复杂应力路径下海相结构性软土力学特征试验

王智超 ，王炜超，彭慧良，哈吉章

(1.湘潭大学 岩土力学与工程安全湖南重点实验室，湖南 湘潭 411100；2.湘潭大学 土木工程学院，湖南 湘潭 411100；3.中国建筑第五工程局有限公司，湖南 长沙 410000)

随着我国东南沿海基础设施的快速更新以及建设海洋强国的跨越式发展，涌现了大量高层深基坑、地铁盾构隧道及车站、填海机场以及海上风电深基础，面临天然沉积以及填海造陆盐浸形成的结构性软土挑战[1]。这些软土常具有高液限、大孔隙和高压缩性特征[2]，易出现结构性渐进破坏导致的承载力降低、大变形以及失稳破坏[3-4]，给工程建设带来了极大的隐患。在实际工程建设中结构性软土地基常处于复杂应力状态，LAMBE[5]早在1967 年就指出不同的应力路径对土体力学性质有显著影响，其他学者通过对各类软黏土展开不同路径的室内试验也发现应力路径对土体的变形特性有影响[6-8]，且通过室内单元试验研究发现不同应力路径下的土样强度、变形特性与结构性的关联性[9]。黎春林等[10-11]针对盾构施工以及基坑开挖过程中周围土体变形特征展开研究，发现不同应力路径对土体强度和变形影响较为明显。可见，对结构性软土开展卸载路径三轴试验，研究应力路径对其力学特征影响很有必要。然而，天然原状结构性软土取样困难，试样性状离散性大，且易受到扰动而影响其结构性，不便对原状结构性软土试验开展大量复杂应力路径试验研究。为了克服原状结构性软土取样及试验中的困难，有学者提出采取人工制备结构性软土，精细化模拟天然结构性软土的物理力学性质[12-14]，且初步研究了结构性软土在常规三轴压缩及卸载应力路径的影响[15-17]，但对结构性软土不同应力路径试验的研究不够全面，大多仅限于常规加卸载路径。然而在实际工程如基坑开挖及盾构施工过程中，土体往往存在更加复杂的应力状态。考虑日本大阪湾软土是一种典型的海相结构性软土，不少学者曾对其开展了大量的试验研究[18]。因此，本文将以天然大阪湾软土为目标，采用人工制备结构性软土模拟天然原状土，对结构性软土展开多种不同应力路径试验。其中，用RTC(σ1不变、σ3减小)和RTE(σ1减小、σ3不变)应力路径来近似模拟基坑开挖路径，用PTC(σ1增大、σ3减小)和PTE(σ3增大、σ1减小)应力路径来近似模拟盾构同步注浆施工，通过与常规三轴试验CTC(CTE)应力路径对比，深入研究基坑开挖和盾构施工2种复杂施工应力路径对结构性软土的强度和变形等力学特征影响。

1 试样制备及试验方案

1.1 天然软土的结构性特征

结构性在天然软土中普遍存在，图1给出了原状土和重塑土的结构性特征示意图。结构性对天然软土特征表现为：在应力水平较低时，天然土体呈现出比非结构性软土(或重塑土)更好的力学性质，当加载应力超过结构性软土屈服应力时，结构性逐渐消失，其变形最终趋于非结构性软土。通过对比2种土的微观结构，可以发现结构性软土中存在大孔隙结构，同时土颗粒之间有明显的胶结组构，这使得结构性软土骨架在相同孔隙下能承受更大的荷载，加载过程中，结构性软土颗粒间的胶结逐渐破坏并退出承担应力[19]，土体向重塑土转化，天然状态下的大孔隙和胶结组构作用，在剪切过程中表现出与非结构性软土的特征差异。

图1 天然软土结构性特征Fig.1 Structural characteristics of natural soft clay

1.2 结构性软土的制备

本文以日本大阪湾海相天然软土为参考目标，人工制备出一种能模拟高液限、大孔隙且具有结构性特征的土样[14]，并以其作为本文的试验对象。人工制备结构性软土采用淤泥土、硅藻土、高岭土、钙基膨润土为主要原材料，分别占混合料总质量的35%，25%，20%和5%，其中淤泥土作为基质土，其余3 种原料土用于调控液塑限[20]，另有占比10%的尿素和5%的水泥分别来控制人工制备土样的孔隙比和胶结强度，具体物理性质参数见表1。根据《公路土工试验规程》(JTG 3430—2020)，将所有原材料混合搅拌均匀后分层击实，制成直径39.1 mm，高度80 mm 的标准三轴试样，通过真空泵抽气饱和后注水静置24 h，然后将土样放置恒温水浴箱中养护6 d，直至土样内部尿素溶解完全，制备流程如图2所示。

表1 大阪湾天然软土与人工制备结构性土参数对比Table 1 Comparison of parameters between natural soft clay of Osaka Bay and artificially prepared structured soil

图2 人工制备结构性土制样过程Fig.2 Artificial preparation of structural soil sample process

1.3 复杂应力路径试验方案

试验采用GDS-DYNTTS 系统，其中三轴拉伸路径试验需要配备拉伸帽。首先按照土工规范要求进行试样拆模、装样并进行反压饱和，使土样饱和度达到95%以上。试样完成饱和后对每组的3个试样分别采用围压50，100和200 kPa进行固结，当反压排水体积保持不变时表明试样固结完成。对固结完的每组试样分别采用6种不同路径的三轴剪切试验，剪切速率为0.5 kPa/min，包括常规三轴压缩(CTC)和常规三轴拉伸(CTE)试验、减压三轴压缩(RTC)和减压三轴拉伸(RTE)试验、等p三轴压缩(PTC)和等p三轴拉伸(PTE)试验。其中常规三轴和减压三轴采用固结不排水剪切，等p三轴采用固结排水剪切。为近似模拟实际施工中土体应力路径制定不同应力路径试验方案如图3所示。由于盾构施工同步注浆过程中土体应力状态比较复杂，仅以等p路径近似代表盾构区拱腰和拱肩处土体应力状态，其中PTE路径近似模拟卸荷扰动区，PTC路径近似模拟挤压扰动区[21]；在基坑开挖主动区(侧向)和隧道开挖拱顶处，应力路径类似于减压路径RTC，而RTE 模拟基坑被动区较深位置土体应力状态[22]。采用室内常规三轴试验来评价工程中土体的强度指标，缺少与真实路径的对照，往往会忽略应力路径给工程带来的安全隐患。

图3 不同应力路径示意图Fig.3 Schematic diagram of different stress paths

2 试验结果及分析

2.1 应力-应变曲线特征

应变软化现象是天然软黏土的一个重要结构性强度特征，WATABE 等[18-23]对大阪湾海底天然软黏土原状样进行了一系列室内试验。本文以大阪湾Ma13 层天然软土样作为参照，取土深度为39 m。通过图4中人工制备结构性土和大阪湾软土的轴向应变-应力比对比图，进一步验证了人工制备结构性土与目标土的变形及强度特征基本一致，可批量制备土样用于后续应力路径三轴试验。

图4 人工制备结构性土与大阪湾土对比Fig.4 Comparison of artificial structured soil and Osaka Bay clay

图5是人工制备结构性软土在各应力路径下的应力应变曲线。结构性软土在固结不排水三轴压缩或三轴拉伸时，偏应力达到峰值点前，应力应变关系均近似认为是线弹性增长阶段，达到峰值点后，偏应力开始减小出现应变软化现象。此外，压缩试验中峰值偏应力对应的应变基本上在1.5%以上，而拉伸试验中峰值偏应力对应的应变基本上在1.6%以下，且在应变6%～7%左右时达到极限，压缩试验达到偏应力峰值时的应变会大于拉伸试验达到偏应力峰值时的应变，说明结构性软土试样抗拉性能要低于其抗压性能。在结构性软土室内试验过程中，由于土颗粒之间的胶结作用导致压缩路径下的软化现象更加明显。因此，在基坑开挖的主动区、盾构施工的挤压扰动区的土体胶结程度更强，应力水平较低时基本不破损。

图5 不同路径下应力-应变曲线Fig.5 Stress-strain curves under different paths

图6为结构性土在固结剪切不同路径条件下的p′-q坐标关系图，从图中可以看出：1) 同一路径在不同围压条件下应力路径具有相似性；2) 随着剪切进行，孔隙水压力的增大使土样有效应力逐渐减小，当土样发生破坏时有效应力路径发生转折，对应的孔隙水压力达到峰值；3) 等p路径试验作为模拟盾构同步注浆施工中的特殊应力路径，在试验过程中有效应力p'始终保持恒定，并没有像常规三轴路径和减压三轴路径中的有效应力会随着偏应力的增大而减小，因此等p试验中结构性土试样所受的总体应力要大。

图6 不同应力路径下p'-q曲线Fig.6 p'-q curves under different stress paths

对比不同路径下试样应力应变曲线和峰值(残余)强度(图7)，可以发现围压环境对结构性软土的不同路径试验结果也有明显的影响：1)在低围压(50 kPa)状态下，基坑开挖主动区(RTC)和深层被动区(RTE)与常规三轴路径下试样的应力应变曲线趋势均相差不大。盾构同步注浆施工主动区(PTC)路径下峰值强度为80.4 kPa，残余强度是64.9 kPa，是常规压缩路径下试样强度的2倍。在盾构同步注浆施工中挤压扰动区土体尽管围压不断减小，使得试样的侧向约束减小，但有利于土体结构性强度的发挥，土颗粒从低势能状态变为高势能状态需要消耗额外的能量，从而提高了试样的抗剪强度。2) 随着固结围压增大，结构性软土的应力水平逐渐提高，不同路径下试样的应力应变曲线区分明显。在高围压(200 kPa)状态下，结构性软土在基坑被动区路径下的破坏形式趋向于应变硬化型，与常规三轴拉伸试验比较接近；基坑开挖主动区内土体的变形显著，其峰值强度和残余强度分别是147.3 kPa和27.3 kPa，与常规三轴压缩路径相比降低了大约20%。盾构施工主动区路径下土体的峰值强度和残余强度分别是231.1 kPa和175.4 kPa，其峰值应力和残余应力接近常规三轴压缩路径的1.4 倍；盾构同步注浆被动区土体的峰值强度也比常规三轴路径下增强了40%。试验结果表明盾构同步注浆施工过程中周围土体的扰动破坏相对较小，周围土体表现出较高的抗剪强度。

图7 不同应力路径下的峰值(残余)强度Fig.7 Peak (residual) strength under different stress paths

此外，结构性软土在PTC 路径中峰值强度呈现“尖点”脆性破坏趋势(图5(c))，盾构施工中周围土体应力状态较为复杂，可能有破坏的风险。常规三轴路径试验并不能较好地反映盾构施工同步注浆的真实应力状态，在低围压条件下，室内常规试验表现出的胶结破坏更加缓慢，试验结果偏保守考虑；在中高围压环境下，结构性软土对不同应力路径的敏感性增强，如果仅考虑室内常规压缩试验对土体力学性质估计偏大，容易忽视其他路径带来的工程安全隐患。

2.2 变形特征

在研究土体的变形特性时，割线模量是一个十分重要的参数，它反映了土体发生变形时的非线性程度。在三轴应力空间中，广义胡克定律可以表达为

式中：Δεa和Δσa分别为轴向应变和应力增量；Δσr为径向应力增量；E为弹性模量；μ为泊松比，饱和软黏土取参考值μ=0.5。

因此，根据式(1)可知土体割线模量为

HAZZAR 等[24]在偏应力50%处标定轴向应变，通过原点和这个点的斜率回归确定土体割线模量E，经计算得到人工制备结构性软土不同路径下的割线模量Eu50见表2 所示。由于Eu随固结围压的增大而增大，为了对比不同路径试验的非线性变形特性，将Eu-ε 曲线进行归一化处理。以土体破坏强度50%时的应力对应的割线模量Eu50作为归一化因子，给出的归一化模量Eu/Eu50非线性归一化效果较好。

表2 不同应力路径割线模量Eu50Table 2 Secant modulus Eu50 for different stress paths MPa

图8给出了结构性软土不同应力路径下的归一化割线模量图。从图中可以看出，剪切开始阶段土体归一化模量迅速下降，CTC(CTE)衰减速度最快，RTC(RTE)衰减速度最慢，说明在加载路径下土体结构性消散较快，在峰值应变处归一化模量趋于平缓，此时试样的结构性开始消散，胶结破坏是一个渐进破坏过程。对比不同应力路径在峰值应变1.5%附近的归一化割线模量，我们发现基坑开挖主动区(RTC)路径下的归一化割线模量较大，说明天然软土在盾构注浆和常规三轴压缩路径下结构性的消散更加完全。谷川等[25]在对天然软土室内试验中也得到过类似结论，在围压减小的应力路径下，割线模量的数值较大，而在围压增加的应力路径下，割线模量的数值较小，且在土体屈服前结构性明显增强。

图8 归一化割线模量Eu/Eu50～ε图Fig.8 Normalized secant modulus Eu/Eu50～ε diagram

结合实际工程试验结果表明：1) 不同应力路径对结构性软土割线模量产生了较大的影响，在固结围压50 kPa 时，PTC 的割线模量为9.659 MPa，PTE 的割线模量为6.004 MPa，盾构同步注浆卸载扰动区土体的割线模量降低了38%。随着固结围压的增大，拉伸路径试验反而表现出更高的模量。因此，盾构同步注浆施工过程中被动区土体在盾构注浆压力较小阶段的变形特点更加关键。2) 在固结围压100 kPa 时，RTC 的割线模量为11.906 MPa，RTE 的割线模量为7.621 MPa，基坑开挖被动区土体的割线模量降低了36%。基坑开挖主动区和被动区土体割线模量与常规三轴试验相比均明显降低，仅为常规压缩路径的0.75倍，如果实际工程以常规三轴室内试验为标准，对土体的强度估计偏危险可能带来工程隐患。

2.3 抗剪强度指标特征

不同应力路径下的结构性软土的黏聚力和内摩擦角变化如图9 所示。试验结果表明：1) CTC，RTC和PTC 3种路径的黏聚力数值依次增大，其中基坑主动区较浅位置的黏聚力数值较小且与常规三轴试验相差不大。盾构施工挤压扰动区土体的黏聚力远大于前两者，其黏聚力是常规三轴路径下的5倍，说明同步注浆过程中对周围土体的强度并没有很大的破坏。基坑被动区和盾构卸载扰动区路径下的土体黏聚力变化不大但都处于较低范围，其抗剪强度均表现出较低水平。2) 应力路径对于土体内摩擦角的影响并不突出，不同路径下试样的内摩擦角数值基本上变化不大，周鸿逵[26]研究应力路径对软黏土抗剪强度指标的影响得出的结论也主要表现在对黏聚力的影响上，而对内摩擦角的影响较小。由于结构性软土具有抗剪强度低的不良工程性质，尤其对于基坑开挖中主动区和被动区较深土体，在施工时采取必要围护加固措施防止侧向卸载引起的周围土体坍塌。

图9 不同路径下的抗剪强度指标Fig.9 Shear strength index under different paths

3 结论

1) 不同路径下结构性软土强度变化显著，显示出其对应力路径的依赖性。盾构同步注浆拱腰区土体强度较常规三轴路径增加40%，基坑开挖主动区内土体强度降低20%；且压缩路径下结构性软土脆性破坏更加明显。

2) 不同路径下结构性软土的模量退化呈现出了渐进破坏现象。基坑开挖主动区和被动区土体割线模量降低显著，仅为常规压缩路径的0.75 倍，盾构同步注浆卸载扰动区土体的割线模量降低了38%，这归因于结构性软土在卸载路径下结构性的消散更加快速。

3) 不同应力路径对结构性软土抗剪强度指标的影响主要表现在黏聚力方面。当盾构挤压扰动区土体的黏聚力较高时，其卸载路径下黏聚力差异可忽略不计。这启示实际软土地基施工过程中应更加关注卸载区土体变形特征，采取必要加固措施降低工程安全风险。