近年来，随着海洋工程的不断发展，越来越多的海洋建筑物修建在粉土地基上并经受持续性的波浪荷载，这种周期长、振幅较小的波浪荷载对海床地基有着显著的预剪效应，对海床土体的力学特性产生明显的影响，许多学者开展了关于循环预剪对饱和土体单调剪切特性的研究。Chern等^[1]发现循环加载后结晶砂或砂土重固结产生的体积应变与最大应变以及残余孔压比有关，而与循环应力比、循环振次无关。Sanin等^[2]利用循环单剪仪针对粉土进行了类似的试验得出了相似的结论。Ashour等^[3]和Pan等^[4]发现循环预剪后的有效围压对饱和砂土的应力应变关系具有显著影响。张振东等^[5]和Arab等^[6]认为，经历过循环预剪后随着循环应力幅值的增加，饱和砂土的抗液化强度不断得到提高。Ye等^[7]试验结果表明：经历了大预剪作用的饱和砂土更易液化，预剪方向对循环加载的第一圈有效应力的变化影响明显。粉土广泛存在于世界各地，尤其是沿海地区约有80%的表面沉积物为粉土沉积。粉土其作为介于砂土和黏土之间的过渡类型土，呈现出砂土和黏土的双重力学行为，本身具有较为特殊的工程性质。Yasuhara等^[8]发现，粉土随着液化水平的提高，循环预剪不固结后的剪切强度和初始刚度会降低。曾长女等^[9-10]研究了干密度、粉粒含量和粘粒含量对饱和粉土液化大变形特性的影响，建立了饱和粉土液化后变形模式。Song等^[11]发现随着前期动荷载作用后产生孔压比的提高，重固结后粉土的剪切模量有所增加的现象。Wang等^[12]的结果表明：当液化水平高于0.7时，重固结后的不排水剪切强度随着液化水平的提高逐渐增大。丰土根等^[13]提出低水平的循环预剪应力不会使饱和粉土在循环预剪阶段破坏；随着循环预剪应力和循环预剪振次的增加，饱和粉土的抗液化强度得到提高，但当循环预剪振次达到某一值时，抗液化强度趋于稳定。Wang等^[14]认为对于完全液化的粉土，经过4次液化后重固结试验，粉土的相对密度接近100%；对于未液化的粉土，当循环加载使得轴向应变接近0.2%时得到最大的抗液化强度。综上可知，大多的研究成果并未考虑复杂应力加载条件的影响。

本文利用空心圆柱扭剪仪，开展了多种循环加载历史对饱和粉土不排水剪切特性的影响试验，初步探讨了不同加载模式作用下应力-应变关系、有效应力路径以及有效内摩擦角的变化规律，同时考虑了液化水平、循环应力比的影响。

1 循环加载后重固结不排水单调剪切试验 1.1 试验仪器及试样制备

试验采用南京工业大学购置的空心圆柱扭剪仪进行，如图 1所示。该仪器可同时控制轴力W、扭矩M、以及内外围压p₀、p_i的加载，因此可实现不同的固结应力状态。所用试样为空心圆柱样，样高H=200 mm，外径r_o=100 mm，内径r_i=60 mm。

采用南通粉土进行试验，其基本物理参数如下：细粒含量F_C=60%，比重G_s=2.70，最大孔隙比e_max=1.22，最小孔隙比e_min=0.65，相对密度D_r=50%。试验试样为重塑样，采取分层干装法制样，分4层装样、均匀击实，每层到达指定高度后，将各层接触面刮毛，以保证上下层接触良好。试样制备完成后，联合利用通CO₂、无气水与施加反压等方法进行试样的饱和，对反压饱和后的试样进行孔压系数B值测定，若B>0.97，认为试样达到饱和。对饱和后的试样进行均等固结，初始有效固结应力p′₀=100 kPa。

1.2 试验方案与方法

试验所用粉土取自南通滨海园区通州湾海域滩涂，长期经受波浪荷载。Ishihara^[15]提出了波浪引起海床土单元正应力和剪应力皆呈周期性变化，但动偏应力不变。任一土单元的往返应力路径特点为：动主应力轴连续旋转，但动偏应力保持不变，在偏应力平面形成圆形应力路径。为探究液化水平、循环应力比以及循环加载方式对饱和粉土前期动荷载作用后的不排水剪切行为影响，待饱和完成后对试样进行100 kPa下均等固结。固结完成后，关闭排水阀，对试样进行不同应力路径下的循环加载，加载频率为0.1 Hz。当液化水平达到设计值后，停止循环加载。液化水平是指土体发生液化的程度，用孔压比R_u作为液化水平的定量评价指标，当R_u=1时，土体达到完全液化。然后打开排水阀，保持最初的固结压力，对试样进行重固结。在试样完成重固结后，保持固结压力不变，关闭排水阀，对试样进行扭剪试验，并控制剪应变率为0.1%/min，加载路径如图 2所示。具体试验方案如表 1所示。循环应力比CSR定义的循环剪应力幅值与初始有效围压之比。图 3给出了CSR=0.13应力水平下土体达到完全液化的典型试验结果。

2 循环预剪对不排水单调剪切特性的影响 2.1 体应变分析

为探究液化水平、循环应力比CSR以及循环加载方式对重固结后的体应变的影响，图 4(a)给出了饱和粉土液化水平与重固结后的体应变关系曲线。从图中可以看出，随着液化水平的增加，重固结后的体应变逐渐增加，当液化水平达到0.75以上时，重固结后的体应变有明显地增大；反之，动荷载作用后重固结引起的体应变变化不大。

图 4(b)给出了饱和粉土在CSR分别为0.05、0.10以及0.13时液化水平为0.50时重固结后的体应变。3种CSR作用下的体应变约为0.22%，CSR对液化水平为0.5的饱和粉土重固结后的体应变几乎没有影响。

图 4(c)给出了饱和粉土分别在循环三轴、循环扭剪以及循环圆3种不同加载模式作用下，液化水平为0.50时重固结后的体应变。如图所示，循环三轴和循环扭剪作用下液化水平为0.50时粉土重固结的体应变约为0.25%，而循环圆作用下粉土重固结后的体应变约为0.23%，由此可见，循环加载模式对液化水平为0.50时粉土重固结后的体应变几乎没有什么影响。

2.2 应力-应变关系分析

图 5(a)给出了饱和粉土在循环圆作用下R_u分别达到0、0.25、0.50、0.75和1时重固结后的应力-应变关系曲线。由图可知，在不排水条件下，随着R_u由0增大到1，应变硬化效应逐渐增强。当R_u=1时粉土的应变硬化特征与其他液化水平下的应变特征相比最为明显，这一规律与不同液化水平下体应变的变化规律一致。随着液化水平的提高，体应变逐渐增大，粉土试样变得更为密实，且R_u=1时的体应变增大最为突出，粉土试样重固结后的相对密度亦有显著提高，因而粉土表现出来的应变硬化特征更为突出。

图 5(b)给出了饱和粉土在CSR分别为0.05、0.10以及0.13作用下，液化水平为0.50时重固结后的应力-应变曲线。在不排水条件下，当剪应变γ < 2%时，不同CSR作用后饱和粉土的应力应变关系曲线几乎重合，而当剪应变γ > 2%时，不同CSR作用后饱和粉土的应力应变关系曲线略有差异，但相差不大。由此可见，饱和粉土重固结后的应力应变关系几乎不受CSR的影响。这是因为在不同循环应力比作用后饱和粉土的体应变几乎一致，重固结后试样的密实度几乎没有变化，所以循环应力比对饱和粉土在同一液化水平下固结后的应力应变关系影响不大。

图 5(c)给出了液化水平为0.5时，循环三轴、循环扭剪以及循环圆3种循环加载方式作用下的应力-应变曲线。不同循环加载方式作用后饱和粉土的应力应变关系曲线在剪应变增长前期几乎一致，而在剪应变增长后期略有差异。总体而言，循环加载方式对饱和粉土在同一液化水平下固结后的应力应变关系几乎没有影响。这是因为循环加载方式对饱和粉土重固结后的体应变几乎没有影响，粉土的密实度变化几乎一致，循环加载方式并未造成水平层理方向的结构产生明显变化，因而循环加载方式对饱和粉土重固结后的应力应变关系影响不大。

2.3 有效应力路径分析

图 6(a)为饱和粉土在循环圆作用下R_u分别达到0、0.25、0.50、0.75和1时重固结后的有效应力路径。在不排水剪切条件下，随着R_u由0增大到1，相变状态时的孔隙水压力逐渐减小。当R_u=0时，相变状态时的孔隙水压力为平均主应力的45.2%，当R_u=0.5时，相变状态时的孔隙水压力为平均主应力的44.51%，而当R_u=1.0时，相变状态时的孔隙水压力可达到平均主应力的12.5%。由此可见，当R_u由0增大到0.5的过程中，相变状态时的孔隙水压力变化很小，而当R_u由0.5增大到1的过程中，相变状态时的孔隙水压力变化很大，尤其是R_u由0.75增大到1.0相变状态时的孔隙水压力更为明显。这是饱和粉土在不同液化水平下排水体积的不同所导致。根据表 1可知，R_u由0增大到0.5过程中，饱和粉土试样重固结后的排水体积逐渐增大，但变化不大，而R_u由0.5增大到1.0过程中，饱和粉土试样重固结后的排水体积增长很快，尤其是R_u由0.75增大到1.0时，饱和粉土重固结后的排水体积显著增大，这一变化规律与不同液化水平下相变状态时孔隙水压力的变化一致。

图 6(b)为饱和粉土在CSR分别为0.05、0.10以及0.13作用下，液化水平为0.50时重固结后的有效应力路径。在达到相变状态之前，不同CSR作用下饱和粉土的有效应力路径几乎一致，相变状态时的孔隙水压力均达到了平均主应力的45%左右，在达到相变状态之后，不同CSR作用下饱和粉土的有效应力路径略有差异，但变化不大。由此可见，CSR对饱和粉土重固结后的有效应力路径影响并不明显。

图 5(c)为液化水平为0.5时，循环三轴、循环扭剪以及循环圆3种循环加载方式作用下的有效应力路径。循环扭剪与循环圆两者作用后粉土的应力路径几乎重叠，而循环三轴作用后的应力路径相比略有差异，但变化不大。由此可见，循环加载模式对饱和粉土在同一液化水平下固结后的有效应力路径几乎没有影响。

2.4 相变强度分析

由上述有效应力的分析可知，在不排水剪切过程中，有效平均主应力先减小后增大，即孔隙水压力先增大后减小，粉土由剪缩状态向剪胀状态过渡，这种有效平均主应力达到最小，孔隙水压力达到最大时的临界状态称为相变状态，此处将处于相变状态时的剪应力τ称为为相变强度S_PT。

图 7(a)为饱和粉土在循环圆作用下R_u分别达到0、0.25、0.50、0.75和1时重固结后的相变强度S_PT。当R_u=0时，S_PT约为31.2 kPa；当R_u=0.25时，S_PT约为29.3 kPa，与R_u=0时相比，S_PT减小了1.9 kPa，约减小了6%；当R_u=1时，S_PT约为41.5 kPa，R_u=0时相比，S_PT增大了10.3 kPa，约增大了33%。这是因为R_u=0.25时，饱和粉土试样重固结后密度的增大不足以弥补因土结构弱化引起的强度损失，S_PT略有减小，而当R_u由0.25增大到0.5的过程中，试样重固结后的体应变逐渐增大，试样重固结后的密度也逐渐增大，抵消了土样的结构因土结构弱化引起的强度损失，S_PT有所恢复，而当R_u由0.5增大到1时，试样重固结后的密度显著增大，S_PT明显提高。因此当R_u低于0.25时，循环预剪对S_PT影响不大，S_PT略有减小，当R_u高于0.25时，循环预剪对S_PT的影响明显增强，且随着R_u的提高，S_PT逐渐增大。

图 7(b)、(c)分别给出了饱和粉土在CSR分别为0.05、0.10以及0.13和3种循环加载模式作用下，液化水平为0.50时重固结后的相变强度S_PT。不同CSR或循环加载模式作用下饱和粉土的S_PT几乎没有变化，这一规律与不同CSR或循环加载模式作用下饱和粉土的应力应变关系一致，均是因为不同CSR或循环加载模式作用下饱和粉土重固结所产生的体应变一致，相对密度基本相同所致。

2.5 相变有效内摩擦角

图 8(a)为饱和粉土在循环圆作用下R_u分别达到0、0.25、0.50、0.75和1时重固结后的相变有效内摩擦角ϕ′_PT。在不排水剪切条件下，随着R_u由0增大到1.0的过程中，ϕ′_PT在33°上下波动，由此可见液化水平对重固结后粉土相变有效内摩擦角影响不大。图 8(b)为饱和粉土在CSR分别为0.05、0.10以及0.13作用下，液化水平为0.50时重固结后的相变有效内摩擦角ϕ′_PT。随着CSR的增大，ϕ′_PT略有增大，但变化很小，可以认为CSR对饱和粉土重固结后的ϕ′_PT几乎没有影响。图 8(c)为饱和粉土在循环扭剪、循环三轴以及循环圆3种循环加载方式作用下重固结后的相变有效内摩擦角ϕ′_PT。与循环扭剪和循环圆相比，循环三轴作用后粉土的ϕ′_PT略大，但相差很小，可以认为循环加载方式对饱和粉土在同一液化水平下固结后的ϕ′_PT几乎没有影响。

综上可知，液化水平对饱和粉土液化后的固结体应变，应力-应变关系以及相变特性影响显著，而循环应力比和循环加载方式影响不大。这是由于土体的不排水剪切强度主要由土体的组构及密实状态决定，饱和粉土在达到不同液化水平后重新固结，土体颗粒重新排列并再固结，导致土体组构和密实状态较初始固结状态产生较明显的改变，从而导致固结体应变，应力-应变关系以及相变特性的差异。而循环应力比及循环加载方式仅表征了作用于土体动应力水平的差异，并没有改变土体颗粒骨架力链，这是具有相同液化水平土体的固结体应变，应力-应变关系以及相变特性没有明显差异的主要原因。

3 结论

1) 液化水平对饱和中密粉土循环加载重固结后的不排水单调剪切特性影响显著。随着液化水平的提高，粉土重固结所产生的体应变逐渐增大，应变硬化逐渐增强，相变强度先减小后增大，但相变有效内摩擦角变化不大。

2) 循环应力比对饱和中密粉土循环加载重固结后的不排水单调剪切特性几乎没有影响，即在围压不变的前提下，体应变、应力应变关系、有效应力路径、相变强度以及相变有效内摩擦角几乎与前期加载的循环应力比无关。

3) 循环加载方式对饱和中密粉土循环加载重固结后的不排水单调剪切特性几乎没有影响，即体应变、应力应变关系、有效应力路径、相变强度以及相变有效内摩擦角几乎与前期循环加载无关。