南方濕熱地區(qū)高液限黏土臨界破壞應(yīng)力室內(nèi)試驗(yàn)與快速預(yù)估模型研究

張軍輝，黃超，張安順，李崛

(長沙理工大學(xué)公路養(yǎng)護(hù)技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室，湖南長沙，410014)

在道路與巖土工程領(lǐng)域，路基的塑性變形是研究人員持續(xù)關(guān)注的熱點(diǎn)問題。對于目前常用的半剛性基層路面結(jié)構(gòu)，路基的塑性變形對道路結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性至關(guān)重要[1-2]。以往研究表明，路基過大的塑性變形易導(dǎo)致路面發(fā)生開裂、車轍等諸多病害[3-4]。與此同時(shí)，考慮到路基運(yùn)營期內(nèi)的穩(wěn)定性與耐久性，復(fù)雜多變的氣候環(huán)境對路基變形具有潛在威脅。據(jù)氣候數(shù)據(jù)顯示，我國南方湘贛等地氣候悶熱，常年多雨，致使路基逐漸濕化，加之近年來交通量的快速增長，這些因素綜合作用使得南方濕熱地區(qū)路基塑性變形持續(xù)增加，其整體承載能力顯著降低。目前，學(xué)者們[5-7]針對路基塑性變形行為開展研究，發(fā)現(xiàn)路基土在安定狀態(tài)與增量破壞之間存在一個(gè)閾值，即臨界應(yīng)力(σcri)，當(dāng)車輛循環(huán)荷載小于σcri時(shí)，路基的塑性變形能得到有效控制。顯然，研究車輛循環(huán)荷載作用下路基土σcri對保障南方濕熱地區(qū)的道路服役水平具有重要意義。

近年來，許多學(xué)者基于Shakedown理論建立了不同的路基土σcri取值準(zhǔn)則，如WERKMEISTER等[8]在20世紀(jì)初發(fā)現(xiàn)粒狀土在循環(huán)加載三軸試驗(yàn)過程中存在Shakedown行為，在此基礎(chǔ)上建立了不同圍壓、軸差應(yīng)力組合下的路基土σcri狀態(tài)范圍，并提出了塑性應(yīng)變曲線形態(tài)法作為取值準(zhǔn)則。GU等[9-10]基于三軸試驗(yàn)針對循環(huán)荷載作用下顆粒材料的塑性變形特性開展研究，得到了相似結(jié)論。考慮到當(dāng)?shù)厮槭盍系奶厥庑?，ALNEDAWI 等[11]基于不同試驗(yàn)條件下的三軸試驗(yàn)結(jié)果選取塑性變形相對曲線角度作為取值準(zhǔn)則。QIAN 等[12]選取軟質(zhì)黏土進(jìn)行三軸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)有效循環(huán)應(yīng)力比適于作為σcri取值準(zhǔn)則。已有諸多學(xué)者對路基土σcri取值準(zhǔn)則進(jìn)行研究，但由于取土地域的差異，上述研究成果不一定適用于我國南方濕熱地區(qū)路基土。

與此同時(shí)，相較于耗時(shí)費(fèi)力的三軸試驗(yàn)，學(xué)者們認(rèn)為建立一個(gè)簡單、有效的σcri預(yù)估方法顯得尤為必要。σcri的影響因素大致可為3類：應(yīng)力變量(圍壓、動應(yīng)力幅值等)、狀態(tài)變量(相對干密度比、含水率等)以及基本物理性能指標(biāo)(細(xì)粒含量、塑性指數(shù)、最大干密度等)。ZHAI 等[13-14]通過三軸試驗(yàn)分析不同圍壓條件下粗粒土、紅黏土σcri的變化規(guī)律，擬合得到考慮圍壓的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。WANG等[15]針對不同圍壓、應(yīng)力水平條件下青藏鐵路路基凍土的動力特性開展研究，基于三軸試驗(yàn)結(jié)果推導(dǎo)出一種可較好描述應(yīng)力狀態(tài)影響的σcri指數(shù)預(yù)估模型。冷伍明等[16-17]進(jìn)行了不同圍壓、動應(yīng)力幅值、含水率條件下的粗粒土三軸試驗(yàn)，提出了可同時(shí)考慮圍壓、含水率的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。楊志浩等[18]對循環(huán)荷載作用下級配碎石填料的塑性應(yīng)變及破壞規(guī)律進(jìn)行研究，建立了綜合考慮圍壓、細(xì)粒含量的σcri預(yù)估模型。然而，這些預(yù)估方法多適用于特定土類且影響因素選取不夠全面。

為解決上述問題，本文作者以南方濕熱地區(qū)常見黏土為試驗(yàn)土樣開展基本性能試驗(yàn)及靜、動三軸試驗(yàn)。首先，通過靜三軸試驗(yàn)測定不同圍壓、含水率條件下土樣的破壞應(yīng)力；然后，通過動三軸試驗(yàn)分析不同圍壓、含水率、應(yīng)力水平條件下土樣在循環(huán)加載過程中的彈塑性力學(xué)行為，并結(jié)合靜三軸試驗(yàn)結(jié)果得到相應(yīng)工況下σcri；緊接著，基于三軸試驗(yàn)結(jié)果確定σcri取值準(zhǔn)則；在此基礎(chǔ)上，建立一種綜合考慮應(yīng)力變量、狀態(tài)變量及基本物理性能指標(biāo)的σcri快速預(yù)估方法，以期為路基在車輛循環(huán)荷載作用下的變形穩(wěn)定分析提供有效參考。

1 試驗(yàn)條件及方案

1.1 依托工程簡介

本研究試驗(yàn)用土取自蓮株高速公路改擴(kuò)建工程施工現(xiàn)場。項(xiàng)目起于湖南省醴陵市蓮花沖，終至株洲市紅旗立交橋，路段全長50 km(如圖1所示)。該地區(qū)光照充足、雨量充沛，年平均氣溫為17.2～19.4 ℃，日照時(shí)間為1 117～1 570 h，降水量為1 278.3～2 035.8 mm，濕熱現(xiàn)象明顯，且廣泛分布高液限黏土及粉質(zhì)黏土等不良路基填土。

圖1 蓮株高速公路位置圖Fig.1 Location of Lian—Zhuo expressway

近年來，隨著國家環(huán)保政策的逐步完善，開山采石及占用耕地等行為被明令禁止。然而，路基填筑對土方的需求量較大，對于優(yōu)質(zhì)填料匱乏的地區(qū)，若調(diào)用優(yōu)質(zhì)土源則需付出大量的經(jīng)濟(jì)成本。因此，南方濕熱地區(qū)的路基建設(shè)往往面臨著不良路基填土不得不用的窘境?；诖耍紤]到工程建設(shè)的經(jīng)濟(jì)性、短期性以及對通車后路基穩(wěn)定及耐久性服役的迫切需求，本研究旨在提出一種路基土σcri取值準(zhǔn)則，并建立一種快速預(yù)估方法為路基的變形分析提供有效參考。

1.2 試驗(yàn)土樣及制備

試驗(yàn)土樣的級配曲線及基本物理性能指標(biāo)分別如圖2和表1所示。根據(jù)JTG 3430—2020“公路土工試驗(yàn)規(guī)程”中的路基土命名準(zhǔn)則，土樣定名為高液限黏土。已有研究表明南方濕熱地區(qū)公路路基含水率隨著時(shí)空演化逐漸增大直至穩(wěn)定在116%wOMC(wOMC為最佳含水率)左右，且含水率的變化對路基結(jié)構(gòu)有著顯著影響[19-20]。因此，為全面覆蓋路基在濕熱環(huán)境中可能的濕度狀態(tài)，制備試樣時(shí)含水率水平選取最佳含水率wOMC，1.1wOMC，1.2wOMC和1.3wOMC共4種工況，壓實(shí)系數(shù)選取96%。考慮到三軸試驗(yàn)的試樣尺寸要求及土樣的粒徑范圍，試樣直徑選取10 cm、高度選取20 cm。此外，為盡可能避免試樣在成型階段受到擾動從而影響三軸試驗(yàn)結(jié)果，本研究自行研制一種對開模具用于試樣制備。

表1 基本物理性能指標(biāo)Table 1 Basic physical performance indicators

圖2 高液限黏土級配曲線Fig.2 Grading curve of high liquid limit clay

試樣制備流程如下：首先，對土樣進(jìn)行篩分，并篩余土放入烘箱進(jìn)行24 h 的烘干處理；然后，進(jìn)行預(yù)設(shè)含水率(最佳含水率wOMC，1.1wOMC，1.2wOMC和1.3wOMC)的土樣配置，配置完成后放入密封袋中“悶料”16 h以上，以確保配置土樣水分均勻分布；然后，通過式(1)得到預(yù)設(shè)壓實(shí)系數(shù)(96%)所需的土質(zhì)量；最后，組裝對開模具，并將所需質(zhì)量的土樣均分為五等份依次加入模具，每加入一份便通過靜壓成型試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行壓實(shí)，為防止試樣在靜壓過程中出現(xiàn)分層現(xiàn)象，在每層靜壓完成后進(jìn)行“拉毛”操作。試樣成型后，使用保鮮膜包裹靜置3 d，以確保試樣水分均勻分布。

式中：K為壓實(shí)系數(shù)；ρ為干密度；ρdmax為最大干密度；m為土質(zhì)量；V為模具體積。

1.3 試驗(yàn)設(shè)備與方案

本研究選用意大利Controls 公司生產(chǎn)的Dynatriax100/14全自動三軸試驗(yàn)系統(tǒng)對高液限黏土進(jìn)行靜、動三軸試驗(yàn)。該系統(tǒng)具有較高的控制及測量精度，強(qiáng)大的實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)采集功能。其三軸室通過氣壓控制升降，軸向載荷通過壓力傳感器確定，靜止豎向位移可達(dá)100 mm，最大側(cè)壓力為4 MPa。

為盡可能模擬路基在運(yùn)營期間的實(shí)際工況，本文參考文獻(xiàn)[21-22]，選用12，28 和42 kPa 的圍壓開展高液限黏土的靜、動三軸試驗(yàn)研究。具體工況如表2所示。試驗(yàn)分為2個(gè)階段：首先，通過靜三軸試驗(yàn)測定相應(yīng)工況下試樣破壞應(yīng)力。其中，靜三軸試驗(yàn)采用0.02 mm/s 的應(yīng)變速率進(jìn)行加載，若試樣軸向應(yīng)變小于15%時(shí)進(jìn)入破壞狀態(tài)，則取其應(yīng)力峰值點(diǎn)作為破壞應(yīng)力，若軸向應(yīng)變達(dá)到15%時(shí)仍處于穩(wěn)定狀態(tài)，則以此時(shí)應(yīng)力作為破壞應(yīng)力。

表2 靜、動三軸試驗(yàn)工況Table 2 Static and dynamic triaxial test condition

然后，選取不同應(yīng)力水平(SL，為動三軸加載應(yīng)力與靜三軸破壞應(yīng)力之比)的循環(huán)荷載對相同工況試樣進(jìn)行動三軸試驗(yàn)，并結(jié)合靜三軸試驗(yàn)結(jié)果獲得相應(yīng)工況下σcri。其中，為有效模擬車輛荷載作用影響，本文參考文獻(xiàn)[23-24]，選取0.6SL作為起始應(yīng)力水平進(jìn)行動三軸加載，若起始應(yīng)力水平條件下試樣完成加載過程后仍處于安定狀態(tài)，則增加0.1SL對另一相同工況試樣再次進(jìn)行加載，直至試樣進(jìn)入增量破壞；若起始應(yīng)力水平條件下試樣在加載過程中進(jìn)入增量破壞，則相應(yīng)減小0.1SL再次加載，直至試樣處于安定狀態(tài)；試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)所對應(yīng)應(yīng)力水平可定義為臨界應(yīng)力水平(CSL)，進(jìn)一步地，通過測定CSL獲得相應(yīng)工況下σcri。動三軸試驗(yàn)頻率為1 Hz，加載時(shí)間為0.2 s，間歇時(shí)間為0.8 s，加載次數(shù)為10 000 次，考慮到試樣同三軸試驗(yàn)系統(tǒng)需要一定的磨合時(shí)間，第一次加載循環(huán)的數(shù)據(jù)被剔除[25]。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 靜力作用下的破壞應(yīng)力分析

為提供σcri取值依據(jù)，本文通過靜三軸試驗(yàn)所得不同工況下高液限黏土的破壞應(yīng)力如圖3所示。由圖3可知：隨著圍壓的逐步增大，試樣破壞應(yīng)力隨之提高。以表2中B1，B2和B3工況為例可知試樣在12，28 和42 kPa 圍壓下的破壞應(yīng)力分別為393，420 和454 kPa，后兩者較前者分別提高了6.8%和15.5%。同樣，由圖3也可知試樣破壞應(yīng)力隨含水率增大而減小。A1，B1，C1 和D1 工況試樣的破壞應(yīng)力分別為511，393，315 和273 kPa，后三者較前者相比分別降低了23.1%，38.4%和46.6%。可見，圍壓和含水率對高液限黏土的破壞應(yīng)力有著較大影響。

圖3 不同圍壓、含水率條件下破壞應(yīng)力Fig.3 Failure stress under different moisture contents and confining pressures

2.2 動力作用下的彈塑性力學(xué)行為及臨界應(yīng)力

動三軸試驗(yàn)中不同工況下高液限黏土的塑性應(yīng)變與彈性應(yīng)變結(jié)果如圖4～7所示。由圖4～7中的曲線1，3 和5 可知：當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)，其塑性、彈性應(yīng)變隨著加載次數(shù)累積表現(xiàn)出明顯規(guī)律性：試樣塑性應(yīng)變隨著加載次數(shù)的不斷累積逐漸增加并趨于穩(wěn)定，即加載初期(2 000 次加載前)塑性應(yīng)變速率較大，應(yīng)變增加明顯，當(dāng)2 000次加載后，試樣塑性應(yīng)變速率隨之減緩，塑性應(yīng)變開始趨于穩(wěn)定。同時(shí)，盡管試樣在循環(huán)荷載作用下經(jīng)歷了塑性變形累積，但該工況下的土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)仍足以承受應(yīng)力加載，其彈性應(yīng)變隨著加載次數(shù)累積逐漸平緩。

同樣，由圖4～7中的曲線2，4和6可知，當(dāng)試樣所受加載應(yīng)力超出自身承受極限而進(jìn)入增量破壞時(shí)，存在2種情況：一是塑性應(yīng)變在加載初期快速增大，即使在4 000次加載后，塑性應(yīng)變速率仍無減小趨勢，彈性應(yīng)變隨著加載次數(shù)累積一直呈增加趨勢(如圖7中曲線4 所示)。二是塑性應(yīng)變在加載過程中的某一節(jié)點(diǎn)急劇增大，彈性應(yīng)變呈不穩(wěn)定變化(如圖6中曲線2 所示)。這是由于該工況下試樣抵抗永久變形的主要阻力小于所受加載應(yīng)力，其內(nèi)部顆?；屏吭诩虞d應(yīng)力的作用下逐步或迅速增加，反映在宏觀表現(xiàn)即為試樣在應(yīng)力加載過程中逐步或快速進(jìn)入增量破壞階段。

圖4 試樣在wOMC條件下的塑性應(yīng)變和彈性應(yīng)變曲線Fig.4 Plastic strain and elastic strain curves of samples under wOMC

圖5 試樣在1.1wOMC條件下的塑性應(yīng)變和彈性應(yīng)變曲線Fig.5 Plastic strain and elastic strain curves of samples under 1.1wOMC

圖6 試樣在1.2wOMC條件下的塑性應(yīng)變和彈性應(yīng)變曲線Fig.6 Plastic strain and elastic strain curve of samples under 1.2wOMC

圖7 試樣在1.3wOMC條件下的塑性應(yīng)變和彈性應(yīng)變曲線Fig.7 Plastic strain and elastic strain curve of samples under 1.3wOMC

臨界應(yīng)力水平(CSL)即試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)對應(yīng)的應(yīng)力水平，由上述分析可知高液限黏土在不同工況下的CSL結(jié)果(如表3所示)。結(jié)合圖3和表3換算可得相應(yīng)工況下的σcri，結(jié)果如圖8所示。由圖8可知：試樣σcri隨著圍壓增大基本呈線性增大。試驗(yàn)工況B1，B2 和B3 所對應(yīng)的σcri分別為236，253和273 kPa，后兩者較前者分別提高了7.2%和15.6%。這是因?yàn)閲鷫涸龃笫沟猛亮ｉg的相互約束更為緊密，從而提高試樣抵抗加載應(yīng)力的能力。此外，由于含水率的增大使得土粒間自由水隨之增多，土粒間的黏結(jié)力和摩擦力隨之減小，使得當(dāng)含水率從wOMC(A2 組)增加至1.1wOMC(B2 組)，1.2wOMC(C2 組)和1.2wOMC(D2 組)時(shí)，試樣σcri分別從265 kPa 下降至253，201 和121 kPa，后三者較前者相比分別下降了4.5%，24.2%和54.3%。由此可見，試樣σcri隨圍壓和含水率變化而變化，其中含水率影響相較于圍壓更為顯著。因此，控制路基土含水率對于提高路基結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性十分重要。

表3 不同含水率和圍壓條件下CSL結(jié)果Table 3 Results of critical stress level under different moisture content and confining pressure

圖8 不同圍壓和含水率條件下σcri結(jié)果Fig.8 Results of σcri under different moisture contents and confining pressures

2.3 臨界破壞應(yīng)力取值準(zhǔn)則確定

如2.2節(jié)所述，當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)其塑性應(yīng)變主要發(fā)生在加載初期，隨著加載次數(shù)的增加試樣基本表現(xiàn)為彈性變形，且彈性應(yīng)變逐漸趨于定值，這表明此時(shí)的彈性應(yīng)變速率應(yīng)當(dāng)為0或接近于0。當(dāng)試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)，其彈性應(yīng)變表現(xiàn)為持續(xù)增加或不規(guī)律變化，這表明此時(shí)的彈性應(yīng)變速率應(yīng)當(dāng)大于0或呈不規(guī)律變化。因此，本文基于Shakedown理論嘗試選用彈性應(yīng)變速率變化作為試樣σcri的取值準(zhǔn)則。彈性應(yīng)變速率計(jì)算公式為

式中：εs為彈性應(yīng)變速率(正值表示彈性應(yīng)變增大，負(fù)值減小)；εr(N)為第N次回彈值；εr(N-i)為第N-i次回彈值；i一般取值不小于500。

不同圍壓、含水率和應(yīng)力水平條件下彈性應(yīng)變速率曲線如圖9所示，其中B2(SL=0.7)、C3(SL=0.7)、D3(SL=0.5)工況下的試樣因破壞較快而未進(jìn)行彈性應(yīng)變速率計(jì)算。由圖9可知：在多數(shù)情況下，試樣彈性應(yīng)變速率前期波動較大。這是因?yàn)樵嚇釉诩虞d前期仍處于壓實(shí)階段，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)呈無規(guī)律變化且彈性變形量較小，從而使得試樣彈性應(yīng)變速率前期波動較大。由圖9(a)、9(c)和9(d)中曲線1，3和5及圖9(b)中曲線1，3和4可知，當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)，彈性應(yīng)變速率隨著加載次數(shù)累積逐漸向0 靠近且最終穩(wěn)定在-0.3×10-2～0.3×10-2區(qū)間內(nèi)波動。這是因?yàn)樵嚇釉诮?jīng)歷加載前期的壓實(shí)階段后，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)足以承受此時(shí)的加載應(yīng)力，從而使得試樣隨著加載次數(shù)的增加而進(jìn)一步密實(shí)，最終彈性應(yīng)變速率表現(xiàn)為0 或接近于0。同樣，由圖9(a)中曲線2，4和6可知，當(dāng)試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)，其最終彈性應(yīng)變速率分別穩(wěn)定在0.52×10-2，0.68×10-2和1.16×10-2，其他破壞狀態(tài)下的試樣有著類似變化趨勢。值得注意的是，圖9(c)中曲線2 的彈性應(yīng)變速率在6 000 次加載后直接進(jìn)入負(fù)值。這是因?yàn)樵嚇釉诮?jīng)歷加載前期的壓實(shí)階段后，其內(nèi)部結(jié)構(gòu)不足以承受此時(shí)的加載應(yīng)力，從而使得試樣隨著加載次數(shù)的增加逐步或迅速地進(jìn)入增量破壞狀態(tài)，最終彈性應(yīng)變速率表現(xiàn)為穩(wěn)定在某一正值或急劇減小且最終無定值。

圖9 不同圍壓、含水率和應(yīng)力水平條件下彈性應(yīng)變速率曲線Fig.9 Elastic strain rate curve under different confining pressures,moisture contents and stress levels

綜上所述，當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)，最終彈性應(yīng)變速率穩(wěn)定為0 或接近0。而當(dāng)試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)，彈性應(yīng)變速率存在2種情況：一為試樣逐漸破壞時(shí)，最終彈性應(yīng)變速率穩(wěn)定為某一正值；二為試樣迅速破壞時(shí)，彈性應(yīng)變速率急劇減小且最終無定值。因此，本文基于Shakedown理論選取單次循環(huán)荷載周期下-0.3×10-2～0.3×10-2范圍的最終彈性應(yīng)變速率為高液限黏土σcri的取值準(zhǔn)則。

3 臨界破壞應(yīng)力預(yù)估模型

3.1 模型構(gòu)建及適用性分析

綜上所述，本文在前人研究[13-17]及本文高液限黏土三軸試驗(yàn)結(jié)果基礎(chǔ)上建立一個(gè)綜合考慮應(yīng)力變量(圍壓)、狀態(tài)變量(含水率、相對干密度比)、基本物理性能指標(biāo)(塑性指數(shù)權(quán))的σcri預(yù)估模型，如下式所示：

式中：σcri為臨界破壞應(yīng)力；σ3為圍壓；wrat為實(shí)際含水率與最佳含水率的比值；Rc為相對干密度比；ωPI為塑性指數(shù)權(quán)，為IP與P0.075的乘積；α1，α2和α3為模型參數(shù)。

為驗(yàn)證本文所建立模型的準(zhǔn)確性與適用性，除本文數(shù)據(jù)外，收集文獻(xiàn)[24,26-28]中路基土的基本物理性能指標(biāo)(見表4)及σcri試驗(yàn)數(shù)據(jù)對新模型進(jìn)行擬合，結(jié)果如表5所示。由表5可知：新模型較好地耦合了不同路基土的試驗(yàn)數(shù)據(jù)，且相關(guān)系數(shù)為0.83～0.98，具有較高的預(yù)估精度。因此，新模型具有較高的準(zhǔn)確性與適用性，可推廣應(yīng)用于其他路基土，以及相同路基土在其他工況下的σcri預(yù)估。

表4 不同路基土的基本物理性能指標(biāo)對比Table 4 Comparison of basic physical performance indexes of different subgrade soils

表5 不同路基土的擬合參數(shù)對比Table 5 Comparison of fitting parameters of different subgrade soils

3.2 模型參數(shù)回歸分析

為快速、準(zhǔn)確地獲取路基土σcri預(yù)估模型參數(shù)，本文選用SAS 統(tǒng)計(jì)分析軟件對路基土基本物理性能指標(biāo)進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，從而對本文所建立模型的模型參數(shù)進(jìn)行預(yù)估。首先，根據(jù)表4選取不同路基土的液限ωL、塑限ωP、塑性指數(shù)IP、細(xì)粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)P0.075和最大干密度ρdmax作為基本物理性能指標(biāo)變量，并建立組合變量DmaxP和DmaxIP來反映基本物理性能指標(biāo)的綜合影響，如式(4)和(5)所示[29]。然后，對上述變量進(jìn)行逐步回歸分析，確定影響σcri模型參數(shù)的重要變量，并將其與模型參數(shù)(α1，α2和α3)建立系數(shù)較高的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，如式(6)所示。在此基礎(chǔ)上，可通過路基土基本物理性能指標(biāo)結(jié)合式(6)得到模型參數(shù)α1，α2和α3，緊接著在給定圍壓、含水率、相對干密度比、塑性指數(shù)權(quán)條件下通過式(3)對路基土σcri進(jìn)行預(yù)估。

4 結(jié)論

1)由靜三軸試驗(yàn)結(jié)果可知，在其他條件一定的情況下高液限黏土破壞應(yīng)力隨圍壓的增大而增大，隨含水率的增大而減小。由動三軸試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)其彈性、塑性應(yīng)變隨著加載過程的進(jìn)行逐漸趨于定值。當(dāng)試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)存在2種情況：一是其彈性、塑性應(yīng)變隨加載次數(shù)累積一直呈增加趨勢；二是塑性應(yīng)變在加載過程中急劇增大達(dá)到峰點(diǎn)值，彈性應(yīng)變呈不穩(wěn)定變化。

2)結(jié)合靜、動三軸試驗(yàn)結(jié)果確定不同圍壓和含水率條件下的高液限黏土σcri，發(fā)現(xiàn)在其他條件一定的情況下σcri隨圍壓增大基本線性增大，隨含水率增大呈基本線性減小，且含水率影響相較于圍壓更為顯著，說明控制路基土含水率對于提高路基結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性十分重要。

3)基于三軸試驗(yàn)結(jié)果可知，當(dāng)試樣處于安定狀態(tài)時(shí)，其最終彈性應(yīng)變速率穩(wěn)定為0 或接近0。當(dāng)試樣進(jìn)入增量破壞時(shí)，其彈性應(yīng)變速率存在2種情況：一為試樣逐漸破壞，最終彈性應(yīng)變速率穩(wěn)定為某一正值；二為試樣迅速破壞，彈性應(yīng)變速率急劇減小且最終無定值。在此基礎(chǔ)上，選取單次循環(huán)荷載周期下-0.3×10-2～0.3×10-2范圍的最終彈性應(yīng)變速率作為高液限黏土σcri取值準(zhǔn)則。

4)提出綜合考慮應(yīng)力變量(圍壓)、狀態(tài)變量(含水率、相對干密度比)、基本物理性能指標(biāo)(塑性指數(shù)權(quán))的路基土σcri預(yù)估模型，且通過本研究及已有文獻(xiàn)試驗(yàn)數(shù)據(jù)驗(yàn)證了所提模型的準(zhǔn)確性和適用性。此外，建立模型參數(shù)與基本物理性能指標(biāo)間的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式從而在試驗(yàn)條件受限情況下對σcri進(jìn)行快速預(yù)估。

5)為保證路基在運(yùn)營期間的穩(wěn)定性及耐久性，在進(jìn)行道路設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮路基所受荷載不得超出相應(yīng)工況條件下的σcri，即以σcri作為路基所受荷載的最大控制上限。