循环荷载作用下淤泥质黏土软化试验研究

陈甦 ，李武 ，，蔡正银

（1.中交第三航务工程勘察设计院有限公司，上海 200032；2.南京水利科学研究院，江苏 南京 210029）

0 引言

我国沿海从北到南广泛分布着淤泥质海岸带，如连云港、上海、天津、宁波舟山、温州等，软土深厚、物理力学指标差、灵敏度高，容易发生软化。如何确定土体软化程度已经发展为一个新课题，它关系到软土地基与结构相互作用的动力特性，已成为迫在眉睫的关键课题。因此，许多学者开始深入探索软黏土动力特性。影响动力特性的因素有很多，最主要的有动应力幅值的大小、静偏应力、循环周次、振动频率、固结比以及土体本身的结构性等[1]。在这方面，主要是地震荷载作用下土动力特性研究，而对循环荷载所引起的土体动力特性研究则相对较少。Matsui等[2]和Yasuhara等[3]对循环荷载作用后土的强度与刚度衰减等问题进行了研究，指出了循环周次的影响。周建等[4]对循环荷载作用下正常固结饱和软黏土的刚度软化现象进行了研究，建立了含动应力幅值和循环周次的土体软化模型。Hicher等人[5]对循环荷载作用下黏土的研究成果表明，主应力方向的改变可以引起黏土结构重塑，导致黏土强度的降低。Lefebvre等人[6]研究了循环荷载作用下应变速率对土体软化的影响。Idriss等人[7]提出了软化指数概念，并建立了软化指数与循环次数之间的表达式。蔡袁强等人[8-14]研究循环荷载下引起软土软化因素，通过试验研究软土刚度软化及应变软化模型。孔令伟等人[15]通过饱和软黏土室内不排水动三轴试验，研究了循环周次和动应力幅值对土体动力特性的影响。目前对软土研究成果虽然比较深入，但是对海洋淤泥质软土的研究还比较少，特别是低围压下淤泥质土体软化特性研究。基于此，本文通过三轴试验和现场试验，研究淤泥质土的软化特性，提出土体软化的判别参数，并结合连云港地区土体特点，确定土体强度和刚度折减系数，为工程设计提供参考。

1 试验内容和方法

1.1 试样制备

本试验过程中的土样均为原状土样，其试样制备方法严格按照《土工试验规程》的要求进行。试样直径和高度分别为39.1 mm和80 mm。

通过循环荷载试验研究了波浪荷载作用下原状淤泥质黏土的动力性质。循环荷载试验的步骤包括：

1）土体固结：首先对土样施加竖向固结应力σ1c和侧向固结应力σ3c并进行固结。分别模拟初始等压固结状态和K0（K0为土体自然固结系数）固结状态，其中K0固结状态取σ3c/σ1c=0.667。竖向固结应力和侧向固结应力的加载速率相同，约为10~20 kPa/h，固结时间约20 h。

2）不排水条件下施加轴向循环荷载，以模拟波浪风暴荷载的作用：当固结应力作用下的静应变稳定后，沿土样轴向施加正弦波形式的循环应力σd。循环应力相当于波浪循环荷载作用下在地基土内引起的附加动应力。由于软黏土的渗透系数非常小，且风暴波浪荷载持续时间通常在数10 h左右，在此过程中可近似认为饱和软黏土地基处于不排水状态，通过对土样施加不同的固结应力、循环应力幅值，研究土体在不同风暴荷载作用下的动力性质。

1.2 试验设备

循环三轴试验和静三轴试验均在GDS动三轴试验系统（DYNTTS）上进行，试验系统如图1所示。该系统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。采用两个压力控制器连接到计算机和压力室，一个用来控制围压，一个用来设置反压和测量体积变化。通过内置水下荷重传感器来测量轴向力。通过独立闭环控制轴向应力和围压，可施加正弦波、半正弦波、三角波、方波和自定义波等波形。位移精度为0.07%，轴向力精度小于荷重传感器量程的0.1%，孔压通过连接在底座上的孔压传感器测量。

图1 GDS动静三轴试验系统

2 试验结果与分析

2.1 累积轴向动应变发展模式

在循环荷载作用下土体的累积轴向应变εp与循环周数N的关系如图2所示，等压固结土样在不同幅值循环应力作用后的轴向应变如图3。

图2 K0固结土样累积应变随循环周数的变化关系

由图2、3可知，K0固结和等压固结土样在循环荷载作用后表现出相同的变形特性，即循环应力幅值比σcy/σ1c越大，累积轴向应变εp越大。循环应力幅值比越大，累积轴向应变达到稳定所需的循环周数越大，当σcy/σ1c为0.3时，动应力循环1 500周后累积轴向应变仍未达到稳定。

图3 等向固结土样累积轴向应变随循环周数的变化关系

图4 是循环应力幅值比为0.2，不同固结应力下的K0固结饱和土样受循环荷载作用后的累积应变增长情况。

图4 不同固结压力下累积轴向应变与循环周数关系

在循环应力幅值比相同的情况下，固结压力越大，累积轴向应变越大，且累积轴向应变达到稳定所需的循环周数也越大。

2.2 轴向循环应变幅值的发展模式

轴向循环应变幅值εcy与循环周数N的关系如图5、图6所示。其中图5为相同初始固结状态的土样在不同循环应力幅值比作用下的应变幅值；图6为相同循环应力幅值比，不同初始固结应力的土样循环荷载试验结果。

图5 轴向循环应变幅值与循环周数关系

图6 轴向循环应变幅值与循环周数关系

由图5、图6可知，固结压力和循环应力幅值比σcy/σ1c越大，轴向循环应变幅值εcy越大，且轴向循环应变幅值达到稳定所需的循环周数也越大。在循环周数N大于约1 000周后轴向循环应变幅值会达到稳定。

2.3 动孔压增长模式

黏性土在循环三轴试验中孔压的变化往往具有滞后性，同时在循环荷载作用下试样在轴向和径向上会形成孔压梯度，为使孔压测量结果具有一定的代表性，孔压值取每个循环周期内的平均值uavg。

图7为不同循环应力幅值下平均孔压比值uavg/σ1c与循环周数N的关系，可以看出，循环周期越大平均孔压比值会越大。循环周数趋于1 000周时，平均孔压比值逐渐趋于稳定值。

图7 平均孔压比值与循环周数N的关系曲线

2.4 循环周期的影响

为了分析循环荷载周期对软土动力性质的影响，在竖向固结应力σ1c=150 kPa，侧向固结应力σ3c=100 kPa，循环应力幅值比 σcy/σ1c=0.2的条件下分别进行了循环周期为3 s、6 s、9 s的试验，循环周数均为1 500周。图8、图9分别为不同循环周期试验的累积轴向应变和孔压绝对值与循环周数的关系。

图8 不同循环周期下累积轴向应变与循环周数关系

图9 不同周期下平均孔压值与循环周数关系

循环周期越大累积轴向应变和平均孔压值会越大。根据图8、9中的累积轴向应变和动孔压的变化曲线，本次试验取循环周期T=9 s为工程最不利情况，据此得出的土体动力和静力软化特征能满足工程设计需要。

2.5 动模量的弱化指数

定义土体弱化指数δ为第N周动模量Ecy，N与第1周动模量Ecy，1的比值。弱化指数反映了土体在循环动力荷载作用期间抵抗变形能力的下降，数值上小于1。

循环荷载作用下弱化指数δ与循环周数N的关系如图10、图11所示。其中图10为不同循环应力幅值比试验的结果，图11为不同固结应力试验的结果。

从试验结果可以发现，随着固结压力和循环应力幅值比的增大，弱化指数δ逐渐减小，即地基土在波浪荷载循环作用过程中的动力软化越明显。循环周数小于150周时，弱化指数降低较快，超过150周后，基本趋于稳定值。

图10 不同循环应力幅值下土体弱化指数与循环周数的关系

图11 不同固结压力下土体弱化指数与循环周数的关系

2.6 循环荷载作用期间土体软化机理分析

在波浪荷载循环作用下，随着动孔压的不断上升，有效应力降低，土体动强度产生了一定幅度的降低，即循环荷载使饱和软黏土产生了动力弱化。

循环荷载作用下软黏土的强度弱化效应可从两方面来分析，就宏观方面而言，土体强度的减小是孔隙水压力增加，有效应力减小的结果；就微观方面而言，土体内部骨架长期受振动荷载往复作用后结构受到破坏，土颗粒重新排列，引起强度的衰减，衰减的程度往往受加载速率、荷载有无反向的影响。

土的抗剪强度通常由摩擦分量和黏聚分量组成，前者在动应力的往复作用下，颗粒之间常发生相对错动或滑动而形成剪切面，造成摩阻力减小；后者是由胶结力和黏着水膜组成，一般的软土在受长期振动后，结合水逐渐变成自由水，从而使土颗粒之间通过黏着水膜形成的这部分黏聚力减小。但由于本次试验的土样为现场原状样，土体内部水分中含大量的盐类阳离子，结合水较难转变为自由水，因此土体强度衰减程度低于一般软黏土。

循环荷载作用下软黏土抵抗变形的能力即模量产生了不同程度的弱化，这是由于淤泥质黏土颗粒粒径非常小，对水的渗透性能弱，振动累积孔隙水压力不容易消散，所以体积变形很小，土骨架破坏程度轻，不可恢复的累积变形主要表现为动荷载作用引起的剪切变形，因此引起的刚度软化程度相对较轻。

典型风暴潮对应的循环应力幅值在0.1~0.2之间，周期约为9 s，则地基土在循环荷载作用下的土体弱化指数为0.75~0.80，即土体强度和模量衰减了20%~25%。

3 结语

通过三轴循环荷载试验，研究了淤泥质地基土在循环荷载作用下动力特性。

1）淤泥质地基软黏土层在波浪循环荷载作用期间，稳定轴向循环应变幅值和累积轴向应变值均随着循环应力幅值和固结压力的增大而增大，在循环周期超过500周后趋于稳定。

2）在循环荷载作用下土样中平均孔压比随着循环应力幅值的增大而增大。土体内动孔压的上升引起有效应力和动强度下降，土体动模量也会产生一定幅度的软化。在循环荷载的初期，动模量的弱化随着循环应力幅值和循环周数的增大而更加显著；当循环周数超过500周时，动模量的变化较缓慢。

3）淤泥质黏土稳定弱化指数随着循环应力幅值的增大而降低。但对风暴潮的波浪循环荷载幅值，淤泥质黏土表层的模量弱化指数宜乘以0.20~0.25的折减系数，在工程设计与计算中适当考虑风暴潮期间的动强度和动模量的软化影响。

[1] 吴世明，周健，杨挺．土动力学理论与计算[M]．北京：中国建筑工业出版社，2001．

[2]MATSUIT，BAHR M，ABE N．Estimation of Shear Characteristic Degradation and Stress-Strain Relationship of Satuarated Claysafter Cyclic Loading[J]．Soils and Foundations，1992，32（1）：161-172．

[3]YASUHARA K，MURAKAMI S，SONG B W，et a1．Postcyclic Degradation of Strength and Stiffnessfor Lowplasticity Silt[J]．Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，ASCE，2003，129（8）：756-769．

[4] 周建，龚晓南．循环荷载作用下饱和软黏土应变软化研究[J]．土木工程学报，2000，32（5）：62-68．

[5] HICHER P Y，LADE P V．Rotation of Principal Directions in K0Consolidated Clay[J]．Journal of Geotechnical Engineering，1987，113（7）：774-788．

[6]LEFEBVRE G，PFENDLERP．Strain Rate and Preshear Effects in Cyclic Resistanceof Soft Clay[J]．Journalof Geotechnical Engineering，1987，113（5）：476-489．

[7] IDRISSI M，DOBRY R，SINGH R D．Nonlinear Behavior of Soft Clays during Cyclic Loading[J]．Journal of Soil Mechanics and Foundation，1978，104（12）：1 427-1 447．

[8]YASUHARA Y，HYDE A F L，TOYATA N，et a1．Cyclic Stiffness of Plastic Silt with an Initial Drained Shear Stress[C]//Proc Geotechnique Symp in Print（SIP）on Prefailure Deformation Behavior of Geomterials．London：[s.n.]，1997：371-382．

[9] 王军，蔡袁强，徐长节.循环荷载作用下软黏土刚度软化特征试验研究[J].岩土力学，2007，28（10）：2 138-2 145.

[10]王军，蔡袁强，李校兵.循环荷载作用下超固结软黏土软化-孔压模型研究[J].岩土力学，2008，29（12）：3 217-3 223.

[11]王军，蔡袁强，徐长节，柳伟.循环荷载作用下饱和软黏土应变软化模型研究[J].岩石力学与工程学报，2007，26（8）：1 713-1 719.

[12]蔡袁强，陈静，王军.循环荷载下各向异性软黏土应变-软化模型[J].浙江大学学报（工学版），2008，42（6）：1 058-1 064.

[13]王军，蔡袁强，海钧.双向激振对饱和软黏土应力应变循环刚度软化的影响[J].水利学报，2008，39（9）：1 083-1 092.

[14]王军，陈张林，蔡袁强，刘飞禹.考虑软化特性的软黏土动应力-应变关系研究[J].浙江大学学报（工学版），2007，41（6）：23-28.

[15] 张勇，孔令伟，李雄成.循环荷载下饱和软黏土的动骨干曲线模型研究[J].岩土力学，2010，31（6）：1 699-1 706.