高應力條件下循環(huán)球-偏應力耦合作用對飽和尾粉砂動力特性影響分析

劉俊新，袁槐岑，張 超，張建新，劉育田，王光進

（1. 西南科技大學 工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室，四川 綿陽 621010；2. 西南科技大學 土木工程與建筑學院，四川 綿陽 621010；3. 中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北 武漢 430071；4. 昆明理工大學 國土資源工程學院，云南 昆明 650093）

1 研究背景

隨著我國經(jīng)濟發(fā)展，每年在化工、冶金等領域的生產(chǎn)過程中會產(chǎn)生大量的廢棄尾礦，其中大部分以上游筑壩工藝堆積在尾礦庫中。由于選礦技術的進步以及工業(yè)發(fā)展對礦石需求的增加，我國的尾礦壩逐漸往細?；叨盐驳V壩方向發(fā)展，如德興銅礦4 號尾礦壩［1］。楊春和等［2］分析了高應力條件下尾礦的細觀結構和宏觀力學特性，揭示了我國高堆尾礦壩存在著很大的安全隱患。同時，我國地處環(huán)太平洋地震帶與地中海-喜馬拉雅山地震帶，受其影響我國地震活動頻繁。因此，對于研究在高應力條件下地震荷載對飽和尾粉砂動力特性的影響具有十分重要的社會價值。

在研究應力時，可以將應力分解為球應力張量與偏應力張量，而土體發(fā)生的體應變和偏應變與球應力張量和偏應力張量都存在密不可分的關系［3］。大量的學者基于試驗數(shù)據(jù)證明，球應力與偏應力的耦合作用對土體的靜力學特性［4-5］和動力學特性［6-8］均會產(chǎn)生影響。王軍等［9］研究發(fā)現(xiàn)循環(huán)球-偏應力的耦合會對其有效應力路徑產(chǎn)生影響，使得飽和軟黏土的最大動孔壓與最小動孔壓表現(xiàn)出不同的發(fā)展規(guī)律，并提出了計算在恒定圍壓和變圍壓動三軸試驗的殘余孔壓的方法。谷川等［10］通過對溫州地區(qū)軟黏土進行了一系列的循環(huán)圍壓動三軸試驗發(fā)現(xiàn)，循環(huán)球-偏應力的耦合會影響動應變的發(fā)展速度，這種影響跟相位差與循環(huán)應力比有關，并從總應力與有效應力的角度解釋了循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力作用對土體動應變的發(fā)展影響。陳存禮等［11-12］分別研究了單純球應力和單純偏應力往返作用下的福建標準砂的應力應變發(fā)展規(guī)律，發(fā)現(xiàn)單純球應力和偏應力的往返作用不僅會引起體應變，也會引起偏應變，即兩者存在著交叉影響，并分別提出了預測球應力和偏應力作用下應變發(fā)展的方法。

通過以上介紹，可以發(fā)現(xiàn)，這些關于球應力與偏應力耦合作用的研究大都基于低應力狀態(tài)下，大部分試驗的初始固結圍壓不超過1 MPa。這對于研究深層尾粉砂在地震荷載下的土體動力特性是遠遠不夠的，也不能真實地反映深層尾粉砂在高應力條件下所產(chǎn)生的復雜應力應變狀態(tài)。在地震縱波和橫波的傳播過程中，縱波會對土體單元產(chǎn)生循環(huán)變化的正應力，橫波會對土體單元產(chǎn)生循環(huán)變化的剪應力［13］。一般情況下，當?shù)卣鹫鹪瓷疃却?、震級小時，縱波傳播到地面時已經(jīng)產(chǎn)生很大衰減，可以忽略不計。但在震級較大、震源較淺（例如2008年汶川地震）時，縱波的影響是不能被忽略。Schroeder 等［14］提出了一種估算縱波與橫波引起土體正應力和剪應力的簡便方法，以模擬地震縱波與橫波的耦合，其具體的實現(xiàn)方法可參見文獻［15］。對于研究尾礦的動力學特性來說，也很少有涉及循環(huán)球-偏應力耦合，大多數(shù)試驗通過研究不同固結狀態(tài)［16］、單雙向循環(huán)振動［17］以及尾礦材料的性質(zhì)［18-19］來揭示地震荷載作用下尾礦的動力學特性及破壞機制等規(guī)律。因此，研究在高應力條件下循環(huán)球-偏應力耦合作用對尾粉砂動力特性的影響是一個非常值得探討的話題。目前，據(jù)筆者所知，循環(huán)球-偏應力的耦合作用對飽和尾粉砂動力特性尤其是累積孔壓和累積塑性應變等方面的成果相對較少。正基于此，本文通過一系列高應力條件下的動三軸試驗，初步研究了循環(huán)球-偏應力耦合作用對飽和尾粉砂累積孔壓及累積塑性應變的發(fā)展規(guī)律的影響。

2 試驗儀器及方案介紹

本試驗采用SDT-100 型振動三軸試驗系統(tǒng)，該設備可以同時施加循環(huán)變化的軸向應力和圍壓，并且軸向應力和圍壓的振幅、頻率、波形以及兩者之間的相位差均能獨立控制。本文試驗用土取自西南某鉛鋅尾礦庫開挖至一定深度的尾粉砂，其基本物理參數(shù)見表1。利用Mastersizer3000 激光粒度分析儀對尾粉砂顆粒級配進行分析，結果如圖1 所示。根據(jù)《土工試驗規(guī)程》［20］，配制含水率ω=14%的試驗用土、并利用不同高度的壓頭模具分五層靜壓制備直徑61.8 mm，高125 mm，干密度ρd=1.65 g·cm-3的試樣，制備完成后利用保鮮膜將試樣包裹放至恒溫恒濕環(huán)境下保存。試驗前將試樣放入反壓裝置中，通無氣水進行反壓飽和，測得B（u/σ3）值在0.95 以上方可認為試樣飽和完成。之后根據(jù)試驗方案需求，在不同的圍壓下進行等壓排水固結，固結一段時間后，關閉排水閥，若一段時間內(nèi)孔壓不發(fā)生明顯變化，則表明固結完成。固結完成后，關閉排水閥，按下述試驗方案施加一定幅值的循環(huán)球應力和循環(huán)偏應力，若試樣不發(fā)生明顯破壞，則循環(huán)激振達到6000次后即停止試驗；若試樣發(fā)生破壞，則選取累積塑性應變達到15%作為試樣破壞標準。

圖1 試驗尾粉砂顆粒級配曲線

表1 試驗尾粉砂基本物理性質(zhì)指標

本文選取振動頻率為1 Hz 的正弦波作為研究波形，在下述試驗方案中（見表2），通過控制施加在試樣上的循環(huán)軸向應力的幅值、循環(huán)圍壓的幅值以及兩者之間的相位差來控制循環(huán)球應力幅值pampl和循環(huán)偏應力幅值qampl，從而模擬在淺源直下型地震發(fā)生時，縱波和橫波的耦合。具體表達式如下：

表2 循環(huán)三軸試驗方案

3 試驗結果分析

以σ3=2.0MPa，pampl=0.45 MPa，qampl=0.45 MPa 為例得到的時程曲線如圖2 所示。采用該試驗系統(tǒng)能穩(wěn)定施加循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力荷載，系統(tǒng)亦能準確采集記錄孔壓、軸向應變時程曲線，表明試驗系統(tǒng)工況良好。

圖2 典型動三軸時程加載曲線

3.1 單純循環(huán)應力對動力特性的影響由圖3 可見，循環(huán)球應力的加載會出現(xiàn)明顯的累積孔壓，其發(fā)展大致經(jīng)歷兩個階段：在快速增長階段，當σ3為2 MPa， pampl為0.30、0.45、0.60、0.75 MPa 時，累積孔壓分別在3500、2200、1000、500 次左右趨于穩(wěn)定；在穩(wěn)定階段，累積孔壓不再隨振次的增加而增加，而是逐步達到穩(wěn)定狀態(tài)，其累積孔壓比分別穩(wěn)定在0.29、0.30、0.32、0.35。由此可見，隨著循環(huán)球應力幅值的增加，累積孔壓的發(fā)展速度也在相應的增加，其累積孔壓的穩(wěn)定值越大。尾粉砂由于埋深存在著差異，不同埋深處所受到的圍壓并不相同，在不同圍壓下，累積孔壓的發(fā)展也分為兩個階段；當σ3為1.0、1.5 MPa 時，累積孔壓分別在1200、2000 次左右趨于穩(wěn)定，其累積孔壓比分別穩(wěn)定在0.13、0.17?？梢?，圍壓的增大減緩了累積孔壓的發(fā)展速度，但促進了孔壓穩(wěn)定值的增長。結合圖4 可知，累積塑性應變的發(fā)展與對應的累積孔壓發(fā)展有一定的相關性，其累積塑性應變的發(fā)展也經(jīng)歷了兩個階段，當累積塑性應變快速發(fā)展時，累積孔壓也在快速增長；當累積塑性應變逐步趨于穩(wěn)定時，對應的累積孔壓也同步趨于穩(wěn)定。當σ3為2 MPa 時，累積塑性應變均不超過0.3%，而σ3為1.0、1.5 MPa 時，其累積塑性應變分別為1%、0.47%?？梢姡瑖鷫涸酱?，對尾粉砂的變形的約束能力就越強?？偟膩碚f，在單純球應力循環(huán)作用下，會引起試樣發(fā)生軸向塑性應變和累積孔壓，但這個過程需要經(jīng)過上千次循環(huán)振動的累積，產(chǎn)生的孔壓和應變均不足以使試樣發(fā)生破壞。

圖3 單純循環(huán)球應力下累積孔壓比-振次關系曲線

圖4 單純循環(huán)球應力下累積塑性應變-振次關系曲線

由圖5 可知，在高應力條件下，由于偏應力的循環(huán)作用，累積孔壓發(fā)展速度比在同等循環(huán)球應力幅值影響更加迅速，與低應力作用［17］相比，孔壓的階段性發(fā)展更加明顯。從試驗結果也可以看出，qampl=0.3 MPa 與qampl=0.45 MPa 累積孔壓曲線之間差距較大，這可能在循環(huán)荷載作用下飽和尾粉砂存在門檻循環(huán)偏應力比［21］有關，當超過這個閥值時，會加速試樣的破壞，對于這種情況還有待進一步撰文研究。在不同圍壓相同循環(huán)偏應力的作用下，其累積孔壓也符合階段性增長的規(guī)律特點，累積孔壓在各階段的持續(xù)時間幾乎是一致的，且發(fā)生破壞所需的循環(huán)振次也差別不大，但由于初始固結圍壓對試樣的約束能力不同，僅使得累積孔壓穩(wěn)定值存在差異。這說明在高應力條件下，圍壓對試樣的累積孔壓的影響遠遠小于循環(huán)幅值的影響，基于這點，本文僅考慮對σ3為2 MPa 的累積孔壓曲線進行擬合分析。由圖6 可知，在循環(huán)偏應力作用下，試樣均會發(fā)生破壞（試樣發(fā)生破壞的振動次數(shù)均不超過300 次），其破壞的曲線形態(tài)與馬維嘉等［22］的曲線破壞形態(tài)一致，均呈反“L”型破壞，且隨著循環(huán)偏應力幅值的增加，試樣發(fā)生破壞所需振次逐漸減小。對于不同圍壓相同循環(huán)偏應力的作用而言，隨著圍壓的增大，能有效延緩試樣發(fā)生破壞，但這種約束作用遠遠小于循環(huán)偏應力幅值的影響。

圖5 單純循環(huán)偏應力下累積孔壓比-振次關系曲線

圖6 單純循環(huán)偏應力下累積塑性應變-振次關系曲線

3.2 循環(huán)球-偏應力耦合作用對動力特性的影響從以上分析結果可知，球應力的循環(huán)作用不是引起試樣發(fā)生破壞的主要原因，偏應力的循環(huán)作用才是引起試樣發(fā)生破壞的原因。為分析高應力條件下循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力的耦合作用，本組試樣在等壓條件下充分固結，固結完成后按上述試驗方案同時施加一定幅值的循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力。

如圖7 所示，分別將同等循環(huán)幅值的僅受循環(huán)偏應力影響與在循環(huán)球-偏應力耦合影響下的累積孔壓、累積塑性應變曲線進行對比。對比發(fā)現(xiàn)，兩者的累積孔壓、累積塑性應變曲線發(fā)展模式十分類似，僅在發(fā)生破壞所需振次上有明顯的差別。結合3.1 節(jié)內(nèi)容可知，單純循環(huán)球應力作用下的累積孔壓往往需要經(jīng)過上千次的振動才有明顯的累積；可見，循環(huán)球-偏應力作用并不是單純循環(huán)球應力與單純循環(huán)偏應力影響下的簡單疊加，而是存在著某種耦合作用，與單純循環(huán)偏應力相比，這種耦合作用會抑制累積孔壓和累積塑性應變的發(fā)展，這一研究結果與谷川等［10］對飽和軟黏土研究得出的結論一致。究其原因，這是由于球應力會使土體受到各項等值的應力，在微觀層面上，球應力會促使土顆粒間排列的愈加緊密，最終強化土體的強度。隨著循環(huán)幅值的增加，這種抑制作用會明顯提高，循環(huán)幅值為0.30、0.45、0.60、0.75 MPa 時，循環(huán)球-偏應力耦合對孔壓延緩程度分別為17%、54%、58%、64%，可見循環(huán)球-偏應力的耦合作用是通過影響孔壓來間接影響有效應力最終來延緩其變形，其耦合的具體作用機制在第5 節(jié)詳細闡述。但這個過程不會影響到累積塑性應變曲線形態(tài)的變化，其累積塑性應變也大致呈反“L”型增長。

圖7 單純循環(huán)偏應力與循環(huán)球-偏應力耦合作用曲線對比

在相同循環(huán)偏應力不同循環(huán)球應力的情況下，隨著循環(huán)球應力幅值的增大，累積孔壓變化的速度越劇烈，試樣發(fā)生破壞的速度也會隨之加快（見圖8），循環(huán)球應力亦會促進變形的發(fā)展。其累積塑性應變曲線均呈反“L”型增長，與試樣僅受循環(huán)偏應力作用下的應變曲線的發(fā)展模式基本一致。

圖8 不同球應力與相同偏應力幅值曲線關系

4 累積孔壓耦合經(jīng)驗增長模型的建立及驗證

4.1 模型的建立對于砂土的孔隙水壓力發(fā)展規(guī)律而言，大量的學者廣泛應用Seed［23］模型來描述，其表達式為：

式中：σ3為固結圍壓；N 為振次；NL破壞所需要的振次；θ為試驗參數(shù)，其值取決于土的種類和試驗條件。但在高圍壓條件下，Seed 等提出的孔壓模型并不適用。其原因有二，其一：Seed 模型僅適合描述單一發(fā)展階段的累積孔壓增長模型，對于多階段的累積孔壓增長的描述不太理想；其二：利用振次比作為自變量來研究累積孔壓，不能很好的反映累積孔壓曲線間的差別?？讐旱睦鄯e和消散是發(fā)生破壞和強度降低的主要原因，因此建立合理的累積孔壓經(jīng)驗增長模型是研究孔壓發(fā)展規(guī)律的重要手段，本文利用振次N 作為自變量能充分反映在整個循環(huán)過程中的累積孔壓發(fā)展的規(guī)律。對于單純循環(huán)偏應力作用下累積孔壓增長曲線，其規(guī)律符合楊春和等［17］描述尾礦粉土孔壓引入的BiDoseRe?sp 函數(shù)：

式中：u/σ3為孔壓比；N 為振動周次；A1、A2、P、v1、v2、h1、h2為模型參數(shù)，受循環(huán)偏應力幅值的影響。A1、A2為模型孔壓比的值域范圍，本文中可分別取0 和1；h1、h2分別是孔壓快速增長階段和孔壓破壞階段的曲線斜率。由此可知其模型可簡化為式（7）?？衫檬剑?）對2 MPa 固結圍壓下僅受循環(huán)偏應力影響的試樣進行擬合（見圖9）。

圖9 單純循環(huán)偏應力下累積孔壓比擬合關系

各參數(shù)關系見圖10，參數(shù)v1、v2的值隨著循環(huán)偏應力幅值的增加而減少，參數(shù)h1、h2、P 的值隨著循環(huán)偏應力幅值的增加而增加；參數(shù)v1、v2、h1、h2大致呈指數(shù)函數(shù)形式分布，而參數(shù)P 呈線性函數(shù)形式分布，擬合參數(shù)均具有較好的規(guī)律性。根據(jù)上一節(jié)的試驗結果分析可知，在循環(huán)球-循環(huán)偏應力耦合作用下與僅受循環(huán)偏應力影響下的累積孔壓曲線發(fā)展特點一致，因此在耦合作用下累積孔壓增長模型可由式（8）描述：

式中：u/σ3為孔壓比；N 為振動次數(shù)；P、v1、v2、h1、h2為模型參數(shù)，受循環(huán)偏應力幅值的影響；αP、αv1、αv2、αh1、αh2分別為參數(shù)P、v1、v2、h1、h2修正系數(shù)，受循環(huán)球應力幅值的影響。

為確定各修正系數(shù)的關系，可將qampl=0.40 MPa 結合圖10 可分別得參數(shù)v1=32.920、v2=54.258、h1=0.7884、h2=0.0781、P=0.6582，再將得到的各參數(shù)值代入式（8），可得式（9），再利用式（9）對試樣編號為3-7、3-8、3-9、3-10 的累積孔壓進行擬合（見圖11）。各修正系數(shù)關系見圖12，發(fā)現(xiàn)參數(shù)均具有良好的線性關系，擬合度達到0.9 以上。

圖10 各參數(shù)與循環(huán)偏應力幅值關系

圖11 循環(huán)球-偏應力耦合作用下累積孔壓比擬合關系

圖12 各修正系數(shù)與循環(huán)球應力幅值關系

4.2 模型的驗證為驗證建立的高應力條件下累積孔壓耦合模型的合理性，本文擬將試樣編號為3-3、3-4、3-5、3-6 的累積孔壓實測值與模型的預測值進行對比，如圖13 所示。對比發(fā)現(xiàn)，在高應力條件下，模型預測值與累積孔壓的實際測量值較為吻合，可以證明本文提出的在高應力條件下循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力耦合作用的累積孔壓經(jīng)驗增長模型的合理性。但由于篇幅的限制，本文僅討論了在2 MPa 固結圍壓下的累積孔壓模型的合理性，對于高應力條件下，不同初始固結圍壓對模型的適用性另撰文討論。

圖13 模型預測值與實測值的對比

5 循環(huán)球-偏應力耦合機制的討論

5.1 耦合作用下的有效應力路徑試樣的變形是引起累積孔壓增長的主要原因，而累積孔壓的增長會影響到有效應力的變化，因此有必要對有效應力路徑進行分析，而在有效應力路徑中，有效球應力p′為：

式中：p 為瞬時球應力；u 為瞬時孔壓。圖14 為具有代表性的3 組試驗（試樣編號為3-3、3-4、3-5）的有效應力路徑，由圖可知，隨著循環(huán)荷載的耦合作用，有效應力路徑逐漸向p′軸負方向的移動，且隨著循環(huán)振次的增加，有效應力路徑的傾斜角度逐漸增大，并接近垂直，這與王軍等［9］人的研究結果一致。在有效應力路徑循環(huán)過程中，有效應力路徑的兩端曲線比較稠密，中部的曲線稀疏。這是由于在耦合作用下，孔壓在振動初期的消散速度大于累積速度，導致有效應力路徑在循環(huán)開始階段比較稠密。在經(jīng)過一段時間的循環(huán)振動后，一部分由土骨架承擔的摩擦接觸力逐漸轉移到孔隙水壓力上，由于這種轉移速度非常迅速，孔壓在短時間內(nèi)快速增長，使得中段的有效應力路徑較為稀疏。在破壞階段，試樣由土骨架的摩擦接觸力和孔隙水壓力共同抵抗外部荷載作用，使孔壓增長到最大值時試樣才發(fā)生破壞，由于這種作用會持續(xù)一定時間，因此在有效應力路徑后段比較稠密。

圖14 有效應力路徑

5.2 耦合作用下的尾粉砂顆粒破碎分析在循環(huán)荷載作用下，尾粉砂顆粒會發(fā)生不同程度的破碎，分裂成粒徑較小的顆粒，最終導致顆粒級配發(fā)生改變，因此，可通過對比試驗前后的顆粒級配曲線來對顆粒破碎現(xiàn)象進行分析。為保證試驗的可比較性，故分別選取編號為1-3、2-3、3-3、3-4、3-5 試樣試驗后中部位置的尾粉砂進行顆粒級配分析，本文利用Hardin［24］提出的相對破碎率Br來描述顆粒破碎程度，但根據(jù)劉海明等［1］的研究，尾礦材料臨界顆粒破碎直徑應由Hardin 建議的d=0.074mm改為d=0.0015 mm。如圖15 所示，定義Br［25］：

圖15 相對破碎率Br的定義

式中：Bt為破碎量，為試驗前、后顆粒級配曲線與d=0.0015 mm 豎線所圍成的面積；Bp為破碎勢，為試驗前的顆粒級配曲線與d=0.0015 mm 及縱坐標圍成的面積；di0、di為尾粉砂樣循環(huán)剪切前、后的顆粒粒徑，mm；r 為小于某粒徑的尾粉砂樣占總質(zhì)量的百分比，%。

根據(jù)式（11）與圖16 的級配曲線可分別計算出相對破損率Br為4.51%、7.42%、8.65%、11.44%、15.12%。結果表明：無論在何種荷載作用下尾粉砂顆粒均會發(fā)生不同程度的顆粒破碎。在單純循環(huán)球應力作用下顆粒發(fā)生少量破碎，在宏觀上，試樣不發(fā)生明顯的破壞；而在耦合作用下，顆粒破碎的程度大于在同等條件下循環(huán)偏應力引起的顆粒破碎，在宏觀上，使得試樣發(fā)生明顯的破壞。究其原因，粒徑較大的顆粒組成的骨架是承擔循環(huán)荷載的載體，在循環(huán)荷載作用下組成土骨架的大顆粒更容易達到其自身的強度極限，隨即發(fā)生顆粒破碎。在單純循環(huán)球應力作用下，顆粒受到各向等值的荷載作用，使其顆粒不容易發(fā)生破碎；而在耦合作用下，顆粒受到更加復雜的循環(huán)荷載作用，顆粒更容易達到其自身的強度極限，使得顆粒發(fā)生破碎，這種破碎程度亦會隨循環(huán)幅值的增大而增大。

圖16 試驗前、后顆粒級配曲線

5.3 耦合作用下的塑性應變機理分析在耦合作用下引起的尾粉砂軸向瞬時總應變ε′為：

式中：εp、εq分別為循環(huán)球、偏應力引起的瞬時應變；εrep、εirq分別為循環(huán)球應力引起的可恢復彈性應變、不可恢復的塑性應變；εreq、εirq分別為循環(huán)偏應力引起的可恢復彈性應變、不可恢復的塑性應變。在循環(huán)球-偏應力耦合作用下，各分量均會發(fā)生變化。如圖17，εirp、εirq在循環(huán)應力的作用下呈單調(diào)遞增的趨勢；而εrep、εreq隨著循環(huán)應力的周期性變化呈周期性波動變化。

圖17 應變與孔壓關系

孔壓初始階段： εirp+εirq?εrep+εreq，此時主要體現(xiàn)彈性性質(zhì)。從微觀角度上，由于顆粒間復雜的摩擦接觸作用，尾粉砂顆粒間總會存在很多不穩(wěn)定的大孔隙［26］（見圖18（a））。在循環(huán)球應力的作用下，土體受到各項等值的應力，不均勻分布的大孔隙逐漸消失，孔隙水壓力的消散速度較快。此時主要由土顆粒骨架間的摩擦接觸力承擔循環(huán)偏應力的作用。從宏觀層面上，累積孔壓和塑性應變增長緩慢。

孔壓快速增長階段：εirq、εirp應變量開始累積，εrep、εreq引起的波動幅度在不斷的增加。在循環(huán)球應力作用下，部分顆粒發(fā)生偏轉、滑移、少量破碎；而在循環(huán)偏應力的作用下，顆粒破碎的程度加劇，孔隙均勻化，產(chǎn)生的孔壓不能及時消散。從宏觀層面上，導致累積孔壓快速增長。但由于土顆粒骨架仍具有穩(wěn)定性，此時僅發(fā)生較小的塑性應變。

孔壓穩(wěn)定增長階段：εirp、εirq應變量有明顯的累積，且瞬時孔壓隨循環(huán)荷載發(fā)生周期性波動，此時既體現(xiàn)彈性性質(zhì)，又體現(xiàn)塑性性質(zhì)；由于循環(huán)荷載的往復變化，飽和尾粉砂出現(xiàn)兩種不同狀態(tài)（見圖18（b））的交替變化。（1）懸浮狀態(tài)。此時pampl=0、qampl=0，尾粉砂顆粒間相互脫離接觸。（2）接觸狀態(tài)。此時pampl≠0、qampl≠0，尾粉砂顆粒間在循環(huán)荷載的作用下相互緊密接觸，形成了一個可以抵抗外部荷載的土骨架，且在循環(huán)偏應力加載曲線的波峰和波谷處，骨架承擔的外部荷載最大。在循環(huán)球-偏應力耦合作用下，顆粒的懸浮僅僅是暫時狀態(tài)，隨著施加的循環(huán)荷載的繼續(xù)作用，顆粒間又相互靠近接觸，重新形成一個可以抵抗外部荷載作用的骨架；在這個過程中，循環(huán)球應力作用使得顆粒偏轉、滑移程度隨著循環(huán)振次的增加而增加，細顆粒填充至粗顆粒間，顆粒間孔隙進一步均勻化；循環(huán)偏應力的作用使得土骨架的強度降低。從宏觀層面上，導致累積孔壓進一步增長，從而使有效應力進一步降低，最終導致試樣的強度降低。

圖18 尾粉砂顆粒微觀結構

孔壓破壞階段： εirp+εirq?εrep+εreq，瞬時動孔壓達到最大值時，進入破壞階段，此時尾粉砂顆粒相互排列緊密，不均勻分布的孔隙全部消失，在此之后僅經(jīng)過僅僅幾次的循環(huán)荷載作用，試樣隨即發(fā)生不可逆的坍塌式破壞（見圖18（c）），此時試樣完全體現(xiàn)出塑性性質(zhì)，在宏觀層面上，試樣體現(xiàn)呈鼓狀破壞。

總的來說，由于在細?；叨盐驳V壩中堆積著很多處于飽和狀態(tài)且排列疏松的低黏性或無黏性的尾粉砂，在外部地震荷載作用下，極易受到擾動，影響尾礦壩的穩(wěn)定性，最終造成嚴重的工程事故。因此，根據(jù)以上分析結果可知，單靠對尾礦壩的變形監(jiān)測來保證尾礦壩的穩(wěn)定性是遠遠不夠的，應加強對深層尾粉砂的孔壓監(jiān)測來保證尾礦壩的穩(wěn)定性。

6 結論

本文通過一系列的循環(huán)球應力與循環(huán)偏應力動三軸試驗系統(tǒng)的研究了高應力條件下飽和尾粉砂動力耦合作用，得出以下結論：

（1）單純循環(huán)球應力會使累積孔壓在高應力條件下趨近于某一個固定值，這個值的大小與初始固結圍壓和施加的循環(huán)球應力幅值有很大關系。單純循環(huán)偏應力的作用是引起飽和尾粉砂累積孔壓急劇變化和破壞的主要原因，而在循環(huán)球-偏應力耦合作用下，會減緩這個過程的發(fā)展速度。相比于低應力條件，在高應力條件下，孔壓的階段性增長更加明顯，其發(fā)生破壞更具有突然性。

（2）研究了不同條件下的循環(huán)球-偏應力的累積孔壓與累積塑性應變特征曲線，發(fā)現(xiàn)在地震荷載作用下循環(huán)球-偏應力的耦合作用是不容忽視的，其耦合作用會隨著振次的增加而明顯。通過對試驗數(shù)據(jù)的綜合分析，建立了考慮循環(huán)球-偏應力耦合作用下的累積孔壓經(jīng)驗模型，模型驗證結果表明，其能較好的描述高應力條件下飽和尾粉砂的累積孔壓比與振次之間的關系。

（3）通過分析循環(huán)球-偏應力耦合作用下有效應力路徑、顆粒破碎和塑性應變機理解釋了循環(huán)球-偏應力耦合機制，并較好的解釋了在高應力條件下尾粉砂試樣發(fā)生破壞的根本原因。對于一些受直下型地震影響頻繁的地區(qū)，應加強對深層尾粉砂孔壓變化的監(jiān)測。