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第 34 卷 第 3 期 岩 土 工 程 学 报 Vol.34 No.3 2012 年 .3 月 Chinese Journal of Geotechnical Engineering Mar. 2012 循环荷载后原状与重塑饱和粉质黏土 不排水强度性状研究 郑 刚 1,2，霍海峰1,2，雷华阳1,2 （1. 滨海土木工程结构与安全教育部重点实验室，天津 300072；2. 天津大学土木工程系，天津 300072 摘 要为研究循环荷载作用后原状土与重塑土不排水强度发展规律，针对天津典型粉质黏土做了一系列动、静力三 轴试验。结果表明，振后原状土样不排水抗剪强度会发生衰减，当振后轴向应变大于 3时，衰减度 β 随动轴向应变增 加呈现先增大后稳定的趋势；最大孔压比处于 0.5～0.7 之间时，不排水强度衰减较小，最大孔压比高于 0.7 时，振后强 度开始迅速衰减；振后饱和粉质黏土不排水剪应力路径表现出超固结性质，随着 β 的增加，应力路径由正常固结向轻 似超固结，再向重似超固结发展。对于重塑土，循环荷载作用后其不排水抗剪强度变化较小。 关键词循环荷载；不排水强度；动轴向应变；孔压比；似超固结 中图分类号TU442 文献标识码A 文章编号1000–4548201203–0400–09 作者简介郑 刚1967– ，男，教授，博士生导师，从事土力学及岩土工程的教学与研究。E-mail zhengzige2004。 Undrained strength characteristics of saturated undisturbed and remolded silty clay after cyclic loading ZHENG Gang1, 2, HUO Hai-feng1, 2, LEI Hua-yang1, 2 1. MOE Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety, Tianjin 300072, China; 2. Department of Civil Engineering, Tianjin University, Tianjin 300072, China Abstract Dynamic and static triaxial tests are carried out to study the patterns of undrained strength development of undisturbed and remolded clay after cyclic loading. The results show that the undrained strength of undisturbed saturated clay can degrade after cyclic loading, when the dynamic axial strain is higher than 3, the reduction factor increases firstly and then keeps steady; the reduction factor keeps at low level when the ultimate pore pressure ratio stays at 0.5 to 0.7, and it will rise rapidly if it is higher than 0.7; and with the increase of the reduction factor β, the stress paths trans from normal consolidation to lightly quasi-overconsolidation, then to heavily quasi-overconsolidation. The strength of remolded saturated soft clay hardly changes after cyclic loading. Key words cyclic loading; undrained strength; dynamic axial strain; pore pressure ratio; quasi-overconsolidation 0 引 言 随着城市的不断发展， 地铁交通在人的日常出行 中的作用越来越重要。然而，地铁在服役期间，必然 会对周围土体产生扰动， 使得土体的结构遭到不同程 度的影响， 并可带来强度降低， 工后沉降等一系列问 题。 因此， 有必要对动荷载作用后土体的力学性状进 行深入研究。 近些年来， 很多学者针对循环荷载下黏土的动强 度，动应力应变关系做了大量工作[1-6]，但对于振后 土体静强度变化，相关文献却有限。Andersen[7]通过 试验发现，当循环应变幅值小于3时，不排水强 度的折减小于25；Hyde和Ward [8]认为振后土体不 排水强度变化依土性不同有所差别，部分强度会降 低，部分不发生变化甚至有可能升高；王淑云等[9-10] 认为土体静不排水抗剪强度取决于振后产生的轴向 应变及超孔压， 并通过一系列试验得到了归一化的不 排水强度与似超固结比的关系。黄茂松，李帅[11]引 入了动偏应力水平参数来描述循环荷载作用后土体 ─────── 基 金 项 目 国 家 重 点 基 础 研 究 发 展 计 划 （ 973 计 划 ） 项 目 （2010CB732106） ；国家自然科学基金项目（51078262） ；天津大学自 主创新基金项目（2010XJ-0101） 收稿日期2011–03–23 第 4 期 郑 刚，等. 循环荷载后原状与重塑饱和粉质黏土不排水强度性状研究 401 表 1 原状土主要物理参数 Table 1 Main physical parameters of undisturbed clay 重度 γ/kNm -3 比重 Gs 含水率 w/ 孔隙比 e 液限 wL/ 塑限 wP/ 19.9 2.71 31 0.79 35 20 刚度与不排水强度的衰减特性。 重塑土因具有土样均匀， 可重复制样等优点被广 泛采用， 但由于其制样时结构性遭到破坏， 力学特性 有别于天然土体， 故需要对二者强度变化规律及其机 理进行对比分析。本文通过采用 GDS 动态三轴仪， 对天津临港典型粉质黏土进行了一系列动、静力试 验， 研究了不同动应力比、 不同振次下原状土与重塑 土的动、静力性状影响，探讨了动应变，动孔压与不 排水抗剪强度间的关系。 1 试验概况 1.1 土样物理性质 土样取自天津临港工业区，深度 10 m，灵敏度 3.27，地下水位在地下 1 m 左右。地貌单元属第四系 冲积海积平原，几经海陆变迁沉积了巨厚的沉积 物。土性粉质黏土，褐灰色可塑，局部粉粒含量高， 中压缩性， 先期固结压力为 90 kPa。 物理指标见表 1。 1.2 试样制备 原状样的制备按照规范将土样切成直径 39.1 mm，高 80 mm 的圆柱体，放入保护容器内抽真空饱 和， 为了防止因浸泡时间过长使得土样泡软的情况发 生， 切好样后在试样周围裹上一层保鲜膜， 使得抽真 空后水只能从试样上下面进入土样内， 从而保证土样 不会泡软变形。 为减小橡皮膜对土样变形的影响， 在橡皮膜内侧 抹了少量的凡士林，以减少摩擦。 非饱和土具有很强的吸力会增大土样的抗剪强 度，因此，抽真空饱和后的土样需要进行 B 检测来 检验饱和度，若饱和度达不到 98，则进行反压饱 和， 通过增加反压来提高土样内空气的溶解度， 从而 使得饱和度达到要求。 重塑样的制备 将试验用的土样风干后捣碎， 经 0.5 mm 筛筛成土粉，按照一定干密度（本次试验干 密度取 1.5 g/cm3）称取一定质量的土粉，在制样筒 内分 3 次均匀捣实成直径 39.1 mm，高 80 mm 的圆 柱体。饱和过程同原状土。 1.3 实验步骤 试验采用英国 GDS 动态三轴试验仪，激振器为 电磁式控制，频率最高可达 5 Hz，荷载传感器的精 度为 1 kPa， 围压反压控制器精度为 2 kPa。 试验具体 步骤如下。 （1）土样首先在一定的 3 σ′下做各向同性固结， 固结完成以超孔压完全消散为判断依据。 孔压传感器 装在土样的底部，当孔压下降到等于反压即固结结 束。 （2）施加静偏应力 qs后，马上开始循环振动， 动荷载幅值 qdqs，此阶段均为不排水状态。 （3）振动结束，取动应力在平衡位置时动轴向 应变为 d,1 ε，动孔压为 ud。迅速将主应力差降为零， 开始不排水剪切试验， 最终得到循环荷载作用后土体 的不排水强度 τd,cu。定义振后强度比为 τd，cu/τcu，强 度折减度 β1-τd，cu/τcu。τcu为未加动荷载的不排水抗 剪强度。 试验中， 不排水剪切土样的 13 σσ−– 1 ε关系呈 现应变硬化型， 未出现应力峰值， 故取不排水剪切轴 向应变 1 ε15为破坏标准，其对应的主应力差的一 半即为静强度。 而计算 1 ε有两种方法， 第一种是不计 入动轴向应变 d,1 ε，即不排水剪开始时 1 ε0；第二种 是计入动轴向应变，即初始 1 ε d,1 ε。在试验中，当 动应力水平较大，或循环次数较大时，有可能出现 d,1 ε15的情况， 故计算 1 ε时选择第一种方式， 即不 排水剪切开始时轴向应变清零；不排水静力剪切时， 超孔压 u 随应变的增加表现出先增加后减小的趋势， 这里把达到峰值的超孔压记为 uult，破坏时的超孔压 记为 uf。图1为试验中主应力差随时间变化趋势。 图 1 动三轴试验主应力差与时间关系 Fig. 1 Relationship between difference of major and minor principal stresses and time in cyclic triaxial tests 2 原状土实验结果与分析 2.1 不排水强度变化分析 原状土试验过程中， 考虑了不同动应力比， 不同 振次的影响，结果如表2所示，其中 r d σ/2 3 σ′为动 应力比，τd,cu/τcu为振后不排水抗剪强度比。对于各时 刻孔压均做了归一化处理，分别为动孔压比 ud/ 3 σ′， 402 岩 土 工 程 学 报 2012 年 表 2 原状土试验结果 Table 2 Results of undisturbed clay tests 最大孔压比 uult/ 3 σ′，破坏孔压比 uf/ 3 σ′。本文主要从 轴向应变与孔压发展角度对振后不排水强度做了研 究， 当动应比较小时， 高振次下轴向应变与孔压不再 发生变化，故动应力比为0.1，0.125时，振次取50， 100，200，500，1000；而对于较高动应力比0.15， 0.175，0.2，振次分别取50，100，200，500，1000， 3000。 图2为不同动应力比下振后不排水抗剪强度比 与振次关系曲线， 可以看出不同动荷载幅值下静强度 折减曲线有所不同，r 为0.1和0.125时，静强度折 减控制在10以内； r 为0.15时， 初始阶段静强度不 发生变化， 当循环荷载作用到一定振次后， 曲线出现 转折点，强度开始下降，并在振次达到1000时，静 强度不足未加动应力不排水强度的一半，振次达到 3000时，强度变化不大；r 为0.175与0.2趋势一致， 在较小振次下强度即开始出现明显衰减，振次达到 1000次以后，强度变化较小。 图3为不同振动次数下振后强度比与动应力比 关系曲线， 可以看出不同振动次数下的折减曲线有所 不同，N 较小时，曲线上下虽有微小的波动，但强度 折减很小；N200时，振后强度比在 r0.175处开始 发生明显下降； N500出现转折的动应力比较前者更 为提前；同样的趋势在 N1000也发生，其发生转折 时的动应力比更小，且随着 r 的增加，强度衰减到波 谷后稍有所回弹。 图4为振后不排水抗剪强度随振后轴向应变的 变化，可以看出存在临界动应变3，当 d,1 ε小于3 时，静强度衰减较小，保持在10以内；当 d,1 ε大于 土样编号 3 σ′/kPa qd/kPa r N/次 εd,1/ ud/ 3 σ′ uult/ 3 σ′ uf/ 3 σ′ τd,cu/τcu 原状 1 100 20 0.100 50 0.26 0.11 0.58 0.50 0.96 原状 2 100 20 0.100 100 0.64 0.17 0.59 0.53 0.98 原状 3 100 20 0.100 200 1.21 0.22 0.61 0.56 0.93 原状 4 100 20 0.100 500 1.28 0.24 0.61 0.55 0.98 原状 5 100 20 0.100 1000 1.54 0.27 0.60 0.56 0.96 原状 6 100 25 0.125 50 0.65 0.28 0.69 0.62 0.98 原状 7 100 25 0.125 100 2.13 0.39 0.69 0.62 0.95 原状 8 100 25 0.125 200 2.99 0.64 0.72 0.62 0.99 原状 9 100 25 0.125 500 3.22 0.52 0.68 0.64 0.88 原状 10 100 25 0.125 1000 1.10 0.44 0.67 0.64 0.98 原状 11 100 30 0.150 50 1.88 0.30 0.55 0.49 0.95 原状 12 100 30 0.150 100 1.06 0.34 0.59 0.50 0.91 原状 13 100 30 0.150 200 1.35 0.48 0.62 0.51 0.90 原状 14 100 30 0.150 500 1.88 0.54 0.66 0.50 0.93 原状 15 100 30 0.150 1000 15.72 0.89 0.93 0.69 0.58 原状 16 100 30 0.150 3000 14.22 0.80 0.83 0.71 0.56 原状 17 100 35 0.175 50 0.52 0.33 0.53 0.23 0.99 原状 18 100 35 0.175 100 1.32 0.36 0.55 0.24 0.98 原状 19 100 35 0.175 200 2.90 0.44 0.56 0.24 0.95 原状 20 100 35 0.175 500 4.32 0.52 0.66 0.42 0.71 原状 21 100 35 0.175 1000 9.04 0.68 0.79 0.50 0.39 原状 22 100 35 0.175 3000 15.71 0.69 0.84 0.73 0.42 原状 23 100 40 0.200 50 1.33 0.34 0.56 0.39 0.97 原状 24 100 40 0.200 100 2.93 0.44 0.60 0.43 0.90 原状 25 100 40 0.200 200 7.03 0.58 0.65 0.48 0.65 原状 26 100 40 0.200 500 9.19 0.68 0.78 0.60 0.56 原状 27 100 40 0.200 1000 13.60 0.77 0.85 0.73 0.50 原状 28 100 40 0.200 3000 20.32 0.80 0.88 0.75 0.47 第 3 期 郑 刚，等. 循环荷载后原状与重塑饱和粉质黏土不排水强度性状研究 403 3时，静强度随轴向动应变的增加不断降低，并在 d,1 ε约10左右时振后静强度降到50，之后随动应 变的增加稳定在50左右。 图 2 不同动应力比下振后强度比与振次关系 Fig. 2 Relationship between post-cyclic strength ratio and vibration time in different cyclic stress ratios 图 3 不同振次下振后强度比与动应力比的关系曲线 Fig. 3 Relationship between post-cyclic strength ratio and cyclic stress ratio in different vibration times 图 4 振后强度比与振后轴向应变关系曲线 Fig. 4 Relationship between post-cyclic strength ratio and dynamic axial strain 根据经典的莫尔库仑理论，土体强度由黏聚力、 内摩擦角及有效围压决定。 其中黏聚力主要来源于土 颗粒间的胶结作用， 这种化学胶结力由土体沉淀固结 过程中形成的碳硅氧化物及有机物提供，振动过程 中， 胶结材料遭到不同程度的扰动， 造成胶结力的变 化；同时，由于受到外荷载作用，土体内部会造成应 力集中， 不规则颗粒的局部边角部分很容易发生接触 而破碎、 折断， 破碎的过程亦是颗粒重新排列的过程， 土颗粒间再次组合使得空间结构发生变化， 土的摩擦 角也会发生变化。最终造成土体强度发生变化。 依据试验结果， 笔者建立了振后不排水抗剪强度 比与振后轴向应变的公式，如式（1）所示。 d,1 d,cu d,1 d,1cu d,1 1 3 3 1 3 3ab ε τ ε ετ ε ≤⎧ ⎪ − ⎨ − ⎪ − ⎩ ， 。 1 对于本次用土，可取 a7/3，b2，拟合曲线如 图4所示， 可以看出， 笔者定义的振后不排水剪切强 度比公式与试验结果拟合较好。 关于循环荷载作用下黏土轴向累积变形的研究 前人已做了大量工作， 并提出了许多有价值的经验公 式，如Monismith[12]的指数模型，Chia和Miura[13] 考虑了初始偏应力的提出了新的指数模型， 等等。 故 可以通过累积变形模型结合公式（1）预测土体经历 循环荷载后不排水抗剪强度的衰减。 2.2 孔压分析 图5为正常固结黏土与超固结黏土的固结不排 水试验孔压–应变关系图[14]，可见正常固结黏土剪 切过程中产生正孔压； 超固结黏土初始阶段孔压有少 许增加，之后开始下降，并小于反压 u′ 。 图 5 正常固结黏土与超固结黏土不排水试验孔压发展曲线 Fig. 5 Pore pressure evolution of normally-consolidated clay and overconsolidated clay in undrained triaxial test 图6（a） 、 （b）中，uult，uf曲线基本呈平行于横 轴的直线，而ud起伏较大，6（c） 、 （d）图中uult， uf随振次的增加而升高并有所起伏， 且两者的差值不 随振动次数的变化改变。 说明低动应力水平下， 最高 孔压与破坏孔压不随振次的改变而改变； 高动应力水 平下，二者随振次的增加而增加。 图6（c） 、 （d）中uf曲线低于ud曲线。如果把 ud作为不排水剪的零孔压面，uf3后有明显下降，εd,1为10时，衰减到原不排水 抗剪强度的一半， 之后随轴向应变增加变化较小； 重 塑土的τd,cu 随振后轴向应变变化不大 。 比较得出，振后的原状土不排水强度会有所衰 减， 这是由于土样的结构性遭到破坏， 微观上土颗粒 间的位置变化造成黏聚力与内摩擦角的改变， 最终使 得静强度减少；重塑土的τd,cu基本没有变化，原因是 制备重塑土样的同时，土体的结构性遭到完全破坏， 第 3 期 郑 刚，等. 循环荷载后原状与重塑饱和粉质黏土不排水强度性状研究 407 虽然振后产生动孔压使得有效应力减小， 但不排水抗 剪强度不仅与土样剪切前的应力状态有关， 更与静力 剪切过程中孔压的发展有关， 而孔压的发展受土样应 力历史的影响较大， 高振次高孔压比情况下， 土体处 于重似超固结状态， 此类重似超固结土静力剪切时会 产生负孔压。试验发现，不论振后动孔压比多大，静 力剪切时，重塑土的破坏孔压比均稳定在0.65至 0.73之间，与未经受动荷载重塑土的破坏孔压比相 近，故达到破坏时的应力水平亦变化不大。 图 13 原状土与重塑土振后强度随振次变化对比 Fig. 13 Comparison of post-cyclic strength ratios between saturated undisturbed and remolded silty clay with times 图 14 原状土与重塑土振后强度随动应变变化对比 Fig. 14 Comparison of post-cyclic strength ratios between saturated undisturbed and remolded silty clay with dynamic axial strain 5 结 论 本文通过一系列动三轴试验， 研究了原状土与重 塑土在循环荷载作用后不排水抗剪强度变化规律。 得 到结论如下 （1）循环荷载作用后，原状土样的不排水抗剪 强度会发生衰减。当εd,1 ≤3时，不排水强度衰减 较小，εd,13后，强度衰减的幅度增大，并在εd,1约 10时达到50，之后不排水强度随着εd,1的增加变 化较小。 （2）原状样在循环荷载作用后进行不排水剪切 时， 孔压发展表现出超固结黏土的性质， 即先增大后 减小。高动应力，高振次下uf会小于ud；与ud/ 3 σ′， uf/ 3 σ′相比，uult/ 3 σ′能更好的反映折减度的变化，对于 本次试验用土，可以将0.7作为临界值，uult/ 3 σ′小于 0.7时，强度衰减在0.1以内，大于0.7时，强度衰减 较大。 （3）振后原状饱和粉质黏土不排水剪应力路径 呈现似超固结土的性质，且应力路径与折减度β有 关， 随着β的增加， 应力路径由正常固结向轻似超固 结，再向重似超固结应力路径发展。 （4）振后重塑土进行不排水静力剪切时，不论 振后孔压比多大，破坏孔压比均稳定在0.65至0.73 之间， 与未受振动土样的破坏孔压比接近， 不排水抗 剪强度变化较小。 参考文献 [1] HARDIN B O, DRNEVICH V P. 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