吳遙杰，周浩東，宮全美

（1. 同濟(jì)大學(xué)道路與交通工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804; 2. 中南大學(xué)土木學(xué)院，湖南 長沙 410083）

動三軸試驗(yàn)是研究路基土動力變形的有效手段，國內(nèi)外學(xué)者對不同路基土累積塑性應(yīng)變隨動荷載循環(huán)振次的變化規(guī)律進(jìn)行了大量研究[1-3]。Puppala等[4]通過對黏土、粉土、砂土進(jìn)行動三軸試驗(yàn)，提出了以應(yīng)力狀態(tài)和荷載循環(huán)次數(shù)為函數(shù)的路基土永久變形預(yù)測模型；Duong 等[5]通過對由路基土和道砟“混合層”進(jìn)行大型動三軸試驗(yàn)，研究了不同應(yīng)力水平及含水率下細(xì)顆粒含量對“混合層”永久變形的影響；Salour 和Tang 等[6-7]采用多階段循環(huán)三軸試驗(yàn)研究了含水率、動應(yīng)力幅值、圍壓等對路基土產(chǎn)生的累積變形的影響，提出了考慮應(yīng)力歷史的永久變形預(yù)測模型；蔡英等[8]通過動三軸試驗(yàn)研究了路基土體的永久變形和臨界動應(yīng)力受加載次數(shù)、頻率及圍壓影響規(guī)律；周文權(quán)、冷伍明、梅慧浩等[9-11]對粗粒土填料開展動三軸試驗(yàn)，研究了不同圍壓、含水率、動應(yīng)力幅值對循環(huán)荷載下粗粒土填料動強(qiáng)度及變形特性的影響規(guī)律，并提出了粗粒土填料累積變形穩(wěn)定界限狀態(tài)判別準(zhǔn)則；董城等[12]通過動三軸試驗(yàn)對粉土路基在不同壓實(shí)度、動應(yīng)力及含水率下的累積塑性應(yīng)變的變化規(guī)律進(jìn)行研究，獲得了粉土路基的臨界動應(yīng)力隨含水率的變化規(guī)律，建立了粉土路基累積塑性變形預(yù)測模型。

而上述研究大多考慮連續(xù)循環(huán)加載，忽略了列車荷載的間歇效應(yīng)，不能反映鐵路列車荷載的實(shí)際情況。 目前循環(huán)動三軸試驗(yàn)中考慮間歇效應(yīng)的研究不多，且主要針對軟黏土。Yildirim[13]設(shè)計(jì)加載-間歇動三軸試驗(yàn)，分析了軟黏土的孔壓、應(yīng)變隨振次、及加載階段的變化規(guī)律；王軍、丁建宇等[14-15]對飽和軟黏土開展分階段循環(huán)動三軸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)間歇加載下不排水試樣停振期孔壓基本不變、 變形部分恢復(fù)，且循環(huán)振次越大，恢復(fù)比例越高，排水條件下試樣在間歇期產(chǎn)生的累積應(yīng)變隨階段數(shù)增加而減少；何紹衡等[16]通過對飽和原狀海相軟土進(jìn)行不排水加載-間歇循環(huán)三軸試驗(yàn)，研究在間歇循環(huán)荷載作用下的土體變形及孔壓變化規(guī)律，并將其與連續(xù)振動試驗(yàn)對比，分析間歇效應(yīng)對土體長期力學(xué)性能的影響。

我國早期重載鐵路建設(shè)標(biāo)準(zhǔn)低，粉土路基被廣泛運(yùn)用于我國黃淮海平原地區(qū)的幾條主要鐵路干線（如朔黃鐵路），使路基在列車動荷載和基床土質(zhì)濕度增加共同作用下極易形成病害，在貨運(yùn)重載化趨勢下更為嚴(yán)重[17]，鑒于此，考慮不同動應(yīng)力幅值、含水率、加載振次、間歇效應(yīng)及排水條件，進(jìn)行了一系列動三軸試驗(yàn)，研究重載鐵路粉性路基土在列車間歇荷載作用下動力特性和累積變形，為重載鐵路粉土路基動穩(wěn)定性評價(jià)，合理選擇列車間歇時(shí)間提供理論參考。

1 試驗(yàn)方案

1.1 土樣制取

試驗(yàn)用土為朔黃鐵路西柏坡段（K248）路基細(xì)粒土填料，通過一系列土工試驗(yàn)確定土樣為低液限粉土（ML），填料組別屬于C3。 土體的土粒比重Gs，最大干密度ρdmax，最優(yōu)含水率ωopt，飽和含水率ωsat，液限ωl，塑限ωp，塑性指Ip10和滲透系數(shù)k20見表1。級配曲線如圖1，d 為土體粒徑，Cu為土粒的不均勻系數(shù)，CC為曲率系數(shù)。 試驗(yàn)儀器為DDS-70 微機(jī)控制動三軸儀。 試樣采用擊實(shí)法制取， 按壓實(shí)度K=0.95，分5 層擊實(shí)，試樣直徑為39.1 mm，高80 mm。飽和試樣采用抽氣真空飽和，具體試驗(yàn)步驟嚴(yán)格按照《鐵路工程土工試驗(yàn)規(guī)程》（TB 10102—2010）執(zhí)行。

圖1 顆粒級配曲線Fig. 1 Gradation curve for the tested silty soil

表1 土樣的基本物理指標(biāo)Tab.1 Basic physical property parameters of soil sample

1.2 試驗(yàn)條件

結(jié)合朔黃鐵路實(shí)際情況， 選取3 組圍壓σ3=30，60，90 kPa 模擬埋深0～6 m 鐵路路基填料實(shí)際所受側(cè)壓環(huán)境。本試驗(yàn)選取最優(yōu)含水率（11.80%），大于最優(yōu)含水率 （15%，17.5%） 和飽和含水率（19.75%）4 組含水率，對應(yīng)的飽和度分別為0.6，0.76，0.89 和1。 根據(jù)梅慧浩等[18]通過建立列車-軌道-路基三維動力有限元模型，計(jì)算得軸重25～30 t的列車對路基面產(chǎn)生的動應(yīng)力峰值最大值位于91～123 kPa 之間。 考慮到路基隨著深度增加動應(yīng)力的衰減情況，本次試驗(yàn)取動應(yīng)力幅值σd=30，60，90，120，150，180 kPa。 路基所受列車通過荷載的頻率f=v/l，其中v 為列車運(yùn)行速度，l 為車廂長度。根據(jù)現(xiàn)場調(diào)研，重載列車v 為60～80 km/h，以C80 貨車為例，火車車廂長度l 為12 m，則f 為1.39～1.85 Hz，本次試驗(yàn)取f 為2 Hz。

1.3 試驗(yàn)方案

試驗(yàn)采用應(yīng)力控制加載，荷載形式為偏壓正弦波。 采用排水等壓固結(jié)（即固結(jié)壓力為圍壓）。 試驗(yàn)開始前先加靜偏應(yīng)力σs=（15+σd） kPa，模擬軌道和道砟的靜力作用， 然后加正弦動應(yīng)力模擬列車荷載。 試驗(yàn)終止條件采用應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)和振動次數(shù)雙重控制，對于發(fā)生破壞的試樣采用軸向應(yīng)變達(dá)到10%時(shí)作為破壞標(biāo)準(zhǔn)（即試驗(yàn)終止條件），對于不發(fā)生破壞的試樣， 每一階段以振動次數(shù)達(dá)到2 000 次為試驗(yàn)停止條件（研究加載振次影響時(shí)按具體情況選?。?，共5 個階段，即最大振次為10 000 次。 加載方式選取連續(xù)加載和分階段間歇加載 （改變加載振次NL和間歇時(shí)長TP），如圖2。 對于改變間歇時(shí)長和加載方案的試驗(yàn)，試驗(yàn)方案如表2。

表2 試驗(yàn)方案Tab.2 Summary of tests performed

圖2 不同加載方式示意圖Fig.2 Schematic diagram of different loading moeds

2 動力特性分析

2.1 粉土臨界動應(yīng)力

20 世紀(jì)60 年代起， 國內(nèi)外學(xué)者開始研究循環(huán)荷載下路基土臨界動應(yīng)力的確定問題[19]。蔡英等[8]根據(jù)不同動應(yīng)力下試樣累積應(yīng)變隨振次變化曲線特點(diǎn)分為衰減型（后來許多學(xué)者也稱穩(wěn)定型）和破壞型。 本文參考上述學(xué)者對累積變形曲線的劃分，定義介于衰減型和破壞型之間的曲線為臨界型，其對應(yīng)動應(yīng)力為該條件下臨界動應(yīng)力σdcr。

圖3 為σ3=30 kPa 時(shí)不同含水率試樣累積應(yīng)變隨振次關(guān)系曲線。 圖3（a）、圖3（b）中藍(lán)色曲線為臨界型，對應(yīng)可知σ3=30 kPa，ω=11.80%，15%的試樣臨界動應(yīng)力分別為σdcr=120，90 kPa。 土的臨界動應(yīng)力由本身物理性質(zhì)和所處應(yīng)力環(huán)境決定。 理論上圍壓σ3和含水率ω 一定時(shí)為定值，但由于制樣差異、 試樣數(shù)量有限， 有些條件下無法確定臨界動應(yīng)力具體數(shù)值，僅能確定一個范圍，如圖3（c）飽和試樣在σ3=30 kPa 時(shí)臨界動應(yīng)力應(yīng)介于30～45 kPa 之間。

圖3 不同動應(yīng)力下εp～N 關(guān)系曲線Fig.3 εp～N relation curve under different dynamic stress

周文權(quán)等[10]曾通過類似的“逼近法”確定試樣臨界動應(yīng)力， 但該方法對試樣質(zhì)量及數(shù)量要求較高，下文給出一種確定臨界動應(yīng)力的新方法。

圖4 為某一振次試樣的累積應(yīng)變εp與動應(yīng)力幅值σd的關(guān)系曲線。 由圖4 可知，各種含水率和圍壓下試樣累積應(yīng)變隨動應(yīng)力均表現(xiàn)為“雙線性”發(fā)展趨勢： 即當(dāng)動應(yīng)力幅值小于某一應(yīng)力水平時(shí)，εp隨σd緩慢增大； 當(dāng)動應(yīng)力幅值大于該應(yīng)力水平時(shí)，εp隨σd迅速增大。 在給定的試驗(yàn)條件下，對小于和大于該動應(yīng)力水平的εp與σd的數(shù)據(jù)點(diǎn)進(jìn)行擬合并延長，兩條直線存在一個交點(diǎn)。 如圖4 中黑色圓點(diǎn)標(biāo)記所示。 根據(jù)該交點(diǎn)左右兩側(cè)試樣累積塑性應(yīng)變εp的增長規(guī)律，可將該點(diǎn)對應(yīng)的動應(yīng)力作為試樣在某一特定含水率和圍壓下的臨界動應(yīng)力。 從圖中可看出，σ3=30 kPa，ω=11.80%，15%條件下， 圖中交點(diǎn)分別為120，110 kPa。 與從圖3 中得到的臨界動應(yīng)力σdcr=120，90 kPa 有一定的誤差，但理論上從圖3 并不能得到臨界動應(yīng)力的確定數(shù)值，而只能得到臨界動應(yīng)力的某一范圍。 而采用圖4 中的“雙線性”擬合求交點(diǎn)的方法， 能夠一定程度上剔除異常數(shù)據(jù)，如σ3=90 kPa，ω=19.75%情況，從而避免試驗(yàn)及人為誤差的影響， 且該方法確定的臨界動應(yīng)力值是一定值。

圖4 εp～σd 關(guān)系曲線（N=2 000 次）Fig.4 εp～σd relation curve while N=2 000 times

需要注意的是采用該方法求臨界動應(yīng)力時(shí)，應(yīng)確保在該循環(huán)振次下試樣累積塑性應(yīng)變已穩(wěn)定，基于此盡量選擇循環(huán)振次N 較少的情況， 如圖4取N=2 000 次，從而獲得較多動應(yīng)力幅值對應(yīng)累積應(yīng)變的數(shù)據(jù)，減少試驗(yàn)誤差。 此外在選取數(shù)據(jù)時(shí)，當(dāng)有多個動應(yīng)力幅值下試樣破壞時(shí)均未達(dá)到選取的循環(huán)振次， 只選取較小動應(yīng)力幅值對應(yīng)的數(shù)據(jù)，如圖3（a）中由于N=2 000 次，故應(yīng)選取的數(shù)據(jù)中最大動應(yīng)力幅值為150 kPa，而不是180 kPa。

臨界動應(yīng)力由本身的物理性質(zhì)決定，同時(shí)也受應(yīng)力條件影響，為研究含水率及圍壓對臨界動應(yīng)力的影響，定義臨界動應(yīng)力比

式中：σdcr為臨界動應(yīng)力，μ 為對應(yīng)臨界動應(yīng)力比。根據(jù)圖4 臨界動應(yīng)力數(shù)據(jù)得到表3。

根據(jù)表3，以ω 為橫坐標(biāo)，μ 為縱坐標(biāo)擬合得到圖5。 擬合直線方程為

圖5 μ～ω 擬合曲線Fig.5 Fitting Curve of critical dynamic stress ratio μ with water content ω

表3 臨界動應(yīng)力試驗(yàn)值及推算值Tab.3 Test and estimated values of critical dynamic stress

從式（2）可知，低圍壓下（σ3<90 kPa）臨界動應(yīng)力比隨含水率增加線性減小，當(dāng)含水率一定時(shí)，臨界動應(yīng)力隨圍壓線性增大。 這與冷伍明等[10]關(guān)于粗粒土臨界動應(yīng)力得到的結(jié)論相似，也與蔡英[8]等對黏性土臨界動應(yīng)力的研究結(jié)論相符。 可見，路基土的臨界動應(yīng)力隨含水率增加顯著下降，即路基土的含水狀態(tài)應(yīng)予以重視。

2.2 粉土臨界含水率

為進(jìn)一步研究含水率對土體累積塑性應(yīng)變影響，并分析動應(yīng)力幅值、圍壓和含水率的疊加效應(yīng)，繪出N=2 000 次累積塑性應(yīng)變與含水率的關(guān)系曲線圖εp～ω 如圖6。

由圖6 可知，隨含水率增大，各種試樣累積塑性應(yīng)變呈現(xiàn)類似動應(yīng)力幅值影響的“雙線性”發(fā)展趨勢：當(dāng)含水率低于某一值時(shí)，隨著含水率的增加，εp～ω 關(guān)系曲線較為平緩，即累積塑性應(yīng)變隨含水率的增加增速較??；而當(dāng)含水率大于某一值時(shí)，隨著含水率的增加，εp～ω 關(guān)系曲線較陡， 即累積塑性應(yīng)變隨含水率增加迅速增加。 說明對于非飽和狀態(tài)的路基土，存在一種“臨界含水率”，當(dāng)含水率高于“臨界含水率”，路基土將處于一種不穩(wěn)定狀態(tài)，較小的應(yīng)力條件的改變就會引起較大的累積變形，影響鐵路行車安全。 對于非飽和鐵路路基土，尤其是對于滲透系數(shù)較低的粉土路基， 應(yīng)加強(qiáng)路基土排水，使路基土含水率處于“臨界含水率”以下，而不僅是避免土體飽和。 由于不同含水率試樣數(shù)量有限，下面取3 種情況對于臨界含水率的確定方法簡單說明。

圖6 εp～ω 關(guān)系曲線(N=2 000 次)Fig.6 εp～ω relation curve while N=2 000 times

對于σ3=30 kPa，σd=60 kPa 的情況， 可知4 種含水率情況形成了3 段折線，且前兩段折線斜率相近， 說明臨界含水率非常接近第3 種含水率（17.5%），為較準(zhǔn)確地確定臨界含水率的具體數(shù)值，將第1、第3 段線延長交于一點(diǎn)，該點(diǎn)對應(yīng)的含水率（圖6 中為ω2） 即為該條件下的臨界含水率。 對于σ3= 30 kPa，σd=90 kPa，可知后3 種含水率所對應(yīng)的點(diǎn)恰好處在同一直線上，這說明“雙線性”法求臨界含水率具有一定的可靠性，同時(shí)也說明第2 種含水率（ω1=15%）即為該條件下的臨界含水率。 對于σ3=60 kPa，σd=120 kPa 的情況，由于只有3 種含水率的數(shù)據(jù)，實(shí)際上無法為“雙線性”法確定臨界含水率提供支持，而只能作為一種參考，說明此條件下臨界含水率也接近ω1=15%。

3 間歇效應(yīng)對粉土累積變形的影響

對于路基上某一點(diǎn)，當(dāng)列車通過時(shí)，可認(rèn)為對其施加連續(xù)荷載，當(dāng)該列車通過后，該點(diǎn)不受動荷載作用， 直至下一列車到達(dá)該位置對其施加荷載，即列車對路基的荷載實(shí)際上是由一段連續(xù)荷載和一段停歇交替形成的周期性非連續(xù)荷載。

3.1 間歇存在對粉土累積變形的影響

圖7 為最優(yōu)含水率試樣連續(xù)振動和間歇加載的εp～N 曲線。 由圖7 可知，相同條件下間歇加載和連續(xù)加載試樣在N=0～2 000 次內(nèi)的曲線接近重合。當(dāng)N＞2 000 次后，相同條件下連續(xù)加載方式的試樣累積塑性應(yīng)變持續(xù)增長，振次未達(dá)到10 000 次時(shí)試樣均已破壞，而間歇加載方式的試樣最終都完成了總計(jì)10 000 次的加載。 這說明間歇加載能明顯減緩塑性應(yīng)變的累積和發(fā)展。

圖7 連續(xù)加載和間歇加載的εp～N 關(guān)系曲線Fig.7 εp～N relation curve under continuous loading and intermittent loading

3.2 間歇時(shí)長對粉土累積變形的影響

為進(jìn)一步研究間歇效應(yīng)對累積塑性應(yīng)變的影響， 考慮通過改變間歇時(shí)長TP研究試樣εp隨N 的變化規(guī)律。 圖8 的加載振次NL為500 次，TP分別為500，1 000 s 和1 500 s。 為方便對比分析，通過適當(dāng)平移將不同間歇時(shí)長對應(yīng)圖中加載振次均轉(zhuǎn)化為2 000 次，從而使不同間歇時(shí)長對應(yīng)試樣各階段加載開始和結(jié)束階段對應(yīng)的振次相同。

圖8 改變間歇時(shí)長加載的εp-N 關(guān)系曲線Fig.8 εp-N relation curve loaded by changing intermittent duration

由圖8 可知，不同間歇時(shí)長下應(yīng)力狀態(tài)相同的試樣在N=0～500 次內(nèi)的累積塑性應(yīng)變隨振次的發(fā)展規(guī)律基本相同，但在N＞500 次后，間歇時(shí)間的長短對試樣的累積塑性應(yīng)變的影響逐漸凸顯，隨著間歇階段數(shù)的增加，間歇時(shí)長的不同造成累積塑性應(yīng)變的差異越來越大。

對比兩種動應(yīng)力條件的試樣，可知間歇時(shí)長越長，兩者累積塑性應(yīng)變發(fā)展的差異也越小，這說明當(dāng)間歇時(shí)長達(dá)到一定程度，動應(yīng)力幅值對累積塑性應(yīng)變的影響較小，試樣累積塑性應(yīng)變會逐步穩(wěn)定。

3.3 加載振次對粉土累積變形的影響

一般重載列車單次經(jīng)過某點(diǎn)時(shí)產(chǎn)生的振動次數(shù)不到2 000 次， 故考慮在控制間歇時(shí)間不變的條件下減少單階段振動次數(shù)。 圖9 為改變加載振次下試樣εp與N 的關(guān)系曲線。

由圖9 可知，相同動應(yīng)力幅值條件下，各種加載振次試樣在N=0～500 次內(nèi)累積塑性應(yīng)變大致相似，在N＞500 次后隨著循環(huán)振次的增加，先進(jìn)入間歇的試樣累積塑性應(yīng)變停止增加， 當(dāng)在N＞1 000次后， 加載1 500 次的試樣累積塑性應(yīng)變迅速增大，與提前進(jìn)入間歇的試樣差異逐漸增大。 后幾個加載階段各種情況試樣的累積塑性應(yīng)變都逐漸穩(wěn)定，最終呈現(xiàn)加載次數(shù)越大，累積塑性應(yīng)變越大的情況。

圖9 改變加載振次的εp～N 關(guān)系曲線（σ3=60 kPa）Fig.9 εp～N relation curve loaded by changing loading times (σ3=60 kPa)

圖9 中出現(xiàn)了σd=90 kPa 時(shí)NL=500 次的試樣的累積塑性應(yīng)變大于NL=1 000 次，這可能是繪圖方法導(dǎo)致。 由于將不同加載振次的試樣累積塑性應(yīng)變隨循環(huán)振次變化曲線繪制在同一張圖中時(shí)，會出現(xiàn)同一循環(huán)振次下，加載振次較多的試樣還在前一振動階段而加載振次較少的試樣已經(jīng)進(jìn)入下一個間歇的情況。 前者累積塑性應(yīng)變可能正在增加，而后者處于間歇階段，累積塑性應(yīng)變保持不變甚至減少。

3.4 間歇與加載相對系數(shù)對粉土累積變形的影響

上文分別研究了間歇時(shí)長和加載振次對累積塑性應(yīng)變的影響， 為研究兩者影響的綜合作用效應(yīng)，引入間歇與加載相對系數(shù)λ 的概念。

式中：TL為單階段加載振次NL對應(yīng)的時(shí)長， 由下式求出

式中： f 為加載頻率， f=2 Hz。

圖10 為在ωopt=11.8%，σ3=60 kPa 條件下σd=60 kPa 和σd=90 kPa 試樣的最大累積塑性應(yīng)變εpmax隨λ 的變化曲線。由圖10 可知，隨著λ 的增大，εpmax減小，這表明間歇時(shí)長越長、加載振次越小，土體的動力響應(yīng)越弱，循環(huán)荷載長期作用下其能達(dá)到的累積變形最大值越小。

圖10 εpmax～λ 的關(guān)系曲線Fig.10 The relation curve of the maximum accumulative plastic strain εpmax with the relative coefficient λ

綜上分析，間歇的存在對路基土體長期累積變形的發(fā)展有顯著影響。 經(jīng)過間歇階段的卸載排水，土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)不斷調(diào)整并最終趨于穩(wěn)定，試樣抵抗后續(xù)累積變形的能力得到提高，在相同振次內(nèi)的累積塑性應(yīng)變相對較小。 這說明，對于鐵路路基土來說，列車荷載間歇時(shí)間越長，加載振次越少，越有利于土體動力穩(wěn)定。

4 排水條件對粉土累積變形的影響

為研究排水條件對循環(huán)荷載作用下土體累積塑性應(yīng)變的影響，在前文選取的加載不排水、間歇排水的基礎(chǔ)上增設(shè)加載、間歇均排水和加載、間歇均不排水兩種工況， 圖11 為飽和試樣在不同排水條件下受到連續(xù)振動-停振1 000 s 荷載作用下εp與N 的關(guān)系曲線。

由圖11 可知， 在相同應(yīng)力條件下， 加載不排水，間歇排水和加載、間歇均不排水的試樣在N=0～2 000 次內(nèi)試樣均處于不排水加載狀態(tài)； 因此兩種排水條件在N=0～2 000 次內(nèi)累積塑性應(yīng)變發(fā)展趨勢基本一致。 相比而言，加載、間歇均排水試樣則由于加載過程中持續(xù)能夠排水，該階段的累積塑性應(yīng)變明顯較小。

圖11 不同排水條件下間歇加載εp～N 關(guān)系曲線Fig.11 εp～N relation curve intermittent loaded under different drainage conditions

在N＞2 000 次后，間歇階段排水條件的不同會導(dǎo)致加載不排水，間歇排水和加載間歇均不排水兩種排水條件下試樣累積塑性應(yīng)變的發(fā)展開始出現(xiàn)差異。 間歇不排水條件下試樣土體內(nèi)部由于水分不能及時(shí)排出，循環(huán)荷載導(dǎo)致的超孔隙水壓力逐步增大，造成有效應(yīng)力減小，累積塑性應(yīng)變快速增長直至試樣的破壞。 故在此排水條件下，對于穩(wěn)定試樣（動應(yīng)力較?。?累積塑性應(yīng)變較大； 對于破壞試樣（動應(yīng)力較大）往往較早發(fā)生破壞。 而對于加載、間歇均排水試樣： 在較大動應(yīng)力下雖然隨振次的增加，累積塑性應(yīng)變也逐步增大，但由于土體水分能及時(shí)排出，土體結(jié)構(gòu)能逐步調(diào)整，最終均未破壞；在較小動應(yīng)力下試樣累積塑性應(yīng)變也最小。

總體來說，加載、間歇均排水，加載不排水、間歇排水，加載、間歇均不排水3 種情況在相同含水率和應(yīng)力條件下土體的累積塑性變形依次增大，破壞時(shí)間也逐步提早，說明3 種條件下土體抗剪強(qiáng)度依次降低。

為研究排水條件與間歇效應(yīng)的共同效應(yīng)，以加載， 間歇均不排水，σ3=30 kPa，σd=30 kPa 飽和試樣為例，統(tǒng)計(jì)各階段的最大累積應(yīng)變εcp，間歇后累積應(yīng)變εip和應(yīng)變恢復(fù)率ζ 如表4。 由表4 可知， 第1階段恢復(fù)的應(yīng)變最少，為17%，之后各階段逐漸增大。 第4，第5 階段達(dá)到了30%以上，說明隨著振次和階段數(shù)增加，土體逐漸被壓密，變形逐漸以彈黏性變形為主，間歇階段累積塑性應(yīng)變越來越小。 這與王軍等[14]關(guān)于飽和軟黏土的結(jié)論一致，證實(shí)了間歇存在可使土體的彈性變形充分恢復(fù)，特別是對排水條件不佳的土體的影響更加顯著。

表4 不排水條件下各階段的應(yīng)變統(tǒng)計(jì)Tab.4 Strain statistics with stages under undrained conditions

5 結(jié)論

通過一系列間歇循環(huán)加載動三軸試驗(yàn)研究了重載鐵路粉土路基在列車間歇荷載作用下動力特性和累積變形特性，結(jié)論如下。

1） 提出一種利用“雙線性”確定路基土臨界動應(yīng)力的方法。 研究了含水率及圍壓對臨界動應(yīng)力的影響， 并通過曲線擬合發(fā)現(xiàn)在低圍壓下 （σ3小于90 kPa）臨界動應(yīng)力比隨含水率增加線性減小，當(dāng)含水率一定時(shí)，臨界動應(yīng)力隨圍壓線性變化。

2） 對于滲透系數(shù)較低的粉土路基， 存在一種“臨界含水率”，當(dāng)含水率高于“臨界含水率”，路基土處于一種不穩(wěn)定狀態(tài)， 需加強(qiáng)路基土的排水，使路基土含水率處于“臨界含水率”以下，而不僅是避免土體飽和。

3） 荷載的間歇效應(yīng)對粉土路基長期累積變形影響顯著。 荷載間歇時(shí)間越長、加載振次越少，間歇與加載相對系數(shù)越大，土體累積變形也越小。 通過統(tǒng)計(jì)間歇階段應(yīng)變回彈量，分析了間歇階段排水效應(yīng)和卸荷回彈效應(yīng)的影響，發(fā)現(xiàn)間歇階段土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)不斷調(diào)整（水分排出和變形重分布）并最終趨于穩(wěn)定，土體動穩(wěn)定性得到提高。

4） 研究了3 種不同排水條件下土體累積變形發(fā)展規(guī)律，發(fā)現(xiàn)隨著排水條件的優(yōu)化，土體累積變形依次減少，且含水率越高，排水條件優(yōu)化對于減緩?fù)馏w累積塑性應(yīng)變的發(fā)展越顯著，間歇效應(yīng)對排水不佳土體的動力特性影響更加顯著。