内填散体材料废弃轮胎叠合体承载能力研究

王凤池，高　寰，张倍川，徐云龙

(沈阳建筑大学 土木工程学院， 辽宁 沈阳 110168)



内填散体材料废弃轮胎叠合体承载能力研究

王凤池，高寰，张倍川，徐云龙

(沈阳建筑大学 土木工程学院， 辽宁 沈阳 110168)

摘要：为提高废弃轮胎在土木工程上的利用率，提出利用废弃轮胎环箍约束散体材料，形成具有良好载荷能力的叠合体。通过竖向载荷试验，测得不同因素对叠合体承载能力和变形特点的影响情况。分析出叠合体的承载力主要与填充材料的性质和轮胎的直径有关，实验表明叠合体的承载力与内摩擦角或轮胎的直径呈正相关关系，当后者增大时，前者也随之增大；当叠合体内填充不同的材料时，它的横向变形量沿高度分布情况也不同，即变形特点与填充材料有关；旧轮胎能够提供相当大的环向约束力，给出了横向约束力和横向位移的计算公式，具有较好的计算精度；该叠合体能够承受很大的上部载荷，其颗粒材料的抗剪强度和轮胎的环向约束能力被充分发挥。

关键词：土木工程；叠合体；载荷试验；承载性能；废弃轮胎

近年来，新型复合地基[1-2]的应用研究取得了长足的进展，与传统的加筋碎石桩[3-6]相比新型复合地基有较大的承载力优势。本文提出利用废弃轮胎的环箍性能约束散体材料，形成具有良好承载能力的叠合体，这对土木工程实践应用有着重要的意义[7-11]。目前针对环箍性能的研究主要有土工织布布袋装桩等方法[12-13]，而本文提出的在废弃轮胎内填入散体材料形成叠合体的方法不仅能够缓解废弃轮胎的处理压力，还增强了普通散体材料桩承受上部荷载的能力。废弃轮胎叠合体不仅可用于多层建筑的地基处理，还可用于增强路堤和路基的稳固性。另外，该叠合体也可用于挡土墙，不仅有利于排水，而且能够减小边坡因受雨水侵蚀而破坏的可能性。

1试验方案及过程

1.1试验材料及试件分组

砂：湿砂为普通河砂，粒径在0.1 mm～5 mm之间，含水率ω=9.5%，堆积密度为1 520 kg/m3，内摩擦角φ=32°，不均匀系数cu=3.75；干砂堆积密度为1 490 kg/m3，内摩擦角φ=33°。

碎石：采用普通碴石，粒径为5 mm～40 mm，内摩擦角φ=38°，堆积密度为1 728 kg/m3，不均匀系数cu=1.32。

黏性土：采用粉质黏土，含水率ω=24.9%，天然密度1.93 kg/m3，孔隙比e=0.76。

废弃骨料：C40的混凝土经破碎，筛分形成的粒径为5 mm～25 mm且各粒径级均有，并按质量比例搭配的连续级配颗粒物质。

堆积密度1 430 kg/m3，压碎指标16.0%，含水率ω=3.3%。

轮胎：取自旧物收购站。

试件分组情况如表1所示。

表1　分组情况

1.2试验过程

对叠合体轮胎编号1～5，在废弃轮胎的侧面四等分点处钻孔，将5号轮胎放置在底部的中部，再将4号轮胎放置在5号轮胎之上，注意四个孔要对准，再用螺丝、垫片牢固紧密地把它们连接在一起。向胎腔内填充填土并击实，直到将胎腔填满。重复以上步骤，直到5个轮胎全部填充完毕并形成一个整体的轮胎桩。

加载过程为首先进行预加载，正式加载时，先加载到300 kN，然后停止加载，卸荷，当叠合体的变形接近稳定之后，再持续加载到叠合体破坏，当荷载-变形曲线急剧下降或某个轮胎发生完全破坏时终止加载。为测量橡胶轮胎散体材料叠合体的径向和环向的变形情况，在轮胎胎面处粘贴应变片并架设位移计。具体布置情况如图1所示。试件制备及仪器布置完成后，开始进行加载试验，试验加载装置如图2所示。

图1　测点布置图

图2试验加载装置

2不同因素对叠合体σ-ε曲线的影响

2.1轮胎的新旧和品牌

由5个规格同为165/70R13，品牌均为“锦湖”的新旧轮胎构成的叠合体的σ-ε曲线如图3所示。TP-4为全新轮胎；TP-2为无法再继续使用的中度磨损的废旧轮胎。

由图3可知新旧轮胎叠合体的应力、应变关系变化趋势大致相同，取同等应力大小时，TP-2的应变总是大于TP-4；TP-4和TP-2的极限荷载分别是7 466 kPa，4 345.95 kPa。由此可以看出，废弃轮胎叠合体的极限载荷要比全新的轮胎叠合体减小30%。另外，通过观察各叠合体破坏的位置可以看出：TP-2的3层，TP-5的3层，TP-7的3层的轮胎在试验前都有过修补，但开裂位置都没有出现在曾经有过修补的地方。由此可以看出，轮胎的磨损不会对叠合体的承载性能和破坏特点产生比较大的影响。

图3新旧轮胎叠合体σ-ε曲线

轮胎的品牌不同导致钢丝带束层的制作方法有很大的不同。在单位面积下，有的放置14根钢帘线，其它做法有放置22根的。在钢帘线中，钢丝的数量也是不同的，一般4~10根不等。本试验中的叠合体是5个规格为165/70R13的轮胎制成，一共有“佳通”、“锦湖”、“玲珑”三种品牌。

如图4所示佳通、锦湖、玲珑三种品牌叠合体的极限荷载分别是4 577.56 kPa，4 345.95 kPa，5 007 kPa。通过比较可知，轮胎的品牌对叠合体的极限承载力影响很小，同时也说明了废弃轮胎的个别钢丝断裂对叠合体的承载能力影响较小。

图4品牌与轮胎叠合体极限荷载的关系

2.2填充砂的含水率

图5是竖向荷载作用下，叠合体内部填充不同含水率砂土时的σ-ε曲线。在竖向荷载较小时，曲线非常接近。含水率为0%的干砂的极限应力高于含水率为9.5%的湿砂。由此可见，叠合体的极限承载力与其填充材料的含水率有关(见表2)。

图5　填充材料为不同含水率砂的叠合体σ-ε曲线

2.3不同颗粒的填充材料

试验选择了四种常见的散体填充材料(如图6)：砂(湿砂TP-2、干砂TP-5)、黏性土(TP-6)、废弃混凝土骨料(TP-7)和碎石(TP-8)。

图6不同填充材料叠合体的σ-ε曲线

初期加载过程中，叠合体的竖直应力随着竖直应变线性正向变化，荷载逐渐加大，曲线不断上升达到极限值后迅速下降回落。不同填充材料的叠合体的σ-ε曲线变化情况不同，斜率由大到小依次是砂、碎石和废弃骨料，黏性土。不同填充材料的叠合体的极限承载力也不相同，碎石与废弃骨料最大，分别为5 634.57 kPa和5 697.74 kPa，砂土次之，为4 345.95 kPa，黏性土最小，为2 450.91 kPa。

这说明填充材料的内摩擦角越大，叠合体的承载力就越大。TP-2的破坏位置在3、4层，即叠合体中间偏下的位置；TP-7和TP-8的破坏主要集中在2、3层，即叠合体中间偏上的位置。实验表明，不同叠合体内部应力分布不同，内部最大受力位置和破坏位置也不同。这主要是填充材料的差异而导致的结果。

当填充材料为碎石和废弃混凝土骨料时，由于其极限荷载、极限应变以及σ-ε曲线都很接近，两者具有相同的力学性质，在工程实际中可以相互替代。

2.4轮胎直径和叠合体高度的影响

制作三个叠合体试件，选用直径为555 mm，635 mm和755 mm的轮胎，三个叠合体试件分别由3个555 mm，4个635 mm和5个755 mm轮胎组成以确保其自身长度相同。内部填充材料均为湿砂。

由图7可知，轮胎直径是影响叠合体σ-ε曲线和其极限荷载的重要因素，直径755 mm的轮胎极限荷载最大，为7 079.52 kPa；其次是直径555 mm的轮胎，为4 345.95 kPa；最小的是直径635 mm的轮胎，为933.14 kPa。

图7直径对叠合体σ-ε曲线的影响

这说明在高度相同的条件下，叠合体的极限荷载随着其直径的增大而增大。对比TP-2、TP-11、TP-12的试验结果(图8)可知，不同高度叠合体的σ-ε曲线变化趋势基本相同，并且曲线斜率基本保持一致。随着叠合体高度逐渐增加，其极限荷载逐渐减小，并且最终趋于稳定。

图8不同高度叠合体的σ-ε曲线

3废弃轮胎散体叠合体破坏的理论计算模型

3.1横向环箍力

假设叠合体发生破坏后，轮胎和内部散体材料都处于极限状态，填充材料处于极限平衡时，通过B点的一平面BC可作为破坏滑动面，如图9。

图9叠合体受力简图

根据楔体的静力平衡条件，不考虑填充颗粒与轮胎内壁的摩擦作用即φ′=0，按照平面问题解得：

(1)

式中：σ横为与轮胎内侧表面相垂直的横向应力；σ竖为作用在轮胎桩上表面的竖向应力。

3.2当量弹性模量E以及叠合体横向位移的计算

将轮胎简化为由同种材料组成的各向同性的弹性变形体，并假定：

(1) 所用轮胎为完全弹性材料，在内部鼓胀力作用下产生均匀的变形；

(2) 每个轮胎高度和直径的比值都很小，并且轮胎内部的竖向应力随高度只产生幅度很小的变化，可以视[14]为恒量，假设轮胎内壁的侧向压力不因高度不同而发生改变，而且都垂直于轮胎内表面。

(3) 就竖向压力而言，处于同一水平面上的各点压力相等；

(4) 不用考虑内部填充材料与轮胎之间的摩阻力以及相互切应力的作用。

根据位移单值条件和边界条件可得径向位移表达式[15]：

(2)

颗粒材料对侧壁的侧向和竖向有一定的压力作用，分别为q和p，由Janssen理论可知，二者之间满足：

q=K0p

(3)

(4)

(5)

结合式(1)、式(2)可以推导出极限状态时叠合体鼓胀位移表达式：

(6)

式中：a、b为轮胎的内、外半径；σ竖是作用于叠合体上表面的竖向应力；θ，φ值如图9所示可知；E为当量弹性模量。

3.3试验与理论对比分析

对单个轮胎进行竖向压缩试验，轮胎腔内填充含水率为9.5%的湿砂，为了使其内部颗粒向四周挤压轮胎，使之产生鼓胀变形。要集中对内部散体材料加载。安置4个位移传感器在轮胎径向，对四种型号的轮胎(见表3)进行横向位移和竖向荷载的监测，由测量结果可知，每个轮胎在4个测点的荷载位移曲线大致相似。在初始阶段，荷载与径向位移关系满足线性变化，通过计算轮胎上每点的斜率后可计算出轮胎的平均斜率，轮胎的平均斜率与J值近似相等。

根据J、a、b的值，能够得出当量弹性模量计算值如表3所示。

表3　轮胎当量弹性模量

由表3可知，规格不同的废旧轮胎其变形能力随着直径和弹性模量的增大而减小；但它们的弹性模量差距很小。

表4中的每个叠合体都是规格(165/70R13)相同的5个废弃轮胎叠合构成，内部填充不同的散体材料形成5种不同的叠合体。除了TP-5，实验得出的数据十分相近，而且分布范围不大，大多都位于1.19 MPa～1.32 MPa的范围内。考虑到叠合体竖向极限承载力差距较大，从中还可以得出结论，叠合体内部填充材料的性质是决定叠合体承载力大小的主要因素。

表4　填充材料对叠合体轮胎约束应力的影响

由公式(6)可求出理论上的轮胎破坏时的横向位移量。由表5可得出8种不同类型叠合体的试验数据，通过公式计算而得的极限横向位移值与实测值比较相近(除TP-7外)，由此可知本文所得出的计算模型有良好的计算精度。

表5　叠合体横向位移的计算值与理论值对比

4结论

通过对废弃轮胎叠合体进行的载荷试验，推导出其横向约束力和横向变形的理论公式；分析出对叠合体受力特征和变形性能产生主要影响的为内部散体材料和轮胎的性质。主要得出结论如下：

(1) 对于叠合体来说，不同品牌的轮胎和轮胎磨损程度对其承载能力产生较小的影响；由于轮胎的环向约束力和散体材料的抗剪强度的增强，叠合体能够承受非常大的上部载荷。

(2) 内部散体材料性质和轮胎直径是影响叠合体承载能力的主要因素，前者增大，后者也随之增大。

(3) 叠合体内部的填充材料影响其变形特点。叠合体内部填充材料不同，横向变形沿高度分布的情况也不同，其破坏形式也不同，变形形态也有很大差异。填充材料为废弃骨料、碎石、砂时的变形会有中部大而两端小的特点，破坏位置通常发生中部；然而填充黏性土的叠合体变形呈马鞍状，两端大中间小，并且破坏主要发生在顶部和底部。

(4) 废旧轮胎能够提供相当大的环向约束力，本文给出了横向约束力和横向位移的计算公式。由理论值与实测值的对比可知，该公式具有较好的计算精度。

参考文献：

[1]陈玲,陈江.内陆盐渍土新型复合地基工法理论与实践[J].土工基础,2012,26(3):1-4.

[2]鲍鹏,苏彩丽,张利伟.基于时程分析法的刚性桩复合地基响应分析[J].岩土工程学报,2011,33(S2):485-489.

[3]高明军,刘汉龙，丁选明，等.竖向管式格栅加筋碎石桩承载力计算方法[J].解放军理工大学学报：自然科学版,2011,12(6):649-653.

[4]陈庆.格栅套筒加筋碎石桩复合地基承载力计算方法的研究[D].长沙:湖南大学,2010.

[5]孙其城,金峰，王光谦，等.二维颗粒体系单轴压缩形成的力链结构[J].物理学报,2010,59(1):30-37.

[6]李其泽.基于圆孔扩张理论顶部加箍碎石桩承载力计算[D].长沙:湖南大学,2011:3.

[7]邢耀文.废弃轮胎作为土工材料在工程中应用的力学性能研究[D].南京:南京水利科学研究院,2010:36.

[8]胡中明.矿用工程轮胎常识与保养[J].矿业装备,2011(Z1):88-90.

[9]徐云龙.废弃轮胎散体材料桩身力学性能试验研究[D].沈阳：沈阳建筑大学,2013.

[10]王庆龙.废弃橡胶轮胎散体桩复合地基承载性能研究[D].沈阳：沈阳建筑大学,2013.

[11]郭永清.废旧轮胎在土木工程中的应用综述[J].黑龙江：科技创新与应用,2013(2):175.

[12]王洋.土工袋装桩型复合地基解析理论的研究[D].杭州:浙江大学,2010:9-10.

[13]段园煜.土工袋装桩桩型复合地基受力变形特性研究[D].杭州:浙江大学,2012.

[14]龚晓楠.土力学[M].北京：中国建筑工业出版社,2002.

[15]徐芝纶.弹性力学[M].北京：高等教育出版社，2007.

Bearing Capacity of Composite Columns of Waste Tires Filled with Granular Material

WANG Fengchi， GAO Huan， ZHANG Beichuan， XU Yunlong

(SchoolofCivilEngineering,ShenyangJianzhuUniversity,Shenyang,Liaoning110168,China)

Abstract：The treatment of waste tires is gaining more and more attention. In order to improve the utilization of waste tires in civil engineering, composite column of waste tires was proposed which was used to constrain the granular material thus had good bearing capacity. By vertical loading tests, effects of various factors on the bearing capacity and deformation properties of composite columns were studied. The bearing capacity was related with diameter of tires and natures of filling material closely. With the increase of the internal friction angle and the tire diameter， the bearing capacity of composite columns increase as well. Deformation features of composite columns relate to the filling material. Different filling materials lead to different distribution of lateral deformation along the height. Waste tires can provide considerable circular confining force, calculation formula for lateral binding and transverse displacement was given which has higher calculation accuracy. The results showed that the composite columns filling with granular material could play the roles of shear strength of granular material and the confining force, so it can bear considerable upper load.

Keywords:civil engineering; composite column; loading test; bearing capacity; waste tires

文章编号：1672—1144(2016)01—0072—06

中图分类号：TU47

文献标识码：A

作者简介：王凤池(1970—)，男，辽宁黑山人，博士，教授，主要从事地基处理、固体废弃物处理等方面的研究与教学工作。

基金项目：国家自然科学基金(51578348)

收稿日期：2015-09-03修稿日期：2015-10-07

DOI:10.3969/j.issn.1672-1144.2016.01.014

E-mail: sy998wfc@126.com