馬秋柱,黃雙飛,賀迎喜
(1.中交第四航務(wù)工程勘察設(shè)計院有限公司,廣東 廣州 510230;2.中交廣州航道局有限公司,廣東 廣州 510290;3.中交四航局第二工程有限公司,廣東 廣州 510230)
在填海工程中往往遇到深厚的淤泥層,軟弱的淤泥類土的不排水抗剪強度Su是重要的巖土設(shè)計參數(shù),在圍堰穩(wěn)定性評標、地基處理、承載力評估等方面應(yīng)用廣泛。如何準確獲取淤泥類軟土的原位不排水抗剪強度是關(guān)系巖土設(shè)計計算是否準確的關(guān)鍵因素。眾多的巖土工作者對于軟黏土原位不排水抗剪強度都進行了較為深入的研究,通??梢圆捎檬覂?nèi)三軸不固結(jié)不排水(UU)試驗和原位十字板試驗來獲取。
孔壓靜力觸探(CPTU)因其原位性、連續(xù)性、非擾動性和便捷性,近年來在軟黏土測試中得到了廣泛應(yīng)用。李學(xué)鵬等[1]研究認為基于寧波地區(qū)黏性土的CPTU 測試技術(shù)與室內(nèi)試驗得到的不排水抗剪強度具有很好的相關(guān)性,采用CPTU 測試技術(shù)評價不排水抗剪強度Su值是可行的。董淑海等[2]對比分析了澳門近海區(qū)域軟土層CPTU 結(jié)果與原位十字板剪切試驗實測值,認為淺部土層采用超靜孔壓法(u2)更為準確,而深部土層采用修正錐尖阻力法(qt)更為合適。
部分國外學(xué)者La Rochelle P 等[3]認為超靜孔壓法適用于強度較低的黏性土,而采用修正錐尖阻力法則會出現(xiàn)一定的不確定性。Lunne T 等[4]、Senneset K 等[5]研究發(fā)現(xiàn)對于正常固結(jié)黏性土采用有效錐尖阻力法(qe)時,指標對u2及錐尖阻力qc非常敏感。
在填海過程中地基土在附加荷載作用下,應(yīng)力場較填海之前發(fā)生了顯著變化,形成特有的“偽欠固結(jié)態(tài)”,淤泥層處于動態(tài)固結(jié)過程,直至主固結(jié)完成進入次固結(jié)狀態(tài)。CPTU 的半經(jīng)驗公式是建立在正常固結(jié)土基礎(chǔ)上的,要正確反映“填海施工”狀態(tài)下土體的剪切強度,需要對CPTU 獲取的參數(shù)與土體應(yīng)力狀態(tài)進行關(guān)聯(lián)分析,以正確評估“偽欠固結(jié)態(tài)”下海積細粒土層的剪切強度。
CPTU 探測錐頭中的傳感器可直接獲取的讀數(shù)包括錐尖阻力qc、側(cè)壁摩阻力fs、錐頭附近土層的孔隙水壓力u,以及錐頭的空間傾斜角。一般認為當(dāng)孔壓傳感器測量點位于探頭的錐肩位置時,獲得的孔隙水壓力值u2能更為準確地反映貫入過程中探頭周邊土體孔隙水壓力的情況。
目前,通過CPTU 測試數(shù)據(jù)獲取細粒土剪切強度Su的理論方法有:應(yīng)變路徑法、應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系數(shù)值模擬法、孔穴擴張理論、能量守恒-孔穴擴張理論以及經(jīng)典承載力理論等5 種。半經(jīng)驗公式方法主要有:修正錐尖阻力法、有效錐尖阻力法和超靜孔壓法等3 種,其中半經(jīng)驗公式法在實踐中應(yīng)用更為廣泛。
基于修正錐尖阻力法:
基于有效錐尖阻力法:
基于超靜孔壓法:
式中:σv0為有效上覆應(yīng)力;u2為孔隙水壓力;u0為靜水壓力;Nkt,Nke,NΔu分別為修正錐尖系數(shù)、有效錐尖系數(shù)和孔壓錐尖系數(shù);qt為孔壓修正后的錐尖阻力,其中qt=qc+u2(1-α),α 為有效面積比。
除了錐尖系數(shù)屬于經(jīng)驗參數(shù)外,其他指標均可以通過CPTU 直接獲取的試驗數(shù)據(jù)進行計算。評價黏性土剪切強度半經(jīng)驗公式方法,一般參照土體破壞機理并采用數(shù)理統(tǒng)計的方法,建立錐尖阻力qc、孔隙水壓力u 等測試數(shù)據(jù)與不排水抗剪強度之間統(tǒng)計相關(guān)性關(guān)系來獲取錐尖系數(shù)。通常采用原位十字板試驗進行經(jīng)驗參數(shù)的相關(guān)性驗證,也有學(xué)者通過研究CPTU 測試數(shù)據(jù)與室內(nèi)剪切試驗的對比結(jié)果來研究其經(jīng)驗關(guān)系。
關(guān)于錐尖系數(shù)的取值,Lunne T 等[4]通過比較CPTU 測試數(shù)據(jù)與室內(nèi)三軸試驗(CAUC)的關(guān)系,指出黏性土的錐尖系數(shù)Nke在1~13 之間,NΔu取值在4~10 之間。La Rochelle P 等[3]經(jīng)過研究認為黏性土的修正錐尖系數(shù)Nkt應(yīng)為11~18;Senneset K等[5]對軟黏土進行了研究,指出Nke的取值為9±3。鄭曉國等[6]通過十字板試驗與CPTU 的對比結(jié)果反演了江蘇地區(qū)江海高速公路姜堰北互通段黏性土的錐尖系數(shù),修正錐尖系數(shù)Nkt為15.7,有效錐尖系數(shù)Nke為8.7,孔壓錐尖系數(shù)NΔu為9.8。董淑海等[2]通過澳門海相軟黏土的十字板試驗擬合結(jié)果指出Nkt為15.5,NΔu為9.6,對于珠江口地區(qū)的海相軟黏土,這一結(jié)果具有較大的參考意義。
在填海條件下,上覆豎向應(yīng)力增加,土體在豎向附加應(yīng)力的作用下發(fā)生排水固結(jié),表觀上土體出現(xiàn)豎向壓縮與側(cè)向擠壓。隨著排水固結(jié)過程的發(fā)展,超靜孔隙水壓力漸漸消散,土體有效應(yīng)力逐漸增加,土體剪切強度逐漸增強。關(guān)于固結(jié)條件下,土體的強度變化規(guī)律,曹宇春等[7]基于現(xiàn)場K0固結(jié)狀態(tài),給出了結(jié)構(gòu)性黏性不排水抗剪強度如式(4)。在工程手冊和相關(guān)規(guī)范[8-9]中,基于有效固結(jié)應(yīng)力法給出了軟黏土固結(jié)條件下土體剪切強度增長的簡略模式如式(5)。
可以認為在固結(jié)條件下,土體剪切強度不低于加載前強度S0,而剪切強度的增加量ΔSu,則由內(nèi)摩擦角(φcu)、固結(jié)度Ut以及上覆壓力增加值(Δσvc)共同決定。通常情況下,土體的內(nèi)摩擦角和上覆壓力增加值都是近似確定的,研究這一過程中的固結(jié)度隨時間的變化情況是解決填海條件下軟土強度變化問題的關(guān)鍵。固結(jié)度又可以用“附加超靜孔隙水壓力”與附加荷載表示如式(6)。
在CPTU 試驗時可測得錐尖附近的孔隙水壓力u2,由靜水壓力u0、貫入引起的超靜孔隙水壓力Δu 和荷載引起的附加超靜孔隙水壓力Δuσt3 部分組成。在正常固結(jié)土和超固結(jié)土中,附加超靜孔隙水壓力Δuσt是不存在的,只有在土體驟然增加上覆壓力時才會產(chǎn)生Δuσt,并且隨著時間的推移附加超靜孔隙水壓力逐漸消散,引起土體固結(jié)度增加。
考慮到上覆壓力驟然增加,會在土體中產(chǎn)生超靜孔隙水壓力,采用CPTU 的半經(jīng)驗公式方法按式(1)~式(3)進行土體強度估計時,都不可避免地引入附加超靜孔隙水壓力Δuσt的影響。導(dǎo)致采用CPTU 指標評估剪切強度時,會因為附加荷載的影響使原有的計算模型失效。
采用修正錐尖阻力法qt-Nkt(式(1))時,qt項引入了附加超靜孔隙水壓力Δuσt的影響,又在上覆壓力項中引入附加荷載Δσvc的影響,這會導(dǎo)致計算結(jié)果的嚴重偏離。有效錐尖阻力法qe-Nke(式(2))和超靜孔壓法u2-NΔu(式(3)),也都因u2項引入了超靜孔隙水壓力Δuσt的影響。綜上所述,在填海工程施工中,采用CPTU 測試指標評價尚未沉降穩(wěn)定的海積細粒土強度時需要對孔壓和上覆壓力修正才能得出合理的結(jié)果。
在附加應(yīng)力作用下,土體強度的增長:Su=S0+ΔSu是因土體固結(jié)產(chǎn)生,這一過程對應(yīng)于土體中附加超靜孔隙水壓力升高而后慢慢消散下降的過程??紤]附加應(yīng)力、固結(jié)度及附加超靜孔隙水壓力的影響,將式(7)代入式(1)~式(3)整理如下:
式中:Su2=同式(2)為誤差項。
式(8)~式(10)中末尾項e1、e2、e3即是因附加應(yīng)力和超靜孔壓效應(yīng)引入的“欠固結(jié)態(tài)”誤差。觀察可知e2、e3項形式類似,符號相反。假定Su2和Su3可以等價地反映土體強度,若將式(9)與式(10)疊加則“欠固結(jié)態(tài)”誤差將會降低,其誤差變?yōu)閇Δuσt(Nke-αNΔu)]/(2NkeNΔu)。
通過比較可知修正錐尖阻力法(式(8))誤差因素更多,誤差也不確定;而有效錐尖阻力法(式(9))和超靜孔壓法(式(10))誤差僅與附加超靜孔隙水壓力有關(guān)。比較而言有效錐尖阻力法比超靜孔壓法具有更小的相對誤差;當(dāng)假定兩種方法在計算土體強度具有相同可靠度時,通過兩者的疊加可以獲得更小的絕對誤差。
根據(jù)香港某工程前期(2010—2015年)的地質(zhì)資料,區(qū)域內(nèi)海積細粒土層的巖土參數(shù)如表1所示。根據(jù)香港地區(qū)經(jīng)驗Nkt=15、Nke=10、NΔu=8,利用CPTU 參數(shù)計算土體強度時錐尖系數(shù)將按此取值??紤]到填海過程海床的表層軟土?xí)艿揭欢ǖ臄_動,因此在進行分析時取深度-7~-20 mPD(PD 為香港高程基準面)的代表性區(qū)段進行研究,并在填海區(qū)域分別選取回填前后,海相沉積軟土層的CPTU 數(shù)據(jù)解譯的結(jié)果進行對比分析。
表1 區(qū)域內(nèi)海積細粒土層的巖土參數(shù)Table 1 Geotechnical parameters of marine fine-grained soil layer in the region
分別在回填至潮位線以上2.7 mPD(2019年4月)及回填至設(shè)計標高7.1 mPD 后(2020年8月)進行CPTU 試驗,并根據(jù)式(1)、式(2)、式(3)采用3 種方法分別計算土體的剪切強度,見圖1。
圖1 通過CPTU 計算的土體剪切強度Fig.1 Soil shear strength calculated by CPTU
采用式(1)修正錐尖阻力法計算時,受附加荷載及附加超靜孔隙水壓力影響較大,獲得的剪切強度偏小,回填至+2.7 mPD 時海積軟土層計算強度平均值只有7.5 kPa,在回填至設(shè)計標高+7.1 mPD 后甚至出現(xiàn)了計算結(jié)果為負值的情況。采用式(2)有效孔隙水壓力進行計算時,計算結(jié)果較修正錐尖阻力法合理,剪切強度值基本在10~30 kPa之間分布,但平均值僅有11.3 kPa,與前期的原位十字板試驗強度相比偏小。隨著回填標高的增加,由附加超靜孔隙水壓力引起的偏差表現(xiàn)出正比例增長的趨勢。采用式(3)超靜孔壓法計算時,土層計算強度在20~40 kPa 之間分布,平均值為33.4 kPa,這一結(jié)果較前期的原位十字板試驗強度偏大。
通過式(8)~式(10)的分析可知,在附加荷載和附加超靜孔隙水壓力的作用下,導(dǎo)致上述結(jié)果是必然的,直接采用式(1)、式(2)計算會引入負的附加超靜孔隙水壓力誤差,導(dǎo)致計算值較實際值?。欢苯硬捎檬剑?)計算則會引入正的附加超靜孔隙水壓力誤差,導(dǎo)致計算值偏大。
為了降低附加超靜孔壓的誤差影響,將式(9)與式(10)作疊加處理按式(11)計算:
將疊加計算結(jié)果與前期原位十字板試驗結(jié)果對比如圖2 所示。
圖2 CPTU 疊加公式計算結(jié)果與現(xiàn)場十字板剪切強度對比Fig.2 Comparison between calculation results of CPTU superposition formula and on-site vane shear strength
考慮到深厚的海積軟土層排水固結(jié)速度比較緩慢,在施工期間土的實際強度基本不變或略有增長,圖2 展示的經(jīng)過疊加處理的CPTU 數(shù)據(jù)計算結(jié)果與前期十字板試驗結(jié)果吻合。可以認為經(jīng)過疊加處理后的式(11)可以有效地降低附加超靜孔隙水壓力的誤差影響,并能較為準確地評估“偽欠固結(jié)態(tài)”下地基土的剪切強度。在工程建設(shè)期間或欠固結(jié)土的場地上,受附加應(yīng)力和附加超靜孔隙水壓力的影響,原有的計算方法已不再適用,而采用式(11)評估土體強度指標可以得到更為合理可靠的結(jié)果。
大面積填海工況下,海積細粒土層會因附加應(yīng)力作用,引起附加超靜孔隙水壓力。采用孔壓靜力觸探CPTU 測試參數(shù)評估土體剪切強度時,需要考慮上覆附加應(yīng)力和附加超靜孔壓的影響。特別是土體初始強度低,附加荷載較大時,這一影響會更明顯。
在這種工況下,常用的CPTU 修正錐尖阻力法會變得非常不穩(wěn)定,甚至表現(xiàn)出負值剪切強度的假象;有效錐尖阻力法因附加超靜孔隙水壓力的影響會產(chǎn)生負誤差,而導(dǎo)致計算值偏小,偏離量的大小與附加超靜孔隙水壓力成正比;而超靜孔壓法會因附加超靜孔隙水壓力作用引起正誤差,誤差偏離量的大小同樣與附加超靜孔隙水壓力成正比。通過有效錐尖阻力法與超靜孔壓法的疊加處理,可以有效降低附加超靜孔隙水壓力的影響。在工程建設(shè)期間或欠固結(jié)土場地上,宜采用“疊加法”式(11)評估土體的過程強度。