循环作用下粘土应变软化研究

蒋小权

(广西壮族自治区第四地质队，南宁　530007)



循环作用下粘土应变软化研究

蒋小权

(广西壮族自治区第四地质队，南宁530007)

摘要：循环荷载作用下，饱和软粘土将发生应变软化现象。通过对杭州饱和软黏土进行应力控制的循环三轴试验，研究循环次数、循环应力比、固结比、频率、超固结比对土体应变软化的影响。试验结果表明，循环次数的增加，循环应力比的提高，都将加快土体软化；循环荷载作用下，软黏土存在临界循环应力比，当循环应力比较小或较大时，软化指数与lgN近似为线性关系，而当循环应力比在临界循环应力比左右时，两者表现为明显的曲线关系。

关键词：应变软化;循环荷载;动应力-应变

1引言

软粘土一般是指含水量高、孔隙比大、抗剪强度低、压缩性高、渗透性低、灵敏度高的粘性土的泛称。国内外学者对砂土和饱和软粘土在循环荷载作用下的动力特性已经做了许多研究。结构性软粘土在循环荷载作用下的破坏往往比较突然，具有脆性破坏特征，且土体结构破坏后将产生很大的变形，可能导致严重的工程事故。另一方面，近年来对结构性粘土的研究发现土体结构性对强度有很大影响。对土体的固结和静力试验表明，当土体承受的附加应力大于其结构屈服应力时，土体结构将发生破坏，从而引起强度变化规律的改变[1-3]。

2软化模型

2.1软化模型的建立及参数确定

目前国内外学者对土体软化特性的表达大多基于以下两种经验模型及其修正：I.M.Idriss等提出的指数表达式δ=N-d及K.Yasuhara等的半对数表达式δ=1-DlgN，其中d，D均为软化参数[4]。采用以上两种表达式难以描述软化指数与lgN之间的非线性关系。本文研究认为：可以采用δ=1 -αlgN-β(lgN)2来描述软化指数与循环次数之间的关系。通过对紫金港饱和软黏土的试验研究，建立如下数学模型反映土体软化情况：

(1)

式中，α1，β2均为反映循环应力比影响的参数；α2，β2均为反映固结比影响的参数；α3，β3均为反映振动频率影响的参数；α4，β4均为反映超固结比影响的参数。本文初步建立模型的过程中认为各因素是相互独立的，先不考虑各因素的耦合作用。这样可以初步确定固结比、超固结比、频率与软化系数间的函数表达式。对于不同因素的耦合作用下对软化系数的影响，本文只是作为参数的验证与修正来实现的。除了所列出的定性分析试验内容外，该部分内容也做了大量的耦合试验对本模型进行了验证。本文所采用的模型系数确定方法简单易行，避免了采用正交试验法所需要进行大量试验的麻烦。

通过对试验数据进行研究分析可得:

α1=[A1+B1(τc-τ1)+C1(τc-rt)2]

ln(τc-τt)

(2)

β1=a1(τc-τt)b1

(3)

α2=A2(K-1)b2

(4)

β2=ln(1+a2K-a2)

(5)

α3=1+(A3+B3f+C3f2)lnf

(6)

β3=a3fb3

(7)

α4=A4+B4(OCR)+C4(OCR)2

(8)

β4=a4-b4ln(OCR+c4)

(9)

式中,A1，B1，C1，A2，B2，A3，B3，C3，A4，B4，C4，a1，b1，a2，a3，b3，c3，a4，b4，c4均为试验参数；τt为门槛循环应力比，当循环应力比低于该值时，土体中不产生孔压，它的确定详见周建的研究。通过回归分析可得：A1=-0.409 5，B1=1.859 7，C1=-1.999 11，A2=0.192 54，B2=0.452 31，A3=25.720 85，B3=-5.717 2，C3=0.381 03，A4=0.002 43，B4=-0.001 52，C4=0.000 28，a1=0.053 19，b1=3.184 61，a2=-0.008 69，a3=1.184 67，b3=-0.425 51，a4=0.604 24，b4=0.325 78，c4=-0.707 93。

2.2模型比较

目前，对描述土体动应力-应变关系的本构模型层出不穷，但这些模型有的过于简单，难以准确描述土体的特殊性质；有的又过于复杂，参数过多，且难以确定，从而不能在实际工程中得以应用[5-6]。本文采用R.S.Narasimha和A.PPanda的修正Iwan模型，分别结合Idriss软化模型以及本文的软化模型对杭州紫金港软黏土的动应力-应变关系进行了计算。

图1为基于修正的Iwan模型计算所得的滞回圈，实线与虚线分别为采用本文软化模型与Idriss软化模型所计算的结果。从图中可以看出，对于各向同性固结土体，当循环次数较少时，采用两种模型的计算结果相差不大；但当循环次数较多时，采用本文软化模型取得了更好的结果，从而也证明了本文软化模型的准确性。

图1　考虑软化影响的软黏土动应力-应变关系(K=1.00，τc=0.416，OCR=1)

3实验方案

3.1试验仪器

试验在GDS双向振动三轴仪上进行。该设备是由英国GDS公司研制，既可以用来研究低频、高频铁路荷载作用下软土地基的长期沉降问题，也可以模拟强烈地震作用的高频振动问题，其振动频率为0.01～20 Hz。

3.2试样准备

本试验采用原状土试样，试样为典型的杭州饱和软粘土。为了保证土样的均匀性，钻孔取样时取土器位于同一土层处。本试验取土器标高为5～15 m，土样取出后存放于专门的土样室中。试验所用试样按《土工试验规程》进行制备，试样直径39.1 mm，高80 mm。试样的各项物理力学指标见表1。

3.3试验内容

试验内容包括有:①饱和。本试验采用真空饱和，饱和时间为6 h，饱和度均>95 %。②固结。首先加围压到300 kPa，排水固结24 h后，此时孔压趋于稳定，再按超固结比OCR分别为1、2、4、8时进行卸载，得到正常固结土和超固结土样。③不排水循环三轴试验。采用应力控制式循环三轴试验，加荷波形取为等幅正弦波，研究不同循环应力比、循环次数、超固结比及振动频率等因素对饱和软粘土孔隙水压力变化规律的影响。

4实验结果分析

图2为未经过循环荷载作用，软粘土的静力试验所得到的偏应力-轴应变关系曲线。从中可以看出，最终强度与应力历史无关，在同一先期固结应力下，其超固结比越大，强度越低，这说明现存的应力状态大于应力历史的影响。

表1　软粘土土工试验参数表

图2　(σ1-σ3)—εa关系曲线(未经过循环)

循环荷载作用下，饱和软粘土的应力-应变关系表现为一系列滞回圈，并且随着循环次数的增加，滞回圈向右移动的同时，逐渐向应变方向倾斜，即发生应变软化现象，从而导致土体不排水抗剪强度的降低(图3)。图4～7所得到的试验结果也证明了这个结论。

图3　(σ1-σ3)—εa关系曲线

图4　(σ1-σ3)—εa关系曲线(OCR=1)

图4～7为循环荷载作用后，不同循环应力比η(即为循环应力幅值与静力试验中不排水抗剪强度的比值)和超固结比时，饱和软粘土的应力-应变关系曲线。由图4可以看出，当OCR=1时，经过不排水循环后，土体的抗剪强度发生了降低，并且随着循环应力比的增加，降低的幅度越大。究其原因笔者认为在循环次数一定的情况下，随着循环应力比的增加，土样中的累计孔压增加，有效应力减少，从而导致土体强度的降低。再有，随着循环应力比的增加，初始曲线的斜率也就是土体的初始刚度逐渐减少，临界应变逐渐增大，最大约达5%，这说明，较大的循环应力比虽然使累计孔压增大，但却减缓了静力试验中孔压上升的速度，从而使土样的破坏模式向渐进破坏方向发展。

图5　(σ1-σ3)—εa关系曲线(OCR=2)

图6　(σ1-σ3)—εa关系曲线(OCR=4)

图7　(σ1-σ3)—εa关系曲线(OCR=8)

图5～7为超固结土样试验结果。与图3相比较可以发现:随着超固结比的增加，经过循环荷载后，相同的循环应力比的情况下，土样的抗剪强度逐渐减少。对于OCR=2的土样，当循环应力比为0.5时，土样的抗剪强度却与OCR=1时的循环应力比为0.3时的情况大体相当，这说明正常固结土在循环荷载后排水抗剪强度受循环荷载的大小影响较大，甚至超了现有应力状态的影响;不排水抗剪强度下降幅度达50 kPa，而对于超固结土样，虽然也存在相同的规但循环应力比对不排水抗剪强度影响却小得多，最大≯20 kPa，这说明超固结土的性质与正常固结土有较大的不同。对于超固结土样也存在临界应变，但该应变同样受循环应力比影响不大，并且随着超固结比的增加，临界应变略有增大，曲线变得更加平缓，土样的破坏模式朝渐进式破坏方向发展。

综上所述，影响正常固结土与超固结土不排水剪强度的因素很多，但对于正常固结土受循环应力大小影响较大，而对于超固结土而已受超固结比的影响较大，即受当前应力状态影响更大。这些都说明正常固结土与超固结土工程性质上存在着较大的不同，而从目前的研究来看，对正常固结土动力特性的研究较多，而对超固结土特性的研究往往被忽略，这给实际工程应用带来了较大的困难。而众所周知的是，自然界中的土体或多或少都处于超固结状态，真正意义上的正常固结土几乎是不存在的。

图8是正常固结土在循环荷载作用后，改变排水条件，在排水24 h后，再进行三轴不排水压缩试验得到的试验结果。排水条件的改变，使循环荷载作用后，土样中的孔隙水压力逐渐消散，土样的强度与不排水时相比，有所增加，但仍小于不施加动荷载的情况这与砂土完全不同，对于砂土而言，在排水的条件下，其抗剪强度比不施加动荷载的情况会有较大的增加，主要是因为砂土被振密、振实的缘故。对于软粘土，循环荷载使土样内部产生结构性的破坏，导致土样的内聚力降低，而这些破坏是不可恢复的，所以无论采用什么样的排水条件，经过循环荷载作用后土样的不排水抗剪强度都会发生衰减。

图8　(σ1-σ3)—εa关系曲线(OCR=1)

5结论

(1) 对于正常固结土，经过不排水循环后，土体的抗剪强度发生了降低，并且随着循环应力比的增加，降低的幅度越大;随着循环应力比的增加，初始曲线的斜率也就是土体的初始刚度逐渐减少，临界应变逐渐增大，从而使土样的破坏模式向渐进破坏方向发展。

(2) 对于超固结土，随着超固结比的增加，经过循环荷载后，相同的循环应力比的情况下，土样的抗剪强度逐渐减少。与正常固结土相比，循环应力比对超固结土的不排水抗剪强度影响小得多。

(3) 对于软粘土而言，排水条件的改变，使循环荷载作用后，土样中的孔隙水压力逐渐消散，土样的强度与排水时相比，有所增加，但仍小于不施加动荷载的情况。

参考文献

[1]汪小平，刘厚平，周晖，等.循环荷载作用后饱和软粘土抗剪强度变化规律的试验研究[J].铁道建筑，2006，(4):56-58.

[2]刘振纹，秦崇仁，王建华，等.循环荷载作用下软粘土地基的累积变形[J].中国港湾建设，2004，(6):31-34.

[3]李飒，李忠刚，周扬锐，等.循环荷载作用下饱和粘土中的有效应力原理的实验研究[J].实验力学，2010，25(3): 279-285.

[4]陈颖平，黄博，陈云敏.循环荷载作用下结构性软粘土的变形和强度特性[J].岩土工程学报，2005，27(9):1065-1071.

[5]王军，蔡袁强，徐长节，等.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):1713-1719．

[6]刘胜群，吴建奇.循环荷载作用下饱和软粘土孔隙水压力变化规律的试验研究[J].铁道建筑，2007，(1):68-70.

E-mail：727644547@qq.com

CLAY STRAIN-SOFTENING RESEARCH

JIANG Xiao-quan

(Fourth Geological Team in Guangxi， Nanning530007，China)

Abstract:Degradations of stiffness and strength will occur in soft clay under cyclic loading because of the generation of pore pressure. The strain degradation characteristics of saturated soft clay subjected to undrained cyclic triaxial loading is investigated at different cyclic numbers， cyclic stress ratios， consolidation ratios， overconsolidation ratios and frequencies of cyclic loading . It is observed that the degradation index reduces with the progressive cyclic numbers and the increase of cyclic stress ratio. There is a critical cyclic stress ratio in clay subjected to cyclic loading. When the cyclic stress ratio is much higher or lower than the critical cyclic stress ratio， the relationship between degradation index and lgN is linear. However， when the cyclic stress ratio is around critical cyclic stress ratio， a nonlinear relationship is observed.

Key words：strain softening; cyclic loading; dynamic stress-strain

作者简介：蒋小权(1987-)，男，汉族，广西桂林人，助理工程师，本科，主要从事地质灾害评估、地质灾害治理、基坑设计、基坑支护等工作。

中图分类号：TU443

文献标识码：A

收稿日期：2015-09-16改回日期：2015-12-17

文章编号：1006-4362(2016)01-0065-05