试验用土样取自深圳前海自贸区填海造陆区,前期该场地经过预压地基处理. 试验样品使用薄壁取土器进行采集,均为原状样品. 样品为淤泥质粉质黏土,采样深度10～12 m,灰黑色. 含水率(质量分数)为52.7%,干密度为1.11 g/cm³,孔隙比为1.485,液限为48.2%,塑限为28.4%. 黏聚力C和内摩擦角φ分别为12 kPa和1.3°(直剪快剪).

每根薄壁取土器上部和下部5 cm的土样剔除,余下的土使用薄壁取土器配套的液压装置,将土样取出,用于土的基本物理指标的测定. 根据仪器的规格,将土样制作成直径约50 mm、长约100 mm的圆柱体样品,放入仪器待检.

采用意大利Controls公司的WF动三轴仪进行固结和多振次循环荷载试验. 样品确定压力下进行等压固结,而后进行循环荷载试验. 选取正弦波形. 加载频率选择以下方式进行计算:设地铁车辆运行速度为60 km/h,单节车辆长度约为20 m,计算频率为0.835 Hz,故而选择0.5 Hz和1.0 Hz作为实验用加载频率.

为了统一衡量循环应力水平,定义循环应力比(cyclic stress ratio,CSR)^[15]为

CSR=q^ampl/(2p₀)

其中, q^ampl为循环偏应力幅值; p₀为有效固结围压.

为模拟采样点的压力情况,设计2种不同的有效围压状态,分别为150 kPa和200 kPa,每种围压再考虑不同的循环应力级别. 共做了14组循环应力试验(表1).

表1 试验方案
Table 1 Test program

对土样进行循环动荷载试验,并对试验前后的土样进行微观结构样品制作. 为避免风干或烘干过程使土样结构遭到破坏,采用真空冷冻干燥法制备试样. 对试验前后的样品分别切取1 cm³左右的土块,放置于沸点为-196 ℃的液氮中冷冻1 h,使土中孔隙水快速冻结,成为不具备膨胀性的非结晶态冰. 而后迅速将土样放入真空干燥机,使非结晶态冰能够在-50 ℃的状态下升华,从而达到干燥的目的. 在冻干完成后,将土块掰断. 利用扫描电镜(JSM- 6390LV,日本)对掰断后土样的新鲜面进行观察,放大倍数为2 000倍.

选取有代表性的区域拍摄微观结构图像. 采用Image-pro plus软件对微观结构图像进行二值化处理,而后通过标记和自动识别获取微观结构参数.

将实验结果绘制成累积轴向应变和振动次数的关系曲线(图1),可以发现曲线的整体趋势较为相似,但局部有区别.

图1 累积应变随振次发展情况
Fig.1 (Color online)Development of accumulative strain with vibration times

图1(b)为围压150 kPa、振动频率0.5 Hz及不同CSR值条件下,累积轴向应变随振动次数发展的情况. 其特点与频率为1.0 Hz时类似,随着振动次数的增加,ε的增速减小,并趋于稳定. 同样,随着CSR值的增大,趋于平衡时的ε越大. 当CSR值分别为0.05、0.10、0.15和0.20时,趋于平衡时的ε分别为1.5%、8.0%、10.0%和12.3%. 此条件下,黏土的临界动应力比为0.20～0.22.

图1(c)为围压200 kPa、振动频率1.0 Hz及不同CSR值条件下,累积轴向应变随振动次数发展的情况. 该实验条件下,黏土的临界动应力比有所减小,为0.15～0.20.

图2是有效固结围压对形变的影响. 由图2可见,在达到临界动应力比之前,围压为200 kPa时的累积轴向应变小于围压为150 kPa时. 且随着动应力比的增加,两者的差距逐渐扩大. 这是由于随着围压的增加,土样被压密的程度也增加,从而使得土体颗粒更加致密,抵抗剪切变形的能力增强^[16-17].

图2 围压对轴向累积应变的影响
Fig.2 (Color online)Effect of cell pressure on accumulative strain

图3 围压150 kPa时振动频率对累积应变的影响
Fig.3 (Color online)Effect of vibration frequency on accumulative strain under the condition of 150 kPa confining pressure

限于篇幅,本研究仅选取围压为150 kPa、振动频率为1.0 Hz及不同CSR值条件下,5×10⁴次循环荷载前后的典型微观结构照片,如图4. 从图4可见,在试验前,土体颗粒排列较为混乱,土体颗粒集合体多呈现絮凝状,定向性较差,单元体多以面-边及边-边方式接触. 颗粒间的孔隙较大,大、小孔隙互相贯通,存在较多的架空结构. 经过5×10⁴次加载后,土体颗粒明显排列更加紧凑,相邻土体颗粒聚集、压密,土体更加致密,孔隙相对减少. 单元体以面-面方式接触更加明显(见图4中用椭圆形标记的较具代表性的部位).由图4还可见,在达到临界动应力比之前(CSR≤0.20),随着CSR值的增加,颗粒排列愈加致密,单元体接触方式愈加稳定,颗粒间孔隙所占视野范围渐减. 但当CSR超过临界之后,图4中显示的土体结构发生较大变化. 颗粒排列又趋于不稳定,单元体接触关系中,面-边接触现象明显增多,颗粒排列较为混乱. 孔隙数量增多,孔隙增大,同时孔隙形态更趋向扁平化发展.

为考察施加循环荷载后土样的微观结构变化,选取孔隙的等效直径和孔隙的形态比两个参数,从不同方面反映循环荷载作用下土体孔隙结构形态与排列的变化. 孔隙等效直径是指与孔隙面积相等的圆形的直径. 孔隙的形态比是颗粒长轴与短轴之间的比值,利用该参数表征孔隙的形态,形态比越接近1,孔隙越接近于圆形.

将完成实验的土样的SEM照片进行二值化,对图片孔隙进行识别、标记和跟踪,计算出每张图片所显示的微结构参数值. 每个样品均拍摄3张照片进行定量分析,选取除去异常点的数据的平均值,结果如图5.

图5(a)为动应力比与孔隙的等效直径之间的关系. 从图5(a)可见,当CSR值小于临界动应力比时,随着动应力比的增加,孔隙的等效直径均有所减小; 当CSR值大于临界动应力比时,等效直径会明显增加. 即在相同围压条件下,随着偏应力幅值的增加,孔隙所占空间不断减小. 围压相同的条件下, 振动频率由0.5 Hz上升到1.0 Hz, 孔隙等效

图4 不同循环应力比条件下样品微观结构
Fig.4 (Color online)Micro structures of samples under different cyclic stress ratios

图5 微结构参数与动应力比关系图
Fig.5 (Color online)Relationships between microscopic parameter and values of CSR

直径略有降低. 同时,当有效围压由150 kPa升高到200 kPa后,孔隙等效直径有较大幅度的增加.

图5(b)表现的是循环动应力比与孔隙形态比之间的关系. 由图5(b)可以看出,样品孔隙的形态比处于2.0～3.5. 当动应力比小于0.2时,其形态比变化不大,只是略有减小. 当动应力比大于0.2,形态比开始有较大幅度的增加. 在动应力比小于0.2时,孔隙的形态比受围压和振动频率的影响不大. 动应力比急剧增长阶段,围压为150 kPa、频率为0.5 Hz时增长最快; 其次围压为150 kPa、频率为1.0 Hz; 最后围压为200 kPa、频率为1.0 Hz. 即孔隙的形态比的敏感程度对围压的变化最不敏感.

这些现象的发生是由于持续对土样施加循环荷载,导致土体结构发生了变化. 在循环剪应力的作用下,土体的颗粒一方面发生位移,即土体颗粒逐渐向更加稳定的排列状态发展; 另一方面部分较大的团粒会受到外力作用而分裂为小颗粒. 大颗粒变为小颗粒,使得土体颗粒的分选性不断增强,一些小颗粒甚至有可能会填充部分孔隙. 土体颗粒逐渐向稳定的排列状态发展,使得孔隙分布更加均匀. 这些作用都会使得孔隙所占空间减小,同时孔隙形态越来越趋于均匀,表现为孔隙的等效直径减小,以及形态比的小幅改变. 随着CSR值的增加,这种作用会逐渐增强. 但当CSR值超过临界动应力比后,土体结构发生破坏,微结构参数发生较大变化. 循环载荷作用于土体,使得土体内部结构重新调整. 土体颗粒原本达到的较为稳定的排列状态被破坏,向不均匀状态发展,从而使得等效直径变大,孔隙形状也变得更加细长,即形态比增加.

表2 实验前后样品孔隙比
Table 2 Pore ratios of samples