考慮間歇效應(yīng)的循環(huán)荷載下軟黏土剛度軟化特性

鄭晴晴，夏唐代，張孟雅

(1.浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，杭州 310058； 2.浙江大學(xué) 城市和濱海巖土研究中心，杭州 310058； 3.中國電力工程顧問集團(tuán)東北電力設(shè)計(jì)院有限公司，長春 130000)

循環(huán)荷載長期作用下飽和軟黏土?xí)l(fā)生剛度軟化現(xiàn)象，是引發(fā)上部結(jié)構(gòu)失穩(wěn)、破壞的主要原因.目前，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)軟土動(dòng)循環(huán)荷載下的剛度軟化研究已有豐富的成果[1-6]，研究表明，循環(huán)軟化作用取決于土體自身的性質(zhì)和外部荷載條件.當(dāng)循環(huán)應(yīng)力水平較高時(shí)，伴隨超孔隙水壓累積，土體結(jié)構(gòu)逐漸重塑，結(jié)構(gòu)性強(qiáng)度降低，循環(huán)軟化加速[1-5]；當(dāng)循環(huán)應(yīng)力水平較低時(shí)，剛度隨振動(dòng)發(fā)展可能出現(xiàn)硬化[6].固結(jié)比、固結(jié)度等固結(jié)條件可通過影響土體不排水靜剪強(qiáng)度的方式改變循環(huán)軟化過程[5,7].

考慮到各因素對(duì)剛度軟化的影響規(guī)律不同，學(xué)者基于不同的試驗(yàn)條件和試驗(yàn)對(duì)象，建立剛度軟化的回歸模型.Idriss等[8]最初通過對(duì)正常固結(jié)土進(jìn)行動(dòng)三軸試驗(yàn)，提出軟化指數(shù)的概念.由于剛度軟化過程在半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系中有良好的線性回歸關(guān)系，Idriss等[8-9]建立連續(xù)振動(dòng)長期作用下的剛度軟化一階對(duì)數(shù)模型.考慮到當(dāng)振動(dòng)周數(shù)較大剛度軟化將趨于穩(wěn)定，剛度軟化試驗(yàn)結(jié)果表現(xiàn)為半對(duì)數(shù)坐標(biāo)系上的曲線而非直線.王軍等[3]建立了二階對(duì)數(shù)軟化模型，對(duì)軟化速率穩(wěn)定趨勢(shì)作出解釋.魏新江等[5-6]認(rèn)為循環(huán)荷載下土體剛度先經(jīng)歷半對(duì)數(shù)線性軟化階段，后穩(wěn)定在恒定值附近，建立分段函數(shù)模型，分開考慮急劇軟化期和穩(wěn)定期，從而預(yù)測地鐵荷載下軟土軟化不利期時(shí)間.以上成果對(duì)于地鐵荷載下飽和軟黏土的剛度軟化理論實(shí)踐研究有重要貢獻(xiàn)，但均采用連續(xù)振動(dòng)的方式，未考慮行車間歇下循環(huán)荷載的非連續(xù)性.

王軍等[10-11]對(duì)溫州軟黏土展開不排水下分階段循環(huán)加載，結(jié)果表明，停振期使土體變形會(huì)恢復(fù)部分振動(dòng)階段產(chǎn)生的黏性變形，恢復(fù)比例隨停振次數(shù)增大而增加，且停振期強(qiáng)度增大，導(dǎo)致后續(xù)峰值孔壓、應(yīng)變減小.鄭晴晴等[12-14]曾開展模擬地鐵列車間隔的循環(huán)加載試驗(yàn)，結(jié)果表明，間歇可抑制應(yīng)變、孔壓累積趨勢(shì)，導(dǎo)致大周數(shù)下累積應(yīng)變和孔壓明顯降低，且穩(wěn)定期所需振動(dòng)周數(shù)顯著減少.然而，王軍等[10-11]的研究不能模擬列車荷載短時(shí)間振動(dòng)和停歇的交替情況，何紹衡等[12-14]尚未就間歇對(duì)剛度的影響進(jìn)行系統(tǒng)分析.

鑒于此，基于杭州城西區(qū)域原狀飽和K0固結(jié)淤泥質(zhì)軟黏土在間歇性循環(huán)加載長期作用下的剛度軟化試驗(yàn)，通過對(duì)比連續(xù)振動(dòng)和間歇振動(dòng)下的剛度軟化情況研究間歇對(duì)剛度軟化的影響，通過分析不同間歇時(shí)長下的軟化過程及細(xì)節(jié)研究間歇時(shí)長對(duì)軟化發(fā)展的影響，為地鐵列車荷載下軟土地基的剛度軟化研究提供理論依據(jù).

1 考慮間歇效應(yīng)的循環(huán)加載

1.1 土樣簡介

試驗(yàn)土樣為第四相海相沉積原狀淤泥質(zhì)軟黏土，取自杭州擬建地鐵2號(hào)線沿線，其基本性質(zhì)如表1.取土深度為4～6 m，取土區(qū)域的地下水位深度為1～2 m，土樣處于飽和狀態(tài).取樣時(shí)為保證土的原狀性，采取下列措施：采用I級(jí)取土器TB3型活塞式薄壁取土器(直徑為76.2 mm、長為508 mm)，可取原狀黏土；取土器給進(jìn)速度符合美國墾務(wù)局對(duì)原狀黏土鉆孔取土給進(jìn)速度的要求；利用隔震箱運(yùn)輸土樣，減少運(yùn)輸過程對(duì)土的擾動(dòng)；對(duì)取土器蓋帽邊緣用蠟、醫(yī)用膠帶、透明膠帶依次密封，放在恒溫室內(nèi)保存.經(jīng)與(JGJ-T87—2012)《建筑工程地質(zhì)勘探與取樣技術(shù)規(guī)程》對(duì)比，文中所用黏土屬I級(jí)原狀土.制樣時(shí)為保證土樣原狀性，先把薄壁取土器中的土擠出，再將頂部和靠近薄壁邊緣部分的土去掉，選取中心部分的土參照《土工試驗(yàn)規(guī)程》[15]制成直徑為38 mm、高為76 mm的圓柱體試件.

1.2 試驗(yàn)步驟

本次試驗(yàn)采用英國GDS公司的電伺服動(dòng)三軸儀，動(dòng)三軸試驗(yàn)步驟如圖1所示.圖中，q表示偏應(yīng)力，qs和qd分別表示靜偏應(yīng)力和動(dòng)偏應(yīng)力.

1)制成標(biāo)準(zhǔn)圓柱形試樣后，將試樣上下各貼一片濾紙，再各鋪一塊透水石，將試樣放在飽和器中，進(jìn)行一次飽和.具體操作為：參照《土工試驗(yàn)規(guī)程》[15]，把裝有試樣的飽和器放在真空桶中，用真空泵吸出空氣維持負(fù)壓保持3 h以上，再注入無氣水浸泡12 h以上.

2)將試樣從飽和器取出裝入動(dòng)三軸儀中進(jìn)行二次飽和，原理為利用反壓控制器將無氣水強(qiáng)制注入試樣，消融剩余空氣.當(dāng)系統(tǒng)監(jiān)測到無氣水不能繼續(xù)注入試樣時(shí)，用sketpmon檢測法檢測土樣飽和度參量B-value，當(dāng)B-value達(dá)到0.95視為飽和完成.文中試樣均一次性達(dá)到飽和要求.

4)當(dāng)固結(jié)完成后，進(jìn)入間歇性循環(huán)加載階段.鑒于淤泥質(zhì)軟黏土滲透性較差，循環(huán)加載階段排水閥關(guān)閉.

1.3 加載波形

圖2(a)為典型的地震荷載，圖2(b)為文獻(xiàn)[7]給出的列車動(dòng)荷載形式，圖中歸一化荷載指動(dòng)荷載對(duì)動(dòng)荷載幅值的比值.與地震荷載等動(dòng)荷載相比，列車運(yùn)行引起的動(dòng)荷載為單向脈沖式而非雙向正弦模式[16].根據(jù)國內(nèi)列車運(yùn)營普遍規(guī)律可知，列車全速通過某一點(diǎn)的時(shí)間為8～16 s,而相鄰列車之間的發(fā)車間隙為1 min以上(發(fā)車間隙通常是加載時(shí)長的幾十倍).因此，地鐵列車運(yùn)營期荷載是由短暫的低幅振動(dòng)和相對(duì)較長的停歇交替形成的周期性非連續(xù)荷載，并非連續(xù)振動(dòng).本文用間歇性循環(huán)加載來模擬地鐵列車荷載的基礎(chǔ)波形,如圖2(c)所示，圖中T為單位振停循環(huán)的振動(dòng)時(shí)長，ΔT為單位振停循環(huán)的停歇時(shí)長.考慮到列車荷載實(shí)際情況[16-17]，連續(xù)振動(dòng)選用基礎(chǔ)的半正弦等幅連續(xù)波形，振動(dòng)采用軸力控制式，振動(dòng)頻率為1 Hz.

圖2 兩種荷載形式和本文循環(huán)加載基礎(chǔ)波形

1.4 應(yīng)力路徑

有效應(yīng)力路徑示意見圖3，橫坐標(biāo)p′表示平均有效主應(yīng)力，縱坐標(biāo)即偏應(yīng)力q.在三軸試驗(yàn)中

(1)

q=σ1-σ3.

(2)

圖3 有效應(yīng)力路徑示意

(3)

(4)

1.5 試驗(yàn)方案

文中視取土區(qū)域相同、深度相同的土樣，完成相同有效圍壓下的K0固結(jié)作為平行試驗(yàn)的前提條件，再依據(jù)不同的方案對(duì)各試樣進(jìn)行動(dòng)力加載比對(duì)比分析，具體試驗(yàn)方案如表2所示.表2中，γ表示動(dòng)應(yīng)力比，定義其為動(dòng)偏應(yīng)力qd對(duì)有效固結(jié)圍壓的比值.首先，設(shè)置了同等條件下連續(xù)振動(dòng)和包含間歇振動(dòng)的對(duì)照組，研究間歇振動(dòng)和連續(xù)振動(dòng)的區(qū)別；其次，以單位振動(dòng)時(shí)長T和動(dòng)應(yīng)力比γ為常數(shù)，設(shè)置不同的間歇時(shí)長，研究間歇時(shí)長對(duì)間歇效應(yīng)的影響規(guī)律；最后，設(shè)置多組單位振動(dòng)時(shí)長和動(dòng)應(yīng)力比的組合情況，研究不同工況下間歇時(shí)長的影響規(guī)律.關(guān)于單位振動(dòng)時(shí)長的設(shè)置，考慮到目前中國地鐵列車行駛速度為40～80 km/h，8節(jié)車廂列車長度約180 m，可知列車全速行駛經(jīng)過某一點(diǎn)的時(shí)間為8～16 s，因此，設(shè)置了一組T分別為5，10，20 s，考慮到儀器精度的限制、地鐵班次密集化的趨勢(shì)，ΔT的范圍設(shè)為5～100 s.由于各試樣的加載波形不同，采集數(shù)據(jù)的密度視情況而定，最大為1 000點(diǎn)/循環(huán).考慮到列車荷載幅值通常低于軟土的臨界動(dòng)應(yīng)力比(動(dòng)應(yīng)力增加到該值時(shí)，孔壓和應(yīng)變隨循環(huán)周數(shù)的增加迅速增加，并且試樣在循環(huán)周數(shù)較少時(shí)很快破壞)[11]，設(shè)置動(dòng)應(yīng)力比小于杭州軟土臨界動(dòng)應(yīng)力比[18]，分別為0.1和0.2.

表2 剛度軟化試驗(yàn)方案

2 兩種振動(dòng)下剛度軟化的差異

圖4，5為兩種振動(dòng)下滯回圈變化示意，可以看出，滯回圈隨振動(dòng)發(fā)展逐漸右移，斜率逐漸減小，是剛度軟化的表現(xiàn).研究剛度軟化通常選用軟化指數(shù)為研究對(duì)象，根據(jù)Idriss對(duì)軟化指數(shù)δ的定義，有

(5)

式中GN和G1分別表示第1次和第N次振動(dòng)中土體的剛度.本文將滯回圈的割線斜率記作剛度G，如圖4所示，第N次振動(dòng)剛度GN的計(jì)算式為

(6)

式中：εN,max、εN,min分別表示第N次循環(huán)最大、最小軸向應(yīng)變，qmax、qmin分別表示最大、最小偏應(yīng)力.

圖4 間歇性循環(huán)荷載下滯回圈變化示意

圖5 連續(xù)振動(dòng)下滯回圈發(fā)展

如圖4，5所示，間歇性循環(huán)加載振動(dòng)作用下的滯回圈發(fā)展趨勢(shì)與連續(xù)振動(dòng)相似，隨振動(dòng)發(fā)展滯回圈向應(yīng)變軸偏移，表明間歇性循環(huán)加載下剛度會(huì)發(fā)生軟化.

2.1 整體發(fā)展

圖6為γ=0.2時(shí)，連續(xù)振動(dòng)和間歇振動(dòng)下軟化指數(shù)隨振動(dòng)次數(shù)的發(fā)展曲線.可以看出，軟化指數(shù)發(fā)展過程呈L型：前期軟化指數(shù)單調(diào)減小，曲線坡度較大，后期軟化指數(shù)逐漸趨于穩(wěn)定，曲線坡度近似水平，與連續(xù)振動(dòng)軟黏土剛度軟化規(guī)律一致[1-7].

對(duì)比間歇振動(dòng)和連續(xù)振動(dòng)可以看出，兩種振動(dòng)方式軟化指數(shù)的大小隨振動(dòng)次數(shù)增加而改變，分為3個(gè)階段：當(dāng)02 200(加載后期)時(shí)，連續(xù)振動(dòng)軟化指數(shù)小于間歇振動(dòng)，連續(xù)振動(dòng)軟化程度較大.

圖6 剛度軟化指數(shù)隨振動(dòng)次數(shù)的變化

此現(xiàn)象表明，間歇效應(yīng)與循環(huán)周數(shù)有關(guān).在大周數(shù)(N>2 200)循環(huán)作用下，間歇對(duì)剛度軟化趨勢(shì)有削弱作用，可提高經(jīng)歷相同振次后的殘余剛度；而在小周數(shù)(N<600)循環(huán)作用下，間歇對(duì)剛度軟化有加劇作用，會(huì)降低經(jīng)歷相同振次殘余剛度.經(jīng)對(duì)比，間歇對(duì)剛度的效應(yīng)與間歇對(duì)應(yīng)變、孔壓的效應(yīng)類似[12-13]，若試樣承受長期存在的循環(huán)作用，間歇振動(dòng)下剛度軟化程度小于連續(xù)振動(dòng)，土體殘余剛度增大.

2.2 平均軟化速率

上文討論了間歇對(duì)剛度軟化的整體效應(yīng)，本節(jié)從平均軟化速率(δ/N)的角度分析間歇對(duì)軟化的影響.

圖7為γ=0.2時(shí)，連續(xù)振動(dòng)和間歇振動(dòng)的平均軟化速率(δ/N)發(fā)展曲線.可以看出，與連續(xù)振動(dòng)相比，間歇振動(dòng)軟化速率的變化更劇烈.首先，在加載初期，軟化速率均在短期內(nèi)增加到最大值，其中間歇振動(dòng)試樣的增幅明顯高于連續(xù)振動(dòng)，可知間歇使剛度軟化速率(對(duì)振動(dòng)次數(shù))提高，即平均每次循環(huán)剛度衰減程度增大，平均軟化速率提高，初期剛度軟化曲線坡度增大(如圖6所示)；隨振動(dòng)次數(shù)繼續(xù)增加，間歇振動(dòng)軟化速率迅速衰減，而連續(xù)振動(dòng)軟化速率維持在穩(wěn)定水平，導(dǎo)致間歇振動(dòng)軟化速率減小至小于連續(xù)振動(dòng)的水平，從而導(dǎo)致加載中后期間歇振動(dòng)剛度軟化指數(shù)逐漸大于連續(xù)振動(dòng)(如圖6所示).

由此可知，間歇對(duì)剛度軟化的效應(yīng)存在明顯階段性的原因在于：在循環(huán)作用前期，間歇通過提高土體循環(huán)軟化速率，使經(jīng)歷相同振次后的殘余剛度更小，增加軟化程度；在循環(huán)作用中后期，間歇通過軟化速率快速衰減，使經(jīng)歷相同振次后的殘余剛度維持在近似穩(wěn)定水平，減小軟化程度.

圖7 平均軟化速率隨振動(dòng)次數(shù)的變化

2.3 軟化不利期

上文指出間歇通過對(duì)軟化速率產(chǎn)生分階段作用，造成對(duì)循環(huán)軟化的間歇效應(yīng)亦具有階段性，該特性表現(xiàn)在軟化指數(shù)曲線上即軟化指數(shù)發(fā)展曲線存在明顯的拐點(diǎn)，如圖8所示.

圖8 軟化不利期及拐點(diǎn)示意

圖8表示試樣K0-Deg-9的分階段軟化示意，可以看出，階段分界點(diǎn)(即拐點(diǎn))前、后的軟化趨勢(shì)有顯著差異.由于拐點(diǎn)前軟化速率普遍大于拐點(diǎn)后，稱拐點(diǎn)前軟化過程為快速軟化期，軟化經(jīng)歷循環(huán)周數(shù)記作Ng.

經(jīng)統(tǒng)計(jì)，γ=0.2時(shí)，連續(xù)振動(dòng)試樣Ng≈2 500，間歇振動(dòng)試樣Ng≈1 000～2 000，即同等條件下間歇振動(dòng)快速軟化期循環(huán)周數(shù)少于連續(xù)振動(dòng).結(jié)合2.2分析可知，間歇通過使軟化速率迅速衰減，不僅可達(dá)到減小剛度軟化程度的效果，還能起到縮短剛度軟化不利期循環(huán)周數(shù)的作用，促使土體剛度變化進(jìn)入穩(wěn)定期所需的循環(huán)周數(shù)減少.

2.4 間歇期的剛度變化

上文通過分析軟化曲線的整體發(fā)展和速度變化研究間歇效應(yīng)的具體內(nèi)容和影響機(jī)理，發(fā)現(xiàn)間歇對(duì)剛度軟化作用具有階段性，本節(jié)通過分析間歇期的剛度變化，為間歇對(duì)剛度軟化的分階段效應(yīng)提供解釋.

由于間歇期不存在動(dòng)偏壓，間歇期的剛度變化只能通過間歇期前后的動(dòng)剛度變化間接反映.以間歇振動(dòng)試樣K0-Deg-7為例，圖9(a)和9(b)分別表示其動(dòng)剛度在第1次、第880次間歇前后的變化情況.

如圖9(a)所示，第一次間歇前，滯回圈隨循環(huán)周數(shù)增大向右下偏移，表明相同激振力下周期應(yīng)變?cè)龃?，即?yīng)變軟化；在間歇后，滯回圈相對(duì)上一次振動(dòng)滯回圈的偏移方向仍是右下方，表明間歇期試樣繼續(xù)軟化.該現(xiàn)象說明加載初期，間歇期土體剛度減小、動(dòng)強(qiáng)度減弱.

圖9 各階段間歇期剛度發(fā)展

結(jié)合該試樣孔壓在間歇期的變化趨勢(shì)(如圖10(a)所示)可知，同期孔壓發(fā)生類似變化，即在間歇期維持振動(dòng)期的變化趨勢(shì).由于本文循環(huán)應(yīng)力比設(shè)置在低于臨界應(yīng)力比的范圍，循環(huán)軟化的原因有兩方面，即超孔壓增長和結(jié)構(gòu)性強(qiáng)度的損失[18].因此可知，加載初期間歇期持續(xù)增長的超孔壓通過減小土體骨架承擔(dān)的應(yīng)力比例，減小土體強(qiáng)度，引起應(yīng)變軟化.而引發(fā)該現(xiàn)象的根本原因則在于，加載初期土體結(jié)構(gòu)對(duì)動(dòng)荷載的響應(yīng)有一定滯后效應(yīng)，導(dǎo)致停振期(間歇期)結(jié)構(gòu)保留動(dòng)態(tài)調(diào)整趨勢(shì)，超孔壓繼續(xù)累積.

圖10 各階段間歇期孔壓發(fā)展

如圖9(b)所示，第880次間歇前，滯回圈隨振動(dòng)次數(shù)增加向右下偏移，但是偏移程度遠(yuǎn)小于圖9(a)，說明軟化速率已明顯降低，土體逐漸穩(wěn)定；第880次間歇后，滯回圈向左上方偏移，與間歇前偏移方向相反.該現(xiàn)象表明，加載中后期，動(dòng)剛度在間歇期增大.

結(jié)合同期孔壓變化趨勢(shì)(如圖10(b)所示)可知，該階段剛度增大的原因在于孔壓在間歇期消散，部分偏應(yīng)力轉(zhuǎn)化為土體骨架有效應(yīng)力，使土體強(qiáng)度增加，從而發(fā)生應(yīng)變硬化.引起該現(xiàn)象的根本原因則是加載中后期土體結(jié)構(gòu)逐漸穩(wěn)定，對(duì)動(dòng)荷載的響應(yīng)減弱，利用彈性后效消散部分超孔壓，恢復(fù)部分強(qiáng)度.

聯(lián)系各階段間歇期孔壓變化趨勢(shì)(圖10)及剛度變化趨勢(shì)(圖9)可知：加載初期，土體對(duì)動(dòng)荷載的動(dòng)態(tài)響應(yīng)(孔壓增長、剛度軟化)同時(shí)存在于振動(dòng)期和間歇期，增加前期土體調(diào)整總時(shí)長，導(dǎo)致土體結(jié)構(gòu)進(jìn)入穩(wěn)定狀態(tài)所需的循環(huán)周數(shù)減少，軟化不利期縮短.

3 間歇時(shí)長對(duì)剛度軟化的影響

3.1 整體發(fā)展

圖11為其余條件相同、僅間歇時(shí)長不同時(shí)的剛度軟化指數(shù)在雙對(duì)數(shù)坐標(biāo)系上的發(fā)展曲線.可以看出，間歇性循環(huán)加載作用下，剛度軟化指數(shù)曲線有明顯的拐點(diǎn)，呈L型發(fā)展.拐點(diǎn)前，軟化指數(shù)曲線近似線性下降，與王軍等[3,8-9]剛度模型規(guī)律一致；拐點(diǎn)后，軟化指數(shù)發(fā)展趨勢(shì)有明顯轉(zhuǎn)變，大部分試樣以較小的速度繼續(xù)軟化，少部分試樣出現(xiàn)硬化，與丁智等[6]的試驗(yàn)結(jié)果規(guī)律相符.對(duì)比各組試驗(yàn)結(jié)果可知，間歇期越長，軟化指數(shù)曲線終點(diǎn)越高，說明間歇越長，土樣剛度軟化程度越小，軟化殘余剛度越大.

圖11 間歇時(shí)長對(duì)剛度軟化指數(shù)發(fā)展曲線的影響

同時(shí)還可發(fā)現(xiàn)，動(dòng)應(yīng)力比對(duì)間歇效應(yīng)有一定影響.當(dāng)動(dòng)應(yīng)力比較小(如圖11(a)、11(b)，γ=0.1)，間歇時(shí)長不同時(shí)，軟化曲線無交點(diǎn)；當(dāng)動(dòng)應(yīng)力比較大(如圖11(c)、11(d)、11(e)，γ=0.2)，間歇時(shí)長不同時(shí)，軟化曲線存在交叉點(diǎn).這是由于動(dòng)應(yīng)力比是影響軟黏土循環(huán)軟化的重要因素.γ=0.1時(shí)，動(dòng)應(yīng)力比接近杭州軟黏土的門檻動(dòng)應(yīng)力比[14]，循環(huán)軟化的滯后效應(yīng)減弱，對(duì)前期軟化速率的影響不顯著，因此無交叉點(diǎn).限于篇幅，動(dòng)應(yīng)力比對(duì)間歇效應(yīng)的影響不予展開討論.

在動(dòng)應(yīng)力比較大的情況下，當(dāng)間歇時(shí)長增大，軟化不利期循環(huán)周數(shù)減少，殘余軟化指數(shù)增大.該現(xiàn)象可以運(yùn)用間歇效應(yīng)作用機(jī)理進(jìn)行解釋：當(dāng)間歇期時(shí)長增加，有利于發(fā)揮加載初期超孔壓增長的滯后效應(yīng)，孔壓引起的應(yīng)變軟化更加集中地發(fā)生在加載前期，軟化不利期循環(huán)周數(shù)減少，后期殘余剛度得以提前穩(wěn)定在較高水平.

3.2 平均軟化速率

圖12表示γ=0.2僅間歇時(shí)長不同時(shí)，各組試樣平均剛度軟化速率(δ/N)隨振動(dòng)次數(shù)的變化.可以看出，間歇時(shí)長越長，初期軟化速率越大，中后期軟化速率衰減越迅速.該規(guī)律驗(yàn)證了間歇時(shí)長增加對(duì)剛度軟化的影響機(jī)制：通過發(fā)揮孔壓增長的滯后效應(yīng)，前期平均軟化速率顯著提高；通過增加土體前期調(diào)整總時(shí)長，促使循環(huán)軟化進(jìn)入穩(wěn)定期所需的循環(huán)周數(shù)減少，軟化速率迅速衰減至較低水平.

3.3 最小軟化指數(shù)

對(duì)于上部結(jié)構(gòu)，軟土地基應(yīng)變軟化會(huì)帶來較為不利的影響.交通荷載是長期存在的動(dòng)荷載，軟土在長期循環(huán)荷載下的最小軟化指數(shù)可表征其最不利的軟化情況，對(duì)于上部結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定評(píng)估有一定現(xiàn)實(shí)意義.本節(jié)就振動(dòng)過程中的最小軟化指數(shù)δmin與間歇時(shí)長的關(guān)系展開分析.

如圖13所示，最小軟化指數(shù)δmin隨間歇時(shí)長增大而增大，表明同等條件下間歇時(shí)長越長，剛度軟化程度越小，殘余剛度越大.δmin與ΔT的關(guān)系反映間歇對(duì)剛度軟化最為重要的影響，即間歇可增加土體在長期循環(huán)荷載下經(jīng)歷相同循環(huán)周數(shù)后的殘余剛度.

圖12 不同間歇時(shí)長下平均軟化速率隨振動(dòng)次數(shù)變化

圖13 間歇時(shí)長對(duì)最小軟化指數(shù)的影響

綜上，對(duì)于軟黏土循環(huán)軟化，間歇時(shí)長的影響規(guī)律為：隨間歇時(shí)長增加，初期平均軟化速率增加，中后期軟化速率衰減更加迅速，經(jīng)歷相同循環(huán)周數(shù)后的軟化指數(shù)增大，殘余剛度增加.因此，對(duì)于軟土路基，同等條件非連續(xù)性振動(dòng)帶來的軟化失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn)理論上比連續(xù)振動(dòng)的風(fēng)險(xiǎn)更低，并且間歇時(shí)長越長，兩種方式下軟化過程差異越顯著.

4 結(jié) 論

1)間歇對(duì)剛度軟化的影響具有分階段特性：在大周數(shù)循環(huán)作用下，間歇對(duì)剛度軟化有削弱作用，并促使循環(huán)軟化進(jìn)入緩慢變化期或穩(wěn)定期所需周數(shù)減少；而在小周數(shù)循環(huán)作用下，間歇有加劇剛度軟化的作用，致使加載初期循環(huán)荷載對(duì)穩(wěn)定的不利影響增強(qiáng).

2)間歇對(duì)剛度軟化的分階段效應(yīng)源于剛度在各階段間歇期的變化趨勢(shì)有顯著差異：加載初期，軟土試樣受激振力作用產(chǎn)生動(dòng)態(tài)響應(yīng)，由于土體響應(yīng)的滯后效應(yīng)，土體在間歇期孔壓增長，動(dòng)強(qiáng)度降低，發(fā)生應(yīng)變軟化，平均軟化速率得到提高；在一定循環(huán)周數(shù)后，因間歇使土體前期調(diào)整總時(shí)長增加，土體結(jié)構(gòu)趨于穩(wěn)定所需周數(shù)減少，部分超孔壓由于彈性后效在間歇期消散，恢復(fù)部分強(qiáng)度，緩和整體軟化趨勢(shì)，整體軟化速率衰減至較低水平.

3)間歇時(shí)長是影響間歇效應(yīng)的重要因素：間歇時(shí)長越長，初期軟化平均速率越大，快速軟化期經(jīng)歷的振動(dòng)周數(shù)越少，最終剛度軟化程度越小.

綜上，周期性的間歇對(duì)于飽和軟黏土的循環(huán)軟化特性有不可忽視的影響.連續(xù)振動(dòng)的室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果如用于評(píng)估非連續(xù)性振動(dòng)的循環(huán)軟化特性，則有可能出現(xiàn)低估土體在長期循環(huán)作用下的殘余剛度，忽視加載初期軟化速率較大所帶來的風(fēng)險(xiǎn)等情況.如果實(shí)際非連續(xù)性荷載間歇期越長，間歇性加載與連續(xù)加載的試驗(yàn)結(jié)果差異越顯著.因此，建議對(duì)于實(shí)際工程中的非連續(xù)性動(dòng)荷載有必要采用間歇性加載進(jìn)行模擬.