循環荷載作用下鈣質砂液化及體變特性

李 博,陳 烈,余 闖

(1. 溫州大學 建筑工程學院,浙江 溫州 325035; 2. 韌性城市生命線工程智慧防護應急技術重點實驗室,浙江 溫州 325035)

0 引言

鈣質砂是一種由海洋生物骨架殘骸經物理、生物及化學作用后形成的土,性質類似于砂土,主要成分是碳酸鈣,含量可達到90%以上。鈣質砂廣泛分布于南北回歸線之間的熱帶太平洋,印度洋和大西洋海域。鈣質砂具有形狀不規則、多孔隙、易破碎和摩擦角大等特點[1]。由于成因不同,鈣質砂的物理力學性質與陸源石英砂存在較大差異。吹填島礁工程施工難度大,經濟成本高,因此島礁地基防抗震減災問題是工程界重點關注的問題之一。我國南海地處太平洋西部海域,是世界三大地震帶之一,為地震多發區域。地震所引起的自然災害對人民的生命和財產安全帶來了嚴重的危害。

從1993 年關島地震[2]、2006 年夏威夷地震[3]、2010 年海地地震[4]的震害資料來看,鈣質砂在地震過程中會發生液化,會造成建筑物嚴重的破壞。鈣質砂主要成分與常見的石英砂不同,由碳酸鈣構成,同時結構上具有多孔隙易破碎等特點,使其具有獨特的動力學特性[5]。其中鈣質砂在循環荷載下的孔隙水壓力特征,是研究其動力特性的關鍵。針對這一問題,王桂萱等[6]對砂質土展開研究,建立了砂質土的孔壓上升模型;王艷麗等[7]發現顆粒性土體的孔隙水壓力增長速率與所施加的循環應力幅值有關。雖然大量關于砂質土的孔隙水壓力研究已經展開,已經具有相對豐富的理論體系。但是針對鈣質砂這一特殊材料的孔壓特性,仍然有大量國內外學者仍不斷討論,其中虞海珍等[8]對鈣質砂的動強度展開研究,較早提出歸一化后的孔隙水壓力比與廣義剪應變之間的關系可以用雙曲線表示,SEED等[9]提出在三軸不排水條件下鈣質砂的孔壓發展模式為反正弦孔壓發展模式,高冉等[10]研究島礁鈣質砂在三軸不排水條件下,歸一化的累積孔壓u/σ′0與振次比N/Nf之間的關系也與SEED提出的理論相同。針對砂土孔隙水壓力的研究主要依托三軸循環系統,孔隙水壓力計位于試樣底部,因此只能測到試樣下部的孔隙水壓力,缺少對試樣上部孔隙水壓力的研究,所以試樣不同位置的孔壓研究仍有空白。同時由于鈣質砂物理性質的特殊,在地震、沖擊等外部動荷載作用下,砂性土體中的動孔隙水壓力累積和消散規律與石英砂也存在較大的差別;孔隙水壓力耗散引起土體體積變化規律也有所差異,常規砂土的沉降預測模型并不適用于鈣質砂地層。ISHIHARA等[11-12]建立了動孔隙水壓力的有效應力路徑模型,并較早提出可以通過體變來預測土體沉降,為液化沉降的確定提供了新的預測方法,讓鈣質砂體變規律研究有了理論支持,國內對鈣質砂沉降室內試驗分析較少。因此展開鈣質砂體變規律的研究有利于填補這一空白。

本文針對不同級配,密實度、有效圍壓、循環應力比條件下的鈣質砂,展開了一系列不排水循環剪切試驗。同時為了探究了大尺寸試樣的孔隙水壓力發展規律,實驗過程中對試樣上部及下部同時開展孔隙水壓力監測。最后為了揭示鈣質砂液化后的沉降特性,本研究對試樣液化后的體變特征進行了測量,為鈣質砂場地液化特性和沉降預測提供計算依據。

1 實驗方案

1.1 實驗儀器及材料

實驗儀器采用美國的CKC 三軸試驗系統,該系統可以針對砂土開展不同加載路徑和不同初始應力狀態下的系列試驗研究。設備如圖 1所示,試樣大小為直徑70 mm,高度145 mm,其他參數細節可參考李玉博[13]的研究。常規系統只能進行下部的孔隙水壓力監測,本研究為進一步探究實驗過程中試樣尺寸對孔隙水壓力分布的影響,還對試樣上部加裝了孔隙水壓力進行了監測,可以實現體積試樣孔壓累積和消散規律的觀察。

圖1 三軸試驗系統Fig. 1 Triaxial test system

鈣質砂試樣取自我國南海島礁,圖2為鈣質砂電鏡掃描圖像,放大倍數第一張為700倍;第二張200倍,通過圖像可更直觀地看到珊瑚砂顆粒形狀不規則,主要呈現出片狀和多角狀,且顆粒表面較為粗糙,內部含有較多孔隙。試驗所用福建砂為典型石英砂,顆粒呈圓形且表面較為光滑。將鈣質砂烘干,以粒徑0.075、0.15、0.25、0.5、1、2 mm進行篩分,配制得砂土級配曲線如圖 3 所示,參照標準砂級配,將鈣質砂分為級配良好的試樣(SW),級配不良的砂土(SP)和標準砂(FJ砂土)不同砂土試驗的的基本性質如表1所示。

圖2 試樣的電鏡掃描圖像Fig. 2 SEM photos of calcareous sand tested

圖3 鈣質砂與福建砂的級配曲線Fig. 3 Grain-size distribution curves of calcareous sand and Fujian sand表1 砂土的基本物理性質指標Table 1 Index properties of sand土體參數SWSPFJ砂土ρd,min/(g/cm3)1.2501.241.57ρd,max/(g/cm3)1.5801.491.81Gs/(g/cm3)2.7502.752.63e00.9931.050.58φ/(°)43.55039.2837.08Cu5.0402.385.07Cc1.1700.901.17 注: SW為級配良好的試樣; SP為級配不良的砂土; FJ砂土為標準砂。

試樣采用分層裝樣的方法制作。試樣直徑D=70 mm,高H=145 mm。將砂土烘干并按照級配對每層所需粒徑顆粒的質量分成五等份,進行單獨配制,將配好的砂土分層倒入模具中,各層之間進行刮毛處理,裝填過程中適當敲擊承膜筒外壁,使試樣分布均勻,保證每層試樣裝入高度相等,保證試樣的均勻性。飽和試樣時,考慮鈣質砂顆粒多棱角,且內孔隙豐富的特點,先通入 30 min 的CO2以置換土體中的空氣;然后從試樣底部通入無氣水,直至無氣泡排出來以此來保證試樣達到飽和狀態;最后進行分級反壓飽和。由于鈣質砂的多孔性,為了增加結果可靠性和可重復性,本研究要求當試樣的孔壓系數B達到 0.97以上時,可認為此時砂土已達到飽和。

1.2 試驗方案

為了進一步探究鈣質砂的特性,本文對鈣質砂展開系列三軸試驗,具體工況如表2所示。

表2 試驗方案匯總表Table 2 Summary of test schemes

考慮鈣質砂在不同密實度(Dr)、有效圍壓(σ′3)、 循環應力比(cyclic stress ratio, CSR)下鈣質砂的液化特性,其中循環應力比是指對試件循環加載時的軸向應力與2倍有效圍壓之比參照式(1):

CSR=σd/2σ′3

(1)

式中σd為軸向應力。

其中有效圍壓σ′3選定為100、150、200、300 kPa,固結完成后在循環應力比 CSR 為0.2、0.3,試驗采用應力控制的正弦波加載,加載頻率為0.1 Hz。當試樣軸向應變超過5%或超孔隙水壓力達到有效圍壓的95%時,循環加載終止。在循環荷載作用后,打開排水閥,由于超孔隙水壓力耗散需要時間,讓試樣在相同的應力條件下靜置15 min,待體變裝置內液面不再變化,可以判斷超孔隙水壓力完全耗散,此時記錄體變裝置上的數據,計算得到體應變。

2 實驗結果分析

2.1 鈣質砂動力特性分析

砂土液化判定在國際上有多種標準,本文試驗在循環加載試驗中雙幅軸向應變應達到 5%[14],則認為試樣破壞。圖4中描述了試樣軸向應變達到5%時對應的循環荷載作用次數。其中循環次數越多,表明試樣抗液化能力越強。圖4(a)為級配不良試樣的軸向應變時程曲線,在循環荷載作用下,密實度較高的試樣軸向應變的增長速率低于密實度小的砂樣,達到相同的軸向應變需要經歷更多的循環周期。

圖4 鈣質砂軸向應變時程曲線Fig. 4 Axial strain time history curve of calcareous sand

試驗結果表明,不同工況下鈣質砂的抗液化能力均強于標準砂,圖4(b)給出了其中一個工況的對比曲線。由于鈣質砂表面粗糙,形狀不規則,在循環荷載作用下較石英砂更易破碎[15],隨著循環荷載次數的增加,顆粒會產生破碎,破碎后會導致試樣級配發生改變,進一步加固試樣結構,增強了試樣的抗液化性,在循環荷載作用下鈣質砂顆粒破碎主要發生在粒徑0.5～1 mm之間[16],這會導致破碎后小粒徑顆粒含量增加,同時在液化過程中試樣內部顆粒會發生重排,重排后的試樣結構趨于穩定。所以鈣質砂擁有更穩定的結構,鈣質砂的抗液化性優于標準砂。

為了進一步揭示鈣質砂在動荷載作用下液化的過程,利用滯回圈曲線的面積大小可以表示土體的能量耗散,滯回圈的變化過程也可以反映土體結構破壞的過程,也是鈣質砂抗變形能力的一種體現,實驗結果如圖5所示。FIGUEROA等[17]提出用滯回圈面積的大小來表示土單元的能量耗散。因此滯回圈面積總和可以表示鈣質砂吸收能量的總和,土樣吸收能量越大,其產生變形越明顯。

圖5 不同密實度下鈣質砂滯回曲線圖Fig. 5 Hysteresis curves of calcareous sands under different densities

實驗中滯回圈的變化大致可以分為3個階段:第一階段為試驗初始階段,試樣的應變幅值較小,滯回圈較小,擴展較慢;第二個階段為實驗中間段,隨著循環周次的增加,滯回圈的形狀發生明顯改變,面積逐漸增大,隨著振動次數的增加,應變和孔壓逐步積累,當累積到某一臨界值時,其抵抗變形的能力開始減弱,試樣會出現明顯的剪脹現象;第三個階段是實驗加載后期階段,滯回曲線的形狀趨于穩定,滯回圈面積減小,此時試樣已經失去吸收能量的能力,試樣原有的結構已經破壞。其中圖5(a)、(b)、(c)表明滯回圈面積與密實度有較大關系,密實度越大,滯回圈圈數越多,總面積越大,圈數越多,吸收能量也越多。Dr=59%的試樣滯回圈圈數明顯多于Dr=42%的試樣,所經歷的循環次數多意味著吸收能量大。隨著液化的發生,在結構失穩后,塑性變形會隨之產生,土樣抵抗變形的能力降低,最終應變幅值迅速升高,試樣破壞。

2.2 孔隙水壓力分析

超孔隙水壓是導致試樣液化的重要原因,因此本文展開對超孔隙水壓力的研究,如圖6所示,密實度越大的試樣超孔隙水壓力上升會越慢,如相同有效圍壓條件下,Dr=57%的試樣比Dr=40%的試樣需要更多的加載周期才能達到相同的孔隙水壓力。因此在鈣質砂土液化前,密實度大的試樣孔隙水壓力上升速率慢,抗液化性越強。這是由于密實度大的試樣孔隙率低,顆粒間連接更加緊密,土骨架能夠承擔更多的外力。也就是說在地震荷載來臨時,密實度較大的試樣,土骨架間的孔隙較少,顆粒間孔隙水通過的路徑少,孔隙水壓力累積速率變緩,液化過程所需時間長,能量大。與標準砂相似,鈣質砂的密實度是影響超孔隙水壓力上升速率的一個重要因素?？梢酝ㄟ^改變土體密實度來提高其抗液化能力。工程上常采用分層碾壓法、強夯法和振沖法等方法來提高鈣質砂地基密實度,從而提高地基承載力。

圖6 孔隙水壓力與密實度之間關系Fig. 6 Relationship between pore water pressure and compactness

取圍壓σ′3分別為100、150、200、300 kPa的試樣,進行孔隙水壓力上升速率與圍壓的影響探究。試驗結果如圖7所示,發現在一定的動力幅值下隨著有效圍壓的增大,孔隙水壓力上升速率也越快,液化所需周期越少。用孔壓比(ru)的上升速率來表示不同圍壓下砂土孔隙水壓力上升速率,能更直觀地反應孔隙水壓力上升速率的變化規律。其中孔壓比(ru)公式為:

圖7 下部孔隙水壓力與有效圍壓之間關系Fig. 7 Relationship between bottom pore water pressure and effective confining pressure

ru=u/σ′3

(2)

式中u為下部孔隙水壓力。

本文實驗表明鈣質砂孔隙水壓力上升速率隨有效圍壓增大而增大,高圍壓的鈣質砂試樣的抗液化能力則弱于低圍壓的鈣質砂試樣。在對膠結鈣質砂、普通硅砂、浮石和建筑垃圾顆粒的研究中都得到了相似的有效應力發展趨勢[18-21]。處理后的建筑垃圾顆粒、浮石和鈣質砂在較低循環荷載作用下就會發生破碎,性質與鈣質砂類似。VAID等[22]肯定了顆粒的多棱角的特點會提高試樣的抗液化能力,鈣質砂顆粒形狀多樣性,循環荷載作用下易破碎的特點可能是引起這種有效應力發展趨勢的原因,也是抗液化能力優于標準砂的原因。

孔隙水壓力上升速率與CSR的影響,隨著CSR的增加,孔隙水壓力上升速率加快,循環應力的增加會導致試樣的抗液化能力有所降低,如圖8所示。動荷載的增加會使試樣承受更大的應力,更大的應力會導致更多的顆粒發生破碎,試樣的級配隨之改變,孔隙水壓力的上升速率的增快,超孔隙水壓力的耗散會變得更加困難,液化從而更易發生。

圖8 下部孔隙水壓力與CSR之間關系Fig. 8 Relationship between bottom pore water pressure and CSR

為了進一步探究孔隙水壓力在動荷載作用下的變化趨勢,本文測試了上部孔隙水壓力作為對照。選取不同有效圍壓條件下,進行上下孔隙水壓力(u上)發展情況探究,結果如圖9所示,以CSR=0.2密實度相同試樣為例,發現在低圍壓狀態下試樣上下的超孔隙水壓力是傳遞存在少量延遲。

圖9 上下孔隙水壓力與圍壓之間關系Fig. 9 Relationship between upper and lower pore water pressure and confining pressure

循環荷載作用初期上下孔隙水壓力基本相同,當超孔隙水到達一定值時,開始出現壓力差,u上要大于u下,這種孔隙水壓力差直到試樣液化都存在。有效圍壓的大小對孔隙水壓力產生了影響,隨著圍壓的增大,上下孔隙水壓力差也逐漸增大,其中上部孔隙水壓力會始終大于下部。由于試樣上下孔隙水壓力存在這樣的差異,試樣上部會早于試樣下部先液化。試驗中循環荷載的施加方式是從上部開始加載,這可能是引起孔隙水壓力的傳遞是自上而下的原因,孔隙水壓力從受循環荷載作用的一端開始累積,逐漸向另一端傳遞,且受圍壓影響,圍壓越大,這種傳遞的延遲就越明顯。因此下部孔隙水壓力作為動三軸實驗中試樣整體的孔隙水壓力存在少量誤差,但對實驗整體影響較小,但是對于更大體積的試樣還需進一步研究。

2.3 循環荷載作用下體變規律

為了評估液化引起的沉降,在試驗結束后,測量了孔隙水壓力消散引起的體積變化,計算體變率,為鈣質砂沉降特性做參考。試驗結果發現密實度是主要的影響因素,隨著密實度的增大鈣質砂體變率明顯減小。同時圍壓對鈣質砂體變也有一定影響,圍壓越大體變會相減小。CHIEN等[23]的研究中采用我國西部的云林地區一種粒徑較小,均勻系數Cu為2.3～4.7,曲率系數Cc為0.60～1.42的一種黑砂,其中發現εv與Dr是一次函數關系。本文檢測了不同密實度狀態下的鈣質砂在循環荷載作用后的體變,并繪制密實度體變率圖,多次實驗擬合出密實度與體變的一次函關系式為:

εv(in%)=-aDr(in%)+b

(3)

式中a、b為試驗所得參數。

本文又采用2種不同級配的鈣質砂試樣,2種級配相同的鈣質砂和標準砂試樣進行對比試驗,也發現了相似的規律。利用同種方法擬合出鈣質砂密實度與體變率的關系如圖10所示,曲線中發現從體變角度,鈣質砂體積應變率受密實度影響較黑砂和標準砂更小,整體體積應變率較低。而不同級配鈣質砂在循環荷載作用下體變率整體相差不大,但是級配良好的試樣在循環荷載作用下體變率變化更小。級配不良試樣的體變率受密實度影響較級配良好的更大,隨密實度的增加變化降低。由此本文得出級配對地震液化引發體變時影響較小,但是級配良好土樣的體變率受密實度影響較小。PENDO等[24]在研究中發現級配不是主要影響循環荷載后鈣質砂體變的主要影響因素,與本文結論相似,因此本文認為密實度是影響鈣質砂地基液化沉降的重要因素。

圖10 2種砂樣擬合曲線圖Fig. 10 Fitting curves of two sand samples

2.4 鈣質砂液化后顆粒破碎分析

一種工況下的三軸不排水試驗后2種級配的粒度分布,如圖11所示,其他工況的結果類似。由圖11可知,0.500 mm 和 1.000 mm 粒徑的顆粒破碎量之間減少明顯,0.150 mm 和 0.075 mm 粒徑的顆粒略有增加。先前文章提出顆粒破碎有2種形式,一種是顆粒破碎形成了2個尺寸相當小顆粒的劈裂破碎,另一種是顆粒由于磨損形成了遠小于原來顆粒粒徑大小的磨損破碎。這2種破碎形式最終形成產出如圖11所示的結果。WIACEK等[25]得出結論,無論試樣中不同粒徑的顆粒如何分布,最大的壓力都施加在大顆粒上。因此,土骨架主要由較大顆粒形成, 為試樣提供試樣抵抗剪切和荷載的能力。本文試驗結果顯示顆粒破碎主要發生在0.500 mm粒徑上,在剪切實驗前后的顆粒破碎可以看到,級配不良的鈣質砂試樣的顆粒破碎多于級配良好的鈣質砂試樣。SALAMI等[26]研究發現,顆粒之間的接觸數對顆粒破碎會產生影響,較高的顆粒接觸數往往會有較好的應力分布,顆粒破碎更不易發生。而級配良好的試樣由于不均勻系數較好,顆粒間接觸數多于級配不良的試樣,因此破碎率會比級配不良的高。前面已經提到,顆粒的破碎會導致試樣內部顆粒發生重排,級配良好式樣的破碎率較高,能夠在破碎后有更穩定的結構,也使抗液化性得到提高。

圖11 三軸不排水試驗后2種級配的粒度分布Fig. 11 Particle size distribution of two gradations after triaxial undrained testing

3 結論

采用我國南海某島礁工程實際吹填珊瑚土為實驗材料,通過改進后的室內動三軸儀進行不同密實度、有效圍壓和循環應力比作用下動三軸試驗,得到主要結論如下:

1)級配不同的鈣質砂有相似的有效應力路徑和應變發展過程。密實度是主要影響因素,在加載前期密實度大的試樣應變較小,但整體發展趨勢都比較均勻。

2)在三軸不排水循環實驗中,鈣質砂的孔隙水壓力上升速率受圍壓、密實度與循環應力比影響,隨著密實度的增大孔隙水壓力上升速率降低,隨著圍壓增大,孔隙水壓力上升速率加快;隨著循環荷載值的增大,孔隙水壓力上升速率也逐漸增大。 同時試樣上下孔隙水壓力上升速率存在差異,u上大于u下,這種差異隨有效圍壓增大而增大。

3)三軸不排水實驗中,試樣上下孔隙水壓力上升速率是不同的,這種速度差主要在孔隙水壓力較大時會比較明顯。特別是液化階段孔隙水壓力出現明顯差值。試樣的密實度、圍壓以及CSR都會對上下孔隙水壓力有影響。密實度越大,圍壓越大,CSR越大的試樣上下孔隙水壓力可能產生的差值也會越大,反之則越小。

4)在循環荷載作用下,鈣質砂體變率會小于普通石英砂、黑沙等砂土。圍壓越大體變率越小,密實度越大體變率越小。體變率受密實度影響較大,密實度為主要影響因素。

5)在循環荷載作用下級配良好的鈣質砂因為含有較多大顆粒土骨架,會比級配不良的鈣質砂顆粒破碎量更大,同時級配也會影響密實度引起的體變大小。級配差的試樣在密實度變小后體變率會明顯變化,而級配較好的試樣則相對穩定。