遼寧臺(tái)安砂土液化特性動(dòng)三軸試驗(yàn)研究

劉 鋼,郭文博,趙明志,張 沖

(1.西華大學(xué)土木建筑與環(huán)境學(xué)院,四川 成都 610039;2.西華大學(xué)巖土工程研究所,四川 成都 610039)

0 引言

砂土液化是一種較為常見(jiàn)的震害現(xiàn)象。在外部動(dòng)荷載作用下,飽和砂土內(nèi)部孔隙水壓力急劇上升,當(dāng)孔壓增至上覆土壓力時(shí),有效應(yīng)力衰減至零,此時(shí)砂土顆粒在孔隙水中呈懸浮狀態(tài),外荷載全部施加在孔隙水上,土體完全喪失抗剪強(qiáng)度,呈現(xiàn)流動(dòng)狀態(tài),這種現(xiàn)象稱(chēng)為砂土液化[1]。地震引起的砂土液化,往往會(huì)導(dǎo)致地基喪失承載能力,引起上層建筑物下陷、滑移、倒塌,造成嚴(yán)重的人員傷亡和經(jīng)濟(jì)財(cái)產(chǎn)損失。

1975年遼寧海城7.3級(jí)地震、1976年河北唐山7.8級(jí)地震、1999年臺(tái)灣南投7.6級(jí)地震、2008年四川汶川8.0級(jí)地震等,在震區(qū)中均出現(xiàn)了大面積的砂土液化,直接導(dǎo)致水利農(nóng)田毀壞,房屋橋梁塌陷。這些破壞現(xiàn)象,得到了國(guó)內(nèi)外巖土工程領(lǐng)域研究學(xué)者的廣泛關(guān)注,砂土液化也成為了震害研究中的熱點(diǎn)問(wèn)題[2-3]。早在1962年,黃文熙[4]就使用能夠控制反壓和圍壓變化的動(dòng)三軸儀對(duì)砂樣進(jìn)行了試驗(yàn),得到不同受力狀態(tài)下飽和砂土的液化性質(zhì)。1966年,Seed等[5]采用振動(dòng)加載三軸試驗(yàn)儀,開(kāi)始模擬地震荷載下飽和砂土的受力情況,發(fā)現(xiàn)在低圍壓下,高孔隙率的飽和砂樣更易發(fā)生液化。至此,能夠模擬地震荷載的動(dòng)力學(xué)試驗(yàn),成為研究砂土液化特性的一種重要技術(shù)手段。由于受到砂土沉積歷史、物理性質(zhì)及取樣環(huán)境等諸多因素的影響,砂土液化性質(zhì)具有區(qū)域性差異。因此,國(guó)內(nèi)外均對(duì)不同地區(qū)砂土的液化性質(zhì)進(jìn)行了廣泛研究。

國(guó)外對(duì)地區(qū)砂土液化性質(zhì)的研究中,Robertson等[6]通過(guò)動(dòng)三軸儀模擬加拿大Ottawa原位砂的剪切波速,在極限穩(wěn)定狀態(tài)下建立了該砂土剪切波速與孔隙率、有效圍壓之間的線性方程,以更真實(shí)地得到原位砂土的液化特性。Saxena等[7]基于共振柱試驗(yàn)得到了美國(guó)加州Monterey標(biāo)準(zhǔn)砂的最大動(dòng)剪切模量和阻尼比,并首次建立起兩者的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式。Díaz-Rodríguez等[8]考慮相對(duì)密度、初始有效圍壓、循環(huán)應(yīng)力比三個(gè)因素對(duì)砂土液化性質(zhì)的影響,對(duì)墨西哥的Lázaro Cárdenas砂進(jìn)行了動(dòng)單剪試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)循環(huán)應(yīng)力比為0.45左右時(shí),相對(duì)密度與初始有效圍壓較大的砂樣也能迅速發(fā)生液化。

我國(guó)是一個(gè)多地震災(zāi)害國(guó)家,目前國(guó)內(nèi)砂土液化特性的研究多針對(duì)東南沿海地區(qū)砂土。王權(quán)民等[9]對(duì)廈門(mén)砂土進(jìn)行了動(dòng)三軸與共振柱試驗(yàn),依據(jù)液化曲線提出了該砂土的動(dòng)孔壓模型,并發(fā)現(xiàn)該砂土動(dòng)剪切模量隨圍壓增大而增大,阻尼比隨圍壓增大而減小。陳國(guó)興等[10]基于有效應(yīng)力路徑分析了南京細(xì)砂動(dòng)孔壓的發(fā)展階段特征,并將動(dòng)三軸循環(huán)加載過(guò)程中砂樣所處的狀態(tài)分別定義為初始?jí)好?、壓縮和膨脹三種類(lèi)型。潘華等[11]在此基礎(chǔ)上,利用空心圓柱扭剪儀對(duì)液化后的南京細(xì)砂進(jìn)行了靜力再加載試驗(yàn),依據(jù)該砂土孔壓消散時(shí)與偏應(yīng)力呈現(xiàn)的線性特征,提出了該砂土的孔壓消散模型,發(fā)現(xiàn)初始有效圍壓對(duì)該模型有較大影響,相對(duì)密度則基本沒(méi)有影響。許成順等[12]對(duì)不同初始靜孔壓的福建標(biāo)準(zhǔn)砂開(kāi)展了循環(huán)扭剪試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)該砂土初始靜孔壓越大,其孔壓和應(yīng)變的發(fā)展也就越快。由此可見(jiàn),雖然我國(guó)一些地區(qū)砂土液化特性研究已經(jīng)取得一定成果,但是針對(duì)液化現(xiàn)象的探討仍舊沒(méi)有完全覆蓋我國(guó)地震易發(fā)區(qū)域。

考慮到不同地域砂土顆粒尺寸不同,級(jí)配特征也存在很大差異,因而易表現(xiàn)出不同的液化特性。然而,東北地區(qū)遼河中下游流域雖位于郯城—廬江地震帶上,且區(qū)域廣泛分布粉細(xì)砂層,但目前還鮮見(jiàn)對(duì)該區(qū)域砂土液化特性的研究。鑒于此,選取遼寧鞍山市臺(tái)安縣云柳村取土場(chǎng)的天然沖洪積砂作為試驗(yàn)材料,研究該區(qū)域砂土的液化特性。首先對(duì)取樣砂土進(jìn)行了基本物性及顆粒篩分試驗(yàn),以初步判斷該區(qū)域砂土發(fā)生液化的潛在可能。然后制備不同相對(duì)密度的砂樣,并進(jìn)行動(dòng)三軸試驗(yàn),分析各砂樣的孔壓、應(yīng)變發(fā)展規(guī)律及其破壞特征。通過(guò)各試樣液化所需循環(huán)次數(shù),得到了該區(qū)域砂土的動(dòng)強(qiáng)度曲線,結(jié)合試樣的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系,闡述了該區(qū)域砂土的液化特性。研究成果可為該地區(qū)建筑抗震設(shè)計(jì)及砂土液化治理提供參考依據(jù)。

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)材料

郯城—廬江地震帶為華北和東北地區(qū)第三、第四活動(dòng)期強(qiáng)震地震帶之一。它南起安徽廬江,經(jīng)過(guò)山東郯城、渤海遼東灣后,在沈陽(yáng)分為向東方向發(fā)展的密山—撫順斷裂帶和向西方向發(fā)展的依蘭—伊通斷裂帶。郯城—廬江地震帶總體上呈現(xiàn)為較緩的“S”形,從南到北總長(zhǎng)約為2 400 km,為巨型走滑斷裂帶[13]。試驗(yàn)砂土取自郯廬地震帶遼東灣至鐵嶺段,取土場(chǎng)選自鞍山市臺(tái)安縣云柳村,如圖1所示。

圖1 臺(tái)安砂土取樣點(diǎn)Fig.1 Tai 'an sand sampling point

為保證試驗(yàn)所用砂土不受周?chē)匀画h(huán)境的影響,特選取距離地表約2 m深的均勻土層進(jìn)行取樣,如圖1所示。據(jù)初步調(diào)查后發(fā)現(xiàn),該土層砂土為天然沖洪積砂,外觀呈現(xiàn)淺黃色,顆粒較細(xì),但含黏、粉粒較少。考慮到該取樣點(diǎn)位置及砂土的特殊性,將該區(qū)域砂土定名為臺(tái)安砂土。

采用丹東浩元DX-2000型X射線衍射儀測(cè)定臺(tái)安砂土的礦物成分。結(jié)果表明,該砂土的主要成分為石英,含量為69.9%;次要成分為13.7%的鉀長(zhǎng)石和13.1%的鈉長(zhǎng)石。具體礦物成分列于表1[14]。

表1 試驗(yàn)材料礦物成分[14]Table 1 Mineral composition of test material[14]

臺(tái)安砂土土粒比重Gs=2.61,最小干密度平均值ρdmin=1.370 g/cm3,最大干密度平均值ρdmax=1.790 g/cm3。采用水洗法測(cè)定臺(tái)安砂土的粒徑分布曲線,如圖2所示。由圖可知,砂樣平均粒徑d50=0.205 mm,不均勻系數(shù)Cu=2.37,曲率系數(shù)Cc=1.36,為級(jí)配不良砂土。

參照Lee和Fitton得到的實(shí)驗(yàn)室易液化砂粒徑分布范圍[15](見(jiàn)圖2),試驗(yàn)所用臺(tái)安砂土粒徑分布曲線位于該范圍中間位置,可初步判斷臺(tái)安砂土屬于易液化砂。

圖2 砂土粒徑分布曲線及實(shí)驗(yàn)室易液化砂范圍Fig.2 The distribution curve of sand particle size and the range of liquefiable sand in laboratory

1.2 試驗(yàn)儀器

試驗(yàn)設(shè)備采用英國(guó)GDS公司設(shè)計(jì)制造的DYNTTS-10高級(jí)動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)系統(tǒng),設(shè)備簡(jiǎn)圖如圖3所示。儀器主要包括:提供動(dòng)力的驅(qū)動(dòng)裝置、試驗(yàn)中提供反壓及圍壓的控制器、安置試樣的三軸壓力室、用于排水排氣和施加水壓的整個(gè)管線回路、與所有控制系統(tǒng)相連的數(shù)據(jù)采集器以及可供人為操作的計(jì)算機(jī)。該設(shè)備使用高速直流電機(jī)作動(dòng)器,可以通過(guò)裝有馬達(dá)驅(qū)動(dòng)的基座螺旋傳動(dòng),對(duì)壓力室底座上的試樣施加最大5 Hz、40 kN的動(dòng)荷載。試驗(yàn)過(guò)程中,圍壓、反壓控制器通過(guò)液壓管與壓力室相連。控制器通過(guò)推動(dòng)蒸餾水進(jìn)入壓力室產(chǎn)生的液壓來(lái)提供圍壓與反壓,最大可提供2 MPa圍壓和1 MPa反壓。同時(shí),荷載傳感器和位移傳感器會(huì)自動(dòng)將采集的數(shù)據(jù)及時(shí)反饋給數(shù)據(jù)采集系統(tǒng),由計(jì)算機(jī)記錄下實(shí)時(shí)荷載及應(yīng)變。該三軸儀可以對(duì)砂土試樣進(jìn)行動(dòng)三軸試驗(yàn),適合用于研究飽和砂土的振動(dòng)液化特性。

圖3 DYNTTS-10高級(jí)動(dòng)態(tài)三軸試驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 DYNTTS-10 advanced dynamic triaxial test system

1.3 試驗(yàn)方案

動(dòng)荷載幅值記為σd,初始有效圍壓記為σ′c,則σd/2σ′c為循環(huán)應(yīng)力比CSR。試驗(yàn)考慮試樣相對(duì)密度Dr和循環(huán)應(yīng)力比CSR兩個(gè)因素對(duì)砂土液化特性的影響,各個(gè)試樣參數(shù)見(jiàn)表2。所有試樣直徑為50 mm,高度為100 mm。

表2 動(dòng)三軸試樣參數(shù)Table 2 Parameters of dynamic triaxial specimens

動(dòng)三軸試驗(yàn)按照制樣、飽和、固結(jié)、施加動(dòng)載的流程進(jìn)行。由于試驗(yàn)前對(duì)試樣進(jìn)行了烘干處理,制樣時(shí)砂土松散,難以成型,因此在制樣過(guò)程中通過(guò)添加適量蒸餾水增大砂粒間的假黏聚力,以便于成樣。制樣過(guò)程中,重塑砂樣按均分的三等份填裝,每層填裝后使用擊實(shí)錘均勻地將砂樣壓實(shí)到合適高度。進(jìn)行第二、三層砂土填裝時(shí),需對(duì)前一層壓實(shí)后的砂土表面進(jìn)行刨毛處理,使各層之間緊密貼合,保證試樣密度的均勻性[16]。試樣制樣完成后,采用水頭飽和加反壓飽和的方法對(duì)試樣進(jìn)行飽和,直至孔壓系數(shù)B值大于0.95時(shí),認(rèn)為試樣達(dá)到飽和狀態(tài)[17]。飽和完成后,打開(kāi)排水閥門(mén),在30 kPa有效圍壓下對(duì)試樣進(jìn)行各向同性固結(jié),以模擬淺層砂土的受力情況。當(dāng)反壓體積曲線穩(wěn)定不變時(shí),認(rèn)為試樣已固結(jié)完成。關(guān)閉排水閥門(mén),保持有效圍壓為30 kPa,對(duì)試樣施加動(dòng)荷載,動(dòng)荷載采用正弦波形,頻率為1 Hz。三軸試樣所受應(yīng)力狀態(tài)如圖4(a)所示,目標(biāo)動(dòng)荷載正弦波形見(jiàn)圖4(b)。試樣在動(dòng)荷載作用下發(fā)生初始液化后,繼續(xù)施加5～10個(gè)應(yīng)力循環(huán)后停止試驗(yàn)。

圖4 試樣受力狀態(tài)及動(dòng)荷載正弦波Fig.4 Stress state of the sample and sine wave under dynamic load

試樣發(fā)生初始液化的標(biāo)準(zhǔn)可以分別通過(guò)動(dòng)孔壓ud或動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興進(jìn)行判斷。試驗(yàn)過(guò)程中動(dòng)孔壓發(fā)展至初始有效圍壓(30 kPa)時(shí)[18],可認(rèn)為試樣發(fā)生初始液化。采用動(dòng)應(yīng)變判斷試樣初始液化時(shí),存在2.5%或5%兩種應(yīng)變幅值,具體取值需參考取樣砂土上層建筑物的性質(zhì)[19-20]?；谘芯砍跗趯?duì)取土點(diǎn)的調(diào)查結(jié)果,結(jié)合經(jīng)驗(yàn)選取εd=5%作為判斷試樣初始液化的標(biāo)準(zhǔn)[21]。由于動(dòng)孔壓指標(biāo)是通過(guò)有效應(yīng)力原理得到的,結(jié)果較為精確。動(dòng)應(yīng)變指標(biāo)為經(jīng)驗(yàn)數(shù)值判斷,存在一定誤差。因此試驗(yàn)中主要以動(dòng)孔壓判斷試樣是否發(fā)生初始液化,當(dāng)動(dòng)孔壓始終未能達(dá)到30 kPa有效圍壓時(shí),以動(dòng)應(yīng)變作為判斷試樣初始液化的標(biāo)準(zhǔn)。

1.4 試樣飽和方法

我國(guó)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 50123—2019)》、《鐵路工程土工試驗(yàn)規(guī)程(TB 10102—2010)》、《土工試驗(yàn)規(guī)程(SL 237—1999)》對(duì)三軸試樣飽和均有規(guī)定,砂土或粉土可采用水頭飽和,水頭飽和不能達(dá)到飽和要求時(shí),則可進(jìn)一步采用反壓飽和。但國(guó)內(nèi)對(duì)反壓飽和中每級(jí)反壓靜置時(shí)長(zhǎng)仍缺乏系統(tǒng)性的討論。通過(guò)研究,發(fā)現(xiàn)反壓靜置時(shí)長(zhǎng)與反壓飽和效率存在緊密聯(lián)系,因此本節(jié)單獨(dú)討論臺(tái)安砂土的飽和方法。試驗(yàn)飽和過(guò)程分三步進(jìn)行:

(1) 通二氧化碳來(lái)置換孔隙內(nèi)的空氣。實(shí)踐表明,僅依靠水頭飽和難以完全排盡三軸試樣中的孔隙氣體,后續(xù)還需增加反壓來(lái)提升氣體在孔隙水中的溶解度?？紤]到二氧化碳在水中的溶解度遠(yuǎn)大于空氣,故用二氧化碳置換空氣,目的在于提升后續(xù)反壓飽和步驟的效率。試驗(yàn)時(shí),在20 kPa圍壓條件下,以5.0～7.5 kPa的氣壓將鋼瓶?jī)?nèi)的二氧化碳?xì)怏w從試樣底部通入,持續(xù)時(shí)間為1 h。

(2) 水頭飽和。完成第一步后,試樣孔隙內(nèi)存在大量的二氧化碳和少量空氣,通過(guò)從試樣底部通入蒸餾水,將孔隙氣體從試樣頂部擠出。試驗(yàn)時(shí),利用反壓控制器提供10 kPa的水壓(等效為1 m水頭高度),將蒸餾水從下部閥門(mén)壓入試樣內(nèi)部,持續(xù)時(shí)間為2 h。該階段完成后,試樣孔壓系數(shù)B值約為0.2,還需繼續(xù)進(jìn)行飽和。

(3) 反壓飽和。反壓飽和過(guò)程中,每級(jí)反壓增加幅值為30 kPa。首先對(duì)臺(tái)安砂土進(jìn)行了反壓飽和的探索性試驗(yàn),以獲得最高效的飽和方法。圖5為Dr=60%的臺(tái)安砂土試樣B值隨反壓級(jí)數(shù)增長(zhǎng)的變化情況。觀察圖中可以發(fā)現(xiàn),水頭飽和完成后,試樣B值約為0.18。飽和初期,施加30～120 kPa四級(jí)反壓后,每級(jí)反壓靜置時(shí)間1 h,B值增至0.6。再施加150～210 kPa三級(jí)反壓后,每級(jí)反壓靜置時(shí)間1 h,B值增至0.7。這表明試樣B值在達(dá)到0.6左右時(shí),其增長(zhǎng)速度明顯減緩,開(kāi)始進(jìn)入飽和后期。在240～330 kPa四級(jí)反壓飽中,將每級(jí)反壓靜置時(shí)間提升為2.5 h,即飽和十小時(shí)后,B值增至0.9。再加360、390 kPa兩級(jí)反壓飽和,每級(jí)反壓靜置時(shí)間降為1h,發(fā)現(xiàn)B值沒(méi)有明顯變化,仍在0.9左右。最后施加420、450 kPa兩級(jí)飽和,每級(jí)反壓靜置時(shí)間再次提升為2.5 h,B值增至0.97,試樣完成飽和。從上述反壓加載過(guò)程可以發(fā)現(xiàn),當(dāng)B值增至0.6～0.7以后,進(jìn)入飽和后期,較長(zhǎng)的靜置時(shí)間有利于試樣完成飽和。

通過(guò)對(duì)比反壓飽和過(guò)程中各階段B值的變化情況發(fā)現(xiàn):在飽和初期,即使反壓較小,靜置時(shí)間較短,B值也能保持較快的增長(zhǎng)速度,迅速增至0.6～0.7左右,故該階段可選取較短的反壓靜置時(shí)間,以提升飽和效率;在飽和后期,雖然反壓較大,但反壓靜置時(shí)間較短時(shí),試樣B值的增長(zhǎng)非常有限,故該階段可選取較長(zhǎng)的反壓靜置時(shí)間。鑒于此,為更高效地提升飽和效率,正式試驗(yàn)試樣在前八級(jí)反壓飽和中(第八級(jí)反壓為240 kPa),每級(jí)反壓靜置時(shí)間預(yù)設(shè)為1 h;在第八級(jí)反壓飽和之后,每級(jí)反壓靜置時(shí)間參考飽和情況預(yù)設(shè)為2～2.5 h。每加三級(jí)反壓(90 kPa),監(jiān)測(cè)一次B值,直到其大于0.95為止。該方法能有效提升飽和效率,并能防止動(dòng)載試驗(yàn)時(shí)反壓過(guò)大對(duì)試樣液化造成的干擾。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 動(dòng)孔壓

圖6為各試樣動(dòng)孔壓ud隨時(shí)間t的發(fā)展曲線。觀察圖6可發(fā)現(xiàn),臺(tái)安砂土各試樣ud曲線按其增長(zhǎng)速率可大致分為兩類(lèi),分別是勻速增長(zhǎng)型和后期陡增型。

圖6中(c)、(e)、(f)、(h)、(i)為勻速增長(zhǎng)型動(dòng)孔壓發(fā)展曲線。這類(lèi)曲線在動(dòng)荷載加載時(shí)程內(nèi),始終保持動(dòng)孔壓較快增長(zhǎng),并迅速達(dá)到30 kPa,最后在30 kPa左右保持穩(wěn)定波動(dòng)。由于該類(lèi)動(dòng)孔壓曲線增長(zhǎng)較快,均在5 s左右的加載時(shí)間里迅速增至30 kPa,所以整體近似呈現(xiàn)出線性增長(zhǎng)的趨勢(shì)。表明動(dòng)應(yīng)力幅值較大時(shí),土體動(dòng)孔壓發(fā)展曲線易呈現(xiàn)勻速增長(zhǎng)的發(fā)展特征。

圖6 試樣動(dòng)孔壓曲線Fig.6 Dynamic pore pressure curves of samples

圖6中(a)、(b)、(d)、(g)則為后期陡增型動(dòng)孔壓發(fā)展曲線。在加載初期,該類(lèi)動(dòng)孔壓發(fā)展曲線比第一類(lèi)曲線整體上增長(zhǎng)更為緩慢,但從試樣ud發(fā)展至15 kPa左右起,其增長(zhǎng)速率會(huì)明顯上升。此時(shí),隨著動(dòng)載循環(huán)次數(shù)的增加,每個(gè)加載循環(huán)內(nèi)的波峰波谷偏離中心位置的振幅會(huì)開(kāi)始迅速增大,曲線開(kāi)始喪失初始的波動(dòng)形態(tài),ud迅速增至30 kPa,之后在30 kPa左右保持穩(wěn)定波動(dòng)。表明動(dòng)應(yīng)力幅值較小時(shí),土體動(dòng)孔壓發(fā)展曲線易呈現(xiàn)后期陡增的發(fā)展特征。

圖6(a)～(c)為Dr=30%試樣的ud曲線,將CSR從0.05增至0.15后,試樣ud發(fā)展至30 kPa的所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)則從61次減小到4次。在圖6(d)～(f)中Dr=40%的試樣以及圖6(g)～(i)中Dr=60%的試樣均與Dr=30%的試樣呈現(xiàn)出類(lèi)似的變化規(guī)律。證明在同一相對(duì)密度下,隨著CSR的增大,試樣動(dòng)孔壓增長(zhǎng)速率會(huì)明顯加快。但是通過(guò)圖6(c)、(e)、(g)發(fā)現(xiàn),在CSR=0.15的應(yīng)力水平下,隨著試樣相對(duì)密度從30%增至60%,ud發(fā)展至30 kPa的所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)則從4次增大到14次。證明在同一CSR下,隨著試樣相對(duì)密度的提升,試樣動(dòng)孔壓增長(zhǎng)速率會(huì)明顯減緩。

2.2 動(dòng)應(yīng)變

圖7為各試樣動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興隨時(shí)間t的發(fā)展曲線。觀察圖7可以發(fā)現(xiàn),臺(tái)安砂土各試樣εd曲線按增長(zhǎng)模式也可大致分為兩類(lèi),第一類(lèi)是總應(yīng)變持續(xù)發(fā)展型,第二類(lèi)是單幅應(yīng)變迅速增長(zhǎng)型。

圖7 試樣動(dòng)應(yīng)變曲線Fig.7 Dynamic strain curves of samples

圖7(a)、(c)為總應(yīng)變持續(xù)發(fā)展型曲線。該類(lèi)曲線在加載初期單幅應(yīng)變會(huì)在橫軸上下穩(wěn)定波動(dòng),總應(yīng)變基本不變。隨著加載次數(shù)的增多,雖然單幅應(yīng)變?nèi)匀辉谥行妮S線附近波動(dòng),但總應(yīng)變已經(jīng)開(kāi)始迅速累積增長(zhǎng),并持續(xù)增大。

圖7(b)、(d)、(e)、(f)、(g)、(h)、(i)均為單幅應(yīng)變迅速增長(zhǎng)型曲線。在加載初期,該類(lèi)動(dòng)應(yīng)變曲線與第一類(lèi)表現(xiàn)類(lèi)似,在橫軸上下穩(wěn)定波動(dòng),但在接下來(lái)幾個(gè)循環(huán)里,動(dòng)應(yīng)變波動(dòng)幅值會(huì)急劇增大,并出現(xiàn)最大單幅應(yīng)變。之后,試樣單幅應(yīng)變波動(dòng)偏離橫軸,出現(xiàn)以總應(yīng)變形態(tài)持續(xù)增長(zhǎng)的殘余應(yīng)變,試樣發(fā)生液化破壞。

觀察圖7中各試樣εd發(fā)展曲線,能夠發(fā)現(xiàn)試樣εd增長(zhǎng)速率同樣會(huì)受到相對(duì)密度和CSR的影響,且與ud變化規(guī)律類(lèi)似。以Dr=40%試樣為例,其εd曲線如圖7(d)～(f)所示,CSR從0.10增至0.20后,試樣出現(xiàn)最大單幅應(yīng)變時(shí)所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)則從14次減小到3次。此外,CSR從0.15增至0.25后,Dr=60%的試樣出現(xiàn)最大單幅應(yīng)變時(shí)所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)同樣也從14次減小到3次。證明在同一相對(duì)密度下,隨著CSR的增大,試樣動(dòng)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率也會(huì)加快。由于第一類(lèi)曲線應(yīng)變持續(xù)累積增長(zhǎng),并未出現(xiàn)最大單應(yīng)變幅值,所以并未與第二類(lèi)曲線進(jìn)行對(duì)比。但對(duì)比圖7(a)、(c),能夠發(fā)現(xiàn)CSR=0.05的試樣保持穩(wěn)定波動(dòng)的循環(huán)次數(shù)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于CSR=0.15的試樣,同樣能夠證明上述結(jié)論。圖7(b)、(d)中,在CSR=0.10的應(yīng)力水平下,隨著試樣相對(duì)密度從30%增至40%,出現(xiàn)最大單幅應(yīng)變時(shí)所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)從11次增大到14次。圖7(e)、(g)中,CSR=0.15時(shí),試樣相對(duì)密度從40%增至60%,出現(xiàn)最大單幅應(yīng)變時(shí)所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)從5次增大到14次。證明在同一CSR下,隨著試樣相對(duì)密度的提升,試樣動(dòng)應(yīng)變?cè)鲩L(zhǎng)速率也會(huì)明顯減緩。

對(duì)比圖6和圖7,能夠發(fā)現(xiàn)試樣動(dòng)孔壓與動(dòng)應(yīng)變保持穩(wěn)定發(fā)展以及出現(xiàn)劇烈波動(dòng)的時(shí)間點(diǎn)基本一致。由于在初始階段,試樣內(nèi)部孔壓較小,且增長(zhǎng)較為緩慢,此時(shí)試樣具有一定的強(qiáng)度,不會(huì)產(chǎn)生太大變形。但當(dāng)孔壓超過(guò)一定閾值后,孔壓開(kāi)始迅速增大,有效應(yīng)力隨之減小,導(dǎo)致試樣發(fā)生較大變形,最終發(fā)生液化。綜合觀察不同Dr和CSR下試樣ud和εd的變化規(guī)律,可知臺(tái)安砂土相對(duì)密度越小,施加的動(dòng)荷載越大,越容易發(fā)生液化。

3 數(shù)據(jù)分析

3.1 臺(tái)安砂土液化發(fā)展規(guī)律分析

通過(guò)動(dòng)孔壓時(shí)程曲線,可較為準(zhǔn)確地確定各個(gè)試樣初始液化所需的動(dòng)載循環(huán)次數(shù)Nf。為探討各試樣Nf與ud變化的階段特性,取動(dòng)孔壓ud與初始有效圍壓σ′3(所有試樣均為30 kPa)的比值ud/σ′3為孔壓比ru,進(jìn)而建立孔壓比ru與動(dòng)載循環(huán)次數(shù)N的關(guān)系曲線。當(dāng)試樣在動(dòng)荷載作用下,ud增至初始有效圍壓30 kPa時(shí),ru為1.0,據(jù)此可判斷試樣發(fā)生初始液化。

圖8是相對(duì)密度分別為30%、40%、60%的試樣在不同CSR下,孔壓比ru隨動(dòng)載循環(huán)次數(shù)N的增長(zhǎng)曲線。觀察圖8(a)中Dr=30%,CSR=0.05的試樣,在將動(dòng)孔壓換算為孔壓比后,能夠更為明顯地看出,試樣孔壓比曲線在第2～52次循環(huán)作用下保持勻速增長(zhǎng),但增長(zhǎng)速率較為緩慢,最后7～8次循環(huán)以極快的增長(zhǎng)速率增至1.0,呈現(xiàn)出明顯的階段發(fā)展特征。但CSR為0.10和0.15時(shí),由于動(dòng)應(yīng)力較大,兩個(gè)試樣液化速率較快,孔壓比曲線發(fā)展階段特征并不明顯。圖8(b)、(c)中Dr=40%、60%試樣的孔壓比曲線也表現(xiàn)出類(lèi)似的發(fā)展規(guī)律。

圖8 試樣孔壓比增長(zhǎng)曲線Fig.8 Growth curves of pore pressure ratio of samples

基于圖8,得到了各相對(duì)密度試樣液化所需的動(dòng)載循環(huán)次數(shù),見(jiàn)表3。由分析可知,臺(tái)安砂土相對(duì)密度越小,施加的動(dòng)荷載越大,越容易發(fā)生液化。A3、B2、B3、C2、C3五個(gè)試樣液化所需循環(huán)次數(shù)基本相似,為3～6次,極易發(fā)生液化。A2、B1、C1三個(gè)試樣液化所需循環(huán)次數(shù)在11～14范圍內(nèi),液化速度較緩,但仍可發(fā)生液化。A1試樣液化所需循環(huán)次數(shù)則增長(zhǎng)到61次,已基本難以液化。因此,Dr=30%、40%的試樣在CSR=0.15左右時(shí)就表現(xiàn)出易液化特征,Dr=60%的試樣則在CSR=0.20左右才表現(xiàn)出易液化特征。通過(guò)前期調(diào)查發(fā)現(xiàn)取土點(diǎn)附近砂土層相對(duì)密度基本小于50%。遼河中下游流域受地震影響,出現(xiàn)液化現(xiàn)象砂土層的相對(duì)密度基本小于55%[22]。進(jìn)而得到,只要CSR大于0.20,臺(tái)安砂土地層就會(huì)呈現(xiàn)出易液化的特征。

表3 各試樣液化所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)Table 3 Number of dynamic load cycles required for sample liquefaction

為進(jìn)一步探討臺(tái)安砂土的液化發(fā)展規(guī)律,基于表3得到了各相對(duì)密度試樣的動(dòng)強(qiáng)度曲線,見(jiàn)圖9。從圖中可以發(fā)現(xiàn),整體上相對(duì)密度越大的試樣,曲線位置越向上偏移。在同一CSR下,相對(duì)密度越大的試樣發(fā)生液化所需要的動(dòng)載循環(huán)次數(shù)越多;同一動(dòng)載循環(huán)次數(shù)條件下,相對(duì)密度越大的試樣發(fā)生液化所需的CSR越大。同時(shí)三種相對(duì)密度試樣的動(dòng)強(qiáng)度曲線近似呈現(xiàn)平行狀態(tài),表明三種相對(duì)密度試樣Nf隨CSR變化所呈現(xiàn)出的發(fā)展規(guī)律基本一致。由于里氏六、七、八級(jí)地震分別會(huì)產(chǎn)生5、12、30個(gè)均勻的應(yīng)力循環(huán)周期[23],在液化振次Nf等同于這三種應(yīng)力循環(huán)周期的條件下,討論CSR與試樣Dr的關(guān)系。表4為基于圖9得到的在同一液化振次條件下,三種相對(duì)密度試樣發(fā)生液化所需的CSR值及其增長(zhǎng)幅度。觀察表4能夠發(fā)現(xiàn),在里氏六級(jí)地震等效動(dòng)載作用次數(shù)(Nf=5)影響下,Dr=30%臺(tái)安砂土液化所需CSR為0.135;Dr=40%砂土液化所需CSR增至0.15,增長(zhǎng)幅度為11.11%;Dr=60%砂土液化所需CSR則增大為0.21,增長(zhǎng)幅度為55.55%。在Nf=12、30次時(shí)表現(xiàn)出類(lèi)似的變化規(guī)律。因此在同樣的動(dòng)載作用次數(shù)下,隨著相對(duì)密度Dr的持續(xù)發(fā)展,試樣液化所需動(dòng)應(yīng)力強(qiáng)度CSR增長(zhǎng)逐漸加快,但當(dāng)相對(duì)密度Dr超過(guò)某一閾值后,砂土已經(jīng)達(dá)到足夠密實(shí)狀態(tài),此時(shí)難以發(fā)生液化現(xiàn)象。

圖9 動(dòng)強(qiáng)度曲線Fig.9 Dynamic strength curve

表4 Nf=5,12,30時(shí),CSR與試樣Dr的關(guān)系Table 4 Relationship between CSR and Dr of samples when Nf=5,12,30

3.2 臺(tái)安砂土動(dòng)力響應(yīng)分析

在動(dòng)三軸試驗(yàn)過(guò)程中,動(dòng)應(yīng)力σd與動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興會(huì)隨著循環(huán)荷載作用次數(shù)的增加而形成閉合圈,即應(yīng)力-應(yīng)變滯回曲線?；谠嚇拥臏厍€,結(jié)合該砂土的液化特性,對(duì)試樣在循環(huán)荷載作用下的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系及其隨時(shí)間的變化規(guī)律進(jìn)行分析,以探討該砂土在循環(huán)荷載下的動(dòng)力響應(yīng)。

由于試樣液化較緩時(shí)能夠更為明顯地觀察出εd隨σd增長(zhǎng)的趨勢(shì),因此主要展示動(dòng)應(yīng)力幅值較小的A2、B1、C1三個(gè)試樣的滯回曲線。該三個(gè)試樣液化所需動(dòng)載循環(huán)次數(shù)Nf分別為11、14和14次。在試樣臨近初始液化前1～2個(gè)循環(huán)內(nèi),由于試樣發(fā)生較大變形,已臨近彈塑性變形的極限狀態(tài),無(wú)法形成完整的閉合滯回圈,致使滯回曲線呈現(xiàn)無(wú)規(guī)律性變化。因此,圖10(a)、(b)分別用4次和9次應(yīng)力循環(huán)后的滯回曲線描述A2試樣液化中期和后期的動(dòng)力響應(yīng)特征,圖10(c)～(f)分別用6次和12次循環(huán)后的滯回曲線描述B1和C1試樣中期和后期響應(yīng)特征。

從圖10可以看出,三個(gè)試樣滯回曲線具有相似的變化規(guī)律,大體上可以劃分為整體受壓、拉壓平衡和受拉凸顯三個(gè)階段。

在整體受壓階段,即動(dòng)荷載加載初期(動(dòng)載循環(huán)次數(shù)1～3次),各個(gè)試樣形成了形狀大體相似,且隨循環(huán)次數(shù)向右側(cè)整體平移的“柳葉型”滯回圈,如圖10(a)、(c)、(e)所示。由于滯回圈整體向右側(cè)移動(dòng),表明該階段拉應(yīng)力對(duì)臺(tái)安砂土試樣影響較小,總應(yīng)變持續(xù)向受壓方向發(fā)展,為整體受壓階段。隨著動(dòng)載作用次數(shù)增加,雖然滯回圈頂部仍舊勻速向右平移,但是底部右移速率逐漸放緩,表明拉應(yīng)力對(duì)試樣的影響逐漸增強(qiáng)。當(dāng)動(dòng)載作用次數(shù)到達(dá)一定程度時(shí),即在各個(gè)試樣液化振次中間值附近(A2試樣為4次,B1、C1試樣為6次),滯回圈底部不再繼續(xù)向右側(cè)平移,與前一個(gè)循環(huán)滯回圈底部出現(xiàn)重疊,并逐漸呈現(xiàn)向左平移的趨勢(shì)。此時(shí)拉應(yīng)力與壓應(yīng)力對(duì)試樣的影響基本相同,試樣進(jìn)入拉壓平衡階段。當(dāng)試樣進(jìn)入液化中后期,試樣滯回圈頂部右移速率開(kāi)始減小,但底部開(kāi)始向左側(cè)發(fā)展。隨著動(dòng)載作用次數(shù)的進(jìn)一步增加,滯回圈底部向左側(cè)發(fā)展的速率進(jìn)一步增大,滯回圈有向水平方向旋轉(zhuǎn)的整體趨勢(shì),如圖10(b)、(d)、(f)所示。此時(shí)拉應(yīng)力作用逐漸凸顯,試樣內(nèi)部拉應(yīng)變急劇增長(zhǎng),進(jìn)入受拉凸顯階段。

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)“三個(gè)相對(duì)密度”的臺(tái)安砂土試樣開(kāi)展“三種動(dòng)應(yīng)力水平”的動(dòng)三軸試驗(yàn),探討了動(dòng)孔壓和動(dòng)應(yīng)變隨動(dòng)載循環(huán)次數(shù)的發(fā)展規(guī)律,分析臺(tái)安砂土的液化發(fā)展規(guī)律和動(dòng)力響應(yīng)特征,得到了以下結(jié)論:

(1) 通過(guò)動(dòng)孔壓ud與動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興兩個(gè)指標(biāo)判斷臺(tái)安砂土液化時(shí),得到的液化所需循環(huán)次數(shù)Nf大體一致。以相對(duì)密度Dr=40%的三個(gè)試樣為例,B1試樣ud增至30 kPa的時(shí)間為13.2 s,εd出現(xiàn)最大動(dòng)應(yīng)變幅值的時(shí)間為13.9 s,兩個(gè)判斷標(biāo)準(zhǔn)得到的B1試樣Nf均為14次;B2試樣根據(jù)ud和εd發(fā)展曲線得到的液化時(shí)間點(diǎn)分別為4.15 s和4.45 s,試樣Nf均為5次;B3試樣則分別為2.65 s和2.85 s,試樣Nf均為3次。

(2) 相對(duì)密度Dr和動(dòng)應(yīng)力幅值CSR是影響砂土液化難易程度的主控因素,其中相對(duì)密度對(duì)砂土液化發(fā)展起到?jīng)Q定性作用。在同一里氏震級(jí)的等效動(dòng)載作用次數(shù)下,隨著試樣相對(duì)密度Dr的持續(xù)發(fā)展,液化所需動(dòng)應(yīng)力強(qiáng)度CSR增長(zhǎng)逐漸加快,當(dāng)Dr超過(guò)某一閾值后,砂土已足夠密實(shí),此時(shí)難以發(fā)生液化現(xiàn)象。

(3) 循環(huán)荷載作用下,臺(tái)安砂土呈現(xiàn)出初期整體受壓、中期拉壓平衡、后期受拉凸顯的動(dòng)力響應(yīng)特征。施加動(dòng)荷載初期,試樣易受壓應(yīng)力作用使總應(yīng)變持續(xù)向受壓方向發(fā)展,隨著動(dòng)載循環(huán)次數(shù)增加,拉應(yīng)力作用逐漸增強(qiáng),到后期試樣拉應(yīng)變急劇發(fā)展,導(dǎo)致試樣易發(fā)生受拉破壞。