雷華陽(yáng)，楊曉楠，許英剛，張?磊

間歇性循環(huán)荷載條件下飽和重塑黏土的動(dòng)力特性試驗(yàn)

雷華陽(yáng)1, 2, 3，楊曉楠1，許英剛1，張?磊1

(1.天津大學(xué)建筑工程學(xué)院，天津 300350；2. 濱海土木工程結(jié)構(gòu)與安全教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350；3. 中國(guó)地震局地震工程綜合模擬與城鄉(xiāng)抗震韌性重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300350)

針對(duì)運(yùn)營(yíng)期地鐵列車(chē)荷載引起地基的長(zhǎng)期沉降，以往三軸試驗(yàn)主要考慮了圍壓和固結(jié)比等對(duì)軟土長(zhǎng)期動(dòng)力特性的影響，但在模擬地鐵列車(chē)荷載時(shí)忽視了其周期性間歇的特點(diǎn)．基于此，本文針對(duì)天津地區(qū)飽和黏土開(kāi)展了一系列間歇性循環(huán)荷載條件下的循環(huán)三軸不排水試驗(yàn)，分析了其對(duì)飽和黏土動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系、累積塑性應(yīng)變及孔隙水壓力發(fā)展的影響，并探討了不同固結(jié)比和動(dòng)應(yīng)力比對(duì)軸向塑性累積應(yīng)變的影響．研究結(jié)果表明：飽和黏土的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線的滯回形態(tài)隨著振動(dòng)階段的增加逐漸向應(yīng)變軸發(fā)展；黏土累積塑性應(yīng)變隨振動(dòng)階段發(fā)展逐漸增大且增長(zhǎng)速率逐漸下降；由于土體滯后效應(yīng)，在停振期部分累積塑性應(yīng)變產(chǎn)生恢復(fù)，隨著振次增加，各階段殘余應(yīng)變值逐漸減小至一個(gè)穩(wěn)定值；等壓固結(jié)條件下的軸向塑性累積應(yīng)變明顯比偏壓固結(jié)下的軸向塑性累積應(yīng)變更大，同一固結(jié)條件下，軸向塑性累積應(yīng)變隨動(dòng)應(yīng)力比增大而增大；動(dòng)孔壓隨振動(dòng)階段逐漸累積，而在前期振動(dòng)循環(huán)階段的停振階段，累積動(dòng)孔壓出現(xiàn)略微增加；振動(dòng)階段后期部分，由于土體被壓密表現(xiàn)為黏彈性，在停振期出現(xiàn)下降現(xiàn)象．

重塑黏土；間歇性循環(huán)荷載；滯后效應(yīng)；動(dòng)力特性

地鐵是城市軌道交通系統(tǒng)中運(yùn)用最廣泛的鐵路種類，具有用地省、運(yùn)能大、準(zhǔn)時(shí)舒適和安全環(huán)保等優(yōu)點(diǎn)，在解決城市擁堵和環(huán)境污染問(wèn)題中具有重要的作用，因此，被越來(lái)越多的大城市引入和使用．地鐵列車(chē)荷載作為一種具有一定周期的長(zhǎng)期循環(huán)振動(dòng)荷載[1-2]，其對(duì)隧道周?chē)馏w力學(xué)特性的影響不容忽視，而這種影響與列車(chē)運(yùn)行狀態(tài)又有很大的相關(guān)性[3]．軟土地區(qū)投付使用的地鐵，會(huì)因各種原因產(chǎn)生工后長(zhǎng)期沉降，如上海地鐵1號(hào)線自運(yùn)營(yíng)以來(lái)最大沉降速率為40mm/年，局部路段沉降量達(dá)200mm[4]；廣州地鐵2號(hào)線自開(kāi)通以來(lái)的最大沉降速率為40mm/年，最大不均勻沉降量達(dá)30mm[5]．

地鐵列車(chē)循環(huán)荷載引起的軟土地基長(zhǎng)期沉降主要由土的累積塑性變形和超孔隙水壓力消散引起，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用下軟土的變形特性研究進(jìn)行了大量的工作．Andersen等[6]通過(guò)靜、動(dòng)三軸試驗(yàn)研究了波浪荷載對(duì)Drammen黏土靜力特性的影響，結(jié)果表明正常固結(jié)黏土在循環(huán)荷載作用后表現(xiàn)出類似超固結(jié)性質(zhì)．Yasuhara等[7]對(duì)Ariake重塑黏土進(jìn)行的不排水強(qiáng)度和循環(huán)壓縮試驗(yàn)結(jié)果表明，采用不同的應(yīng)變破壞標(biāo)準(zhǔn)會(huì)使土體的動(dòng)強(qiáng)度曲線有較大差別，并建立了循環(huán)荷載后強(qiáng)度變化的公式．Moses等[8]采用循環(huán)三軸剪切試驗(yàn)以研究應(yīng)變效應(yīng)和荷載循環(huán)對(duì)海相黏土不排水抗剪強(qiáng)度的影響，得出周期荷載會(huì)降低黏土的不排水強(qiáng)度，其不排水強(qiáng)度的衰減程度最大可達(dá)50%．唐益群等[9]對(duì)淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土進(jìn)行了應(yīng)力控制循環(huán)三軸試驗(yàn)，得到了土體在列車(chē)振動(dòng)荷載作用下的臨界動(dòng)應(yīng)力比以及動(dòng)應(yīng)變隨振次、加載頻率、圍壓的變化規(guī)律．黃茂松等[10]在典型飽和軟黏土不排水循環(huán)三軸試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，分析了影響軟黏土塑性累積變形的主要因素，研究了不同靜、循環(huán)動(dòng)應(yīng)力組合應(yīng)力歷史影響下飽和軟黏土的不排水循環(huán)累積變形特性．雷華陽(yáng)等[11]研究了淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土在交通荷載長(zhǎng)期作用下的動(dòng)應(yīng)變發(fā)展情況，得到了淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的臨界動(dòng)應(yīng)力比和動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系隨加載頻率、圍壓及固結(jié)狀態(tài)而變化的規(guī)律．鄭剛等[12]進(jìn)行了一系列原狀土和重塑土的動(dòng)力試驗(yàn)，對(duì)比分析了振動(dòng)頻率對(duì)飽和黏土動(dòng)力特性的影響．

針對(duì)運(yùn)營(yíng)期地鐵列車(chē)荷載引起地基的長(zhǎng)期沉降，循環(huán)三軸試驗(yàn)主要考慮了地鐵列車(chē)荷載的幅值、頻率、振動(dòng)次數(shù)，以及圍壓和固結(jié)比對(duì)軟土長(zhǎng)期動(dòng)力特性的影響，并取得了一定的成果．但以往研究中的室內(nèi)試驗(yàn)在模擬地鐵列車(chē)荷載時(shí)通常采取無(wú)間隔連續(xù)加載，忽視了地鐵列車(chē)荷載的周期性間歇的特點(diǎn)[13].基于此，本文開(kāi)展一系列間歇性循環(huán)荷載條件下的循環(huán)三軸不排水試驗(yàn)．考慮不同固結(jié)條件、動(dòng)應(yīng)力比和頻率等因素，分析飽和黏土在不同加載階段的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系以及累積塑性應(yīng)變和動(dòng)孔隙水壓力發(fā)展規(guī)律，通過(guò)與連續(xù)振動(dòng)試驗(yàn)對(duì)比，分析間歇性循環(huán)加載對(duì)軟土動(dòng)力特性的影響．研究結(jié)果可為黏土地基在地鐵行車(chē)荷載下的沉降預(yù)測(cè)提供理論參考．

1?試驗(yàn)土樣和試驗(yàn)方案

1.1?試驗(yàn)土樣

試驗(yàn)土樣取自天津某地鐵隧道附近，取土深度15～18m．依據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50123—2019)采用擊實(shí)法制備重塑土樣試樣，土樣尺寸為高80mm、直徑39.1mm的標(biāo)準(zhǔn)圓柱體，因動(dòng)三軸試驗(yàn)所用試樣尺寸與三瓣膜內(nèi)徑尺寸一致，故土樣在三瓣膜內(nèi)分5次擊實(shí)，擊實(shí)前在三瓣膜內(nèi)壁涂抹一層薄的凡士林，確保土樣與內(nèi)壁相對(duì)光滑．根據(jù)三瓣膜體積與土體密度計(jì)算所需的土樣總質(zhì)量，然后用電子秤分5次稱取平均每一層土樣質(zhì)量并放在三瓣膜內(nèi)，每一層擊實(shí)后用刨毛刀把表面刨毛，擊實(shí)完畢后用刮土刀削掉頂部和底部多余土樣，稱其質(zhì)量．最后用裁剪好的保鮮膜包裹試樣四周，上下各貼一片濾紙，隨后放入真空飽和器抽真空(－0.1MPa)，12h后，將蒸餾水緩慢注入至淹沒(méi)三瓣膜頂，繼續(xù)保持真空狀態(tài)0.5h，關(guān)閉注水閥門(mén)，然后打開(kāi)進(jìn)氣閥門(mén)使內(nèi)部恢復(fù)大氣壓力，靜置12h以上備用．試驗(yàn)時(shí)反壓飽和時(shí)間120min，值達(dá)到0.95以上試樣飽和．

表1?土樣物理力學(xué)參數(shù)

1.2?試驗(yàn)方案

針對(duì)地鐵列車(chē)荷載，目前常用的確定方法主要有現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試分析法、人工激振力函數(shù)法、經(jīng)驗(yàn)公式分析法及有限元模擬法．本文采用激振力函數(shù)法，所得車(chē)速120km/h時(shí)的地鐵列車(chē)荷載時(shí)程曲線如圖1所示. 試驗(yàn)循環(huán)加載波形如圖2所示．具體試驗(yàn)參數(shù)見(jiàn)表2.

圖1?地鐵列車(chē)荷載的時(shí)程曲線

圖2?試驗(yàn)循環(huán)加載波形示意

由圖1可知，地鐵列車(chē)循環(huán)荷載在地基中產(chǎn)生的動(dòng)應(yīng)力時(shí)程曲線具有“鋸齒”狀特點(diǎn)，循環(huán)荷載的1個(gè)振動(dòng)周期約為0.65s，頻率為1.54Hz，取1.5Hz，因此用試驗(yàn)荷載頻率1.5Hz模擬120km/h的列車(chē)速度．為比較不同列車(chē)速度對(duì)土體動(dòng)力特性的影響，試驗(yàn)取40km/h、80km/h和120km/h 3種典型列車(chē)速度．由40km/h列車(chē)速度計(jì)算的循環(huán)荷載振動(dòng)周期約為2.05s，因此，用0.5Hz的試驗(yàn)荷載頻率模擬平均時(shí)速40km/h的情況；同理，用1.0Hz的荷載頻率模擬常規(guī)時(shí)速80km/h的情況．

對(duì)于埋深18m處的黏土，按其上覆土層的平均重度約為17.3kN/m3計(jì)算[14]，則估算其軸壓約為131.4kPa，試驗(yàn)取130kPa．循環(huán)荷載采用偏壓半正弦波[15]，可以作為簡(jiǎn)化波形較好地模擬列車(chē)循環(huán)荷載．

對(duì)土樣分階段施加循環(huán)振動(dòng)荷載，共振動(dòng)10個(gè)階段，根據(jù)國(guó)內(nèi)地鐵列車(chē)運(yùn)營(yíng)普遍規(guī)律，按每班地鐵列車(chē)通過(guò)地基某一點(diǎn)引起振動(dòng)10次，每5min有1班車(chē)，每天運(yùn)營(yíng)15h計(jì)算，則地基某點(diǎn)一天內(nèi)共振動(dòng)1800次，故取每個(gè)階段振動(dòng)1800次，停振900次，然后繼續(xù)振動(dòng)下一階段．試驗(yàn)采用等向固結(jié)和偏壓固結(jié)兩種方式，通過(guò)試樣的物理力學(xué)參數(shù)，確定0分別取1.0和0.7．

表2?動(dòng)三軸試驗(yàn)方案

Tab.2?Dynamic triaxial test parameters

2?試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1?動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系

土體在一定的動(dòng)應(yīng)力作用下產(chǎn)生變形，滯回曲線可以表示土體在某一個(gè)循環(huán)內(nèi)各時(shí)刻應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系的全過(guò)程．針對(duì)頻率為1.5Hz的振動(dòng)荷載條件，如圖3所示，選取試樣S15的4個(gè)階段，繪制振動(dòng)加載過(guò)程中的部分振次的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線．可以看出，飽和黏土的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線具有典型的非線性和滯后性特征，對(duì)黏土進(jìn)行加載當(dāng)應(yīng)力達(dá)到最大值時(shí)，變形仍未達(dá)到最大值；針對(duì)卸載階段，在卸載達(dá)到穩(wěn)定值時(shí)，由于應(yīng)變滯后，當(dāng)應(yīng)力卸荷至最低值時(shí)，變形并未與應(yīng)力同相位達(dá)到最小值，變形穩(wěn)定點(diǎn)要滯后于應(yīng)力穩(wěn)定點(diǎn)，其滯回形態(tài)隨著振動(dòng)階段的發(fā)展逐漸向應(yīng)變軸靠攏．

滯回曲線的不閉合程度可以反映每一個(gè)循環(huán)加載周期后殘余應(yīng)變的大小，從圖3(a)可以看出，在振動(dòng)初期，滯回曲線是不閉合的，產(chǎn)生大約0.01%的殘余塑性變形，說(shuō)明在地鐵運(yùn)營(yíng)初期，隧道底部土體未壓密區(qū)域在列車(chē)荷載作用下，迅速被壓密，產(chǎn)生了一定的不可恢復(fù)殘余變形，導(dǎo)致累積塑性變形迅速增加，整個(gè)階段產(chǎn)生約0.14%的累積塑性變形．與圖3(a)相比，隨著振動(dòng)階段的增加，圖3(b)中的滯回曲線底部開(kāi)口變小很多，在此階段的累積塑性變形約為0.05%，說(shuō)明每個(gè)滯回圈的殘余應(yīng)變減小，導(dǎo)致累積塑性應(yīng)變逐漸下降．滯回曲線的形狀由“較寬”變?yōu)椤笆菹鳌保畬?duì)比圖3(c)和(d)可以看出，滯回曲線幾乎無(wú)明顯變化，且每一振動(dòng)周期內(nèi)曲線尚未閉合但殘余應(yīng)變微小，因?yàn)榇藭r(shí)振動(dòng)次數(shù)已達(dá)10000次，土體已經(jīng)被壓密，變形很難進(jìn)一步發(fā)展．

隨著振動(dòng)次數(shù)的不斷增加，動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線不斷向右側(cè)發(fā)展，滯回曲線不閉合程度越來(lái)越小，曲線由較為稀疏逐漸變?yōu)槊軐?shí)，說(shuō)明塑性應(yīng)變也逐漸減小，因?yàn)槊恳粋€(gè)振動(dòng)循環(huán)內(nèi)所產(chǎn)生的累積塑性應(yīng)變已經(jīng)趨于較小的穩(wěn)定值．土體在動(dòng)載作用下的變形常常包括彈性變形和塑性變形兩部分，由于本文中試樣的動(dòng)應(yīng)力幅值較小，試樣主要表現(xiàn)為彈性變形，隨著振次的增加，塑性變形逐漸產(chǎn)生和發(fā)展．

動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變曲線的傾斜程度反映出了動(dòng)彈性模量的變化趨勢(shì)，底部開(kāi)口的大小可以反映出累積塑性應(yīng)變的大小，基于此，可根據(jù)動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系曲線分別確定各階段的動(dòng)彈性模量和累積塑性應(yīng)變，圖4為試樣S15動(dòng)彈性模量及其平均殘余塑性應(yīng)變隨振動(dòng)階段變化曲線，可以看出隨著振動(dòng)階段的增加，動(dòng)彈性模量和累積塑性應(yīng)變總體上呈現(xiàn)下降的趨勢(shì)，并最終趨于一個(gè)穩(wěn)定值．第1階段的殘余應(yīng)變值大約為0.145%，第3階段急劇減少為0.052%，這與圖3中滯回曲線底部開(kāi)口由寬變?yōu)檎F(xiàn)象相符．隨著振動(dòng)階段數(shù)的增加，第8階段和第10階段已趨于穩(wěn)定，平均殘余塑性應(yīng)變僅為0.037%左右．說(shuō)明隨著階段數(shù)的增加，土體的變形逐漸變?yōu)轲椥宰冃?，塑性?yīng)變逐漸減少，彈性應(yīng)變逐漸增多．動(dòng)彈性模量由10.5MPa衰減至8.7MPa，降低了17%，說(shuō)明土體抵抗彈性變形的能力減小，進(jìn)一步驗(yàn)證了隨著振動(dòng)階段的增加，土體變形逐漸變?yōu)轲椥宰冃蔚慕Y(jié)論．

圖4?各階段的動(dòng)彈性模量和累積塑性應(yīng)變

2.2?累積塑性應(yīng)變發(fā)展

為對(duì)比各階段產(chǎn)生的累積塑性應(yīng)變?cè)隽浚瑢⒚恳浑A段的起始應(yīng)變值歸零，圖5是3種不同頻率下0＝1、d＝26kPa時(shí)分階段加載的累積塑性應(yīng)變發(fā)展曲線．由圖5可知各階段的累積塑性應(yīng)變p在振動(dòng)期逐漸增長(zhǎng)，且增長(zhǎng)速率逐漸減小，隨著循環(huán)振動(dòng)次數(shù)的增加，每一階段引起的累積塑性應(yīng)變逐漸減小，下一階段產(chǎn)生的累積塑性應(yīng)變峰值均小于上一階段，在第6階段即加載大約10000次后，各個(gè)階段的累積塑性應(yīng)變峰值逐漸趨于平穩(wěn)．這與王軍等[16]在交通荷載下得到的規(guī)律是類似的．對(duì)比3種不同頻率條件下的累積塑性應(yīng)變，可以發(fā)現(xiàn)頻率越高，塑性變形相對(duì)較小，這說(shuō)明地鐵列車(chē)荷載頻率對(duì)于土體累積塑性應(yīng)變特性產(chǎn)生顯著影響．

為與連續(xù)加載試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，在3種頻率下0＝1、d＝26kPa時(shí)連續(xù)加載的累積塑性應(yīng)變發(fā)展曲線如圖6所示．從圖6中可看出，軸向累積塑性應(yīng)變隨振動(dòng)次數(shù)的增加而增大，并最終趨于穩(wěn)定．另外，頻率越高，塑性變形越小，這與分階段加載的結(jié)果一致．但是分階段加載試驗(yàn)中停振期累積塑性應(yīng)變并非保持不變，而是在振動(dòng)期結(jié)束的基礎(chǔ)上逐漸減小到一個(gè)相對(duì)穩(wěn)定值，即停振期存在部分應(yīng)變恢復(fù)的現(xiàn)象.定義停振期應(yīng)變恢復(fù)百分比為振動(dòng)末期與停振末期應(yīng)變值之差與振動(dòng)末期應(yīng)變值的相對(duì)百分比，圖7為不同頻率下各階段停振期應(yīng)變恢復(fù)百分比，可以看出，相對(duì)較高頻率下，應(yīng)變恢復(fù)的百分比相對(duì)較大，頻率為1.5Hz時(shí)，第1階段停振期恢復(fù)的最少，大約為20%，之后各階段呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，在第5階段達(dá)到最大值27%．停振期可以使土體的黏彈性變形部分恢復(fù)或充分恢復(fù)，并且對(duì)后續(xù)階段的振動(dòng)產(chǎn)生影響，因此停振期對(duì)土體動(dòng)力特性的影響是非常重要的.

圖5?不同頻率下各階段累積塑性應(yīng)變發(fā)展曲線

圖6?連續(xù)加載下累積塑性應(yīng)變發(fā)展曲線

圖7?不同頻率下各階段停振期應(yīng)變恢復(fù)百分比

圖8為不同頻率下各階段殘余應(yīng)變值，可知，頻率越大，殘余應(yīng)變值越小，頻率為0.5Hz時(shí)的殘余應(yīng)變值稍大于頻率為1.0Hz和1.5Hz情況下的殘余應(yīng)變值．0.5Hz下第1階段的振動(dòng)期和停振期結(jié)束時(shí)的殘余應(yīng)變值分別為0.634%和0.525%，對(duì)應(yīng)的1.5Hz下的殘余應(yīng)變值分別為0.421%和0.335%，說(shuō)明隨著振動(dòng)頻率的增加，塑性變形相應(yīng)減少．另外，從圖8中還可以看出，3種頻率情況下隨著振動(dòng)階段數(shù)的增加，各階段的殘余應(yīng)變值不斷減小直至趨于穩(wěn)定，說(shuō)明隨著振動(dòng)階段的增加，土體逐漸被壓密為黏彈性，導(dǎo)致塑性變形越來(lái)越少．

圖8?不同頻率下各階段殘余應(yīng)變值

為研究不同固結(jié)形式和動(dòng)應(yīng)力比對(duì)軸向塑性累積應(yīng)變的影響，選取頻率＝1.5Hz時(shí)的試樣S12～S15進(jìn)行分析，其與振動(dòng)次數(shù)的關(guān)系曲線如圖9所示，從圖9中可看出等壓固結(jié)條件下的軸向塑性累積應(yīng)變明顯比偏壓固結(jié)下的軸向塑性累積應(yīng)變更大，土樣處于等壓固結(jié)狀態(tài)時(shí)，受力均勻，土體更易被壓密，累積應(yīng)變就越大，說(shuō)明固結(jié)形式對(duì)軸向塑性累積應(yīng)變有顯著的影響．另外，同一固結(jié)條件下，軸向塑性累積應(yīng)變隨動(dòng)應(yīng)力比增大而增大．動(dòng)應(yīng)力比為動(dòng)應(yīng)力幅值與有效固結(jié)圍壓之比，圍壓相同時(shí)，動(dòng)應(yīng)力幅值越大，對(duì)土體作用強(qiáng)度越強(qiáng)，累積應(yīng)變就會(huì)越大．

圖9 不同固結(jié)條件和動(dòng)應(yīng)力比下軸向塑性累積應(yīng)變與振次的關(guān)系曲線

2.3?累積孔隙水壓力發(fā)展

圖10為不同頻率條件下S5、S10和S15試樣各階段累積孔隙水壓力隨振次發(fā)展曲線，為便于分析，將每一階段的起始孔壓值歸零，分析該階段的孔壓增量值，即各階段的累積孔隙水壓力情況．從圖10中可以看出，在循環(huán)動(dòng)應(yīng)力幅值相同時(shí)，隨著振動(dòng)階段的增加，孔隙水壓力的增量都是逐漸減小的，說(shuō)明隨著振動(dòng)階段的增加，每個(gè)階段內(nèi)振動(dòng)期產(chǎn)生的累積殘余孔壓逐漸減小．

在停振期，孔壓并不是穩(wěn)定在振動(dòng)末期累積孔壓值附近[16]，而是在前5個(gè)振動(dòng)階段的停振期，孔壓出現(xiàn)略微的增加，在第5個(gè)振動(dòng)階段之后，停振期的孔壓開(kāi)始下降，并在之后振動(dòng)階段的停振期中均呈現(xiàn)下降趨勢(shì)．停振期由于試樣不排水，振動(dòng)期產(chǎn)生的動(dòng)孔壓無(wú)法消散，穩(wěn)定在振動(dòng)期產(chǎn)生的累積孔壓值附近．與應(yīng)變不同，停振期孔壓發(fā)展并非全部減小，Zheng等[17]研究中揭示了停振期孔壓值先上升后下降的情況．停振期孔壓下降的原因可能如下：由于變形的滯后性，停振初期產(chǎn)生了部分累積塑性應(yīng)變的恢復(fù)，造成了孔壓的瞬時(shí)下降；同時(shí)孔壓變化相應(yīng)于應(yīng)力和變形同樣存在滯后效應(yīng)，在不排水的條件下，隨著振動(dòng)次數(shù)的增加，軟土壓縮表現(xiàn)為黏彈性，此時(shí)循環(huán)動(dòng)載引起的部分孔隙壓力在振動(dòng)周期結(jié)束時(shí)不能及時(shí)恢復(fù)，而在停振期軟土有時(shí)間調(diào)整其內(nèi)部結(jié)構(gòu)，使彈性孔隙壓力可以緩慢恢復(fù)．

對(duì)比圖10(a)、(b)和(c)可以看出，頻率越高，在振動(dòng)期產(chǎn)生的動(dòng)孔壓越大，頻率為0.5Hz時(shí)，振動(dòng)階段的最大累積動(dòng)孔壓在3kPa左右，而頻率為1.5Hz時(shí)，振動(dòng)階段的最大累積動(dòng)孔壓在5kPa左右．由于飽和土體的變形受有效應(yīng)力控制，因此頻率越高時(shí)，所積累的動(dòng)孔壓越大，而有效應(yīng)力越小，產(chǎn)生的變形也越小，這與應(yīng)變發(fā)展的規(guī)律是相符的．

圖10 不同頻率下各階段累積孔隙水壓力發(fā)展曲線

3?結(jié)?論

本文針對(duì)天津地區(qū)飽和黏土，開(kāi)展了一系列間歇性循環(huán)荷載條件下的循環(huán)三軸試驗(yàn)，分析了頻率、不同固結(jié)條件和動(dòng)應(yīng)力比等因素對(duì)黏土動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變關(guān)系、累積塑性變形和動(dòng)孔隙水壓力發(fā)展規(guī)律的影響，其主要結(jié)論如下.

(1) 隨循環(huán)階段的增加，黏土的動(dòng)應(yīng)力-動(dòng)應(yīng)變滯回曲線逐漸向應(yīng)變軸靠攏，且形狀由“寬胖”漸變?yōu)椤笆菹鳌?，?dòng)彈性模量和平均殘余應(yīng)變隨振次增加逐漸減小，且最終趨于一個(gè)穩(wěn)定值．

(2) 飽和黏土的塑性累積應(yīng)變隨循環(huán)振次的增加而增大，停振期塑性累積應(yīng)變并非保持不變，而是存在部分應(yīng)變恢復(fù)現(xiàn)象，且頻率越高，應(yīng)變恢復(fù)越大；其應(yīng)變恢復(fù)的原因?yàn)轲ね恋膽?yīng)變滯后效應(yīng)；停振期對(duì)土體動(dòng)力特性的影響是非常重要的．等壓固結(jié)條件下的塑性累積應(yīng)變明顯比偏壓固結(jié)下的累積應(yīng)變更大，固結(jié)形式對(duì)軸向塑性應(yīng)變有顯著影響；塑性應(yīng)變隨動(dòng)應(yīng)力比增大而增大．

(3) 動(dòng)孔壓隨著加載階段的增加逐漸累積，在停振期，動(dòng)孔壓在振動(dòng)前期階段增加，而在振動(dòng)后期階段出現(xiàn)了下降的現(xiàn)象，其可能的原因?yàn)轲ね恋膽?yīng)變滯后產(chǎn)生的變形恢復(fù)造成了孔壓的下降；頻率越高，在振動(dòng)期產(chǎn)生的動(dòng)孔壓越大．

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Experiment of Dynamic Characteristics of Saturated Remolded Clay Under Intermittent Cyclic Loading

Lei Huayang1, 2, 3，Yang Xiaonan1，Xu Yinggang1，Zhang Lei1

(1. School of Civil Engineering，Tianjin University，Tianjin 300350，China；2. Binhai Key Laboratory of Civil Engineering Structure and Safety，Ministry of Education，Tianjin 300350，China；3. Key Laboratory of Earthquake Engineering Simulation and Seismic Resilience，CEA，Tianjin 300350，China)

Aiming at the long-term settlement of foundation caused by subway train load during operation period，the influence of the confining pressure and consolidation ratio on the long-term dynamic characteristics of soil has been considered in previous triaxial tests. However，the characteristics of periodicity and intermittence are ignored in the simulation of the subway train load. Based on this，a series of cyclic triaxial undrained tests under intermittent cyclic loading are conducted in this study for the saturated clay in Tianjin area. Influences of the intermittent period and frequency of vibration load on the cumulative plastic strain，dynamic stress-strain relationship，and pore pressure development of the clay are analyzed. The effect of the different consolidation ratios and dynamic stress ratios on the axial plastic cumulative strain is also discussed. Results show that with increased vibration stage，the hysteretic shape of the dynamic stress-strain curve of the saturated clay gradually develops to the strain axis，the cumulative plastic strain of clay increases，and the growth rate gradually decreases. Due to the hysteresis effect of soil mass，some accumulated plastic strain is restored in the static period. With increased vibration times，the residual strain decreases to a stable value. The axial plastic cumulative strain under constant compression consolidation is obviously larger than that under bias consolidation condition. Under the same consolidation condition，the axial plastic cumulative strain increases with the increased dynamic stress ratio. The accumulated dynamic pore pressure gradually accumulates with the vibration stage，while it increases slightly in the stopped vibration stage of the vibration cycle stage. In the latter part of the vibration stage，the phenomenon of decline occurs in the vibration stopping period due to the viscoelastic behavior of soil compaction.

remolded clay；intermittent cyclic loading；hysteresis effect；dynamic characteristic

TU471

A

0493-2137(2021)08-0799-08

10.11784/tdxbz202007041

2020-07-15；

2020-10-16.

雷華陽(yáng)（1974—??），女，博士，教授.

雷華陽(yáng)，leihuayang74@163.com.

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2017YFC0805407)；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51578371)；土木工程防災(zāi)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室開(kāi)放課題基金資助項(xiàng)目(SLDRCE17-01)。

Supported by the National Key Research and Development Program of China(No. 2017YFC0805407)，the National Natural Science Foundation of China(No. 51578371)，the Open Project of State Key Laboratory of Disaster Reduction in Civil Engineering (No. SLDRCE17-01).

(責(zé)任編輯：金順愛(ài))