循环荷载作用下结构性软粘土的变形和强度特性

等效振次等。若将应变转折点对应的振次定义为破坏
振次 Nf，则 ε tp 和 Nf 可用下列线性公式拟合
ε tp = A × lg Nf + B ，
(1)ห้องสมุดไป่ตู้
式中 A、B 为拟合系数。 7 组不同固结压力下的 A、B 值见表 2。
表 2 原状样在 7 组固结压力下的 A、B 参数值
Table 2 Parameters of natural soft clay under seven confining
有明显的先兆，呈突然破坏特征。
沈珠江在其结构性粘土堆砌体模型理论[12]中认
为，结构性软粘土变形发展规律与其结构的变化有关。
循环荷载作用下软粘土结构的破坏实际上是一种渐进
损伤破坏，天然粘土颗粒之间的胶结强度是不一样的，
土体内部存在胶结比较弱的面或带，如砖墙的灰缝或
岩石的节理。在循环荷载作用下，薄弱处先发生破损，
结构性对强度有很大影响。对土体的固结和静力试验
表明，当土体承受的附加应力大于其结构屈服应力时，
土体结构将发生破坏，从而引起强度变化规律的改变。
由于现场取样条件的限制，通常较难取到同一深度处
性质均一的原状软粘土，所以以往对结构性软粘土动
强度特性随固结压力变化规律的认识还不够。
针对上述问题，本文取用萧山原状软粘土在不同
structural yield stress. Otherwise, the former would be close to the latter.
Key words: cyclic loading; soft clay; structural characteristic; dynamic strain; failure criterion of strain; cyclic strength
国内外学者对砂土和饱和软粘土在循环荷载作用 下的动力特性已经做了许多研究[1~9]。在土体破坏判别 标准上，砂土液化通常按初始液化标准来判定；粘性 土则较多采用应变破坏标准[4]，亦即以达到某一规定 应变幅值作为土体破坏标准，但是该应变破坏标准并
不统一。Lee 利用两种灵敏性原状粘土进行循环三轴 试验，发现高灵敏性粘土和低灵敏性粘土在应变分别 达到 4%～6%和 2%～3%时，会形成剪切破坏面，之 后土体将发生非常大的变形，他提出以 3%的单幅应 变作为判定土体破坏的一个尺度。其他学者有时则采 用不同的应变破坏标准，如 1%，5%，10%以及 15% 等[5，6]。不同学者规定的应变幅值往往不同，但这些 破坏应变取值标准往往不能反映土体真实的破坏情 况。Lee[2]用夯实粘土以及 Yasuhara 等人[3]用 Ariake 重塑粘土进行的循环压缩试验结果也表明，采用不同 的应变破坏标准会使土体的动强度曲线有较大差别。
of Xiaoshan. Compared were the cyclic strengths defermined with three failure criteria of strain, including 5% and 10% and that
proposed by the author. There was obvious influence on cyclic strength defermined with different failure criteria of strain when
pressures
σ
' c
in cyclic tests of natural soft clay
发展缓慢，当循环荷载作用到一定次数后，出现应变
转折点，土样变形开始急剧增大，在随后很少的振次
范围内就达到破坏。Seed 等（1955）、Larew（1960）、 Sangrey（1968）、Mitchell 和 King（1977）以及 Raymond 等（1979）在对粘土进行的不排水循环荷载试验中都 观察到这种现象，土体破坏前的轴向应变均较小且没
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循环荷载作用下结构性软粘土的变形和强度特性
摘 要：采用萧山原状和重塑软粘土在不同压力下固结后进行动力试验，探讨结构性软粘土在循环荷载作用下，合适
的动应变破坏标准。文中比较了按本文提出的破坏标准与破坏应变标准取为 5%和 10%时的动强度差异，结果表明，在
就如砖墙先沿灰缝发生裂缝，裂缝之间是保持完好的
小块体或团粒，这个过程中土体的变形并不大。随着
循环荷载的持续作用，小土块逐步破裂成更小的土块
并最终导致土体结构的严重破坏，使土体产生极大的
变形。土体结构的变化伴随着应变的发展，应变曲线
上转折点的出现标志土体结构即将出现坍塌性破坏。
因此，以转折点处的应变值作为土体破坏的取值标准
Xiaoshan
环特性的了解。
1.3 动三轴试验
1 试验土样及方案
本文试验土样直径为 39.1 mm，高度为 80 mm， 重塑样按与原状样相同的干密度采用干捣法配制。试
1.1 试验土样 本文试验所用原状软粘土取自萧山已开挖至一定
深度处的软粘土。为了尽可能减少土体扰动，利用平 铲在同一深度处切取块状土样，以使试验土样具有较 好的均一性和接近原位土体的力学特性。
结构性软粘土在循环荷载作用下的破坏往往比较 突然，具有脆性破坏特征[1，10]，且土体结构破坏后将
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产生很大的变形，可能导致严重的工程事故。因此，
对于循环荷载作用下的结构性饱和软粘土，要进行强
度和稳定性分析，首先要确定一个合适的应变破坏标
准，以便在土体破坏之前就能采取相应的防治措施。
另一方面，近年来对结构性粘土的研究发现土体
覆有效压力，后者则是土体结构是否严重破坏的分界
点。本文涉及的萧山结构性软粘土的 σ v0 和 σ vy 分别为 80 kPa 和 160 kPa（关于 σ v0 和 σ vy 的确定方法见文献 [11]）。
重塑软粘土压缩曲线呈一条直线，没有明显的应
变随振次变化关系 图 3（a）~（g）是萧山原状软粘土在各固结压力 下的轴向峰－峰双幅应变随振次增加的发展变化过 程。由图中可以看出，土样在承受动荷载初期,动应变
原状软粘土的压缩曲线上存在着两个明显的应力
转折点（见图 1（b））：先期固结压力σ v0 和结构屈服 应力 σ vy 。σ v0 和 σ vy 是结构性软粘土的两个关键应力 值，前者是土体在历史沉积过程中曾经受到的最大上
2 软粘土在循环荷载作用下的破坏应 变
2.1 原状样在不同固结压力和动应力作用下的动应
pressures
固结压
力/kPa
25
50
80
100 160 240 300
A 拟合
系数 B
-0.865 4.418
-0.864 4.447
-0.847 4.525
-0.750 3.891
-0.523 2.807
-0.524 2.826
-0.533 2.837
研究表 2 数据可以发现，原状样的拟合系数变化 可分为 3 个阶段：当 σ c′ ≤ 80 kPa 时，A、B 值较为接 近，可用一平均值表示为 A = −0.859 ，B = 4.463 ；当 σ c′ ≥ 160 kPa 时，A、B 值也较接近，同样可用一平 均 值 表 示 为 A = −0.527 ， B = 2.823 。 对 于 80 < σ c′ < 160 kPa 的情况，A、B 值可近似按线性插 值来取，误差范围在 4.2%以内。因此，萧山原状软粘 土在不同固结压力下的 ε tp − Nf 关系式如下
0前 言
软粘土是软弱粘性土的简称，包括淤泥、淤泥质 土等，一般具有高含水率、大孔隙比、低强度、触变 性和结构性等特点。我国沿海地区及部分内陆城市广 泛分布着深厚软粘土层，近年来在这些地区兴建了大 量的高层建筑、高速公路、高速铁路、机场跑道和码 头等建、构筑物，这些设施建成之后经常受到动力循 环荷载作用，其变形、强度和稳定问题成为人们关注 的重点。为了保证这些建、构筑物的安全和稳定，研 究饱和软粘土在循环荷载作用下的动应变和动强度变 化规律就显得十分重要。
固结状态下进行循环三轴试验，分析了不同固结压力
下土体变形规律，着重探讨了循环荷载作用下软粘土
图 1 萧山原状和重塑软粘土压缩曲线
应变破坏取值标准，并在此基础上分析了动强度随固
Fig. 1 Compression curves of natural and remolded soft clay of
结压力变化的规律，以求加深对结构性饱和软粘土循
为研究固结压力和土结构性对软粘土动力特性的 影响，以压缩试验测定的萧山原状软粘土先期固结压 力 σ v0 和结构屈服应力 σ vy 做为分界点，在 7 组固结压 力下（分别为 25，50，80，100，160，240 kPa 和 300 kPa，见图 2）对原状土进行了动力试验。同时还用重 塑土进行了四组对比试验，固结压力 σ c′ 分别为 25， 80，160 kPa 和 300 kPa。
strength was obtained. The confining pressure had an important influence on the cyclic strength of structural soft clay. The
cyclic strength of natural soft clay was higher than that of remolded soft clay when confining pressure was smaller than the
破坏振次较小时，本文提出的应变破坏标准更为合理；随着振次的增大，不同应变标准下的动强度差异性逐渐减小并
趋于同一个稳定值——土体的最小动强度。固结压力对结构性软土动强度的影响较大，当固结压力小于土体结构屈服