度下復合體的自恢復性能最好。

圖14為單向往復加卸載制度下各級沉降量圖，由圖14可看出，各級加載完成時，試件的沉降量隨加載等級的提高而增加，荷載越大，沉降量越大。已有試驗表明[5]，3胎疊合體的極限承載力接近6 MPa，2 MPa荷載前，沉降基本呈線性變化，與試驗基本相吻合。各級卸載完成時，試件的沉降增量隨等級的提高而不斷減小，因為橡膠輪胎不是彈性材料，每次卸載為0時，塑性變形不能恢復，即存在一定的殘余變形，隨著加卸載次數(shù)的增加，塑性變形耗盡，所以，經(jīng)過多次加卸載后，試件的沉降量會趨于一個定值。

圖14 單向往復加卸載下各級沉降量圖

3.3 側限約束對復合體承載能力影響

圖15為不同側限條件下的p-s曲線。從單一曲線分析：加載階段,p-s成正比關系，外部橡膠輪胎與胎內散粒體發(fā)生協(xié)同變形；前期卸載階段，由于豎向荷載遠大于復合體自恢復回彈力，故沉降量無明顯變化；后期卸載階段，隨著荷載的減小，沉降量變化逐漸明顯。從整體曲線分析：同一豎向荷載作用時，與無側限條件相比，有側限條件下,復合體的沉降量更小。其原因是，有側限條件下，復合體受荷發(fā)生膨脹變形時，胎周土體會產(chǎn)生的被動土壓力阻止復合體側向變形。

圖15 不同側限條件下的p -s曲線圖

圖16為不同側限條件下的時間-沉降曲線圖，橫坐標以卸載開始時間為起點，縱坐標以加載最終沉降量為起點。卸載開始時，有、無側限條件下復合體的沉降量分別為26.68、40.26 mm；卸載完成時(300 min)，復合體的彈性變形恢復，剩余的塑性變形未能恢復，此時，有、無側限條件下，復合體的沉降量分別為16.29、26.76 mm；卸載完成后，雖然外力已全部撤去，但橡膠輪胎中仍存在部分殘留的彈性勢能，散粒體之間也存在著未完全擴散的應力。隨著時間的推移，輪胎中的彈性勢能轉化為動能帶動散粒體運動，少部分塑性變形慢慢恢復，待數(shù)值穩(wěn)定后，有、無側限條件下，復合體的最終沉降量分別為14.67、21.66 mm。

圖16 不同側限條件下的時間-沉降曲線圖

由表1可知，有、無側限條件下，試件的自恢復能力系數(shù)分別為0.45、0.46，兩者差異較小，說明橡膠輪胎-砂土復合體的自恢復能力與胎周環(huán)境無關。

表1 不同側限條件下的自恢復能力Table 1 Self-recovery under different confined condition

圖17為橡膠輪胎-砂土復合體與胎周土體關系圖。在豎向荷載F作用下，復合體發(fā)生鼓脹變形，作用于胎周土體的側向壓力qu產(chǎn)生了不可恢復的塑性變形。其原因是隨著荷載開始施加并逐漸增大，側向壓力qu也隨之增大，胎周土體從彈性變形狀態(tài)逐步進入塑性變形狀態(tài)，且塑性區(qū)不斷發(fā)展，當達到峰值荷載時，塑性區(qū)半徑為rp，復合體半徑由r0擴大到ru；當卸去荷載時，變形的橡膠輪胎帶動內部的散粒材料恢復部分形變，而胎周土體由于發(fā)生塑性變形而無法恢復到原來的狀態(tài)。故復合體自恢復形變時，胎周土體并沒有發(fā)揮作用。因此，柱狀構造的廢棄輪胎復合地基，可采用Winkler地基模型計算。

圖17 復合體與胎周土體關系圖

3.4 荷載-徑向變形關系

圖18為不同側限條件下的荷載-徑向位移關系曲線。加載初始，胎內散粒體因豎向荷載作用被壓密，主要發(fā)生豎向位移沉降，故此階段徑向位移ur的數(shù)值較小，且有、無側限條件下的荷載-徑向位移曲線相互重合。當豎向荷載F越來越大時，胎內散粒體開始產(chǎn)生橫向膨脹，散粒體對輪胎內壁產(chǎn)生的側向壓力qr越來越大，橡膠輪胎發(fā)揮其環(huán)箍效應，約束散粒體橫向變形。卸載階段，從開始卸載到卸至0.4 MPa時，由于豎向荷載遠大于復合體自恢復回彈力，故胎周位移計讀數(shù)始終無明顯變化；當豎向荷載小于0.4 MPa時，橡膠輪胎發(fā)揮其環(huán)箍作用，復合體不斷恢復形變。

圖18 不同側限條件下的荷載-徑向位移曲線圖

3.5 胎體應力分布場

根據(jù)胎內壁應變片量測得到的數(shù)據(jù)繪制荷載-環(huán)向應變曲線(圖19、圖20)可以看出，荷載-應變曲線呈線性關系。因此，可以根據(jù)式(2)計算胎中應力。

圖19 無側限條件下荷載-環(huán)向應變曲線

圖20 有側限條件下荷載-環(huán)向應變曲線

利用橡膠輪胎拉伸試驗測得的彈性模量，計算相同豎向荷載作用下,不同位置的應力，繪出圖21、圖22應力分布圖(內部數(shù)字表示胎壁位置)。

圖21為無側限條件下輪胎各部位環(huán)向應力分布，各部位應力均隨著豎向荷載增大而增大，其中，9號與1號位置的應力最大，在輪胎邊緣處，由于應力集中，環(huán)向應力較大。胎壁側5號位置既要承受上部荷載，又要承受內部散體材料的側向擠壓作用，因此，其應力值僅次于9號和1號。圖22為有側限條件下輪胎各部位環(huán)向應力分布，胎壁環(huán)向應力相對較大，隨著豎向荷載的增大，胎壁各處應力在胎周土體的約束作用下趨于等值。上、下胎側處應力值較小，由于胎周土體對復合體產(chǎn)生被動土壓力，抑制復合體發(fā)生形變。

圖21 無側限條件下環(huán)向應力分布

圖22 有側限條件下環(huán)向應力分布

3.6 胎體內土應力分布規(guī)律

圖23為同一徑向平面上豎向荷載-土應力關系曲線，胎內土應力隨荷載整體呈線性變化。同一荷載作用下，胎內中心處土應力始終小于兩側散粒體的土應力，說明橡膠輪胎發(fā)揮了環(huán)箍效應，距離復合體中心處越近，受橡膠輪胎環(huán)箍效應的影響越小，土應力值越大。

圖23 豎向荷載-土應力關系曲線

4 結論

1)廢棄橡膠輪胎-砂土復合體復合地基，依靠橡膠輪胎的環(huán)箍效應可形成較好的承載體，能滿足村鎮(zhèn)建筑對地基承載力的要求。

2)廢棄橡膠輪胎-砂土復合體的承載能力與加載制度有關。與快速加載及慢速加載相比，單向往復加卸載條件下，復合體的沉降量最小，自恢復能力和承載能力最優(yōu)。

3)廢棄橡膠輪胎-砂土復合體的承載能力與胎周環(huán)境有關。有側限條件下,復合體的承載性能較好，但復合體的自恢復能力與胎周環(huán)境無關。

4)廢棄橡膠輪胎-砂土復合體承受上部荷載時，輪胎內壁不同位置處的環(huán)向應力各不相同，有無側限條件下的應力分布規(guī)律也不同。

5)廢棄橡膠輪胎-砂土復合體中橡膠輪胎的環(huán)箍效應具有一定的影響范圍，即同一徑向平面上，距離復合體中心處越近，受橡膠輪胎環(huán)箍效應的影響越小，土應力值越大。