循环预剪作用对饱和粉土抗液化强度和孔压发展的影响

丰土根，王 飞，张福海

(1.河海大学岩土力学与堤坝工程教育部重点实验室，江苏 南京 210098;2.河海大学岩土工程科学研究所，江苏 南京 210098)

近年来，越来越多的海洋建筑物修建在粉土地基上，对海洋粉土在波浪荷载作用下动力特性的研究显得日益重要.波浪荷载具有周期长、作用时间长等特点，尤其是波浪荷载作用的持续性使海洋建筑物在经受巨大的波浪荷载作用之前，已经受若干较小波浪荷载的作用，这些小波浪将会对海基产生影响，形成“预剪效应”.W.L.Finn等［1］研究发现了对饱和砂土二次加载液化强度影响的门槛剪应变.A.K.Ishihar等［2］研究发现小预剪作用会提高饱和砂土的液化强度.M.Oda等［3］认为砂土二次加载液化强度的显著降低，主要是由预剪过程中土体所形成的高度各向异性结构造成的.张振东［4］认为，随着循环应力幅值的增加，饱和砂土的抗液化强度不断得到提高.苏栋等［5］发现小地震极大地提高了饱和砂土的抗液化能力，而遭强震下液化的砂土可能在以后强度相对较小的地震中再次液化.曹宇春等［6］提出了粉土孔隙水压力发展模型，并与细砂的孔隙水压力发展模型进行了对比.曾长女等［7］提出了振动孔隙水压力比与振次之间满足双曲线的发展模式.张健等［8］利用空心圆柱仪对饱和粉土进行了一系列模拟波浪荷载的循环三轴－扭剪耦合试验，发现归一化后的振动孔隙水压力比与振次比之间的关系可以用反正弦三角函数来拟合，拟合参数θ与偏应力比和相对密实度成正比，与频率无关.可见，以往学者多以砂土为预剪效应研究对象，研究粉土的较少，因为最早液化问题的研究主要是针对砂土，粉土液化问题是后期提出的，且砂土试验容易操作，粉土在成样上较困难，研究受到局限.考虑波浪荷载预剪效应时忽略了波浪荷载长期性的特点，循环预剪振次较少;对饱和粉土孔隙水压力发展模式的建立没有考虑波浪荷载的预剪效应.

本研究通过循环三轴试验，针对饱和粉土，在均等固结条件下，研究不同循环预剪应力和循环预剪振次对饱和粉土抗液化强度的影响，对不同情况下的振动孔隙水压力比与振次比归一化曲线进行数学拟合，并对拟合参数的影响因素进行分析.

1 试验设备与方法

1.1 试验设备

DDS－70微机控制电磁式振动三轴仪用于研究土动力特性，适用直径39.1 mm，高80 mm圆柱体试样，轴向最大力1370 N，侧向压力为0～0.6 MPa，反压0～0.3 MPa，频率范围0.1～10 Hz，最大允许轴向位移20 mm.具有自动采集数据和处理功能.

1.2 试验材料

粉土采自东营黄河口.制备试样尺寸φ39.1 mm×80 mm.级配曲线如图1所示，粉粒质量分数85%，粘粒质量分数11%，砂粒质量分数5%.

图1 级配曲线

试样为粉土重塑试样，控制干密度为1.55 g·cm－3，初始含水率为12%，制样采取分层击实法，分5层击实，击实到相应高度后，各层接触面刮毛，以保证上下层接触良好.试样饱和采取真空饱和法，确保孔隙水压力系数B≥0.98.粉土基本物理性质指标如下:相对体积质量为2.71，液限为28.88%，塑限19.52%，塑性指数为9.36.

1.3 试验方案

控制三向均等初始固结条件，周围压力σ3=100 kPa.首先，试样在σ3下固结排水，当试样固结稳定后关闭排水阀.其次，不排水条件下对试样施加较小的循环预剪应力σd1，并设定循环预剪振次Np.在循环预剪作用完成之后(试样未发生破坏)，重新打开排水阀固结排水.最后，施加一定幅值的二次循环应力σd2直至试样液化破坏.循环预剪和二次循环作用阶段循环荷载的振动频率都为1 Hz.

试验分4组，σd2不变，研究不同σd1和Np对饱和粉土抗液化强度和孔压发展的影响.方案见表1.

表1 试验方案

1.4 试验结束控制条件

破坏标准分为孔压破坏标准和应变破坏标准，本研究的粉土试样在振动过程中孔隙水压力不能达到有效围压，因此，取试样双幅轴向动应变达到5%时的初始液化状态［9］作为破坏标准，其相对应的振次为破坏振次Nf.

2 结果与分析

2.1 循环预剪阶段孔隙水压力和轴向应变发展规律

循环预剪应力 σd1为25.6，33.8和38.2 kPa，设定最大循环预剪振次为150次，此时，循环预剪阶段不同循环预剪应力下的孔压增长曲线和轴向应变增长曲线如图2所示.

由图2可知:在3种不同的循环预剪应力作用下，预剪阶段饱和粉土孔隙水压力增长较慢，后期孔压的发展基本处于平稳状态，最终孔隙水压力最大约40 kPa，未达到围压.不同的循环预剪应力作用下，预剪阶段轴向应变变化非常小，远未达到5%轴向应变的破坏标准.所以本试验预剪阶段试样未发生破坏，对循环预剪应力的选取较为合理.

图2 循环预剪阶段孔压应变曲线

2.2 循环预剪应力对饱和粉土抗液化强度的影响

当循环预剪振次Np分别为50，100和150次时，不同的循环预剪应力作用下，饱和粉土的孔隙水压力发展曲线如图3所示.循环预剪应力σd1与二次加载时破坏振次Nf之间的关系如图4所示.

图3 不同的循环预剪应力作用下，振次－孔隙水压力关系曲线

图4 循环预剪应力与破坏振次关系

由图3，4可知:无循环预剪作用时，在二次循环应力σd2=58.1 kPa作用下，饱和粉土破坏振次为15次;循环预剪振次 Np=100次时，在 σd1=25.6 kPa时振次为 29次，σd1=33.8 kPa时为68次，σd1=38.2 kPa时为82次，破坏振次提高了67次;循环预剪振次为50，150次时，两者有相似的提高规律.

因此，相同循环预剪振次下，随着循环预剪应力的增大，二次加载时饱和粉土达到破坏标准时的振动次数大大增加.循环预剪应力对饱和粉土在二次加载时的孔压发展有很大影响，在循环预剪应力未能造成土体液化时，较小的循环预剪应力可以提高饱和粉土的抗液化强度，但影响不大.随着循环预剪应力的增大，饱和粉土抗液化强度的提高更加明显，说明在饱和粉土遭受破坏荷载之前经历的较小荷载可以提高其抗液化强度，延缓液化的发生.

由于多数试验都是沿用研究地震荷载的思路，直接施加破坏荷载，破坏振次较少，忽略了波浪荷载的预剪效应.因此，只有考虑了预剪效应，对波浪荷载下饱和粉土液化特性的研究才能更接近实际，才能更好地揭示波浪荷载下粉土液化的机理，为工程设计提供合理的依据，避免参数选取过于安全带来不必要的浪费.

循环预剪作用可以提高饱和粉土的抗液化强度，主要是因为循环预剪作用下饱和粉土的孔压有部分提高，重新排水固结之后其微观结构将发生变化，其强度得到了提高.一方面，因为土颗粒在循环预剪过程中发生了重新排列，孔隙比减小，且孔隙更加均匀，从而土体变得更密实，使土体结构更加均匀与稳定;另一方面，在循环预剪过程中，砂粒间咬合作用得到一定程度的提高，粘粒的存在也使得土体胶结作用增强，从而饱和粉土形成了更加稳定结构.

循环预剪应力作用下，粉土试样不会发生液化，土颗粒仅重新排列而未发生破碎，较小循环预剪应力对粉土影响小，与无循环荷载相比，粉土孔隙变化较小，粉土振动压密现象不明显，颗粒咬合作用和胶结作用增强较少，因此粉土抗液化强度提高较少;随着循环预剪应力增大，粉土振动压密现象越明显，砂粒咬合作用和粘粒胶结作用提高较多，试样结构更加均匀和稳定，所以粉土抗液化强度大大提高.

2.3 循环预剪振次对饱和粉土抗液化强度的影响

当循环预剪应力σd1为25.6，33.8和38.2 kPa时，不同的循环预剪振次下，饱和粉土的孔隙水压力发展曲线如图5所示，循环预剪振次Np与二次加载时破坏振次Nf之间的关系如图6所示.

图5 不同循环预剪振次下，振次－孔隙水压力关系曲线

图6 循环预剪振次与破坏振次关系

由图 5，6可知:当循环预剪应力 σd1=33.8 kPa，循环预剪振次 Np=50，100，150 次时，饱和粉土在σd2=58.1 kPa作用下达到破坏时的振次为56，68，75次，破坏振次得到提高，循环预剪为25.6 kPa和38.2 kPa时有相似的提高规律.

因此，相同循环预剪应力下，随着循环预剪振次的增加，二次加载时饱和粉土达到液化时的振次有所增大.循环预剪振次对粉土的抗液化强度有影响，当循环预剪应力较小时，随着循环预剪振次的增加，粉土达到液化时的振次有所提高却不明显，其抗液化强度提高的较小;在较高的循环预剪应力下，随预剪时间的增长，饱和粉土的抗液化强度提高的较多，但是当循环预剪振次超出某一值时，饱和粉土的抗液化强度可能不会继续得到提高.

循环预剪作用可以使饱和粉土振动压密，随着循环预剪振次增加，饱和粉土的抗液化强度有所提高.循环预剪应力较小时，饱和粉土振动压密水平较低，在较少的循环预剪振次时已达到该水平，随着循环预剪振次的提高，土颗粒不会破碎也无法重新排列，土体的压密程度、颗粒的咬合作用和胶结作用不会再得到提高，其结构变化较小，土体强度不会再得到提高，从而在较高的循环预剪振次作用下，饱和粉土的抗液化强度提高不明显.

循环预剪应力较大时，达到该循环预剪应力下的振动压密水平所需振次较高，所以随着循环次数增加，饱和粉土抗液化强度提高得较多，但是当循环次数达到某一值时，土体达到该循环预剪应力水平下的稳定密实状态，其抗液化强度不会再提高.

2.4 循环预剪作用对孔隙水压力发展规律的影响

有无循环预剪作用时，饱和粉土孔压比－振次比归一化曲线如图7所示.

图7 振次－孔压归一化曲线

由图7可知:无循环预剪荷载施加时，饱和粉土的孔隙水压力增长模式为双曲线，在振动初期孔隙水压力快速增长，后期发展缓慢.有循环预剪荷载作用时，饱和粉土孔隙水压力发展模式为反正弦，不同循环预剪应力和循环预剪振次下的孔压比－振次比归一化曲线离散性较小，孔隙水压力发展模式不依赖于循环预剪应力和循环预剪振次.

反正弦孔隙水压力模式呈现快→平稳→急剧上升的现象，循环荷载施加初期孔压上升较快，中期孔压以较小的增长率发展，在后期孔压急剧上升达到初始液化［10］.

孔压增长规律受到土性、动荷条件、初始固结条件等的影响.无循环预剪作用时孔压增长模式不一定只是双曲线.为此，有无循环预剪作用饱和粉土的孔压发展模式不同.由于粉土的渗透系数较小，在振动初始阶段，孔压不易消散和转移，致使孔隙水压力增长较快，在该阶段有无循环预剪作用孔压增长方式相似.

由于粘粒的存在，在循环预剪作用之后，粉土中粘粒的胶结作用提高，致使试样的强度提高，结构更加的稳定，因此循环预剪作用后粘粒的这种作用更大程度阻碍了孔隙水压力的快速发展，使孔压的发展处于一个稳定阶段，而本研究较高的二次振动荷载使得无循环预剪作用时粘粒的作用不明显，孔压持续快速发展.循环预剪作用延缓了孔压在中期的快速发展，到后期时，试样发生软化，结构强度急剧降低，致使孔压急剧增长，而无循环预剪作用的粉土在后期孔压已经很大不会急剧上升，此时孔压增长缓慢并最终将接近围压处于稳定阶段.

有循环预剪作用时饱和粉土孔隙水压力发展模式与H.B.Seed等［11］建议的饱和砂土液化时得到的反正弦振动孔压发展规律曲线形态相接近，其拟合关系可以表达为

不同的循环预剪应力和循环预剪振次下的饱和粉土振动孔压比－振次比归一化曲线与拟合曲线如图8所示.

由8图可知:在不同循环预剪应力和不同循环预剪振次作用下，拟合参数θ=0.2～0.4.当循环预剪振次Np=50次时，随着循环预剪应力的增大，θ呈先增大后减小趋势，整体上呈减小趋势;Np=100次时，θ随着循环预剪应力的增大逐渐减小;Np=150次时，随着循环预剪应力的增大，θ呈先减小后增大趋势，整体呈减小趋势.σd1=25.6 kPa和σd1=33.8 kPa时，循环预剪振次对θ的影响较小;σd1=38.2 kPa时，θ随着循环预剪振次的增大而逐渐减小.

图8 归一化曲线与Seed公式拟合孔压发展曲线

3 结论

通过不同循环预剪作用下的动三轴试验，可以得出以下结论:

1)在较小的循环预剪应力作用下饱和粉土在预剪阶段不会发生破坏.

2)循环预剪应力越大，二次加载时饱和粉土达到破坏标准时的振动次数越多，抗液化强度越高.

3)循环预剪振次的增多能提高饱和粉土的抗液化强度，但循环预剪应力较小时提高得不明显，当循环预剪振次达到某一值时，其抗液化强度不会再得到提高.

4)无循环预剪作用时，饱和粉土孔压发展模式为双曲线;有循环预剪作用时为反正弦，反正弦拟合参数较小，为0.2～0.4.

References)

［1］Finn W D L，Bransby P L，Pickering D J.Effect of strain history on liquefaction of sand［J］.Journal of the Soil Mechanics and Foundations Division，1970，96(6):1917－1934.

［2］Ishihar A K，Okada S.Effect of stress history on cyclic behavior of sand ［J］.Soil and Foundation，1978，18(4):31.

［3］Oda M，Kawamoto K，Suzuki K.Microstructural interpretation on reliquefaction of saturated granular soils under cyclic loading［J］.Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2001，127(5):416－423.

［4］张振东.预剪对饱和松砂剪切特性的影响及亚塑性边界面本构模型改进［D］.大连:大连理工大学土木工程学院，2008.

［5］苏 栋，李相崧.地震历史对砂土抗液化性能影响的试验研究［J］.岩土力学，2006，27(10):1815－1818.Su Dong，Li Xiangsong.Centrifuge investigation on effect of seismic history on resistance of sand to liquefaction［J］.Rock and Soil Mechanics，2006，27(10):1815 －1818.(in Chinese)

［6］曹宇春，王天龙.上海粉土液化特性及孔压模型的试验研究［J］.上海地质，1998(3):60－64.Cao Yuchun，Wang Tianlong.Experimental study on liquefaction behavior and pore pressure model of silt in Shanghai［J］.Shanghai Geology，1998(3):60 － 64.(in Chinese)

［7］曾长女，刘汉龙，丰土根，等.饱和粉土孔隙水压力性状试验研究［J］.岩土力学，2005，26(12):1963 －1966.Zeng Changnü，Liu Hanlong，Feng Tugen，et al.Test study on pore water pressure mode of saturated silt［J］.Rock and Soil Mechanics，2005，26(12):1963 －1966.(in Chinese)

［8］张 健，高玉峰，沈 扬，等.波浪荷载作用下饱和粉土反正弦孔压拟合参数影响因素分析［J］.岩土力学，2011，32(3):727－732.Zhang Jian，Gao Yufeng，Shen Yang，et al.Factor analysis of fitting parameter for saturated silt arcsin pore water pressure under wave loading［J］.Rock and Soil Mechanics，2011，32(3):727 －732.(in Chinese)

［9］吴世明.土动力学［M］.北京:中国建筑工业出版社，2000:250－256.

［10］Georgiannou V N，Tsomokos A，Stavrou K.Monotonic and cyclic behavior of sand under torsional loading［J］.Geotechnique，2008，58(2):113－124.

［11］Seed H B，Lysmer J，Martin P P.Pore-water pressure changes during soil liquefaction［J］.Journal of Geotechnical Engineering Division，1976，102(4):323 －346.