杭州灣粉質土液化后強度及變形特性試驗研究①

杭州灣粉質土液化后強度及變形特性試驗研究①

呂小飛, 李冬, 陳培雄, 陳小玲

(國家海洋局第二海洋研究所工程海洋學研究中心，浙江 杭州 310012)

摘要：海洋粉質土因沉積環境的差異，在動應力作用下的液化特性與陸上粉土略有不同。以杭州灣原狀粉質土為研究對象，進行特別設計的動三軸液化試驗，研究粉質土液化后的強度和變形特性。研究表明：杭州灣粉質土液化后的應力-應變關系相似，應變與砂性土的變化規律相似，可分為低強度段和強度恢復段兩階段，振動頻率、圍壓和前期最大軸向應變對液化后應力-應變都有影響。提出粉質土液化后二階段本構模型能較好地反映粉質土液化后的應力-應變關系。

關鍵詞：海洋粉質土； 液化后變形； 非零有效應力狀態； 零有效應力狀態

收稿日期：①2014-08-20

基金項目：國家海洋局第二海洋研究所基本科研業務費專項資助項目(JG200807)

作者簡介：呂小飛(1978-)，男，浙江金華人，碩士，主要從事海洋土工程性質研究。E-mail：Lvxf@sio.org.cn。

中圖分類號:TU41文獻標志碼：A

DOI:10.3969/j.issn.1000-0844.2015.03.0857

Experimental Study of Post-liquefaction Strength and Deformation

Behavior of Silt in the Hangzhou Bay

LV Xiao-fei, LI Dong, CHEN Pei-xiong, CHEN Xiao-ling

(LaboratoryofEngineeringOceanography,SecondInstituteofOceanography,SOA,Hangzhou310012,Zhejiang，China)

Abstract：The liquefaction behavior of marine silty soil is different from that of sandy soil under dynamic loading conditions. The samples of insitu marine silty soil in the Hangzhou Bay were analyzed with a special dynamic triaxial liquefaction test, which could possibly clarify post-liquefaction strength and deformation behavior. The results showed that the shear strain of silty soil could be divided into two parts: nonzero effective stress state and zero effective stress state, and the deformation law of marine silty soil was similar to that of sandy soil and also the shear strain when the nonzero effective stress state or zero effective stress state was subject to vibration frequency, cell pressure, and εmax. constitutive model on the post-liquefaction behavior of silty soil is proposed, which could express the post-liquefaction stress-strain response very well.

Key words： marine silty soil; post-liquefaction deformation; nonzero effective stress state; zero effective stress state

0引言

自1964年日本新瀉地震和美國阿拉斯加地震后，地震液化問題逐漸引起巖土工程界的重視[1]，并成為該領域長期研究的熱點[1]，具有重大理論價值和實際意義。Seed等[2]在1966年提出了“初始液化”概念，即認為在不排水循環剪切試驗中有效應力第一次達到零值時砂土所處的狀態為初始液化，并把砂土液化過程分為“初始液化前”和“初始液化后”兩個階段。從20世紀60年代開始至80年代，地震液化問題的研究主要關注砂土液化前，集中在液化的產生、液化機理、影響因素和液化的判別，取得了較大的成就。從20世紀80年代以來，國內外許多地震震害調查結果發現，因液化而導致的地基或建筑物破壞往往發生在地震結束后幾分鐘甚至幾天后，因此液化問題研究的核心不是強度，而是變形，液化后地面大變形在1983年日本海地震后開始受到關注[3]。但是液化后的變形問題是一個極其復雜且困難的問題，目前研究的成果僅僅是尋找一些對震陷和變形問題分析和預測的理論和方法[4-7]，然而預測結果和實際情況有差異或是方法不具備重復性[8]。美國國家研究委員會地震工程委員會(1985年)認為這一問題離完滿解決還有很遠的距離。

粉砂、粉土等粉質土是一種地震液化土，在我國分布廣泛。海洋粉質土是特殊沉積環境下沉積的地震液化土，其自由水含量高、振動易液化失水、地基承載力較低，是海洋工程(特別是海底管線工程)建設中經常遇到的土類。因此有必要研究海洋粉質土地震液化后的變形問題，以便為地震液化后變量預測提供一定依據。

1試驗方法

試驗儀器采用美國GCTS公司研制的TRX-100型雙向振動三軸儀。儀器由計算機控制部分、飼服控制單元、傳感器單元、動力加載系統、三軸室及附屬部分組成。儀器指標如下：試樣尺寸包括4種，分別為實心樣φ38 mm×75 mm、φ50 mm×100 mm、φ75 mm×150 mm和φ100 mm×200 mm；振動頻率最大為10 Hz；最大豎向荷載為50 kN；最大圍壓為1 MPa；最大反壓一般小于圍壓；軸向最大變形為-50～50 mm；振動波為正弦波或隨機波。該儀器可在循環加載結束后立即施加軸向靜加載，為模擬海洋粉質土液化后自重作用下產生的液化后變形過程，單調靜加載的加載速率應保持較低的程度。整個試驗加載過程見圖1。

圖1　粉土液化后大變形試驗加載過程 Fig.1　Loading process of test on large post-liquefaction 　　　 deformation of silty soil

本次試驗土樣取自杭州灣中部，共制成27個試驗樣品，樣品尺寸均為φ50 mm×100 mm，分三組進行試驗。考慮海洋土所受動力條件的特殊性，擬合地震作用和波浪作用下的振動情況，試驗的振動頻率分別采用0.2、0.5和1 Hz。0.2和0.5 Hz振動頻率模擬波浪作用，1 Hz模擬地震作用。每組試樣的有效固結應力分別為25、50和75 kPa。以應力控制方式進行試驗，當達到初始液化后(u=σ3c)繼續加載，直至雙幅軸向應變達到設定值εmax。

2試驗結果與分析

2.1液化后強度和大變形

循環荷載作用結束后，對試樣施加單調靜荷載以研究粉質土液化后的應力-應變關系。試驗結果表明：各組試樣液化后應力-應變關系的變化趨勢是相似的，與文獻[4-7]中砂土的應力-應變關系相似。由于試樣自身土強度較低，固結應力較小，在施加單調靜荷載后試樣的應力-應變關系表現出兩階段性。圖2是液化后典型的應力-應變關系圖。

圖2　粉質土液化后靜加載的典型應力-應變關系 　　　 (σ 3c=50 kPa,f=1 Hz) Fig.2　Typical stress-strain relationship of liquefied silty 　　　 soil under static loading (σ 3c=50 kPa,f=1 Hz)

圖2顯示粉質土液化后應力-應變關系可分為低強度段和強度恢復段，與Shamoto[4]、張建民[9]根據應變產生時的有效應力狀態將總應變ε分為零有效應力狀態時的應變ε0和非零有效應力狀態時的應變εd兩個分量相一致。因此可近似地認為循環加載后的靜加載過程是初始液化之后某一應力循環內的壓縮過程。低強度階段處于單調靜加載的初期，土的強度幾乎為零，應變對應力極其敏感，較小應力能產生較大的軸向應變ε0，孔隙水壓力則基本保持在有效圍壓附近，此時砂土基本呈流體狀，不能承受剪應力。此階段即為Shamoto等[4]所定義的砂土液化后應力-應變曲線中的低強度段，該階段發生的應變稱為低強度段軸向應變ε0。出現這種現象與液化后土的再固結體變特性密切相關,再固結體變主要由部分可逆的體變分量和不可逆的體變分量組成[6-10]。循環加載使土體有振密的趨勢，從而使試樣中的水處于一定的壓縮狀態，在液化后單調加載時剪切作用使土體有體脹趨勢，從而使這部分水從壓縮狀態釋放出來，在此過程中水體逐漸從受壓狀態向自由狀態轉換，試樣的有效應力不發生變化保持為零，而應變則大幅度增加，此時的軸向應變ε0與可逆的體應變分量相對應[7]。當軸向應變增大到一定值時，水體由壓縮狀態向自由狀態轉變，隨著孔隙水壓力不斷降低，有效應力快速增加,強度逐漸得到恢復，土表現出剪脹特性[10]。此階段稱為強度恢復段，發生的應變稱為強度恢復段軸向應變εd，與不可逆的體變分量相對應。

2.2大變形影響因素

在各向等壓固結條件下，試驗設計不同振動頻率、圍壓和最大前期軸應變εmax對杭州灣粉質土液化后靜加載變形的影響。圖3是各種參數下的應力-應變關系。

圖3　粉質土應力-應變關系 Fig.3　Stress-strain relationship of silty soil

由圖3(a)、(b)可知，在相同圍壓固結下的試樣，液化后的變形隨循環荷載頻率的增大而有所增強，而軸向應變略有減小；圍壓越大液化后變形越顯著。圖3(c)給出了不同前期最大軸向應變εmax下的應力-應變響應。曲線1和曲線3的試樣在前期循環荷載下未達到初始液化，不存在零有效應力狀態，其余曲線2、4、5、6的前期最大軸向應變εmax逐漸增大，零有效應力狀態下軸向應力ε0也變大。但不管振動頻率、圍壓和前期最大軸應變差異如何，粉質土液化后靜加載的應力-應變都具有低強度段和強度恢復段的特點。

3粉質土液化后二階段本構模型

3.1模型的建立

杭州灣粉質土液化后靜加載的變形特性符合Shamoto等[4]、張建民[9]根據應變產生時的有效應力狀態提出的總應變ε應分為零有效應力狀態時的應變ε0和非零有效應力狀態時的應變εd兩個分量，即：

零有效應力狀態時的應變ε0在液化后的總應變中處于主要地位，其大小與靜加載應力無關，而與前期應力應變歷史有關；非零有效應力狀態時的應變εd則與靜加載作用有關，而與前期應力應變歷史無關[6]。

在低強度階段，總應變絕大部分來自于零有效應力狀態時的應變ε0，因此在該階段εd=0，ε=ε0。王艷麗等[7]提出ε0是前期最大軸向應變εmax的線性函數，用擬合公式來表達。以本文數據作ε0-εmax的相關圖(圖4)，得出

需要注意的是，對于在土類不同、物性不同、試驗條件差異的情況下，線性關系并不一定成立。

圖4　粉質土ε 0-ε max的相關圖 Fig.4　ε 0-ε max relationship of silty soil

在強度恢復階段，非零有效應力狀態時的應變εd開始起作用，可用簡潔的雙曲線模型來表示。劉漢龍等[5]給出了經過坐標變換后的雙曲線表達式：

式中：εult為砂土液化后q-εd曲線上的應變漸近值;Gi為砂土液化后q-εd曲線上應變為ε0時的切線模量。因此，在強度恢復階段的總應變ε為：

3.2模型驗證

以曲線2、4、5、6的數據進行二階段模型適應性的驗證，結果見圖5。由圖5可知預測模型與試驗數據能較好地重合，在強度恢復段二者的誤差較小；在低強度段，模型值預測其零有效應力時的軸向應變ε0，因為試樣在該階段基本處于流體狀態，幾乎沒有抗剪切能力，對極小的應力都能產生較大的變形，應力變化無法體現試樣的快速變化，因此在某個極小的應力區間內可完成零有效應力狀態的應變過程。王艷麗等[5]給出了應力區間為0～5kPa，認為在5kPa時對應的軸向應變就是低強度段向強度恢復段過渡的臨界點。在強度恢復段，隨著變形的發展，剪脹作用使超靜孔隙水壓力下降，壓縮水向自由水轉變，有效應力增加，試樣強度也逐漸得到恢復，應變發展與加載應力有關，其應力-應變關系適用試樣液化前的應力-應變關系，因此該階段可用雙曲線模型進行擬合。雙曲線模型只考慮強度恢復階段的數據點，無需考慮試驗數據的整體性，因此擬合的效果要高于文獻[5]中的驗證效果。因此，本文提出的二階段本構模型對杭州灣粉質土液化后的變形特性有較好的適應性。

圖5　預測曲線與試驗數據(f=1 Hz,σ 3c=50 kPa) Fig.5　Test and predicted curves (f=1 Hz,σ 3c=50 kPa)

4結語

通過室內動三軸試驗研究杭州灣粉質土液化后的強度和大變形特性，初步探討振動頻率、圍壓、前期最大軸向應變對大變形特性的影響因素，提出杭州灣粉質土液化后的二階段本構模型，模型驗證較為吻合。由于粉質土液化后零有效應力狀態時的應變處于主導地位，本文只考慮前期最大軸向應變的影響，其他振動頻率、圍壓等參數對零有效應力狀態時的應變的影響程度和量化還有待研究。

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