高常輝， 馬芹永,2， 馬冬冬

(1. 安徽理工大學(xué) 土木建筑學(xué)院，安徽 淮南 232001； 2. 安徽理工大學(xué) 礦山地下工程教育部工程研究中心，安徽 淮南 232001)

水泥土以其施工方便、價(jià)格低廉以及穩(wěn)定的力學(xué)性質(zhì)等優(yōu)勢，被廣泛地應(yīng)用于軟土地基加固中[1-2]。我國沿海地區(qū)廣泛分布著深厚的軟弱土層，由于這部分軟土地基的工程性質(zhì)極差，無法滿足機(jī)場跑道、高速鐵路和高速公路等高標(biāo)準(zhǔn)工程的施工要求，所以需要對(duì)其進(jìn)行加固處理，軟土地基加固的常用方法是水泥土攪拌法。對(duì)于水泥土，工程應(yīng)用中不僅承受靜荷載作用，經(jīng)常還要承受瞬時(shí)動(dòng)荷載作用。如將水泥土應(yīng)用于機(jī)場跑道基層[3]，飛機(jī)以60 m/s速度降落時(shí)，瞬時(shí)應(yīng)力將會(huì)對(duì)跑道表面及水泥土路基造成強(qiáng)大的沖擊作用[4]；在水泥土加固地基周圍進(jìn)行機(jī)械開挖或者爆破施工，也會(huì)對(duì)已加固的地基產(chǎn)生沖擊作用。目前國內(nèi)外對(duì)水泥土的研究較多，然而這些研究大部分集中在靜態(tài)荷載的條件下[5-13]，關(guān)于水泥土在沖擊荷載作用下的動(dòng)態(tài)力學(xué)特性研究卻鮮見報(bào)道。沖擊荷載作用下材料的特性與靜態(tài)條件下有著較大差別[14]，因此有必要對(duì)水泥土的沖擊壓縮特性進(jìn)行研究。

地基處水泥土受沖擊作用影響的實(shí)質(zhì)是水泥土在圍壓狀態(tài)下動(dòng)態(tài)力學(xué)特性的體現(xiàn)，開展主動(dòng)圍壓下水泥土的SHPB試驗(yàn)與沖擊壓縮特性研究顯得尤為重要，對(duì)水泥土加固地基工程具有一定的參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)概述

1.1 SHPB試驗(yàn)裝置與原理

試驗(yàn)采用安徽理工大學(xué)沖擊動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室的Φ50 mm鋼質(zhì)分離式Hopkinson壓桿(SHPB)試驗(yàn)系統(tǒng)，撞擊桿、入射桿和透射桿的長度分別為0.6 m、2.4 m和1.2 m，鋼質(zhì)桿的彈性模量210 GPa，密度7.8 g/cm3，縱波波速5 190 m/s。主動(dòng)圍壓裝置如圖1所示，圍壓應(yīng)力依靠液壓產(chǎn)生，當(dāng)入射桿高速?zèng)_出并推動(dòng)試樣變形時(shí)，圍壓裝置內(nèi)壁會(huì)對(duì)其徑向變形產(chǎn)生限制作用，使試樣處于三向壓縮狀態(tài)[15]。

圖1 主動(dòng)圍壓裝置Fig.1 Confining pressure device

1.2 試樣制作與試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)土樣為粉質(zhì)黏土，取自淮河岸邊某工地基坑內(nèi)，液限35.40%，塑限23.82%，最優(yōu)含水率22.40%，最大干密度1.69 g/cm3；粉質(zhì)黏土的顆粒級(jí)配見表1；水泥采用P·O 42.5普通硅酸鹽水泥。

原狀粉質(zhì)黏土烘干粉碎過2 mm篩，加水配制成含水率為22.4%的土樣，攪拌均勻后用保鮮袋密封并靜置24 h。水泥按干土重的15%摻入，水灰比為0.5，制樣采用分層擊實(shí)法，試樣尺寸為Φ50 mm×H25 mm。將制作完成的水泥粉質(zhì)黏土試樣裝入自封袋，移至養(yǎng)護(hù)室養(yǎng)護(hù)28天，養(yǎng)護(hù)溫度為(20±2)℃，養(yǎng)護(hù)濕度為95%。

待水泥粉質(zhì)黏土養(yǎng)護(hù)結(jié)束后，進(jìn)行不同圍壓和不同應(yīng)變率條件下水泥土的SHPB沖擊壓縮試驗(yàn)，每組試驗(yàn)準(zhǔn)備3個(gè)平行試樣，共計(jì)60個(gè)試樣。具體試驗(yàn)方案見表2。

表2 水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)方案

2 主動(dòng)圍壓下水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)結(jié)果與可靠性分析

SHPB試驗(yàn)技術(shù)是以應(yīng)力均勻性假設(shè)為基礎(chǔ)的[16]，本試驗(yàn)解決應(yīng)力均勻性問題的措施主要有以下三點(diǎn)：①采用波形整形器對(duì)入射波進(jìn)行整形；②在水泥粉質(zhì)黏土試樣表面和主動(dòng)圍壓裝置內(nèi)壁涂抹少量凡士林，以減少摩擦效應(yīng)；③調(diào)平入射桿和透射桿，使試樣和壓桿共軸。同時(shí)，由于水泥粉質(zhì)黏土的波阻抗相對(duì)較低，采用普通電阻應(yīng)變片無法采集到有效數(shù)據(jù)，故試驗(yàn)中采用半導(dǎo)體應(yīng)變片來采集透射波信號(hào)。試驗(yàn)采集的典型原始波形如圖2所示。

圖2 水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)原始波形Fig.2 SHPB original waveform of cemented silty clay

水泥粉質(zhì)黏土試樣實(shí)測縱波波速為1 450 m/s，應(yīng)力波沿試樣軸向完成一次透射-反射的時(shí)間為34.5 μs。觀察圖2，入射波上升沿的時(shí)間約為150 μs，可滿足應(yīng)力波沿試樣軸向4次透射-反射。根據(jù)Yang等[17]和毛勇建等[18]的研究，試樣滿足應(yīng)力均勻時(shí)對(duì)應(yīng)反射次數(shù)為4次。因此，試驗(yàn)中水泥粉質(zhì)黏土試樣的應(yīng)力分布可以滿足應(yīng)力均勻性要求。

水泥土沖擊壓縮強(qiáng)度是指水泥土材料在承受沖擊荷載時(shí)所達(dá)到的最大應(yīng)力，以反映水泥土抵抗沖擊破壞的能力。試驗(yàn)通過改變沖擊氣壓來獲得不同的應(yīng)變率，同時(shí)取應(yīng)變率時(shí)程曲線平臺(tái)段處應(yīng)變率的平均值作為平均應(yīng)變率。對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行篩選，最終選取平均應(yīng)變率為130 s-1，152 s-1，160 s-1，172 s-1，180 s-1和195 s-1的六組數(shù)據(jù)。試驗(yàn)中通過粘貼在入射桿上的電阻應(yīng)變片和透射桿上的半導(dǎo)體應(yīng)變片測試入射、反射和透射應(yīng)變脈沖εi、εr和εt，并通過三波法[19]對(duì)電壓信號(hào)進(jìn)行處理，得到水泥粉質(zhì)黏土的沖擊壓縮強(qiáng)度(三個(gè)試樣的平均值)數(shù)據(jù)見表3。

表3 水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)數(shù)據(jù)

2.2 水泥粉質(zhì)黏土的破壞形態(tài)

不同圍壓狀態(tài)下水泥粉質(zhì)黏土的破壞形態(tài)如圖3和圖4所示。觀察圖3，單軸沖擊壓縮狀態(tài)(圍壓0 MPa)下水泥粉質(zhì)黏土試樣在破壞時(shí)出現(xiàn)了不同程度的碎裂形態(tài)，而圖4所示圍壓作用下水泥粉質(zhì)黏土試樣在沖擊試驗(yàn)后基本保持完好，表現(xiàn)出一定的整體性。上述現(xiàn)象說明水泥粉質(zhì)黏土試樣在破壞時(shí)徑向變形受到了圍壓裝置的約束，限制了試樣微裂隙的進(jìn)一步擴(kuò)展，表現(xiàn)出較為明顯的彈-塑性材料特征。

圖3 單軸條件下水泥粉質(zhì)黏土試樣的破壞形態(tài)Fig.3 Failure modes of cemented silty clay under uniaxial compression

圖4 圍壓作用下水泥粉質(zhì)黏土試樣的破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of cemented silty clay under confining pressure

2.3 圍壓和應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響

為探求圍壓和應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線的影響，選取應(yīng)變率為172 s-1時(shí)不同圍壓狀態(tài)下水泥粉質(zhì)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行分析，見圖5；選取單軸沖擊壓縮和圍壓狀態(tài)下的水泥粉質(zhì)黏土在不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，分別見圖6和圖7。

圖5 SHPB試驗(yàn)中水泥粉質(zhì)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay

圖6 單軸條件下水泥粉質(zhì)黏土在不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay at different strain rate under uniaxial compression

圖5中，在同一應(yīng)變率條件下，隨著圍壓的增大，水泥粉質(zhì)黏土的動(dòng)彈性模量和峰值應(yīng)力均相應(yīng)地提高；從圖6和圖7可以看出，應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線影響較大，單軸和圍壓狀態(tài)下，其動(dòng)態(tài)峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變均隨應(yīng)變率的增大而增大。觀察圖5～圖7，水泥粉質(zhì)黏土試樣在單軸和圍壓狀態(tài)下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線走勢相似，均經(jīng)歷彈性變形階段(O-A)、塑性變形階段(A-B)和破壞階段(B-C)，典型動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線三個(gè)階段如圖8所示。

圖7 圍壓作用水泥粉質(zhì)黏土在不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.7 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay at different strain rate under confining pressure

圖8 SHPB試驗(yàn)中水泥粉質(zhì)黏土的典型動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.8 Typical stress-strain curve of cemented silty clay

相比SHPB試驗(yàn)，水泥粉質(zhì)黏土試樣在靜態(tài)荷載作用下的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與動(dòng)態(tài)曲線存在較大差異。通過對(duì)前期靜態(tài)強(qiáng)度[20]等數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，得到如圖9所示的靜荷載作用下水泥粉質(zhì)黏土應(yīng)力-應(yīng)變曲線。觀察圖9，曲線大致分為壓密階段(o-a)、小平臺(tái)段(a-b)、彈性階段(b-c)、屈服階段(c-d)、破壞階段(d-e)和殘余強(qiáng)度階段(e-f)。相比靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線，水泥粉質(zhì)黏土的動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線中無明顯的殘余強(qiáng)度階段，其主要原因是沖擊試驗(yàn)過程短暫，水泥土試樣沒有足夠的時(shí)間進(jìn)行能量分散和微裂隙擴(kuò)展，只有通過提高應(yīng)力的途徑來抵抗外部的荷載，當(dāng)應(yīng)力到達(dá)極限值時(shí)瞬間直線下降，并無明顯的殘余強(qiáng)度。

圖9 靜態(tài)試驗(yàn)中水泥粉質(zhì)黏土的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.9 Stress-strain curve of static test

2.4 圍壓和應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度的影響

上述分析可知，水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度與圍壓和應(yīng)變率有著密切的關(guān)系，為探求圍壓和應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度的共同影響，建立如圖10所示不同圍壓下水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系散點(diǎn)圖。從圖中可以看出，相同應(yīng)變率下水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度隨圍壓的增大而增大，相同圍壓下水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度隨應(yīng)變率增大而增大，變化趨勢與前面分析吻合。

圖10 不同圍壓下水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.10 Relation between strength and strain rate under different confining conditions

從圖10可以得出，應(yīng)變率為152 s-1，圍壓由0.5 MPa增加至2.0 MPa時(shí)，水泥粉質(zhì)黏土的沖擊壓縮強(qiáng)度比同等條件下單軸狀態(tài)強(qiáng)度分別提高了30.96%、94.67%、113.79%和124.63%；當(dāng)應(yīng)變率為152 s-1，160 s-1和172 s-1時(shí)，圍壓作用下水泥粉質(zhì)黏土試樣的最大沖擊壓縮強(qiáng)度分別為10.115 MPa、10.323 MPa和11.098 MPa，分別是單軸狀態(tài)強(qiáng)度的2.25倍、2.11倍和2.11倍。這是因?yàn)樵趪鷫鹤饔孟?，水泥粉質(zhì)黏土試樣由單軸條件時(shí)的一維應(yīng)力狀態(tài)變?yōu)榇藭r(shí)的三向受力狀態(tài)，抑制了微裂隙的發(fā)展[21]，同時(shí)增強(qiáng)了顆粒間的摩擦和咬合力，進(jìn)而水泥粉質(zhì)黏土試樣的峰值強(qiáng)度得到提高。

應(yīng)變率對(duì)水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度的影響也很明顯。單軸沖擊壓縮時(shí)，應(yīng)變率由152 s-1增至195 s-1，相應(yīng)的峰值應(yīng)力由4.503 MPa提高到5.606 MPa，峰值應(yīng)變由0.0302增至0.0376；圍壓1.5 MPa時(shí)，應(yīng)變率由130 s-1增加到180 s-1，峰值應(yīng)力則由8.536 MPa提高到11.162 MPa，峰值應(yīng)變由0.026 3增至0.034 2，增幅分別為30.76%和30.04%。同時(shí)，隨著應(yīng)變率增大，兩種狀態(tài)下水泥粉質(zhì)黏土動(dòng)彈性模量也有所提高，表明水泥粉質(zhì)黏土具有較強(qiáng)的應(yīng)變率效應(yīng)。這也可由圖3水泥粉質(zhì)黏土破壞形態(tài)證實(shí)，隨著應(yīng)變率的增大，單軸條件下水泥粉質(zhì)黏土試樣的破碎程度逐漸變大，表現(xiàn)為碎塊數(shù)量增多，尺寸減小且趨于均勻。原因在于應(yīng)變率愈大，水泥粉質(zhì)黏土試樣內(nèi)部裂紋愈是來不及充分發(fā)展，于是在各局部區(qū)域同時(shí)萌生和擴(kuò)展新的微裂紋，而吸收能量的增加正好體現(xiàn)在擴(kuò)展裂紋的數(shù)量上[22]，使得水泥粉質(zhì)黏土的峰值強(qiáng)度得到提高。

對(duì)圍壓為0～2.0 MPa的五組數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖10所示，不同圍壓狀態(tài)下水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度均隨應(yīng)變率的增大而線性增大，故可統(tǒng)一用公式(1)表示：

(1)

表4 水泥粉質(zhì)黏土SHPB試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合參數(shù)

由表4可以看出，β值隨圍壓變化的幅度不是很大，且隨圍壓變化而變化的規(guī)律不明顯，故取四組β值的平均數(shù)，β=0.045；相比參數(shù)β，圍壓對(duì)α值的影響較大，經(jīng)檢驗(yàn)，參數(shù)α的變化規(guī)律呈現(xiàn)線性變化，隨圍壓p的增大而增大，擬合結(jié)果見公式(2)。

α=-0.89+2.11p，R2=0.87，
0 MPa≤p≤2.0 MPa

(2)

式中：α為圍壓對(duì)水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度影響的參數(shù)；p為圍壓，MPa；R2為擬合度。

將式(2)和β值代入式(1)，整理得到水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度與圍壓和應(yīng)變率變化的關(guān)系表達(dá)式為

3 結(jié) 論

通過對(duì)不同圍壓、不同應(yīng)變率下水泥粉質(zhì)黏土的SHPB試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行分析，得出以下結(jié)論：

(1) 圍壓和單軸狀態(tài)下的水泥粉質(zhì)黏土動(dòng)態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變曲線走勢相似，均經(jīng)歷彈性變形階段、塑性變形階段和破壞階段，但是兩種狀態(tài)下水泥粉質(zhì)黏土試樣的破壞形態(tài)不同，單軸條件下水泥粉質(zhì)黏土試樣的破壞程度隨應(yīng)變率增加而逐漸變大，圍壓作用下水泥粉質(zhì)黏土在沖擊試驗(yàn)后保持較好的整體性。

(2) 相同應(yīng)變率條件下，水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度隨圍壓的增加而增大；相同圍壓條件下，水泥粉質(zhì)黏土峰值應(yīng)力和峰值應(yīng)變均隨應(yīng)變率的增加而增大，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng)。

(3) 試驗(yàn)結(jié)果與擬合公式表明，水泥粉質(zhì)黏土沖擊壓縮強(qiáng)度與圍壓和應(yīng)變率有著密切的關(guān)系，圍壓和應(yīng)變率共同影響水泥粉質(zhì)黏土的沖擊壓縮強(qiáng)度。