温州盾构隧道穿越软土物理力学性质试验研究

Experimental study on physical and mechanical properties of soft soil during the construction of Wenzhou shield tunnels

摘要

软土地区地铁工程中，软黏土的物理指标及其静动力特性是影响地铁设计、施工及成本的重要因素，尤其在地铁运营期间，列车行驶引起的循环动应力作用于隧道软土地基下卧层，对地铁运营安全及维护产生较大影响。基于此，该文以温州市轨道交通M1线工程为依托，针对盾构隧道穿越软土，开展室内土工试验与系统研究，获得了温州软黏土的基本物理指标，并分析了其固结、剪切特性以及在交通荷载下的循环动力特性。试验结果表明：盾构隧道周围土体为典型软土，具有高含水率、高孔隙比、高压缩性、高灵敏度、低强度等不良工程性质；其中先期固结压力具有一定的规律性，而抗剪强度指标离散性较大。通过固结三轴不排水剪切试验发现，大部分土样表现出一定的应变软化特征，破坏线斜率为1.39~1.52，临界状态线（CSL线）斜率为1.47~1.51。对比原状土与重塑土的循环动力特性可知：重塑土的应变总体大于原状土，据此建立交通循环荷载下原状土与重塑土累积应变预测模型。

Abstract

In the subway engineering of soft soil areas, the physical indicators and static-dynamic properties of soft clay are important factors influencing subway design, construction, and project cost. In particular, during subway operation, cyclic dynamic stress induced by running trains acts on the underlying soft soil foundation of the tunnels, thus greatly affecting the operational safety and maintenance of the subway. Based on the Wenzhou Metro M1 Line project, laboratory geotechnical tests and systematic research were carried out on the soft soil through shield tunnels to obtain the basic physical indicators of Wenzhou soft clay, with its consolidation, shear characteristics, and cyclic dynamic characteristics under traffic loads analyzed. The test results indicate that the soil surrounding the shield tunnel is typical soft soil, exhibiting unfavorable engineering properties such as high water content, high void ratio, high compressibility, high sensitivity, and low strength. The preconsolidation pressure presents regular variation, while shear strength indicators show great discreteness. The consolidated undrained triaxial shear tests reveal that most soil samples exhibit strain-softening behavior, with failure line slopes ranging from 1.39 to 1.52 and critical state line (CSL) slopes between 1.47 and 1.51. Comparison between the cyclic dynamic properties of undisturbed and remolded soil shows that the strain of remolded soil is generally greater than that of undisturbed soil. A cumulative strain prediction model was built under cyclic traffic loads for both undisturbed and remolded soil.

Graphical abstract

关键词

隧道工程 / 物理力学性质 / 土工试验 / 软黏土 / 循环动力试验 / 累积应变

Key words

tunnel engineering / physical and mechanical properties / geotechnical test / soft clay / cyclic dynamic test / cumulative strain

0 引言

温州地处中国东南沿海，广泛分布海相、河相深厚软黏土地基。与上海、杭州、宁波等城市相比，温州地区软黏土的高含水量、高压缩性、高灵敏度、低强度等不良工程性质更为突出^［1-10］，十分不利于基坑开挖、地铁隧道等工程建设。作为一个具有950万常住人口的大中型城市，温州市地铁建设显著滞后，重要原因在于软黏土地基在施工过程中易产生过大变形，甚至发生失稳破坏，不仅加大建设成本，而且存在较大的安全隐患。

随着轨道交通M1线正式立项，温州地铁建设势在必行，正加速推进。按照建设方案，轨道交通M1线主要采用盾构法施工。盾构掘进过程不但会引起周围土体应力场发生改变，进而诱发土体产生变形，而且也会扰动周围原状土，破坏其结构，从而进一步加剧土体变形等灾变。此外，在地铁运营期间，地铁轨道软土地基下卧层会受到列车引起的长期交通循环荷载作用，其长期变形特性对地铁运营安全及后期维护也存在较大影响。

国内外学者针对软黏土地区地铁工程，围绕盾构隧道周围软黏土的物理力学特性开展了大量研究，取得了较为丰富的研究成果。于丹等^［11］以沈阳地铁一号线为例，建立了该地区土的塑限与液限的回归方程；吴繁等^［12］通过GDS动三轴仪，模拟地铁实际运营过程，研究了宁波地区水泥土冻融后的动力学特性；丁智等^［13］通过室内双向动三轴试验，模拟了越江地铁列车循环荷载对软黏土地基的作用，获得了杭州地区重塑黏土的应力应变发展规律，并建立了累积应变模型，提出了累积应变显性关系式；魏新江等^［14］对有限元计算与动三轴试验得到的试验数据进行拟合，获得了不同固结度下杭州地区软黏土在地铁列车循环荷载作用下的长期沉降规律；Huang等^［15］以上海地铁9号线为例，采用有限元法分析了饱和软黏土地基地铁隧道中列车振动引发的沉降问题；Ren等^［16］以上海地铁2号线为例，在隧道周围埋设土压力计和孔压计进行动态监测，并利用Matlab软件，给出饱和软黏土地基在地铁振动荷载作用下的瞬时动力响应计算结果，并推导了三维各向异性受迫振动下的波动方程。

考虑到软黏土的物理性质指标及其静动力特性是影响地铁建设成本及安全的重要因素，本文依托温州市轨道交通M1线工程，针对盾构周围原状土体，开展了一系列物理力学性质试验，结合统计学方法获得了温州软黏土的基本物理力学指标，研究了其固结和剪切特性以及在交通荷载下的循环动力特性，为温州市城市轨道交通M1线施工提供了技术参数及支撑。

1 工程概况

本文以温州市轨道交通M1线工程温州北站预埋土建段为研究对象。该段位于温州北站—金穗路站区间，为南北走向，起点里程CK30+577.433，终点里程CK31+072.962，段底标高-11 m左右，一般埋深16~20 m。由于该段局部地表填土较厚（最大埋深约23 m），拟采用盾构法进行地铁隧道施工。区间盾构隧道采用双线设计，其内径为5.9 m，外径为6.7 m，标高-7.7~-11.0 m，采用0.4 m厚C50、P10高精度单层装配式平板型钢筋混凝土管片。盾构机选型为复合式土压平衡盾构机，其掘进速度为200~250 m/月。温州北站预埋土建段区间隧道现场卫星照片如图1所示。

2 试验材料及方案

2.1 土样信息

本文所有试验土样均通过钻孔取样（薄壁取土器连续压入法）获得，钻孔位置如图2所示，共布设12个钻孔，每孔取8~9管土样，共计100管，土样尺寸如图3所示。取样深度为-4.5~-17.3 m，各取样点基本分布在盾构隧道周围。勘察报告表明，该深度范围内主要为淤泥，呈灰色、青灰色，厚层状，偶含有机质及贝壳碎屑，局部含有少量粉土斑团，有光泽，干强度和韧性均较高。土体呈流塑状，具有低强度、高含水率、高压缩性、高孔隙比，蠕变、触变特性明显等不良工程性质，十分不利于盾构工程施工。

为准确评价盾构隧道下的土体基本物理力学特性以及静动力特性，本研究选取一定数量的代表性试样进行试验，选取原则如下：① 尽可能保证取样孔分布在轨道线左右两侧；② 按一定间隔选取取样孔；③ 宜选取盾构隧道轨面线标高附近的土样。

2.2 试验方案

试验包括基本物理力学性质试验、K₀固结三轴不排水剪切试验及循环动力试验等，试验流程参照《土工试验方法标准》（GB/T 50123—2019 ）^［17］执行，不同试验项目对应的土样深度范围和试验组数如表1所示。

2.2.1 基本物理力学性质试验

基本物理力学性质试验具体方法如下：① 含水率试验：采用烘干法，试验用土采用密度试验后的余土；② 密度试验：采用环刀法；③ 液塑限试验：采用液塑限联合测定法，土样为对应余土。分别测量圆锥下落深度为3~4 mm、7~9 mm以及15~17 mm时对应的含水率，作图后以10 mm对应的含水率为液限，以2 mm对应的含水率为塑限；④ 无侧限抗压强度试验：采用无侧限压力仪测定原状土和重塑土的无侧限抗压强度，并通过计算得到灵敏度；⑤ 渗透试验：采用变水头渗透仪测量得到垂直和水平渗透系数；⑥ 固结试验：采用一维固结仪，在竖向固结应力下进行逐级固结试验；⑦ 直剪试验：采用四联应变控制式直剪仪，每组试验包括4个土样，分别在4个竖向固结应力下进行固结快剪和快剪试验。固结快剪试验中固结时间为24 h；两种试验剪切速率均为0.8 mm/min。

2.2.2 K₀固结三轴不排水剪切试验

K₀固结三轴不排水剪切试验采用英国GDS公司生产的动三轴系统（DYNTTS）。为模拟现场状态，采用K₀固结方式。轴向固结应力通过固结试验获得的先期固结压力确定；静止土压力系数K₀则通过静止侧压力仪测得，得到K₀值为0.62~0.64。以孔压稳定且排水稳定（即排水速率小于0.5 mm³/min）作为完成标准，固结完成后即可开展不排水剪切试验。采用应变控制方式进行不排水剪切试验，剪切速率为0.1%/min，当轴向应变达到20%时，结束试验。K₀固结不排水三轴剪切试验共测试了12个试样，试验方案如表2所示。

2.2.3 循环动力荷载试验

循环动力荷载试验亦采用英国GDS公司生产的动三轴系统（DYNTTS）。循环荷载试验中，试样固结需要确定的参数包括先期固结压力\sigma {\mathrm{\text{'}}}_{\mathrm{1}\mathrm{o}\mathrm{c}}、当前固结压力{\sigma }_{\mathrm{1}}、超固结度等。其中，先期固结压力已通过一维固结试验获得，即\sigma {\mathrm{\text{'}}}_{\mathrm{1}\mathrm{o}\mathrm{c}}=59 kPa；当前固结压力结合衬砌质量、轨道质量等综合计算后获得，结果为{\sigma }_{\mathrm{1}}=42 kPa。试样饱和后分两步固结：首先，在\sigma {\mathrm{\text{'}}}_{\mathrm{1}\mathrm{o}\mathrm{c}}=59 kPa、K₀=0.62下进行预固结；随后，将竖向固结压力降为\sigma {\mathrm{\text{'}}}_{\mathrm{1}}=42 kPa，同时保持K₀=0.62不变，以模拟当前上覆压力下的土体固结状态。两个阶段均以孔压体积稳定且排水速率小于0.5 mm³/min作为固结完成标准。

固结完成后进入循环加载阶段，该阶段试验参数包括：循环荷载频率f，循环偏应力幅值q^ampl，加载圈数N，以及循环荷载波形。列车振动属于机械振动的一种，具有相对稳定的频率，综合考虑试验设备能力等各种因素，采用f=1 Hz作为循环荷载频率。参考国内外学者^［18-22］对列车荷载下软黏土循环动力试验的研究结果，取循环应力比［按R_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}=q^{\mathrm{a}\mathrm{m}\mathrm{p}\mathrm{l}}/(\mathrm{2}{p}_{\mathrm{0}}^{\mathrm{\text{'}}})计算，其中，q^ampl为偏应力幅值，p_{\mathrm{0}}^{\mathrm{\text{'}}}为有效平均固结应力，p_{\mathrm{0}}^{\mathrm{\text{'}}}=(\mathrm{42}+\mathrm{26}\times \mathrm{2})/\mathrm{3}=\mathrm{31}\mathrm{k}\mathrm{P}\mathrm{a}］为0.10~0.30。为模拟交通荷载长期往复循环特性，在不排水条件下，拟加载50 000圈，波形选用单向压缩波（半正弦波）。试验方案如表3所示。

3 试验结果及分析

3.1 基本物理力学性质试验

3.1.1 含水率

对42个深度为-9~-18 m的土样进行了含水率试验，得到含水率范围为55%~81%，平均值为69.58%，标准值为69.81%，变异系数为0.073。含水率与土样深度的关系如图4所示。由图4可见：总体上含水率随土样深度的增加而出现下降的趋势。

值得注意的是，在盾构隧道深度（-10 m）附近土体，ZK1、ZK2、ZK5、ZK12、ZK15等5个孔位土样含水率接近70%，而ZK6、ZK11、ZK16则接近81%。高含水率会导致土体结构松散、承载力降低，施工时易引发土体变形及沉降，并增大盾构推进阻力，维护中需关注结构稳定性及土体蠕变影响。

3.1.2 密度

对42个深度为-9~-18 m的土样进行密度试验，得到天然密度和干密度。天然密度为1.54~1.77 g/cm³，平均值为1.59 g/cm³，标准值为1.59 g/cm³，变异系数为0.020；干密度为0.86~1.06 g/cm³，平均值为0.94 g/cm³，标准值为0.95 g/cm³，变异系数为0.041，密度与土样深度的关系如图5所示，可见，总体上天然密度与干密度随土样深度的增加而呈现上升的趋势。

值得注意的是，在盾构隧道深度（-10 m）附近土体，ZK1、ZK2、ZK5、ZK6、ZK11、ZK12、ZK15、ZK16孔位的土样天然密度与干密度变化不大，分别约为1.55 g/cm³和0.95 g/cm³。

3.1.3 孔隙比

计算24个深度为-9~-18 m的土样孔隙比，得到孔隙比为1.594~2.187，其平均值为1.926，标准差为0.14，变异系数为0.074，修正系数为1.006，标准值为1.938。孔隙比与土样深度的关系如图6所示，可见，孔隙比随着土样深度的增加出现下降的趋势。根据《港口岩土工程勘察规范》（JTS 133-1—2010）^［23］对淤泥性土的分类标准，可判断该土为淤泥性土。

值得注意的是，在盾构隧道深度（-10 m）附近，ZK1、ZK2、ZK5、ZK6、ZK11、ZK12、ZK15、ZK16孔位土样的孔隙比均为2.0左右。高孔隙比增强了土体压缩与变形能力，施工时盾构推进易遇阻力、土体易失稳；维护中需防范结构因土体变形产生损坏。

3.1.4 界限含水率

对8个深度为-9~-10 m的土样进行液塑限试验，试验结果如图7所示。由图7可知：不同孔位-10 m处土样的液限w_L为55%左右，塑限w_P为30%左右，塑性指数I_P为24.25，液性指数I_L为1.73。根据《岩土工程勘察规范》（GB 50021—2001）^［24］，判断试验用土呈流塑状态。

总结各孔位不同深度（-9~-18 m）土样基本物理性质指标如表4所示。

3.1.5 渗透系数

对9个深度为-11~-14 m的土样进行渗透试验，得到的试验结果如图8所示。水平渗透系数K_h为1.05×10^-7~7.04×10^-7 cm/s，平均值为3.47×10^-7 cm/s，标准值为3.03×10^-7 cm/s，变异系数为0.654；垂直渗透系数K_v为0.97×10^-7 ~3.74×10^-7 cm/s，平均值为2.20×10^-7 cm/s，标准值为2.00×10^-7 cm/s，变异系数为0.480。不同孔位的垂直渗透系数差异不大；水平渗透系数方面，ZK2、ZK15相近，而ZK12偏大。对同一孔，两种渗透系数随深度变化均没有明显规律。

3.1.6 无侧限抗压强度

对9个深度为-11~-14 m的土样进行无侧限抗压强度试验，结果如图9所示。原状土的无侧限抗压强度q_u为23.45~35.64 kPa，平均值为30.48 kPa，标准值为29.56 kPa，变异系数为0.156；重塑土的无侧限抗压强度q'_u为6.44~7.88 kPa，平均值为7.25 kPa，标准值为7.14 kPa，变异系数为0.077；由原状土与重塑土的无侧限抗压强度比值计算其灵敏度S_t，结果为3.59~4.67，平均值为4.19，标准值为4.11，变异系数为0.096。经判断土样为中高灵敏度土。

原状土无侧限抗压强度随深度增加稍有上升趋势，但是由于深度变化不大，因此上升不明显；重塑土无侧限抗压强度随深度变化规律不明显；灵敏度总体随深度呈上升趋势，但具有随机性。对于不同孔位，ZK15的强度值和灵敏度均最低，ZK2和ZK12接近，但各孔位总体差距不大。高灵敏度（高达4.67）使土体对施工扰动极为敏感，易引发强度骤降与变形，施工中需严控扰动，维护时要密切监测土体力学性能变化。

3.1.7 固结指标

对16个深度为-11~-18 m的土样进行固结试验，获得试样的e‑lg p曲（图10），并通过计算得到垂直压力p=100~200 kPa下的压缩系数、压缩模量、压缩指数及先期固结压力等力学性质指标。其中，压缩系数a为0.85~2.73 MPa^-1，平均值为1.97 MPa^-1，标准值为2.03 MPa^-1，变异系数为0.243；压缩模量E_s为0.58~1.98 MPa，平均值为1.37 MPa，标准值为1.33 MPa，变异系数为0.242；压缩指数C_c为0.28~0.91，平均值为0.65，标准值为0.63，变异系数为0.245；先期固结压力为54~114 kPa，平均值为79 kPa，标准值为77 kPa，变异系数为0.231。综合土体压缩系数a以及压缩指数C_c，判断土样为高压缩性土。此外，压缩系数、压缩模量、压缩指数在一定范围内随机波动，随深度的增加无明显规律，而先期固结压力与深度呈现明显的正相关性，即深度越大，先期固结压力越大。

高压缩性（a高达2.73 MPa⁻¹）使土体在施工荷载下易产生较大沉降与变形，增加施工难度与风险，维护时需密切监测结构沉降与稳定性。

3.1.8 直剪指标

对9个深度为-11~-14 m的土样分别进行快剪试验以及固结快剪试验，获得4个不同竖向固结应力下土样的抗剪强度，并通过线性拟合的方法确定土样的内摩擦角及黏聚力值。需要指出的是，由于仪器、土体不均匀性等，极小部分试样的试验结果出现了较大偏差，故本文对明显不合理的试验结果进行了剔除。

典型的快剪试验与固结快剪试验的曲线分别如图11、图12所示。由图11、12可知：固结快剪试验中，黏聚力c_cq为1.73~14.50 kPa，平均值为9.30 kPa，标准值为8.37 kPa，变异系数为0.408；内摩擦角φ_cq为8.53°~19.02°，平均值为13.79°，标准值为13.09°，变异系数为0.206。快剪试验中，黏聚力c_q为5.82~16.34 kPa，平均值为9.05 kPa，标准值为8.28 kPa，变异系数为0.342；内摩擦角φ_q为3.84°~10.35°，平均值为8.04°，标准值为7.54°，变异系数为0.250。对比可知：固结快剪试验和快剪试验的黏聚力均存在较大的变异系数，即数据较为离散。

黏聚力和内摩擦角在一定范围内随机波动，不同钻孔之间黏聚力和内摩擦角差异较大，总体来看，ZK3最小，ZK13和ZK14差距不大。出现该现象的原因可能是土样性质的随机性和不均匀性，部分土样偶含有机质及贝壳碎屑，局部含有不同程度的粉土斑团，造成了剪切强度指标的离散化。因此，在温州地区的工程设计以及施工过程中，应特别注意黏聚力和内摩擦角的取值，避免不当的取值对工程建设产生不利影响，甚至威胁人民生命财产安全。

综合上述土体渗透、无侧限抗压强度、固结、直剪试验结果，土体特性指标如表5所示。

3.2 K₀固结三轴不排水剪切试验

3.2.1 应力‒应变关系

ZK1、ZK11、ZK16孔位K₀固结CU试验应力‒应变关系如图13所示。总体上，应力‒应变呈典型的非线性特性，即在试验初期偏应力急剧上升，随后缓慢增长达到峰值，随后偏应力出现一定的降低，表明试样存在一定的应变软化现象。同一孔位不同深度土体的应力‒应变关系曲线形态基本相似。随着竖向固结应力（深度）的增大，偏应力峰值总体均呈上升趋势，且各试样峰值偏应力对应的轴向应变较为接近。对比不同孔位的土体，发现ZK11孔位与ZK16孔位的应变软化现象更为明显，表明土体结构性更强。这种应变软化特征在隧道施工时会增大土体坍塌风险、增加支护结构受力；在维护阶段则会引发土体长期变形，影响轨道平顺性，同时产生附加应力，降低衬砌结构耐久性。

3.2.2 超孔压‒应变关系

曲线的变化规律不同深度土体的应变‒孔压关系曲线如图14所示。由图14可知：总体上，超孔压‒应变曲线与应力‒应变曲线的变化规律较为相似。即在试验初期孔压迅速上升，当应变达到一定值后，孔压趋于稳定。ZK1孔位峰值孔压为17~32 kPa，ZK11、ZK16孔位峰值孔压为21~40 kPa。对比同一孔位不同深度土体的超孔压‒应变关系，可以发现，超孔隙水压力峰值随竖向固结应力的增加而增加。

3.2.3 有效应力路径

K₀固结CU试验的有效应力路径如图15所示。各土样的有效应力路径规律基本相似：试验开始后，随着超孔压的发展，有效应力路径向左发展，至临界点止。图15同时给出了基于有效应力路径获得的强度线及临界状态线（CSL线），对应斜率亦绘制于图中。强度线斜率为1.39~1.52，其中ZK16最大，ZK11最小；临界状态线（CSL线）斜率为1.47~1.51，其中ZK16最大，ZK1与ZK11相等。

3.3 循环动力荷载试验

3.3.1 轴向应变

循环动力荷载试验中，某一加载周数下轴向应变包括最大应变{\epsilon }_a^{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}、回弹应变{\epsilon }_a^r、累积应变（永久应变）{\epsilon }_a^p。最大应变为该加载循环中的应变最大值；回弹应变为该加载循环中最大应变与该加载循环中最终应变之差；累积应变为该加载循环中的最终应变。其中累积应变可反映交通荷载下路基土体的永久沉降。在进行该试验时，应充分考虑前期基本物理力学性质试验所获取的土性指标，软土呈现高含水率（高达81%）、高孔隙比（高达2.187）、高压缩性（高达2.73 MPa⁻¹）、高灵敏度（高达4.67）及低强度等特性，这些特性与循环荷载试验中的累积应变规律紧密相连，会导致土体在交通荷载下极易发生沉降与变形，对隧道稳定性产生不利影响，在设计与施工中需重点关注。单向循环荷载试验轴向应变示意图如图16所示。

试验得到的轴向应变时程曲线如图17所示。由图17可知：所有时程曲线呈现出相同的非线性规律，即在加载初期迅速发展，而后逐渐趋于稳定。

3.3.2 累积轴向应变

图18为原状土与重塑土的累积应变与加载周数关系曲线。

由图18可知：累积应变在加载初期急剧增长，随着加载周数的增大，应变增长速率逐渐变缓并趋于稳定。随着循环偏应力幅值（S_CSR）的增大，累积应变逐渐增大，且应变达到稳定所需的加载周数增加。试验结束时，原状土在S_CSR=0.11、0.13、0.17、0.26下的累积应变分别为0.70%、0.78%、1.15%、3.52%；重塑土在S_CSR=0.14、0.15、0.18、0.28下的累积应变分别为0.76%、0.80%、1.21%、3.65%。

对比原状土和重塑土累积应变发展曲线发现，两者累积应变差距不大。为更好地对比原状土与重塑土累积应变发展的差别，将N=1 000次、10 000次、50 000次时的应变值与S_CSR关系对比情况绘于图19。由图19可知：重塑土的应变总体大于原状土，且其差别随着S_CSR的增大呈增加趋势，但整体差异在30%以内。

此外，通过图19还可以发现，当S_CSR小于某一临界值（0.15~0.20）时，不论重塑土还是原状土，随着S_CSR增大，其累积应变均缓慢增长，且近似呈线性关系；当S_CSR大于临界值后，随着S_CSR的增大，累积应变增长速率明显加快，几乎呈指数形式增长，这表明应将交通荷载引起的循环应力强度控制在临界值内，以降低其引起的土体沉降。

3.3.3 累积应变预测模型

累积应变预测模型采用应用最为广泛的经验模型，其形式为{\epsilon }_{\mathrm{a}}^p=a{N}^b，其中：a、b为拟合参数。采用该模型对试验数据进行拟合，结果如图20所示，拟合良好。参数a、b的拟合结果见表6，其与S_CSR的关系如图21所示。由图21可知：不论原状土还是重塑土，模型参数a随着S_CSR的增大而增大，且增长速率逐渐加快，而模型参数b在较小范围内浮动，原状土b值为0.23~0.27，重塑土b值为0.20~0.33。参数a与S_CSR的关系可以表达为：

a=\left\{\begin{array}{cc}\mathrm{13.91}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}^{\mathrm{2}}-\mathrm{3.60}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\mathrm{0.28}& (\mathrm{原状}\mathrm{土})\\ \mathrm{20.25}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}^{\mathrm{2}}-\mathrm{5.70}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\mathrm{0.43}& (\mathrm{重塑}\mathrm{土})\end{array}\right.

联合上述公式及模型，可得累积应变模型为：

{\epsilon }_{\mathrm{a}}^p=\left\{\begin{array}{cc}\begin{array}{l}\mathrm{13.91}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}^{\mathrm{2}}-\mathrm{3.60}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\\ \mathrm{0.28})\times N_{}^{-\mathrm{0.46}{S}_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\mathrm{0.25}}\end{array}& (\mathrm{原状}\mathrm{土})\\ \begin{array}{l}(\mathrm{20.25}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}^{\mathrm{2}}-\mathrm{5.70}\times S_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\\ \mathrm{0.43})\times N^{-\mathrm{0.77}{S}_{\mathrm{C}\mathrm{S}\mathrm{R}}+\mathrm{0.41}}\end{array}& (\mathrm{重塑}\mathrm{土})\end{array}\right.

对比原状土与重塑土的模型参数a、b可知：累积变形曲线的斜率在较小S_CSR下原状土略大于重塑土，随着S_CSR的增加，a值重塑土超过原状土；原状土拟合参数b的波动范围窄于重塑土。

4 结论

依托温州市轨道交通M1线工程，通过现场取样和一系列物理力学性质试验，结合统计学方法，对温州淤泥质软黏土的含水率、密度、液塑限、无侧限抗压强度、灵敏度、渗透系数、固结指标、抗剪强度指标进行了测试，分析了各指标的统计学规律，并探究了土样深度等因素的影响。主要结论如下：

（1） 试验结果表明，盾构周围饱和软黏土为典型软土，具有高含水率（高达81%）、高孔隙比（高达2.187）、高压缩性（高达2.73 MPa^-1）、高灵敏度（高达4.67）及低强度等不良工程性质。这些特性使土体易受外界荷载影响，施工时易发生沉降与变形，增大盾构推进难度。维护中需关注结构稳定，设计宜增强土体支撑与衬砌抗变形能力。

（2） 饱和软黏土的密度及液塑限等指标均一性较好；土样的含水率、孔隙比随深度增加呈递减趋势，密度、先期固结压力随土体深度增加呈递增趋势。此外，发现土体部分指标（如抗剪强度指标）离散性较大，且随深度变化规律不明确。在土体物理力学参数取值时，应特别注意其统计学规律。

（3） K₀固结三轴不排水剪切试验表明，大部分土样表现出一定的应变软化特征。应变软化行为可能导致开挖面土体强度显著降低，可能引发盾构机“卡机”风险，增加施工难度和安全隐患。峰值偏应力和峰值孔压总体随竖向固结压力（深度）的增大而增大。有效应力路径确定的破坏线斜率为1.39~1.52，表明土体具有较高的摩擦特性，临界状态线（CSL）斜率为1.47~1.51；同一钻孔内土样，斜率基本一致，不同钻孔间斜率存在一定差异。临界状态线斜率的空间差异性提示，在不同区段应采取差异化的注浆加固方案，特别是在钻孔参数变化较大的区域，需要适当提高同步注浆压力以增强土体的稳定性。

（4） 循环动力荷载试验结果表明，轴向应变发展呈现非线性规律，即在加载初期迅速增长，随着加载周数的增大，应变增速变缓并趋于稳定。累积应变随着循环应力比S_CSR的增大而增大，且应变达到稳定所需的加载周数增加。重塑土的累积应变总体大于原状土，且应变的差距通常在30%以内，表明重塑土的长期沉降和变形潜力较大。此外，建议将循环应力比控制在一定限值（0.15~0.20）内，以控制交通荷载引起的土体沉降。

（5） 建立了交通循环荷载下原状土与重塑土累积应变预测模型，分析了模型参数与循环应力比S_CSR的关系，发现参数a随着循环应力比S_CSR的增大而增大，且增加速率逐渐加快，模型参数b则在较小范围内波动。

（6） 基于本研究的结论，建议地铁隧道设计中采用加厚衬砌、抗变形材料，并根据土体深度和物理性质变化，设计不同强度和刚度的支撑系统。针对盾构机施工中的应变软化现象，建议实施差异化注浆加固方案，并在高应变区提高土仓压力。为控制动态荷载引起的沉降，建议控制交通荷载的循环应力，并合理规划车辆通行频率和加固措施。

（7） 后续将进一步研究模型参数与软土类型、频率、应力路径、固结状态等因素的关联性，以实现模型的普适化改进和工程应用的精准化推广。

参考文献

[1] 郭林, 蔡袁强, 王军, 等. 长期循环荷载作用下温州结构性软黏土的应变特性研究[J]. 岩土工程学报, 2012, 34(12): 2249-2254.

[2] Guo Lin, Cai Yuanqiang, Wang Jun, et al. Long-term cyclic strain behavior of Wenzhou structural soft clay[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2012, 34(12): 2249-2254.

[3] 张晗, 杨石飞, 王琳, 等. 上海地区软土旁压加卸载变形特性试验研究[J]. 岩土工程学报, 2022, 44(4): 769-777.

[4] Zhang Han, Yang Shifei, Wang Lin, et al. Experimental researches on in-situ loading and unloading deformation characteristics of soft soil based on pressuremeter tests in Shanghai area[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2022, 44(4): 769-777.

[5] 孙德安, 陈波, 周科. 重塑上海软土的压缩和剪切变形特性试验研究[J]. 岩土力学, 2010, 31(5): 1389-1394.

[6] Sun Dean, Chen Bo, Zhou Ke. Experimental study of compression and shear deformation characteristics of remolded Shanghai soft clay[J]. Rock and Soil Mechanics, 2010, 31(5): 1389-1394.

[7] 陈丽平, 高燕妙, 贾海栋. 室内土工试验指标与杭州软黏土结构的关系[J]. 土工基础, 2020, 34(3): 326-328, 334.

[8] Chen Liping, Gao Yanmiao, Jia Haidong. Relations between the index properties and compressibility of Hangzhou structured soft clay[J]. Soil Engineering and Foundation, 2020, 34(3): 326-328, 334.

[9] 李雪刚, 徐日庆, 王兴陈, 等. 杭州地区海、湖相软土的工程特性评价[J]. 浙江大学学报(工学版), 2013, 47(8): 1346-1352, 1360.

[10] Li Xuegang, Xu Riqing, Wang Xingchen, et al. Assessment of engineering properties for marine and lacustrine soft soil in Hangzhou[J]. Journal of Zhejiang University (Engineering Science), 2013, 47(8): 1346-1352, 1360.

[11] 王国欣, 肖树芳, 黄宏伟. 杭州海积软土应力‒应变特征与结构强度损伤规律研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(9): 1555-1560.

[12] Wang Guoxin, Xiao Shufang, Huang Hongwei. Study on stress‒strain characteristics and damage rule of structural strength for marine soft soil in Hangzhou[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(9): 1555-1560.

[13] 朱剑锋, 刘干斌, 邓岳保, 等. 施工扰动状态下软土力学指标的确定[J]. 宁波大学学报(理工版), 2015, 28(1): 98-101.

[14] Zhu Jianfeng, Liu Ganbin, Deng Yuebao, et al. Determination of soft clay mechanical index under construction disturbed state[J]. Journal of Ningbo University (Natural Science & Engineering Edition), 2015, 28(1): 98-101.

[15] 丁伯阳, 张勇. 杭州第四系软土动力特性试验与土结构性影响的探讨[J]. 岩土力学, 2012, 33(2): 336-342.

[16] Ding Boyang, Zhang Yong. Discussion on dynamic test and characteristics of structural properties of Quaternary soft clay in Hangzhou region[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(2): 336-342.

[17] 韩善鹏, 付伟, 张军辉, 等. 软土地基工后小荷载作用下不同沉降预测模型对比分析[J]. 中外公路, 2024, 44(6): 1-10.

[18] Han Shanpeng, Fu Wei, Zhang Junhui, et al. Comparison analysis of different settlement prediction models under small post-construction load on soft foundation[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2024, 44(6): 1-10.

[19] 王飞, 闫宇, 焦立冬, 等. 考虑软化效应的滨海软土区基桩受力与变形特性分析[J]. 中外公路, 2024, 44(2): 1-8.

[20] Wang Fei, Yan Yu, Jiao Lidong, et al. Mechanical and deformation characteristics of piles in coastal soft soil areas considering softening effect[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2024, 44(2): 1-8.

[21] 于丹, 张晶, 陈殿强, 等. 沈阳城区土的塑限和液限相关性分析: 以沈阳地铁一号线段为例[J]. 沈阳建筑大学学报(自然科学版), 2015, 31(4): 628-635.

[22] Yu Dan, Zhang Jing, Chen Dianqiang, et al. Relationship between liquid and plastic limit of the soil in Shenyang city: A case of the Shenyang metro No. 1[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University (Natural Science), 2015, 31(4): 628-635.

[23] 吴繁, 杨平, 张雅琴. 地铁荷载下宁波软黏土冻融水泥土动力学特性研究[J]. 防灾减灾工程学报, 2020, 40(5): 818-827.

[24] Wu Fan, Yang Ping, Zhang Yaqin. Study on dynamic characteristics of cement soil of Ningbo soft clay in freeze-thawing cycles under the load of metro[J]. Journal of Disaster Prevention and Mitigation Engineering, 2020, 40(5): 818-827.

[25] 丁智, 虞健刚, 孙苗苗, 等. 越江地铁循环荷载下软黏土累积应变特性及微观结构特征[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2021, 52(3): 948-959.

[26] Ding Zhi, Yu Jiangang, Sun Miaomiao, et al. Strain accumulation and microstructure characteristics of soft clay under cross-river subway loading[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2021, 52(3): 948-959.

[27] 魏新江, 张孟雅, 丁智, 等. 初始固结度影响下地铁运营引起的长期沉降预测[J]. 现代隧道技术, 2016, 53(2): 114-120.

[28] Wei Xinjiang, Zhang Mengya, Ding Zhi, et al. Prediction of long-term settlement caused by subway operation under the influence of initial consolidation[J]. Modern Tunnelling Technology, 2016, 53(2): 114-120.

[29] Huang Q, Huang H W, Ye B, et al. Dynamic response and long-term settlement of a metro tunnel in saturated clay due to moving train load[J]. Soils and Foundations, 2017, 57(6): 1059-1075.

[30] Ren X W, Tang Y Q, Xu Y Q, et al. Study on dynamic response of saturated soft clay under the subway vibration loading I: Instantaneous dynamic response[J]. Environmental Earth Sciences, 2011, 64(7): 1875-1883.

[31] GB/T 50123—2019 土工试验方法标准 [S].

[32] GB/T 50123—2019 Standard for geotechnical testing method [S].

[33] 丁智, 虞健刚, 孙苗苗, 等. 结构性软黏土的循环累积应变特性研究[J]. 中外公路, 2023, 43(3): 231-236.

[34] Ding Zhi, Yu Jiangang, Sun Miaomiao, et al. Research on cyclic accumulative strain characteristics of structured soft clay[J]. Journal of China & Foreign Highway, 2023, 43(3): 231-236.

[35] Cai F, Liu Y, Ni D Y, et al. Applicability verification of new prefabricated support materials in soft soil areas[J]. Strength of Materials, 2024, 56(5): 1062-1070.

[36] Xie S L, Hu A F, Xiao Z R, et al. Analysis of two-dimensional consolidation behavior of soils under cyclic loading considering exacerbated tunnel leakage[J]. Computers and Geotechnics, 2024, 174: 106637.

[37] 王立忠, 但汉波, 李玲玲. K₀固结软土的循环剪切特性及其流变模拟[J]. 岩土工程学报, 2010, 32(12): 1946-1955.

[38] Wang Lizhong, Dan Hanbo, Li Lingling. Cyclic shearing behavior of K₀-consolidated clay and its rheological simulation[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2010, 32(12): 1946-1955.

[39] 王鑫, 沈扬, 王保光, 等. 列车荷载下考虑频率影响的软黏土破坏标准研究[J]. 岩土工程学报, 2017, 39(): 32-37.

[40] Wang Xin, Shen Yang, Wang Baoguang, et al. Failure criteria for soft clay subjected to frequencies under train loads[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2017, 39(S1): 32-37.

[41] JTS 133-1—2010 港口岩土工程勘察规范 [S].JTS 133-

[42] 1—2010 Code for investigation of geotechnical engineering on port [S].

[43] GB 50021—2001 岩土工程勘察规范[2009年版] [S].

[44] GB 50021—2001 Code for investigation of geotechnical engineering（2009） [S].

基金资助

国家重点研发计划项目(2016YFC0800200)

国家自然科学基金资助项目(51778571)