循环荷载作用下钙质砂液化及体变特性

李 博,陈 烈,余 闯

(1. 温州大学 建筑工程学院,浙江 温州 325035; 2. 韧性城市生命线工程智慧防护应急技术重点实验室,浙江 温州 325035)

0 引言

钙质砂是一种由海洋生物骨架残骸经物理、生物及化学作用后形成的土,性质类似于砂土,主要成分是碳酸钙,含量可达到90%以上。钙质砂广泛分布于南北回归线之间的热带太平洋,印度洋和大西洋海域。钙质砂具有形状不规则、多孔隙、易破碎和摩擦角大等特点[1]。由于成因不同,钙质砂的物理力学性质与陆源石英砂存在较大差异。吹填岛礁工程施工难度大,经济成本高,因此岛礁地基防抗震减灾问题是工程界重点关注的问题之一。我国南海地处太平洋西部海域,是世界三大地震带之一,为地震多发区域。地震所引起的自然灾害对人民的生命和财产安全带来了严重的危害。

从1993 年关岛地震[2]、2006 年夏威夷地震[3]、2010 年海地地震[4]的震害资料来看,钙质砂在地震过程中会发生液化,会造成建筑物严重的破坏。钙质砂主要成分与常见的石英砂不同,由碳酸钙构成,同时结构上具有多孔隙易破碎等特点,使其具有独特的动力学特性[5]。其中钙质砂在循环荷载下的孔隙水压力特征,是研究其动力特性的关键。针对这一问题,王桂萱等[6]对砂质土展开研究,建立了砂质土的孔压上升模型;王艳丽等[7]发现颗粒性土体的孔隙水压力增长速率与所施加的循环应力幅值有关。虽然大量关于砂质土的孔隙水压力研究已经展开,已经具有相对丰富的理论体系。但是针对钙质砂这一特殊材料的孔压特性,仍然有大量国内外学者仍不断讨论,其中虞海珍等[8]对钙质砂的动强度展开研究,较早提出归一化后的孔隙水压力比与广义剪应变之间的关系可以用双曲线表示,SEED等[9]提出在三轴不排水条件下钙质砂的孔压发展模式为反正弦孔压发展模式,高冉等[10]研究岛礁钙质砂在三轴不排水条件下,归一化的累积孔压u/σ′0与振次比N/Nf之间的关系也与SEED提出的理论相同。针对砂土孔隙水压力的研究主要依托三轴循环系统,孔隙水压力计位于试样底部,因此只能测到试样下部的孔隙水压力,缺少对试样上部孔隙水压力的研究,所以试样不同位置的孔压研究仍有空白。同时由于钙质砂物理性质的特殊,在地震、冲击等外部动荷载作用下,砂性土体中的动孔隙水压力累积和消散规律与石英砂也存在较大的差别;孔隙水压力耗散引起土体体积变化规律也有所差异,常规砂土的沉降预测模型并不适用于钙质砂地层。ISHIHARA等[11-12]建立了动孔隙水压力的有效应力路径模型,并较早提出可以通过体变来预测土体沉降,为液化沉降的确定提供了新的预测方法,让钙质砂体变规律研究有了理论支持,国内对钙质砂沉降室内试验分析较少。因此展开钙质砂体变规律的研究有利于填补这一空白。

本文针对不同级配,密实度、有效围压、循环应力比条件下的钙质砂,展开了一系列不排水循环剪切试验。同时为了探究了大尺寸试样的孔隙水压力发展规律,实验过程中对试样上部及下部同时开展孔隙水压力监测。最后为了揭示钙质砂液化后的沉降特性,本研究对试样液化后的体变特征进行了测量,为钙质砂场地液化特性和沉降预测提供计算依据。

1 实验方案

1.1 实验仪器及材料

实验仪器采用美国的CKC 三轴试验系统,该系统可以针对砂土开展不同加载路径和不同初始应力状态下的系列试验研究。设备如图 1所示,试样大小为直径70 mm,高度145 mm,其他参数细节可参考李玉博[13]的研究。常规系统只能进行下部的孔隙水压力监测,本研究为进一步探究实验过程中试样尺寸对孔隙水压力分布的影响,还对试样上部加装了孔隙水压力进行了监测,可以实现体积试样孔压累积和消散规律的观察。

图1 三轴试验系统Fig. 1 Triaxial test system

钙质砂试样取自我国南海岛礁,图2为钙质砂电镜扫描图像,放大倍数第一张为700倍;第二张200倍,通过图像可更直观地看到珊瑚砂颗粒形状不规则,主要呈现出片状和多角状,且颗粒表面较为粗糙,内部含有较多孔隙。试验所用福建砂为典型石英砂,颗粒呈圆形且表面较为光滑。将钙质砂烘干,以粒径0.075、0.15、0.25、0.5、1、2 mm进行筛分,配制得砂土级配曲线如图 3 所示,参照标准砂级配,将钙质砂分为级配良好的试样(SW),级配不良的砂土(SP)和标准砂(FJ砂土)不同砂土试验的的基本性质如表1所示。

图2 试样的电镜扫描图像Fig. 2 SEM photos of calcareous sand tested

图3 钙质砂与福建砂的级配曲线Fig. 3 Grain-size distribution curves of calcareous sand and Fujian sand表1 砂土的基本物理性质指标Table 1 Index properties of sand土体参数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为级配良好的试样; SP为级配不良的砂土; FJ砂土为标准砂。

试样采用分层装样的方法制作。试样直径D=70 mm,高H=145 mm。将砂土烘干并按照级配对每层所需粒径颗粒的质量分成五等份,进行单独配制,将配好的砂土分层倒入模具中,各层之间进行刮毛处理,装填过程中适当敲击承膜筒外壁,使试样分布均匀,保证每层试样装入高度相等,保证试样的均匀性。饱和试样时,考虑钙质砂颗粒多棱角,且内孔隙丰富的特点,先通入 30 min 的CO2以置换土体中的空气;然后从试样底部通入无气水,直至无气泡排出来以此来保证试样达到饱和状态;最后进行分级反压饱和。由于钙质砂的多孔性,为了增加结果可靠性和可重复性,本研究要求当试样的孔压系数B达到 0.97以上时,可认为此时砂土已达到饱和。

1.2 试验方案

为了进一步探究钙质砂的特性,本文对钙质砂展开系列三轴试验,具体工况如表2所示。

表2 试验方案汇总表Table 2 Summary of test schemes

考虑钙质砂在不同密实度(Dr)、有效围压(σ′3)、 循环应力比(cyclic stress ratio, CSR)下钙质砂的液化特性,其中循环应力比是指对试件循环加载时的轴向应力与2倍有效围压之比参照式(1):

CSR=σd/2σ′3

(1)

式中σd为轴向应力。

其中有效围压σ′3选定为100、150、200、300 kPa,固结完成后在循环应力比 CSR 为0.2、0.3,试验采用应力控制的正弦波加载,加载频率为0.1 Hz。当试样轴向应变超过5%或超孔隙水压力达到有效围压的95%时,循环加载终止。在循环荷载作用后,打开排水阀,由于超孔隙水压力耗散需要时间,让试样在相同的应力条件下静置15 min,待体变装置内液面不再变化,可以判断超孔隙水压力完全耗散,此时记录体变装置上的数据,计算得到体应变。

2 实验结果分析

2.1 钙质砂动力特性分析

砂土液化判定在国际上有多种标准,本文试验在循环加载试验中双幅轴向应变应达到 5%[14],则认为试样破坏。图4中描述了试样轴向应变达到5%时对应的循环荷载作用次数。其中循环次数越多,表明试样抗液化能力越强。图4(a)为级配不良试样的轴向应变时程曲线,在循环荷载作用下,密实度较高的试样轴向应变的增长速率低于密实度小的砂样,达到相同的轴向应变需要经历更多的循环周期。

图4 钙质砂轴向应变时程曲线Fig. 4 Axial strain time history curve of calcareous sand

试验结果表明,不同工况下钙质砂的抗液化能力均强于标准砂,图4(b)给出了其中一个工况的对比曲线。由于钙质砂表面粗糙,形状不规则,在循环荷载作用下较石英砂更易破碎[15],随着循环荷载次数的增加,颗粒会产生破碎,破碎后会导致试样级配发生改变,进一步加固试样结构,增强了试样的抗液化性,在循环荷载作用下钙质砂颗粒破碎主要发生在粒径0.5～1 mm之间[16],这会导致破碎后小粒径颗粒含量增加,同时在液化过程中试样内部颗粒会发生重排,重排后的试样结构趋于稳定。所以钙质砂拥有更稳定的结构,钙质砂的抗液化性优于标准砂。

为了进一步揭示钙质砂在动荷载作用下液化的过程,利用滞回圈曲线的面积大小可以表示土体的能量耗散,滞回圈的变化过程也可以反映土体结构破坏的过程,也是钙质砂抗变形能力的一种体现,实验结果如图5所示。FIGUEROA等[17]提出用滞回圈面积的大小来表示土单元的能量耗散。因此滞回圈面积总和可以表示钙质砂吸收能量的总和,土样吸收能量越大,其产生变形越明显。

图5 不同密实度下钙质砂滞回曲线图Fig. 5 Hysteresis curves of calcareous sands under different densities

实验中滞回圈的变化大致可以分为3个阶段:第一阶段为试验初始阶段,试样的应变幅值较小,滞回圈较小,扩展较慢;第二个阶段为实验中间段,随着循环周次的增加,滞回圈的形状发生明显改变,面积逐渐增大,随着振动次数的增加,应变和孔压逐步积累,当累积到某一临界值时,其抵抗变形的能力开始减弱,试样会出现明显的剪胀现象;第三个阶段是实验加载后期阶段,滞回曲线的形状趋于稳定,滞回圈面积减小,此时试样已经失去吸收能量的能力,试样原有的结构已经破坏。其中图5(a)、(b)、(c)表明滞回圈面积与密实度有较大关系,密实度越大,滞回圈圈数越多,总面积越大,圈数越多,吸收能量也越多。Dr=59%的试样滞回圈圈数明显多于Dr=42%的试样,所经历的循环次数多意味着吸收能量大。随着液化的发生,在结构失稳后,塑性变形会随之产生,土样抵抗变形的能力降低,最终应变幅值迅速升高,试样破坏。

2.2 孔隙水压力分析

超孔隙水压是导致试样液化的重要原因,因此本文展开对超孔隙水压力的研究,如图6所示,密实度越大的试样超孔隙水压力上升会越慢,如相同有效围压条件下,Dr=57%的试样比Dr=40%的试样需要更多的加载周期才能达到相同的孔隙水压力。因此在钙质砂土液化前,密实度大的试样孔隙水压力上升速率慢,抗液化性越强。这是由于密实度大的试样孔隙率低,颗粒间连接更加紧密,土骨架能够承担更多的外力。也就是说在地震荷载来临时,密实度较大的试样,土骨架间的孔隙较少,颗粒间孔隙水通过的路径少,孔隙水压力累积速率变缓,液化过程所需时间长,能量大。与标准砂相似,钙质砂的密实度是影响超孔隙水压力上升速率的一个重要因素。可以通过改变土体密实度来提高其抗液化能力。工程上常采用分层碾压法、强夯法和振冲法等方法来提高钙质砂地基密实度,从而提高地基承载力。

图6 孔隙水压力与密实度之间关系Fig. 6 Relationship between pore water pressure and compactness

取围压σ′3分别为100、150、200、300 kPa的试样,进行孔隙水压力上升速率与围压的影响探究。试验结果如图7所示,发现在一定的动力幅值下随着有效围压的增大,孔隙水压力上升速率也越快,液化所需周期越少。用孔压比(ru)的上升速率来表示不同围压下砂土孔隙水压力上升速率,能更直观地反应孔隙水压力上升速率的变化规律。其中孔压比(ru)公式为:

图7 下部孔隙水压力与有效围压之间关系Fig. 7 Relationship between bottom pore water pressure and effective confining pressure

ru=u/σ′3

(2)

式中u为下部孔隙水压力。

本文实验表明钙质砂孔隙水压力上升速率随有效围压增大而增大,高围压的钙质砂试样的抗液化能力则弱于低围压的钙质砂试样。在对胶结钙质砂、普通硅砂、浮石和建筑垃圾颗粒的研究中都得到了相似的有效应力发展趋势[18-21]。处理后的建筑垃圾颗粒、浮石和钙质砂在较低循环荷载作用下就会发生破碎,性质与钙质砂类似。VAID等[22]肯定了颗粒的多棱角的特点会提高试样的抗液化能力,钙质砂颗粒形状多样性,循环荷载作用下易破碎的特点可能是引起这种有效应力发展趋势的原因,也是抗液化能力优于标准砂的原因。

孔隙水压力上升速率与CSR的影响,随着CSR的增加,孔隙水压力上升速率加快,循环应力的增加会导致试样的抗液化能力有所降低,如图8所示。动荷载的增加会使试样承受更大的应力,更大的应力会导致更多的颗粒发生破碎,试样的级配随之改变,孔隙水压力的上升速率的增快,超孔隙水压力的耗散会变得更加困难,液化从而更易发生。

图8 下部孔隙水压力与CSR之间关系Fig. 8 Relationship between bottom pore water pressure and CSR

为了进一步探究孔隙水压力在动荷载作用下的变化趋势,本文测试了上部孔隙水压力作为对照。选取不同有效围压条件下,进行上下孔隙水压力(u上)发展情况探究,结果如图9所示,以CSR=0.2密实度相同试样为例,发现在低围压状态下试样上下的超孔隙水压力是传递存在少量延迟。

图9 上下孔隙水压力与围压之间关系Fig. 9 Relationship between upper and lower pore water pressure and confining pressure

循环荷载作用初期上下孔隙水压力基本相同,当超孔隙水到达一定值时,开始出现压力差,u上要大于u下,这种孔隙水压力差直到试样液化都存在。有效围压的大小对孔隙水压力产生了影响,随着围压的增大,上下孔隙水压力差也逐渐增大,其中上部孔隙水压力会始终大于下部。由于试样上下孔隙水压力存在这样的差异,试样上部会早于试样下部先液化。试验中循环荷载的施加方式是从上部开始加载,这可能是引起孔隙水压力的传递是自上而下的原因,孔隙水压力从受循环荷载作用的一端开始累积,逐渐向另一端传递,且受围压影响,围压越大,这种传递的延迟就越明显。因此下部孔隙水压力作为动三轴实验中试样整体的孔隙水压力存在少量误差,但对实验整体影响较小,但是对于更大体积的试样还需进一步研究。

2.3 循环荷载作用下体变规律

为了评估液化引起的沉降,在试验结束后,测量了孔隙水压力消散引起的体积变化,计算体变率,为钙质砂沉降特性做参考。试验结果发现密实度是主要的影响因素,随着密实度的增大钙质砂体变率明显减小。同时围压对钙质砂体变也有一定影响,围压越大体变会相减小。CHIEN等[23]的研究中采用我国西部的云林地区一种粒径较小,均匀系数Cu为2.3～4.7,曲率系数Cc为0.60～1.42的一种黑砂,其中发现εv与Dr是一次函数关系。本文检测了不同密实度状态下的钙质砂在循环荷载作用后的体变,并绘制密实度体变率图,多次实验拟合出密实度与体变的一次函关系式为:

εv(in%)=-aDr(in%)+b

(3)

式中a、b为试验所得参数。

本文又采用2种不同级配的钙质砂试样,2种级配相同的钙质砂和标准砂试样进行对比试验,也发现了相似的规律。利用同种方法拟合出钙质砂密实度与体变率的关系如图10所示,曲线中发现从体变角度,钙质砂体积应变率受密实度影响较黑砂和标准砂更小,整体体积应变率较低。而不同级配钙质砂在循环荷载作用下体变率整体相差不大,但是级配良好的试样在循环荷载作用下体变率变化更小。级配不良试样的体变率受密实度影响较级配良好的更大,随密实度的增加变化降低。由此本文得出级配对地震液化引发体变时影响较小,但是级配良好土样的体变率受密实度影响较小。PENDO等[24]在研究中发现级配不是主要影响循环荷载后钙质砂体变的主要影响因素,与本文结论相似,因此本文认为密实度是影响钙质砂地基液化沉降的重要因素。

图10 2种砂样拟合曲线图Fig. 10 Fitting curves of two sand samples

2.4 钙质砂液化后颗粒破碎分析

一种工况下的三轴不排水试验后2种级配的粒度分布,如图11所示,其他工况的结果类似。由图11可知,0.500 mm 和 1.000 mm 粒径的颗粒破碎量之间减少明显,0.150 mm 和 0.075 mm 粒径的颗粒略有增加。先前文章提出颗粒破碎有2种形式,一种是颗粒破碎形成了2个尺寸相当小颗粒的劈裂破碎,另一种是颗粒由于磨损形成了远小于原来颗粒粒径大小的磨损破碎。这2种破碎形式最终形成产出如图11所示的结果。WIACEK等[25]得出结论,无论试样中不同粒径的颗粒如何分布,最大的压力都施加在大颗粒上。因此,土骨架主要由较大颗粒形成, 为试样提供试样抵抗剪切和荷载的能力。本文试验结果显示颗粒破碎主要发生在0.500 mm粒径上,在剪切实验前后的颗粒破碎可以看到,级配不良的钙质砂试样的颗粒破碎多于级配良好的钙质砂试样。SALAMI等[26]研究发现,颗粒之间的接触数对颗粒破碎会产生影响,较高的颗粒接触数往往会有较好的应力分布,颗粒破碎更不易发生。而级配良好的试样由于不均匀系数较好,颗粒间接触数多于级配不良的试样,因此破碎率会比级配不良的高。前面已经提到,颗粒的破碎会导致试样内部颗粒发生重排,级配良好式样的破碎率较高,能够在破碎后有更稳定的结构,也使抗液化性得到提高。

图11 三轴不排水试验后2种级配的粒度分布Fig. 11 Particle size distribution of two gradations after triaxial undrained testing

3 结论

采用我国南海某岛礁工程实际吹填珊瑚土为实验材料,通过改进后的室内动三轴仪进行不同密实度、有效围压和循环应力比作用下动三轴试验,得到主要结论如下:

1)级配不同的钙质砂有相似的有效应力路径和应变发展过程。密实度是主要影响因素,在加载前期密实度大的试样应变较小,但整体发展趋势都比较均匀。

2)在三轴不排水循环实验中,钙质砂的孔隙水压力上升速率受围压、密实度与循环应力比影响,随着密实度的增大孔隙水压力上升速率降低,随着围压增大,孔隙水压力上升速率加快;随着循环荷载值的增大,孔隙水压力上升速率也逐渐增大。 同时试样上下孔隙水压力上升速率存在差异,u上大于u下,这种差异随有效围压增大而增大。

3)三轴不排水实验中,试样上下孔隙水压力上升速率是不同的,这种速度差主要在孔隙水压力较大时会比较明显。特别是液化阶段孔隙水压力出现明显差值。试样的密实度、围压以及CSR都会对上下孔隙水压力有影响。密实度越大,围压越大,CSR越大的试样上下孔隙水压力可能产生的差值也会越大,反之则越小。

4)在循环荷载作用下,钙质砂体变率会小于普通石英砂、黑沙等砂土。围压越大体变率越小,密实度越大体变率越小。体变率受密实度影响较大,密实度为主要影响因素。

5)在循环荷载作用下级配良好的钙质砂因为含有较多大颗粒土骨架,会比级配不良的钙质砂颗粒破碎量更大,同时级配也会影响密实度引起的体变大小。级配差的试样在密实度变小后体变率会明显变化,而级配较好的试样则相对稳定。