徐 浩，王 平

（1.中國中鐵二院工程集團有限責任公司，四川 成都 610031；2.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031）

水泥乳化瀝青砂漿（CA 砂漿）是由水泥、乳化瀝青、細砂、水和鋁粉等構(gòu)成的一種有機－無機復合材料，填充于CRTSⅠ型板式無砟軌道系統(tǒng)的軌道板與混凝土底座板之間，起支承、調(diào)整、吸振和減振等作用，是板式無砟軌道系統(tǒng)的關鍵功能材料之一［1－5］.CA 砂漿層在列車行駛過程中處于動態(tài)加載過程，因此有必要研究CA 砂漿在應變速率下的力學性能變化規(guī)律.王發(fā)洲等［6－8］通過測試不同加載速率下CA 砂漿的抗壓強度，認為CA 砂漿的抗壓強度隨加載速率增大而呈增大趨勢，兩者基本呈線性關系，且瀝青含量越低，這種趨勢越明顯.謝友均等［9］通過增加加載速率工況，得出CA 砂漿的抗壓強度、彈性模量、峰值應力處的應變均與加載速率成指數(shù)增大.劉永亮等［10］的研究表明CA 砂漿的動態(tài)模量隨加載頻率的增大而增大，在同一頻率下CA砂漿的動態(tài)模量隨乳化瀝青與水泥質(zhì)量比的增大而減小.謝冰［11］對CA 砂漿的疲勞剩余強度進行了研究，認為CA 砂漿的疲勞剩余強度隨著疲勞荷載次數(shù)、穩(wěn)態(tài)荷載值及荷載頻率的增大而降低.

雖然對于CA砂漿的動態(tài)特性進行了不少研究，但是由于CA 砂漿承受列車荷載的重復加載，鮮有研究應力水平與應變速率共同作用對CA 砂漿的動態(tài)抗壓特性影響的報道.肖詩云等［12－13］研究了應變速率與應力加載水平對混凝土動態(tài)受壓特性和損傷特性的影響.本文借鑒其研究混凝土材料的方法，在電子萬能試驗機上對經(jīng)歷不同應力水平的CA 砂漿試件進行不同應變速率下的動態(tài)抗壓試驗，著重分析應變速率和應力水平對CA 砂漿的應力－應變?nèi)€、動態(tài)抗壓強度、彈性模量和臨界應變的影響規(guī)律.

1 試驗

1.1 原材料

CA 砂漿干料由P·Ⅱ42.5R 硅酸鹽水泥、細砂和其他添加劑等混合而成，其干料基本配合比1）文中涉及的配合比、固含量等除特別說明外均為質(zhì)量比或質(zhì)量分數(shù).為m（水泥）∶m（細砂）∶m（膨脹劑）＝1.0∶2.0∶0.1，24h體積膨脹率為2.1%，7d線膨脹率為0.1%，1d抗壓強度為6.89 MPa.乳化瀝青的固含量為62.1%，恩氏黏度（25℃）為8.0，1.18mm 篩篩余為0%，1，5d 貯 存 穩(wěn) 定 性（25℃）分 別 為0.3%，3.2%，水泥混合性為0.3%，針入度（25℃，100g）為7.85mm，在三氯乙烯中的溶解度為98%，5，15℃時的延度分別為26.5，61.2cm，以上性能均滿足《客運專線鐵路CRTSⅠ型板式無砟軌道水泥乳化瀝青砂漿暫行技術條件》.CA 砂漿的配合比為m（干料）∶m（乳化瀝青）∶m（水）＝1 100∶515∶50.新拌CA 砂漿的J型漏斗流下時間為24s，分離度為0.2%.拌和水為自來水.

1.2 試件制備

按給定的CA 砂漿配合比，先將乳化瀝青和水投入攪拌鍋內(nèi)慢速攪勻，并在慢速攪拌的條件下緩緩加入干料，干料加完之后快速攪拌3min，再慢速攪拌1min.然后按照《客運專線鐵路CRTSⅠ型板式無砟軌道水泥乳化瀝青砂漿暫行技術條件》規(guī)定的方法測得新拌CA 砂漿的流動度為24s，表觀密度為1 610kg／m3，含氣量（體積分數(shù)）為8.2%.將新拌CA 砂漿注入尺寸為φ50×50mm 的塑料模具中，成型100個試件，并將其置于（23±2）℃、相對濕度為（65±5）%的環(huán)境中養(yǎng)護24h后拆模，然后在標準養(yǎng)護室中養(yǎng)護至28d后進行力學性能測試.

1.3 力學性能測試

本文選取0.03，0.30，3.00，30.00 mm／min的加載速率，參照文獻［9］的試驗方法，根據(jù)試件尺寸可得應變速率Δε為1×10－5～1×10－2s－1，取1×10－5s－1作為準靜態(tài)應變速率（Δεs），對應的CA 砂漿抗壓強度稱為準靜態(tài)抗壓強度.設定應力水平λ分別為準靜態(tài)抗壓強度的0%，30%，60%和90%.首先以0.03mm／min的加載速率加載到設定的應力水平，循環(huán)3次后卸載至零，然后在相同的加載方向，以設定的應變速率直接加載至試件發(fā)生破壞，試驗時保持環(huán)境溫度為20℃.

在測試過程中發(fā)現(xiàn)，經(jīng)歷一定的荷載歷史后，CA 砂漿試件的累積塑性變形均小于0.1mm，因此計算應變時不考慮試件累積塑性變形的影響.每組3個試件，試驗數(shù)據(jù)取平均值，若試驗結(jié)果離散性較大，則增加試件數(shù)量以保證試驗數(shù)據(jù)的有效性.試件受壓面與加載板之間采用滑石粉進行減摩處理.

2 CA砂漿動態(tài)抗壓性能分析

2.1 CA 砂漿應力－應變?nèi)€

應力－應變?nèi)€是CA 砂漿受力特性的全面體現(xiàn)，圖1為CA 砂漿應力－應變?nèi)€.從圖1 可以看出，受壓初始階段CA 砂漿處于彈性階段，隨著應力進一步增加，應力－應變?nèi)€發(fā)生彎曲，CA 砂漿內(nèi)部產(chǎn)生非線性變形.由圖1還可以看出，在相同的應變速率下，隨著應力水平的增大，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度降低，而且臨界應變也降低.

圖1 CA 砂漿應力－應變?nèi)€Fig.1 Stress－strain full curves of CA mortars

2.2 CA 砂漿動態(tài)抗壓強度

應變速率及應力水平對CA 砂漿動態(tài)抗壓強度的影響如圖2所示.

圖2 CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度Fig.2 Dynamic compressive strength of CA mortar

從圖2可以看出，在相同的應力水平下，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度隨應變速率比（Δε／Δεs）的對數(shù)呈冪函數(shù)增大，表達式如下：

式中：x＝lg（Δε／Δεs）；y 為CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度；a，b，c為材料參數(shù)，可通過擬合得到.經(jīng)歷不同荷載歷史后CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度與應變速率比對數(shù)的擬合方程見圖2.

在應力水平為0%，30%，60%和90%時，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度與準靜態(tài)抗壓強度相比，在應變速率為1×10－4s－1時分別提高了22.65%，20.21%，25.21%和27.98%；應變速率為1×10－3s－1時分別提高了50.17%，50.73%，54.69%和56.01%；應變速率為1×10－2s－1時分別提高了95.69%，93.23%，101.64%和108.02%.一般認為CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度主要來源于水泥水化與瀝青破乳膠結(jié)后瀝青薄膜包裹水泥水化產(chǎn)物等無機組分所形成的三維網(wǎng)狀結(jié)構(gòu)［14］，而CA 砂漿的受力破壞主要是由細骨料與瀝青膠凝材料界面的剝離所導致的［7］.隨著應變速率的增加，剝離沿多個界面發(fā)展，同時瀝青網(wǎng)絡結(jié)構(gòu)的橫向慣性約束作用也將阻礙剝離的發(fā)展進程，從而導致CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度提高.

從圖2還可以看出，在相同的應變速率情況下，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度隨著應力水平的增加而降低.在應變速率為1×10－5，1×10－4，1×10－3，1×10－2s－1時，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度與λ＝0%時相比，在λ＝30% 時分別降低了0.75%，2.72%，0.38%和1.99%；在λ＝60%時分別降低了6.49%，4.54%，3.68%和3.65%；在λ＝90%時分別降低了12.03%，6.37%，6.78%和4.63%.這 是 由 于CA砂漿在不同的應力水平下，內(nèi)部發(fā)生損傷，產(chǎn)生微小裂紋，導致內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)發(fā)生變化［15］，隨著應力水平的增大，CA 砂漿內(nèi)部的損傷越來越嚴重，從而表現(xiàn)為CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度降低.

2.3 CA 砂漿彈性模量

對于CA 砂漿這種黏彈性材料，一般采用割線模量來表示其彈性模量.謝友均等［9］采用0～1／3抗壓強度處的割線模量來表示其彈性模量，而孔祥明等［7］則采用應力－應變?nèi)€上0.3～0.5抗壓強度處的割線模量來表示其彈性模量.為了定量地描述彈性模量隨應變速率的變化情況，本文采用0～1／3抗壓強度處的割線模量作為CA 砂漿的彈性模量（E）.通過對不同應變速率下應力－應變?nèi)€的分析，得到CA 砂漿的平均彈性模量如表1所示.

表1 CA砂漿的平均彈性模量Table 1 Average elastic modulus of CA mortars

從表1可以看出，在應力水平相同時，CA 砂漿的彈性模量隨著應變速率的增加有增大的趨勢.在應變速率為1×10－4，1×10－3，1×10－2s－1時，CA砂漿的彈性模量與準靜態(tài)應變速率時的彈性模量相比，在λ＝0%時分別增大了17.70%，24.56%和46.68%；在λ ＝30% 時分別增大了15.82%，42.67%和111.44%；在λ＝60%時分別增大了－8.05%，46.16%和64.34%；在λ＝90%時分別增大了27.87%，11.45%和10.03%.這是由于CA 砂漿在破壞過程中損傷總是沿著耗能最快的路徑發(fā)展，同時瀝青三維網(wǎng)絡結(jié)構(gòu)的橫向約束作用使CA砂漿抵抗變形的能力提高，導致CA 砂漿的彈性模量增大.

同時，從表1還可以看出，在應變速率相同的條件下，CA 砂漿的彈性模量隨應力水平的增大呈增大趨勢.當應變速率從1×10－5s－1增大到1×10－2s－1時，與λ＝0%時相比，CA 砂漿的彈性模量在λ＝90%時分別增大了44.66%，57.15%，29.43%和8.51%.這是由于CA 砂漿經(jīng)過初始荷載的擠壓作用而變得更加密實，因此其彈性模量增大.

2.4 CA 砂漿臨界應變

定義臨界應變?yōu)镃A 砂漿在峰值應力處的應變，表2給出了CA 砂漿的平均臨界應變εc.

表2 CA砂漿的平均臨界應變Table 2 Average critical strains of CA mortars

從表2可以看出，在應力水平相同時，隨著應變速率的增加，CA 砂漿的臨界應變增大.在應變速率為1×10－4，1×10－3，1×10－2s－1時，CA 砂漿的臨界應變與準靜態(tài)應變速率時的臨界應變相比，在λ＝0%時分別增大了12.64%，27.58%和37.10%；在λ＝30% 時分別增大了17.82%，17.51% 和17.95%；在λ ＝60% 時分別增大了23.36%，16.46%和33.41%；在λ＝90% 時分別增大了50.52%，66.75%和94.15%.材料的臨界應變一般包括彈性應變和黏性應變［12］，對于CA 砂漿這種黏彈性材料，隨著應變速率的增加，瀝青的摻入使得CA 砂漿的黏性應變效應增加，從而導致CA 砂漿在峰值應力處的應變增加.

由表2還可以看出，在應變速率相同的情況下，CA 砂漿的臨界應變隨應力水平的增大呈減小的趨勢.在應變速率為1×10－5，1×10－4，1×10－3，1×10－2s－1時，CA 砂漿的臨界應變與λ＝0%時相比，在λ＝30%時分別減小了－8.46%，－13.45%，0.11%和6.70%；在λ＝60%時分別減小了8.23%，－0.50%，16.23%和10.70%；在λ＝90%時分別減小了54.04%，38.58%，39.93%和34.91%.應力水平對CA 砂漿臨界應變的影響小于應變速率對臨界應變的影響.應力水平對臨界應變的影響是由CA砂漿內(nèi)部微缺陷的發(fā)生發(fā)展引起的，而應變速率對臨界應變的影響主要是由CA 砂漿內(nèi)部黏性引起的，由此可知CA 砂漿內(nèi)部黏性對臨界應變的影響大于內(nèi)部微缺陷對臨界應變的影響.

綜上，應力水平和應變速率對CA 砂漿的動態(tài)抗壓性能影響顯著.當應力水平較小時，仍將降低CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度，對應實際工程中CA 砂漿充填層承受的是荷載幅值較小的疲勞荷載作用.因此本文的試驗結(jié)果可供板式無砟軌道CA 砂漿充填層疲勞壽命的分析作參考，但若需要準確預測CA砂漿充填層的疲勞壽命，需進行小幅值荷載下CA砂漿的疲勞試驗.

3 結(jié)論

（1）CA 砂漿的動態(tài)抗壓性能受應變速率和應力水平的影響顯著.

（2）隨著應變速率的增加，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度提高.在相同的應變速率下，CA 砂漿的動態(tài)抗壓強度隨應力水平的增大而降低.

（3）CA 砂漿的彈性模量隨應變速率和應力水平的增加而明顯增大.

（4）CA 砂漿的臨界應變隨著應變速率的增加而增大，但隨著應力水平的增加而減小，且應變速率對臨界應變的影響大于應力水平對臨界應變的影響.

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