基于扭剪試驗的細砂區域長距離流滑機制分析

張 旭， 譚維佳

(1.中建材西南勘測設計有限公司,四川 成都 610052；2.長安大學 地質工程與測繪學院，陜西 西安710054)

大量研究發現，坡度較大的砂土場地往往在地震液化后產生流動現象并隨之促成明顯的變形；而一些坡度并不大的邊坡，也能產生顯著的地表位移，有些位移甚至達到了數千米[1-2]。不斷有學者對此類破壞進行現場調查，以揭示長距離流動破壞的機理。這種地面運動可以在非常平緩的斜坡上大規模發生，即使僅有1°～5°[3]。Hidayat等[2]研究認為，造成這種長距離流滑的原因是有效應力的顯著降低，以及可能來自承壓含水層或地下斷層水的大量地下水使地表的剪切強度顯著降低。Okamura等[4]研究發現，為了將夾水層作為推動這種長距離水流滑動的唯一因素，整個區域的夾水層應該是平滑連續的，而這種假設與調查結果并非完全一致。因此，這種夾水層的概念并不能完全解釋長距離流滑的發生。Kokusho[5]的研究表明，當傾斜的低滲透層下方形成層間水時，低滲透層及其上層在保持其形狀的同時，由于重力作用會產生較大的變形。

針對砂土的研究，在典型的室內不排水剪切試驗中，即使非常松散的砂土，張力較大時砂土的強度和剛度最終也會恢復[6-7]。而結果表明，在不排水條件下，在緩坡地面不可能發生長距離流滑。然而，考慮到承壓含水層的地下水或地下斷層水的流入可能為液化層提供了充足的水分，因此允許出現顯著的膨脹現象。而這種情況顯著降低了地表的剪切力，導致即使在緩坡地面也會發生長距離的流滑[8-9]。

本研究以華東區域廣泛分布的細砂為研究對象[10]，并采用性質較為類似的豐浦砂進行流動變形性質分析，采樣砂土在改進的圓柱形空心扭轉剪切儀中發生流動變形行為。采用恒剪應力靜態液化試驗，研究了排水條件下砂土樣本在小初始靜力剪切作用下流動的可能性。而采用相同的現場砂土試樣，進行不排水循環加載試驗，觀察樣本在不排水條件下的力學行為。

1 大應變扭剪試驗

1.1 儀器及樣品準備

本研究采用了一種全自動扭轉剪切裝置，裝有空心圓柱形試件(圖1)。試件外徑為100 mm，內徑為60 mm，高度為200 mm。該裝置采用皮帶驅動扭力加載系統，通過電磁離合器和一系列減速齒輪與交流伺服電機連接，可實現超過100%的雙幅剪切應變(γ-DA)水平。采用鐵絲和滑輪的外接電位器來測量大面積變形。指定的剪應力幅值由連接到計算機的數據采集系統控制，它監測來自力傳感器的輸出并計算剪應力。通過使用來自Umar中相同試件尺寸的經驗方程來校正測量的剪應力對膜力的影響[8]。

圖1 空心圓柱扭剪儀原理圖Fig.1 Schematic diagram of hollow cylindrical torsional shear apparatus

本研究采用細粒含量10%(非塑性)的豐浦砂(Gs=2.648,emax=0.948,emin=0.619)和現場采用的華東細砂(Gs=2.639,emax=0.948,emin=0.519)進行研究，兩種樣品的粒度分布如圖2所示。

圖2 豐浦砂及現場采樣試樣粒度分布圖Fig.2 The particle size distribution of Toyoura sand and field sample

1.2 測試程序

本研究在改進后的扭剪儀上進行了一系列恒定剪應力下的靜力液化試驗。所有樣品均采用砂雨法制備并采用雙真空法對試樣進行飽和處理。

對于豐浦砂，試樣進行各向同性固結，平均有效應力(p′)為100 kPa，背壓為200 kPa。固結后， 排水條件下試件的初始靜態剪應力(τstatic)為7.5 kPa。對于現場樣本，固結程度達到p′=50 kPa，初始靜態剪應力(τstatic)為4 kPa。豐浦砂樣品和現場樣品的測試條件都代表了1.5%～2%的地面傾角，并通過Chiaro[9]提供的公式進行計算分析。

在初始靜態剪應力(τstatic)作用下，p′隨背壓的增大而逐漸減小，幅度為5 kPa/min；這種減少一直持續到樣品在τstatic下表現出連續的流動行為。在減少p′的過程中，樣本的高度沒有固定。當剪切應變(γzq)大于80%時終止試驗。在扭剪儀中進行的靜力液化試驗列表如表1所示。

表1 修改后的扭轉剪切儀試驗參數詳情

2 恒剪應力靜態液化試驗條件下豐浦砂的流動變形特性

圖3為密實度相對較低的TS1的應力-應變發展變化趨勢。本研究發現，有效應力(p′)的降低是由于背壓的增加導致的。當p′減少時，體積應變(εvol)逐漸增大。εvol的增加導致了剪切應變(γzq)以特定增量不斷增大。該試樣的γzq發展主要分為A、B、C三種破壞狀態，與流動變形行為相對應。

圖3 松散試樣的應力-應變發展(TS1)的時間序列Fig.3 Stress-strain development of loose specimen (TS1) in time series

對于試件TS1，在A狀態下，當p′ =15 kPa時，γzq從1.6%顯著提高到6.4%。隨后逐漸增長放緩至停止。p′的降低導致γzq(狀態B)從6.4%提高到了25%，并且持續到γzq達到47%。隨著γzq的連續增長，狀態C時的有效應力p′和剪應力τ均突然下降，但下降后又出現了回彈現象。

在相對密實度較高的試件(TS6)上也進行同樣的觀察，如圖4所示。對于TS6試樣在狀態A，有效應力p′=8 kPa時，γzq由2.3%發展到18%。狀態B時，監測到p′=5 kPa，此時γzq持續增加，從18%發展到43%。當γzq達到43%后，在p′和τ急速下降時可以觀測到C狀態。在這種情況下，TS6的應力恢復速度快于TS1。

圖4 緊密試樣的應力-應變發展(TS6)的時間序列Fig.4 Stress-strain development of dense specimen (TS6) in time series

豐浦砂在A、B和C狀態下的行為與流入的水流行為的發展相對應。在狀態A試樣表現出初步的軟化行為，原因與試樣的相位變換有關。通過B狀態下觀察到p′的進一步減小導致了剪應變的持續發展，這一特性代表了恒定剪應力下試件的流動特性。最后，在狀態C中可以觀察到應力突然下降的特殊現象。這種應力下降可能是由于試樣在排水條件下的大變形而導致的顆粒咬合損失的標志。隨后是應力恢復，即土體強度的恢復。通過比較TS1和TS6的應力恢復情況，可見，TS1的應力恢復時間要比TS6長，說明松散試樣為了調動相同的作用剪應力需要更多的時間恢復土的強度。

在應力恢復后，試樣的形狀變得相對不均勻。圖5為實驗過程中試件形狀的變化。圖5(a)、(b)為應力下降前試件的形狀，觀察可見試樣的形狀仍然是一致的。隨著剪切應變的增大，出現了一些膜皺。圖5(c)為應力下降后的形狀，可以看出，試樣在應力下降后發生了嚴重的變形。因此，狀態C后試件的變形并不合理，存在一定偏差，因此不必納入結果討論范圍。圖5(d)為γzq=100%時的試件形狀。

圖5 TS1在扭剪靜力液化試驗中試件形狀的變化Fig.5 Specimen shape change of TS1 during static liquefaction test in torsional shear

圖6為豐浦砂的體積應變和剪切應變曲線圖。Sento等[11-12]研究發現砂樣的體積膨脹取決于試樣的初始密度。初始密度越大，體積應變的發展速度越快。在本研究中也可以得到同樣的結果，試件TS6的體積應變(εvol)發展較快，密度最大。這一結果也說明密集的材料需要更多的水來誘導連續流動狀態。在本研究中，無論試樣的初始密度如何，都可以觀察到A、B、C三種狀態。

圖6 豐浦砂體應變與體積應變的關系(TS1—TS6)Fig.6 Relationship of volumetric strain and shear strain of Toyoura sand(TS1—TS6)

3 原位砂土的流動變形特性

在扭剪儀中進行恒定剪應力下的靜態液化試驗，通過現場實測，驗證了進水機制能否解釋當前的流動災害。假設地面傾角為1.5%左右，τstatic設為4 kPa,p′設為50 kPa。由原狀樣品估算該材料的現場密度為1.485 g/cm3。初始相對密度計算為75%，說明現場樣本處于在稠密的狀態。圖7顯示了在扭轉剪切儀中使用該現場材料的靜態液化的應力應變發展。

圖7 恒定剪應力下靜態液化過程中應變和應力在時間序列中的發展(NS1)Fig.7 Strains and stresses development in time series of static liquefaction with constant shear stress of field(NS1)

在此條件下，試件呈現A、B、C三種破壞狀態。狀態A出現在p′=6 kPa時。在p′=2 kPa時，εvol為-4.1%，狀態B為連續流動失效的開始，當p′達到1 kPa時，狀態C出現。與試件TS5相比，其Drini=73%，εvol=-3%，由此可以推斷，流動樣品(Drini=75%)明顯需要更多的水來產生連續的流動行為。這一結果大致說明，與純砂試樣相比，細砂含量(FC=10%)的試樣需要更多的水使其產生流動特性。

為了研究這種現象是否會在不排水條件下發生，通過不排水循環加載后的不排水單調加載試驗，與上述靜力液化試驗進行了對比。在這個實驗中，野外砂土樣品采用空氣沉降法準備，干密度為1.56 g/cm3(Dr=84%)。

由于固結后試件處于不排水循環荷載作用下，試件的剪切應變(γzq)達到10.2%(雙振幅)，說明試件已經液化(γzq>7.5%)。從這個狀態，液化試樣直接承受不排水單調加載，直至剪切應變達到80%以上(γzq>80%)。有效應力路徑及剪應力與剪應變關系分別如圖8和圖9所示。

圖8 砂土不排水循環加載實驗后的有效應力路徑(NS2)Fig.8 Effective stress path of sandy soil under undrained cyclic loading test followed by monotonic loading(NS2)

圖9 砂土在不排水循環加載下的剪應力與剪應變關系(NS2)Fig.9 Shear stress and shear strain relationship of sandy soil(NS2)

結果表明，在單調加載過程中，隨著剪切應變的增加，剪切應力不斷增加，在大應變狀態(γzq>85%)表現出非流動行為。這一結果表明，在此現場條件下，土體液化不能單獨引發流動破壞。然而有必要在流變學實驗中檢驗這一概念，如使用環剪切儀器，以研究不排水條件下試樣的流動行為。靜態液化試驗可以描述試樣在靜態條件下的流動特性。動態條件下的流動行為觀察可能是全面解釋當前災害機制的必要條件。

4 結論

本研究針對華東區域砂土的變形特性，在改良的空心圓柱扭轉剪切儀中采用涌水量概念進行試驗，采用恒定剪應力靜態液化試驗確定排水條件以及小初始靜力剪切條件下試樣流動的可能性。不排水循環加載試驗被對比采用以觀察行為特征。研究發現：

1)無論初始密度如何，在每個試件上都可以觀察到初始軟化、連續流動和應力下降現象。研究發現，密集的標本需要更多的水才能產生連續流動行為。

2)對采用土的靜力液化試驗表明，該材料在涌水機制下可以產生流動。而對比顯示，該材料在典型不排水試驗中，該材料表現出非流動特性，甚至樣本也發生了液化。