復(fù)雜應(yīng)力路徑下海相結(jié)構(gòu)性軟土力學(xué)特征試驗

王智超 ，王煒超，彭慧良，哈吉章

(1.湘潭大學(xué) 巖土力學(xué)與工程安全湖南重點實驗室，湖南 湘潭 411100；2.湘潭大學(xué) 土木工程學(xué)院，湖南 湘潭 411100；3.中國建筑第五工程局有限公司，湖南 長沙 410000)

隨著我國東南沿海基礎(chǔ)設(shè)施的快速更新以及建設(shè)海洋強國的跨越式發(fā)展，涌現(xiàn)了大量高層深基坑、地鐵盾構(gòu)隧道及車站、填海機場以及海上風(fēng)電深基礎(chǔ)，面臨天然沉積以及填海造陸鹽浸形成的結(jié)構(gòu)性軟土挑戰(zhàn)[1]。這些軟土常具有高液限、大孔隙和高壓縮性特征[2]，易出現(xiàn)結(jié)構(gòu)性漸進破壞導(dǎo)致的承載力降低、大變形以及失穩(wěn)破壞[3-4]，給工程建設(shè)帶來了極大的隱患。在實際工程建設(shè)中結(jié)構(gòu)性軟土地基常處于復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)，LAMBE[5]早在1967 年就指出不同的應(yīng)力路徑對土體力學(xué)性質(zhì)有顯著影響，其他學(xué)者通過對各類軟黏土展開不同路徑的室內(nèi)試驗也發(fā)現(xiàn)應(yīng)力路徑對土體的變形特性有影響[6-8]，且通過室內(nèi)單元試驗研究發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)力路徑下的土樣強度、變形特性與結(jié)構(gòu)性的關(guān)聯(lián)性[9]。黎春林等[10-11]針對盾構(gòu)施工以及基坑開挖過程中周圍土體變形特征展開研究，發(fā)現(xiàn)不同應(yīng)力路徑對土體強度和變形影響較為明顯。可見，對結(jié)構(gòu)性軟土開展卸載路徑三軸試驗，研究應(yīng)力路徑對其力學(xué)特征影響很有必要。然而，天然原狀結(jié)構(gòu)性軟土取樣困難，試樣性狀離散性大，且易受到擾動而影響其結(jié)構(gòu)性，不便對原狀結(jié)構(gòu)性軟土試驗開展大量復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗研究。為了克服原狀結(jié)構(gòu)性軟土取樣及試驗中的困難，有學(xué)者提出采取人工制備結(jié)構(gòu)性軟土，精細化模擬天然結(jié)構(gòu)性軟土的物理力學(xué)性質(zhì)[12-14]，且初步研究了結(jié)構(gòu)性軟土在常規(guī)三軸壓縮及卸載應(yīng)力路徑的影響[15-17]，但對結(jié)構(gòu)性軟土不同應(yīng)力路徑試驗的研究不夠全面，大多僅限于常規(guī)加卸載路徑。然而在實際工程如基坑開挖及盾構(gòu)施工過程中，土體往往存在更加復(fù)雜的應(yīng)力狀態(tài)。考慮日本大阪灣軟土是一種典型的海相結(jié)構(gòu)性軟土，不少學(xué)者曾對其開展了大量的試驗研究[18]。因此，本文將以天然大阪灣軟土為目標(biāo)，采用人工制備結(jié)構(gòu)性軟土模擬天然原狀土，對結(jié)構(gòu)性軟土展開多種不同應(yīng)力路徑試驗。其中，用RTC(σ1不變、σ3減小)和RTE(σ1減小、σ3不變)應(yīng)力路徑來近似模擬基坑開挖路徑，用PTC(σ1增大、σ3減小)和PTE(σ3增大、σ1減小)應(yīng)力路徑來近似模擬盾構(gòu)同步注漿施工，通過與常規(guī)三軸試驗CTC(CTE)應(yīng)力路徑對比，深入研究基坑開挖和盾構(gòu)施工2種復(fù)雜施工應(yīng)力路徑對結(jié)構(gòu)性軟土的強度和變形等力學(xué)特征影響。

1 試樣制備及試驗方案

1.1 天然軟土的結(jié)構(gòu)性特征

結(jié)構(gòu)性在天然軟土中普遍存在，圖1給出了原狀土和重塑土的結(jié)構(gòu)性特征示意圖。結(jié)構(gòu)性對天然軟土特征表現(xiàn)為：在應(yīng)力水平較低時，天然土體呈現(xiàn)出比非結(jié)構(gòu)性軟土(或重塑土)更好的力學(xué)性質(zhì)，當(dāng)加載應(yīng)力超過結(jié)構(gòu)性軟土屈服應(yīng)力時，結(jié)構(gòu)性逐漸消失，其變形最終趨于非結(jié)構(gòu)性軟土。通過對比2種土的微觀結(jié)構(gòu)，可以發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)性軟土中存在大孔隙結(jié)構(gòu)，同時土顆粒之間有明顯的膠結(jié)組構(gòu)，這使得結(jié)構(gòu)性軟土骨架在相同孔隙下能承受更大的荷載，加載過程中，結(jié)構(gòu)性軟土顆粒間的膠結(jié)逐漸破壞并退出承擔(dān)應(yīng)力[19]，土體向重塑土轉(zhuǎn)化，天然狀態(tài)下的大孔隙和膠結(jié)組構(gòu)作用，在剪切過程中表現(xiàn)出與非結(jié)構(gòu)性軟土的特征差異。

圖1 天然軟土結(jié)構(gòu)性特征Fig.1 Structural characteristics of natural soft clay

1.2 結(jié)構(gòu)性軟土的制備

本文以日本大阪灣海相天然軟土為參考目標(biāo)，人工制備出一種能模擬高液限、大孔隙且具有結(jié)構(gòu)性特征的土樣[14]，并以其作為本文的試驗對象。人工制備結(jié)構(gòu)性軟土采用淤泥土、硅藻土、高嶺土、鈣基膨潤土為主要原材料，分別占混合料總質(zhì)量的35%，25%，20%和5%，其中淤泥土作為基質(zhì)土，其余3 種原料土用于調(diào)控液塑限[20]，另有占比10%的尿素和5%的水泥分別來控制人工制備土樣的孔隙比和膠結(jié)強度，具體物理性質(zhì)參數(shù)見表1。根據(jù)《公路土工試驗規(guī)程》(JTG 3430—2020)，將所有原材料混合攪拌均勻后分層擊實，制成直徑39.1 mm，高度80 mm 的標(biāo)準三軸試樣，通過真空泵抽氣飽和后注水靜置24 h，然后將土樣放置恒溫水浴箱中養(yǎng)護6 d，直至土樣內(nèi)部尿素溶解完全，制備流程如圖2所示。

表1 大阪灣天然軟土與人工制備結(jié)構(gòu)性土參數(shù)對比Table 1 Comparison of parameters between natural soft clay of Osaka Bay and artificially prepared structured soil

圖2 人工制備結(jié)構(gòu)性土制樣過程Fig.2 Artificial preparation of structural soil sample process

1.3 復(fù)雜應(yīng)力路徑試驗方案

試驗采用GDS-DYNTTS 系統(tǒng)，其中三軸拉伸路徑試驗需要配備拉伸帽。首先按照土工規(guī)范要求進行試樣拆模、裝樣并進行反壓飽和，使土樣飽和度達到95%以上。試樣完成飽和后對每組的3個試樣分別采用圍壓50，100和200 kPa進行固結(jié)，當(dāng)反壓排水體積保持不變時表明試樣固結(jié)完成。對固結(jié)完的每組試樣分別采用6種不同路徑的三軸剪切試驗，剪切速率為0.5 kPa/min，包括常規(guī)三軸壓縮(CTC)和常規(guī)三軸拉伸(CTE)試驗、減壓三軸壓縮(RTC)和減壓三軸拉伸(RTE)試驗、等p三軸壓縮(PTC)和等p三軸拉伸(PTE)試驗。其中常規(guī)三軸和減壓三軸采用固結(jié)不排水剪切，等p三軸采用固結(jié)排水剪切。為近似模擬實際施工中土體應(yīng)力路徑制定不同應(yīng)力路徑試驗方案如圖3所示。由于盾構(gòu)施工同步注漿過程中土體應(yīng)力狀態(tài)比較復(fù)雜，僅以等p路徑近似代表盾構(gòu)區(qū)拱腰和拱肩處土體應(yīng)力狀態(tài)，其中PTE路徑近似模擬卸荷擾動區(qū)，PTC路徑近似模擬擠壓擾動區(qū)[21]；在基坑開挖主動區(qū)(側(cè)向)和隧道開挖拱頂處，應(yīng)力路徑類似于減壓路徑RTC，而RTE 模擬基坑被動區(qū)較深位置土體應(yīng)力狀態(tài)[22]。采用室內(nèi)常規(guī)三軸試驗來評價工程中土體的強度指標(biāo)，缺少與真實路徑的對照，往往會忽略應(yīng)力路徑給工程帶來的安全隱患。

圖3 不同應(yīng)力路徑示意圖Fig.3 Schematic diagram of different stress paths

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 應(yīng)力-應(yīng)變曲線特征

應(yīng)變軟化現(xiàn)象是天然軟黏土的一個重要結(jié)構(gòu)性強度特征，WATABE 等[18-23]對大阪灣海底天然軟黏土原狀樣進行了一系列室內(nèi)試驗。本文以大阪灣Ma13 層天然軟土樣作為參照，取土深度為39 m。通過圖4中人工制備結(jié)構(gòu)性土和大阪灣軟土的軸向應(yīng)變-應(yīng)力比對比圖，進一步驗證了人工制備結(jié)構(gòu)性土與目標(biāo)土的變形及強度特征基本一致，可批量制備土樣用于后續(xù)應(yīng)力路徑三軸試驗。

圖4 人工制備結(jié)構(gòu)性土與大阪灣土對比Fig.4 Comparison of artificial structured soil and Osaka Bay clay

圖5是人工制備結(jié)構(gòu)性軟土在各應(yīng)力路徑下的應(yīng)力應(yīng)變曲線。結(jié)構(gòu)性軟土在固結(jié)不排水三軸壓縮或三軸拉伸時，偏應(yīng)力達到峰值點前，應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系均近似認為是線彈性增長階段，達到峰值點后，偏應(yīng)力開始減小出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象。此外，壓縮試驗中峰值偏應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變基本上在1.5%以上，而拉伸試驗中峰值偏應(yīng)力對應(yīng)的應(yīng)變基本上在1.6%以下，且在應(yīng)變6%～7%左右時達到極限，壓縮試驗達到偏應(yīng)力峰值時的應(yīng)變會大于拉伸試驗達到偏應(yīng)力峰值時的應(yīng)變，說明結(jié)構(gòu)性軟土試樣抗拉性能要低于其抗壓性能。在結(jié)構(gòu)性軟土室內(nèi)試驗過程中，由于土顆粒之間的膠結(jié)作用導(dǎo)致壓縮路徑下的軟化現(xiàn)象更加明顯。因此，在基坑開挖的主動區(qū)、盾構(gòu)施工的擠壓擾動區(qū)的土體膠結(jié)程度更強，應(yīng)力水平較低時基本不破損。

圖5 不同路徑下應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.5 Stress-strain curves under different paths

圖6為結(jié)構(gòu)性土在固結(jié)剪切不同路徑條件下的p′-q坐標(biāo)關(guān)系圖，從圖中可以看出：1) 同一路徑在不同圍壓條件下應(yīng)力路徑具有相似性；2) 隨著剪切進行，孔隙水壓力的增大使土樣有效應(yīng)力逐漸減小，當(dāng)土樣發(fā)生破壞時有效應(yīng)力路徑發(fā)生轉(zhuǎn)折，對應(yīng)的孔隙水壓力達到峰值；3) 等p路徑試驗作為模擬盾構(gòu)同步注漿施工中的特殊應(yīng)力路徑，在試驗過程中有效應(yīng)力p'始終保持恒定，并沒有像常規(guī)三軸路徑和減壓三軸路徑中的有效應(yīng)力會隨著偏應(yīng)力的增大而減小，因此等p試驗中結(jié)構(gòu)性土試樣所受的總體應(yīng)力要大。

圖6 不同應(yīng)力路徑下p'-q曲線Fig.6 p'-q curves under different stress paths

對比不同路徑下試樣應(yīng)力應(yīng)變曲線和峰值(殘余)強度(圖7)，可以發(fā)現(xiàn)圍壓環(huán)境對結(jié)構(gòu)性軟土的不同路徑試驗結(jié)果也有明顯的影響：1)在低圍壓(50 kPa)狀態(tài)下，基坑開挖主動區(qū)(RTC)和深層被動區(qū)(RTE)與常規(guī)三軸路徑下試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線趨勢均相差不大。盾構(gòu)同步注漿施工主動區(qū)(PTC)路徑下峰值強度為80.4 kPa，殘余強度是64.9 kPa，是常規(guī)壓縮路徑下試樣強度的2倍。在盾構(gòu)同步注漿施工中擠壓擾動區(qū)土體盡管圍壓不斷減小，使得試樣的側(cè)向約束減小，但有利于土體結(jié)構(gòu)性強度的發(fā)揮，土顆粒從低勢能狀態(tài)變?yōu)楦邉菽軤顟B(tài)需要消耗額外的能量，從而提高了試樣的抗剪強度。2) 隨著固結(jié)圍壓增大，結(jié)構(gòu)性軟土的應(yīng)力水平逐漸提高，不同路徑下試樣的應(yīng)力應(yīng)變曲線區(qū)分明顯。在高圍壓(200 kPa)狀態(tài)下，結(jié)構(gòu)性軟土在基坑被動區(qū)路徑下的破壞形式趨向于應(yīng)變硬化型，與常規(guī)三軸拉伸試驗比較接近；基坑開挖主動區(qū)內(nèi)土體的變形顯著，其峰值強度和殘余強度分別是147.3 kPa和27.3 kPa，與常規(guī)三軸壓縮路徑相比降低了大約20%。盾構(gòu)施工主動區(qū)路徑下土體的峰值強度和殘余強度分別是231.1 kPa和175.4 kPa，其峰值應(yīng)力和殘余應(yīng)力接近常規(guī)三軸壓縮路徑的1.4 倍；盾構(gòu)同步注漿被動區(qū)土體的峰值強度也比常規(guī)三軸路徑下增強了40%。試驗結(jié)果表明盾構(gòu)同步注漿施工過程中周圍土體的擾動破壞相對較小，周圍土體表現(xiàn)出較高的抗剪強度。

圖7 不同應(yīng)力路徑下的峰值(殘余)強度Fig.7 Peak (residual) strength under different stress paths

此外，結(jié)構(gòu)性軟土在PTC 路徑中峰值強度呈現(xiàn)“尖點”脆性破壞趨勢(圖5(c))，盾構(gòu)施工中周圍土體應(yīng)力狀態(tài)較為復(fù)雜，可能有破壞的風(fēng)險。常規(guī)三軸路徑試驗并不能較好地反映盾構(gòu)施工同步注漿的真實應(yīng)力狀態(tài)，在低圍壓條件下，室內(nèi)常規(guī)試驗表現(xiàn)出的膠結(jié)破壞更加緩慢，試驗結(jié)果偏保守考慮；在中高圍壓環(huán)境下，結(jié)構(gòu)性軟土對不同應(yīng)力路徑的敏感性增強，如果僅考慮室內(nèi)常規(guī)壓縮試驗對土體力學(xué)性質(zhì)估計偏大，容易忽視其他路徑帶來的工程安全隱患。

2.2 變形特征

在研究土體的變形特性時，割線模量是一個十分重要的參數(shù)，它反映了土體發(fā)生變形時的非線性程度。在三軸應(yīng)力空間中，廣義胡克定律可以表達為

式中：Δεa和Δσa分別為軸向應(yīng)變和應(yīng)力增量；Δσr為徑向應(yīng)力增量；E為彈性模量；μ為泊松比，飽和軟黏土取參考值μ=0.5。

因此，根據(jù)式(1)可知土體割線模量為

HAZZAR 等[24]在偏應(yīng)力50%處標(biāo)定軸向應(yīng)變，通過原點和這個點的斜率回歸確定土體割線模量E，經(jīng)計算得到人工制備結(jié)構(gòu)性軟土不同路徑下的割線模量Eu50見表2 所示。由于Eu隨固結(jié)圍壓的增大而增大，為了對比不同路徑試驗的非線性變形特性，將Eu-ε 曲線進行歸一化處理。以土體破壞強度50%時的應(yīng)力對應(yīng)的割線模量Eu50作為歸一化因子，給出的歸一化模量Eu/Eu50非線性歸一化效果較好。

表2 不同應(yīng)力路徑割線模量Eu50Table 2 Secant modulus Eu50 for different stress paths MPa

圖8給出了結(jié)構(gòu)性軟土不同應(yīng)力路徑下的歸一化割線模量圖。從圖中可以看出，剪切開始階段土體歸一化模量迅速下降，CTC(CTE)衰減速度最快，RTC(RTE)衰減速度最慢，說明在加載路徑下土體結(jié)構(gòu)性消散較快，在峰值應(yīng)變處歸一化模量趨于平緩，此時試樣的結(jié)構(gòu)性開始消散，膠結(jié)破壞是一個漸進破壞過程。對比不同應(yīng)力路徑在峰值應(yīng)變1.5%附近的歸一化割線模量，我們發(fā)現(xiàn)基坑開挖主動區(qū)(RTC)路徑下的歸一化割線模量較大，說明天然軟土在盾構(gòu)注漿和常規(guī)三軸壓縮路徑下結(jié)構(gòu)性的消散更加完全。谷川等[25]在對天然軟土室內(nèi)試驗中也得到過類似結(jié)論，在圍壓減小的應(yīng)力路徑下，割線模量的數(shù)值較大，而在圍壓增加的應(yīng)力路徑下，割線模量的數(shù)值較小，且在土體屈服前結(jié)構(gòu)性明顯增強。

圖8 歸一化割線模量Eu/Eu50～ε圖Fig.8 Normalized secant modulus Eu/Eu50～ε diagram

結(jié)合實際工程試驗結(jié)果表明：1) 不同應(yīng)力路徑對結(jié)構(gòu)性軟土割線模量產(chǎn)生了較大的影響，在固結(jié)圍壓50 kPa 時，PTC 的割線模量為9.659 MPa，PTE 的割線模量為6.004 MPa，盾構(gòu)同步注漿卸載擾動區(qū)土體的割線模量降低了38%。隨著固結(jié)圍壓的增大，拉伸路徑試驗反而表現(xiàn)出更高的模量。因此，盾構(gòu)同步注漿施工過程中被動區(qū)土體在盾構(gòu)注漿壓力較小階段的變形特點更加關(guān)鍵。2) 在固結(jié)圍壓100 kPa 時，RTC 的割線模量為11.906 MPa，RTE 的割線模量為7.621 MPa，基坑開挖被動區(qū)土體的割線模量降低了36%。基坑開挖主動區(qū)和被動區(qū)土體割線模量與常規(guī)三軸試驗相比均明顯降低，僅為常規(guī)壓縮路徑的0.75倍，如果實際工程以常規(guī)三軸室內(nèi)試驗為標(biāo)準，對土體的強度估計偏危險可能帶來工程隱患。

2.3 抗剪強度指標(biāo)特征

不同應(yīng)力路徑下的結(jié)構(gòu)性軟土的黏聚力和內(nèi)摩擦角變化如圖9 所示。試驗結(jié)果表明：1) CTC，RTC和PTC 3種路徑的黏聚力數(shù)值依次增大，其中基坑主動區(qū)較淺位置的黏聚力數(shù)值較小且與常規(guī)三軸試驗相差不大。盾構(gòu)施工擠壓擾動區(qū)土體的黏聚力遠大于前兩者，其黏聚力是常規(guī)三軸路徑下的5倍，說明同步注漿過程中對周圍土體的強度并沒有很大的破壞。基坑被動區(qū)和盾構(gòu)卸載擾動區(qū)路徑下的土體黏聚力變化不大但都處于較低范圍，其抗剪強度均表現(xiàn)出較低水平。2) 應(yīng)力路徑對于土體內(nèi)摩擦角的影響并不突出，不同路徑下試樣的內(nèi)摩擦角數(shù)值基本上變化不大，周鴻逵[26]研究應(yīng)力路徑對軟黏土抗剪強度指標(biāo)的影響得出的結(jié)論也主要表現(xiàn)在對黏聚力的影響上，而對內(nèi)摩擦角的影響較小。由于結(jié)構(gòu)性軟土具有抗剪強度低的不良工程性質(zhì)，尤其對于基坑開挖中主動區(qū)和被動區(qū)較深土體，在施工時采取必要圍護加固措施防止側(cè)向卸載引起的周圍土體坍塌。

圖9 不同路徑下的抗剪強度指標(biāo)Fig.9 Shear strength index under different paths

3 結(jié)論

1) 不同路徑下結(jié)構(gòu)性軟土強度變化顯著，顯示出其對應(yīng)力路徑的依賴性。盾構(gòu)同步注漿拱腰區(qū)土體強度較常規(guī)三軸路徑增加40%，基坑開挖主動區(qū)內(nèi)土體強度降低20%；且壓縮路徑下結(jié)構(gòu)性軟土脆性破壞更加明顯。

2) 不同路徑下結(jié)構(gòu)性軟土的模量退化呈現(xiàn)出了漸進破壞現(xiàn)象。基坑開挖主動區(qū)和被動區(qū)土體割線模量降低顯著，僅為常規(guī)壓縮路徑的0.75 倍，盾構(gòu)同步注漿卸載擾動區(qū)土體的割線模量降低了38%，這歸因于結(jié)構(gòu)性軟土在卸載路徑下結(jié)構(gòu)性的消散更加快速。

3) 不同應(yīng)力路徑對結(jié)構(gòu)性軟土抗剪強度指標(biāo)的影響主要表現(xiàn)在黏聚力方面。當(dāng)盾構(gòu)擠壓擾動區(qū)土體的黏聚力較高時，其卸載路徑下黏聚力差異可忽略不計。這啟示實際軟土地基施工過程中應(yīng)更加關(guān)注卸載區(qū)土體變形特征，采取必要加固措施降低工程安全風(fēng)險。