刘浩旭，朱剑锋，饶春义，潘斌杰

(宁波大学建筑工程与环境学院，浙江 宁波 315211)

近年来，随着发电厂、人工岛屿、海底隧道开挖以及海堤项目的大规模兴建，波浪荷载循环剪切作用(包括作用时与作用后)对软土力学性状的影响机理也引起了广泛关注。Yasuhara等[1]的动三轴试验结果表明黏土动强度随应变发展而降低。Attila等[2]通过开展循环直剪试验发现正常固结黏土的动强度比与循环次数的对数之间呈线性关系。Lee等[3]认为循环加载1 000次以上的动强度大约为静态强度的20%～50%。Idriss等[4]研究了循环荷载作用下饱和软黏土的模量软化特性，并提出了软化指数和软化系数的概念。要明伦等[5]通过饱和软黏土动三轴试验修正了Idriss的软化系数。ZHOU等[6]根据杭州软黏主的动三轴实验结果提出了综合考虑超固结比、循环应力比、频率等因素的软化模型。目前，循环荷载作用下软黏土模量和强度将发生衰减基本达成共识，然而关于循环荷载作用后软土的力学特性变化规律尚未明确。Hicher等[7]认为改变主应力方向会影响黏土微观结构，进而引起土体强度降低；Yasuhara等[8]发现主体模量比强度衰减明显；Esrig等[9]对密西西比兰角洲沉积海洋黏土的固结不排水试验表明，软黏土未发现明显的强度降低。Austin[10]发现在给定动应力水平下，经历循环荷载后试样强度略微增长。沈扬等[11]对杭州原状软黏土空心圆柱扭剪结果表明，试样抗剪强度受主应力轴旋转影响不明显。王淑云等[12]、黄博等[13]、郝鑫[14]等研究认为，循环振动作用后的黏土强度是否衰减取决于应变和孔压是否超过阈值。

在进行海滨发电厂建设时，通常采用盾构法来修建多条循环水输水隧道。盾构施工会产生土层的扰动，改变土体的初始平衡状态，从而引起不同程度的沉降变形[15-17]。林存刚等[18]认为盾构施工对周围土体的扰动、堤顶车辆对土体施加的循环荷载及降雨等共同作用使盾构在大堤下施工引起的地表沉降更大。虽然在陆域软土中盾构施工扰动研究已有大量研究[19-23]。然而，海洋软土中盾构施工的扰动效应仍处于探索阶段。李玲玲等[24]对进排水盾构隧道穿越新建海堤进行了有限元模拟，结果表明：网格式盾构法施工对周围土体产生较大的扰动，为保证施工过程中海堤稳定，建议在穿越海堤阶段盾构施工速度宜控制在7 环/d；徐学勇等[25]开展了盾构穿越海堤过程中海堤沉降变形和整体抗滑稳定性的数值分析，结果表明：受盾构管道穿越施工扰动的影响，穿越位置处海堤的整体抗滑稳定系数略有降低。上述研究仅考虑了盾构施工对周围土层的扰动作用，尚未分析波浪对海堤的下卧软土产生的循环剪切作用以及二者的耦合效应。

鉴于盾构施工引起的扰动主要由土体损失引起[21-23]，本文以降围压方式[26-27]模拟盾构施工过程中地层损失引起的应力释放，以长期循环剪切试验模拟波浪荷载的作用，开展波浪和盾构施工耦合作用空心圆柱扭剪试验，分析耦合作用后软黏土的强度和刚度的变化规律，揭示盾构施工和波浪荷载耦合作用下土体弱化机理。

1 试验仪器与试验土样

本次试验采用浙江大学5 Hz空心圆柱扭剪仪(Hollow Cylinder Apparatus 简称HCA)，如图1所示，对空心圆柱试样独立施加轴向力W、扭矩MT、内压力Pi、外压力Po，这4个参数进行独立控制来实现主应力轴连续旋转等复杂的试验应力路径[28]。采用线弹性假定计算轴向应力、径向应力和环向应力，采用线弹性模型和理想塑性模型的平均值来计算扭剪应力。相应的应变分量竖向应变、径向应变、环向应变及扭剪应变如表1所示。

图1 空心圆柱试样受力示意图Fig.1 Stress state of the hollow cylinder specimens

本次试验土样取自杭州某基坑工程项目原状淤泥质黏土，取土深度为地表底下5～6 m处，试样尺寸为200 mm(高度)×100 mm(外直径)×60 mm(内直径)。具体物理参数如表2所示。

表1 HCA中各应力及应变分量计算式Table1 Each stress and strain calculation formula in HCA

式中：ri—试样内径/mm；ro—试样外径/mm；H—试样高度；z—竖向变形；ui—试样内径变形；uo—试样外径变形。

表2 原状土的物理指标Table 2 Basic parameters of the intact clay

制样时参考文献[29]的方法：先切取试块的内心，试块的外部则用胶带纸进行保护。内壁切好之后再用切土刀进行精修，最后修剪试样的外壁。通过这一改进可以进一步减小制样过程对土样的扰动，并可以提高试样尺寸的精度。制备完成和剪切结束的原状试样如图2所示。

图2 HCA试样Fig.2 Hollow cylinder clay specimens

2 试验方案与假设

2.1 基本假定

(1)波浪荷载可以简化等波长、等幅度的无限延长的简谐波，假设土体为半无限各向同性弹性体，其正应力偏差与剪应力所形成的循环偏应力幅值保持不变，主应力方向发生连续旋转，应力路径为圆形。

(2)忽略海堤填筑前软土地基受波浪长期作用的影响，假定海堤填筑完成后下卧软土完全等向固结(受试验仪器条件和对象强度较低的限制，不等向固结时土样易产生较大的径向变形)。

(3)盾构工程施工过程中造成的地表沉降主要由地层损失引起，因此可通过降围压的方式模拟盾构施工地层损失，并与波浪荷载耦合。

2.2 试验方案

现分别以地表以下4 m、8 m以及12 m的单元体作为计算单元，考虑到海堤自重的影响，分别取初始围压为100 kPa(z=4 m)、200 kPa(z=8 m)以及300 kPa(z=12 m)的软土单元体来研究。当试样安装完成后，对试样分别施加100，200，300 kPa的等向固结压力，当试样固结稳定后，在循环剪切的同时逐步降低围压至设计值(整个过程约40 s)，对试样循环剪切3 000次后，再利用空心圆柱扭剪仪进行静力不排水三轴剪切试验，测定波浪荷载和盾构施工耦合作用后的软土强度与刚度(初始弹性模量)。循环剪切试验采用应力控制方式，为方便施加荷载，不同深度处软土单元的动剪应力幅值(τdmax)统一取为15 kPa[30]，频率为0.5 Hz[31-32]，不排水三轴剪切采用应变控制方式，轴向变形速率0.1 mm/min，按0.05%/min的应变速率计算，最大到15%。整个试验过程中试样始终处于完全饱和状态。

3 试验结果

3.1 盾构施工和波浪荷载耦合作用前后土体特性

在原状土(δ=0)、不同地层损失率(δ=10%,20%,30%)以及3 000次波浪循环荷载(τdmax=15 kPa，f=0.5 Hz)作用下，不同土体埋深单元体试样的偏应力q(=σ1-σ3)和轴向应变εz之间的关系曲线见图3，其中σ3o表示原始围压。由图3可知：

(1)各工况下单元体试样的应力-应变曲线近似呈双曲线分布，且围压越大，初始切线斜率越大，软土的强度越高。

图3 盾构施工和波浪荷载耦合作用前后软黏土应力应变关系Fig.3 Relationship between stress and strain before and after the coupled effect of shield construction and sea wave loads

(2)随着盾构施工扰动程度(地层损失率)的增大，各围压下的软黏土应力应变曲线的初始斜率逐渐降低，峰值强度逐渐减小。

3.2 盾构施工和波浪荷载耦合作用对软黏土强度的影响

由图3试验结果可得到不同围压下的波浪循环荷载与盾构施工耦合作用前后的软黏土的主应力值(表3)，其中σ3u为不同地层损失对应的最终围压。

利用Excel中的规划求解功能可绘出由不同围压情况下的莫尔应力圆以及强度包络线，进而获得不同程度下的盾构施工扰动度和3 000次波浪荷载作用后的软黏土抗剪强度指标，结果如图4所示。

由图4可以看出：

(1)软黏土的内摩擦角(φ)随施工扰动度增加呈非线性递减。出现上述现象由于盾构施工影响和波浪循环往复的荷载使软黏土颗粒之间很容易因滑动或错动而形成剪切面，降低了土体内部的平均颗粒粗糙程度，从而进一步导致内摩擦角φ的减小。

表3 不同围压下的主应力值Table 3 Principal stress under different confining pressures

图4 盾构施工和波浪荷载耦合作用前后软黏土抗剪强度Fig.4 Shear strength parameters before and after the different coupled effects of shield construction and sea wave loads

(2)软黏土的黏聚力(c)在初始阶段急剧下降(δ=10%且N=3 000次)，之后c减小幅度逐渐放缓，趋于平稳状态(此时软土结构性基本完全破坏)。c在土体刚受到扰动时下降最为明显，而随盾构施工和波浪荷载影响程度的进一步增加呈现缓慢下降趋势。这是因为黏土颗粒间被胶结物所黏结，软黏土在盾构施工与波浪循环往复荷载作用下，软黏土内部的结构逐渐遭到破坏，直至达到重塑状态。

3.3 盾构施工和波浪荷载耦合作用对软黏土刚度的影响

为进一步研究盾构施工和波浪荷载耦合作用对软黏土刚度的影响规律，现采用Kondner等[33]提出的双曲线方程来描述任意状态下软黏土的应力应变关系：

(1)

式中：σ1，σ3——最大和最小主应力；

ε1——最大主应变。

在常规三轴试验中，式(1)可写成：

(2)

由于常规试验中σ2=σ3，且均为常量，因此土体初始切线模量(Ei)即为：

(3)

参考Duncan等[34]提出的计算方法，可得：

(4)

式中下标95%和下标70%分别代表当(σ1-σ3)等于软黏土强度(σ1-σ3)f的90%和70%时有关的实验数据。(σ1-σ3)ult为双曲渐进线对应的极限偏差应力，且：

(σ1-σ3)ult=1/b

(5)

将图3中的试验结果代入式(4)可得盾构施工和波浪荷载耦合作用后的软黏土的刚度(初始切线模量Ei)，如表4和图5所示。

表4 不同工况下软黏土的Ei值Table 4 Values of Ei under different experimental conditions for soft clay

由图5可知，在相同的波浪荷载循环剪切次数下，不同围压下的软黏土初始模量(Ei)均呈现下述规律：土体损失率(δ)越大，Ei越小，且二者近似呈线性关系。这主要是由于波浪与盾构耦合作用后，软黏土的结构性遭到破坏，刚度显著降低。通过计算不同工况下软黏土的Ei衰减幅度可以看出，在不同围压下，随着δ的增加，Ei衰减幅度逐渐增加，且围压越大，衰减幅度越大(最大达到了37.56%)。与此同时，各围压下，当δ从0增加到10%时，Ei衰减幅度最大，分别达到了12.91%、13.43%以及19.27%。由此可见，在实际工程中，盾构刚开始施工阶段对土体的扰动影响最为显著。

综上，原状软土强度明显高于扰动软土，且盾构施工扰动程度越大(即δ越大)，土体的强度降低越多。主要原因在于：一方面盾构施工引起的应力释放会降低周围土体的围压，破坏土体的结构性，进而降低土体的强度与刚度，另一方面波浪荷载的长期循环剪切作用也会引起软土强度与刚度的衰减，由此可以看出盾构施工和波浪荷载的耦合扰动效应不容忽视。

4 结论

(1)在不同的耦合扰动作用下，软黏土的应力-应变关系均近似呈双曲线，且土的变形能力随围压变大而增强；在同一围压下，土体强度随波浪荷载和盾构施工扰动的增大而减小。

(2)随着盾构施工影响和波浪循环往复作用，软黏土颗粒之间很容易因滑动或错动而形成剪切面导致平均颗粒粗糙程度下降，进而导致内摩擦角φ的降低。

(3)随着盾构施工的影响的增大，黏聚力c在土体刚受到施工扰动时下降最为明显，而在施工影响进一步加大时，呈现缓慢下降趋势。黏土颗粒间可以被胶结物所黏结，软黏土在循环往复的荷载作用下，内部的结构受到进一步的破坏。

(4)在波浪循环荷载和盾构施工的耦合扰动效应下，软黏土的初始模量呈现线性降低，盾构施工和波浪荷载的耦合扰动效应不容忽视。

(5)现实海洋工程中，波浪循环荷载将长期对建筑物造成影响。本文仅考虑同一波浪频率、动剪应力幅值以及某一循环作用次数下不同土体损失对软黏土的影响规律，关于同一土体损失不同波浪频率、动剪应力幅值以及循环剪切的次数对土体的性状的研究有待进一步展开。