随着经济的发展，沿海地区交通建设速度越来越快，随处可见的高速公路、城市主干道、机场跑道等大都建在深厚软黏土层上。软黏土一般具有结构性、高含水率、高压缩性等特点，受到动力扰动其絮状结构极易破坏，导致地基承载力降低，甚至出现流动状态，为保证建筑物的安全及稳定性，研究结构性软黏土的动力特性十分重要^[1-6]。

目前，单独考虑初始静偏应力和结构性影响的软黏土动力特性研究已取得一定的成果。考虑初始静偏应力作用软黏土动力特性的研究成果主要有：温日琨等^[7]研究了交通荷载引起的静偏应力对饱和软黏土的的变形影响，得出静偏应力越大，土体变形越快，同条件下达到转折应变时所需破坏振次越小的结论；王常晶等^[8]研究了交通荷载引起的静偏应力对饱和软黏土不排水循环性状影响，得出交通荷载引起的动应力作用下，饱和软黏土更易破坏的结论；钟辉虹等^[9]通过室内试验和现场试验，得出在列车荷载作用下，土体动强度随饱和度增加而增大；赵俊明等^[10]结合连盐高速低路基，研究交通荷载作用下饱和软黏土的动力特性，其结果为饱和软基上设计和施工路基提供有益参考。考虑结构性影响软黏土动力特性的研究成果主要有：雷华阳等^[11-12]对结构性黏土的动力特性进行了研究；陈云敏等^[13]研究了应力水平对结构性软黏土静力和动力变形特性影响；张茹等^[14]研究了振动频率对饱和软黏土动力特性的影响；陈颖平等^[15]通过原状土和重塑土的动力试验，探讨了结构性软黏土在循环荷载下的动应变破坏标准；姜岩^[16]通过不同应力路径下的动三轴试验^[17]，分析了结构性土体在交通荷载作用下动力特性的微观机理。

以上研究结果表明，单独考虑初始静偏应力或结构性影响的软黏土动力特性研究均有涉及，但同时考虑两者影响的研究相对较少，因此开展此方面工作具有重要的理论与现实意义。在前人研究的基础上，文中以天津滨海新区结构性海积软土为研究对象，基于不同初始静偏应力，探讨其动力变形特征，为结构性软黏土在相似工程环境下设计施工提供参考。

试验土样取天津滨海新区结构性海积软土，其基本物理力学性质指标如表 1所示。由于软土地基受到不同波形的循环荷载作用，包括有地震、交通荷载等，多等效为正弦波或半正弦波；沿海工程项目地基多会有波浪荷载等，可等效为方波，因此分别选择正弦波和方波来模拟海积软土的循环加载方式^[18]。试验仪器采用GCTS动静扭剪仪，应力控制加载模式，由伺服系统生成正弦波和方波两种波形，对试样进行排水等向固结的同时施加初始静偏应力，固结围压100 kPa，固结完成后，施加循环荷载，围压保持不变。静偏应力大小选择应尽量以不破坏土体初始结构为准，即其一般应小于原状土三轴压缩屈服应力。由于文中主要研究初始静偏应力与结构性对土体动力特性的影响，因此选取动应力幅值时主要考虑其与结构屈服应力的关系，即选择动应力幅值小于固结后屈服应力，大于固结后屈服应力和近似等于固结后屈服应力3组应力幅值进行对比分析研究，具体试验方案如表 2所示。

试验得到的不同初始静偏应力作用下结构性软黏土动应力应变、动力塑形累积应变、孔压特性、屈服应变特性和动强度特性成果如下。

限于篇幅，典型动应力应变关系曲线如图 1~图 5所示，图中仅取代表性回滞圈，为便于观察回滞圈特性，其累积塑性应变不为实际值，取人为规定间距1%。

图 1 静偏应力0 kPa应力幅值30 kPa下应力应变关系 Fig. 1 Stress-strain relations with 0 kPa static deviatoric stress and 30 kPa stress amplitude

图 2 静偏应力10 kPa应力幅值30 kPa下应力应变关系 Fig. 2 Stress-strain relations with 10 kPa static deviatoric stress and 30 kPa stress amplitude

图 3 静偏应力10 kPa应力幅值60 kPa下应力应变关系 Fig. 3 Stress-strain relations with 10 kPa static deviatoric stress and 60 kPa stress amplitude

图 4 静偏应力20 kPa应力幅值30 kPa下应力应变关系 Fig. 4 Stress-strain relations with 20 kPa static deviatoric stress and 30 kPa stress amplitude

图 5 静偏应力20 kPa应力幅值60 kPa下应力应变关系 Fig. 5 Stress-strain relations with 20 kPa static deviatoric stress and 60 kPa stress amplitude

由图 1~图 5可知，随着初始静偏应力(小于原状土三轴压缩屈服应力)的增加，回滞圈越来越“瘦”。相同静偏应力作用下，随动应力幅值提高，回滞圈变“胖”，即不可逆变形增大，土体应变软化增加，且方波值较正弦波大。当静偏应力(10 kPa)小于土体初始屈服应力，动应力幅值(30 kPa)小于固结后屈服应力时，两种波形下曲线形状相近，即长轴斜率变化不大，基本呈90°；随静偏应力(20 kPa)及动应力幅值(60 kPa)增大，超过对应的屈服应力时，方波长轴斜率大于正弦波值，即方波软化程度高，土体在小振次下已经破坏。

上述现象与土体结构破坏有关，固结排水过程中施加小于其结构屈服应力的静偏应力时，随着静偏应力的增大，土体越密实，结构越稳定，结构屈服应力相应增大，抵抗变形的能力增强，因此回滞圈会随着静偏应力的增大呈变“瘦”趋势。当静偏应力大于土体结构屈服应力，促使土体初始结构破坏，随着应力幅值的增加，土体不可逆变形增加，即回滞圈变“胖”。当动应力幅值(30 kPa)小于固结后屈服应力(38 kPa)时，土体结构稳定，振次可达3 000；当动应力幅值(60 kPa)大于固结后屈服应力(38 kPa)，土体结构失稳，小振次下即会破坏。由于方波能量较正弦波大，因此其对软土结构造成的损坏程度高于正弦波，导致方波对应的回滞圈“胖”，破坏振次小。

不同初始静偏应力作用下塑性累积应变如图 6~图 8所示。

图 6 静偏应力0 kPa不同应力幅值下塑性累积应变 Fig. 6 Accumulative plastic deformation with 0 kPa static deviatoric stress and different stress amplitude

图 7 静偏应力10 kPa不同应力幅值下塑性累积应变 Fig. 7 Accumulative plastic deformation with 10 kPa static deviatoric stress and different stress amplitude

图 8 静偏应力20 kPa不同应力幅值下塑性累积应变 Fig. 8 Accumulative plastic deformation with 20 kPa static deviatoric stress and different stress amplitude

由图 6~图 8可知，当静偏应力小于原状土体结构屈服应力时，随着静偏应力的增加，同应力幅值条件下土体的累积塑性应变表现为稳定型更稳定，变形量也更小；当静偏应力超过原状土体结构屈服应力时，则呈相反趋势。静偏应力固定时，累积塑性应变随应力幅值增加迅速变大；方波荷载作用下的累积塑性应变大于正弦波。

上述现象和动应力应变产生的原因一致，即与土体结构破坏和土颗粒密实程度有关，当静偏应力增大但小于土体初始屈服应力(18.7 kPa)，动应力幅值小于固结后屈服应力(38 kPa)时，土体结构变好，累积塑性应变随振次缓慢增加，且其值小，变形曲线为稳定型；动应力幅值大于固结后屈服应力(38 kPa)，土体结构大量破损，结构强度已基本消失，故曲线变为破坏型，且其值很大。当静偏应力大于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，土体初始结构出现破损，黏聚力降低，土颗粒间摩擦作用明显，导致其抵抗变形能力减弱，累积塑性应变发展较快，由稳定型迅速转变为破坏型。

不同初始静偏应力作用下孔压变化如图 9~图 10所示。

图 9 应力幅值30 kPa下孔压 Fig. 9 Pore pressure with 30 kPa stress amplitude

图 10 应力幅值60 kPa下孔压 Fig. 10 Pore pressure with 60 kPa stress amplitude

由图 9~图 10可知，应力幅值(30 kPa)小于固结后屈服应力时，孔压随静偏应力先增后减，且方波孔压值大于正弦波；应力幅值(60 kPa)大于固结后屈服应力时，随静偏应力增大孔压增加，但其值很小，滞后现象严重，此时正弦波孔压值较方波大。

产生上述现象原因主要为：当静偏应力小于土体初始屈服应力(18.7 kPa)，动应力幅值小于固结后屈服应力(38 kPa)时，土体内部连通性尚好，施加静偏应力有助于提高固结后屈服应力，孔压会随静偏应力增大呈增大趋势；当静偏应力大于土体初始屈服应力(18.7 kPa)，动应力幅值大于固结后屈服应力(38 kPa)时，土体结构大量破损，连通性变差，小振次下孔压滞后现象已十分严重，此时的孔压曲线已不能代表实际值，只能反映变化趋势。

图 11为基于不同初始静偏应力作用下土体屈服应变变化。文中屈服应变是指累积塑性应变中曲率半径最小点所对应的应变。

图 11 不同静偏应力下屈服应变 Fig. 11 Yield strain with different static deviatoric stresses

由图 11可知，屈服应变随静偏应力增大而增加，静偏应力及振次相同时，方波作用下土体屈服应变值小于正弦波。两种波形下，土体屈服应变随振次增加均呈减小趋势，最终趋于一点，该点对应数值与波形有关，正弦波趋于相同数值的振次远大于方波。

上述现象可解释为，静偏应力小于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，土体结构强度高，其达到破坏即出现应变转折点(e_tp)的变形小。静偏应力大于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，土体结构损伤严重，其保留的结构强度小，但由于固结作用，最终土体密实性增加，因而e_tp变大，即屈服应变大。由于方波能量大于正弦波，土体残余结构强度小，因而应变转折点对应振次小于正弦波。

黏性土多采用应变标准判断土体破坏，应变标准不同，动强度差别较大。前文研究表明天津滨海新区海积软土结构屈服应变小于且接近2%，因此文中采用ε=ε_tp(即累积塑性应变中转折点处应变)，ε=2%，ε=4%作为应变破坏标准。不同初始静偏应力作用下典型动强度变化如图 12~图 14所示。

图 12 静偏应力0 kPa下动强度 Fig. 12 Dynamic strength with 0 kPa static deviatoric stress

图 13 静偏应力10 kPa下动强度 Fig. 13 Dynamic strength with 10 kPa static deviatoric stress

图 14 静偏应力20 kPa下动强度 Fig. 14 Dynamic strength with 20 kPa static deviatoric stress

由图 12~图 14可知：动强度随应变标准提高而增大。应变标准为屈服应变值时，动强度曲线先陡后缓，其他应变标准下动强度曲线较为平缓。两种波形下动强度随振次增加而减小, 最终趋于一点, 该点对应振次与波形有关，正弦波大于方波。静偏应力对动强度影响表现为，当静偏应力小于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，表现为屈服应变对应动强度变化趋势先陡后缓；当静偏应力大于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，动强度值增大，曲线变平缓。

上述现象可从两个方面解释：从应变标准方面，当应变标准取ε_tp时，土体强度未充分发挥，动强度随振次急剧减小，对应曲线较陡，应变标准增大(2%，4%)，超过屈服应变，土体结构失效，强度主要靠颗粒间摩擦作用提供，结构性不再起作用，动强度增大，对应曲线逐渐平缓。从静偏应力方面，静偏应力在土体结构稳定时对动强度有明显影响，具体表现为应变标准取ε_tp时，在静偏应力小于土体初始屈服应力(18.7 kPa)的情况下，土体初始结构破损较小，其结构逐渐破损到完全破损的过程，屈服应变对应的动强度曲线先陡后缓；静偏应力大于土体初始屈服应力(18.7 kPa)时，初始结构破损严重，动强度曲线较为平缓；应变标准超过屈服应变，土体结构失效，此时静偏应力的变化对动强度影响很小。外力作用下土体内部结构不断进行自身调整重塑，最终处于平衡状态，所以动强度曲线终会趋于一点。方波能量高于正弦波，其对土体结构破坏程度大，导致方波作用下土体动强度值及破坏振次小于正弦波。

(1) 静偏应力小于初始土体屈服应力，动应力不大于固结后屈服应力时，波形对应变曲线整体形状的影响很小，累积应变为稳定性，且其值很小；动应力大于固结后屈服应力时，累积应变转变为破坏型，其对应的累积应变值大。静偏应力大于初始土体屈服应力，土体结构严重破损导致应变软化严重，累积应变迅速由稳定型过度为破坏型。

(2) 孔压变化与静偏应力和幅值有关。当静偏应力小于土体初始屈服应力，动应力不大于固结后屈服应力时，孔压随静偏应力增加而增大；静偏应力大于土体初始屈服应力，动应力大于固结后屈服应力时，孔压滞后现象严重。

(3) 土体屈服应变和动强度随静偏应力增加均呈减小趋势，最终都会趋于一点，该点数值与外力(静偏应力、幅值)相关，即当静偏应力小于初始土体屈服应力，土体结构强度高，屈服应变小，动强度变化趋势先陡后缓；当静偏应力大于土体初始屈服应力时，土体结构失效，屈服应变大，对应动强度曲线变缓，正弦波值总是大于方波。