1、第11章 土的基本動力特性11.1 前言 有許多工程問題與土在動力荷載下的性能有關。由于地區的差異性和動力加載條件的復雜性，對土的動力問題不容易建立起學科體系，并把所有問題以適當的方法加以分類。然而，如果按照與靜力問題的只要區別對土的動力問題進行分類，則可以對土的動力性能作出一些綜合性的評價。11.1.1 應變范圍有關靜力問題的經典土力學，主要關心的是估計基礎或土結構抵抗破壞的安全度，其基本的方法是估計土的有效強度，并與外部荷載引起的土中的應力進行比較。這樣，人們的注意力集中在估計土的強度上。地基或結構物的沉降是與土的變形有關的另一個主要關心的問題，而粘土的固結則是經典土力學的一個主要分支學科

2、?；仡欉@兩個主要研究領域，可以發現人們的注意力集中在與一定大小的變形有關的土的性能上。眾所周知，土的破壞通常發生在應變水平為百分之幾的量級，由于固結或壓縮引起的工程所感興趣的沉降，大多數情況下應變水平在量級或更大。這樣，可以注意到在小應變下土的現象是不被關心的。與此相反，在土動力學中，土在運動中的狀態是需要研究的課題，因此，慣性力是不能被忽視的另一種因素。人們已經知道，隨著土能發生變形的時間間隔越來越短，慣性力發揮著越來越重要的作用。在簡諧運動作用下，慣性力的大小是與該運動的頻率成正比的。假如應變水平是無限地小，則隨著運動頻率的快速增加，慣性力可能變得明顯地大，以至于在工程實踐中不能再忽略其影

3、響。鑒于這一原因，在土動力學中，有必要引起對應變水平低至量級的土的性能的注意，而在靜力問題的經典土力學中，這是完全可以忽略的。這一點正是動力問題和靜力問題最重要的區別之一。11.1.2 靜力和動力加載條件的差異 人們已經認識到，土的孔隙比、含水量、圍護壓力等是影響土的力學性能的主要因素。其它因素，如應力歷史、應變水平、溫度等對土在荷載作用下的反應也起著重要的影響。然而，這些因素對靜力和動力加載條件是同樣重要的，因此，它們不是度量動力特征區別于靜力特征的基本要素。土的動力特征可以認為來源于沖擊、振動和波動這些現象。1.加載速度 定義在土中產生一定的應變或應力水平所需要的時間為加載時間。荷載的施加

4、速度自然是描述動力特征的一個基本要素。根據加載時間的長短，工程上有意義的幾類動力問題可以按圖11-1分類。具有較短周期或較高頻率的振動和波動問題可以被看作是有較短加載時間的一類現象；相反，具有較長周期的振動和波動問題可以看作是有較長加載時間的另一類現象。加載時間可以近視地視為荷載重復周期的四分之一。施加荷載所持續的時間大于數十秒的一類問題，一般地可以視為靜力問題，反之，則須視為動力問題。施加荷載所持續的時間的長短也可以用加載速度或應變速率來表示。它們被稱為加載速度效應或速率效應。2.重復加載效應所謂動力現象，就是荷載以一定頻率重復施加多次。加載的重復性是用來劃分動力問題的另一個基本要素。在工程

5、實踐中通常遇到的動力問題也可按加載的重復性分類，如圖11-1所示。圖11-1 土的動力問題的分類與快速施加單一脈沖有關的問題可以用沖擊來表示，如爆炸引起的振動。荷載的持續時間短到-s，這種荷載一般稱為脈沖或沖擊荷載。地震時主震通常包含1020次不同幅值的重復加載，且地震荷載是一個不規則的時間過程，每個脈沖的周期在0.13.0s,相應的加載時間在0.021.0s這個量級(圖11-1)。在打樁情況下，施加于土的荷載重復次數達1001000，振動頻率為1060Hz。電機或壓縮機基礎通常受到類似頻率的振動作用，但荷載的重復次數更大。上述荷載主要與振動或波動有關。另一類土的動力問題是交通或水波引起的重復

6、加載問題。鐵（公）路路堤下的土在鐵（公）路的設計使用期內受到次數很大的重復加載作用，但加載時間可以認為在0.1至幾秒量級。這種類型的荷載以重復加載次數很大為特征，雖然荷載的強度并不大，但荷載的積累效應可能是不可忽視的。在這種情況下，由于重復加載次數可以認為是無限大，因此這類動力問題必須理解為疲勞現象。重復加載對土的性能的影響稱為重復加載效應。11.1.3土的變形特性與剪應變的相關性人們已經注意到，土的變形特性很大程度上取決于土所受到的剪應變大小。土的性能隨剪應變的變化如圖11-2所示，圖中給出土處于彈性、彈塑性和破壞狀態的近視的應變范圍。在低于量級的小應變范圍內，大多數土的變形呈現出純彈性和可

7、恢復的特性。與這樣低的應變相對應的現象可能是土中的振動或波動。在量級的中等應變范圍內，土的性能呈現出彈塑性特性，并產生不可恢復的永久變形。土結構中產生裂縫或差異沉降似乎是與土的彈塑性特性相對應的。當應變大到超過百分之幾的水時，在土中的剪應力沒有進一步增加情況下，土中的應變趨向于變得相當大，土體發生破壞。土坡滑動或無粘性土的擊（夯）實、液化是與土達到破壞狀態的大應變相對應的。應變大小 現象波的傳播，振動裂縫，差異沉降滑動，擊實，液化力學特征彈性彈塑性破壞重復加載效應 加載速度效應力學性能常數剪切模量，泊松比，阻尼內摩擦角，粘聚力原位測試方法地震波法原位振動試驗重復加載試驗試驗室試驗波速試驗，精密

8、共振柱試驗，精密重復加載試驗圖11-2 土的性能隨剪應變的變化土的性能的另一種特性是膨脹性，即土在排水剪切或不排水剪切的孔隙水壓力發生變化過程中趨向于膨脹或收縮。在小應變和中等應變范圍內重復加載時土的膨脹性不會呈現出來。當應變水平增加到量級以上時，重復加載時土的膨脹性就會呈現出來，如圖11-2所示。應當注意,在重復加載過程中，由于土的膨脹性效應，土的性能會發生漸進性變化，如飽和土的剛度退化、干土或部分飽和土的硬化。動力加載條件的另一個重要方面是加載速度的影響。實驗室試驗表明，在單向加載條件下土抵抗變形的能力一般隨加載速度的增加而增大，土的強度也隨加載速度的增加而增大；同時，當應變很小時就不會發

9、生加載速度效應。試驗已表明，是否會發生加載速度效應的門檻剪應變水平為量級。圖11-2近似地給出了用于評價土的動力特性的幾種常規試驗方法的應變范圍。在原位測試中，由于能量的限制，要使地震法在土中產生超過量級的應變水平是困難的。因此，地震法僅用于獲到小應變水平下土的變形模量。而利用原位振動試驗，則可以在土中產生較大的應變，其應變量級可達。當要求確定應變水平達到百分之幾時土的性能，則在原位振動試驗中所要求的能量太大而難以實現。在這種情況下，則可以采用重復加載試驗。如果振動頻率小于幾個赫茲，則慣性力效應可以忽略，試驗就成為單純的重復靜載荷試驗。由于加載速度效應在重復加載試驗的頻率范圍內通常是很小的，因

10、此，在中等到大應變范圍的原位測試中，重復加載試驗是一種有用的工具。在實驗室試驗中，確定土的彈性性能的最普通的方法是土樣波速試驗。此外，共振柱試驗也是一種很普通的方法。在共振柱試驗中，土的剪應變水平大約為量級，其大小與所試驗土的類型有關。借助于專門設備，對土樣的變形進行精密的測量，共振柱試驗可以得到小應變下土的彈性性能。常用的其它土工動力試驗還有動三軸試驗、動扭剪試驗和動簡切試驗等。在動三軸試驗中，土的剪應變水平大約為量級。在研究應變水平達到百分之幾的土的性能時，可不考慮振動頻率的影響。一般地，要使土試樣產生這樣大幅度的振動而不降低測試結果的精度是困難的?？朔@種困難的最好方法是使試驗的振動頻率

11、低到使動力試驗不再適宜的頻率，則這種試驗就轉化為重復加載試驗。利用重復加載試驗，對土樣可以施加大到足以引起破壞的應變幅度。最近，這種試驗已廣泛用于研究地震時的軟粘土性能和飽和砂土的液化勢。本章主要討論土的壓實性、土的動強度和變形特性、砂性土的液化機理、砂性土的液化判別方法及其地基液化程度的劃分等內容。把土的壓實性內容歸入這一章，主要是考慮到土的壓實性不完全是土自身的物理性能，它反映了土的動力反應特性，且土的壓實是一個動力過程。11.2土的壓實性工程建設中廣泛用到填土，例如路基、土堤、土壩、飛機跑道、平整場地修建建筑物等，都是把土作為建筑材料按一定要求和范圍進行堆填而成。顯然，未經壓實的填土，強

12、度低，壓縮性大且不均勻，遇水易發生塌陷等現象。因此，這些填土一般都要經過壓實，以減少其沉降量，降低其透水性，提高其強度。特別是高土石壩，往往是方量達數百萬方甚至干百萬方以上，是質量要求很高的人工填土。進行填土時，通常采用夯實、振動或輾壓等方法，使土得到壓實。土的壓實就是指填土在壓實能量作用下，使土顆?？朔ｉg阻力而重新排列，使土中的孔隙減小、密度增加，從而使填土在短時間內得到新的結構強度。土的壓實在松軟地基處理方面也得到廣泛應用。實踐經驗表明，壓實細粒土宜用夯擊機具或壓力較大的輾壓機具，同時必需控制土的含水量。對過濕的粘性土進行輾壓或夯實時會出現軟彈現象，填土難以壓實；對很干的粘性土進行輾壓或

13、夯實時，也不能把填土充分壓實。因此，含水量太高或太低的填土都得不到好的壓密效果，必須把填土的含水量控制在適當的范圍內。壓實粗粒土時，則宜采用振動機具，同時充分灑水。兩種不同的做法說明細粒土和粗粒土具有不同的壓密性質。11.2.1 粘性土的壓實性研究粘性土的壓實性可以在試驗室或現場進行。在試驗室內研究土的壓實性是通過擊實試驗進行的。試驗的儀器和方法見土工試驗方法標準GBJ123-88。試驗時將某一種土配成若干份具有不同含水量的土樣。將每份土樣裝入擊實儀內，用完全同樣的方法加以擊實。擊實后，測出壓實土的含水量和干密度。以含水量為橫坐標，干密度為縱坐標，繪制含水量-干密度曲線如圖11-3所示。這種試

14、驗稱為土的擊實試驗。圖11-3 粘性土的擊實曲線1. 最優含水量與最大干密度在一定的壓實功能（在試驗室壓實功能是用擊數表示的）下使土最容易壓實，并能達到最大密實度時的含水量稱為土的最優含水量。在圖11-3所示的擊實曲線上，峰值干密度對應的含水量就是最優含水量。同一種土，干密度愈大，孔隙比愈小，所以最大干密度相應于擊實試驗所能達到的最小孔隙比。在某一含水量下，將土壓到最密，理論上就是將土中所有的氣體都從孔隙中趕走，使土達到飽和。將不同含水量所對應的土體達到飽和狀態時的干密度也點繪于圖11-3中，得到理論上所能達到的最大壓實曲線，即飽和度為=100%的壓實曲線，也稱飽和曲線。該曲線可用下述公式表示

15、： （11-1）按照飽和曲線，當含水量很大時，干密度很小，因為這時土體中很大的一部分體積都是水。若含水量很小，則飽和曲線上的干密度很大。當時，飽和曲線的干密度應等于土粒相對密度。顯然松散的土是無法達到這一密度的。實際上，試驗的擊實曲線在峰值以右逐漸接近于飽和曲線，并且大體上與它平行。在峰值以左，則兩根曲線差別較大，而且隨著含水量減小，差值迅速增加。土的最優含水量的大小隨土的性質而異，試驗表明約在土的塑限附近。有各種理論解釋這種現象的機理。歸納起來，可以這樣理解：當含水量很小時，顆粒表面的水膜很薄，要使顆粒相互移動需要克服很大的粒間阻力，因而需要消耗很大的能量。這種阻力可能來源于毛細壓力或者結合

16、水的剪切阻力。隨著含水量增加，水膜加厚，粒間阻力減小，顆粒就容易移動。但是，當含水量超過最優含水量以后，水膜繼續增厚所引起的潤滑作用已不明顯。這時，土中的剩余空氣已經不多，并且處于與大氣隔絕的封閉狀態。封閉氣體很難全部被趕走，因此擊實曲線不可能達到飽和曲線，也即擊實土不會達到完全飽和狀態。注意到，這里所討論的是粘性土，粘性土的滲透性很小，在擊實的過程中，土中的水來不及滲出，在壓實的過程中可以認為含水量保持不變，因此必然是含水量愈高得到的壓實干密度愈小。2壓實功能的影響壓實功能是指壓實單位體積土所消耗的能量。擊實試驗中的壓實功能可用下式表示： (11-2)式中 E 壓實功能；W 擊錘的質量 ，在

17、標準擊實試驗中擊錘質量為2.5kg； d落距，擊實試驗中定為0.30m;N 每層土的擊實次數，標準試驗為27擊； n 鋪土層數，試驗中分3層； V 擊實筒的體積，為。每層土的壓實次數不同，即表示壓實功能有差異。同一種土，用不同的功能壓實，得到的壓實曲線如圖11-4所示。曲線表明，壓實功能愈大，得到的最優含水量愈小，相應的最大干密度愈大。所以，對于同一種土，最優含水量和最大干密度并不是恒值，而是隨著壓密功能而變化的。同時，從圖中還可以看到，含水量超過最優含水量以后，壓實功能的影響隨含水量的增加而逐漸減小。壓實曲線均靠近于飽和曲線。圖11-4不同壓實功能的擊實曲線3.填土的含水量和輾壓標準的控制由

18、于粘性填土存在最優含水量，因此在填土施工時應將土料的含水量控制在最優含水量左右，以期用較小的能量獲得最大的密度。當含水量控制在最優含水量的左側時 (即小于最優含水量)，壓實土的結構常具有絮凝結構的特征。這樣的土比較均勻，強度較高，較脆硬，不易壓密，但浸水時容易產生附加沉降。當含水量控制在最優含水量的右側時（即大于最優含水量），土具有分散結構的特征。這樣的土可塑性大，適應變形的能力強，但強度較低，且具有不等向性。所以，含水量比最優含水量偏高或偏低，填土的性質各有優缺點。因此，要根據對填土提出的要求和當地土料的天然含水量，選定合適的含水量進行壓實，一般選用的含水量要求在范圍內。圖11-5粗粒土的擊

19、實曲線要求填土達到的壓密標準，工程上采用壓實度控制。壓實度的定義為： (11-3)我國土壩設計規范中規定，、級土石壩，填土的壓實度應達到95%98%以上，至V級土石壩，壓實度應大于92%95%。填土地基的壓實標準也可參照這一規定。式中的標準壓實功能規定為607.5kN·m/m3，相當于壓實試驗中每層土夯擊27次。11.2.2無粘性土的壓實性砂和砂礫等無粘性土的壓實性也與含水量有關，不過不存在最優含水量問題。一般在完全干燥或者充分灑水飽和的情況下容易壓實到較大的干密度。潮濕狀態，由于毛細壓力增加了粒間阻力，壓實干密度顯著降低。粗砂在含水量為4-5%左右，中砂在含水量為7%左右時，壓實干

20、密度最小，如圖11-5所示。所以，在壓實砂礫時要充分灑水使土料飽和。無粘性土的壓實標準，一般用相對密度控制。以前要求相對密度達到0.70以上，近年來根據地震震害資料的分析結果，認為高烈度區相對密度還應提高。室內試驗的結果也表明，對于飽和的無粘性土，在靜力或動力的作用下，相對密度大于0.70-0.75時，土的強度明顯增加，變形顯著減小，可以認為相對密度0.7-0.75是土的力學性質的一個轉折點。同時由于大功率的振動輾壓機具的發展，提高輾壓密實度成為可能。所以，我國現行的水工建筑物抗震設計規范規定，位于浸潤線以上的無粘性土要求相對密度達到0.7以上，而浸潤線以下的飽和土，相對密度則應達到0.750

21、.85。這些標準對于有抗震要求的其它類型的填土，也可參照采用。例題1-1 某土料場土料的分類為低液限粘土(CL)，天然含水量21%，土粒相對密度。室內標準功能壓實試驗得到最大干密度1.85g/cm3。設計中取壓實度%宜，并要求壓實后土的飽和度0.9。問該土料的天然含水量是否適于填筑？碾壓時土料的含水量應控制為多大？解 1.求壓實后土的孔隙比由式(11-3)，填土的干密度 則壓實后土的孔隙比 假設土粒的體積 ，則孔隙的體積 土粒的質量 2求碾壓含水量根據題意，按飽和度控制含水量。因此，水的體積為： 則水的質量 因此，填土的含水量 即輾壓時土料的含水量應控制在18%左右。料場土的含水量超過3%以上

22、，不太適宜直接填筑，最好進行翻曬處理。11.3 土的動強度和變形特性11.3.1 動力試驗的加載方式為了確定土的動強度，至今已進行了數種動力試驗。根據試驗的加荷方式，可分為四種類型，如圖11-6所示。單調加載試驗的加荷速率是可變的。傳統的靜力加載試驗所采用的加載速率控制在使試樣達到破壞的時間在幾分鐘的量級。單調加載試驗的加荷速率控制在使試樣達到破壞的時間小于數秒時稱為快速加載試驗?？焖偌虞d試驗或瞬時加載試驗用于確定土在爆炸荷載作用下的強度。圖11-6b所示的動荷載加載方式用于確定土在地震運動作用下的強度。初始階段施加的單調靜剪應力用于模擬地震前土中的靜應力狀態，例如斜坡場地中土單元的應力狀態，

23、后續階段施加的循環荷載模擬地震運動作用下土中的循環剪應力。圖11-6c所示的動荷載加載方式用來研究地震運動作用下土的強度和剛度的衰減或降低。在若干次循環荷載結束后，土樣變得軟弱，土的靜強度和變形性能與加循環荷載前的初始狀態不一樣。因此，這種試驗的土體性能可用于地震后土壩或路堤的穩定性分析。圖11-6d所示的加載方式有時用于研究受到振動影響的土的靜強度。地基中靠近樁或板樁的土體，由于受到打樁引起的振動的影響，土的靜強度可能會有所降低。在這種情況下土的強度，可采用土樣放在振動臺上施 11.3.2 粘性土動強度的定義由于圖11-6b的加載方式被普遍用于確定地震運動作用下土的強度，因此，用動三軸儀測定

24、土的動強度，按照試驗采用單個試樣還是多個試樣確定土的強度特性，加載模式可分成二類：單階段循環加載和多階段循環加載。（a）單調加載 （b）單調循環加載（c）循環單調加載 （d）單調增加循環加載 圖11-6 動力試驗的加載方式一單階段循環加載試驗(a) (b) (c) (d) 圖11-7 從單階段循環加載試驗結果構造動剪應力殘余應變曲線這種試驗采用的加載模式如圖11-7所示。土樣先在適當的圍壓下固結，再在排水或不排水條件下施加靜軸向應力，如圖11-7中的P點。對飽和試樣，為了模擬地震前長期應力作用下所產生的固結，必須在排水條件下施加應力；對于部分飽和的試樣，可采用不排水條件施加應力。對于指定的循環

25、次數，在幅值為的循環荷載（的大小不足以使土樣發生破壞）結束后土樣中將產生一定大小的殘余應變，如圖11-7a中A點；在同樣條件下制備的另外一個新的土樣先在圍壓下被固結，再施加一個循環次數相同、但幅值增加了的動荷載，加荷結束后殘余應變點可能位于圖11-7b中的B點；然后，再對第三個試樣做類似的試驗，但幅值繼續增加，殘余應變點可能位于11-7c中的C點。假如必要的話，為了得到較大循環剪應力幅值作用下的殘余應變，類似的試驗可繼續重復進行。假如將按上述方法得到的幾個點（如A、B、C等）繪在一個圖上，可以得到一個應力應變關系，如圖11-7d所示，這個關系稱為動剪應力殘余應變關系。描述土在地震荷載作用下的性

26、能時，這種關系是非常有用的。假如已知循環剪應力幅值以及所考慮斜坡中土單元的靜剪應力，那么，估計斜坡在期望的地震運動作用下將會發生的永久殘余應變或土體可能產生循環流動的強度是可能的。二多階段循環加載試驗 圖11-8 從多階段循環加載試驗結果構造剪應力殘余應變曲線為了構造一條剪應力殘余應變曲線，單階段循環荷載試驗需要若干個條件相同的土樣。然而，在某些情況下能得到有效的土樣數量是有限的，這時可采用多階段循環荷載試驗。這種試驗的加載模式如圖11-8所示。與單階段循環荷載試驗一樣，土樣先被固結，并施加一個初始靜剪應力。先對土樣施加一個較小幅值的循環剪應力序列，在加載過程中土樣變形，產生剪應變，如圖11-

27、8中A點，再接著施加一個循環次數相同、但幅值稍大的循環剪應力序列。土樣繼續變形達到剪應變B點，類似地，保持循環次數不變，繼續增大循環剪應力幅值，可得到剪應變C點、D點，這樣，就能得到一條應力應變曲線，如圖11-8中虛線所示，這條曲線可被認為代表類似于單階段循環荷載試驗得到的動剪應力殘余應變曲線。 (a) 荷載循環次數的影響 (b) 初始靜剪應力的影響 圖11-9 荷載循環次數和初始剪應力對剪應力殘余應變曲線的影響在上述加載模式中，幅值逐步增大的循環荷載序列被施加于同一個試樣。因此，對于在一定幅值的循環荷載序列作用下，土樣的反應可能會受到幅值較小的先期循環荷載序列的影響。與沒有受到幅值較小的先期

28、循環荷載序列作用的土樣相比，假如土樣的剛度較小，則由于先期荷載序列的作用將增加土樣的殘余應變，在應力殘余應變曲線上這種影響就會顯示出來。然而，對于許多實用目的而言，上述應力歷史的影響可以認為是相當地小，可忽略不計，使用多階段循環加載試驗得到的動剪應力殘余應變曲線是合理的。對于給定的土樣，上述任一加載方式得到的動剪應力殘余應變曲線的形狀，取決于初始靜剪應力相對于循環剪應力幅值的大小，也取決于試驗中采用的循環次數N的大小，如圖11-9所示。圖11-9a示出了動剪應力殘余剪應變曲線形狀與試驗采用的循環次數N的關系。隨著循環次數N的增加，飽和軟土的動剪應力殘余應變曲線變得平緩。循環次數N=1的試驗可近

29、似認為與快速單調加載試驗的效果是等價的。圖11-9b示出了初始靜剪應力大小對動剪應力殘余應變曲線形狀的影響。與循環剪應力幅值相比，初始靜剪應力相當大時，加載速度和荷載反復的影響就很小，動剪應力殘余應變曲線形狀變得類似于靜荷載下的剪應力剪應變關系。三粘性土的動強度及其影響因素為了確定循環荷載下粘性土的強度變化，可用動三軸儀進行試驗研究。試驗中，首先使土樣固結，再在不排水條件下施加靜軸向荷載，其大小等于粘性土靜強度的一個指定百分數，等變形穩定后再施加循環軸向荷載，其幅值也等于土靜強度的一個指定的百分數。隨著循環次數增加，軸向變形也增加，直到達到破壞標準。 圖11-10 Shiroish飽和砂質粘土

30、的 圖11-11 加載時間對粘土 剪應力殘余應變曲線 強度的影響圖11-10是反映剪應力和軸向殘余應變關系的一個試驗結果。該試驗中的未擾動土樣取自1978年日本Miyaiken-oki地震中Sendai南部Shiroish曾發生地滑動的陡坡附近。試驗中采用的固結壓力，靜軸向應力。從圖可見，隨著循環次數N減少，產生指定殘余軸向應變的軸向總應力增大。這表明循環反復加載將使土的剛度降低。對于這種特定的粉質土，動強度可達到靜強度的1.5倍。圖11-11總結了加載速度對粘性土強度的影響。雖然由于一些其它因素對粘性土強度的影響，使得試驗數據有些離散，但仍然存在一個一般的趨勢；隨著加載速度的提高，粘性土的強

31、度提高。圖11-11中的平均線表明，粘性土在加載持續時間為0.25s的瞬態加載所得到的強度大約比加載持續時間為100s的靜荷載試驗得到的強度高40。根據不排水剪切階段施加于土樣上的初始靜軸向應力和循環軸向荷載幅值大小的關系，加載方式可分為只有大小變化的單向循環加載和同時具有方向變化的雙向循環加載兩種情況，如圖11-12所示。在各向均等固結情況下，如圖11-13所示，當<時在土樣的45°面上剪應力只有大小的變化；當>時在土樣的45°面上剪應力既有大小的變化還有方向的變化?？梢韵胂瘢?0，當土樣處于軸向壓縮和軸向拉伸時，則在土樣的45°面上，剪應力大小相

32、等、方向相反。(a)單向加載 （b）具有應力反向的雙向加載 （c）具有應力反向截斷的單向加載 圖11-12 循環加載方式 圖11-13 土樣45°面上的剪應力圖11-14是在循環次數N1、加載頻率為1 Hz條件下的試驗結果。因此，循環加載1/4周的荷載持續時間為0.25s。由圖可見，當初始靜軸向應力為零即時，這里為土的靜強度，則土的循環強度比近似等于1.4。這里土的循環強度比定義為土的循環強度與土的靜強度之比值，土的循環強度或稱動強度等于在指定循環次數下使土樣的軸向變形達到破壞標準所需要的軸向循環應力幅值與初始靜軸向應力之和。由于，土樣的循環強度可由引起軸向壓縮破壞的最大軸向應力來確

33、定。這意味著加載頻率為1Hz、荷載循環1周所引起的土樣破壞與荷載持續時間為 0.25s的單調瞬態加載所引起的破壞實際上是等價的?？梢杂腥さ匕l現，圖11-14中當時的循環強度比和圖11-12中荷載持續時間為0.25s的瞬態荷載作用下的動強度與土的靜強度之比值是一致的。 圖11-14循環強度比與初始 圖11-15 單向循環加載試驗 應力比的關系 結果總結圖11-14還可以看出，當初始靜剪應力增大到等于土的靜強度時，循環強度減小為1.0。這可能是由于隨著初始靜剪應力的增加，循環應力的相對大小逐漸減小，因此，土樣中的應力狀態也就越來越接近于靜荷載試驗的結果。圖11-15是單向循環加載、不同循環次數的試

34、驗結果。可以看出，隨著指定的荷載循環次數增加，土的循環強度逐漸降低。當荷載循環次數接近100次時，土的循環強度基本上等于土的靜強度。圖11-16總結了單向循環加載、荷載循環次數N50的試驗結果。圖11-16 循環強度與初始靜剪應力的關系 圖11-17 不規則荷載試驗的剪應力殘余應變關系圖11-17是在不規則荷載作用下得到的試驗結果。該試驗用的火山沉積原狀粘土取自1978年日本Near-Izu地震（震級M=7級）中曾發生大規模地滑的小山坡滑動面上。土樣的塑性指數，含水量，飽 和度，常規三軸試驗測定的抗剪強度指標和。試驗中的不規則荷載采用1968年日本Tokachioki地震中Hachinohe和

35、Muroran碼頭中密砂層的地表記錄到的水平向加速度時程。EW表示東西向水平地震加速度時程，NS表示南北向水平地震加速度時程。CM試驗代表不規則荷載加載過程中壓縮應力峰值為應力時程最大幅值的試驗；EM試驗代表不規則荷載加載過程中張拉應力峰值為應力時程最大幅值的試驗。從圖中可以看出，當動靜軸向總應力（）達到土的靜強度的80時，土的殘余應變急劇增大；在軸向總應力與土的靜強度之比達到指定的初始靜應力與土的靜強度之比/=70%的水平之前，土樣的剪應力殘余應變關系與靜應力應變關系一致；土樣先施加一定大小的靜荷載后再施加動荷載，與單純的靜荷載試驗條件相比，土樣具有較大的剛度和較高的強度。對于本試驗中的火山

36、沉積粘土，這種因后繼動荷載作用 而導致的強度提高幾乎達到100。圖11-18是初始靜剪應力比/=70%的試驗結果。雖然對不同條件的試驗，其試驗結果有些離散，但所有數據均落在一個很窄的條帶內。因此，所有試驗數據可用一條平均線來表示。可以看出，達到破壞應變所需要的循環強度比約為1.95。圖11-19是初始靜剪應力比/=0.20.9的所有試驗的平均曲線。圖中可以看出，隨著初始靜剪應力比/從20逐漸增大到90時，殘余應變達到某一水平后殘余應變曲線將趨向于變得平緩。令人驚奇地發現，即使初始靜剪應力比/達到90的水平，剪應力殘余應變曲線仍然遠高于靜剪應力應變曲線。從圖11-19可得到一個重要結論：當初始靜

37、剪應力比/=0.50.8（這是斜坡下原位土層通常遇到的應力條件）時，初始剪應力的大小對剪應力殘余應變曲線沒有明顯的影響。因此，初始靜剪應力對動應力應變關系的影響可以用/=0.7的試驗結果來代表。 圖11-18 剪應力殘余應變關系 圖11-19 初始靜剪應力對剪應力殘余應變關系的影響圖11-20a和11-20b分別是各向均等固結壓力和的一系列試驗結果。根據全部試驗結果，可以給出一條合理的平均曲線。對于的情況，土的循環強度比約為2.15；對于的情況，土的循環強度比約為1.65。為了比較目的，現將的試驗結果的平均曲線重繪于圖11-21。圖11-20 不同圍壓下剪應力殘余應變關系曲線圖11-21 圍護

38、壓力對剪應力殘余應變關系的影響四粘性土的動強度與靜強度之間的關系前一部分論述的一系列試驗表明，假如初始靜剪應力處于土的靜強度的4090的范圍內，則初始靜剪應力的大小對后續動荷載作用下土的性能沒有明顯影響。因此，可以忽略初始靜剪應力的變化所引起的對土的動力性能的影響。圖11-22表明，固結壓力的圖11-22 靜動荷載下摩爾圓和破 圖11-23 靜動載試驗得到的破壞包絡線影響是明顯的，在估計動荷載作用下土的殘余應變和強度時其影響是不能忽略的。靜荷載下土的極限平衡狀態可用摩爾極限應力圓表示，同樣，在動荷載下土的極限平衡狀態也可用摩爾極限應力圓表示，如圖11-23所示。假定已知土的靜三軸試驗強度指標和

39、值，則對各向均等固結壓力作用下引起土樣破壞所需要施加的軸向應力，根據摩爾庫倫破壞準則，應滿足： （11-4）對于同樣的固結壓力，在動三軸試驗中引起土樣破壞所需要施加的總軸向應力，假定也可用摩爾庫倫破壞準則表示，則 （11-5）結合式（11-4）和（11-5）得： （11-6）因此，若已知土的靜強度參數和值，且在各向均等固結壓力作用土的動強度也已確定，則動粘聚力可以從式（11-6）確定；若動粘聚力已知，則任一各向均等固結壓力，動強度可由式（11-6）確定。日本Shiroishi地區火山沉積粘性土，其顆粒組成為：礫粒13，砂粒47，粉粒12和粘粒28，擊實到重度和。其試驗條件和結果如表11-1所示

40、。另外，日本地區某火山沉積粘性土的試驗結果也列于表11-1。雖然僅從兩種粘性土試驗不能得到一般結論，但可以注意到粘性土的動粘聚力約為靜粘聚力的1.62.4倍。 兩種粘土的靜、動力試驗結果 表11-1試驗條件與結果火山沉積粘土（）火山沉積砂質粘土（Shiroishi）火山沉積砂質粘土（Shiroishi）重度13.318.719.0含水量11014022232021飽和度859082848284塑性指數301818靜粘聚力202832內摩擦角171416動粘聚力4852512.41.861.5911.4 砂性土液化機理11.4.1 現場應力條件在室內試驗中的模擬水平地面下的飽和砂土單元，地震前已

41、在條件下經歷了長期的固結過程，在地震期間這一土單元將在不排水條件下受到往返剪切應力的作用，如圖11-24a所示；注意到地表水平的場地，在水平方向是假定無限延伸的，因此，往返剪應力是在側向變形被完全限制的條件下施加的。對于地表傾斜的場地，任一土單元在地震前可以近似看作已在條件下各向異性固結，并在土單元的水平面上施加了一個附加的剪應力；地震期間土單元在不排水條件下受到一個往返剪應力的作用，如圖11-24b所示。由于傾斜地面下土單元側向變形可以認為是一直允許發生的，因此，傾斜地面下的土單元在水平面上受到往返剪應力作用時是處于能自由發生側向變形的狀態。當試圖在試驗室研究土的性能時，土樣在扭轉剪切試驗儀

42、上進行試驗可以最佳地重現土的原位應力狀態。在典型的扭轉剪切試驗中，飽和砂土試樣先在條件下固結，再在不排水條件下受到扭轉往返應力作用。當試驗要模擬水平地面條件時，必須在側向變形被約束的條件下施加往返扭轉應力，如圖11-24c所示；當試驗要模擬傾斜地面條件時，作用在土單元水平面上的初始剪應力的影響可以通過在條件下施加偏應力來模擬，而往返扭轉應力則必須在側向變形自由的條件下施加，如圖11-24d所示。圖11-24 地震前和地震期間的現場應力條件與在實驗室扭轉試驗中的模擬11.4.2 砂性土液化機理砂性土液化機理可以通過觀察扭轉剪切試驗中孔隙水壓力和剪應變的發展特性得到最好的解釋。一種典型的扭轉剪切試

43、驗儀如圖11-25所示。 圖11-25 空心圓柱試樣扭轉實驗儀圖 11-26 側面變形受約束的空心圓柱土樣扭剪試驗中側向應力和累積孔隙壓力的變化一側向變形有約束的扭轉剪切試驗由于往返扭轉應力是在側向變形有約束、不排水條件下施加的，因此，在整個試驗過程中軸向和側向應變始終為零。假若試驗是在的特定條件下進行的，則土樣在施加往返扭轉應力前的應力狀態即為各向均等固結條件下的應力狀態。假若施加往返扭轉應力時土樣處于不排水狀態，則土樣將既不產生軸向變形，也不產生任何側向變形。因此，在各向均等固結條件下對土樣施加往返扭轉應力所產生的應力狀態，與往返三軸試驗中在各向均等固結、不排水條件下對土樣施加往返軸向應力

44、所引起的45°面上的應力狀態是完全一致的。飽和砂土產生液化的機理可以用空心園柱土樣在扭轉剪切試驗儀上的試驗結果來解釋，圖11-26是一組往返扭轉剪切試驗的結果。在該試驗中，砂土試樣的相對密度，豎向固結壓力，側向固結壓力，受到10周均幅扭轉往返應力作用，其幅值，施加1周扭轉往返應力的時間為30min。從圖可以看到，在往返加載過程中，有效側向應力持續增長，一直增長到等于初始豎向應力為止，同時，累積孔隙水壓力也持續增長，同樣也一直增長到等于初始豎向應力為止。在加載的第10周，扭轉剪應變突然迅速增大，表明砂土發生了軟化。這種狀態稱為砂土液化或循環軟化。也即，在施加往返扭轉應力過程中，相應于有

45、效應力的值逐漸增加，最終達到的狀態（液化觸發）。這說明，水平地面下的飽和砂層在地震動作用下可以達到液化狀態，同時伴隨著側向應力發生變化，累積孔隙水壓力比達到100，土的抗剪強度完全喪失，液化觸發時土單元沒有任何形狀的改變。二側向變形無約束的扭轉試驗對土樣先施加不變的豎向應力和側向應力，再在不排水條件下施加往返扭轉應力，土樣既可發生豎向變形也可發生側向變形。這種試驗條件用于模擬飽和砂土單元存在一定的初始剪應力的傾斜地面場地如斜坡、堤壩等。應注意，在這樣的條件下土單元在水平面方向始終是能自由移動的。圖11-27是空心園柱飽和砂土試樣在這種條件下的扭轉剪切試驗結果。試樣的相對密度，豎向固結壓力，側向

46、固結壓力，受到5周均幅扭轉往返應力作用，其幅值。從圖可以看到，在往返加載中，側向應變持續增大，試樣的形狀也將發生明顯的變化；同時，累積孔隙水壓力增長到一定程度就不再增大，不能達到初始豎向應力的大小。還可以看到，在往返加載的任何階段，往返扭應變沒有發生突然增大現象。這說明，土樣在這種條件下不會發生完全軟化或液化現象；與飽和砂土在側向變形有約束的試驗中發生液化破壞不一樣，在這種側向變形無約束的試驗中，砂土是在具有一定圍護壓力下發生剪切破壞。 圖11-27 側面變形無約束的空心圓柱土樣扭剪 圖11-28 往返三軸試驗中土中靜應力試驗中側向應力和累積孔隙壓力的變化 和循環應力的模擬飽和砂土在往返荷載作

47、用下的性能，也可以在動三軸儀上進行試驗研究。在往返三軸試驗中對土樣先在不排水條件下各向異性固結，再施加往返軸向應力。這種往返三軸試驗可以認為與側向變形無約束的扭轉剪切試驗是等價的。雖然這兩種試驗中往返荷載施加的方式是不一樣的，但本質上兩種試驗具有共同的特征，即在往返加載過程中土樣逐漸發生軸向變形，同時施加的初始偏應力保持不變。三循環軟化或液化的定義液化觸發的基本機理，起先是在動三軸儀上通過觀察往返軸向應力作用下飽和砂土試樣的性能來解釋的。Seed和Lee（1966）最早進行了往返三軸試驗。飽和砂土試樣先在一定圍護壓力下固結，再在不排水條件下施加常幅往返軸向應力，直到雙幅軸向應變達到一定水平為止

48、。這種加載方式在土樣45°平面上產生的應力狀態與地震作用下水平地面下土單元水平面上的應力狀態是一致的。試驗土樣與原位土層的這種關系是用往返三軸試驗來估計飽和砂土抗液化能力的基礎。在往返三軸試驗的不同加載階段土樣的應力狀態如圖11-28所示。土樣先在均等固結壓力作用下固結，再在不排水條件下施加軸向應力時，在土樣的45°平面上產生的剪切應力為，同時該平面上還產生正應力，該應力為純壓縮應力，基本上傳遞給孔隙水，不會引起現存的有效圍 護壓力的任何變化。因此，作用在45°平面上的正應力可以忽略。圖11-29 往返三軸試驗中軸向應變和累積孔隙水壓力的變化圖11-29是往返三軸

49、試驗的一個典型試驗結果?？梢钥吹?，隨著往返軸向應力的施加，孔隙水壓力逐漸增長，最終達到初始圍護壓力的大小，從而產生約5的雙幅軸向應變。這樣的狀態稱為初始液化。對于飽和松砂，初始液化基本上可以看作軟化狀態，因為累積孔隙水壓力比達到100的瞬間或以后，土樣會發生強度完全喪失和變形迅速無限地發展的現象。對于中密至密實的飽和砂，隨著雙幅軸向應變達到約5，累積孔隙水壓力比達到100，飽和砂也發生軟化狀態；但初始液化觸發后，土樣不會發生強度完全喪失和變形無限地增大的現象。然而，只要土樣達到一定大小的往返軸向應變時就會發生一定程度的軟化。因此，習慣上把雙幅軸向應變達到約5或累積孔隙水壓力比達到100作為一個

50、較寬密度范圍內砂土循環失穩狀態的普遍標準。對含有一定含量的粉質砂土或砂質粉土，孔隙水壓力不會充分發展，當其達到初始有效圍護壓力的9095時就停止了進一步增長。當這類土發生明顯的軟化現象時，可以觀察到有相當大的往返軸向應變。因此，對從潔凈砂土到含有較多細粒砂的各類砂性土，在往返三軸試驗中通常把土樣產生5雙幅軸向應變作為循環軟化或液化的標準。為測定液化觸發或產生5雙幅軸向應變，需要指定常幅均勻往返荷載的往返次數。原則上往返次數可以任意給定，但習慣上采用10周或20周，用以代表在地震中記錄到的加速度時間歷程中具有明顯往返特征的典型數次。這樣，液化或循環軟化的觸發條件是根據在20次常幅往返荷載作用下產

51、生5雙幅軸向應變所需要的循環應力比的大小來確定的。這個循環應力比通常稱為循環強度或抗液化強度。四砂性土的循環強度或抗液化強度 圖11-30 循環強度與相對密度的關系 圖11-31 美國砂土液化結果(silver等，1976) 對飽和砂土的抗液化強度，已有大量試驗研究。研究表明，飽和砂土的抗液化強度主要受初始圍護壓力的大小、循環應力幅值、循環應力往返作用次數和砂土的相對密度或孔隙比的影響。通常，為了考慮初始有效圍護壓力和循環應力幅值的影響，用循環應力比作為三軸試驗中土的抗液化強度的量度；將往返作用次數為20次時引起雙幅軸向應變5所需要的循環應力比稱為抗液化強度，記為。圖11-30至圖11-33為

52、典型的試驗結果。從圖11-30可見，隨著砂土相對密度的增加，抗液化強度幾乎線性地增加；但當相對密度超過70時，砂土的抗液化強度急劇增加。圖11-31總結了美國的砂土液化試驗結果。從圖可見，試驗結果位于相當窄的帶內，表明不同試驗得到的循環強度是相當一致的。從圖11-31的平均線可以得出，當循環次數為20次時，引起5雙幅軸向應變的循環應力比為0.31。假如這個循環應力比與砂土的相對密度成正比，則相對密度的砂土的循環應力比可通過0.31×50/600.26來估算。圖11-32是日本砂土液化試驗結果的總結，砂土的相對密度。圖中可以看出，不同的試驗結果也落在一個很窄的帶內，表明不同試驗得到的循

53、環強度是相當一致的。 不過也可以看出，試樣尺寸較小（直徑5cm）的土樣，其循環強度較尺寸較大（直徑7-10cm）土樣的循環強度要稍高一些。圖中的實線近似給出了兩組試樣試驗結果的分界線，這條曲線也可視為不同試驗的平均線。對于細粒（粒徑小于0.075mm）含量大于50的粉質砂土，試驗中普遍發現，相對密度 并不是表達抗液化強度的一個適宜的性能指標，影響抗液化強度的最重要的性能指標卻是塑性指數。圖11-33的試驗結果清楚地證明了這一結論。但也可看出，當塑性指數時，塑性指數對循環強度沒有明顯的影響。 圖11-32 日本砂土液化試驗結果 圖11-33 塑性指數對含細粒砂循環強度的影響圖11-34給出了扭轉

54、剪切試驗中固結比對砂土抗液化強度的影響。扭轉剪切試驗中，循環應力比定義為循環扭轉剪應力的幅值與豎向有效固結壓力的比值。圖11-34給出了引起雙幅扭轉剪應變5或初始液化所需的循環次數與循環應力比的關系曲線。由圖可見，固結比越大，抗液化強度越高。為了檢驗條件的影響，豎向圍護壓力可以通過下式轉換為平均有效圍護應力： （11-7）假如圖11-34中的循環應力比變換到循環應力比，試驗數據可以重新整理成圖11-35所示。可以看到，不同值的試驗數據與循環次數的關系曲線幾乎是一致的。圖11-34 側向受約束條件下固結比對循環強度的影響圖11-35 不同條件下循環應力比與循環次數的關系11.5 砂性土地基液化判別11.5.1地基抗液化的設防范圍與液化的初步判別 建筑抗震設計規范（GBJ1189）規定6度地震區需要地基抗液化設防，并規定對液化沉陷敏感的乙類建筑可按7度考慮，7度9度時，乙類建筑可按原烈度考慮。2000年建筑抗震設計規范仍采用這一規定。巖土工程勘察規范（GB50021-94）也作了與此相同的規定。在抗震規范中對6度區適當作原則性規定是有益的。在6度區的確有少數地點曾發生過液化，但未曾