循环荷载下粉土路基土的变形性状研究

第３　１卷，第１期　２　０　１　０年１月　文章编号：１００１－４６３２（２０１０）０１—０００１—０８　中　国　铁　道　科　学　ＣＨＩＮＡ　ＲＡＩＬＷＡＹ　ＳＣＩＥＮＣＥ　Ｖｏ１．３１　Ｎｏ．１　Ｊａｎｕａｒｙ，２０１０　循环荷载下粉土路基土的变形性状研究　肖军华　，刘建坤。　（１．南京工业大学土木工程学院，江苏南京摘２１０００９￣２．北京交通大学土木建筑工程学院，北京１０００４４）　要：为探讨铁路既有线粉土路基的工作性状及病害机理，通过室内动三轴试验，研究不同密实度、不　同含水率粉土路基土在不同动应力水平下的循环累积塑性变形规律。结果表明：循环荷载下粉土路基土的累积　塑性变形随动应力的增加而增大，随试样含水率的降低而降低，随压实系数的增大而减小，且动应力水平越高、　含水率越大、压实系数越小，变化趋势越明显；在既有线路基动应力水平范围内及路基土处于饱和含水率状态　下，可用粉土路基土的压实系数０．９３作为路基土破坏形态的分界点；粉土路基土的临界动应力约为静强度的　５Ｏ　。基于试验结果，以Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ指数模型为基础，引人路基动应力与静极限抗剪强度的应力比系数，建立　了能同时考虑动应力和土体物理状态条件的路基土循环累积塑性变形预测模型。模型计算值与试验值吻合较好，　说明该模型能较好地预测粉土路基土的循环累积塑性变形。　关键词：路基；粉土；循环荷载；累积变形；临界动应力　中图分类号：Ｕ２１３．１；ＴＵ４１１　文献标识码：Ａ　粉土指粒径大于０．０７５　ｍｉｌｌ的颗粒含量不超过　改变下的变形性状尚缺乏深入的认识。为此，本文　通过循环三轴试验，研究不同物理状态（密实度、　全部质量５Ｏ　且塑性指数≤１０的土，当液限含水　率小于４Ｏ　９／６，又称低液限粉土¨１］。粉土按形成原　含水率）的粉土路基土在循环荷载作用下的累积塑　性变形发展规律及破坏演化机理。　因又可以分为风成粉土、水成粉土、残积粉土，其　中水成粉土是指在水力作用下，土体经长途携带、　沉积形成。在我国，水力成因的粉土广泛分布于冲　洪积平原、河流三角洲、沿海平原地区。已有研　究［２］表明，黄河冲积粉土主要含原生矿物砂和粉　粒，颗粒不均、级配不良，具有弱可塑性、低黏结　１试验　１．１　土样性质　试验用土取自京九铁路曲线改造后废弃路段的　原路基填土，里程为Ｋ３８１＋０００－－Ｋ５９４＋４３４，位　于山东省西南部。根据《铁路工程土工试验规程》　（ＴＢ１０１０２－－２００４）进行室内物理力学性质试验，　结果见表ｌ，根据规范可判断该土为低液限粉土。　从表中数据可以看出，该类土的颗粒粒径分布不　性、高分散性等特点，难于压实，且水稳性较差。　粉土路基在土质湿度增加和列车动荷载作用下，易　于产生路基下沉、边坡溜坍、道砟陷槽等病害。　目前，对粉土路基边坡病害的治理已有比较有　效的方法，但对路基下沉、道砟陷槽等基床病害的　预测与控制仍缺乏有效的措施。笔者认为，这主要　均、级配较差，难于压实。该土的物质组成试验表　明＿３］，粉土中以石英、长石、云母等原生矿物为主　是由于对该类土体在列车循环荷载和土体物理状态　表１粉土的基本物理力学性质指标　收稿日期：２００９一Ｏ１—１９；修订日期：２００９—０７—１５　基金项目：国家自然科学基金资助项目（５０６７８０２０）；铁道部科技研究开发计划项目（２ＯＯ５ＧＯ１２）；中国博士后科学基金（２００９０４６０６６０）　作者简介：肖军华（１９８０一），男，湖北仙桃人，讲师，博士。　中国铁道科学　第３１卷　的非黏土矿物含量高，而以蒙脱石、高岭石为主的　变ｓ　试验曲线，图３为加载过程中的应变累积历　黏土矿物含量少，土颗粒之间黏结较差。因此，粉　土的工程性质较差，为不良路基填料。　１．２动三轴试验　１．２．１试样制备　采用土体的压实系数和含水率控制试样的制　备。首先在最优含水率下制作不同压实系数的试　样，再根据需要的试验含水率，将所需的水分缓缓　注入试样，最后将试样放置密封容器２４　ｈ以上，　使水分渗透均匀，在试样注水和静置过程中要保证　其体积不发生变化。上述方法能模拟已建成路基受　环境影响导致土体湿度增加的过程。　试样为直径３９．１　ｌ－ｎｎｌ、高８０　ｍｍ的圆柱体，　其压实系数根据对既有线路基的调查取０．８Ｏ～　０．９７，含水率考虑大于最优含水率的情况。试验共　制备土样３８个。　１．２．２加栽　试验在ＭＴＳ８５８．２／ＴＥＳＴＳＴＡＲＩＩ双向液压伺　服多功能循环三轴仪上进行。试验全部采取应力控　制，单向循环加载，动应力（　一　一　，　和０＂３　分别为轴向应力和围压）幅值参考铁路既有线提速　路基动应力测试结果［４］，最大取１２０　ｋＰａ，最小取　３０　ｋＰａ，每次试验动应力增幅１０　ｋＰａ。根据文献　Ｅ５１的结论，在既有线路基的动应力水平范围内，　加载频率对粉土路基土的动力反应影响不大，本文　试验的加载频率及波形选用设备提供的１　Ｈｚ正弦　波。试验的动荷载时程曲线如图１所示。　其他试验条件为：围压０＂３—２５　ｋＰａ，采取固结　不排水试验，循环加载次数Ｎ一１０　０００次。　图１单向循环荷载理论曲线　２试验结果分析　图２为动应力幅值为１２０　ｋＰａ、压实系数Ｋ一　０．９０的试样在２种含水率叫状态下的动应力一应　程。　Ｈ＝ｌｌ＿２８９６　８。　２。　０　●　＿环１０周　循环ｌｌ】周　０　０．４　０．８　１．２　１．６０　０．４　０．８　１．２　１．６　￡　￡　（ａ）前１０次循环　（Ｉ））第１，１０，５０，１００次循环　图２试样的动应力一应变试验曲线　３．５　３．Ｏ　２．５　≮　２．０　１．５　ｌ・Ｏ　０．５　０　２０　４０　６０　舳　１００　１２０　ｔ　（ａ］前１００次循环　ｄｓ　（ｂ）金过程　图３循环荷载下试样的应变累积历程　第１期　循环荷载下粉土路基土的变形性状研究　４　２　０　８　６　４　２　Ｏ　３　从图２可以看出，循环荷载下压实粉土产生明　应变为０．５２　，若认为试样塑性变形稳定，而加　载前１００次的应变为０．３８　，已占最终变形量的　显的滞回圈并逐渐产生累积应变，变形稳定试样　（硼一１１．２８　）与变形破坏试样（硼一２０．３３　）的　７３　，说明加载前１００次已完成大部分累积应变；　但对于破坏试样，循环荷载作用１００次的变形已达　３．２　９／６，加载１　０００次的变形达到７．６　９／６，塑性应变　增长率随加载次数增加一直较大。　图４为不同压实系数、含水率下粉土路基土加　载１　０００次的累积塑性应变ｅ　与动应力０＂ａ的关系　曲线，限于篇幅并考虑规律相似，文中仅列出了　Ｋ≤０．９３的６种压实系数试验曲线。　应力～应变曲线差别较大：对于稳定试样，循环荷　载作用１００次后滞回圈面积较小，表明累积应变趋　于稳定，试样近似弹性变形，但对于破坏试样，循　环荷载作用１００次时累积应变已达到３．２　，且滞　回圈面积较大，表明试样已产生剪切破坏。从图３　可以看出，变形稳定与变形破坏试样的应变累积历　史相差较大：对于稳定试样，加载７　３００次的累积　４　２　Ｏ　８　６　４　２　０　ａｆｌｃＰａ　（ｅ）Ｋ＝Ｏ．９０　图４不同压实系数下的￡ｐ—鳓曲线　图４表明，压实系数相同时，不同Ｗ的￡。一ｃｒｄ　图５给出了采用该方法确定的与粉土路基土静　极限强度对应的临界动应力以及临界动应力包络线　的上下限；作为对比，图中还列出了根据Ｃｈｅｕｎｇ　曲线形状差别较大，当试样的Ｗ从最优含水率　Ｗｏｐｔ附近增加到浸水饱和含水率叫　附近时，￡　一仃ａ　曲线有平稳或突然急剧增长２种形态。若随　的　增大￡。增长斜率近似不变，说明试样逐步强化、　塑性变形稳定，而若ｅ　在某个６ｒｄ值处突然增大，　说明试样在该级动应力下产生剪切破坏。　建议的方法［。　得到的临界动应力。　∞　里　需　若定义￡。一鳓曲线上斜率突然增大的点对应　的动应力为临界动应力，从图４可以看出，在０＂ｄ≤　陈　磐　１２０时，Ｋ≤０．８３，Ｗ￣Ｗｏｐ　的试样均可能达到土体　自身临界动应力而破坏；Ｋ为０．８５和０．８７的试样　在　一　。　附近不产生剪切破坏，而在Ｗ￣Ｗｏｐｔ时，　均可能产生突然剪切破坏；Ｋ≥０．９０的试样除在　叫一锄　时达到自身临界动应力破坏，而在其余含　水率下均不产生突然剪切破坏；Ｋ≥０．９３试样的　０　５０　１００　１５０　２００　２５０　３００　静极限强度／ｋＰａ　图５粉土的临界动应力与静极限强度的关系　土体临界动应力均超过１００　ｋＰａ，且破坏应变低于　２　从图中可以看出，采用２种方法得到的临界动　４　中国铁道科学　第３ｌ卷　应力结果比较接近，其中，采用Ｃｈｅｕｎｇ的方法偏　之间，且随着循环作用次数的增加，路基土的临界　小，这与其严格的限定条件有关。循环荷载下粉土　动应力还要相应折减　。　路基土的临界动应力约为静强度的５Ｏ　，两者比　图６为初始含水率叫相近试样在不同动应力　例系数的上下限分别为０．３７４　５和０．６９８　６，这符　ａ下累积塑性应变ｅ　与压实系数Ｋ的关系曲线。　合以往的研究结论：路基土的动静比在０．５～０．７　Ｋ　Ｋ　（．ａ）ｗ＝ｌ１．４０％　（１））Ｗ＝１５．７７％－１６．８４％　（ｃ）ｗ＝１７．１，３％－１８．７０％　（ｄ）浸泡饱和含水量　图６相近含水率试样在不同动应力时的ｅｐ—Ｋ曲线　由图６可知，相近含水率的试样，在不同动应　过程中，对于Ｋ为０．８０和０．８３的试样，在Ｇｄ≥　力下的ｅ　一Ｋ曲线差别较大。当７．２３在叫印　附近，　３０　ｋＰａ时，ｓ。均随硼迅速增大；对于Ｋ为０．８５　Ｇｄ≤６０　ｋＰａ时，ｅ。随Ｋ的增加变化很小，而６ｄ＞　和０．８７的试样，在ｃｒｄ≤４０　ｋＰａ时，ｅ　随Ｗ的变化　６０　ｋＰａ时，ｅ　随Ｋ的增加迅速减小，但当Ｋ≥　较平缓，当ａｄ￣４０　ｋＰａ，且Ｗ较高时，ｅ　随Ｗ迅　０．８５后，ｅ　随Ｋ的变化较小；当训在　叩　＋４附　速增大；对于Ｋ为０．９０的试样，在ａｒｄ≤５０　ｋＰａ　近，Ｇｄ≤８０时，Ｋ≥０．８５后￡。随Ｋ的变化较小，　时，￡　随叫的变化比较平缓，当Ｇｄ＞５０　ｋＰａ，且　而Ｇｄ＞８０时，只有Ｋ≥０．９０后ｅ。随Ｋ的变化才　训≥Ｗｏｐｔ＋８附近，ｅ。随叫迅速增大；对于Ｋ≥　较小；当训在叫　＋６附近，６ｄ≤７０时，Ｋ≥Ｏ．８５　０．９３的试样，当ｆｆｄ一１２０　ｋＰａ，且训≥　＋６附　后￡　随Ｋ的变化较小，而　＞７０时，只有Ｋ≥　近，ｅ　随Ｗ迅速增大，但￡　比Ｋ≤０．９０时小很　０．９０后ｅ　随Ｋ的变化才较小；当ｔＵ在叫　附近，　多。　６ｄ≤７０时，Ｋ≥０．８７后ｅ。随Ｋ变化较小，而６ｄ＞　上述试验表明，循环荷载下粉土路基土的累积　７０时，只有Ｋ≥Ｏ．９３后ｅ。随Ｋ的变化才较小。　塑性变形与动应力、压实系数、含水率中任一因素　图７为Ｋ相同时，不同Ｇｄ条件下ｅ。与叫的关　的变化关系都受其他２个因素的影响。结合既有线　系曲线，限于篇幅并考虑规律类似，仅列出Ｋ≤　提速线路路基的动应力水平（ｃｒｄ不超过１２０　ｋＰａ），　０．９３的６种压实系数的试验曲线。　并考虑路基处于浸水饱和这一最不利含水率，可用　由图７可知，在Ｗ从叫　附近变化到Ｗ　附近　Ｋ＝０．９３作为路基土不同破坏形态的分界点。　第１期　４　２　Ｏ　８　６　４　２　０　循环荷载下粉土路基土的变形性状研究　４　２　Ｏ　８　６　４　２　０　≮　ｗＤ６　ｗ／％　（　Ｋ＝０．８０　４　２　０　８　６　４　２　０　（ｂ）Ｋ＝Ｏ．８３　３＿Ｏ　２　５　≮　；　ｌ。　５　０　８　ｗ，９６　１０　ｌ２　１４　１６　ｌ８　２０　ｗ／％　（ｅ）Ｋ＝０．９０　∞Ｋ＝Ｏ．９３　图７不同压实系数试样的ｅ。一叫曲线　３循环累积塑性应变模型　４　２　Ｏ　８　６　４　２　０　近些年，国外学者提出了许多路基土的循环累　积塑性变形预测模型，其中以Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ指数模　型ｅ。＝ＡＮｂ应用最广泛，式中Ｎ为循环次数，Ａ　和ｂ分别为模型参数，根据模型的物理意义，Ａ表　示施加第１周动荷载时路基土产生的塑性应变，ｂ　表示塑性应变随循环次数的变化速率；已有研究表　￣ａ／ｋＰａ　明Ａ是应力水平、应力历史、路基土物理状态等　的多元函数，而ｂ是只依赖于土体类型的常数ｒ８］。　许多学者还对Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ模型进行了不同形式的　改进。　本文首先以Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ模型为基础，对不同　图８动应力对Ａ的影响（　）　循环动应力、物理状态下粉土路基土的ｅ。与Ｎ进　行数学拟和，分别得到了Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ模型参数Ａ，　ｂ的值。研究结果表明：　（１）Ａ的分布范围为０．０２６　一１．２５　９／６，且当　Ｋ＜０．９３时，各种含水率条件下，Ａ均随动应力　增加而增大，Ｋ越低、或Ｗ越高时，变化趋势越　明显；但当Ｋ≥０．９３时，各种含水率条件下，Ａ　随动应力的增加变化较小。相同压实系数下，一般　ｗ／％　图９含水率对Ａ的影响（ａｄ一３０　ｋＰａ）　而略变陡峭，说明动应力水平越高、塑性变盐速率　越快。对于动应力相同、物理状态不同的试样，ｂ　并不随压实系数或含水率呈明显变化，如图１１所　示。这说明对于同样类型的路基土，当物理状态改　Ａ随含水率增加而增大，而相同含水率下，Ａ随压　实系数增加而减小，如图８一图９所示。　（２）ｂ的分布范围为０．Ｏ４一Ｏ．５Ｏ，图１Ｏ给出　了多组不同压实系数和含水率试样在不同动应力下　的￡。一Ｎ对数曲线。图中直线斜率随动应力增加　变时ｂ值变化较小。其他同一动应力、不同物理状　态下试样的ｅ　～Ｎ对数曲线有类似规律，限于篇　１００　Ⅳ／次　摹　述　０　ｎｌ　ｎＯＪ　ｎＯ１　（ｂ）　：８ＯｋＰａ　图ｌｌ　ｎ１　０．０１　Ⅳ／次　（　ｄ）Ｋ＝　０．９３　ｗ＝１９，４５％　０００　数和确～　啊　￡ｐ　濡　下粉土髓土的累积塑性应变　（Ｏ・０ｚ４　２ｅ４．１２５￣，＋Ｏ．ｏ３３　．５３５　＿ｏ４７１）　第１期　循环荷载下粉土路基土的变形性状研究　为验证模型准确性，通过式（１）计算了循环　次数为１　０００时不同物理力学状态粉土路基土的塑　性应变，并与试验值进行比较，如图ｌ４所示。由　图１４可见，几乎所有点都分布在直线ｅ试验一ｅ预测两　侧，且与直线距离较近，说明该模型能较好地预测　粉土路基土的循环累积塑性变形。　魍性应变试验值　图１４粉土路基土循环塑性应变的预测值与试验值的比较　随压实系数的增大而减小，且动应力水平越高、含　水率越大、压实系数越小，变化趋势越明显；结合　８　既有线路基的动应力水平，并考虑路基的最不利含　水率，可用Ｋ一０．９３作为路基土不同破坏形态的　分界点。　图１３参数ｂ与应力比　的关系　（２）以Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ指数模型为基础，并引入应　４结论　力比　变量，建立了只包含材料常数项的粉土路基　土循环累积塑性应变预测模型，通过路基动应力和　静强度２个指标，即可对列车循环荷载下路基的塑　性变形进行预测。　（３）循环荷载下粉土路基土的Ｉ临界动应力约为　（１）循环荷载下粉土路基土的累积塑性变形与　动应力、压实系数、含水率中任一变量的变化规律　都受其他２个变量的影响；路基土的累积塑性变形　随动应力的增大而增大，随含水率的降低而降低，　静强度的５０　。　文　献　参　考　［１］　铁道第一勘察设计院．ＴＢ１０１０２－－２００４铁路工程土工试验规程［ｓ］．北京：中国铁道出版社，２００４．　［２］　济南铁路局，北京交通大学．京九线粉土路基病害整治技术试验研究［Ｒ］．济南：济南铁路局，２００７．　（Ｊｉｎａｎ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｂｕｒｅａｕ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　Ｊｉａｏｔｏｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　Ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ｔｈｅ　Ｔｒｅａｔｍｅｎｔ　Ｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓ　ｏｆ　Ｓｉｌｔ　Ｓｕｂ—　ｇｒａｄｅ　Ｄｉｓｔｒｅｓｓｅｓ　ｏｆ　Ｂｅｉｊｉｎｇ－Ｋｏｗｌｏｏｎ　Ｒａｉｌｗａｙ　ｆｎ］．Ｊｉｎａｎ：Ｊｉｎａｎ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｂｕｒｅａｕ，２００７．ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　Ｅ３３　肖军华，刘建坤，彭丽云，等．黄河冲积粉土的干密度及含水率对力学性质影响ＥＪ］．岩土力学，２００８，２９（２）：　４０９—４１４．　（ＸＩＡＯ　Ｊｕｎｈｕａ，ＬＩＵ　Ｊｉａｎｋｕｎ，ＰＥＮＧ　Ｌｉｙｕｎ，ｅｔ　ａ１．Ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　Ｄｒｙ　Ｄｅｎｓｉｔｙ　ａｎｄ　Ｍｏｉｓｔｕｒｅ　Ｃｏｎｔｅｎｔ　ｏｎ　Ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｏｆ　Ｙｅｌｌｏｗ－Ｒｉｖｅｒ　Ａｌｌｕｖｉａｌ　Ｓｉｌｔ　ＥＪ３．Ｒｏｃｋ　ａｎｄ　Ｓｏｉｌ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２００８，２９（２）：４０９—４１４．ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［４］　铁道科学研究院铁道建筑研究所．既有线提速２００　ｋｍ・ｈ－　非改建地段试验报告ＥＲＪ．北京：铁道科学研究院，　２００６．　（Ｒａｉｌｗａｙ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｃｈｉｎａ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ　Ｒｅｐｏｒｔ　ｏｎ　Ｒｅｓｐｏｎｓｅ　ｏｆ　Ｎｏｎ－Ｒｅｃｏｎｓｔｒｕｃｔｅｄ　Ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｏｆ　Ｅｘｉｓｔｉｎｇ　Ｒａｉｌｗａｙ　ｗｉｔｈ　Ｔｒａｉｎ　Ｓｐｅｅｄ　Ｉｎｃｒｅａｓｉｇ　ｎｔｏ　２００　ｋｍ・ｈ～ＥＲ－｝．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｃｈｉｎａ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｓｃｉｅｎｃｅｓ，２００６．ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　Ｅ５］　刘建坤，肖军华，杨献永，等．提速条件下粉土铁路路基动态稳定性研究ＥＪ］．岩土力学，２００９，３Ｏ（２）：３９９—　４０６．　（ＨＵ　Ｊｉａｎｋｕｎ，ＸＩＡＯ　Ｊｕｎｈｕａ，ＹＡＮＧ　Ｘｉａｎｙｏｎｇ，ｅｔ　ａ１．Ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　Ｄｙｎａｍｉｃ　Ｓｔａｂｉｌｉｔｙ　ｏｆ　Ｓｉｌｔ　Ｓｕｂｇｒａｄｅ　Ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ　ｔｏ　Ｔｒａｉｎ　Ｍｏｖｉｇ　Ｌｏａｄｉｎｇ［Ｊ］．Ｒｏｃｋ　ｎａｎｄ　Ｓｏｉｌ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２００９，３０（２）：３９９—４０６．ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　Ｅ６］　ＣＨＥＵＮＧ　Ｌ　Ｗ．Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ　Ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ　ｏｆ　Ｐａｖｅｍｅｎｔ　Ｆｏｕｎｄａｔｉｏｎ　Ｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｄ］．Ｎｏｔｔｉｇｈａｎｍ：Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｎｏｔ—　ｔｉｎｇｈａｍ，１９９４．　８　中国铁道科学　第３１卷　Ｅ７］　铁道科学研究院铁道建筑研究所．不同线路等级、土质条件基床结构及技术条件的研究ＥＲ］．北京：铁道科学研　究院，１９９０．　（Ｒａｉｌｗａｙ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ　ｏｆ　Ｃｈｉｎａ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｒａｉｌｗａｙ　ＳｃｉｅｎｃｅｓＳｔｕｄｙ　ｏｎ　ｔｈｅ　Ｓｕｂｇｒａｄｅ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　．ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｉｃａｌ　Ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ　ｆｏｒ　Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　Ｒａｉｌｗａｙ　Ｇｒａｄｅｓ　ａｎｄ　Ｓｏｉｌ　Ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ　ＥＲ３．Ｂｅｉｊｉｎｇ：Ｃｈｉｎａ　Ａｃａｄｅｍｙ　ｏｆ　Ｒａｉｌｗａｙ　ｃｉＳｅｎｃｅｓ，１　９９０．ｉｎ　Ｃｈｉｎｅｓｅ）　［８］　ＬＩ　Ｄｉｎｇｑｉｎｇ．Ｒａｉｌｗａｙ　Ｔｒａｃｋ　Ｇｒａｎｕｌａｒ　Ｌａｙｅｒ　Ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ　Ｄｅｓｉｇｎ　Ｂａｓｅｄ　ｏｎ　Ｓｕｂｇｒａｄｅ　Ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ　ｕｎｄｅｒ　Ｒｅｐｅａｔｅｄ　Ｌｏａｄｉｎｇ［Ｄ］．Ｂｏｓｔｏｎ：Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｍａｓｓａｃｈｕｓｅｔｔｓ，１９９４．　Ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｏｎ　ｔｈｅ　Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　Ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｏｆ　Ｓｉｌｔ　Ｓｕｂｇｒａｄｅ　Ｓｏｉｌ　ｕｎｄｅｒ　Ｃｙｃｌｉｃ　Ｌｏａｄｉｎｇ　ＸＩＡＯ　Ｊｕｎｈｕａ　，ＬＩＵ　Ｊｉａｎｋｕｎ。　（１Ｉ　Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｃｉｖｉｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｎａｎｊｉｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ　Ｊｉａｎｇｓｕ　２１０００９，Ｃｈｉｎａ；　２．Ｓｃｈｏｏｌ　ｏｆ　Ｃｉｖｉｌ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　Ｊｉａｏｔｏｎｇ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ　１０００４４，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｉｎ　ｏｒｄｅｒ　ｔｏ　ｄｉｓｃｕｓｓ　ｔｈｅ　ｗｏｒｋｉｎｇ　ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ　ａｎｄ　ｄｉｓｅａｓｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｏｆ　ｓｉｌｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｘｉｓｔ—　ｉｎｇ　ｒａｉｌｒｏａｄ，ａ　ｓｅｒｉｅｓ　ｏｆ　ｉｎｄｏｏｒ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｔｒｉａｘｉａｌ　ｔｅｓｔｓ　ｗｅｒｅ　ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ　ｔｏ　ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ　ｔｈｅ　ｃｕｍｕ１ａｔｉｖｅ　Ｄｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｂｅｈａｖｉｏｒｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｉ１ｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ　ａｔ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｄｅｇｒｅｅ　ｏｆ　ｃｏｍｐａｃｔｉｏｎ，ｗａｔｅｒ　ｃｏｎｔｅｎｔ，ａｎｄ　ｄｙ—　ｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ｌｅｖｅｌｓ．Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｓｈｏｗ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｃｕｍｕｌａｔｉｖｅ　ｐｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｉｌｔ　ＳＵｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ　ｇｒｏｗｓ　ｗｉｔｈ　ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ　ｔｈｅ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ａｎｄ　ｒｅｄｕｃｅｓ　ｗｉｔｈ　ｄｅｃｒｅａｓｉｎｇ　ｔｈｅ　ｗａｔｅｒ　ｃｏｎｔｅｎｔ　ｏｒ　ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ　ｔｈｅ　ｃｏｍｐａｃ—　ｔｉｏｎ　ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ，ｅｓｐｅｃｉａｌｌｙ　ａｔ　ａ　ｈｉｇｈｅｒ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ，ｈｉｇｈｅｒ　ｗａｔｅｒ　ｃｏｎｔｅｎｔ　ｏｒ　ｓｍａｌｌｅｒ　ｃｏｍｐａｃｔｉｏｎ　ｃｏｅｆｆｉ—　ｃｉｅｎｔ．Ｉｎ　ｔｈｅ　ｓｃｏｐｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ｌｅｖｅｌ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｘｉｓｔｉｎｇ　ｒａｉｌｒｏａｄ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ａｎｄ　ｔｈｅ　ｓａｔｕｒａｔｅｄ　ｓｔａｔｅ　ｏｆ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ，ｔｈｅ　ｄｅｇｒｅｅ　ｏｆ　ｃｏｍｐａｃｔｉｏｎ　ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ　０．９３　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｉｌｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ　ｃａｎ　ｂｅ　ｒｅｇａｒｄｅｄ　ａｓ　ａ　ｂｏｕｎｄａｒｙ　ｐｏｉｎｔ　ｏｆ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｆａｉｌｕｒｅ　ｍｏｄｅｓ　ｏｆ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌＭｏｒｅｏｖｅｒ，ｉｔ　ｉｓ　ａｌｓｏ　ｏｂｔａｉｎｅｄ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｃｒｉｔｉｃａ１　．ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｓｉｌｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ　ｉｓ　ａｂｏｕｔ　５Ｏ　ｐｅｒｃｅｎｔｓ　ｏｆ　ｉｔｓ　ｓｔａｔｉｃ　ｓｔｒｅｎｇｔｈＢａｓｅｄ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｔｅｓｔｓ　ｒｅｓｕＩｔｓ　ａｎｄ　．Ｍｏｎｉｓｍｉｔｈ’ｓ　ｐｏｗｅｒ　ｅｘｐｏｎｅｎｔｉａｌ　ｍｏｄｅｌ，ａｎｄ　ｂｙ　ｉｎｔｒｏｄｕｃｉｎｇ　ｔｈｅ　ｓｔｒｅｓｓ　ｒａｔｉｏ　ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｔｏ　ｉｔｓ　ｕｌｔｉｍａｔｅ　ｓｔａｔｉｃ　ｓｈｅａｒ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ，ａ　ｎｅｗ　ｍｏｄｅｌ　ｆｏｒ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｔｈｅ　ｃｕｍｕ１ａｔｉｖｅ　ｐｌａｓｔｉｃ　ｄｅ—　ｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｉｌｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏｉｌ　ｉｓ　ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ，ｗｈｉｃｈ　ｃａｎ　ｔａｋｅ　ｂｏｔｈ　ｔｈｅ　ｆａｃｔｏｒｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　ａｎｄ　ｓｏｉｌ　ｐｈｙｓｉｃａｌ　ｓｔａｔｅｓ　ｉｎｔｏ　ｃｏｎｓｉｄｅｒａｔｉｏｎＴｈｅ　ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ　ｖａｌｕｅ　ａｇｒｅｅｓ　ｗｅｌｌ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｔｅｓｔ　ｖａｌｕｅ，ｗｈｉｃｈ　ｉｎｄｉ—　．ｃａｔｅｓ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｍｏｄｅｌ　ｃａｎ　ｂｅｔｔｅｒ　ｐｒｅｄｉｃｔ　ｔｈｅ　ｃｕｍｕｌａｔｉｖｅ　ｐｌａｓｔｉｃ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｉｌｔ　ｓｕｂｇｒａｄｅ　ｓｏ订ｕｎｄｅｒ　ｒｅＤｅａｔ—　ｅｄ　ｌｏａｄｉｎｇ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：Ｓｕｂｇｒａｄｅ；Ｓｉｌｔ；Ｃｙｃｌｉｃ　ｌｏａｄｉｎｇ；Ａｃｃｕｍｕｌａｔｉｖｅ　ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ；Ｃｒｉｔｉｃａｌ　ｄｙｎａｍｉｃ　ｓｔｒｅｓｓ　（责任编辑吴彬）