佛山地鐵2號線盾構穿越地層中砂土動力特性及改良方法

郭文琦 王士民 劉川昆 王先明

（西南交通大學交通隧道工程教育部重點實驗室，四川成都 610031）

隨著我國地鐵的大量修建，地鐵有時難免會穿過砂土地層。在可液化砂土地層中開挖基坑或修建隧道會引起地層擾動，產生地面沉降，且在地震作用下砂土地層的液化會對地鐵結構產生極大的破壞［1］。因此研究砂土及其改良土體的動力學特性具有重要意義。

學者們對砂土的動力學特性進行了一系列研究。付海清等［2］通過2 種形式的現場試驗研究了飽和砂土液化過程中孔壓和剪應變關系，并給出了兩者關系的定量表達式。衡朝陽等［3］進行了黏粒礦物成分不同、黏粒含量不同的重塑土樣的室內動三軸試驗，得出了含黏粒砂土抗液化的特性。徐源等［4］通過動三軸試驗從應力狀態變化和理論解析2個方面分析了砂土應力應變滯回曲線及其動力學特性，并利用試驗測量的滯回曲線來確定砂土的剪切模量和阻尼比。王瑞芳等［5］在對武漢地鐵二號線所穿越地層的粉砂、粉土進行了室內動三軸試驗，得到了粉砂、粉土的動強度、動彈性模量隨著圍壓變化的關系曲線。郭紅星［6］對沈陽地鐵二號線青年大街車站的砂土進行了動三軸試驗，得到了非飽和土的動彈性模量、阻尼比、動強度等參數。王艷麗等［7］通過雙向振動三軸系統對一系列飽和砂土進行了不排水動三軸試驗，研究了不同固結圍壓對飽和砂土動力特性的影響。靳建軍等［8］通過MTS動三軸試驗研究了砂土液化過程中動彈性模量的衰減特性，并得到了動彈性模量和動剪切模量隨應變發展的衰減特性曲線。

當前主要集中在對單一砂土動力學特性的研究，而對改良后砂土動力學特性鮮有研究。因此本文結合佛山地鐵2 號線一期工程，對地鐵穿越地層的砂土和改良后的砂土進行動三軸試驗，以期獲得土體在振動作用下的動強度、動黏聚力、動內摩擦角、動剪切模量和阻尼比等參數及其變化規律，為研究可液化砂土地層中盾構隧道的抗震設計和加固措施的選取提供參考依據。

1 工程概況

佛山地鐵2 號線一期工程線路全長約32.4 km。線路全長內的地層為第四系全新統海陸交互相沉積層淤泥質粉細砂；第四系上更新統～全新統沖洪積層粉細砂、中粗砂、礫砂。沖洪積層為液化砂土層，液化等級為輕微～嚴重，在設計中應考慮砂土液化的影響。

以佛山市軌道交通2號線一期工程登州站—花卉世界站區間為例，該區域詳勘階段巖土工程勘察報告統計結果顯示花卉世界站場地地基液化等級為嚴重（圖1）。可液化砂土給盾構隧道的施工和正常運營帶來極大危害，為減少施工區地層的不均勻沉降和防止砂土液化，需對施工區域內的地層進行加固處理。

圖1 區間隧道穿越液化砂層典型斷面

2 動三軸試驗

2.1 試驗儀器及材料

本文的試驗儀器為西安力創計量儀器有限公司生產的微機控制電液伺服土動三軸試驗機。在試驗中采用正弦波的激振波形，激振頻率為1 Hz。

本試驗在佛山地鐵2號線一期工程中花卉世界站的施工區域采集原狀砂土，并對一部分土體通過摻加超細水泥進行改良。

超細水泥是一種高性能超微粒水泥基灌漿材料，本文試驗中所采用的超細水泥的強度等級為32.5，比表面積大于1 600 m2/kg，平均粒徑小于2 μm，最大粒徑小于8μm。

在制備改良土體試樣時，先將原狀土樣進行烘干，然后將烘干后的土樣碾碎后分別加入不同百分比的超細水泥，并按17.88%的含水率加蒸餾水進行拌和。之后通過制樣器制作得到底面直徑為39.1 mm，高度為80 mm 的試樣，制備的土樣壓實度為95%，分3層擊實而成。試驗中超細水泥按土體質量的10.75%，16.13%，21.5%配制改良土體試樣，即砂土中摻加的超細水泥質量分別為200，300，400 kg/m3，試樣編號分別為S2，S3，S4。同時制備了原狀土試樣S1。

S2，S3 和 S4 試樣采用重塑樣擊實法制備，分 3 層擊實制樣；對于S1試樣，采用削土器制樣。

2.2 試驗方案

本試驗包括動強度試驗、動彈性模量與阻尼比試驗，其中動強度試驗的破壞標準以試樣液化為準，具體的加載條件見表1。

表1 試驗方案

3 試驗結果分析

3.1 動應力

不同土樣在不同圍壓條件下的動應力σd與破壞振動次數Nf之間的關系見圖2。

圖2 動應力與破壞振動次數的關系

由圖2 可知：①4 種土體的動應力σd與破壞振動次數Nf之間的關系曲線變化規律基本相同，即隨著動應力σd的增加，土樣達到破壞所需要的破壞振動次數逐漸減小。②在同一圍壓和同一破壞振動次數下，隨著超細水泥摻量的增加，土樣所能承受的動應力顯著增大，砂土的抗液化性能增強。這是因為摻加超細水泥使土體的孔隙比減小，土體變得密實，且土樣中的水泥會吸收水分而凝固，因此土樣所能承受的動應力增大，抗液化性能增強。③在同一破壞振動次數Nf下，隨著圍壓σ3的增大，試樣在所能承受的動應力σd顯著增大，動應力與破壞振動次數之間的曲線斜率也增大，這說明圍壓越大，4 種試樣受動應力變化的影響越不敏感。這是因為圍壓增大使土體顆粒間的孔隙被壓實，從而使試驗土體的動應力增大，砂土的抗液化性能增強，動應力變化的影響也不敏感。

3.2 動黏聚力與動內摩擦角

根據圖2所示的每個試樣在不同圍壓下的動強度曲線，可查得每個土樣在不同圍壓等級、不同振動次數條件下的σd。每一圍壓等級、每一振動次數的摩爾圓，可根據文獻［9］確定摩爾圓的半徑和圓心橫坐標。

據此可作每一振動次數下不同圍壓等級時的3個摩爾圓，作這3個摩爾圓的公切線，該公切線的傾斜角和縱軸截距即為該對應破壞振動次數下的動強度參數cd，φd。所得動強度包絡線及動強度參數見表2。可知：摻加超細水泥400 kg/m3后改良土體的動黏聚力為7.6～9.4 kPa，動內摩擦角為1.45°～2.82°。

3.3 動剪切模量

對于土樣的動剪切模量與剪應變的關系，本文采用Hardin-Drnevich 雙曲線模型，根據目前的試驗研究［10-15］可知，土體的動應力τ與剪應變γ的關系為

表2 動強度包絡線及動強度參數

式中：系數A和B均為試驗參數。

將剪切模量G代入式（1），則式（1）可整理為

當γ→0時，式（2）中系數A等于最大剪切模量Gmax的倒數，即A= 1/Gmax，因此可得到對應不同應變的剪切模量與最大剪切模量的比值和應變的關系。

根據式（3）求出各土樣在不同剪應變下的動剪切模量比G/Gmax見圖3。

圖3 G/Gmax - γ關系曲線

由圖3 可知：①各土樣的動剪切模量比G/Gmax隨著剪應變γ變化的趨勢基本相同，當剪應變γ較小時，動剪切模量比G/Gmax基本不隨剪應變γ的增大而變化。當剪應變γ增長到某一值時，隨著剪應變γ的增大G/Gmax降幅很快。超細水泥摻量越多的試樣G/Gmax開始降幅很快時對應的剪應變γ越大。②對于同一土樣，在相同應變下，動剪切模量比G/Gmax隨著圍壓σ3的增大而增大。分析其原因，砂土試樣的動強度較低，骨架結構穩定性相對較差，隨圍壓的增大，土體顆粒的孔隙比減小，土體越來越密實，土顆粒間的連接更加緊密，可發生的剪切位移受到限制，因而動剪切模量比G/Gmax隨著圍壓σ3的增大而增大。

3.4 動阻尼比

各土樣的阻尼比λ與剪應變γ之間的關系曲線見圖4。

圖4 λ- γ關系曲線

由圖4 可知：①剪應變γ對阻尼比λ的影響分為2個階段，當剪應變較小時，阻尼比λ隨著剪應變γ的增大而增大；當剪應變較大時，阻尼比λ幾乎不隨剪應變γ的增大而變化，阻尼比λ逐漸趨于一個定值λmax。②不同圍壓條件下的阻尼比隨剪應變的變化均可分為2個階段，當剪應變較小時，阻尼比λ隨著圍壓σ3的增大而減小；當剪應變較大時，阻尼比λ隨著圍壓σ3的增大而增大。

對比圖4（a）和圖4（d）可知，超細水泥摻量越多的試樣，其最大阻尼比λmax越小。這是因為在加載前期，動應變幅值較小，土樣本身的累積變形也較小，此時土樣的阻尼比主要是來自其體積變形引起的能量耗散，圍壓越大，土樣越密實，消耗能量就越小，所以圍壓越高，阻尼比越小。但在加載后期，動應變幅值和土樣累積變形均較高，土樣結構逐漸破壞，圍壓越高，需要消耗的能量越大，土樣越發松散，阻尼比也就越大。

4 結論

1）相同圍壓條件下隨著超細水泥摻量的增加，土樣所能承受的動應力顯著增大，砂土的抗液化性能增強。在相同應變下，土體的動剪切模量比隨著超細水泥摻量的增加而增大。超細水泥摻量越多的試樣，其最大阻尼比越小。

2）同一土體在同一破壞振動次數下，隨著圍壓的增大，試樣所能承受的動應力顯著增大，砂土的抗液化性能增強。在相同應變下，土樣的動剪切模量比隨著圍壓的增大而增大。不同圍壓條件下阻尼比隨剪應變的變化均可分為2個階段，當剪應變較小時，阻尼比隨著圍壓的增加而減小，但在剪應變較大的情況下，阻尼比隨著圍壓的增加而增大。

3）摻加超細水泥對砂土具有較好的改良效果。摻加超細水泥400 kg/m3后改良土體的動黏聚力為7.6～9.4 kPa，動內摩擦角為1.45°～2.82°，對土體的改良效果最顯著。因此在本工程地層加固設計方案中選用400 kg/m3的超細水泥。