郭文琦,王士民,刘川昆,李 策

(西南交通大学交通隧道工程教育部重点实验室,成都 610031)

淤泥质土因其含水量高、压缩性高、抗剪强度低等特点给隧道的施工和正常运营带来极大危害[1],在淤泥质土地层中,盾构施工通常采用辅助加固措施来降低施工风险和减缓运营期隧道的差异沉降。因此研究淤泥质土的动力学参数及其土体改良对淤泥质土地层中的沉降等问题具有重要意义。

国内外学者针对软土的动力学特性进行了一系列研究。褚峰等[2]通过动三轴试验研究了不同固结应力状态下的饱和淤泥质砂土的动力变形特性及动强度特性,并初步探明了淤泥与砂含量比例对淤泥质砂土动力特性的影响；蔡辉腾等[3]通过对福州地区淤泥、淤泥质土、粉质黏土等6类典型土的共振柱试验,探讨了不同围压以及土体性质对这6类土的动剪切模型和阻尼比的影响；赖夏蕾等[4]通过福州地区淤泥质土的动三轴试验，研究了固结围压和动应力幅值对淤泥质土动强度的影响,建立了围压、振次与土体动强度的经验关系；黄宣维等[5]通过不同配比重塑淤泥质砂土试样的动三轴试验,探究砂土颗粒粒径、颗粒级配和淤泥含量对淤泥质砂土抗液化性能的影响；雷华阳等[6]对天津滨海新区典型结构性软土进行了室内循环三轴试验,研究了在交通荷载长期作用下淤泥质粉质黏土的动应变发展情况。

当前,国内外研究主要集中在单一土体的动力学特性,而鲜少针对掺加加固材料的改良土体动力学特性展开研究。为此,依托佛山地铁2号线一期工程,通过模拟列车振动对淤泥质土原状土及改良土体试样进行动三轴试验,以期获得土体在振动作用下的动摩擦角、动黏聚力等参数,并探究掺加超细水泥对土体动剪切模量、阻尼比的影响,为淤泥质土的改良提供参考依据。

1 工程概况

佛山地铁2号线一期工程线路全长约32.4 km,其中盾构隧道区间内有20～35 m厚的淤泥质土软弱土层。根据沿线建(构)筑物保护分类原则的规定,需做主动加固处理,通过采用洞内注浆加固方式对淤泥质土地层进行加固，以改善开挖面土体性质,同时也能来控制地层位移,有利于盾构隧道开挖面稳定和隧道的正常运营。隧道在里程YDK40+940处的断面如图1所示。

图1 隧道YDK40+940处地质断面示意(单位：m)

2 动三轴试验

2.1 试验土样

在佛山地铁2号线一期工程区域内进行钻芯,采集开挖至一定深度处的淤泥质土,并在一部分淤泥质土中添加超细水泥进行土体改良。

超细水泥是一种高性能超微粒水泥基灌浆材料,它由高强型超细水泥膨胀剂、矿渣等多种助剂组成,具浆液流动性好,材料的比表面积可达800 m2/kg以上,平均粒径5 μm以下,具有较高的稳定性与可灌注性[7-9]。本文试验中所采用的超细水泥最大比表面积1 600 m2/kg以上,平均粒径小于2 μm,其强度等级为32.5级。

根据工程施工经验及类似土体改良研究[10-13],本实验中3组重塑改良土每立方米土样中分别加入超细水泥200,300 kg和400 kg。土样的编号如表1所示。

表1 土样编号及成分

2.2 试验方案

本试验采用西安力创计量仪器有限公司的微机控制电液伺服土动三轴试验机,如图2所示。

图2 土动三轴试验机

图3为将制备好的土样包裹橡皮膜后安装于土动三轴试验机。利用削土器,进行原状土样的制备,试验的土样尺寸为φ39.1 mm×80 mm。对于掺加超细水泥的重塑改良土,分3层击实制样。

图3 动三轴试验试样安装

针对淤泥质土原状土和掺加超细水泥的重塑改良土进行动强度试验和阻尼比试验,考虑100,200,300 kPa三种不同围压。

动强度试验需在土样制备完成后对试样施加不同围压进行2 h的排水固结,固结比为1.0。

试验中对试样施加不同围压,每种围压下施加3个不同动强度(动强度由试验状况确定,根据前面实验情况随时改进)。破坏指标以5%应变为准。

阻尼比试验在不同围压作用下进行,每个土样在相应幅值下振动20次。

3 试验结果分析

3.1 动应力与破坏振次关系

将试样在45°面上的剪应力τ=σd/2作为试样的剪切强度[14]。图4为不同土样在不同围压条件下的动应力与破坏振动次数关系。

图4 土样动应力与破坏振次关系

由图4可知,在相同围压和相同的破坏振次条件下,超细水泥掺量对土体的动应力影响较大,随着超细水泥掺量增加,土体抗剪强度不断增加。分析其原因,掺加的超细水泥填充了土体的颗粒间孔隙,使土体变得密实,且水泥会吸收淤泥质土中的水分而凝固,因此土体的抗剪强度增加。

对于同一土样,动应力σd随着围压σ3的增大而显著增大,分析其原因,围压增大使土体的颗粒间孔隙被压实,从而使试验土体的动应力增大,即土体的抗剪强度增大。

3.2 土体的动强度指标

根据动强度试验得到在不同围压等级、不同振次条件下土体的动强度σd,在τ-σ平面绘制每一振次下不同围压等级的摩尔圆,根据每一振次下的3个摩尔圆可得到该振次下的直线型包络线,求解该包络线的倾斜角和纵轴截距即可得到土体动强度指标动内摩擦角φd和动黏聚力cd[15-16]。各振次下的动强度指标如表2所示。

3.3 动剪切模量比与动应变关系

本文采用Hardin-Drnevich双曲线模型来描述土体试验的动剪切模量与剪应变的关系[17],在动荷载下土的动剪应力τ与剪应变γ关系满足

(1)

表2 各振次下的动强度指标

式中，A和B均为试验参数。

土的动剪切模量G可定义为

(2)

则式(1)可整理为

(3)

由式(3)可知,当γ→0时,可以得到系数A等于最大剪切模量的倒数,即A=1/Gmax,因此可得到对应不同应变模量与最大模量的比值和应变的关系

(4)

根据式(4)求出各土样在不同剪应变下的动剪切模量比,如图5所示。式(4)中A/B的取值统计如表3所示。

图5 各试样在不同剪应变下的动剪切模量比曲线

由图5可以看出,在同一围压下,随着剪应变的增加,各土样动剪切模量比G/Gmax呈非线性减小,在应变较小时动剪切模量减小的趋势缓慢,当剪应变增加到一定值时,动剪切模量减小的幅度增加。对比图5(a)～图5(d),随着掺加的细水泥量的增加,动剪切模量减小幅度增加时对应的剪应变越大。

表3 式(4)中A/B的取值汇总

淤泥质土原状土(MS-1)中动剪切模量减小幅度增加时对应的剪应变为10-5,MS-3中动剪切模量减小幅度增加时对应的剪应变为10-4,在图5(a)～图5(d)中可明显看出超细水泥掺加量对土体动剪切模量的影响。

结合表3分析,同一围压下,式(4)中A/B的值增大随着掺加超细水泥的量增加而增大,即式(4)的值增大,土样的动剪切模量增大。对于同一土体,式(4)中A/B的值随着围压的增加而增大,即土样的动剪切模量随围压的增加而增大。

各土样的动剪切模量G经过Gmax归一化后,不同围压下试验点的离散性很小,但仍能看出不同围压对动剪切模量G的影响,在同样的剪应变水平下,土样的动剪切模量G随围压的增大而增大。分析其原因,这是因为土样的孔隙比随围压增大而减小,土样的相对密度增大,土颗粒接触点增加,使得应力波在土中的传播更快,从而增大了土体的动剪切模量G。

3.4 阻尼比与动应变关系

参照已有试验的数据处理[18-20],通过对试验数据进行拟合,得到阻尼比与剪应变之间存在下述关系

(5)

作出各土样在不同剪应变下的阻尼比,如图6所示。从图6可以看出,当剪应变小于10-4时,阻尼比随着剪应变的增大而增大,当剪应变超过10-4后,阻尼比几乎不随剪应变的变化而变化。对比图6(a)～图6(d)中不同土体在同一围压下的阻尼比,可以看出,随着土样所掺加的超细水泥量的增加,土样的最大阻尼比减小。

以围压为100 kPa为例,淤泥质土原状土(MS-1)中最大阻尼比约为0.21,MS-2中最大阻尼比约为0.16,MS-3中最大阻尼比约为0.125,MS-4中最大阻尼比约为0.08,在图6(a)～图6(d)中可明显看出超细水泥掺加量对土体阻尼比的影响。

不同围压条件下的阻尼比随剪应变的变化均可分为两个阶段,当剪应变较小时,阻尼比λ随着围压σ3的增加而减小,但在剪应变较大的情况下,阻尼比λ随着围压σ3的增加而增大。分析其原因,土样的剪应变在加载前期较小,土样本身的累积变形也比较小,此时土样的阻尼比主要是来自其体积变形引起的能量耗散,围压越大,土样越密实,消耗能量就越小,则围压越大,阻尼比越小。随着加载的进行,土样的剪应变和土样累积变形较高,土样结构逐渐破坏,则围压越大,土样越发松散,需要消耗的能量越大,因此阻尼比越大。

图6 各试样在不同剪应变下的阻尼比曲线

式(5)中系数C和D的取值汇总如表4所示。

表4 式(5)中系数C和D的取值

4 结论

通过动三轴试验,对佛山地铁2号线一期工程的淤泥质土原状土及掺加超细水泥改良后土体的动力学特性进行了研究,主要得到以下结论。

(1)相同围压条件下：超细水泥掺量对土体的动应力影响较大,随着超细水泥掺量增加,土体抗剪强度不断增加；土体动剪切模量随着掺加超细水泥量的增加而增大；随着土样所掺加的超细水泥量的增加,土样的最大阻尼比减小。

(2)对于同一土样：土体的动应力随着围压的增大而显著增大；在同样的剪应变水平下,土样的动剪切模量G随围压的增大而增大。不同围压条件下对应的阻尼比，随剪应变的变化均可分为两个阶段,当剪应变较小时,阻尼比随着围压的增加而减小,但在剪应变较大的情况下,阻尼比随着围压的增加而增大。

(3)掺加超细水泥对淤泥质土具有较好的改良效果,掺加超细水泥400 kg后改良土体的动黏聚力为4.4～7.5 kPa,动内摩擦角为1.9°～5.16°。