0.   引言

珊瑚砂广泛分布在热带和亚热带海域，是中国南海岛礁地基的天然材料。由于从陆地运送硅砂吹砂填海工程难度和造价过大，在岛礁建设中就地获取珊瑚砂进行吹填是最为经济和快速的方案。而岛礁珊瑚砂由珊瑚礁、壳类生物、藻类等生物沉积而成，其颗粒疏松多孔、强度低、棱角分明，从而导致其易破碎、形状不规则、高孔隙比等迥异于陆源硅砂的力学特性^[1-5]。南海地处太平洋板块、欧亚板块和印度-澳大利亚板块相互作用的交界区域，地震活动频发而强烈。据中国地震台网记载，南海在2018年与2019年分别发生了5.0和5.4震级的地震，未来岛礁建筑物也面临发生地震震害的风险^[6]。因此，深入研究岛礁地基珊瑚砂介质的动力特性并确保岛礁工程基础设施在地震下的安全性对岛礁工程安全开发和长期服役极其重要。

实际吹填场地中，岛礁地基存在大量珊瑚砂与珊瑚礁砾颗粒以任意比例混杂并存的情况。由于砾石具有高渗透性，导致砾石中的超孔隙水压会迅速消散并阻止液化的发生，所以长期以来研究者认为砾石类材料几乎不会发生液化破坏^[7-8]。然而在2008年汶川地震、2010年海地地震等多次震后调查中均发现了砂砾混合料液化的震害现象^[9-10]，砂砾土的液化行为和灾害程度受到土中砾石含量、密实度、应力历史等因素的影响。而在岛礁吹填场地抗震分析中，含砾石的珊瑚砂砾混合料的动力特性研究还鲜有开展。

目前国内外已有学者对其他类型的砂砾混合料的动力特性展开研究，Ishihara^[11]借Haga^[12]的振动台试验结果对30%~70%含砾量的砂砾混合料进行研究，发现砾石含量的增大会显著提高砂砾混合料的抗液化强度。Flora等^[13]对未干扰原位砂砾混合料试样进行了研究，指出平均粒径的增加会降低试样发生液化的可能性。Toyota等^[14]针对Toyoura砂和砾石混合料开展一系列不同砾石含量、围压、密实度和超固结程度的砂砾混合料不排水循环三轴试验，发现在20%以下的低砾石含量条件下，砂砾混合料试样抗液化强度对含砾量的变化并不敏感，当含砾量超过20%以后，随着含砾量的增大试样抗液化强度显著提高。王昆耀等^[15]利用不同含砾量的瀑布沟坝基覆盖层砂砾料进行液化特性试验研究，发现在高含砾量下即使试样干密度有所下降，其抗液化强度仍会随着含砾量增大而增大。Kokusho等^[16]制备了不同颗粒级配和密实度的重塑砂砾混合料试样，发现抗液化强度很大程度上取决于相对密度，而颗粒级配对循环强度没有明显影响。Xenaki等^[17]得出砂砾混合料抗液化强度主要依赖于密实度的结论，并指出此效应对于高循环应力比CSR（CSR =${\sigma _{\text{d}}}$/2${\sigma '_{\text{c}}}$，${\sigma _{\text{d}}}$为循环动应力，${\sigma '_{\text{c}}}$为有效围压）和密实度的影响更为明显。Fragaszy等^[18]对陆源砂砾混合料在静力荷载下的力学行为进行了研究，认为将少量砾石掺入到砂基质中时，砾石对混合料的剪切行为几乎没有影响。Chang等^[19]发现当含砾量较低时，砂砾混合料的剪切波速随着砾石含量增加而线性增加，但含砾量的增加对抗液化强度影响程度很小，并认为砾石悬浮在砂基质上，不发挥骨架结构作用。Evans等^[20]指出相对密度相同的砂砾混合料的循环强度也受到含砾量的显著影响，而且试样的骨架结构受砾石与砂基质共同控制，所以不能忽略砾石的作用把骨架结构视为只由砂基质控制。因此，可以看出，目前国内外对砂砾混合料抗液化强度规律的研究中存在较大差异甚至相互矛盾的观点。

为解决上述问题，本文采用GDS大型动静三轴测试系统针对不同含砾量、密实度、围压和初始剪应力下的珊瑚砂砾混合料开展一系列不排水循环三轴剪切试验，研究不同砾石含量下珊瑚砂砾混合料液化特性，及各种因素对混合料抗液化强度的影响机制。

1.   试验材料及方法

1.1   试验材料

本研究的试验所用砂砾材料取自南海某岛礁，参考《土的工程分类标准：GB/T 50145—2007》，混合料的构成颗粒以粒径尺寸大小区分为珊瑚砂（0.25~2.0 mm）和珊瑚砾（5.0~20.0 mm）。除含砾量G_c（gravel content，以质量比例控制）为0%的纯净珊瑚砂试样以外，其他均为间断级配材料，级配曲线如图 1所示。这亦符合在实际岛礁地基中珊瑚砂与珊瑚砾以任意比例混杂共存，且中间粒径缺失的真实级配状态。此外，从图 1可看出历年地震液化砂土级配也超出了易液化砂土的级配曲线范围，由于目前关于液化研究多集中在粒径2.0 mm以下的砂土，针对含有大粒径的砂砾混合料的动力特性也还有待进一步探究。

图  1  本试验材料与历史地震发生液化砂土级配曲线^[7]

Figure  1.  Grain-size distribution curves of test materials and liquefied sand in historical earthquakes^[7]

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珊瑚砂呈白色、质脆、孔隙富集，与陆源硅砂相比颗粒形状极不规则。珊瑚砾物理特性与珊瑚砂类似，但由于粒径在不同方向差异较大，所以呈现出长条状、枝桠状、块状、纺锤状、片状等多种形状。依据X射线荧光光谱（XRF）分析结果，珊瑚砂和珊瑚砾两者都拥有非常高的碳酸钙含量，分别为92.9%和91.1%。试验采用的珊瑚砂和珊瑚砾的粒径差距较为明显（如图 2），混合料中珊瑚砂可充当细颗粒填充到珊瑚砾形成的孔隙当中。

图  2  本试验珊瑚砂和珊瑚砾材料实物图

Figure  2.  Photos of calcareous sand and gravel mixtures

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动三轴试验所用珊瑚砂砾混合料含砾量G_c的变化区间为0%~40%，颗粒相对质量密度G_s为2.81，混合料的最大、最小孔隙比根据ASTM D4253^[21]与D4254^[22]确定。实际上，为查明孔隙比伴随含砾量的变化规律，混合料的孔隙比从含砾量0%~100%之间每隔10%就进行1次测定。试验材料的中值粒径d₅₀、不均匀系数C_u等物理参数如表 1所示，含砾量较多混合料的最大孔隙比e_max和最小孔隙比e_min将在下文骨架结构内容中进一步讨论。

表  1  珊瑚砂砾混合料基本参数

Table  1.  Basic parameters of calcareous sand and gravel mixtures

材料	Gc/%	d50/mm	Cu	emax	emin
珊瑚砂	0	0.83	1.75	1.271	0.912
珊瑚砂砾料	10	0.89	2.07	1.234	0.893
	20	0.97	2.14	1.214	0.877
	30	1.11	2.54	1.195	0.869
	40	1.35	5.59	1.239	0.953

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1.2   试验方案

为探究不同条件下珊瑚砂砾混合料的液化行为，对不同含砾量G_c（0%，10%，20%，30%，40%）的珊瑚砂砾混合料进行了不排水循环剪切三轴试验。在不同围压水平σ′_c（50，100，200和300 kPa）下探讨相对密度（初始孔隙比e₀）和初始固结比（K_c =σ′₁/σ′₃）对珊瑚砂砾混合料动力响应的影响，本研究的具体试验方案如表 2所示。

表  2  珊瑚砂砾混合料不排水循环三轴试验工况

Table  2.  Undrained cyclic triaxial test conditions of calcareous sand-gravel mixtures

序号	编号	Gc/%	Dr /%	σ′c /kPa	Kc	e0	CSR
1	T1-0-0.4-100	0	40	100	1	1.123	0.185	0.230	0.280
2	T1-0-0.4-200	0	40	200	1	1.123	0.185	0.230	0.280
3	T1-0-0.4-300	0	40	300	1	1.123	0.195	0.230	0.250
4	T1-0-0.5-100	0	50	100	1	1.086	0.200	0.300	0.400
5	T1-0-0.8-100	0	80	100	1	0.983	0.255	0.325	0.360
6	T1-0.1-0.4-100	10	40	100	1	1.094	0.210	0.250	0.290
7	T1-0.1-0.8-100	10	80	100	1	0.961	0.280	0.320	0.380
8	T1-0.2-0.4-50	20	40	50	1	1.076	0.190	0.240	0.300
9	T1-0.2-0.4-100	20	40	100	1	1.076	0.230	0.300	0.400
10	T1-0.2-0.4-200	20	40	200	1	1.076	0.250	0.300	0.350
11	T1-0.2-0.4-300	20	40	300	1	1.076	0.190	0.240	0.300
12	T1-0.2-0.65-100	20	65	100	1	0.995	0.240	0.300	0.400
13	T1-0.2-0.8-100	20	80	100	1	0.944	0.295	0.350	0.400
14	T1-0.2-0.8-200	20	40	200	1	0.944	0.300	0.350	0.390
15	T1-0.2-0.8-300	20	40	300	1	0.944	0.295	0.340	0.400
16	T1-0.3-0.4-100	30	40	100	1	1.061	0.300	0.240	0.350
17	T1-0.4-0.4-100	40	40	100	1	1.122	0.270	0.300	0.345
18	T1.27-0.2-0.4-100	20	40	91.7	1.27	1.076	0.300	0.350	0.400
19	T2-0.2-0.4-100	20	40	75	2	1.076	0.460	0.590	0.650

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1.3   试验仪器与步骤

试验所用仪器是GDS大型动静三轴仪（DYNTTS）。该仪器可实现大型尺寸试样（最高300 mm×600 mm）动强度、动模量和阻尼等多项土体动力性质参数的测试。试样加载时，通过压力室下方的动态伺服电机，从压力室底座往上对试样施加轴向力和轴向变形，最大轴力为60 kN，试验装置通过应力控制方式施加正弦荷载在试样上。该套装置可以满足本研究对砂砾混合料动力特性测试的要求。

试样尺寸为150 mm（直径）×300 mm（高度）。为保证试样均匀性，在控制每层土样高度的同时，分10次将待测材料装入橡胶膜内，为使每层试样顶部达到预定高度，装样时使用底端配有橡胶垫的击实锤轻压并辅以敲击侧壁以达到所需密实度，这也是为了最大程度减少颗粒破碎的发生。由于橡胶膜的嵌入体积主要取决于试样中较小颗粒尺寸的影响^[23-25]，而本试验研究材料为间断级配，在装样时将细颗粒珊瑚砂布满至贴近膜的最外一圈，使珊瑚砂能较好地填充进珊瑚砾所形成的外圈孔隙当中进而形成较光滑的表面（见图 3），因此，可以认为膜顺变性对本试验结果的影响非常有限。试样饱和过程中，向试样注入不低于10 h的二氧化碳促进饱和，并注入脱气水进行分级反压饱和，使得所有试样的B值都不低于0.96。随后将试样等向或非等向固结到特定的压力水平并施加0.1 Hz的循环荷载。

图  3  试样外观图（左）和内部截面图（右）

Figure  3.  Appearance view (left) and internal cross-sectional view (right) of specimen

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2.   试验结果及分析

图 4对比了有效围压300 kPa，松散状态下（D_r=40%）含砾量为0%的珊瑚砂和含砾量为20%的砂砾料不排水循环三轴剪切试验结果。通过对比研究说明砾石含量对试样不排水循环剪切行为的影响。如图 4所示，不同含砾量下的试样都表现出循环活动性破坏模式，即在循环荷载作用下，试样的孔压逐渐增加，有效应力趋向于零发展，而当有效应力达到零的那一瞬间，试样便发生了初始液化（孔压比r_u=u/${\sigma '_{\text{c}}}$=1，u为超孔隙水压，${\sigma '_{\text{c}}}$为有效围压）。伴随着循环加载的继续进行，由于试样发生剪胀行为使其有效应力和剪切刚度得到恢复，如此重复进行，直到试样发生破坏。在应力应变图中，可以观察到试样呈现出明显的非对称变形特征。不论是珊瑚砂或砂砾料，试样在拉伸侧积累了较大的轴向应变，而在压缩侧轴向应变并没有明显的发展。

图  4  松散状态下不同含砾量珊瑚砂砾混合料的不排水循环行为

Figure  4.  Undrained cyclic behaviors of loose calcareous sand-gravel mixtures with different gravel contents

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从应力应变曲线中可得出，在较低CSR下珊瑚砂与砂砾料试样变形在加载的初始阶段以较慢的速度逐渐累积，此时应力-应变曲线构成的滞回圈的面积很小，试样几乎没有发生变形。然而当循环荷载加载到特定圈数后，轴向应变突然开始增大，并可观察到试样在循环荷载下发生明显的变形。对比相同工况下的试验结果发现，珊瑚砂砾混合料的孔隙水压上涨和累计轴向变形的发展速率都显著落后于珊瑚砂试样。这表明珊瑚砾的存在使试样变形的发展速率有所降低。对比应力路径图可发现，珊瑚砂的有效应力曲线在左移至150 kPa左右时有效应力下降幅度突然增大，并在降低至零时呈现出“蝴蝶状”的滞回圈；而砂砾料在有效应力快降低至零时应力路径左移速率较慢，经历了更多的循环次数才达到零点。观察可得，砂砾混合料到达初始液化所需的循环振次N明显比单纯珊瑚砂更多。

含砾量G_c=0% 与G_c=20%的密实试样在高循环应力比CSR下的力学行为如图 5所示。由图 5可见，与上述特征类似，密实砂砾料试样的不排水循环行为与珊瑚砂的相比也表现出：①更低的轴向应变累积速率；②临近初始液化时有效应力和孔压变化变慢；③达到破坏需要更高的循环振次。总体而言，在掺入了珊瑚砾之后试样表现为抗液化强度弱化速率更慢并具有更好的延性，珊瑚砂地基中砾石大量存在的情况对岛礁基础抗震能力的提升是较为有利的。

图  5  密实状态下不同含砾量珊瑚砂砾混合料的不排水循环行为

Figure  5.  Undrained cyclic behaviors of dense calcareous sand-gravel mixtures with different gravel contents

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图 6（a）~（c）展示了含砾量G_c=20%的松散珊瑚砂砾混合料（D_r =40%）存在初始偏应力时的不排水循环剪切行为。本研究中，使用固结比K_c =${\sigma '_{\text{1}}}$/${\sigma '_{\text{3}}}$来区别试样处于等向固结或非等向固结状态。施加的初始偏应力q_s小于循环动应力${\sigma _{\text{d}}}$，试样处于应力反转状态^[26]。试样轴向应变从受拉受压双侧累积模式转换为受压侧累积为主导的模式；试样在破坏时，仍表现出循环活动性的破坏特征，当有效应力减少为零时，达到瞬时液化；伴随循环加载继续进行，试样由于剪胀瞬间恢复了刚度，有效应力的恢复在压缩侧明显大于拉伸侧。在图 6（d），（e）和（f）展示的不存在应力反转（初始偏应力q_s大于循环动应力σ_d）的松散混合料试样中，应力应变关系曲线的发展变得十分密集，累积轴向应变在循环动应力下展示出缓慢稳定地向压缩侧发展的趋势，当压缩侧轴向应变累积超过容许值时试样发生破坏。试样轴向变形的增加、有效应力的下降和孔隙水压的上升都随着循环振次的增大经历了先快后慢的过程。试样最终发生破坏时，孔压都未能达到初始围压水平。

图  6  不同初始剪应力下珊瑚砂砾混合料(G_c=20%)的不排水循环行为

Figure  6.  Undrained cyclic behaviors of calcareous sand-gravel mixtures with different initial shear stresses

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3.   抗液化强度曲线

图 7展示的结果为固结压力对砾石含量G_c=0%的纯净珊瑚砂和G_c=20%的砂砾料抗液化强度的影响。依据Ishihara^[27]和孔宪京等^[28]提出砂砾混合料试样在双幅轴向应变${\varepsilon _{{\text{DA}}}}$为2%时就认定试样为破坏状态的观点，本研究中的液化破坏条件同样采用以轴向应变双向幅值达到2%（${\varepsilon _{{\text{DA}}}}$=2%）为试样破坏的判别方式。对于非等向固结中发生累积塑性变形破坏的试样，则取累积轴向应变2%（${\varepsilon _{{\text{SA}}}}$=2%）为破坏条件。首先可观察到，作用在珊瑚砂试样上的循环应力比越大，达到破坏条件所需的振次就越少，总体趋势表现为在低循环振次时循环应力与液化抵抗强度相比下降较快，而随着循环振次增大循环应力比抗液化强度下的增大，无论是珊瑚砂或是砂砾料都没有表现出明显的变化规律。然而，对于相对密实度为80%的砂砾料，则可以发现其抗液化强度明显随着围压的增大而降低（如图 7（b））。Hyodo等^[29]对松散和密实两种珊瑚砂试样开展的不排水循环三轴试验也获得了类似的结论。这些现象表明在密实的情况下珊瑚砂及其砂砾料的抗液化强度对围压的影响更为敏感，这与围压与密实度两种因素之间的耦合作用有关。

图  7  围压对珊瑚砂砾混合料抗液化强度曲线的影响

Figure  7.  Influences of confining pressures on liquefaction resistance.curve of calcareous sand-gravel mixtures

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图 8展示了相对密度对珊瑚砂和砂砾料抗液化强度的影响规律。从图 8可发现，在同一个含砾量下，纯珊瑚砂和砂砾料抗液化强度都明显随着密实度增加而增大。这是因为密实度的增大使试样颗粒排列更紧凑，骨架结构更稳定，显著抑制了颗粒在循环荷载下的剪缩（负剪胀）效应，从而降低了孔隙水压增长的速率，使试样的抗液化强度得到提升。对比不同密实度下两种材料动强度曲线可得，不管是珊瑚砂还是砂砾料密实度的增大对抗液化强度的提高程度大致相等，这表明低砾石含量下G_c不会改变密实度对试样抗液化强度的增益效果。同时可发现，在松散状态（D_r=40%）下G_c=20%的砂砾料的抗液化强度曲线分布在中密状态（D_r=50%）G_c=0%的珊瑚砂区域的上方，而D_r=65%的砂砾料曲线也几乎与D_r=80%不含砾石的珊瑚砂重合，表明掺合了20%砾石含量的珊瑚砂具有更高的液化抵抗能力。在实际场地，珊瑚砂地基中含有一定数量的大尺寸砾石颗粒能够显著提高其抗液化能力。

图  8  相对密度对珊瑚砂砾混合料抗液化强度曲线的影响

Figure  8.  Influences of relative densities on liquefaction resistance curve of calcareous sand-gravel mixtures

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现有研究结果表明初始静剪应力会影响砂土的动力响应^[26]。同时，岛礁护岸和堤坝的地基中的土体也往往会处于有存在静剪应力作用的状态。在室内试验中常通过对试样施加非等向固结来模拟初始剪应力的存在。本研究采用固结比K_c =σ′₁/σ′₃来描述试样的初始固结状态。不同初始剪应力（固结比K_c =1.0，1.27，2.0）对珊瑚砂砾混合料抗液化强度的影响如图 9所示。从图 9中发现当初始偏应力q_s设定为0，25，75 kPa时，循环阻力比CRR_N=15（第15圈循环振次对应的循环应力比）分别为0.241，0.297，0.569。即珊瑚砂砾混合料试样的抗液化能力随着初始剪应力增大而提高，此规律与珊瑚砂表现出来的一致^[30]。对比密实状态下G_c=20%试样的循环应力比曲线，可发现虽然密实度对抗液化强度有显著影响，然而初始剪应力对抗液化强度的增大显著高于密实度。

图  9  不同初始剪应力对珊瑚砂砾混合料抗液化强度曲线影响

Figure  9.  Influences of initial shear stress on liquefaction resistance curve of calcareous sand-gravel mixtures

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图 10讨论了不同含砾量下珊瑚砂砾混合料的抗液化强度与循环振次关系的变化规律，进而探明含砾量对混合料抗液化强度的影响。从图 10可看出，当含砾量G_c≤30%时，珊瑚砂砾混合料抗液化强度随着含砾量的增大而提高，这是因为砾石的掺入使试样在循环荷载下的剪缩行为受到抑制，导致孔隙水压上升速度减慢，从而提高了试样的抗液化强度。当G_c=40%时，抗液化强度反而出现了降低的现象，这种强度反转可能是由于混合料骨架结构发生改变导致的。为对比砾石含量对珊瑚砂和陆源硅砂影响差异，对Toyota等^[14]的Toyoura砂与砾石混合料三轴不排水循环试验结果进行了再处理和对比。从图 10可发现硅砂中加入陆源砾石对其抗液化强度同样有提高作用，但是增大的幅度相对珊瑚砂砾混合料较低。另一明显特点是松散下珊瑚砂砾混合料抗液化强度显著高于陆源砂砾料，这是珊瑚砾颗粒形状迥异于陆源砾石导致的。相对较为椭圆的砾石，珊瑚砾不规则的形状使颗粒之间的咬合作用更强，在循环荷载下更难发生滚动，从而有效抑制了剪缩效应。不排水循环加载后，混合料试样的颗粒级配曲线几乎没有发生改变。然而，如在较高围压、循环动应力水平等条件进行试验，颗粒破碎对试验结果的影响则必须给予考虑。

图  10  不同含砾量对珊瑚砂砾混合料抗液化强度曲线的影响

Figure  10.  Influences of gravel contents on liquefaction resistance curve of calcareous sand-gravel mixtures

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4.   讨论

根据珊瑚砂砾混合料抗液化强度曲线变化规律可知，随着含砾量增大抗液化强度出现了先提高后降低的反转现象。对于混合料，集合体中的颗粒粒径差异过大，颗粒之间不同的含量、粒径大小和排列形式会导致土体骨架结构发生相应的改变。对于本试验珊瑚砂砾混合料，其粒径比χ（χ=D₁₀/d₅₀，D与d分别为粗颗粒与细颗粒的粒径，下标10与50分别为粒径分布曲线上小于该粒径的土含量占总质量的10%与50%）为11.4，应把混合料内两种粗细颗粒看作可相互影响的二元介质来处理。

为进一步研究珊瑚砂砾混合料二元介质变化时骨架结构的演变模式，将珊瑚砂砾混合料0%~100%所有含砾量下的最大、最小孔隙比与含砾量的关系在图 11中进行讨论。从图 11可发现，随着含砾量增大，混合料最大、最小孔隙比呈现先下降后上升的趋势，并在G_c=30%附近达到了阈值含砾量（G_thre）。当含砾量G_c小于G_thre时，粗颗粒（砾石）分散在细颗粒形成的骨架之间，混合料的骨架结构主要由细颗粒（珊瑚砂）主导。当含砾量G_c大于G_thre时，大部分或全部粗颗粒直接接触，细颗粒主要表现为填充到粗颗粒之间形成的孔隙当中，部分或完全不参与力链的传递，此程度取决于含砾量的大小，此时混合料骨架结构以粗颗粒为主导。因此，当G_c=0%~30%时，细颗粒保持主导地位，砾石的掺入使混合料骨架结构变得更加紧密，抗液化强度随含砾量增大而增大；而当G_c超过30%时，试样骨架结构正从细颗粒主导的状态转变为粗颗粒为主导的状态，此时尚未建立完整稳定的力链传导机制，故而抗液化能力较G_c=30%反而下降。可以预料的是，当含砾量继续增加的过程中，试样内粗颗粒之间的力链将变得更加完整和稳定，混合料抗液化强度会再次上升，且当G_c=100%时达到强度最大值。这种现象表明二元介质接触状态对混合料的动力响应的具有不可忽视的影响。

图  11  珊瑚砂砾混合料最大最小孔隙比与含砾量的关系

Figure  11.  Relationship between gravel content and maximum to minimum void ratio

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5.   结论

本文使用大型动静三轴仪对南海珊瑚砂砾混合料开展了多组不排水循环三轴剪切试验，研究了相对密度、围压、含砾量和初始剪应力等因素对混合料试样动力特性的影响，得出了循环荷载下混合料抗液化强度的变化规律，得到以下3点结论。

（1）不排水循环荷载作用下，掺入珊瑚砾会使珊瑚砂试样的轴向累计变形发展速度变缓，临近初始液化时的有效应力和孔压变化更慢，从而提高试样的抗液化强度。相同条件下，珊瑚砂砾混合料需要更多的循环振次才能使试样发生破坏。

（2）围压对松散珊瑚砂砾混合料试样抗液化强度的影响不明显，而密实试样中围压增大会使抗液化强度明显降低。此外，密实度和初始剪应力的增大均可显著提高混合料试样的抗液化强度。

（3）砂砾混合料二元介质属性对混合料液化行为影响显著。在G_c≤G_thre时，混合料抗液化强度随着G_c的增大而提高，当G_c刚超过G_thre时，混合料抗液化强度由于骨架力链的重组出现了降低的现象，这种反转是混合料粗细颗粒不同的比例、粒径大小和排列形式使土体骨架结构发生相应的改变导致的。

本文对珊瑚砂砾混合料动力特性研究主要集中于阈值含砾量以下的混合料，未来的研究中将进一步探讨含砾量处于阈值含砾量前后时珊瑚砂砾混合料的骨架结构和力学性质的变化机理。