飽和黃土液化后強度與變形特性的試驗研究

師偉雄， 張子東， 高和新， 涂國祥， 張曉超

(1.中鐵二院西北勘察設計有限責任公司,甘肅 蘭州 730000;2.成都理工大學 環境與土木工程學院，四川 成都 610059；3.成都理工大學 地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059)

飽和黃土液化后強度與變形特性的試驗研究

師偉雄1， 張子東2， 高和新2， 涂國祥3， 張曉超3

(1.中鐵二院西北勘察設計有限責任公司,甘肅 蘭州 730000;2.成都理工大學 環境與土木工程學院，四川 成都 610059；3.成都理工大學 地質災害防治與地質環境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059)

采用MTS810動三軸試驗儀,用二氧化碳+脫氣水循環滲流法對重塑黃土進行飽和，進行了一系列對石碑塬滑坡區飽和黃土液化后變形特性試驗。考慮干密度和初始有效圍壓對黃土液化后變形特性的影響，將液化與未液化黃土在單調靜荷載作用下的應力-應變曲線進行對比。實驗結果表明：利用二氧化碳+脫氣水循環滲流法可以使重塑黃土飽和取得較好的效果；飽和石碑塬黃土具有明顯的液化特征，在強震作用下發生液化，液化后強度大大衰減，應力-應變曲線呈弱硬化型，分為兩個階段；干密度和初始有效圍壓對液化后黃土的強度有一定影響，初始有效圍壓與不排水強度呈擬合度較高的線性關系，初始有效圍壓越高，液化后不排水強度越大。

石碑塬黃土; 飽和方法; 室內試驗; 液化后變形; 液化后強度

0 引言

黃土廣泛分布于中國西北地區，由于該地區的地下水位相對較深，長期以來黃土的液化特性并未被人們所認識。直到1982年S.Prakash等[1]首次提出黃土液化問題以后，黃土發生液化破壞才得到廣泛的認可。之后王蘭民等[2]對黃土液化進行一系列的研究后提出了判定黃土液化的標準。

我國黃土地區大多都處于高烈度地震區。由統計數據可知，太原、西安、蘭州等黃土地區近年來的城市地下水位普遍有所上升，隨著農業灌溉條件的逐漸好轉和城市擴張，這些地區的飽和黃土和高含水量黃土的分布范圍逐漸增加。若發生一定震級的地震，黃土產生液化的可能性較大[3]，而以粉粒為主的顆粒組成使得其性質具有“類砂”和“類黏土”的特點，所謂“類砂”就是黃土能夠發生液化[4]。

國內外學者從液化方法、影響因素、判別標準及液化機制等不同角度研究了黃土液化現象[5-7]，取得了有益的研究成果。然而，幾乎所有的研究僅在黃土液化方面，對黃土液化后強度與變形特性的研究相對甚少。對比砂土、粉土液化以后發生的變形研究發現：地震作用使得部分土體發生液化，再在靜剪應力的作用下發生大的變形，進而發生較大位移的變形甚至滑坡，引發更大的自然災害[8]。對1920年海原大地震黃土滑坡的調查和研究表明，飽和黃土或高含水率黃土在地震作用下會發生液化，其中石碑塬滑坡(移)是地震誘發黃土液化的典型代表[9]。因此有必要通過室內試驗揭示飽和黃土液化后的強度與變形規律。

石碑塬滑坡位于寧夏固原境內的清水河四級階地上，由1920年海原8.5級大地震誘發，該地震震中烈度為Ⅻ度。石碑塬距震中70～90 km，烈度為Ⅹ度。滑移區總體走向為N20° W，沿走向長為6 km，寬為1.2～1.8 km，面積約為9 km2。本區的地層情況自上而下依次為：晚更新世馬蘭黃土Q3(0～25 m)，中更新世離石黃土Q2。馬蘭黃土具有較高的液化勢和流態破壞勢，在強震作用下孔隙水壓力的累積增長導致飽和黃土發生液化流滑[9]。取樣點位置及石碑塬滑坡全貌如圖1所示。

圖1 取樣點位置和石碑塬滑坡全貌圖[10]Fig.1 Location of sampling points and an overall view of the Shibeiyuan landslide

1 試驗的材料與方法

1.1 試樣制備

試樣采用石碑塬滑坡滑移區重塑黃土樣,其基本性質如表1。制備過程按照《土工試驗方法標準》(GB/T50123—1999)進行，樣品規格為直徑50 mm、高度100 mm。采用擊實成型法，在制樣模具中分4次擊實，根據干密度和含水率的大小確定每層重量，由重量確定每層擊數，擊數范圍為3～5擊。為保證上下接觸良好，需對接觸面充分刮毛，試驗之前測其實際高度與直徑。

表 1 試驗黃土的基本物理性質指標

1.2 試驗方法

試驗設備主要采用美國MTS公司生產的MTS 810程控伺服土動三軸試驗機。液化之前先對試樣進行飽和與固結。對于黃土的飽和方法，前人通常采用脫氣水位循環差法，可在1 h左右使原狀黃土的飽和度達到規范要求的80%以上[11]；孫海妹等[12]認為對初始飽和度較低的原狀黃土可以采用反壓飽和法或抽氣飽和法使孔壓系數B值達到0.95以上。由于黃土結構的特殊性及其敏感的水理特性，通常是大中孔隙被水充填，微小孔隙水很難進入，導致黃土飽和過程較砂土、粉土困難。現行的飽和方法主要矛盾是飽和度與飽和時間，在較短時間內很難達到理想的飽和度，且不損傷試樣結構。本次試驗采用二氧化碳+脫氣水循環滲流法，利用二氧化碳密度較空氣大和易溶于水的性質，就通氣時長、通水時長等對黃土孔壓系數B值的影響規律進行探討。首先對試樣施加20 kPa圍壓，讓二氧化碳從試樣下部向上部流動，通過觀察氣泡數目確定通氣速率，持續一定時間后從下至上通入脫氣水不斷循環。試驗結果如圖2所示。

圖2(a)為通水時長為4 h時通氣時長與B值的關系曲線圖。由圖可知，通氣時間對B值影響較大：當通氣時長小于3 h時，B值隨通氣時長的增加近似呈線性提高，是小微孔隙中空氣被置換排除試樣外的過程；當超過3 h后，B值隨通氣時長上下波動，大部分孔隙被二氧化碳置換，只有極少部分微孔隙未置換，且隨著二氧化碳不斷的通入，試樣顆粒骨架受損，部分孔隙連同為一體，降低了氣體置換率，B值出現上下波動現象；3.5 h之后，B值大部分落在紅線(B≥0.95線)及其之上，此時通氣時長不再是主要影響因素。因此其最佳值為3.5 h。

圖2 通氣時長、通水時長與B值關系曲線Fig.2 Relationship between ventilation period, water period and B value

圖2(b)是通氣時長為4 h時通水時長與B值關系曲線圖。發現通水時長-B值關系曲線和通氣時長-B值關系曲線形態相似。通水時長小于4 h時，B值隨通水時長的增加不斷提高；4 h之后通水時長對B值影響不大，B值都落在紅線及其之上，主要是由于此時試樣孔隙中的二氧化碳幾乎全部溶解，導致通水時間不再是主要因素。若繼續通水會使得可溶鹽不斷溶解，試樣潰散而產生較大變形，因此通水時長最佳值為4 h。

利用二氧化碳+脫氣水循環滲流法對15個黃

土試樣進行飽和，其中通氣時長分別為3.5和4 h，通水時長分別為4和4.5 h。表2是不同通水、通氣時長-B值的統計表。可以看出：有3組試樣的B值沒有達到0.95，這可能是試驗時通氣速率的變化所致；試驗合格率為80%，成功率相對較高。認為通氣時長最佳為3.5～4 h，通水時長最佳為4～4.5 h。

試樣在等壓固結條件下(固結比為1)固結完成后，在不排水條件下施加振動頻率為1 Hz、動應力為60 kPa的正弦波。根據王蘭民提出的等壓固結黃土液化判別標準：一是孔壓比≥0. 7;二是累積應變≥3%，且孔壓比≥0.2，這兩個標準哪一個先達到就采用哪一個[13]。本次試驗認為當累積應變=3 %時發生液化，此時孔壓比都≥0.7。試樣充分液化，在不排水條件下以0.34 mm/min的應變速率控制試樣的變形直至其完全破壞，試驗數據由計算機自動采集并生成相應的數據文件。整個加載過程如圖3所示。

表 2 不同通水、通氣時長-B值統計表

圖3 動加載及靜加載過程Fig.3 Process of dynamic loading and static loading

2 試驗結果及分析

圖4 飽和黃土液化、未液化的應力-應變曲線Fig.4 Post-liquefaction and non-liquefaction strain-stress curves of saturated loess

非液化飽和黃土在單調靜荷載作用下應力-應變曲線呈強軟化型，可分為3個階段：應力隨應變增大段、應力隨應變減小段和應力隨應變增加基本不變段。破壞前應力-應變曲線為直線，應變小，土體內部結構發揮作用，抵抗外部荷載；達到峰值強度時，原始結構破壞，顆粒骨架承受外荷載能力減弱；峰值后強度出現軟化，顆粒間重組開始，向穩定狀態過渡，處于較為穩定的平衡狀態時強度保持不變即為殘余強度。不排水強度Su與殘余強度接近，雖然應力路徑不同，但最終的平衡狀態對應的強度幾乎相等[圖4(d)]。由于實驗儀器及操作方法等原因，不排水強度Su與殘余強度之間仍存在一定的差值。

2.1 不同干密度的影響

由圖5可知干密度對液化后不排水強度Su有一定影響，但曲線的變化階段及趨勢不會隨著干密度的變化而改變，其仍有兩個階段，對每一階段的劃分區間及所對應的應變值幾乎沒有發生變化。隨著干密度增大，不排水強度Su也增加，因為隨著干密度的增大，土體發生液化后土顆粒之間的聯結點數目相對較多，剩余的抗剪強度相對較大，土顆粒骨架較為密實，整體性較強，土體恢復強度的能力越大，從而使試樣整體聯結力增強，所以液化后土體的不排水強度增大；對第一階段的切線模量影響較小，變化不大。由圖6可發現其具有較好的線性關系，擬合曲線表現的線性關系如式(1)。干密度對液化后飽和黃土的應力-應變曲線有一定的影響，對液化后不排水強度Su有較大影響，其值隨干密度增加而變大；相對不同固結圍壓條件下，干密度對強度影響較固結圍壓的影響小，變化幅度小。

圖時液化后應力-應變 關系曲線Fig.5 Post-liquefaction stress-strain curves when

圖6 液化后不排水強度與干密度關系曲線Fig.6 Relationship between undrained strength and drying density after liquefaction

圖7 ρd=1.3、1.4 g/cm3時液化后應力-應變 關系曲線Fig.7 Post-liquefaction stress-strain curves when ρd=1.3 g/cm3 and ρd=1.4 g /cm3

圖8 液化后不排水強度與圍壓關系曲線 Fig.8 Relationship between undrained strength and confining pressure after liquefaction

圖9 C值與干密度關系曲線Fig.9 Relationship between C value and drying density

(1)

式中:C值用干密度來表征。

圖9是C值與干密度ρd之間的關系曲線。也對其進行擬合，可以看出C與干密度之間也有較好的相關性，相關性系數為0.997，C可以表示為：

(2)

(3)

3 結論

通過對石碑塬滑坡區飽和重塑黃土液化后的靜力加載試驗研究，得到如下結論：

(1) 對于重塑黃土，可以采用二氧化碳+脫氣水循環滲流法使孔壓系數B值達到0.95以上，通氣時長與通水時長對B值有一定的影響，最佳通氣時段為3.5～4 h，最佳通水時段為4～4.5 h。

(2) 飽和石碑塬黃土具有明顯的液化特征，在強震作用下發生液化后其強度大大衰減，應力-應變曲線呈弱硬化型，分為兩個階段：強度恢復段和強度穩定段。未液化飽黃土應力-應變曲線呈強軟化型，土體最終處于一種較為穩定的平衡狀態。

(3) 在同一初始有效圍壓下，液化后不排水強度Su隨干密度ρd增大而增加，相同的干密度ρd之下，初始有效圍壓越大，液化后顆粒重新組合的能力越強，強度恢復能力越強，Su與初始有效圍壓間有較高的相關性，并提出了不排水強度與干密度、初始有效圍壓之間的關系式。

目前對黃土液化后強度與變形特性的研究資料較少，通過室內試驗所取得的研究成果還需進一步的驗證與深入研究。

References)

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Experimental Study on the Post-liquefaction Strength and Deformation Behavior of Saturated Loess

SHI Wei-xiong1, ZHANG Zi-dong2, GAO He-xin2, TU Guo-xiang3, ZHANG Xiao-chao3

(1.CREEC(Northwest)SurveyandDesignCo.LTD,Lanzhou730000,Gansu,China; 2.CollegeofEnvironmentalandCivilEngineering,ChengduUniversityofTechnology,Chengdu610059,Sichuan,China; 3.StateKeyLaboratoryofGeohazardPreventionandGeoenvironmentProtection,ChengduUniversityofTechnology,Chengdu610059,Sichuan,China)

A series of tests are performed to explore the post-liquefaction deformation characteristics of saturated loess in the Shibeiyuan tableland area. In addition, we compare the stress-strain curves of liquefied loess with those of non-liquefied ones under monotonic static load using the MTS810 dynamic triaxial testing apparatus. We also discuss the influence of drying density and initial effective confining pressure on the post-liquefaction deformation characteristics of loess. The experimental results show that the ventilation period and water period greatly influence the pore pressure coefficient (Bvalue). The saturated loess in the Shibeiyuan tableland has obvious liquefaction characteristics; it is easily liquefied under strong earthquakes, and its strength is greatly decreased after liquefaction. The stress-strain curve of saturated loess after liquefaction under monotonic static loads changes into the weak hardening type in two stages: strength recovery and stable strength. The drying density and initial effective confining pressure have a certain effect on the strength of liquefied loess. There is a linear positive relationship with good fitting between the initial effective confining pressure and undrained strength after liquefaction.

loess in Shibeiyuan tableland; saturation method; indoor test; post-liquefaction deformation; post-liquefaction strength

2015-08-30 基金項目：中國地調局項目(1212011140005)；國家重點基礎研究發展計劃項目(2014CB744703)

師偉雄(1994-)，男，甘肅會寧人，本科生，研究方向：地質工程。E-mail: 1248871740@qq.com。

TU435； TU41

A

1000-0844(2016)06-0922-07

10.3969/j.issn.1000-0844.2016.06.0922