基坑工程中应力-应变三轴试验的模型参数确定

基坑工程中应力-应变三轴试验的模型参数确定

1土体试验方法的选择众所周知，基底工程的特点是开挖过程。基坑开挖卸载引起的坑底隆起和桩侧土体侧向变形以及周围地面沉降等变形特性与一般土工加载问题表现出的变形特性不同。开挖过程中土体的稳定与变形特性受其应力状态和应力历史的影响。基坑支护结构的设计与分析中,为了能准确地分析基坑开挖过程中周围土体的变形,在获取土体变形计算参数的试验中,应尽可能模拟土体的实际加卸载应力路径。这对基坑支护结构自身的安全、基坑周围环境的稳定都有很大的保证。因此,正确理解现场土体的应力历史和应力状态是试验室模拟实际的前提。常规三轴试验方法确定基坑开挖过程中土体的强度参数,是在各向等压的正常固结试样上进行的。在实际工程中,土体天然固结状态符合0K固结过程,而非各向等压固结过程。基坑开挖过程中不同施工阶段、不同部位的应力变化的过程不尽相同,即土体卸载或加载(受支护结构作用影响)所经历的应力路径不同,也将导致土体的应力-应变关系上的差异。所以,通过试验对不同应力路径下土的应力-应变关系进行研究具有重要的理论和现实意义。本文依据对基坑开挖过程中土体加卸载规律的分析,以福州市区某基坑影响范围内典型饱和软土(淤泥、淤泥质黏土)为研究对象,采用应力路径三轴试验模拟基坑开挖过程中的土体荷载作用方式,以获得更贴近实际工程的、尽可能准确的邓肯-张模型参数,为该模型在后续基坑工程有限元等数值计算中的合理应用和验证积累经验。2发送抗拉卸加载实际基坑开挖和支护过程中各部位土体经历的应力路径比较复杂,如图1所示,受开挖和支护结构作用的影响,不仅有简单的单方向的轴向加载或卸载、侧向加载或卸载,还应该包括轴向加载、侧向卸载,轴向卸载、侧向加载,先卸载后、加载等各种有可能出现的情况。为了便于研究,对于基坑工程的应力路径的设计包括:(1)0K固结与室内正常固结的比较;(2)3次加卸载循环;(3)围压不变的情况下,加大轴压直至破坏(轴向初次加载),轴压卸载至0(轴向卸载),轴压先卸载再加载至破坏(轴向再次加载);(4)围压增大(侧向加载)的情况下,加大轴压直至破坏(轴向初次加载),轴压卸载至0(轴向卸载),轴压先卸载再加载至破坏(轴向再次加载);(5)围压减小(侧向卸载)的情况下,加大轴压直至破坏(轴向初次加载),轴压卸载至0(轴向卸载),轴压先卸载再加载至破坏(轴向再次加载)。3需求分析及试验方案福州市为滨海城市,海相沉积的淤泥和淤泥质黏土几乎富存于整个城区地层中。福州市区基坑工程常受到这两种软土的影响,本文试验采用了福州升辉国际基坑工程场地钻探得到的淤泥和淤泥质黏土土样,两种土样土性描述如下:(1)淤泥层埋藏距地表深度为2.90~4.90m,深灰色,饱和、流塑状态,含有机质、腐植质,并夹含叶片厚的砂层。光泽反应光滑,强度低,韧性低,层厚为14.40~17.0m。本层分布于整个场地,厚度大,但强度低。(2)淤泥质黏土层埋藏距地表深度为21.0~31.30m,深灰色,饱和、流塑状态,含有机质、腐植质,并夹含叶片厚的砂层。光泽反应光滑,强度低,韧性低,层厚为6.90~16.0m。本层分布整个场地、厚度大、但强度较低。为力求试验数据的准确,一般取一定轴压(对应地层中的竖向应力,下同)下相应深度的土样来进行试验,并对同一层、同一深度的土体分别进行室内正常固结和0K固结两者的对比试验。本次试验采用的仪器是福建农林大学的SLB-1型应力-应变控制式三轴剪切渗透试验仪,如图2所示。该仪器的设计依据为GB/T50123-1999《土工试验规程》和SL237-1999《土工试验规程》。试验步骤如下:首先确定土样原始状态所承受的轴向和侧向的压力,即0K固结的轴压和围压。根据上述淤泥及淤泥质黏土的埋深及层厚,本文试验中淤泥试样的轴压选取了100、200、300kPa,淤泥质黏土试样的轴压选取了400、500、600kPa。再根据常规三轴试验确定的有效内摩擦角ϕ′,依据公式0K=1-sinϕ′算出静止土压力系数0K,继而求出相对应的围压。按照确定好的围压和轴压对试样进行0K固结,再按照上述的应力路径设计方案在不排水和排水条件下进行了大量的应力路径试验,现将典型试验结果叙述如下。4试验结果及分析4.1cu试验和cu试验固结适用条件单图3所示为在固结不排水剪切试验(CU试验)条件下,围压32σ=σ=140kPa、偏应力13σ-σ=60kPa的0K固结与123σ=σ=σ=140kPa室内正常固结的两个淤泥试样的应力-应变曲线。可见两曲线形状相似,相同应力水平下0K固结试样的应变小于对应正常固结土的应变,且其剪切破坏应力远比同围压下的正常固结土的剪切破坏应力大,即0K固结土的强度比相同围压下正常固结土的强度高。图4所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=140kPa、偏应力σ1-σ3=60kPa的K0固结淤泥试样,经过3次加卸载循环的应力-应变曲线。可见,每一次的加卸载循环均形成一个不大的回滞环,且各次加载或卸载的趋势和斜率基本相同。与图3比较得到,经过3次加卸载循环,剪切破坏应力低于相同K0固结条件单调加载试样的剪切破坏应力,说明经过多次加卸载循环,淤泥土的强度有所减小。图5所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=40kPa、偏应力σ1-σ3=60kPa的K0固结淤泥试样,在σ3维持不变时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,单调加载和再加载的曲线形状相似。单调加载的剪切破坏应力明显大于再加载的剪切破坏应力,说明单调加载的强度明显大于再加载的强度。卸载和再加载曲线也形成了一个回滞环。与图4比较得到,σ3不变时,1次卸加载的强度小于3次加卸载的强度,原因在于:图4中的3次卸载均卸载至初始应力水平(K0固结时的应力水平)再加载,而图5中是卸载至0再加载。这就导致了虽然经过3次加卸载,但剪切破坏应力仍大于1次卸加载的情况。图6所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=140kPa、偏应力σ1-σ3=60kPa的K0固结淤泥试样,在σ3增大时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,单调加载强度比卸载再加载高,且前者应力-应变关系反映出土的硬化曲线特征,而后者后期呈弱软化特征。由于剪切试验过程中围压σ3也按一定比例增大,相应加卸载条件下的强度比σ3维持不变的情况高,符合理论规律。图7所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=140kPa、偏应力σ1-σ3=60kPa的K0固结淤泥试样,在σ3减小时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,除后者卸载再加载形成一回滞环外,二者曲线十分接近。由于剪切试验过程中轴压σ1增大、围压σ3减小,剪切破坏强度较σ3维持不变的情况更低些,这也符合理论认识。图8所示为在CU试验条件下,轴压σ1分别为100、200、300kPa,相对应的围压σ3=σ2分别为70、140、210kPa的K0固结淤泥试样的应力-应变曲线。可见,淤泥土的剪切破坏应力随固结时的轴压和围压增大而增大,固结时轴压、围压越大,剪切破坏应力越大,淤泥土的强度就越高。4.2单调加载与再加载循环试验的应力-应变变化规律图9所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=325kPa、偏应力σ1-σ3=175kPa的K0固结与σ1=σ2=σ3=325kPa室内正常固结的两个淤泥质黏土试样的应力-应变曲线。可见,两曲线反映的规律与图3中淤泥的基本相同。但由于淤泥质黏土埋藏较深,相应K0固结所取围压和轴压较大,加之其强度一般比淤泥高,故其剪切破坏时应力水平较之淤泥明显提高。图10所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=325kPa、偏应力σ1-σ3=175kPa的K0固结淤泥质黏土试样经过3次加卸载循环的应力-应变曲线。可见,规律与图4基本相同。经过3次加卸载循环,剪切破坏应力低于相同K0固结条件单调加载试样的剪切破坏应力,说明经过多次加卸载循环,淤泥质黏土的强度也有所减小。与一次卸加载的强度相比,仍略高些,这是符合规律的。图11所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=325kPa、偏应力σ1-σ3=175kPa的K0固结淤泥质黏土试样,在σ3维持不变时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,单调加载和再加载的曲线有一交点,即在偏应力水平σ1-σ3=448.12kPa以下时,经1次卸载再加载试样比单调加载试样显得更刚硬,此应力水平以上,前者较后者又显得更软弱,以致于最终前者强度比后者稍低。图12所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=325kPa、偏应力σ1-σ3=175kPa的K0固结淤泥质黏土试样,在σ3增大时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,两曲线在接近破坏应力时也有一交点,此应力水平以前,经一次卸载再加载试样比单调加载试样显得更刚硬,此应力水平以后,前者比后者略偏软弱,最终前者强度比后者略低。同样,由于剪切试验过程中围压σ3的增大,使得相应加卸载条件下的强度高于σ3维持不变的情况。图13所示为在CU试验条件下,围压σ3=σ2=325kPa、偏应力σ1-σ3=175kPa的K0固结淤泥质黏土试样,在σ3减小时单调加载和1次卸载再加载循环的应力-应变曲线。可见,与淤泥在σ3减小情况下类似,两曲线十分接近,只在高应力水平时,1次卸载再加载试样的曲线逐渐偏于单调加载曲线的下方,使其最终强度略低于后者。由于剪切试验过程中轴压σ1增大、围压σ3减小,剪切破坏强度低于σ3维持不变的情况。图14所示为在CU试验条件下,轴压σ1分别为400、500、600kPa,相对应的围压σ3=σ2分别为260、325、390kPa的K0固结淤泥质黏土试样的应力-应变曲线。可见,3条曲线的形状和趋势近似,固结压力越大,淤泥质黏土的强度也就越高,是呈非线性增大的。与图8淤泥土情况相比,强度明显高于淤泥土,但呈现出相同规律,在同一应力水平下,相应的应变越小,剪切破坏应力越大。这是符合基本认识的。4.3k0固结泥石流试样的应力-应变变化规律图15所示在CD试验条件下,轴压σ1分别为100、200、300kPa,相对应的围压σ3=σ2分别为70、140、210kPa时,K0固结淤泥试样,在σ3不变时单调加载和单调卸载的应力-应变曲线。可见,3条曲线的趋势和形状都很相似,且固结时,轴压和围压越大,剪切应力也就越大,轴压为300kPa时的K0固结淤泥试样的剪切破坏强度是最大的。与同等条件下的CU试验相比,CD试验的强度明显提高。图16所示在CD试验条件下,轴压σ1分别为400、500、600kPa,相对应的围压σ3=σ2分别为260、325、390kPa时,K0固结淤泥质黏土试样,在σ3不变时单调加载和单调卸载的应力-应变曲线。从图中可以看出,与CU试验结果相比,淤泥质黏土的强度明显增大,两者的差值接近1倍。不同固结压力下的CD试验的曲线呈现出相同的规律,这是符合理论认识的。5对k0固结结构固结的土体试验和cu、cd人们熟知,室内正常固结土样的普通三轴剪切试验的应力-应变曲线一般可用著名的康纳双曲线表示,由本文上述试验曲线可见,不仅是正常固结的淤泥和淤泥质黏土的应力-应变关系曲线符合康纳双曲线的特征,K0固结试样也符合康纳双曲线的特征。而众所周知,岩土工程中著名的土的非线性弹性邓肯-张模型正是根据普通三轴仪上对室内正常固结试样进行三轴剪切试验所得康纳双曲线提出来的,先后形成了E-μ和E-B模型,在考虑加卸载条件下该模型共有9个参数,关于这些参数的确定方法国内外众多文献[12-15]均有述及,根据类似方法,本文特求出了淤泥、淤泥质黏土的K0固结和正常固结试样CU及CD试验E-B模型或修正的E-μ模型参数,分别见表1、2。针对邓肯-张模型没有计及中主应力的影响这一缺点,采用如下公式修正:对由常规三轴试验确定的土的内摩擦角ϕ进行修正,即由上式求得的平面应变条件下的内摩擦角ϕp,以之取代邓肯-张模型中的ϕ,就相当于考虑了σ2对强度与变形的影响,其值已分别列于表1和表2。从表中可以看出,K0固结和正常固结的部分参数差异较大,CU试验参数和CD试验参数的差异也较大,这是由于两类不同试样固结方式和试验方法的不同而造成的,从而也决定了强度和本构模型上的差异。为更好地反映土体在自重应力作用下的沉积固结情况,宜采用K0固结试样来确定邓肯-张模型参数。笔者认为,可采用式(2)~(4)对表1、2中由K0固结试验确定的全部参数正确性进行验证。式中:ap为大气压,一般取101.3kPa;fR为破坏比;K为模量系数;n为幂次。式中:(σ1-σ3)ult为双曲线的渐近线;(σ1-σ3)f为土的抗剪强度,且有:故将由式(2)计算的应变ε1与相应试验数据进行对比可验证K、n、fR、c、ϕ共5个参数确定的正确性。图17~20为在CU、CD试验条件下,轴压200kPa的K0固结淤泥和轴压500kPa的K0固结淤泥质黏土试样所得ε1的计算值和试验值的比较,可见二者吻合很好,说明上述5个参数的确定是准确的。由上式计算的体变εv与相应试验数据进行对比可验证切线体积模量系数Kb、幂次m的正确性。图21、22为在CD试验条件下,轴压200kPa的K0固结淤泥和轴压500kPa的K0固结淤泥质黏土试样所得εv的计算值与试验值的比较,可见对于淤泥而言,二者吻合很好,而淤泥质黏土相对差些,但由于应变量级本身不大,因而是可接受的,从而说明上述2个参数的确定还是较为可靠的。由此式计算卸载或再加载时轴向应变增量Δεur与试验值对比,可验证卸载或再加载模量参数Kur的正确性。图23~26为在CU、CD试验条件下,轴压200kPa的K0固结淤泥和轴压500kPa的K0固结淤泥质黏土试样卸载时所得Δεur的计算值与试验值的比较,可见二者直观上有较大差异,这可能与卸载时SLB-1型仪器稳压的灵敏度有关,然而由于图中应变量级本身变化不大,若绘制于图4和图10所示坐标系中