动力及湿化作用下粗粒土路堤填料的力学性能

何忠明，卢逸恒，向达，刘正夫

(1. 长沙理工大学交通运输工程学院，湖南 长沙，410004；2. 中国路桥工程有限责任公司，北京100011)

粗粒土在我国南方多雨地区分布广泛，获取便捷，与其他土体相比，粗粒土在充分压实后的力学性能较好，抗剪强度较高，因此，在该区域进行修筑路堤时通常会因地制宜地将其作为路堤填筑材料[1-2]。随着粗粒土工程应用不断增加，国内外研究人员对粗粒土物理力学特性的研究不断深入。在考虑循环荷载对粗粒土力学性能的影响方面，龙尧等[3-5]通过动三轴试验对循环荷载作用下粗粒土的动力特性进行分析，得到了动荷载作用下的粗粒土变形特性及物理力学参数变化规律；何忠明等[6]通过室内模型试验对动力湿化作用下粗粒土高路堤的动力特性进行了分析，发现随着深度增加，路堤内部土体的动力响应会出现明显的滞后现象；陈乐求等[7]以水泥改良泥质板岩粗粒土为研究对象开展不同干湿循环条件下的大型动三轴压缩试验，探讨了干湿循环作用对水泥改良泥质板岩粗粒土动稳定性的影响；王康宇等[8]研究了铁路基床表层粗粒土填料的动力响应，拟合出以围压为变量的临界动应力经验公式；梅慧浩等[9]根据动三轴试验，分析了粗粒土轴向永久应变发展规律，建立了考虑应力状态及加载次数的永久变形预测模型；潘家军等[10]基于大型真三轴试验对粗粒土在不同中主应力系数条件下的应力-应变规律进行了研究，发现当固结压力一定时，应力在峰值后的回落会随着中主应力比增大而愈加明显；刘维正等[11]对含水率和压实度等因素作用下红黏土路基填料的动态回弹模量变化规律进行了研究，建立了考虑含水率和应力水平影响的压实路基土动态回弹模量预估模型；冯怀平等[12]通过GDS 动三轴系统，对浸水作用下重载铁路基床动回弹模量衰减规律进行了研究。在粗粒土静力特性研究方面，凌华等[13]分别对不同细粒含量的无黏粒和含黏粒粗粒土开展了大型三轴排水剪切试验，发现细颗粒含量会对粗粒土的力学特性产生重要影响；石熊等[14]对级配改良后的粗粒土开展了大型三轴剪切试验，对改良级配粗粒土的物理力学特性进行了研究，并对试样三轴试验的体积应变和切线泊松比进行了预测；TRINH 等[15-17]利用静三轴压缩试验研究了含水率对粗粒土应力-应变关系、力学强度及变形特性的影响，分析了湿化作用对粗粒土物理力学性能的影响。此外，QU等[18]开展了粗粒土冻融循环试验，研究了不同冻融条件下的粗粒土单轴力学特性发展规律，结果表明试样在冻融循环作用下的力学参数劣化程度与试样干密度和含水率有较大关联；张俊文等[19]基于全自动三轴渗流实验系统对砂岩进行了无水与排水条件下的应力-渗流耦合试验，分析了应力-渗流耦合作用下砂岩的变形、强度和渗流率的演变规律。可见，目前研究者大多对粗粒土在静动荷载作用下力学响应进行了研究。而在长期雨水浸渗和周期性的外部车辆荷载作用下，当路堤内部含水率出现较大变化时，路堤粗粒土力学特性也会发生较大变化[20]，但目前较少研究交通荷载和含水率变化对粗粒土路堤填料变形及力学强度特性的影响规律，而研究粗粒土路堤失稳现象发现，运营期粗粒土路堤填料抗剪强度在动力湿化作用下逐渐劣化是引起路堤失稳的重要原因[21]，为此，本文开展粗粒土路堤填料的动、静三轴试验，对不同动力及湿化因素下粗粒土试件的动力响应及力学强度特性变化规律进行研究，以便为粗粒土路堤的合理设计及加固分析提供参考。

1 三轴试验研究

1.1 仪器和试件参数

本试验采用长沙理工大学公路工程实验中心的R-8001T大型动、静三轴试验系统，其最大轴向荷载为50 kN，轴向力测试精度为±1 μm，轴向最大位移为150 mm，轴向位移精度为±1 μm，最大围压为1 MPa，围压精度为±0.1 kPa。通过室内常规土工试验得到粗粒土颗粒级配如表1所示，各基本物理力学参数如表2所示。进行击实试验时，使用重型击实锤进行击实。在本次试验中，各试件压实度为96%，各参数均符合JTG D30—2015“公路路基设计规范”的要求。

表1 粗粒土颗粒级配Table 1 Gradation of coarse-grained soil particles

表2 粗粒土基本物理力学参数Table 2 Basic physical and mechanical parameters of coarse-grained soil

1.2 动、静三轴试验方案设计

本次试验分为2个阶段：第一个阶段对不同含水率的粗粒土试件施加既定的动荷载进行动三轴试验，以模拟车辆荷载对土体的影响；第二阶段去掉动荷载，对试件进行固结排水条件下的静三轴压缩试验。根据室内基础土工试验结果，试件的最佳含水率和饱和含水率分别为7.8%和18.6%，结合试验结果和相关文献，本试验中试件的含水率ω分别设定为7.8%，13.2%和18.6%[22-23]。为有效模拟车辆荷载对粗粒土路堤填料的影响，本文参考已有研究成果[24-25]确定动偏应力σd为30，40和50 kPa，荷载频率f为0.5，1.0 和2.0 Hz，动三轴试验围压设置为28 kPa[26-28]。加载波形选择半正弦波，当加载周期T=1.0 s 时，该周期内的加载时间为0.2 s，卸载时间为0.8 s[26]。根据多组试验结果并结合文献[29]，拟定动荷载循环加载次数为10 000次。固结排水条件下的静三轴压缩试验所采用围压分别为100，200和300 kPa[29]。

2 动三轴试验结果分析

根据动三轴试验结果绘制不同动偏应力σd、不同含水率ω、不同荷载频率f作用下试件的轴向永久变形与动荷载循环次数的关系曲线，如图1所示。

由图1可知：粗粒土路堤填料试件在循环动荷载的作用下，其轴向永久变形会随着动荷载循环次数增加而变大，在累积应变为塑性安定状态条件下，当加载次数达到1 000次时，各试件的轴向永久变形达总变形的83%以上，之后试件轴向永久变形逐渐趋于稳定。从图1(a)可见：不同粗粒土试件所受动偏应力σd越大，对应轴向永久变形也越大；当动偏应力为30 kPa 时，试件的轴向永久变形为0.064%；当动偏应力增加至40 kPa 和50 kPa 时，试件的轴向永久变形分别增大至0.097%和0.130%，最大增幅为103.1%。同样，从图1(b)和图1(c)可以看出，含水率ω、荷载频率f对试件轴向永久变形的影响与动偏应力σd一致。从图1(b)可见：当粗粒土试件含水率为7.8%时，其轴向永久变形为0.097%；而当试件的含水率增大至18.6%时，试件轴向永久变形达0.223%，增加幅度达129.9%。这是由于随含水率增加，土颗粒表面水膜的润滑作用会使颗粒之间的摩阻力变小，试件变形过程中土颗粒间克服摩擦力需作的功比试件在最佳含水率时所作的功低，相同的偏应力所引起的轴向永久变形更大。从图1(c)可见：由于荷载频率提高，试件土体在加载阶段其内部结构产生变形，在后续的卸载阶段由于时间过短，导致变形中的弹性部分无法得到充分恢复，因此，试件产生的轴向永久变形也就愈大；当荷载频率从0.5 Hz提升至2.0 Hz时，试件的轴向永久变形则从0.076%增大到0.113%，增长幅度为48.7%。可见，含水率ω、荷载频率f和动偏应力σd对粗粒土试件轴向永久变形的影响较显著。

图1 不同参数下轴向永久变形曲线Fig.1 Axial permanent deformation curves in different parameters

3 考虑动力湿化作用影响的粗粒土路堤填料力学性能

3.1 不同动力及湿化条件下粗粒土路堤填料应力与应变特性

基于静三轴试验，研究不同控制因素对粗粒土试样偏应力σ0-轴向应变ε1曲线的影响规律。不同试件的σ0-ε1曲线如图2～4所示。

图2 不同动偏应力条件下粗粒土路堤填料试件偏应力-轴向应变曲线Fig.2 Deviatoric stress-axial strain curves of coarsegrained soil specimens filled with embankment under different dynamic deviatoric stress conditions

从图2～4 可以看出：含水率ω、荷载频率f和动偏应力σd均会对试件的偏应力σ0-轴向应变ε1曲线产生较大影响，粗粒土试件的偏应力σ0和轴向应变ε1表现出明显的非线性关系，且在3组试验中均表现为应变硬化；粗粒土试件经过动荷载循环加载后，其σ0-ε1曲线的斜率会随着三轴压缩试验中所受围压增大而增加，试件达到最大轴向应变时所对应的偏应力峰值也越大。由图2可知：随着动偏应力σd增大，静三轴压缩过程中试件达到同一轴向应变时所对应的静偏应力越小；在不同动偏应力(30，40和50 kPa)作用下，试件在静三轴压缩试验中达到最大轴向应变时所对应的偏应力分别为575，512和458 kPa，后两者较前者分别减少了11.0%和20.3%(图2(a))。

从图3 和图4 可以看出含水率ω和加载频率f对试件的影响与动偏应力σd对试件的影响类似。从图3(a)可见：不同含水率的试件在达到最大轴向应变时所对应的偏应力分别为512，445 和402 kPa，后两者较前者相比分别减少了13.1%和21.5%。这是因为粗粒土试件中的体积含水率越高，其基质吸力越低，粗粒土之间的有效应力也越低，抗剪强度越小，试件达到相同的轴向应变所需要的轴向偏应力也越小。从图4可见：当荷载频率从0.5 Hz 提升到1.0 Hz 时，偏应力平均降低6.9%；而当荷载频率从1.0 Hz提升到2.0 Hz时，偏应力平均降低15.9%。

图3 不同含水率条件下粗粒土路堤填料试件偏应力-轴向应变曲线Fig.3 Deviatoric stress-axial strain curves of coarsegrained soil specimens filled with embankment under different water content conditions

图4 不同荷载频率条件下粗粒土路堤填料试件偏应力-轴向应变曲线Fig.4 Deviatoric stress-axial strain curves of coarsegrained soil specimens filled with embankment under different load frequencies

3.2 不同动力及湿化条件下粗粒土路堤填料强度特性

考虑到各试样σ0-ε1曲线均无明显的轴力峰值，参考GB/T 50123—2019“土工试验方法标准”，取轴向应变为15%所对应的偏应力作为试件破坏偏应力，对应的轴向应力为试件破坏时的最大主应力，根据试验结果绘制不同动力及湿化条件下粗粒土试件的莫尔应力圆与抗剪强度包络线，如图5～7所示。

由图5～7可以看出，不同动力及湿化条件下粗粒土路堤填料试件抗剪强度包络线近似于直线，其强度参数符合库仑公式τf=c+σtanφ；不同动力及湿化条件下粗粒土试件的黏聚力c和内摩擦角φ见表3，各影响因素与黏聚力c、内摩擦角φ的关系曲线见图8～10。

表3 不同动力及湿化条件下的抗剪强度参数c和φTable 3 Shear strength parameters c and φ under different dynamic and humid conditions

图5 不同动偏应力σd下循环加载后粗粒土试件的莫尔应力圆及其包络线Fig.5 Moiré stress circle and its envelope curves of coarse-grained soil specimens after cyclic loading of different dynamic deviatoric stresses

图6 不同含水率ω下粗粒土试件循环加载后的莫尔应力圆及其包络线Fig.6 Moiré stress circle and its envelope curves after cyclic loading of coarse-grained soil samples with different moisture contents

图7 不同荷载频率f下循环加载后粗粒土试件的莫尔应力圆及其包络线Fig.7 Mohr's stress circle and its envelope curve of coarse-grained soil samples after cyclic loading with different load frequencies

图8 动偏应力σd与强度参数c和φ的关系Fig.8 Relationship between dynamic triaxial deviator stress σd and strength parameter c and φ

图9 含水率ω与强度参数c和φ的关系Fig.9 Relationship between water content ω and strength parameter c and φ

图10 荷载频率f与强度参数c和φ的关系Fig.10 Relationship between load frequencyfand strength parametercand φ

从图8～10 可知：粗粒土试件的抗剪强度指标黏聚力c和内摩擦角φ均随动偏应力σd、含水率ω以及荷载频率f的增大而呈线性递减。不同动力湿化因素对粗粒土路堤填料强度参数的拟合经验公式如表4 所示。从表4 可以看出，在强度参数中，与内摩擦角φ相比，黏聚力c对动偏应力σd、含水率ω以及荷载频率f的变化更敏感。

表4 强度参数c和φ与各影响因素的拟合公式Table 4 Fitting formulas of intensity parametersc,φ and various influencing factors

3.3 不同动力及湿化条件下粗粒土路堤填料体应变特性

根据静三轴压缩试验得到不同动力及湿化因素作用下试件的体应变εv与轴向应变ε1关系如图11～13所示(体应变以体积缩小为正)。

图11 不同动偏应力条件下路堤填筑试件体应变εv-轴向应变ε1曲线Fig.11 Curves of body strain εv-axial strain ε1 of embankment filled specimens under different dynamic deviatoric stress conditions

由图11～13可以看出：粗粒土试件在试验中均表现为剪切收缩，在相同动力及湿化条件下，围压越大，试件所累积的体应变εv也越大，这是由于试件在三轴压缩过程中主要产生轴向压缩，而横向膨胀相对轴向压缩较小；当围压一定时，动偏应力σd、含水率ω及荷载频率f与试件达到相同轴向应变时所产生的体应变εv呈正比，且对其峰值的影响较明显。从图11(a)可见：当动偏应力σd从30 kPa 增加至50 kPa 时，粗粒土路堤填料试件的体应变峰值从3.19%上升到4.26%，增长幅值达33.5%。同样，单独考虑含水率ω和加载频率f的影响(见图12(a)和图13(a))，且当含水率ω从低到高时，试件体应变峰值变化幅度为25.77%；在不同加载频率f下，粗粒土路堤填料试件的体应变峰值变化幅度为17.3%。这是由于随荷载频率提高，土体得到恢复的时间就愈短，导致变形中的部分弹性变形无法充分恢复。因此，在实际道路运营管理中，在南方多雨地区需依据当地实情采取适当措施，如对上下路床进行加固处置，并对道路上的超载车辆进行限制，以减小道路运营过程中所产生的路基沉降。

图12 不同含水率条件下粗粒土路堤填料试件的体应变εv-轴向应变ε1曲线Fig.12 Curves of Volume Strain εv-axial strain ε1 of coarse grained soil specimens filled with embankment under different moisture contents

图13 不同荷载频率条件下路堤填筑试件体应变εv-轴向应变ε1曲线Fig.13 Curves of body strain εv-axial strain ε1 of embankment filled specimens under different load frequencies

4 结论

1)粗粒土路堤填料试件的轴向永久变形随着动荷载循环次数的增加而变大，在累积应变为塑性安定状态条件下，当加载次数达到1 000 次时，各试件的轴向永久变形达到总变形的83%以上；动偏应力σd、含水率ω和荷载频率f均会对试件的轴向永久变形产生较显著影响，当动偏应力σd、含水率ω和荷载频率f增大时，试件轴向永久变形增加幅度分别为103.1%，129.9%和48.7%。

2)粗粒土路堤填料试件在静三轴压缩试验中的应力-应变关系表现为明显的非线性关系。动三轴循环加载过程中的动偏应力σd、土体含水率ω、荷载频率f越高，粗粒土试件在静三轴压缩试验中达到同一轴向应变所对应的偏应力越低。

3)基于静三轴试验拟合得到各控制因素与粗粒土路堤填料试件黏聚力c和内摩擦角φ的经验公式，c和ϕ均随动偏应力σd、含水率ω以及荷载频率f的增大呈线性递减，且相较于内摩擦角φ，黏聚力c对各因素变化更敏感。

4)粗粒土试件在不同试验中均表现为剪切收缩，在相同动力及湿化条件下所受围压越大，所累积的体应变εv也越大；当围压一定时，动偏应力σd、含水率ω及荷载频率f与试件达到相同轴向应变时所产生的体应变εv呈正比。