沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)性軟黏土力學(xué)特性試驗(yàn)研究

楊?lèi)?ài)武，陳子荷，王 韜

(1.天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300384；2. 天津市軟土特性與工程環(huán)境重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300384)

沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)性軟黏土力學(xué)特性試驗(yàn)研究

楊?lèi)?ài)武1,2，陳子荷1,2，王 韜1,2

(1.天津城建大學(xué)土木工程學(xué)院，天津 300384；2. 天津市軟土特性與工程環(huán)境重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300384)

沖擊荷載作用對(duì)土體力學(xué)特性影響較大，為了研究此特性，基于天津?yàn)I海結(jié)構(gòu)性軟黏土，以空心圓柱扭剪儀模擬沖擊荷載作用，并在沖擊荷載作用前后對(duì)土體進(jìn)行不固結(jié)不排水三軸試驗(yàn)，對(duì)比研究不同試驗(yàn)條件下結(jié)構(gòu)性軟黏土力學(xué)特性。試驗(yàn)結(jié)果表明：低圍壓常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)狀態(tài)下，土體表現(xiàn)出弱應(yīng)變軟化現(xiàn)象，且土體抗剪強(qiáng)度包線(xiàn)不能用直線(xiàn)表示，而是可由兩條直線(xiàn)近似擬合而成；沖擊荷載作用時(shí)，在一定應(yīng)力范圍內(nèi)，沖擊荷載越大，土體軸向應(yīng)變、孔隙壓力以及主應(yīng)力差峰值也越大；沖擊荷載作用后三軸剪切試驗(yàn)各圍壓下土體都呈應(yīng)變硬化型，主應(yīng)力差峰值均大幅減小，且土體抗剪強(qiáng)度包線(xiàn)均可用直線(xiàn)表示，c、φ值也遠(yuǎn)小于未受沖擊荷載時(shí)三軸剪切試驗(yàn)相應(yīng)數(shù)值。最后，總結(jié)分析沖擊荷載作用對(duì)軟黏土強(qiáng)度的影響，并擬合得到強(qiáng)度折減與圍壓、沖擊荷載的關(guān)系，為實(shí)際工程中承受沖擊荷載的結(jié)構(gòu)性軟黏土強(qiáng)度確定提供參考。

結(jié)構(gòu)性軟黏土；沖擊荷載；抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線(xiàn)；孔隙水壓力；強(qiáng)度折減

軟黏土一般具有結(jié)構(gòu)性，一旦受到擾動(dòng)，其強(qiáng)度將會(huì)明顯降低[1]。工程實(shí)踐中土體經(jīng)常會(huì)因受到動(dòng)荷載作用而使結(jié)構(gòu)受到擾動(dòng)，因此動(dòng)荷載對(duì)土體強(qiáng)度、變形和穩(wěn)定性的影響成為工程界關(guān)注的熱點(diǎn)。

目前，動(dòng)荷載對(duì)軟土力學(xué)特性影響的研究主要集中在循環(huán)動(dòng)荷載作用下土體力學(xué)特性變化，如：張向東等[2]以營(yíng)口軟土為研究對(duì)象，通過(guò)動(dòng)三軸試驗(yàn)，研究了循環(huán)荷載作用對(duì)軟土動(dòng)力特性的影響；丁伯陽(yáng)等[3]通過(guò)一系列動(dòng)三軸試驗(yàn)，得到了杭州軟土的動(dòng)應(yīng)力-應(yīng)變骨干曲線(xiàn)以及相關(guān)動(dòng)力特性參數(shù)，并分析了土體結(jié)構(gòu)性對(duì)參數(shù)的影響；謝琦峰等[4]選取寧波飽和重塑黏質(zhì)粉土，通過(guò)動(dòng)三軸試驗(yàn)，研究了圍壓、動(dòng)應(yīng)力、排水條件、溫度及頻率等因素對(duì)土動(dòng)力特性的影響；曹勇等[5]通過(guò)應(yīng)力控制式動(dòng)三軸試驗(yàn)，在方形波、三角形波和正弦波三種循環(huán)荷載作用下，對(duì)海積結(jié)構(gòu)性軟土的動(dòng)力特性與變形特征進(jìn)行了分析，并類(lèi)比了在不同循環(huán)荷載波形下軟土剛度軟化性狀；Ni等[6～7]在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上提出了軟土在循環(huán)荷載作用下部分排水條件時(shí)的徑向固結(jié)模型，可用來(lái)預(yù)測(cè)徑向固結(jié)時(shí)土體內(nèi)的超孔隙水壓；Indraratna等[8]基于軟黏土部分排水循環(huán)動(dòng)荷載試驗(yàn)，對(duì)劍橋模型進(jìn)行修正，經(jīng)驗(yàn)證可用于循環(huán)荷載作用下軟土強(qiáng)度的預(yù)測(cè)；Guo等[9]對(duì)溫州軟黏土在長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用下的變形特性進(jìn)行研究，并建立了預(yù)測(cè)長(zhǎng)期彈性模量和持久壓力的經(jīng)驗(yàn)公式；Sakai[10]對(duì)粉質(zhì)黏土進(jìn)行了不排水和部分排水條件下的循環(huán)三軸試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在循環(huán)應(yīng)力比小于0.73時(shí)，超孔隙水壓和體應(yīng)變持續(xù)增大，并提出了可計(jì)算粉質(zhì)黏土側(cè)壓力的模型；楊?lèi)?ài)武等[11]利用GCTS空心圓柱扭剪儀對(duì)天津?yàn)I海新區(qū)結(jié)構(gòu)性海積軟土進(jìn)行循環(huán)三軸試驗(yàn)，對(duì)于循環(huán)荷載作用下軟土十字板強(qiáng)度劣化與微結(jié)構(gòu)演化關(guān)聯(lián)性進(jìn)行了分析，從微觀角度揭示循環(huán)荷載作用下軟土的強(qiáng)度變化機(jī)理，為預(yù)測(cè)循環(huán)荷載作用下土體的強(qiáng)度變化提供了理論支撐。

相比之下，沖擊動(dòng)荷載作用下軟土力學(xué)特性的研究文獻(xiàn)則相對(duì)較少，但也有涉及，如：曾慶軍等[12]在研究施工振動(dòng)對(duì)結(jié)構(gòu)性軟黏土路堤穩(wěn)定的影響中發(fā)現(xiàn)強(qiáng)夯法沖擊破壞軟黏土絮凝結(jié)構(gòu)的程度比靜態(tài)堆載要強(qiáng)烈許多；劉勇健等[13]通過(guò)真三軸試驗(yàn)，研究沖擊荷載作用下海積軟土的孔隙水壓力、軸向變形等動(dòng)力響應(yīng)特征。Bai等[14]還在大量室內(nèi)沖擊荷載作用試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，提出了沖擊荷載作用下飽和軟黏土的沉降和強(qiáng)度計(jì)算方法，并對(duì)軟黏土在沖擊荷載作用下變形和孔壓變化規(guī)律進(jìn)行了研究，建立了沖擊荷載作用下孔隙水壓力的計(jì)算模式。

以往對(duì)沖擊荷載作用下軟土力學(xué)特性的研究中，很少考慮土體結(jié)構(gòu)性的影響?；诖耍疚囊蕴旖?yàn)I海新區(qū)結(jié)構(gòu)性軟黏土為研究對(duì)象，利用空心圓柱扭剪儀模擬沖擊荷載，對(duì)比常規(guī)三軸試驗(yàn)與沖擊荷載作用后的常規(guī)三軸試驗(yàn)結(jié)果，分析沖擊荷載作用下結(jié)構(gòu)性軟黏土的變形、強(qiáng)度、力學(xué)指標(biāo)(c，φ)演化規(guī)律，為工程實(shí)踐提供參考。

1 試驗(yàn)方案

1.1試驗(yàn)土樣

本次試驗(yàn)材料為天津?yàn)I海新區(qū)結(jié)構(gòu)性海積軟黏土，取樣深度為7.0～15.0 m，其各項(xiàng)物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)統(tǒng)計(jì)如表1所示。從表1可以看出，天津?yàn)I海新區(qū)海積軟黏土含水量高，壓縮性高，具有一定的靈敏度，屬于典型的軟土。

表1 土樣基本物理力學(xué)指標(biāo)

本次取樣的原狀和重塑軟黏土室內(nèi)壓縮試驗(yàn)及無(wú)側(cè)限抗壓試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖1和圖2。圖1表明，原狀土壓縮曲線(xiàn)為曲線(xiàn)型，存在應(yīng)力轉(zhuǎn)折點(diǎn)，對(duì)應(yīng)應(yīng)力為結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力，而重塑土壓縮曲線(xiàn)幾乎成直線(xiàn)，沒(méi)有應(yīng)力轉(zhuǎn)折點(diǎn)。由圖2可看出原狀土無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度峰值明顯大于重塑土?？傊?，天津?yàn)I海新區(qū)海積軟土具有明顯的結(jié)構(gòu)性，在實(shí)際工程應(yīng)用中要考慮其結(jié)構(gòu)性對(duì)力學(xué)特性的影響。

1.2試驗(yàn)方案

1.2.1靜荷載作用試驗(yàn)方案

靜荷載試驗(yàn)采用直徑為39.1 mm，高為80 mm的圓柱體試樣進(jìn)行不固結(jié)不排水三軸試驗(yàn)(UU)。由于試驗(yàn)圍壓高于固結(jié)結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力，其對(duì)結(jié)構(gòu)性軟土力學(xué)特性影響很大，根據(jù)壓縮曲線(xiàn)可知，本文所選原狀土樣的固結(jié)結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力在125 kPa左右，因此確定試驗(yàn)圍壓分別為50，75，100，125 kPa，剪切應(yīng)變速率為0.828 mm/min，當(dāng)軸向應(yīng)變量達(dá)到20%時(shí)停止剪切[15]。

圖2 土樣無(wú)側(cè)限抗壓強(qiáng)度曲線(xiàn)Fig.2 Curves of the unconfined compressive strength

1.2.2沖擊荷載作用試驗(yàn)方案

本試驗(yàn)利用GCTS空心圓柱扭剪儀實(shí)現(xiàn)對(duì)天津?yàn)I海原狀軟土施加沖擊荷載的功能，利用相應(yīng)數(shù)據(jù)采集處理系統(tǒng)，完成沖擊瞬間的沖擊應(yīng)力、孔隙水壓力信號(hào)的采集與分析。GCTS空心圓柱扭剪儀采用較為先進(jìn)的伺服加載系統(tǒng)實(shí)現(xiàn)力和位移的靜態(tài)和動(dòng)態(tài)加載。它通過(guò)大功率無(wú)刷直流伺服馬達(dá)控制軸向荷載,馬達(dá)可以帶動(dòng)球狀螺母的軸向移動(dòng)，再由導(dǎo)桿穿過(guò)平衡室伸入壓力室中，帶動(dòng)底座運(yùn)動(dòng)。實(shí)驗(yàn)儀器分為飽和模塊、固結(jié)模塊、靜力荷載模塊、動(dòng)力荷載模塊、和通用模塊幾個(gè)部分，由于本次試驗(yàn)需要施加沖擊荷載，因此選擇動(dòng)力荷載模塊，在控制反饋中選擇軸向荷載，頻率為1 Hz。

將制備完成的圓柱體試樣放入三軸壓力室內(nèi)，并用橡皮膜將試樣與頂蓋、基座包裹起來(lái)。由于沖擊荷載的定義是在很短的時(shí)間內(nèi)以很大的速度作用在構(gòu)件上的載荷，因此試驗(yàn)中將原狀土樣分別置于不同圍壓之下，然后對(duì)試樣施加不同大小的軸向沖擊荷載，每個(gè)試樣沖擊1次，持續(xù)時(shí)間為1 s；沖擊完成后，進(jìn)行不固結(jié)不排水三軸剪切試驗(yàn)(UU)，剪切速率為0.828 mm/min，軸向累積應(yīng)變量達(dá)到20%時(shí)停止剪切[16]。具體試驗(yàn)方案見(jiàn)表2。

表2 試驗(yàn)方案

注:三軸剪切試驗(yàn)(UU)在沖擊荷載作用后進(jìn)行。

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1靜荷載試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1.1應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

原狀土不固結(jié)不排水三軸試驗(yàn)(UU)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖3所示。

圖3 原狀土樣三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.3 Relationship between stress and axial strain

由圖3可知，在試驗(yàn)開(kāi)始階段，土樣結(jié)構(gòu)相對(duì)完好，剛度大，表現(xiàn)出較強(qiáng)的彈性特征，因而隨著應(yīng)變?cè)黾?，偏?yīng)力呈線(xiàn)性增長(zhǎng)；隨著應(yīng)變繼續(xù)增加，土體結(jié)構(gòu)逐漸遭到破壞，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)切線(xiàn)斜率逐漸減小[17]，呈非線(xiàn)性增長(zhǎng)。線(xiàn)性階段與非線(xiàn)性階段的分界點(diǎn)稱(chēng)為三軸壓縮結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力點(diǎn)，圖3表明不同圍壓下其值都小于20 kPa。由圖3還可以看出，土體強(qiáng)度峰值隨圍壓增大而增大；圍壓為50 kPa及75 kPa時(shí)，土體還表現(xiàn)出應(yīng)變軟化現(xiàn)象，但軟化程度較弱；圍壓增加到100 kPa及125 kPa時(shí)，土體則呈應(yīng)變硬化狀態(tài)，原因是圍壓與土體固結(jié)結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力接近，初始加載階段土體結(jié)構(gòu)就發(fā)生大量破損，導(dǎo)致后期加載過(guò)程中不再出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象。

2.1.2抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線(xiàn)

原狀土樣在τ-σ應(yīng)力平面上的摩爾應(yīng)力圓及其包線(xiàn)如圖4所示。從圖4可以看出，天津?yàn)I海軟土抗剪強(qiáng)度包線(xiàn)可由2條直線(xiàn)近似擬合而成，后段直線(xiàn)斜率較前段大，其轉(zhuǎn)折點(diǎn)(115,17.4)可稱(chēng)之為結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力點(diǎn)[18]，對(duì)應(yīng)剪應(yīng)力為剪切結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力，土體c，φ值在屈服點(diǎn)前后數(shù)值大小有所不同。轉(zhuǎn)折點(diǎn)前后2條直線(xiàn)分別表示土體2種不同的結(jié)構(gòu)和變形狀況：前一段為土體結(jié)構(gòu)發(fā)揮段，該階段土體結(jié)構(gòu)破壞較小，故其黏聚力c值大；而后一段為土體結(jié)構(gòu)喪失段，該階段土體內(nèi)部結(jié)構(gòu)遭到嚴(yán)重破壞，聯(lián)結(jié)強(qiáng)度基本喪失，而抗剪強(qiáng)度主要由土顆粒間摩擦力提供，故其內(nèi)摩擦角φ值大。

圖4 原狀土強(qiáng)度包線(xiàn)Fig.4 Mohr envelope of the undisturbed soil

2.2沖擊荷載試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

不同圍壓狀態(tài)原狀土在沖擊荷載作用下應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖5所示。

圖5表明，同一圍壓下，在本文設(shè)置的沖擊力范圍內(nèi)，隨著沖擊力的增加，軸向應(yīng)變量增大，主應(yīng)力差峰值也增加；隨著圍壓的增大，同一沖擊荷載作用下應(yīng)變量減小，但主應(yīng)力差峰值增大，達(dá)到主應(yīng)力差峰值時(shí)的應(yīng)變量也減小，其原因是試驗(yàn)中3個(gè)圍壓都不超過(guò)土體結(jié)構(gòu)屈服強(qiáng)度，不會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生明顯破壞，圍壓對(duì)土體強(qiáng)度反而有增強(qiáng)作用。在低于三軸壓縮結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力的沖擊荷載作用(5 kPa，10 kPa)下，隨著應(yīng)變的增大偏應(yīng)力以接近線(xiàn)性的方式增長(zhǎng)；在高于三軸壓縮結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力的沖擊荷載作用(20 kPa，30 kPa)下，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)線(xiàn)性階段較短，加載后很快就呈現(xiàn)曲線(xiàn)型。這是因?yàn)樵谳^小的沖擊荷載作用下土體的結(jié)構(gòu)破壞少，抵抗變形能力強(qiáng)，有較好的彈性性能；隨著沖擊荷載增大并超過(guò)三軸壓縮結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力時(shí)，土體的結(jié)構(gòu)破壞愈嚴(yán)重，彈性性能愈差，這與靜載試驗(yàn)的結(jié)果是一致的。另外，所有曲線(xiàn)形狀表明，在軸向累積應(yīng)變量近似為2%時(shí)，曲線(xiàn)前后形狀有所不同，說(shuō)明達(dá)到該應(yīng)變量時(shí)土體發(fā)生結(jié)構(gòu)屈服。

2.2.2孔壓特性

圖6為圍壓50，75，100 kPa下土樣在沖擊荷載作用過(guò)程中的孔壓變化曲線(xiàn)。

圖5 不同圍巖狀態(tài)原狀土在沖擊荷載作用下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.5 Relationship between stress and axial strain under the impact loadings

圖6 不同圍壓下土樣的孔壓變化Fig.6 Relationship between pore pressure and axial strain under the cell pressures

由圖6可知，同一沖擊荷載下，圍壓越大孔隙壓力最大值也相應(yīng)增大。原因是圍壓越大時(shí)，土體抵抗外力能力越強(qiáng)，則其在相同沖擊荷載與落距(相同沖量mv)作用下產(chǎn)生軸向變形越小，沖擊裝置作用于土體的有效時(shí)間t越短，根據(jù)沖量定理，土體受到的沖擊力F則越大，當(dāng)試驗(yàn)過(guò)程中不排水時(shí)，越大的沖擊力F激發(fā)的孔隙水壓也就越大，孔壓增長(zhǎng)速率也更快。由圖6還可知，在同一圍壓下，沖擊荷載越大孔隙壓力也越大。主要因?yàn)樵谙嗤瑖鷫合?，較小沖擊荷載(5 kPa，10 kPa)對(duì)土體顆粒與孔隙穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)影響小，土體變形量小，故孔隙水壓增長(zhǎng)較??；沖擊荷載較大時(shí)(20 kPa，30 kPa)足以對(duì)土體穩(wěn)態(tài)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生破壞性改變，土顆?；疲行】紫堆葑?yōu)槲⒖紫?，?dǎo)致軸向應(yīng)變與體應(yīng)變?cè)龃螅讐阂搽S之明顯增大。

1.3 統(tǒng)計(jì)學(xué)方法 通過(guò)統(tǒng)計(jì)學(xué)軟件SPSS20.0對(duì)兩組腎結(jié)石患者治療結(jié)果分析，計(jì)數(shù)資料(結(jié)石取凈率等)組間比較采用χ2檢驗(yàn)，以P<0.05為差異顯著，統(tǒng)計(jì)學(xué)意義顯著。

2.3沖擊荷載作用后的力學(xué)特性

2.3.1應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

對(duì)沖擊荷載作用后的試樣再進(jìn)行常規(guī)三軸剪切(UU)試驗(yàn)，其結(jié)果如圖7所示。

圖7 沖擊荷載作用后三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig.7 Relationship between stress and axial strain after the impact loadings

由于土樣前期承受的沖擊荷載使其產(chǎn)生了較大的初始應(yīng)變，土體結(jié)構(gòu)遭受破壞，這直接影響了靜力三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，具體表現(xiàn)為：經(jīng)過(guò)同一沖擊荷載作用后，應(yīng)力-應(yīng)變曲線(xiàn)都呈硬化型，不再出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn)，且圍壓越大，主應(yīng)力差峰值越大；但在同一圍壓下，隨著前期沖擊荷載的增加，主應(yīng)力差峰值逐漸減小。

2.3.2強(qiáng)度特征

對(duì)經(jīng)過(guò)不同沖擊荷載作用后的試樣進(jìn)行強(qiáng)度特征分析，在τ-σ應(yīng)力平面上的摩爾應(yīng)力圓及應(yīng)力圓包線(xiàn)如圖8所示。

圖8 不同沖擊荷載作用后強(qiáng)度包線(xiàn)Fig.8 Mohr envelopes of the soil disturbed by impact loadings

圖8所示抗剪強(qiáng)度包絡(luò)線(xiàn)都可用直線(xiàn)擬合，隨著沖擊荷載的增大，c值減小，φ值增大，但都遠(yuǎn)小于未受沖擊荷載作用時(shí)三軸剪切試驗(yàn)相應(yīng)值。產(chǎn)生該現(xiàn)象的原因亦與土體結(jié)構(gòu)破壞有關(guān)，經(jīng)歷沖擊荷載作用后，土體變形超過(guò)屈服應(yīng)變(2%)，發(fā)生結(jié)構(gòu)屈服，失去結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的土體力學(xué)性質(zhì)接近于重塑土，所以包絡(luò)線(xiàn)可用直線(xiàn)擬合，且c，φ值變小。

3 強(qiáng)度變化對(duì)比分析

對(duì)比分析三軸UU剪切結(jié)果(圖3)和沖擊荷載試驗(yàn)結(jié)果(圖5)可以看出，同一圍壓下，產(chǎn)生相同軸向變形時(shí)，沖擊荷載作用下所需偏應(yīng)力均大于靜力作用下所需偏應(yīng)力。這是由于沖擊荷載作用于土體上的時(shí)間(1 s)相當(dāng)短，而土體結(jié)構(gòu)在該段時(shí)間內(nèi)比三軸壓縮狀態(tài)下整體破壞量少，土體剛度更大，故產(chǎn)生相同的應(yīng)變量需要更大的偏應(yīng)力。

對(duì)比分析圖3與圖7可知，未受沖擊荷載作用的軟黏土在50 kPa及75 kPa圍壓狀態(tài)下三軸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系出現(xiàn)弱軟化現(xiàn)象，在100 kPa圍壓狀態(tài)下呈應(yīng)變硬化型，而經(jīng)過(guò)沖擊荷載作用后各個(gè)圍壓下都呈應(yīng)變硬化型，且在相同圍壓下，經(jīng)過(guò)不同沖擊荷載作用后土樣主應(yīng)力差峰值均遠(yuǎn)小于未受沖擊荷載時(shí)主應(yīng)力差峰值。這是由于原狀軟黏土具有結(jié)構(gòu)性，未受沖擊荷載作用且圍壓明顯小于土體固結(jié)結(jié)構(gòu)屈服應(yīng)力(125 kPa)時(shí)，加載初期土體結(jié)構(gòu)保持相對(duì)完好，剪切過(guò)程中土體結(jié)構(gòu)逐漸破壞，主應(yīng)力差達(dá)到峰值時(shí)土體結(jié)構(gòu)基本破壞，之后強(qiáng)度隨應(yīng)變?cè)黾佣档停瑢?dǎo)致應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系出現(xiàn)軟化現(xiàn)象，而土體經(jīng)過(guò)前期沖擊荷載作用后，土體結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重，性質(zhì)接近重塑土，抗壓能力大幅降低，在后期三軸壓縮中應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系表現(xiàn)為硬化型。

3.2強(qiáng)度折減計(jì)算

各圍壓下不同沖擊荷載作用前后靜力三軸抗剪強(qiáng)度差值與沖擊荷載擬合關(guān)系如圖9所示。

圖9 強(qiáng)度差值與沖擊荷載擬合關(guān)系圖Fig.9 Fitting between the strength difference and impact loadings

圖9中各擬合關(guān)系式中的系數(shù)與擬合度如表3所示。表3中相關(guān)系數(shù)大，也就是說(shuō)擬合關(guān)系式較為合理。

表3 擬合參數(shù)值與相關(guān)系數(shù)

對(duì)圖9中各擬合關(guān)系式中參數(shù)(A，B)與圍壓再進(jìn)行擬合，擬合效果如圖10所示。由圖10可以看出，指數(shù)函數(shù)能夠很好地?cái)M合系數(shù)A，B與圍壓之間的關(guān)系，擬合度高。

圖10 參數(shù)(A、B)與圍壓擬合關(guān)系圖Fig.10 Fitting between coefficients (A, B) and the cell pressure

綜合以上擬合結(jié)果，可得到強(qiáng)度差值與圍壓、沖擊荷載之間的關(guān)系：

式中：σ——沖擊荷載作用前后三軸抗剪強(qiáng)度差值/kPa；

σ3——圍壓/kPa；

q——沖擊荷載/kPa。

4 結(jié)論

(1)天津?yàn)I海軟黏土具有結(jié)構(gòu)性，常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)(UU)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線(xiàn)在較低圍壓狀態(tài)下出現(xiàn)弱應(yīng)變軟化現(xiàn)象，并且其強(qiáng)度包線(xiàn)不能直接用直線(xiàn)擬合，而可由兩條直線(xiàn)近似擬合，結(jié)構(gòu)屈服點(diǎn)前后兩段表示了土體兩種不同的結(jié)構(gòu)及變形形態(tài)。

(2)同一圍壓下，在本文設(shè)置的沖擊力作用范圍內(nèi)，隨著沖擊力增加，軸向應(yīng)變量、孔隙壓力增大，主應(yīng)力差峰值也增加；隨著圍壓的增大，同一沖擊力作用下的應(yīng)變量減小，但主應(yīng)力差峰值、孔隙壓力峰值相應(yīng)地增大。

(3)由于前期沖擊荷載作用破壞了土體結(jié)構(gòu)，后期常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系受到了較大的影響，各圍壓狀態(tài)下土體均未出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象，且主應(yīng)力差峰值均遠(yuǎn)小于常規(guī)靜力三軸主應(yīng)力差峰值；摩爾包線(xiàn)都為直線(xiàn)型，且隨著沖擊荷載增大，c值減小，φ值增大，但都遠(yuǎn)小于未受沖擊荷載時(shí)常規(guī)三軸剪切試驗(yàn)相應(yīng)數(shù)值。

(4)通過(guò)擬合分析，得到了天津?yàn)I海結(jié)構(gòu)性軟黏土經(jīng)受沖擊荷載作用后強(qiáng)度折減經(jīng)驗(yàn)公式，對(duì)實(shí)際工程有一定參考價(jià)值。

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責(zé)任編輯

：張明霞

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

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(41372291)；天津市科技計(jì)劃項(xiàng)目資助(15JCZDJC40600；15ZCZDSF00220)

楊?lèi)?ài)武(1971-)，男，博士，教授，從事軟黏土力學(xué)特性及土體微觀結(jié)構(gòu)研究。E-mail:tulilab@163.com