復雜應力路徑下海相結構性軟土力學特征試驗

王智超 ，王煒超，彭慧良，哈吉章

(1.湘潭大學 巖土力學與工程安全湖南重點實驗室，湖南 湘潭 411100；2.湘潭大學 土木工程學院，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?；A設施的快速更新以及建設海洋強國的跨越式發展，涌現了大量高層深基坑、地鐵盾構隧道及車站、填海機場以及海上風電深基礎，面臨天然沉積以及填海造陸鹽浸形成的結構性軟土挑戰[1]。這些軟土常具有高液限、大孔隙和高壓縮性特征[2]，易出現結構性漸進破壞導致的承載力降低、大變形以及失穩破壞[3-4]，給工程建設帶來了極大的隱患。在實際工程建設中結構性軟土地基常處于復雜應力狀態，LAMBE[5]早在1967 年就指出不同的應力路徑對土體力學性質有顯著影響，其他學者通過對各類軟黏土展開不同路徑的室內試驗也發現應力路徑對土體的變形特性有影響[6-8]，且通過室內單元試驗研究發現不同應力路徑下的土樣強度、變形特性與結構性的關聯性[9]。黎春林等[10-11]針對盾構施工以及基坑開挖過程中周圍土體變形特征展開研究，發現不同應力路徑對土體強度和變形影響較為明顯?？梢?，對結構性軟土開展卸載路徑三軸試驗，研究應力路徑對其力學特征影響很有必要。然而，天然原狀結構性軟土取樣困難，試樣性狀離散性大，且易受到擾動而影響其結構性，不便對原狀結構性軟土試驗開展大量復雜應力路徑試驗研究。為了克服原狀結構性軟土取樣及試驗中的困難，有學者提出采取人工制備結構性軟土，精細化模擬天然結構性軟土的物理力學性質[12-14]，且初步研究了結構性軟土在常規三軸壓縮及卸載應力路徑的影響[15-17]，但對結構性軟土不同應力路徑試驗的研究不夠全面，大多僅限于常規加卸載路徑。然而在實際工程如基坑開挖及盾構施工過程中，土體往往存在更加復雜的應力狀態?？紤]日本大阪灣軟土是一種典型的海相結構性軟土，不少學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，采用人工制備結構性軟土模擬天然原狀土，對結構性軟土展開多種不同應力路徑試驗。其中，用RTC(σ1不變、σ3減小)和RTE(σ1減小、σ3不變)應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)應力路徑來近似模擬盾構同步注漿施工，通過與常規三軸試驗CTC(CTE)應力路徑對比，深入研究基坑開挖和盾構施工2種復雜施工應力路徑對結構性軟土的強度和變形等力學特征影響。

1 試樣制備及試驗方案

1.1 天然軟土的結構性特征

結構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構性特征示意圖。結構性對天然軟土特征表現為：在應力水平較低時，天然土體呈現出比非結構性軟土(或重塑土)更好的力學性質，當加載應力超過結構性軟土屈服應力時，結構性逐漸消失，其變形最終趨于非結構性軟土。通過對比2種土的微觀結構，可以發現結構性軟土中存在大孔隙結構，同時土顆粒之間有明顯的膠結組構，這使得結構性軟土骨架在相同孔隙下能承受更大的荷載，加載過程中，結構性軟土顆粒間的膠結逐漸破壞并退出承擔應力[19]，土體向重塑土轉化，天然狀態下的大孔隙和膠結組構作用，在剪切過程中表現出與非結構性軟土的特征差異。

圖1 天然軟土結構性特征Fig.1 Structural characteristics of natural soft clay

1.2 結構性軟土的制備

本文以日本大阪灣海相天然軟土為參考目標，人工制備出一種能模擬高液限、大孔隙且具有結構性特征的土樣[14]，并以其作為本文的試驗對象。人工制備結構性軟土采用淤泥土、硅藻土、高嶺土、鈣基膨潤土為主要原材料，分別占混合料總質量的35%，25%，20%和5%，其中淤泥土作為基質土，其余3 種原料土用于調控液塑限[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強度，具體物理性質參數見表1。根據《公路土工試驗規程》(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護6 d，直至土樣內部尿素溶解完全，制備流程如圖2所示。

表1 大阪灣天然軟土與人工制備結構性土參數對比Table 1 Comparison of parameters between natural soft clay of Osaka Bay and artificially prepared structured soil

圖2 人工制備結構性土制樣過程Fig.2 Artificial preparation of structural soil sample process

1.3 復雜應力路徑試驗方案

試驗采用GDS-DYNTTS 系統，其中三軸拉伸路徑試驗需要配備拉伸帽。首先按照土工規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，當反壓排水體積保持不變時表明試樣固結完成。對固結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，包括常規三軸壓縮(CTC)和常規三軸拉伸(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。其中常規三軸和減壓三軸采用固結不排水剪切，等p三軸采用固結排水剪切。為近似模擬實際施工中土體應力路徑制定不同應力路徑試驗方案如圖3所示。由于盾構施工同步注漿過程中土體應力狀態比較復雜，僅以等p路徑近似代表盾構區拱腰和拱肩處土體應力狀態，其中PTE路徑近似模擬卸荷擾動區，PTC路徑近似模擬擠壓擾動區[21]；在基坑開挖主動區(側向)和隧道開挖拱頂處，應力路徑類似于減壓路徑RTC，而RTE 模擬基坑被動區較深位置土體應力狀態[22]。采用室內常規三軸試驗來評價工程中土體的強度指標，缺少與真實路徑的對照，往往會忽略應力路徑給工程帶來的安全隱患。

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

2 試驗結果及分析

2.1 應力-應變曲線特征

應變軟化現象是天然軟黏土的一個重要結構性強度特征，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中人工制備結構性土和大阪灣軟土的軸向應變-應力比對比圖，進一步驗證了人工制備結構性土與目標土的變形及強度特征基本一致，可批量制備土樣用于后續應力路徑三軸試驗。

圖4 人工制備結構性土與大阪灣土對比Fig.4 Comparison of artificial structured soil and Osaka Bay clay

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

圖5 不同路徑下應力-應變曲線Fig.5 Stress-strain curves under different paths

圖6為結構性土在固結剪切不同路徑條件下的p′-q坐標關系圖，從圖中可以看出：1) 同一路徑在不同圍壓條件下應力路徑具有相似性；2) 隨著剪切進行，孔隙水壓力的增大使土樣有效應力逐漸減小，當土樣發生破壞時有效應力路徑發生轉折，對應的孔隙水壓力達到峰值；3) 等p路徑試驗作為模擬盾構同步注漿施工中的特殊應力路徑，在試驗過程中有效應力p'始終保持恒定，并沒有像常規三軸路徑和減壓三軸路徑中的有效應力會隨著偏應力的增大而減小，因此等p試驗中結構性土試樣所受的總體應力要大。

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

對比不同路徑下試樣應力應變曲線和峰值(殘余)強度(圖7)，可以發現圍壓環境對結構性軟土的不同路徑試驗結果也有明顯的影響：1)在低圍壓(50 kPa)狀態下，基坑開挖主動區(RTC)和深層被動區(RTE)與常規三軸路徑下試樣的應力應變曲線趨勢均相差不大。盾構同步注漿施工主動區(PTC)路徑下峰值強度為80.4 kPa，殘余強度是64.9 kPa，是常規壓縮路徑下試樣強度的2倍。在盾構同步注漿施工中擠壓擾動區土體盡管圍壓不斷減小，使得試樣的側向約束減小，但有利于土體結構性強度的發揮，土顆粒從低勢能狀態變為高勢能狀態需要消耗額外的能量，從而提高了試樣的抗剪強度。2) 隨著固結圍壓增大，結構性軟土的應力水平逐漸提高，不同路徑下試樣的應力應變曲線區分明顯。在高圍壓(200 kPa)狀態下，結構性軟土在基坑被動區路徑下的破壞形式趨向于應變硬化型，與常規三軸拉伸試驗比較接近；基坑開挖主動區內土體的變形顯著，其峰值強度和殘余強度分別是147.3 kPa和27.3 kPa，與常規三軸壓縮路徑相比降低了大約20%。盾構施工主動區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，其峰值應力和殘余應力接近常規三軸壓縮路徑的1.4 倍；盾構同步注漿被動區土體的峰值強度也比常規三軸路徑下增強了40%。試驗結果表明盾構同步注漿施工過程中周圍土體的擾動破壞相對較小，周圍土體表現出較高的抗剪強度。

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

此外，結構性軟土在PTC 路徑中峰值強度呈現“尖點”脆性破壞趨勢(圖5(c))，盾構施工中周圍土體應力狀態較為復雜，可能有破壞的風險。常規三軸路徑試驗并不能較好地反映盾構施工同步注漿的真實應力狀態，在低圍壓條件下，室內常規試驗表現出的膠結破壞更加緩慢，試驗結果偏保守考慮；在中高圍壓環境下，結構性軟土對不同應力路徑的敏感性增強，如果僅考慮室內常規壓縮試驗對土體力學性質估計偏大，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，它反映了土體發生變形時的非線性程度。在三軸應力空間中，廣義胡克定律可以表達為

式中：Δεa和Δσa分別為軸向應變和應力增量；Δσr為徑向應力增量；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，根據式(1)可知土體割線模量為

HAZZAR 等[24]在偏應力50%處標定軸向應變，通過原點和這個點的斜率回歸確定土體割線模量E，經計算得到人工制備結構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%時的應力對應的割線模量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 不同應力路徑割線模量Eu50Table 2 Secant modulus Eu50 for different stress paths MPa

圖8給出了結構性軟土不同應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構性消散較快，在峰值應變處歸一化模量趨于平緩，此時試樣的結構性開始消散，膠結破壞是一個漸進破壞過程。對比不同應力路徑在峰值應變1.5%附近的歸一化割線模量，我們發現基坑開挖主動區(RTC)路徑下的歸一化割線模量較大，說明天然軟土在盾構注漿和常規三軸壓縮路徑下結構性的消散更加完全。谷川等[25]在對天然軟土室內試驗中也得到過類似結論，在圍壓減小的應力路徑下，割線模量的數值較大，而在圍壓增加的應力路徑下，割線模量的數值較小，且在土體屈服前結構性明顯增強。

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

結合實際工程試驗結果表明：1) 不同應力路徑對結構性軟土割線模量產生了較大的影響，在固結圍壓50 kPa 時，PTC 的割線模量為9.659 MPa，PTE 的割線模量為6.004 MPa，盾構同步注漿卸載擾動區土體的割線模量降低了38%。隨著固結圍壓的增大，拉伸路徑試驗反而表現出更高的模量。因此，盾構同步注漿施工過程中被動區土體在盾構注漿壓力較小階段的變形特點更加關鍵。2) 在固結圍壓100 kPa 時，RTC 的割線模量為11.906 MPa，RTE 的割線模量為7.621 MPa，基坑開挖被動區土體的割線模量降低了36%?；娱_挖主動區和被動區土體割線模量與常規三軸試驗相比均明顯降低，僅為常規壓縮路徑的0.75倍，如果實際工程以常規三軸室內試驗為標準，對土體的強度估計偏危險可能帶來工程隱患。

2.3 抗剪強度指標特征

不同應力路徑下的結構性軟土的黏聚力和內摩擦角變化如圖9 所示。試驗結果表明：1) CTC，RTC和PTC 3種路徑的黏聚力數值依次增大，其中基坑主動區較淺位置的黏聚力數值較小且與常規三軸試驗相差不大。盾構施工擠壓擾動區土體的黏聚力遠大于前兩者，其黏聚力是常規三軸路徑下的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?；颖粍訁^和盾構卸載擾動區路徑下的土體黏聚力變化不大但都處于較低范圍，其抗剪強度均表現出較低水平。2) 應力路徑對于土體內摩擦角的影響并不突出，不同路徑下試樣的內摩擦角數值基本上變化不大，周鴻逵[26]研究應力路徑對軟黏土抗剪強度指標的影響得出的結論也主要表現在對黏聚力的影響上，而對內摩擦角的影響較小。由于結構性軟土具有抗剪強度低的不良工程性質，尤其對于基坑開挖中主動區和被動區較深土體，在施工時采取必要圍護加固措施防止側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Fig.9 Shear strength index under different paths

3 結論

1) 不同路徑下結構性軟土強度變化顯著，顯示出其對應力路徑的依賴性。盾構同步注漿拱腰區土體強度較常規三軸路徑增加40%，基坑開挖主動區內土體強度降低20%；且壓縮路徑下結構性軟土脆性破壞更加明顯。

2) 不同路徑下結構性軟土的模量退化呈現出了漸進破壞現象?；娱_挖主動區和被動區土體割線模量降低顯著，僅為常規壓縮路徑的0.75 倍，盾構同步注漿卸載擾動區土體的割線模量降低了38%，這歸因于結構性軟土在卸載路徑下結構性的消散更加快速。

3) 不同應力路徑對結構性軟土抗剪強度指標的影響主要表現在黏聚力方面。當盾構擠壓擾動區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更加關注卸載區土體變形特征，采取必要加固措施降低工程安全風險。