劉東燕 鄧曉佳

摘 要：考慮超靜孔隙水壓作用的軟土卸荷力學特性對于富水軟土地區(qū)地下空間開挖變形和穩(wěn)定性的分析具有重要作用。以深圳地區(qū)淤泥質軟土為研究對象，開展不同初始超靜孔隙水壓作用下的K0固結不排水三軸卸荷強度試驗和卸荷蠕變試驗。試驗結果表明：初始超靜孔隙水壓越大，固結圍壓越小，軟土卸荷破壞就更具有突然性;軟土卸荷強度應力-應變曲線大致呈雙曲線型，其雙曲線函數(shù)擬合結果表明，卸荷強度隨著初始超靜孔隙水壓的增大而大致線性減小。卸荷蠕變對初始超靜孔隙水壓敏感性很大，卸荷蠕變破壞時的偏應力約為卸荷強度試驗中偏應力的90%左右。UU0.5應力路徑相對于UU0.0應力路徑更容易發(fā)生卸荷強度破壞和卸荷蠕變破壞，在實際工程中應盡可能地控制軟土側向卸荷比和超靜孔隙水壓的大小。

關鍵詞：超靜孔隙水壓;軟土;卸荷力學;應力路徑

中圖分類號：TU 431? ?文獻標志碼：A

Abstract： The unloading mechanical properties of soft soil under the excess static pore- water pressure are important for the analysis of the deformation and stability of underground space excavation in water-rich soft soil region. The silty soft soil in Shenzhen was explored in this study， and the unloading K0 consolidation undrained triaxial test and unloading creep test under different initial excess static pore- water pressure were conducted. The experimental results showed that the higher initial excess static pore- water and the smaller consolidation confining pressure may cause more sudden unloading failure of soft soil. The stress-strain curve of the unloading strength of soft soil was demonstrated as hyperbolic curve. The results of hyperbolic function fitting showed that the unloading strength decreased linearly with the increase of initial excess static pore- water pressure. The unloading creep was highly sensitive to initial excess static pore- water pressure， and deviatoric stress in unloading creep test was about 90% of the deviatoric stress in unloading strength test. The unloading strength failure and unloading creep failure were more likely to occur on stress path of UU0.5 compared to UU0.0. Therefore， the lateral unloading rate of soft soil and the excess static pore- water pressure should be controlled in the practical engineering.

Keywords： excess static pore-water pressure; soft soils; Unloading mechanics; stress path.

軟土廣泛地分布在中國珠三角、長三角等沿海和內陸沿江地區(qū)。隨著以上地區(qū)城市建設的快速發(fā)展，大量的軟土地下空間被開發(fā)，如：地鐵盾構隧道、軟土深基坑等。軟土地下空間開挖的工程實踐表明，在開挖完成瞬時通常都不會引起軟土的失穩(wěn)和破壞，而是要經歷一段時間歷程，即軟土發(fā)生卸荷蠕變破壞[1]。與此同時，軟土地區(qū)一般會存在高位地下水，施工振動將引起難以消散的超靜孔隙水壓，它將弱化軟土顆粒組織結構，進一步加劇軟土卸荷蠕變的發(fā)生，最終造成軟土圍巖的流變?yōu)暮2]。因此，超靜孔隙水壓作用下軟土卸荷蠕變特性及破壞規(guī)律是富水軟土地下空間開發(fā)中的重要基礎研究課題。

早期軟土地下空間設計和理論研究的重點集中在加載應力路徑下軟土的強度和蠕變特性[3-4]。隨著對卸荷開挖的深入認識，學者們已經意識到，軟土卸荷作用會引起強度一定程度的降低[5]，忽略卸荷應力路徑，用常規(guī)軸向加載試驗所得參數(shù)和模型來計算軟土地下空間開挖引起的應力和應變，其結果勢必產生較大誤差。因此，如何選擇符合實際卸荷過程中的應力路徑來探索軟土的卸荷工程特性，引起學者和工程界的高度重視。劉國彬[6]對上海軟土進行卸荷試驗研究并指出，上海軟土卸荷應力-應變曲線為雙曲線形式，卸荷模量遠大于加載模量。周秋娟等[7]對珠三角洲軟土進行三軸不排水試驗，發(fā)現(xiàn)側向卸荷條件下的土體蠕變效應比軸向加荷顯著。付艷斌等[8]研究表明上海軟土卸荷后蠕變曲線分三個階段，在蠕變過程中，孔壓系數(shù)會隨著時間變化而變化。鄭剛等[9]以天津粉質黏土為研究對象開展K0固結不排水三軸側向卸荷試驗，試驗表明土體的初始切線模量與固結圍壓成正比。Cui[10]對比加載、卸荷和重復加載應力路徑下，天然粘土的應力應變曲線對應力路徑較為敏感。Tanaka H[11-12]研究了軸向恒應變卸荷速率下軟土孔隙率、有效應力和孔隙水壓的分布關系。張坤勇等[13]以不同初始應力狀態(tài)和卸荷應力比對粉質黏土開展了K0固結排水卸荷應力路徑試驗研究，分析出土體的力學、變形特性與卸荷應力路徑的關系。另外，在卸荷條件下軟土內摩擦角、回彈模量、卸荷蠕變與速率的關系和模擬基坑開挖的卸荷力學模型等軟土卸荷力學特性被廣泛研究[14-15]。

在飽和軟土孔隙水壓特性方面，魏新江[16]等研究了盾構施工引起土體超靜孔隙水壓峰值的分布規(guī)律，研究表明，在埋深10～14m間，超靜孔隙水壓約為21.2～56.12kPa。李曉靜等[17]研究表明強夯施工振動過程中超孔隙水壓的消散時間為20～40h。Jian[18]分析了在主應力旋轉過程中， 軟土應變與孔隙水壓的變化規(guī)律。

從以上分析可以看出，前人的研究主要集中在單一側向卸荷路徑下軟土卸荷強度或者施工振動引起的超靜孔隙水壓分布規(guī)律，而其他卸荷應力路徑和超靜孔隙水壓耦合作用下軟土卸荷蠕變的定量分析較少。因此本文以富水軟土地區(qū)（深圳）海相沉積淤泥質軟土為研究對象，開展了一系列K0固結三軸不排水強度試驗和蠕變試驗，探討不同初始超靜孔隙水壓、不同固結圍壓以及不同卸荷應力路徑（卸荷應力比）對軟土的卸荷蠕變力學性狀的影響，從而為軟土卸荷工程的支護和施工應用提供科學依據。

1 試驗方案

1.1 試驗土樣

本文中試驗土樣為深圳某大型基坑工程淤泥質軟土擾動重塑土樣，按照《土工試驗規(guī)程SL237-1999》制備高度為80.0mm，直徑為39.1mm的標準土樣，其密度為1.82g/cm3，含水率為39.6%，比重2.73，孔隙比1.094，塑性指數(shù)16.3，通過常規(guī)三軸試驗，從繪制的一組莫爾圓得出該土樣粘聚力為19.95kPa，內摩擦角為28°。

1.2 試驗方案設計與步驟

試驗方案：軟土在地下空間開挖過程中由于開挖部位、支護方式及支護時間的不同而涉及到多種卸荷應力路徑。為簡化問題，本文主要對2種應力路徑進行三軸卸荷蠕變試驗：（1）針對地下空間主動區(qū)土體側向卸荷蠕變特性，進行UU0.0應力路徑的側向卸荷蠕變試驗（UU代表軸向卸荷和水平卸荷，括號里的數(shù)值代表軸向卸荷應力與水平卸荷應力的比值，下同）;（2）針對地下空間被動區(qū)土體的卸荷時效性規(guī)律，進行UU0.5應力路徑的卸荷蠕變試驗。文獻[16]指出，在軟土地質環(huán)境中盾構施工引起超靜孔隙水壓的范圍為21.2～56.12kPa，為了分析不同超靜孔隙水壓下軟土的卸荷力學特性，本文選擇0kPa、20kPa、40kPa、60kPa這4種初始超靜孔隙水壓進行試驗。

試驗步驟：（1）飽和與固結。在進行試驗之前對試樣進行反壓飽和，待飽和度達到98%之后再對試件完成K0=1-sinφ′=0.53的不等向K0固結，使其恢復到自重應力狀態(tài);（2）施加初始超靜孔隙水壓。K0固結完成后，關閉三軸儀的上下排水閥，通過反壓系統(tǒng)施加預定的初始超靜孔隙水壓;（3）進行不同初始超靜孔隙水壓下軟土的卸荷強度試驗;（4）進行不同初始超靜孔隙水壓下軟土的卸荷蠕變試驗。重復步驟（1）～（2）并根據步驟（3）得到的強度指標，分4～6級完成卸荷蠕變試驗，每級荷載持續(xù)時間為3～4d;（5）以上試驗的固結圍壓分別為100kPa、200kPa和300kPa。試驗過程中記錄軸壓，圍壓，軸向變形和孔隙水壓變化，以軸向應變達到15%為試驗結束條件。

以上所有試驗均為K0固結后的等應力比應力路徑試驗，具體試驗方案中關于圍壓、卸荷應力路徑和卸荷過程的詳細設計可參見表1。

2 試驗結果和分析

2.1 卸荷強度應力-應變曲線

軟土卸荷強度是影響軟土卸荷穩(wěn)定性的重要因素之一。卸荷強度試驗的部分應力-應變曲線如圖1和圖2所示。固結圍壓為300kPa的試驗曲線類似，限于篇幅，略去。

對比圖1和圖2可以發(fā)現(xiàn)軟土卸荷應力-應變曲線具有如下特征：

1）應力-應變曲線基本都接近于雙曲線，在小應變情況下，應力-應變曲線表現(xiàn)為明顯的非線性。隨著固結圍壓的增加，應力-應變曲線的起始坡度變陡，即初始卸荷模量變大。同時，應力-應變曲線表現(xiàn)為應變硬化狀態(tài)。

2）以應變達到15%對應的應力作為軟土的卸荷強度，發(fā)現(xiàn)初始超靜孔隙水壓對軟土的卸荷強度具有極大的弱化作用。通過擬合初始超靜孔隙水壓與卸荷強度的關系（表2）可以得知，相同固結圍壓下，軟土卸荷強度與初始超靜孔隙水壓近似呈線性關系;固結圍壓越小，初始超靜孔隙水壓對土體卸荷強度的影響越大。

3）在其它試驗條件相同的情況下，UU0.5應力路徑得到的卸荷強度要低于UU0.0應力路徑的卸荷強度，這一結論與劉國彬的研究成果的趨勢是一致的，但是破壞時偏應力的大小卻相差較大。在文獻[6]中，UU0.0應力路徑100kPa圍壓下的偏應力約為105kPa，而本文的偏應力約為174kPa。究其原因主要是初始固結的試驗條件不同、深圳和上海軟土力學的區(qū)域性特性所致。

4）對比圖1（b）和圖2（b）可以發(fā)現(xiàn)，土樣在較小的應變下就產生了接近峰值應力的偏應力，說明軟土的卸荷破壞具有顯著的突然性。同時，在高初始超靜孔隙水壓作用下，軟土的卸荷強度更低，破壞性更強，因此在實際工程中應避免施工振動導致軟土地質環(huán)境中出現(xiàn)較高孔隙水壓，并時刻監(jiān)測孔隙水壓的變化情況。

2.2 應力-應變雙曲線擬合

國內外學者對軟土應力-應變雙曲線擬合的研究成果較為豐碩，但多數(shù)成果是基于不同圍壓和加荷試驗條件得到的，軟土在卸荷條件和超靜孔隙水壓下是否具有以上特性呢？為此，本文借鑒Kondner的研究成果嘗試對不同卸荷應力路徑和超靜孔隙水壓的試驗結果進行處理。

1）在同一應力路徑和相同初始超靜孔隙水壓下，該土樣的初始卸荷模量隨著固結圍壓的增大而呈線性增大趨勢，熊春發(fā)[19]也得出類似結論。但本文研究結論不僅限于文獻[19]中初始孔隙水壓u0=0kPa的情況，而對于u0=20，40，60kPa的條件，初始卸荷模量依然隨著固結圍壓的增大而線性增大。因此，在實際工程中應預壓固結、側向加固等方式增強軟土的固結圍壓，以提高軟土的初始卸荷模量。

2）在同一應力路徑相同固結圍壓下，土樣的初始切線卸荷模量會隨著初始超靜孔隙水壓的增大而減小，即初始超靜孔隙水壓越大，對軟土初始卸荷模量的弱化就越強。同一固結圍壓相同的初始超靜孔隙水壓下，UU0.5應力路徑的初始卸荷模量要低于UU0.0應力路徑的初始卸荷模量。

3）深入分析發(fā)現(xiàn)，初始超靜孔隙水壓為20kPa對應的初始卸荷模量相對于0kPa時減小的并不多。但是初始超靜孔隙水壓由20kPa增大到40kPa時，初始卸荷模量首次過大的減小，這種現(xiàn)象在固結圍壓越大時表現(xiàn)的越明顯（圖4），說明在20～40kPa之間存在某特定值，當初始超靜孔隙水壓大于此特定值，初始卸荷模量會隨著孔隙水壓的增大首次大幅度下降。但由于缺少這方面相關的文獻，并不能確定20～40kPa之間某個孔隙水壓對初始卸荷模量的影響最大，因此筆者將在后續(xù)研究中開展初始超靜孔隙水壓為25kPa、30kPa、35kPa下的試驗，尋求軟土的初始超靜孔隙水壓臨界值，以此作為富水軟土地下空間施工過程中孔隙水壓控制的參考標準。

2.3 超靜孔隙水壓對軟土卸荷蠕變力學特性的影響

超靜孔隙水壓作用下軟土卸荷蠕變力學特性對于富水軟土地區(qū)地下空間開挖引起軟土的流變破壞研究至關重要。對超靜孔隙水壓下軟土卸荷蠕變試驗數(shù)據進行整理分析，繪制出部分應變-時間曲線如圖5所示。

1）對比軟土卸荷強度試驗和蠕變試驗可以發(fā)現(xiàn)，土樣在蠕變條件下破壞時的偏應力明顯低于軟土卸荷強度試驗中的偏應力，大約為卸荷強度試驗中偏應力的90%左右，這是因為卸荷強度試驗過程中軟土軸向變形并未得到充分發(fā)展而進行下一級加載，而在卸荷蠕變試驗過程中，軟土蠕變變形得到充分發(fā)展，蠕變損傷逐漸積累導致蠕變強度降低。因此，在富水軟土地下空間開挖過程中，應高度重視軟土圍巖的側向蠕變，并盡可能控制側向蠕變速率和發(fā)生蠕變的時間。

2）相同應力路徑和固結圍壓下，隨著初始超靜孔隙水壓的增大，達到軟土卸荷蠕變破壞所需的偏應力就越低，即高孔隙水壓更容易導致卸荷蠕變破壞。在高孔隙水壓試驗條件下，軟土達到蠕變平衡所需的時間越長，卸荷蠕變通常只出現(xiàn)減速蠕變和破壞蠕變2個階段，即較低偏應力時，卸荷蠕變變形較小，甚至可以忽略不計;一旦偏應力繼續(xù)增大到某一級，土樣會在該級荷載下變形迅速增大而發(fā)生破壞蠕變。此時，土樣的破壞具有顯著的突然性，破壞形式為鼓型破壞（見圖6）。

3）軟土卸荷蠕變特性對初始超靜孔隙水壓的敏感性較大。隨著初始孔隙水壓的增大，瞬時變形陡增，土樣在更短的時間內就進入蠕變變形階段，且隨著蠕變變形量的增大，軟土卸荷蠕變的非線性特性更加明顯。

2.4超靜孔隙水壓的時效特性

孔隙水壓的時效性對于分析軟土卸荷蠕變過程中土體體積改變、蠕變過程的發(fā)展和破壞具有重要作用，因此，整理出固結圍壓100kPa、UU0.0應力路徑下卸荷蠕變全過程的孔壓-時間曲線，如圖6所示。

就圖7而言，軟土卸荷蠕變過程中超靜孔隙水壓的時效性具有如下特征：

1）在卸荷蠕變試驗過程中，超靜孔隙水壓總體呈現(xiàn)出下降趨勢，這主要是卸荷造成土體側向約束減小，在不排水條件下土體產生側向膨脹，最終導致超靜孔隙水壓減小。尤其是土樣即將發(fā)生破壞蠕變時，較高的偏應力在短時間內引起土體過大的塑性剪切變形，側向膨脹現(xiàn)象更加明顯，超靜孔隙水壓會迅速下降。

2）軟土卸荷蠕變過程中孔隙水壓表現(xiàn)出不同的時效性。當u0=0kPa和20kPa時，卸荷蠕變過程中孔隙水壓幾乎都在初始值附近上下小幅波動，直到土樣在破壞前才急劇下降;而u0=40kPa和60kPa時，每一級卸荷后超靜孔隙水壓都急劇下降。說明較高的初始超靜孔隙水壓帶來了土體內部孔隙更大的變化，其自愈能力無法完全恢復這一孔隙變化，因此土體內部自由水增多，土體強度降低。結合圖5還可以看出由于較高初始超靜孔隙水壓的存在，外部荷載很大一部分施加在了不可壓縮的自由水上，這使得土體有效應力減小，抗剪強度降低，因此蠕變也就更加明顯。

3）超靜孔隙水壓發(fā)生上述變化與軟土卸荷蠕變機理有關。軟土卸荷蠕變的實質上就是土體內部顆粒結構的損傷效應與自愈效應的耦合過程。卸荷發(fā)生后，土體顆粒間的受力平衡被打破，土體顆粒調整相對位置以尋求新的平衡，若此時土體的自愈效應大于損傷效應時，土體進入衰減蠕變階段，超靜孔隙水壓先下降，然后再緩慢上升并趨于穩(wěn)定，這一過程在u0=40kPa和60kPa前三次卸荷階段尤為明顯。當損傷效應大于自愈效應時，土體顆粒間通過調整一直尋求不到新的平衡，此時剪切引起的塑性變形直接表現(xiàn)為顯著的側向膨脹，導致土體內超靜孔隙水壓急劇下降，如不同初始孔隙水壓下蠕變破壞階段。因此，實際工程中應密切監(jiān)測超靜孔隙水壓的大小及變化速率，尤其是應注意在某級卸荷下超靜孔隙水壓下降過大的情況。

3 結論

本文通過施加不同的初始超靜孔隙水壓，考慮UU0.0和UU0.5卸荷應力路徑，對深圳市淤泥質軟土進行不排水三軸卸荷強度試驗和卸荷蠕變試驗，得出以下結論：

1）試驗得到不同初始超靜孔隙水壓條件不同固結圍壓和卸荷應力路徑下的應力-應變關系。軟土卸荷強度應力-應變曲線大致呈雙曲線形式;UU0.5應力路徑相對于UU0.0應力路徑更容易導致土體發(fā)生卸荷強度破壞。

2）初始超靜孔隙水壓對軟土卸荷強度具有極大的弱化作用，固結圍壓越低、初始超靜孔隙水壓越高，軟土卸荷破壞就越具有突然性。同時，在不同初始超靜孔隙水壓作用下，軟土的卸荷應力-應變的歸一化結果顯示，初始卸荷模量隨固結圍壓的減小、超靜孔隙水壓的增大而減小。

3）相同條件下，軟土卸荷蠕變破壞的偏應力明顯低于卸荷強度試驗中的偏應力，約為卸荷強度試驗中偏應力的90%左右。軟土卸荷蠕變對初始超靜孔隙水壓敏感性很大，孔隙水壓越大，非線性蠕變變形就越大。在實際工程中應高度重視軟土卸荷蠕變，并盡可能控制卸荷蠕變速率和發(fā)生時間。

4）在軟土不排水卸荷蠕變過程中，超靜孔隙水壓隨著每級卸荷而突然降低，然后再趨于平穩(wěn)，但在破壞卸荷蠕變破壞前，超靜孔隙水壓會突然陡降，作為軟土卸荷蠕變破壞的先兆，因此在實際工程中應密切監(jiān)測超靜孔隙水壓的變化規(guī)律。

無論是軟土卸荷強度試驗還是卸荷蠕變試驗均表明，在初始孔隙水壓在20～40kPa之間，存在一個臨界水壓使其初始卸荷模量急劇下降或造成孔隙水壓變化趨勢不一致（圖7），建議后續(xù)研究在初始超靜孔隙水壓為25kPa、30kPa、35kPa的試驗中來尋找該臨界水壓?？梢詫⒃撆R界水壓作為富水軟土地下空間施工過程中超靜孔隙水壓控制的一個參考值。

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（編輯：胡玥）