王鳳池　田裴裴　劉甜甜

摘 要：為探索地基加固新方法，解決廢棄橡膠輪胎堆放引起的環(huán)境問題，提出了一種廢棄橡膠輪胎環(huán)箍散體材料的新型復(fù)合地基。通過橡膠輪胎條拉伸試驗(yàn)，得到廢棄橡膠輪胎的彈性模量;通過廢棄橡膠輪胎砂土復(fù)合體軸壓試驗(yàn)，分析加載制度和側(cè)限條件對地基承載力的影響規(guī)律、輪胎內(nèi)壁的應(yīng)力分布規(guī)律及復(fù)合體內(nèi)部土應(yīng)力變化規(guī)律。結(jié)果表明：與快、慢速加載制度相比，單向往復(fù)加卸載時，復(fù)合體的承載性能和自恢復(fù)能力最優(yōu);有側(cè)限條件下復(fù)合體的承載性能較好，但側(cè)限條件對復(fù)合體的自恢復(fù)能力沒有影響;在有、無側(cè)限條件下，輪胎內(nèi)壁的應(yīng)力分布規(guī)律存在較大差異;同一徑向平面上，距復(fù)合體中心處越近，受橡膠輪胎環(huán)箍效應(yīng)的影響越小，土應(yīng)力值越大。

關(guān)鍵詞：廢棄輪胎;復(fù)合地基;承載性能;環(huán)箍效應(yīng);自恢復(fù)能力

中圖分類號：TU472.99 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：2096-6717（2020）01-0039-09

Abstract：In order to explore a new method of foundation reinforcement and solve the environmental problems caused by waste rubber tire stacking， a new type of foundation with the waste rubber tire hooping granular? material was proposed. The elastic modulus of discarded rubber tire was obtained by carrying out tensile testing on rubber tire strip. By using axial compression test on waste rubber tires-sand composite， the rules were discussed， including the influence of loading system and lateral conditions on the foundation bearing capacity， stress distribution of inner wall of tire， and soil stress inside the laminated body. The results show that， compared with fast and slow loading system， the sedimentation of the superposition is the smallest， and the self-recovery ability and bearing capacity are optimal when loading and unloading in one direction. The bearing capacity of the composite is higher when under confined condition， but the self-recovery ability of the composite is not affected by confined condition. Under the condition of no or no limitation， The stress distribution around the inner wall of the tire is quite different. In the same radial plane， the closer to the center of the superposition， the smaller the effect of rubber tire ring， and the greater the soil stress.

Keywords：waste tire; composite foundation; bearing capacity; hoop effect; self-recovery ability

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(lǐng)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(nèi)填充不同的散體材料，應(yīng)用于擋土墻、邊坡、路基、筑堤等工程中。Garga等[3]、Oshaughnessy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(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量拉拔試驗(yàn)，結(jié)果表明，輪胎墊增強(qiáng)材料的抗拔力主要取決于土壤的有效剪切強(qiáng)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(fù)合地基形式，通過室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究不同因素對其承載能力和變形特點(diǎn)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(jié)構(gòu)，通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了此結(jié)構(gòu)的水平循環(huán)剪切和豎向激振特性，并進(jìn)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(nèi)模型試驗(yàn)，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?qū)⑾鹉z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(yīng)用。

目前，村鎮(zhèn)建筑普遍存在因地基基礎(chǔ)不均勻沉降而導(dǎo)致的建筑傾斜、墻體開裂等現(xiàn)象。地基基礎(chǔ)已經(jīng)成為影響村鎮(zhèn)建筑安全性能的關(guān)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(fù)合地基，如圖1所示。村鎮(zhèn)建筑設(shè)計等級一般為丙級，根據(jù)建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范，此類建筑物地基承載力為80～300 kPa，方可滿足要求。

廢棄橡膠輪胎復(fù)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(fù)合體，研究廢棄橡膠輪胎砂土復(fù)合體的豎向載荷性能，為復(fù)合地基的實(shí)際應(yīng)用奠定基礎(chǔ)。

1 試驗(yàn)設(shè)計

1.1 試驗(yàn)材料與測試元件

共設(shè)計兩類試驗(yàn)：橡膠輪胎條拉伸試驗(yàn)和橡膠輪胎砂土復(fù)合體軸壓試驗(yàn)。試驗(yàn)所用輪胎為廢棄橡膠輪胎，外徑577.6 mm，內(nèi)徑355.6 mm，胎面高度185 mm，橡膠輪胎內(nèi)部含有鋼絲帶束層，構(gòu)造如圖2所示。

試驗(yàn)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(jìn)行有側(cè)限條件下的軸壓試驗(yàn)時，模型箱不發(fā)生鼓脹甚至破壞。

試驗(yàn)散體材料選用顆粒級配良好的廈門ISO標(biāo)準(zhǔn)砂（泊松比vs=0.33，E=200 MPa）;土應(yīng)力選用直徑17 mm、量程2 MPa的土壓力盒進(jìn)行量測;應(yīng)變選用BX120-3AA型號的應(yīng)變片進(jìn)行量測;位移選用量程100 mm的位移傳感器進(jìn)行量測;試驗(yàn)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(fù)合體的剛性環(huán)箍作用，將10 mm厚橡膠板粘貼在模型箱內(nèi)，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(jī)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(jī)夾具咬合時發(fā)生條帶脫落或受力不均等情況，將試驗(yàn)條帶制作成啞鈴狀。橡膠輪胎條尺寸如圖3所示（單位：mm）。

1.2.2 橡膠輪胎砂土復(fù)合體制作步驟

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

2）將標(biāo)準(zhǔn)砂分3層填充至模型箱內(nèi)，每層厚50 mm，并進(jìn)行逐層擊實(shí)（擊實(shí)度為90%），以避免復(fù)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(biāo)準(zhǔn)砂模型箱中，并置于中心位置，把標(biāo)準(zhǔn)砂按照其最優(yōu)含水率（10%）進(jìn)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(shí)。隨后，把粘貼好應(yīng)變片的中間層輪胎垂直疊加到底層輪胎上，將應(yīng)變片導(dǎo)線從內(nèi)部引出。當(dāng)填充到中間層輪胎胎高的1/2時，在相應(yīng)位置埋放土壓力盒。完成中間層輪胎制作后，對土壓力盒進(jìn)行測量，替換失準(zhǔn)的土壓力盒。最后，進(jìn)行頂層輪胎的制作，工序與底層輪胎相同。

4）對于胎周有側(cè)限的試驗(yàn)，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(jìn)行中間層輪胎的疊加制作，依此完成復(fù)合體及輪胎周圍空間的填充。

1.3 試驗(yàn)加載

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

2）橡膠輪胎砂土復(fù)合體軸壓試驗(yàn)加載裝置如圖5、圖6所示，選用試驗(yàn)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(cè)限軸壓試驗(yàn)加載裝置，圖6為有側(cè)限軸壓試驗(yàn)加載裝置。

為確保試件能夠均勻受壓，在彈性范圍內(nèi)進(jìn)行預(yù)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(yàn)采用分級加載制，無側(cè)限軸壓試驗(yàn)共進(jìn)行3組試驗(yàn)研究，為對比研究加載制度對復(fù)合體承載能力的影響，分別在不同的加載制度下進(jìn)行;有側(cè)限軸壓試驗(yàn)難度大，因此，只做了1組試驗(yàn)，采用在慢速加載制度下進(jìn)行。采用慢速加載，是因?yàn)樵趥?cè)限試驗(yàn)前已經(jīng)完成了無側(cè)限約束試驗(yàn)，慢速加載取得了較好的試驗(yàn)效果。圖7為不同加載制度下的時間荷載設(shè)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(jìn)行下一級加載，累加至500 kN時進(jìn)行持載，待位移不再產(chǎn)生變化方可進(jìn)行卸載。卸載依舊按照每級10 kN的方式進(jìn)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(jìn)行下一級加載，同樣，累加至500 kN時進(jìn)行持載，待位移不再產(chǎn)生變化后，進(jìn)行卸載。依舊按照每級20 kN的方式進(jìn)行卸載，直至卸載至0 kN。

3）單向往復(fù)加卸載：每級勻速加載10 kN，每級加載完成后持載5 min再進(jìn)行下一級加載，累加至100 kN時，進(jìn)行持載，待位移不再產(chǎn)生變化方可進(jìn)行卸載，再按照10 kN每級進(jìn)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(jìn)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(yīng)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(cè)、中測、下側(cè)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(nèi)測共粘貼有18枚應(yīng)變片，包括9枚環(huán)向應(yīng)變片和9枚徑向應(yīng)變片，分別用以量測輪胎內(nèi)壁的環(huán)向應(yīng)變和徑向應(yīng)變。

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

2 兩個重要定義

2.1 環(huán)箍效應(yīng)

橡膠輪胎砂土復(fù)合體在豎向荷載作用下，胎內(nèi)砂土沿加荷方向發(fā)生豎向沉降的同時，也因泊松效應(yīng)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(yīng)。受荷時，砂土處于三向受壓狀態(tài)，橡膠輪胎也受三向應(yīng)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(nèi)壁的側(cè)向壓力為qr;橡膠輪胎所受的三向應(yīng)力為豎向應(yīng)力σz、徑向應(yīng)力σr、環(huán)向應(yīng)力σθ;橡膠輪胎的環(huán)向位移為uθ，徑向位移為ur。

2.2 自恢復(fù)能力

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

3 試驗(yàn)結(jié)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(yīng)力應(yīng)變曲線原點(diǎn)的切線與橫軸夾角的正切值。而應(yīng)力應(yīng)變曲線上的任一點(diǎn)C與原點(diǎn)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(yīng)力應(yīng)變曲線峰值點(diǎn)與原點(diǎn)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）。

3.2 加載制度對復(fù)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(fù)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(nèi)散粒體發(fā)生協(xié)同變形，p-s成正比關(guān)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(nèi)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(fù)合體的沉降量無明顯變化，表明此階段復(fù)合體所承受的豎向荷載始終大于自恢復(fù)所產(chǎn)生的回彈力;后期卸載階段，當(dāng)豎向載荷小于0.4 MPa時，沉降量隨荷載的減小而減少，當(dāng)卸載完成時，復(fù)合體無法回彈到初始狀態(tài)，說明其變形為彈塑性變形。

從p-s曲線整體分析，相同載荷作用時，不同加載制度下，復(fù)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(fù)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(nèi)砂土未能充分流動，砂土中應(yīng)力擴(kuò)散不均勻，對輪胎產(chǎn)生的側(cè)向壓力qr較小，輪胎的環(huán)箍效應(yīng)未能充分發(fā)揮，故復(fù)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(nèi)砂土得以充分流動，砂土中應(yīng)力擴(kuò)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(yīng)力作用到砂土上，進(jìn)一步增強(qiáng)了砂土的圍壓，減少了砂土的豎向沉降。單向往復(fù)加卸載時，復(fù)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(diǎn)，接觸點(diǎn)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(fù)加卸載下，胎中散粒體最為密實(shí)，顆粒間接觸點(diǎn)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(fù)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(fù)加卸載制度下，Δ=31.8 mm、Δ5=11.16 mm、K=0.65。單向往復(fù)加卸載制度下復(fù)合體的自恢復(fù)性能最好。

圖14為單向往復(fù)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(yàn)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(yàn)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?yàn)橄鹉z輪胎不是彈性材料，每次卸載為0時，塑性變形不能恢復(fù)，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。

3.3 側(cè)限約束對復(fù)合體承載能力影響

圖15為不同側(cè)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(guān)系，外部橡膠輪胎與胎內(nèi)散粒體發(fā)生協(xié)同變形;前期卸載階段，由于豎向荷載遠(yuǎn)大于復(fù)合體自恢復(fù)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(cè)限條件相比，有側(cè)限條件下，復(fù)合體的沉降量更小。其原因是，有側(cè)限條件下，復(fù)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(fù)合體側(cè)向變形。

圖16為不同側(cè)限條件下的時間沉降曲線圖，橫坐標(biāo)以卸載開始時間為起點(diǎn)，縱坐標(biāo)以加載最終沉降量為起點(diǎn)。卸載開始時，有、無側(cè)限條件下復(fù)合體的沉降量分別為26.68、40.26 mm;卸載完成時（300 min），復(fù)合體的彈性變形恢復(fù)，剩余的塑性變形未能恢復(fù)，此時，有、無側(cè)限條件下，復(fù)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(kuò)散的應(yīng)力。隨著時間的推移，輪胎中的彈性勢能轉(zhuǎn)化為動能帶動散粒體運(yùn)動，少部分塑性變形慢慢恢復(fù)，待數(shù)值穩(wěn)定后，有、無側(cè)限條件下，復(fù)合體的最終沉降量分別為14.67、21.66 mm。

由表1可知，有、無側(cè)限條件下，試件的自恢復(fù)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(fù)合體的自恢復(fù)能力與胎周環(huán)境無關(guān)。

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

3.4 荷載徑向變形關(guān)系

圖18為不同側(cè)限條件下的荷載徑向位移關(guān)系曲線。加載初始，胎內(nèi)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(cè)限條件下的荷載徑向位移曲線相互重合。當(dāng)豎向荷載F越來越大時，胎內(nèi)散粒體開始產(chǎn)生橫向膨脹，散粒體對輪胎內(nèi)壁產(chǎn)生的側(cè)向壓力qr越來越大，橡膠輪胎發(fā)揮其環(huán)箍效應(yīng)，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(yuǎn)大于復(fù)合體自恢復(fù)回彈力，故胎周位移計讀數(shù)始終無明顯變化;當(dāng)豎向荷載小于0.4 MPa時，橡膠輪胎發(fā)揮其環(huán)箍作用，復(fù)合體不斷恢復(fù)形變。

3.5 胎體應(yīng)力分布場

根據(jù)胎內(nèi)壁應(yīng)變片量測得到的數(shù)據(jù)繪制荷載環(huán)向應(yīng)變曲線（圖19、圖20）可以看出，荷載應(yīng)變曲線呈線性關(guān)系。因此，可以根據(jù)式（2）計算胎中應(yīng)力。

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

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

3.6 胎體內(nèi)土應(yīng)力分布規(guī)律

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

4 結(jié)論

1）廢棄橡膠輪胎砂土復(fù)合體復(fù)合地基，依靠橡膠輪胎的環(huán)箍效應(yīng)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(fù)合體的承載能力與加載制度有關(guān)。與快速加載及慢速加載相比，單向往復(fù)加卸載條件下，復(fù)合體的沉降量最小，自恢復(fù)能力和承載能力最優(yōu)。

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

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

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

參考文獻(xiàn)：

[1] 楊廣巍. 我國廢輪胎循環(huán)利用現(xiàn)狀研究[J]. 中國輪胎資源綜合利用， 2018（1）： 42-47.

YANG G W. Research on recycling status of waste tires in China[J]. China Tire Resources Recycling， 2018（1）： 42-47.（in Chinese）

[2] TSAI W T， CHEN C C， LIN Y Q， et al. Status of waste tires recycling for material and energy resources in Taiwan[J]. Journal of Material Cycles and Waste Management， 2017， 19（3）： 1288-1294.

[3] GARGA V K， OSHAUGHNESSY V. Tire-reinforced earthfill. Part 1： Construction of a test fill， performance， and retaining wall design[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2000， 37（1）： 75-96.

[4] OSHAUGHNESSY V， GARGA V K. Tire-reinforced earthfill. Part 2： Pull-out behaviour and reinforced slope design[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2000， 37（1）： 97-116.

[5] 王鳳池， 高寰， 張倍川， 等. 內(nèi)填散體材料廢棄輪胎疊合體承載能力研究[J]. 水利與建筑工程學(xué)報， 2016， 14（1）： 72-77.

WANG F C， GAO H， ZHANG B C， et al. Bearing capacity of composite columns of waste tires filled with granular material[J]. Journal of Water Resources and Architectural Engineering， 2016， 14（1）： 72-77.（in Chinese）

[6] 王鳳池， 蘭海洋， 董明， 等. 輪胎樁單樁復(fù)合地基承載力的試驗(yàn)研究[J]. 地下空間與工程學(xué)報， 2017， 13（5）： 1289-1295.

WANG F C， LAN H Y， DONG M， et al. Experimental study on the bearing capacity of the rubber tires pile composite foundation[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering， 2017， 13（5）： 1289-1295.（in Chinese）

[7] 魯洋， 劉斯宏， 張雨灼， 等. STC加筋砂水平循環(huán)剪切與豎向激振特性試驗(yàn)研究[J]. 地震工程學(xué)報， 2015， 37（2）： 494-499.

LU Y， LIU S H， ZHANG Y Z， et al. Experimental study on horizontal cyclic shear and vertical excitation behavior of STC reinforced sand[J]. China Earthquake Engineering Journal， 2015， 37（2）： 494-499.（in Chinese）

[8] 王耀明， 魯洋， 王濤， 等. 不同填充材料的STC加筋體水平循環(huán)剪切試驗(yàn)及數(shù)值模擬[J]. 長江科學(xué)院院報， 2019， 36（1）： 117-122.WANG Y M， LU Y， WANG T， et al. Experimental and numerical study of scrap tire columns filled with different geomaterials under cyclic shear[J]. Journal of Yangtze River Scientific Research Institute， 2019， 36（1）： 117-122.（in Chinese）

[9] 李麗華， 崔飛龍， 肖衡林， 等. 輪胎與格室路堤性能及承載力研究[J]. 巖土工程學(xué)報， 2017， 39（1）： 81-88.

LI L H， CUI F L， XIAO H L， et al. Performance and bearing capacity of embankments reinforced with waste tires and geocells[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2017， 39（1）： 81-88.（in Chinese）

[10] DJADOUNI H， TROUZINE H， GOMES CORREIA A， et al. Life cycle assessment of retaining wall backfilled with shredded tires[J]. The International Journal of Life Cycle Assessment， 2019， 24（3）： 581-589.

[11] SHRESTHA S， RAVICHANDRAN N， RAVEENDRA M， et al. Design and analysis of retaining wall backfilled with shredded tire and subjected to earthquake shaking[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering， 2016， 90： 227-239.

[12] ZORNBERG J G， CABRAL A R， VIRATJANDR C. Behaviour of tire shred-sand mixtures[J]. Canadian Geotechnical Journal， 2004， 41（2）： 227-241.

[13] REDDY S B， KRISHNA A M. Recycled tire chips mixed with sand as lightweight backfill material in retaining wall applications： an experimental investigation[J]. International Journal of Geosynthetics and Ground Engineering， 2015， 1（4）： 31.

[14] WANG F C， SONG W. Effects of crumb rubber on compressive strength of cement-treated soil[J]. Archives of Civil Engineering， 2015， 61（4）： 59-78.

[15] WANG F C， PING X W， ZHOU J H， et al. Effects of crumb rubber on the frost resistance of cement-soil[J]. Construction and Building Materials， 2019， 223： 120-132.

[16] 何俊， 李勇， 阮曉晨. 廢舊輪胎膠粉-黏土混合土的強(qiáng)度性質(zhì)[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報， 2015， 34（Sup2）： 4366-4372.

HE J， LI Y， RUAN X C. Strength properties of ground rubber of waste tire and clay mixtures[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2015， 34（Sup2）： 4366-4372.（in Chinese）

[17] 張正甫，劉松玉，蔡光華，等. 廢舊輪胎在道路工程中的研究進(jìn)展[J]. 土木工程學(xué)報， 2015， 48（Sup2）： 361-368.

ZHANG Z F， LIU S Y， CAI G H， et al. Research progress of scrap tires used in road engineering[J]. China Civil Engineering Journal， 2015， 48（Sup2）： 361-368.（in Chinese）

（編輯 鄧云）