循环荷载作用下超固结软黏土变形特性试验研究

循环荷载作用下超固结软黏土变形特性试验研究
刘国清;曾芳金;郭林;郑敏
【摘要】Cyclic triaxial tests were conducted on Wenzhou soft clay under different overconsolidation ratio (OCR) through GDS dynamic triaxial apparatus to study the effects of OCR on the strain development, stress-strain hysteresis loop and permanent strain prediction equation. Test results show that: under the same cyclic stress ratio (CSR), the aixial strain deceases with the increase of OCR, and the CSR needed to reach failure tends to decrease with the increase of OCR. With the increase of OCR, the stress-strain relation gradually translates from visco -elastic to nearly elastic because larger confining pressure is subjected for overconsolidated clay. A new permanent strain prediction equation is established based on the test results. The physical meaning and determination methods the equation parameters are discussed in the research.%利用GDS振动三轴仪对温州饱和软黏土在不同超固结比下进行了循环加载试验，研究了超固结比对温州饱和软黏土应变发展规律、应力-应变滞回曲线特征、累积应变预测方程等的影响。

试验结果表明：在相同循环应力比下，超固结软黏土的应变随超固结比的增大而减小，且随超固结比的增大，使软黏土破坏所需的循环应力比呈现出减小的趋势。

由于超固结土先期承受了较大的固结压力，随着超固结比的增大，软黏土的应力-应变关系逐渐由粘弹性转变为近似弹性特征。

基于不同超固结比下的试验结果建立了累积应变预测方程，阐述了方程中各参数的物理意义及确定方法。

【期刊名称】《江西理工大学学报》
【年(卷),期】2015(000)003
【总页数】7页(P36-41,73)
【关键词】软黏土;超固结比;累积应变;应力-应变曲线
【作者】刘国清;曾芳金;郭林;郑敏
【作者单位】江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西赣州 341000;江西理工大
学建筑与测绘工程学院，江西赣州 341000;温州大学建筑工程学院，浙江温州325035;江西理工大学建筑与测绘工程学院，江西赣州 341000
【正文语种】中文
【中图分类】TU443
0 引言
我国东南沿海地区广泛分布着深厚的软黏土，软土地基上修建的高速公路、铁路、跨海大桥等交通工程在循环交通荷载作用下，往往产生过大的工后沉降，严重影响行车舒适度甚至危及行车安全.在实际交通工程中，由于软黏土低强度、低渗透性、高压缩性等特点，超载预压正成为一种非常重要的软土地基处理方式，经超载预压处理过的软土表现为超固结特性.为较好预测路基软黏土在交通荷载作用下的沉降，迫切需要开展循环荷载作用下超固结软黏土变形特性的研究.
目前，国内外已有越来越多的学者进行了饱和软黏土在循环荷载作用下的变形特性研究.王常晶等
[1]利用GDS双向振动仪进行不排水三轴试验研究了双向循环荷载下饱和软黏土变形特性.刘添俊等
[2]对珠江三角洲的典型淤泥质饱和软黏土进行了室内循环三轴试验研究
了循环荷载作用下饱和软黏土的应变速率.黄茂松等
[3]在上海地区典型饱和软黏土不排水循环三轴试验的基础上分析了饱和软黏土的不排水循环累积变形特性.王军等
[4]研究了循环荷载作用下超固结软黏土软化孔压模型.国内外还有许多学者
[5-10]对软土地基在循环交通荷载下的应变特性进行了深入研究.然而这些研究对象大多数都是正常固结土，超固结软黏土在循环荷载作用下的动力特性研究较少.且现有研究没有阐述超固结软黏土在循环荷载作用下的应力-应变滞回特性 [11]，也没有详细的建立考虑超固结比的累积应变计算公式.
基于此，笔者利用GDS振动三轴仪对温州饱和软黏土在不同超固结比下进行了循环加载试验，研究了超固结比对温州饱和软黏土应变发展规律、应力-应变滞回曲线特征、累积应变预测方程等的影响.
1 试验设计
1.1 试验土样
本次试验土样为典型温州饱和软黏土，为减少取土时对土样的扰动，利用特制的薄壁管（直径160 mm，高度300 mm）在同一深度获取土样，然后将薄壁管两端蜡封运回实验室，在恒温恒湿箱内保存备用.
经测定，土样的基本试验指标如下：天然密度ρ=1.57～1.63 g/cm
3，含水量w=58 %～63 %，比重G
s=2.68～2.71,塑性指数I
p= 38,液限W
L=68，为获取土样的先期固结压力，利用环刀取3个土样分别在WG -2A固结仪中按照12.5→25→50→100→200→400→800 kPa的逐级加载次序进
行压缩试验，每级加载持续5 d，最后分别作出3个土样的e-lgP压缩曲线，利用卡萨格兰德法求出其先期固结压力均值为30 kPa（求得3个土样先期固结压力分别为30.1 kPa、29.5 kPa、30.4 kPa）如图1所示.
图1 试验土样e-lgP曲线
1.2试验仪器
本试验所用的仪器是英国GDS公司生产的电机控制动三轴试验系统，主要由驱动装置、压力室、平衡锤、围压控制器、反压控制器等系统组成，控制软件为GDS 公司开发的一套非常高端、灵活的GDSLAB控制和数据采集软件，可以实现高精度的循环加载试验.
1.3试验方案设计
将备用的土样切成直径50 mm，高100 mm的圆柱形试样，然后装入GDS三轴压力室进行反压饱和，反压值取280 kPa，利用B值检测试样饱和程度，当B值大于0.98时视为试样完全饱和.本次试验方案一共设计了16组对比试验，将试验编号为CO1~CO4、CO5~C10、C11~C16的土样分别在100 kPa、150 kPa、200 kPa的围压下进行初次各向同性固结，固结完成（每小时的排水量小于60 mm
3）后，将每组试验围压都降到100 kPa再次进行各向同性固结，固结完成后便得到超固结比为1.0、1.5、2.0的试样，最后都在100 kPa围压下对每种超固结比下的试样分别施加不同的动应力进行循环加载试验.循环加载试验采用应力控制，波形为半正弦波，频率选用0.1 Hz，试样总应变达到20 %时视为试样
破坏，终止试验.试验方案如表1所示，表中p
0、p′
0、q
cyc分别表示初次固结围压、再次固结及循环加载阶段围压、循环动应力，三者单位均为kPa.定义循环应力比CSR=q
cyc/p′
0.
表1 循环加载试验方案
2 试验结果及分析
2.1典型试验曲线
循环荷载作用下轴向应变随循环次数的发展曲线如图2所示，其中以N = 1500为例作如下定义，总应变是指第1500次循环荷载作用下的应变峰值，用ε
a,t表示，总应变在卸载过程中可以恢复的部分称为回弹应变，表示为ε a,r，另一部分不可恢复且随循环次数的增加不断累积的应变称为累积应变，即图中ε
a,p.为了更清晰地表达总应变、回弹应变、累积应变三者之间的关系，作出了单向循环加载下应力-应变关系曲线如图3所示，在此，我们可以更直观地看出总应变、回弹应变、累积应变之间的关系即ε
a,t=ε
a,r+ε
a,p.
图2 循环荷载下轴向应变随循环次数发展曲线
图3 单向循环加载下应力-应变关系曲线
2.2不同超固结比下软黏土应变发展规律
为了研究循环荷载作用下不同超固结比软黏土应变发展规律，分别作出了OCR为1.0, 1.5, 2.0时不同循环应力比下应变随循环次数发展曲线如图4所示.
图4 应变与循环次数关系曲线
从图4可以看出，当循环应力比较小时，循环荷载作用下，软黏土的应变随循环次数的增加而增大，且这种增大的速率随循环次数的增加逐渐减缓.当循环应力比增大到一定程度，土样则会在较小的循环次数下变形急剧增长，迅速破坏.随着超固结比的增加，试样达到破坏所需的循环应力比逐渐增大.图4（a）中超固结比为1.0的土样在CSR= 0.7时即发生破坏，而图4（b）中超固结比为1.5的土样在CSR=0.85的发生破坏，图4（c）中超固结比为2.0的土样在CSR=1.0的情况下才发生破坏.
为了清晰地比较同种循环应力比相同循环次数下，总应变随超固结比的变化情况，根据试验结果，整理出CSR=0.5和CSR=0.7下的6组具有代表意义的试验数据
如表2所示.
表2 CSR=0.5和CSR=0.7下的试验数据对比
从表2中我们可以发现相同循环应力比下，试样的超固结比越大，一定循环次数
下产生的变形越小.如循环应力比为0.5时，经过1000次循环后，OCR=1.0的试样产生总应变为5.5 %，而OCR=1.5 和2.0时，对应的总应变分别为1.0 %和
0.5 %，减小了82 %和91 %，递减速度十分明显.循环应力比同为0.7的情况下，超固结比为1.0的试样应变增长的速率明显高于超固结比为1.5、2.0的试样，且
达到破坏（总应变达到20 %）.而此时超固结比为1.5的土样总应变为7.0 %，超固结比为2.0的土样总应变不到3 %（仅为2.8 %）.
2.3不同超固结比下应力-应变滞回曲线特征
如前文典型试验曲线图3（单向循环加载下应力-应变关系曲线）中所示，单次循
环荷载作用下，软黏土应力应变关系形成一个不封闭的滞回圈，随着循环次数的增大，应力应变滞回曲线逐渐向轴向应变增大的方向移动.为了忽略累积应变的影响，更加直接的比较不同循环次数下的应力应变滞回特性，以CSR=0.7为例，把不同圈数下应力应变曲线起点统一为0点即得到忽略累积应变的应力应变曲线如图5
所示.
图5 CSR = 0.7时不同超固结比下应力应变关系曲线
从图5（a）中我们可以明显地看到，随着循环次数的增加，应力应变滞回曲线逐
渐向远离纵坐标的方向倾斜，这说明，随着循环次数的增加，超固结土样发生软化，单次循环荷载作用下产生的应变逐渐增大，回弹模量
[12]（循环动应力与回弹应变的比值）也相应增加.比较图5（a）、（b）、（c）我们发现OCR= 1.0时的各圈应力应变曲线是明显分散开的，
OCR= 2.0各圈的应力应变曲线几乎重合在一起，OCR=1.5的各圈应力应变曲线
分散程度介于两者之间，可见，相同循环应力比下，随着超固结比的增大土样弹性性质表现的愈明显，因为超固结比大的土样曾受过较大的先期固结压力，即本试验中超固结比为2.0的土样在200 kPa的大围压下各向同性固结后强度得到较大提高，土体表现为弹性，随循环次数的增加，单次荷载作用下应变的幅值较稳定,而
超固结比相对较小的土样则在相同的循环应力比下随循环次数的增加软化明显，表现出粘塑性,随循环次数的增加，单次荷载作用下应变幅值呈现出增大趋势.
2.4不同超固结比下累积应变预测方程
绘制出CSR=0.5和CSR=0.7时不同超固结比下累积应变随循环次数的发展曲线
如图6，可以看出，相同循环应力比下，超固结比越大，累积应变越小，超固结比对累积应变的发展具有明显的影响.
图6 不同超固结比下累积应变与循环次数关系曲线
从图6还可以看出不同加载条件下的累积应变发展呈现出典型的指数关系，关于
循环荷载作用下超固结软黏土累积应变计算问题目前多采用的是Monismith
[13-14]（1975）提出的指学模型：
对（1）式两边同时取对数有：
式（2）中C
OCR为与OCR有关的变量，m为常数，η为循环应力比CSR，b为与OCR有关的变量.
将图6（a）（b）分别用双对数曲线对应表示为图7（a）（b）如下.
图7 累积应变与循环次数双对数曲线
图7 中累积应变ε
p与循环次数N的双对数曲线呈现出较好的线性关系，其中图7（b）中OCR= 1.0的情况下直线短于OCR= 1.5和OCR= 2.0情况下的原因是试样在N=640时已剪破.这种线性关系恰好可以表示为（2）式的函数.对图中CSR= 0.5 和CSR= 0.7下的两组数据进行线性拟合如图8，可以求出：此时（2）式可以表示为：即：
图8 参数b与OCR的关系曲线
作出OCR=2.0时不同循环应力比下累积应变随循环次数变化曲线如图9所示.
图9 OCR=2.0时不同循环应力比下累积应变与循环次数关系
图9 中直线的截距即为等式（4）中右侧前两项之和，设此截距为H，则：将H、q
cyc/p′
0等值代入（6）式即可求出OCR= 2时m=0.195，用同样的方法可以求出OCR=1.5时m=0.212，OCR=1.0时m=0.237，最后取3种超固结比下m 的平均值0.215.
对图7中的CSR=0.5和CSR=0.7下的两组数据进行分析，求得不同超固结比下的C
OCR，如图10所示.
图10 参数C
OCR与OCR的关系曲线
可见试验的三组数据呈乘幂式
故可以得到累积应变计算公式如下：其中：
综上
为验证（9）式的可行性，作出CSR为0.3时，累积应变随循环次数变化的试验结果与计算结果对比图如图11所示，可见利用本文建立的超固结土累积应变计算公式计算出的结果与试验数据吻合较好，建立的考虑超固结比的软黏土累积应变计算模型是可行的.
图1 1 CSR=0.3时试验结果与计算结果的对比曲线
3 结论
本文利用GDS振动三轴仪对温州饱和软黏土在不同超固结比下进行了循环加载试验，研究了超固结比对温州饱和软黏土应变发展规律、应力-应变滞回曲线特征、累积应变预测方程等的影响，可以得到以下结论:
1）在相同循环应力比下，超固结软黏土的应变随超固结比的增大而减小，且随超固结比的增大，使软黏土破坏所需的循环应力比呈现出增大的趋势.
2）相同循环应力比下，由于超固结土先期承受了较大的固结压力，随着超固结比的增大，软黏土的应力-应变关系逐渐由黏弹性转变为近似弹性特征.
3）基于不同超固结比下的试验结果建立了累积应变预测方程，阐述了方程中各参数的物理意义及确定方法.
【相关文献】
[1]王常晶，陈云敏.双向循环荷载下饱和软黏土变形特性的试验研究[J].土木工程学报，2010，
43(增刊1): 573-576.
[2]刘添俊，莫海鸿.循环荷载作用下饱和软黏土的应变速率[J].华南理工大学学报，2008，36(10): 38-42.
[3]黄茂松，李进军.饱和软黏土的不排水循环累计变形特性[J].岩土工程学报，2006，28(7): 892-895.
[4]王军，蔡袁强.循环荷载作用下超固结软黏土软化孔压模型的研究[J].岩土力学，2008，
29(12):3217-3222.
[5]边学成，曾二贤，陈云敏.列车交通荷载作用下软土路基的沉降[J].岩土力学，2008，
29(11):2991-2995.
[6]陈颖平，黄博，陈云敏．循环荷载作用下软黏土不排水累积变形特性[J]．岩土工程学报，2008，30(5):764-768.
[7] Miura N, Fujikawa K, Sakai A, et al.Field measurement of settlement in Saga airport highway subjected to traffic load [J].Tsuchi-to-kiso, 1995, 43(449): 49-51.
[8] Parr G B.Some aspects of the behaviour of London clay under repeated loading[D].UK: University of Nottingham, 1972.
[9]蔡袁强，刘新峰，郭林，等.飞机荷载作用下超载预压软土地基的沉降[J].浙江大学学报，2013，47(7):1157-1163.
[10]金解放，钟海兵，吴越，等.静载荷与循环冲击作用下岩石损伤变量定义方法的选择[J].有色金
属科学与工程，2013，4(4):85-90.
[11]郭林，蔡袁强，谷川，等.循环荷载下软黏土回弹和累计变形特性[J].浙江大学学报2013，
47(12):2111-2117.
[12]郭林，蔡袁强，王军，等．循环荷载下温州结构性软黏土的应变特性研究[J].岩土工程学报，2012，34(12): 2249-2254.
[13] Monismith C L, Ogawa N, Freeme C R.Permanent deformation characteristics of subgrade soils due to repeated loading [J].Transportation Research Record, 1975, 12(16):
1-17.
[14] Li D, Selig E T.Cumulative plastic deformation for fine-grained subgrade soils
[J].Journal Soils of Geotechnical Engineering, 1996,122(12):1006-1013.。