陜 耀，陳 平，3，周順華，葉偉濤，代 寧

(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.上海市軌道交通結(jié)構(gòu)耐久與系統(tǒng)安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 201804；3.中鐵城市發(fā)展投資集團(tuán)有限公司，四川 成都 610218)

顆粒土常受車輛交通振動(dòng)、地震、爆破、施工作業(yè)、機(jī)械振動(dòng)等的影響。例如,高速列車的振動(dòng)會(huì)導(dǎo)致路基局部沉降甚至破壞,嚴(yán)重影響高速列車運(yùn)行的平穩(wěn)性和行車安全性[1-3]。當(dāng)車速從350 km/h提高至400 km/h,甚至再往上突破時(shí),由高頻振動(dòng)所引發(fā)的路基土體動(dòng)力學(xué)問題將會(huì)愈加突出。列車振動(dòng)引起的彈性波在土體內(nèi)擴(kuò)散和傳播,會(huì)導(dǎo)致土體顆粒間的摩阻力下降,從而導(dǎo)致土體產(chǎn)生顯著變形并影響上部以及鄰近結(jié)構(gòu)[4-10]。目前,車致高頻循環(huán)荷載作用所引起的軌下基礎(chǔ)散體材料的物理力學(xué)機(jī)制,尤其是土體的強(qiáng)度變化尚不明確。因此,通過高頻循環(huán)振動(dòng)下的散體材料力學(xué)行為的研究,可以對(duì)高鐵路基的局部破壞和沉降中顆粒土的受力和變形特性產(chǎn)生新的認(rèn)識(shí)。振動(dòng)中顆粒土的強(qiáng)度不僅取決于振動(dòng)特性,如加速度、頻率和振幅,還與顆粒土的物理性質(zhì),如含水量、粒度分布、顆粒形狀、相對(duì)密度或孔隙比、顆粒土的黏聚力和內(nèi)摩擦角等因素有關(guān)。除此之外,散體材料的振動(dòng)特性在地震、振動(dòng)流化床以及其它物理力學(xué)領(lǐng)域也存在相應(yīng)的問題[11-22],國內(nèi)外學(xué)者采用室內(nèi)模型試驗(yàn)、動(dòng)直剪試驗(yàn)和動(dòng)三軸試驗(yàn)等手段,研究了振動(dòng)作用對(duì)顆粒材料尤其是砂土強(qiáng)度特性的影響。

Barkan[11]通過改進(jìn)的動(dòng)直剪儀研究了水平振動(dòng)對(duì)砂土抗剪強(qiáng)度參數(shù)的影響,研究表明,振動(dòng)強(qiáng)度是決定砂土內(nèi)摩擦角和孔隙率大小的主要參數(shù),并且砂土的內(nèi)摩擦角和孔隙率都隨振動(dòng)強(qiáng)度的增大而不斷減小。Grossman[12]認(rèn)為振動(dòng)會(huì)引起顆粒材料的流動(dòng),并將其歸因于顆粒和界面之間的非彈性摩擦作用。Aumaitre等[13]研究了顆粒材料在正弦振動(dòng)下的力學(xué)行為,結(jié)果表明加速度對(duì)顆粒運(yùn)動(dòng)狀態(tài)影響較大。Raihane等[22]的試驗(yàn)結(jié)果證實(shí)了文獻(xiàn)[13]的研究結(jié)論。Johnson等[14-15]對(duì)玻璃微珠開展了振動(dòng)直剪試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)高頻振動(dòng)會(huì)引起顆粒材料結(jié)構(gòu)的破壞,導(dǎo)致剪切應(yīng)力下降。Denies等[16-17]發(fā)現(xiàn)振動(dòng)會(huì)導(dǎo)致砂土抗剪強(qiáng)度顯著降低,并將砂土的運(yùn)動(dòng)分為3類:當(dāng)垂直振動(dòng)的加速度幅值小于1g時(shí),砂土表現(xiàn)為振動(dòng)壓縮;當(dāng)加速度幅值接近1g時(shí),砂土自由表面的顆粒產(chǎn)生流動(dòng);當(dāng)加速度幅值大于1g時(shí),砂土?xí)l(fā)生對(duì)流和分層。

最近,文獻(xiàn)[18-19]通過改進(jìn)的動(dòng)直剪試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)面的粗糙度對(duì)砂土試樣強(qiáng)度有顯著影響。此外,Taslagyan等[20-21]通過改進(jìn)動(dòng)直剪儀研究了一系列不同正應(yīng)力下振動(dòng)強(qiáng)度對(duì)干砂抗剪強(qiáng)度的影響,統(tǒng)計(jì)了砂土在剪切作用下的峰值、殘余和振動(dòng)殘余強(qiáng)度,結(jié)果表明:振動(dòng)強(qiáng)度的增大有效降低了顆粒材料在峰值和殘余狀態(tài)下的內(nèi)摩擦角。但由于直剪試驗(yàn)難以真實(shí)地反映三軸應(yīng)力狀態(tài)下振動(dòng)對(duì)砂土抗剪強(qiáng)度的影響,且砂土在殘余剪切強(qiáng)度下,各影響因素(如振動(dòng)強(qiáng)度、有效圍壓、初始相對(duì)密實(shí)度、含水率和振動(dòng)頻率等)對(duì)砂土殘余抗剪強(qiáng)度指標(biāo)的影響,未發(fā)現(xiàn)有相關(guān)文獻(xiàn)展開研究。因此,本文采用自主研制的靜載與高頻循環(huán)荷載耦合作用三軸儀[23-24],以國內(nèi)常見的福建平潭標(biāo)準(zhǔn)砂為研究對(duì)象,對(duì)砂土在振動(dòng)條件下的殘余抗剪強(qiáng)度損失展開研究,分析振動(dòng)強(qiáng)度、有效圍壓、初始相對(duì)密實(shí)度以及含水率和振動(dòng)頻率等因素對(duì)砂土殘余抗剪強(qiáng)度損失的影響,探索砂土在高頻循環(huán)荷載作用下的力學(xué)特性。

1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用可以施加高頻循環(huán)荷載的三軸儀,系統(tǒng)構(gòu)成主要包括:加載系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、測(cè)量和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),以及圍壓控制系統(tǒng)。試驗(yàn)裝置見圖1。

圖1 試驗(yàn)裝置

靜力加載系統(tǒng)類似常規(guī)靜力三軸儀的結(jié)構(gòu),以恒定的軸向應(yīng)變速率加載。靜力加載系統(tǒng)包括下部加載控制臺(tái)、試樣底座、反力架、圍壓控制系統(tǒng),動(dòng)力加載系統(tǒng)主要包括音圈電機(jī)、傳力桿。音圈電機(jī)安裝在荷載傳感器和試樣之間,振子受電流驅(qū)動(dòng),產(chǎn)生安培力,其振動(dòng)方向?yàn)樵嚇油S方向?？刂葡到y(tǒng)采用音圈電機(jī)驅(qū)動(dòng)器,包括直流電源、精密信號(hào)發(fā)生器和功率放大器。測(cè)量和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)包括靜荷載傳感器、動(dòng)荷載傳感器、激光位移傳感器、加速度傳感器、動(dòng)力測(cè)試分析系統(tǒng)。動(dòng)荷載傳感器用來測(cè)量振動(dòng)過程中動(dòng)應(yīng)力幅值,加速度傳感器用來測(cè)量試驗(yàn)振動(dòng)過程中加速度幅值。動(dòng)荷載傳感器與加速度傳感器的采集頻率均為500 Hz。激光位移傳感器采集頻率可達(dá)2 000 Hz,記錄振動(dòng)過程中試樣的位移幅值以及由振動(dòng)引起試樣的壓縮變形情況。所有傳感器都連接到一個(gè)動(dòng)力測(cè)試分析系統(tǒng),來分析加速度、軸向位移以及動(dòng)應(yīng)力的響應(yīng)情況。試驗(yàn)系統(tǒng)相關(guān)介紹和可靠性見文獻(xiàn)[23-24]。

2 試驗(yàn)材料與方法

2.1 試樣材料

本文試驗(yàn)對(duì)象為通用的福建平潭標(biāo)準(zhǔn)砂,其顆粒級(jí)配曲線見圖2。由圖2可知,試驗(yàn)所用平潭標(biāo)準(zhǔn)砂為中砂。平潭砂的基本物理指標(biāo)和顆粒形狀分別見表1、圖3。

表1 平潭標(biāo)準(zhǔn)砂基本物理指標(biāo)

圖2 顆粒級(jí)配曲線[23]

圖3 平潭砂顆粒形狀[23]

2.2 試樣制備

三軸試樣為圓柱形,尺寸為50 mm×100 mm(D×H),干砂試樣采用干法制備[25]。制樣時(shí),試樣通過分層壓實(shí)至所需密度,當(dāng)每層加至預(yù)定高度,通過小錘輕輕敲擊對(duì)開模外壁使試樣表面平整。制樣結(jié)束后,通過給試樣內(nèi)部施加負(fù)壓保證試樣保持原狀。飽和砂土試樣采用濕法制備。制樣前,用無氣水覆蓋砂土并煮沸,使砂土內(nèi)空氣完全排盡。待其冷卻后,按文獻(xiàn)[23]制備飽和砂土試樣。當(dāng)加砂完成時(shí),通過輕輕敲擊對(duì)開模使砂土試樣達(dá)到指定高度,以控制飽和試樣初始相對(duì)密實(shí)度。值得注意的是,加砂過程需保證砂土始終位于液面以下,從而減少空氣進(jìn)入,提高飽和度。當(dāng)試樣裝載至三軸儀后,采用反壓飽和法使試樣完全飽和。通過反壓控制方式施加加壓,為了保證試樣充分飽和,反壓從0 kPa逐級(jí)加載至100 kPa,以溶解水中的滯留空氣,直到Skempton B值不小于0.96,即試樣達(dá)到完全飽和。在試樣飽和的過程中,試樣的有效應(yīng)力不得低于10 kPa,以防止試樣發(fā)生變形甚至塌陷。試樣在100 kPa的有效固結(jié)圍壓下直至沒有額外的體積變形即完成固結(jié)。飽和砂試樣制備方法見圖4。

圖4 飽和砂試樣制備方法[23]

2.3 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用應(yīng)變控制模式,試樣首先以恒定剪切速率v=0.1 mm/min進(jìn)行單調(diào)剪切,直至試樣接近臨界狀態(tài)。再通過音圈電機(jī)對(duì)試樣施加一定時(shí)間的動(dòng)荷載,加載頻率和能量通過計(jì)算機(jī)端控制。試驗(yàn)過程中,砂土的加速度、應(yīng)力和應(yīng)變分別通過加速度傳感器、動(dòng)荷載傳感器和位移傳感器采集。試驗(yàn)加載示意見圖5。

圖5 試驗(yàn)加載示意

由圖5可知,隨著單調(diào)加載的進(jìn)行,偏應(yīng)力逐漸恢復(fù)至振動(dòng)前的應(yīng)力水平,再重復(fù)前述加載步驟。然而,試樣軸向應(yīng)變?cè)酱?試樣內(nèi)部各向異性越明顯,此時(shí)試樣與進(jìn)入臨界狀態(tài)初期時(shí)的性質(zhì)差異顯著,從而試驗(yàn)結(jié)果差異較大。為避免因試樣充分剪切使得軸向應(yīng)變過大而影響試驗(yàn)結(jié)果,本文試驗(yàn)的最終軸向應(yīng)變不超過15%。

Zhai等[26]通過現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)發(fā)現(xiàn)京滬高鐵路基土體的高頻成分主要集中于20～60 Hz。為反映振動(dòng)高頻成分的影響,在研究加速度與抗剪強(qiáng)度損失的關(guān)系時(shí),選取60 Hz作為試驗(yàn)的加載頻率。Dai等[23]的試驗(yàn)結(jié)果表明,振動(dòng)時(shí)間(10～30 s)對(duì)偏應(yīng)力降低的影響不大,故本試驗(yàn)選擇的振動(dòng)時(shí)長(zhǎng)為10 s。由于土體性質(zhì)受眾多因素的影響,本文還考慮不同初始相對(duì)密實(shí)度、有效圍壓、含水率、振動(dòng)頻率等因素對(duì)砂土在高頻循環(huán)荷載作用下的力學(xué)特性的影響,試驗(yàn)方案見表2。

表2 試驗(yàn)方案

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

根據(jù)無黏性土庫倫公式τ=σtanφ,其中,τ為靜力剪切的剪切力;σ為正應(yīng)力;內(nèi)摩擦角φ為強(qiáng)度指標(biāo),強(qiáng)度損失體現(xiàn)為內(nèi)摩擦角減小。故本文確定研究對(duì)象為內(nèi)摩擦角減小值,以反映強(qiáng)度損失狀況。

采用有效應(yīng)力法計(jì)算振動(dòng)前砂土的內(nèi)摩擦角,通過有效圍壓σ′分別為30、50、70 kPa條件下的靜三軸試驗(yàn),得到平潭標(biāo)準(zhǔn)砂的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系。當(dāng)試樣剪切至殘余應(yīng)力狀態(tài)時(shí),基于偏應(yīng)力與有效圍壓可計(jì)算得到軸向應(yīng)力,最終得到莫爾應(yīng)力圓和殘余抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線,干砂與飽和砂的殘余抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線見圖6。由圖6可知,當(dāng)Dr=0.4時(shí),干砂的殘余內(nèi)摩擦角φ1=36.66°;當(dāng)Dr=0.7時(shí),干砂的殘余內(nèi)摩擦角φ2= 36.44°;當(dāng)Dr=0.4時(shí),飽和砂土的殘余內(nèi)摩擦角φ3= 37.88°;當(dāng)Dr=0.7時(shí),飽和砂土的殘余內(nèi)摩擦角φ4= 38.39°。

圖6 三軸試驗(yàn)不同Dr殘余抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線

干砂在Dr=0.7、σ′3= 50 kPa時(shí)的偏應(yīng)力、豎向加速度與加載時(shí)間的關(guān)系曲線見圖7。當(dāng)試樣經(jīng)歷單調(diào)剪切至殘余應(yīng)力狀態(tài)時(shí),對(duì)試樣施加正弦荷載。振動(dòng)強(qiáng)度通常用無量綱加速度a/g表示,其中,a為振動(dòng)加速度;g為重力加速度。

由圖7可知,當(dāng)Dr=0.7、σ′3= 50 kPa的干砂試樣單調(diào)剪切至殘余應(yīng)力狀態(tài)時(shí),對(duì)試樣施加60 Hz循環(huán)荷載,試樣很快發(fā)生強(qiáng)度損失。而隨著振動(dòng)持續(xù),干砂試樣強(qiáng)度基本保持不變。當(dāng)振動(dòng)停止后,隨著單調(diào)剪切繼續(xù)發(fā)展,試樣強(qiáng)度逐漸恢復(fù)至振前水平。即施加的高頻循環(huán)荷載對(duì)干砂試樣振動(dòng)前后的抗剪強(qiáng)度沒有長(zhǎng)期影響,甚至還可能產(chǎn)生輕微的應(yīng)力硬化(振后的強(qiáng)度比振前的強(qiáng)度更高)。然而,振動(dòng)確實(shí)降低了試樣的抗剪強(qiáng)度,因此,把振動(dòng)達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)時(shí)試樣的殘余抗剪強(qiáng)度稱為振動(dòng)殘余抗剪強(qiáng)度,對(duì)應(yīng)的砂土內(nèi)摩

擦角稱為振動(dòng)殘余內(nèi)摩擦角[18,21]。振動(dòng)過程中產(chǎn)生的剪切力τ的表達(dá)式為

τ=σtanφdi

( 1 )

Δφi=φi-φdi

( 2 )

式中:φi為振動(dòng)前的砂土內(nèi)摩擦角值,i=1,2,3,4;φdi為振動(dòng)穩(wěn)定時(shí)的砂土內(nèi)摩擦角值;Δφi為振動(dòng)前與振動(dòng)穩(wěn)定時(shí)砂土內(nèi)摩擦角的差值,即砂土單調(diào)剪切內(nèi)摩擦角與振動(dòng)殘余內(nèi)摩擦角的差值。為便于單位統(tǒng)一,將內(nèi)摩擦角的減小進(jìn)行歸一化處理,從而定義新的變量Δφi/φi為內(nèi)摩擦角降比,以更好地反映砂土內(nèi)摩擦角衰減比例,也間接反映殘余抗剪強(qiáng)度損失比例。由于飽和砂土試驗(yàn)現(xiàn)象與干砂土相似,在此不再另行展示。

3.1 振動(dòng)加速度對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響

在60 Hz循環(huán)荷載作用下,干砂和飽和砂殘余內(nèi)摩擦角降比與無量綱加速度a/g的關(guān)系見圖8。當(dāng)單調(diào)剪切至殘余應(yīng)力狀態(tài)時(shí),砂土抗剪強(qiáng)度不會(huì)因加載的持續(xù)而發(fā)生較大的變化。

圖8 砂土殘余應(yīng)力狀態(tài)下干砂、飽和砂土內(nèi)摩擦角降比與加速度的關(guān)系

由圖8可知,當(dāng)加速度a≤0.02g時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比很小,幾乎可以忽略不計(jì);當(dāng)加速度a>0.02g時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角逐漸衰減,砂土殘余內(nèi)摩擦角降比與加速度幅值成正比。這是由于砂土的殘余抗剪強(qiáng)度依然能夠抵抗較小的附加振動(dòng)。此時(shí),砂土顆粒排列較為緊密,較小振動(dòng)能量下砂土顆粒間的摩擦難以被克服,故當(dāng)加速度較小時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角衰減較小。而隨著振動(dòng)加速度的不斷增大,砂土顆粒間的相互作用被逐漸克服,砂土殘余抗剪強(qiáng)度逐漸減小,殘余內(nèi)摩擦角降比逐漸增大。

在60 Hz循環(huán)荷載作用下,殘余應(yīng)力狀態(tài)下加速度幅值與砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的關(guān)系見圖9。由圖9可知,當(dāng)加速度a≤0.02g時(shí),干砂與飽和砂的殘余內(nèi)摩擦角降比均較小,幾乎為零,即砂土的含水率對(duì)結(jié)果影響不大;當(dāng)a>0.02g時(shí),對(duì)于給定的加速度,干砂與飽和砂的殘余內(nèi)摩擦角降比差異也較小。隨著振動(dòng)加速度的增加,砂土的殘余內(nèi)摩擦角降比幾乎不受含水率的影響。此外,飽和試樣在基于固結(jié)排水條件下進(jìn)行的,即超孔隙水壓力不會(huì)累積且在較短的時(shí)間內(nèi)很快消散,從而導(dǎo)致超孔隙水壓力對(duì)飽和砂土殘余抗剪強(qiáng)度的影響不顯著,干砂和飽和砂的試驗(yàn)結(jié)果差異不大。因此,在靜載與高頻循環(huán)荷載耦合作用下,本試驗(yàn)振動(dòng)加速度范圍內(nèi)飽和砂與干砂的殘余抗剪強(qiáng)度變化差異不大。

圖9 殘余應(yīng)力狀態(tài)下干砂土與飽和砂土對(duì)比

3.2 初始相對(duì)密實(shí)度對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角的影響

在60 Hz循環(huán)荷載作用下,干砂土初始相對(duì)密實(shí)度對(duì)殘余內(nèi)摩擦角降比的影響見圖10。圖10中,Dr分別為0.4、0.7,有效圍壓σ′分別為30、50、70 kPa。由圖10可知,干砂初始相對(duì)密實(shí)度對(duì)殘余內(nèi)摩擦角降比影響不大。

圖10 干砂土殘余應(yīng)力狀態(tài)下不同初始相對(duì)密實(shí)度的影響

由靜三軸試驗(yàn)可知,剪切初始階段,不同初始相對(duì)密實(shí)度的干砂試樣孔隙比差異較大,Dr=0.7時(shí)干砂試樣經(jīng)歷強(qiáng)度上升階段、峰值應(yīng)力階段、應(yīng)變軟化階段,最終到達(dá)殘余應(yīng)力狀態(tài)階段,即臨界狀態(tài)階段。Dr=0.4時(shí)干砂試樣,強(qiáng)度首先以較快的速率上升,隨后上升速率開始減慢,最終達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定的強(qiáng)度。此密實(shí)度下的干砂試樣強(qiáng)度一直在上升,最終的穩(wěn)態(tài)強(qiáng)度與Dr=0.7的干砂試樣差異不大。臨界孔隙比與初始相對(duì)密實(shí)度大小無關(guān),由于干砂在不同初始相對(duì)密實(shí)度下的最終孔隙比均接近臨界孔隙比,故不同初始相對(duì)密實(shí)度的干砂試樣殘余抗剪強(qiáng)度較為接近。因此,在給定的振動(dòng)強(qiáng)度下,干砂殘余抗剪強(qiáng)度損失狀況差異不大,殘余內(nèi)摩擦角降比差異也不大。

在60 Hz循環(huán)荷載作用下,飽和砂土初始相對(duì)密實(shí)度對(duì)殘余內(nèi)摩擦角降比的影響結(jié)果見圖11。圖11中,砂土Dr分別為0.4、0.7,有效圍壓σ′分別為30、50、70 kPa。由圖11可知,Dr對(duì)飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比影響不大,即Dr對(duì)飽和砂土殘余抗剪強(qiáng)度損失影響不大。

圖11 飽和砂土殘余應(yīng)力狀態(tài)下不同初始相對(duì)密實(shí)度的影響

從上述試驗(yàn)結(jié)果可以看出,初始相對(duì)密實(shí)度對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響不大。針對(duì)此規(guī)律,干砂土與飽和砂土基本一致。

3.3 有效圍壓對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角的影響

(1)有效圍壓對(duì)干砂殘余內(nèi)摩擦角降比的影響

有效圍壓對(duì)干砂內(nèi)摩擦角降比的影響見圖12。對(duì)Dr分別為0.4、0.7的干砂試樣施加60 Hz循環(huán)荷載。當(dāng)振動(dòng)加速度a>0.02g時(shí),隨著振動(dòng)加速度的增大,干砂殘余內(nèi)摩擦角降比隨加速度呈線性增大,此規(guī)律與有效圍壓大小無關(guān),可以認(rèn)為是無黏性材料自身的特性。

圖12 干砂殘余應(yīng)力狀態(tài)下不同有效圍壓的影響

有效圍壓對(duì)干砂殘余內(nèi)摩擦角降比的影響見圖12(a)。圖12(a)中,干砂試樣的Dr=0.4,有效圍壓σ′分別為30、50、70 kPa。由圖12(a)可知,當(dāng)a≤0.02g時(shí),干砂殘余內(nèi)摩擦角降比較小,σ′對(duì)干砂殘余內(nèi)摩擦角降比影響不顯著;當(dāng)a>0.02g時(shí),σ′的影響開始顯現(xiàn)。對(duì)于給定的振動(dòng)加速度,隨著σ′增大,干砂殘余內(nèi)摩擦角降比減小。當(dāng)σ′從30 kPa增大到70 kPa時(shí),Dr=0.7的干砂殘余內(nèi)摩擦角降比相差最大可達(dá)16%。

圖12(b)同樣反映了Dr對(duì)干砂殘余內(nèi)摩擦角降比的影響。圖12(b)中,選取Dr=0.7,σ′分別為30、50、70 kPa。由圖12(b)可知,當(dāng)a≤0.02g時(shí),干砂殘余內(nèi)摩擦角降比較小,σ′對(duì)于殘余內(nèi)摩擦角降比影響不顯著;而當(dāng)a>0.02g時(shí),σ′的影響開始顯現(xiàn),對(duì)于給定的a,隨著σ′的增大,干砂殘余內(nèi)摩擦角降比減小。當(dāng)σ′從30 kPa增大到70 kPa時(shí),Dr=0.7的干砂殘余內(nèi)摩擦角降比相差最大可達(dá)13%。

(2)有效圍壓對(duì)飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響

飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比同樣受到有效圍壓的影響較大。不同初始相對(duì)密實(shí)度下有效圍壓對(duì)飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響見圖13。為便于對(duì)照,保證試驗(yàn)結(jié)果的準(zhǔn)確性,對(duì)Dr分別為0.4、0.7的飽和砂土試樣施加60 Hz循環(huán)荷載。在殘余應(yīng)力狀態(tài)下,當(dāng)a>0.02g,隨著a的增大,飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比都呈線性增大,此規(guī)律與施加的σ′大小無關(guān),同樣可以認(rèn)為這是無黏性材料自身的特性。

圖13 飽和砂土殘余應(yīng)力狀態(tài)下不同有效圍壓的影響

由圖13(a)可知,對(duì)于Dr=0.4的飽和砂土試樣,當(dāng)a≤0.02g時(shí),飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比較小,幾乎可以忽略,此時(shí)σ′對(duì)飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響不明顯。當(dāng)a>0.02g時(shí),σ′對(duì)飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比有顯著影響。即隨a的逐漸增大,σ′越大,飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比越小。原因與σ′對(duì)干砂殘余內(nèi)摩擦角降比的影響相同。當(dāng)σ′從30 kPa增大到70 kPa時(shí),Dr=0.4的飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比相差最高可達(dá)6%。

由圖13(b)可知,σ′的影響規(guī)律與Dr=0.4的飽和砂土試樣基本一致,原因與相同密實(shí)度的飽和砂土相同。當(dāng)σ′從30 kPa增大到70 kPa時(shí),Dr=0.7的飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比相差最大可達(dá)7%。

綜上所述,σ′對(duì)干砂和飽和砂土的殘余抗剪強(qiáng)度損失有著重要影響,相對(duì)于飽和砂土,干砂受σ′的影響更大。

3.4 振動(dòng)頻率對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響

本試驗(yàn)選取不同的振動(dòng)頻率(1、5、10、15、20、25、30、35、40、60、80、100 Hz)研究振動(dòng)頻率f對(duì)土體殘余抗剪強(qiáng)度損失的影響。音圈電機(jī)的輸出由安培力方程F=B×I×L控制,其產(chǎn)生的激振力與所施加的電流強(qiáng)度成正比。一個(gè)恒定的輸入功率對(duì)應(yīng)于一個(gè)恒定的輸入力,因此采用控制輸入功率,改變f的方法來研究振動(dòng)頻率對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響。本節(jié)選取4個(gè)不同的輸入能量等級(jí)(level 1—level 4)來研究不同能量等級(jí)下振動(dòng)頻率對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響。

f對(duì)Dr=0.7、σ′3= 50 kPa的砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響見圖14。level 1—level 4是逐漸增大的輸入功率,其動(dòng)應(yīng)力逐級(jí)增大。對(duì)于固定的f,隨著輸入能量的增大,砂土殘余內(nèi)摩擦角降比相應(yīng)增大。輸入能量較低(level 1、level 2)時(shí),f對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦降比影響較小,高低頻振動(dòng)產(chǎn)生的差異不顯著,即當(dāng)音圈電機(jī)輸入功率較小時(shí),試樣受到的振動(dòng)幅值難以克服土體顆粒間摩擦,f對(duì)砂土抗剪強(qiáng)度損失的影響不大。

圖14 振動(dòng)頻率對(duì)干砂、飽和砂土殘余內(nèi)摩擦角降比的影響

當(dāng)能量較高(level 3、level 4)時(shí),振動(dòng)頻率對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比影響較大,高低頻振動(dòng)產(chǎn)生了明顯的差異。在f=1 Hz時(shí),其殘余內(nèi)摩擦角降比較小。在5～40 Hz頻率范圍出現(xiàn)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比最大的頻段。對(duì)于該敏感頻域范圍砂土摩擦角降比的突增,可能是該頻段范圍的振動(dòng)引起試樣的共振。當(dāng)f高于40～60 Hz時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比隨f的增大而減小。當(dāng)f>60 Hz時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比差值較小,但仍然比低頻振動(dòng)引起的內(nèi)摩擦角降比大。

試驗(yàn)結(jié)果表明,高頻振動(dòng)產(chǎn)生的內(nèi)摩擦角降低大于低頻循環(huán)荷載產(chǎn)生的影響,同時(shí)會(huì)產(chǎn)生一個(gè)引起砂土內(nèi)摩擦角降比突增的敏感頻段[23]。對(duì)比振動(dòng)頻率和加速度幅值兩個(gè)動(dòng)力參數(shù),可以發(fā)現(xiàn)振動(dòng)加速度幅值對(duì)內(nèi)摩擦角降比的影響占主導(dǎo)地位。對(duì)于敏感頻段的確定,將在后續(xù)研究中進(jìn)行共振柱試驗(yàn),與砂土的共振頻率進(jìn)行對(duì)比分析,從而建立殘余強(qiáng)度和振動(dòng)頻率的定量關(guān)系。

4 結(jié)論

本文采用自主研制的可施加高頻循環(huán)荷載的三軸儀,在砂土接近殘余應(yīng)力狀態(tài)下進(jìn)行靜載與高頻循環(huán)荷載耦合的三軸試驗(yàn),研究砂土在不同初始狀態(tài)和振動(dòng)條件下的殘余抗剪強(qiáng)度損失規(guī)律。通過對(duì)不同影響因素下砂土殘余抗剪強(qiáng)度損失規(guī)律的研究,主要得到如下結(jié)論:

(1)殘余應(yīng)力狀態(tài)下,砂土在高頻循環(huán)荷載作用下會(huì)出現(xiàn)殘余抗剪強(qiáng)度損失的現(xiàn)象。當(dāng)試樣接近殘余應(yīng)力狀態(tài)時(shí),所施加的高頻循環(huán)荷載會(huì)迅速引起試樣抗剪強(qiáng)度的損失。當(dāng)振動(dòng)停止后,隨著單調(diào)剪切的進(jìn)行,試樣強(qiáng)度會(huì)恢復(fù)至之前的水平。即所施加的高頻循環(huán)荷載對(duì)砂土試樣振動(dòng)前后的殘余抗剪強(qiáng)度沒有長(zhǎng)期影響。

(2)振動(dòng)加速度對(duì)砂土的殘余抗剪強(qiáng)度損失有較大影響。當(dāng)振動(dòng)加速度a≤0.02g時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比與振動(dòng)加速度關(guān)系不明顯。在此較小加速度范圍內(nèi),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比很小,幾乎可以忽略不計(jì);當(dāng)加速度a>0.02g時(shí),隨著加速度幅值的增大,砂土殘余內(nèi)摩擦角降比隨之增大,殘余內(nèi)摩擦角降比與振動(dòng)加速度幅值成正比。

(3)有效圍壓對(duì)高頻循環(huán)荷載作用下砂土的殘余抗剪強(qiáng)度損失有較大影響,該影響與加速度幅值有關(guān)。當(dāng)加速度a≤0.02g時(shí),有效圍壓對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比影響不大;而當(dāng)加速度a>0.02g時(shí),在給定的振動(dòng)加速度條件下,有效圍壓越大,砂土殘余內(nèi)摩擦角降比越小,有效圍壓與殘余內(nèi)摩擦角降比成反比。砂土初始相對(duì)密實(shí)度和含水率對(duì)高頻循環(huán)荷載作用下砂土殘余抗剪強(qiáng)度損失的影響較小。

(4)振動(dòng)頻率對(duì)砂土殘余內(nèi)摩擦角降比有影響,引起砂土殘余內(nèi)摩擦角降比最大的敏感頻段為5～40 Hz。當(dāng)振動(dòng)頻率高于40 Hz時(shí),砂土殘余內(nèi)摩擦角降比隨著振動(dòng)頻率的增大而減小。振動(dòng)加速度幅值對(duì)內(nèi)摩擦角降比的影響大于振動(dòng)頻率的影響。

為從機(jī)理上探究散體材料的高頻響應(yīng)特征,本研究采用了粒徑較為統(tǒng)一的福建平潭標(biāo)準(zhǔn)砂,避免了散體材料參數(shù)變異性對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響。在后續(xù)研究中將進(jìn)一步分析符合實(shí)際級(jí)配的基床散體填料在高頻荷載作用下的強(qiáng)度演化規(guī)律,揭示運(yùn)行速度為400 km/h及以上高鐵路基基床可能存在的長(zhǎng)期服役安全隱患,為其路基動(dòng)力設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。