考慮先期卸荷靜偏應(yīng)力的花崗巖殘積土動(dòng)力特性研究

舒榮軍，孔令偉，黎澄生，劉炳恒，簡(jiǎn) 濤

(1.中國(guó)科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所 巖土力學(xué)與工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，武漢 430071；2.中國(guó)科學(xué)院大學(xué) 工程科學(xué)學(xué)院，北京 100049；3.汕頭大學(xué) 土木與環(huán)境工程系，廣東 汕頭 515063)

殘積土是母巖經(jīng)物理、化學(xué)風(fēng)化作用后殘留在原地的碎散物質(zhì)[1]?；◢弾r殘積土在我國(guó)華南地區(qū)廣泛分(布，是該地區(qū)工程建設(shè)的主要載體之一[2]。其物理力學(xué)特性受原巖性狀、氣候條件和地形地貌等多重因素影響，呈現(xiàn)出明顯的地區(qū)差異[3-4]。就顆粒組成而言，花崗巖殘積土中礫、砂、粉和黏粒兼具，根據(jù)各粒組相對(duì)含量的不同，其土質(zhì)類別跨越黏性土和砂性土[5]。迄今已達(dá)成普遍共識(shí)，花崗巖殘積土具有結(jié)構(gòu)易受擾動(dòng)、遇水軟化、易崩解等不良工程特性[6]，是一種典型的區(qū)域性特殊土[7]。

在巖土工程建設(shè)和運(yùn)營(yíng)期間，相關(guān)土體均不可避免地受到動(dòng)力荷載的作用，花崗巖殘積土亦不例外，深入研究其在循環(huán)荷載作用下的動(dòng)力特性十分必要。通過(guò)動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)，李志勇等[8]對(duì)花崗巖殘積土的路用動(dòng)態(tài)性能進(jìn)行了研究；尹松等[9]對(duì)作為路基填料的壓實(shí)花崗巖殘積土在交通荷載作用下的變形特性開(kāi)展了試驗(yàn)研究，分析了含水率、圍壓和動(dòng)應(yīng)力幅值對(duì)累積變形和動(dòng)彈性模量的影響；王權(quán)民等[10]測(cè)定了廈門某花崗巖殘積土的液化曲線，與廈門某中粗砂對(duì)比后發(fā)現(xiàn)其具有較優(yōu)的抗液化性能，并將之歸因于殘積土中包含的黏粒；Wang等[11]開(kāi)展了不同固結(jié)圍壓、初始靜偏應(yīng)力和動(dòng)應(yīng)力幅值組合條件下福建花崗巖殘積土的動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)，分析各應(yīng)力變量對(duì)土體動(dòng)變形特性的影響，建立了綜合考慮上述應(yīng)力變量的累積塑性應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ汀Ｉ鲜鲅芯慷嗝嫦蛱罘焦こ?，試?yàn)中多采用非飽和重塑試樣。近年來(lái)，針對(duì)殘積土地層地鐵隧道盾構(gòu)施工過(guò)程中孤石的爆破處理等工況，考慮沖擊荷載作用的原狀花崗巖殘積土力學(xué)響應(yīng)與損傷機(jī)制研究也時(shí)有文獻(xiàn)[5,12,13]報(bào)道。

另一方面，土體在經(jīng)受循環(huán)荷載作用之前常已承受一定的先期靜偏應(yīng)力。針對(duì)這一事實(shí)，不少學(xué)者對(duì)先期靜偏應(yīng)力影響下土體的動(dòng)力性質(zhì)開(kāi)展了研究，研究對(duì)象涵蓋了砂土[14-16]、(軟)黏土[17-20]、殘積土、泥炭土[21]等。此類研究對(duì)土體在復(fù)雜靜、動(dòng)應(yīng)力組合條件下的動(dòng)力性質(zhì)取得了較為深入的認(rèn)識(shí)，初步查明了初始靜偏應(yīng)力對(duì)土體動(dòng)力響應(yīng)特性的影響形式與程度。需要指出的是，這些研究中靜偏應(yīng)力的施加大多通過(guò)增大軸向應(yīng)力σ1、維持圍壓σ3恒定來(lái)實(shí)現(xiàn)，也有部分研究沿著等p應(yīng)力路徑施加靜偏應(yīng)力。實(shí)際工程靜偏應(yīng)力的施加過(guò)程可能并非都如此。如圖1所示，基坑開(kāi)挖過(guò)程中，由于受到卸荷作用，坑側(cè)土體中將產(chǎn)生一定的靜偏應(yīng)力，學(xué)術(shù)界常常用軸向應(yīng)力σ1恒定而圍壓σ3減小的三軸試驗(yàn)?zāi)M這一過(guò)程[22]。而后，受周邊環(huán)境中地鐵列車振動(dòng)、地面交通荷載等的影響，坑側(cè)土體中又會(huì)產(chǎn)生周期性變化的附加動(dòng)應(yīng)力。上述工況在經(jīng)濟(jì)發(fā)達(dá)，土地資源稀缺，各類建設(shè)工程交織密布的大城市屢見(jiàn)不鮮，針對(duì)該類工況開(kāi)展試驗(yàn)研究十分必要，但迄今對(duì)土體在先期卸荷條件下的動(dòng)力特性鮮有報(bào)道。

圖1 土體經(jīng)歷先期卸荷過(guò)程和后期循環(huán)荷載作用Fig.1 Preceding unloading and subsequent cyclic loading experienced by soil elements

基于上述事實(shí)，本文針對(duì)深圳地區(qū)花崗巖殘積土原狀樣，考慮先期卸荷作用引起的靜偏應(yīng)力，開(kāi)展了不同卸荷程度和不同動(dòng)應(yīng)力幅值的動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)，旨在探索先期卸荷條件下花崗巖殘積土的動(dòng)力特性，深入認(rèn)識(shí)卸荷程度對(duì)花崗巖殘積土累積變形特性和動(dòng)強(qiáng)度性質(zhì)的影響，以期為相關(guān)工況下的巖土工程設(shè)計(jì)與施工提供參考。

1 土樣性質(zhì)與試驗(yàn)方案

1.1 土樣的基本性質(zhì)

研究所用土樣取自廣東省深圳市后海地鐵站附近某基坑，取樣深度為11.5～12 m。為獲得高質(zhì)量的原狀土樣，采用人工開(kāi)槽法挖取尺寸為30×30×30 cm的塊狀土樣。土樣的顆粒級(jí)配曲線如圖2所示。土中的礫粒(粒徑d>2 mm)、砂粒(2 mm>d>0.075 mm)、粉粒(0.075 mm>d>0.005 mm)和黏粒(d<0.005 mm)含量分別為3.3%、48.0%、15.7%和33.0%，根據(jù)GB/T 50145—2007 《土的工程分類標(biāo)準(zhǔn)》可將其歸為黏土質(zhì)砂(SC)。XRD礦物組成分析結(jié)果(見(jiàn)表1)表明，該土樣主要由石英和高嶺石組成，此外還含有少量伊利石。表2給出了土樣的基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)。受該場(chǎng)地較高地下水位(-4.4 m)的影響，土樣天然飽和度較高，為98.1%。這一點(diǎn)不同于國(guó)外熱帶地區(qū)普遍以非飽和狀態(tài)存在的花崗巖殘積土[23-24]，亦是本文采用飽和試樣開(kāi)展動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)的原因。

表1 花崗巖殘積土的礦物組成Tab.1 Mineral composition of the granite residual soil

表2 花崗巖殘積土基本物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Tab.2 Index properties of the granite residual soil studied

圖2 土樣的顆粒級(jí)配曲線Fig.2 Grading curve of the soil

1.2 試驗(yàn)方案與方法

本次試驗(yàn)采用英國(guó)GDS公司生產(chǎn)的DYNTTS型動(dòng)態(tài)三軸測(cè)試系統(tǒng)進(jìn)行。該系統(tǒng)由伺服電機(jī)控制，可實(shí)現(xiàn)最大頻率為10 Hz的動(dòng)態(tài)軸向加載，支持包括正弦波、半正弦波、三角波和方波在內(nèi)的多種加載波形；此外，還配備了頻率高達(dá)10 kHz的數(shù)據(jù)采集和傳輸模塊，完全滿足試驗(yàn)需要。

為便于表述，首先給出平均應(yīng)力p、偏應(yīng)力q以及應(yīng)力增量比η的定義：

p=(σ1+σ3)/3

(1)

q=σ1-σ3

(2)

η=Δq/Δp

(3)

考慮先期卸荷作用影響的動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)步驟如下：首先，由塊狀土樣小心切削出直徑為50 mm、高度為100 mm的圓柱試樣；采用真空抽氣法初步飽和后安裝到試驗(yàn)儀器上。隨后，逐步施加200 kPa的反壓以使試樣的孔隙水壓力系數(shù)B>0.95。為盡可能模擬原位應(yīng)力狀態(tài)，沿K0線對(duì)試樣進(jìn)行偏壓固結(jié)；K0值由著名的Jaky公式[25]計(jì)算得到：K0=1-sinφ′=0.53。固結(jié)完成后，維持軸向應(yīng)力σ1恒定，通過(guò)減小圍壓σ3施加先期卸荷靜偏應(yīng)力。為定量表述試樣的卸荷程度，引入卸荷度Du這一概念，其定義為：

Du=(qs-qc)/(qf-qc)

(4)

式中：qc、qs和qf分別為K0固結(jié)后偏應(yīng)力、卸荷后偏應(yīng)力和破壞偏應(yīng)力(由σ1恒定、σ3減小的靜態(tài)三軸試驗(yàn)得到；對(duì)應(yīng)于本次動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)采用的固結(jié)應(yīng)力，qf為150.8 kPa)，如圖3所示。固結(jié)和卸荷過(guò)程均采用應(yīng)力控制，應(yīng)力速率均為dq/dt=8 kPa/h；固結(jié)和卸荷穩(wěn)定的標(biāo)準(zhǔn)均為反壓排水速率小于60 mm3/h。而后，按照設(shè)定的參數(shù)進(jìn)行動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)，試驗(yàn)方案如表3所示。采用正弦波形式的循環(huán)荷載，頻率為1 Hz；動(dòng)態(tài)加載時(shí)，不允許試樣排水，并測(cè)記動(dòng)孔隙水壓力。當(dāng)循環(huán)周次N達(dá)到10 000或軸向累積塑性應(yīng)變?chǔ)臿p達(dá)到20%，結(jié)束試驗(yàn)。試驗(yàn)全過(guò)程的應(yīng)力路徑可在p-q空間中表達(dá)，亦可以給出σ1及σ3的時(shí)程曲線圖，分別如圖3和圖4所示。

表3 動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)方案Tab.3 Dynamic triaxial test program

圖3 試樣應(yīng)力路徑Fig.3 Schematic of the stress path experienced by soil specimen

圖4 試驗(yàn)過(guò)程應(yīng)力時(shí)程曲線Fig.4 Schematic of the variation of stresses with time

2 先期卸荷靜偏應(yīng)力下土體累積變形特性

2.1 累積塑性應(yīng)變發(fā)展規(guī)律

圖5給出了不同卸荷程度下花崗巖殘積土軸向累積塑性應(yīng)變?chǔ)臿p隨循環(huán)周次N的發(fā)展規(guī)律。顯然，對(duì)于各卸荷程度，動(dòng)應(yīng)力幅值σd越大，軸向累積塑性應(yīng)變水平越高。σd低于某定值時(shí)，隨著循環(huán)周次的增加，變形增長(zhǎng)速率逐漸衰減，εap最終趨于穩(wěn)定，稱此類εap-N曲線為“穩(wěn)定型”[20-26]；當(dāng)σd超過(guò)該定值時(shí)，循環(huán)加載一定周次后，軸向塑性變形加速發(fā)展，εap-N曲線陡然上升，試樣最終發(fā)生破壞，這時(shí)εap-N曲線為“破壞型”；土體動(dòng)變形開(kāi)始轉(zhuǎn)變?yōu)椤捌茐男汀钡膭?dòng)應(yīng)力幅值稱作臨界動(dòng)應(yīng)力幅值σdc，σdc與土體性質(zhì)和應(yīng)力條件等因素有關(guān)。

(a) Du=0

為分析卸荷程度對(duì)土體累積變形特性的影響，考察不同卸荷度Du下N=10 000時(shí)土體的軸向累積塑性應(yīng)變，如圖6所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，相同動(dòng)應(yīng)力幅值下，卸荷程度越高，N=10 000時(shí)土體的εap越大。以σd=30 kPa為例，Du=0、0.2、0.4和0.6時(shí)，N=10 000時(shí)土體的εap分別為1.08%、1.84%、2.68%和6.35%。由此可見(jiàn)，先期卸荷作用削弱了花崗巖殘積土抵抗動(dòng)變形的能力。造成這一結(jié)果的兩種可能的機(jī)制是：首先，由于卸荷路徑中平均應(yīng)力減小，土樣受到的周圍限制作用減弱，利于變形的發(fā)展；其次，卸荷過(guò)程中，Du為0.2、0.4和0.6的試樣的平均剪應(yīng)變分別為0.07%、0.25%和0.67%，而平均體應(yīng)變分別為-0.01%、-0.04%和-0.10%(膨脹)，這表明試樣主要產(chǎn)生剪切變形而體積變化不明顯。不同于臧濛等的研究[20]中土體同時(shí)受剪切致密和剪切致結(jié)構(gòu)損傷兩種效應(yīng)相反的作用，本研究中先期卸荷靜偏應(yīng)力主要使花崗巖殘積土產(chǎn)生初始結(jié)構(gòu)損傷，從而助長(zhǎng)了后期動(dòng)荷載下土體的變形。觀察圖5可以發(fā)現(xiàn)，先期卸荷作用使土體抵抗動(dòng)變形的能力惡化的另一表現(xiàn)是：εap-N曲線由“穩(wěn)定型”向“破壞型”過(guò)渡的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值σdc隨卸荷程度的增大而減小，即卸荷程度越高，土體發(fā)生失穩(wěn)型變形直至破壞所需的動(dòng)應(yīng)力幅值越小。

圖6 N=10 000時(shí)的軸向累積塑性應(yīng)變與卸荷度的關(guān)系Fig.6 Relationship between the accumulated axial plastic strain at N=10 000 and degree of unloading

對(duì)于一定循環(huán)周次后εap趨于穩(wěn)定的試樣，張勇等提出了形如式(5)的三參數(shù)擬合模型描述其累積塑性應(yīng)變發(fā)展規(guī)律。

(5)

式中,a，b，c為與土性和應(yīng)力條件相關(guān)的擬合參數(shù)，a/c的物理意義是εap的極限值。采用該模型對(duì)“穩(wěn)定型”的εap-N關(guān)系曲線進(jìn)行擬合，擬合結(jié)果如圖5所示，擬合參數(shù)見(jiàn)表4?？梢钥匆?jiàn)，擬合效果較優(yōu)，R2均在0.999以上，說(shuō)明該模型適宜用于描述穩(wěn)定情形下花崗巖殘積土累積塑性應(yīng)變發(fā)展規(guī)律。

表4 累積塑性應(yīng)變模型擬合參數(shù)Tab.4 Fitting parameters of prediction model for accumulated axial plastic strain

圖7給出了不同卸荷度下土體軸向累積塑性應(yīng)變極限值a/c隨動(dòng)應(yīng)力幅值的變化曲線。顯然，卸荷度一定時(shí)，a/c隨動(dòng)應(yīng)力幅值非線性增長(zhǎng)，動(dòng)應(yīng)力幅值越大，增長(zhǎng)速度越快，反映了土體變形累積模式加速“滑向”“破壞型”。同一動(dòng)應(yīng)力幅值下，隨著卸荷度的增大，a/c的增長(zhǎng)亦是非線性的：卸荷度較低時(shí)，a/c增長(zhǎng)較緩慢；然而當(dāng)土體卸荷至一定水平時(shí)，a/c迅速增大。以σd=30 kPa為例，Du為0、0.2、0.4和0.6時(shí)a/c分別為1.39%、2.33%、3.25%和6.82%。容易發(fā)現(xiàn)，Du小于0.4時(shí)a/c增長(zhǎng)相對(duì)緩慢，而Du由0.4增至0.6時(shí)a/c出現(xiàn)一個(gè)躍升。因此，對(duì)于后期受動(dòng)力荷載影響的土體開(kāi)挖工程，應(yīng)在設(shè)計(jì)與施工階段采取合理手段，避免出現(xiàn)過(guò)高程度的卸荷，致使土體產(chǎn)生過(guò)大的后續(xù)動(dòng)變形。

圖7 軸向累積塑性應(yīng)變極限值與動(dòng)應(yīng)力幅值的關(guān)系Fig.7 Relationship between the limit of accumulated axial plastic strain and amplitude of cyclic stress

2.2 臨界動(dòng)應(yīng)力幅值與卸荷度關(guān)聯(lián)性

圖8展示的是擬合參數(shù)c與動(dòng)應(yīng)力幅值的關(guān)系?？梢钥闯觯琧值隨動(dòng)應(yīng)力幅值的增大而減小，兩者之間的線性關(guān)系良好，可用直線加以擬合；此外，卸荷程度越大，擬合線位置越低、橫軸截距也越小?？紤]到c=0時(shí)，式(5)退化為Monismith等[27]提出的冪律模型

εap=aNb

(6)

此時(shí)軸向累積塑性應(yīng)變不會(huì)收斂，故對(duì)于“穩(wěn)定型”的εap-N關(guān)系曲線，c應(yīng)大于0。結(jié)合圖8中c值的變化規(guī)律，可以認(rèn)為擬合線的橫軸截距(即c=0時(shí)的動(dòng)應(yīng)力幅值)代表了臨界動(dòng)應(yīng)力幅值。依照此方法獲得Du為0、0.2、0.4和0.6時(shí)的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值分別為97.9、85.8、68.6和47.6 kPa，確與圖5直接反映的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值的大致范圍相吻合。以未經(jīng)歷先期卸荷作用時(shí)(Du=0)土體的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值為基準(zhǔn)，Du為0.2、0.4和0.6時(shí)，臨界動(dòng)應(yīng)力幅值分別減小12.4%、29.9%和51.4%。

圖8 擬合參數(shù)c與動(dòng)應(yīng)力幅值的關(guān)系Fig.8 Relationship between fitting parameter c and amplitude of cyclic stress

根據(jù)卸荷度的定義(式(4))，當(dāng)Du趨近于1時(shí)，qs趨近于qf，表示土體在先期卸荷階段就已接近發(fā)生破壞。從理論上看，此時(shí)只需再施加幅值極小的動(dòng)荷載，動(dòng)變形就會(huì)迅速累積，直至土體失穩(wěn)破壞。換句話說(shuō)，Du趨近于1時(shí)，臨界動(dòng)應(yīng)力幅值應(yīng)趨近于0，這可以視作卸荷度的固有特征，是由其定義決定的。結(jié)合圖9中臨界動(dòng)應(yīng)力幅值的變化趨勢(shì)(隨卸荷度的增大加速減小)，嘗試采用式(7)擬合σdc-Du曲線。

圖9 臨界動(dòng)應(yīng)力幅值與卸荷度的關(guān)系Fig.9 Relationship between critical amplitude of cyclic stress and degree of unloading

(7)

式中,c、d為擬合參數(shù)。擬合結(jié)果見(jiàn)式(8)，R2=0.996 7。

(8)

3 先期卸荷靜偏應(yīng)力下土體動(dòng)強(qiáng)度曲線及其歸一化

循環(huán)荷載作用下土體的動(dòng)強(qiáng)度通常定義為在一定循環(huán)周次下達(dá)到某一破壞標(biāo)準(zhǔn)所需的動(dòng)應(yīng)力幅值[28]，因此，動(dòng)強(qiáng)度的具體數(shù)值直接取決于破壞標(biāo)準(zhǔn)。根據(jù)規(guī)范[29]，以軸向累積塑性應(yīng)變達(dá)到3%為破壞標(biāo)準(zhǔn)，得到花崗巖殘積土的動(dòng)強(qiáng)度曲線，如圖10所示。顯然，土體的動(dòng)強(qiáng)度隨循環(huán)周次的增大而減小，且低周破壞時(shí)動(dòng)強(qiáng)度衰減更為迅速。可采用式(9)擬合動(dòng)強(qiáng)度曲線，擬合參數(shù)見(jiàn)表5。

表5 動(dòng)強(qiáng)度曲線擬合參數(shù)表Tab.5 Fitting parameters of dynamic strength prediction model

圖10 花崗巖殘積土的動(dòng)強(qiáng)度曲線Fig.10 Dynamic strength curves of the granite residual soil

σd=A(lgNf)B

(9)

式中，A和B為擬合參數(shù)，lgNf表示破壞振次的常用對(duì)數(shù)。

由圖10可知，相同循環(huán)周次下，花崗巖殘積土的動(dòng)強(qiáng)度隨卸荷度的增大而減小。另一方面，動(dòng)強(qiáng)度亦可以理解為給定的動(dòng)應(yīng)力幅值下，土體發(fā)生破壞前能夠承受的循環(huán)荷載作用次數(shù)。據(jù)此而言，相同動(dòng)應(yīng)力幅值下，花崗巖殘積土經(jīng)歷的先期卸荷程度越高，發(fā)生動(dòng)力破壞前能夠承受的循環(huán)荷載作用次數(shù)越少，換言之，先期卸荷作用加速了土體的動(dòng)力破壞。

先期卸荷作用的引入使得花崗巖殘積土的動(dòng)強(qiáng)度特性復(fù)雜化。為便于動(dòng)強(qiáng)度公式的應(yīng)用，可針對(duì)先期卸荷程度的影響將動(dòng)強(qiáng)度曲線歸一化。常見(jiàn)的動(dòng)強(qiáng)度歸一化因子有圍壓和靜強(qiáng)度[30-31]等，但它們?cè)诳紤]先期卸荷程度的影響時(shí)無(wú)能為力，這顯然是由于它們與卸荷程度彼此獨(dú)立無(wú)關(guān)。2.1節(jié)已述及，先期卸荷作用對(duì)臨界動(dòng)應(yīng)力幅值具有重要影響，后者的變化趨勢(shì)直接反映了前者對(duì)土體動(dòng)變形抵抗能力的弱化。另一方面，對(duì)于本文采用的基于累積塑性變形的動(dòng)力破壞標(biāo)準(zhǔn)，土體破壞的本質(zhì)乃是變形過(guò)大(超過(guò)允許值)。由此看來(lái)，先期卸荷乃是通過(guò)影響土體的動(dòng)變形性質(zhì)發(fā)揮其對(duì)花崗巖殘積土動(dòng)強(qiáng)度的劣化作用。綜上所述，可以說(shuō)，隨著卸荷程度的增大，土體動(dòng)強(qiáng)度衰減和臨界動(dòng)應(yīng)力幅值降低的背后具有一致的力學(xué)機(jī)制。因而，臨界動(dòng)應(yīng)力幅值理應(yīng)是一種較為合適的動(dòng)強(qiáng)度歸一化因子。將試樣的動(dòng)強(qiáng)度除以對(duì)應(yīng)卸荷程度下的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值，得到如圖11所示的花崗巖殘積土的歸一化動(dòng)強(qiáng)度曲線，并采用式(10)加以擬合。

圖11 花崗巖殘積土的歸一化動(dòng)強(qiáng)度曲線Fig.11 Normalized dynamic strength curve of the soil

(10)

式中，σdc為臨界動(dòng)應(yīng)力幅值，C、D為擬合參數(shù)。擬合結(jié)果見(jiàn)式(11)，R2=0.958 3，表明歸一化效果良好。

(11)

將式(8)代入式(11)，得到能夠考慮先期卸荷程度影響的花崗巖殘積土動(dòng)強(qiáng)度表達(dá)式

(12)

4 結(jié) 論

本文通過(guò)開(kāi)展先期卸荷條件下原狀花崗巖殘積土的動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)，分析動(dòng)應(yīng)力幅值和卸荷度對(duì)土體累積變形特性和動(dòng)強(qiáng)度性質(zhì)的影響，得到的主要結(jié)論如下：

(1)隨著動(dòng)應(yīng)力幅值的增大，軸向塑性變形累積模式加速向“破壞型”發(fā)展；先期卸荷作用劣化了花崗巖殘積土抵抗動(dòng)變形的能力，其對(duì)土體動(dòng)變形的助長(zhǎng)效應(yīng)是單調(diào)且非線性的，直接表現(xiàn)為軸向累積塑性應(yīng)變極限值隨卸荷度的增大加速增長(zhǎng)。

(2)花崗巖殘積土的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值隨卸荷度的增大加速降低。在試驗(yàn)采用的固結(jié)應(yīng)力條件下，以未經(jīng)歷先期卸荷作用時(shí)(Du=0)土體的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值為基準(zhǔn)，Du為0.2、0.4和0.6時(shí)，臨界動(dòng)應(yīng)力幅值分別減小12.4%、29.9%和51.4%。結(jié)合卸荷度的固有特征提出了σdc-Du曲線的擬合公式，擬合效果較好。

(3)先期卸荷作用加速了花崗巖殘積土的動(dòng)力破壞；相同循環(huán)周次下，花崗巖殘積土的動(dòng)強(qiáng)度隨卸荷度的增大而減??；對(duì)應(yīng)卸荷程度下花崗巖殘積土的臨界動(dòng)應(yīng)力幅值對(duì)其動(dòng)強(qiáng)度具有良好的歸一化效果，據(jù)此建立了可考慮先期卸荷程度影響的花崗巖殘積土動(dòng)強(qiáng)度表達(dá)式，并給出了擬合參數(shù)。

值得強(qiáng)調(diào)的是，工程實(shí)踐中土體先經(jīng)歷卸荷過(guò)程再承受循環(huán)荷載作用的工況屢見(jiàn)不鮮，此時(shí)除需滿足卸荷階段本身的靜態(tài)變形及強(qiáng)度要求，還應(yīng)重視卸荷作用對(duì)后續(xù)循環(huán)荷載下土體動(dòng)態(tài)變形與強(qiáng)度的影響。