原状土应变与振次的关系共15文档

1、cr 3c=48kPa, k=1原状土应变与振次的关系(T 3c=48kPa, k=1原状土振次与孔压比的关系(T 3c=48kPa, k=1原状土振次比与孔压比的关系原状土应变与弹模比的关系原状土动弹模试验结果原状土振次比与孔压比的关系3. 4 动强度试验结果分析整理3.1.1 动抗剪强度曲线由动三轴试验直接得出轴向应力与破坏周数的关系曲线，表 示为d lg (Nf)曲线。土力学中常用剪切强度，三轴试样在45。 面上的剪应力d ”2,因而动剪应力强度曲线为dlg(N)曲 线。d是轴向动应力幅值，N f为达到破坏标准时的振动周次。 图3-4图3-7为各种土类在不同试验条件下的动抗剪强度曲线。

2、动剪应力d随破坏振次的增加而降低。试验成果与一般土体动强 度变化规律相符。(a) k=1.0f =1Hz(b)k=1.5f =1Hz(c)k=1.0f =5Hz(d) k=1.5f =5Hz图3-4 素± d lg N的关系曲线d与N在双对数坐标平面上呈直线关系，在直角坐标系中的表达式为d AN-B(3-1)式中a B为试验测定的常数。本次试验的A B值分别见表3-2表3-5表3-2素士动强度曲线参数计算结果频率 固结 围压100Kpa 围压150Kpa 围压200Kpa f/Hz 比 A BA BA Bk c1111.55151.5f =5Hz46.4249.97248.5162.

3、817(a) k=1.00.114960.5320.098559.6740.185867.320.174675.86f =1Hz0.12180.0830.18920.172575.9150.121875.5940.084492.1270.213793.7720.1804(b) k=1.0图 3-5 10:20:70二灰土 dlgN的关系曲线表3-3 10:20:70二灰土动强度曲线参数计算结频率 固结 围压100KPa 围压150KPa 围压200KPaf/Hz 比 A B A BAB k c11206.610.0622253.10.0704302.370.067351221.260.1071

4、242.80.0859269.220.0767(a) k=1.0f =1Hz(b) k=1.0f =5Hz图3-6 13:27:60 d lg N的关系曲线表3-4 13:27:60二灰土动强度曲线参数计算结果频率 固结 围压100KPa 围压150KPa 围压200KPaf/Hz 比 A B A BABkc11196.270.0801254.910.076301.70.075851189.020.1071237.780.0828272.120.083(a) k=1.0f =1Hz(b)k=1.0f =5Hz图3-7 16:34:50 d ig N的关系曲线表3-5 16:34:50二灰土动强

5、度曲线参数计算结果频率 固结比 围压100KPa 围压150KPa 围压200KPaf/HzkcABABAB1222.270.17111181.270.082212.060.0916 229.10.0662266.430.1843 303.90.15463.4.2 动摩尔库仑强度指标研究表明，摩尔一库仑仍然适用于土动力学。根据摩尔一库仑抗剪强tan d度理论(3-2)图3-8动抗剪强度包线在固结比相同的动抗剪强度曲线上分别截取三个不同围压作 用下与某一破坏振次相对应的动剪应力d,由式d d/2,可以 确定d。令 1d 1c d , 3d3c ,1d 3c , 3d 1c d ,1c由式1c K

6、c 3c。确定，其中1d, 3d分别为试样在该固结压 力下产生动力破坏的大小主应力。由化，3d可以得出一个动摩 尔圆，由三个动摩尔圆即可得出它们的动抗剪强度包线，然后由 其求在该破坏振次下的动抗剪强度参数cd , d。图3-8为10:20:70 石灰粉煤灰土在破坏振次为10周次时的动抗剪强度包线。由以上方法得到素土和掺以不同灰量的石灰粉煤灰土在kc=2, Nf=10周次时的动抗剪强度参数a , d。其计算结果见表3-6。表3-6素土和石灰粉煤灰土动抗剪强度指标频率固结比10: 20: 7013: 27: 6016: 34: 50f/Hzkc二灰土二灰土二灰土cddcddcddcdd1130.5

7、23.873.9 25.972.3 21.950.3 22.41233.122.393.4 24.789.1 23.755.9 21.35128.3.24.355.2 26.760.1 22.343.3 23.85229.723.463.9 25.366.8 22.145.6 21.5d主要与围压3c )固结比Kc,动强度参数cd有关。在围压3c , c固结比Kc相同的条件下，d的大小取决于动强度参数Cd,即土性。 从表3-6可以看出，石灰粉煤灰改良土动粘聚力cd比素土增加了 很多，以配比为10:20:70 和13:27:60 的二灰土增加的最多，而 10:20:70 改良土的内摩擦角 d值比

8、素±略高一点，13:27:60 和 16:34:50 改良士 d值要比素土的低，随着掺灰比的变化 d并 无明显规律，但是10:20:70 的改良效果最好。等压固结时，初始剪应力为零，土粒骨架处于 某种平衡状态， 周期荷载作用使大小主应力方向发生90°偏 转，导致剪切面上的 剪应力方向、大小发生变化，土粒骨架易于滑动，其动强度参数cd , d均比偏压固结时低，试验中还发现，对应一定的固结比K c和 3c ,存在一临界动应力dcr ,当施加的周期动荷d dcr ,试样 永不破坏。土体的动强度参数与指定的循环破坏振次Nf有关。随着破坏 振次增加，土的动强度参数cd、 3c逐渐减少

9、，最后趋于一恒定 值。3.4.3 动强度影响因素分析影响土动强度的主要因素很多，本文主要讨论固结围压3c、 c固结比kd tan2(45od/2)、掺灰比、频率f对动强度的影响。根据试验原理，在试验过程中，试样可能出现的破坏情形有 三种：固结条件Kc 1,大小主应力方向发生变化，在拉半周发 生拉伸破坏，如图3-9(a);固结条件Kc 1 ,大小主应力方向仍 发生变化，也在拉半周发生拉伸破坏，如图3-9(b);固结条件： Kc 1 ,大小主应力方向不发生变化，但在压半周发生压缩破坏如 图3-9(c)。下面讨论在拉半周发生拉伸破坏和在压半周发生压缩破坏两种情况下，围压3c 0及固结比Kc对动强度的

10、影响(a) Kc 1,拉半周发生拉伸破坏(b) Kc 1,拉半周发生拉伸破坏(C) Kc 1 ,压半周发生压缩破坏图3-9极限平衡状态考虑到在试验过程中孔隙水压力很小，忽略孔隙水压力的影响。由极 限平衡条件可知：id 3d tan2(45o d/2) 2q tan(45° d/2)(3-3)式中，id ,3d分别为试样在该固结压力下产生动力破坏时的大小主应力。令kd tan2(450d/2),式(3-3)为id3d kd 2cd ./kd(3-4)图3-10动三轴试验应力条件(1) 土体在在拉、压半周达到极限平衡状态的条件由图3-10可知，当固结比Kc或动应力d达到某一值时，有 某一

11、瞬间，试件会在拉、压半周或先或后达到极限平衡状态，在 拉半周试件呈挤压拉伸破坏，而在压半周试件呈压缩破坏，如图 3-11所示。图3-11双向极限平衡状态当试件在拉半周处于极限平衡状态时，大主应力在水平方向，计算公 式为：3d 3c1d 1c d1c K c 3c(3-5)式中，1c,3c分别为水平、竖直方向固结应力，d为动荷载。由式(3-4)、式(3-5)得(1 KcKd)3cdKd=2cd K?(3-6)当试件在压半周处于极限平衡状态时，大主应力在竖直方向，即：3d3c1d1cd1c K c 3c(3-7)由式(3-4)和式(3-7)得(Kc心(3-8)联立式(3-6) , (3-8)求解得

12、Kc(3-9)21)3c2Kd 3cKo(Kd2 1)3c2cd.,k； (Kd DdT77d0J'd(3-10)K0 , d。为达到双向极限平衡条件的固结比和动应力。d不 变，Kc发生变化，当KcK。时，大小主应力作用方向不发生变化，在压半周发生压缩破坏；反之，大小主应力作用方向发生变化， 在拉半周发生挤压拉伸破坏。(2) 土体达到破坏标准时，大主应力在水平方向，即在拉半周 发生拉伸破坏：由式(3-4 )和式(3-5)得3c(KdKc 1) 2g K dKd(3-11)由前面所述可知：d/2(3-12)由式(3-11)和式(3-12)可得土体在拉半周发生拉伸破坏时的动剪应力为3c(K

13、cKd 1) 2cd Kd2Kd(3-13)(3) 土体达到破坏标准时，大主应力在竖直方向，即在压半周 发生压缩破坏由式(3-4 )、式(3-7)得d 3c(Kd Kc) 2GtanKd(3-14)由式(3-12 ) 和式(3-14)可得土体在压半周发生压缩破坏时 的动剪应力为d 3c(Kd KJ cd., Kd/2(3-15)显然，d是与围压3c,固结比Kc,动强度参数cdd有关的函数。围压对动强度的影响土体在拉半周发生挤压拉伸破坏，由式(3-13) 得正 KdKc 13c 2Kd(3-16)士体在压半周发生压缩破坏,由式(3-15)得3cKdKc2(3-17)土体在拉半周发生拉伸破坏的时：

14、由式(3-16)可知，如果d / 3c 0 , d随围压的增加而增加。当KdKc 1 , d d/d 3c 0,动剪应力随围压的增加而减少。土体在压半周发生 拉伸破坏的时，由式(3-17)可知，当Kd Kc时d d/d 3c 0, d 随围压的增加而增加。当Kd Kc时，d d/d 3c 0 , d随围压的增 加而减少。Kd的大小取得于动强度参数d,而动强度参数d与土 性条件，即土的类别，密实程度和颗粒特征有关。固结比对动强度的影响由式(3-13)可得:d1Kc23c 0 oc(3-18)士体在压半周发生压缩破坏,由式(3-9)可得：土体在拉半周发生拉伸破坏,3c 0(3-19)土体在拉半周发

15、生挤压拉伸破坏的时，由式(3-18 )可知，d 随固结比Kc的增加而增加。土体在压半周发生压缩破坏的时，由 式(3-19 ) 可知，d随固结比Kc的增加而减少。(5)掺灰比对动强度的影响图3-12掺灰比不同的土 dlgN的关系曲线由式(3-13)、式(3-15)可知，d主要与围压3c,固结比Kc, 动强度参数cd有关。在围压3c,固结比Kc相同的条件下，d的大 小取决于动强度参数cd,即土性。随着掺灰比的变化，石灰粉煤 灰土的动强度参数发生改变。由图3-12 可也看出掺灰比为 10:20:70 和13:27:60 土的动强度有明显增加，配比为16:34:50 的改良士虽然动强度也有所增加，但是

16、不如前两种效果好。(6)频率对动强度的影响频率对动剪应力的影响因掺灰量的不同而表现略有不同。素 土与二灰改良士在f=5Hz时的动剪应力基本小于在f=1Hz时的动 剪应力。表现为随着频率的升高，动剪应力呈现下降的趋势。但 图3-13可以看出，改良后的士初期在频率f=1Hz和f=5Hz时，动 剪应力基本相等，但随着破坏周次的增加，也是随着频率的升高， 动剪应力呈现下降趋势。素士10:20:70 二灰土13:27:60 二灰土16:34:50 二灰土图3-13频率不同时rdd/2 3c的关系曲线3.4.4 动应变特性动应变的发展与相对密度、级配、固结应力比、围压、频率、 循环动应力比q d/23c等

17、因素有关。图3-14图3-17是素土和不同掺灰量的石灰土试样在频率、 围压和固结比相同的条件下，累积轴向应变。随着振动次数N及 动荷水平的变化情况。试验表明，随着振动次数N及动荷水平的 增加，试样的轴向应变也随之增大，通常表三种典型情况：试样 基本处于弹性变形阶段。在低应力水平下，试样变形主要表现为 可恢复的弹性变形，轴向累积塑性应变很小，如曲线rd = 0.672 ; 开始时，轴向应变缓慢增长，到达某一振次后，随着振次增力口， 轴向应变急剧增长，如曲线q= 0.937 ;当动应力大于某一临界 值，试样因轴向应变急剧增长而完全破坏如曲线=0.513 0图3-14素士在不同动荷载作用下应变与振次

18、的关系曲线图3-15 10:20:70二灰土在不同动荷载作用下应变与振次的关系图3-16 13:27:60二灰土在不同动荷载作用下应变与振次的关系图3-17 16:34:50二灰土在不同动荷载作用下应变与振次的关系试验结果表明素士在=0.362 时，轴向累积应变很小，试件 为弹性变形；当q >0.513时，轴向累积应变急剧增加，试件完全 破坏。而10:20:70 二灰改良士当q=0.672时，试件为弹性变形， rd>1,537 时，轴向应变急剧增加，试件完全破坏。13:27:60 二灰 改良士与10:20:70 二灰改良土完全破坏时的循环动应力比基本 相同，而16:34:50 二灰

19、改良± rd>0.783时，轴向应变急剧增力口， 试件完全破坏，结果表明改良土动应力的临界值远远大于素士， 其中以10:20:70 和13:27:60 配比的改良土最为明显。动应变的影响因素有很多本文只针对循环动应力比做了具体 的研究，对于围压，频率，固结比等因素只是粗略讨论一下，并 得到以下结论。围压对轴向应变的发展也有很大影响。在其它条 件相同的情况下，由试验可以看出，素士试样在高围压下，轴向 应变增长越缓慢；而石灰粉煤灰改良土则相反，轴向应变增长愈 快。固结比对轴向应变的影响同样不容忽视，固结比对轴向应变 的影响很显然，偏压固结和等压固结对轴向应变的影响也明显不 同。等压

20、固结时，在动应力的压半周试样的受力状态相当于三轴 压缩，在动应力的拉半周相当于三轴拉伸，此时大小主应力方向 发生90°偏转，动剪应力不仅大小而且方向反复发生变化，对土 的动变形影响很大。素土在k=1.0时的轴向应变比在即k=2时大。 而石灰粉煤灰改良士在轴向应力大于侧向应力，处于三轴压缩状 态下，轴向应变随固结比的增大而增大。1.2.1冻土动力特性研究现状冻土是复杂的多相和多成分体系，其基本组成成分包括：固相的矿物骨架或有机物骨架、固相的冻结水、液相的未冻结水、气相的水汽和其它气 体。从相组成上来看，冻土与普通士的最主要的区别是多了一个固相的冻 结水，因此也就多了一个固相的冻结水与液

21、相的未冻结水相互转变的复杂 过程，该过程使土体有着独特的冻土构造、特殊的物理力学性质和热力学 性质，这些独特的性质反过来又影响着冻土、土体冻结过程和土体融化过 程的力学特征由于冰相的存在，冻土在恒载作用下通常就具有流动性52 55,在动荷载长期作用下冻土的流变性问题则更为突出56-59。朱占元等60基于低温动三轴试验资料，研究了青藏铁路北麓河粉质黏土在往返长期加荷作用下的变 形特征。在不同温度、动应力幅、频率、围压条件下考察冻土轴向残余应 变与振次的试验关系曲线，建立了冻土振陷模型(见式 1-1)并讨论了模 型参数及其影响因素，模型参数受拟合所采用的振次水平影响较大，黏塑 流蠕变率随振次的增加

22、而迅速减小，蠕变衰减系数随振次的增加而迅速增 大，当振次达到一定临界值以后，两参数都逐渐趋于稳定；相同振次水平 下参数均随温度升高、动应力幅值增大、围压增高而增大，随频率的增加 而减少，且频率大于6Hz寸对参数影响很小。该研究成果对于合理预测动 力荷载长期作用下由冻土残余变形而产生的沉降量具有重要意义，且为冻 士动力学研究积累基础试验成果。pd A Bn Cn1/6(1-1)式中：£pd为轴向残余应变；n为循环动应力作用振次；A、B、C为与温度、 动应力幅、围压次有关的振陷参数。李双洋等61根据带相变瞬态温度场的热量平衡控制微分方程，采用有限 元方法计算分析了青藏铁路路基的瞬态温度场

23、。随后，根据温度场的分布 特点，应用Biot动力固结理论推导出的Biot动力固结控制方程，采用热、力 间接耦合方法对青藏铁路路基在列车荷载作用下的瞬态动力问题进行了 数值模拟，并系统的分析了列车荷载作用下铁路路基内的振动孔隙水压 力、应力、位移等动力响应特点。姜忠宇等62得出冻土的力学参数是与加载条件和加载历史以及温度、含 水量等多方面因素有关的过程量，在不同的应力环境中表现出不同的力学特性。而且研究了加载方式、含水量以及温度对不同试样类型的力学性能的影响。研究结果表明：不同加载方式对两种试样的抗压强度比值有大致 相当的影响，而试样含水量与温度的变化对其比值影响甚微；加载方式的 不同使试样破坏

24、应变的比值有较大范围变化，且与试样含水量及温度密切相关。图6-2围压50KPa寸轴向累计应变与主应力差关系曲线Fig.6-2 The relations curve on accumulation strain and theprincipal stress differential value under 50KPa encircles presses图6-3围压100KPeW轴向累计应变与主应力差关系曲线Fig.6-3 The relations curve on accumulation strain and theprincipal stress differential value

25、under 100KPa encircles presses图6-4围压150KPeW轴向累计应变与主应力差关系曲线Fig.6-4 The relations curve on accumulation strain and theprincipal stress differential value under 150KPa encircles presses图6-5未冻土轴向累计应变与振次关系曲线Fig.6-5 The relations curve on non-frozen earth axialaccumulation strain and vibration number of t

26、imes6.2.3试验结果分析图6-2为固结围压0.05MPaM沈阳试验段季节性冻土的主应力差与轴向应变关系曲线。由图可见，动荷作用下土的应力、应变关系曲线与静载作 用下硬化型曲线以及未冻土振动曲线明显不同，季节性冻土的破坏过程比 未冻土破坏过程（即结构演化过程）缓慢，而且出现明显的阶段性。整个图像呈2阶段变化，曲线斜率的变化存在明显的拐点；当应力较小时(t1-(r3=0.02MPa),振次对累积应变影响很小，这表明改变季节性冻 土结构的应力存在阈值，小于该值时振次的增加并不能明显改变季节性冻 土的原生结构；而应力较大时，振次对累积应变影响很明显，累积应变的 增长速率随振次的增加明显增长，这表明对于低围压季节性冻土，原生结 构一