循环荷载作用下饱和砂土的液化破坏

本文探讨了循环荷载作用下饱和砂土的极限平衡条件和液化破坏过程,给出了一个可用于饱和砂层地震稳定性分析的广义库伦公式。提出了一种方法:根据一个砂土液化试验记录的分析,给出饱和砂土的动力有效应力抗剪强度。为了工程应用的目的,建议把循环荷载作用下饱和砂土的破坏过程分为两个阶段,并把这两个阶段的起点作为饱和砂土的破坏准则。此外,也给出了饱和砂土液化破坏时破坏面上循环剪应力与循环荷载次数间的一般关系。     

淤泥地基地震触变研究

<正> 一、问题的提出淤泥是一种极软弱的粘性土。其天然含水量ω>55%;孔隙比е>1.5;液性指数I_L>1;灵敏度S_t≥4。地震时淤泥结构易遭破坏,从而引起抗剪强度和承载力降低,即所谓“触变”。淤泥作为地基土,一旦触变,将导致地基失稳,危及上部结构。这是软基设计和研究所面临的重要课题。二、试验验证淤泥在7°地震时是否发生触变,以下面三例振动试验加以验证。为了说明淤泥触变后的抗剪强度降低,今设:α_е=τd/τo,α_е定义为强度衰减系数;τ_d为淤泥触变后之动抗剪强度;τ_o为淤泥触变前静抗剪强度。     

谈试验饱和砂土的应变速率系数

采用DDS-70微机控制电磁式振动三轴仪和TSZ-2全自动应变控制式三轴仪,对扬州饱和砂土进行了试验,研究了细粒含量为21%,25%,29%时,饱和砂土的静力不排水抗剪强度及在高振次循环下的动强度,对比分析了静强度和动强度之间的应变速率系数,指出当细粒含量为25%时,饱和砂土的强度减幅最大,应变速率系数最低,最容易发生液化。     

软粘土的有效应力剪阻角

本文提出一种方法,用来对固结不排水试验中的预应力效应进行校正,其原理如下:按照“真强度”概念,粘土的抗剪强度可分为两部分。一部分是真凝聚力C_e,它是土的含水量或孔隙比的函数;另一部分是真内摩阻力σ_nf＇tgФ_e,其中Ф_e为真内摩阻角,它是不随含水景而变的常数。在固结不排水试验中,试样在固结压力下固结到一定的含水量,然后不排水剪切。因此,在破坏时,破坏面将有相应于该面上法向有效应力的真内摩阻力,以及相应于固结压力的真凝聚力,而该固结压力由于剪切过程中孔隙压力的产生将大于破坏面上的法向有效应力。而在排水试验中,则这两部分强度均对应于破坏时的有效应力。这样,为了比较上述两种试验得出的结果,应该将固结不排水试验中的真凝聚力也校正到对应于破坏而上法向有效应力下的数值。利用本文提出的方法可以证明,在正常压密的软粘土中tgφ_d′=ξ+tgφ_e和tgφ_d′=（（cosφ_e+（2A_f-1+sinφ_e）tgφ_e））/（（cosφ_e+（2A_f-1+sinφ_e）tgφ′））-tgφ′其中 A_f是孔隙压力系数;ξ是真凝聚系数;Ф_d＇是对固结不排水试验结果进行校正后得出的有效应力剪阻角,它与由排水试验得出的Ф_d完全等同。     

土工格栅加筋黏性土动力性能的试验研究

对土工格栅加筋黏性土进行不固结不排水的动态三轴振动试验。试验结果表明,在黏性土中布置格栅筋材,在一定程度上能提高加筋土体的动抗剪强度;加筋层数越多,加筋土动强度越大;土工格栅加筋黏性土的加筋效果在高围压下能够更好地发挥。加筋土动强度指标提高体现在动黏聚力的增大上,而对动摩擦角几乎没有影响,循环荷载振动次数对动强度指标影...     

粉粒夹层对饱和砂土液化特性影响的试验研究

为了能更好地反映粉粒夹层对自然界中沉积或吹填土层动力特性的影响,将土颗粒进行筛分后制备含粉粒夹层的饱和土样。采用应变控制加载方式进行一系列动三轴试验,分析了粉粒夹层对饱和砂土的抗液化强度和动孔隙水压力发展规律的影响。研究结果表明,粉粒夹层的存在对循环荷载作用下饱和砂土抗液化强度和动孔隙水压力的发展规律有显著影响,若忽视粉粒夹层对饱和砂土抗液化强度的影响,将会使液化判别得到偏于不利或保守的结论。     

砂土液化动稳态强度分析

根据动三轴实验数据，砂土的应力路径最终达到一个稳定的阶段，此时，在不同的振动周期，砂土的孔隙水压幅值不再增加，应力路径相互重叠，但是应变幅值却以恒定的速率不断增加，这种相对稳定状态中的极限强度是评估砂土抗液化能力的重要指标，并结合饱和砂土的孔隙水压力发展和应力路径，使砂土液化强度更加明了。     

振动频率对饱和砂土动力特性的影响

<正> 加荷速率和循环效应是影响往返荷载下饱和砂土动力特性的重要因素。采用往返荷载作用条件下改变振动频率的室内试验方法,能够综合研究加荷速率和循环效应对饱和砂土动力特性的影响。文献[1,2]的研究表明:砂土在一般地震作用的频率范围内,振动频率对抗液化强度没有多大影响。对于更大的频率范围,文献[3]指出:抗液化强度随振动频率增高而略有减小。但振动频率在更多方面对饱和砂土动力特性的影响尚需进一步研究。     

钢纤维再生混凝土的直剪力学性能

为研究直剪作用下钢纤维再生混凝土（SFRAC）的破坏机理,以试件尺寸、再生骨料取代率、钢纤维体积分数V_f为变化参数,设计了138个试件,并对其进行了直剪试验,得到了试件的直剪荷载-位移全过程曲线,分析了不同变化参数对SFRAC峰值剪力、抗压强度等直剪力学性能的影响规律,给出了不同试件尺寸下SFRAC峰值剪力的换算系数,提出了SFRAC抗剪强度公式.结果表明：随着试件尺寸的增大,SFRAC峰值剪力逐渐增大;随着再生骨料取代率的增加,V_f=0%的试件峰值剪力先增大后减小,V_f=1.0%的试件峰值剪力减小;钢纤维对再生混凝土抗剪能力提高幅度较大,对抗压强度提高幅度较小;提出的抗剪强度公式计算值与试验值吻合良好.     

不同设防烈度下西吉黄土动抗剪强度特征研究

为研究不同设防烈度下西吉黄土的动抗剪强度特征以及动-静强度之间的差异性,进行了室内动强度试验和直接剪切试验,分析动-静荷载对内摩擦角和黏聚力的影响。试验结果表明：黄土的动黏聚力C_d和内摩擦角φ_d随设防烈度的提高而呈下降趋势,砂粒含量高的黄土可能会出现黏聚力C_d小幅增加的情况。动荷载作用下的C_d,φ_d值均小于直剪所得结果,且C值差异比较明显。针对西吉黄土,给出了基于直剪试验的不同设防烈度下动强度参数获取方法。     

主应力方向循环变化对饱和松砂不排水动力特性的影响

利用新研制的土工静力-动力液压三轴-扭转多功能剪切仪进行了主应力轴循环变化的多种模式竖向和扭转双向耦合循环剪切及普通循环扭剪试验。针对福建标准砂, 在均等固结条件下着重研究了振动过程中主应力方向的不同变化模式对饱和松砂不排水循环特性的影响。试验研究结果表明: 振动过程中主应力方向的变化方式对饱和砂土不排水动强度具有显著的影响, 在所采用的五种类型循环剪切应力路径中, 主应力方向连续旋转条件下的动强度最低。进一步的研究发现: 对于初始均等固结条件,分别采用初始平均有效固结压力和循环破坏次数归一化的循环孔隙水压力比与循环次数比之间的关系与振动过程中主应力方向变化方式无关, 这种归一化循环孔隙水压力比随广义剪应变的变化规律及累积广义剪应变与循环次数比之间关系均与振动过程中主应力方向变化方式无关。     

循环加载频率对砂土液化模式的影响试验研究

为了研究循环加载频率对饱和砂土的液化特性的影响,针对密实度为35%、50%、70%的福建标准砂进行了振动频率为0.05Hz、0.1Hz、0.5Hz、1Hz、2Hz的循环扭剪试验,并对密实度为50%的珊瑚砂和细砂进行了振动频率为0.1Hz和1Hz的循环扭剪试验。结果表明：无论是松砂还是密砂,其剪胀剪缩特性与加载频率密切相关,在低频荷载作用下表现出显著的剪胀特性,达到初始液化后孔隙水压力波动,土体仍具有抵抗液化能力,呈现“硬化型”液化模式;在高频荷载作用下表现出显著的剪缩特性,达到初始液化后孔隙水压力保持稳定,循环液化模式呈现“软化”特征,珊瑚砂和细砂的孔隙水压力特征和液化模式也同样受加载频率的影响,说明循环加载频率显著影响饱和砂土的剪胀剪缩特性,进而影响液化模式;液化阶段产生的流滑变形大小与加载频率密切相关,低频荷载作用下所产生的流滑变形显著大于高频荷载作用下的流滑变形。     

饱和南京细砂初始液化后特大流动变形特性试验研究

针对地震中倾斜场地砂土液化流动大变形特征与机理,以具有明显片状颗粒结构特征的南京细砂为研究对象,采用了英国GDS公司的动态空心圆柱扭剪仪,开展了饱和南京细砂液化后特大流动变形特性的循环扭剪试验研究,主要分析了橡皮膜效应、有效围压、循环加载幅值和初始静剪应力等因素对南京细砂液化流动大变形特性的影响规律及其机理。试验结果表明:在其它条件不变时,随着有效围压增加,饱和南京细砂抗液化强度和抗单向液化流动累积变形强度都有所增加。当保持围压不变时,饱和南京细砂抗单向液化流动累积变形的强度有增加的趋势。随着初始静剪应力比的变大,南京细砂的抗液化和抗单向累积变形强度特征可以分为三个不同阶段。在无初始静剪应力条件下饱和南京细砂液化后仍以循环液化流动变形为主和单向流动累积变形为辅。但是,随着初始静剪应力比的增大,饱和南京细砂抗液化强度和抗单向液化流动累积变形强度明显降低,即主要发生单向液化流动累积变形破坏。当初始静剪应力比接近或超过循环动剪应力比时,饱和南京细砂的抗液化和抗单向流动累积变形的强度又明显增大,但仍以液化单向流动累积破坏为主。当初始静剪应力比继续增大到一定程度时,饱和南京细砂已经很难液化,其抵抗单向累积变形的强度也明显降低,主要原因应为此时试样发生的是塑性累积大变形破坏。同时,试验结果表明饱和南京细砂的液化后流动大变形特性也明显区别于含圆形颗粒为主的日本丰浦砂。     

长期往复荷载作用下近海饱和软黏土强度和刚度的弱化特性

长期往复荷载作用下,饱和软黏土强度和刚度的衰减是近海桩基础设计必须考虑的,利用带弯曲元的循环三轴仪对原状饱和软黏土进行了一系列等向固结和非等向固结条件下不排水单调和循环加载三轴试验,并在循环加载过程中通过弯曲元测试土体剪切波速。试验结果表明,在相同的固结条件下,随循环次数的增加和动应力比的提高土体的强度和刚度衰减显著;在相同动应力比作用下较小的有效固结应力和偏压固结减缓了土体刚度的弱化。已有的相对偏应力水平参数不能反映不同固结条件下近海饱和软黏土强度和刚度循环弱化特性,为此引入了动偏应力水平参数,考虑了有效固结应力、固结静偏应力、动偏应力的相互影响,利用动偏应力水平对饱和软黏土的强度和刚度循环弱化特性进行描述。     

双向耦合剪切条件下饱和砂土动强度特性试验研究

针对饱和粉细砂,利用双向耦合多功能剪切仪进行了均等固结条件下的循环耦合剪切试验。应用已有的动强度定义,着重研究了双向动荷载的相位差β,双向动荷载的幅值比值λ对砂土动强度及孔压特性的影响。实验结果表明,砂土液化动强度与相位差β及幅值之比λ密切相关,现有的动强度定义在复杂加载情况下具有一定局限性;双向动荷载相位差β以及幅值比值λ对孔隙水压力增长速度影响显著,但对归一化孔隙水压力发展模式没有显著的影响。     

不同波形下饱和黏土耦合循环剪切特性的对比研究

海洋波浪荷载在海床内土体中引起的动应力的特点是动应力幅恒定,动主应力方向连续旋转。利用土工静力–动力液压三轴–扭剪多功能扭剪仪模拟海洋波浪的加载形式,针对饱和黏土进行了竖向和扭转耦合循环剪切试验,着重对比研究了在正弦波和三角波两种不同波形条件下饱和黏土的动强度、变形特性、广义临界循环应力比与应力洛德参数。研究表明:在相同破坏振次条件下,正弦波耦合试验比三角波的动强度小,且动剪应力越小,两者动强度的相对降低也越少;在相同动剪应力幅值下正弦波耦合循环剪切的变形大于三角波的变形;耦合循环剪切试验中的广义临界循环应力比受波形的影响,正弦波的广义临界循环应力比小于三角波的;应力洛德参数的变化曲线在不同波形下也有所不同。     

非标准椭圆形应力路径下饱和松砂动强度的试验研究

基于线性规则波浪作用下有限厚度海床动力响应的解析解,证明了非饱和、各向异性海床中一点土体单元上由主应力轴旋转所引起的应力路径应为非标准椭圆形而不是传统认知的圆形,并推导了量化该非标准椭圆形应力路径大小和形状的3个特征参数。通过27组不排水条件下的循环主应力轴旋转试验,讨论了轴向偏差应力和剪应力的幅值及初始相位差对饱和砂土动强度的影响。试验结果表明轴向偏差应力对动强度的影响高于剪应力的影响,同时初始相位差对动强度的影响显著。随着初始相位差的增大,破坏周次的对数基本呈线性减小,进而得出了非标准椭圆形和标准椭圆形两种应力路径下砂土动强度的关系。研究成果克服了传统圆形应力路径下土体动强度特性难以直接用于分析有限厚度海床稳定性的不足,可为近海海洋工程设计提供技术支持。     

循环振动对饱和粉土初始动剪模量的影响

初始动剪模量是土体多种结构性因素的综合反映,除固结压力和孔隙比(密度)这两个主要因素外,还受循环振动影响。以往对该因素的研究偏重于干砂,且预振时施加的剪应变幅多低于10-3;对于饱和土体,尤其是对经受过较大振幅振动后土体初始动剪模量的研究十分有限。本文利用安装弯曲元的动三轴仪,在等向固结条件下对不同相对密度的饱和粉土进行不排水循环三轴试验,同时监测试样的剪切波速,获得循环动力加载过程中土的初始动剪模量。为保证试验结果的可靠性,同时进行了共振柱试验,比较确定弯曲元接收信号的到达点;评估了不同孔压发展程度下试验暂停时间对测试结果的影响。结果表明:在一定次数大振幅循环荷载作用下观察到初始动剪模量有别于相同应力下固结后得到的模量值,出现附加衰减或增长,正是循环荷载作用下土微观结构变化的外部宏观表现。这种附加变化由土颗粒接触行为决定,受到试样初始条件和振动幅值等多种因素的影响,表现出不同的变化模式。     

循环荷载作用下脆性材料剪切性能试验研究

在自制的MTS振动台试验设备上对混凝土、岩石类脆性材料（砂浆材料）进行静力和动力剪切试验,试验结果表明,（1）动力荷载情况下位移-剪力包络线形状同静力荷载情况下曲线破坏形状相似,均可划分为相同的4个阶段;（2）在相同垂直压力作用下试件的动力抗剪强度与静力抗剪强度相比有明显的增大趋势,强度较低的试件强度增加较大;（3）在相同频率情况下,随着垂直压力的增大,峰值剪切强度、残余抗剪强度随之增大;（4）静力荷载情况下其破坏处水平位移要大于动力荷载情况下破坏处的水平位移,其他条件相同时破坏处水平位移值随峰值抗剪强度的增大而增大;（5）剪切过程中有明显的剪胀现象出现。最后根据试件的破坏形状,初步分析混凝土、岩石类脆性材料的动静态剪切特性的机制。