研究长期交通荷载下土体的累积变形机理对于预测路基长期沉降、评估路基长期稳定性具有重要意义。目前，关于长期交通荷载下土体累积变形的相关研究大多集中在冻土、软黏土和粗粒土方面，虽然针对交通荷载下压实黄土的长期变形特征也开展了部分相关研究，但相较于其他土类其研究基础还稍显薄弱。黄土广泛分布在我国中西部地区，随着“一带一路”政策的持续推进和西部地区“开山造地”运动的兴起，交通荷载下压实黄土的长期动力响应问题可能会逐渐凸显。

21世纪以来，随着我国青藏铁路的建设和高铁的快速发展，针对交通荷载下冻土和软黏土的长期动力响应问题涌现了一批高质量的研究成果。国外则更多地将研究重点放在了饱和砂土和海相软土上^[4-7]。目前，研究交通荷载下土体动力特性的试验手段主要有动三轴试验和空心圆柱扭转试验。不同于地震荷载，交通荷载作用下地基单元所受的各项应力分量中以具有一定静偏应力的竖向正应力占优，同时还伴随应力主轴旋转并且振次巨大^[1-3]。因此，地震工程领域关于土体动力特性的相关研究并不适用于交通工程领域。静偏应力的长期作用在诱发土体变形的同时也会改变土体内部结构，从而影响其在长期动力荷载作用下的动力特性变异规律。田文通等^[8]指出，动载作用下, 动残余应变是土体变形响应的突出问题，而土体应力应变复杂性, 从根本上讲都与颗粒间相互作用有关。吴义祥^[9]从物质系统论出发将工程黏性土分为宏观、微观、超微观3个层次, 认为微观层次的矿物颗粒集合体之间的相对错动和位移是黏性土在工程载荷下变形破坏的主要内因。胡瑞林等^[10]通过室内模拟强夯试验指出黄土在动力荷载作用下强度的变化主要受微结构状态调整制约，土粒尺寸和取向的非均匀化发展以及微观损伤的再扩大是已加固土体强度降低的主要原因。石玉成等^[11]通过微结构电镜扫描试验获取了黄土颗粒和孔隙的分布, 应用统计细观损伤力学和结构力学的理论建立黄土震陷的结构损伤模型并尝试建立了经验性的震陷本构关系。曹洋等^[12]借助扫描电镜研究了波浪荷载下的饱和软土微观结构变化，指出循环剪应力作用下，软土内部孔隙破碎的同时兼并生长。雷华阳等^[13]研究了动、静荷载作用下软土加速蠕变阶段的微观结构变化，指出动荷载通过促进土骨架的坍塌和颗粒破碎-重组的过程加速了土体蠕变的发展。张泽林等^[14]采用GDS动三轴试验和SEM电镜扫描技术研究了天水地区黄土和泥岩的动力学特性和微细观损伤机制。

关于压实黄土的微观结构研究，目前较多地集中在研究干密度、三轴剪切及冻融循环对其变化规律的影响^[15-19]。大振次交通荷载下压实黄土微观结构变化机制的研究还较为少见。有鉴于此，本研究借助GDS动三轴试验系统和SEM电镜扫描仪研究了长期交通荷载下压实黄土的累积应变发展规律和长期荷载作用前后压实黄土的微观结构变化，旨在通过微观结构分析揭示其宏观变形和动力特性的变化规律，为今后的相关研究提供借鉴。

试验所用黄土取自陕西省延安市某路基工程施工现场，通过标准击实试验测定其最大干密度为2.0 g/cm³，最优含水率为12%。土粒比重2.7，塑限和液限分别为18%和31%。在制样之前，先将试验用土烘干，然后用木槌捣碎并过0.5 mm筛。添加蒸馏水至最优含水率并搅拌均匀后用塑料袋密封并放置在保湿缸中养护一昼夜，使其充分浸润。采用静力压实方法将土样分5层压成直径58 mm、高100 mm的圆柱形土样，每层之间用小刀拉毛使其充分接触，制样过程中控制压实度为95%。最后将土样削成直径38 mm、高76 mm动三轴试样，采用保鲜膜包裹后称重并放入保湿缸备用。

本次动三轴试验采用英国产GDS动三轴试验系统，其中电机控制的动三轴试验系统(DYNTTS)将三轴压力室和动力驱动器合为一体，从压力室底座施加轴向力和轴向变形。试验之前采用等向固结施加围压，固结完成的标准是一个小时之内轴向应变变化小于0.05%，固结应力为100 kPa。固结完成后采用均匀加载的方式在一分钟内将轴力加至预设的静偏应力值，然后即开始施加动应力。试验过程中采用应力控制对试样施加动荷载，输入波形选用正弦波，频率为1 Hz，振次为30 000次。为了容易地观测到振动前后微观结构的变化，确定动应力幅值为400 kPa，静偏应力与动应力幅值相等，加载示意如图 1所示(图中，σ₀、σ_s和σ_d分别表示围压、静偏应力和动应力幅值)。试验过程中为了防止土样由于被压坏而撑破橡皮膜，除了将振次作为试验结束条件之外，另外设置应变最大值达到10%为备用结束条件。

图 1 加载示意图 Fig. 1 Schematic diagram of loading

土样的微观结构的观测Quanta650环境扫描电子显微镜，在高真空模式30 kV时，分辨率为3.0 nm；高真空减速模式3 kV时，分辨率为7 nm；低真空模式30 kV时，分辨率为3.0 nm。为了分析振动前后土样微观结构的变化，选取原始重塑土样为对照组。试样准备好之后放在室内阴凉处自然风干，采用质量消散率判定风干程度。待土样完全风干之后取其中心位置处水平和竖直向的新鲜断面，制成尺寸约为5 mm×5 mm×3 mm(长×宽×高)左右的试样，抽真空后喷金就可以在扫描电镜下进行观察。扫描时先用低倍数选取代表性区域，然后采用高倍聚焦。为了获得不同尺度下微观结构的变化细节，分别在100，250，500，1 000，5 000和10 000这6个放大倍数下拍摄了照片。

在研究长期交通荷载作用对压实黄土微观结构的影响规律之前，首先分析其塑性应变速率和动弹性模量随振次的变化规律。取一个振次内的塑性应变(Δε)作为该振次下的塑性应变速率，采用动应力的最值及其对应的应变值来定义某一振次的动模量(E_d)，具体定义见图 2。

图 2 塑性应变速率和动模量定义 Fig. 2 Definition of plastic strain rate and dynamic modulus

在本研究工况下压实黄土试样的塑性应变速率随振次的变化规律如图 3所示。由于双对数坐标中无法显示负值，选10 000~10 200之间200个振次的塑性应变速率显示在线性坐标轴中，如图 3(b)所示。可以看出，随着振次的增长，塑性应变速率逐渐减小。双对数坐标中塑性应变速率在开始阶段随着振次的增加呈线性减小，并且震荡现象逐渐明显。当塑性应变速率减小到0.000 5%之后便不再继续减小而开始在0位置震荡，每一加载循环产生的塑性应变有正有负。土体的塑性应变速率随振次的发展呈明显的两阶段变化，即“对数下降段”和“稳定震荡段”。“对数下降段”仅出现在开始的几百个振次之内，此阶段塑性应变速率数值较大且衰减较快；“稳定震荡段”的塑性应变速率最小绝对值为0.000 5%，出现此规律的原因可能有如下两点：一是随着振动次数的增加土样逐渐被压密，内部结构渐趋稳定，一个加载循环内产生的塑性应变较小；二是由于机器测试精度问题导致无法捕捉较小的应变值变化。

图 3 塑性应变速率随振次的变化规律 Fig. 3 Variation of plastic strain rate vs. cyclic number

将塑性应变速率按照振次积分得到累积塑性应变随振次的变化规律，如图 4所示。试样的累积塑性应变在半对数坐标内呈明显的线性增加趋势。对比图 3可知，虽然试样的塑性应变速率在“稳定震荡段”处于震荡状态，但累积塑性应变依然有显著的增加。可以认为，在“稳定震荡段”土体的内部结构处于不断调整的状态，虽然每一加载循环产生的塑性应变有正有负，但在长期加载情况下依然趋向于逐渐压密，且该阶段产生的累积塑性应变数值较大，不容忽视。

图 4 累积塑性应变随振次的变化规律 Fig. 4 Variation of accumulation plastic strain vs. cyclic number

试验土样动模量随振次的变化如图 5所示，可以看出土体动模量随着振次呈先增后减的变化趋势，在100~1 000次期间土样的动模量达到最大值。结合塑性应变速率的变化可以看出，在塑性应变速率的“对数下降段”，土样的动模量逐渐增加；当“对数下降段”结束后，土样的动模量在缓慢增长之后便开始出现下降，之后便随着振次的增加动模量逐渐衰减。出现上述规律的原因可能是：在加载初期，随着土体内部大孔隙的逐渐闭合，土体逐渐密实、动模量逐渐增加，土体得到强化；当大孔隙闭合完全之后，随着振次的增加土体内部的损伤逐渐发育，动模量逐渐衰减。

图 5 动模量随振次的变化规律 Fig. 5 Variation of dynamic modulus vs. cyclic number

通过2.1节分析可知，大振次交通荷载作用下压实黄土的宏观表现呈阶段性变化，加载初期和加载中后期呈现截然不同的变化规律。采用传统的动力特性测试方法仅能对其响应机理进行笼统的推测，无法直观揭示土体内部结构变化情况。基于上述考虑，本研究借助微观电镜扫描仪开展了振动前后土样微观结构的对比分析。

长期交通荷载作用下压实黄土内部微观结构变化可能较多地体现在架空孔隙的压缩、集粒的滑移和破坏等方面，常用的定量分析方法可能难以准确揭示其内部结构的微观变化规律。因此，经筛选之后本文分别选取100倍、500倍、1 000倍和5 000倍下土体微观结构的照片，采用定性分析的方法进行振动前后的对比。在低倍数下(100倍)进行集粒和一般特征的观察；在中等放大倍数下(500倍、1 000倍)进行其孔隙和颗粒分布特征观察；在高倍数下(5 000倍)观察颗粒间胶结的破坏情况和其他更为微观的变化特征。不同倍数下土样的微观结构分别如图 6~图 9所示。

图 6 放大100倍下压实黄土的微观结构 Fig. 6 Micro-structure of compacted loess with 100 times magnification

图 7 放大500倍下压实黄土的微观结构 Fig. 7 Micro-structure of compacted loess with 500 times magnification

图 8 放大1 000倍下压实黄土的微观结构 Fig. 8 Micro-structure of compacted loess with 1 000 times magnification

图 9 放大5 000倍下压实黄土的微观结构 Fig. 9 Micro-structure of compacted loess with 5 000 times magnification

对比100倍下的显微照片可知，振动前压实黄土在水平向和竖直向均分布有较多架空孔隙。除此之外还有一些尺寸小于200 μm的、由“凹坑”包围的“松散集粒”分布。“松散集粒”的出现可能是由于土样拌水过程中形成的微小团粒在制样时没有与周围土充分融合。“松散集粒”与相应位置处的“凹坑”之间孔隙较为发育。其他大部分位置处土体呈致密状态。相比于水平向，竖直向的孔隙较多，“松散集粒”的尺寸也较大。振动之后，竖向原有的孔隙变小或消失，未见有“松散集粒”分布；水平向大量粒径较小的“松散集粒”(< 50 μm)趋于消失，较大粒径“松散集粒”依然存在并且有贯通孔隙分布。可以看出，振动过程对土体的压密主要体现在竖直方向，振动荷载使原有土骨架发生坍塌、挤压，大颗粒不断碎裂成小颗粒，原有孔隙不断被填充和迁移，最后随着土体结构达到新的稳定而混乱分散在土体中。此外，水平向的压密现象不明显，随着竖向颗粒的重新分布，甚至有振松的趋势。

观察500倍和1 000倍下土体的微观结构可以看出，原始压实土样内部具有大面积的致密区域，区域内颗粒之间的界限不太明显，胶结较好，在竖直断面上有较多的贯通孔隙发育。振动之后，土样内部贯通的架空孔隙趋于消失，代之的是更为微小、细密的孔隙；振后土样中未见大面积的致密区域，土体颗粒较为破碎，但是相互咬合、镶嵌得很好，整体依然比较致密。上述现象表明，在长期交通荷载作用下，土体内部的集粒发生破坏，颗粒发生重分布，架空孔隙也随之破坏为粒间孔隙。土样内部集粒的逐渐破坏导致原有的胶结逐渐失效，而胶结的重新建立一般需要经历水分等外部条件作用下的类似“相变”过程才能实现(此时不考虑土颗粒重新分布带来的基质吸力、双电层斥力等的变化)。振动过程中土颗粒之间胶结的逐渐破坏和与之相随的颗粒重新分布可能是导致“稳定震荡段”累积应变持续发展、动模量逐渐衰减的主要原因。此外，通过对比水平和竖直方向的微观结构可以看出黏土颗粒多以面-面叠聚形成叠聚体，在竖直面上面-面叠聚的痕迹不如水平面上明显。这可能是因为制样时土样承受的压力主要为竖直向，由模具侧壁提供的水平向约束力相比竖向力可能小很多，由此导致压实黄土颗粒之间的胶结以竖直向为主，故竖直面上颗粒之间的界限不如水平面上的明显。可以想见，当考虑荷载作用过程中的主应力轴旋转时，压实黄土各向异性的微观结构可能会受到更为严重的损伤。

结合1 000倍和5 000倍下土体的微观结构可以看出，振前土样胶结较好，颗粒表面覆盖的黏土矿物薄片都较为完整。振后土样表面黏土矿物薄片有破坏现象并且颗粒表面覆盖较多的矿物微粒。微粒的产生可能是由颗粒之间胶结的断裂和重分布时颗粒之间的相互“剐蹭”导致的。为了进一步分析其破坏机制，提取放大5 000倍下振后试样竖直断面的局部区域如图 10所示。观测振后竖直断面的微观结构可以看出观测区域分布有5个较为明显的颗粒状结构(图中阴影区域，胶结较好)，颗粒间传力路径上的颗粒或者胶结产生了明显的破碎(图 10(a)中集中分布的微粒的尺寸很小，振前微结构中未见大量该尺寸微粒的集中分布，因此推测它们是由颗粒或胶结破碎产生)和胶结断裂(图 10(c)，可以看出较为明显且断面轮廓相互吻合的“折断”)。颗粒表面矿物薄片的破碎(图 10(b))则预示着颗粒之间可能存在着相互运动，相互运动过程中的“剐蹭”致使了矿物薄片的破碎。上述现象共同解释了振后试样颗粒之间大量矿物微粒的产生机理。

图 10 振后竖直断面(放大5 000倍)的微观结构 Fig. 10 Micro-structure of vertical section of compacted loess after repeated loading (with 5 000 times magnification)

综上，长期交通荷载作用前后压实黄土的微观结构变化主要表现为“凹坑”的闭合、贯通孔隙的闭合、颗粒间胶结的断裂以及颗粒的破碎和重分布。振动过程中上述微观结构的变化应该是同时发生的，但随着振次的增加，其对宏观表现的影响程度可能会逐渐产生变化。加载初期，“凹坑”和贯通架空孔隙闭合对土样宏观表现的影响较为显著；随着结构的逐渐稳定，加载中后期土样结构的变化则主要以颗粒之间胶结的断裂以及颗粒的破碎和重分布为主。可以认为，“对数下降段”累积应变的快速发展和动模量的逐渐增加是“凹坑”和贯通架空孔隙闭合的宏观表现；“稳定震荡段”累积应变的持续发展和动模量的逐渐衰减则是颗粒之间胶结的断裂以及颗粒的破碎和重分布的宏观表现。

本研究通过动三轴试验和电镜扫描试验研究了长期交通荷载作用下压实黄土的累积应变和动模量随振次发展规律及其微观机理，获得主要结论如下：

(1) 长期交通荷载作用下压实黄土的累积应变及动模量随振次的发展表现为明显的两阶段变化特征。按照塑性应变速率发展规律对其两阶段变化进行了定义，分别为“对数下降段”和“稳定震荡段”。

(2)“对数下降段”累积应变的快速发展和动模量的逐渐增加是“凹坑”和贯通架空孔隙闭合的宏观表现；“稳定震荡段”累积应变的持续发展和动模量的逐渐衰减则是颗粒之间胶结的断裂以及颗粒的破碎和重分布的宏观表现。

(3)“对数下降段”产生的累积塑性应变占总塑性应变的一半作用，建议在工程中通过预振等措施尽量消除对数下降段的累积塑性应变，以期有效控制运营期沉降。“稳定震荡段”动模量的衰减对路基承载特性的影响有待开展进一步的深入研究。