多因素下滨海软黏土循环后强度弱化研究及应用

王元战，杨攀博，孙熙平，崔衍强

(1.天津大学天津市港口与海岸工程重点实验室，天津300072；2.交通运输部天津水运工程科学研究所水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室，天津300456)

多因素下滨海软黏土循环后强度弱化研究及应用

王元战1，杨攀博1，孙熙平2，崔衍强2

(1.天津大学天津市港口与海岸工程重点实验室，天津300072；2.交通运输部天津水运工程科学研究所水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室，天津300456)

随着近海工程向深水化、大型化发展，波浪循环荷载作用下软黏土地基弱化问题越来越受到关注。文章以烟台港原状淤泥质黏土为研究对象，通过动三轴试验，研究了不同围压、动应力和静偏应力影响下循环后不排水抗剪强度弱化规律和应力路径发展规律。在此基础上考虑实际工程中的土体状况，增加了固结度这一新的影响因素。试验结果表明存在固结度临界动应力比0.2，当动应力比小于等于0.2时，固结度对于土体强度弱化的影响基本一致；当动应力比大于0.2时，固结度对于强度弱化的影响突然加速。根据试验规律建立了综合考虑围压、动应力、静偏应力和固结度的多因素影响下不排水抗剪强度弱化公式，并采用拟静力方法将公式应用于烟台港防波堤数值模型的计算中，结果表明考虑强度弱化效应的计算方法更加接近工程实际。

软黏土；循环荷载；强度弱化；固结度；数值模型

随着国家经济的发展，越来越多的近海工程投入建设，工程的深水化、大型化以及工程环境的复杂化对结构的地基稳定性提出了更高的要求。而我国沿海和近海地区普遍分布着软黏土地基，波浪动荷载作用所引起的软黏土地基强度弱化问题日益突出。如渤海6号沉垫式钻井平台，在一次风暴中由于软土地基强度弱化发生了1.6 m的沉降和2 m左右的滑移，平台失稳导致井口剪断，造成了重大的经济损失［1］。因此研究循环荷载作用下滨海软黏土强度弱化特性具有十分重要的意义。

在循环后不排水强度弱化的相关研究中，Chu等［2］分析了震后框架结构地基失稳的原因，并通过相关试验指出地震后黏土层存在明显的循环弱化效应；Anderson等［3］对Drammen黏土进行了大量的动三轴试验，提出饱和软黏土循环荷载作用后不排水抗剪强度退化值一般小于25%；Yasuhara等［4］在此基础上进一步提出了循环荷载作用下不排水强度退化的等效超固结比公式。国内方面，郑刚等［5］针对天津软黏土，研究了动应力、循环次数等因素对软黏土的循环后不排水强度的影响；闫澍旺等［6-7］在研究中增加了静偏应力这一影响因素；汪小平等［8］针对杭州典型软黏土，研究了循环荷载作用后正常固结和超固结饱和软黏土的不排水强度变化规律。

以往的研究成果为分析软黏土循环后不排水强度提供了可靠依据，研究中考虑了围压、动应力、静偏应力、循环次数以及超固结比等因素的影响。但是在实际工程中，地基土体有时会因为塑料排水板打设不合理等问题排水不畅，土体并未完全固结。而以往遇到这个问题则考虑偏危险情况，认为土体没有固结，忽略了土体已具有的一定的固结程度，这样的做法是偏保守的。所以本文在考虑围压、动应力和静偏应力对于土体循环后不排水强度影响的基础上，增加了固结度这一新的影响因素，比较全面的分析了多因素作用下土体的强度弱化规律。并采用拟静力方法，将得到的多因素循环后不排水强度弱化规律应用于烟台防波堤数值模型的计算当中，为烟台港防波堤工程的设计和施工提供参考。

1 试验方案

试样土样是取自烟台港的原状土，土层深度为泥面下2～5 m，土质为淤泥质黏土，土样物理性质指标见表1。室内动三轴试验采用英国GDS动态循环三轴试验仪，该仪器操作简便，精度高，能够实时监控整个动态试验过程，相关参数全部由系统自动化控制，性能可靠。

原状土试样直径为39.1 mm，高度为80 mm。饱和方式为抽真空饱和，饱和后对土样进行B检测来检验饱和度，若饱和度达不到98%，则进行反压饱和，通过增加反压来提高土样内空气的溶解度，从而使得饱和度达到要求。试验具体步骤如下：

（1）土样首先在一定的围压σc下做等向固结，并通过控制孔压u的消散来控制土样的固结度，固结度Sr定义如公式（1）所示。试验上的具体操作是不断的交替开关排水阀，每开关一次排水阀，待孔压稳定后，对比当前孔压和目标孔压，直到当前孔压消散到目标孔压为止。

表1 土样物理性质指标Tab.1 Physical property indexes of soil

（2）土样固结完成后，对土样施加静偏应力σj，待试样变形达到稳定后，再施加动应力σd，此阶段均为不排水状态。其中，σj相当于结构物在地基中引起的附加静应力，σd用以模拟波浪荷载。试验循环荷载采用正弦波，荷载周期根据实际波浪情况取为8 s。考虑到土样达到循环稳定状态，循环次数为1 500次。

（3）振动结束，取振动产生的累积动应变为εd，随后开始不排水剪切，当总应变达到15%时停止剪切，最终得到循环荷载作用后土体的不排水抗剪强度强度折减系数为未加动荷载的不排水抗剪强度。试验过程如图1所示。

图1 试验加载过程图Fig.1 Loading process diagram of test

2 试验结果与分析

试验过程中考虑了不同围压、动应力比、静偏应力比和固结度的影响，试验结果如表2所示。其中r=σd/ σc为动应力比，h=σj/σc为静偏应力比。

2.1 围压的影响

图2为不同围压，相同动应力比下归一化应力与应变的关系曲线。从图2中可以看出在相同动应力比下，不同围压振动产生的动应变基本相同，归一化应力与应变的关系曲线发展趋势基本一致，最后的强度折减系数也比较接近。即在土层所处2～5 m的深度范围内，当应力比一定时，围压对于土体循环后不排水强度折减的影响并不是十分明显，这与霍海峰［9］的研究成果一致。由此在研究中以35 kPa围压为主要研究对象，并可将35 kPa围压下得到的强度折减规律应用于整个土层之中。

2.2 动应力和静偏应力的影响

图3为不同静偏应力比下，折减系数与动应力比关系曲线。从图3中可以看出，土样的强度随着动应力比的增大而衰减，当动应力比小于等于0.3时，土样的循环后不排水强度衰减不明显，而动应力比增大到0.4时，土样强度明显减弱，即强度折减系数是随着动应力比的增大先缓慢降低再快速降低的曲线变化过程。

图4反应了不同动应力比条件下，静偏应力比对于土样不排水强度的影响。从图4中可以看出，强度折减系数随着静偏应力的增大而降低，且基本呈线性关系。

表2 试验结果Tab.2 Results of tests

图2r=0.4，不同围压下归一化应力与应变关系曲线Fig.2 Relations of normalized stress versus strain under different confining stress when r is 0.4

图3 不同静偏应力比下，折减系数与动应力比关系曲线Fig.3 Relationship between strength reduction factor and dynamic stress ratio under different deviator stress ratios

对围压35 kPa，100%固结度下的试验结果进行分析，即表2中7～18试验组，可以得到强度折减系数与振动产生的累积动应变之间的相互关系，如图5所示。可以看出，当动应变小于2%时，不排水强度衰减较小，保持在10%以内。即可以认为存在临界动应变2%，当εd小于2%时，静强度衰减有限，在工程上可以忽略；当εd大于2%时，不排水强度随动应变的增加而降低。

图4 不同动应力比下，折减系数与静偏应力比关系曲线Fig.4 Relationship between strength reduction factor and deviator stress ratio under different dynamic stress ratios

图5 折减系数与动应变关系曲线Fig.5 Relationship between strength reduction factor and dynamic strain

2.3 固结度的影响

以上均为土样处于完全固结状态的试验结果。而实际工程中，地基土体有时因排水不畅并未完全固结。为分析不同固结度时，土体循环后不排水强度的衰减情况，本文进行了不固结、固结度33%。固结度66%和完全固结4种固结状态的动三轴试验。对得到的强度折减系数进行分析，得到不同固结度下折减系数与动应力比之间的关系曲线，如图6所示，其中Sr=0，r=0.3这点在循环中土样已经损坏。从图6中可以看出固结度一定时，土体的循环后不排水强度随着动应力比的增大而降低，当动应力较小时，衰减不明显，动应力较大时，衰减速率加快，且固结度越小，衰减的越快。

图7为不同动应力比下折减系数与固结度关系曲线，可以看出折减系数随着固结度的降低而减小，呈线性关系。且动应力比r=0.3的直线斜率与其他3条直线存在明显差异，即存在固结度临界动应力比0.2，当动应力比小于等于0.2时，固结度对于折减系数的影响基本是一致的；当动应力比大于0.2时，固结度对于折减系数的影响突然加速，折减系数随着固结度的降低快速下降。

图6 不同固结度下，折减系数与动应力比关系曲线Fig.6 Relationship between strength reduction factor and dynamic stress ratio under different consolidation degrees

图7 不同动应力比下，折减系数与固结度关系曲线Fig.7 Relationship between strength reduction factor and consolidation degree under different dynamic stress ratios

2.4 应力路径分析

图8为循环荷载作用后不排水剪切过程的应力路径，其中p′=(σ1′+2σ3′)/3，q′=(σ1′-σ3′)。从图8中可以看出无循环荷载作用的土样剪切时的应力路径为S型。这是因为剪切中轴向应力的增加使得p′增大，而超孔压的产生又会使p′减小。在第一个转折点之前，轴向应力对p′的增加作用占主导地位，应力路径向外凸出。此后，超孔压增长其对p′的抑制作用占优，使得曲线反向发展。到达剪切的后期，超孔压将下降，有效应力再次增大，最终呈现出S型的应力路径。

对各工况下不排水剪切过程的应力路径进行比较，可以看出，循环荷载作用后，应力路径逐渐向左偏移，路径S型特点减弱，表现出与超固结土相似的应力路径特点，即拟超固结现象。这与Yasuhara［4］、王淑云［10-11］等的试验结果是一致的。同时动应力比越大，应力路径左偏越严重，拟超固结现象越明显，土体强度弱化越严重。静偏应力的增加也会加重拟超固结现象，降低折减系数。

图8 循环后不排水剪切应力路径Fig.8 Undrained triaxial test stress paths after process of dynamic loading

3 强度弱化原因与公式拟合

根据经典的莫尔库仑理论，如公式（2），土体强度主要体现在内摩擦角φ和黏聚力c上。动力循环过程中，土颗粒间的胶结作用受到不同程度的扰动，胶结力降低，黏聚力c减弱；另一方面，由于循环荷载作用，土体中孔压上升，导致有效应力降低，土体将产生结构性重塑，内摩擦角φ发生变化。同时振动过程中土颗粒之间的摩擦会导致颗粒局部边角破碎、折断，这些都导致了软黏土循环后不排水强度的弱化。

τ=σtanφ+c（2）

从试验结果分析可知，强度折减系数随着动应力比的增加成加速下降的趋势，随着静偏应力比的增加线性降低，同时随着固结度的上升线性增加。根据以上特点，对折减强度系数进行经验公式拟合，得到综合反映围压、动应力、静偏应力和固结度的强度折减计算公式，即公式（3），相关系数R2=0.96，拟合结果如图9、10所示。

图9 不同静偏应力比下，拟合曲线与实测数据对比Fig.9 Fitting curves of strength versus practical testing under different deviator stress ratios

图10 不同固结度下，拟合曲线与实测数据对比Fig.10 Fitting curves of strength versus practical testing under different consolidation degrees

关于公式的适用范围，试验中已经发现，当循环动应力比达到或者超过0.5时，软黏土在初始的一些动力循环内累积动应变迅速增大，土样强度急剧下降，且累积应变随着循环的进行不断增大，无法达到一个稳定的循环状态，体现出与小应力比时能够达到稳定循环状态完全不同的特点，如图11所示。所以存在临界动应力比0.5，软黏土的动力特性在循环应力比高于与低于临界循环应力比时有较大的不同。所以本文提出的公式仅适用于小动应力比情况，即循环动应力比在0至0.4之间。根据本文依托的实际工况，港口工程中波浪力相比于土体固结应力和上部结构重力来说较小，其范围在临界循环应力比之内，可以应用该公式。

4 工程应用

4.1 工程概况

考虑波浪荷载作用下地基土体的强度弱化效应，本文采用拟静力方法对烟台港防波堤工程典型断面进行计算。计算软件选用ABAQUS，断面尺寸及土层分布情况如图12，各层土体详细物理指标见表3。荷载条件为结构重力和波浪力。

4.2 考虑强度弱化效应的模型计算

图11 不同动应力比下，累积动应变与循环次数关系曲线Fig.11 Relationship between accumulated strain and cycle times under different dynamic stress ratios

图12 防波堤断面及土层分布Fig.12 Breakwater section and soil depth distribution

根据土层资料可知，泥面下2～5 m的淤泥质黏土层为软弱土层，循环荷载作用下土体强度弱化显著。而砂层和其他土层弱化效应比较微弱，计算中强度不予折减。实际工程中，虽然在该土层打设了塑料排水板，但由于排水板数量少，间距大，地基土体排水不畅，孔压尚未完全消散。由现场实测孔压资料可知，土层的固结度Sr在0.8左右。

对模型进行应力状态分析，首先对模型施加土体自重，从而得到地基中的初始自重应力场σc。随后施加上部结构自重，得到由上部结构作用产生的各单元应力增量，即附加静偏应力场σj。最后加载波浪力，同样得到由波浪作用产生的各单元应力增量σd。由应力状态分析得到的淤泥质黏土层各单元的固结压力σc、附加静偏应力σj、附加动应力σd以及实测得到的0.8固结度，通过公式（3）计算得到各个单元的强度折减系数，并对各单元土体的强度进行折减。折减后重新进行有限元计算，得到考虑强度弱化效应的模型计算结果。

图13为不考虑强度弱化效应的防波堤沉降云图，图14为考虑强度弱化效应的防波堤沉降云图。从图13中可以看出，考虑地基土体强度弱化，结构沉降增大，建筑物偏于危险。不考虑弱化效应的沉箱平均沉降为0.54 m，而考虑弱化效应的沉箱平均沉降为0.66 m，现场实测沉箱沉降为0.7 m，由此可见考虑地基土体强度弱化效应的计算结果更加接近工程实际。

表3 土层土体参数表Tab.3 Parameter list of soil in different layers

图13 不考虑弱化效应防波堤沉降云图Fig.13 Settlement of breakwater without considering the effect of strength weakening

图14 考虑弱化效应防波堤沉降云图Fig.14 Settlement of breakwater considering the effect of strength weakening

4.3 固结度的影响

以上为土层固结度为0.8时考虑强度弱化效应的计算结果，不同固结度时考虑弱化效应防波堤的沉降情况如表4所示。可见，随着固结度的降低，防波堤沉降增大，且增大速率明显加快。所以在工程中对土层进行有效的加固十分重要。

由以上计算结果可知，当工程面临地基土体土质较差，波高浪急的情况时，应在设计中根据地基土体固结状况，考虑其循环弱化效应，以使设计留有足够的安全系数。同时在施工中可采用加设塑料排水板增加土体固结度或者增加开挖深度换填软弱土层等处理方式，减弱土体的循环弱化效应，保证结构安全稳定。

表4 不同固结度下沉降统计表Tab.4 Parameter list of settlement under different consolidation degrees

5 结论

本文通过开展烟台港淤泥质黏土动三轴试验及拟静力数值模型计算，得到结论如下：

（1）2～5 m的淤泥质黏土层内，当动应力比一定时，不同围压下的抗剪强度折减系数基本一致，即围压对于循环后强度折减的影响不明显。

（2）随着动应力比的增加，淤泥质黏土循环后不排水抗剪强度呈下降趋势，且动应力比值较大时强度有较大幅度的衰减。静偏应力比增大，强度折减系数降低，且基本呈线性关系。

（3）随着土体固结度的降低，淤泥质黏土强度折减系数降低，呈线性关系。且存在临界动应力比0.2，当动应力比小于等于0.2时，固结度对于折减系数的影响基本是一致的；当动应力比大于0.2时，固结度对于折减系数的影响突然加速，折减系数随着固结度的降低快速下降。

（4）土体经循环后的应力路径表现为超固结特点，即拟超固结现象。且动应力比和静偏应力比越大，这种拟超固结现象越明显。

（5）在烟台港防波堤数值模型计算中应用拟合得到的多因素强度弱化公式，模型计算结果更为贴近工程实际。建议在工程设计中考虑强度弱化效应，并在施工中通过对土体的加固和换填减弱强度弱化对于结构物稳定性的影响。

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辽宁省今年划定海洋生态红线

本刊从辽宁省海洋与渔业厅获悉，目前，渤海近岸海域已有近半海域面积划定生态红线，2015年年底前将完成黄海近岸海域的红线划定工作。据悉，去年辽宁省建立并实施渤海海洋生态红线制度，确立了34个生态红线区，面积占近岸海域面积的45.2%，新建6个海洋特别保护区，近岸海域水质监测站位增加到86个，入海排污口监测频次增加到6次，组织了4个区域海洋工程环境影响跟踪监测。2015年，该省将继续完善海洋生态红线制度，黄海近岸海域的红线划定拟在年底前完成。同时还将完善海洋环境风险项目准入制度，拟定近岸海洋环境污染物总量控制制度，制定规范用海和破坏海洋生态环境补偿标准。（殷缶，梅深）

辽宁推进落实重大涉海建设项目

本刊从辽宁省海洋与渔业厅获悉，为推进落实《国务院关于近期支持东北振兴若干重大政策举措的意见》中确定的重大涉海建设项目，辽宁省海洋与渔业厅于2015年3月23日召开重大涉海建设项目推进调度会。会议听取了重大项目总体建设情况、项目进展和下一步用海计划等，并对推进重大涉海项目建设进行了安排部署。会议强调，要将重大涉海项目建设纳入到海域使用重点保障内容中来，认真制订推进方案，有序、有重点地协调推进各项工作。建立重大涉海项目建设推进协调机制和项目进展信息通报制度，落实责任分工，提高项目审批效率。（殷缶，梅深）

Research and application on strength weakening character of littoral soft clay affected by cyclic loading under different influencing factors

WANG Yuan⁃zhan1,YANG Pan⁃bo1,SUN Xi⁃ping2,CUI Yan⁃qiang2
（1.Tianjin Key Laboratory of Port and Ocean Engineering,Tianjin University,Tianjin 300072,China;2.Tianjin Research Institute for Water Transport Engineering,Key Laboratory of Harbor&Marine Structure Safety,Ministry of Transport,Tianjin 300456,China）

With the development of offshore engineering，strength reduction of soft clay foundation under cy⁃clic loading is attracting more attention.By means of performing cyclic triaxial test on muddy clay taken from Yan⁃tai littoral zone,undrained shear strength weakening and stress path of clay has been studied in different confining stress,deviator stress and dynamic stress.Given the actual soil condition in the engineering,the effect of consolida⁃tion degree has also been studied.Critical dynamic stress ratio has been found in the test.When the dynamic stress ratio is less than or equal to 0.2,strength reduction is affected by consolidation degree identically.On the contrary, when the dynamic stress ratio is greater than 0.2,consolidation degree has great influence on strength reduction.Ac⁃cording to the test,a strength weakening formula which contains different influencing factors was put forward.Then the formula was applied to the numerical model of breakwater in Yantai Port by using pseudo⁃static method.The re⁃sults show that the calculation method with strength weakening is more close to the engineering practice.

soft clay;cyclic loading;strength weakening;consolidation degree;numerical model

TV 331

A

1005-8443（2015）02-0153-08

2014-10-24；

2015-01-04

国家自然科学基金（51279128）；交通运输部建设科技项目（2013328224070）

王元战（1958-），男，天津市人，教授，博导，主要从事港口海岸与近海结构设计理论和方法、土与结构相互作用、结构振动分析理论和方法等方面的研究工作。

Biography：WANG Yuan⁃zhan（1958⁃），male，professor.