辽宁台安砂土液化特性动三轴试验研究

刘 钢,郭文博,赵明志,张 冲

(1.西华大学土木建筑与环境学院,四川 成都 610039;2.西华大学岩土工程研究所,四川 成都 610039)

0 引言

砂土液化是一种较为常见的震害现象。在外部动荷载作用下,饱和砂土内部孔隙水压力急剧上升,当孔压增至上覆土压力时,有效应力衰减至零,此时砂土颗粒在孔隙水中呈悬浮状态,外荷载全部施加在孔隙水上,土体完全丧失抗剪强度,呈现流动状态,这种现象称为砂土液化[1]。地震引起的砂土液化,往往会导致地基丧失承载能力,引起上层建筑物下陷、滑移、倒塌,造成严重的人员伤亡和经济财产损失。

1975年辽宁海城7.3级地震、1976年河北唐山7.8级地震、1999年台湾南投7.6级地震、2008年四川汶川8.0级地震等,在震区中均出现了大面积的砂土液化,直接导致水利农田毁坏,房屋桥梁塌陷。这些破坏现象,得到了国内外岩土工程领域研究学者的广泛关注,砂土液化也成为了震害研究中的热点问题[2-3]。早在1962年,黄文熙[4]就使用能够控制反压和围压变化的动三轴仪对砂样进行了试验,得到不同受力状态下饱和砂土的液化性质。1966年,Seed等[5]采用振动加载三轴试验仪,开始模拟地震荷载下饱和砂土的受力情况,发现在低围压下,高孔隙率的饱和砂样更易发生液化。至此,能够模拟地震荷载的动力学试验,成为研究砂土液化特性的一种重要技术手段。由于受到砂土沉积历史、物理性质及取样环境等诸多因素的影响,砂土液化性质具有区域性差异。因此,国内外均对不同地区砂土的液化性质进行了广泛研究。

国外对地区砂土液化性质的研究中,Robertson等[6]通过动三轴仪模拟加拿大Ottawa原位砂的剪切波速,在极限稳定状态下建立了该砂土剪切波速与孔隙率、有效围压之间的线性方程,以更真实地得到原位砂土的液化特性。Saxena等[7]基于共振柱试验得到了美国加州Monterey标准砂的最大动剪切模量和阻尼比,并首次建立起两者的经验关系式。Díaz-Rodríguez等[8]考虑相对密度、初始有效围压、循环应力比三个因素对砂土液化性质的影响,对墨西哥的Lázaro Cárdenas砂进行了动单剪试验,发现循环应力比为0.45左右时,相对密度与初始有效围压较大的砂样也能迅速发生液化。

我国是一个多地震灾害国家,目前国内砂土液化特性的研究多针对东南沿海地区砂土。王权民等[9]对厦门砂土进行了动三轴与共振柱试验,依据液化曲线提出了该砂土的动孔压模型,并发现该砂土动剪切模量随围压增大而增大,阻尼比随围压增大而减小。陈国兴等[10]基于有效应力路径分析了南京细砂动孔压的发展阶段特征,并将动三轴循环加载过程中砂样所处的状态分别定义为初始压密、压缩和膨胀三种类型。潘华等[11]在此基础上,利用空心圆柱扭剪仪对液化后的南京细砂进行了静力再加载试验,依据该砂土孔压消散时与偏应力呈现的线性特征,提出了该砂土的孔压消散模型,发现初始有效围压对该模型有较大影响,相对密度则基本没有影响。许成顺等[12]对不同初始静孔压的福建标准砂开展了循环扭剪试验,发现该砂土初始静孔压越大,其孔压和应变的发展也就越快。由此可见,虽然我国一些地区砂土液化特性研究已经取得一定成果,但是针对液化现象的探讨仍旧没有完全覆盖我国地震易发区域。

考虑到不同地域砂土颗粒尺寸不同,级配特征也存在很大差异,因而易表现出不同的液化特性。然而,东北地区辽河中下游流域虽位于郯城—庐江地震带上,且区域广泛分布粉细砂层,但目前还鲜见对该区域砂土液化特性的研究。鉴于此,选取辽宁鞍山市台安县云柳村取土场的天然冲洪积砂作为试验材料,研究该区域砂土的液化特性。首先对取样砂土进行了基本物性及颗粒筛分试验,以初步判断该区域砂土发生液化的潜在可能。然后制备不同相对密度的砂样,并进行动三轴试验,分析各砂样的孔压、应变发展规律及其破坏特征。通过各试样液化所需循环次数,得到了该区域砂土的动强度曲线,结合试样的应力应变关系,阐述了该区域砂土的液化特性。研究成果可为该地区建筑抗震设计及砂土液化治理提供参考依据。

1 试验概况

1.1 试验材料

郯城—庐江地震带为华北和东北地区第三、第四活动期强震地震带之一。它南起安徽庐江,经过山东郯城、渤海辽东湾后,在沈阳分为向东方向发展的密山—抚顺断裂带和向西方向发展的依兰—伊通断裂带。郯城—庐江地震带总体上呈现为较缓的“S”形,从南到北总长约为2 400 km,为巨型走滑断裂带[13]。试验砂土取自郯庐地震带辽东湾至铁岭段,取土场选自鞍山市台安县云柳村,如图1所示。

图1 台安砂土取样点Fig.1 Tai 'an sand sampling point

为保证试验所用砂土不受周围自然环境的影响,特选取距离地表约2 m深的均匀土层进行取样,如图1所示。据初步调查后发现,该土层砂土为天然冲洪积砂,外观呈现浅黄色,颗粒较细,但含黏、粉粒较少。考虑到该取样点位置及砂土的特殊性,将该区域砂土定名为台安砂土。

采用丹东浩元DX-2000型X射线衍射仪测定台安砂土的矿物成分。结果表明,该砂土的主要成分为石英,含量为69.9%;次要成分为13.7%的钾长石和13.1%的钠长石。具体矿物成分列于表1[14]。

表1 试验材料矿物成分[14]Table 1 Mineral composition of test material[14]

台安砂土土粒比重Gs=2.61,最小干密度平均值ρdmin=1.370 g/cm3,最大干密度平均值ρdmax=1.790 g/cm3。采用水洗法测定台安砂土的粒径分布曲线,如图2所示。由图可知,砂样平均粒径d50=0.205 mm,不均匀系数Cu=2.37,曲率系数Cc=1.36,为级配不良砂土。

参照Lee和Fitton得到的实验室易液化砂粒径分布范围[15](见图2),试验所用台安砂土粒径分布曲线位于该范围中间位置,可初步判断台安砂土属于易液化砂。

图2 砂土粒径分布曲线及实验室易液化砂范围Fig.2 The distribution curve of sand particle size and the range of liquefiable sand in laboratory

1.2 试验仪器

试验设备采用英国GDS公司设计制造的DYNTTS-10高级动态三轴试验系统,设备简图如图3所示。仪器主要包括:提供动力的驱动装置、试验中提供反压及围压的控制器、安置试样的三轴压力室、用于排水排气和施加水压的整个管线回路、与所有控制系统相连的数据采集器以及可供人为操作的计算机。该设备使用高速直流电机作动器,可以通过装有马达驱动的基座螺旋传动,对压力室底座上的试样施加最大5 Hz、40 kN的动荷载。试验过程中,围压、反压控制器通过液压管与压力室相连。控制器通过推动蒸馏水进入压力室产生的液压来提供围压与反压,最大可提供2 MPa围压和1 MPa反压。同时,荷载传感器和位移传感器会自动将采集的数据及时反馈给数据采集系统,由计算机记录下实时荷载及应变。该三轴仪可以对砂土试样进行动三轴试验,适合用于研究饱和砂土的振动液化特性。

图3 DYNTTS-10高级动态三轴试验系统Fig.3 DYNTTS-10 advanced dynamic triaxial test system

1.3 试验方案

动荷载幅值记为σd,初始有效围压记为σ′c,则σd/2σ′c为循环应力比CSR。试验考虑试样相对密度Dr和循环应力比CSR两个因素对砂土液化特性的影响,各个试样参数见表2。所有试样直径为50 mm,高度为100 mm。

表2 动三轴试样参数Table 2 Parameters of dynamic triaxial specimens

动三轴试验按照制样、饱和、固结、施加动载的流程进行。由于试验前对试样进行了烘干处理,制样时砂土松散,难以成型,因此在制样过程中通过添加适量蒸馏水增大砂粒间的假黏聚力,以便于成样。制样过程中,重塑砂样按均分的三等份填装,每层填装后使用击实锤均匀地将砂样压实到合适高度。进行第二、三层砂土填装时,需对前一层压实后的砂土表面进行刨毛处理,使各层之间紧密贴合,保证试样密度的均匀性[16]。试样制样完成后,采用水头饱和加反压饱和的方法对试样进行饱和,直至孔压系数B值大于0.95时,认为试样达到饱和状态[17]。饱和完成后,打开排水阀门,在30 kPa有效围压下对试样进行各向同性固结,以模拟浅层砂土的受力情况。当反压体积曲线稳定不变时,认为试样已固结完成。关闭排水阀门,保持有效围压为30 kPa,对试样施加动荷载,动荷载采用正弦波形,频率为1 Hz。三轴试样所受应力状态如图4(a)所示,目标动荷载正弦波形见图4(b)。试样在动荷载作用下发生初始液化后,继续施加5～10个应力循环后停止试验。

图4 试样受力状态及动荷载正弦波Fig.4 Stress state of the sample and sine wave under dynamic load

试样发生初始液化的标准可以分别通过动孔压ud或动应变εd进行判断。试验过程中动孔压发展至初始有效围压(30 kPa)时[18],可认为试样发生初始液化。采用动应变判断试样初始液化时,存在2.5%或5%两种应变幅值,具体取值需参考取样砂土上层建筑物的性质[19-20]。基于研究初期对取土点的调查结果,结合经验选取εd=5%作为判断试样初始液化的标准[21]。由于动孔压指标是通过有效应力原理得到的,结果较为精确。动应变指标为经验数值判断,存在一定误差。因此试验中主要以动孔压判断试样是否发生初始液化,当动孔压始终未能达到30 kPa有效围压时,以动应变作为判断试样初始液化的标准。

1.4 试样饱和方法

我国《土工试验方法标准(GB/T 50123—2019)》、《铁路工程土工试验规程(TB 10102—2010)》、《土工试验规程(SL 237—1999)》对三轴试样饱和均有规定,砂土或粉土可采用水头饱和,水头饱和不能达到饱和要求时,则可进一步采用反压饱和。但国内对反压饱和中每级反压静置时长仍缺乏系统性的讨论。通过研究,发现反压静置时长与反压饱和效率存在紧密联系,因此本节单独讨论台安砂土的饱和方法。试验饱和过程分三步进行:

(1) 通二氧化碳来置换孔隙内的空气。实践表明,仅依靠水头饱和难以完全排尽三轴试样中的孔隙气体,后续还需增加反压来提升气体在孔隙水中的溶解度。考虑到二氧化碳在水中的溶解度远大于空气,故用二氧化碳置换空气,目的在于提升后续反压饱和步骤的效率。试验时,在20 kPa围压条件下,以5.0～7.5 kPa的气压将钢瓶内的二氧化碳气体从试样底部通入,持续时间为1 h。

(2) 水头饱和。完成第一步后,试样孔隙内存在大量的二氧化碳和少量空气,通过从试样底部通入蒸馏水,将孔隙气体从试样顶部挤出。试验时,利用反压控制器提供10 kPa的水压(等效为1 m水头高度),将蒸馏水从下部阀门压入试样内部,持续时间为2 h。该阶段完成后,试样孔压系数B值约为0.2,还需继续进行饱和。

(3) 反压饱和。反压饱和过程中,每级反压增加幅值为30 kPa。首先对台安砂土进行了反压饱和的探索性试验,以获得最高效的饱和方法。图5为Dr=60%的台安砂土试样B值随反压级数增长的变化情况。观察图中可以发现,水头饱和完成后,试样B值约为0.18。饱和初期,施加30～120 kPa四级反压后,每级反压静置时间1 h,B值增至0.6。再施加150～210 kPa三级反压后,每级反压静置时间1 h,B值增至0.7。这表明试样B值在达到0.6左右时,其增长速度明显减缓,开始进入饱和后期。在240～330 kPa四级反压饱中,将每级反压静置时间提升为2.5 h,即饱和十小时后,B值增至0.9。再加360、390 kPa两级反压饱和,每级反压静置时间降为1h,发现B值没有明显变化,仍在0.9左右。最后施加420、450 kPa两级饱和,每级反压静置时间再次提升为2.5 h,B值增至0.97,试样完成饱和。从上述反压加载过程可以发现,当B值增至0.6～0.7以后,进入饱和后期,较长的静置时间有利于试样完成饱和。

通过对比反压饱和过程中各阶段B值的变化情况发现:在饱和初期,即使反压较小,静置时间较短,B值也能保持较快的增长速度,迅速增至0.6～0.7左右,故该阶段可选取较短的反压静置时间,以提升饱和效率;在饱和后期,虽然反压较大,但反压静置时间较短时,试样B值的增长非常有限,故该阶段可选取较长的反压静置时间。鉴于此,为更高效地提升饱和效率,正式试验试样在前八级反压饱和中(第八级反压为240 kPa),每级反压静置时间预设为1 h;在第八级反压饱和之后,每级反压静置时间参考饱和情况预设为2～2.5 h。每加三级反压(90 kPa),监测一次B值,直到其大于0.95为止。该方法能有效提升饱和效率,并能防止动载试验时反压过大对试样液化造成的干扰。

2 试验结果

2.1 动孔压

图6为各试样动孔压ud随时间t的发展曲线。观察图6可发现,台安砂土各试样ud曲线按其增长速率可大致分为两类,分别是匀速增长型和后期陡增型。

图6中(c)、(e)、(f)、(h)、(i)为匀速增长型动孔压发展曲线。这类曲线在动荷载加载时程内,始终保持动孔压较快增长,并迅速达到30 kPa,最后在30 kPa左右保持稳定波动。由于该类动孔压曲线增长较快,均在5 s左右的加载时间里迅速增至30 kPa,所以整体近似呈现出线性增长的趋势。表明动应力幅值较大时,土体动孔压发展曲线易呈现匀速增长的发展特征。

图6 试样动孔压曲线Fig.6 Dynamic pore pressure curves of samples

图6中(a)、(b)、(d)、(g)则为后期陡增型动孔压发展曲线。在加载初期,该类动孔压发展曲线比第一类曲线整体上增长更为缓慢,但从试样ud发展至15 kPa左右起,其增长速率会明显上升。此时,随着动载循环次数的增加,每个加载循环内的波峰波谷偏离中心位置的振幅会开始迅速增大,曲线开始丧失初始的波动形态,ud迅速增至30 kPa,之后在30 kPa左右保持稳定波动。表明动应力幅值较小时,土体动孔压发展曲线易呈现后期陡增的发展特征。

图6(a)～(c)为Dr=30%试样的ud曲线,将CSR从0.05增至0.15后,试样ud发展至30 kPa的所需动载循环次数则从61次减小到4次。在图6(d)～(f)中Dr=40%的试样以及图6(g)～(i)中Dr=60%的试样均与Dr=30%的试样呈现出类似的变化规律。证明在同一相对密度下,随着CSR的增大,试样动孔压增长速率会明显加快。但是通过图6(c)、(e)、(g)发现,在CSR=0.15的应力水平下,随着试样相对密度从30%增至60%,ud发展至30 kPa的所需动载循环次数则从4次增大到14次。证明在同一CSR下,随着试样相对密度的提升,试样动孔压增长速率会明显减缓。

2.2 动应变

图7为各试样动应变εd随时间t的发展曲线。观察图7可以发现,台安砂土各试样εd曲线按增长模式也可大致分为两类,第一类是总应变持续发展型,第二类是单幅应变迅速增长型。

图7 试样动应变曲线Fig.7 Dynamic strain curves of samples

图7(a)、(c)为总应变持续发展型曲线。该类曲线在加载初期单幅应变会在横轴上下稳定波动,总应变基本不变。随着加载次数的增多,虽然单幅应变仍然在中心轴线附近波动,但总应变已经开始迅速累积增长,并持续增大。

图7(b)、(d)、(e)、(f)、(g)、(h)、(i)均为单幅应变迅速增长型曲线。在加载初期,该类动应变曲线与第一类表现类似,在横轴上下稳定波动,但在接下来几个循环里,动应变波动幅值会急剧增大,并出现最大单幅应变。之后,试样单幅应变波动偏离横轴,出现以总应变形态持续增长的残余应变,试样发生液化破坏。

观察图7中各试样εd发展曲线,能够发现试样εd增长速率同样会受到相对密度和CSR的影响,且与ud变化规律类似。以Dr=40%试样为例,其εd曲线如图7(d)～(f)所示,CSR从0.10增至0.20后,试样出现最大单幅应变时所需动载循环次数则从14次减小到3次。此外,CSR从0.15增至0.25后,Dr=60%的试样出现最大单幅应变时所需动载循环次数同样也从14次减小到3次。证明在同一相对密度下,随着CSR的增大,试样动应变增长速率也会加快。由于第一类曲线应变持续累积增长,并未出现最大单应变幅值,所以并未与第二类曲线进行对比。但对比图7(a)、(c),能够发现CSR=0.05的试样保持稳定波动的循环次数远远大于CSR=0.15的试样,同样能够证明上述结论。图7(b)、(d)中,在CSR=0.10的应力水平下,随着试样相对密度从30%增至40%,出现最大单幅应变时所需动载循环次数从11次增大到14次。图7(e)、(g)中,CSR=0.15时,试样相对密度从40%增至60%,出现最大单幅应变时所需动载循环次数从5次增大到14次。证明在同一CSR下,随着试样相对密度的提升,试样动应变增长速率也会明显减缓。

对比图6和图7,能够发现试样动孔压与动应变保持稳定发展以及出现剧烈波动的时间点基本一致。由于在初始阶段,试样内部孔压较小,且增长较为缓慢,此时试样具有一定的强度,不会产生太大变形。但当孔压超过一定阈值后,孔压开始迅速增大,有效应力随之减小,导致试样发生较大变形,最终发生液化。综合观察不同Dr和CSR下试样ud和εd的变化规律,可知台安砂土相对密度越小,施加的动荷载越大,越容易发生液化。

3 数据分析

3.1 台安砂土液化发展规律分析

通过动孔压时程曲线,可较为准确地确定各个试样初始液化所需的动载循环次数Nf。为探讨各试样Nf与ud变化的阶段特性,取动孔压ud与初始有效围压σ′3(所有试样均为30 kPa)的比值ud/σ′3为孔压比ru,进而建立孔压比ru与动载循环次数N的关系曲线。当试样在动荷载作用下,ud增至初始有效围压30 kPa时,ru为1.0,据此可判断试样发生初始液化。

图8是相对密度分别为30%、40%、60%的试样在不同CSR下,孔压比ru随动载循环次数N的增长曲线。观察图8(a)中Dr=30%,CSR=0.05的试样,在将动孔压换算为孔压比后,能够更为明显地看出,试样孔压比曲线在第2～52次循环作用下保持匀速增长,但增长速率较为缓慢,最后7～8次循环以极快的增长速率增至1.0,呈现出明显的阶段发展特征。但CSR为0.10和0.15时,由于动应力较大,两个试样液化速率较快,孔压比曲线发展阶段特征并不明显。图8(b)、(c)中Dr=40%、60%试样的孔压比曲线也表现出类似的发展规律。

图8 试样孔压比增长曲线Fig.8 Growth curves of pore pressure ratio of samples

基于图8,得到了各相对密度试样液化所需的动载循环次数,见表3。由分析可知,台安砂土相对密度越小,施加的动荷载越大,越容易发生液化。A3、B2、B3、C2、C3五个试样液化所需循环次数基本相似,为3～6次,极易发生液化。A2、B1、C1三个试样液化所需循环次数在11～14范围内,液化速度较缓,但仍可发生液化。A1试样液化所需循环次数则增长到61次,已基本难以液化。因此,Dr=30%、40%的试样在CSR=0.15左右时就表现出易液化特征,Dr=60%的试样则在CSR=0.20左右才表现出易液化特征。通过前期调查发现取土点附近砂土层相对密度基本小于50%。辽河中下游流域受地震影响,出现液化现象砂土层的相对密度基本小于55%[22]。进而得到,只要CSR大于0.20,台安砂土地层就会呈现出易液化的特征。

表3 各试样液化所需动载循环次数Table 3 Number of dynamic load cycles required for sample liquefaction

为进一步探讨台安砂土的液化发展规律,基于表3得到了各相对密度试样的动强度曲线,见图9。从图中可以发现,整体上相对密度越大的试样,曲线位置越向上偏移。在同一CSR下,相对密度越大的试样发生液化所需要的动载循环次数越多;同一动载循环次数条件下,相对密度越大的试样发生液化所需的CSR越大。同时三种相对密度试样的动强度曲线近似呈现平行状态,表明三种相对密度试样Nf随CSR变化所呈现出的发展规律基本一致。由于里氏六、七、八级地震分别会产生5、12、30个均匀的应力循环周期[23],在液化振次Nf等同于这三种应力循环周期的条件下,讨论CSR与试样Dr的关系。表4为基于图9得到的在同一液化振次条件下,三种相对密度试样发生液化所需的CSR值及其增长幅度。观察表4能够发现,在里氏六级地震等效动载作用次数(Nf=5)影响下,Dr=30%台安砂土液化所需CSR为0.135;Dr=40%砂土液化所需CSR增至0.15,增长幅度为11.11%;Dr=60%砂土液化所需CSR则增大为0.21,增长幅度为55.55%。在Nf=12、30次时表现出类似的变化规律。因此在同样的动载作用次数下,随着相对密度Dr的持续发展,试样液化所需动应力强度CSR增长逐渐加快,但当相对密度Dr超过某一阈值后,砂土已经达到足够密实状态,此时难以发生液化现象。

图9 动强度曲线Fig.9 Dynamic strength curve

表4 Nf=5,12,30时,CSR与试样Dr的关系Table 4 Relationship between CSR and Dr of samples when Nf=5,12,30

3.2 台安砂土动力响应分析

在动三轴试验过程中,动应力σd与动应变εd会随着循环荷载作用次数的增加而形成闭合圈,即应力-应变滞回曲线。基于试样的滞回曲线,结合该砂土的液化特性,对试样在循环荷载作用下的应力应变关系及其随时间的变化规律进行分析,以探讨该砂土在循环荷载下的动力响应。

由于试样液化较缓时能够更为明显地观察出εd随σd增长的趋势,因此主要展示动应力幅值较小的A2、B1、C1三个试样的滞回曲线。该三个试样液化所需动载循环次数Nf分别为11、14和14次。在试样临近初始液化前1～2个循环内,由于试样发生较大变形,已临近弹塑性变形的极限状态,无法形成完整的闭合滞回圈,致使滞回曲线呈现无规律性变化。因此,图10(a)、(b)分别用4次和9次应力循环后的滞回曲线描述A2试样液化中期和后期的动力响应特征,图10(c)～(f)分别用6次和12次循环后的滞回曲线描述B1和C1试样中期和后期响应特征。

从图10可以看出,三个试样滞回曲线具有相似的变化规律,大体上可以划分为整体受压、拉压平衡和受拉凸显三个阶段。

在整体受压阶段,即动荷载加载初期(动载循环次数1～3次),各个试样形成了形状大体相似,且随循环次数向右侧整体平移的“柳叶型”滞回圈,如图10(a)、(c)、(e)所示。由于滞回圈整体向右侧移动,表明该阶段拉应力对台安砂土试样影响较小,总应变持续向受压方向发展,为整体受压阶段。随着动载作用次数增加,虽然滞回圈顶部仍旧匀速向右平移,但是底部右移速率逐渐放缓,表明拉应力对试样的影响逐渐增强。当动载作用次数到达一定程度时,即在各个试样液化振次中间值附近(A2试样为4次,B1、C1试样为6次),滞回圈底部不再继续向右侧平移,与前一个循环滞回圈底部出现重叠,并逐渐呈现向左平移的趋势。此时拉应力与压应力对试样的影响基本相同,试样进入拉压平衡阶段。当试样进入液化中后期,试样滞回圈顶部右移速率开始减小,但底部开始向左侧发展。随着动载作用次数的进一步增加,滞回圈底部向左侧发展的速率进一步增大,滞回圈有向水平方向旋转的整体趋势,如图10(b)、(d)、(f)所示。此时拉应力作用逐渐凸显,试样内部拉应变急剧增长,进入受拉凸显阶段。

4 结论

通过对“三个相对密度”的台安砂土试样开展“三种动应力水平”的动三轴试验,探讨了动孔压和动应变随动载循环次数的发展规律,分析台安砂土的液化发展规律和动力响应特征,得到了以下结论:

(1) 通过动孔压ud与动应变εd两个指标判断台安砂土液化时,得到的液化所需循环次数Nf大体一致。以相对密度Dr=40%的三个试样为例,B1试样ud增至30 kPa的时间为13.2 s,εd出现最大动应变幅值的时间为13.9 s,两个判断标准得到的B1试样Nf均为14次;B2试样根据ud和εd发展曲线得到的液化时间点分别为4.15 s和4.45 s,试样Nf均为5次;B3试样则分别为2.65 s和2.85 s,试样Nf均为3次。

(2) 相对密度Dr和动应力幅值CSR是影响砂土液化难易程度的主控因素,其中相对密度对砂土液化发展起到决定性作用。在同一里氏震级的等效动载作用次数下,随着试样相对密度Dr的持续发展,液化所需动应力强度CSR增长逐渐加快,当Dr超过某一阈值后,砂土已足够密实,此时难以发生液化现象。

(3) 循环荷载作用下,台安砂土呈现出初期整体受压、中期拉压平衡、后期受拉凸显的动力响应特征。施加动荷载初期,试样易受压应力作用使总应变持续向受压方向发展,随着动载循环次数增加,拉应力作用逐渐增强,到后期试样拉应变急剧发展,导致试样易发生受拉破坏。