分級(jí)加卸載作用下凍結(jié)界面黏彈塑性剪切蠕變解耦分析研究

王博通， 張明禮， 王運(yùn)華， 高 檣， 溫 智，周志偉， 馬 巍， 王大雁

（1. 蘭州理工大學(xué) 甘肅省土木工程防災(zāi)減災(zāi)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730050； 2. 新疆馳譽(yù)電力工程咨詢有限公司，新疆 烏魯木齊 830002；3. 中國(guó)科學(xué)院 西北生態(tài)環(huán)境資源研究院 凍土工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，甘肅 蘭州 730000）

0 引言

我國(guó)多年凍土分布面積約占世界多年凍土面積的10%，約占我國(guó)國(guó)土面積的21.5%，是世界第三凍土大國(guó)［1］。隨著“西部大開(kāi)發(fā)”和“一帶一路”的推進(jìn)，凍土區(qū)公共設(shè)施建設(shè)不斷增加，而這一建設(shè)發(fā)展的背后也帶來(lái)了越來(lái)越復(fù)雜的凍土工程問(wèn)題。其中，多年凍土活動(dòng)層經(jīng)歷的周期性凍融過(guò)程將導(dǎo)致房屋、路基等結(jié)構(gòu)產(chǎn)生損壞［2］，實(shí)際工程中通常采用樁基礎(chǔ)來(lái)應(yīng)對(duì)這一凍土區(qū)工程建設(shè)的主要問(wèn)題。樁基礎(chǔ)與凍土界面特殊的凍結(jié)作用使得多年凍土區(qū)樁基礎(chǔ)的承載力得到加強(qiáng)［3］，可將荷載傳遞至凍土深部，降低基礎(chǔ)對(duì)外界環(huán)境變化的敏感性，可以有效防止活動(dòng)層凍融循環(huán)對(duì)基礎(chǔ)承載性能的不良影響［3-4］。因此樁基礎(chǔ)在多年凍土地區(qū)的工程建設(shè)中得到了廣泛的應(yīng)用。

研究表明我國(guó)青藏鐵路有大量樁基礎(chǔ)位于高溫高含冰量?jī)鐾羺^(qū)［5-6］，且凍土區(qū)樁基礎(chǔ)側(cè)摩阻力的發(fā)揮部位多在多年凍土上限下部［3，7］。由于長(zhǎng)期的氣候作用，該部位廣泛分布厚層地下冰［8-9］。樁基工程實(shí)踐表明冰或者富冰凍土中樁基的變形速率對(duì)荷載和溫度極為敏感，長(zhǎng)期荷載作用下的樁-冰/富冰凍土界面剪切流變特性更為顯著［3，6］，因此對(duì)于樁-冰/富冰凍土界面的剪切力學(xué)特性研究十分必要。何菲等［6］利用自研的大型蠕變剪切儀，進(jìn)行凍結(jié)砂土-混凝土接觸界面剪切蠕變?cè)囼?yàn)，獲得了高含冰量下樁-土界面的蠕變特征，并提出考慮含冰量影響的界面剪切蠕變模型。Morgenstern 等［10］結(jié)合工程實(shí)踐，基于多晶冰中穩(wěn)定蠕變階段的公式［11］對(duì)冰和富冰凍土中樁基礎(chǔ)蠕變變形進(jìn)行了推導(dǎo)并提出了預(yù)測(cè)模型，但該模型參數(shù)較多，且對(duì)于少冰和富冰凍土的界限規(guī)劃不清。以上研究對(duì)于冰或富冰凍土中樁基礎(chǔ)凍結(jié)界面剪切蠕變變形特征仍有不足，關(guān)于樁-冰或富冰凍土界面的剪切蠕變?cè)囼?yàn)還需繼續(xù)開(kāi)展。

現(xiàn)有研究通常采用直剪試驗(yàn)及壓柱試驗(yàn)［3，6，12-13］來(lái)探究多年凍土中樁基礎(chǔ)凍結(jié)界面的剪切力學(xué)特性。何鵬飛等［14］通過(guò)凍土-混凝土凍結(jié)界面進(jìn)行直剪試驗(yàn)，研究了凍土-混凝土界面凍結(jié)強(qiáng)度特征與形成機(jī)理；魏國(guó)帥［15］對(duì)細(xì)砂-混凝土進(jìn)行低溫直剪試驗(yàn)，探究了溫度、接觸面冰膜厚度、法向應(yīng)力對(duì)于樁周土冰膜流變特性的影響；石泉彬等［16］通過(guò)壓柱法研究瞬時(shí)荷載作用下凍土與結(jié)構(gòu)接觸面凍結(jié)強(qiáng)度的影響規(guī)律。已有常規(guī)的低溫剪切試驗(yàn)大多在大型低溫冷庫(kù)中進(jìn)行，控溫精度差且剪切試驗(yàn)加載方式單一，未考慮到橋梁、糧倉(cāng)、儲(chǔ)油罐等的間歇受荷作用，不能對(duì)長(zhǎng)期荷載作用下的凍結(jié)界面的剪切蠕變變形進(jìn)行解耦分析。

本文在壓柱試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，通過(guò)將高精度控溫箱與材料試驗(yàn)機(jī)組合，進(jìn)行了鋼管-冰凍結(jié)界面加卸載剪切蠕變?cè)囼?yàn)。試驗(yàn)系統(tǒng)不僅實(shí)現(xiàn)了對(duì)試樣的精準(zhǔn)控溫，還通過(guò)材料試驗(yàn)機(jī)實(shí)現(xiàn)復(fù)雜的加卸載方案。通過(guò)對(duì)加卸載作用下鋼管頂部變形的分段獨(dú)立解耦，獲得鋼管-冰凍結(jié)界面剪切蠕變變形過(guò)程中黏彈塑性變形的具體量值及其在長(zhǎng)期蠕變變形中的貢獻(xiàn)，探究了冰-鋼管界面的剪切變形特征及機(jī)制，為冰和富冰凍土中樁基礎(chǔ)長(zhǎng)期變形的研究提供理論參考。

1 分級(jí)加卸載試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

本試驗(yàn)在具有可控溫恒溫箱的材料試驗(yàn)機(jī)中進(jìn)行，利用高精度恒溫箱對(duì)試樣進(jìn)行單獨(dú)控溫，同時(shí)利用材料試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，可實(shí)現(xiàn)多界面的良好恒溫效果及加載程序精確控制。試驗(yàn)采用的冰-鋼管結(jié)構(gòu)如圖1 所示。通過(guò)對(duì)鋼管頂端的豎向加載，實(shí)現(xiàn)冰-鋼管界面的剪切受力。界面的相對(duì)剪切變形和剪切應(yīng)力分別通過(guò)鋼管頂部的位移，鋼管頂部荷載及鋼管側(cè)面積換算獲得。制備冰-鋼管結(jié)構(gòu)的制樣模具由環(huán)形鋼圈和可拆卸的中心帶孔底板組成。底板上預(yù)先設(shè)置限位裝置可以保證環(huán)形鋼圈的中心與底板孔中心對(duì)齊。環(huán)形鋼圈直徑為24 cm，高度28 cm。鋼管壁厚3 mm，直徑5 cm，高30 cm。底板的圓孔直徑（6 cm）稍大于鋼管直徑，以保證鋼管底部不受力，冰-鋼管界面承擔(dān)全部壓頭作用力。底板下方安裝高2 cm 的墊片，來(lái)確保鋼管在壓頭作用力下產(chǎn)生足夠豎向位移，但鋼管底端始終不受力。由于試驗(yàn)過(guò)程中接觸面壓應(yīng)力沿鋼管分布并不均勻［16］，計(jì)算分析過(guò)程中采用平均剪應(yīng)力代替冰-鋼管界面上的剪應(yīng)力。

1.2 試樣制備

本實(shí)驗(yàn)采用Q235鋼管模擬樁體。冰-鋼管結(jié)構(gòu)的制作過(guò)程如圖2所示，試樣制備時(shí)，將鋼桶和鋼管置于平底塑料盆中，利用直尺測(cè)量鋼管與環(huán)形鋼桶的相對(duì)距離，保證鋼管與環(huán)形鋼圈的相對(duì)位置居中，并采用水準(zhǔn)儀矯正垂直，再利用膠帶進(jìn)行固定，保證在結(jié)構(gòu)轉(zhuǎn)移過(guò)程中相對(duì)位置不變。將調(diào)整好的試樣放置于溫度為-25 ℃的控溫冰箱內(nèi)，并再次進(jìn)行水準(zhǔn)儀垂直檢查。檢查完成后開(kāi)始加水凍結(jié)。為避免管周水凍結(jié)過(guò)程中產(chǎn)生的明顯凍脹改變鋼管的相對(duì)位置，試樣中冰的制作采用分層加水凍結(jié)法［3］。加水時(shí)控制每次加水高度不超過(guò)3 cm，每次凍結(jié)時(shí)間不小于4 h。由于冰的不透水性，第二次加水后水分不會(huì)從鋼桶中外滲。凍結(jié)完成后，為防止冰在恒溫過(guò)程中升華，在試樣上下端采用塑料薄膜進(jìn)行包裹。

圖2 冰-鋼管結(jié)構(gòu)制作過(guò)程及鋼桶內(nèi)的分層凍結(jié)冰樣Fig. 2 The production process of ice-steel tube structure and the layered frozen ice sample in the steel bucket：vertical correction of steel tube （a）， steel tube center correction （b）， layered frozen ice （c）

1.3 加載方案

試驗(yàn)采用力控制方式進(jìn)行分級(jí)加卸載，加卸載速率為100 N·s-1。加載方式見(jiàn)圖3。初始加載值設(shè)置為5 kN，荷載增幅為2 kN。加卸載速率設(shè)置為100 N·s-1。設(shè)置飽載時(shí)間為4 h，空載時(shí)間為2.5 h。其中空載設(shè)置時(shí)設(shè)置穩(wěn)定荷載為20 N，保證壓頭和鋼管頂保持接觸，便于測(cè)量鋼管頂部位移。具體試驗(yàn)操作如下：鋼圈中的冰-鋼管結(jié)構(gòu)凍結(jié)完成之后，用塑料薄膜包裹，根據(jù)底板的卡槽位置將帶有鋼圈的冰-鋼管結(jié)構(gòu)居中安裝在圖1 中所示的空心底板上。然后將冰-鋼管結(jié)構(gòu)及底板整體放置在具有可控溫恒溫箱的材料試驗(yàn)機(jī)中。設(shè)置恒溫箱溫度為所需的試驗(yàn)溫度，恒溫24 h 以上。調(diào)試好加壓裝置，然后在材料試驗(yàn)機(jī)的控制系統(tǒng)中按預(yù)先的加載方案設(shè)置加載程序。溫度恒定之后按照預(yù)設(shè)加載程序進(jìn)行加載，并用材料試驗(yàn)機(jī)的數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)收集試驗(yàn)過(guò)程中鋼管頂端的荷載和位移數(shù)據(jù)。分別進(jìn)行試驗(yàn)溫度為-3 ℃、-5 ℃的凍結(jié)界面加卸載蠕變?cè)囼?yàn)。

圖3 加卸載蠕變?cè)囼?yàn)加載方式Fig. 3 Loading and unloading creep test loading method

2 結(jié)果與分析

2.1 變形解耦分析

圖4是-3 ℃環(huán)境中首級(jí)加卸載作用下凍結(jié)界面相對(duì)剪切變形曲線?？梢钥闯觯趯?duì)鋼管施加首級(jí)荷載后，鋼管頂部產(chǎn)生瞬時(shí)豎向位移（a—b 段）。壓頭作用力增加至首級(jí)荷載并保持穩(wěn)定后，鋼管頂部產(chǎn)生蠕變變形（b—c段）。鋼管頂部依次出現(xiàn)卸載瞬時(shí)彈性回彈（c—d 段），以及與時(shí)間有關(guān)的黏彈性恢復(fù)（d—e 段）。由于鋼管的模量遠(yuǎn)高于冰，對(duì)鋼管頂部施加荷載后假設(shè)鋼管不發(fā)生壓縮變形，鋼管頂部的變形與凍結(jié)界面的剪切相對(duì)變形相等。S為加載過(guò)程中的鋼管頂部變形值。Sp為卸載后的不可逆殘余變形，即剪切作用下冰-鋼管界面的相對(duì)塑性變形，Si為瞬時(shí)變形，Sv為蠕變變形［17］。從圖中可以看出，冰-鋼管界面的總剪切變形可分為四部分，即：瞬彈性變形Sie；瞬塑性變形Sip；黏彈性變形Sve；黏塑性變形Svp。各分段變形間的量值關(guān)系見(jiàn)式（1）。

圖4 -3 ℃首級(jí)加卸載作用下變形曲線Fig. 4 Deformation curve under the first stage loading and unloading at -3 ℃

由式（1）可知，圖4中加載過(guò)程中的瞬時(shí)變形階段a—b 可由卸載過(guò)程中的可逆瞬時(shí)彈性恢復(fù)階段c—d 對(duì)其進(jìn)行解耦，飽載過(guò)程中的蠕變變形階段b—c 可由空載過(guò)程中的可逆黏彈性恢復(fù)階段d—e進(jìn)行解耦。由試驗(yàn)結(jié)果可知，加載至首級(jí)荷載5 kN時(shí)對(duì)應(yīng)的瞬時(shí)變形值Si為1.398 mm，對(duì)應(yīng)瞬時(shí)彈性恢復(fù)變形值Sie為0.401 mm，由此解耦分析得出對(duì)應(yīng)的瞬塑性值Sip為0.997 mm。飽載4 小時(shí)對(duì)應(yīng)的蠕變變形值Sv為0.070 mm，空載過(guò)程中的可逆黏彈性恢復(fù)值Sve為0.010 mm。由圖5（b）可知，2.5 h 后黏彈性恢復(fù)速率衰減至0，黏彈性變形不再發(fā)生，此后的蠕變變形即為黏塑性變形。進(jìn)行解耦分析可知Svp為0.060 mm。

圖5 -3 ℃鋼管-冰結(jié)構(gòu)分級(jí)加卸載下廣義應(yīng)變及其速率時(shí)程曲線Fig. 5 Generalized strain and its rate time history curve of steel tube-ice structure under graded loading and unloading at -3 °C： generalized strain time history curve （a），generalized strain rate time history curve （b）

2.2 變形時(shí)程曲線特征

圖5 為-3 ℃環(huán)境中冰-鋼管界面在加卸載作用下的廣義應(yīng)變及其速率時(shí)程曲線。其中，廣義應(yīng)變?chǔ)?及其速率?的計(jì)算如下：

式中：ΔL表示某時(shí)刻下樁-冰凍結(jié)界面的剪切變形值；L表示樁-冰凍結(jié)界面的接觸長(zhǎng)度；t表示該應(yīng)變對(duì)應(yīng)的時(shí)間。

由圖5 可知，飽載時(shí)的蠕變階段對(duì)應(yīng)的廣義應(yīng)變速率在加載前期速率增加規(guī)律不明顯，第三級(jí)荷載之后呈現(xiàn)明顯的增加規(guī)律。在卸載的瞬間冰-鋼管界面產(chǎn)生快速的瞬時(shí)可逆恢復(fù)變形，其量值隨應(yīng)力水平的提高而加大，這與灰質(zhì)黏土的規(guī)律一致［17］。而在空載時(shí)的可逆黏彈性恢復(fù)階段，各分級(jí)剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)的廣義應(yīng)變速率均呈現(xiàn)出衰減趨勢(shì)。結(jié)合表1 中數(shù)據(jù)及圖5（b）可知，卸載后2.5 h 內(nèi)，黏彈性恢復(fù)速率逐漸趨于0，黏彈性變形值在蠕變變形中總體占比較小，-3 ℃下占比集中于12%～30%?？蛰d階段之后保留的殘余塑性變形隨加卸載的逐級(jí)進(jìn)行，其變形值逐漸增大。

表1 -3 ℃分級(jí)加卸載作用下各階段變形及速率值Table 1 The deformation and rate values of each stage under the action of graded loading and unloading at -3 ℃

在圖5中，分級(jí)應(yīng)力小于250 kPa時(shí)，飽載下的蠕變變形速率未出現(xiàn)明顯升高趨勢(shì)，變形呈衰減特征并最后保持穩(wěn)定速率持續(xù)變形。這是由于冰的成分和微觀結(jié)構(gòu)的差異，導(dǎo)致其蠕變特征較常規(guī)巖土材料更為明顯［3］。試驗(yàn)持續(xù)時(shí)間尺度內(nèi)（小時(shí)），巖土體材料蠕變速率在較小應(yīng)力水平下呈現(xiàn)衰減蠕變特征，且蠕變快速衰減至0，不易發(fā)生持續(xù)的穩(wěn)態(tài)蠕變。而冰是一種明顯的黏塑性材料，冰-鋼管界面在承受剪應(yīng)力時(shí)極易產(chǎn)生流動(dòng)［18］。在較小荷載水平下會(huì)以大于0 的速率產(chǎn)生蠕變變形，且隨著分級(jí)荷載的增加，蠕變速率逐漸變大，其原因是結(jié)構(gòu)中較高的剪應(yīng)力水平將導(dǎo)致冰的流動(dòng)速度加快以及結(jié)構(gòu)缺陷的發(fā)展［19］。當(dāng)冰-鋼管界面剪切應(yīng)力達(dá)到296 kPa 時(shí)，對(duì)應(yīng)的蠕變速率不再穩(wěn)定，呈現(xiàn)加速蠕變趨勢(shì)，此時(shí)冰-鋼管界面已出現(xiàn)破壞，這與土體的蠕變?cè)囼?yàn)結(jié)果相似［17］。當(dāng)分級(jí)剪切應(yīng)力增加到341 kPa并飽載時(shí)，界面剪切變形迅速發(fā)展并超過(guò)4 mm，凍結(jié)界面的承載能力喪失。相關(guān)研究［20-21］表明施加的分級(jí)剪應(yīng)力大于界面的長(zhǎng)期強(qiáng)度極限τ0時(shí)，冰-鋼管界面的蠕變速率在荷載作用下，隨著微裂紋的萌生和擴(kuò)展先衰減并保持短暫穩(wěn)定，直至裂紋合并引起加速蠕變。且在較大界面剪切力作用下，管周冰發(fā)生冰顆粒的融化并破裂［22］，導(dǎo)致冰-鋼管界面力學(xué)特性被弱化，凍結(jié)界面產(chǎn)生顯著變形，結(jié)構(gòu)發(fā)生明顯的塑性破壞。

圖6為分級(jí)剪應(yīng)力下黏彈塑性變形中瞬塑性變形、黏彈性變形、黏塑性變形分量及黏性變形平均速率。各級(jí)剪切應(yīng)力下的黏性變形平均速率S?v計(jì)算如下：

圖6 -3 ℃分級(jí)剪應(yīng)力對(duì)應(yīng)各階段變形值及黏性變形速率Fig. 6 The graded shear stress at -3 ℃ corresponds to the deformation value and viscous deformation rate of each stage：the instantaneous plastic deformation value under each graded shear stress （a）， viscoplastic deformation value under each graded shear stress （b）， viscoelastic deformation value under each graded shear stress （c），the average creep rate under each graded shear stress （d）

式中：為第n分級(jí)下的黏性變形；t(n)為第n分級(jí)下的飽載時(shí)間，此處取4 h。

圖6（a）、（b）是各分級(jí)剪應(yīng)力下瞬塑性變形、黏塑性變形分量。從中可以看出，在初級(jí)加載作用下，瞬塑性變形從0.997 mm 迅速下降到0.002 mm，而后一直在0附近。瞬塑性影響逐漸消失。黏塑性變形在加卸載作用的前期變化不明顯，除首級(jí)荷載外，其變形值均為瞬塑性變形值的8～52 倍，遠(yuǎn)大于瞬塑性變形值。

2.3 變形指標(biāo)變化規(guī)律

2.3.1 廣義剪切模量變化特征

圖7 是-3 ℃、-5 ℃下各級(jí)荷載下廣義剪切模量及其變化幅值。其中廣義剪切模量?的計(jì)算如下：

圖7 -3 ℃、-5 ℃廣義剪切模量值（a）及增加幅度（b）隨荷載水平變化規(guī)律Fig. 7 The variation law of generalized shear modulus value （a） and increase amplitude （b） at -3 ℃ and -5 ℃ with load level

式中：F(n)為第n分級(jí)荷載；H為冰-鋼管界面高度；D為鋼管橫截面周長(zhǎng)。本文中的剪切模量計(jì)算方式與以往學(xué)者［6，19］有所不同，即通過(guò)加卸載作用下解耦分析，在瞬時(shí)加載對(duì)應(yīng)的變形中剔除了瞬塑性變形，只保留彈性變形。

可以看出，剪切模量隨荷載的增加逐漸增大，模量增加幅度呈減小趨勢(shì)。表明在凍結(jié)界面分級(jí)加卸載剪切蠕變過(guò)程中，界面及其接觸帶出現(xiàn)了明顯的強(qiáng)化效應(yīng)。這主要是加載前期應(yīng)力作用下冰-鋼管界面附近冰晶間滑移和壓密作用所致［2］。結(jié)合圖6（a）可以看出，-3 ℃加載前期瞬塑性變形為0.997 mm，此后變形值介于0.001～0.031 mm，遠(yuǎn)小于首級(jí)荷載作用下的瞬塑性變形值。即加載后期壓密作用對(duì)于界面強(qiáng)化的貢獻(xiàn)開(kāi)始減弱，但界面的廣義剪切模量依然小幅增加。結(jié)合其他學(xué)者的研究［3，22］，加載后期界面的強(qiáng)化主要是由于冰晶在加載階段滑移和破裂后，空載階段的重結(jié)晶作用所致。

2.3.2 黏彈性變形分析

為對(duì)比各分級(jí)荷載下的黏彈塑性變形，將各個(gè)不同時(shí)間段的黏彈性變形歸零處理，在時(shí)間區(qū)間0～2.5 h 內(nèi)進(jìn)行對(duì)比分析。圖8 為-3 ℃、-5 ℃下，將各分級(jí)剪應(yīng)力下的黏彈性恢復(fù)階段時(shí)間歸零的時(shí)程曲線。從圖8（c）、（d）中可以看出，黏彈性變形總體隨著飽載時(shí)間的進(jìn)行呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)，變形速率在卸載后2.5 h 內(nèi)快速衰減至0，卸載后界面黏彈性變形恢復(fù)基本完成。隨著分級(jí)剪應(yīng)力的增大，黏彈性變形值亦增加。2.5 h 內(nèi)，-3 ℃各分級(jí)剪應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的黏彈性變形占飽載下蠕變變形的比例依次是14%、30%、27%、12%；-5 ℃各分級(jí)剪應(yīng)力所對(duì)應(yīng)的黏彈性變形占飽載下蠕變變形的比例依次是7%、25%、32%。

圖8 -3 ℃、-5 ℃黏彈性變形及其速率時(shí)程曲線Fig. 8 Viscoelastic deformation at -3 ℃ and -5 ℃ and its rate time history curve： viscoelastic deformation at -3 ℃ （a），viscoelastic deformation at -5 ℃ （b）， viscoelastic deformation rate at -3 ℃ （c）， viscoelastic deformation rate at -5 ℃ （d）

2.3.3 塑性變形分析

圖9 為-3 ℃和-5 ℃條件下，將各分級(jí)剪應(yīng)力下的黏塑性變形階段時(shí)間歸零的時(shí)程曲線。從圖9（a）中可以看出-3 ℃下，在剪應(yīng)力為114 kPa時(shí)，對(duì)應(yīng)的黏塑性發(fā)展速率逐漸減小，塑性變形呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)。隨著剪應(yīng)力的逐步加大，其變化速率逐漸增大，塑性變形過(guò)程逐步趨于加速變形。這是由于在加載初期，冰-鋼管界面沒(méi)有被完全壓實(shí)，在很小的荷載作用下其黏塑性變形較大。隨著飽載時(shí)間的不斷增加，由于冰的剪切流變性與剪應(yīng)力水平顯著相關(guān)，界面產(chǎn)生塑性流變［19］。而-3 ℃下隨著剪應(yīng)力達(dá)到296 kPa，冰-鋼管界面出現(xiàn)損傷，黏塑性發(fā)展呈現(xiàn)出加速變形的趨勢(shì)。-5 ℃下，由于界面凍結(jié)力較高，試驗(yàn)加載并未破壞，從圖9（d）可以看出-5 ℃下冰-鋼管界面黏塑性發(fā)展都呈現(xiàn)衰減趨勢(shì)。

圖9 黏塑性變形及變形速率時(shí)程曲線Fig. 9 Viscoplastic deformation and deformation rate time history curve： viscoplastic deformation at -3 ℃ （a）， viscoplastic deformation at -5 ℃ （b）， viscoplastic deformation rate at -3 ℃ （c）， viscoplastic deformation rate at -5 ℃ （d）

圖10 為-3 ℃、-5 ℃環(huán)境中塑性變形Sp在各分級(jí)荷載下累計(jì)變形S中的占比。結(jié)合圖5 可以看出，在界面破壞前，-3 ℃飽載時(shí)蠕變呈衰減趨勢(shì)，-3 ℃下當(dāng)界面剪應(yīng)力達(dá)到296 kPa 進(jìn)行飽載時(shí)，鋼管-冰界面蠕變變形進(jìn)入加速蠕變，界面出現(xiàn)破壞，此時(shí)塑性變形在總變形中的占比出現(xiàn)陡增，占比達(dá)到71%。剪應(yīng)力為159 kPa 時(shí)，塑性變形在總變形中的占比最低，為69%。由于-5 ℃下界面未被破壞，塑性變形占比總體呈現(xiàn)出減小趨勢(shì)。

結(jié)合圖6（a）、（b）的變化關(guān)系可以看出，塑性變形在前期由瞬塑性變形主導(dǎo)。隨著分級(jí)加卸載過(guò)程的不斷進(jìn)行，由于冰-鋼管界面被壓實(shí)［2］，瞬塑性變形逐漸消除。而黏塑性發(fā)展不僅與時(shí)間有關(guān)，還與荷載的大小有關(guān)系［22］。隨著分級(jí)加卸載的不斷進(jìn)行，塑性變形主要由黏塑性主導(dǎo)。由此可以考慮在實(shí)際工程施工上部結(jié)構(gòu)時(shí)，可先給樁基礎(chǔ)施加預(yù)荷載并飽載一段時(shí)間，不僅可以消除瞬塑性變形的影響，同時(shí)可以增強(qiáng)樁-冰/富冰凍土間剪切剛度，從而提升樁基礎(chǔ)的承載性能。

3 結(jié)論

（1）通過(guò)對(duì)分級(jí)加卸載作用下凍結(jié)界面蠕變變形過(guò)程的分段獨(dú)立解耦，發(fā)現(xiàn)凍結(jié)界面剪切蠕變變形主要由瞬彈性、瞬塑性、黏塑性變形組成，且存在黏彈性變形。在2.5 h 內(nèi)，黏彈性變形恢復(fù)速率基本趨于0，且-3 ℃下黏彈性變形值在蠕變變形中占比較小，總體小于49%，集中于12%～30%，-5 ℃下黏彈性變形值在蠕變變形中占比小于35%。

（2）凍結(jié)界面剪切模量隨界面剪應(yīng)力水平的增加逐漸增大，瞬塑性變形隨荷載的增加迅速減弱，蠕變過(guò)程中結(jié)構(gòu)未破壞以前界面存在明顯的強(qiáng)化效應(yīng)。

（3）凍結(jié)界面剪切蠕變特征隨荷載級(jí)別的增加由衰減向非衰減過(guò)渡。即黏彈性變形和低剪應(yīng)力水平下黏塑性變形表現(xiàn)為衰減性蠕變，而高應(yīng)力水平下黏塑性表現(xiàn)為非衰減性蠕變，且變形速率隨剪應(yīng)力水平增加顯著提升。

（4）分級(jí)加卸載作用下，凍結(jié)界面塑性變形在總變形的占比中存在一個(gè)最小比例。在凍土區(qū)構(gòu)筑物建設(shè)中，可在上部結(jié)構(gòu)施工時(shí)先施加預(yù)應(yīng)力以消除瞬塑性變形，提高凍結(jié)界面剪切模量，強(qiáng)化富冰凍土及厚層地下冰中樁基礎(chǔ)的承載性能。