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不排水剪切条件下饱和砂土变形特性及其奉构模型的试验研究 不排水剪切条件下饱和砂土 变形特性及其本构模型的试验研究 专业：岩土工程 研究生：李月 导师：栾茂田教授 摘要 残积土等松散砂质土在饱和不排水条件下剪切时表现出强烈的应变软化特性， 即在峰值强度后一定应变水平下达到了变形的稳定状态从而发挥其稳态强度。 为此，本文通过一系列的常规三轴单调剪切试验，对不排水剪切条件下的饱和砂 土的变形特性进行了比较系统的试验研究，确定了稳态强度、峰值强度与约束压力、 描述砂土物理状态的比容等之间的相互关系，以此将临界土力学理论与非线性应力 一应变关系相结合建立了非线性应力一应变一临界状态本构模型。基于福建标准砂和 珊瑚砂的不排水三轴试验结果，对比了两种砂的应力应变特性，确定了有关模型参 数，并与试验结果进行了对比验证。 结果表明：饱和砂土在固结不排水剪切情况下的主要应力应变特征是应变软化， 当轴向应变增加到2 0 左右时，试样达到稳定状态，相对密度和初始固结压力对土样 的性能有很大影响；不同围压下比容和峰值应变之阎的回归关系可近似用直线来表 示，进而可确定此回归关系中的待定系数与围压之间存在对数关系。 本文所提出的改进的非线性应力一应变一稳定状态本构模型，可以更好地反映无 粘性土的加工软化特性、峰值强度和稳态强度等特性，且所含参数均可以通过常规不 排水三轴压缩试验求得，模型模拟预测结果与试验数据的比较分析论证了所建议本构 模型的合理性。 关键词：峰值强度；稳态强度；应变软化；不排水三轴试验：稳定状态；饱租砂土； 峰值应变 1 i 排水9 4 切条件下饱和砂土变形特性及其本构模型的试验研究 e x p e r i m e n t a ls t u d y o nt h ed e f o r m a t i o nb e h a v i o ra n dc o n s t i t u t i v e m o d e lo fs a t u r a t e ds a n d s s u b j e c t e d t ou n d r a i n e ds h e a r m a j o r ： g e o t e c h n i c a le n g i n e e r i n g m a s t e rc a n d i d a t e ：l iy u e a d v i s o r ：p r o f l u a nm a o t i a n a b s t r a c t i th a sb e e nr e c o g n i z e dt h a tl o o s es a n d y - s o i l s ，s u c ha sr e s i d u a ls o i l s ，c o m p l e t e l y - d e c o m p o s e d g r a n i t e ( c d g ) a n dc o m p l e t e l y d e c o m p o s e dv o l c a n i c ( c d v ) ，u s u a l l yd i s p l a ys t r a i ns o f t e n i n gb e h a v i o r w h i l es u b j e c t e dt os h e a r i n gu n d e ru n d r a i n e dc o n d i t i o n t ow e l lu n d e r s t a n dt h ed e f o r m a t i o nb e h a v i o ro f s u c hs o i l si sf u n d a m e n t a li nr a t i o n a l l ye v a l u a t i n g t h ef a i l u r em e c h a n i s mo fn a t u r a lo r6 i ls l o p e sc o m p o s e do fs a n d ys o i l s t h e r e f o r e as e r i e so ft r i a x i a l s h e a rt e s t sa r ep e r f o r m e df o rv u j i a ns t a n d a r ds a n d sa n dc o r a ls a n d si nl o o s es t a t e s b a s e do nt h e e x p e r i m e n t a l r e s u l t s ，d e f o r m a t i o n b e h a v i o ro fl o o s es a n d si s s y s t e m a t i c a l l yi n v e s t i g a t e d t h e i n t e 卜r e l a t i o n s h i pa m o n g t h ep e a ks t r e n g t h ，s t e a d y - s t a t es t r e n g t ha n dc o n f i n i n gp r e s s u r ef o rr e p r e s e n t i n g t h es t r e s ss t a t ea n dv o i dr a t i of o r d e s c r i b i n g t h e p h y s i c a ls t a t ea l ee s t a b l i s h e d t h ec r i t i c a l s t a t es o i lm e c h a n i c st h e o r ya n dn o n l i n e a rm o d e lo fs t r e s sa n ds t r a i nr e l a t i o na r e c o m b i n e dt o g e t h e rt od e v e l o pa n e m p i r i c a l m o d e lw i t had o u b l e - h y p e r b o l i cf u n c t i o n sw h i c hc a l l r e p r o d u c eb o t hn o n l i n e a rs t r e s s s t r a i nb e h a v i o ra n ds t e a d y - s t a t eb e h a v i o rw i t hs t r a i ns o f t e n i n go f l o o s e s a n d s t h et e s td a t af o rf u j i a ns t a n d a r ds a n d sa n dc o r a ls a n d sa r ee m p l o y e dt od e f i n et h ep a r a m e t e r s r e l a t e dt ot h ep r o p o s e dm o d e l t h er a t i o n a l i t ya n dv a l i d i t yo f t h ep r o p o s e dm o d e li sv e r i f i e dt h r o u g ht h e c o m p a r i s o no f t h ep r e d i c t e d a n dm e a s u r e dd a t a k e yw o r d s ：p e a k s h e a rs t r c n g t h ；s t e a d y - s t a t es t r e n g t h ；s t r a i ns o f t e n i n g ；u n d r a i n e dt r i a x i a lt e s t s ；s t e a d y s t a t eo f d e f o r m a t i o n ；s a t u r a t e ds a n d s ；p e a l cs h e a rs t r a i n i l 第一章绪论 第一章绪论 1 1 本文的研究意义 饱和砂土因液化而产生的流动破坏发生突然，危害性很大。在近数十年间国内外 发生的多次强烈地震中，都有砂土或粉质土堤坝、土坡、地基的破坏实例。根据震害 观察发现，在地震作用时对构筑物和地基造成破坏的极少，大多数破坏发生在地震后 数十秒甚至数小时。其原因是地震作用时引起土层中的孔隙水压力增长、强度降低、 变形增大，饱和松砂在不排水条件下剪切有应变软化现象。随着应变增大，强度明显 下降，剩余强度甚至可降为零。地震后已液化土体应变软化导致土中应力再分配，引 起邻近土体在静力作用下渐进破坏，液化范围扩大。但是，液化范围扩大有一过程 所以地震引起的破坏滞后。因此对堤坝及砂土地基首先要确定在地震作用下是否发生 液化或破坏，如果砂土层已发生液化或破坏，就要考虑地震后因应变软化应力重分配 引起的液化或破坏范围扩大，进行稳定分析，分析所用的强度是剩余强度或稳态强度。 如果分析表明土体发生了滑动，那么堤坝将发生严重坍塌或移动。再例如，香港地区 存在着许多火山岩风化坡残积土填土边坡。由于这些边坡形成年代早，在施工时并未 有统一的执行规范，且缺乏对边坡质量的监理，因而边坡土体击实性差，在暴雨入渗 条件下易于失稳。先后于1 9 7 2 、1 9 7 6 年在香港秀茂坪发生的两次灾难性暴雨滑坡i i 】， 造成了严重的生命、财产损失。为了研究这些边坡在暴雨入渗条件下的破坏机理，往 往需要有土体在松散击实条件下的应力应变特性试验资料。 过去几十年间学术界对砂土液化已进行了大量的研究。2 0 世纪8 0 年代中期以前， 大多数研究是试图找出触发液化的条件，从而设法阻止砂土液化的发生。然而，由于 砂土液化的触发受边界条件等因素的影响很大，室内的研究成果很难用到实际工程 中。另一方面，砂土的稳态强度或残余强度与边界条件无关，主要取决于砂土的固有 特性及其密度。由此，正如s e e d i 2 1 指出，从经济和实用的角度出发，与其试图阻止砂 土液化的发生，不如在假定液化已发生的前提下保证路堤或边坡的稳定性。2 0 世纪 9 0 年代以来，砂土液化的研究在很大程度上集中在对砂土的稳态强度的探讨上。而 且，有试验证据表明，在相同条件下，静三轴试验和动三轴试验得到的砂土的稳态强 度是一致的【3 1 。这样，由于动力作用引出的砂土液化的稳定问题，就可以在比较简单 第一章绪论 ! i 。；i ! ! ! ! 鲁_ 的静力剪切条件下进行研究。 因此对地震液化或破坏分析及地震后稳定分析所用的砂土特性参数测定进行试 验研究，分析填土边坡在暴雨入渗条件下的破坏机理。开展对松散砂质土体在等压固 结条件下的不排水剪切试验，来获得土体的临界状态线、稳态强度及应变软化模型等 是十分必要的。而本文通过对福建标准砂和珊瑚砂所做的不排水剪切条件下饱和砂土 应力应变特性的三轴试验以及基于试验结果确定的应变软化模型就是为了更好地研 究砂土的稳态特性，从而将其有效地利用于饱和砂土液化及其稳定问题的研究。 1 2 国内外在饱和砂土液化与稳态强度方面的研究概况 1 2 1 关于饱和砂土液化 日本土力学与基础工程学会在它所编写的土力学与基础工程词典( 1 9 8 5 年) 中给出了液化的定义：“饱和砂土由于孔隙压力的升高而引起剪切强度丧失和有效应 力降低，这种状态称为液化”。这种定义是一种关于饱和砂土液化的广义定义。在1 9 9 6 年以前的文献中，液化( l i q u e f a c t i o n ) - - 词原指饱和松砂在应变与冲击荷载作用下所导 致的土体流动滑移破坏。自从s e e d 在文献【4 】中使用液化一词描述砂土试样在动力三 轴试验中的反应以后，液化一词已隐含了两种含意。即初始液化与现场液化。与s e e d 的观点不同，c a s a g r a n d e 5 1 ( 1 9 7 5 年) 认为现场液化过程与动三轴中饱和砂样的液 化过程是不同的，应该加以区分。为防止这种混淆。c a s a g r a n d e 5 】( 1 9 7 5 年) ，c a s t r 0 1 6 l ( 1 9 7 5 年) 把饱和砂土液化分为两类。第一类为实际液化( a c t u a ll i q u e f a c t i o n ) ；第二 类为循环液化( c y c l i cl i q u e f a c t i o n ) 【5 】- 或循环活动性( c y c l i cm o b i l i t y ) 6 1 o 上述关于饱和砂土液化的定义是从不同角度和方面对液化这一现象进行描述。初 始液化是s e e d 在动三轴不排水试验中所观测到的现象，并用来描述现场的饱和砂土 液化。s e e d 的简化砂土液化的判别方法就是建立在以初始液化作为判别标准的基础 上。 值得注意的是，实际液化并不要求达到初始液化后才发生，当触发应力大于既有 强度时就可能发生，并且很多实际液化发生时其抗剪强度并不等于零。初始液化也并 不意味着实际液化或流动破坏。例如中密或较密实的砂土，初始液化后一般就不会发 生实际液化。另外中密或密实砂土试样，当孔压上升到接近或等于围压时，会产生某 种程度的软化，相应地也会产生显著的残余循环应变量，但还具有较高的强度【2 9 】， 并不像有些人认为的那样，其有效应力等于零时强度也等于零；其变形也不会无限 第一章绪论 制地增加。产生这种情况的原因是因为孔压是变化的而非常值【6 j ，因而不会出现实际 液化而只会出现循环液化。 饱和砂土液化后的结果可分为两类：( 1 ) 失稳流滑破坏：( 2 ) 产生一定量的变形。 美国和日本近些年普遍接受的液化定义可以包括上述两类液化后果。但初始液化概念 却不能描述液化将引起哪种结果。另外，这两类结果的影响范围和严重性也是不同的。 在一次地震后的地质现场中，实际液化发生的范围与液化变形发生的范围相比要小得 多，但其破坏程度却严重得多。而液化变形可以在种类非常广泛的土层范围和场地条 件下发生；并且它的结果可以从几乎没有什么影响到严重的沉陷破坏的范围内变化。 1 2 2 饱和砂土液化的分析与判别 自从日本新泻地震( 1 9 6 4 ) 以来，饱和砂土场地液化评价一直是岩土工程界研究的 重点。s e e d 提出的液化评价简化方法【7 l p , 成为北美、欧洲场地液化评价方法的范式， 其后所发展的评价方法大都是以s e e d 简化法为框架。我国建筑抗震设计规范 ( g b j i 】8 9 ) 以及刚修订的抗震设计规范( g b j 5 0 0 11 - 2 0 0 1 ) 建议的基于s p t 液 化判别公式也借鉴了s e e d 动剪应力分析思想【8 l 。因此，规范液化判别公式是以震害 资料为基础借鉴国外理论分析和试验成果而建立起来的。 岩土工程师对砂土液化进行判别和评价时，需要回答下述问题： ( 1 ) 考虑的砂土能否发生液化吗? ( 2 ) 如果能够液化，它被触发的条件是什么? ( 3 ) 如果被触发，它能否造成危害? ( 4 ) 如果造成危害，它能达到何种程度? 在这些问题中，对第一个和第二个问题的研究比较深入，积累了一定经验，其预 测结果的可靠性相对第三个和第四个问题的预测结果来说比较高。近十几年，研究者 的注意力已逐渐转移到第三个和第四个问题上，但所取得的研究成果仅是初步性的， 距完满解决还有很远的距离。例如虽然已有一些方法能够对饱和砂土振动液化的震陷 或变形问题加以分析和预测，但预测结果和实际情况相差很大或方法不具备重现性。 目前，对饱和砂土液化进行确定性分析与评价的方法主要有三类，( 1 ) 经验或统 计方法；( 2 ) 简化分析方法；( 3 ) 数值分析方法。第一类方法是以地震现场的液化调查 资料为基础，给出了判别实际液化与不液化的条件与界限，并且还可以判别液化程度。 这些方法直观、简单，一些影响饱和砂土液化的重要因素可以自动予以考虑，因此较 容易被工程师接受，在许多抗震设计规范中都加以利用。但也存在下述缺点：地震场 地的液化调查资料多是由自由场地取得的。因而原则上这类方法也仅适用于自由场地 第一苹靖论 的液化判别，当建筑物修建以后，由于土与结构物的相互影响，土中静应力与动应力 条件发生显著变化。因外界条件发生变化，经验与统计方法不一定适用于这种情况。 另外，规范里用液化指数来的认识与理解。 第二类方法是以试验和土体反应计算分析为基础的，判别饱和砂土能否液化的一 种简化方法。它之所以称为简化方法是因为它不能分析饱和砂土液化的整个发展过程 和应力应变的变化过程，只能给出最后的判别结果。简化分析方法中影响较大的主 要有两种方法，一种是s e e d l 7 】( 1 9 7 1 年) 简化方法另一种是p o u l o s 9 l ( 1 9 8 5 年) 等 提出的基于稳态线的液化估计方法。在1 9 7 9 、1 9 8 2 、1 9 8 5 年简化方法有得到了进一 步的修正。1 9 9 6 年以y o u d 教授为首的研究组结合研究成果对简化法又进行了修正和 补充，特别是在某些参数计算和取值方面取得了较为一致的意见。我国也在抗震设 计规范( t j l l - 7 4 ) 和( g b j l l 8 9 ) 的基础上对液化判别做了补充和修正，并纳入抗 震设计规范( g b j 5 0 0 11 - 2 0 0 1 ) 液化判别中。 第三类方法一般需要采用某种本构关系，并使用某一确定的数值分析方法，例如 有限元法、有限差分法等。该方法可以考虑土与结构的动力相互作用，并能给出应力、 应变、孔压、渗流以及变形发展的全过程。但该方法对本构模型参数的质量要求较高。 另外，因饱和砂土液化过程中变形的物理机制非常复杂，尤其是在液化后的大变形阶 段，目前仅采用某种简单的本构模型难以全面反映这种复杂的变形过程，所得结果也 难以准确反映实际情况。但这种方法在本构模型参数的质量得到保证的情况下其精 度和准确性一般优于简化方法，因而在一些重要结构的设计中可采用这种方法。 液化分析中存在着选用什么标准作为液化判别准则的问题。液化判别标准的选择 是与饱和砂土液化的定义相联系的。s e e d 提出以初始液化作为液化判别标准，并以 此为基础通过动三轴试验确定出动循环强度。但c a s a g r a n d e 、c a s t r o 、p o u l o s 认为初 始液化并不意味着实际液化，它也可阻产生循环液化而不产生实际液化，因而初始液 化后的结果到底怎样并不清楚：他们认为可以采用稳态强度作为判别能否发生实际液 化的标准。另外，稳态线还可作为判别饱和砂土是否可能产生实际液化或循环液化的 标准。在文献【2 】中，s e e d 已经接受了c a s a g r a n d e 学派利用稳态强度判别实际液化的 观点，后来s e e d 与c a s t r o 共同发表文章( 1 9 9 2 ) ，利用稳态强度分析地震后l o w e r s a n f e m a d o 坝滑移【1 0 1 ，进一步证实s e e d 已接受稳态强度的概念。但在文献【2 忡，s e e d 指出，有很多证据表明在饱和土中的孔隙压力与围压的比值小于6 0 时，是不能引发 液化的。如果这一比值没有达到较高的数值即接近1 0 0 时，砂土就很难液化，因此 可以得到以下两点结论：( 1 ) 这时就不会存在滑移问题，因为砂土还具有较高的抗剪 4 第一章绪论 强度；( 2 ) 通常也不会产生严重的变形问题。有无数的建筑物建在可液化的砂土上， 已经存在了几十年甚至数百年，但却没有液化发生，其原因是触发液化的机制没有大 到足以引发液化的程度。因此，保证液化不被触发是避免液化恶果产生的一个正当的 措施。这可以通过设计令士体的孔压与围压的比值大幅低于1 0 0 。以保证液化不会 发生，保证建筑结构地基的稳定性和较小变形。s e 酣的上述讨论，隐含着他肯定了 利用初始液化作为液化势判别标准的意义和正确性。 s e e d 2 1 接着又指出，还有另一种设计方法已经被接受，这就是p o u l o s 和c a s t r o 提出的方法【9 l ，这种方法假设砂土液化一旦被触发，设计问题就变为确定液化后能否 产生滑移或产生过量变形破坏的问题。其中能否产生滑移破坏的问题可以通过判定能 否超过稳态强度来解决。但液化后的变形问题却是一个复杂而困难的问题。美国国家 研究委员会地震工程委员会【1 1 】( 1 9 8 5 年) 认为这一问题离完满解决还有很远的距离。 总之，在判断能否发生液化时s e e d 简化方法很方便、实用。它可用于回答本节 开头所提出的四个问题中的头两个，但不能用于分析后两个问题。c a s a g r a n d e 学派的 目标是分析后两个闯题。对后两个问题近十几年来进行了大量的研究，但到目前为止， 除了稳态强度可用于判别液化后能否发生流动滑移破坏而外，后两个问题还远没能完 满解决。 影响液化的因素有许多：( 1 ) 颗粒级配包括粘粒、粉粒含量，平均粒径如；( 2 ) 透 水性能；( 3 ) 相对密度；( 4 ) 结构；( 5 ) 饱和度；( 6 ) 动荷载包括振幅、持时等。显然土层 是否液化取决于许多因素。因此在建立液化判别方法时，理应综合考虑这些因素，才 能得到最可靠的结论。即使做室内试验研究，也由于原状饱和样取样困难，试验条件 与地震现场应力条件差异也会在一定程度上影响液化评价结果。由此可见，必须建立 一套可靠的液化评价方法。我国在研究国外地震液化场地资料和室内试验基础上提出 了液化的综合判定。石兆吉掣1 2 】在液化综合判定方面都做了有益尝试。 1 2 3 关于稳态变形和稳态线 c a s t r o 在1 9 6 9 年完成的博士论文 1 3 1 e e 给出了在大应变不排水三轴试验的孔隙比 与有效围压的关系。这种关系是稳态变形状态的反映，即饱和砂土在不排水应力控制 下的三轴试验过程中，流动结构( f l o ws t r u c t u r e ) 被触发了，处于稳态变形状态( 后面 将给出稳态变形的定义) 。而在这种稳态变形状态下的孔隙比与有效围压的关系曲线 称为稳态线( s t e a d ys t a t el i n e ) ，见图1 1 。后来p o u l o s 等 9 1 用稳态线的概念来判断砂土 的实际液化能否发生。稳态线( 见图1 - 1 ) 把不同的有效应力作用下的砂土分为两个 区域，即潜在流动液化区和无流动液化区。稳态线是这两个区域的交界线。从上节可 第一章绪论 知，只有松砂才可能发生孔压升高和流动滑移破坏。紧密砂只可能发生循环变形或循 环液化而不可能发生流动滑移破坏。因而通常认为，当砂土处于稳态线的上方才有 可能发生流滑破坏。 图i - 1 稳态线示意图 f i g 1 - 1s t e a d ys t a t el i n e 液 化 半 宽 a 暑 图1 - 2 液化区宽度随时间的变化 f i g 1 2 t h ew i d t ho fl i q u e f a c t i o nd i s t r i c t v a r i e sw i t ht i m e 关于流动结构c a s a g r a n d e 等l5 】( 1 9 7 5 年) 是这样定义的，当饱和砂土液化并发 生实际流动滑移时，它必然与静力状态的结构不同，流动中每一颗粒相对周围其他颗 粒不断地滚动，由此产生最小的摩擦抗力，并假定流动结构通过链式作用而扩散； 它只有在流动过程中才存在；当流动停止时，颗粒将重新排列，并返回到静力状 态的结构，在超静孔压消散后，饱和砂土将比流动液化前的静力结构稍密实一些。 p o u l o s 1 4 j ( 1 9 8 1 年) 给出了稳态变形的定义：“任何颗粒物体的稳态变形是在常 体积、常有效应力、常剪切应力、常速度的一种连续变形状态”。当稳态连续变形停 止了，稳态变形也就不存在了。因而它也是一种流动状态或破坏状态。p o u l o s 还强调 指出，稳态变形是颗粒体在剪切应力作用下完全破坏了其初始结构后才能取得：通常 在较大应变时。初始结构的影响才自e 完全消失，才可能产生稳态流动结构； b 稳态变形。 稳态强度就是稳态变形条件下的抗剪切能力。稳态变形应该是持续较长的一段变形， 而不是短暂的稳态变形阶段，例如准稳态等。 为了进行比较，在此给出临界状态的定义。这一概念是由r o s c o e 掣1 5 j ( 1 9 5 8 年) 给出的( 它是具有较大影响的临界状态土力学的基石) ，它定义为：“临界状态是土体 在常应力和常孑l 隙比下的连续变形”。在土力学中，常孔隙比就意味着常体积。比较 稳态变形与临界状态的定义，除了常变形速度以外。几乎没有什么区别，但p o u l o s i l 4 l 6 第一章绪论 ( 1 9 8 1 年) 指出：( 1 ) 在临界状态中没有指明流动结构状态是否发生，而流动结构状 态是稳态变形产生的充要条件；( 2 ) l 临界状态仅是土体的初始结构的早期破坏阶段， 而稳态时已经彻底消灭了初始结构。但事实上，临界状态的概念是在流动结构的概念 出现以前提出来的，因而不可能提到流动结构，另外它也没有涉及到土体的初始结构 的概念。所以有人把稳态变形与临界状态等同看待【l6 】。但也应该看到，稳态变形的 定义更为详细、更为具体，而临界状态的概念可以更加广泛，描述的现象也可以更多， 例如它可以包括峰值状态和准稳态以及稳态等。 1 2 4 稳态强度和稳态线在砂土液化分析中的应用 在大地震过后，人们经常会看到液化诱导的坡体失稳或滑动和液化诱导泥石流现 象。国内已开展了一些这方面的研究工作，如对液化侧向扩展和岸坡滑塌的机制进行 了初步研究。 地震时，饱和砂土中孔压上升，局部发生液化，导致液化区强度降低；地震停止 后，液化区的土体原承受的部分力必然向周围土转移，会使周围士体承受更大应力， 产生孔压，并可能导致其液化，从而使液化区扩大，最终可能导致建筑物的破坏。松 砂液化后的软化特性及应力重分配是相当重要的课题，越来越受到重视。 以前在国内很少有人讨论过稳态强度及其在饱和砂土液化中应用的问题，直到近 几年才有文章讨论这一问题。p o u l o s 、c a s t r o 等1 9 1 ( 1 9 8 5 年) 提出了利用稳态强度和 稳态线判断砂土是否发生实际液化。首先他们指出，只有饱和松砂才有可能产生液化 流动破坏。实际上饱和松砂在足够强烈的地震作用下，孔压不断升高，抗剪强度不断 降低，直到最后抗剪强度降至稳态强度。这时如果静荷载产生的应力大于稳态强度， 才发生液化流动破坏，否则不会发生失稳破坏，而只可能产生一定的残余沉降或变形。 应注意地震以后发生的液化流动破坏通常是由静荷载产生的应力引起的，而不是由动 应力直接引发的。 液化范围与液化灾害大小密切相关，但对液化区的扩展只有少数研究者进行过定 性的描述。国内有中科院力学所鲁晓兵等及河海大学岩土工程研究所朱俊高等对此问 题作了探索性研究。前者通过考察扩展过程的影响因素( 外力作用强度和砂土本身特 性参数等) 和作用机理，预测了振动荷载下液化的影响范围和扩展速度。他们以两相 介质理论为基础，研究了饱和砂土一维情况下液化区范围。结果表明，液化区随时间 开始增长很快，然后逐渐变缓；且固相密度越大，发展越慢；而b = d 。d 。越大，则 液化区扩展越快伽为孔隙率，p 为孔隙压力) ，见图l - 2 。后者在初步总结稳态的一些 基本特性基础上，建议了因考虑稳态强度而导致地震液化后土体的液化区渐进扩散的 笫一章绪论 计算方法。液化后应力重分配是需要时间的，对饱和松砂在峰值强度之前，采用邓肯 双曲线模型；在峰值之后，采用双曲线应变软化模型来模拟液化土体从峰值强度向稳 态强度的衰变过程。 、 在国内，张惠明等对砂土初始液化后的稳态强度进行了认真而细致的研究，对该 问题的迸一步深入研究作出了积极的贡献。张惠明、曾巧玲根据试验结果，将砂土不 排水剪切过程分为4 个变形阶段：初始阶段、坍塌阶段、临界阶段和后破坏阶段。对 于松砂，通常表现出前3 个变形阶段：但如果没有端部约束的影响，可能只会出现初 始阶段和坍塌阶段，而不会出现临界应力变形阶段。实际上松砂试样的坍塌阶段和临 界应力阶段的区分不是很明显的。试验结果表明，在剪切过程中。试样的内摩擦角是 不变的，而在临界应力阶段，由于孔隙压力下降产生的剪切应力的增加是不可靠的， 因此只有在首个坍塌中的准稳态发挥出来的抗剪能力。才是试样真正的稳态强度。对 于较密实砂( 其固结状态在稳态线s s l 以下) 的不排水剪切，只会出现初始阶段，临界 应力阶段和后破坏阶段，没有坍塌阶段。在剪切过程中由于剪切带的形成，可能会低 估试样的强度。因此，用密实试样来确定砂土的稳态强度是不可靠的，也没有必要， 因为密实状态下砂土是不会发生流滑破坏的。 1 2 5 稳态强度和稳态线研究中存在的一些问题 ( 1 ) 稳态强度存在的条件 稳态变形和稳态强度是否存在是p o u l o s 等入1 9 1 提出液化判别方法的基础，一旦它 们不存在，该方法也就失去了意义。从上述讨论中已经看到稳态变形和稳态强度并不 是在任何条件下都存在的，例如在地震作用的瞬时就不存在稳态变形与稳态强度。而 在静态时，要触发稳态变形，首先其应变应足够大，使其初始条件( 包括结构、初始应 力等1 的痕迹全部消失，直到出现了流动结构，这时的流动结构完全不同于静止状态 土的结构，例如某些峰值条件虽然满足暂时的稳态或临界状态条件，但因流动结构还 没发展起来，因此还没能达到稳态强度，变形还需进一步发展。其次i n s h i h a r a ( 1 9 9 3 年) 1 1 8 】指出，当孔隙比e o 9 3 时，其稳态强度将降至零。当然这里孔隙比的限值是否 精确地等于o 9 3 仍有待于经过多种砂的试验进一步验证，但稳态强度等于零这一现 象是客观存在的。 ( 2 ) 稳态线的唯一性 稳态线在判别砂土能否发生流动液化方面具有重要的作用。如果稳态线不具有唯 一性，势必给利用稳态线进行液化势的判别造成困难。关于稳态线的唯一性问题有下 述几种观点： 第一苹绪论 ( a ) 唯一的稳态线是存在的，但它的试验技术和它的定义以及与其他临界状态的 区分需要小心对待，否则可能产生很大的误差或不唯一性。p o u l o s 等1 1 4 】、b e e n 等1 19 1 、 i s h i h a r a ! 嵋】持有这种观点。 ( b ) 稳态条件的表达是一个具有上界线和下界线的带，并且它们依赖于初始密度 和应力水平。k o n r a d 2 0 1 持有这种观点。 ( c ) c a s a g r a n d ei s ( 1 9 7 5 年) 、a l a r c o n 等口1 】( 1 9 8 8 年) 指出，从排水试验中可以 得到最后的极限条件s 线，从不排水松砂试验中可以得到最后的极限状态f 线。这 隐含着最霜的极限线f 线和s 线不是相同的或难一的。 ( d ) 加荷和反向卸荷会产生不同的应力路径，并导致不同的稳态。d 等吲、 n e g u s s e y 等【z 驯持有这种观点。 ( e ) y a m a m u r o t 2 4 1 ( 1 9 9 8 年) 指出，粉砂在具有不同的初始孔隙比的不排水试验中 会产生不同的稳态线，对于粉砂而言，稳态线的唯一性可能并不总是存在。密实的粉 砂土在较低的围压下液化，而松的粉砂在较高的围压下却保持其稳定性能，这种现象 可能是因为粉砂具有“逆向”性引起的。他还指出，唯一的稳态线可能描述不了松粉 砂的性能和行为。 产生上述不同的观点的原因之一是对稳态概念各有自己的理解和定义。首先，在 三轴试验中砂样的最小不排水强度并不总是在稳态时出现。松砂样经常在所谓的准稳 态或相转换点时出现最小不排水强度，其次还有最大与最小强度都是暂时的或瞬间稳 态，而这些暂时的稳态都依赖于初始条件和应力路径。另外，确定何时真正的稳态出 现有时也比较困难，因为在实际的剪切作用下常应力、常体积的稳态条件并不总能保 持很长时间不变。 虽然很多试验已经表明稳态线的难一性是存在的，但仍有很多不同的意见和观 点k o n r a d l 2 0 ! ( 1 9 9 3 年) 认为稳态不是一条线而是具有一定宽度的带。但是，在k o n r a d ( 1 9 9 7 年) 的文章【2 5 】中，却使用了u f l i n e ( j ：界线) 作为稳态的参考条件，并用以说明 c p t 试验结果。 b e e n l 2 6 】( 1 9 9 9 年) 针对上述第三种观点指出，产生s 线和f 线的原因是：所使 用的密实砂的排水或不排水的试验数据很少能达到稳态，因而产生了不同的极限状态 线。b e e n 等人【2 7 】于1 9 9 2 年给出了2 9 种砂的试验数据，这些数据表明排水与不排水 的稳态线是相同的。关于v a i d i z 2 l ( 1 9 9 5 年) 的观点，b e e n l 2 6 1 曾指出可能是由于v a i d 没能区分稳态与准稳态以及其相转换点，因而得出了拉和压不同的稳态线。 y a m a m u r o 等f 2 4 l 描述的砂土逆向性。实质上是由砂土的不同级配引起的，前面已 9 第一章绪论 指出，砂土的不同级配会产生不同的稳态强度或稳态线。从y a m a m u r o 的工作看出， 应该深入研究和探讨砂土的级配对稳态线的定量影响。另外，b e e n 在文献m 】中对 y a m a m u r o 文章中【2 4 l 图9 所描述的不同稳态线的数据用半对数坐标表示并整理，得到 了唯一的稳态线的拟合结果。这表明，根据同样的试验数据，不同的研究者根据自己 的观点对稳态线的唯一性可以有不同的解释。也说明稳态和稳态线的概念并不容易解 释和证明，其原因是稳态的判别和确定较为困难。因为对稳态的描述还只是定性的， 难于同其他的极限状态和暂时的稳态互相区分。 ( 3 ) 稳态线的形状 不同的研究者由于观点不同即使根据同样的试验数据也会得到不同的稳态线。关 于稳态线的形状，目前的注意力主要集中在用e l n p 坐标描述在高应力和低应力时 稳态线的表达形式。对稳态线的形状，没有争论也没有明显的理由表明在e l n p 。坐 标中稳态线一定是线性的，这种表达只是一种习惯和数学上的方便。当有效应力很高 时f p t i m p a ) 时，b e e n i ”】( 1 9 9 2 年) 曾用双线性线表示稳态线。对高应力下( p = 1 m p a ) 稳态线的斜率发生急剧变化进行了讨论。想搞清这一急剧变化是由于砂土颗粒被眶碎 引起的，还是由于e l n p 坐标的人为作用所致，但至今还没有定论。v e r d u g o 田l ( 1 9 9 2 年) 利用算术坐标描述高应力下的稳态线是线性的，但在低应力下是曲线形状。 1 3 论文的主要研究工作 本论文的目的是在稳定状态的概念范围里研究饱和松散砂质土在不排水条件下 的基本剪切行为和静力液化机制，并改进基于一种全风化花岗岩残积土的应变软化型 菲线性应力应变临界状态本构模型l l ”。 论文的主要工作是：通过对福建标准砂所作的1 2 组常规静三轴不排水剪切试验。 分析饱和砂土的应力应变关系、稳定状态、峰值状态以及对稳态和峰值状态的影响因 素；对文献【1 7 】中基于一种全风化花岗岩残积土的应变软化型非线性应力- 应变一临界状 态本构模型做进一步改进，使之可以更好的反映无粘性土的加工软化特性、峰值强度 和稳态强度等状态，并将数值模拟结果与试验结果进行对比分析：最后再对比研究对 珊瑚砂所作的9 组常规静三轴不排水试验所得的结果和福建标准砂所得的试验结果， 并对改迸后的本构模型进行验证分析。 1 0 第二章试验设备与试验方法 第二章试验设备与试验方法 2 1 试验设备简介 2 1 1 三轴试验仪 三轴试验仪是c a s a g r a n d e 于2 0 世纪3 0 年代发明的，目前土工三轴试验已成为 测定土体抗剪强度的一种主要手段口9 j o j “。三轴试验仪由三轴压力室、轴向加荷系统、 施加周围压力系统、孔隙水压力量测系统等组成，如图2 1 所示。 图2 - 1 三轴试验仪示意图 f i g 2 lt r i a x i a la p p a r a t u s 三轴试验仪分为应变控制式和应力控制式两种，前者操作方便，应用广泛。三轴 试样的周围压力由周围压力系统提供并控制；通过轴向加荷系统令试样沿着轴向压缩 或伸长；三轴压力室底盘上的排水阀用来控制试样的排水条件，当排水阀打开时，可 以用与之连接的排水管测量试样固结和剪切时的排水量；试样的孔隙水压力通过孔隙 水压力量测系统测量。 本论文中试验所用设备是应交控制式三轴仪1 3 2 1 ，主要包括以下几个组成部分： ( 1 ) 三轴压力室。它是由一个金属上盖、底座以及透明有机玻璃圆筒组成的密闭容 第二震试验设蔷与试验方法 器，压力室底座通常有3 个小孔分别与稳压系统以及体积变形和孔隙水压力量测 系统相连。 ( 2 ) 轴向加荷系统。采用电动机带动多级变速的齿轮箱，并通过传动系统使压力室 自下而上的移动，从而使试样承受轴向压力，其加荷速率可根据土样性质及试验 方法确定。 ( 3 ) 轴向压力量测系统。旖加于试样上的轴向压力由测力计量测，测力计由线形和 重复性好的金属弹性体组成，测力计的受压变形由位移传感器测读，轴向压力也 可由荷重传感器来测得。 。 ( 4 ) 周围压力稳压系统。采用调压阎控制，调压阀控制到某一固定压力后，它将压 力室的压力进行自动补偿而达到稳定的周围压力。 ( 5 ) 孔隙水压力量测系统。孔隙水压力由传感器测得。 ( 6 ) 轴向变形量测系统。轴向变形有位移传感器测得。 ( 7 ) 反压力体变系统。由体变管和反压力稳压控制系统组成，以模拟土体的实际应 力状态或提高试件的饱和度以及测量试件的体积变化。 本试验在固结不排水剪切过程中采用土工试验微机数据采集处理系统。该系统可 以适时监视试验过程，并记录储存试验过程中的轴向力、应变和孔隙水压力。在试验 前。要先对各荷重传感器、位移传感器、孔压传感器进行参数和系数的检查标定。 2 1 2 三轴剪切试验的原理 常规三轴试验方法1 3 3 , 3 4 , 3 5 1 的主要步骤如下：将土制成圆柱体套在橡皮膜内或者直 接在橡皮膜内装土成样，放在密封的压力室中。橡皮膜下端绑扎在底座上，上端绑扎 在试样帽上，使试样内的孔隙水与压力室内的水完全隔开。孔隙水通过试样下端的透 水石与孔隙水压力量测系统连通，或者通过上端透水石与排水管连通。向压力室内施 加压力，使试件各向受到周围压力盯，并使围压在整个试验过程中保持不变，这时 试件内各向的三个主应力都相等，不产生剪应力( 如图2 - 2 ( a ) ) 。然后再通过传力杆 对试件施加竖向压力，这样，竖向主应力就大于水平向主应力，当水平向主应力保持 不变，而竖向主应力逐渐增大时，试件受剪破坏( 如图2 2 ( b ) ) 。 试样受到各向均等应力a ，时。应力圆为一点；随着主应力差( 田一a ，) 的逐渐加 大，应力圆随之扩大( 如图2 - 2 ( a ) 中虚线圆) 。作出( q 一码) 毛的关系线( 如图2 - 2 ( e ) ) ， 选其峰值为破坏点( 无峰值时选竖向应变= 1 5 时为破坏点) ，得到剪破时主应力差 p i q ) f 及大主应力a i f = ( q 一吧) f + c r 3 r 。用q f 。码f 作应力圆即为极限应力圆。通 常一组试验用3 4 个试样，每个试样的a ，值不同，这样，一组试验可得到3 4 个极 第二章试验设备与试验方法 限应力圆。根据极限平衡条件可知。极限应力圆必与强度包线相切。作各极限应力圆 的公切线即为强度包线( 如图2 - 2 ( d ) ) ，从而得到c 、庐值。这就是三轴压缩试验土体 强度测试的基本原理。 盯， ( a ) 周围压力作用 占a ( c ) 主应力差和轴向应变 ( b ) 破坏时的主应力 ( d ) 剪切强度包线 图2 - 2 三轴剪切试验原理 f i g 2 - 2p r i n c i p l eo f t r i a x i a lt e s t 2 2 试验方法 2 2 1 试验砂料 本文中研究不排水条件下饱和砂土的应力应变特性的试验所选用的土样是中国 福建标准砂，简称福建砂。福建砂是土力学试验中所广泛采用的土样，选用这种标准 的土样既方便又可以增加说服力，不易产生歧异。其颗粒级配曲线如图2 - 3 所示，由 此图可以看出该砂颗粒级配均匀，定名为中砂。另外，为了与福建砂做对比研究所 第= 章试验设备与试验方法 llll 琳虬i| | | | l j 闻一 l l 同一 l l l i蚓 ”i 1 隋f ：， l i l m l | | | 一i l| | | | 一，ii ； 强避i lif r 中r l 上l l l j上ll翻1f | u 刚 ii i l f li ； - l _ l l _ 二 ii l l ll l ”r 卜 一 | k 1llll o z r f l n l 图2 3 福建标准砂的颗粒级配曲线 f i g 2 - 3c u r v e so f p a r t i c l e sd i s t r i b u t i o no f f , j a ns a n d s 表2 - l 试验用土样的颗粒级配表 t a b l e2 - lf o r m s o f p a r t i c l e sd i s t r i b u t i o n 0 0 i 试样颗粒组成h n m 名称 22 li - 4 ) 5o 5 0 2 50 2 5 0 10 1 - - 0 0 7 5 0 时残余应变为剪缩，f r 待定。初始切线模量采用j a n b u 经验公式确定，即： e ：和。f 旦1 ( 4 - 9 ) 式中七i 为无量纲的模量系数，h 为无量