粉質(zhì)黏土強(qiáng)度特性應(yīng)變速率效應(yīng)的試驗(yàn)研究

胡田飛，劉建坤，劉振亞，劉 昕，3

(1.北京交通大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院，北京 100044；2.石家莊鐵道大學(xué) 土木工程學(xué)院，河北 石家莊 050043；3.青海大學(xué) 地質(zhì)工程系，青海 西寧 810016)

由于土的碎散性、不均勻性及具有三相體特征，其工程性質(zhì)除受控于自身顆粒級(jí)配、礦物成分及結(jié)構(gòu)等因素外，還受到應(yīng)力歷史、環(huán)境溫度、地下水、時(shí)間及荷載等因素的影響[1-3]。其中，應(yīng)變速率也是影響土體變形特征和力學(xué)性質(zhì)的重要因素，應(yīng)變速率效應(yīng)是土體流變性的主要特征之一[4]。

關(guān)于黏性土變形和強(qiáng)度特性的應(yīng)變速率效應(yīng)，目前已有大量的研究。文獻(xiàn)[5-6]發(fā)現(xiàn)黏性土的不排水抗剪強(qiáng)度和彈性模量會(huì)隨應(yīng)變速率的增加而增大。文獻(xiàn)[7]發(fā)現(xiàn)黏性土極限強(qiáng)度與應(yīng)變速率的正相關(guān)現(xiàn)象，并認(rèn)為該現(xiàn)象是由剪切產(chǎn)生的孔隙水壓力和土骨架本身的黏滯性單獨(dú)或共同作用引起的。文獻(xiàn)[8-9]基于各向異性彈黏塑性本構(gòu)關(guān)系分析應(yīng)變速率對(duì)不排水抗剪強(qiáng)度的影響，計(jì)算結(jié)果均表明不排水抗剪強(qiáng)度與應(yīng)變速率成正比，并證明該現(xiàn)象與土體的固結(jié)狀態(tài)和試驗(yàn)類型無關(guān)。但是，也有一些研究結(jié)果表明土體強(qiáng)度與應(yīng)變速率并非單調(diào)的正相關(guān)關(guān)系。文獻(xiàn)[10]研究發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)性黏土存在應(yīng)變速率軟化現(xiàn)象，同時(shí)存在一個(gè)臨界應(yīng)變速率，小于臨界值時(shí)強(qiáng)度峰值為應(yīng)變速率的增函數(shù)，大于臨界值時(shí)則為減函數(shù)，且高圍壓下應(yīng)變速率的影響小于低圍壓條件。文獻(xiàn)[11-12]研究發(fā)現(xiàn)黃土不排水抗剪強(qiáng)度和黏聚力隨應(yīng)變速率的增加先增大、后減小，而內(nèi)摩擦角則基本隨應(yīng)變速率的增加線性減小。文獻(xiàn)[13]研究發(fā)現(xiàn)強(qiáng)結(jié)構(gòu)性黏土的抗剪強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的增加呈先減小、后增大的規(guī)律，黏聚力與內(nèi)摩擦角則分別減小和增大。文獻(xiàn)[14]認(rèn)為當(dāng)應(yīng)變速率較小時(shí)，隨著固結(jié)比的增加，黏土不排水抗剪強(qiáng)度的應(yīng)變速率敏感度不斷降低。文獻(xiàn)[15]進(jìn)一步指出強(qiáng)度的應(yīng)變速率效應(yīng)僅取決于次固結(jié)系數(shù)與壓縮指數(shù)的比值，與固結(jié)應(yīng)力、固結(jié)歷史和試驗(yàn)類型無關(guān)?？梢园l(fā)現(xiàn)，應(yīng)變速率對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響規(guī)律并無一致結(jié)論，出現(xiàn)了單調(diào)增大、先增大后減小和先減小后增大等不同趨勢(shì)，且這一現(xiàn)象的機(jī)理尚不明確。

隨著高速鐵路、高速公路及重載鐵路的發(fā)展，高填方和行車荷載作用下路基填料的應(yīng)變速率效應(yīng)也受到關(guān)注。文獻(xiàn)[16]通過排水三軸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)砂礫料強(qiáng)度隨應(yīng)變速率的增加而減小。文獻(xiàn)[17]通過標(biāo)準(zhǔn)砂的直剪試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)當(dāng)法向應(yīng)力較小時(shí)，抗剪強(qiáng)度與應(yīng)變速率基本無關(guān)；法向應(yīng)力較大時(shí)，抗剪強(qiáng)度則隨應(yīng)變速率的增加而減小。文獻(xiàn)[18]研究發(fā)現(xiàn)級(jí)配粗粒土的最大偏應(yīng)力和擴(kuò)容現(xiàn)象隨應(yīng)變速率的增加而增強(qiáng)，顆粒破碎率相對(duì)降低。文獻(xiàn)[19]通過三軸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)級(jí)配碎石的彈性模量、峰值強(qiáng)度及殘余強(qiáng)度均隨應(yīng)變速率的增加而增大。上述研究明確了無黏性顆粒土的應(yīng)變速率效應(yīng)，并認(rèn)為其主要由顆粒的重新排列和破碎程度引起。但是，涉及黏性土填料的研究還較少。

目前，路基填土還較多地采用粉質(zhì)黏土，《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[20]建議粉質(zhì)黏土不固結(jié)不排水試驗(yàn)的應(yīng)變速率取0.5%/min～1.0%/min，固結(jié)不排水試驗(yàn)則取0.05%/min～0.1%/min，其與實(shí)際工程常見的應(yīng)變速率范圍10-3%/h～10-2%/h有很大差別[21]。一般來說，應(yīng)變速率小于10-4s-1時(shí)為靜態(tài)試驗(yàn)，10-4～102s-1為準(zhǔn)動(dòng)態(tài)試驗(yàn)，后者涉及排水、排氣是否及時(shí)對(duì)強(qiáng)度的影響，因此不能很好地考慮強(qiáng)度的時(shí)間效應(yīng)和應(yīng)變速率效應(yīng)。但是，以往的試驗(yàn)多為飽和土的準(zhǔn)動(dòng)態(tài)試驗(yàn)，低應(yīng)變速率下的試驗(yàn)結(jié)果相對(duì)較少，同時(shí)淺層地表土體多處于非飽和狀態(tài)。因此，研究非飽和粉質(zhì)黏土在10-7～10-3s-1范圍內(nèi)的應(yīng)變速率效應(yīng)具有更完整的工程意義。

針對(duì)這一問題，本文以非飽和壓實(shí)粉質(zhì)黏土為對(duì)象，通過不排水三軸試驗(yàn)測(cè)定應(yīng)變速率為5×10-7～1×10-3s-1和圍壓為50～400 kPa時(shí)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，探討不同圍壓和應(yīng)變速率下試樣破壞形式、峰值強(qiáng)度、峰值應(yīng)變、彈性模量、抗剪強(qiáng)度參數(shù)的變化規(guī)律及內(nèi)在機(jī)理，以期為粉質(zhì)黏土路基的應(yīng)變速率效應(yīng)分析、設(shè)計(jì)計(jì)算和穩(wěn)定性評(píng)價(jià)等工作提供參考。

1 試驗(yàn)材料及方案設(shè)計(jì)

試驗(yàn)用土取自青藏高原，顆粒級(jí)配如圖1所示，其常用于該地區(qū)的道路工程建設(shè)。根據(jù)文獻(xiàn)[20]中土樣和試樣的制備要求，土料翻曬烘干后過2 mm篩進(jìn)行試驗(yàn)。土樣的最大干密度為1.828 g/cm3，最優(yōu)含水率為14.8%，相對(duì)密度2.64，液限28.0%，塑限17.7%，塑性指數(shù)10.3，定名為粉質(zhì)黏土。采用分層擊實(shí)法，在最優(yōu)含水率和壓實(shí)度95%條件下制取直徑39.1 mm、高80 mm的圓柱體試樣，飽和度為78.1%。

圖1 土體顆粒級(jí)配曲線

黏性土填方路基沉降主要由孔隙氣壓縮及排氣引起，排水固結(jié)變形只占其中小部分。同時(shí)，由于低滲透性特征和壓實(shí)過程的超固結(jié)應(yīng)力歷史，以及賦存環(huán)境和行車荷載條件，黏性土路基的固結(jié)、蠕變過程通常僅在加載瞬間出現(xiàn)增大現(xiàn)象，隨后趨于穩(wěn)定[22]。因此，對(duì)于歷時(shí)較短加載條件下壓實(shí)黏性土的變形和強(qiáng)度特性，三軸試驗(yàn)應(yīng)選擇為不固結(jié)不排水(排氣)類型。圍壓選取低水平(50、100、150 kPa)和高水平(200、300、400 kPa)共計(jì)6個(gè)級(jí)別。軸向應(yīng)變速率選取5×10-7、1×10-6、2.5×10-6、5×10-6、1×10-5、2.5×10-5、5×10-5、1×10-4、2.5×10-4、5×10-4、1×10-3s-1共計(jì)11個(gè)級(jí)別。試驗(yàn)終止條件為軸向應(yīng)變達(dá)到20%，試驗(yàn)歷時(shí)2×102～4×105s不等。

考慮到試驗(yàn)工作量，主要選用2臺(tái)南京土壤儀器廠生產(chǎn)的TSZ-1型三軸儀進(jìn)行試驗(yàn)，兩者標(biāo)定值一致。同時(shí)，為驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果的合理性和內(nèi)在機(jī)理，利用GDS非飽和土三軸儀確定試樣在典型試驗(yàn)條件下的體積變化特征。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖2為試樣在不同圍壓和應(yīng)變速率下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。從圖2可以看出，不同圍壓下，應(yīng)變速率效應(yīng)隨軸向應(yīng)變的增加逐漸體現(xiàn)出來，在結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力附近尤其明顯。試樣處于低圍壓時(shí)，高應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線為應(yīng)變軟化型。隨著應(yīng)變速率的降低，曲線形式逐漸向應(yīng)變硬化型過渡，即存在應(yīng)變速率軟化現(xiàn)象。在高圍壓下，不同應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線均呈應(yīng)變硬化型。隨著圍壓的增加，應(yīng)變硬化程度逐漸提高，且不同應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線的差異也逐漸減小。

(a)圍壓50 kPa

(b)圍壓100 kPa

(c)圍壓150kPa

(d)圍壓200 kPa

(e)圍壓300 kPa

(f)圍壓400 kPa

圖2 不同圍壓和應(yīng)變速率下的偏應(yīng)力-軸向應(yīng)變關(guān)系曲線

2.2 破壞形式

圖3為不同圍壓和應(yīng)變速率下試樣的破壞形態(tài)。在低圍壓下，試樣在高應(yīng)變速率時(shí)形成貫通的單向剪裂面，裂紋長(zhǎng)度大且外觀明顯，呈脆性破壞(圖3(a))。隨著應(yīng)變速率的減小，剪裂面位置向下移動(dòng)(圖3(b))，并逐漸呈現(xiàn)雙向剪切破壞形式，破壞程度相對(duì)降低(圖3(c))。在高圍壓下，應(yīng)變速率較大時(shí)試樣僅形成不明顯的剪切變形帶，肉眼可以識(shí)別(圖3(d))；應(yīng)變速率較小時(shí)，則產(chǎn)生塑性鼓脹破壞，無明顯破裂面(圖3(e))，與文獻(xiàn)[1]的試驗(yàn)結(jié)果一致。圍壓越高，鼓脹程度越低(圖3(f))。因此，試樣破壞形式與應(yīng)變速率相關(guān)，隨著圍壓的增大和應(yīng)變速率的減小，土體從局部剪切破壞形式向全面剪脹破壞形式轉(zhuǎn)變。

(a)50 kPa，5×10-4 s-1 (b)50 kPa，1×10-4 s-1

(c)50 kPa，5×10-6 s-1 (d)200 kPa，5×10-4 s-1

(e)200 kPa，5×10-6 s-1 (f)400 kPa，5×10-4 s-1圖3 不同圍壓和應(yīng)變速率下試樣的破壞形態(tài)

2.3 峰值強(qiáng)度

不同試驗(yàn)條件下的峰值強(qiáng)度結(jié)果見表1。應(yīng)變速率對(duì)不排水抗剪強(qiáng)度的影響程度通過峰值強(qiáng)度變化率來定義

( 1 )

式中：Su為某一應(yīng)變速率時(shí)的峰值強(qiáng)度；Su0為參考應(yīng)變速率下的峰值強(qiáng)度。文獻(xiàn)[20]建議的應(yīng)變速率范圍為0.5%/min～1.0%/min，1×10-4s-1在該范圍內(nèi)，為便于對(duì)比，以1×10-4s-1為參考應(yīng)變速率。

表1 峰值強(qiáng)度統(tǒng)計(jì)

圖4為不同圍壓下試樣峰值強(qiáng)度變化率與應(yīng)變速率的關(guān)系曲線。從圖4可以看出，在不同圍壓下，低應(yīng)變速率和高應(yīng)變速率范圍內(nèi)分別存在一個(gè)強(qiáng)度變化率峰值。同時(shí)，在低圍壓下，存在臨界應(yīng)變速率，使得峰值強(qiáng)度變化率隨應(yīng)變速率的增加呈先減小、后增大的規(guī)律；而在高圍壓下，峰值強(qiáng)度變化率隨應(yīng)變速率則呈先減小、后增大、再減小的規(guī)律，本文將兩個(gè)臨界點(diǎn)分別稱為第一類和第二類臨界點(diǎn)。

由此可知，三軸試驗(yàn)得到的粉質(zhì)黏土不排水抗剪強(qiáng)度與工程實(shí)際情況有差異。當(dāng)實(shí)際應(yīng)變速率高于規(guī)范建議值時(shí)，峰值強(qiáng)度的試驗(yàn)值在不同圍壓下均低于實(shí)際值；當(dāng)實(shí)際應(yīng)變速率低于規(guī)范建議值時(shí)，在低圍壓下試驗(yàn)值高于實(shí)際值，而在高圍壓下試驗(yàn)值則一般低于實(shí)際值。即對(duì)于路基填料常見的圍壓水平和應(yīng)變速率而言，室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果是普遍偏高的。

(a)低水平圍壓

(b)高水平圍壓圖4 峰值強(qiáng)度變化率-應(yīng)變速率關(guān)系曲線

同時(shí)，可以采用分段線性函數(shù)擬合峰值強(qiáng)度變化率與應(yīng)變速率的關(guān)系，如式( 2 )所示。擬合參數(shù)取值見表2。

( 2 )

式中：y為峰值強(qiáng)度變化率，%；x為應(yīng)變速率,s-1；a1～a3和b1～b3為擬合參數(shù)；ε1和ε2分別為第一類和第二類應(yīng)變速率臨界值，s-1。

表2 峰值強(qiáng)度擬合參數(shù)取值

因此，通過式( 2 )就可以根據(jù)某一應(yīng)變速率下的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果求解其他應(yīng)變速率下的不排水抗剪強(qiáng)度，以方便工程應(yīng)用。此外，在低應(yīng)變速率時(shí)，擬合線斜率絕對(duì)值隨圍壓的增加而減小，說明隨著圍壓的增加，應(yīng)變速率對(duì)峰值強(qiáng)度的影響程度逐漸減弱。但是大于第一類臨界應(yīng)變速率之后，圍壓對(duì)應(yīng)變速率效應(yīng)的影響則不明顯。

圖5 應(yīng)變速率臨界值-圍壓關(guān)系曲線

圖5為峰值強(qiáng)度變化率臨界點(diǎn)對(duì)應(yīng)的應(yīng)變速率與圍壓的關(guān)系曲線。從圖5可以看出，第一類和第二類應(yīng)變速率臨界值對(duì)數(shù)均隨圍壓的增加近似線性增大，且第二類臨界點(diǎn)只有在高圍壓下才會(huì)出現(xiàn)。本文中，準(zhǔn)動(dòng)態(tài)加載范圍內(nèi)(軸向應(yīng)變速率大于10-4s-1)，峰值強(qiáng)度在低圍壓下隨應(yīng)變速率逐漸增大，在高圍壓下先增大、后減小的現(xiàn)象在文獻(xiàn)[5-12]中已有體現(xiàn)。但是，在靜態(tài)加載范圍內(nèi)(軸向應(yīng)變速率小于10-4s-1)，峰值強(qiáng)度在低圍壓下先減小、后增大，和在高圍壓下逐漸減小的試驗(yàn)結(jié)果則相對(duì)較少。

2.4 峰值應(yīng)變

峰值應(yīng)變指峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的應(yīng)變，是工程中直接量測(cè)和控制的常用物理量之一。峰值應(yīng)變?cè)酱蟊砻魍馏w的延性越強(qiáng)，反之則脆性越強(qiáng)。圖6為不同圍壓下峰值應(yīng)變與應(yīng)變速率的關(guān)系曲線。從圖6可以看出，峰值應(yīng)變均隨應(yīng)變速率對(duì)數(shù)值的增加近似線性減小。同時(shí)，擬合直線的斜率基本隨圍壓的增大而減小，即應(yīng)變速率對(duì)峰值應(yīng)變的影響程度隨圍壓的增大而降低。在圍壓50 kPa時(shí)，由于試樣應(yīng)變軟化性較明顯，峰值應(yīng)變集中在5%范圍內(nèi)，故擬合直線斜率絕對(duì)值較?。欢趪鷫?00 kPa時(shí)，峰值應(yīng)變基本不再受到應(yīng)變速率影響。這說明，應(yīng)變速率越大或者圍壓越低，峰值應(yīng)變?cè)叫?，試樣脆性越明顯，不利于工程穩(wěn)定性。

2.5 彈性模量

彈性模量是表征土體剛度和變形特性的主要參數(shù)。根據(jù)圖2所示應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線，選取軸向應(yīng)變1.5%和0.5%對(duì)應(yīng)的偏應(yīng)力增量與軸向應(yīng)變?cè)隽康谋戎底鳛閺椥阅Ａ浚Y(jié)果如圖7所示。從圖7可以看出，彈性模量隨圍壓的增加而增大。在低圍壓下，彈性模量隨應(yīng)變速率的增加基本呈逐漸增大的趨勢(shì)；在高圍壓下，彈性模量隨應(yīng)變速率的增加則呈先減小、后增大的變化規(guī)律。彈性模量與應(yīng)變速率的關(guān)系可以采用二次多項(xiàng)式函數(shù)y=a(lgx)2+blgx+c進(jìn)行擬合，擬合參數(shù)取值見表3。

(a)低水平圍壓

(b)高水平圍壓圖6 峰值應(yīng)變-應(yīng)變速率關(guān)系曲線

圖7 彈性模量-應(yīng)變速率關(guān)系曲線

圍壓/kPaabcR2504.6363.56351.980.87210015.32182.31713.550.87115012.76149.19655.220.82220013.41145.42653.560.83030023.22217.82809.490.73540020.22184.06765.140.629

3 土體的應(yīng)變速率效應(yīng)機(jī)制

土體的應(yīng)變速率效應(yīng)實(shí)質(zhì)上是變形時(shí)間效應(yīng)的一種表現(xiàn)形式。非飽和土的變形是土骨架以及孔隙水、孔隙氣綜合作用的結(jié)果。因此，非飽和土的應(yīng)變速率效應(yīng)除受到土骨架黏滯性影響外，還受到孔隙水壓力、孔隙氣壓力和顆粒破碎與接觸點(diǎn)受力形式改變等因素的綜合影響[23-24]。

3.1 黏滯性的應(yīng)變速率效應(yīng)

傳統(tǒng)的應(yīng)變速率效應(yīng)理論一般認(rèn)為土的不排水抗剪強(qiáng)度隨應(yīng)變速率對(duì)數(shù)線性增大，將這一正相關(guān)現(xiàn)象的本質(zhì)歸因于土骨架本身的黏滯特性[1]。關(guān)于這一因素目前已有定論，一般認(rèn)為應(yīng)變速率越大，土骨架黏滯性效應(yīng)越明顯。此外，當(dāng)土體含水率降低，或在高圍壓下壓縮擠密時(shí)，結(jié)合水膜變薄，土顆粒約束力增大，黏滯系數(shù)升高，蠕變性就不明顯。

3.2 固結(jié)作用的應(yīng)變速率效應(yīng)

非飽和土在荷載作用下同樣產(chǎn)生壓縮變形和固結(jié)，包括孔隙氣體、自由水以及結(jié)合水轉(zhuǎn)化為自由水的運(yùn)動(dòng)和排出[25]。文獻(xiàn)[26]認(rèn)為，即使在不排水條件下，壓實(shí)土在圍壓和偏應(yīng)力的作用下仍然可能產(chǎn)生固結(jié)效應(yīng)。那么，由于土中水和氣體運(yùn)移速度的影響，即使試樣達(dá)到相同的軸向應(yīng)變，固結(jié)作用也會(huì)隨加荷時(shí)間的不同而有區(qū)別。

圖8為試樣在圍壓150 kPa和三種不同應(yīng)變速率下的體積變化量-應(yīng)變曲線。從圖8可以看出，剪切過程中試樣體積均呈先減小、后增大的規(guī)律。應(yīng)變速率為1×10-6s-1時(shí)，軸向應(yīng)變11%之前試樣持續(xù)排氣剪縮，孔隙減小，干密度增大，進(jìn)而引起土體強(qiáng)度增加，即固結(jié)效應(yīng)。隨著應(yīng)變速率的增加，剪縮量峰值及對(duì)應(yīng)的軸向應(yīng)變逐漸減小，而最終的剪脹量逐漸增大，說明固結(jié)效應(yīng)隨應(yīng)變速率的增大而減弱。原因在于，應(yīng)變速率較小時(shí)，土中孔隙水、氣有足夠時(shí)間排出，試樣壓密固結(jié)；而應(yīng)變速率較大時(shí)，土中水、氣來不及運(yùn)移和排出。當(dāng)應(yīng)變速率為1×10-4s-1時(shí)，試樣基本處于剪脹狀態(tài)，基本不存在固結(jié)作用。

圖8 圍壓150 kPa下試樣的體積變化量-應(yīng)變曲線

土骨架黏滯性效應(yīng)和固結(jié)效應(yīng)在試樣變形過程中是同時(shí)存在的，兩者難以量化分離。但是，黏滯性和固結(jié)效應(yīng)分別與應(yīng)變速率呈正相關(guān)和負(fù)相關(guān)。因此，圖4中低應(yīng)變速率和高應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度變化率峰值分別是固結(jié)效應(yīng)和黏滯性效應(yīng)主要作用的結(jié)果。高、低應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度變化率峰值與圍壓的關(guān)系如圖9所示。從圖9可以看出，低應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度變化率峰值隨圍壓的增加近似線性增大，高應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度變化率峰值則隨之減小。因此，高圍壓和低應(yīng)變速率有利于固結(jié)作用比例的增大，而低圍壓和高應(yīng)變速率則有利于黏滯性作用比例的增大。

圖9 高、低應(yīng)變速率對(duì)應(yīng)的強(qiáng)度變化率峰值-圍壓關(guān)系曲線

上述現(xiàn)象的原因在于，低圍壓時(shí)外部荷載主要由土骨架承擔(dān)，顆粒間膠結(jié)作用抑制了孔隙水壓力和氣壓力的產(chǎn)生；而高圍壓下，孔隙壓力傳遞的阻力減小，有利于水、氣運(yùn)移。在高圍壓和低應(yīng)變速率條件下，土體孔隙中空氣和自由水承擔(dān)的荷載有充足的時(shí)間轉(zhuǎn)移到土骨架上，試樣內(nèi)部孔隙的水、氣向表層運(yùn)動(dòng)，土顆粒間距和結(jié)合水膜厚度隨之減小，從而增強(qiáng)了顆粒間連接力。因此，在低應(yīng)變速率時(shí)，由于固結(jié)效應(yīng)的主導(dǎo)作用，土體變形和強(qiáng)度指標(biāo)隨應(yīng)變速率的增加逐漸減?。煌瑫r(shí)，隨著應(yīng)變速率的增加和固結(jié)效應(yīng)的減弱，黏滯性效應(yīng)開始起主導(dǎo)作用，土體變形和強(qiáng)度指標(biāo)值轉(zhuǎn)而逐漸增大。

3.3 孔隙壓力的應(yīng)變速率效應(yīng)

對(duì)于弱透水性的粉質(zhì)黏土，圍壓較小時(shí)，應(yīng)變速率對(duì)孔隙壓力的影響較??；應(yīng)變速率和圍壓較大時(shí)，孔隙水、氣來不及運(yùn)移和消散，加載時(shí)只是孔隙氣的壓密以及部分氣體溶解于孔隙水中，從而產(chǎn)生超過加載前的孔隙水壓力增量和孔隙氣壓力增量，即超孔隙壓力。超孔隙壓力會(huì)抵消部分圍壓，降低基質(zhì)吸力，進(jìn)而引起強(qiáng)度的減小，即超孔隙壓力效應(yīng)[27-29]。

當(dāng)飽和度較高時(shí)，土體對(duì)外部荷載和環(huán)境的響應(yīng)特征與飽和土具有一定相似性[1]。同時(shí)，由于非飽和土孔隙壓力量測(cè)的復(fù)雜性，大范圍的孔隙水壓力和氣壓力量測(cè)仍存在一定困難[28]。本文試樣飽和度為78.1%，屬于高飽和度土，因此通過相同壓實(shí)度飽和試樣的不排水三軸試驗(yàn)結(jié)果對(duì)本文試樣孔隙壓力的應(yīng)變速率特征進(jìn)行分析，結(jié)果見表4、表5。從表4、表5可以看出，在應(yīng)變速率1×10-4～1×10-3s-1范圍內(nèi)，圍壓為100 kPa時(shí)，飽和試樣的峰值強(qiáng)度逐漸增大；圍壓為300 kPa時(shí)，峰值強(qiáng)度則逐漸減小，與非飽和試樣的變化規(guī)律一致。同時(shí)，峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的孔隙水壓力隨應(yīng)變速率均呈逐漸增大的規(guī)律，且高圍壓時(shí)孔隙水壓力的增大比例比低圍壓時(shí)大，因此高圍壓和高應(yīng)變速率會(huì)增強(qiáng)超孔隙壓力的作用程度。

表4 飽和試樣峰值強(qiáng)度S統(tǒng)計(jì)

表5 飽和試樣孔隙水壓力u統(tǒng)計(jì)

此外，由于土體的結(jié)構(gòu)性特征，應(yīng)力和應(yīng)變?cè)趹?yīng)變速率過大時(shí)來不及調(diào)整，也容易形成應(yīng)力應(yīng)變的集中現(xiàn)象，因此，綜合導(dǎo)致圍壓和應(yīng)變速率較大時(shí)的峰值強(qiáng)度出現(xiàn)一定程度的降低(圖4(b))，對(duì)應(yīng)的峰值應(yīng)變也明顯減小(圖6)。

綜上所述，非飽和土的應(yīng)變速率效應(yīng)是圍壓和偏應(yīng)力引起的固結(jié)效應(yīng)、土骨架本身的黏滯效應(yīng)，以及孔隙壓力等因素共同作用的結(jié)果。同時(shí)，各因素作用比例會(huì)受到圍壓、應(yīng)變速率及土性等條件的綜合影響。高圍壓和低應(yīng)變速率有利于固結(jié)的進(jìn)行，低圍壓和高應(yīng)變速率有利于黏滯性的體現(xiàn)，高圍壓和高應(yīng)變速率有利于超孔隙壓力的產(chǎn)生，由此使得土體強(qiáng)度特性隨應(yīng)變速率和圍壓的變化出現(xiàn)多種變化規(guī)律。

4 結(jié)論

(1)應(yīng)變速率對(duì)粉質(zhì)黏土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線形態(tài)有明顯影響。在低圍壓下，高應(yīng)變速率有助于應(yīng)變軟化現(xiàn)象的出現(xiàn)。隨著應(yīng)變速率的減小或圍壓的增大，應(yīng)力-應(yīng)變曲線逐漸向應(yīng)變硬化型過渡，同時(shí)應(yīng)變速率的影響程度逐漸降低。相應(yīng)地，在低圍壓下，試樣破壞時(shí)有明顯的剪切破裂面，隨著應(yīng)變速率的減小，剪切面位置下降，破壞程度逐漸降低。隨著圍壓的增大，破裂面逐漸消失，試樣呈塑性鼓脹破壞形式。

(2)隨著應(yīng)變速率的增加，峰值強(qiáng)度在低圍壓下呈先減小、后增大的規(guī)律；在高圍壓下則呈先減小、后增大、再減小的規(guī)律，且高圍壓可以降低應(yīng)變速率對(duì)峰值強(qiáng)度的影響程度。存在兩類應(yīng)變速率臨界值使峰值強(qiáng)度的變化趨勢(shì)有所不同，其中第二類臨界值僅在高圍壓下出現(xiàn)，且臨界值均隨圍壓的增加而增大。當(dāng)實(shí)際應(yīng)變速率低于《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》[20]建議值時(shí)，低圍壓下的試驗(yàn)值一般大于實(shí)際值，高圍壓下的試驗(yàn)值則一般小于實(shí)際值。峰值應(yīng)變隨應(yīng)變速率的增加而減小，同時(shí)其變化幅度隨圍壓的增加而降低。彈性模量在低圍壓下隨應(yīng)變速率逐漸增大，在高圍壓下則先減小、后增大。

(3)粉質(zhì)黏土的應(yīng)變速率效應(yīng)受到圍壓和偏應(yīng)力作用下的固結(jié)、土骨架黏滯性及孔隙壓力等因素的綜合影響。各因素作用的比例關(guān)系隨圍壓和應(yīng)變速率的變化也有所不同，高圍壓和低應(yīng)變速率有利于固結(jié)的進(jìn)行，低圍壓和高應(yīng)變速率有利于黏滯性作用比例的增大，高圍壓和高應(yīng)變速率有利于超孔隙壓力作用的發(fā)揮，由此會(huì)引起不同的應(yīng)變速率效應(yīng)。

(4)對(duì)于不同的路基填料類型，有必要針對(duì)圍壓水平和應(yīng)變速率校正其變形和強(qiáng)度指標(biāo)的設(shè)計(jì)取值?？梢圆捎镁€性函數(shù)擬合粉質(zhì)黏土峰值強(qiáng)度、峰值應(yīng)變與應(yīng)變速率的關(guān)系，及兩類應(yīng)變速率臨界值與圍壓的關(guān)系。彈性模量與應(yīng)變速率的關(guān)系則可采用二次多項(xiàng)式描述。

以上結(jié)論可為增大路基圍壓、合理控制列車軸重及車速等工作提供參考，也可為滿足線路運(yùn)營(yíng)中列車軸重及車速等條件合理確定路基材料、圍壓等設(shè)計(jì)要求提供依據(jù)。

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