天津港软黏土强度循环弱化试验研究及应用

闫澍旺，封晓伟

(天津大学建筑工程学院， 天津 300072)

循环荷载作用下，黏性土相对砂性土具有更强的稳定性，这普遍为学者们所接受．以往的研究和设计往往更多致力于饱和砂土的地震液化问题[1-3]．然而事实表明很多软黏地基的破坏都是由于循环荷载作用后土体的强度弱化引起的，1999年集集地震期间造成的台湾 Wufeng大面积地表沉降，现场勘查结果表明地表破坏区下部分布为低塑性黏土；日本宫城县地震中，软黏土地基出现了大量的裂缝和滑坡破坏，这些现象很难用现有的液化理论解释．Boulanger等[4]指出地震中类砂性土表现为液化，类黏性土表现为循环软化，并明确了类黏性土的地震循环软化的分析方法；Chu等[5]通过室内试验方法，分析现场3～6层框架结构地基失稳的原因，指出地震后黏土层存在明显的循环弱化效应，地基土的强度降低，导致地基失稳．然而，波浪与地震荷载存在明显区别，在于地震是以加速度方式直接作用于地基上，而波浪则作用在上部结构的某一部位，且波浪的持续时间比地震的持续时间长，周期也较长，振动幅度较小．因此，对波浪作用下黏土地基的强度弱化问题还需要进行专门研究．Anderson等[6]和 Hyodo等[7]对黏土进行了大量的循环单剪和三轴试验，指出饱和软黏土在循环荷载作用后不排水抗剪强度衰减特性．汪小平等[8]和刘胜群等[9]通过GDS(global digital system)双向振动三轴试验仪对循环荷载作用后饱和软黏土的强度衰减机理进行了阐述．以上研究取得了大量宝贵的试验数据和分析结果，为工程设计提供了可靠依据．但在考察循环荷载(主要是地震、交通荷载等)作用下软黏土行为时，均没有考虑地基土体的实际应力路径，与实际差别比较大，不能很好地应用于工程实践．

近年来天津港区大面积围海造陆，港区出现了一些新型的防波堤结构，如半圆体、桶型基础结构防波堤等，其设计和施工还带有一定的探索性质．笔者以天津港原状软黏土为研究对象，通过室内动、静三轴试验，根据实际工程特点，考虑地基土体的实际应力状态和加载过程，对试样施以不同的静、动应力组合．试验过程中的应力路径与实际比较符合，确定了判断软黏土在波浪循环荷载作用下强度弱化程度的方法；应用试室内试验成果，结合数值分析方法，确定了波浪荷载作用下半圆体防波堤地基的稳定性分析方法，为工程设计与施工提供了参考．

1 室内试验

1.1 试验土样

使用的试验土样为取自拟建的天津港北大防波堤工程地基土原状土样，土层大致分布情况如图1所示，表层为10～12,m的淤泥质软土层．表1中列出了取自表层软土的原状土样的基本物理性质指标．

图1 土层分布Fig.1 Sketch of soil strata

表1 土的物理性质指标Tab.1 Physical parameters of soil

1.2 动三轴固结不排水试验

勘查结果表明地基表层淤泥强度比较低，而来自结构物的附加静应力和动应力又比深层土大，因此该软土层在波浪荷载下强度弱化效应明显，为此有针对性地对表层淤泥和部分淤泥质黏土进行了室内试验，提出了根据土样实际的应力路径加荷的室内动三轴试验方法，试验过程更加贴近实际，确定地基土在循环荷载作用下的残余强度，从而分析循环荷载作用下的强度折减规律．

室内动三轴试验采用英国进口的GDS动态循环剪切设备，可以实时监控整个试验过程，高速采集并储存数据，具有精度高、操作简易、结果可靠等优点，是一套数字化试验设备．试验前先使土样在压力室中进行固结，固结时间为 24,h．土样固结压力按原位受力状态，在自重应力下进行等向固结，固结压力为

式中：σ0(σ3)为围压或土样的固结压力；或 k0为地基土侧压力系数；σz为地基土自重应力引起的上覆压力；γ′为土的有效重度，一般为37.5～8.0 kN/m ；z为取样深度．

土样固结完毕，关闭排水阀门，施加轴向静荷载jσ，jσ相当于结构物在地基土中引起的附加应力，待静应变稳定后施加轴向动荷载dσ，采用正弦波加载模式，用以模拟波浪动荷载．待达到预定的破坏标准后即刻进行不排水剪切试验，用以测试波浪循环荷载作用后土样的残余强度．试验采用应力控制式模块，考虑地基土体实际加载过程，试验过程中采用的应力路径如图2所示．点A表示土样的初始应力状态，应力路径AB表示结构在地基土中的附加应力jσ，BC表示波浪在地基土体中引起的附加动应力dσ的往复作用，其大小分别是按防波堤的实际建造过程，由对结构自重荷载和设计波浪荷载[10]作用下防波堤地基的有限元分析而确定的．

图2 动三轴试验的荷载条件Fig.2 Load conditions for dynamic triaxial test

1.3 试验结果与分析

循环荷载作用下，饱和软黏土的应力-应变关系表现为一系列滞回圈(见图 3)，并且随着循环次数的增加，滞回圈向右移动的同时，逐渐向应变方向倾斜，即发生应变软化现象，从而导致土体不排水抗剪强度的降低．

图3 典型的 (σ 1 - σ 3 ) -εa 关系曲线Fig.3 Typical curve of ( σ 1 - σ 3 ) -εarelationship

为分析波浪循环荷载作用后地基土抗剪强度的折减程度，在试验过程中，对某一围压下固结后的土样赋予不同的静、动应力组合，得到该荷载组合作用后的土样的残余强度．再与相应原状土样的试验结果比较，经过整理得到该荷载组合下土样的固结不排水强度折减值或弱化程度．图4和图5分别给出了2组均取自淤泥层(3.0～3.5,m)的原状土样典型试验结果，其中σ1为轴向压力．图4中第1组土样荷载条件为：固结压力σ0= 2 0 kPa ，静应力σj= 1 7 kPa，动应力分 别 为σd= 6 kPa和σd= 8 kPa ，即σj/σ0= 0 .85，σd/σ0为0.3和0.4，2组动荷载作用后强度折减率为0.60、0.47．图 5第 2组土样固结压力σ0= 2 0 kPa，动应 力σd= 6 kPa ，静 应 力 分 别 为σj= 1 2 kPa和σj= 1 5 kPa，2组荷载组合作用下土样的抗剪强度折减率为 0.63、0.52．

图4 (σ 1 - σ 3 ) -εa 关系曲线(σ 0 = 2 0 kPa ，σj= 1 7 kPa)Fig.4 Curves of ( σ 1 - σ 3)-εa relationship (σ0=20 kPa,σj= 1 7 kPa)

图5 (σ 1 - σ3 ) -εa 关系曲线(σ0 = 2 0 kPa ，σd= 6 kPa)Fig.5 Curves of ( σ 1 -σ 3)-εarelationship (σ0=20 kPa，σd = 6 kPa)

固结压力对土样抗剪强度的影响是显而易见的，由图 4和图 5可以看出，在固结压力一定的情况下，不同的静、动荷载组合，都会影响软黏土的抗剪强度折减值．静偏应力相同，动荷载越大，弱化程度越大；动荷载相同，静偏应力越大，弱化程度也越大．经过多组试验，整理软黏土抗剪强度折减率β与σj/σ0、σd/σ0二者关系，得到如图 6所示的一系列规律性曲线．因此，根据某一地基土单元相应的σ0、σj和σd荷载组合，波浪循环荷载作用下软黏土的抗剪强度弱化程度可以确定．

图6 天津港软黏土抗剪强度折减率Fig.6 Shear strength discounting ratio of Tianjin Harbor soft clay

2 防波堤地基稳定性

如前所述，循环荷载作用下软黏土强度的降低，类似金属的“疲劳”现象，但其作用机理不同．对地基土体而言循环荷载会造成土体孔隙水压力升高，土体结构性重塑，宏观上则表现为抗剪强度减小，地基承载力显著降低．传统的设计计算方法只把波浪力作为荷载，而没有考虑循环荷载作用下软黏土抗剪强度的弱化效应，结果使结构物的设计偏于危险，容易出现工程事故．实际上波浪对地基土体起双重作用是一把双刃剑：它既增加了荷载又使土体强度降低，产生弱化效应．例如在寒潮大浪袭击下，长江口深水航道治理工程已安装的部分重力式半圆型沉箱导堤发生了2～4,m的沉降和将近20,m的滑移，文献[11]中指出其结构失稳的主要原因是地基软土层发生了较大程度的强度弱化．而动力学分析则立足于结构的动力响应和对荷载的动力放大作用，其本身不能解决材料的强度变化特性．本文通过分析防波堤地基的应力状态，应用天津港软黏土不同荷载组合下的抗剪强度折减规律，将波浪动荷载作用下的强度弱化效应应用在地基稳定性分析中，建立了天津港防波堤稳定性的可靠分析方法，为天津港防波堤的设计与施工提供了参考依据．

2.1 防波堤应力状态分析

使用有限元方法分析了半圆体防波堤应力状态．此项分析的目的：①确定地基软土层强度折减率所需的各单元的3项应力指标0σ、jσ及dσ，分别由地基模型的初始应力、附加应力以及附加动应力确定；②由计算的3项应力及软黏土的抗剪强度折减规律，确定防波堤地基软土层的强度弱化程度，进而分析弱化效应作用下的防波堤地基的稳定性，此次分析中先不考虑地基土循环弱化效应．

地基土模型参数如表2所示．荷载条件为：半圆体沉箱结构水下质量 Wc= 5 10 kN/m ，抛石基床水下质量 Ws= 5 74.5 kN/m ．按强风暴潮设计条件下结构的竖向和水平波浪荷载[11]分别为 Pv= 1 39.7 kN/m、Ph= 1 51.6 kN/m．

表2 地基土模型参数Tab.2 Soil parameters for analysis model

根据荷载条件和地基土参数，由有限元分析得到地基中的初始自重应力场和上部结构(含半圆体沉箱及抛石基床)作用下的地基竖向附加静应力σj，如图7所示．再在半圆体上作用竖向和水平波浪荷载(考虑大浪作用)，得出图 8所示地基各单元的附加动应力σd，最终得到地基的竖向位移，从图9中可以看出即使在大浪袭击下半圆体结构也不会发生过量沉降，地基是稳定的．

图7 上部结构产生的地基附加静应力Fig.7 Vertical additional stress of foundation induced by superstructure

图8 波荷载作用下的地基附加动应力Fig.8 Additional dynamic stress of foundation induced by wave loading

图9 半圆体沉箱沉降Fig.9 Settlement of semicircular caisson

2.2 地基土强度弱化作用下的防波堤稳定分析

由2.1节分析的地基土原位固结应力σ0、附加静应力σj和附加动应力σd3项应力值，根据图4循环荷载作用下天津港软黏土的强度折减规律，可得到各土层波浪荷载作用后地基强度弱化程度．其中表层细砂受波浪荷载影响较小，其强度可考虑不予折减．软土层弱化程度较大，应予以折减，表 3列出了各深度土层典型的强度折减率．在此基础上重新分析防波堤的稳定性，地基竖向位移如图 10所示．可以看出地基土强度折减后半圆体沉箱发生了过量沉降．故应对软基采取一定的加固措施，以提高结构的安全储备．

表3 典型地基土强度折减系数Tab.3 Shear strength discounting ratio of typical soil

图10 考虑地基土强度弱化后的半圆体沉降Fig.10 Settlement of semicircular caisson considering soil Fig.10 strength softening

2.3 地基加固及效果分析

由以上分析可以看出软黏土的强度弱化效应是半圆体防波堤稳定性不容忽视的重要因素，为抵御波浪作用下，特别是大浪袭击下防波堤地基强度软化，拟建的天津港北大防波堤有针对性的对地基采取一定的加固方案，地基处理方案如下：

(1) 打设 11,m 深的塑料排水板，间距 1,m×1,m，只打穿淤泥层；

(2) 以抛石基床作为预压荷载，当地基在自重和预压荷载的作用下固结度达到 85%左右时(固结90,d)，再安放半圆体沉箱．

地基加固完毕后再安装半圆体沉箱，由 2.2节的分析方法重新计算加固后地基土各单元的附加静应力σj和附加动应力σd．再根据图4试验结果重新对软土层的强度进行折减进而分析防波堤的稳定性，地基加固后的半圆体沉降如图11所示．

图11 地基土加固后的半圆体沉降Fig.11 Settlement of semicircular caisson after foundation soil reinforcement

由图11可以看出半圆体防波堤施工期的工后沉降大大缩小，地基是稳定的．分析其原因：对比地基加固前后，加固方案中以抛石基床为先期预压荷载(约 30,kPa)，地基土单元的固结压力为初始自重应力和预压荷载之和，因而显著增大；同时地基中的附加静应力仅由沉箱结构产生，如不采用加固措施则由沉箱及抛石基床共同作用产生，因此加固后地基中的附加静应力也大大降低，故σj/σ0和σ3/σ0都显著降低．根据图 4软黏土的抗剪强度折减规律，此时的地基土强度弱化效应明显减小，软土层的强度折减系数均提高到 80%以上．此外，塑料排水板加速了地基土体的固结，固结完成后的地基土强度明显提高，因此加固处理后的半圆体防波堤-地基在施工期的安全储备大大提高．

3 结 论

(1)通过室内试验手段并考虑实际工程中地基土体的应力路径，在动三轴试验中，对试样施加了不同的静、动应力组合．试验结果显示，循环荷载作用后软黏土的强度与原状土相比会发生衰减，且强度衰减值随有效固结压力、静应力和动应力的变化，呈现一定的规律性，可以用来判断波浪循环荷载作用下软黏土的强度弱化程度，由于试验过程中采用不同的静、动应力组合，应用范围更为广泛，工程实用性较好．

(2)根据天津港软黏土强度弱化规律的室内试验成果，结合有限元方法对比分析了波浪荷载作用下半圆体防波堤的稳定性，提出了合理的地基处理措施．由于试验过程和模拟过程中的加载条件更贴近土体的实际应力路径，因此分析结果更为合理，分析方法明确，可以为工程设计人员所接受．

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