不同應力路徑下上海地區軟黏土三軸試驗研究

2021-04-26 09:46:02胡立明

城市道橋與防洪 2021年4期

胡立明

[上海市政工程設計研究總院（集團）有限公司，上海市 200092]

0 引言

隨著城市化的快速推進，地下空間的開發變得如火如荼，開發深度不斷增大，由此也產生了很多工程難題，其中之一便是開挖卸荷導致的土體力學性質的變化。對深基坑工程而言，擋土結構在施工和開挖階段都會引起應力變化。其變化程度取決于初始應力、施工方法和開挖深度等，是一個復雜的問題。

既有研究已經表明，土的力學性質不僅取決于土體在最初和最終狀態下的應力水平，還受到應力路徑和應力歷史等因素的影響[1-2]。為此，相關學者在研究和工程實踐中開始考慮這一因素。楊光等[3]開展了粗粒料的大型三軸試驗，考慮了常規三軸、等P 和等應力比等不同類型的應力路徑，通過試驗研究了應力路徑對粗粒料應力-應變和強度的影響規律。在已有研究的基礎上，遲明杰等[4]從細觀角度出發，分析應力路徑對砂土變形的影響。應宏偉等[5]考慮主應力軸的旋轉，在此基礎上分析了基坑開挖中的應力路徑情況。曾玲玲等[6]通過試驗方法分析了應力路徑對天然沉積土的壓縮特性的影響規律。李校兵等[7]基于GDS 三軸儀開展了不同應力路徑下原狀溫州軟土的K0固結試驗，并基于試驗數據建立了不同應力路徑下孔壓與應變的關系。李保平等[8]利用自行改造的三軸儀對側向卸荷情況下的原狀黃土開展試驗，并通過與常規試驗的對比，指出工程設計中應選擇與應力路徑相符的土體參數。孔亮等[9]開展了常剪應力路徑下含氣砂土中的三軸試驗。郭玉良等[10]開展了不同基質吸力下的三軸試驗，設置了加壓和減壓兩種應力路徑，得到了污染土的強度參數和強度公式。上述研究表明，在基坑工程開挖卸荷過程中，應力路徑的影響必須考慮。

近年來，上海地區建造了眾多深基坑工程，部分基坑深度已超過70 m，以往工程設計所采用的土體本構模型一般通過常規三軸試驗得到，未考慮應力路徑的影響。而實際上，如前所述，土體的開挖是個逐漸卸荷的過程，土體應力狀態處在不斷的變化過程中。鑒于此，本文擬采用GDS 應力路徑三軸試驗系統，開展不同應力路徑下土體應力-應變關系的研究，以便為相關工程提供參考。

1 試驗步驟

1.1 試驗系統

試驗所采用的GDS 系統由計算機自動控制，可以完成不同應力路徑下的三軸試驗。另外，還可以模擬實際工況中荷載的變化情況，且試驗過程中的垂直向應力和水平向應力可以同時改變。試驗系統主要包括分析和控制軟件、應力路徑三軸壓力室、壓力控制器等。其中，三個壓力器分別用來控制軸向應力和位移、圍壓和施加反壓，并測量體積的變化情況。

1.2 試驗方案

試驗過程中的應力路徑如圖1 所示，其中AB和DE為常規的三軸壓縮CTC 路徑，AC和DF為減壓的三軸壓縮RTC 路徑。路徑的設計綜合考慮了天然土層的各向異性和應力路徑對土體應力- 應變關系的影響。詳細試驗方案見表1。

圖1 p-q 空間應力路徑

表1 試驗方案

1.3 試驗步驟

試驗主要包括以下步驟：

（1）土樣采集與制備。試樣取自上海深隧項目現場，兩組試樣的取樣深度分別為25 m 和50 m。通過室內試驗測得土樣的一系列物理力學指標，分別為：含水率32%，比重2.70，液限29.35%，塑限25.30%，塑性指數Ip=4.05%，液限指數IL=1.67。

（2）開啟系統，將圍壓和反壓分別設置為320 kPa和300 kPa，以便使試樣飽和。

（3）在保持反壓不變的基礎上，增加20 kPa 圍壓，并計算孔壓系數B。若B值到達0.93 以上，則視土樣為飽和；否則需要重新進行試樣飽和。

（4）將反壓保持在300 kPa，進行等向固結。隨后根據應力比設置圍壓進行非等向固結，直至固結度達到98%。

（5）關閉排水閥門，開展三種應力路徑下的不排水試驗。試驗中對常規三軸和減壓三軸應力路徑分別采取標準三軸試驗模塊和Advance loading 試驗模塊。

（6）試驗結束后，描述試樣在破壞后的性狀，并測定試樣的含水量。

1.4 計算參數選取

該深基坑周圍土體的物理力學參數根據工程勘察資料確定，設定的試驗參數見表1。且由于開挖之前已經進行了降水作業，故忽略地下水的影響。

2 試驗結果

采用GDS 三軸儀開展試驗，試驗數據處理后，可得到土體峰值強度、孔壓、有效應力路徑和變形規律。同時進行了深層原狀黏性土在開挖應力路徑下的試驗，分析了加載和卸載兩種情況下土體的變形與強度的關系，并據此對卸載狀態下的土體本構模型進行了修正。

2.1 不排水試驗時的峰值強度和孔壓

2.1.1 常規三軸試驗

通過常規三軸試驗得到的應力- 應變（q-εa）關系曲線、孔隙水壓力- 應變（u-εa）關系曲線如圖2所示。由圖2（a）可知，q-εa關系曲線為非線性，在試驗前期，基本呈應變硬化的規律，而后期則呈現出較為輕微的應變軟化。試驗過程中由于體積不變，試樣通過內部壓力的調整來減小有效圍壓。由圖2（b）可知，試驗初期的孔壓迅速增大，其后基本保持穩定，而試驗后期則又有所減小。

圖2 CUCTC 試驗的q-εa 與u-εa 關系曲線

定義峰值強度qmax為所能承受的最大剪應力，σm0=（σa0+σr0）/3 為平均固結壓力，則常規三軸不排水試驗的參數見表2。經對qmax～σm0進行線性擬合，發現兩者存在如下關系：qmax=1.6σm0。另外，試驗過程中最大孔壓umax隨平均固結壓力σm0的增加而增大，且大致呈如下線性關系：umax=0.34σm0。

表2 常規三軸不排水試驗q～εa 參數表

2.1.2 減壓三軸試驗

減壓三軸試驗在非等向固結時的q-εa關系曲線與u-εa關系曲線如圖3 所示。由圖3（a）可知，q-εa關系曲線具有明顯的非線性特性，且呈應變硬化。由圖3（b）可知，孔隙水壓力為負值且隨圍壓的增大而增大，由于產生的是負孔壓，在試驗結束的時候，即使側向壓力完全卸掉，仍然會保持一定的有效壓力，因此，試樣仍具有一定的強度。

圖3 CURTC 試驗的q-εa 與u-εa 關系曲線

減壓三軸試驗中的峰值強度q"max也隨著平均固結壓力σ"m0的增大而增大，經對q"max～σ"m0進行線性擬合，發現兩者存在如下關系：q"max=1.1σ"m0。

2.2 不排水條件下的有效應力路徑

2.2.1 常規三軸試驗

常規三軸試驗中的應力路徑如圖4 所示。由圖4可知，土體的峰值強度會隨著所施加的平均固結壓力σm0的增大而增大。在整個試驗過程中，p" 逐漸增大，且增大趨勢在后期更為明顯。另外，不同p" 所對應的有效應力路徑非常類似，基本都呈S 形。

圖4 CUCTC 試驗的有效應力路徑

2.2.2 減壓三軸試驗

減壓三軸試驗中的應力路徑如圖5 所示。由圖5可知，若固結條件相同，得到的應力路徑都是相似的。另外，隨著平均固結壓力σm0的增大，非等向固結下得到的土樣峰值強度逐漸增大。這是土體壓硬性影響的結果。

圖5 CURTC 試驗中的有效應力路徑

綜合圖4 和圖5 的結果可知，常規三軸試驗與減壓三軸試驗的應力路徑因孔壓和應力的不同而表現出明顯的不同。具體而言，應力路徑在常規三軸試驗中呈現S 形，有兩個拐點；而在減壓三軸試驗中則呈現出倒L 形，且僅有一個拐點。孔壓在有效應力路徑的形成中發揮關鍵性作用，上述兩類試驗分別產生正孔壓和負孔壓。由此可知，有效應力路徑在其形成的過程中受到加卸荷情況和先期固結壓力等因素的綜合作用。

2.3 不排水條件下試樣的變形規律

2.3.1 常規三軸試驗

常規三軸試驗的εa-p" 與u-εa關系曲線如圖6所示。由圖6（a）可知，在常規三軸試驗中，εa-p"曲線近乎呈S 形，有兩個拐點，一個出現在試驗初期（此時應變很小，約為0.29%，），在此之前p"迅速增大，此后p"逐漸減小直至到達第二個拐點，之后p" 又逐漸增大直至試樣破壞。由圖6（b）可知，孔壓隨著應變的增大先迅速增大，達到最大值后逐漸減小并趨于穩定。