膨润土的类型和添加方法对标准清洁砂抗液化性能的影响

《Soil Dynamics and Earthquake Engineering》：Influence of the type and method of bentonite addition on the liquefaction resistance of a standard clean sand

　　圣地亚哥·普拉多·潘托哈 | 埃马尔·桑多瓦尔 | 亚历杭德罗·克鲁兹·埃斯科瓦尔
哥伦比亚考卡山谷省卡利市，瓦莱大学土木工程与地理信息学院

**摘要**
在循环液化过程中，沙质或砾石土壤在地震等动态载荷作用下可能会突然失去抗剪强度和刚度。尽管存在传统的地基改良技术，但大多数技术都涉及体积变化，这限制了它们在现有结构下易液化土壤中的应用。作为一种替代方案，人们探索了使用可渗透的塑料纳米颗粒（如膨润土或拉蓬石）。然而，以往的研究主要集中在干法添加上，而使用悬浮液的研究则更多关注应用方面，而非循环抗力。本研究通过不排水循环三轴试验评估了火山沉积膨润土对渥太华沙液化抗力的影响。评估了两种膨润土的添加方法：（i）以3%和5%的质量比将膨润土与沙子干混；（ii）以10%和14%的质量比将悬浮液渗透到沙子中。悬浮液的剂量根据沙子的孔隙比和比重进行了调整，使其与干混样品相当。

结果表明，在相同循环次数下，渗透样品的循环抗力比（CRR）比纯沙高出13%至40%。相比之下，干混样品的CRR降低了3%至30%。这些差异与膨润土的粒径、塑性和Na/Ca比值有关，这些因素降低了干混样品的效果。对于渗透样品，较高的浓度和较长的固化时间增强了循环抗力，但代价是因粘度增加而导致渗透效率降低。

**1. 引言**
循环液化是一种大应变变形过程，发生在饱和沙层在循环载荷（如地震载荷）作用下的情况。诱导的剪应力会导致松散颗粒土壤的密实化，从而产生正的孔隙水压力，并进而导致有效约束应力和抗剪强度的丧失。传统的液化缓解技术（如动态压实、振动压实、砾石柱或化学注入）是有效的[1]、[2]、[3]，但通常会伴随显著的体积变化，这限制了它们在城市地区或现有结构下的应用。因此，一些研究探讨了使用能够形成粘性流体的纳米材料来限制颗粒移动并提高循环抗力的方法[3]、[4]、[5]、[6]。这些方法在低渗透压力下也能保持土壤结构的相对不变性（Rugg，2010[7]）。尽管对于非塑性细粒材料的效果仍有争议（似乎在一定含量以下会降低液化抵抗力，之后又会增加[8]、[9]、[10]、[11]、[12]、[13]），但Tokimatsu和Yoshimi（1983[14]）以及Ishihara（1993[15]）指出，添加塑性细粒材料通常会系统性地提高液化抵抗力，其中塑性指数是一个关键参数[16]。

一些研究的纳米材料包括胶体二氧化硅（例如Yonekura和Kaga（1992[17]）以及Gallagher（2000[18]）的研究，实验室测试表明，这些材料通过形成硅氧烷键来包裹与水接触的胶体二氧化硅颗粒表面，从而实现固化[1]。现场凝胶化机制也得到了验证[19]、[20]。利用这些胶体二氧化硅对沙子进行渗透处理可以改善其液化抵抗力（参见Liao等人（2003[21]）、Conlee等人（2012[22]）、Mollamahmutoglu和Yilmaz（2010[23]）、Porcino等人（2012[24]）以及Vranna和Tika（2019[25]）的研究）。总体而言，作者报告的强度提升范围从200%到未经处理的土壤强度的七倍不等，这归因于颗粒的纳米级尺寸和材料的低初始粘度，这些因素促进了颗粒介质中的高效均匀渗透。

孔隙流体工程概念[26]涉及引入塑性纳米粘土（膨润土或拉蓬石）以创建一种凝胶型流变纳米结构，限制颗粒之间的相对运动[1]、[4]、[5]、[27]、[28]。膨润土在干混样品中显示出显著的强度提升[2]、[13]、[29]、[30]，在渗透样品中也有提升（尽管程度较小[2]）。与使用不可逆化学固化的胶体二氧化硅不同，粘土材料（如膨润土）形成的凝胶结构是可逆的。这一特性使得土壤在多次循环载荷后能够恢复其内部强度[32]、[33]，从而在未来地震事件中保持处理效果。然而，这种凝胶化性质导致初始粘度远高于胶体二氧化硅，可能限制了其可注入性，这也解释了渗透处理样品相关研究的数量较少。

近年来，多项研究使用了拉蓬石这种高成本合成材料（其颗粒尺寸极小，约为膨润土的十分之一[3]、[4]、[6]、[16]、[34]、[35]、[36]）。在这些研究中，主要采用了干混、悬浮液沉积、湿压实或湿浸渍等替代样品制备方法，而渗透过程的应用较为有限[5]。例如Huang和Wang（2016[33]）、Mele等人（2018[37]）、Tobar和Orense（2022[38]以及Zhang等人（2025[3]）的研究都倾向于不使用渗透方法。因此，尽管膨润土或拉蓬石悬浮液的渗透是一种适合模拟对土壤结构干扰最小的原位注入的替代方法，但直接评估该处理方法下样品循环强度的研究仍然有限[6]。

El Mohtar等人（2013、2014[2]、[30]）的工作是首次评估通过膨润土悬浮液渗透稳定的样品在循环载荷下的响应的研究。然而，该研究是在特定的方法条件下进行的，包括单一的剂量和添加剂组合（10%膨润土悬浮液与0.5% SPP），并且对注入过程中骨架的相对密度控制较少，导致渗透样品的密度（约20%）低于干混样品（约35%–40%）。本研究旨在填补这一空白，通过评估使用来自哥伦比亚（安达卢西亚膨润土）的火山沉积膨润土来提高渥太华标准硅砂的液化抵抗力。所使用的膨润土具有更高的液限、更细的粒径和较高的Na/Ca比值（4.52 vs 1.90），与以往使用膨润土的研究中的怀俄明膨润土相比。其特性可能导致悬浮液粘度增加，从而影响混合物在循环载荷下的行为。因此，本研究的新颖性体现在两个方面：（i）比较使用干混（DMB）和悬浮液渗透（SPB）方法对沙子液化抵抗力的影响；（ii）将使用安达卢西亚膨润土获得的液化抵抗力与使用怀俄明膨润土的先前研究结果进行对比，针对相同的沙子和混合方法。

分析了纯沙样品（CS）、按干沙质量比含3%和5%膨润土的干混样品（DMB-3、DMB-5），以及按总悬浮液质量比含10%和14%膨润土的渗透样品（SPB-10、SPB-14），预计这些样品的有效膨润土含量与DMB-3和DMB-5样品相似。

**2. 实验程序**
实验程序包括对渥太华20–30沙的粒径分布、比重和单位重量进行表征。然后，在三种条件下对重构样品进行了不排水循环三轴试验：纯沙（CS）、干混膨润土样品（DMB）和渗透膨润土悬浮液的样品（SPB）。为了评估固化时间对液化抵抗力的影响，DMB样品分别固化了5小时、96小时和13天；SPB样品固化了72小时，还有一个样品固化了60天以评估延长固化期的影响。固化时间定义为水与膨润土首次接触至固结完成之间的时间间隔，之后开始循环阶段。

CS和DMB样品是通过直接沉积在三轴试验室中制备的，而SPB样品则组装在分体模具中，利用空气控制的压力系统将悬浮液注入沙孔以实现均匀流动。相对骨架密度考虑了膨润土所占的孔隙体积。所有样品都在13 kPa的增量压力下进行饱和处理，直到Skempton B值≥0.95。随后，样品在100 kPa的循环正弦应力下进行各向同性固结，并以1 Hz的频率进行测试。选择这一频率是为了模拟典型的远场地震运动范围，并与使用纳米颗粒的先前研究结果保持一致。

**2.1. 材料**
**2.1.1. 沙子**
渥太华20–30沙是一种已知且特性明确的清洁沙子，颗粒呈圆润至亚圆润状，颜色为浅灰色。其比重（Gs）为2.66，最大和最小孔隙比分别为0.772和0.490。图1显示了渥太华沙的粒径分布，符合ASTM C 778–02标准[39]对标准20–30沙的分类。图2展示了本研究中获得的渥太华沙颗粒的扫描电子显微镜（SEM）图像，显示了颗粒的均匀尺寸和圆润至亚圆润的形状，以及表面的小凹陷和平滑区域。颗粒的球形度在0.7到0.9之间，圆度在0.5到0.7之间[40]。

**2.1.2. 膨润土**
本研究使用的膨润土来自南美洲考卡山谷省（哥伦比亚）的安达卢西亚地区，该地区拥有丰富的膨润土资源。这些膨润土沉积物位于中新世时期的La Paila地层中。Van der Hammen（1958[41]）将该地层分为两部分：下部由英安岩凝灰岩组成，厚度约为200米；上部由碎屑物质（砂岩和砾岩）组成，厚度约为400米[42]。含有膨润土的凝灰岩呈层状（透镜状）和块状，厚度可达数十米[43]。

为了对比，还提供了怀俄明膨润土（美国，北美洲）的结果，因为其在液化抵抗力研究中被广泛研究[44]、[45]、[46]。怀俄明膨润土形成于白垩纪时期的陆缘海中，由强烈的岩浆活动形成。这些凝灰岩沉积物经历了热液蚀变和风化，最终形成了钠基膨润土沉积物。这些沉积物主要存在于Newcastle砂岩和Mowry页岩等地层中[49]、[50]。两种膨润土的粒径和特性分别见图3和表1、表2。

**表1. 安达卢西亚和怀俄明膨润土的物理特性**
| 特性 | 安达卢西亚 | 怀俄明 |
|-----------------|-----------|-----------|
| 比重（Gs） | 2.63 | 2.70 |
| 液限（%） | 52 | 24 |
| 塑限（%） | 51 | 38 |
| 塑性指数（%） | 47 | 14 |
| 黏土含量（%） | 77.4 | 57.9 |
| D95（mm） | 0.01 | 0.02 |
| pH值 | 10.5 | 9.3 |

如图3所示，安达卢西亚膨润土的粒径分布明显细于怀俄明膨润土。其粘土含量（小于2 μm的颗粒）比怀俄明膨润土高出近20%，这有利于悬浮液的注入。安达卢西亚膨润土的较高液限和塑性指数使其在达到粘稠状态前能吸收超过自身重量五倍的水分。悬浮液的碱性pH值增强了颗粒间的静电排斥作用，促进了更好的分散性和较低的塑性粘度。安达卢西亚膨润土的pH值为10.5，比怀俄明膨润土更碱性，表明其分散性稍好，粘度较低。

表2显示，通过冷氢氟酸消化（DFAF）测得的元素组成（按重量百分比）表明，膨润土中的主要化学元素包括氧、硅、铝、铁、钠、镁、钙和钛。膨润土中的钠/钙（Na/Ca）比例对其悬浮液的流变性和结构行为起着关键作用。它影响其吸水能力和粘度：钠促进分散并降低粘度，而钙则导致更紧密和粘稠的结构。[48]、[51]、[52]。对于高Na/Ca比例的膨润土，例如安达卢西亚膨润土，其比例是怀俄明州膨润土的两倍多，层间吸引力会减小[53]。安达卢西亚膨润土中较低的钙含量可能导致悬浮液粘度和凝聚力较低。根据之前讨论的粒径分布、塑性、pH值和化学成分的差异，预计使用每种类型的膨润土制备的悬浮液会有不同的行为，本文对此进行了讨论。表2显示了安达卢西亚和怀俄明州膨润土的元素组成。

2.1.3. 其他材料
本研究还使用了焦磷酸钠（SPP），它用于暂时降低膨润土悬浮液的粘度并提高其水力传导性[54]。此外，还使用了圆形砾石（通过3/8英寸筛网但被4号筛网截留）和圆形粗砂（通过4号筛网但被8号筛网截留）来形成双层颗粒过滤器，这些过滤器放置在渗透模具的顶部和底部进行悬浮液测试。渗透模具是一个圆柱形的分体模具，内部装有砂样，并用带有颗粒过滤器的顶部和底部盖子密封，以确保悬浮液的均匀分布。下一节将提供渗透过程的更详细描述。

3. 方法论
实验计划旨在研究未经处理的砂和经过膨润土处理的砂的液化抵抗力。通过不排水循环三轴试验[55]，使用干混合物和渗透到试样孔隙中的膨润土悬浮液来评估砂的循环抵抗力变化。图4展示了本研究中使用的循环三轴测试系统，包括LoadTrac-II加载框架、FlowTrac-II流量泵（用于控制样品体积和压力）、线性机电执行器（LEMA）以及循环-RM单元。
在应力控制的循环三轴试验中，如本研究中所使用的，施加一个正弦应力，其幅度由循环应力比（CSR）定义，该应力施加在给定相对密度（DR）下并在特定应力（σc′）下固结的试样上。记录达到液化所需循环次数。
循环应力比（CSR）是施加的剪切应力（τcyc）与σc′的比值，如公式（1）所示。在本研究中使用的各向同性固结试验中，剪切应力（τ）等于偏应力（σd）的一半。
(1) CSR = τcyc / σc′ = σd / 2

3.1. 干样品
对于干净砂（CS）和干砂-膨润土混合物（DMB），试样是通过干法沉积制备的[8]、[56]。与欠压实方法[57]、[58]不同，这种方法可以最小化细颗粒的损失[15]。CS和DMB试样的初始相对密度范围为28%至35%；固结后，这些值增加到37%至48%之间。
样品的相对密度是根据骨架孔隙比确定的，该方法仅考虑砂作为固相，并假设土壤的力学响应主要由颗粒间接触决定，这一假设得到了不同作者的支持（例如[10]、[59]、[60]、[61]、[62]、[63]）。这一假设基于这样一个事实：纳米颗粒用于提高液化抵抗力，并不是原始砂结构的一部分。
试样制备首先从组装分体模具开始。在圆筒内放置一层乳胶膜，并施加-15 kPa的真空压力以使膜紧密贴合模具，然后将组件放置在三轴基座上。对于干砂-膨润土混合物，膨润土通过200号筛网筛选后放入密封容器中（见图5(a)），先加入一半的砂，然后加入膨润土，最后加入剩余的砂。手动混合10分钟以确保均匀分布。接着，使用漏斗或倾倒管将干混合物倒入分体模具中（见图5(b)），控制滴落高度以调节沉积过程中的压实程度。然后轻轻敲击模具壁以促进颗粒重新排列，确保达到目标颗粒骨架的相对密度。
样品形成后，对模具底部施加真空以保持其形状，然后移除模具。随后向三轴腔内注水并施加围压。最后，用二氧化碳（CO2）冲洗样品，再用脱气水冲洗以去除被困空气并促进饱和。对于不含膨润土的干净砂样品，遵循上述相同程序，但不包括掺入和混合膨润土的步骤。

3.2. 渗透样品
采用Rugg等人（2011）[54]提出的方法制备含有预定浓度膨润土和焦磷酸钠（SPP）的悬浮液。膨润土的剂量基于悬浮液的总质量（C1%），而SPP的剂量则基于干膨润土的质量（C2%）。剂量格式为B C1% + SPP C2%。对于SPB样品，选择了约35%的相对密度，固结后增加到40%至44%之间。

3.2.1. 膨润土剂量
首先，使用公式（2）确定制备悬浮液所需的膨润土量。该公式取决于膨润土的浓度（%B）、悬浮液的最终质量和膨润土的自然含水量（W）。然后使用公式（3）计算SPP溶液的质量，并使用公式（4）确定需要添加的水量以调整溶液浓度。制备SPP水溶液以标准化过程，并确保在加入膨润土之前SPP已稀释在水中（CSPP溶液）。选择的溶液浓度为5%。
(2) M_wet_bentonite = %B · M_suspension · (1 + W)
(3) M_SPP_solution = %SPP · %B · M_suspension
(4) M_water_addition = %B · M_suspension / (1 - %B - W - %SPP)
(5) ρ_suspension = G_Sbentonite · ρ_w · B + G_Sbentonite · (1 - %B)
其中：
ρ_suspension：悬浮液密度。
G_Sbentonite：膨润土的比重。
ρ_w：水的密度。
CSPP_solution：SPP溶液的浓度。
W：膨润土的自然含水量。
M_water_addition：添加到SPP溶液中的水量以调整其浓度。
M_wet_bentonite：用于制备悬浮液的膨润土质量。
M_SPP_solution：制备悬浮液所需的SPP溶液质量。
M_suspension：为测试准备的悬浮液总质量（2000克）。
%B：膨润土浓度占悬浮液总质量的百分比。
%SPP：SPP浓度占干膨润土质量的百分比。

为了确保悬浮液浓度与DMB样品相当（就预期的有效膨润土含量而言），并考虑到所有试样孔隙都完全被膨润土悬浮液饱和，根据悬浮液密度（公式（5）确定了要添加到砂样品中的有效膨润土量。这使得两种混合方法（DMB和SPB）的有效膨润土含量能够直接比较。

3.2.2. 膨润土悬浮液的流变特性
我们研究小组之前的研究[47]使用Kinexus Pro旋转流变仪和锥板几何结构，通过流变协议测定了安达卢西亚膨润土悬浮液的粘度。在25 ± 0.01°C的恒定温度下，进行了从0.01到1000 s^-1的剪切速率扫描。测试了含有3%、5%、7.5%和10%膨润土的悬浮液，并添加了0%、2%和4%的焦磷酸钠。结果表明，悬浮液的表观粘度随膨润土浓度的增加而非线性增加，并表现出触变行为，即剪切速率增加时粘度降低。SPP作为有效的分散剂（表3），使含有10% B和2% SPP的悬浮液的表观粘度降低了80%。然而，当SPP含量增加到4%时，粘度降低幅度小于3%，表明粘度降低趋势趋于稳定。

3.2.3. 样品的渗透
即使经过SPP处理的膨润土浆液，其粘度也过高，无法直接渗透到三轴腔内的砂试样中。因此，对含有膨润土悬浮液（SPB）的试样进行三轴测试时，渗透过程是在三轴腔外进行的，之后再将试样转移到腔内。图6显示了用于渗透过程的模具，该模具是根据Rugg（2010）[7]的建议构建和验证的。
在循环三轴测试之前，使用图6所示的模具，对相对密度为35%和50%的Ottawa 20–30砂试样进行了八次渗透测试。使用的膨润土悬浮液含有5%、7.5%、10%和12%的膨润土（按质量计）以及0.5%的SPP（按干膨润土质量计）。如图7所示，结果表明，对于这两种相对密度，测试悬浮液均能无显著流动障碍地渗透通过砂层，渗透体积达到孔隙体积（VP）的1.2倍，所需时间为26至80秒，流速范围为0.3–0.9 L/min，足以确保孔隙体积饱和。
土壤试样的制备首先从组装分体模具开始。在圆筒接头处涂抹凡士林密封剂，并用金属夹具固定。在圆筒内安装乳胶膜，并用特氟龙胶带保护边缘。施加-15 kPa的真空压力使膜紧密贴合模具，然后将组件放置在三轴基座上。对于干砂-膨润土混合物，膨润土通过200号筛网筛选后放入密封容器中（见图5(a)），先加入一半的砂，然后加入膨润土，最后加入剩余的砂。手动混合10分钟以确保均匀分布。接着，使用漏斗或倾倒管将干混合物倒入分体模具中（见图5(b)），控制滴落高度以调节沉积过程中的压实程度。轻轻敲击模具壁以促进颗粒重新排列，确保达到目标颗粒骨架的相对密度。
样品形成后，对模具底部施加真空以保持其形状，然后移除模具。随后向三轴腔内注水并施加围压。最后，用二氧化碳（CO2）冲洗样品，再用脱气水冲洗以去除被困空气并促进饱和。对于不含膨润土的干净砂样品，遵循上述相同程序，但不包括掺入和混合膨润土的步骤。

3.3. 渗透过程
在瓦莱大学开发的渗透装置包括：(a) 完整装置；(b) 装置部件（见[64]）。完整组装的示意图如图8(c)所示。3.3 样品的固化3.3.1 干样品为了评估固化时间对膨润土水化的影晌，在水渗透后，DMB试样分别在5小时、96小时和13小时的时间内进行水化处理，同时施加25 kPa的围压。根据El Mohtar（2008）的研究，在这些条件下，所研究浓度（3%–5%）产生的膨胀压力低于围压，这显著限制了样品的体积变化。固化过程直接在三轴试验机中进行。值得注意的是，13天是该设备能够实现的最大固化时间，因为无法让系统长时间处于非工作状态。3.3.2 渗透样品渗透后，封闭了组装体的上下排水口（见图8(a)），以防止悬浮液蒸发。样品在室温下固化72小时，以便在循环测试前获得足够的刚度和强度。为了在不拆卸模具的情况下监测悬浮液的状态，使用了一个对照悬浮液来观察混合物的凝胶化程度。还进行了一项延长固化时间至60天的额外测试。固化完成后，拆除了顶部和底部的盖子（见图9(a)）。取出砾石和粗砂过滤器，尽量减少对砂子的干扰（见图9(b)）。在试样的顶部和底部放置了四张饱和滤纸，并清理了侧面的膜上的砂子或膨润土。将装有试样的圆柱形分体模具放入三轴试验舱内（见图9(c)）。最后，用O型圈将膜固定在下部和上部基座上，并施加真空以固定样品，然后取出圆柱形分体模具（见图9(d)）。下载：下载高分辨率图像（327KB）下载：下载全尺寸图像图9. 渗透样品的提取和转移至三轴试验舱：(a) 拆卸顶部和底部盖子；(b) 试样修整；(c) 三轴试验舱内的圆柱形分体模具；(d) 试样在三轴试验舱中的放置。3.4 循环三轴试验在完成饱和处理后，所有测试均在100 kPa的有效应力下进行了各向同性固结。对于本研究中报告的所有测试，达到固结所需的时间非常短。对于干净砂子，T100约为40分钟；而对于含有膨润土悬浮液的试样，大约需要1小时。在完成饱和、固结和固化阶段（如适用）后，所有样品都在不排水条件下以1 Hz的频率进行了正弦循环加载。采用双振幅应变破坏准则来定义液化。该准则将液化定义为压缩峰值和伸长峰值之间的最大轴向应变达到5%的点。基于孔隙压力比（ru）达到100%的初始液化准则，由于粘性孔隙流体的存在，不适合用于含有纳米颗粒悬浮液的样品。在这种类型的样品中，孔隙压力的积累通常会延迟，并且即使在循环加载停止后也可能继续，这使得难以确定一个明确的平衡状态，因此根据几位研究者的观点，这一准则存在争议[4]、[7]、[26]、[65]。4. 结果报告了所有样品配置的22次循环三轴试验结果。表4总结了测试条件，包括试样制备方法、膨润土浓度、固结结束时的土壤骨架相对密度、固化阶段的持续时间以及循环加载阶段施加的循环应力比。循环抗力曲线仅包括相对密度范围较窄的测试（最大差异为6%）。虽然进行了额外的测试，但由于密度变化，这些测试的结果未包含在本文中。对于渗透样品，每条曲线报告了两到四次测试，以更好地表征掺入膨润土后砂子的行为。请注意，之前的膨润土渗透研究仅针对特定密度和有效固结应力进行了一次测试。表4. 循环三轴试验结果总结。测试编号。膨润土添加方法膨润土浓度固化时间DR (%)孔隙比循环应力比CSR液化循环次数1干净砂（CS）0–420.6540.2202440.6480.2243400.6580.18574440.6480.1652435干混后沉积砂-膨润土混合物（DMB）按砂干质量计3%5小时370.6660.18526430.6490.14512796小时440.6490.2218380.6640.229420.6520.145810按砂干质量计5%96小时450.6440.21611440.6470.1752512480.6370.22313480.6360.172514480.6380.261513天520.6240.21916在干净砂中渗透膨润土悬浮液（SPB）按悬浮液质量计10%72小时440.6490.18200017420.6520.233118430.6500.25319410.6570.214102060天440.6490.25182114%按悬浮液质量计72小时400.6580.262622440.6480.241324.1. 干混合物图10显示了对应于干净砂（CS）以及含有3%（DMB-3）和5%（DMB-5）干膨润土的混合物在不同固化时间下的循环抗力曲线，这些测试是在相对密度接近40%的条件下进行的。如图所示，添加干膨润土并未提高砂的循环抗力。实际上，经过5小时固化的DMB-3样品的循环抗力明显降低，即使在96小时固化后这一趋势仍然存在。经过96小时固化的DMB-5样品的抗力略有改善，但仍低于CS样品。对于固化13天的DMB-5样品，其抗力有所提高，但与CS样品相比，抗液化能力并没有显著增强。该测试的结果落在干净砂（CS）的CRR曲线范围内。图11比较了循环三轴试验剪切阶段的有效应力路径（p′-q图，遵循MIT定义，Ladd（1964）[66]），对于固化时间为96小时的CS、DMB-3和DMB-5样品。这三个样品在相似的条件下进行测试，循环应力比为0.20。初始应力状态对所有测试都是相同的，p′ = 100 kPa和q = 0 kPa（各向同性固结）。在非排水循环加载过程中，由于过量孔隙压力的产生，p′随着q的振荡而减小。下载：下载高分辨率图像（217KB）下载：下载全尺寸图像图10. DMB和CS样品的CSR与液化循环次数。在三个有效应力路径中可以看到几个差异。对于CS样品（图11(a)），应力路径表现出基本均匀的行为，加载循环清晰，q在20 kPa（压缩）和-20 kPa（伸长）之间振荡，给定CSR = 0.20。在液化开始时，p′的下降更加明显，直到接近零。为了说明目的，图11(a)中显示了同一相对密度范围内Ottawa砂的破坏线（红色虚线，[67]）。正如预期的那样，随着有效围压的减小，应力路径接近破坏线，样品发生液化。另一方面，DMB-3（图11(b)）和DMB-5（图11(c)）样品在几个循环内孔隙压力突然增加，导致p′迅速减小，从而引发液化。也就是说，以干法添加3%和5%的膨润土会产生相反的效果，抗液化能力降低。下载：下载高分辨率图像（395KB）下载：下载全尺寸图像图11. p’-q图，CSR = 0.2：(a) CS；(b) DMB-3；(c) DMB-5。图12显示了图11中样品的偏应力（q）与轴向应变（??a）之间的关系。在所有三种情况下，都可以看到轴向变形的突然增加，伴随着破坏前的能量耗散有限。含有膨润土的样品在较少的循环次数内达到了轴向应变破坏阈值（5%）。下载：下载高分辨率图像（211KB）下载：下载全尺寸图像图12. CSR = 0.2时样品的偏应力–轴向应变关系：(a) CS；(b) DMB-3；(c) DMB-5。4.2 膨润土悬浮液为了评估膨润土添加方法的影响，使用了使孔隙饱和的膨润土量相当于砂干质量的特定百分比的悬浮液浓度。预期固结后具有相同孔隙比的DMB-3样品将含有与SPB-10相同的膨润土量。同样，DMB-5和SPB-14在土壤基质中的膨润土浓度也应该是相等的。这种方法假设样品中的所有孔隙都完全被膨润土悬浮液饱和。所使用的膨润土浓度具有高粘度，实际应用中难以处理。因此，添加了0.5%的焦磷酸钠（SPP），暂时降低了粘度并促进了渗透[45]。图13显示了SPB-10和SPB-14样品的循环抗力曲线。样品从渗透开始到循环加载开始共固化了72小时。固结后，两种膨润土浓度的样品相对密度介于40%到44%之间。与DMB样品类似，也评估了固化时间的影响。为此，对一个固化时间为60天的SPB-10样品进行了额外测试，其相对密度为44%。为了比较，图13中还包括了干净砂的结果。如图所示，膨润土的渗透显著提高了抗液化能力。SPB样品表现出更均匀的行为，并且在整个循环应力比（CSR）范围内始终高于干净砂样品的曲线。具体来说，对于CSR为0.22的情况，固化72小时的SPB-10样品达到液化所需的循环次数是CS样品的14倍（SPB-10 vs CS）。这种效应在同样固化72小时的SPB-14样品中更为明显，其达到液化所需的循环次数是CS样品的188倍（SPB-14 vs CS），以及SPB-10样品的13倍（SPB-14 vs SPB-10）。下载：下载高分辨率图像（199KB）下载：下载全尺寸图像图13. SPB和CS样品的CSR与液化循环次数。延长固化时间进一步提高了循环抗力。对于CSR为0.25的情况，当固化时间从72小时延长到60天时，SPB-10样品达到液化所需的循环次数从3次增加到18次（比较SPB-10 60d vs SPB-10 72 h）。这些结果表明，随着时间的推移，随着膨润土悬浮液凝胶化的逐步发展，抗液化能力有望显著提高。为了说明目的，图14和图15分别比较了CS样品和固化72小时的SPB-10样品的循环三轴试验结果。两种样品都在0.18的循环应力比（CSR）下进行了测试。图中显示了偏应力、过量孔隙压力和水平有效应力与循环次数的关系，以及有效应力路径。如图14(a)所示，随着循环次数的增加，CS样品的偏应力逐渐减小，这表明样品接近液化。在第50次循环后，偏应力明显减小，到第57次循环时几乎为零，表明发生了液化。相比之下，图15(a)显示SPB-10样品在整个测试过程中保持了稳定的偏应力，直到500次循环。过量孔隙压力的变化和随后的有效应力减小支持了这一观察结果。在CS样品（见图14(b)）中，孔隙压力在测试结束时迅速增加，导致有效应力丧失和液化（见图14(c)）。相比之下，如图15(b)所示，SPB-10样品的孔隙压力逐渐增加，但不会影响土壤的稳定性。尽管样品的有效应力最初有所减小，但其有效应力从未低于初始值的70%（见图15(c)）。下载：下载高分辨率图像（563KB）下载：下载全尺寸图像图14.循环试验结果：CSR=0.18的CS样品：(a) 偏应力；(b) 孔隙压力；(c) 围压；(d) p’-q 图。下载：下载高分辨率图片（337KB）下载：下载全尺寸图片

图15. CSR=0.18的SPB-10样品的循环试验结果：(a) 偏应力；(b) 孔隙压力；(c) 围压；(d) p’-q 图。p’-q空间中的有效应力路径也证实了不同的趋势。在CS样品中（见图14(d)），应力路径向左移动，直到达到破坏包络线（红线），从而引发液化。相比之下，SPB-10样品（见图15(d)）显示出较窄的路径，尽管向左移动，但在评估的500个循环中从未发生液化。

图16显示了图14和图15中所示试样的?q??a曲线。CS样品在接近液化时表现出轴向应变幅度的逐渐增加，同时能量耗散相对有限。相比之下，SPB-10样品对循环加载表现出显著更硬且主要是弹性的响应，这归因于膨润土凝胶作为弹性约束，限制了沙粒之间的相对运动。下载：下载高分辨率图片（134KB）下载：下载全尺寸图片

图16. CSR=0.18样品的偏应力–轴向应变关系：(a) CS；(b) SPB-10。

4.3. 膨润土含量

对于所有样品（DMB和SPB），循环阶段完成后，拆卸了试验室，干燥了膜，并将样品分成三部分。每部分在烤箱中干燥36小时，通过200号筛子清洗，然后再次干燥以确定膨润土含量。需要注意的是，用于此表征的样品数量比表4中报告的数量更多。这是因为尽管由于各种问题无法对某些样品进行三轴试验，但仍然可以使用这些样品的信息来可靠地确定膨润土含量，因为制备协议得到了严格执行，并且验证了没有发生膨润土迁移。

图17显示了干混合料和渗透混合料（DMB-3、DMB-5、SPB-10和SPB-14）的膨润土含量结果。对于DMB样品，上部区域的膨润土浓度低于中部和下部区域，这表明先用CO2渗透，然后用水渗透（向上进行）不会导致膨润土显著迁移到上部区域。如果发生了迁移，上部区域的浓度会更高。相反，样品的中部和下部区域似乎有更高的膨润土浓度，这可以归因于所使用的制备方法。在组装过程中，为了调整样品的高度而施加的能量倾向于将较细的颗粒分离到较低的区域。还必须注意的是，所有样品中的膨润土浓度都低于理论浓度，这可能是由于实验方法的限制或在组装过程中的损失。在悬浮液制备过程中，观察到膨润土倾向于附着在图5(a)所示的密封容器的壁上。

在SPB样品中，下部区域的膨润土浓度也高于中部和上部区域。然而，整体分布比DMB样品更均匀。这种行为是预期的，因为悬浮液从样品底部开始流动并向上推进，促进了更渐进和均匀的饱和，尽管在较低区域有更多的积累。此外，在渗透过程之后，部分悬浮液可能回流到装置底部，这可能有助于沿样品分散更多的膨润土含量。下载：下载高分辨率图片（345KB）下载：下载全尺寸图片

图17. 沙样高度方向的膨润土分布：(a) DMB-3；(b) DMB-5；(c) SPB-10；(d) SPB-14。

4.4. 膨润土掺入方法对液化抗力的影响

图18总结了干混合和渗透混合的清洁沙子和含膨润土沙子的循环阻力曲线结果。干法添加膨润土（DMB）在两种浓度下都没有提高液化抵抗力。相比之下，用膨润土悬浮液渗透（SPB）显示出明显的积极效果，增加了达到液化所需的循环次数。就循环阻力比（CRR）而言，在相同循环次数下，SPB-10样品的CRR增加了13%至25%，这是观察到的最低CSR值下的最大增幅。对于SPB-14样品，这一增幅甚至更大，范围为34%至40%。相比之下，与清洁沙子相比，DMB-3样品的循环阻力降低了24%至30%，而DMB-5样品的循环阻力降低了2.5%至11%。这些结果突显了膨润土掺入方法对循环行为的强烈影响。正如预期的那样，更高浓度的渗透膨润土进一步提高了循环强度。例如，在相同循环次数下，SPB-14样品的循环阻力比SPB-10增加了12%至14%。图19和图20分别展示了图18中五个样品的超额孔隙压力和轴向应变的演变。在图中，为了比较目的，水平轴根据清洁沙子达到液化所需的循环次数（Nliq）进行了归一化。图中包括了清洁沙子、两个DBM样品、两个SPB样品，它们的CSR均为0.20，SPB-10的CSR为0.23，SPB-14的CSR为0.26。下载：下载高分辨率图片（270KB）下载：下载全尺寸图片

图18. CS、DMB和SPB样品的CSR与达到液化所需的循环次数。

从图19中的超额孔隙压力结果来看，干法添加膨润土（DMB-3和DMB-5）倾向于突然加速超额孔隙压力的产生，降低了液化抵抗力，使得ru≈1时的N/NLiq值小于CS样品。曲线显示出非常陡峭的最终斜率，表明强度迅速丧失。这种效应在DMB-3样品中更为明显。DMB-5样品似乎稍微缓解了这种负面行为，尽管其抵抗力仍然低于CS样品。相比之下，尽管受到更高的剪切应力要求，SPB-10和SPB-14样品表现出更慢且更渐进的超额孔隙压力产生，这一趋势一直持续到接近液化的值。在这两种情况下，液化都是在显著更大的归一化循环次数（N/NLiq≈1.5和N/NLiq≈1.3）下发生的，表明液化抵抗力有所提高。下载：下载高分辨率图片（339KB）下载：下载全尺寸图片

图19. CS、DMB和SPB样品的归一化超额孔隙压力。

图20. CS、DMB和SPB样品的归一化轴向应变。

图20中显示的轴向应变也呈现出类似的趋势。干混合样品在较少的循环次数内达到了非常高的轴向应变值，而渗透样品则相反，即它们比清洁沙子和干混合样品支持更多的循环次数，即液化抵抗力增加。还应该注意的是，SPB样品在整个测试过程中保持了非常小的轴向应变，即使在接近液化的情况下，应变也开始逐渐增加。这表明渗透样品在循环加载下的稳定性更高，变形更小。

5. 讨论

本研究获得的结果与一些分析通过干混合添加纳米颗粒的先前工作存在差异。例如，El Mohtar等人（2013）[2]报告称，当分别以干形式添加3%和5%的膨润土时，循环阻力（CRR）增加了32%和44%。同样，Ochoa等人（2016）[34]观察到，仅添加1%的拉普诺石就在相同的循环应力比下将达到液化的循环次数增加了近两个数量级，而Huang等人（2016）[33]报告称，对于2.0%至3.5%的拉普诺石含量，CRR增加了29.4%至88.2%。相比之下，本研究的结果表明，按干沙质量计添加3%和5%的局部膨润土会导致循环阻力降低，分别降低了24%–30%和2.5%–11%，这表明干混合的效果对所使用的膨润土类型及其物理化学性质非常敏感。

如表1所示，这些差异的一个可能解释在于本研究中使用的怀俄明州和安达卢西亚膨润土的粒径、塑性和Na/Ca比率。特别是，本研究中的膨润土具有高吸附能力，能够在作为粘性液体之前吸收超过其自身重量五倍的水（LL=522%）。另一方面，怀俄明州膨润土的吸附能力较低，约为其自身重量的四倍（LL=440%）。这意味着对于干沙-膨润土混合物（DMB），怀俄明州膨润土达到液态所需的水量较少，因此在初始渗透和饱和过程中所需的水量也较少，这有利于其作为粘性流体的行为。因此，含有怀俄明州膨润土的悬浮液比含有安达卢西亚膨润土的悬浮液更有效地饱和了沙子中的孔隙。

此外，膨润土悬浮液的流变行为在很大程度上取决于它们的化学组成，特别是Na/Ca比率[48]、[51]。安达卢西亚膨润土的Na/Ca比率是怀俄明州膨润土的两倍多，因为前者的钙含量较低（0.42对比1.2）。这种差异是根本性的，在安达卢西亚膨润土的层间空间中，Ca2+阳离子的存在较少，减少了颗粒之间的吸引力，导致悬浮液的粘度较低，从而降低了液化抵抗力。吸附能力与膨润土晶体结构中Na+和Ca2+离子的存在密切相关。在钠（Na+）占主导成分的情况下，如安达卢西亚膨润土，层间吸引力减小，允许更多的水渗透到层间，从而促进了水的吸附[51]。对于钙离子（Ca2+）比例较低的膨润土，如安达卢西亚膨润土，层间的吸引力较弱，导致流动阻力较低，液化抵抗力也较低。

另一个相关方面是向土壤基质中添加膨润土的方法。在本研究中，干混合样品没有显示出CRR的增加，而通过渗透处理的样品的CRR值比清洁沙子高出13%至40%，当从10%悬浮液增加到14%悬浮液时，CRR额外增加了12%–14%。这一趋势与El Mohtar等人（2013, 2014）[2]、[30]的结果一致，他们报告称在短固化时间内CRR增加了28%，在20天后增加了56%，以及诱导液化所需的循环次数显著增加。然而，尽管两项研究都证实了渗透的有效性，但本研究中获得的CRR增加幅度较小，这可能归因于悬浮液的粘度较高以及[2]、[30]使用的固化时间。这些条件有利于形成更发达的凝胶结构，但可能会降低渗透的效率和颗粒骨架内的均匀性。

干混合和渗透样品根据添加的纳米颗粒的数量和性质发展出不同类型的微观结构[27]。该方法可能影响孔隙中粘性流体的适当形成。对于干混合样品，由于膨润土是在样品形成过程中添加的，一些粘土不可避免地被困在沙粒之间的接触点，另一部分则可以附着在沙粒上。这导致形成了一层薄的水合膨润土，该层不会对间隙液产生贡献，尤其是在需要大量水来形成这种液体的情况下，例如安达卢西亚膨润土的情况。这一假设通过分析含有3%安达卢西亚膨润土（按干砂质量计）的干混合物以及渗透了10%膨润土悬浮液的样品的显微图像得到了证实，如图21所示。需要注意的是，这些图像并不代表细颗粒在循环剪切阶段的行为。这些图像仅展示了渗透过程之前的初始状态（图21(a)）和渗透过程之后的干混合物状态（图21(b)），以及渗透样品的最终状态（图21(c)）。这些图像是使用能够放大1600倍的光学显微镜获得的。主要目的是观察当样品被水渗透时膨润土在土壤孔隙中的水合和凝胶化过程。值得注意的是，没有使用扫描电子显微镜（SEM），因为设备的特性无法捕捉到高含水量材料（如膨润土悬浮液）的图像。

如图21(a)所示，对于干混合物，部分膨润土被观察到卡在砂粒之间的接触点上，而另一部分则直接附着在砂粒表面。在干混合物的渗透过程之后（图21(b)），膨润土与水相互作用，形成一种将砂粒包裹在其中的基质。然而，并非所有膨润土都能有效地参与这种基质的形成。一些颗粒被卡在砂粒之间的接触点上或附着在颗粒上，形成了不规则的水合膨润土层或团块。这些结构不会积极参与限制基质的形成，从而限制了它们对改善系统力学性能的贡献。

下载：下载高分辨率图像（705KB）
下载：下载全尺寸图像

图21. 干砂-膨润土混合物和渗透样品的显微观察：(a) 渗透水之前的含3%膨润土的干混合物；(b) 渗透水之后的含3%膨润土的干混合物；(c) 渗透了10%膨润土悬浮液的砂。

对于渗透样品，如图21(c)所示，悬浮液发展出一种类似凝胶的结构，使颗粒固定或包裹起来，限制了它们之间的滚动或滑动能力，从而减少了塑性变形的积累。图像中观察到的行为与文献中报道的通过干混合制备的混合物一致，其中膨润土倾向于嵌入砂粒之间，生成一层润滑层或软相，改变了颗粒间的接触，正如El Mohtar（2008）[26]所描述的。这种颗粒间相减少了砂-粘土界面的摩擦[9]，[30]，其较高的压缩性与初始剪切模量（Gmax）和最大摩擦角（?peak′）的降低有关，使得结构比纯净砂更具变形性。

这些接触的干扰在宏观尺度上表现为材料整体上更具收缩性。剪切变形加速了过量孔隙压力（Δu）的产生和积累。这种现象的发生是因为，正如Yamamuro和Covert（2001）[68]所指出的，在加载作用下，嵌入的细颗粒被迫向孔隙空间迁移，增强了颗粒结构的重新排列和坍塌，从而促进了更具收缩性的土壤响应[69]。其他实验研究也证实，通过干混合加入纳米颗粒可以降低与纯净砂相比的液化阻力（CRR）。例如，Goudarzy等人（2022）[9]报告称，含有10%和20%粘土（高岭土或Calcigel膨润土）的混合物具有较低的循环阻力。这种不利效应是DMB方法的直接后果，该方法有意将纳米颗粒放置在颗粒接触处，而渗透方法（SPB）则是将膨润土作为悬浮液注入以替代孔隙液，从而保持颗粒间的接触。

6. 结论

本文展示了进行的不排水循环三轴压缩试验的结果，以评估含有安达卢西亚膨润土的干混合物（DMB）和渗透混合物（SPB）的液化阻力变化。使用的安达卢西亚膨润土具有更小的颗粒尺寸、更高的塑性和更高的Na/Ca比值，比之前研究中使用的怀俄明膨润土更好。DMB样品中的膨润土浓度为3%和5%，而SPB样品中的悬浮液膨润土浓度为10%和14%。后者预计具有与干混合物相似的有效膨润土含量。

尽管之前使用其他塑性纳米粘土与渥太华砂的干混合物的研究表明，当加入少量膨润土或拉坡纳石（3%至5%）时循环阻力会增加，但使用安达卢西亚膨润土的干混合物的液化阻力分别降低了24%–30%（3%含量）和2.5%–11%（5%含量）。相比之下，通过渗透方式加入膨润土对循环阻力有积极影响。含有10%膨润土和0.5% SPP的悬浮液使循环阻力相对于纯净砂提高了13%至25%，而含有14%膨润土的悬浮液尽管渗透效率较低，但仍提高了34%至40%。砂-膨润土混合物的力学性能受到膨润土类型和加入方法的双重影响。干混合物的循环阻力降低可能与其中较高的钠（Na）含量、较低的有效粘度以及较不紧密的结构有关，这限制了其对砂基质的限制能力。尽管渗透方法在高浓度膨润土下的加入效率较低，但由于粘度增加，它促进了材料在砂基质中的更均匀分布。因此，对于高Na/Ca比值和较高塑性的膨润土，如果控制好浓度和水化时间，这种方法比干混合更有效地提高循环阻力。

获得的实验证据表明，渗透安达卢西亚膨润土悬浮液在减轻液化方面具有直接应用价值，显著提高了处理后砂的循环阻力。渗透方法被提出作为一种可行的方法，用于改善已有基础设施区域的液化沉积物的液化抵抗力，在这些区域，传统的涉及体积变化的方法（包括含膨润土的干混合物）不适用。在这种情况下，可以利用自然水流来进行渗透。必须保证低粘度和长的凝胶化时间，以便缓慢而持续地流入液化层。在实地规模上验证这些发现是未来研究的重点。

CRediT作者贡献声明：
Santiago Prado Pantoja：撰写——原始草稿、验证、方法论、调查、数据分析、概念化。
Eimar Sandoval：撰写——审阅与编辑、监督。
Alejandro Cruz Escobar：撰写——审阅与编辑、监督。