干湿循环次数对粉质黏土动力特性的影响研究与预测

陈 勇 赵 强 Dave Chan

(1.三峡大学 三峡库区地质灾害教育部重点实验室,湖北 宜昌 443002;2.三峡大学 防灾减灾湖北省重点实验室,湖北 宜昌 3443002)

土的动力特性直接关系着长期循环荷载作用下基础或边坡的变形和稳定性.近年来,已有很多国内外学者结合工程背景针对黏土开展了一系列的动力特性研究,先后分析了围压、加荷次数、排水条件、振动条件、动应力比等控制因素对累积变形、土体强度、阻尼比等动力特性的影响,建立了累积塑性应变方程,取得了丰硕的研究成果[1-4].事实上,长期服役条件下,岩土结构不但可能承受循环荷载的作用,也必然直接遭受自然环境变化的影响(如降雨-蒸发交替作用、浸水-脱水周期作用).研究发现,周期性的干湿循环导致土体长期强度和变形模量明显降低,且在第一次干湿循环后的衰减最大[5-6];干湿循环引起的裂隙发育还会导致土的渗透性[7]、压缩性[8]逐渐增大,且在5～7次干湿循环后趋于稳定;土体的持水性能[9]、应力应变关系[10]均发生不可逆变化.

动力条件和水力环境变化的叠加作用效应,对岩土结构的损伤和破坏是绝对不容忽视的.如:基于清江隔河岩水库地震监测网数据及多年滑坡监测数据,发现库区的墓坪滑坡就是在水库蓄水多次诱发微震叠加库水位周期性变动的共同作用下发生复活[11];2012年6月28日,金沙江白鹤滩水电站坝址近场区9条沟暴发了泥石流,其诱发原因也是强地震、干湿循环变化气候的耦合作用[12].有关土体经历干湿循环后的动力特性研究,成果相对较少.刘文化针对反复干湿循环下的粉质粘土进行了动三轴试验研究,探讨了干湿循环对累积塑性应变发展规律和动强度特性的影响,且由于风干土样内部基质吸力极大,造成土样在干湿循环过程中不可逆体积收缩量与土体内部微裂隙的开展程度相比,前者对土体强度影响更大,从而导致累积塑性应变小于原始试样,且干湿循环后土体的临界循环动应力以及动强度明显增大[13].然而,目前尚没有土体动力特性随干湿循环次数变化规律的报道,也没有建立干湿循环与动荷载耦合作用下土体动力特性参数的变化规律以及动应变发展的预测模型.

本文以库水位周期性涨落为研究背景,通过室内的“干湿循环”过程模拟土样承受的“浸水-脱水”作用,以库区频发微震为动力条件,采用电液伺服动三轴试验系统模拟不同的振动条件,开展干湿循环作用对土体动力学特性的影响研究和预测,为库区微震作用下涉水边坡的变形发展预测提供理论依据和技术支撑.

1 试验设备与试验方案

1.1 试验设备

试验设备采用SDT-10微机控制电液伺服土动三轴试验系统,能够进行单向激振和双向激振,可以采集动孔压、轴向位移、轴向压力等数据,并运用等体积测量原理解决了三轴试验中施加轴向作用对围压的影响问题,通过特殊连接装置,消除在轴向活塞运动过程中引起的围压波动变化而产生的实验误差.

1.2 试样制备

试验中所用的黏土取自三峡库区巴东段某滑坡前缘公路开挖处,呈黄褐色,取样深度约15m.对土样进行基本物理性质试验,测得参数见表1,颗粒级配曲线如图1所示.

表1 滑坡土基本物理参数

图1 土样的颗粒级配曲线

颗粒级配分析发现土样粒径在1 mm以下的含量接近94.54%,小于0.075 mm的含量约为82%,细粒成分含量高,根据《土工试验规程(SL 237-1999)》确定土样为粉质粘土.土样风干木锤碾碎后过2 mm筛,根据初始含水率和天然密度,采用分层击实法制备三轴试样,试样尺寸Φ61.8 mm×120 mm.试样进行真空吸水饱和后,含水率达到28.47%,饱和度94%.

1.3 试验方案

研究通过室内多次“脱湿-浸水”步骤以模拟自然环境下土体的干湿循环过程:将饱和击实样置入电热鼓风恒温干燥箱内烘烤以模拟蒸发脱湿作用,温度设为35℃,时间8 h,试样含水率变化幅值约为10%;再置于蒸馏水中浸泡以模拟雨水浸润作用,两个步骤作为一个干湿循环过程.为分析干湿循环次数的影响,试验所用试样在分别经历0、1、3、6次“脱湿-浸水”过程后进行了动三轴剪切试验,干湿循环过程中孔隙比及饱和度变化见表2,在经历干湿循环再达到饱和状态时,试样出现体积收缩.

将干湿循环后试样安装至动三轴系统,并逐步增大围压至300 k Pa并固结稳定,然后关闭排水阀门,并施加循环轴向动荷载,荷载波形采用频率为1 Hz的正弦波,轴向循环动应力σd加卸载的范围为±150 k Pa.本试验设定试样怕破坏指标为累积塑性应变达 到5%.

表2 土样干湿循环过程中孔隙比及饱和度变化记录表

土体在受迫振动过程中,加载路径与卸载路径时呈现不同的变形特性,形成了环状滞回圈.如图2为应力-应变滞回曲线,其中峰值对应的应变和偏应力分别为最大动应变εNmax和最大偏应力qmax;其谷值即对应塑性应变εNmin和最小偏应力qmin;则εNmaxεNmin为弹性变形,动弹模EN=(qmax-qmin)/(εNmaxεNmin).qmax与qmin的绝对值大小与振幅σd相等.

图2 应力-应变滞回圈示意图

2 试验结果及分析

2.1 干湿循环对累计塑性应变发展规律的影响

2.1.1 累积塑性应变-振次关系曲线及分析

土体被压缩后会产生不可恢复的塑性变形,随着动力荷载作用次数N的增加累积塑性变形εs不断增大.干湿循环影响土体内部结构和动应变的发展规律,图3所示为经历不同干湿循环次数后土样的累计塑性应变与动力加载次数关系曲线.可以看出:1)在上述应力状态和振动条件下,累积塑性应变最终值均＜5%且为曲线形态,各试样的累积塑性应变曲线均呈现稳定型;2)各试样累计塑性应变最终稳定值随试样的干湿循环次数n逐渐增大,本研究采用烘箱35°烘干的方法与刘文化[13]等自然风干的方法相比,含水率下降幅度仅约10%,土体最大内部基质吸力仅约300 kPa,形成的不可逆体积收缩量较小,在振动过程中塑性变形发展相对较快,最终稳定值相对较大.3)当N＞5000之后,累计塑性应变略有增长并趋于稳定.

为方便观察累计塑性应变发展规律,将图3(a)的加载次数N采用对数坐标表示,如图3(b)所示,累计塑性应变曲线呈S型,明显可以看出:干湿循环对初期阶段的累计塑性应变影响不大;而在快速增长阶段累计塑性应变受干湿循环次数的影响逐渐显现,各试样应变曲线之间距离逐渐拉大;进入后期阶段后累计塑性应变增长速率变缓曲线开始向右弯曲并有趋于水平的趋势.

图3 各试样εs-lg N关系曲线

2.1.2 累积塑性应变模型改进

生态学中种群增长模型用来描述种群数量在一定条件下随时间的发展规律.在食物匮乏、空间有限、斗争激烈的条件下种群数量呈S型增长模式,表达式为:M=a/(1+eb-ct),其中M为种群数量,a为种群数上限,e为自然数,b、c为参数,t为时间.

将种群增长模型进行改进得到在不同干湿循环次数下累积塑性应变εs关于lg N的模型,即

S型曲线表达式为:

其中,Gs为比重,h、i、j为拟合参数.

干湿循环次数n=0、1、3的数据代入上述模型得到参数见表3,从表中可以得到干湿循环次数n对参数h、i、j的影响,即:h=-0.945/(1+0.623n)+4.399,i=1.459/(1+0.501n)+3.843,j=0.243/(1+0.203n)+1.601然后将n=6、12、18分别代入上述三式后得到干湿循环6、12、18次对应的参数h、i、j(见表3),最后将其代入改进模型得到干湿循环6、12、18次的预测εs-lg N关系.

表3 不同干湿循环次数下变形预测模型拟合参数

干湿循环6、12、18次条件下土体的εs-lg N关系预测曲线,如图4所示.可知:1)干湿循环6次预测值略大于实际值,但两曲线差值较小,整体上改进的种群增长模型能较好的预测累积应变εs随lg N变化的发展趋势.2)预测发现,经历12、18次干湿循环后土样的动应变发展与6次循环的差距不大,说明在干湿循环次数达到6次以后,其对土体内部结构和动应变的影响,基本可以忽略.

图4 不同干湿循环次数作用下εs-lg N的预测曲线

2.2 干湿循环对土样残余孔压比演化规律的影响

2.2.1 残余孔压比与振次比关系曲线及分析

等压固结完成后,施加循环轴向动荷载时关闭了排水阀门,在动荷载作用下,土体内部孔隙水无法排出,必将产生孔隙水压力.为了方便对比研究残余孔压uc随振动次数的变化规律,现对孔压进行归一化处理,定义残余孔压比R=uc/σ3,σ3为固结阶段的有效围压.定义振次比N/N1,其中N1为试验停止时振动次数.

图5为不同干湿循环次数下土体残余孔压比随振次比N/N1发展曲线,从图中明显可以看出:1)残余孔压比R随振次比N/N1的增大而增大.在N/N1＜0.4阶段内,R呈现出较快增长的趋势,且随着N/N1的增大增长速率逐渐变缓,曲线缓慢向右弯曲;当N/N1＞0.4后,R达到稳定,曲线趋于水平.2)当N/N1相同时,经历干湿循环次数越多的土样,残余孔压比越小,残余孔压比之间差值随干湿循环次数的增加而减小.

图5 不同干湿循环次数下R-N/N 1曲线

2.2.2 残余孔压比模型改进及比较

根据图5中R-N/N1曲线形态特征选取张建民A型改进模型uc/σ3'=a(1-e-bN/N1)[14]进行模型修正,得到不同干湿循环次数下残余孔压比预测模型,由于累积塑性应变均小于5%试样未达到破坏标准,故取Nf=N1.

在数学优化分析软件中对图4中R-N/N1曲线进行拟合,可以得到拟合参数a、b在不同干湿循环次数下的拟合值.将拟合的参数a、b整理成表4,从表中可以得到干湿循环次数n对参数a、b的影响,即:a=0.104/(1+0.571n)+0.260,b=0.852/(1+30.222n)+5.663然后将n=6、12、18代入修正后的模型中得到干湿循环6、12、18次对应的参数a、b(见表4).

表4 不同干湿循环次数下模型拟合参数

图6为干湿循环6、12、18次条件下R-N/N1实际曲线与模型预测曲线对比图,明显可以看出:

1)图6中干湿循环6次预测曲线与实际曲拟合度很高.在0＜N/N1＜0.4阶段内预测值略大于实际值,两者差值先增大后减小;0.4＜N/N1＜1阶段内预测曲线在实际曲线上方,预测值与实际值之间差值在逐渐增大.预测的干湿循环6次、12次、18次曲线之间差值,随着干湿循环次数的增加而减小,而且干湿循环12次与18次的曲线接近重合,印证了干湿循环对试样作用效果逐渐减弱的结论.

2)修正后的张建民A型改进模型能很好地拟合多次干湿循环残余孔压比随振次比的发展规律.

图6 修正后的张建民A型改进模型预测曲线

2.3 干湿循环对动弹性模量发展规律的影响

动弹性模量是土体在动态荷载作用下弹性性质的土动力学特性参数描述,其值的大小能反映土体承受动载影响性能.

图7为不同干湿循环次数下弹性模量Ed与lg N关系曲线,从图中明显可以看出:1)在弹性模量Ed随lg N快速下降,当振动次数达到1 000次后基本稳定状态;2)随着土样经历干湿循环次数的增多,其弹性模量的初始值呈现明显的降低,但降低的趋势和幅度随干湿循环次数而逐渐减小;3)土样最终变形稳定后,弹性模量的数值基本相同,说明在本研究的应力状态下,干湿循环对最终弹性模量的影响很小.

图7 动弹性模量发展规律

3 结论与建议

本文通过对经历不同干湿循环次数后的粉质黏土试样进行了不排水动三轴剪切试验.初步结论与建议如下:1)由于动应力水平较小,累积塑性应变曲线均呈现稳定型,且累计塑性应变最终稳定值随干湿循环次数的增大而增大.2)当加载次数N采用对数坐标后改进的种群增长模型能很好预测6次、12次、18次εs-lg N曲线.3)修正后的张建民A型改进模型能很好预测干湿循环6次、12次、18次的孔压发展曲线.4)弹性模量Ed随lg N先快速下降,振次达到一定次数后趋于稳定,且经历干湿循环次数越多弹性模量最终稳定值越小.

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