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1、第34卷第12期岩 土 工 程 学 报Vol.34No.122012年.12月Chinese Journal of Geotechnical EngineeringDec.2012长期循环荷载作用下温州结构性软黏土的应变特性研究郭 林 1，蔡袁强 1,2*，王 军 2，谷 川 1（1. 浙江大学软弱土与环境土工教育部重点实验室，浙江 杭州 310058; 2. 温州大学建筑与土木工程学院，浙江 温州 325035）摘 要：针对软黏土存在的结构性特征，在不同围压下对天然温州软黏土进行了不排水静剪和大数目（50000 次）循环加载试验，研究了结构性对土体强度的影响，并进一步分析了结构性软黏土在长期
2、循环荷载作用下的应变特性。研究表明：围压较低时，土体的结构性在固结过程中没有或很少被破坏，软黏土表现为较高的归一化强度；随着围压的增大，归一化强度逐渐降低；当围压高于土体屈服压力时，土体结构性在固结过程中被完全破坏，此时土体的归一化强度达到稳定值，与重塑土强度相同。这种特性使得软黏土在循环加载试验中，即使在相同动应力比（ q / p = 0.45）下，d0不同围压下的应变行为也表现出明显的不同。这种区别表现在应力应变滞回曲线、回弹特性和累积塑性应变等方面。关键词：软黏土；结构性；应力应变滞回曲线；回弹特性；累积塑性应变中图分类号：TU443文献标识码：A文章编号：10004548(2012)1
3、2224906作者简介：郭林(1985 )，男，博士，主要从事土动力学方面的研究工作。E-mail: 。Long-term cyclic strain behavior of Wenzhou structural soft clayGUO Lin1, CAI Yuan-qiang1, 2, WANG Jun2, GU Chuan1(1. MOE Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China;2. Architecture and
4、 Civil Engineering College, Wenzhou University, Wenzhou 325035, China )Abstract: Undrained monotonic and high-cycle loading (50000 cycles) triaxial teats are conducted on natural Wenzhou soft clay to study the influence of soil structure on the strength and cyclic strain behavior. The results show t
5、hat when the confining pressure is low, the soil structure has little damage during consolidation, and the test samples exhibit higher normalized strength. With the increase of the confining pressure, the normalized strength decreases. When the confining pressure is higher than the yield pressure, t
6、he soil structure is completely damaged during consolidation, and then the normalized strength reaches a constant value, which is similar to that of remold samples. Because of this characteristic, the cyclic strain behavior of soft clayshows a clear difference with the confining pressure even keepin
7、g a constant value of q / p = 0.45. The differences ind0stress-strain hysteresis loop, resilient behavior and permanent strain are discussed.Key words: soft clay; soil structure; stress-strain hysteresis loop; resilient behavior; cumulative plastic strain0 引 言近些年来，国内外学者对软黏土在循环荷载下的温州地区软黏土地层深厚，一般厚约 30
8、100 m，动力特性进行了大量研究，取得了丰硕的成果（如Andersen1、Matsui 等2、Zhou 等4、王军等5）。其是中国著名的典型软黏土地区。与其他地区软黏土相比，温州软黏土工程性质极其不良，具有含水率更高中，针对交通荷载作用的长期性，已有学者进行了大数目的循环加载试验（如 Moses6、蒋军7、黄茂松等（最高可达 84%），孔隙比更大（最大可达 2.26），压8）。但这些研究关注于循环荷载下各加载因素对土缩性更高（压缩模量可达 3.23 MPa-1），结构性更明显体的动强度、动应变、动孔压或软化的影响，没有考和强度更低等特性。修建于温州软黏土上的交通设施虑土体结构性；陈颖平等9的
9、研究考虑到了土体的结经过几年运营之后，常出现工后沉降大的问题。温州构性，但加载次数偏少，不能反映交通荷载动应力小、永强机场在工程竣工 3 a 后的工后沉降量达到 149循环次数巨大的特点。mm，竣工 4 a 后的工后沉降量达到 166 mm，目前已基于此，在不同围压下对天然温州软黏土进行了高达 555 mm，超过设计标准值近 10 倍。针对温州天然结构性软黏土开展大周数循环荷载试验，可以深入基金项目：国家自然科学基金项目（51025827，50979096）；国家重点了解结构性软黏土的动力特性，并进一步为交通工程基础研究发展计划项目（2011CB411907）设计提供可靠的动力参数。收稿日期：
10、20120316*通讯作者2250岩土 工 程 学 报2012 年不排水静剪和大数目（50000 次）循环加载试验，研究了结构性对土体强度的影响，并进一步分析了结构性软黏土在长期循环荷载作用下的应变特性。1 试验土样及方案1.1 试验土样试验所用黏土试样取自温州茶山高教园区开挖至一定深度（78 m）的基坑内。将特制的薄壁管（直径 150 mm，长 250 mm）缓缓地插入经人工整平过的基坑底部。然后将薄壁管小心地取出来，将两端密封后运回实验室，存储在恒温恒湿箱内以备试验使用。试验所用软黏土其基本物理力学指标如下：比重Gs = 2.662.69，天然含水率wP = 59%62%，液限 wL =
11、69，塑性指数 Ip = 38，初始孔隙比e0 = 1.70，前期固结压力pc = 85 kPa (OCR1.1)，灵敏度St = 5.8。1.2 试验方案试验所用仪器为 GDS 双向振动三轴仪。试验时，利用切样器将土样切成试验所用的尺寸，直径50 mm，高 100 mm。然后装入 GDS 三轴压力室进行反压饱和，反压采用 280 kPa，采用 B 检测检验土样的饱和程度，孔压系数 B 值大于 0.98 认为土样达到饱和要求。之后将土样在不同围压下进行等压固结，当孔隙水压力消散到等于反压时，认为土样固结完成。最后对试样分别进行不排水条件下的静力剪切和单向（One-way）循环加载试验。静力剪切
12、试验采用应变控制，加载速率为 0.074 mm/min；循环加载试验采用应力控制，频率选用 1 Hz 试验方案见表 1。表 1 不排水静剪和循环加载试验方案Table.1 Scheme of undrained static and cyclic triaxial tests围压/kPa试验编号动应力/kPa循环加载次数20M01C0195000050M 02C0222.550000100M 03C034550000200M 04C049050000250M05300M062 静力试验结果及分析图 1 为不同围压下的固结不排水剪切试验结果，包括偏应力随轴向应变变化曲线、孔压随轴向应变变化曲线以
13、及归一化的应力路径。其中 p0 为初始有效固结围压，q = s1 - s3 为竖向偏应力，ea 为轴向应变，Du为孔压， p 为平均主应力（ p = p0 + q / 3 - Du ）。由图 1（a）可以看出，随着轴向应变的增加，竖向偏应力逐渐增大；当轴向应变达到 10%左右时，竖向偏应力达到峰值；此后竖向偏应力随轴向应变的增加略有减小，呈现出一定的应变软化行为。然而，孔压值随轴向应变的增加一直增大直至稳定，没有出现孔压峰值（图 1（b）。图 1 不同围压下固结不排水剪切试验结果Fig. 1 Results of undrained shear tests under different co
14、nfining.pressures为对比分析围压对软黏土不排水剪切试验的影响，利用围压值将竖向偏应力和平均主应力归一化，得到应力路径见图 1（c）。从图中可以看出，围压对应力路径的影响是十分明显的。围压较低时，土体的归一化强度值较大；随着围压的增大，归一化强度值不断减小；当围压增大到一定数值后，归一化强度值减小到一定数值并保持稳定。由图 1（c）可以看出，当围压为 20，50，100 kPa 时，q / p0 峰值分别为 1.44，0.87，0.69。当围压大于 200 kPa 时，q / p0 峰值大约保持在 0.55 左右。这种现象是由温州软黏土的结构性造成的。为研究温州软黏土的结构性，采
15、用 Mohr-Coulomb 破坏准则对静力剪切试验数据进行分析，其破坏包络第 12 期郭 林，等. 长期循环荷载作用下温州结构性软黏土的应变特性研究2251线见图 2。其中s3 = p0 - Du ，s1 = p0 + q - Du 。可以看出，当围压足够大时，破坏点的连线形成一条过原点的直线，如图 2 虚线所示。然而当围压较低时，破坏点都位于这条虚线的上方。这种现象可以解释为，当围压处于较低水平时，土体结构在固结过程中没有或很少受到破坏，此时土体的强度比同等条件下重塑土的强度要高；而随着围压的增大，土体结构在固结过程中不断地被破坏，强度也越来越接近于重塑土；当围压足够大时，土体结构在固结过
16、程中完全被破坏，其强度和重塑土的相同。Panda 等11和洪振舜等12的研究也得到了类似的结论，土体结构性完全消失对应的固结应力可称为固结屈服应力。由此可见，固结后土样结构性的强弱取决于围压大小，当围压小于固结屈服应力时，土体会表现出较强的结构性；如果围压大于固结屈服应力，土体的结构性则可能被完全破坏。图 2 Mohr-Coulomb 破坏包络线Fig. 2 Mohr-Coulomb effective failure envelope3 循环加载试验结果及分析为研究固结后结构性对软黏土动力特性的影响，在 4 种不同围压下进行了循环次数高达 50000 次（每10 次循环记录一次试验数据）的单
17、向循环动力试验，波形采用半正弦波，频率采用 1 Hz，其中围压 p0 =20，50，100，200 kPa，对应的循环动应力qd =9，22.5，45，90 kPa，保证动应力比相同，即qd / p0 =0.45。3.1 应变和孔压发展规律图 3 为不同围压下轴向应变随循环次数的变化曲线。可以看出，循环荷载作用下产生的总应变可以分为回弹应变和塑性应变。随着循环次数的增加，塑性应变不断累积并逐渐趋于稳定；而回弹应变最终达到一个稳定值。在qd / p0 保持相同的情况下，不同围压下的应变值和发展规律差别明显。在相同的循环次数下，围压越低，累积的塑性应变值越小。而且，经过一定次数的循环荷载作用后，回
18、弹应变的稳定值也是随围压的增大而增大。至于孔压，虽然试验中孔压是在试样底部测得，实测孔压值具有一定的滞后性，和土样的真实孔压值有一定的差异，但残余孔压的发展规律也可以在一定程度上反映土体的动力特性。图 4 为不同围压下残余孔压比（残余孔压值与围压的比值Du / p0 ）随循环次数的变化曲线。与应变的发展规律类似，残余孔压比也随围压的增大而逐渐增大。当围压为 20 kPa 时，经过 50000 次加载后的残余孔压比只有 0.1。而围压为100，200 kPa 时的残余孔压比比较接近，都在 0.4 左右。图 3 不同围压下轴向应变随循环次数变化曲线Fig. 3 Axial strain versu
19、s number of cycles under different.confining pressures图 4 不同围压下孔压比随循环次数变化曲线Fig. 4 Ratio of residual pore water pressure versus number of cycles under different confining pressures3.2 应力应变滞回曲线图 5 为典型的应力应变关系曲线，由于软黏土复杂的弹黏塑性，单次循环下，应力应变关系曲线都会形成一个不封闭的滞回圈，且随着循环次数的增加不断地向应变增大的方向移动。为了对比分析不同循环次数下的应力应变滞回曲线，不计前期
20、振动产生的累积塑性应变，可将它们由同一起点画出，如图 6 所示。图 5 典型的应力应变滞回曲线Fig. 5 Typical stress strain hysteresis curve2252岩土 工 程 学 报2012 年大。另外，低围压下，应力应变关系曲线随循环次数的增加产生变化很小，特别是在 20 kPa 围压下，不同圈数下的应力应变滞回曲线几乎重合在一起；而高围压下，应力应变滞回曲线随循环次数增加产生较为明显的变化，在 200 kPa 围压下，滞回曲线的形状由较为饱满的梭形逐渐变化为 S 形，体现出土体塑性变形能力随循环次数的增加而减弱。而且，围压较高时，动力产生的轴向应变值随着循环次
21、数的增加而逐渐增大，直至稳定（围压为 200 kPa 时，第 40000 次和第 50000 次循环的滞回曲线接近重合）。3.3 动回弹特性为研究土体的回弹特性，Seed（1962）提出了回弹模量的概念，并定义其为循环动应力和回弹应变的比值，即 M r = qd / er ，其中 Mr 为回弹模量，er 为回弹应变。图 7 给出了不同围压下土体回弹模量随循环次数的变化曲线。显然，围压越高，土体受到的约束力越大，回弹模量值也就越高。当 p0 =20，50，100，200 kPa 时，第 1 次循环下的回弹模量值 Mr 0 分别为 4.5，7.0，15.3，28.7 MPa。另一方面，围压越高，回
22、弹模量随循环次数的软化现象越明显。围压为 20，50 kPa 时，土体的结构性未破坏或破坏程度很小，回弹模量随循环次数的增加基本保持不变或者有很小程度的降低；而围压为 100，200 kPa 时，土体的结构性破坏程度很大或已经完全破坏，回弹模量在最初的 10000 次循环内降低明显，然后逐渐趋于稳定。图 6 不同围压下应力应变滞回曲线Fig. 6 Stress-strain curves under different confining pressures图 6 为不同围压下软黏土试样在第50，500，5000，40000，50000 次循环下的应力应变滞回曲线。在相同的qd / p0 条件
23、下，不同围压下应力应变滞回曲线的形状及其随循环次数的发展变化表现出很大的差异。当围压为 20 kPa 时，由于土体的结构性未被破坏，单次振动产生的轴向应变较小，应力应变关系接近线性；随着围压的增大，土体的结构连接逐渐破坏，单次振动产生的轴向应变逐渐增大，应力应变关系的滞回特性表现地越来越明显，滞回圈的面积不断增第 12 期郭 林，等. 长期循环荷载作用下温州结构性软黏土的应变特性研究2253图 7 不同围压下土体回弹模量随循环次数变化曲线Fig. 7 Resilient modulus versus number of cycles under different confining pres
24、sures为对比分析不同围压下回弹模量随循环次数的变化趋势，将回弹模量利用第 1 次循环下的回弹模量值 Mr 0 归一化，其结果见图 8。可以看出，围压越大，回弹模量随循环次数的衰减越明显，经过 50000 次循环后，不同围压下土体回弹模量都会趋于稳定。当 p0=20，50，100，200 kPa 时，第 50000 次循环下的稳定归一化回弹模量值Mr50000 / Mr 0 分别为 0.99，0.95，0.70，0.65。图 8 归一化回弹模量随循环次数变化曲线Fig. 8 Normalized resilient modulus versus number of cycles3.4 累积塑
25、性应变图 9 为不同围压下试样累积塑性应变随循环次数的变化曲线。在相同的qd / p0 条件下，围压越大，累积塑性应变也越大。经过 50000 次循环加载后，20 kPa 围压下产生的累积塑性应变值为 0.75%，200 kPa 围压下产生的累积塑性应变高达 2.32%，为 20 kPa 围压下该值的 3 倍多。可见土体结构性的存在，可以明显提高土体抵抗变形的能力。图 9 不同围压下累积塑性应变随循环次数变化曲线Fig. 9 Cumulative plastic strain versus number of cycles under.different confining pressures
26、目前计算大数目循环加载下土体的累积塑性应变的方法中，以实用经验公式为最佳，其中比较有影响的是 Monismith 等13提出的考虑循环次数和土体特性的累积塑性应变方程：ep = aNb 。(1)Li 等14、Chai 等15对式（1）进行了改进，并将其应用于实际路面工程，取得了良好的沉降预测效果。应用式（1）对不同围压下的累积塑性变形发展进行模拟和预测，得到的计算值与实测值对比见图 10。可以看出，选取合适的参数（见表 2），式（1）可以很好地模拟不同围压下累积塑性变形的发展。图 10 计算值与实测值对比Fig. 10 Comparison between predicted results
27、and measurements表 2 累积塑性应变计算参数Table 2 Parameters for calculating cumulative plastic strain试验编号围压/kPa参数 a参数 bC01200.0070.434C02500.0900.225C031000.1100.253C042000.2630.1994 结论本文在不同固结围压下，对温州结构性软黏土进行了不排水静剪和相同动应力比下的大数目循环加载试验，研究了结构性对土体强度的影响，得到以下 5 点结论。2254岩土 工 程 学 报2012 年（1）对不排水静剪试验来说，围压较低时，土体的结构性在固结过程中没
28、有或很少破坏，软黏土表现为较高的归一化强度（q / p0 ）；随着围压的增大，归一化强度逐渐降低；当围压达到一定数值后，土体结构性在固结过程中完全破坏，此时土体的归一化强度达到稳定值，与重塑土强度相同。（2）由于不同围压下软黏土结构性的差异，使得软黏土在循环加载试验中，即使在相同动应力围压比下，其应变行为也表现出明显的区别。这种区别在应力应变滞回曲线、回弹特性和累积塑性应变等方面表现明显。（3）在应力应变滞回曲线方面，当围压较低时，单次循环产生的轴向应变较小，应力应变曲线接近线性，土体应变行为接近于弹性；随着围压的增大，单次循环产生的轴向应变逐渐增大，应力应变曲线的滞回特性表现的越来越明显，滞
29、回圈的面积不断增大，土体应变行为体现出越来越明显的黏弹性。（4）在回弹特性方面，围压较低时，回弹模量随循环次数的衰减不明显，经过少量次数的循环加载后即达到稳定；然而，围压较高时，回弹模量在最初的 10000 次循环内降低明显，在较大的循环加载次数后才逐渐趋于稳定。（5）在累积塑性应变方面，围压越低，由循环加载产生的累积塑性变形越小，土体结构性的存在明显提高了土体抵抗变形的能力。不同围压下的累积塑性应变皆可用 Monismith 提出的经验方程进行很好地模拟，但参数取值受到围压的影响。参考文献：1 ANDERSEN K H, BROWN S F, ROSENBRAND W F, et al. C
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