循环应力比对饱和软黏土应力-应变曲线的影响

循环应力比对饱和软黏土应力-应变曲线的影响

中国东南沿海广泛分布着深层软粘土层。经过长期的运营和使用，修建的交通基础设施（机场跑道、高速铁路、公路等）发生了重大沉降。例如，温州永强机场在项目建成三年后的沉降量为149mm，建设期为166mm。现在的沉降量超过500毫米，超过了设计标准的10倍。这些沉降部分是由于路堤的静载和缓慢固定造成的，其中大部分是由于长期交通负荷造成的。目前有关饱和黏土在循环荷载作用下的动强度和循环软化等问题已经取得了较为一致的结论;然而这些研究主要针对地震荷载,应力幅值高,循环次数少(<1000次),与交通荷载小幅值、大周数的实际情况不符.近年来,国内针对交通荷载低应力幅值的特点进行的室内动三轴试验研究逐渐增多,陈颖平等在原状样与重塑样循环三轴试验的基础上,研究了软黏土在无静偏应力和有静偏应力循环荷载作用下的不排水瞬态累积变形特性,提出了考虑循环应力、循环振次、超固结比及静偏应力影响因素的土体应变本构模型.张勇等通过以交通荷载为背景的饱和重塑软黏土室内不排水动三轴试验,研究了循环荷载作用下饱和重塑软黏土的累积塑性应变发展形态.魏星等则基于以往试验规律的分析,提出了一个较为合理地描述软土在长期重复荷载作用下残余变形发展过程的经验模型.但是在这些研究中循环次数大都仅有几千次,而且主要针对的是累积塑性应变特性,往往忽略了饱和软黏土在循环荷载作用下的回弹应变特性,因此,有必要开展更大循环次数下的室内试验,来系统分析长期循环荷载作用下饱和软黏土的回弹和应变累积特性.此外,在已有的研究中针对循环荷载作用下饱和软黏土动力特性,提出了2个重要的临界应力水平:门槛循环应力比和临界循环应力比.门槛循环应力比是累积孔压产生与发展的界限值,当循环应力比小于该值时,不论荷载作用多少次都不会产生超孔隙水压力.临界循环应力比则是判定土体是否产生循环破坏的界限值.然而,门槛循环应力比由于取值过低,几乎不允许塑性变形的累积,采用该值作为路面设计控制标准显然是过于保守的.临界循环应力比是土样破坏与否的分界点,采用该值作为路面设计控制标准,又往往会导致过大的累积应变,因此,不论是门槛循环应力比还是临界循环应力比,均不能直接用作路面设计的控制标准.Brown曾建议采用土体不排水抗剪强度的50%作为路基土的临界动应力水平.Frost等采用动三轴对黏土试样进行循环加载,从回弹模量和累积变形的角度,进一步验证了上述观点.然而,Frost的试验中循环次数仅有1000次,难以反映交通荷载大循环数目的特点.基于此,本文利用英国GDS公司生产的振动三轴仪对温州饱和软黏土进行了不同循环应力水平下的大周数(50000次)循环三轴试验,分析了不同循环应力比下饱和软黏土试样的回弹和累积应变特性,在此基础上提出了一个新的适用于饱和软黏土的临界应力水平.1试验土壤样品和方案1.1整平过基础的整平试验所用土样取自温州茶山高教园区开挖至一定深度的基坑内,为保证原状土样的质量,将特制的薄壁管(直径150mm,长250mm)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,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.试验用土的基本物理力学参数如下:密度ρ=1.58~1.62g/cm3,比重Gs=2.66~2.69,天然含水量(水质量分数)wn(水)=59%~62%,液限wL=69,塑性指数Ip=38,初始孔隙比e0=1.70,前期固结压力pc=85kPa,灵敏度St=5.8.1.2试样固结和加载试验试验仪器采用GDS公司的双向振动三轴仪.试验前,利用推土器将薄壁钢管中的土样缓缓推出,将土样切成直径为50mm,高100mm的试样.将切好的土样装入GDS三轴压力室,首先进行反压饱和,利用B检测检验土样的饱和程度;然后将土样在一定的围压下进行各向同性固结,当孔隙水压力完全消散到等于反压时,即认为土样固结完成;最后对试样进行不同循环应力水平下的不排水循环加载试验,波形为半正弦波,频率为1Hz.本研究共进行了18组循环三轴试验(方案见表1),围压采用50、100、200kPa.为衡量循环应力水平,定义循环应力比(rc)为循环动应力与土体不排水抗剪强度的比值,即式中:σcyc为循环动应力;τf为对应围压下土体的不排水抗剪强度,在50、100、200kPa围压下分别为43、83、119kPa.循环应力比较低时,试样未达到破坏,当加载次数N达到50000次时终止试验;循环应力比较高时,试样在较少的循环次数下即达到破坏,当累积应变达到20%时终止试验.试验数据每隔10个循环记录一次,每次记录50个点(即每0.02s记录一组数据).2试验结果及分析2.1循环次数对应力-应变关系的影响以一个典型试样(围压为100kPa,循环应力比为0.544)的试验结果为例,引入一些分析方式和定义,为下文分析不同循环应力比下的应变发展规律提供基础.图1为典型的在长期循环荷载作用下轴向应变的发展规律.由图1(a)可以看出,循环加载产生的总应变εt可以分为回弹应变εr和累积应变εp两个部分,即随着循环次数的增加,累积应变逐渐增加,但累积速率逐渐减小,大部分累积应变产生在最初的10000次循环内.经过较大循环次数后,图1(a)中轴向应变的最大值与最小值之差(回弹应变)逐渐达到一个稳定值.图1(b)为对应的应力-应变关系曲线图,其中第50、500、5000、40000和50000次循环下的应力-应变滞回圈用粗线条予以突出显示.随着循环次数的增加,应力-应变滞回圈逐渐向应变增大的方向移动,从图1(b)可以看出,最初的5000次循环产生了0.98%的累积应变,而在40000到50000次的循环内则仅仅产生了0.1%的累积应变,这也从另一个角度显示了累积应变速率随循环次数的增加逐渐减小.为了分析试样应力-应变曲线随循环次数的变化,把图1(b)中第50、500、5000、40000和50000次循环下的累积变形省略,使应力-应变滞回圈统一从原点出发(图2(a)).可以看出,随着循环次数的增加,滞回圈逐渐向横轴倾斜,表明在同样的动应力下产生了更大的回弹变形值,这是由于饱和软黏土随循环次数的增加发生软化.为定量分析这种循环软化,定义回弹模量为循环动应力与回弹变形之比,即图2(b)为回弹模量随循环次数的变化曲线.可以看出,由于循环软化,回弹模量在开始的几千次循环内迅速衰减;当循环次数足够大时,土体软化程度减弱,回弹模量逐渐达到一个稳定值.这也是图2(a)中40000次和50000次循环下应力-应变曲线重合的原因.2.2循环应力-应变曲线图3(a)~(h)为围压分别为50、100、200kPa时,不同循环应力比下应力应变曲线随循环次数的变化.如2.1节所述,省略累积变形值,选择循环次数为50、500、5000、40000和50000对应的滞回曲线进行对比.不同循环应力比下,应力-应变曲线随循环次数的变化规律有很大不同.当循环应力比较小时(图3(a)、(g)),单次循环,产生的轴向应变较小,应力-应变曲线近似呈线性,而且随着循环圈数的增加,不同循环次数下的应力-应变曲线形状变化不大,第50~50000次循环下的滞回曲线近于重合;当循环应力比较大时(图3(d)、(f)、(h)),应力-应变曲线的卸载部分位于加载部分的下方,变形的恢复表现出明显的黏滞性,而且随着循环次数的增加,应力-应变曲线的形状也逐渐由较为饱满的“梭形”变为“反S形”.经过较大的循环次数后,滞回曲线的形状也逐渐保持稳定,第40000次和50000次循环下的滞回曲线也近于重合.图4为不同循环应力比下回弹模量随循环次数的变化曲线.将不同围压、不同循环应力比下的回弹模量通过各自第1圈的回弹模量作为初始回弹模量Mr0进行了归一化.当循环应力比较小时,回弹模量随循环次数衰减不明显,在很少的循环次数下回弹模量即达到稳定;当循环应力比较大时,回弹模量在初始阶段迅速衰减,经过较大的循环次数后,也逐渐达到稳定.由图4还可以看出,达到稳定的次数随着循环应力比的增加而逐渐增大.图5为不同围压下,经过50000次循环后归一化回弹模量随循环应力比变化曲线.可以看出,当rc<0.65时,回弹模量随循环应力比的增加逐渐降低;当rc>0.65时,回弹模量几乎保持不变,归一化的回弹模量Mr50000/p'0=90.Frost通过对低含水量的黏土进行的三轴试验,得到了相同的结论,并将这个保持不变的回弹模量值称为“渐近线刚度”,认为其是循环荷载作用下试样的最低回弹模量.2.3循环应力比与临界循环应力比的关系图6为不同循环应力比下的轴向应变发展曲线,其中图6(a)对应的围压为100kPa,图6(b)、(c)对应的围压分别为50和200kPa.由图6可以看出,如采用本文的定义方式,不同围压下累积应变值可统一由循环应力比的大小所决定.明显地,试样的累积应变随循环应力比的增大而逐渐增加.当循环应力比较小时,随循环次数的增加,累积应变速率越来越小,经过50000次循环后,仍未产生明显的破坏现象;然而,当循环应力比很大时,累积应变随循环次数的增加迅速增大,在很少的循环次数下即达到并超过了不排水静力剪切试验下对应的破坏应变,本文取应变为10%.上述2种状态之间的分界,即为临界循环应力比.对于本文研究的温州饱和软黏土,临界循环应力比约为0.85(图6(a)).如引言中所述,该临界值已被大量的研究所验证.临界循环应力比是试样破坏与否的分界点.对于交通工程而言,非但不能产生破坏,过大的沉降也是不允许的,因此,仅仅采用临界循环应力比作为路面设计的控制准则是不够安全的.图7为当循环应力比小于临界值时,不同循环次数(50、5000、50000)下累积应变随循环应力比的变化曲线.当循环应力比较小时(rc<0.6),随循环应力比的增大,累积应变增长较慢,累积应变与循环应力比近似呈线性关系;然而,当循环应力比较大时(rc>0.7),随循环应力比的增大,累积应变开始迅速增长.可见,除临界循环应力比之外,还有一个较低的循环应力水平.当循环应力比小于该值时,累积应变的增长较慢,可以被限定在较小的数值.由图7可以看出,该临界应力水平对应的循环应力比范围为0.60~0.70.当rc=0.65时,经过50000次循环后产生的累积应变仅为1.98%,远小于不排水静力剪切试验对应的破坏应变(10%).如引言中所述,门槛循环应力比(rc≈0.01~0.05)由于取值过低,几乎不允许塑性变形的累积,采用该值作为路面设计控制标准显然过于保守.而临界循环应力比(rc≈0.85,图6(a))是土样破坏与否的分界点,采用该值作为路面设计控制标准,又往往会导致过大的累积应变.相比而言,循环应力比在0.60~0.70范围内更适合作为长期循环荷载作用下饱和软黏土的临界应力水平.在图6(a)中rc=0.421和0.266非常接近,几乎重合.当循环应力比大于该水平时,饱和软黏土经过50000次循环后回弹模量达到最低的“渐近线刚度”,同时累积应变随循环应力比增大迅速增长.对处于饱和软黏土地区的交通工程,通过地基处理提高路基土的强度使得循环应力比小于该数值,可以在保证路基软黏土满足回弹模量的同时,不产生过大的沉降.3循环应力对回弹模量的影响通过温州原状饱和软黏土进行了大数目(50000次)不排水循环加载试验,研究了循环应力比对饱和软黏土应力-应变曲线、回弹模量和累积应变的影响,得到如下结论:(1)当循环应力比较小时,试样的应力-应变曲线近似呈线性,其形状随循环次数的增加变化不大;回弹模量随循环次数衰减不明显,在很少的循环次数下即达到稳定.当循环应力比较大时,试样应力应变曲线的卸载部分位于加载部分的下方,变形的恢复表现出明显的黏滞性,其形状随循环次数的增加变化明显;回弹模量在初始阶段迅速衰减,经过较大的循环次数后,才逐渐达到稳定.(2)经过50000次循环后,回弹