劉紅 張吾渝 馮永珍 王鵬

摘 要：利用GDS空心圓柱扭剪儀，在不同平均主應(yīng)力條件下對青海重塑黃土進行一系列定向剪切試驗，研究平均主應(yīng)力對青海重塑黃土應(yīng)力應(yīng)變特性的影響。試驗保持中主應(yīng)力系數(shù)b不變，在不同平均主應(yīng)力條件下，將重塑黃土試樣分別進行主應(yīng)力軸未發(fā)生旋轉(zhuǎn)和旋轉(zhuǎn)45°兩種剪切破壞應(yīng)力路徑的剪切試驗。結(jié)果表明：平均主應(yīng)力和主應(yīng)力方向角對重塑黃土的強度和變形有著顯著影響;重塑黃土在大主應(yīng)力方向角等于45°剪切破壞時峰值八面體剪應(yīng)力與平均主應(yīng)力呈線性關(guān)系，重塑黃土破壞時所產(chǎn)生的八面體剪應(yīng)變發(fā)展趨勢基本相同;剪切過程中，重塑黃土的大主應(yīng)變和小主應(yīng)變成對稱發(fā)展，破壞時中主應(yīng)變只有小幅度增長。當(dāng)八面體剪應(yīng)力應(yīng)變曲線沒有出現(xiàn)峰值時，建議采用八面體剪應(yīng)變?yōu)?5%對應(yīng)的八面體剪應(yīng)力作為重塑黃土的破壞標準。

關(guān)鍵詞：重塑黃土;主應(yīng)力;主應(yīng)變;破壞強度

中圖分類號：TU411.7 文獻標志碼：A 文章編號：2096-6717（2021）06-0057-07

Abstract： A series of directional shear tests on Qinghai remolded loess under different conditions of average principal stress were performed using the British GDS Hollow Cylindrical Torsion Shear Apparatus. The influence of the average principal stress on the stress-strain characteristics of the Qinghai remolded loess was studied. In the test， the principal stress coefficient b remained unchanged. Under different conditions of the average principal stress， the remolded loess samples were subjected to two kinds of shear failure stress paths in which the principal stress axis did not rotate and rotates 45°， respectively. The experimental results show that the average principal stress and the principal stress direction angle have a significant effect on the strength and deformation of the remodeled loess; The octahedral peak shear stress of the remodeled loess has a linear relationship with the average principal stress of the remodeled loess when the major principal stress direction angle is equal to 45° shear failure. The development trend of the octahedral shear strain generated by the remodeled loess failure is basically the same; during the shearing process， the major and minor principal strains of the remodeled loess develop symmetrically， and the major principal strains increase only slightly during failure. When there is no peak in the octahedral shear stress-strain curve， it is recommended to use the octahedral shear stress corresponding to 15% of the octahedral shear strain as the destructive criterion for remodeled loess.

Keywords： remolded loess; principal stress; principal strain; failure strength

在交通、地震等荷載作用下，路基土體的應(yīng)力路徑復(fù)雜多變，尤其是主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)這一應(yīng)力路徑普遍發(fā)生。應(yīng)力路徑影響著土體的強度和變形，只有在室內(nèi)試驗條件下還原土體所受應(yīng)力狀態(tài)，才能得出更可靠的試驗結(jié)論。傳統(tǒng)靜三軸、動三軸等儀器不能實現(xiàn)主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)，研究復(fù)雜應(yīng)力路徑下土體的力學(xué)特性有一定局限性，一些學(xué)者進行了主應(yīng)力軸不發(fā)生旋轉(zhuǎn)條件下圍壓對黃土應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律影響的研究[1-3]。

隨著土工設(shè)備的改進和研究領(lǐng)域的深入，解決了土體在復(fù)雜應(yīng)力路徑下力學(xué)特性研究的難題?？招膱A柱扭剪儀是目前最先進的土工試驗設(shè)備之一，能夠?qū)崿F(xiàn)涉及三向應(yīng)力和主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)在內(nèi)的多種復(fù)雜應(yīng)力路徑。學(xué)者們利用空心圓柱扭剪儀，對土體在主應(yīng)力軸單調(diào)旋轉(zhuǎn)條件下的定向剪切進行了大量的研究。Symes等[4]、Towhata等[5]通過空心圓柱扭剪儀對砂土進行了復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗，發(fā)現(xiàn)主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)對砂土的力學(xué)特性有很大影響。Sayao等[6]發(fā)現(xiàn)最大剪應(yīng)變隨α增大而增大。Blanc等[7]發(fā)現(xiàn)干砂在主應(yīng)力軸發(fā)生旋轉(zhuǎn)時會產(chǎn)生彈性變形和塑性變形。Tong等[8]對砂土進行了主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)試驗，探討了4個應(yīng)變分量及體應(yīng)變發(fā)展趨勢。沈揚等[9]發(fā)現(xiàn)主應(yīng)力方向及中主應(yīng)力參數(shù)決定原狀軟黏土破壞時剪應(yīng)力峰值及剪切帶開展特征。王鈺軻等[10-11]對飽和軟黏土進行了不同圍壓下的主應(yīng)力軸連續(xù)旋轉(zhuǎn)的扭剪試驗。周向陽等[12]研究了定向剪切路徑下主應(yīng)力方向角α對重塑黃土剪切過程的影響，發(fā)現(xiàn)重塑黃土應(yīng)力應(yīng)變曲線大致呈現(xiàn)出硬化特性。翁效林等[13]發(fā)現(xiàn)重塑黃土剪切強度與中主應(yīng)力系數(shù)b和主應(yīng)力軸方向角α有著很大關(guān)系。陳偉等[14]、馮永珍等[15]對重塑黃土進行了不同主應(yīng)力方向角下定向剪切試驗研究。

綜上所述，大量學(xué)者進行了定向剪切試驗和主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)試驗，研究了主應(yīng)方向角、中主應(yīng)力系數(shù)等因素對土體的強度特性和變形規(guī)律影響，發(fā)現(xiàn)土體主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)下應(yīng)力應(yīng)變曲線差異性很大。但平均主應(yīng)力也是影響土體主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)條件下強度的重要因素，主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)應(yīng)力路徑的研究對象以砂土和黏土為主，不同平均主應(yīng)力下青海黃土主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的研究較少。由于不同深度下黃土所受平均主應(yīng)力差異很大，所以不同平均主應(yīng)力下黃土應(yīng)力應(yīng)變規(guī)律受主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)影響的問題亟需解決。為了探究青海地區(qū)重塑黃土在這種復(fù)雜應(yīng)力路徑下的應(yīng)力應(yīng)變特性，進行了不同平均主應(yīng)力情況下重塑黃土主應(yīng)力軸不發(fā)生旋轉(zhuǎn)和主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)到45°的8組定向剪切試驗。重點研究了平均主應(yīng)力和大主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)角對重塑黃土應(yīng)力應(yīng)變的影響，提出該情況下重塑黃土的破壞標準以及強度估算公式，為青海黃土地區(qū)的工程建設(shè)提供理論依據(jù)。

1 試驗設(shè)計

1.1 試驗儀器及原理

采用的試驗儀器為高精度空心圓柱扭剪儀。該儀器采用兩個獨立馬達施加軸力W和扭矩MT，壓力室對空心圓柱試樣獨立施加內(nèi)圍壓Pi和外圍壓Po，從而實現(xiàn)單獨或同時控制平均主應(yīng)力p、中主應(yīng)力系數(shù)b、大主應(yīng)力方向角α和偏應(yīng)力q等參數(shù)變化的復(fù)雜應(yīng)力路徑。根據(jù)土體受力狀態(tài)，在應(yīng)力模塊中設(shè)定p、b、q、α等參數(shù)，參數(shù)的推導(dǎo)過程參考Hight等[16]的研究?？招膱A柱土樣上試樣單元受力如圖1所示。

各參數(shù)與土單元體的主應(yīng)力和應(yīng)力分量關(guān)系為見式（1）～式（4）。

1.2 試樣制備

試樣用土取自青海西寧某施工場地，黃土試樣的物理參數(shù)見表1。

擊實實驗測得最優(yōu)含水率和最大干密度分別為14.4%和1.80 g/cm3。將取回的散土先在烘箱中烘干8 h以上，再過2 mm土工篩，取篩下土備用。按14.4%的最優(yōu)含水率稱取相應(yīng)的干土和水配置成干密度為1.67 g/cm3的濕土，將濕土放在容器中靜置24 h，讓黃土潤濕均勻。計算擊實桶所需濕土總質(zhì)量，將濕土分為10層，控制每層土樣的擊實高度為2 cm，將每層土樣依次擊實到相應(yīng)高度，直至擊實完成。將擊實好的土樣放到掏空心的儀器上，分兩次掏取60 mm的空心，最后制成的空心圓柱試樣試樣尺寸為200 mm×100 mm×60 mm（高度×外直徑×內(nèi)直徑）。

1.3 實驗方案

為研究平均主應(yīng)力p和特殊主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)角α對重塑黃土變形和強度的影響，設(shè)計了8組定向剪切路徑，具體試驗方案設(shè)置如表2所示。當(dāng)試樣安裝完成后，對試樣進行等向固結(jié)，固結(jié)穩(wěn)定標準參照中國規(guī)范《土工試驗方法標準》（GB/T 50123—2019），黃土試樣每小時的軸向位移變形量不大于0.01 mm時認為固結(jié)完成。對固結(jié)完成后試樣進行相應(yīng)的復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗。首先進行應(yīng)力路徑調(diào)試，將偏應(yīng)力q增加到5 kPa，中主應(yīng)力系數(shù)b增加到0.5，然后將大主應(yīng)力方向角α從0°旋轉(zhuǎn)到45°，大主應(yīng)力方向角的旋轉(zhuǎn)速度為2（°）/min，最后保持p、b、α不變，以2 kPa/min的加載速度增大偏應(yīng)力q，直至破壞。由式（1）～式（4）可以得到定向剪切過程中應(yīng)力與p、b、q、α之間的關(guān)系式為

土體相應(yīng)的主應(yīng)變計算公式為

式中：ε1為大主應(yīng)變;ε2為中主應(yīng)變;ε3為小主應(yīng)變;γzθ為扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)變;εz為軸向應(yīng)變;εθ為環(huán)向應(yīng)變;εr為徑向應(yīng)變;γzθ為扭轉(zhuǎn)剪應(yīng)變。

2 試驗結(jié)果分析

2.1 應(yīng)力應(yīng)變特性

空心圓柱扭剪試樣土單元體與三軸試驗土單元體所受應(yīng)力不同，常規(guī)三軸的土單元體上只受主應(yīng)力作用，分析相對簡單。而空心圓柱扭剪試樣土單元體受到4個獨立應(yīng)力分量的作用，試樣單元體處于復(fù)雜的空間應(yīng)力狀態(tài)，產(chǎn)生相應(yīng)復(fù)雜的應(yīng)變分量。為了更好地反映試樣單元體在定向剪切路徑下的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)，參照Zdravkovic等[17]采用八面體剪應(yīng)力qoct和八面體剪應(yīng)變εoct來闡述復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下重塑黃土的應(yīng)力變形狀態(tài)。其中

由圖2可知，在經(jīng)歷過主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的剪切路徑下，平均主應(yīng)力大小對重塑空心圓柱黃土應(yīng)力應(yīng)變曲線有顯著影響，重塑黃土峰值八面體剪應(yīng)力隨著平均主應(yīng)力增大而增大，八面體剪應(yīng)變隨著八面體應(yīng)力增加而增大。相同剪應(yīng)變下，不同平均主應(yīng)力p下試樣的強度發(fā)揮程度明顯不同，且重塑黃土試樣呈現(xiàn)出塑性破壞特征，這與陳偉等[14]研究得出的重塑黃土在不同主應(yīng)力方向角剪切下應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展趨勢相似。

應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展趨勢可以大致分為3個階段，應(yīng)變緩慢發(fā)展階段、應(yīng)變發(fā)展較快階段和應(yīng)變快速發(fā)展階段。在應(yīng)變發(fā)展緩慢階段，八面體剪應(yīng)變增加到0.5%，重塑黃土試樣的強度發(fā)揮程度接近50%，八面體剪應(yīng)力發(fā)展趨勢幾乎陡直增長。這是由于剪切初期重塑黃土試樣完好，顆粒排列比較緊密，重塑黃土剛度比較大，具有很大抵抗變形能力。隨著八面體剪應(yīng)力進一步增大，重塑空心圓柱黃土試樣進入應(yīng)變發(fā)展較快階段，重塑空心圓柱黃土試樣八面體剪應(yīng)變逐漸增大到4%，重塑黃土試樣強度發(fā)揮程度接近86%，八面體剪應(yīng)力發(fā)展趨勢呈曲線緩慢增長。由于隨著八面體剪應(yīng)力增大，土體剛度降低，顆粒之間孔隙形態(tài)發(fā)生改變，土顆粒排列形式被破壞，顆粒之間咬合作用減弱，重塑黃土試樣開始逐漸屈服。在應(yīng)變快速發(fā)展階段，重塑黃土試樣八面體剪應(yīng)變大幅度增長至破壞，而八面體剪應(yīng)力卻只有小幅度增長，應(yīng)力應(yīng)變變化趨勢幾乎呈水平直線狀態(tài)，試樣說明重塑黃土結(jié)構(gòu)性被破壞，承載力喪失，土體剛度接近于0，喪失了抵抗變形能力，處于破壞階段，最后產(chǎn)生扭剪破壞面。

為了說明主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)對重塑黃土應(yīng)力應(yīng)變特性影響，設(shè)置p=100、200 kPa下主應(yīng)力軸未發(fā)生旋轉(zhuǎn)的對比剪切試驗。

由圖3可以看出，重塑黃土經(jīng)歷0°到45°主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)后抗剪強度比主應(yīng)力方向角為0°的抗剪強度低，在平均主應(yīng)力越低的情況下表現(xiàn)得越明顯，說明重塑黃土具有很強的次生各向異性。主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)對應(yīng)力應(yīng)變曲線發(fā)展趨勢也有很大影響，主應(yīng)力方向角為0°的相對于45°的試樣，剪切前期八面體剪應(yīng)變發(fā)展更緩慢，八面體剪應(yīng)力發(fā)展趨勢更陡，由于未經(jīng)歷主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的試樣具有更大剛度，抵抗變形能力比經(jīng)歷主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的試樣更強。還可以看出，經(jīng)歷主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)α=45°剪切破壞時重塑黃土的延性比α=0°時大，α=0°的試樣剪切后期有明顯的拐點，說明其破壞特性略顯脆性。表明主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)這一應(yīng)力路徑對土體性狀產(chǎn)生了較大影響，與Towhata等[5]研究主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)剪切對砂土力學(xué)特征影響的結(jié)論相似。

2.2 重塑黃土的剪切破壞標準

在復(fù)雜應(yīng)力路徑下土體強度破壞標準選取的研究中，沈揚等[9]研究發(fā)現(xiàn)，定向剪切路徑下原狀軟黏土的八面體剪應(yīng)變達到5%時，強度發(fā)揮程度超過90%，并且認為用八面體剪應(yīng)變評價試樣破壞強度的標準更合理。陳偉等[14]建議定向剪切應(yīng)力路徑下采用廣義剪應(yīng)變達到15%時對應(yīng)的廣義剪應(yīng)力作為擊實黃土的破壞標準。沈瑞福等[18]認為將廣義剪應(yīng)變γg=10%時的應(yīng)力作為砂土在主應(yīng)力軸連續(xù)旋轉(zhuǎn)條件下的動強度破壞標準。在三軸試驗中，土工試驗規(guī)范規(guī)定，對于沒有出現(xiàn)峰值點的曲線，取15%軸向應(yīng)變作為破壞點。然而若選擇單一方向變形作為土體的破壞標準缺乏有力的說服性。參照前人對強度破壞標準的選取，采用八面體剪應(yīng)變作為破壞標準。由圖2和圖3可以看出，在不同平均主應(yīng)力p下，α=0°的試樣剪切過程中呈現(xiàn)脆性破壞，出現(xiàn)了八面體剪力峰值，可以將峰值qoct作為該路徑下試樣破壞的一種強度標準，剪切破壞土樣如圖4（a）所示，0°剪切破壞的試樣發(fā)生鼓脹。但不同平均主應(yīng)力p下α=45°的試樣剪切過程中呈現(xiàn)塑性破壞，隨著八面體剪應(yīng)力的增加，應(yīng)變一直增加，試樣沒有出現(xiàn)應(yīng)變軟化。由應(yīng)變的發(fā)展模式可以看到，在剪切后期八面體剪應(yīng)變?yōu)?5%時，重塑黃土試樣剛度幾乎接近0，喪失了抵抗變形的能力。而且當(dāng)εoct=15%時，試樣出現(xiàn)明顯的剪切帶，試樣產(chǎn)生剪縮現(xiàn)象，破壞試樣如圖4（b）所示。汪聞韶[19]指出選擇容許變形量作為土體的剪切破壞標準具有更強普適性。為了安全起見，當(dāng)重塑黃土應(yīng)力應(yīng)變曲線未出現(xiàn)剪應(yīng)力峰值時，建議取εoct=15%時對應(yīng)的八面體剪應(yīng)力作為不同平均主應(yīng)力路徑下重塑黃土的強度破壞標準。

2.3 主應(yīng)變偏應(yīng)力關(guān)系

圖5為選取平均主應(yīng)力為100、200、300 kPa時，考慮大主應(yīng)力方向角α經(jīng)歷0°旋轉(zhuǎn)到45°這一應(yīng)力路徑，重塑黃土大主應(yīng)力方向角保持45°定向剪切下3個主應(yīng)變ε1、ε2、ε3的變化規(guī)律。從圖5中可以看出，重塑黃土的大主應(yīng)力軸從0°旋轉(zhuǎn)到45°產(chǎn)生的主應(yīng)變很小，發(fā)展趨勢幾乎是一條水平線，說明純主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)對重塑黃土的主應(yīng)變影響很小。在大主應(yīng)力方向角為45°的定向剪切前期，重塑黃土處于平面應(yīng)變狀態(tài)，大主應(yīng)變朝著正向發(fā)展，中主應(yīng)變保持為0，小主應(yīng)變朝著負向發(fā)展。這是由于α=45°時，重塑黃土處于純扭剪的應(yīng)力狀態(tài) ，這種狀態(tài)下γzθ顯著開展，εz變化很小，導(dǎo)致主應(yīng)變進行相應(yīng)變化。

隨著偏應(yīng)力增加，大主應(yīng)變和小主應(yīng)變呈對稱發(fā)展趨勢。但不同平均主應(yīng)力下重塑黃土的應(yīng)力應(yīng)變發(fā)展趨勢有所區(qū)別。在p=300 kPa以上，重塑黃土的偏應(yīng)力主應(yīng)變曲線呈現(xiàn)出光滑拋物線，大主應(yīng)變和小主應(yīng)變對稱開展的角度比較大，重塑黃土具有較好延性特征。而在平均主應(yīng)力p=100 kPa以下，重塑黃土大主應(yīng)變和小主應(yīng)變對稱發(fā)展的角度較小，在剪切后期，重塑黃土的應(yīng)力應(yīng)變曲線有明顯轉(zhuǎn)角，大主應(yīng)變和小主應(yīng)變陡直增長，延性特征較差。這是由于在平均主應(yīng)力較低的情況下，土體將要破壞時，重塑黃土承載力喪失，抵抗變形的能力降低，隨著偏應(yīng)力的增加，大主應(yīng)變和小主應(yīng)變大幅度增長。這與馮永珍等[15]研究得出的偏應(yīng)力主應(yīng)變曲線規(guī)律相吻合。

圖6和圖7是選取平均主應(yīng)力為100、200 kPa時，大主應(yīng)力方向角未旋轉(zhuǎn)時重塑黃土定向剪切下3個主應(yīng)變ε1、ε2、ε3分別隨偏應(yīng)力的變化規(guī)律。從圖中可以看出，主應(yīng)力軸未發(fā)生旋轉(zhuǎn)的重塑黃土，大主應(yīng)變ε1和小主應(yīng)變ε3沒有呈現(xiàn)出對稱開展的現(xiàn)象，這是由于α=0°時，重塑黃土處于三軸壓縮或三軸拉伸狀態(tài)。剪切初期隨著偏應(yīng)力增加，重塑黃土的中主應(yīng)變有往正向發(fā)展趨勢，小主應(yīng)變ε3往負向發(fā)展趨勢大于大主應(yīng)變ε1向正向發(fā)展趨勢。從剪切后期可以看出，重塑黃土大主應(yīng)變和小主應(yīng)變有明顯轉(zhuǎn)角，且中主應(yīng)變ε2開始增長，破壞時大主應(yīng)變ε1小于小主應(yīng)變ε3，中應(yīng)變ε2小幅度增長。p=200 kPa條件下破壞時主應(yīng)變大于p=100 kPa下主應(yīng)變，說明平均主應(yīng)力影響著重塑黃土主應(yīng)變的開展。

圖8、圖9和圖10比較了不同平均主應(yīng)力p下大主應(yīng)力方向角α=0°和大主應(yīng)力方向角α=45°時，定向剪切下大主應(yīng)變ε1、中主應(yīng)變ε2和小主應(yīng)變ε3分別隨偏應(yīng)力的變化規(guī)律。

由圖中可以看出，大主應(yīng)力方向角對重塑黃土的大主應(yīng)變有很大影響，主應(yīng)力方向角為0°與主應(yīng)力方向角為45°的破壞現(xiàn)象有很大不同，經(jīng)過對比可以看出，未經(jīng)過主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的試樣，大主應(yīng)變ε1開展程度比經(jīng)過主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的土樣小，α=0°破壞時大主應(yīng)變ε1約為強度=45°破壞時大主應(yīng)變的20%～30%。由偏應(yīng)力中主應(yīng)變曲線可知，在試樣剪切破壞時，中主應(yīng)變朝著正向開展，但開展程度較小，破壞時中主應(yīng)變小于2%。從偏應(yīng)力小主應(yīng)變的曲線也可以看出，小主應(yīng)變的發(fā)展趨勢和大主應(yīng)變發(fā)展趨勢相同，但方向相反。α=0°時土樣的小主應(yīng)變約為α=45°的30%～40%，說明α=0°和α=45°剪切破壞形式不同。

3 平均主應(yīng)力與強度的關(guān)系

圖11中采用一次函數(shù)對不同p下重塑黃土的qf試驗結(jié)果進行了擬合（p為平均主應(yīng)力、qf為峰值八面體剪應(yīng)力）。

試驗結(jié)果表明，重塑黃土qf與p呈線性關(guān)系，擬合曲線表達形式為

式中相關(guān)系數(shù)R2=0.981 97。可以看到，不同平均主應(yīng)力下重塑黃土的破壞峰值具有很大差異。隨著平均主應(yīng)力的增大，峰值剪應(yīng)力也逐漸增加，幾乎呈線性增長的趨勢。當(dāng)p<150 kPa時，土體的結(jié)構(gòu)強度略高于平均主應(yīng)力的數(shù)值;當(dāng)p≥150 kPa時，土體的結(jié)構(gòu)強度低于平均主應(yīng)力的數(shù)值。

4 結(jié)論

對青海地區(qū)的重塑黃土進行了不同平均主應(yīng)力條件下考慮主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的剪切試驗，研究了重塑黃土在復(fù)雜應(yīng)力路徑下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系特征，得到以下結(jié)論：

1）重塑黃土在主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的剪切應(yīng)力路徑下，與主應(yīng)力軸未發(fā)生旋轉(zhuǎn)的試樣強度和變形有顯著不同。試樣破壞時八面體剪應(yīng)力受平均主應(yīng)力影響較大，qf與平均主應(yīng)力呈線性關(guān)系，破壞時εoct范圍變化比較穩(wěn)定。

2）為了綜合反映不同平均主應(yīng)力下重塑黃土的剪切標準，建議采用八面體剪應(yīng)變作為重塑黃土的破壞標準。應(yīng)力應(yīng)變曲線出現(xiàn)峰值時，選取峰值八面體剪應(yīng)力作為破壞點，沒有出現(xiàn)峰值時，選取15%八面體剪應(yīng)變所對應(yīng)八面體剪應(yīng)力作為破壞點。

3）在α=45°定向剪切過程中，破壞前處于平面應(yīng)力狀態(tài)，主應(yīng)變開展表現(xiàn)為ε1> 0，ε2≈ 0，ε3< 0;大主變ε1和小主應(yīng)變ε3圍繞中主應(yīng)變ε2對稱開展，在α=0°定向剪切過程中，沒有對稱開展現(xiàn)象，小主應(yīng)變ε3發(fā)展比較快。在α=0°和α=45°的破壞階段，中主應(yīng)變ε2變化幅度都很小。

4）經(jīng)歷主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)的試樣主應(yīng)變發(fā)展規(guī)律表現(xiàn)出延性，平均主應(yīng)力越大延性越好，抵抗變形能力越強，主應(yīng)力軸未旋轉(zhuǎn)的試樣主應(yīng)變開展表現(xiàn)出脆性。

參考文獻：

[1]朱志坤. 干密度和含水量對太原重塑黃土強度及強度參數(shù)影響的研究[D]. 太原： 太原理工大學(xué)， 2018.

ZHU Z K.Effect of dry density and water content on the strength and strength parameters of Taiyuan remolded loess[D]Taiyuan： Taiyuan University of Technology， 2018. （in Chinese）

[2]馬林， 張軍， 劉亞明. 車輛荷載作用下山西路基重塑黃土的動力特性研究[J]. 地震工程學(xué)報， 2018， 40（1）： 101-104.

MA L， ZHANG J， LIU Y M. Study on the dynamic characteristics of remolded loess in Shanxi expressway subgrade under vehicle loads[J]. China Earthquake Engineering Journal， 2018， 40（1）： 101-104.（in Chinese）

[3]張玉， 邵生俊， 陳菲， 等. 不同應(yīng)力路徑條件下原狀Q3黃土的強度特性及破壞方式試驗研究[J]. 巖土力學(xué)， 2017， 38（Sup2）： 99-106.

ZHANG Y， SHAO S J， CHEN F， et al.Experimental study on strength characteristics and failure modes of undisturbed Q3 loess under different stress paths[J]Rock and Soil Mechanics， 2017， 38（Sup2）： 99-106.（in Chinese）

[4]SYMES M J， GENS A， HIGHT D W. Undrained anisotropy and principal stress rotation in saturated sand[J]. Geotechnique， 1984， 34（1）： 11-27.

[5]TOWHATA I， ISHIHARA K. Undrained strength of sand undergoing cyclic rotation of principal stress axes[J]. Soils and Foundations， 1985， 25（2）： 135-147.

[6]SAYAO A， VAID Y P. Drained principal stress rotation in saturated sand[J]. Geotechnique， 1889， 39（3）： 549-552.

[7]BLANC M， BENEDETTO H D， TIOUAJNI S. Deformation characteristics of dry hostun sand with principal stress axes rotation[J]. Soils and Foundations， 2011， 51（4）： 749-760.

[8]TONG Z X， YU Y L， ZHANG J M， et al. Deformation behavior of sands subjected to cyclic rotation of principal stress axes[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2008， 30（8）： 1196-1202.

[9]沈揚， 周建， 龔曉南， 等. 考慮主應(yīng)力方向變化的原狀軟黏土應(yīng)力應(yīng)變性狀試驗研究[J]. 巖土力學(xué)， 2009， 30（12）： 3720-3726.

SHEN Y， ZHOU J， GONG X N， et al. Experimental study on stress-strain behavior of intact soft clay considering changes in principal stress direction[J]. Rock and Soil Mechanics， 2009， 30（12）： 3720-3726. （in Chinese）

[10]王鈺軻， 黎冰. 扭剪作用下飽和軟黏土軸向純壓循環(huán)變形及模量軟化特性試驗研究[J]. 東南大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版）， 2019， 49（5）： 981-988.

WANG Y K， LI B. Experimental study on axial pure pressure cyclic deformation and modulus softening characteristics of saturated soft clay under torsional shear[J]. Journal of Southeast University （Natural Science Edition）， 2019， 49（5）： 981-988. （in Chinese）

[11]王鈺軻， 萬永帥， 方宏遠， 等. 圓形應(yīng)力路徑下軟黏土的動力特性試驗研究[J]. 巖土力學(xué)， 2020， 41（5）： 1643-1652.

WANG Y K， WAN Y S， FANG H Y， et al. Experimental study on dynamic characteristics of soft clay under circular stress path[J]. Rock and Soil Mechanics， 2020， 41（5）： 1643-1652. （in Chinese）

[12]周向陽， 林清輝， 嚴佳佳. 主應(yīng)力方向和中主應(yīng)力對重塑黃土變形及強度特性的影響[J]. 工業(yè)建筑， 2016， 46（10）： 83-88.

ZHOU X Y， LIN Q H， YAN J J. Effects of principal stress direction and intermediate principal stress on characteristic of deformation and strength for remolded loess[J]. Industrial Construction， 2016， 46（10）： 83-88.（in Chinese）

[13]翁效林， 趙彥虎， 張玉偉， 等. 主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)條件下黃土變形特性試驗[J]. 中國公路學(xué)報， 2018， 31（5）： 9-16.

WENG X L， ZHAO Y H， ZHANG Y W， et al. Experimental study on deformation characteristics of loess under condition of principal stress axes rotation[J]. China Journal of Highway and Transport， 2018， 31（5）： 9-16.（in Chinese）

[14]陳偉， 張吾渝， 常立君， 等. 定向剪切應(yīng)力路徑下?lián)魧嶞S土各向異性試驗研究[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報， 2015， 34（S2）： 4320-4324.

CHEN W， ZHANG W Y， CHANG L J， et al. Experimental study of anisotropy of compacted loess under directional shear stress path[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering， 2015， 34（S2）： 4320-4324.（in Chinese）

[15]馮永珍， 張吾渝， 馬艷霞， 等. 考慮偏應(yīng)力比影響的主應(yīng)力軸旋轉(zhuǎn)下重塑黃土變形研究[J]. 防災(zāi)減災(zāi)工程學(xué)報， 2018， 38（3）： 535-541.

FENG Y Z， ZHANG W Y， MA Y X， et al. Deformation analysis of remolded loess under principal stress axes rotation considering the effect of deviatoric stress ratio[J]. Journal of Disaster Prevent and Mitigation Engineering， 2018， 38（3）： 535-541.（in Chinese）

[16]HIGHT D W， GENS A， SYMES M J. The development of a new hollow cylinder apparatus for investigating the effects of principal stress rotation in soils[J]. Geotechnique， 1983， 33（4）： 355-383.

[17]ZDRAVKOVIC L， JARDINE R J. Some anisotropic stiffness characteristics of a silt under general stress conditions[J]. Geotechnique， 1997， 47（3）： 407-437.

[18]沈瑞福， 王洪瑾， 周克驥， 等. 動主應(yīng)力旋轉(zhuǎn)下砂土孔隙水壓力發(fā)展及海床穩(wěn)定性判斷[J]. 巖土工程學(xué)報， 1994， 16（3）： 70-78.

SHEN R F， WANG H J， ZHOU K J， et al. Building-up of pore water pressure under cyclic rotation of principal stress and evaluation of stability of seabed deposit[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 1994， 16（3）： 70-78.（in Chinese）

[19]汪聞韶. 土體液化與極限平衡和破壞的區(qū)別和關(guān)系[J]. 巖土工程學(xué)報， 2005， 27（1）： 1-10.

WANG W S. Distinction and interrelation between liquefaction， state of limit equilibrium and failure of soil mass[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering， 2005， 27（1）： 1-10.（in Chinese）

（編輯 黃廷）