長江口軟基圍堤施工的加載速率效應

趙丁鳳,錢 健,潘 強,孫近陽,賈敏才

(1.中交上海航道勘察設計研究院有限公司，上海 200120；2.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092)

隨著基礎設施建設的快速發展，為緩解土地用地日益緊缺的問題，可持續利用灘涂資源的圍海造陸工程不斷興起。圍堤工程的堤壩通常建于深厚的淤泥質軟土地基上，受沉積環境和土體顆粒性質影響，軟黏土普遍具有含水量高、壓縮性大、強度低、透水性差的特性。國內外在類似的灘涂、海堤圍填造地工程中也積累了較多經驗。

袋裝砂棱體快速堆載是圍堤施工較為常用的方法。在施工過程中，當監測到深層土體位移(沉降)速率超限時，則適當放緩施工進度甚至暫停該區域范圍內的全部施工，但對確保工程穩定性的效果仍不明朗，且不利于控制工期。而基于目前規范[1-3]對深層土體位移(沉降)速率的控制要求，仍發現圍堤施工及后期運營中存在側向位移大的問題。已有試驗研究結果表明，軟土具有明顯的加載速率效應，在宏觀上表現為不排水抗剪強度的加載速率效應[4-9]。針對該現象，Hinchberger等[10]和Qu等[11]提出了速率敏感參數的概念來定義應變速率變化對土體強度參數的影響。此外，Hanzawa等[12]、Kabbaj等[13]對比了軟黏土室內試驗、現場試驗的應力-應變關系指出，工程施工堆載軟基的應變速率為10-5～10-4/h，而實驗室常規試驗的應變速率為5×10-3～5×10-2/h，量級差異較大。朱啟銀等[14]針對軟黏土加載速率效應也指出，單純以實驗室加載速率標準下取得的抗剪強度作為工程設計依據，而不考慮土的加載速率效應，極易導致圍堤在施工階段時發生失穩。因此，根據工程特點，仍須進一步開展特定加載路徑下區域性軟黏土的工程特性研究。

圍堤施工大部分為分級加載法，即每級荷載增加后需要靜置一段時間，再進行下一級堆載。由于圍堤工程施工工期短、堆載速率快，故可認為在施工過程中土體水未能及時排出，我國大部分圍堤工程均采用不排水條件下的試驗參數進行設計。此外，對于未經地基處理的天然結構性的軟土地基，土體滲透系數低、分級靜置過程中固結緩慢，強度增長非常有限。因此，可主要考慮加載速率對結構強度、靜置時間對軟黏土地基觸變性和流變作用的影響。考慮到現場試驗一般耗時較長，自然環境復雜多變，控制試驗條件困難，目前仍以室內試驗為主要研究手段。Hinchberger等[15]通過統計大量的三軸試驗結果表明，不排水抗剪強度的增長幅度與土體固結狀態、固結應力及試驗類型(伸長或壓縮)均無關，僅與土體的物理力學性質相關。鑒于此，本文以長江口某圍堤建設工程為例，通過不同分級加載及靜置時間下的室內三軸試驗，開展長江口軟黏土結構性破壞下的應力-應變關系、結構損傷特性、破壞強度、應變速率的試驗研究，預測長期條件下的土體力學行為，并為圍堤施工的合理方案確定提出相關建議。

1 試驗概況

1.1 試驗土樣

試驗土樣取自長江口9 ～ 16 m深度范圍內的淤泥質粉質黏土，為該工程堤基的主要壓縮層，土體天然含水率大，呈流塑狀態，具有高壓縮性，主要物理性質指標：含水率w為38.4%，濕密度ρ為1.83 t/m3,土粒相對密度Gs為2.73，孔隙比e為1.06，飽和度Sr為98.6%，液限ωL、塑限ωP分別為36.1%、21.2%，塑性指數IP、液性指數IL分別為14.9、1.25，垂直向滲透系數Kv、水平向滲透系數Kh分別為5.65×10-7、35.3×10-7cm/s，壓縮系數a1-2為0.71 MPa-1,壓縮模量Es為2.925 MPa。

1.2 試驗儀器和試樣制備

試驗采用GDS多功能三軸儀。試樣為實心圓柱形，上、中、下的平均直徑約為39.1 mm，高度為80 mm。試樣制備完成后，采用真空飽和法進行飽和。隨后裝樣進行反壓飽和，反壓加至300 kPa，至孔壓系數B值大于0.98時認為試樣飽和。

1.3 試驗方案

飽和完成后，對試樣進行K0固結，有效圍壓為70 kPa。當固結排水變化量小于0.1 cm3,或5 min內的軸向變形≤ 0.005 mm，達到固結完成標準。經前期試驗測試，本次試驗的固結時間統一為48 h。隨后，對試樣進行應力控制的不排水分級加載三軸試驗(CTC試驗)，各試樣每級分段施加荷載，先以特定速率加載后保持荷載不變，至設計時間后再進入下一級加載，直至試樣發生破壞。試樣的破壞標準為：應力-應變曲線表現為應變硬化時，取應變達到15%時的分級應力(σ1-σ3)a作為破壞點；應力-應變曲線表現為應變軟化時，取應力峰值為破壞點。

軟黏土的結構可能使其力學和工程特性截然不同，故本次共設計了13組試驗，以時間為參數，系統性研究淤泥質粉質黏土的加載速率效應，研究方案及相應的試驗強度結果見表1。

表1 試驗方案及試驗強度結果

2 長江口軟黏土的試驗結果及分析

2.1 典型試驗結果及分級應力-應變關系

為模擬施工堆載過程中地基土的強度和變形特性，現分析不同應變速率下土的應力-應變關系，各工況下得到的應力-應變試驗曲線如圖1所示。可以看出，隨著分級加載級數的增加，土體蠕變逐漸發揮。

注：分級加載速率為5 kPa/min，原狀土。

圖2為各級加載下土體的應力-應變發展關系。整體而言，當分級應力(σ1-σ3)a< 45 kPa時，3個加載速率下的分級應力-應變曲線較為接近，土樣內的剪應力較小，并不足以破壞土體的結構性，使得土的強度幾乎不受加載速率影響。此時，現場施工時可較快加載，以加快施工進度。由圖2c)可知，當分級總時間為300 min時，每級加載速率為1和0.2 kPa/min原狀土的應力-應變曲線基本重合，表明特定間歇期下可能存在加載速率閾值，使得加載速率對土的結構性產生的影響減弱。

進一步對比同一加載模式下原狀土和重塑土的分級應力-應變關系可知，由于重塑土的結構已遭到破壞，造成同一加載模式下，重塑土的應變較原狀土發展更快。但在不考慮固結的前提下，兩者的試驗強度基本一致，即結構損傷的快慢并不影響土體的最終強度。

圖2 分級加載速率對土體分級應力-應變曲線的影響

Vaid等[16]、Zhu等[17]對比了室內三軸試驗和現場監測結果，結果表明：三軸不排水抗剪強度峰值對應的應變與加載速率無關。因此，現采用各工況下的試驗強度qf來歸一化分級應力與分級應變的關系，如圖3所示。可以看出，歸一化后的分級應力可基本消除加載模式對長江口軟黏土應變發展的影響，土體在軟化前呈對數發展關系。綜上，仍主要考慮加載模式對長江口軟黏土強度的影響。

圖3 歸一化分級應力與分級應變的關系曲線

2.2 加載模式對強度的影響

為了定量分析加載速率(速率效應)和分級時間(蠕變影響)對土體強度的影響，匯總的原狀土和重塑土在不同加載模式下的qf值見圖4。可看出，土體強度與加載速率、靜置時間均存在緊密聯系。當保持分級總時間相同時，分級加載速率越快，qf越低。而當分級加載速率不變時，受土體蠕變的影響，分級靜置時間越長，試樣的qf顯著降低。其中，加載速率為5 kPa/min，加載總時間為300 min時的qf(=105 kPa)最低。且相較于每級加載速率為1 kPa/min、靜置時間為30 min的qf(=165 kPa)，土體強度降低了36.4%。實際施工時，若快速堆載后伴隨較長的間歇期，將不利于土體強度的發揮。

圖4 不同加載模式下的土體強度

進一步擬合同一加載速率下的結果發現，分級總時間ta與qf呈現較好的對數關系：

qf=A1lgta+A2

(1)

式中：A1為與加載總時間相關的擬合參數；A2為與分級加載速率相關的參數。對于本次試驗，A1=-36.02時，擬合效果均較好。

現采用分級加載時間t1來等效分級加載速率，并與A2值建立關系，如圖5所示。經擬合，兩者滿足如下關系：

A2=-28.98×101/t1+257.41

(2)

綜合式(1)、(2)可得：

qf=-36.02lg(t1+t2)-28.98×101/t1+257.41

(3)

式中：t2為分級靜置時間。

圖5 擬合參數A2與分級加載時間的關系

根據式(3)，給出長江口軟黏土分級加載時間-分級靜置時間-強度的三維曲線色譜圖，見圖6。可以看出，當分級加載時間較短(< 6 min)，即加載速率較快(> 2.5 kPa/min)時，不同分級靜置時間下，土體強度均較低，qf普遍小于130 kPa。分級加載時間在7 ～ 40 min內、靜置時間在35～70 min范圍內時，土體強度均處于較高的水平，qf普遍超過160 kPa。此外，由色譜圖還可知，過慢的分級加載速率(大于40 min)將使土體強度有所降低。因此，實際施工時，控制分級加載速率，并盡量縮短分級靜置時間，可以有效防止土體蠕變導致的強度降低。

圖6 分級加載時間-分級靜置時間-強度的三維曲線色譜圖

2.3 加載模式對應變速率的影響

實際工程中，通常使用變形速率的絕對值和變形趨勢來作為土體的失穩標準。目前，根據國內建筑和交通行業規范提出的沉降速率的控制標準，對天然地基建議采用沉降速率≤10 mm/d的標準來控制填土速率，以保證填筑期間地基的穩定性。此次試驗土樣的應變速率曲線見圖7。

圖7 不同加載模式下土的應變率時程曲線

由圖7可知，每級加載時間為3 min，分級總時間為30和120 min時，土體失穩時兩者的應變速率相差約2.4%；每級加載時間為75 min，分級總時間為120和300 min時，土體失穩時兩者的應變速率相差約13.3%。而當靜置時間均為120 min時，相較于每級加載時間為75 min土樣失穩時的應變率，每級加載時間為3 min土體失穩時的應變率更大，相差約44%。綜上，土體失穩時的應變率與加載速率和靜置時間均相關，但受加載速率的影響更大。因此，采用統一的應變速率標準來判斷土樣是否發生破壞，仍無法很好地預判土體是否失穩。

現選取加載至應變軟化的試驗土樣進行討論，并給出了不同加載模式下土體每級最大應變速率與歸一化分級應力的發展關系，如圖8所示。整體而言，當加荷至土體強度的80%前，每級最大應變速率基本呈線性發展模式；而當加荷超過土體強度的80%時(圖中灰色區域)，即使土樣尚未發生應變軟化現象，分級最大應變率也逐漸偏離加載初期的線性變化。此時，土樣已瀕臨破壞，實際工程中當土樣每級最大應變率發生非線性變化時，需要引起警惕。

圖8 不同加載模式下每級最大應變率變化曲線

此外，對比各工況，分級加載速率為1 kPa/min下的每級最大應變速率發展趨勢呈現較好的連續性，每級的最大應變速率也較小，有利于加載過程中地基穩定性的控制；而加載速率為0.2 kPa/min時，土體在破壞前仍呈現較好的線性關系，但隨著蠕變作用的發揮，土體很有可能在下一次加載過程中突然破壞，使得土體的失穩難以預判，易造成工程事故。

3 結論

1)三軸不排水抗剪強度對應的應變與加載速率無關，但與分級加載時間和分級靜置時間存在相互作用關系，并以此建立了相應的強度模型。從模型參數分析，當加載速率大于1 kPa/min時，分級靜置時間的影響很小，此時土的不排水抗剪強度均較低。當分級加載速率小于1 kPa/min時，分級靜置時間越短，土的不排水抗剪強度越高。實際施工時，選取相對較慢的分級加載速率，并盡量縮短分級靜置時間，可以有效防止土體蠕變導致的強度降低。

2)當分級應力(σ1-σ3)a< 45 kPa時，加載速率對強度的影響并不明顯。此時土樣內的剪應力較小，并不足以破壞土體的結構性，使得土的強度幾乎不受加載速率影響。在加載初期，長江口軟黏土受結構性保護，在較快的加載速率下仍能保持強度，故建議適當提高加載速率、縮短施工工期。同時，在較高堆載下也將有助于提高軟黏土未來的排水和固結速度。

3)從應變率曲線來看，利用變形速率的絕對值來判斷土體失穩缺乏說服力，土體失穩時的應變率與加載速率和靜置時間均有一定關系，且受加載速率的影響更大。當分級最大應變率偏離加載初期的線性變化或達到不排水抗剪強度的80%時，需要引起警惕。在加載的中和末期，長江口軟黏土的結構性逐漸被破壞，應變率不斷提升，建議此時逐漸加強對應變率的監測，適當提升最大應變率的控制標準，及時關注應變率的變化趨勢，當分級最大應變率呈非線性變化時，隨時調整施工方案，以避免工程事故的發生。