摘要：

飽和黃土的破壞模式和剪切特性是分析黃土地基及其構(gòu)筑物地震變形的基礎(chǔ)，為了揭示循環(huán)荷載下黃土獨(dú)特的強(qiáng)度衰減和變形劣化規(guī)律，本文開(kāi)展了飽和黃土不排水動(dòng)三軸試驗(yàn)，控制初始剪應(yīng)力（qs）和循環(huán)剪應(yīng)力（qc），研究了不同初始應(yīng)力狀態(tài)下飽和黃土的動(dòng)強(qiáng)度、孔壓發(fā)展規(guī)律及破壞模式。試驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)qs＜qc時(shí)，重塑和原狀黃土試樣表現(xiàn)為循環(huán)遷移型破壞，當(dāng)qs≥qc時(shí)，重塑黃土試樣表現(xiàn)為流動(dòng)型破壞，而原狀黃土試樣則表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞；黃土試樣的循環(huán)應(yīng)力比（RCS）、循環(huán)阻力比（RCR，10）隨著初始剪應(yīng)力比（RSS）的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)；循環(huán)遷移型和塑性應(yīng)變累積型破壞在循環(huán)加載的初始階段孔壓上升迅速，孔壓增長(zhǎng)曲線分別呈“風(fēng)琴”狀和“喇叭”狀，而流動(dòng)型破壞的初始階段孔壓增長(zhǎng)速率較慢，當(dāng)?shù)竭_(dá)某一振次后孔壓突然增長(zhǎng)，孔壓增長(zhǎng)曲線呈“鐮刀”狀?；诔跏茧A段孔壓發(fā)展指標(biāo)（K12）與初始應(yīng)力狀態(tài)（qs/qc）提出了圖表法，可用于預(yù)測(cè)循環(huán)荷載下飽和黃土的破壞模式。

關(guān)鍵詞：

破壞模式；孔壓；初始剪應(yīng)力；循環(huán)剪應(yīng)力；循環(huán)應(yīng)力比；初始孔壓；飽和黃土；重塑黃土

doi：10.13278/j.cnki.jjuese.20230119

中圖分類(lèi)號(hào)：TU444

文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A

劉鑫，覃澤華，汪瀟杰，等.循環(huán)荷載下飽和黃土的剪切特性與破壞模式.吉林大學(xué)學(xué)報(bào)（地球科學(xué)版）， 2024，54（5）：16041614. doi：10.13278/j.cnki.jjuese.20230119.

Liu Xin， Qin Zehua， Wang Xiaojie，et al. Investigation on Instability Mode and Shear Behaviour of Saturated Loess Under Cyclic Loading. Journal of Jilin University （Earth Science Edition）， 2024，54（5）：16041614. doi：10.13278/j.cnki.jjuese.20230119.

收稿日期：20230509

作者簡(jiǎn)介：劉鑫（1987-），男，副教授，主要從事顆粒材料動(dòng)、靜力特性及滑坡地質(zhì)災(zāi)害方面的研究，E-mail：xliu67@chd.edu.cn

基金項(xiàng)目：國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（41927806，42041006）；陜西省自然科學(xué)基礎(chǔ)研究計(jì)劃項(xiàng)目（2022JQ251）；長(zhǎng)安大學(xué)中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專(zhuān)項(xiàng)資金項(xiàng)目（300102263101）

Supported by the National Natural Science Foundation of China （41927806，42041006），the Natural Science Basic Research Program of Shaanxi Province （2022JQ251） and the Fundamental Research Funds for the Central Universities Through Chang’an University （300102263101）

Investigation on Instability Mode and Shear Behaviour of Saturated Loess Under Cyclic Loading

Liu Xin1，2， Qin Zehua1， Wang Xiaojie1， Lan Hengxing1，2，3

1. School of Geological Engineering and Geomatics，Chang’an University，Xi’an 710054，China

2. Key Laboratory of Ecological Geology and Disaster Prevention，Ministry of Natural Resources， Xi’an 710054，China

3. State Key Laboratory of Resources and Environmental Information Systems （Institute of Geographic Sciences and Natural ""Resources Research，Chinese Academy of Sciences），Beijing 100101，China

Abstract：

The instability mode and shear behaviour of saturated loess are the basis for analyzing seismic deformation of loess foundation and their structures. To reveal the unique strength attenuation and deformation deterioration of saturated loess under cyclic loads， the dynamic soil strength， development of the pore pressure and instability modes of the saturated loess were investigated by the cyclic triaxial test， subjected to the initial shear stress （qs） and the cyclic shear stress （qc）. The experimental results show that： When qslt;qc， the loess samples exhibit the cyclic mobility failure type; When qs≥qc， the reconstituted loess samples exhibit the flow failure type， while the intact loess exhibit the plastic strain accumulation failure type. The cyclic stress ratio （RCS） and the cyclic resistance ratio （RCR，10） of the loess samples increases first and then decreases with the increase of the initial shear stress ratio （RSS）. At the initial stage of cyclic loading， the pore pressure in loess samples increases rapidly with the cyclic mobility and plastic strain accumulation failure types， and the pore pressure development curves show the trend of “organ” or “hornt” type. The growth rate of the initial pore pressure in the loess samples with the flow failure type is relatively slow. When the pore pressure reaches a certain cycle， it increases sharply and the pore pressure curve shows a “sickle” type. A chart is established by considering the influence of initial stress state （qs/qc） and the initial pore pressure development index （K12）， it can be used to predict the failure mode of saturated loess under cyclic loading.

Key words：

failure mode；pore" pressure；initial shear stress；cyclic shear stress；cyclic stress ratio； pore pressure；saturated loess；reconstituted loess

0" 引言

黃土在世界范圍內(nèi)廣泛分布，在我國(guó)以西北部的黃土高原地區(qū)分布最為集中。黃土具有獨(dú)特的大孔隙、結(jié)構(gòu)性、水敏性等特點(diǎn)［13］；同時(shí)，黃土分布集中的西北地區(qū)

地震多發(fā)且烈度較高，

分布有華北地震帶、祁連地震帶和南北地震帶。飽和黃土或含水量較高的黃土在強(qiáng)震作用下可能會(huì)發(fā)生液化，從而導(dǎo)致建筑物地基失穩(wěn)或斜坡地帶發(fā)生泥石流等災(zāi)害［46］。因此，飽和黃土的破壞模式和剪切特性是分析黃土地基及其構(gòu)筑物地震變形的基礎(chǔ)。

初始剪應(yīng)力（qs）和循環(huán)剪應(yīng)力（qc）是土體抗震分析的重要參數(shù)，與土體的動(dòng)剪切特性及破壞模式密切相關(guān)［78］。Yoshimi等［9］于1975年最先發(fā)現(xiàn)循環(huán)荷載下砂土的破壞模式與初始應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)，并且認(rèn)為初始剪應(yīng)力的存在使得砂土更易液化。Yang等［1011］進(jìn)一步提出了門(mén)檻初始剪應(yīng)力比的概念，解釋了初始剪應(yīng)力比對(duì)砂土抗液化強(qiáng)度的影響，并且注意到砂土的初始應(yīng)力狀態(tài)以及相對(duì)密度會(huì)直接影響試樣的破壞模式。比如，流動(dòng)型破壞一般發(fā)生在較松的試樣當(dāng)中，而

循環(huán)遷移型或塑性應(yīng)變累積型破壞一般發(fā)生在

較密的試樣中。此后，眾多學(xué)者就不同初始應(yīng)力狀態(tài)下土體的動(dòng)剪切特性及破壞模式進(jìn)行了更加系統(tǒng)的量化研究［1218］。例如：Chiaro等［12］通過(guò)循環(huán)扭剪試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)初始剪應(yīng)力比對(duì)飽和松砂抗液化強(qiáng)度的影響取決于土體的初始應(yīng)力狀態(tài)和破壞模式，試樣在無(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下（qs＞qc）均表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞；周正龍等［13］提出循環(huán)荷載下飽和粉土的破壞模式與最小剪應(yīng)力（qm=qs-qc）有關(guān)，當(dāng)qm ≤0時(shí)，其破壞模式為循環(huán)遷移型破壞，當(dāng)qmgt;0 時(shí)，其破壞模式則表現(xiàn)為應(yīng)變累積型破壞；張希棟等［17］發(fā)現(xiàn)循環(huán)荷載作用下，初始動(dòng)應(yīng)力狀態(tài)對(duì)黃土破壞模式有重要影響，當(dāng)初始循環(huán)偏應(yīng)力＜0時(shí)，黃土呈受拉破壞，當(dāng)初始循環(huán)偏應(yīng)力＞0時(shí)，黃土呈受壓破壞；任華平等［18］通過(guò)室內(nèi)大型動(dòng)三軸試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)不同循環(huán)應(yīng)力比條件下，粉土試樣的塑性應(yīng)變累積發(fā)展規(guī)律可分為塑性安定、塑性蠕變和增量破壞3種。

以上的研究表明，當(dāng)前人們對(duì)不同初始應(yīng)力狀態(tài)下土體的動(dòng)剪切特性與破壞模式已有了一定認(rèn)識(shí)，但多數(shù)集中于對(duì)砂土的研究。黃土是一種以粉粒為主、欠壓密、多孔隙的第四紀(jì)沉積物，其不排水動(dòng)剪切特性相較砂土更為復(fù)雜［1923］。但目前文獻(xiàn)中缺少對(duì)循環(huán)荷載下黃土剪切特性的系統(tǒng)研究，特別是針對(duì)不同初始應(yīng)力狀態(tài)下黃土的破壞模式判別及抗液化強(qiáng)度分析仍需深入研究。

為此，本文開(kāi)展了飽和黃土不排水動(dòng)三軸試驗(yàn)，研究了不同初始應(yīng)力狀態(tài)下飽和黃土的動(dòng)剪切特性

及動(dòng)剪切強(qiáng)度，重點(diǎn)分析了飽和黃土試樣的初始孔壓發(fā)展規(guī)律，并提出了一種可用于評(píng)價(jià)飽和黃土破壞模式和抗液化性能的圖表法，以期為地震荷載下黃土斜坡和地基穩(wěn)定性分析提供理論基礎(chǔ)。

1" 試驗(yàn)材料及方法

1.1" 試驗(yàn)材料

如圖1所示，試驗(yàn)所采用的黃土取自陜西省延安地區(qū)，為了減少對(duì)試樣的擾動(dòng)，現(xiàn)場(chǎng)取樣后迅速將試樣用保鮮膜包裹并用石蠟封存以保持土體結(jié)構(gòu)和減少水分散失。參照《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》（GB/T 50123—2019）［24］對(duì)黃土進(jìn)行水篩法和密度計(jì)法試驗(yàn)，得知試樣的黏粒（粒徑lt;5 μm）質(zhì)量分?jǐn)?shù)為6.3%，粉粒（粒徑5～75 μm）質(zhì)量分?jǐn)?shù)為58.3%，砂粒（粒徑gt;75 μm）質(zhì)量分?jǐn)?shù)為35.4%，屬于砂質(zhì)粉土［25］。黃土的其他物理指標(biāo)見(jiàn)表1。

a. 取樣；b. 蠟封；c. 制樣。

將現(xiàn)場(chǎng)取回的原狀黃土削成直徑D=39.1 mm、高度H=80.0 mm的圓柱形原狀試樣。重塑黃土和原狀黃土為同一地點(diǎn)取樣，先經(jīng)過(guò)烘干、過(guò)篩、 加純水配至11.6%的目標(biāo)含水率并悶土24 h后采用濕法制備重塑試樣；再根據(jù)試樣的目標(biāo)孔隙比，稱(chēng)取適當(dāng)質(zhì)量的濕土在制樣器內(nèi)分5層逐層擊實(shí)，每層擊實(shí)完成后對(duì)表面進(jìn)行刮毛處理，使層間土接觸良好［2627］；最后測(cè)量試樣尺寸。制樣結(jié)束后對(duì)試樣進(jìn)行飽和，本次研究首先采用二氧化碳和無(wú)氣水依次淋濾處理試樣，然后采用反壓飽和法，分級(jí)飽和至圍壓330 kPa、反壓300 kPa，在增大各級(jí)反壓前，測(cè)試試樣的孔壓系數(shù)（B），待試樣完全飽和（B≥0.95）后進(jìn)行不排水動(dòng)三軸試驗(yàn)［2829］。

1.2" 試驗(yàn)內(nèi)容與方法

試驗(yàn)所采用的儀器為英國(guó)GDS公司生產(chǎn)的動(dòng)三軸試驗(yàn)系統(tǒng)（最大頻率為5 Hz，最大軸向力為20 kN），該系統(tǒng)主要包括驅(qū)動(dòng)系統(tǒng)、圍壓控制器、反壓控制器、壓力室和數(shù)據(jù)采集儀5部分，如圖2所示。

飽和后的黃土試樣首先在均壓（σ′3c=100 kPa）下進(jìn)行固結(jié)，待試樣的排水穩(wěn)定后，再施加qs進(jìn)行偏壓固結(jié)。對(duì)固結(jié)后的試樣采用應(yīng)力控制的方式（等幅正弦波）施加qc，動(dòng)荷載的頻率為0.1 Hz，試驗(yàn)終止循環(huán)次數(shù)（Ns）為200，試驗(yàn)方案如表２所示。

2" 試驗(yàn)結(jié)果分析與討論

2.1" 破壞模式的類(lèi)型

通過(guò)動(dòng)三軸試驗(yàn)控制qs和qc，分別對(duì)3種典型應(yīng)力狀態(tài)下飽和重塑和原狀黃土的破壞模式進(jìn)行了研究。如表2所示，本次試驗(yàn)中原狀與重塑黃土試樣的初始孔隙比（e0=0.775）相近，因此，黃土試樣的破壞模式差異主要和初始應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)。試驗(yàn)結(jié)果表明：黃土試樣表現(xiàn)出3種典型的破壞模式（圖3）。當(dāng)qs＜qc時(shí)，重塑和原狀黃土試樣表現(xiàn)為循環(huán)遷移型破壞，應(yīng)變發(fā)展曲線如圖3a所示；當(dāng)qs≥qc時(shí)，重塑黃土試樣表現(xiàn)為流動(dòng)型破壞（圖3b），而原狀黃土則表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞（圖3c）。

鑒于破壞模式的判別并不依賴(lài)于破壞標(biāo)準(zhǔn)的選

擇，為便于分析比較，本文試驗(yàn)中以雙幅軸向應(yīng)變?chǔ)臿 =5%作為試樣失穩(wěn)的標(biāo)準(zhǔn)［30］。

2.2" 初始應(yīng)力狀態(tài)對(duì)動(dòng)剪切特性的影響

圖4對(duì)比了完全應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下重塑和原狀黃土的動(dòng)剪切特性。

當(dāng)初始剪應(yīng)力為0時(shí)，在qp′（偏應(yīng)力平均有效應(yīng)力）平面內(nèi)，應(yīng)力路徑關(guān)于q=0是軸對(duì)稱(chēng)的，稱(chēng)之為完全應(yīng)力反轉(zhuǎn)（qs/qc=0），見(jiàn)圖4a、b。原狀與重塑黃土試樣均表現(xiàn)為循環(huán)遷移

型破壞，即在循環(huán)加載的初期，試樣的軸向應(yīng)變較?。▅εa|＜2%），達(dá)到某一振次后其軸變逐漸增大，應(yīng)力路徑呈“蝴蝶翼”形態(tài)（圖4c、d）。在較少的振次范圍內(nèi)試樣的軸變顯著增大，試樣在拉平面的累積應(yīng)變顯著大于壓平面。此外，在循環(huán)荷載下，原狀黃土比重塑黃土達(dá)到失穩(wěn)標(biāo)準(zhǔn)所需的循環(huán)次數(shù)（Nf）更多。例如，重塑黃土試樣在第31個(gè)循環(huán)發(fā)生失穩(wěn)，此時(shí)施加的循環(huán)剪應(yīng)力qc為24.2 kPa（圖4a）；相比之下，即使施加的循環(huán)剪應(yīng)力更大（qc=33.3 kPa），原狀黃土試樣在第58個(gè)循環(huán)才到達(dá)失穩(wěn)標(biāo)準(zhǔn)（圖4b）。

由圖5a、b可知，當(dāng)初始剪應(yīng)力小于循環(huán)剪應(yīng)力時(shí)，在qp'平面內(nèi)，應(yīng)力路徑關(guān)于q=0軸是非對(duì)稱(chēng)的，稱(chēng)之為局部應(yīng)力反轉(zhuǎn)（qs＜qc）。重塑與原狀黃土試樣的軸向應(yīng)變主要在壓平面累積，均表現(xiàn)為循環(huán)遷移型破壞。不同的是，局部應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下，原狀黃土所能承受的初始剪應(yīng)力臨界值更大。例如，原狀黃土在施加了qs=61.7 kPa后，仍然可以承受比初始剪應(yīng)力更大的循環(huán)剪應(yīng)力（qc=91.7 kPa）（圖5b、d）。而對(duì)于重塑黃土，若同樣施加一個(gè)初始剪應(yīng)力qs=61.7 kPa，當(dāng)qs＜qc時(shí)，試樣還未正常進(jìn)行循環(huán)加載就已經(jīng)破壞。此外，對(duì)比圖4與圖5可以看出，當(dāng)施加初始剪應(yīng)力后，原狀黃土試樣達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)所需的循環(huán)剪應(yīng)力明顯大于重塑黃土。

由圖6a、b可知，當(dāng)qs≥qc時(shí)，應(yīng)力路徑只在qp′平面正半軸內(nèi)發(fā)展，稱(chēng)之為無(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)。此時(shí)，試樣的軸向應(yīng)變僅在壓平面累積，重塑黃土試樣在循環(huán)加載初期的軸向應(yīng)變非常小，隨后在一個(gè)循環(huán)周期內(nèi)突然增大至30%（圖6c），表現(xiàn)為流動(dòng)型破壞。流動(dòng)型破壞在沒(méi)有明顯先兆的情況下發(fā)生，破壞發(fā)生時(shí)變形更劇烈，因此危害性更大。與重塑黃土不同的是，原狀黃土試樣則表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞，軸向應(yīng)變?cè)谡麄€(gè)循環(huán)加載過(guò)程中緩慢累積且無(wú)明顯增大現(xiàn)象（圖6d）。

此外，在初始剪應(yīng)力基本相同的情況下，原狀黃土試樣達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)所需的循環(huán)剪應(yīng)力更大。例如，當(dāng)qs基本相同時(shí)，重塑黃土試樣只需施加一個(gè)較小的循環(huán)剪應(yīng)力（qc=16.7 kPa）試樣就能夠破壞（圖6c），而原狀黃土試樣只有當(dāng)施加的循環(huán)剪應(yīng)力足夠大時(shí)（qc=87.5 kPa）（圖6d），試樣才能達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)。

2.3" 初始應(yīng)力狀態(tài)對(duì)循環(huán)剪切強(qiáng)度的影響

圖7a給出了不同初始剪應(yīng)力比（RSS=qs/σ′3c）

下飽和黃土試樣到失穩(wěn)標(biāo)準(zhǔn)時(shí)循環(huán)應(yīng)力比（RCS=qc/σ′3c）與

所需循環(huán)次數(shù)的

關(guān)系?？梢钥闯?，循環(huán)應(yīng)力比隨著破壞循環(huán)振次的增大而減小，隨著初始剪

應(yīng)力比的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)。這與Yamamuro等［31］在砂土中觀察到的規(guī)律一致

，即產(chǎn)生這一現(xiàn)象的原因與初始應(yīng)力狀態(tài)和不排水失穩(wěn)線的相對(duì)距離有關(guān)。此外，當(dāng)RSS相同時(shí)，原狀黃土相較于重塑黃土表現(xiàn)出更高的抗剪強(qiáng)度，這是由于原狀黃土在自然沉積過(guò)程中具有較小

程度的各向異性，而重塑黃土受人工擊實(shí)的影響具有較大程度的各向異性［32］。而循環(huán)阻力比RCR，10（第10個(gè)循環(huán)所對(duì)應(yīng)RCS）隨著初始剪應(yīng)力的增大同樣表現(xiàn)出先增大后減小的趨勢(shì)（圖7b）。當(dāng)RCR，10＞RSS時(shí)，此時(shí)試樣中存在應(yīng)力反轉(zhuǎn)，RCR，10隨著RSS的增大而增大；當(dāng)RCR，10＜RSS時(shí)，此時(shí)試樣中無(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)，RCR，10隨著RSS的增大而減小。這說(shuō)明存在一個(gè)閾值（RSS，th），使得在此初始剪應(yīng)力比下，試樣的循環(huán)應(yīng)力比、循環(huán)阻力比最大，即試樣的循環(huán)剪切強(qiáng)度最大。這種變化規(guī)律與砂土的循環(huán)三軸試驗(yàn)結(jié)果一致。此外，在相同初始剪應(yīng)力比下，原狀黃土試樣比重塑黃土試樣的循環(huán)剪切強(qiáng)度高。本試驗(yàn)中，原狀黃土試樣的閾值RSS，th在0.32～0.52之間，重塑

黃土試樣的閾值RSS，th在0.09～0.32之間。

2.4" 初始應(yīng)力狀態(tài)對(duì)孔壓發(fā)展趨勢(shì)的影響

不同破壞模式下的孔壓發(fā)展也有各自特點(diǎn)，圖8a對(duì)比了重塑與原狀黃土試樣在應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下超孔隙水壓力（Δu）的發(fā)展趨勢(shì)。由圖8a可知：無(wú)論是完全應(yīng)力反轉(zhuǎn)還是局部應(yīng)力反轉(zhuǎn)，試樣均表現(xiàn)為循環(huán)遷移型破壞，孔壓的發(fā)展大體呈“風(fēng)琴”狀的增長(zhǎng)模式。在循環(huán)加載的初始階段，孔壓隨循環(huán)次數(shù)的增加迅速上升，此時(shí)曲線斜率最大；而后增加速率逐漸變慢進(jìn)入穩(wěn)定增長(zhǎng)階段，此時(shí)曲線斜率較??；當(dāng)進(jìn)入破壞性增長(zhǎng)階段時(shí)（紅色循環(huán)圈），孔壓隨循環(huán)次數(shù)的增加顯著上升，曲線斜率變大。

圖8b為無(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下Δu的發(fā)展曲線。

如圖8b中曲線Ⅰ所示，在無(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下，原狀黃土試樣的孔壓發(fā)展曲線呈“喇叭狀”。在循環(huán)加載的初始階段（N＜10），孔壓隨循環(huán)次數(shù)的增加快速上升，曲線斜率最大；隨后孔壓的增長(zhǎng)速率

逐漸減小并進(jìn)入穩(wěn)定增長(zhǎng)階段，直至試樣達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)，其孔壓也無(wú)顯著上升趨勢(shì)，此時(shí)試樣表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞。

圖8b中曲線Ⅱ?yàn)闊o(wú)應(yīng)力反轉(zhuǎn)狀態(tài)下重塑黃土試樣的孔壓發(fā)展曲線，呈現(xiàn)“鐮刀”狀的發(fā)展模式。需要注意的是，與前述情況不同，在循環(huán)加載的初始階段重塑黃土試樣的孔壓緩慢上升，曲線斜率較小;隨著循環(huán)次數(shù)增大，孔壓始終保持較小的增長(zhǎng)速率，當(dāng)?shù)竭_(dá)某一振次后孔壓突然增長(zhǎng)（圖8b）。結(jié)合圖6a可知，此時(shí)孔壓的突變伴隨應(yīng)變突然增長(zhǎng)，試樣發(fā)生流動(dòng)型破壞。

2.5" 破壞模式的預(yù)測(cè)

由上述試驗(yàn)結(jié)果可知，循環(huán)荷載下飽和黃土的3種破壞模式分別對(duì)應(yīng)3種不同類(lèi)型的孔壓發(fā)展曲線，流動(dòng)型破壞的初始孔壓增長(zhǎng)速率與其他兩種破壞模式的初始孔壓增長(zhǎng)速率有明顯差異。

值得注意的是，初始孔壓累積與土樣的破壞密切相關(guān)，這一認(rèn)識(shí)已經(jīng)被以往研究［3334］證實(shí)。為此，本文提出初始動(dòng)孔壓發(fā)展指標(biāo)（K12），用來(lái)描述土體的初始孔壓增長(zhǎng)速率。如圖9所示，K12可由超孔孔隙水壓力增長(zhǎng)的前兩個(gè)周期的峰值點(diǎn)連線得

到，其計(jì)算公式為

K1－2=Δu2－Δu1N2－N1。 （1）

式中：N1、N2分別為第1次、第2次循環(huán)；Δu1、Δu2分別為第1次、第2次循環(huán)周期峰值的超孔隙水壓力。

由于試樣的初始應(yīng)力狀態(tài)也是決定土體破壞模式的重要因素。因此，本文嘗試聯(lián)合K12與qs/qc預(yù)測(cè)飽和黃土在循環(huán)荷載作用下的破壞模式，結(jié)果見(jiàn)圖10。從圖10可以看出：當(dāng)K12＜1.96時(shí)，飽和黃土試樣均表現(xiàn)為流動(dòng)型破壞；當(dāng)K12＞3.96時(shí)，

則表現(xiàn)為循環(huán)遷移型和塑性應(yīng)變累積型破壞。這說(shuō)明存在一個(gè)閾值（Kth），可用于區(qū)別飽和黃土的流動(dòng)型破壞與其他破壞類(lèi)型。此外，其他類(lèi)型的破壞模式可通過(guò)應(yīng)力反轉(zhuǎn)線（qs/qc=1）加以區(qū)分，比如：當(dāng)K12＞3.96，且試樣中存在應(yīng)力反轉(zhuǎn)（qs＜qc）時(shí)，試樣的破壞模式為循環(huán)遷移型破壞。

2.6nbsp; 案例驗(yàn)證

為了進(jìn)一步驗(yàn)證上述方法的預(yù)測(cè)效果，本文整理了文獻(xiàn)中動(dòng)三軸試驗(yàn)結(jié)果。如圖11所示，3種試驗(yàn)材料分別是Xu等［35］采用的河北砂、譚凡等［36］采用的湖北粉土以及張茹等［37］采用的四川砂。不難看出，本文提出的圖表法同樣適用于不同材料的破壞模式劃分。不同的是，各材料的Kth不同，河北砂Kth介于3.67～4.52之間，湖北粉土Kth＜5.33，四川砂Kth＜4.50。

通過(guò)對(duì)圖11的對(duì)比分析，表明該方法對(duì)地震荷載下黃土斜坡和地基穩(wěn)定性分析有兩方面指導(dǎo)意

義：首先，使用圖表法無(wú)需將試樣加載至破壞就可預(yù)

測(cè)土體的最終破壞模式;對(duì)于給定初始應(yīng)力狀態(tài)的土體，若qs≥qc時(shí)，則不會(huì)觀察到土體發(fā)生循環(huán)遷移型破壞。其次，流動(dòng)型破壞因沒(méi)有明顯先兆，在實(shí)際工程中危害性最大;可通過(guò)人為措施增大初期孔壓增長(zhǎng)速率，使K12＞Kth，或適當(dāng)增大初始剪應(yīng)力，使qs＜qc，從而避免實(shí)際工程中的黃土流滑問(wèn)題。

3" 結(jié)論與建議

1）黃土試樣表現(xiàn)出3種典型的破壞模式。當(dāng)qs＜qc時(shí)，重塑和原狀黃土試樣均表現(xiàn)為循環(huán)遷移型破壞；當(dāng)qs≥qc時(shí)，重塑黃土試樣表現(xiàn)為流動(dòng)型破壞，而原狀黃土則表現(xiàn)為塑性應(yīng)變累積型破壞。

2）黃土試樣的RCS及RCR，10隨著RSS的增大呈先增大后減小的趨勢(shì)，即存在閾值（RSS，th），原狀黃土試樣在RSS，th=0.32～0.52時(shí)的循環(huán)剪切強(qiáng)度最高，而重塑黃土試樣在RSS，th=0.09～0.32時(shí)的循環(huán)剪切強(qiáng)度最高。

3）黃土試樣的孔壓發(fā)展規(guī)律表現(xiàn)出3種基本模式：循環(huán)遷移型破壞孔壓發(fā)展曲線呈“風(fēng)琴”狀，塑性應(yīng)變累積型破壞孔壓發(fā)展曲線呈“喇叭”狀，流動(dòng)型破壞的初始孔壓發(fā)展曲線呈“鐮刀”狀。循環(huán)遷移型破壞和塑性應(yīng)變累積型破壞孔壓發(fā)展曲線在循環(huán)加載的初始階段孔壓上升迅速，而流動(dòng)型破壞的初始孔壓增長(zhǎng)速率較慢。

4）試驗(yàn)定義了一個(gè)初始動(dòng)孔壓發(fā)展指標(biāo)（K12），并聯(lián)合初始應(yīng)力狀態(tài)（qs/qc）提出了圖表法，用來(lái)預(yù)測(cè)循環(huán)荷載下飽和黃土的破壞模式。結(jié)合文獻(xiàn)數(shù)據(jù)的驗(yàn)證結(jié)果，表明該方法有較好的預(yù)測(cè)精度。

目前本文僅對(duì)初始孔隙比相近（e0=0.775）的黃土試樣進(jìn)行了試驗(yàn)和驗(yàn)證。對(duì)于不同密實(shí)度下黃土試樣的試驗(yàn)結(jié)果，尚有待于進(jìn)一步深入研究和驗(yàn)證。

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