循環(huán)荷載下黃土孔隙水壓力與能量耗散演化

張 健,謝渭平,常彥博,田 豐,黃 超,祝仰明,曾彬峻

(1.中國水利水電第八工程局有限公司,湖南 長沙 410004;2.中電建鐵路建設(shè)投資集團(tuán)有限公司,北京 100060)

0 引 言

黃土強(qiáng)度的劣化通常包括2個機(jī)制:首先為結(jié)構(gòu)損傷與重塑,其次為孔隙水與土的相互作用。特別是在動力環(huán)境下,孔隙水壓呈現(xiàn)出強(qiáng)烈的動力效應(yīng),原因是壓實黃土的導(dǎo)水率較差,進(jìn)而其有效應(yīng)力出現(xiàn)明顯變化,表現(xiàn)為宏觀強(qiáng)度降低,產(chǎn)生系列變形破壞[1-5]。黃土孔隙水壓力的動力反應(yīng)模式研究是當(dāng)前巖土工程領(lǐng)域的難點和焦點。

飽和土孔隙水壓力的動力反應(yīng)研究已經(jīng)取得了長足發(fā)展,所取成果諸多[6-9]。早年的研究大多關(guān)注孔隙水壓力與應(yīng)力或應(yīng)變的關(guān)系,如SEED等基于動應(yīng)力變化特征建立了反正弦三角函數(shù)模型,考慮到應(yīng)力模型大多以土體發(fā)生液化時的循環(huán)荷載次數(shù),使得經(jīng)驗參數(shù)的選取直接影響了模型的精確性[10]。學(xué)者們開始關(guān)注孔隙水壓力與體應(yīng)變的演化模式,其中最具代表性的是Martin-Finn模型[11]和汪聞韶模型[12]。應(yīng)力模型受所選取參數(shù)的影響較大,應(yīng)變模型對孔隙水壓力動力反應(yīng)機(jī)制的表征仍有局限性。NEMAT-NASSER等較早關(guān)注到地基在地震作用下孔隙水壓力的增加的本質(zhì)是地震波能量的耗散或轉(zhuǎn)移至土骨架顆粒,導(dǎo)致土骨架顆粒的重新排列,并且定量研究了土體在動力作用下孔隙水壓力與單位體積土體耗散能量密度之間的相關(guān)性[13]。許多學(xué)者從能量角度研究各類土體孔隙水壓力動力反應(yīng),在可液化飽和砂土的相關(guān)研究中取得了良好效果[14-17]。而關(guān)于黃土這類細(xì)粒含量高的低液限黏土,其孔隙水壓力的動力反應(yīng)機(jī)制研究主要集中在土體的振動液化方面,如孫海妹等對蘭州黃土進(jìn)行空心扭剪試驗,提出土體動應(yīng)力動應(yīng)變發(fā)展模式,界定了初始液化的臨界應(yīng)變值,還得到了峰值動孔隙水壓力能達(dá)到初始有效固結(jié)圍壓的結(jié)論[18];張曉超等關(guān)注強(qiáng)震作用下,飽和黃土易發(fā)生液化和流滑的現(xiàn)象,研究不同初始物理條件下黃土孔隙水壓力的動力反應(yīng)規(guī)律和液化特征,發(fā)現(xiàn)黏粒含量越低,黃土振動孔隙水壓力響應(yīng)越快,液化應(yīng)力比越低,但未探討孔隙水壓力的預(yù)測模型[19];楊秀娟等針對黃河三角洲粉質(zhì)黏土開展不排水動三軸試驗,探討了其孔隙水壓力隨加載振次的演化規(guī)律和歸一化模型[20]。盡管針對黃土孔隙水壓力動力反應(yīng)機(jī)制的研究已經(jīng)取得長足發(fā)展,但研究成果多著眼于孔隙水壓力與應(yīng)力和應(yīng)變方面展開,能夠反映孔隙水壓力增長機(jī)制的能量模型未見提及,有必要研究土體在循環(huán)荷載下孔隙水壓力與能量耗散的潛在發(fā)展關(guān)系,并進(jìn)一步建立歸一化分析模型。

基于此,在現(xiàn)有土孔隙水壓力動力響應(yīng)研究的基礎(chǔ)上,開展壓實黃土不排水動三軸試驗,分析不同動應(yīng)力條件下,孔隙水壓力與能量耗散的發(fā)展關(guān)系和演化模式,探討基于能量發(fā)展模式的黃土孔隙水壓力增長模型,揭示壓實黃土的動力特性的演化與機(jī)制,為壓實黃土災(zāi)害防治提供理論依據(jù)。

1 試驗材料與試驗方案

1.1 試驗材料及試樣制備

試樣取自西安東郊某城市道路路基的擾動黃土,其色澤呈黃褐色,較濕,基本物理力學(xué)參數(shù)見表1。取適量土樣用木碾碾碎,采用恒溫烘箱干燥10 h后過2 mm篩,以最佳含水率(18%)配置濕土,按照路基土95%壓實度確定干密度(1.8 g/cm3),稱取適量濕土壓制尺寸為φ38 mm×76 mm的圓柱形試樣。

表1 黃土基本物理性質(zhì)指標(biāo)

1.2 試驗方案

不排水動三軸試驗采用Wille-Geotechnik LO7010/5DYN型動三軸測試系統(tǒng)完成(圖1),首先對試樣進(jìn)行真空飽和,飽和完成后拆樣并用橡皮膜封閉,然后安裝至動三軸試驗儀壓力室基座,檢測孔壓系數(shù)達(dá)到0.95后進(jìn)行等向和軸-徑向非均等固結(jié),待固結(jié)排水速率低于0.1 mL/h,結(jié)束固結(jié),關(guān)閉排水閥,進(jìn)行不排水動三軸剪切試驗。借鑒王蘭民、王鐵行等針對西北黃土的動三軸試驗研究結(jié)論,將試驗停機(jī)條件設(shè)為試樣應(yīng)變幅值達(dá)到6%[21-22]。

圖1 動三軸試驗裝置Fig.1 Dynamic triaxial test device

壓實黃土動強(qiáng)度測試通過應(yīng)變控制實現(xiàn)伺服加載,荷載波形為典型的簡諧正弦波,結(jié)合現(xiàn)場取土深度確定固結(jié)圍壓測定值,試驗固結(jié)圍壓為恒定200 kPa。試驗采用3組壓實黃土含水率,分別為5%、15%、20%,黃土試樣的3組壓實度分別設(shè)置為85%、90%、95%。基于車輛荷載頻率屬于低頻荷載,室內(nèi)試驗設(shè)置0.5,1,1.5 Hz不同頻率的荷載。

圖2 加載方案示意Fig.2 Schematic diagram of loading

鑒于目前研究將交通荷載頻率設(shè)置為1 Hz時,能夠較好地分析路基土的動力行為。因此,采用頻率為1 Hz,分析循環(huán)應(yīng)力比CSR和固結(jié)應(yīng)力比Kc的影響效應(yīng),試驗方案設(shè)置見表2。

表2 動三軸試驗方案

壓實土體孔隙水壓力的動力反應(yīng)本質(zhì)上是受到振源振動能量激發(fā)的一種客觀表現(xiàn)。鑒于車輛動載下土體孔隙水壓力具有循環(huán)累積效應(yīng),取每個循環(huán)加載周期內(nèi)的一個平衡孔隙水壓力upi作為孔隙水壓力平衡狀態(tài)點,第i周的平衡孔隙水壓力upi可由該次循環(huán)加載期間孔隙水壓力的最大值ui,max和最小值ui,min加權(quán)平均求得,計算式為

upi=(ui,max+ui,min)/2

(1)

同理,第i個加載周期內(nèi),土體塑性累積應(yīng)變εpi也可寫為

εpi=(εi,max+εi,min)/2

(2)

式中εi,max和εi,min分別為第i個循環(huán)加載期間土體累積塑性應(yīng)變的最大值和最小值。

動應(yīng)力為σd的循環(huán)荷載下,單位土體在第i個循環(huán)加載周期內(nèi)產(chǎn)生的塑性應(yīng)變累積能量耗散Wpi的計算式為

Wpi=σdεpi

(3)

土體在循環(huán)加載期間產(chǎn)生的黏滯累積能量耗散計算的傳統(tǒng)方法是對滯回圈所圍成圖形進(jìn)行面積計算,計算時多采用橢圓曲線對滯回圈擬合求解,但測試得到的滯回圈是不規(guī)則形狀,計算繁瑣且誤差大[24]。鑒于此,遵循陳偉等描述的方法,選取應(yīng)力-應(yīng)變平面獲取的相應(yīng)數(shù)據(jù)點形成的多邊形面積作為骨干曲線滯回圈的面積[25]。試驗期間,每個循環(huán)周期內(nèi)采集20組應(yīng)力應(yīng)變數(shù)據(jù),根據(jù)空間解析幾何規(guī)則,第i個循環(huán)加載期間應(yīng)力應(yīng)變滯回圈的面積可表示為

(4)

式中 第j個周期動應(yīng)力為σjd,相應(yīng)的應(yīng)變?yōu)棣舑d。

第i個加載周期內(nèi)土體因黏滯效應(yīng)所產(chǎn)生的累積能量耗散Wri為

(5)

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 不同頻率下黃土動水壓力

測試壓實黃土試樣含水率處于最優(yōu)含水率18%,干密度為1.8 g/cm3時,不同荷載頻率條件試樣的動強(qiáng)度變化規(guī)律,圖3為頻率作為單因素變量時壓實黃土的動強(qiáng)度變化曲線,并繪制累積塑性應(yīng)變和動強(qiáng)度參數(shù)變化曲線如圖4和圖5所示。

圖3 不同頻率下壓實黃土的動強(qiáng)度變化規(guī)律Fig.3 Variation law of dynamic strength of compacted loess under different frequencies

圖4 不同頻率下壓實黃土的累積塑性應(yīng)變變化規(guī)律Fig.4 Variation law of cumulative plastic strain of compacted loess under different frequencies

圖5 不同頻率下壓實黃土的動模量變化規(guī)律Fig.5 Variation law of dynamic modulus of compacted loess under different frequencies

圖3顯示隨著加載頻率T的增大,抗剪強(qiáng)度呈現(xiàn)明顯的減小趨勢,相對于低頻加載,高頻荷載作用時土體孔隙水難以及時消散,此時黃土的總應(yīng)力σ更大,且土體在高頻荷載條件下應(yīng)力作用時間短,相對于最初土體的穩(wěn)定狀態(tài),內(nèi)部結(jié)構(gòu)并未被完全破壞,殘余的顆粒咬合強(qiáng)度更高,因此,加載頻率T=1.5 Hz時土體的動強(qiáng)度更高。圖4和圖5顯示黃土累積塑性應(yīng)變、動強(qiáng)度參數(shù)的變化規(guī)律,可以看出,加載頻率T=1.5 Hz的黃土試樣的累積塑性應(yīng)變高于T=1.0 Hz,認(rèn)為加載頻率較高時,受荷載的循環(huán)作用影響,壓實黃土可恢復(fù)變形受到限制,每一級施加的荷載均存在未恢復(fù)的變形。

壓實黃土處于最大干密度及最優(yōu)含水率狀態(tài)下,高頻荷載作用下黃土試樣存在未恢復(fù)的累積變形,呈現(xiàn)出累積塑性變形更大的現(xiàn)象,而低頻荷載作用時更容易因動剪切強(qiáng)度不足而出現(xiàn)局部破壞?？紤]到加載頻率與行車速度的相關(guān)性,認(rèn)為車輛行駛速度在60～80 km/h時黃土路基穩(wěn)定性及耐久性更佳。

2.2 不同壓實度和含水率下壓實黃土累積塑性變形

分析含水率和壓實度對壓實黃土的動力性能的影響,繪制壓實黃土試樣動強(qiáng)度、累積塑性應(yīng)變以及動強(qiáng)度參數(shù)變化曲線如圖6～8所示。

圖6 不同壓實度和含水率條件下壓實黃土的動強(qiáng)度變化規(guī)律Fig.6 Variation law of dynamic strength of compacted loess under different conditions of compaction and water content

從圖6可以看出,相同循環(huán)振次條件下,土體的含水率ω越高、壓實度K越低,相應(yīng)的動強(qiáng)度越低。黃土作為高水敏性的材料,含水率ω對土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)影響顯著,ω越高黃土內(nèi)部顆粒的膠接力弱化。而壓實度K決定了土體結(jié)構(gòu)的密實程度,增大黃土的壓實度K可以提高顆粒連接力,孔隙數(shù)量也更少,黃土試樣的壓實度K越高,其宏觀動強(qiáng)度性能得到顯著提升。圖7為壓實黃土動強(qiáng)度的累積塑性應(yīng)變變化曲線,顯而易見,動應(yīng)變與動強(qiáng)度的變化趨勢一致,土體含水率ω的增大引起了累積塑性應(yīng)變提高,此外含水率ω與壓實度K對黃土累積塑性應(yīng)變的影響程度存在差異性,相同條件下,含水率ω引起黃土試樣的累積塑性應(yīng)變的最大增幅達(dá)到4.5%,而壓實度K引起黃土試樣的累積塑性應(yīng)變的波動幅度小于1%。通過分析圖8所示動強(qiáng)度參數(shù)變化規(guī)律,不同含水率的黃土試樣動模量最大變幅為84 MPa,而不同壓實度的黃土試樣動模量變化幅度低于25 MPa,表明含水率對動強(qiáng)度參數(shù)的影響程度更顯著。

圖7 不同壓實度和含水率條件下壓實黃土的累積塑性應(yīng)變變化規(guī)律Fig.7 Variation law of cumulative plastic strain of compacted loess under different compaction and water content conditions

圖8 不同壓實度和含水率條件下壓實黃土的動模量變化規(guī)律Fig.8 Variation law of dynamic modulus of compacted loess under different conditions of compaction and water content

綜合判斷,黃土對水的敏感性高,因此,含水率過高將引起黃土動強(qiáng)度嚴(yán)重的劣化,且高含水率狀態(tài)土體的累積塑性變形也更高,黃土路基對水分侵入引起的動力學(xué)性能劣化顯著,需要將黃土的含水率控制在合理范圍內(nèi)。提高壓實度能夠減小土體內(nèi)孔隙的數(shù)量,內(nèi)部結(jié)構(gòu)更加穩(wěn)定,擠密作用能夠提高黃土的動力學(xué)性能。

2.3 孔隙水壓力與能量耗散的關(guān)系

2.3.1 循環(huán)應(yīng)力比的影響

圖9顯示均等固結(jié)Kc=1.0時的循環(huán)應(yīng)力比影響下黃土的塑性應(yīng)變累積能量耗散曲線,隨著CSR的增加,孔隙水壓力在初始驟增階段的增加量和增加速率均降低,最終穩(wěn)定孔隙水壓力數(shù)值也越小,表現(xiàn)為曲線形態(tài)存在差異化,當(dāng)CSR<0.35時,各曲線的整體趨勢接近“S”型;但當(dāng)CSR=0.35時,曲線的整體趨勢轉(zhuǎn)變?yōu)椤癑”型趨勢,土體孔隙水壓力的增長與塑性應(yīng)變累積能量耗散更符合線性增加趨勢。

圖9 循環(huán)應(yīng)力比影響下黃土的塑性應(yīng)變累積能量耗散曲線Fig.9 Curves of Plastic strain cumulative energy dissipation in loess under the influence of cyclic stress ratios

圖10顯示了均等固結(jié)Kc=1.0,不同循環(huán)應(yīng)力比CSR下土體孔隙水壓力比與黏滯累積能量耗散的關(guān)系曲線。由圖可見,在各級循環(huán)應(yīng)力比下,土體孔隙水壓力隨著黏滯累積能量耗散的增加顯著增大,而且隨著循環(huán)應(yīng)力比的增加,試驗初始階段土體孔隙水壓力的增加量和增速更大,但最終孔隙水壓力數(shù)值稍有降低,黏滯累積能量耗散量也降低。分階段考慮,當(dāng)CSR≥0.20時,整個循環(huán)加載期間,土體累積孔隙水壓力稍有降低,而黏滯累積能量明顯衰減?？梢?均等固結(jié)下,CSR≤0.15,試驗結(jié)束時隨著累積孔隙水壓值的減小,土體的累積能量耗散也更小;而當(dāng)循環(huán)應(yīng)力比超過0.20后,認(rèn)為循環(huán)應(yīng)力比的波動基本不會影響土體孔隙水壓和累積能量耗散二者的演化關(guān)系。

圖10 循環(huán)應(yīng)力比影響下黃土的黏滯累積能量耗散曲線Fig.10 Curves of cohesive cumulative energy dissipation in loess under the influence of cyclic stress ratios

歸一化曲線如圖11所示,定義黃土試樣的累積孔隙水壓達(dá)到峰值時試樣破壞,通過采集土體破壞對應(yīng)的黏滯能量耗散值Wrf、塑性應(yīng)變能量耗散值Wpf,將統(tǒng)計的數(shù)據(jù)值繪制成曲線,即得到歸一化關(guān)系曲線。從圖11可以看出,循環(huán)應(yīng)力比處于低值時,曲線斜率更大,土體的黏滯能量耗散的增長速度更快;而隨著循環(huán)應(yīng)力比CSR的增大,呈現(xiàn)出土體的塑性應(yīng)變增速加快的趨勢;當(dāng)CSR=0.35時,出現(xiàn)土體塑性應(yīng)變能量耗散速度更高的現(xiàn)象。試驗數(shù)據(jù)表明,循環(huán)應(yīng)力比CSR越大,壓實黃土更容易出現(xiàn)破壞。

圖11 循環(huán)應(yīng)力比影響下歸一化分析曲線Fig.11 Curves of normalised analysis under the influence of cyclic stress ratios

2.3.2 固結(jié)應(yīng)力比的影響

圖12描述了固結(jié)應(yīng)力比的差異性對黃土的塑性應(yīng)變累積能量耗散的影響規(guī)律。從圖12可以看出,隨著塑性應(yīng)變能量耗散的增大,黃土的孔隙水壓呈上升趨勢。固結(jié)應(yīng)力比的影響在于改變了曲線的變化形式,在固結(jié)應(yīng)力比Kc≤1.4時,曲線具有明顯的拐點,且發(fā)展模式有顯著的階段性變化特征。在未達(dá)到拐點前,發(fā)現(xiàn)土體的塑性應(yīng)變能量耗散值位于(0,1 000)區(qū)間范圍內(nèi),較低的能量耗散值對應(yīng)較高的孔隙水壓值;曲線達(dá)到拐點后,土體的塑性應(yīng)變能量出現(xiàn)了快速增大。而當(dāng)固結(jié)應(yīng)力比Kc≥1.6時,曲線更為平滑,土體的塑性應(yīng)變能量耗散變化更加穩(wěn)定,孔隙水壓也均勻增長,固結(jié)應(yīng)力比越大,二者的協(xié)同關(guān)系越好。

圖12 固結(jié)應(yīng)力比影響下黃土的塑性應(yīng)變累積能量耗散曲線Fig.12 Curves of plastic strain cumulative energy dissipation in loess under the influence of consolidation stress ratio

壓實黃土黏滯累積能量耗散相關(guān)曲線如圖13所示。從圖13可以看出,各級固結(jié)應(yīng)力比下,土體孔隙水壓力與黏滯累積能量耗散的關(guān)系曲線呈協(xié)同上升趨勢,且無明顯拐點。固結(jié)應(yīng)力比Kc≤1.4時,土體發(fā)生較低的黏滯累積能量耗散就能實現(xiàn)較高的孔隙水壓力提升,而當(dāng)Kc=1.6與Kc=1.8時,曲線在加載前半程基本重合,但在加載后期,固結(jié)應(yīng)力比Kc=1.6時,土體黏滯累積能量耗散越多,孔隙水壓力的提升越顯著。當(dāng)Kc≥1.8時,土體的孔隙水壓終值隨著固結(jié)應(yīng)力比Kc的增大而降低,而黏滯累積能量耗散值更大。原因為固結(jié)應(yīng)力比越大,壓實黃土的土顆粒排列更加緊密,相對位移減少,對應(yīng)的能量消耗更少,且隨著固結(jié)應(yīng)力比的增大,壓實黃土的塑性變形發(fā)展速度明顯增加,因此,對應(yīng)的累積塑性應(yīng)變累積能量耗散的線性特性更顯著。

圖13 固結(jié)應(yīng)力比影響下黃土的黏滯累積能量耗散曲線Fig.13 Curves of cohesive cumulative energy dissipation in loess under the influence of consolidation stress ratio

固結(jié)應(yīng)力比影響下歸一化關(guān)系如圖14所示?？梢园l(fā)現(xiàn),曲線的形態(tài)存在明顯的差異性。當(dāng)Kc≤1.2時,土體塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量耗散的歸一化關(guān)系曲線存在明顯拐點,致使曲線呈“S”型;當(dāng)Kc≥1.4時,土體塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量耗散的歸一化關(guān)系曲線拐點逐漸消失,且隨著Kc的增加逐漸由輕微“S”型的曲線向直線逼近。

2.4 孔隙水壓力與能量耗散的關(guān)系

循環(huán)應(yīng)力比與固結(jié)應(yīng)力比對土體孔隙水壓-累積能量耗散二者的關(guān)系存在影響。此外,試驗條件不同時,2個因素對土體孔隙水壓的影響程度差異性顯著。對于循環(huán)應(yīng)力比影響下,S1、S2、S3、S4試驗組土體孔隙水壓力的增長受到黏滯累積能量的控制;而對于固結(jié)應(yīng)力比影響下,S5、S8、S9、S10以及S11試驗組的孔隙水壓取決于塑性能量耗散和黏滯能量耗散的累積值,對于S6和S7試驗組,其孔隙水壓力與塑性應(yīng)變累積能量耗散之間的發(fā)展關(guān)系表明二者均屬于崩塌式破壞,實測結(jié)果與基于能量法的孔隙水壓力增長規(guī)律差異較大。

基于含水率對黃土影響程度更大,圖15為不同含水率狀態(tài)的能量耗散變化情況,含水率越高入射能量越大,認(rèn)為黃土試樣內(nèi)部裂隙的發(fā)育、顆粒的破碎等損傷均導(dǎo)致能量耗散,高含水率狀態(tài)的黃土試樣表現(xiàn)出更大的能量耗散率,也說明了動載作用下高含水率試樣的內(nèi)部損傷效應(yīng)更顯著。通過能量耗散原理表明,有必要控制工程中超靜孔隙水壓力過大導(dǎo)致的黃土路基劣化。

圖15 不同壓實度和含水率條件下壓實黃土的吸收能變化規(guī)律Fig.15 Variation law of absorption energy of compacted loess under different compaction and water content conditions

對孔隙水壓力與能量耗散的歸一化分析,能盡可能地避免其他因素對量綱本身的影響。試樣破壞時的孔隙水壓力均低于圍壓,因此不涉及液化現(xiàn)象,其次對孔壓和能量進(jìn)行無量綱處理時以孔壓最大點為破壞點,以實現(xiàn)對孔壓和能量的無量綱處理保持對應(yīng)。一般而言,循環(huán)動載作用下,壓實黃土孔隙水壓力的曲線發(fā)展形態(tài)可以歸納為以下3類[26-28]。

(6)

式中uf為土樣破壞時的孔隙水壓力,kPa;Wf為土體累積能量耗散,kJ;a為無量綱參數(shù)。

S1和S2試驗組的孔隙水壓力與能量耗散歸一化曲線為B型,其余試驗組均為A型。據(jù)此運用A型和B型孔隙水壓力發(fā)展曲線進(jìn)行非線性回歸分析,回歸參數(shù)見表3,擬合分析如圖16所示。

圖16 黃土孔隙水壓的擬合分析Fig.16 Fitting analysis of pore water pressure in loess

表3 擬合模型結(jié)果統(tǒng)計

目前常用的孔壓模型,函數(shù)形式主要有冪函數(shù)和多項式,分析表3和圖16可得,模型參數(shù)a與固結(jié)應(yīng)力比Kc無明顯相關(guān)性,但與循環(huán)應(yīng)力比CSR具有明顯相關(guān)性[29-30]。對于A型,相關(guān)關(guān)系式為:a=2.04+12.51CSR;對于B型,相關(guān)關(guān)系式為:a=-0.68+8.94CSR。

通過研究土體孔隙水壓力與塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量耗散之間的關(guān)系,探討了循環(huán)應(yīng)力比和固結(jié)應(yīng)力比兩種因素對壓實黃土的孔隙水壓力與能量耗散關(guān)系影響規(guī)律,并基于試驗數(shù)據(jù)進(jìn)行回歸分析,提出了黃土孔隙水壓力的數(shù)學(xué)擬合計算模型,從本質(zhì)上解釋了壓實黃土在循環(huán)動載下孔隙水壓力提升的潛在機(jī)制。

3 結(jié) 論

1)路基壓實黃土存在臨界頻率,處于臨界頻率附近時土體的動力學(xué)性能更好。高含水率狀態(tài)土體的動強(qiáng)度嚴(yán)重劣化,提高壓實度可顯著提升動強(qiáng)度。不排水條件下,飽和壓實黃土孔隙水壓力動力反應(yīng)與累積塑性能量耗散關(guān)系密切。均等固結(jié)下,循環(huán)應(yīng)力比CSR在0.10～0.35范圍內(nèi)存在導(dǎo)致土體孔隙水壓力增長模式改變的臨界值。CSR≤0.15,孔隙水壓力更受控于黏滯累積能量耗散;而CSR≥0.20,總累積能量耗散的影響更顯著。

2)相同循環(huán)應(yīng)力比下,固結(jié)應(yīng)力比Kc在1.0～2.0范圍內(nèi)存在導(dǎo)致土體孔隙水壓力增長模式改變的臨界值。Kc=1.6時,孔隙水壓力的提升與土體黏滯累積能量耗散具有正相關(guān)關(guān)系;而Kc≥1.8時,隨著固結(jié)應(yīng)力比的增大,壓實黃土孔隙水壓的最終值減小,且其黏滯累積能量耗散更大。

3)不同固結(jié)應(yīng)力比引起壓實黃土的塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量歸一化的曲線形態(tài)均表現(xiàn)出差異化的特征。Kc≤1.2時,土體塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量耗散的歸一化關(guān)系曲線存在明顯拐點,且呈輕微“S”型;當(dāng)Kc≥1.4時,土體塑性應(yīng)變累積能量耗散和黏滯累積能量耗散的歸一化曲線拐點逐漸消失,由輕微“S”型的曲線向直線逼近。

4)高含水率狀態(tài)的黃土試樣表現(xiàn)出更大的能量耗散率,通過能量耗散原理表明,有必要控制工程中超靜孔隙水壓力過大導(dǎo)致的黃土路基劣化。基于建立的壓實黃土孔隙水壓擬合模型,通過影響因素的數(shù)學(xué)相關(guān)性分析表明,擬合參數(shù)指標(biāo)與固結(jié)應(yīng)力比無明顯相關(guān)性,但與循環(huán)應(yīng)力比均存在線性關(guān)系。

5)通過研究循環(huán)動載條件下壓實黃土的動力特性,掌握壓實黃土路基動力變形、孔隙水壓變化等規(guī)律,可為黃土路基工程的不均勻沉降變形、局部失穩(wěn)等病害防治提供有益的試驗支撐。