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)境土工教育部重點實驗室，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，對于波浪作用下海床動力響應(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海床內(nèi)部土體在波浪作用下的瞬時響應(yīng)進行研究[1?3]。而對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種方法進行評估：一是在控制方程中引入反映超靜孔隙水壓力增長的源項[4?5]；二是基于彈塑性土體本構(gòu)模型，計算相應(yīng)的土體塑性變形及孔壓累積[6?7]。在試驗方面，常重力下的水槽造波試驗是常用的手段，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)及其對海底管道的影響；SASSA 等[10]采用搭載于土工離心機的搖板式造波實驗裝置對松散砂質(zhì)海床在波浪作用下的液化和重固結(jié)現(xiàn)象進行了離心模型試驗研究，為涉及波浪荷載的土工物理模擬試驗提供了新思路。

相較于無黏性土，人們對波浪作用下軟黏土海床動力響應(yīng)的研究較少。一些學(xué)者通過室內(nèi)單元體試驗?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)造波水槽對軟黏土海床在波浪作用下的動力響應(yīng)進行了試驗研究，觀測到了明顯的孔壓累積和表層海床運動現(xiàn)象；閆澍旺等[16]通過控制水壓的方式在離心機中模擬了軟黏土對波浪荷載的響應(yīng)，發(fā)現(xiàn)波浪作用會導(dǎo)致軟黏土海床強度降低。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、強度低、壓縮性高、滲透性低、靈敏度高等特點，在波浪作用下，會發(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，針對軟黏土海床的模型試驗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)的時空分布規(guī)律，但由于模型尺度較小、試驗歷時較短，對現(xiàn)場典型波浪工況下海床響應(yīng)的模擬尚存不足。

造波離心模型試驗具有縮尺縮時效應(yīng)以及弗勞德數(shù)無條件相似的特點，通過模型試驗可以再現(xiàn)現(xiàn)場時空尺度下波浪對海床的作用過程，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)自行研制的機載波浪模擬實驗裝置開展離心模型試驗，對波浪作用下軟黏土海床動力響應(yīng)進行研究，分析波浪加載?重固結(jié)過程中海床內(nèi)部孔隙水壓力的時空響應(yīng)、海床表面位移以及海床強度變化。

1 機載波浪模擬實驗裝置

1.1 總體介紹

基于浙江大學(xué)已建裝置[21]對機載波浪模擬試驗裝置進行改進，其實物圖如圖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)裝有透明有機玻璃，以便觀測試驗過程。在機載波浪模擬試驗裝置中，將伺服電機從模型箱端部改裝至中部，以縮短傳動距離，將曲柄連桿傳動機構(gòu)改造為導(dǎo)軌?滑塊傳動機構(gòu)，以增加其運行過程中的穩(wěn)定性，如圖1(b)所示，連接于導(dǎo)軌?滑塊傳動機構(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)壁的反射波對試驗影響的可移動格柵式吸波板，模型箱內(nèi)中部用于放置模型海床的凹槽保持不變。

圖1 機載波浪模擬試驗裝置Fig.1 Wave-loading system used in centrifuge test

1.2 造波模塊

在機載波浪模擬試驗裝置中，造波模塊主要依據(jù)HUGHES[22]推導(dǎo)的實驗室造波理論設(shè)計，通過伺服電機經(jīng)由傳動機構(gòu)帶動造波板前后擺動推動水體，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

在試驗過程中，由于模型箱長度有限，當波浪觸及到另一側(cè)模型箱側(cè)壁時會發(fā)生反射，反射波與入射波疊加導(dǎo)致實際波浪與目標波浪特性不同，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)的格柵板進行被動吸波，如圖1(b)所示。當波浪流經(jīng)格柵時，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，從而達到減小反射波的目的。需要指出的是，吸波板自身對入射波也有一定反射作用，但相對較小，并且在后續(xù)波浪反射率的計算中可一并考慮。

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

在相距Δl的兩點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)實測的波壓力時程曲線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。

在正式試驗前，通過離心模型預(yù)試驗對吸波模塊的吸波效果進行檢驗，試驗具體參數(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)，當造波頻率為2.5 Hz 時，吸波效果較好，且在吸波距離為0.20～0.25 m時，KR的最小值達到0.15。根據(jù)圖中吸波距離及各頻率對應(yīng)的波長計算可知：當吸波距離與試驗波長之比為0.18～0.23 時，KR較小，吸波效果較好。CHANEY 等[18]在相似的試驗中也發(fā)現(xiàn)，在吸波距離與試驗波浪波長之比為0.23 時KR達到最小，與本文預(yù)試驗結(jié)果相似。而當造波頻率為1.0 Hz時，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，吸波距離無法達到最佳值，因此，吸波效果較差。這表明，在實際試驗中，需依據(jù)波浪參數(shù)嚴格選擇合適吸波距離，使得吸波距離與試驗波長之比處于合理范圍內(nèi)(0.18～0.23)，從而減小反射波對試驗的影響。

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

2 造波離心模型試驗

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

離心模型試驗布置如圖5所示，其中：孔壓計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，在20g下固結(jié)40 h，得到試驗?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)機至20g后，在第一次波浪加載前保持轉(zhuǎn)機2 h以上使海床內(nèi)部超靜孔壓趨于平穩(wěn)，此時，根據(jù)孔壓計算得到海床固結(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，并固定于特制支架上以免在試驗過程中發(fā)生位移，記錄波浪作用下海床內(nèi)部孔壓響應(yīng)規(guī)律，孔壓計布置見圖5，以泥面為z軸原點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)的時間相似率一致，在無黏性土造波離心模型試驗中一般采用高黏度的硅油作為試驗過程中的流體[10]。而對于軟黏土，一方面，若孔隙流體采用硅油會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特性；另一方面，軟黏土滲透性較低，在短時間動力荷載作用下可認為海床地基內(nèi)固結(jié)作用不明顯[25]。因此，本試驗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，波浪作用為主導(dǎo)因素，模型時間為原型時間的1/N，而在間歇期內(nèi)，土體固結(jié)占據(jù)主導(dǎo)，模型時間為原型時間的1/N2[16]。

圖5 離心模型試驗布置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)時間范圍確定波浪持續(xù)時間和間隔時間[27]，試驗中一共進行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 試驗結(jié)果

3.1 典型孔壓時程曲線

圖6所示為典型深度處孔壓時程曲線。本試驗中，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)中的實測值2.19 kPa 和2.31 kPa 基本一致。根據(jù)實測波壓力幅值，由式(2)計算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，試驗中所造波浪可能不是嚴格的線性波，因此，上述計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)計算反射率KR分別為0.19 和0.17，表明試驗中吸波效果良好。從波壓力波形的放大圖可以進一步發(fā)現(xiàn)波浪為完整、穩(wěn)定的正弦波。結(jié)果表明，所采用的機載波浪模擬實驗裝置具備良好、可控的造波和吸波能力，這為后續(xù)的試驗提供了基礎(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，圖中同時標出了相應(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，圖中孔壓時程曲線的起點并不為0。初始殘余孔壓的存在一定程度上影響了波浪加載初期海床響應(yīng)，并加快了流態(tài)化現(xiàn)象的發(fā)生，但對海床流態(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，試驗中初始殘余孔壓相對較小。初始超靜孔壓為孔壓實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)下式計算：

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

式中：ωc為離心機的角速度，設(shè)為6.94 rad/s；Rw為離心機轉(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，例如當土體發(fā)生剪縮而由于滲透性較低，孔隙水無法在短時間內(nèi)排出時，會引起殘余孔壓上升；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)律進行研究，利用信號分析方法提取了孔壓時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70 mm深處第一次造波期間的孔壓時程曲線進行分解得到的殘余孔壓和振蕩孔壓時程曲線。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]的水槽造波試驗結(jié)果類似。需要說明的是，實測孔壓時程曲線(圖6)中未發(fā)現(xiàn)上述現(xiàn)象，而殘余孔壓(圖8)是基于實測孔壓通過信號分析分離得到，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稱分布。此外，通過觀測試驗錄像也可發(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)力水平后的突降時刻與海床流態(tài)化發(fā)生時刻高度吻合。這可能是因為[14,29]：1) 超靜孔壓

圖8 海床不同深度殘余孔壓時程曲線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發(fā)生流態(tài)化運動的過程中存在向上部水體擴散的趨勢，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，部分土顆粒懸揚至上部水體，因此降低了孔壓計測點處上覆土質(zhì)量，導(dǎo)致該處的最大孔壓降低。當停止造波時，與殘余孔壓下降對應(yīng)，流態(tài)化的海床停止運動，處于運動狀態(tài)的海床土體重新開始沉積，此時，土體自重完全由孔隙水壓力承擔，因此，殘余孔壓突增；而波浪作用過程中懸揚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，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固定于支架，因此相當于減小了各孔壓計的有效埋深，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 處的殘余孔壓未達到相應(yīng)的豎向有效應(yīng)力，因此，未發(fā)生流態(tài)化運動的現(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入平臺段。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，達到初始豎向有效應(yīng)力的78%，這將對該處海床的強度產(chǎn)生較大影響，且持續(xù)時間較長，這一現(xiàn)象需在實際工程中予以考慮。

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時的0.95p0發(fā)展為500 s時的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時的0.64p0發(fā)展為500 s時的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]針對砂土海床的離心造波模型試驗以及FODA 等[30]針對粉土海床的常重力水槽造波試驗中也有類似現(xiàn)象。因此，可以認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過程中對海床內(nèi)部微觀結(jié)構(gòu)進行進一步觀測加以驗證。

3.4 海床位移情況

試驗中通過視頻錄像的方式觀測到波浪加載期間海床內(nèi)部超靜孔壓達到或接近初始豎向有效應(yīng)力時，海床表層呈現(xiàn)流態(tài)化特性，隨波浪發(fā)生振蕩運動。在3次波浪加載期間，海床表面振蕩幅值均為3 mm 左右(對應(yīng)原型波浪振蕩幅值為60 mm)。SASSA 等[34]采用雙層流體運動理論，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的計算表達式：

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，根據(jù)孔壓和試驗錄像取為?70 mm；kL為雙層流體的波數(shù)，其計算方法可參考文獻[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，但是對比文獻[34]與離心模型試驗結(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，本文采用該式計算振蕩幅值a0。

圖10所示為試驗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。試驗結(jié)束時，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 海床強度變化

在試驗開始前和結(jié)束后對模型海床進行了3次T-bar 貫入試驗以獲取其不排水抗剪強度沿深度的分布，其中初始值測試點為測點1，試驗結(jié)束后的測試點包含測點1 和測點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度換算過程中，承載力系數(shù)取10.5，試驗后不排水抗剪強度結(jié)果是在所有造波試驗完成之后，經(jīng)過約20 min 的裝置準備時間，通過T-bar 貫入試驗測得，此時，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)：在試驗開始前，海床內(nèi)深度為0.04～0.10 m的土體強度較低，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)化運動的區(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]在針對砂土海床的離心造波模型試驗中和WANG 等[36]對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：由于臂式離心機吊籃尺寸限制，本文試驗中模型箱長度小于試驗波長，因此，本文與以往臂式離心機中開展的造波試驗有類似的局限性[10]。在試驗波長與模型箱尺寸控制方面，鼓式離心機[19?20]和常重力水槽[8?9]中開展的造波試驗有一定優(yōu)勢。但總體而言，本試驗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結(jié)果[29?31]相比一致性較好，因此試驗結(jié)果仍具有一定普適性。今后，需進行更大尺度造波模型箱和更高性能造波實驗裝置的研制。此外，試驗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)驗證了離心機機載造波實驗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)物動力響應(yīng)問題提供了有效支撐。

2)當波浪作用導(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，海床發(fā)生流態(tài)化現(xiàn)象，其流態(tài)化深度可達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)致強度突增夾層的產(chǎn)生。