基坑工程中應力-應變三軸試驗的模型參數(shù)確定

1土體試驗方法的選擇眾所周知，基底工程的特點是開挖過程。基坑開挖卸載引起的坑底隆起和樁側土體側向變形以及周圍地面沉降等變形特性與一般土工加載問題表現(xiàn)出的變形特性不同。開挖過程中土體的穩(wěn)定與變形特性受其應力狀態(tài)和應力歷史的影響?；又ёo結構的設計與分析中,為了能準確地分析基坑開挖過程中周圍土體的變形,在獲取土體變形計算參數(shù)的試驗中,應盡可能模擬土體的實際加卸載應力路徑。這對基坑支護結構自身的安全、基坑周圍環(huán)境的穩(wěn)定都有很大的保證。因此,正確理解現(xiàn)場土體的應力歷史和應力狀態(tài)是試驗室模擬實際的前提。常規(guī)三軸試驗方法確定基坑開挖過程中土體的強度參數(shù),是在各向等壓的正常固結試樣上進行的。在實際工程中,土體天然固結狀態(tài)符合0K固結過程,而非各向等壓固結過程?；娱_挖過程中不同施工階段、不同部位的應力變化的過程不盡相同,即土體卸載或加載(受支護結構作用影響)所經(jīng)歷的應力路徑不同,也將導致土體的應力-應變關系上的差異。所以,通過試驗對不同應力路徑下土的應力-應變關系進行研究具有重要的理論和現(xiàn)實意義。本文依據(jù)對基坑開挖過程中土體加卸載規(guī)律的分析,以福州市區(qū)某基坑影響范圍內典型飽和軟土(淤泥、淤泥質黏土)為研究對象,采用應力路徑三軸試驗模擬基坑開挖過程中的土體荷載作用方式,以獲得更貼近實際工程的、盡可能準確的鄧肯-張模型參數(shù),為該模型在后續(xù)基坑工程有限元等數(shù)值計算中的合理應用和驗證積累經(jīng)驗。2發(fā)送抗拉卸加載實際基坑開挖和支護過程中各部位土體經(jīng)歷的應力路徑比較復雜,如圖1所示,受開挖和支護結構作用的影響,不僅有簡單的單方向的軸向加載或卸載、側向加載或卸載,還應該包括軸向加載、側向卸載,軸向卸載、側向加載,先卸載后、加載等各種有可能出現(xiàn)的情況。為了便于研究,對于基坑工程的應力路徑的設計包括:(1)0K固結與室內正常固結的比較;(2)3次加卸載循環(huán);(3)圍壓不變的情況下,加大軸壓直至破壞(軸向初次加載),軸壓卸載至0(軸向卸載),軸壓先卸載再加載至破壞(軸向再次加載);(4)圍壓增大(側向加載)的情況下,加大軸壓直至破壞(軸向初次加載),軸壓卸載至0(軸向卸載),軸壓先卸載再加載至破壞(軸向再次加載);(5)圍壓減小(側向卸載)的情況下,加大軸壓直至破壞(軸向初次加載),軸壓卸載至0(軸向卸載),軸壓先卸載再加載至破壞(軸向再次加載)。3需求分析及試驗方案福州市為濱海城市,海相沉積的淤泥和淤泥質黏土幾乎富存于整個城區(qū)地層中。福州市區(qū)基坑工程常受到這兩種軟土的影響,本文試驗采用了福州升輝國際基坑工程場地鉆探得到的淤泥和淤泥質黏土土樣,兩種土樣土性描述如下:(1)淤泥層埋藏距地表深度為2.90~4.90m,深灰色,飽和、流塑狀態(tài),含有機質、腐植質,并夾含葉片厚的砂層。光澤反應光滑,強度低,韌性低,層厚為14.40~17.0m。本層分布于整個場地,厚度大,但強度低。(2)淤泥質黏土層埋藏距地表深度為21.0~31.30m,深灰色,飽和、流塑狀態(tài),含有機質、腐植質,并夾含葉片厚的砂層。光澤反應光滑,強度低,韌性低,層厚為6.90~16.0m。本層分布整個場地、厚度大、但強度較低。為力求試驗數(shù)據(jù)的準確,一般取一定軸壓(對應地層中的豎向應力,下同)下相應深度的土樣來進行試驗,并對同一層、同一深度的土體分別進行室內正常固結和0K固結兩者的對比試驗。本次試驗采用的儀器是福建農林大學的SLB-1型應力-應變控制式三軸剪切滲透試驗儀,如圖2所示。該儀器的設計依據(jù)為GB/T50123-1999《土工試驗規(guī)程》和SL237-1999《土工試驗規(guī)程》。試驗步驟如下:首先確定土樣原始狀態(tài)所承受的軸向和側向的壓力,即0K固結的軸壓和圍壓。根據(jù)上述淤泥及淤泥質黏土的埋深及層厚,本文試驗中淤泥試樣的軸壓選取了100、200、300kPa,淤泥質黏土試樣的軸壓選取了400、500、600kPa。再根據(jù)常規(guī)三軸試驗確定的有效內摩擦角?′,依據(jù)公式0K=1-sin?′算出靜止土壓力系數(shù)0K,繼而求出相對應的圍壓。按照確定好的圍壓和軸壓對試樣進行0K固結,再按照上述的應力路徑設計方案在不排水和排水條件下進行了大量的應力路徑試驗,現(xiàn)將典型試驗結果敘述如下。4試驗結果及分析4.1cu試驗和cu試驗固結適用條件單圖3所示為在固結不排水剪切試驗(CU試驗)條件下,圍壓32σ=σ=140kPa、偏應力13σ-σ=60kPa的0K固結與123σ=σ=σ=140kPa室內正常固結的兩個淤泥試樣的應力-應變曲線。可見兩曲線形狀相似,相同應力水平下0K固結試樣的應變小于對應正常固結土的應變,且其剪切破壞應力遠比同圍壓下的正常固結土的剪切破壞應力大,即0K固結土的強度比相同圍壓下正常固結土的強度高。圖4所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=140kPa、偏應力σ1-σ3=60kPa的K0固結淤泥試樣,經(jīng)過3次加卸載循環(huán)的應力-應變曲線。可見,每一次的加卸載循環(huán)均形成一個不大的回滯環(huán),且各次加載或卸載的趨勢和斜率基本相同。與圖3比較得到,經(jīng)過3次加卸載循環(huán),剪切破壞應力低于相同K0固結條件單調加載試樣的剪切破壞應力,說明經(jīng)過多次加卸載循環(huán),淤泥土的強度有所減小。圖5所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=40kPa、偏應力σ1-σ3=60kPa的K0固結淤泥試樣,在σ3維持不變時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線。可見,單調加載和再加載的曲線形狀相似。單調加載的剪切破壞應力明顯大于再加載的剪切破壞應力,說明單調加載的強度明顯大于再加載的強度。卸載和再加載曲線也形成了一個回滯環(huán)。與圖4比較得到,σ3不變時,1次卸加載的強度小于3次加卸載的強度,原因在于:圖4中的3次卸載均卸載至初始應力水平(K0固結時的應力水平)再加載,而圖5中是卸載至0再加載。這就導致了雖然經(jīng)過3次加卸載,但剪切破壞應力仍大于1次卸加載的情況。圖6所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=140kPa、偏應力σ1-σ3=60kPa的K0固結淤泥試樣,在σ3增大時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線?？梢?單調加載強度比卸載再加載高,且前者應力-應變關系反映出土的硬化曲線特征,而后者后期呈弱軟化特征。由于剪切試驗過程中圍壓σ3也按一定比例增大,相應加卸載條件下的強度比σ3維持不變的情況高,符合理論規(guī)律。圖7所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=140kPa、偏應力σ1-σ3=60kPa的K0固結淤泥試樣,在σ3減小時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線?？梢?除后者卸載再加載形成一回滯環(huán)外,二者曲線十分接近。由于剪切試驗過程中軸壓σ1增大、圍壓σ3減小,剪切破壞強度較σ3維持不變的情況更低些,這也符合理論認識。圖8所示為在CU試驗條件下,軸壓σ1分別為100、200、300kPa,相對應的圍壓σ3=σ2分別為70、140、210kPa的K0固結淤泥試樣的應力-應變曲線?？梢?淤泥土的剪切破壞應力隨固結時的軸壓和圍壓增大而增大,固結時軸壓、圍壓越大,剪切破壞應力越大,淤泥土的強度就越高。4.2單調加載與再加載循環(huán)試驗的應力-應變變化規(guī)律圖9所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=325kPa、偏應力σ1-σ3=175kPa的K0固結與σ1=σ2=σ3=325kPa室內正常固結的兩個淤泥質黏土試樣的應力-應變曲線?？梢?兩曲線反映的規(guī)律與圖3中淤泥的基本相同。但由于淤泥質黏土埋藏較深,相應K0固結所取圍壓和軸壓較大,加之其強度一般比淤泥高,故其剪切破壞時應力水平較之淤泥明顯提高。圖10所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=325kPa、偏應力σ1-σ3=175kPa的K0固結淤泥質黏土試樣經(jīng)過3次加卸載循環(huán)的應力-應變曲線?？梢?規(guī)律與圖4基本相同。經(jīng)過3次加卸載循環(huán),剪切破壞應力低于相同K0固結條件單調加載試樣的剪切破壞應力,說明經(jīng)過多次加卸載循環(huán),淤泥質黏土的強度也有所減小。與一次卸加載的強度相比,仍略高些,這是符合規(guī)律的。圖11所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=325kPa、偏應力σ1-σ3=175kPa的K0固結淤泥質黏土試樣,在σ3維持不變時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線?？梢?單調加載和再加載的曲線有一交點,即在偏應力水平σ1-σ3=448.12kPa以下時,經(jīng)1次卸載再加載試樣比單調加載試樣顯得更剛硬,此應力水平以上,前者較后者又顯得更軟弱,以致于最終前者強度比后者稍低。圖12所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=325kPa、偏應力σ1-σ3=175kPa的K0固結淤泥質黏土試樣,在σ3增大時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線。可見,兩曲線在接近破壞應力時也有一交點,此應力水平以前,經(jīng)一次卸載再加載試樣比單調加載試樣顯得更剛硬,此應力水平以后,前者比后者略偏軟弱,最終前者強度比后者略低。同樣,由于剪切試驗過程中圍壓σ3的增大,使得相應加卸載條件下的強度高于σ3維持不變的情況。圖13所示為在CU試驗條件下,圍壓σ3=σ2=325kPa、偏應力σ1-σ3=175kPa的K0固結淤泥質黏土試樣,在σ3減小時單調加載和1次卸載再加載循環(huán)的應力-應變曲線。可見,與淤泥在σ3減小情況下類似,兩曲線十分接近,只在高應力水平時,1次卸載再加載試樣的曲線逐漸偏于單調加載曲線的下方,使其最終強度略低于后者。由于剪切試驗過程中軸壓σ1增大、圍壓σ3減小,剪切破壞強度低于σ3維持不變的情況。圖14所示為在CU試驗條件下,軸壓σ1分別為400、500、600kPa,相對應的圍壓σ3=σ2分別為260、325、390kPa的K0固結淤泥質黏土試樣的應力-應變曲線?？梢?3條曲線的形狀和趨勢近似,固結壓力越大,淤泥質黏土的強度也就越高,是呈非線性增大的。與圖8淤泥土情況相比,強度明顯高于淤泥土,但呈現(xiàn)出相同規(guī)律,在同一應力水平下,相應的應變越小,剪切破壞應力越大。這是符合基本認識的。4.3k0固結泥石流試樣的應力-應變變化規(guī)律圖15所示在CD試驗條件下,軸壓σ1分別為100、200、300kPa,相對應的圍壓σ3=σ2分別為70、140、210kPa時,K0固結淤泥試樣,在σ3不變時單調加載和單調卸載的應力-應變曲線?？梢?3條曲線的趨勢和形狀都很相似,且固結時,軸壓和圍壓越大,剪切應力也就越大,軸壓為300kPa時的K0固結淤泥試樣的剪切破壞強度是最大的。與同等條件下的CU試驗相比,CD試驗的強度明顯提高。圖16所示在CD試驗條件下,軸壓σ1分別為400、500、600kPa,相對應的圍壓σ3=σ2分別為260、325、390kPa時,K0固結淤泥質黏土試樣,在σ3不變時單調加載和單調卸載的應力-應變曲線。從圖中可以看出,與CU試驗結果相比,淤泥質黏土的強度明顯增大,兩者的差值接近1倍。不同固結壓力下的CD試驗的曲線呈現(xiàn)出相同的規(guī)律,這是符合理論認識的。5對k0固結結構固結的土體試驗和cu、cd人們熟知,室內正常固結土樣的普通三軸剪切試驗的應力-應變曲線一般可用著名的康納雙曲線表示,由本文上述試驗曲線可見,不僅是正常固結的淤泥和淤泥質黏土的應力-應變關系曲線符合康納雙曲線的特征,K0固結試樣也符合康納雙曲線的特征。而眾所周知,巖土工程中著名的土的非線性彈性鄧肯-張模型正是根據(jù)普通三軸儀上對室內正常固結試樣進行三軸剪切試驗所得康納雙曲線提出來的,先后形成了E-μ和E-B模型,在考慮加卸載條件下該模型共有9個參數(shù),關于這些參數(shù)的確定方法國內外眾多文獻[12-15]均有述及,根據(jù)類似方法,本文特求出了淤泥、淤泥質黏土的K0固結和正常固結試樣CU及CD試驗E-B模型或修正的E-μ模型參數(shù),分別見表1、2。針對鄧肯-張模型沒有計及中主應力的影響這一缺點,采用如下公式修正:對由常規(guī)三軸試驗確定的土的內摩擦角?進行修正,即由上式求得的平面應變條件下的內摩擦角?p,以之取代鄧肯-張模型中的?,就相當于考慮了σ2對強度與變形的影響,其值已分別列于表1和表2。從表中可以看出,K0固結和正常固結的部分參數(shù)差異較大,CU試驗參數(shù)和CD試驗參數(shù)的差異也較大,這是由于兩類不同試樣固結方式和試驗方法的不同而造成的,從而也決定了強度和本構模型上的差異。為更好地反映土體在自重應力作用下的沉積固結情況,宜采用K0固結試樣來確定鄧肯-張模型參數(shù)。筆者認為,可采用式(2)~(4)對表1、2中由K0固結試驗確定的全部參數(shù)正確性進行驗證。式中:ap為大氣壓,一般取101.3kPa;fR為破壞比;K為模量系數(shù);n為冪次。式中:(σ1-σ3)ult為雙曲線的漸近線;(σ1-σ3)f為土的抗剪強度,且有:故將由式(2)計算的應變ε1與相應試驗數(shù)據(jù)進行對比可驗證K、n、fR、c、?共5個參數(shù)確定的正確性。圖17~20為在CU、CD試驗條件下,軸壓200kPa的K0固結淤泥和軸壓500kPa的K0固結淤泥質黏土試樣所得ε1的計算值和試驗值的比較,可見二者吻合很好,說明上述5個參數(shù)的確定是準確的。由上式計算的體變εv與相應試驗數(shù)據(jù)進行對比可驗證切線體積模量系數(shù)Kb、冪次m的正確性。圖21、22為在CD試驗條件下,軸壓200kPa的K0固結淤泥和軸壓500kPa的K0固結淤泥質黏土試樣所得εv的計算值與試驗值的比較,可見對于淤泥而言,二者吻合很好,而淤泥質黏土相對差些,但由于應變量級本身不大,因而是可接受的,從而說明上述2個參數(shù)的確定還是較為可靠的。由此式計算卸載或再加載時軸向應變增量Δεur與試驗值對比,可驗證卸載或再加載模量參數(shù)Kur的正確性。圖23~26為在CU、CD試驗條件下,軸壓200kPa的K0固結淤泥和軸壓500kPa的K0固結淤泥質黏土試樣卸載時所得Δεur的計算值與試驗值的比較,可見二者直觀上有較大差異,這可能與卸載時SLB-1型儀器穩(wěn)壓的靈敏度有關,然而由于圖中應變量級本身變化不大,若繪制于圖4和圖10所示坐標系中