李寶平， 郭興峰， 張 玉， 王 智， 劉 鵬

(西安工業(yè)大學(xué) 建筑工程學(xué)院， 陜西 西安 710021)

在進(jìn)行基坑開挖時(shí)，基坑周圍的土體將產(chǎn)生位移，其位移量是判別基坑是否安全穩(wěn)定的重要依據(jù)，而如何設(shè)計(jì)出安全、穩(wěn)定的基坑是巖土工程研究領(lǐng)域的一個(gè)重要部分。近年來，隨著深大基坑的日益增多，關(guān)于基坑工程的理論研究取得了較大進(jìn)展，但從加載方面對(duì)基坑變形特性進(jìn)行的研究偏多，而從卸荷方面進(jìn)行的研究偏少[1～3]。一直以來工程界多偏向于利用常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)得到的土力學(xué)參數(shù)[4，5]，結(jié)合有限元分析建立加載模型對(duì)基坑的變形特性進(jìn)行分析，而基坑開挖實(shí)質(zhì)上是基坑側(cè)向土體逐步卸載的過程，這說明關(guān)于基坑工程的理論研究與實(shí)際工況并不相符。這種差異促使現(xiàn)階段的研究應(yīng)當(dāng)結(jié)合實(shí)際工程，探索出一種與施工工況相符合的土力學(xué)參數(shù)和計(jì)算模型。

所以，通過對(duì)基坑開挖時(shí)側(cè)向土體單元的應(yīng)力路徑進(jìn)行分析，運(yùn)用應(yīng)力路徑試驗(yàn)[6]來模擬基坑側(cè)向土體的荷載作用情況，以研究基坑的變形特性，是符合工程實(shí)踐要求的。

1 基坑開挖土體單元的應(yīng)力路徑分析

圖1 基坑工程開挖周圍土體分區(qū)

圖2 p-q應(yīng)力空間示意

本試驗(yàn)通過側(cè)向卸荷試驗(yàn)(即：軸向應(yīng)力不變，側(cè)向應(yīng)力逐步減小)來模擬基坑開挖卸荷時(shí)Ⅰ區(qū)土體單元的應(yīng)力路徑，對(duì)所制備的試樣在固結(jié)排水條件下進(jìn)行剪切破壞試驗(yàn)。

2 試驗(yàn)儀器改造及方案確立

試驗(yàn)主要借助于TSZ-應(yīng)變控制式三軸儀，無法滿足側(cè)向卸荷試驗(yàn)要求，參照河海大學(xué)應(yīng)力控制式三軸儀[7]的作用原理，以及北京交通大學(xué)劉麗[8]對(duì)SLB-1應(yīng)力應(yīng)變剪切滲透三軸試驗(yàn)儀的改造方式，將TSZ-應(yīng)變控制式三軸儀改造為應(yīng)力控制式三軸儀。儀器改造主要圍繞位移測量系統(tǒng)和軸向加荷系統(tǒng)進(jìn)行：即保持原位移計(jì)不變，將測量位移的固定夾固定在活塞桿上，剪切前對(duì)軸向位移計(jì)進(jìn)行預(yù)壓，然后以位移計(jì)示數(shù)減少量來測定軸向應(yīng)變；并在活塞桿頂端添加一個(gè)砝碼加荷系統(tǒng)，以進(jìn)行軸向加載。側(cè)向卸荷試驗(yàn)過程中，在逐步卸載圍壓的同時(shí)，需要對(duì)試樣進(jìn)行等量的軸向加載補(bǔ)償，以消除卸載圍壓對(duì)軸向應(yīng)力產(chǎn)生的影響。其中，三軸儀改造前后對(duì)照示意圖見圖3。

圖3 三軸儀改造前后對(duì)照

為了保證儀器改造的合理性和精確性，對(duì)改造后的儀器在豎向加載破壞條件下進(jìn)行了測試，由于改造后存在加載條件的限制，本試驗(yàn)僅于固結(jié)圍壓在25，50 kPa條件下進(jìn)行了測試，測試所用的試樣為含水率24%、直徑39.1 mm、高80 mm的標(biāo)準(zhǔn)試樣，對(duì)比結(jié)果見圖4，5。如圖所示：對(duì)三軸儀改造前后加載破壞測試時(shí)，在固結(jié)圍壓25 kPa條件下的應(yīng)力差分別為：121.02，119.14 kPa；在圍壓50 kPa條件下的應(yīng)力差分別為：169.37，171.39 kPa。其相對(duì)誤差均低于2%，滿足試驗(yàn)的精確性要求。

圖4 三軸儀改造前后加載破壞測試對(duì)比(1)

圖5 三軸儀改造前后加載破壞測試對(duì)比(2)

另外，在使用改造后的儀器進(jìn)行側(cè)向卸荷試驗(yàn)時(shí)需要注意：一旦開始剪切，活塞桿將會(huì)逐步下降，而與量力環(huán)不再連接(固結(jié)時(shí)仍然保持接觸狀態(tài))，但是由于初始圍壓的存在，活塞桿會(huì)受到較大的浮力，反向頂向量力環(huán)，而不能接觸試樣帽，使得試驗(yàn)無法正常進(jìn)行。因此剪切前應(yīng)當(dāng)對(duì)活塞桿進(jìn)行預(yù)壓，預(yù)壓至能夠接觸試樣帽。試驗(yàn)過程中，隨著圍壓的降低，活塞桿受到的浮力也越來越小，應(yīng)逐級(jí)對(duì)預(yù)壓值進(jìn)行折減，以保證試驗(yàn)的正常進(jìn)行。折減值以不同圍壓下測得的活塞桿傳給量力環(huán)的力為準(zhǔn)，即：常規(guī)三軸試驗(yàn)條件下，在壓力室裝入一標(biāo)準(zhǔn)試樣并充滿水后，調(diào)整壓力室至活塞桿接觸量力環(huán)，從0至300 kPa逐步施加圍壓，則隨著圍壓的增加，活塞桿所受到的浮力將使量力環(huán)受力產(chǎn)生數(shù)值，記錄兩者的對(duì)應(yīng)關(guān)系，卸載時(shí)則根據(jù)圍壓的變化情況對(duì)預(yù)壓值進(jìn)行折減。經(jīng)過測量，繪制出量力環(huán)受到的力與圍壓的關(guān)系曲線圖見圖6。其中，F(xiàn)g為量力環(huán)所受到的力；σ3為所施加的圍壓。由圖6知圍壓在40 kPa以內(nèi)量力環(huán)基本不受力，初步分析認(rèn)為主要與活塞桿的自重有關(guān)。

圖6 Fg-σ3關(guān)系曲線

試驗(yàn)所取的原狀黃土位于西安市雁塔區(qū)月登閣村，取土深度約為5～6 m。試驗(yàn)所制備的試樣為直徑39.1 mm、高80 mm的圓柱形原狀土試塊。試樣的剪切破壞采用固結(jié)排水剪試驗(yàn)，分為常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)和側(cè)向卸荷試驗(yàn)兩個(gè)部分，每部分試驗(yàn)做三個(gè)含水率(17%，21%，24%)，每個(gè)含水率做三個(gè)圍壓(150，200，250 kPa)，共計(jì)18個(gè)試樣。試樣的制備、飽和以及試驗(yàn)的操作均嚴(yán)格按照GB/T 50123-1999《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》執(zhí)行，試樣的固結(jié)完成時(shí)間是以孔隙水壓力消散 95% 以上或者在0.5～1 h內(nèi)排水量變化不超過試樣總體積的1/1000為判定標(biāo)準(zhǔn)，試樣的破壞是以軸向應(yīng)變達(dá)到15%或圍壓降到0或出現(xiàn)明顯的剪切面為判定標(biāo)準(zhǔn)。經(jīng)測定試驗(yàn)用土的基本物理力學(xué)指標(biāo)如表1所示。

表1 原狀土的基本物理力學(xué)指標(biāo)

3 試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比研究

3.1 應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線

通過對(duì)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的整理，可以得到主應(yīng)力差與軸向應(yīng)變之間的關(guān)系曲線，在常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線見圖7～9。側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線見圖10～12。其中，σ1-σ3為大小主應(yīng)力差(kPa)；ε1為試樣軸向應(yīng)變量(%)。

由圖7～12可知，無論是常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)還是側(cè)向卸荷試驗(yàn)，在相同含水率條件下，隨著固結(jié)時(shí)圍壓的增大，試樣破壞時(shí)的剪應(yīng)力也逐步增大；而在相同固結(jié)圍壓條件下，隨著含水率的增大，試樣破壞時(shí)的剪應(yīng)力則逐步減小。但是常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)所得曲線彈性變形不明顯，彈塑性變形范圍較大，呈現(xiàn)漸進(jìn)性破壞；而由側(cè)向卸荷試驗(yàn)所得曲線可以看出試樣在卸荷初期呈現(xiàn)明顯的彈性變形，彈塑性變形范圍較小，后期呈現(xiàn)明顯的塑性變形，且破壞較為迅速。而土體的彈塑性變形階段能夠?qū)映霈F(xiàn)邊坡滑坡起到預(yù)警作用，這說明側(cè)向卸荷試驗(yàn)更能夠體現(xiàn)基坑工程中邊坡滑坡征兆不明顯，且破壞迅速的現(xiàn)象。另外，在側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下，當(dāng)圍壓卸載到一定程度，剪應(yīng)力達(dá)到破壞值時(shí)，試樣會(huì)呈現(xiàn)突然破壞。經(jīng)對(duì)比可知，試樣在側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下發(fā)生破壞的應(yīng)變量要遠(yuǎn)小于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下發(fā)生破壞的應(yīng)變量[9]。

圖7 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(壓縮，含水率17%)

圖8 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(壓縮，含水率21%)

圖9 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(壓縮，含水率24%)

圖10 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(卸荷，含水率17%)

圖11 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(卸荷，含水率21%)

圖12 (σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線(卸荷，含水率24%)

3.2 土力學(xué)參數(shù)分析

3.2.1抗剪強(qiáng)度參數(shù)

試樣的破壞條件一般以摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則表示，摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則的表達(dá)式為：

(1)

式中：σ1，σ3為大小主應(yīng)力(kPa)；c，φ分別為土的內(nèi)聚力(kPa)、內(nèi)摩擦角(°)。

依據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在摩爾-庫倫破壞準(zhǔn)則下進(jìn)行推導(dǎo)，得出不同試驗(yàn)條件下試樣的抗剪強(qiáng)度參數(shù)(即內(nèi)聚力c和內(nèi)摩擦角φ)見表2，3。

表2 常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下試樣的抗剪強(qiáng)度參數(shù)

表3 側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣的抗剪強(qiáng)度參數(shù)

由表2，3可知，在試樣的含水率為17%～24%時(shí)：無論常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)還是側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下，隨著含水率的增大，土體的內(nèi)聚力和內(nèi)摩擦角均隨之減小，但內(nèi)聚力衰減較為明顯，而內(nèi)摩擦角整體變化不大。這是因?yàn)樵瓲钔恋暮试礁?，土顆粒之間的結(jié)合力就越弱，使得土的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度變低，內(nèi)聚力減小。同時(shí)還可以明顯看出側(cè)向卸載試驗(yàn)所得到的c值要小于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)所得到的c值，側(cè)向卸載試驗(yàn)所得到的φ值要大于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)所得到的φ值。根據(jù)黏性土的內(nèi)力和結(jié)構(gòu)對(duì)抗剪強(qiáng)度的作用，學(xué)者Lambe[10]對(duì)影響土體抗剪強(qiáng)度的三個(gè)主要因素即內(nèi)聚力、摩擦和剪脹進(jìn)行了定性分析。認(rèn)為內(nèi)聚力在極小的應(yīng)變下就發(fā)揮到最大，繼而消失；而剪脹則隨著應(yīng)變的增加從零升至峰值，而后逐漸消失；當(dāng)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線趨于水平時(shí)，內(nèi)聚力和剪脹的影響削弱，摩擦在土體的抗剪強(qiáng)度中起主要作用。這說明土體的應(yīng)力-應(yīng)變狀態(tài)對(duì)抗剪強(qiáng)度指標(biāo)也會(huì)產(chǎn)生一定的影響，而相對(duì)于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)，側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下后期應(yīng)變量變化較快，應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線趨于水平，內(nèi)聚力對(duì)抗剪強(qiáng)度的影響削弱，而摩擦的影響則增強(qiáng)，從而使得c值偏小，φ值偏大。

3.2.2切線變形模量

由鄧肯-張模型知，試樣剪切破壞的(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線符合雙曲線關(guān)系式，即：

(2)

式中：a為初始模量Ei的倒數(shù)；b為極限偏應(yīng)力差(σ1-σ3)ult的倒數(shù)。

從公式(2)可知，如果(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線完全符合雙曲線關(guān)系式，則在繪制不同含水率下的ε1/(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線圖時(shí)，應(yīng)當(dāng)呈線性關(guān)系。而實(shí)際的(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線與雙曲線模型存在一定的偏差，使得ε1/(σ1-σ3)-ε1關(guān)系曲線圖偏離線性關(guān)系。為了減少這種因素所造成的影響，本試驗(yàn)采用擬合線性關(guān)系以獲取a，b的值(注：a為擬合直線的截距，因繪圖時(shí)ε1的單位為(%)，故其實(shí)際值應(yīng)當(dāng)取截距值除以100；b為擬合直線的斜率)。以含水率為21%的試樣為例，分別繪制了不同試驗(yàn)條件下的ε1/(σ1-σ3)-ε1擬合線性關(guān)系圖，見圖13，14。另外，大量的試驗(yàn)研究表明，lg(Ei/pa)-lg(σi/pa)的關(guān)系曲線也近似呈線性關(guān)系(以含水率為21%的試樣為例見圖15)，學(xué)者Janbu曾在1963年提出了初始模量Ei與初始固結(jié)壓力σi之間的關(guān)系式，即：

圖13 ε1/(σ1-σ3)-ε1擬合線性關(guān)系(壓縮，含水率21%)

圖14 ε1/(σ1-σ3)-ε1擬合線性關(guān)系(卸荷，含水率21%)

圖15 lg(Ei/pa)-lg(σi/pa)擬合線性關(guān)系(含水率21%)

(3)

式中：K，n為試驗(yàn)參數(shù)，由lg(Ei/pa)-lg(σi/pa)擬合線性關(guān)系確定，其中 lgK為截距，n為斜率；pa為大氣壓強(qiáng)值，取101.325 kPa；σi為初始固結(jié)壓力(kPa)。

另外，在進(jìn)行剪切破壞試驗(yàn)時(shí)，是以軸向應(yīng)變達(dá)到15%或圍壓降到0或出現(xiàn)明顯的剪切面為判定標(biāo)準(zhǔn)，獲得(σ1-σ3)f，而不會(huì)使ε1趨于無限。不過對(duì)于有峰值的情況，則令(σ1-σ3)f=(σ1-σ3)峰。

因此，可以定義破壞比Rf：

(4)

其中在常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下：

(5)

在側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下：

(6)

由式(2)～(5)，根據(jù)極限理論和廣義胡克定律可以推導(dǎo)出切線變形模量Et[11]，即:

(7)

則在常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下：

(8)

同理推出，在側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下：

(9)

經(jīng)推導(dǎo)，試樣發(fā)生破壞時(shí)，不同試驗(yàn)條件下試樣的切線變形模量及其他土力學(xué)參數(shù)見表4，5。

表4 常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下試樣的土力學(xué)參數(shù)

表5 側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣的土力學(xué)參數(shù)表

由表4，5可知，常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下的初始模量Ei遠(yuǎn)小于側(cè)向卸荷試驗(yàn)，這是由于側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下，試驗(yàn)前期呈現(xiàn)明顯的彈性變形，且每一級(jí)卸載所產(chǎn)生的應(yīng)變量較小，則推導(dǎo)出的試樣初始模量Ei較大；同時(shí)，側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣發(fā)生破壞時(shí)的破壞比Rfu均接近于1，這說明在側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下，試樣發(fā)生破壞時(shí)已達(dá)到承載力極限狀態(tài)，這也解釋了試樣一旦發(fā)生破壞，則應(yīng)變量變化較快，強(qiáng)度迅速下降的現(xiàn)象；另外，根據(jù)側(cè)向卸荷試驗(yàn)所獲取的土體切線變形模量Etu遠(yuǎn)小于常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)Etc，這是由于側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下，試樣的剪切破壞后期呈現(xiàn)明顯的塑性變形，每一級(jí)卸載所產(chǎn)生的應(yīng)變量較大，則推導(dǎo)出的試樣切線變形模量Etu較小。此外，Etu的個(gè)別數(shù)據(jù)呈現(xiàn)出較大的離散性，根據(jù)公式(7)，經(jīng)驗(yàn)算表明，試樣發(fā)生破壞時(shí)的大小主應(yīng)力差σ1-σ3的精確度對(duì)切線變形模量的推導(dǎo)有很大的影響，而由于試驗(yàn)中采用分級(jí)卸載，且需要對(duì)預(yù)壓值進(jìn)行折減，側(cè)向卸荷試驗(yàn)的精確度受到一定程度的影響，還有待進(jìn)一步研究。

3.3 典型破壞剪切帶特征

試樣的典型破壞類型見圖16，17。由圖16，17可知，在高含水率情況下，無論是常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)還是側(cè)向卸荷試驗(yàn)兩者均未見明顯的剪切帶，但是側(cè)向卸荷試驗(yàn)呈現(xiàn)較為明顯的鼓脹狀。這是由于高含水率條件下，試樣的含水率較為接近液限，試樣的變形能力較強(qiáng)。而在低含水率情況下，試樣的含水率較為接近塑限，試樣的變形能力較弱，在常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下能夠形成非常明顯和清晰的剪切帶；而側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下則表現(xiàn)為不規(guī)則的破壞剪切特征，且呈現(xiàn)出由一條剪切帶向多條發(fā)展的趨勢，其表現(xiàn)形式為試樣產(chǎn)生較大的變形，出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象，造成強(qiáng)度迅速衰減。這種完全不同的破壞特性，可以從黃土的物理性質(zhì)得出合理的解釋。原狀黃土是一種典型的具有大孔隙骨架結(jié)構(gòu)的欠壓密土，土顆粒和集合體團(tuán)粒組成了黃土的骨架；黏土礦物、碳酸鹽、水溶鹽和腐殖質(zhì)構(gòu)成了連接骨架顆粒間的膠結(jié)物[12]。從而使得原狀黃土在不同的試驗(yàn)條件下呈現(xiàn)出完全不同的破壞特性。

圖16 常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下試樣典型破壞

圖17 側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣典型破壞

4 不同參數(shù)對(duì)邊坡穩(wěn)定性計(jì)算的影響

抗剪強(qiáng)度參數(shù)的選取在土坡穩(wěn)定性的計(jì)算中有著重要的影響，關(guān)于黏性土坡的穩(wěn)定性分析方法主要有：整體圓弧滑動(dòng)法、瑞典條分法、畢肖普條分法、簡布條分法等，以含水率為24%的試樣為例，運(yùn)用瑞典條分法(其示意圖見圖18)對(duì)兩種參數(shù)下的穩(wěn)定性系數(shù)進(jìn)行比較。

圖18 瑞典條分法示意

其中瑞典條分法安全系數(shù)的計(jì)算公式可以簡化為：

(10)

式中：M為土坡安全系數(shù)；Gi為第i條土塊的自重；αi為第i條土塊底面與水平面之間的夾角；li為第i條土塊滑動(dòng)面的長度。

代入常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)條件下的抗剪強(qiáng)度參數(shù)c=54.80 kPa，φ=21.59°，知：

(11)

代入側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下的抗剪強(qiáng)度參數(shù)c=35.30 kPa，φ=32.37°，知：

(12)

則知：

(13)

由于公式(13)涉及的參數(shù)較多，分析起來較為復(fù)雜，故需要將問題進(jìn)行簡化，假設(shè)某基坑為垂直開挖，邊坡坡角為90°，則在對(duì)邊坡土體進(jìn)行足夠多的分條時(shí)，第i條土塊的自重近似為Gi=rhili，其中，r(kN/m2)為土體的重度，則公式(13)可以簡化為：

(14)

由公式(14)可知，必然存在某一開挖高度H0使得Mc-Mu=0。

則當(dāng)開挖高度H0，使用常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)的參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，安全系數(shù)較高，相對(duì)于側(cè)向卸荷試驗(yàn)的參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)具有較高的風(fēng)險(xiǎn)。

當(dāng)開挖高度H>H0時(shí)，Mc-Mu<0，使用常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)的參數(shù)進(jìn)行設(shè)計(jì)，安全系數(shù)較低，相對(duì)于側(cè)向卸荷試驗(yàn)的參數(shù)偏于保守。

5 結(jié) 論

(1)側(cè)向卸載試驗(yàn)條件下試樣在卸荷初期呈現(xiàn)明顯的彈性變形，彈塑性變形范圍較小，后期呈現(xiàn)明顯的塑性變形，且破壞較為迅速。

(2)側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣各項(xiàng)土力學(xué)參數(shù)與常規(guī)三軸壓縮試驗(yàn)有明顯的不同，主要表現(xiàn)為內(nèi)聚力c偏小、內(nèi)摩擦角φ偏大、初始模量Ei偏大等。

(3)側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣發(fā)生破壞時(shí)的破壞比均接近于1，說明試樣發(fā)生破壞時(shí)已達(dá)到承載力極限狀態(tài)。

(4)側(cè)向卸荷試驗(yàn)條件下試樣表現(xiàn)出不規(guī)則的破壞剪切特征，且呈現(xiàn)出由一條剪切帶向多條發(fā)展的趨勢，其表現(xiàn)形式為試樣產(chǎn)生較大的變形，出現(xiàn)應(yīng)變軟化現(xiàn)象，造成強(qiáng)度迅速衰減。

(5)在基坑工程的設(shè)計(jì)階段，應(yīng)對(duì)土體的應(yīng)力路徑和應(yīng)力狀態(tài)進(jìn)行分析，盡可能采用與實(shí)際工況相符合的試驗(yàn)參數(shù)，注重安全的同時(shí)兼顧經(jīng)濟(jì)，從而使基坑的開挖與支護(hù)方式更為合理。