Evaluation of strength characteristics of soils based on piezocone penetration tests and flat dilatometer tests in water areas
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摘要: 基于多元原位测试数据融合的研究方法在岩土工程勘察中已成为趋势，在提高预测参数精度和评价土体强度特性中具有明显优势。为解决水域工程勘察中取样困难、岩土参数空间变异性大、土体力学特性存在区域性和结构性的难题，以江苏省海太过江通道工程为研究对象，基于水域孔压静力触探试验CPTU、水域扁铲侧胀试验DMT和室内土工试验，研究了场区软黏土的不排水剪切强度、砂性土的内摩擦角以及不同土性指标土层的侧限模量。结果表明：CPTU和DMT均可提供丰富的土体物理力学参数，对土体的强度特征参数响应灵敏，联合2种试验的参数表征土体强度特性具有可行性；基于CPTU锥尖阻力、净锥尖阻力得到砂性土有效内摩擦角偏大，而基于DMT侧胀水平应力指数KD得到的有效内摩擦角略小；DMT侧限模量与CPTU锥尖阻力之间具有良好的相关关系，通过拟合关系式可将刚度与强度联系起来，该关系式还考虑了土性指标的影响，可作为一种新方法来预测土体侧限模量。Abstract: In geotechnical engineering investigation, the multivariate in-situ test data fusion method has become the research trend, and it has obvious advantages in improving the accuracy of parameters and the evaluation of strength characteristics of soils. In order to solve the problems of sampling difficulty, spatial variability of geotechnical parameters, and regional and structural mechanical properties of soils in geotechnical engineering investigation in water areas, the Haimen-Taicang Changjiang River crossing project in Jiangsu Province is taken as the research object. Based on the piezocone penetration tests (CPTU), flat dilatometer tests (DMT) and laboratory tests, the undrained shear strength of soft clay, internal friction angle of sandy soil and constrained modulus of layers with different material indices are studied. The results show that both the CPTU and the DMT can provide abundant soil parameters, which are sensitive to the strength characteristics of soils, and it is feasible to characterize the strength of soils using the parameters from the two experiments. The calculated results based on the CPTU tip resistance and the net tip resistance overestimate the effective internal friction angle of sandy soil, while that approximated by KD is slightly smaller. There is a good correlation between the DMT constrained modulus and the CPTU tip resistance. The stiffness and strength can be linked by fitting their relationship, which also considers the influences of the material indices, and this relationship can be used as a new method to estimate the constrained modulus.
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0. 引言
以往研究中，通常采用循环三轴试验来研究软黏土变形特性[1, 2]。然而，两列相邻列车运行时存在一个间歇阶段，意味着轨道下卧土体经历间歇循环荷载作用[3-5]。例如，Yıldırım等[6]分析了间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变的发展规律。此外，Li等[7]将间歇循环荷载作用下细粒土的变形模式分成了三种类型，并提出了一个考虑间歇循环荷载影响的累积轴向应变计算模型。Chen等[8]发现土体回弹模量随间歇停振阶段时长的增加而增大。值得注意的是，在这些研究当中，土体在间歇停振阶段处于不排水状态。然而，对于低渗透性的土体而言，其孔隙水在循环加载阶段和间歇停振阶段均可以部分排出，而且土体力学性质与循环荷载加载期间和加载后存余的超孔隙水压力密切相关[9]。因此，研究不同排水条件间歇循环荷载作用下的土体变形特性很有必要。
另一方面，交通荷载作用时土单元上的应力场存在着循环变化的轴向和水平应力[10]。一部分学者通过开展变围压循环三轴试验研究了土体力学性质[11-12]。例如，Wichtmann等[10]分析了有、无循环围压条件下循环载荷作用时土体应变发展的差异。而累积轴向应变随循环围压的变化规律还受到排水条件的影响：不排水条件下，累积轴向应变随循环围压增加而减少[13]，而在部分排水条件下则增加[14]。
以往的研究中已经分析了间歇循环荷载对土体变形特性的影响。然而，未考虑循环偏应力和循环围压耦合作用对软黏土变形的影响，同时，也未考虑试验过程中排水条件的影响。本文主要由三部分组成：首先，针对软黏土开展间歇加载循环三轴试验；然后，分析循环围压和排水条件对软黏土变形特性的影响；最后，结合试验结果提出一个考虑循环围压和排水条件影响的计算间歇循环荷载作用下产生的累积轴向应变计算模型。
1. 试验土样及方案
1.1 试验土样
采用薄壁取土器在珠海地区进行取样，取样深度为12.0~14.0 m。按照《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》，对试验土样进行了基本物性试验，其基本物理力学参数为：天然密度1.76 g/cm3，天然含水率和界限含水率分别为48.6%，51.9%（液限）和19.8%（塑限），渗透系数为2.26×10-7cm/s。
1.2 试验方案
采用GDS变围压动三轴试验系统开展试验。整个试验过程分为三个阶段：①饱和阶段；②固结阶段；③循环加载阶段。首先，按照《土工试验规程（GB/T 50123—2019）》制备一批直径38 mm，高76 mm的圆柱原状试样，并采用真空饱和、反压饱和的联合饱和方式对所有试样进行饱和。当试样B值至少达到0.95时，试样饱和完成。然后，对所有试样进行等向固结，当试样排水量小于100 mm3/h时，试样固结阶段完成。随后，对固结完成后的试样施加间歇循环荷载。
图 1为间歇循环加载过程示意图。从图 1可以看出，整个多阶段间歇循环加载过程由四个阶段组成，每个阶段由循环加载阶段和间歇停振阶段组成：在循环加载阶段，对固结完成后的试样同时施加循环偏应力和循环围压，二者波形均为半正弦波且其相位差为0。采用应力路径斜率η和循环应力比CSR分别表征循环围压幅值和循环偏应力幅值，其表达式见文献[13]所述。结合已有研究成果，拟定循环应力比CSR为0.20，应力路径斜率η分别为0.33，1.00，2.00。在此条件下，每个循环加载阶段振动次数为1000次。
另一方面，对于低渗透性土体而言，很难准确测量循环荷载作用下试样孔压，同时由于该试验系统中孔压的测量位置位于试样底部，若采用较大的加载频率进行试验，可能会导致试样内孔隙水压分布不均匀，测试不够准确。因此，结合文献[11]的研究成果，本试验中采用的加载频率为0.1 Hz。每个循环加载阶段以后，伴随着一个间歇停振阶段，结合文献[7]的研究成果，间歇停振阶段停振时长为3600 s。
以往研究中，由于软黏土渗透系数较低，在循环加载阶段和间歇停振阶段均认为处于不排水状态；而试样在循环加载和间歇停振阶段，不是完全处于不排水状态，而是处于不排水和完全排水状态之间，即部分排水状态。因此，为研究不同排水条件间歇循环荷载作用下软黏土的变形特性，将上述试验分为两种类型：第Ⅰ类试验，试样在循环加载和间歇停振阶段均处于不排水状态，此时排水阀门始终关闭；第Ⅱ类试验，试样在循环加载和间歇停振阶段均处于部分排水状态，结合已有研究成果，打开排水阀门以模拟该状态。
2. 试验结果与分析
2.1 循环围压对累积轴向应变的影响
图 2为部分排水条件下各个加载阶段所产生的累积应变增量随应力路径斜率的变化曲线。从图 2可以看出，各加载阶段累积轴向应变增量均随加载阶段的增加逐渐减小，但不同循环围压对应的试样累积应变增量随加载阶段的衰减程度不一。例如，从第1加载阶段至第4加载阶段时，恒定围压条件下（η=0.33）的试样累积轴向应变增量从4.207%下降到0.044%，而变围压试验条件下（η=2.00）的试样应变增量则从6.979%下降到0.054%。上述试验现象表明，部分排水条件下，变围压试验条件下（η=1.00，2.00）试样累积应变增量的衰减程度更为显著。另一方面，从图 2还可以看出，循环围压对应变增量的影响主要体现在第1加载阶段，后续加载阶段中，有、无循环围压条件下累积轴向应变增量基本相等。以第Ⅱ类试验为例，当η=0.33，1.00和2.00时，第1加载阶段产生的累积轴向应变增量分别为4.207%、5.190%和6.979%，而第4加载阶段产生的对应应变增量则为0.044%、0.089%和0.054%。
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图 2 不同排水条件累积轴向应变增量随加载阶段的变化曲线Figure 2. Variations of strain increment versus loading stage under partially drained conditions2.2 排水条件对累积轴向应变的影响
应变增量随加载阶段的变化曲线还受到排水条件的影响：在部分排水条件下（第Ⅱ类试验）应变增量随循环围压增加而增大，而在不排水条件下则下降（即第Ⅰ类试验）。发生上述试验现象的原因可能是：每个加载阶段的应变增量包括两部分，循环加载阶段循环荷载作用产生的变形和间歇停振阶段试样发生的变形。对于第Ⅰ类试验而言，循环加载阶段试样在循环荷载作用下发生形变，而在间歇停振阶段则会发生回弹变形；对于第Ⅱ类试验而言，循环加载阶段试样变形由循环荷载作用下发生的形变和因孔隙水的排出所发生的体变组成，而在间歇停振阶段则会因为孔隙水的继续排出发生附加体变。因此，相同循环围压条件下，部分排水条件下的间歇循环荷载作用所产生的试样累积应变增量要明显大于不排水条件下的对应应变增量。
图 3为两种试验条件下每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的应变增量。如图 3所示，不同排水条件下，每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的累积应变增量均逐渐减小，但应变增量的衰减程度不同。以不同加载阶段循环荷载作用完成后两种试验条件下试样变形结果为例进行分析，第1循环加载阶段完成后应变增量分别为0.668%（不排水条件）和7.035%（部分排水条件），而最后一个循环加载阶段对应的应变增量为0.119%（不排水条件）和0.104%（部分排水条件）。部分排水条件下，循环加载阶段完成后试样应变增量的衰减幅度达到了98.52%，而不排水条件下对应应变增量衰减量则为82.18%。
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图 3 每个循环加载阶段和每个加载阶段完成后的应变增量Figure 3. Strain increments obtained after each cyclic loading and intermittent periods under different drained conditions2.3 间歇循环加载累积轴向应变计算模型
一定数量加载阶段所产生的总累积轴向应变εpn, η，可由每个加载阶段所产生的累积轴向应变增量（Δεpi, η）累加计算获得，即
εpn, η=n∑i=1Δεpi, η。 (1) 结合图 2，每个加载阶段所产生的累积轴向应变增量随加载阶段的增加呈幂函数变化趋势，即
Δεpi, η=Δεp1, η⋅ia， (2) 式中：a为拟合参数，Δεpi, η，Δεp1, η分别为第i阶段和第1加载阶段对应的累积轴向应变增量。采用回归分析，不排水状态下，当应力路径斜率η=0.33，1.00和2.00时，拟合参数a取值分别为-2.529，-2.455和-1.816；部分排水状态下，对应的拟合参数a取值分别为-4.647，-4.730和-5.085。不同排水条件下参数a随η的变化规律不一致：在不排水状态，参数a随η的增大而线性增大，而在部分排水状态时则随之线性减小。参数a随η的变化规律可由下式描述：
a=αη+β， (3) 式中，α，β为两个拟合参数。不排水状态下，两个拟合参数α，β的取值分别为0.443和-2.759；部分排水状态下α，β取值则分别为-0.270和-4.521。
另一方面，图 4描述了不同排水状态下，第1加载阶段有、无循环围压条件下累积轴向应变增量比Δεp1, η/Δεp1, ηΔεp1, η=1/3Δεp1, η=1/3随应力路径斜率η的变化曲线。其中Δεp1, η、Δεp1, η=1/3分别代表变围压和恒围压条件下对应的累积轴向应变增量。从图 4可以看出，不排水状态下，应变增量比随应力路径斜率增大呈减小趋势，而在部分排水状态下，则呈线性增长趋势。二者均可用线性函数描述，但拟合参数有所不同，即
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图 4 不同排水条件下Δεp1, η/Δεp1, η=1/3与η关系曲线Figure 4. Relationship between Δεp1, η/Δεp1, η=1/3 and η under different drained conditionsΔεp1, η/Δεp1, ηΔεp1, η=1/3Δεp1, η=1/3=b(η−1/3)+1， (4) 式中，b为拟合参数。通过回归分析，不排水和部分排水状态下的拟合参数取值分别为-0.301和0.388。
然后，将式（3），（4）代入式（2），即可得到不同排水条件下每个加载阶段软黏土累积轴向应变增量计算表达式，即
Δεpi, η=[b(η−1/133)+1]⋅iαη+β⋅Δεp1, η=1/3。 (5) 最后，将式（5）带入式（1）即可得到不同排水条件下间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变计算表达式，即
εpn,η=n∑i=1Δεpi,η=n∑i=1[b(η−1/3)+1]⋅iαη+β⋅Δεp1,η=1/3。 (6) 表 1为不同排水条件间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变计算值和试验值对比结果。从表 1中可以看出，计算值与试验值较为接近，表明式（6）可以较好地预测间歇循环荷载作用下软黏土累积轴向应变。
表 1 不同排水条件试样累积轴向应变试验值和预测值Table 1. Comparison between measured results and predicted accumulated axial strains of specimens under intermittent cyclic loading编号 η 排水条件 累积轴向应变 循环加载阶段 间歇停振阶段 实测值/% 计算值/% U1 0.33 不排水 1.760 1.715 U2 1.00 1.592 1.551 U3 2.00 0.954 0.936 P1 0.33 部分排水 4.478 4.408 P2 1.00 5.583 5.422 P3 2.00 7.313 7.217 3. 结论
本文通过两种类型的间歇加载循环三轴试验，分析了循环围压和排水条件对间歇循环荷载作用下软黏土变形特性的影响，主要结论如下：
（1）累积轴向应变的变化受循环围压的影响显著。累积应变增量随加载阶段的增加逐渐减小，但不同循环围压下应变增量的衰减程度不同。同时，不同循环围压下应变增量的差异性在第一个加载阶段中较为明显，而在后续加载阶段中则可以忽略。
（2）累积轴向应变的变化还受到排水条件的影响。在部分排水条件下，应变增量随循环围压增加而增大，而在不排水条件下则反之。同时，与不排水条件下的应变增量衰减幅度相比，部分排水条件下的应变增量的衰减程度更为显著。
（3）提出了一个考虑循环围压和排水条件影响的预测间歇循环荷载作用下软黏土累积应变的表达式。其中，不同排水条件下拟合参数的变化趋势不一致。
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图 1 海太过江隧道地质剖面图
Figure 1. Geological profile of Haimen-Taicang Changhiang River crossing project
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图 5 软黏土不排水抗剪强度实测值与预测值比较
Figure 5. Comparison between measured and predicted values of Su of soft clay
表 1 基于扁铲侧胀试验的土体不排水抗剪强度计算方法
Table 1 Methods for calculating undrained shear strength of soils based on flat dilatometer tests
序号 提出时间 公式提出者 测试地区 适用土体 计算方法 使用条件 1 1980年 Marchetti 意大利 黏性土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 ID＜1.2 2 1987年 Mayne 美国旧金山 软黏土 Su=(p0-u0)/NC NC=3~9 3 1988年 Lacasse & Lunne — 软黏土 Su=a⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 a=0.17~0.21 4 1995年 Kamei & Iwasaki 日本东京 正常固结的海相黏土 Su=0.35⋅σ′v0⋅(0.47KD)1.14 ID＜1.2 5 1999年 陈国民 中国上海 黏土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25+60(ID-0.35) ID＜0.35 6 2002年 孙莉 中国上海 饱和软黏土 Su=0.052×ED+17.11 — 7 2002年 FHWA-IF-02-034 美国 黏性土 Su=(p0-u0)/10 — 8 2004年 李雄威等 中国南京 粉砂土 Su=0.22⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25+15(ID-1.8) ID＞1.8 9 2004年 唐世栋等 中国上海 软黏土 Su=(-0.06ID2+0.42ID+0.19)⋅σ′v0⋅(0.47KD)1.14 ID＜1.2 10 2011年 卢力强等 中国天津 海相饱和软土 Su=0.17⋅σ′v0⋅(0.5KD)1.25 ID≤0.35 11 2011年 吕俊青等 中国昆明 湖相软黏土 Su=−σ′v0⋅KD-0.5+0.8(ID+21)
Su=−σ′v0⋅KD-0.5+0.3(ED+56)— 12 2014年 涂启柱 中国温州 软黏土 Su=(16.7p0+9p2-7.7u0)×10-2+5.205 — 13 2016年 赵东 中国宁波 饱和软黏土 Su=0.324(p1-p0)+10.398 — 
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表 2 基于CPTU和DMT的砂性土有效内摩擦角预测结果
Table 2 Predicted results of φ′ based on CPTU and DMT
计算方法 试验方法 实际拟合结果 φ′i/φ′1（i=2, 3, 4） R2 平均值 标准差 孔压规程 CPTU 1.6458 0.9945 1.6606 0.13 水运规程 CPTU 1.1965 0.9907 1.2052 0.12 式（4） DMT 0.9313 0.9893 0.9394 0.10
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