吳雷曄，萬佳怡，孔德瓊，朱斌，陳仁朋，陳云敏

(1.浙江大學(xué)軟弱土與環(huán)境土工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，浙江杭州，310058；2.浙江大學(xué)巖土工程研究所，浙江杭州，310058；3.浙江大學(xué)超重力研究中心，浙江杭州，310058)

波浪是海洋中常見的物理現(xiàn)象，也是海工結(jié)構(gòu)物設(shè)計(jì)中需考慮的重要因素之一。在水深較淺的近海區(qū)域，波浪除直接作用于海工結(jié)構(gòu)物外，其在海床表面形成的循環(huán)波壓力會(huì)導(dǎo)致海床內(nèi)部超靜孔隙水壓力上升和有效應(yīng)力降低，進(jìn)而影響海床周圍海工結(jié)構(gòu)物如單樁、管道等的承載力及穩(wěn)定性。

目前，對(duì)于波浪作用下海床動(dòng)力響應(yīng)的研究主要集中于無黏性土。在理論方面，早期主要基于Biot 固結(jié)理論和多孔彈性模型對(duì)海床內(nèi)部土體在波浪作用下的瞬時(shí)響應(yīng)進(jìn)行研究[1?3]。而對(duì)于波浪作用下海床內(nèi)部的超靜孔隙水壓力累積，通常采用2種方法進(jìn)行評(píng)估：一是在控制方程中引入反映超靜孔隙水壓力增長的源項(xiàng)[4?5]；二是基于彈塑性土體本構(gòu)模型，計(jì)算相應(yīng)的土體塑性變形及孔壓累積[6?7]。在試驗(yàn)方面，常重力下的水槽造波試驗(yàn)是常用的手段，例如PAN 等[8?9]利用造波水槽研究了粉質(zhì)、砂質(zhì)海床在波浪作用下的響應(yīng)及其對(duì)海底管道的影響；SASSA 等[10]采用搭載于土工離心機(jī)的搖板式造波實(shí)驗(yàn)裝置對(duì)松散砂質(zhì)海床在波浪作用下的液化和重固結(jié)現(xiàn)象進(jìn)行了離心模型試驗(yàn)研究，為涉及波浪荷載的土工物理模擬試驗(yàn)提供了新思路。

相較于無黏性土，人們對(duì)波浪作用下軟黏土海床動(dòng)力響應(yīng)的研究較少。一些學(xué)者通過室內(nèi)單元體試驗(yàn)?zāi)M土體在波浪作用下的應(yīng)力路徑[11?13]。DE WIT等[14?15]采用室內(nèi)造波水槽對(duì)軟黏土海床在波浪作用下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)研究，觀測到了明顯的孔壓累積和表層海床運(yùn)動(dòng)現(xiàn)象；閆澍旺等[16]通過控制水壓的方式在離心機(jī)中模擬了軟黏土對(duì)波浪荷載的響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)波浪作用會(huì)導(dǎo)致軟黏土海床強(qiáng)度降低。軟黏土廣泛分布于我國沿海地區(qū)，許多重要的海洋工程都建設(shè)在軟黏土地基上[17]。這些軟黏土具有孔隙比大、強(qiáng)度低、壓縮性高、滲透性低、靈敏度高等特點(diǎn)，在波浪作用下，會(huì)發(fā)生超靜孔隙水壓力累積，從而導(dǎo)致承載力大幅降低的現(xiàn)象。在此過程中，海床表層原本呈現(xiàn)固態(tài)性質(zhì)的“土”將轉(zhuǎn)換為流態(tài)化的“泥”，而其中的規(guī)律尚未被充分研究。此外，針對(duì)軟黏土海床的模型試驗(yàn)研究大多采用常重力下的水槽造波方式，雖然能夠較好地模擬波浪作用下模型海床土體響應(yīng)的時(shí)空分布規(guī)律，但由于模型尺度較小、試驗(yàn)歷時(shí)較短，對(duì)現(xiàn)場典型波浪工況下海床響應(yīng)的模擬尚存不足。

造波離心模型試驗(yàn)具有縮尺縮時(shí)效應(yīng)以及弗勞德數(shù)無條件相似的特點(diǎn)，通過模型試驗(yàn)可以再現(xiàn)現(xiàn)場時(shí)空尺度下波浪對(duì)海床的作用過程，近年來受到研究者們的廣泛關(guān)注[18?20]。本文采用浙江大學(xué)自行研制的機(jī)載波浪模擬實(shí)驗(yàn)裝置開展離心模型試驗(yàn)，對(duì)波浪作用下軟黏土海床動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究，分析波浪加載?重固結(jié)過程中海床內(nèi)部孔隙水壓力的時(shí)空響應(yīng)、海床表面位移以及海床強(qiáng)度變化。

1 機(jī)載波浪模擬實(shí)驗(yàn)裝置

1.1 總體介紹

基于浙江大學(xué)已建裝置[21]對(duì)機(jī)載波浪模擬試驗(yàn)裝置進(jìn)行改進(jìn)，其實(shí)物圖如圖1(a)所示。其中，模型箱內(nèi)側(cè)長×寬×高為1.3 m×0.4 m×1.0 m，在模型箱前側(cè)裝有透明有機(jī)玻璃，以便觀測試驗(yàn)過程。在機(jī)載波浪模擬試驗(yàn)裝置中，將伺服電機(jī)從模型箱端部改裝至中部，以縮短傳動(dòng)距離，將曲柄連桿傳動(dòng)機(jī)構(gòu)改造為導(dǎo)軌?滑塊傳動(dòng)機(jī)構(gòu)，以增加其運(yùn)行過程中的穩(wěn)定性，如圖1(b)所示，連接于導(dǎo)軌?滑塊傳動(dòng)機(jī)構(gòu)的搖板式造波板，設(shè)置在造波模型箱另一端、用于減少模型箱側(cè)壁的反射波對(duì)試驗(yàn)影響的可移動(dòng)格柵式吸波板，模型箱內(nèi)中部用于放置模型海床的凹槽保持不變。

圖1 機(jī)載波浪模擬試驗(yàn)裝置Fig.1 Wave-loading system used in centrifuge test

1.2 造波模塊

在機(jī)載波浪模擬試驗(yàn)裝置中，造波模塊主要依據(jù)HUGHES[22]推導(dǎo)的實(shí)驗(yàn)室造波理論設(shè)計(jì)，通過伺服電機(jī)經(jīng)由傳動(dòng)機(jī)構(gòu)帶動(dòng)造波板前后擺動(dòng)推動(dòng)水體，從而模擬規(guī)律正弦波浪。造波模塊示意圖如圖2所示。圖2中，h為水深，H為波浪高度，s為造波板劃水距離，L為波長，l為造波板下端鉸接點(diǎn)距泥面高程的垂直距離(本裝置中設(shè)為0.03 m)。

圖2 造波模塊示意圖Fig.2 Schematic diagram of wave maker

當(dāng)水深h和造波頻率f確定后，波浪高度H與造波板劃水距離s(造波板在靜水位處擺動(dòng)幅值的2倍)的關(guān)系可由下式確定[22]：

式中：k為波數(shù)，k=2π/L。

由線性彌散方程可得

式中：g為重力加速度；N為比例系數(shù)；ω為波浪圓頻率，ω=2π/T，T為波浪周期(T=1/f)。

根據(jù)線性波理論，波浪在泥面處產(chǎn)生的壓力幅值p0為

式中：ρf為水的密度。

以重力加速度20g，連接輪盤直徑0.12 m 為例，不同水深和頻率下泥面處的波壓力幅值p0如圖3所示。其中，劃水距離s可根據(jù)造波板鉸接點(diǎn)距連接輪盤高程距離(0.48 m)以及連接輪盤直徑和水深換算得到。

圖3 不同水深和頻率下泥面處波壓力幅值Fig.3 Amplitude of wave pressure at mudline under different depths and frequencies

1.3 吸波模塊

在試驗(yàn)過程中，由于模型箱長度有限，當(dāng)波浪觸及到另一側(cè)模型箱側(cè)壁時(shí)會(huì)發(fā)生反射，反射波與入射波疊加導(dǎo)致實(shí)際波浪與目標(biāo)波浪特性不同，因此，需要采取合適的吸波措施以減少反射波的影響。本裝置采用設(shè)置在模型箱一側(cè)的格柵板進(jìn)行被動(dòng)吸波，如圖1(b)所示。當(dāng)波浪流經(jīng)格柵時(shí)，將在格柵板邊沿發(fā)生衍射并形成衍射波，衍射波相互干擾導(dǎo)致能量衰減，從而達(dá)到減小反射波的目的。需要指出的是，吸波板自身對(duì)入射波也有一定反射作用，但相對(duì)較小，并且在后續(xù)波浪反射率的計(jì)算中可一并考慮。

吸波措施的吸波效果可由反射率KR評(píng)估[23]。需要指出的是，文獻(xiàn)[23]中，反射率的評(píng)估基于試驗(yàn)波高，而本研究中由于模型箱空間限制未安裝浪高儀對(duì)波高進(jìn)行測量，因此，需基于海床表面實(shí)測波壓力對(duì)反射率進(jìn)行間接估算[18?20]。經(jīng)檢驗(yàn)，本文試驗(yàn)工況下，采用線性波理論與Stokes二階波理論得到的波高與實(shí)測波壓力反算得到的波高相對(duì)誤差在3.4%以內(nèi)，說明波高與波壓力間的線性程度較好，采用波壓力評(píng)估反射率與直接采用波高進(jìn)行評(píng)估相比無顯著誤差，可以采用壓力波間接估算反射率。

在泥面處，入射波和反射波的波壓力方程分別為：

式中：uI和uR分別為入射波和反射波在泥面處的波壓力；aR和aI分別為反射波和入射波在泥面處的波壓力幅值；εI和εR分別為入射波和反射波的相位角；t為時(shí)間。

在相距Δl的兩點(diǎn)x1和x2處(x2=x1+Δl)，疊加波的波壓力方程可通過傅里葉變換分別表示為：

式中：A1，B1，A2和B2為傅里葉系數(shù)，可根據(jù)實(shí)測的波壓力時(shí)程曲線u1(t)和u2(t)得到。

聯(lián)立式(4)～(7)可得入射波和反射波的波壓力幅值分別為[23]：

從而可以根據(jù)KR=aR/aI得到反射率KR。

在正式試驗(yàn)前，通過離心模型預(yù)試驗(yàn)對(duì)吸波模塊的吸波效果進(jìn)行檢驗(yàn)，試驗(yàn)具體參數(shù)如下：離心加速度為10g，模型水深為0.08 m，造波頻率分別為1.0，2.0和2.5 Hz，由式(2)可以得到對(duì)應(yīng)的模型波長分別為2.78，1.37和1.08 m。反射率KR與吸波距離(吸波板與較近一側(cè)模型箱壁的距離)的關(guān)系如圖4所示。從圖4可以發(fā)現(xiàn)，當(dāng)造波頻率為2.5 Hz 時(shí)，吸波效果較好，且在吸波距離為0.20～0.25 m時(shí)，KR的最小值達(dá)到0.15。根據(jù)圖中吸波距離及各頻率對(duì)應(yīng)的波長計(jì)算可知：當(dāng)吸波距離與試驗(yàn)波長之比為0.18～0.23 時(shí)，KR較小，吸波效果較好。CHANEY 等[18]在相似的試驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)，在吸波距離與試驗(yàn)波浪波長之比為0.23 時(shí)KR達(dá)到最小，與本文預(yù)試驗(yàn)結(jié)果相似。而當(dāng)造波頻率為1.0 Hz時(shí)，其理論最佳吸波距離約為0.64 m，由于造波模型箱的尺寸限制，吸波距離無法達(dá)到最佳值，因此，吸波效果較差。這表明，在實(shí)際試驗(yàn)中，需依據(jù)波浪參數(shù)嚴(yán)格選擇合適吸波距離，使得吸波距離與試驗(yàn)波長之比處于合理范圍內(nèi)(0.18～0.23)，從而減小反射波對(duì)試驗(yàn)的影響。

圖4 吸波距離對(duì)反射率的影響Fig.4 Influence of distance between absorbing partition and side wall on reflection coefficient

2 造波離心模型試驗(yàn)

將改進(jìn)后的機(jī)載裝置搭載于浙江大學(xué)土工離心機(jī)ZJU-400上進(jìn)行造波離心模型試驗(yàn)，該離心機(jī)有效旋轉(zhuǎn)半徑為4.5 m，最大離心加速度為150g。本試驗(yàn)采用的離心加速度為20g。

離心模型試驗(yàn)布置如圖5所示，其中：孔壓計(jì)1～6分別距泥面27，55，70，110，190和300 mm。模型海床長×寬×高為0.55 m×0.28 m×0.45 m，在制備軟黏土模型海床前，將4根塑料排水管呈放射狀布置在模型箱底部，然后在模型箱底鋪設(shè)0.03 m厚的粗砂墊層，并在粗砂層上直接鋪設(shè)一層土工布防止軟黏土與粗砂層直接接觸；通過模型箱底部的2個(gè)閥門緩慢地注入無氣水，直至水面高于粗砂層表面以確保粗砂層飽和，飽和后將底部閥門關(guān)閉。采用馬來西亞高嶺土模型海床，其基本物理力學(xué)參數(shù)[24]為：相對(duì)密度Gs=2.60，液限wL=80%，塑限wP=35%，泊松比ν=0.33，滲透系數(shù)ks=2.0×10?8m/s，內(nèi)摩擦角φ=23°，等向固結(jié)壓縮系數(shù)λ=0.244，回彈系數(shù)κ=0.053，臨界狀態(tài)應(yīng)力比M=0.9，臨界孔隙比ecs=2.221。在制模過程中，首先，將馬來西亞高嶺土粉末與水以質(zhì)量比1:1.6(2倍液限)混合，并通過負(fù)壓攪拌4 h形成泥漿，然后，將泥漿輕柔地放入模型箱內(nèi)，在轉(zhuǎn)移過程中保持泥漿始終位于模型箱中水位以下，以保證最終模型海床的飽和度；再將裝有泥漿的模型箱吊入離心機(jī)，在20g下固結(jié)40 h，得到試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃４?。制得模型海床后，向模型箱?nèi)加水，使得水位高出泥面0.25 m，轉(zhuǎn)機(jī)至20g后，在第一次波浪加載前保持轉(zhuǎn)機(jī)2 h以上使海床內(nèi)部超靜孔壓趨于平穩(wěn)，此時(shí)，根據(jù)孔壓計(jì)算得到海床固結(jié)度約為90%，根據(jù)制模完成后的質(zhì)量和體積計(jì)算得到其飽和密度為1 594 kg/m3。

在海床表面及不同深度處埋置孔壓計(jì)，并固定于特制支架上以免在試驗(yàn)過程中發(fā)生位移，記錄波浪作用下海床內(nèi)部孔壓響應(yīng)規(guī)律，孔壓計(jì)布置見圖5，以泥面為z軸原點(diǎn)O，向上為正。需要指出的是，為使得離心加速度為Ng條件下波浪作用及土體固結(jié)的時(shí)間相似率一致，在無黏性土造波離心模型試驗(yàn)中一般采用高黏度的硅油作為試驗(yàn)過程中的流體[10]。而對(duì)于軟黏土，一方面，若孔隙流體采用硅油會(huì)改變軟黏土顆粒與水之間的化學(xué)作用，無法反映飽和軟黏土的真實(shí)特性；另一方面，軟黏土滲透性較低，在短時(shí)間動(dòng)力荷載作用下可認(rèn)為海床地基內(nèi)固結(jié)作用不明顯[25]。因此，本試驗(yàn)采用水作為軟黏土內(nèi)部孔隙流體及外部流體，在波浪加載時(shí)，波浪作用為主導(dǎo)因素，模型時(shí)間為原型時(shí)間的1/N，而在間歇期內(nèi)，土體固結(jié)占據(jù)主導(dǎo)，模型時(shí)間為原型時(shí)間的1/N2[16]。

圖5 離心模型試驗(yàn)布置Fig.5 Layout of centrifuge test

為了模擬水深5 m，周期分別為6 s 和5 s 的原型波浪，試驗(yàn)中設(shè)水深為0.25 m，造波頻率分別為3.3 Hz和4.0 Hz，處于我國近海典型波浪周期范圍內(nèi)[26]。根據(jù)典型熱帶氣旋所造成風(fēng)浪的相應(yīng)時(shí)間范圍確定波浪持續(xù)時(shí)間和間隔時(shí)間[27]，試驗(yàn)中一共進(jìn)行3次波浪加載，其中，第一次和第二次加載過程為：3.3 Hz 波浪加載600 s(原型波浪加載200 min)，停止造波，保持間歇期3 240 s(原型波浪間歇15 d)以使海床重固結(jié)；第三次加載過程為：4.0 Hz 波浪加載600 s，停止造波，保持間歇期3 240 s。觀測波浪作用下軟黏土海床內(nèi)多次孔壓上升和消散全過程。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 典型孔壓時(shí)程曲線

圖6所示為典型深度處孔壓時(shí)程曲線。本試驗(yàn)中，連接輪盤直徑為0.12 m，水深為0.25 m，由此可得劃水距離為62 mm，結(jié)合式(1)～(3)計(jì)算得頻率為3.3 Hz 和4.0 Hz 的波浪波長分別為1.90 m 和1.52 m，在泥面處形成的波壓力幅值p0分別為2.14 kPa 和2.32 kPa，這與圖6(a)中的實(shí)測值2.19 kPa 和2.31 kPa 基本一致。根據(jù)實(shí)測波壓力幅值，由式(2)計(jì)算3.3 Hz 和4.0 Hz 的波浪波高為30.4 mm 和37.4 mm。需要說明的是，試驗(yàn)中所造波浪可能不是嚴(yán)格的線性波，因此，上述計(jì)算所得的波高與波長可能存在誤差，但考慮到2種波浪工況的非線性程度較小，誤差處于可接受范圍內(nèi)。根據(jù)2 種波浪工況的波長選定吸波距離為0.35 m，經(jīng)計(jì)算反射率KR分別為0.19 和0.17，表明試驗(yàn)中吸波效果良好。從波壓力波形的放大圖可以進(jìn)一步發(fā)現(xiàn)波浪為完整、穩(wěn)定的正弦波。結(jié)果表明，所采用的機(jī)載波浪模擬實(shí)驗(yàn)裝置具備良好、可控的造波和吸波能力，這為后續(xù)的試驗(yàn)提供了基礎(chǔ)。

圖6(b)～(d)所示為波浪作用下海床內(nèi)部深度為27，55和70 mm處的孔壓時(shí)程曲線。從圖6(b)～(d)可以發(fā)現(xiàn)：在波浪作用下，海床內(nèi)部超靜孔隙水壓力均有不同程度上升。許多研究將初始豎向有效應(yīng)力作為超靜孔隙水壓力上升的極限值[10]，因此，圖中同時(shí)標(biāo)出了相應(yīng)深度處土體的初始豎向有效應(yīng)力，其值由土體重度沿深度積分得到，土體重度沿深度的分布則根據(jù)馬來西亞高嶺土的臨界狀態(tài)孔隙比、壓縮系數(shù)和回彈系數(shù)采用迭代方法確定[28]。需要指出的是，在第一次造波開始前，海床內(nèi)部仍然存在較低超靜孔隙水壓力，因此，圖中孔壓時(shí)程曲線的起點(diǎn)并不為0。初始?xì)堄嗫讐旱拇嬖谝欢ǔ潭壬嫌绊懥瞬ɡ思虞d初期海床響應(yīng)，并加快了流態(tài)化現(xiàn)象的發(fā)生，但對(duì)海床流態(tài)化行為特性和流態(tài)化發(fā)生后的響應(yīng)影響較小，同時(shí)，試驗(yàn)中初始?xì)堄嗫讐合鄬?duì)較小。初始超靜孔壓為孔壓實(shí)際值與靜水壓力理論值之差，不同深度處的靜水壓力ps可根據(jù)下式計(jì)算：

圖6 典型深度處孔壓時(shí)程曲線Fig.6 Pore pressure and time curves at typical depths

式中：ωc為離心機(jī)的角速度，設(shè)為6.94 rad/s；Rw為離心機(jī)轉(zhuǎn)軸與水面距離，為3.67 m。

波浪引起的海床內(nèi)部超靜孔壓ue通?？煞纸鉃闅堄嗫讐簎res和振蕩孔壓uosc[10]，前者主要由海床土體在循環(huán)剪切作用下的體變效應(yīng)形成，例如當(dāng)土體發(fā)生剪縮而由于滲透性較低，孔隙水無法在短時(shí)間內(nèi)排出時(shí)，會(huì)引起殘余孔壓上升；而后者則反映了波浪荷載固有的周期特性。為了更好地對(duì)波浪作用下海床內(nèi)部超靜孔壓的發(fā)展和消散規(guī)律進(jìn)行研究，利用信號(hào)分析方法提取了孔壓時(shí)程曲線中不同頻率部分，從而將其分解為殘余孔壓和振蕩孔壓。圖7所示為對(duì)70 mm深處第一次造波期間的孔壓時(shí)程曲線進(jìn)行分解得到的殘余孔壓和振蕩孔壓時(shí)程曲線。從圖7可以發(fā)現(xiàn)：殘余孔壓不斷累積，而振蕩孔壓部分則圍繞著0 kPa 呈周期振蕩。

圖7 通過信號(hào)分析得到的殘余孔壓和振蕩孔壓Fig.7 Residual and oscillatory pore pressure obtained through signal analysis

3.2 殘余孔壓發(fā)展規(guī)律

后，殘余孔壓存在較大回升。該現(xiàn)象與TZANG等[29?31]的水槽造波試驗(yàn)結(jié)果類似。需要說明的是，實(shí)測孔壓時(shí)程曲線(圖6)中未發(fā)現(xiàn)上述現(xiàn)象，而殘余孔壓(圖8)是基于實(shí)測孔壓通過信號(hào)分析分離得到，這一處理過程中包含了人為假定誤差，例如，假設(shè)振蕩孔壓分量圍繞殘余孔壓呈對(duì)稱分布。此外，通過觀測試驗(yàn)錄像也可發(fā)現(xiàn)殘余孔壓的發(fā)展與海床的流態(tài)化振蕩現(xiàn)象有關(guān)，即孔壓發(fā)展至接近有效應(yīng)力水平后的突降時(shí)刻與海床流態(tài)化發(fā)生時(shí)刻高度吻合。這可能是因?yàn)閇14,29]：1) 超靜孔壓

圖8 海床不同深度殘余孔壓時(shí)程曲線Fig.8 Residual pore pressure and time curves of seabed at different depths

圖8所示為海床不同深度處殘余孔壓時(shí)程曲線。從圖8(a)可見，在第一次波浪作用開始之后，淺層海床內(nèi)殘余孔壓迅速累積，在接近各自深度處相應(yīng)的豎向有效應(yīng)力時(shí)下降；在波浪加載停止的累積使得土體聯(lián)結(jié)結(jié)構(gòu)破壞，原本穩(wěn)定的海床在受到波浪激勵(lì)發(fā)生流態(tài)化運(yùn)動(dòng)的過程中存在向上部水體擴(kuò)散的趨勢，導(dǎo)致孔隙體積增大，孔壓下降；2)表層海床在波浪作用下發(fā)生侵蝕，部分土顆粒懸揚(yáng)至上部水體，因此降低了孔壓計(jì)測點(diǎn)處上覆土質(zhì)量，導(dǎo)致該處的最大孔壓降低。當(dāng)停止造波時(shí)，與殘余孔壓下降對(duì)應(yīng)，流態(tài)化的海床停止運(yùn)動(dòng)，處于運(yùn)動(dòng)狀態(tài)的海床土體重新開始沉積，此時(shí)，土體自重完全由孔隙水壓力承擔(dān)，因此，殘余孔壓突增；而波浪作用過程中懸揚(yáng)至水體中的黏土顆粒由于沉降較慢，不是引起孔壓回升的主要原因。

在后續(xù)的波浪加載中，殘余孔壓的響應(yīng)與初次造波期間的類似，但殘余孔壓的最大值均有小幅下降，該現(xiàn)象可能是由于經(jīng)過之前的波浪加載和重固結(jié)過程，土體顆粒重新排列變得更為密實(shí)，這一預(yù)剪作用一方面使海床在經(jīng)受后續(xù)循環(huán)波浪荷載時(shí)超靜孔壓更難累積，另一方面導(dǎo)致海床發(fā)生沉降，由于各深度處的孔壓計(jì)固定于支架，因此相當(dāng)于減小了各孔壓計(jì)的有效埋深，從而減小了相應(yīng)位置的豎向有效應(yīng)力。

從圖8(b)可見：深度0.11，0.19 和0.30 m 處的殘余孔壓未達(dá)到相應(yīng)的豎向有效應(yīng)力，因此，未發(fā)生流態(tài)化運(yùn)動(dòng)的現(xiàn)象，其殘余孔壓發(fā)展在波浪加載期表現(xiàn)出與淺部海床不同的特性，即殘余孔壓將上升至極限值后進(jìn)入平臺(tái)段。而在后續(xù)波浪加載期間，與淺部海床類似，由于之前波浪荷載的預(yù)剪作用和重固結(jié)，殘余孔壓所達(dá)到的最大值較之前波浪加載期內(nèi)小。

在間歇期內(nèi)，海床內(nèi)部超靜孔隙水壓力將逐漸消散。在本次試驗(yàn)中，在原型波浪的間歇期15 d內(nèi)，由于黏性土滲透系數(shù)較小，累積殘余孔壓無法完成消散，例如深度0.07 m 處(對(duì)應(yīng)原型波浪1.4 m深度)的殘余孔壓在經(jīng)過第一次間歇期15 d后仍有5.3 kPa，達(dá)到初始豎向有效應(yīng)力的78%，這將對(duì)該處海床的強(qiáng)度產(chǎn)生較大影響，且持續(xù)時(shí)間較長，這一現(xiàn)象需在實(shí)際工程中予以考慮。

3.3 振蕩孔壓發(fā)展規(guī)律

圖9所示為波浪加載期間海床不同深度處振蕩孔壓時(shí)程曲線。從圖9可以發(fā)現(xiàn)，淺部海床(深度70 mm 以內(nèi))的振蕩孔壓幅值變化較大，例如，深度為27 mm 處，振蕩孔壓幅值從第一次波浪加載50 s時(shí)的0.95p0發(fā)展為500 s時(shí)的0.40p0，呈現(xiàn)急劇衰減的規(guī)律，在后2次波浪加載中，其幅值雖較穩(wěn)定，但仍然在0.70p0以下；而深度0.07 m 處，振蕩孔壓幅值從波浪加載50 s時(shí)的0.64p0發(fā)展為500 s時(shí)的1.07p0，在第2 次波浪加載期間，甚至超過了1.20p0。上述流態(tài)化海床內(nèi)部振蕩孔壓幅值的顯著變化在已有研究中也有涉及[32?33]，并被認(rèn)為是判斷海床發(fā)生流態(tài)化的依據(jù)之一。相較而言，深部海床的振蕩孔壓幅值變化較小，且符合以往研究中沿深度逐漸衰減的規(guī)律。

圖9 海床不同深度處振蕩孔壓時(shí)程曲線Fig.9 Oscillatory pore pressure and time curves of of seabed at different depths

TZANG 等[29]指出，波浪作用下海床的動(dòng)力響應(yīng)與海床表層的邊界層厚度δ相關(guān)，在邊界層內(nèi)，孔壓幅值急劇衰減，δ的表達(dá)式為

式中：G為土體剪切模量；ns為土體孔隙率；β為流體的體積模量。

取G=1×106Pa，ns=0.67，β=2×109Pa，則頻率3.3 Hz 和4.0 Hz 的波浪對(duì)應(yīng)邊界層厚度分別為62 mm 和56 mm，這在一定程度上解釋了深度27 mm 處孔壓幅值的衰減情況。另外，在深度70 mm 處，孔壓幅值超過了泥面處波壓力幅值p0。SASSA 等[10]針對(duì)砂土海床的離心造波模型試驗(yàn)以及FODA 等[30]針對(duì)粉土海床的常重力水槽造波試驗(yàn)中也有類似現(xiàn)象。因此，可以認(rèn)為海床一定深度處孔壓幅值的放大效應(yīng)與波浪作用下海床的液化或流態(tài)化密切相關(guān)。FODA等[30]認(rèn)為，上述現(xiàn)象由波浪作用下土體內(nèi)部滲流通道形成，從而使得海床內(nèi)部存在獨(dú)立的波浪模式，引發(fā)了海床內(nèi)部的共振效應(yīng)，使得振蕩孔壓幅值增大，這一解釋需要在試驗(yàn)過程中對(duì)海床內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)進(jìn)行進(jìn)一步觀測加以驗(yàn)證。

3.4 海床位移情況

試驗(yàn)中通過視頻錄像的方式觀測到波浪加載期間海床內(nèi)部超靜孔壓達(dá)到或接近初始豎向有效應(yīng)力時(shí)，海床表層呈現(xiàn)流態(tài)化特性，隨波浪發(fā)生振蕩運(yùn)動(dòng)。在3次波浪加載期間，海床表面振蕩幅值均為3 mm 左右(對(duì)應(yīng)原型波浪振蕩幅值為60 mm)。SASSA 等[34]采用雙層流體運(yùn)動(dòng)理論，將海水和流態(tài)化海床考慮為不同密度的理想流體，給出了波浪作用下海床表面振蕩幅值a0的計(jì)算表達(dá)式：

式中：ρf為海水密度，取1 000 kg/m3；ρs為流態(tài)化海床密度，取海床土體飽和密度1 594 kg/m3；zL為流態(tài)化海床底部高程坐標(biāo)，根據(jù)孔壓和試驗(yàn)錄像取為?70 mm；kL為雙層流體的波數(shù)，其計(jì)算方法可參考文獻(xiàn)[34]。

由式(12)可得頻率為3.3 Hz 和4.0 Hz 的波浪作用下a0分別為2.3 mm和2.7 mm，與試驗(yàn)觀測值(約3 mm)較為吻合。需要指出的是，式(12)的推導(dǎo)過程中存在諸如理想流體的簡化且基于一維分析，但是對(duì)比文獻(xiàn)[34]與離心模型試驗(yàn)結(jié)果可知，該式可以在一定程度上預(yù)測海床表面的振蕩幅值，且所需參數(shù)較易確定，因此，本文采用該式計(jì)算振蕩幅值a0。

圖10所示為試驗(yàn)過程中海床表面沉降變化。從圖10可以發(fā)現(xiàn)：在波浪加載期之后海床沉降較為明顯，表明海床內(nèi)部軟黏土在循環(huán)波浪作用下剪縮效應(yīng)占據(jù)主導(dǎo)，這也是海床內(nèi)部超靜孔壓累積的主要原因。而在間歇期，海床內(nèi)部的孔隙水不斷排出，超靜孔壓逐漸消散，海床也因此發(fā)生一定程度的沉降，但相較于波浪加載期沉降量較小。試驗(yàn)結(jié)束時(shí)，海床表面最終沉降約13 mm。

圖10 海床表面沉降Fig.10 Settlement of seabed surface

3.5 海床強(qiáng)度變化

在試驗(yàn)開始前和結(jié)束后對(duì)模型海床進(jìn)行了3次T-bar 貫入試驗(yàn)以獲取其不排水抗剪強(qiáng)度沿深度的分布，其中初始值測試點(diǎn)為測點(diǎn)1，試驗(yàn)結(jié)束后的測試點(diǎn)包含測點(diǎn)1 和測點(diǎn)2(如圖5所示)，T-bar 測試的結(jié)果如圖11所示，其中，在T-bar貫入阻力與土體不排水抗剪強(qiáng)度換算過程中，承載力系數(shù)取10.5，試驗(yàn)后不排水抗剪強(qiáng)度結(jié)果是在所有造波試驗(yàn)完成之后，經(jīng)過約20 min 的裝置準(zhǔn)備時(shí)間，通過T-bar 貫入試驗(yàn)測得，此時(shí)，波致超靜孔壓已大幅消散(如圖8所示)。由圖11可以發(fā)現(xiàn)：在試驗(yàn)開始前，海床內(nèi)深度為0.04～0.10 m的土體強(qiáng)度較低，而經(jīng)歷多次波浪循環(huán)加載?重固結(jié)過程后，該處土體形成了一層強(qiáng)度突增的“夾層”，這一夾層范圍與波浪加載過程中海床發(fā)生流態(tài)化運(yùn)動(dòng)的區(qū)域十分吻合，這可能是由于該處土體聯(lián)結(jié)結(jié)構(gòu)破壞及重排列更為徹底，在重固結(jié)過程中所形成的土體結(jié)構(gòu)更為緊密，因此強(qiáng)度更高，海床表面觀測到的沉降(如圖10所示)也支持了上述致密化的推斷。而較深海床處并未達(dá)到流態(tài)化，波浪預(yù)剪和重固結(jié)作用雖然也使得其發(fā)生了一定的致密化，強(qiáng)度有所提升，但幅度較小。上述波浪作用?重固結(jié)循環(huán)后海床發(fā)生致密化現(xiàn)象與MIYAMOTO等[35]在針對(duì)砂土海床的離心造波模型試驗(yàn)中和WANG 等[36]對(duì)波浪作用下黃河三角洲區(qū)域海床地基的原位觀測中所觀測到的現(xiàn)象吻合。

圖11 T-bar測試結(jié)果Fig.11 Results of T-bar test

需要指出的是：由于臂式離心機(jī)吊籃尺寸限制，本文試驗(yàn)中模型箱長度小于試驗(yàn)波長，因此，本文與以往臂式離心機(jī)中開展的造波試驗(yàn)有類似的局限性[10]。在試驗(yàn)波長與模型箱尺寸控制方面，鼓式離心機(jī)[19?20]和常重力水槽[8?9]中開展的造波試驗(yàn)有一定優(yōu)勢。但總體而言，本試驗(yàn)中海床表面波壓力幅值較大，波形較好，且呈現(xiàn)周期性振蕩的基本規(guī)律，所觀測到的海床響應(yīng)規(guī)律與模型箱尺寸超過波長的造波試驗(yàn)結(jié)果[29?31]相比一致性較好，因此試驗(yàn)結(jié)果仍具有一定普適性。今后，需進(jìn)行更大尺度造波模型箱和更高性能造波實(shí)驗(yàn)裝置的研制。此外，試驗(yàn)中較難觀測的海床應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)等規(guī)律亦依賴可靠的數(shù)值模型加以刻畫[32?33]。

4 結(jié)論

1)通過海床表面波壓力數(shù)據(jù)驗(yàn)證了離心機(jī)機(jī)載造波實(shí)驗(yàn)裝置模擬海洋波浪作用的有效性，該裝置為研究現(xiàn)場尺度波浪作用下海床及結(jié)構(gòu)物動(dòng)力響應(yīng)問題提供了有效支撐。

2)當(dāng)波浪作用導(dǎo)致海床內(nèi)超靜孔壓累積至接近土體初始豎向有效應(yīng)力時(shí)，海床發(fā)生流態(tài)化現(xiàn)象，其流態(tài)化深度可達(dá)1.4 m。超靜孔壓在原型波浪15 d 的間歇期內(nèi)無法完成消散，表明其將對(duì)海床產(chǎn)生長期影響。

3)呈現(xiàn)流態(tài)化的海床內(nèi)部振蕩孔壓幅值變化十分劇烈，在邊界層內(nèi)孔壓振蕩幅值衰減明顯，而在接近流態(tài)化區(qū)域底部，孔壓幅值可能超過海床表面處波壓力幅值。

4)多次波浪荷載和間歇期內(nèi)的孔壓累積?消散循環(huán)將導(dǎo)致海床發(fā)生致密化，顯著提升海床抵抗波致超靜孔壓累積的能力；由于海床淺部致密化效應(yīng)最為顯著，可能導(dǎo)致強(qiáng)度突增夾層的產(chǎn)生。