被动围压条件下砂土动态压缩特性试验研究

张高; 李亮; 姜锡权; 栾贻恒

doi:10.11779/CJGE2021S2044

被动围压条件下砂土动态压缩特性试验研究 English Version

张高^1,,
李亮^1, ,,
姜锡权²,
栾贻恒¹

1.
北京工业大学城市与工程安全减灾教育部重点实验室,北京　100124
2.
合肥姜水动态力学实验技术有限公司,安徽　合肥　230031

详细信息

作者简介:
张高(1996— ),男,硕士。主要从事砂土动力特性试验研究。E-mail：519804084@qq.com

通讯作者:
李亮, E-mail：liliang@bjut.edu.cn

中图分类号: TU43
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2021-08-15
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2021-10-31

Experimental study on dynamic compressive behaviors of sandy soil under passive confining pressures

1.
Key Laboratory of Urban and Security and Disaster Engineering Ministry of Education, Beijing University of Technology, Beijing 100124, China
2.
Jiangshui Dynamic Mechanics Experimental Technology Co., Ltd., Hefei 230031, China

摘要

摘要: 应用直径为50 mm的分离式霍普金森压杆（SHPB）试验装置开展了被动围压条件下砂土试样的动态压缩试验,研究了具有不同相对密实度以及不同含水率的试样在中高应变率条件下的动力响应特性,并研究了密实度状态和含水率对砂土试样的动态压缩特性的影响。试验结果表明：①动态压缩条件下砂土的动力响应表现出明显的应变率效应。对于干砂试样,随着应变率的增大其峰值应力呈现出逐渐升高的趋势。对含水的湿砂试样,随着应变率的增大其峰值应力呈现出先升高后降低的趋势。随着应变率的增大,干砂和湿砂试样的峰值应变均呈现先增大后减小的趋势。②砂土试样的密实度状态对其动态压缩特性具有较为显著的影响。随着相对密实度的增大,试样的峰值应力和对应的峰值应变均呈现上升的趋势。③砂土试样的含水率对其动态压缩特性具有一定程度的影响。随着含水率的增大,试样的峰值应力和对应的峰值应变呈现先增大后减小的趋势。存在一个含水率的界限值,在该界限值的两侧峰值应力和峰值应变随含水率的变化呈现不同的趋势。此试验条件下,对于相对密实度为0.9的砂样,该含水率的界限值为6%。
- 砂土 /
- 动态压缩特性 /
- 被动围压 /
- 相对密实度 /
- 含水率
Abstract: The dynamic compressive experiments on sands pecimens under passive confining pressures are carried out using a 50 mm split Hopkinson pressure bar. The dynamic response behaviors of sands with different relative densities and water content at medium high strain rates are investigated. The effects of the relative density and water content on the dynamic compressive behaviors of sand are also studied. It is indicated by the test results that: (1) The dynamic response of sands under the dynamic compressive action shows obvious strain rate effect. The peak stress of dry sand increases with the increase of strain rate, and the peak stress of wet sand first increases and then decreases with the increase of strain rate. The peak strain of dry and wet sands first increase and then decrease with the increase of strain rate. (2) The density of sand has an important effect on its dynamic compressive behaviors. The peak stress and peak strain of sand increase with the increase of relative density. (3) The water content of sand can impact its dynamic compressive properties in a certain extent. The peak stress and strain first increase and then decrease with the increase of water content. There is a dividing water content and the varying trend of the peak stress and strain are different when the water content is larger or less than the dividing water content. For the tests performed in the current study, the dividing water content is 6% for the sand specimens with the relative density of 0.9.
- sand /
- dynamic compressive behavior /
- passive confining pressure /
- relative density /
- water content

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0. 引言

近年来,国内外学者针对经历循环荷载历史后土体的剪切特性进行了大量研究^[1-5]。一般来说,循环荷载会使土体的超孔隙水压力增大,平均有效应力降低,从而导致土体的循环后强度降低。王淑云等^[1]针对重塑粉质黏土,在不同围压下进行了一系列静三轴和动-静三轴不排水试验,发现粉质黏土的振后不排水强度衰减程度取决于动载引起的动应变和孔压值；郑刚等^[2]认为原状土样的振后不排水抗剪强度显著衰减,而重塑土的抗剪强度变化不甚明显；Moses等^[3]发现土体的振后不排水强度随循环荷载幅值的增加而减小；Yasuhara等^[5]研究了重塑Ariake黏土的循环后剪切特性,发现循环荷载作用后土体累积孔压可以很好地评价振后不排水剪切强度,并提出了预测土体振后抗剪强度的经验模型。

然而,经历循环荷载作用后的土体往往处于未固结和完全固结的中间状态,该状态可用振后固结度这一概念进行描述。目前针对原状软土在不同振后固结度条件下的剪切特性研究较少。因此,有必要针对不同振后固结度下的软土振后剪切特性进行研究。本文选取珠江入海口原状软土,通过一系列的动-静三轴试验,分析了初始围压,循环应力比以及振后固结度对土体振后剪切特性的影响,以期加深对软土振后静力特性的理解,为工程设计提供试验基础。

1. 土体试样和试验方案

1.1 土样基本物理力学特性

试验选取珠江入海口原状软土为研究对象,土壤呈深灰色,取土深度为0～7 m。依据《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》获得土体的基本物理力学指标和土体的粒径分布曲线分别见表1和图1所示。

表 1 原状软土基本物理力学指标值

Table 1. Indices of basic physical and mechanical properties of undisturbed soft soils

物理力学特性	取值
天然密度ρ/(g·cm^-3)	1.54~1.79
含水率w/%	38.3~69.1
孔隙比e	1.12~1.91
相对质量密度G_s	2.71
液限w_L/%	38.5~61.8
塑限w_P/%	19.4~28.0
塑性指数I_P	19.1~33.8
渗透系数K/(10^-7cm·s^-1)	8.79~10.80
压缩系数a_v/MPa^-1	0.48~1.15
侧压力系数K₀	0.44

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图 1 粒径分布曲线

Figure 1. Grain-size distribution curve

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1.2 试验方案

通过薄壁取土器进行现场取土,并将原状土样保存在恒温恒湿箱中。按照《土工试验方法标准（GB/T 50123—2019）》的要求,将土体制成直径38 mm,高76 mm的原状试样,并采用真空饱和及反压饱和法对试样进行饱和。首先对所有圆柱试样进行真空饱和,然后将试样置于压力室内进行反压饱和,当B值达到0.95以上时,可认为土体已经饱和。随后,对试样施加一定的固结压力,进行等向固结,当试样排水体积速率小于100 mm³/h时,认为土样固结完成。为研究有效固结围压对振后强度的影响,本次试验中选取有效固结围压分别为20,40,60 kPa。

对固结完成后的土体在不排水状态下开展循环三轴试验,并采用Sakai等^[6]提出的循环应力比CSR描述循环偏应力大小,即

$CSR = q / 2 {p^{'}}_{0} = q / 2 {σ^{'}}_{3}$ ,

(1)

式中,q为循环偏应力幅值, ${p^{'}}_{0}$ 为固结完成后的有效围压。为研究CSR对振后土体强度的影响,在围压为60 kPa下,CSR值分别取0.08,0.17,0.25,0.33。循环轴向偏应力采用半正弦波形,频率为0.1 Hz,且循环振次为1000次。

对振动后的试样再次进行固结过程,并采用振后固结度这一概念描述振后土体固结程度。试验过程中为得到不同振后固结度的土体,可通过向振后试样施加不同的反压。具体为：向经历循环荷载作用后的土体施加一定的反压p_u,此时,振后土体在一定围压作用下进行固结,振动过程中产生的超孔隙水压力将逐渐降低直至与反压相等。因此,振后不同固结度U_r可通过下式计算得到,

$U_{r} = 1 - \frac{p_{u}}{{(Δ u)}_{cy}}$ ,

(2)

式中,p_u为再固结过程中施加在试样上的反压,(∆u)_cy为振动过程中产生的超孔隙水压力。

当试样再次固结完成后,对土体进行三轴固结不排水剪切试验。其中,剪切过程中均采用应变控制,剪切速率为0.1%/min。当应变达到20%时,试验结束。对于经历和未经历循环荷载作用的土体而言,若静力剪切过程中应力应变曲线出现峰值点,其不排水抗剪强度为峰值偏应力的1/2；若未出现峰值点,则土体不排水抗剪强度取20%应变处对应偏应力的1/2。整个试验方案如表2所示,其中ST-20,ST-40和ST-60为未经历循环荷载作用的土体在不同围压条件下的静三轴试验。经历和未经历循环荷载作用的土体强度用S_u表示。

表 2 试验方案

Table 2. Test schemes

试样编号	${p^{'}}_{0}$ /kPa	q^ampl/kPa	CSR	循环次数	U_r/%	S_u/kPa
U₀₁	20	10	0.25	1000	0	20.2
U₀₂	20	10	0.25	1000	25	24.4
U₀₃	20	10	0.25	1000	75	22.8
U₀₄	20	10	0.25	1000	100	33.0
U₀₅	40	20	0.25	1000	100	40.4
U₀₆	60	30	0.25	1000	100	39.5
U₀₇	60	10	0.08	1000	100	32.7
U₀₈	60	20	0.17	1000	100	31.5
U₀₉	60	40	0.33	1000	100	42.9
ST-20	20	—	—	—	—	28.5
ST-40	40	—	—	—	—	33.4
ST-60	60	—	—	—	—	33.5

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2. 试验结果

2.1 固结围压对振后土体强度的影响

图2展示了循环荷载后完全固结试样在不同围压下的偏应力-应变曲线。其中,CSR=0.25,U_r= 100%。可以看出,不同围压下的q-ε曲线变化趋势相同。当应变较低时,应力在小应变范围内迅速增加。随着应变的增加,应力增速放缓,当轴向应变为20%左右时,偏应力趋于稳定。不同围压下完全固结的振后试样强度大于相同围压无循环荷载作用历史的土体静强度。例如,当围压为60 kPa时,试样的振后强度比未经历循环荷载作用下的强度大6.0 kPa。此外,对比发现,实验条件相同的情况下,振后土体的抗剪强度随着围压的增加基本呈增大趋势。具体为完全固结的振后试样在初始固结围压为20,40,60 kPa时,对应的抗剪强度分别为33.0,40.4,39.5 kPa。

图 2 不同围压下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 2. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different confining pressures

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2.2 循环应力比对振后土体强度的影响

图3展示了不同循环应力比循环荷载作用后完全固结试样（U_r=100%）的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为60 kPa。可以看出,初始应变随着CSR的增加而增加。当CSR值分别为0.08,0.17,0.25和0.33时,对应的初始应变分别为0.24%,0.43%,0.66%,4.27%。当CSR>0.25时,试样的振后剪切强度明显大于静态剪切强度（表2）。相较于未经历循环荷载的土体静强度,当CSR=0.08时,振后土体强度增幅为-0.8 kPa；当CSR=0.33时,振后土体强度增幅为9.4 kPa。同样地,土体振后剪切强度随着CSR的增大而增大。当CSR从0.08增大到0.33时,土体振后剪切强度从32.7 kPa增大到42.9 kPa。

图 3 不同循环应力比下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 3. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different CSRs

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2.3 振后固结度对振后土体强度的影响

图4为不同振后固结度下土体的偏应力-应变曲线。其中,初始固结围压为20 kPa,CSR=0.25。通过与未经历动荷载的试样q-ε曲线对比发现,U_r在75%～100%存在临界值,使得振后土体强度等于相同围压下未经历动荷载作用的土体强度。当固结围压为20 kPa,固结度为0%,25%,75%,100%时,抗剪强度分别为20.2,24.4,22.8,33.0 kPa。试验结果表明土体的振后抗剪强度随U_r的增大而增加。

图 4 不同振后固结度下振后土体的偏应力-应变曲线

Figure 4. Post-cyclic deviator stress-strain curves under different degrees of reconsolidation

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3. 结论

本文通过对珠江入海口原状软土开展一系列动、静三轴试验,对其振后强度特性进行了研究。

（1）经历循环荷载作用后的土体,不同因素影响下对应的偏应力-应变曲线变化趋势基本一致。不同固结围压影响下,振后完全固结试样的振后抗剪强度大于未经历动荷载土体静强度。另一方面,土体振后抗剪强度随初始固结围压的增大呈增加趋势。

（2）当循环应力比大于0.25时,振后完全固结状态下土体剪切强度明显大于相同围压下未经历循环荷载作用的土体静态剪切强度。另一方面,振后完全固结的土体,其振后剪切强度随着循环应力比的增大而增加。

（3）土体振后抗剪强度随振后固结度的增加而增大,且振后固结度存在某一临界值,使得土体的振后抗剪强度与相同围压条件下未经历循环荷载作用的土体抗剪强度基本一致。

图 1 SHPB装置组成示意图

Figure 1. Components of SHPB device

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图 2 装样套筒及附属垫块和底座

Figure 2. Sampling sleeve and bearing block and base

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图 3 装样步骤

Figure 3. Steps of specimen fixing

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图 4 不同应变率条件下砂样应力-应变曲线对比

Figure 4. Comparison of stress-strain curves of sand specimens at different strain rates

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图 5 不同相对密实度的砂样动力响应随应变率的变化

Figure 5. Dynamic response vs. strain rate for sand specimens with different relative densities

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图 6 不同应变率条件下砂样动力响应随含水率的变化

Figure 6. Dynamic response vs. water content for sand specimens at different strain rates

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表 1 试验砂样的物理参数

Table 1 Physical parameters of test sand specimens

G_s	$ρ_{dmax}$ $ρ_{dmax}$ /(g·cm^-3)	$ρ_{dmin}$ $ρ_{dmin}$ /(g·cm^-3)	d₅₀/mm
2.6	1.755	1.600	1.4
注：G_s为相对质量密度, $ρ_{dmax}$ $ρ_{dmax}$ 为最大干密度, $ρ_{dmin}$ $ρ_{dmin}$ 为最小干密度,d₅₀为中值粒径。

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表 2 试验加载工况

Table 2 Loading cases of tests

组号	含水率w/%	相对密实度D_r	冲击速度v/(m·s^-1)
1组	0	0.1	6、7,9,11,12.5
		0.5
		0.9
2组	2,4,6,8,10	0.9	6,7,9,11,12.5

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0. 引言
1. 土体试样和试验方案
1.1 土样基本物理力学特性
1.2 试验方案
2. 试验结果
2.1 固结围压对振后土体强度的影响
2.2 循环应力比对振后土体强度的影响
2.3 振后固结度对振后土体强度的影响
3. 结论

被动围压条件下砂土动态压缩特性试验研究 English Version

作者简介: 张高(1996— ),男,硕士。主要从事砂土动力特性试验研究。E-mail：519804084@qq.com

通讯作者: 李亮, E-mail：liliang@bjut.edu.cn

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