粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量試驗及預估模型

冉武平，王金山?，李玲，陳慧敏

（1.新疆大學建筑工程學院，新疆烏魯木齊 830047；2.新疆土木工程技術研究中心，新疆烏魯木齊 830047）

中國西北地區(qū)具有顯著的強蒸發(fā)、少降雨的氣候特點，水鹽遷移引起的次生鹽漬化問題嚴重，粗粒鹽漬土分布極為廣泛，粗粒硫酸鹽漬土更是其中的典型代表［1-2］.關于粗粒硫酸鹽漬土路基動態(tài)回彈模量（MR）［3-4］方面的研究還不夠深入，致使現(xiàn)行規(guī)范中硫酸鹽漬土路基設計指標體系不完善，這不僅關系到硫酸鹽漬土路基的耐久性，而且涉及鹽漬土筑路技術及鹽漬土合理利用.對鹽漬土地區(qū)的道路建設，這種不足既影響建設成本，也不利于當?shù)刭Y源的有效利用，因此，亟須對粗粒硫酸鹽漬土路基動態(tài)回彈模量展開研究.

路基土動態(tài)回彈模量的主要影響因素有土的類型［5-7］、應力狀況［8-11］、含水率［12-13］、壓實度［14-15］和加載序列［16］等.研究表明，相同類型土的動態(tài)回彈模量隨圍壓、體應力和壓實度的增大而提高，隨偏應力和含水率的增加而降低，且?guī)缀醪皇芗虞d次數(shù)和加載序列的影響.路基土動態(tài)回彈模量的測試主要分為室外和室內兩種方式［17］.室外測試主要是基于動態(tài)彎沉的反演獲取動態(tài)回彈模量，而室內測試則通過現(xiàn)場取樣、室內制樣，進行重復加載動三軸試驗來測定動態(tài)回彈模量.室內動三軸試驗能更全面地研究各種影響因素下的動態(tài)回彈模量［18-23］，因此已成為目前主流的動態(tài)回彈模量測試方法.基于國內外已有路基土回彈模量影響因素研究成果［24］，結合我國典型路面結構特點、應力水平和路基土類型，同濟大學提出了確定不同路基土動態(tài)回彈模量的室內重復加載三軸試驗標準方法［25］.長期以來，國內外學者和研究機構在深入分析動態(tài)回彈模量主要影響因素（土的類型、含水率、壓實度和應力狀況等）的基礎上，分別從路基土的應力狀況、土的基本物理性質指標等不同角度出發(fā)，建立了相應的動態(tài)回彈模量預估模型［26-27］.根據(jù)所選應力變量的不同，預估模型大致可分為3 類：僅考慮側限效應的模型［28］、僅考慮剪切效應的模型［29-31］和綜合考慮剪切與側限共同作用的復合類模型［32-35］.

上述研究結果表明，路基土動態(tài)回彈模量（MR）的研究大多集中在非鹽漬土的影響因素、測試方法及預估模型，對路基土受鹽分影響下的動態(tài)回彈特性研究相對不足，導致受鹽漬化影響的路基結構計算響應與實際響應有所偏差；鹽漬土在我國分布面積廣泛，其回彈特性受荷載和濕度影響顯著.因此，有必要針對鹽漬土開展動態(tài)回彈模量研究，以期為我國鹽漬土地區(qū)道路設計提供合理的設計參數(shù).鑒于此，本文以粗粒硫酸鹽漬土為研究對象，借用室內動三軸重復加載試驗，開展不同應力水平、含鹽量和含水率條件下動態(tài)回彈模量試驗研究，以此分析影響粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量的因素及其演變規(guī)律，并在此基礎上遴選出最佳的動態(tài)回彈模量預估模型，從而為鹽漬土地區(qū)路基設計提供參數(shù)和理論依據(jù).

1 試驗方案

1.1 試驗材料

對鹽漬土現(xiàn)場取樣進行試驗，存在土樣的地域環(huán)境差異性，且無法精確控制含鹽量、含水率及顆粒特性等物性指標.為了更加全面地研究粗粒鹽漬土動態(tài)回彈模量，本文試驗材料采用室內人工配置粗粒硫酸鹽漬土.

試驗原土樣取自新疆烏魯木齊市新醫(yī)路西延典型路基填料（素土），根據(jù)我國現(xiàn)行《公路土工試驗規(guī)程》（JTG 3430—2020），通過顆粒分析試驗測得所選土樣的粒徑分配曲線（如圖1 所示），土樣不均勻系數(shù)Cu=18.11 ＞5，曲率系數(shù)Cc=1.42 在1～3 之間，故該土樣屬于級配良好的粗粒土（礫類土）.擊實試驗測得該土樣最大干密度為2.33 g∕cm3，最佳含水率為5.1%.

圖1 粒徑分配曲線Fig.1 Size distribution curve

依據(jù)我國現(xiàn)行《公路路基設計規(guī)范》（JTG D30—2015）中考慮鹽漬土按鹽漬化程度分類，無水Na2SO4取界限含鹽量：0.0%（非鹽漬土）、0.5%（弱鹽漬土）、1.5%（中鹽漬土）、3.0%（強鹽漬土），并以質量法與上述級配良好的粗粒土進行均勻摻配，得到規(guī)定含鹽量的粗粒硫酸鹽漬土.

1.2 試樣制備

為分析粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受含水率及含鹽量影響的演變規(guī)律，試樣控制統(tǒng)一壓實度為96%，并在不同含鹽量和含水率狀態(tài)下制備成型.同一含鹽量的試樣分別按照4.0%、5.1%和6.0%的含水率制備，每組3個平行試樣.

三軸試樣尺寸H×D=200 mm×100 mm（如圖2 所示）.試樣嚴格按《公路土工試驗規(guī)程》（JTG 3430—2020）及《公路路基設計規(guī)范》（JTG D30—2015）中路基土動態(tài)回彈模量試驗的相關規(guī)定制備.為保證試樣壓實度均勻，在對開模中分8 層擊實成型；為確保分層土樣壓實度的一致性，每層土樣填筑采用質量控制；同時層與層之間做拉毛處理.

圖2 測試試樣Fig.2 Test sample

1.3 試驗方法與參數(shù)

本文試驗采用英國GDSLAB-V2.5 型動三軸儀測試系統(tǒng)（5 Hz∕60 kN MinDyn），三軸壓力室尺寸為：高度（300 ± 2）mm，內徑（170 ± 2）mm，如圖3 所示.試驗采用半正弦波加載，荷載頻率為1 Hz，持載時間為0.2 s，間歇時間為0.8 s，圍壓采用氣壓加載.

圖3 動三軸儀測試系統(tǒng)Fig.3 Dynamic triaxial test system

根據(jù)我國典型瀝青路面的結構特點和路基受力狀態(tài)，羅志剛［24］參照NCHRP 1-28［34］試驗方法，提出了路基粗粒土動三軸試驗應力加載序列（見表1）.本文采用上述應力加載序列進行動三軸試驗.動態(tài)回彈模量測試中，每一加載級位下荷載循環(huán)次數(shù)為100次，采集各加載序列下最后5 次循環(huán)的回彈應變平均值，按式（1）計算試樣的動態(tài)回彈模量.

表1 路基粗粒土動三軸試驗應力加載序列Tab.1 Triaxial loading sequence of coarse-grained soil

式中：MR為動態(tài)回彈模量；σd為偏應力，σd=σ1-σ3，σ1為豎向應力，σ3為圍壓應力（一般σ2=σ3）；εR為軸向回彈應變均值.

2 試驗結果與分析

為分析粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受不同應力水平、含水率及含鹽量影響的演變規(guī)律，所選試樣的壓實度均為96%，試驗結果如圖4～圖9所示.為便于表達，本文的含水率、含鹽量（Na2SO4）、圍壓應力、偏應力、體應力和動態(tài)回彈模量分別用ω、Z、σ3、σd、θ、MR來表示，其中偏應力與圍壓應力成倍數(shù)關系（σd=0.5σ3，1.0σ3，2.0σ3），θ=σ1+σ2+σ3.

圖4 含水率ωopt=5.1%時不同圍壓下動態(tài)回彈模量MR與偏應力σd關系Fig.4 Relationship between MR and σd under different confining pressures at 5.1%water content

2.1 應力水平對動態(tài)回彈模量的影響

圖4 為最佳含水率-各含鹽量工況下，不同圍壓作用的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受偏應力σd影響的演變規(guī)律.由圖4（a）可知，Z=0.0%時，隨著偏應力的增加，圍壓σ3≤45 kPa 作用下，動態(tài)回彈模量先增大后減小，MR的峰值分別約為131 MPa、145 MPa、153 MPa；而圍壓σ3＞45 kPa作用下，動態(tài)回彈模量逐漸減小，MR分別降低了約3.1%和5.5%.由圖4（b）和圖4（c）可知，隨偏應力增大，低圍壓作用下動態(tài)回彈模量逐漸提高，而高圍壓作用下動態(tài)回彈模量先提高后降低；其中Z=0.5%時，MR分別提高了約4.1%、3.0%和降低了約0.6%、1.6%、4.0%；Z=1.5%時，MR分別提高了約3.1%、1.1%、0.6%和降低了約1.0%、1.4%.由圖4（d）可知，Z=3.0%時，動態(tài)回彈模量隨偏應力增大而提高，各圍壓作用下MR分別提高了8.1%、6.4%、5.6%、5.1%和4.8%.綜上所述，濕度一定時，隨含鹽量增加，低圍壓作用下動態(tài)回彈模量隨偏應力增大由低含鹽量（Z≤1.5%）的先提高后降低的趨勢到高含鹽量（Z＞1.5%）的持續(xù)提高的規(guī)律越來越明顯；而高圍壓作用下的動態(tài)回彈模量，隨偏應力增加由（Z≤1.5%）不斷降低的趨勢逐漸轉變?yōu)椋╖＞1.5%）不斷提高的規(guī)律.該試驗規(guī)律是由于硫酸鈉受溫度影響極為敏感，測試環(huán)境溫度的客觀變化致使粗粒土中硫酸鹽與水結晶產生相變，并在土體中起填充孔隙促進密實，或膠結土顆粒骨架增強接觸連接的作用［36］.鹽分增加使得土體中的芒硝晶體量不斷增加，提高了土顆粒間的摩擦力和黏結力，致使土樣的強度和剛度逐漸增大；同時，圍壓增加約束了試樣的側向變形.因此土樣隨著偏應力的增加，其回彈變形相對較小，動態(tài)回彈模量逐漸提高.

圖5 為最佳含水率-各鹽濃度工況下，不同偏應力的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受體應力θ影響的變化曲線.隨著體應力的增大，如圖5（a）所示Z=0.0%時，不同偏應力作用的動態(tài)回彈模量MR分別提高了40.9%、38.5%和33.8%；如圖5（b）所示Z=0.5%時，MR分別提高了35.8%、34.6%和25.3%；如圖5（c）所示Z=1.5%時，MR分別提高了30.1%、29.8%和24.6%；如圖5（d）所示Z=3.0%時，MR分別提高了36.1%、35.2%和31.9%.由此可知，濕度一定時，粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量隨體應力增加持續(xù)提高；而同一鹽濃度下，偏應力越小，體應力增加引起動態(tài)回彈模量的增量越大.尤其是低鹽分濃度下（Z≤1.5%），隨含鹽量增加動態(tài)回彈模量提高幅度逐漸減小；而高鹽分濃度下（Z＞1.5%）則隨含鹽量增加，動態(tài)回彈模量提高幅度逐漸增大.粗粒土中含鹽量越高，體應力對其動態(tài)回彈模量影響越明顯.這是由于偏應力一定時，體應力增加引起低含鹽量試樣回彈模量的增強，主要來源于圍壓的側限約束；而高含鹽量試樣抗變形能力的提高，除圍壓約束作用外，土體中大量的硫酸鹽結晶起到一定的孔隙填充和膠結土顆粒骨架作用，因而體應力增加引起動態(tài)回彈模量的提高，不僅與圍壓有關，也與土體中硫酸鈉含量的多少密切相關.

圖5 含水率ωopt=5.1%時不同偏應力下動態(tài)回彈模量MR與體應力θ關系Fig.5 Relationship between MR and θ under different partial stresses at 5.1%water content

圖6 為圍壓45 kPa 時，在各濕度工況下，不同含鹽量的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受偏應力σd影響的變化曲線.當ω從4.0%增長到6.0%時，隨偏應力增加，粗粒土動態(tài)回彈模量降低幅度由1.3%增長到6.8%，而粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量提高幅度由-1.2%逐漸增大到8.4%.這表明含水率低的土樣動態(tài)回彈模量受偏應力影響相對較小，但隨含水率的增加，粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受偏應力影響愈來愈顯著.由此可見，隨含水率增大，偏應力對高濃度的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量影響顯著，再次驗證了未溶解的硫酸鹽與水結晶增強了土樣的回彈模量.

圖6 圍壓σ3=45 kPa時不同含鹽量下動態(tài)回彈模量MR與偏應力σd關系Fig.6 Relationship between MR and σd under different salt contents at confining pressure 45 kPa

圖7所示為偏應力σd=1.0σ3（σ3=15 kPa、30 kPa、45 kPa、60 kPa 和80 kPa）時，在各含水率條件下，不同鹽濃度的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受體應力θ影響的變化規(guī)律.ω=4.0%時，如圖7（a）所示，各含鹽量的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR增長幅度分別為37.1%、34.8%、24.7%和23.7%；ω=5.1%時，如圖7（b）所示，動態(tài)回彈模量MR增長幅度分別為34.4%、35.3%、28.4%和35.2%；ω=6.0%時，如圖7（c）所示，動態(tài)回彈模量MR增長幅度分別為33.1%、35.6%、36.1%和37.0%.由此說明，在相同濕度條件下，含鹽量越高的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量增長幅度受體應力影響越大；低含鹽量的粗粒鹽漬土隨含水率的增加，其MR增量逐漸減??；而高含鹽量的粗粒鹽漬土MR增量隨含水率的增加不斷增大.當偏應力一定時，含鹽量越高，體應力增加引起粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量的增量越顯著.正如上述演變規(guī)律的機理分析，隨含鹽量的增加，體應力增加引起土樣動態(tài)回彈模量的增加一方面是由圍壓σ3所致，另一方面是由于土體中結晶鹽的填充作用或膠結作用.

圖7 偏應力σd=1.0 σ3時不同含鹽量下動態(tài)回彈模量MR與體應力θ關系Fig.7 Relationship between MR and θ under different salt contents at σd=1.0 σ3

2.2 含水率對動態(tài)回彈模量的影響

圖8 為圍壓45 kPa 時，在各偏應力條件下，不同含鹽量的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受含水率ω影響的演變規(guī)律.當含水率從4.0%增加到6.0%，如圖8（a）所示σd=23 kPa 時，不同含鹽量的粗粒硫酸鹽漬土MR變化幅度分別約為-6.9%、11.4%、9.1%和27.3%；如圖8（b）所示σd=45 kPa 時，MR變化幅度分別約為-10.6%、11.5%、9.2%和30.1%；如圖8（c）所示σd=90 kPa 時，MR變化幅度分別約為-11.6%、12.3%、12.0%和38.7%.由此表明，各應力水平下，隨含水率增加，非鹽漬土動態(tài)回彈模量不斷降低，而粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量逐漸提高（即滿足硫酸鹽結晶所需的含水量，若含水率過高，將會導致回彈模量有所降低）.另外，隨著偏應力的增加，含水率增加引起非鹽漬土動態(tài)回彈模量的降低幅度不斷增大，而引起粗粒硫酸鹽漬土的動態(tài)回彈模量的增長幅度逐漸增大.這是因為水分增加引起非鹽漬土顆粒骨架之間潤滑作用增強，水膜加厚削弱了土體粗顆粒間的摩擦強度，導致抗剪強度減小，動態(tài)回彈模量逐漸降低；而隨含水率增加，粗粒硫酸鹽漬土中未溶解硫酸鈉在吸收多余自由水降低水膜厚度的同時，硫酸鹽結晶產生相變促進了土顆粒間的接觸連接，故而土體抗剪強度增大，剪切滑移相對較小，動回彈特性有所增強.

圖8 圍壓σ3=45 kPa時不同含鹽量下動態(tài)回彈模量MR與含水率ω關系Fig.8 Relationship between MR and ω under different salt contents at confining pressure 45 kPa

2.3 含鹽量對動態(tài)回彈模量的影響

圖9 為圍壓45 kPa 時，在各偏應力條件下，不同含水率的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR受含鹽量Z影響的演變規(guī)律.當含鹽量Z從0.0%增加到3.0%，如圖9（a）所示σd=23 kPa 時，不同含水率的粗粒硫酸鹽漬土MR分別提高了約29.7%、52.6%和77.6%；如圖9（b）所示σd=45 kPa 時，MR分別提高了約30.6%、56.2%和90.2%；如圖9（c）所示σd=90 kPa時，MR分別提高了約31.6%、63.3%和106.6%.由此可見，各應力水平下，不同含水率的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量隨含鹽量增加而逐漸提高，且含水率越大的動態(tài)回彈模量提高幅度受鹽分影響越顯著；另外，隨偏應力的增加，硫酸鹽含量增大引起各濕度下的試樣動態(tài)回彈模量增長幅度逐漸增大.這是由于在常溫條件下隨著土體中含鹽量增加，硫酸鈉一部分以溶液狀態(tài)存在，而另外超出其溶解度的硫酸鈉將結合10 個水分子生成芒硝（Na2SO4·10H2O），以晶體狀態(tài)存在，在土體中起膠結土骨架作用或孔隙填充作用；特別是高含鹽量條件下，隨含水率增加，土中未溶解的硫酸鈉吸水結晶量逐漸增多，在促進土體更加密實的同時，亦能膠結土顆粒骨架、增大黏結強度，從而提高土體的抗變形能力，這與現(xiàn)有的研究結論相一致［37-38］.

圖9 圍壓σ3=45 kPa時不同含水率下動態(tài)回彈模量MR與含鹽量Z關系Fig.9 Relationship between MR and Z under different water contents at confining pressure 45 kPa

3 動態(tài)回彈模量預估模型與分析

3.1 動態(tài)回彈模量預估模型甄選

由上述試驗結果分析可知，應力狀況是硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量MR最主要的影響因素.因此，在確定動態(tài)回彈模量預估模型時，首先應盡可能準確地依據(jù)本構定律建立應力-應變關系模型，而其他物性因素的影響則可通過模型參數(shù)予以體現(xiàn).

在現(xiàn)有動態(tài)回彈模量本構模型中，按所選應力變量不同可分為3類：僅考慮剪切效應的模型、僅考慮側限效應的模型和綜合考慮剪切與側限效應的復合模型.事實上，路基土的動態(tài)回彈模量不僅隨圍壓增加而增大，也有隨剪應力增加而減小的性狀，即動態(tài)回彈模量既是圍壓或體應力的函數(shù)，也是剪應力或偏應力的函數(shù).因此，將體應力（或圍壓）和剪應力（或偏應力）的影響綜合在一個動態(tài)回彈模量模型中，可以更真實、全面地反映路基土的力學特性.這類典型復合模型有兩種，其主要特點見表2.

表2 路基土動態(tài)回彈模量典型復合模型Tab.2 Typical composite model of dynamic resilient modulus of subgrade soil

對試驗測試結果分析表明，粗粒鹽漬土動態(tài)回彈模量MR對偏應力、圍壓及體應力具有顯著依賴性.因此，動態(tài)回彈模量預估模型應選用既能考慮側限影響，又能反映剪切影響的復合模型.

綜上分析，本文將基于表2 中NCHRP 1-28A 模型和Ni 模型對測試結果進行回歸分析，這兩種模型既考慮了體應力（或圍壓）和剪應力（或偏應力）對動態(tài)回彈模量的影響，又解決了量綱不統(tǒng)一、模量不定值等問題，因而具有較廣泛的適用性.測試中應力狀況對動態(tài)回彈模量的影響直接體現(xiàn)在模型的θ與τoct和σ3與σd中，而含水率及含鹽量等物性因素的影響則反映在模型參數(shù)k1、k2、k3中.NCHRP 1-28A 模型如式（2）所示，Ni模型如式（3）所示.

式中各符號意義如前所述.

3.2 預估模型參數(shù)回歸分析

對各測試工況下試驗數(shù)據(jù)進行回歸分析，獲得兩種模型參數(shù)k1、k2、k3的回歸結果，見表3.

從表3 回歸分析結果可看出，兩種模型的各回歸參數(shù)k1、k2、k3值與美國路面長期使用性能LTPP［39］數(shù)據(jù)庫中的參數(shù)取值規(guī)律基本一致；另外，模型參數(shù)k3隨著含鹽量和含水率增加出現(xiàn)正值，這意味著偏應力σd（或剪應力τoct）增加會導致動態(tài)回彈模量的增加，原因是硫酸鹽結晶量的增加，致使土樣剛度不斷增強，偏應力增加引起的回彈變形相對較小，故表現(xiàn)出動態(tài)回彈模量隨偏應力的增加而增大.所得NCHRP1-28A 預估模型與試驗測試結果之間的決定系數(shù)R2＞0.893，Ni 模型的決定系數(shù)R2＞0.917，因此采用Ni模型預估粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量可獲得較高的精度.

表3 動態(tài)回彈模量預估模型參數(shù)回歸分析結果Tab.3 Results of parameter regression analysis of dynamic resilient modulus prediction model

由表4、表5 動態(tài)回彈模量實測值與兩種模型預估值對比分析可知，NCHRP1-28A 模型的最大殘差絕對值為15.03，最大誤差為6.32%；Ni模型的最大殘差絕對值為9.72，且最大誤差為5.28%（小于10%）.由此可見，Ni模型具有較高的合理性和可靠性.該三參數(shù)復合模型能夠較好地反映圍壓（或體應力）和偏應力對動態(tài)回彈模量的影響，與試驗結果存在良好的統(tǒng)計關系，適合于表征粗粒硫酸鹽漬土回彈特性的應力依賴性.

表4 動態(tài)回彈模量實測值與NCHRP 1-28A模型預估值比較Tab.4 Comparison between measured value and predicted value of NCHRP 1-28A Model

表5 動態(tài)回彈模量實測值與Ni模型預估值比較Tab.5 Comparison between measured value and predicted value of Ni Model

3.3 基于物性指標的模型參數(shù)預估公式

上述試驗結果表明，含水率與含鹽量兩個物性指標對粗粒鹽漬土動態(tài)回彈模量均有影響.因此，有必要將所獲Ni 模型中的參數(shù)（k1、k2、k3）與含鹽量、含水率等物性指標之間建立模型參數(shù)預估公式，從而實現(xiàn)由物性參數(shù)預估粗粒鹽漬土的動態(tài)回彈模量.

Yau 等［40］選用了美國LTTP 數(shù)據(jù)庫中一些路基土的物理性質指標，試圖同模型參數(shù)建立回歸關系，但分析結果表明，不同類型的路基土與各自的物理性質指標具有較好的相關性，沒有一項物性指標可以被各種路基土都接受，因此，Yau 等認為難以建立統(tǒng)一的符合精度要求的k1、k2、k3預估關系式.

本文僅結合含水率ω和含鹽量Z兩個重要物性影響因素，對Ni模型中的參數(shù)k1、k2、k3進行多元線性回歸分析，結果如式（4）所示.

可見，該模型參數(shù)k1、k2、k3回歸系數(shù)均在0.73 以上，表明Ni 模型參數(shù)與鹽漬土物性指標之間存在較好的線性關系.

3.4 模型的準確性驗證

為驗證預估模型及其參數(shù)預估公式的準確性，另配制含鹽量Z=6.0%（過鹽漬土）土樣，控制壓實度不變，在含水率ω為4.0%、5.1%和6.0%的3 種濕度條件下進行動回彈模量測試，并將試驗結果與模型的預估值進行對比.

如圖10 所示，基于物性指標的預估值與實測值的相關性，可知由式（3）和式（4）聯(lián)立形成的基于鹽漬土物性指標的預估模型的準確度在0.837以上，

圖10 基于物性指標的預估值與實測值相關性Fig.10 Correlation between estimated value and measured value based on physical property index

總體上實測值與預估值之間的誤差較小.可見該基于相關物性指標建立的模型參數(shù)預估公式具有較高的準確度，可有效預測其他濕度的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受應力路徑影響的演變規(guī)律.

4 結論

本文針對粗粒硫酸鹽漬土的動態(tài)回彈模量開展室內循環(huán)三軸試驗研究，著重探討鹽分及濕度對循環(huán)累計變形的影響特性，并提出了簡易的預估模型.基于試驗測試所建立的動態(tài)回彈模量預估模型綜合考慮了荷載、濕度及鹽分變化（試驗前后鹽含量保持不變）的影響，主要研究結論如下：

1）粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量具有顯著的應力依賴性.相同濕度和鹽分條件下，高含鹽量（Z＞1.5%）的動態(tài)回彈模量隨圍壓、體應力及偏應力的增大而提高，而低含鹽量（Z≤1.5%）的動態(tài)回彈模量則隨偏應力增大先略微提高后逐漸降低；相同圍壓水平下，偏應力對高含鹽量和高含水率的動態(tài)回彈模量影響較明顯；而偏應力一定時，體應力增加引起粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量的增加一方面是圍壓側限效應，另一方面是土中未溶解硫酸鈉與水結晶起孔隙填充作用或膠結土顆粒骨架作用.

2）在最佳含水率條件下，粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受水分和鹽分影響顯著，且鹽分較水分影響更為明顯.同一應力水平下，隨含水率的增加，不同含鹽量的動態(tài)回彈模量變化幅度約為-11.6%～-6.9%（Z=0.0%）和9.1%～38.7%（Z≥0.5%）（σ3=45 kPa時）；而隨著含鹽量的增加，不同含水率的動態(tài)回彈模量增長幅度范圍約為29.7%～106.6%.隨著芒硝（Na2SO4·10H2O）晶體量的增加，偏應力增大引起動態(tài)回彈模量逐漸提高，且增長量逐漸增大（σ3=45 kPa時）.

3）通過NCHRP 1-28A 模型與Ni 模型對試驗測試結果分別進行回歸分析，得到兩種模型參數(shù)與美國LTTP數(shù)據(jù)庫中參數(shù)取值規(guī)律基本一致.兩者誤差對比分析表明，獲取的Ni 預估模型具有較高的決定系數(shù)，能更好地擬合出粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量；同時，建立了基于材料物性指標的該模型參數(shù)預估公式，可為其他濕度的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量預估提供參考.

鑒于本文僅對單一級配的粗粒硫酸鹽漬土動態(tài)回彈模量受應力狀況、含水率及含鹽量的影響展開研究，同時考慮到實際工程中，硫酸鹽漬土受低溫作用易產生結晶引發(fā)鹽脹病害，后期需要針對凍融循環(huán)作用下多種級配的粗粒硫酸鹽漬土鹽脹特性及動態(tài)回彈特性展開進一步研究.