粉土液化后剪切强度特性研究①

曾长女，冯伟娜

（河南工业大学 土木建筑学院，河南 郑州 450001）

0 引言

工程结构的变形预测是设计结构的重要问题之一，地基土的液化会直接引发建筑物的破坏［1］。已有研究表明，包括砂砾石、粉土、黄土、砂土等土类都有发生液化的可能。唐山地震后粉土的地震液化现象开始引起我国学者的重视［2］。液化的研究历史较长，关于液化机理等研究课题一直是热点问题［1－5］。随着地震灾害现场测试技术的进步，发现某些已液化的土体甚至会发生达30%的大变形现象［6－7］，已有的基于小变形理论的研究结果不能很好地描述该现象。因此专家们开展了较多的砂土液化后特性的研究，提出了液化后的变形机理、预测液化后大变形的经验公式等研究成果［8－9］，为预测地基变形和结构变形提供理论基础，也为该类地基的防灾减灾提供指导。

粉土液化得到较多的重视和研究成果［10－11］。但粉土的液化后大变形，尤其是液化后剪切强度恢复程度开展得较少。从颗粒组成来说，粉土居于砂土和粘土之间，兼有砂粒、粉粒和粘粒成分，且粉粒占有较大比例，粘粒含量所占比例较小，不同地区粉土的组成结构差异较大。粉土在我国分布较为广泛，唐山周围区域、黄河中下游地区、临海区域、昆明地区等都含有大量的粉质土，分析粉土这类地基土液化特性对于该类地区的抗震减灾具有重要意义。

液化后的残余强度是工程界关心的问题，也是学术界具有挑战性的课题。本文设计了一组试验，分析液化后残余强度的影响因素。试验利用已有的先进的三轴仪，可进行变形较大的三轴试验，对已液化的粉土实施不排水单调剪切荷载，模拟液化后粉土的残余强度恢复过程。试验将分析液化后残余强度的影响因素，研究土样初始孔隙比和有效固结压力对液化后剪切强度Su的影响，并根据试验结果分析Su与有效固结压力、土样初始孔隙比的关系。

1 试验过程

试验采用的重塑土具有如图1所示的颗分曲线。表1所示为其基本物性指标。根据上述物理指标分析该土为粉土。

图1 试验粉土颗粒分布曲线Fig.1 Particle distribution curve of the tested silt

表1 试验粉土基本物性指标Table 1 Physical characteristics of silt

试验仪器采用专门定制的静动三轴仪，在测试大应变方面具有优势，可模拟发生液化后应变达百分之十几的大变形；同时动三轴试验结束后可改变加载方式，施加单调静荷载，用来模拟液化后大变形具有常规仪器无法比拟的优势。试验采用应力控制的方式，试验尺寸为Φ61.8×150mm。

试验过程由两组三轴试验构成，即触发液化的动三轴试验和触发液化后大变形的不排水单调剪切试验。与常规动三轴试验制样相同［11］，根据要求的孔隙比制备好的土样经过充分饱和后，在有效应力分别为50kPa，100kPa和200kPa的条件下固结，然后分别施加动荷载。动三轴试验采用的频率为0.05Hz，定义τd＝σd／2，典型的动荷载加载过程动剪应力、动应变和动孔压随时间发展曲线如图2所示。粉土与砂土略有不同，初始液化时孔压往往并不能达到固结时的围压，因此采用双幅轴向应变达到5%时认为达到初始液化条件。动加载结束后的孔压条件和应力状态即为不排水单调剪切试验的初始应力状态。

图2 试验的动荷载和加载过程中应变及动孔压发展Fig.2 The dynamic loading which trigging the tested silt to liquefation，the dynamic strain and pore water pressure change during the dynamic loading

2 液化后不排水剪切试验结果分析

已液化的粉土在不排水三轴压缩试验条件的应力应变关系、孔压消散如图3所示。由图可见，液化后的粉土剪切强度增加，即使在不排水条件下其孔压也逐渐降低，因此此时粉土呈现出剪胀特性；轴向应变在即使初始加载阶段有效应力为零时也逐渐增加，且增加速率很快。粉土液化后变形阶段在初始时剪切应力q≈0时，产生了大约3%的轴向应变。这个现象与文献观察到的砂土液化后现象类似［7］，即液化后初始阶段孔压达到初始孔压或达到初始液化条件，颗粒接触消失而导致应变发展很快；随着单调荷载的施加，液化土颗粒将会发生重组，颗粒逐渐开始接触，孔压开始下降，土体发生剪胀，有效应力逐渐增加直至达到稳定状态，该稳定状态的强度定义为液化后不排水强度Su。

图3 液化土单调剪切试验的应力－应变关系和孔压消散Fig.3 The stress－strain curve and pore water pressure curve of the silt with static loading in shear test

粉土的渗透系数较低，液化后土中的孔隙水压力消散较慢，孔压消散对液化后不排水强度的增长影响较大，因此试验时控制较低的加载速率，保证土中孔压有足够的时间消散。图3（b）为孔压消与应变的关系。在开始的一段时间，应变增加但孔压保持不变，与应力应变关系图一致，随后孔压逐渐消散直至达到很小的值，土体剪切强度逐渐达到稳定值。

2.1 初始有效固结压力的影响

液化后不排水剪切强度Su对初始有效固结压力σ＇0较为敏感。随着应变的增加，孔隙水压力逐渐消散，土体剪切强度逐渐增加，土体颗粒发生重组，土体刚度也得到恢复。由图4可见Su与初始有效固结压力呈线性拟合关系，初始有效应力越大，发生颗粒重组后得到的不排水剪切强度Su越大。图4拟合了有效固结压力与液化后稳定强度关系，拟合曲线表现为式（1）所示的线性关系：

图4 液化后稳定强度Su与初始有效固结应力关系Fig.4 The relation of liquefied stability strength Su and initial effective confining pressure

图4中液化后剪切强度 表现为与初始固结压力为很好的线性关系，这是由于初始固结后的试样土颗粒排列紧密，变形稳定，其压力即为某深度的土层压力。土体发生液化后颗粒间接触减弱，在液化土体中施加单调静荷载时土颗粒随着剪切荷载的施加而发生颗粒重组，直至达到变形稳定状态。因此试验表明这两种变形稳定具有很好的一致性，而且液化后的土体受到单调荷载后颗粒排列更加紧密，因此强度表现为更大。

2.2 不同孔隙比对液化后剪切强度影响

图5为不同初始孔隙比条件下不排水剪切试验应力应变关系曲线。由图可以看出，不同的初始孔隙比对液化后土施加静载后的稳定强度Su有较大的影响。初始孔隙比越小的粉土，液化后颗粒重组越快，剪胀性越强，表现为液化后稳定不排水强度越大。

图5 不同初始孔隙比应力应变关系Fig.5 The stress－strain relationship between differrent initial void ratios

3 结论

对已液化粉土施加不排水单调荷载后，粉土表现为很强的剪胀特性。稳定后的液化后剪切强度对初始有效固结压力和孔隙比都较为敏感。具体表现为：

（1）已液化土体进行试验的初始条件即达到一定液化程度的结束条件，即初始有效应力为0，土颗粒相互接触力很弱，土体结构破坏；

（2）实施静力不排水剪切试验后土体颗粒发生重组，随着土颗粒完全接触试样内孔压开始消散，土体发生剪胀特性；

（3）初始固结压力σ＇0越低，不排水剪切强度Su恢复也越低，试验结果表明Su与σ＇0呈拟合度较高的线性关系；

（4）不同孔隙比对液化后恢复的剪切强度Su也有较大的影响，相同初始有效固结压力σ＇0时，随着孔隙比的降低，土体越密实，Su增加较迅速，超过一定密实度后Su增加速度变缓。

（References）

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