冲击荷载作用下结构性软黏土力学特性试验研究

杨爱武，陈子荷，王 韬

(1.天津城建大学土木工程学院，天津 300384；2. 天津市软土特性与工程环境重点实验室，天津 300384)

冲击荷载作用下结构性软黏土力学特性试验研究

杨爱武1,2，陈子荷1,2，王 韬1,2

(1.天津城建大学土木工程学院，天津 300384；2. 天津市软土特性与工程环境重点实验室，天津 300384)

冲击荷载作用对土体力学特性影响较大，为了研究此特性，基于天津滨海结构性软黏土，以空心圆柱扭剪仪模拟冲击荷载作用，并在冲击荷载作用前后对土体进行不固结不排水三轴试验，对比研究不同试验条件下结构性软黏土力学特性。试验结果表明：低围压常规三轴剪切试验状态下，土体表现出弱应变软化现象，且土体抗剪强度包线不能用直线表示，而是可由两条直线近似拟合而成；冲击荷载作用时，在一定应力范围内，冲击荷载越大，土体轴向应变、孔隙压力以及主应力差峰值也越大；冲击荷载作用后三轴剪切试验各围压下土体都呈应变硬化型，主应力差峰值均大幅减小，且土体抗剪强度包线均可用直线表示，c、φ值也远小于未受冲击荷载时三轴剪切试验相应数值。最后，总结分析冲击荷载作用对软黏土强度的影响，并拟合得到强度折减与围压、冲击荷载的关系，为实际工程中承受冲击荷载的结构性软黏土强度确定提供参考。

结构性软黏土；冲击荷载；抗剪强度包络线；孔隙水压力；强度折减

软黏土一般具有结构性，一旦受到扰动，其强度将会明显降低[1]。工程实践中土体经常会因受到动荷载作用而使结构受到扰动，因此动荷载对土体强度、变形和稳定性的影响成为工程界关注的热点。

目前，动荷载对软土力学特性影响的研究主要集中在循环动荷载作用下土体力学特性变化，如：张向东等[2]以营口软土为研究对象，通过动三轴试验，研究了循环荷载作用对软土动力特性的影响；丁伯阳等[3]通过一系列动三轴试验，得到了杭州软土的动应力-应变骨干曲线以及相关动力特性参数，并分析了土体结构性对参数的影响；谢琦峰等[4]选取宁波饱和重塑黏质粉土，通过动三轴试验，研究了围压、动应力、排水条件、温度及频率等因素对土动力特性的影响；曹勇等[5]通过应力控制式动三轴试验，在方形波、三角形波和正弦波三种循环荷载作用下，对海积结构性软土的动力特性与变形特征进行了分析，并类比了在不同循环荷载波形下软土刚度软化性状；Ni等[6～7]在试验的基础上提出了软土在循环荷载作用下部分排水条件时的径向固结模型，可用来预测径向固结时土体内的超孔隙水压；Indraratna等[8]基于软黏土部分排水循环动荷载试验，对剑桥模型进行修正，经验证可用于循环荷载作用下软土强度的预测；Guo等[9]对温州软黏土在长期循环荷载作用下的变形特性进行研究，并建立了预测长期弹性模量和持久压力的经验公式；Sakai[10]对粉质黏土进行了不排水和部分排水条件下的循环三轴试验，发现在循环应力比小于0.73时，超孔隙水压和体应变持续增大，并提出了可计算粉质黏土侧压力的模型；杨爱武等[11]利用GCTS空心圆柱扭剪仪对天津滨海新区结构性海积软土进行循环三轴试验，对于循环荷载作用下软土十字板强度劣化与微结构演化关联性进行了分析，从微观角度揭示循环荷载作用下软土的强度变化机理，为预测循环荷载作用下土体的强度变化提供了理论支撑。

相比之下，冲击动荷载作用下软土力学特性的研究文献则相对较少，但也有涉及，如：曾庆军等[12]在研究施工振动对结构性软黏土路堤稳定的影响中发现强夯法冲击破坏软黏土絮凝结构的程度比静态堆载要强烈许多；刘勇健等[13]通过真三轴试验，研究冲击荷载作用下海积软土的孔隙水压力、轴向变形等动力响应特征。Bai等[14]还在大量室内冲击荷载作用试验研究的基础上，提出了冲击荷载作用下饱和软黏土的沉降和强度计算方法，并对软黏土在冲击荷载作用下变形和孔压变化规律进行了研究，建立了冲击荷载作用下孔隙水压力的计算模式。

以往对冲击荷载作用下软土力学特性的研究中，很少考虑土体结构性的影响。基于此，本文以天津滨海新区结构性软黏土为研究对象，利用空心圆柱扭剪仪模拟冲击荷载，对比常规三轴试验与冲击荷载作用后的常规三轴试验结果，分析冲击荷载作用下结构性软黏土的变形、强度、力学指标(c，φ)演化规律，为工程实践提供参考。

1 试验方案

1.1试验土样

本次试验材料为天津滨海新区结构性海积软黏土，取样深度为7.0～15.0 m，其各项物理力学性质指标统计如表1所示。从表1可以看出，天津滨海新区海积软黏土含水量高，压缩性高，具有一定的灵敏度，属于典型的软土。

表1 土样基本物理力学指标

本次取样的原状和重塑软黏土室内压缩试验及无侧限抗压试验结果见图1和图2。图1表明，原状土压缩曲线为曲线型，存在应力转折点，对应应力为结构屈服应力，而重塑土压缩曲线几乎成直线，没有应力转折点。由图2可看出原状土无侧限抗压强度峰值明显大于重塑土。总之，天津滨海新区海积软土具有明显的结构性，在实际工程应用中要考虑其结构性对力学特性的影响。

1.2试验方案

1.2.1静荷载作用试验方案

静荷载试验采用直径为39.1 mm，高为80 mm的圆柱体试样进行不固结不排水三轴试验(UU)。由于试验围压高于固结结构屈服应力，其对结构性软土力学特性影响很大，根据压缩曲线可知，本文所选原状土样的固结结构屈服应力在125 kPa左右，因此确定试验围压分别为50，75，100，125 kPa，剪切应变速率为0.828 mm/min，当轴向应变量达到20%时停止剪切[15]。

图2 土样无侧限抗压强度曲线Fig.2 Curves of the unconfined compressive strength

1.2.2冲击荷载作用试验方案

本试验利用GCTS空心圆柱扭剪仪实现对天津滨海原状软土施加冲击荷载的功能，利用相应数据采集处理系统，完成冲击瞬间的冲击应力、孔隙水压力信号的采集与分析。GCTS空心圆柱扭剪仪采用较为先进的伺服加载系统实现力和位移的静态和动态加载。它通过大功率无刷直流伺服马达控制轴向荷载,马达可以带动球状螺母的轴向移动，再由导杆穿过平衡室伸入压力室中，带动底座运动。实验仪器分为饱和模块、固结模块、静力荷载模块、动力荷载模块、和通用模块几个部分，由于本次试验需要施加冲击荷载，因此选择动力荷载模块，在控制反馈中选择轴向荷载，频率为1 Hz。

将制备完成的圆柱体试样放入三轴压力室内，并用橡皮膜将试样与顶盖、基座包裹起来。由于冲击荷载的定义是在很短的时间内以很大的速度作用在构件上的载荷，因此试验中将原状土样分别置于不同围压之下，然后对试样施加不同大小的轴向冲击荷载，每个试样冲击1次，持续时间为1 s；冲击完成后，进行不固结不排水三轴剪切试验(UU)，剪切速率为0.828 mm/min，轴向累积应变量达到20%时停止剪切[16]。具体试验方案见表2。

表2 试验方案

注:三轴剪切试验(UU)在冲击荷载作用后进行。

2 试验结果与分析

2.1静荷载试验结果分析

2.1.1应力-应变关系

原状土不固结不排水三轴试验(UU)应力-应变关系如图3所示。

图3 原状土样三轴应力-应变关系Fig.3 Relationship between stress and axial strain

由图3可知，在试验开始阶段，土样结构相对完好，刚度大，表现出较强的弹性特征，因而随着应变增加，偏应力呈线性增长；随着应变继续增加，土体结构逐渐遭到破坏，应力-应变关系曲线切线斜率逐渐减小[17]，呈非线性增长。线性阶段与非线性阶段的分界点称为三轴压缩结构屈服应力点，图3表明不同围压下其值都小于20 kPa。由图3还可以看出，土体强度峰值随围压增大而增大；围压为50 kPa及75 kPa时，土体还表现出应变软化现象，但软化程度较弱；围压增加到100 kPa及125 kPa时，土体则呈应变硬化状态，原因是围压与土体固结结构屈服应力接近，初始加载阶段土体结构就发生大量破损，导致后期加载过程中不再出现应变软化现象。

2.1.2抗剪强度包络线

原状土样在τ-σ应力平面上的摩尔应力圆及其包线如图4所示。从图4可以看出，天津滨海软土抗剪强度包线可由2条直线近似拟合而成，后段直线斜率较前段大，其转折点(115,17.4)可称之为结构屈服应力点[18]，对应剪应力为剪切结构屈服应力，土体c，φ值在屈服点前后数值大小有所不同。转折点前后2条直线分别表示土体2种不同的结构和变形状况：前一段为土体结构发挥段，该阶段土体结构破坏较小，故其黏聚力c值大；而后一段为土体结构丧失段，该阶段土体内部结构遭到严重破坏，联结强度基本丧失，而抗剪强度主要由土颗粒间摩擦力提供，故其内摩擦角φ值大。

图4 原状土强度包线Fig.4 Mohr envelope of the undisturbed soil

2.2冲击荷载试验结果分析

2.2.1应力-应变关系

不同围压状态原状土在冲击荷载作用下应力-应变关系如图5所示。

图5表明，同一围压下，在本文设置的冲击力范围内，随着冲击力的增加，轴向应变量增大，主应力差峰值也增加；随着围压的增大，同一冲击荷载作用下应变量减小，但主应力差峰值增大，达到主应力差峰值时的应变量也减小，其原因是试验中3个围压都不超过土体结构屈服强度，不会对结构产生明显破坏，围压对土体强度反而有增强作用。在低于三轴压缩结构屈服应力的冲击荷载作用(5 kPa，10 kPa)下，随着应变的增大偏应力以接近线性的方式增长；在高于三轴压缩结构屈服应力的冲击荷载作用(20 kPa，30 kPa)下，应力-应变关系曲线线性阶段较短，加载后很快就呈现曲线型。这是因为在较小的冲击荷载作用下土体的结构破坏少，抵抗变形能力强，有较好的弹性性能；随着冲击荷载增大并超过三轴压缩结构屈服应力时，土体的结构破坏愈严重，弹性性能愈差，这与静载试验的结果是一致的。另外，所有曲线形状表明，在轴向累积应变量近似为2%时，曲线前后形状有所不同，说明达到该应变量时土体发生结构屈服。

2.2.2孔压特性

图6为围压50，75，100 kPa下土样在冲击荷载作用过程中的孔压变化曲线。

图5 不同围岩状态原状土在冲击荷载作用下的应力-应变关系Fig.5 Relationship between stress and axial strain under the impact loadings

图6 不同围压下土样的孔压变化Fig.6 Relationship between pore pressure and axial strain under the cell pressures

由图6可知，同一冲击荷载下，围压越大孔隙压力最大值也相应增大。原因是围压越大时，土体抵抗外力能力越强，则其在相同冲击荷载与落距(相同冲量mv)作用下产生轴向变形越小，冲击装置作用于土体的有效时间t越短，根据冲量定理，土体受到的冲击力F则越大，当试验过程中不排水时，越大的冲击力F激发的孔隙水压也就越大，孔压增长速率也更快。由图6还可知，在同一围压下，冲击荷载越大孔隙压力也越大。主要因为在相同围压下，较小冲击荷载(5 kPa，10 kPa)对土体颗粒与孔隙稳态结构影响小，土体变形量小，故孔隙水压增长较小；冲击荷载较大时(20 kPa，30 kPa)足以对土体稳态结构产生破坏性改变，土颗粒滑移，中小孔隙演变为微孔隙，导致轴向应变与体应变增大，孔压也随之明显增大。

1.3 统计学方法 通过统计学软件SPSS20.0对两组肾结石患者治疗结果分析，计数资料(结石取净率等)组间比较采用χ2检验，以P<0.05为差异显著，统计学意义显著。

2.3冲击荷载作用后的力学特性

2.3.1应力-应变关系

对冲击荷载作用后的试样再进行常规三轴剪切(UU)试验，其结果如图7所示。

图7 冲击荷载作用后三轴应力-应变关系Fig.7 Relationship between stress and axial strain after the impact loadings

由于土样前期承受的冲击荷载使其产生了较大的初始应变，土体结构遭受破坏，这直接影响了静力三轴应力-应变关系，具体表现为：经过同一冲击荷载作用后，应力-应变曲线都呈硬化型，不再出现转折点，且围压越大，主应力差峰值越大；但在同一围压下，随着前期冲击荷载的增加，主应力差峰值逐渐减小。

2.3.2强度特征

对经过不同冲击荷载作用后的试样进行强度特征分析，在τ-σ应力平面上的摩尔应力圆及应力圆包线如图8所示。

图8 不同冲击荷载作用后强度包线Fig.8 Mohr envelopes of the soil disturbed by impact loadings

图8所示抗剪强度包络线都可用直线拟合，随着冲击荷载的增大，c值减小，φ值增大，但都远小于未受冲击荷载作用时三轴剪切试验相应值。产生该现象的原因亦与土体结构破坏有关，经历冲击荷载作用后，土体变形超过屈服应变(2%)，发生结构屈服，失去结构强度的土体力学性质接近于重塑土，所以包络线可用直线拟合，且c，φ值变小。

3 强度变化对比分析

对比分析三轴UU剪切结果(图3)和冲击荷载试验结果(图5)可以看出，同一围压下，产生相同轴向变形时，冲击荷载作用下所需偏应力均大于静力作用下所需偏应力。这是由于冲击荷载作用于土体上的时间(1 s)相当短，而土体结构在该段时间内比三轴压缩状态下整体破坏量少，土体刚度更大，故产生相同的应变量需要更大的偏应力。

对比分析图3与图7可知，未受冲击荷载作用的软黏土在50 kPa及75 kPa围压状态下三轴应力-应变关系出现弱软化现象，在100 kPa围压状态下呈应变硬化型，而经过冲击荷载作用后各个围压下都呈应变硬化型，且在相同围压下，经过不同冲击荷载作用后土样主应力差峰值均远小于未受冲击荷载时主应力差峰值。这是由于原状软黏土具有结构性，未受冲击荷载作用且围压明显小于土体固结结构屈服应力(125 kPa)时，加载初期土体结构保持相对完好，剪切过程中土体结构逐渐破坏，主应力差达到峰值时土体结构基本破坏，之后强度随应变增加而降低，导致应力-应变关系出现软化现象，而土体经过前期冲击荷载作用后，土体结构破坏严重，性质接近重塑土，抗压能力大幅降低，在后期三轴压缩中应力-应变关系表现为硬化型。

3.2强度折减计算

各围压下不同冲击荷载作用前后静力三轴抗剪强度差值与冲击荷载拟合关系如图9所示。

图9 强度差值与冲击荷载拟合关系图Fig.9 Fitting between the strength difference and impact loadings

图9中各拟合关系式中的系数与拟合度如表3所示。表3中相关系数大，也就是说拟合关系式较为合理。

表3 拟合参数值与相关系数

对图9中各拟合关系式中参数(A，B)与围压再进行拟合，拟合效果如图10所示。由图10可以看出，指数函数能够很好地拟合系数A，B与围压之间的关系，拟合度高。

图10 参数(A、B)与围压拟合关系图Fig.10 Fitting between coefficients (A, B) and the cell pressure

综合以上拟合结果，可得到强度差值与围压、冲击荷载之间的关系：

式中：σ——冲击荷载作用前后三轴抗剪强度差值/kPa；

σ3——围压/kPa；

q——冲击荷载/kPa。

4 结论

(1)天津滨海软黏土具有结构性，常规三轴剪切试验(UU)应力-应变关系曲线在较低围压状态下出现弱应变软化现象，并且其强度包线不能直接用直线拟合，而可由两条直线近似拟合，结构屈服点前后两段表示了土体两种不同的结构及变形形态。

(2)同一围压下，在本文设置的冲击力作用范围内，随着冲击力增加，轴向应变量、孔隙压力增大，主应力差峰值也增加；随着围压的增大，同一冲击力作用下的应变量减小，但主应力差峰值、孔隙压力峰值相应地增大。

(3)由于前期冲击荷载作用破坏了土体结构，后期常规三轴剪切试验的应力-应变关系受到了较大的影响，各围压状态下土体均未出现应变软化现象，且主应力差峰值均远小于常规静力三轴主应力差峰值；摩尔包线都为直线型，且随着冲击荷载增大，c值减小，φ值增大，但都远小于未受冲击荷载时常规三轴剪切试验相应数值。

(4)通过拟合分析，得到了天津滨海结构性软黏土经受冲击荷载作用后强度折减经验公式，对实际工程有一定参考价值。

[1] 孟庆山,汪稔,雷学文,等. 饱和软黏土在冲击荷载下的动力特性研究[J]. 岩土力学, 2004, 25(2): 194-198. [MENG Q S, WANG R, LEI X W,etal. Dynamic properties of saturated soft clay under impact loading[J]. Rock and Soil Mechanics, 2004, 25(2): 194-198.(in Chinese)]

[2] 张向东, 刘家顺, 张虎伟. 循环荷载作用下软土动力特性试验研究[J]. 公路交通科技, 2014, 31(5):1-7. [ZHANG X D, LIU J S, ZHANG H W. Experimental Study on Dynamic Characteristic of Soft Soil under Cyclic Loading[J].Journal of Highway and Transportation Research and Development, 2014, 31(5):1-7. (in Chinese)]

[3] 丁伯阳, 张勇. 杭州第四系软土动力特性试验与土结构性影响的探讨[J]. 岩土力学, 2012, 33(2):336-342. [DING B Y, ZHANG Y. Discussion on Dynamic Test and Characteristics of Structural Properties of Quaternary Soft Clay in Hangzhou Region[J].Rock and Soil Mechanics, 2012, 33 (2):336-342. (in Chinese)]

[4] 谢琦峰,刘干斌,范思婷,等. 循环荷载下饱和重塑黏质粉土的动力特性研究[J]. 水文地质工程地质,2017,44(1):78-83. [XIE Q F, LIU G B, FAN S T,etal. A study of dynamic characteristics of the saturated remolded clayey slit under circle load[J].Hydrogeology amp; Engineering Geology,2017,44(1)：78-83. (in Chinese)]

[5] 曹勇,孔令伟,杨爱武.海积结构性软土动力性状的循环荷载波形效应与刚度软化特征[J].岩土工程学报,2013, 35(3):583-589. [CAO Y, KONG L W, YANG A W. Waveform effect of cyclic loading of dynamic character and stiffness degradation characteristics of marine deposited natural soft clay[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2013,35(3):583-589.(in Chinese)]

[6] Ni J, Indraratna B, Geng X Y,etal. Radial consolidation of soft soil under cyclic loads[J]. Computers and Geotechnics, 2013, 50(3): 1-5.

[7] Ni J, Indraratna B, Geng X Y,etal. Model of soft soils undercyclic loading[J]. International Journal of Geomechanics, 2014, 15(4): 1-10.

[8] Indraratna B, Ni J, Rujikiatkamjorn C,etal. A partially drained model for soft soils under cyclic loading considering cyclic parameter degradation[J].Australian Geomechanics Journal, 2015, 50 (4):89-95.

[9] Guo L, Wang J, Cai Y,etal. Undrained deformation behavior of saturated soft clay under long-term cyclic loading[J]. Soil Dynamics amp; Earthquake Engineering, 2013, 50(7):28-37.

[10] Sakai A, Samang L, Miura N. Partially-drained cyclic behavior and its application to the settlement of a low embankment road on silty-clay[J]. Journal of the Japanese Geotechnical Society Soils amp; Foundation, 2003, 43(1):33-46.

[11] 杨爱武,陈立杰,吴磊. 循环荷载作用下软黏土十字板强度劣化与微结构演化关联性分析[J]. 水文地质工程地质, 2016,43(6):66-73. [YANG A W, CHEN L J, WU L. The relevance analysis between deterioration of vane shear strength and evolution of microstructure of soft clay under cyclic loading[J]. Hydrogeology amp; Engineering Geology, 2016,43(6):66-73. (in Chinese)]

[12] 曾庆军,莫海鸿,廖建春,等. 施工振动对结构性软黏土路堤稳定的影响[J]. 铁道工程学报, 2006, 96(6): 11-16. [ZENG Q J, MO H H, LIAO J C,etal. Construction vibration’s influence on stability of highway embankment on structural soft ground[J]. Journal of Railway Engineering Society,2006, 96(6): 11-16. (in Chinese)]

[13] 刘勇健,符纳,林辉. 冲击荷载作用下海积软土的动力释水规律研究[J]. 岩土力学, 2014, 35(增刊 1): 71-77. [LIU Y J, FU N, LIN H. Law study of dynamic discharge water of marine soft clay under impact loading[J]. Rock and Soil Mechanics,2014, 35(Sup 1): 71-77. (in Chinese)]

[14] BAI B. Consolidation characteristics and undrained strength of saturated soft clay under repeated impact loading[J]. Astm Geotechnical Testing Journal, 2006, 29(4): 289-297.

[15] 中华人民共和国交通部. JTG E40—2007公路土工试验规程[S]. 北京: 人民交通出版社, 2007. [China P R. Ministry of Communications. J TG E40—2007 Test Methods of Soils for Highway Engineering[S]. Beijing: China Communications Press, 2007. (in Chinese)]

[16] 郭飞. 静动荷载作用下结构性软土刚度软化特性研究[D]. 天津: 天津城建大学, 2014. [GUO F. Research on stiffness softening characteristics of structural soft under static and cyclic loading[D]. Tianjin: Tianjin Chengjian University, 2014. (in Chinese)]

[17] 张茂花,谢永利,刘保健. 增湿时黄土的抗剪强度特性分析[J]. 岩土力学,2006,27(7):1195-1200. [ZHANG M H, XIE Y L, LIU B J. Analysis of shear strength characteristics of loess during moistening process[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006，27(7)：1195-1200. (in Chinese)]

[18] 孟庆山,汪稔,陈震.淤泥质软土在冲击荷载作用下孔压增长模式[J]. 岩土力学,2004,25(7):1017-1022. [MENG Q S, WANG R, CHEN Z. Pore water pressure mode of oozy soft clay under impact loading[J].Rock and Soil Mechanics,2004,25(7):1017-1022. (in Chinese)]

责任编辑

：张明霞

Astudyofthemechanicalcharacteristicsofstructuredsoftclayunderimpactloading

YANG Aiwu1,2, CHEN Zihe1,2, WANG Tao1,2

(1.DepartmentofCivilEngineering,TianjinChengjianUniversity,Tianjin300384,China; 2.KeyLaboratoryofSoftSoilEngineeringCharacteristicsandEngineeringEnvironmentofTianjin,Tianjin300384,China)

To examine the great effect of impact loading on the soil mechanic characteristics, impact loading was simulated by hollow cylindrical torsional shear apparatus using the Tianjin coastal structural soft clay. The mechanical characteristics of the structural soft clay under different experimental conditions are comparatively analyzed from the results of non-consolidation and non-drainage triaxial tests before and after impact loadings. The experiments results show that the soil exhibits weak strain softening in the conventional triaxial shear tests under the low confining pressure, and the shear strength envelope of the soil is approximately fit by two straight lines other than one straight line. In the impact loading tests, the axial strain, pore pressure and the peak values of the principal stress difference grow with the increasing impact loading. After the impact loading, the soft clay shows strain hardening under all kinds of confining pressures in the triaxial shear tests, and the peak values of the principal stress difference reduces drastically. The shear strength envelopes of soils are straight lines, and the values ofc,φare far less than the values of the soil which were impacted. Finally, the influence of impact loading to the strength of the soft clay was summarized and analyzed, and the relationship between the strength reduction, confining pressure and impact loading were proposed with the fitting formula. The results of tests for determining the strength of structural soft clay under the impact loading has a guiding significance in practical engineering.

structural soft clay; impact loading; shear strength envelope; pore water pressure; strength reduction

10.16030/j.cnki.issn.1000-3665.2017.06.07

TU411.8

A

1000-3665(2017)06-0044-07

2017-04-14;

2017-06-01

国家自然科学基金项目资助(41372291)；天津市科技计划项目资助(15JCZDJC40600；15ZCZDSF00220)

杨爱武(1971-)，男，博士，教授，从事软黏土力学特性及土体微观结构研究。E-mail:tulilab@163.com