主動圍壓作用下水泥粉質黏土SHPB試驗與分析

高常輝， 馬芹永,2， 馬冬冬

(1. 安徽理工大學 土木建筑學院，安徽 淮南 232001； 2. 安徽理工大學 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、價格低廉以及穩定的力學性質等優勢，被廣泛地應用于軟土地基加固中[1-2]。我國沿海地區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極差，無法滿足機場跑道、高速鐵路和高速公路等高標準工程的施工要求，所以需要對其進行加固處理，軟土地基加固的常用方法是水泥土攪拌法。對于水泥土，工程應用中不僅承受靜荷載作用，經常還要承受瞬時動荷載作用。如將水泥土應用于機場跑道基層[3]，飛機以60 m/s速度降落時，瞬時應力將會對跑道表面及水泥土路基造成強大的沖擊作用[4]；在水泥土加固地基周圍進行機械開挖或者爆破施工，也會對已加固的地基產生沖擊作用。目前國內外對水泥土的研究較多，然而這些研究大部分集中在靜態荷載的條件下[5-13]，關于水泥土在沖擊荷載作用下的動態力學特性研究卻鮮見報道。沖擊荷載作用下材料的特性與靜態條件下有著較大差別[14]，因此有必要對水泥土的沖擊壓縮特性進行研究。

地基處水泥土受沖擊作用影響的實質是水泥土在圍壓狀態下動態力學特性的體現，開展主動圍壓下水泥土的SHPB試驗與沖擊壓縮特性研究顯得尤為重要，對水泥土加固地基工程具有一定的參考價值。

1 試驗概述

1.1 SHPB試驗裝置與原理

試驗采用安徽理工大學沖擊動力學實驗室的Φ50 mm鋼質分離式Hopkinson壓桿(SHPB)試驗系統，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，鋼質桿的彈性模量210 GPa，密度7.8 g/cm3，縱波波速5 190 m/s。主動圍壓裝置如圖1所示，圍壓應力依靠液壓產生，當入射桿高速沖出并推動試樣變形時，圍壓裝置內壁會對其徑向變形產生限制作用，使試樣處于三向壓縮狀態[15]。

圖1 主動圍壓裝置Fig.1 Confining pressure device

1.2 試樣制作與試驗設計

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

原狀粉質黏土烘干粉碎過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，制樣采用分層擊實法，試樣尺寸為Φ50 mm×H25 mm。將制作完成的水泥粉質黏土試樣裝入自封袋，移至養護室養護28天，養護溫度為(20±2)℃，養護濕度為95%。

待水泥粉質黏土養護結束后，進行不同圍壓和不同應變率條件下水泥土的SHPB沖擊壓縮試驗，每組試驗準備3個平行試樣，共計60個試樣。具體試驗方案見表2。

表2 水泥粉質黏土SHPB試驗方案

2 主動圍壓下水泥粉質黏土SHPB試驗結果與分析

2.1 水泥粉質黏土SHPB試驗結果與可靠性分析

SHPB試驗技術是以應力均勻性假設為基礎的[16]，本試驗解決應力均勻性問題的措施主要有以下三點：①采用波形整形器對入射波進行整形；②在水泥粉質黏土試樣表面和主動圍壓裝置內壁涂抹少量凡士林，以減少摩擦效應；③調平入射桿和透射桿，使試樣和壓桿共軸。同時，由于水泥粉質黏土的波阻抗相對較低，采用普通電阻應變片無法采集到有效數據，故試驗中采用半導體應變片來采集透射波信號。試驗采集的典型原始波形如圖2所示。

圖2 水泥粉質黏土SHPB試驗原始波形Fig.2 SHPB original waveform of cemented silty clay

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

水泥土沖擊壓縮強度是指水泥土材料在承受沖擊荷載時所達到的最大應力，以反映水泥土抵抗沖擊破壞的能力。試驗通過改變沖擊氣壓來獲得不同的應變率，同時取應變率時程曲線平臺段處應變率的平均值作為平均應變率。對試驗結果進行篩選，最終選取平均應變率為130 s-1，152 s-1，160 s-1，172 s-1，180 s-1和195 s-1的六組數據。試驗中通過粘貼在入射桿上的電阻應變片和透射桿上的半導體應變片測試入射、反射和透射應變脈沖εi、εr和εt，并通過三波法[19]對電壓信號進行處理，得到水泥粉質黏土的沖擊壓縮強度(三個試樣的平均值)數據見表3。

表3 水泥粉質黏土SHPB試驗數據

2.2 水泥粉質黏土的破壞形態

不同圍壓狀態下水泥粉質黏土的破壞形態如圖3和圖4所示。觀察圖3，單軸沖擊壓縮狀態(圍壓0 MPa)下水泥粉質黏土試樣在破壞時出現了不同程度的碎裂形態，而圖4所示圍壓作用下水泥粉質黏土試樣在沖擊試驗后基本保持完好，表現出一定的整體性。上述現象說明水泥粉質黏土試樣在破壞時徑向變形受到了圍壓裝置的約束，限制了試樣微裂隙的進一步擴展，表現出較為明顯的彈-塑性材料特征。

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

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

2.3 圍壓和應變率對水泥粉質黏土動態應力-應變曲線的影響

為探求圍壓和應變率對水泥粉質黏土動態應力-應變曲線的影響，選取應變率為172 s-1時不同圍壓狀態下水泥粉質黏土的動態應力-應變曲線進行分析，見圖5；選取單軸沖擊壓縮和圍壓狀態下的水泥粉質黏土在不同應變率下的動態應力-應變曲線，分別見圖6和圖7。

圖5 SHPB試驗中水泥粉質黏土的動態應力-應變曲線Fig.5 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay

圖6 單軸條件下水泥粉質黏土在不同應變率下的動態應力-應變曲線Fig.6 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay at different strain rate under uniaxial compression

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

圖7 圍壓作用水泥粉質黏土在不同應變率下的動態應力-應變曲線Fig.7 Dynamic stress-strain curves of cemented silty clay at different strain rate under confining pressure

圖8 SHPB試驗中水泥粉質黏土的典型動態應力-應變曲線Fig.8 Typical stress-strain curve of cemented silty clay

相比SHPB試驗，水泥粉質黏土試樣在靜態荷載作用下的應力-應變曲線與動態曲線存在較大差異。通過對前期靜態強度[20]等數據進行處理，得到如圖9所示的靜荷載作用下水泥粉質黏土應力-應變曲線。觀察圖9，曲線大致分為壓密階段(o-a)、小平臺段(a-b)、彈性階段(b-c)、屈服階段(c-d)、破壞階段(d-e)和殘余強度階段(e-f)。相比靜態應力-應變曲線，水泥粉質黏土的動態應力-應變曲線中無明顯的殘余強度階段，其主要原因是沖擊試驗過程短暫，水泥土試樣沒有足夠的時間進行能量分散和微裂隙擴展，只有通過提高應力的途徑來抵抗外部的荷載，當應力到達極限值時瞬間直線下降，并無明顯的殘余強度。

圖9 靜態試驗中水泥粉質黏土的應力-應變曲線Fig.9 Stress-strain curve of static test

2.4 圍壓和應變率對水泥粉質黏土沖擊壓縮強度的影響

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

圖10 不同圍壓下水泥粉質黏土沖擊壓縮強度與應變率的關系Fig.10 Relation between strength and strain rate under different confining conditions

從圖10可以得出，應變率為152 s-1，圍壓由0.5 MPa增加至2.0 MPa時，水泥粉質黏土的沖擊壓縮強度比同等條件下單軸狀態強度分別提高了30.96%、94.67%、113.79%和124.63%；當應變率為152 s-1，160 s-1和172 s-1時，圍壓作用下水泥粉質黏土試樣的最大沖擊壓縮強度分別為10.115 MPa、10.323 MPa和11.098 MPa，分別是單軸狀態強度的2.25倍、2.11倍和2.11倍。這是因為在圍壓作用下，水泥粉質黏土試樣由單軸條件時的一維應力狀態變為此時的三向受力狀態，抑制了微裂隙的發展[21]，同時增強了顆粒間的摩擦和咬合力，進而水泥粉質黏土試樣的峰值強度得到提高。

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

對圍壓為0～2.0 MPa的五組數據進行擬合，擬合結果如圖10所示，不同圍壓狀態下水泥粉質黏土沖擊壓縮強度均隨應變率的增大而線性增大，故可統一用公式(1)表示：

(1)

表4 水泥粉質黏土SHPB試驗數據擬合參數

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律不明顯，故取四組β值的平均數，β=0.045；相比參數β，圍壓對α值的影響較大，經檢驗，參數α的變化規律呈現線性變化，隨圍壓p的增大而增大，擬合結果見公式(2)。

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

(2)

式中：α為圍壓對水泥粉質黏土沖擊壓縮強度影響的參數；p為圍壓，MPa；R2為擬合度。

將式(2)和β值代入式(1)，整理得到水泥粉質黏土沖擊壓縮強度與圍壓和應變率變化的關系表達式為

3 結 論

通過對不同圍壓、不同應變率下水泥粉質黏土的SHPB試驗結果進行分析，得出以下結論：

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

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

(3) 試驗結果與擬合公式表明，水泥粉質黏土沖擊壓縮強度與圍壓和應變率有著密切的關系，圍壓和應變率共同影響水泥粉質黏土的沖擊壓縮強度。