粉質黏土強度特性應變速率效應的試驗研究

胡田飛，劉建坤，劉振亞，劉 昕，3

(1.北京交通大學 土木建筑工程學院，北京 100044；2.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043；3.青海大學 地質工程系，青海 西寧 810016)

由于土的碎散性、不均勻性及具有三相體特征，其工程性質除受控于自身顆粒級配、礦物成分及結構等因素外，還受到應力歷史、環境溫度、地下水、時間及荷載等因素的影響[1-3]。其中，應變速率也是影響土體變形特征和力學性質的重要因素，應變速率效應是土體流變性的主要特征之一[4]。

關于黏性土變形和強度特性的應變速率效應，目前已有大量的研究。文獻[5-6]發現黏性土的不排水抗剪強度和彈性模量會隨應變速率的增加而增大。文獻[7]發現黏性土極限強度與應變速率的正相關現象，并認為該現象是由剪切產生的孔隙水壓力和土骨架本身的黏滯性單獨或共同作用引起的。文獻[8-9]基于各向異性彈黏塑性本構關系分析應變速率對不排水抗剪強度的影響，計算結果均表明不排水抗剪強度與應變速率成正比，并證明該現象與土體的固結狀態和試驗類型無關。但是，也有一些研究結果表明土體強度與應變速率并非單調的正相關關系。文獻[10]研究發現結構性黏土存在應變速率軟化現象，同時存在一個臨界應變速率，小于臨界值時強度峰值為應變速率的增函數，大于臨界值時則為減函數，且高圍壓下應變速率的影響小于低圍壓條件。文獻[11-12]研究發現黃土不排水抗剪強度和黏聚力隨應變速率的增加先增大、后減小，而內摩擦角則基本隨應變速率的增加線性減小。文獻[13]研究發現強結構性黏土的抗剪強度隨應變速率的增加呈先減小、后增大的規律，黏聚力與內摩擦角則分別減小和增大。文獻[14]認為當應變速率較小時，隨著固結比的增加，黏土不排水抗剪強度的應變速率敏感度不斷降低。文獻[15]進一步指出強度的應變速率效應僅取決于次固結系數與壓縮指數的比值，與固結應力、固結歷史和試驗類型無關。可以發現，應變速率對抗剪強度的影響規律并無一致結論，出現了單調增大、先增大后減小和先減小后增大等不同趨勢，且這一現象的機理尚不明確。

隨著高速鐵路、高速公路及重載鐵路的發展，高填方和行車荷載作用下路基填料的應變速率效應也受到關注。文獻[16]通過排水三軸試驗發現砂礫料強度隨應變速率的增加而減小。文獻[17]通過標準砂的直剪試驗發現當法向應力較小時，抗剪強度與應變速率基本無關；法向應力較大時，抗剪強度則隨應變速率的增加而減小。文獻[18]研究發現級配粗粒土的最大偏應力和擴容現象隨應變速率的增加而增強，顆粒破碎率相對降低。文獻[19]通過三軸試驗發現級配碎石的彈性模量、峰值強度及殘余強度均隨應變速率的增加而增大。上述研究明確了無黏性顆粒土的應變速率效應，并認為其主要由顆粒的重新排列和破碎程度引起。但是，涉及黏性土填料的研究還較少。

目前，路基填土還較多地采用粉質黏土，《土工試驗方法標準》[20]建議粉質黏土不固結不排水試驗的應變速率取0.5%/min～1.0%/min，固結不排水試驗則取0.05%/min～0.1%/min，其與實際工程常見的應變速率范圍10-3%/h～10-2%/h有很大差別[21]。一般來說，應變速率小于10-4s-1時為靜態試驗，10-4～102s-1為準動態試驗，后者涉及排水、排氣是否及時對強度的影響，因此不能很好地考慮強度的時間效應和應變速率效應。但是，以往的試驗多為飽和土的準動態試驗，低應變速率下的試驗結果相對較少，同時淺層地表土體多處于非飽和狀態。因此，研究非飽和粉質黏土在10-7～10-3s-1范圍內的應變速率效應具有更完整的工程意義。

針對這一問題，本文以非飽和壓實粉質黏土為對象，通過不排水三軸試驗測定應變速率為5×10-7～1×10-3s-1和圍壓為50～400 kPa時的應力-應變曲線，探討不同圍壓和應變速率下試樣破壞形式、峰值強度、峰值應變、彈性模量、抗剪強度參數的變化規律及內在機理，以期為粉質黏土路基的應變速率效應分析、設計計算和穩定性評價等工作提供參考。

1 試驗材料及方案設計

試驗用土取自青藏高原，顆粒級配如圖1所示，其常用于該地區的道路工程建設。根據文獻[20]中土樣和試樣的制備要求，土料翻曬烘干后過2 mm篩進行試驗。土樣的最大干密度為1.828 g/cm3，最優含水率為14.8%，相對密度2.64，液限28.0%，塑限17.7%，塑性指數10.3，定名為粉質黏土。采用分層擊實法，在最優含水率和壓實度95%條件下制取直徑39.1 mm、高80 mm的圓柱體試樣，飽和度為78.1%。

圖1 土體顆粒級配曲線

黏性土填方路基沉降主要由孔隙氣壓縮及排氣引起，排水固結變形只占其中小部分。同時，由于低滲透性特征和壓實過程的超固結應力歷史，以及賦存環境和行車荷載條件，黏性土路基的固結、蠕變過程通常僅在加載瞬間出現增大現象，隨后趨于穩定[22]。因此，對于歷時較短加載條件下壓實黏性土的變形和強度特性，三軸試驗應選擇為不固結不排水(排氣)類型。圍壓選取低水平(50、100、150 kPa)和高水平(200、300、400 kPa)共計6個級別。軸向應變速率選取5×10-7、1×10-6、2.5×10-6、5×10-6、1×10-5、2.5×10-5、5×10-5、1×10-4、2.5×10-4、5×10-4、1×10-3s-1共計11個級別。試驗終止條件為軸向應變達到20%，試驗歷時2×102～4×105s不等。

考慮到試驗工作量，主要選用2臺南京土壤儀器廠生產的TSZ-1型三軸儀進行試驗，兩者標定值一致。同時，為驗證試驗結果的合理性和內在機理，利用GDS非飽和土三軸儀確定試樣在典型試驗條件下的體積變化特征。

2 試驗結果及分析

2.1 應力-應變關系

圖2為試樣在不同圍壓和應變速率下的應力-應變曲線。從圖2可以看出，不同圍壓下，應變速率效應隨軸向應變的增加逐漸體現出來，在結構屈服應力附近尤其明顯。試樣處于低圍壓時，高應變速率對應的應力-應變曲線為應變軟化型。隨著應變速率的降低，曲線形式逐漸向應變硬化型過渡，即存在應變速率軟化現象。在高圍壓下，不同應變速率對應的應力-應變曲線均呈應變硬化型。隨著圍壓的增加，應變硬化程度逐漸提高，且不同應變速率對應的應力-應變曲線的差異也逐漸減小。

(a)圍壓50 kPa

(b)圍壓100 kPa

(c)圍壓150kPa

(d)圍壓200 kPa

(e)圍壓300 kPa

(f)圍壓400 kPa

圖2 不同圍壓和應變速率下的偏應力-軸向應變關系曲線

2.2 破壞形式

圖3為不同圍壓和應變速率下試樣的破壞形態。在低圍壓下，試樣在高應變速率時形成貫通的單向剪裂面，裂紋長度大且外觀明顯，呈脆性破壞(圖3(a))。隨著應變速率的減小，剪裂面位置向下移動(圖3(b))，并逐漸呈現雙向剪切破壞形式，破壞程度相對降低(圖3(c))。在高圍壓下，應變速率較大時試樣僅形成不明顯的剪切變形帶，肉眼可以識別(圖3(d))；應變速率較小時，則產生塑性鼓脹破壞，無明顯破裂面(圖3(e))，與文獻[1]的試驗結果一致。圍壓越高，鼓脹程度越低(圖3(f))。因此，試樣破壞形式與應變速率相關，隨著圍壓的增大和應變速率的減小，土體從局部剪切破壞形式向全面剪脹破壞形式轉變。

(a)50 kPa，5×10-4 s-1 (b)50 kPa，1×10-4 s-1

(c)50 kPa，5×10-6 s-1 (d)200 kPa，5×10-4 s-1

(e)200 kPa，5×10-6 s-1 (f)400 kPa，5×10-4 s-1圖3 不同圍壓和應變速率下試樣的破壞形態

2.3 峰值強度

不同試驗條件下的峰值強度結果見表1。應變速率對不排水抗剪強度的影響程度通過峰值強度變化率來定義

( 1 )

式中：Su為某一應變速率時的峰值強度；Su0為參考應變速率下的峰值強度。文獻[20]建議的應變速率范圍為0.5%/min～1.0%/min，1×10-4s-1在該范圍內，為便于對比，以1×10-4s-1為參考應變速率。

表1 峰值強度統計

圖4為不同圍壓下試樣峰值強度變化率與應變速率的關系曲線。從圖4可以看出，在不同圍壓下，低應變速率和高應變速率范圍內分別存在一個強度變化率峰值。同時，在低圍壓下，存在臨界應變速率，使得峰值強度變化率隨應變速率的增加呈先減小、后增大的規律；而在高圍壓下，峰值強度變化率隨應變速率則呈先減小、后增大、再減小的規律，本文將兩個臨界點分別稱為第一類和第二類臨界點。

由此可知，三軸試驗得到的粉質黏土不排水抗剪強度與工程實際情況有差異。當實際應變速率高于規范建議值時，峰值強度的試驗值在不同圍壓下均低于實際值；當實際應變速率低于規范建議值時，在低圍壓下試驗值高于實際值，而在高圍壓下試驗值則一般低于實際值。即對于路基填料常見的圍壓水平和應變速率而言，室內試驗結果是普遍偏高的。

(a)低水平圍壓

(b)高水平圍壓圖4 峰值強度變化率-應變速率關系曲線

同時，可以采用分段線性函數擬合峰值強度變化率與應變速率的關系，如式( 2 )所示。擬合參數取值見表2。

( 2 )

式中：y為峰值強度變化率，%；x為應變速率,s-1；a1～a3和b1～b3為擬合參數；ε1和ε2分別為第一類和第二類應變速率臨界值，s-1。

表2 峰值強度擬合參數取值

因此，通過式( 2 )就可以根據某一應變速率下的室內試驗結果求解其他應變速率下的不排水抗剪強度，以方便工程應用。此外，在低應變速率時，擬合線斜率絕對值隨圍壓的增加而減小，說明隨著圍壓的增加，應變速率對峰值強度的影響程度逐漸減弱。但是大于第一類臨界應變速率之后，圍壓對應變速率效應的影響則不明顯。

圖5 應變速率臨界值-圍壓關系曲線

圖5為峰值強度變化率臨界點對應的應變速率與圍壓的關系曲線。從圖5可以看出，第一類和第二類應變速率臨界值對數均隨圍壓的增加近似線性增大，且第二類臨界點只有在高圍壓下才會出現。本文中，準動態加載范圍內(軸向應變速率大于10-4s-1)，峰值強度在低圍壓下隨應變速率逐漸增大，在高圍壓下先增大、后減小的現象在文獻[5-12]中已有體現。但是，在靜態加載范圍內(軸向應變速率小于10-4s-1)，峰值強度在低圍壓下先減小、后增大，和在高圍壓下逐漸減小的試驗結果則相對較少。

2.4 峰值應變

峰值應變指峰值強度對應的應變，是工程中直接量測和控制的常用物理量之一。峰值應變越大表明土體的延性越強，反之則脆性越強。圖6為不同圍壓下峰值應變與應變速率的關系曲線。從圖6可以看出，峰值應變均隨應變速率對數值的增加近似線性減小。同時，擬合直線的斜率基本隨圍壓的增大而減小，即應變速率對峰值應變的影響程度隨圍壓的增大而降低。在圍壓50 kPa時，由于試樣應變軟化性較明顯，峰值應變集中在5%范圍內，故擬合直線斜率絕對值較小；而在圍壓400 kPa時，峰值應變基本不再受到應變速率影響。這說明，應變速率越大或者圍壓越低，峰值應變越小，試樣脆性越明顯，不利于工程穩定性。

2.5 彈性模量

彈性模量是表征土體剛度和變形特性的主要參數。根據圖2所示應力-應變關系曲線，選取軸向應變1.5%和0.5%對應的偏應力增量與軸向應變增量的比值作為彈性模量，結果如圖7所示。從圖7可以看出，彈性模量隨圍壓的增加而增大。在低圍壓下，彈性模量隨應變速率的增加基本呈逐漸增大的趨勢；在高圍壓下，彈性模量隨應變速率的增加則呈先減小、后增大的變化規律。彈性模量與應變速率的關系可以采用二次多項式函數y=a(lgx)2+blgx+c進行擬合，擬合參數取值見表3。

(a)低水平圍壓

(b)高水平圍壓圖6 峰值應變-應變速率關系曲線

圖7 彈性模量-應變速率關系曲線

圍壓/kPaabcR2504.6363.56351.980.87210015.32182.31713.550.87115012.76149.19655.220.82220013.41145.42653.560.83030023.22217.82809.490.73540020.22184.06765.140.629

3 土體的應變速率效應機制

土體的應變速率效應實質上是變形時間效應的一種表現形式。非飽和土的變形是土骨架以及孔隙水、孔隙氣綜合作用的結果。因此，非飽和土的應變速率效應除受到土骨架黏滯性影響外，還受到孔隙水壓力、孔隙氣壓力和顆粒破碎與接觸點受力形式改變等因素的綜合影響[23-24]。

3.1 黏滯性的應變速率效應

傳統的應變速率效應理論一般認為土的不排水抗剪強度隨應變速率對數線性增大，將這一正相關現象的本質歸因于土骨架本身的黏滯特性[1]。關于這一因素目前已有定論，一般認為應變速率越大，土骨架黏滯性效應越明顯。此外，當土體含水率降低，或在高圍壓下壓縮擠密時，結合水膜變薄，土顆粒約束力增大，黏滯系數升高，蠕變性就不明顯。

3.2 固結作用的應變速率效應

非飽和土在荷載作用下同樣產生壓縮變形和固結，包括孔隙氣體、自由水以及結合水轉化為自由水的運動和排出[25]。文獻[26]認為，即使在不排水條件下，壓實土在圍壓和偏應力的作用下仍然可能產生固結效應。那么，由于土中水和氣體運移速度的影響，即使試樣達到相同的軸向應變，固結作用也會隨加荷時間的不同而有區別。

圖8為試樣在圍壓150 kPa和三種不同應變速率下的體積變化量-應變曲線。從圖8可以看出，剪切過程中試樣體積均呈先減小、后增大的規律。應變速率為1×10-6s-1時，軸向應變11%之前試樣持續排氣剪縮，孔隙減小，干密度增大，進而引起土體強度增加，即固結效應。隨著應變速率的增加，剪縮量峰值及對應的軸向應變逐漸減小，而最終的剪脹量逐漸增大，說明固結效應隨應變速率的增大而減弱。原因在于，應變速率較小時，土中孔隙水、氣有足夠時間排出，試樣壓密固結；而應變速率較大時，土中水、氣來不及運移和排出。當應變速率為1×10-4s-1時，試樣基本處于剪脹狀態，基本不存在固結作用。

圖8 圍壓150 kPa下試樣的體積變化量-應變曲線

土骨架黏滯性效應和固結效應在試樣變形過程中是同時存在的，兩者難以量化分離。但是，黏滯性和固結效應分別與應變速率呈正相關和負相關。因此，圖4中低應變速率和高應變速率對應的強度變化率峰值分別是固結效應和黏滯性效應主要作用的結果。高、低應變速率對應的強度變化率峰值與圍壓的關系如圖9所示。從圖9可以看出，低應變速率對應的強度變化率峰值隨圍壓的增加近似線性增大，高應變速率對應的強度變化率峰值則隨之減小。因此，高圍壓和低應變速率有利于固結作用比例的增大，而低圍壓和高應變速率則有利于黏滯性作用比例的增大。

圖9 高、低應變速率對應的強度變化率峰值-圍壓關系曲線

上述現象的原因在于，低圍壓時外部荷載主要由土骨架承擔，顆粒間膠結作用抑制了孔隙水壓力和氣壓力的產生；而高圍壓下，孔隙壓力傳遞的阻力減小，有利于水、氣運移。在高圍壓和低應變速率條件下，土體孔隙中空氣和自由水承擔的荷載有充足的時間轉移到土骨架上，試樣內部孔隙的水、氣向表層運動，土顆粒間距和結合水膜厚度隨之減小，從而增強了顆粒間連接力。因此，在低應變速率時，由于固結效應的主導作用，土體變形和強度指標隨應變速率的增加逐漸減小；同時，隨著應變速率的增加和固結效應的減弱，黏滯性效應開始起主導作用，土體變形和強度指標值轉而逐漸增大。

3.3 孔隙壓力的應變速率效應

對于弱透水性的粉質黏土，圍壓較小時，應變速率對孔隙壓力的影響較小；應變速率和圍壓較大時，孔隙水、氣來不及運移和消散，加載時只是孔隙氣的壓密以及部分氣體溶解于孔隙水中，從而產生超過加載前的孔隙水壓力增量和孔隙氣壓力增量，即超孔隙壓力。超孔隙壓力會抵消部分圍壓，降低基質吸力，進而引起強度的減小，即超孔隙壓力效應[27-29]。

當飽和度較高時，土體對外部荷載和環境的響應特征與飽和土具有一定相似性[1]。同時，由于非飽和土孔隙壓力量測的復雜性，大范圍的孔隙水壓力和氣壓力量測仍存在一定困難[28]。本文試樣飽和度為78.1%，屬于高飽和度土，因此通過相同壓實度飽和試樣的不排水三軸試驗結果對本文試樣孔隙壓力的應變速率特征進行分析，結果見表4、表5。從表4、表5可以看出，在應變速率1×10-4～1×10-3s-1范圍內，圍壓為100 kPa時，飽和試樣的峰值強度逐漸增大；圍壓為300 kPa時，峰值強度則逐漸減小，與非飽和試樣的變化規律一致。同時，峰值強度對應的孔隙水壓力隨應變速率均呈逐漸增大的規律，且高圍壓時孔隙水壓力的增大比例比低圍壓時大，因此高圍壓和高應變速率會增強超孔隙壓力的作用程度。

表4 飽和試樣峰值強度S統計

表5 飽和試樣孔隙水壓力u統計

此外，由于土體的結構性特征，應力和應變在應變速率過大時來不及調整，也容易形成應力應變的集中現象，因此，綜合導致圍壓和應變速率較大時的峰值強度出現一定程度的降低(圖4(b))，對應的峰值應變也明顯減小(圖6)。

綜上所述，非飽和土的應變速率效應是圍壓和偏應力引起的固結效應、土骨架本身的黏滯效應，以及孔隙壓力等因素共同作用的結果。同時，各因素作用比例會受到圍壓、應變速率及土性等條件的綜合影響。高圍壓和低應變速率有利于固結的進行，低圍壓和高應變速率有利于黏滯性的體現，高圍壓和高應變速率有利于超孔隙壓力的產生，由此使得土體強度特性隨應變速率和圍壓的變化出現多種變化規律。

4 結論

(1)應變速率對粉質黏土的應力-應變曲線形態有明顯影響。在低圍壓下，高應變速率有助于應變軟化現象的出現。隨著應變速率的減小或圍壓的增大，應力-應變曲線逐漸向應變硬化型過渡，同時應變速率的影響程度逐漸降低。相應地，在低圍壓下，試樣破壞時有明顯的剪切破裂面，隨著應變速率的減小，剪切面位置下降，破壞程度逐漸降低。隨著圍壓的增大，破裂面逐漸消失，試樣呈塑性鼓脹破壞形式。

(2)隨著應變速率的增加，峰值強度在低圍壓下呈先減小、后增大的規律；在高圍壓下則呈先減小、后增大、再減小的規律，且高圍壓可以降低應變速率對峰值強度的影響程度。存在兩類應變速率臨界值使峰值強度的變化趨勢有所不同，其中第二類臨界值僅在高圍壓下出現，且臨界值均隨圍壓的增加而增大。當實際應變速率低于《土工試驗方法標準》[20]建議值時，低圍壓下的試驗值一般大于實際值，高圍壓下的試驗值則一般小于實際值。峰值應變隨應變速率的增加而減小，同時其變化幅度隨圍壓的增加而降低。彈性模量在低圍壓下隨應變速率逐漸增大，在高圍壓下則先減小、后增大。

(3)粉質黏土的應變速率效應受到圍壓和偏應力作用下的固結、土骨架黏滯性及孔隙壓力等因素的綜合影響。各因素作用的比例關系隨圍壓和應變速率的變化也有所不同，高圍壓和低應變速率有利于固結的進行，低圍壓和高應變速率有利于黏滯性作用比例的增大，高圍壓和高應變速率有利于超孔隙壓力作用的發揮，由此會引起不同的應變速率效應。

(4)對于不同的路基填料類型，有必要針對圍壓水平和應變速率校正其變形和強度指標的設計取值。可以采用線性函數擬合粉質黏土峰值強度、峰值應變與應變速率的關系，及兩類應變速率臨界值與圍壓的關系。彈性模量與應變速率的關系則可采用二次多項式描述。

以上結論可為增大路基圍壓、合理控制列車軸重及車速等工作提供參考，也可為滿足線路運營中列車軸重及車速等條件合理確定路基材料、圍壓等設計要求提供依據。

參考文獻：

[1]JAMES K M,KENICHI S.Fundamentals of Soil Behavior[M].New York City:John Wiley & Sons,2005.

[2]何菲,王旭,劉德仁,等.青藏鐵路原狀凍結砂土動力特性參數試驗研究[J].鐵道學報,2017,39(6):112-117.

HE Fei,WANG Xu,LIU Deren,et al.Experimental Study on Dynamic Characteristic Parameters of Undisturbed Frozen Sandy Soil of Qinghai-Tibet Railway[J].Journal of the China Railway Society,2017,39(6):112-117.

[3]王青志,朱鑫鑫,劉建坤,等.寒區高速鐵路路基粗顆粒填料大型直剪試驗研究[J].鐵道學報,2016,38(8):102-109.

WANG Qingzhi,ZHU Xinxin,LIU Jiankun,et al.Experimental Study on Direct Shear Tests of Coarse-gained Fillings of High-speed Railway Subgrade in Cold Region[J].Journal of the China Railway Society,2016,38(8):102-109.

[4]朱啟銀,尹振宇,朱俊高,等.軟黏土加載速率效應特性試驗研究:進展與趨勢[J].巖土力學,2014,35(1):7-24.

ZHU Qiyin,YIN Zhenyu,ZHU Jungao,et al.Progress and Trend of Experimental Investigation on Rate-dependent Behavior of Soft Clays[J].Rock and Soil Mechanics,2014,35(1):7-24.

[5]YAMAMURO J A,LADE P V.Effects of Strain Rate on Instability of Granular Soils[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Science & Geomechanics Abstracts,1994,31(2):A66.

[6]ZHU J G,YIN J H.Strain-rate-dependent Stress-strain Behavior of Over-consolidated Hong Kong Marine Clay[J].Canadian Geotechnical Journal,2000,37(6):1272-1282.

[7]SHEAHAN T.An Experiment Study of the Time-dependent Undrained Shear Behavior of Resedimented Clay Using Automated Stress Path Triaxial Equipment[D].Cambridge:Massachusetts Institute of Technology,1991.

[8]姜洪偉,趙錫宏.剪切速率對各向異性不排水剪強度影響分析[J].同濟大學學報,1997,25(4):390-395.

JIANG Hongwei,ZHAO Xihong.Analysis of the Shearing Rate Effect on Anisotropic Undrained Strength of Clays[J].Journal of Tongji University,1997,25(4):390-395.

[9]高彥斌,汪中為.應變速率對粘土不排水抗剪強度的影響[J].巖石力學與工程學報,2005,24(S2):5779-5783.

GAO Yanbin,WANG Zhongwei.Effect of Strain Rate on Undrained Shear Strength of Clays[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(S2):5779-5783.

[10]陳鐵林,周成,沈珠江.結構性黏土壓縮和剪切特性試驗研究[J].巖土工程學報,2004,26(1):31-35.

CHEN Tielin,ZHOU Cheng,SHEN Zhujiang.Compression and Shear Test of Structured Clay[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2004,26(1):31-35.

[11]黨進謙,蔣倉蘭,吉中亮.剪切速率對結構性黃土力學性狀的影響[J].地下空間與工程學報,2009,5(3):459-462.

DANG Jinqian,JIANG Canglan,JI Zhongliang.Effects of Shear Rate on Mechanical Behavior of Structured Loess[J].Chinese Journal of Underground Space and Engineering,2009,5(3):459-462.

[12]鄧亞虹,魏寶華,王晗,等.原狀黃土變形與強度特性的加載速率效應[J].中國公路學報,2016,29(7):22-29.

DENG Yahong,WEI Baohua,WANG Han,et al.Loading Rate Effect on Deformation and Strength Characteristics of Undisturbed Loess[J].China Journal of Highway and Transport,2016,29(7):22-29.

[13]蔡羽,孔令偉,郭愛國,等.剪應變率對湛江強結構性黏土力學性狀的影響[J].巖土力學,2006,27(8):1235-1240.

CAI Yu,KONG Lingwei,GUO Aiguo,et al.Effects of Shear Strain Rate on Mechanical Behavior of Zhanjiang Strong Structured Clay[J].Rock and Soil Mechanics,2006,27(8):1235-1240.

[14]SHEAHAN T C,LADD C C,GERMAINE J T.Rate-dependent Undrained Shear Behavior of Saturated Clay[J].Journal of Geotechnical Engineering,ASCE,1996,122 (2):99-108.

[15]但漢波,王立忠.K0固結軟黏土的應變率效應研究[J].巖土工程學報,2008,30(5):718-725.

DAN Hanbo,WANG Lizhong.Strain-rate Dependent Behaviors ofK0Consolidated Clays[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2008,30(5):718-725.

[16]TATSUOKA F,BENEDETTO H D,ENOMOTO T,et al.Various Viscosity Types of Geomaterials in Shear and Their Mathematical Expression[J].Soils and Foundations,2008,48(1):41-60.

[17]周杰,周國慶,趙光思,等.高應力下剪切速率對砂土抗剪強度影響研究[J].巖土力學,2010,31(9):2805-2810.

ZHOU Jie,ZHOU Guoqing,ZHAO Guangsi,et al.Analysis of Influence of Shear Rate on Shear Strength of Sand under High Stress[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(9):2805-2810.

[18]ZHANG Y,ISHIKAWA T,TOKORO T,et al.Influences of Degree of Saturation and Strain Rate on Strength Cha-racteristics of Unsaturated Granular Subbase Course Material[J].Transportation Geotechnics,2014(1):74-89.

[19]周科峰,李宇峙.考慮加載速率的級配碎石三軸壓縮強度特性[J].中南大學學報:自然科學版,2015,46(7):2613-2619.

ZHOU Kefeng,LI Yuzhi.Characteristic of Triaxial Compressive Strength of Grading Macadam Considering Loading Velocity[J].Journal of Central South University:Science and Technology,2015,46(7):2613-2619.

[20]國家質量技術監督局,中華人民共和國建設部.GB/T 50123—1999 土工試驗方法標準[S].北京:中國計劃出版社,1999.

[21]KABBAJ M,TAVENAS F,LEROUEIL S.In-situ and Laboratory Stress-strain Relationships[J].Géotechnique,1988,38(1):83-100.

[22]王智超,羅迎社,羅文波,等.路基壓實土流變變形的力學表征及參數辨識[J].巖石力學與工程學報,2011,30(1):208-216.

WANG Zhichao,LUO Yingshe,LUO Wenbo,et al.Mechanical Charaterization and Parameter Identification of Rheological Deformation of Subgrade Compacted Soil[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2011,30(1):208-216.

[23]TATSUOKA F,ISHIHARA M,BENEDETTO H D,et al.Time-dependent Shear Deformation Characteristics of Geomaterials and Their Simulation[J].Soils and Foundations,2002,42(2):103-129.

[24]張先偉,王常明.結構性軟土的黏滯系數[J].巖土力學,2011,32(11):3276-3282.

ZHANG Xianwei,WANG Changming.Viscosity Coefficient of Structural Soft Clay[J].Rock and Soil Mechanics,2011,32(11):3276-3282.

[25]張志紅,趙成剛,鄧敏.非飽和土固結理論新進展[J].巖土力學,2005,26(4):667-672.

ZHANG Zhihong,ZHAO Chenggang,DENG Min.Recent Development of Consolidation Theories of Unsaturated Soils[J].Rock and Soil Mechanics,2005,26(4):667-672.

[26]American Society for Testing Materials.Annual Book of ASTM Standards[S].2003.

[27]WHEELER S J,SHARMA R S,BUISSON M S R.Coup-ling of Hydraulic Hysteresis and Stress-strain Behaviour in Unsaturated Soils[J].Géotechnique,2003,53(1):41-54.

[28]李廣信.靜孔隙水壓力與超靜孔隙水壓力:兼與陳愈炯先生討論[J].巖土工程學報,2012,34(5):957-960.

LI Guangxin.Static Pore Water Pressure and Excess Pore Water Pressure:A discussion with Mr CHEN Yujiong[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2012,34(5):957-960.

[29]盧寧,LIKOS W J.非飽和土力學[M].韋昌富,侯龍,簡文星,譯.北京:高等教育出版社,2012.