飽和粉土液化及液化后力學特性試驗研究

豆慧，楊永香，郝小紅

（華北水利水電大學 地球科學與工程學院，河南鄭州 450046）

0 引言

粉土是介于黏性土和砂土之間的一類土，受到地震荷載的作用易發生液化，而地震荷載作用下土體的液化往往會導致地下管線破壞、地基失穩、大量建筑物沉陷和倒塌等災害現象，給國民經濟和人民生命財產帶來極嚴重的損失。

目前，國內外學者在飽和粉土液化的機理、液化的影響因素和液化的評估方法等方面已取得了大量的研究成果[1-6]。近年來，學者們對飽和土體液化后的強度與變形特性方面也展開了一系列的試驗研究，Soroush A和Yasuhara K等[7-9]基于對砂質黏土、黏土和粉土的室內試驗研究結果得出，其在液化后單調靜荷載作用下的應力-應變關系曲線表現為應變硬化型，試驗過程中隨著應變的不斷增大，試樣的切線模量逐漸減小。曾長女[10]利用全自動多功能靜動三軸儀開展了飽和粉土的液化試驗及液化后變形試驗，對細粒的含量和干密度等因素對粉土液化后變形特性的影響規律進行了研究。劉漢龍等[11]對不同干密度的飽和粉土樣展開了液化后變形特性試驗，提出了飽和粉土液化后的變形模式并探討了模型參數的相關推導過程，分析了干密度、不規則循環振動荷載和小幅預振等因素對粉土液化后變形特性的影響規律。

然而，以往的試驗研究認為在地震荷載作用下液化后土體內的孔隙水壓力來不及消散，所以，大多是采取動加載后立即施加單調荷載在不排水條件下進行剪切試驗的方法，但在實際地震場地中，土體往往是處于自然排水條件下，孔隙水壓力能夠有一定程度的消散的。本文采用GCTS動三軸儀在不排水條件下對飽和粉土進行動三軸液化和液化后試驗，即進行飽和粉土液化試驗及在飽和粉土液化后進行不同程度的孔隙水壓力消散后，再進行三軸剪切試驗。研究飽和粉土的液化特性以及液化后孔壓消散程度對液化后粉土力學特性的影響規律。

1 試驗土樣與方法

1.1 試樣制備

試驗所用粉土取自鄭州東區某一施工現場，采用的重塑粉土樣是通過在粉土中摻入砂土和黏土的方法制備而得，顆粒級配曲線如圖1所示，顆粒級配分析結果如表1、表2以及表3所示。粉土不均勻系數Cu=4.47，曲率系數Cc=1.71，平均粒徑d50=0.07，級配不良。含水率w=15%，干密度ρd=1.5 g/cm3，試樣直徑為5cm，高度為10cm，采用濕搗法，分三層來制樣，根據干密度和含水率確定每層土樣的質量，對其接觸面進行刮毛，以此來保證上下層土樣間接觸面的良好。

圖1 顆粒級配曲線

表1 粉土顆粒分析試驗結果

表2 砂土顆粒分析試驗結果

表3 黏土顆粒分析試驗結果

圖2 荷載架和三軸壓力室

圖3 裝好的試樣

圖4 試驗加載過程

1.2 試驗方法

試驗設備采用美國GCTS公司生產的動三軸儀，其荷載架和三軸壓力室如圖2所示，該儀器測試模塊包括飽和、固結、靜態加載、動態加載和通用模塊。試樣飽和后在50kPa初始有效固結壓力下（模擬現場條件下一定埋深的土體在動荷載作用開始時所處的靜應力狀態）進行等壓固結，固結結束后，在不排水條件下采用應力控制方式施加循環振動荷載，頻率為1Hz（模擬地震荷載的作用），波形為正弦波，待試樣達到液化狀態時（液化標準：孔壓等于初始有效圍壓即u=σ3）立即停止動荷載的施加，使土樣進行不同程度的排水，孔壓進行不同程度消散 （即土體進行了不同程度再固結）后再采用應變控制方式施加單調軸向荷載，然后在不排水條件下進行三軸剪切試驗，以一定的剪切速率來控制試樣的變形，當其軸向應變大于15%時，停止軸向荷載的施加，認為試樣達到破壞狀態，此時試驗結束。裝好的試樣和試驗加載過程分別如圖3和圖4所示，具體試驗方案見表4。

表4 試驗方案

2 飽和粉土液化試驗研究

2.1 試驗結果分析

飽和粉土在動應力幅值為35kPa作用下的時程曲線如圖5所示。由圖5可以看出，在循環振動荷載施加的初期，試樣內的孔隙水壓力較低，軸向應變很小，隨著振動次數的逐漸增加，試樣結構逐漸遭到破壞，其軸向應變慢慢增大，孔隙水壓力不斷累積直至達到初始有效固結壓力，此時土的強度全部喪失，土體達到液化狀態。

圖5 35kPa動荷載作用下動應力、動應變及孔隙水壓力時程曲線

2.1.1 不同動荷載幅值作用下飽和粉土液化強度分析

圖6為飽和粉土的抗液化強度曲線。由圖6可知，循環振動荷載大小對飽和粉土抗液化強度的影響較為明顯，隨著動荷載的增大，其發生液化所需要的破壞振次逐漸減小，抗液化強度降低。

圖6 動強度曲線

2.1.2 孔隙水壓力發展趨勢曲線分析

圖7為不同振動荷載下孔隙水壓力的發展曲線。從圖7可以看出，隨著動應力幅值的增加孔壓增長速率逐漸增大。當振動周次為10時，15kPa、25kPa和35kPa動荷載作用下的孔壓值分別增加至4.5kPa、8.5kPa和16.8kPa左右，在振動過程中，試樣處于加載剪脹和卸載剪縮往復循環的狀態，孔壓隨著動荷載的變化也表現出周期性循環變化，隨著振動次數的增加，孔壓不斷上升，且施加的動荷載幅值越大，試樣在一個振動周期內的孔壓幅值變化范圍越大。當動荷載振幅為15kPa時，在前幾個振動周期內孔壓上升很緩慢，當振動次數在4～35之間時，孔壓發展較快，當振動次數在35～60之間時，孔壓增長速率又開始變慢，振動次數達到60之后，孔壓迅速增長直至達到初始有效圍壓為止，試樣達到液化，動加載試驗結束，其孔隙水壓力發展規律表現為“慢-快-慢-快”；在25kPa動荷載幅值作用下，在動加載的開始階段，動荷載加載周數在0～3之間時，孔壓發展很緩慢，動荷載加載周數在3～30之間時，振動孔壓發展較快，之后孔壓發展速度開始變慢，振動孔壓增長速率表現為“慢-快-慢”；當施加的動應力幅值為35kPa時，孔壓快速增長達到圍壓，試樣達到液化標準，試驗結束。可見，孔壓發展速度受動荷載大小影響很大，當對試樣施加動荷載時，孔隙水壓力會增加，進而抗剪強度會減小，如果振動幅度大，孔隙水壓力增長速度過快并且在短暫的時間內排不出去，則當孔隙水壓力發展到初始固結壓力時，有效應力為零，此時土體顆粒從原來所處的位置離開，但還沒有過渡到新的平衡位置上，與周圍的顆粒完全脫離了接觸，在水中懸浮著，呈現液體的流動狀態，其抗剪強度喪失，剪切模量幾乎等于零，達到液化狀態。

圖7 孔隙水壓力發展趨勢曲線

2.1.3 軸向應力-應變關系曲線分析

圖8為不同振動荷載下應力應變關系曲線。從圖8可以看出，飽和粉土的動應力應變關系具有強烈的非線性性質，在動荷載剛施加的前幾周內，滯回曲線均呈近似的橢圓形狀，比較陡峭，都是垂直于應變軸，滯回圈面積不大，說明此階段土體能量耗損不大，試樣產生的軸向應變小，當動應力值為0時，試樣應變可以回到0，表明試樣在此階段的變形為彈性變形。隨著振動過程的逐漸進行，土體結構發生破壞，當動應力值為0時，試樣應變回不到0，表明試樣在此階段產生了不可恢復的塑性變形，滯回圈位置和其形狀隨著動應變幅值的大小變動而發生了變化，滯回圈逐漸傾斜，試樣的模量逐漸減小。當動荷載振幅為15kPa時，其滯回圈開始階段是向拉應變方向發展，慢慢地拉壓應變同時發展，但是拉應變的發展快于壓應變的發展，最后階段壓應變迅速發展，但是總體上來說，壓應變的發展還是稍落后于拉應變的發展，發展速度是先慢后快。當動荷載振幅為25kPa時，其滯回圈漸漸偏向拉應變方向，在振動的前幾周發展緩慢，隨后發展較快。當動荷載振幅為35kPa時，開始階段，滯回圈的拉壓應變幾乎同時增長，但是隨著振動過程的進行，滯回圈漸漸向拉應變方向發展，總的來看，拉應變的發展快于壓應變的發展，發展速度較快。

圖8 不同動應力幅值下應力-應變曲線

3 飽和粉土液化后變形特性試驗研究

3.1 試驗結果分析

圖9、圖10分別為液化后不同孔壓消散程度的飽和粉土進行三軸剪切試驗的孔壓應變曲線和偏應力應變曲線。由圖9、圖10可以看出，飽和粉土液化后孔壓先消散一定程度再進行三軸剪切試驗，對液化后粉土力學特性產生的影響較為明顯。從圖中孔壓-應變關系曲線可以看出，在軸向加載的初始階段，孔壓都有一定小幅度的增加但是很快就達到峰值，然后孔壓又開始隨著軸向應變的不斷增加而呈現減小的趨勢，說明試樣在動加載結束后經過了不同程度再固結后，再施加軸向荷載時先表現出輕微的剪縮然后又呈現出其剪脹特性，并且施加軸向荷載前孔壓消散程度越大 （即試樣再固結程度越大），則在進行三軸剪切試驗時，其表現出的剪脹特性就越明顯，孔壓消散速度越快，抗剪強度增加速度也越快。孔壓消散程度越大，則施加軸向荷載時，試樣的應力-應變曲線斜率越為陡峭，試樣的剪脹趨勢表現得越明顯，剪切階段的主應力差增加速度越快，在相同的剪應力作用下，試樣的強度越高、產生的變形越小，因為隨著孔壓消散程度的增大，從試樣內排出的水量就越多，試樣再固結程度增加、相對密度提高，土顆粒之間的接觸強度變大，土樣變得更加密實，土骨架結構的整體性增強，試樣結構得到了改善，土體顆粒骨架承受外部荷載的能力提高，因此施加軸向荷載階段飽和粉土抗剪強度隨著試樣液化后再固結程度的增大而增加。試樣在軸向荷載作用下的應力-應變曲線發展趨勢比較相似，呈應變硬化型，應力隨著應變的不斷發展而逐漸增大，土樣逐漸恢復強度，其抗剪強度不斷增加，在施加軸向荷載的初始階段剪切模量最大，隨后隨著軸向應變的增加，剪切模量逐漸降低。

圖9 液化后粉土的孔壓消散了不同程度后再進行三軸剪切試驗的孔壓-應變關系曲線

圖10 液化后粉土的孔壓消散了不同程度后再進行三軸剪切試驗的應力-應變關系曲線

由圖10可以看出，液化后粉土的孔壓在經過不同程度消散后的三軸剪切試驗應力應變關系可以用對數函數較好地擬合，擬合值與試驗值吻合度較好，該擬合曲線可以較好地反映飽和粉土液化后靜加載前孔壓消散程度對其液化后進行三軸剪切試驗時試樣強度的影響規律。

式中：q為偏應力；ε為軸向應變；a，b為擬合模型參數。

表5為擬合曲線的相關參數。由表5可以看出，隨著液化后孔壓消散比的增大，擬合模型參數a和b的值逐漸增加，表現為在液化后靜加載時，在相同的軸向應變情況下，靜加載前孔壓消散比越大的試樣其強度值恢復得越快。

表5 擬合模型參數和相關系數

圖11飽和粉土液化后孔壓消散比與不排水抗剪強度關系曲線

圖11 是飽和粉土液化后孔壓消散比與不排水抗剪強度的關系曲線，對其進行擬合，可以看出：兩者具有較好的指數關系，兩者之間的相關性較高，相關性系數為0.987，擬合曲線表現的指數關系如式（2），即

飽和粉土液化后孔壓消散比會對液化后飽和粉土不排水抗剪強度產生較為明顯的影響，其值隨著飽和粉土液化后孔壓消散比的增加而變大。

土的摩擦強度σtanφ與黏聚強度c構成了土的抗剪強度。內摩擦包括滑動摩擦和咬合摩擦，滑動摩擦是在土顆粒之間發生相對滑動時產生，而咬合摩擦是由于相鄰土粒打破原咬合狀態，發生相對移動時產生。在循環荷載的作用下飽和粉土液化后，待其孔隙水壓力進行不同程度的消散，即液化后土樣進行了不同程度的再固結后，再對其施加單調荷載進行三軸剪切試驗時，液化后土樣的孔壓消散程度越大，則土顆粒間的排列越緊密，土粒間的咬合作用越強，在剪切過程中，土樣體積脹大發生剪脹的現象就越明顯，顆粒之間的滑動摩擦強度和咬合摩擦強度相對越大。此外，土體顆粒之間的膠結作用力、靜電力和范德華力等物理化學作用力的存在決定了土的黏聚強度。液化后靜加載前孔壓消散程度越大，則顆粒間排列越緊密，土顆粒之間的距離越近，單位面積上土顆粒之間的相互接觸點數目就會越多，顆粒間的靜電力和范德華力越大，則黏聚強度就越大。

4 結語

本文先對飽和粉土施加循環荷載使其達到液化狀態，然后在孔壓進行不同程度消散 （即再固結）后再進行三軸剪切試驗，主要研究了動應力幅值對飽和粉土液化特性影響以及液化后孔壓消散程度對液化后粉土力學特性的影響規律，得出如下結論：

1）循環振動荷載大小會對飽和粉土樣的抗液化強度產生明顯影響，施加的動應力幅值越大，試樣達到液化狀態時所需要的破壞振次越少，表明試樣抗液化強度會隨著動荷載幅值的增大而減小；

2）孔壓增長速率受動荷載大小的影響很大。隨著動應力幅值的增大，孔壓增長速度變快，試樣達到液化狀態所需要的時間相對變短；

3）循環荷載作用下，試樣內部結構逐漸遭到破壞，試樣產生彈性變形和塑性變形，其中塑性變形為主；

4）飽和粉土液化后進行三軸剪切試驗時，隨著靜加載前試樣孔壓消散程度的增加，其抗剪強度不斷變大，應力-應變曲線的發展趨勢為應變硬化型，剪切模量隨著軸向應變的增加而不斷降低；液化后粉土的孔壓在經過不同程度消散后的三軸剪切試驗應力應變關系可以用對數函數較好地擬合。