波致粉質土海床剪切破壞及其強度演化的試驗研究?

王振豪， 賈永剛,2， 劉曉磊,2， 魏 巍， 王曉麗， 張少同， 單紅仙,2??

(1.山東省海洋環(huán)境地質工程重點實驗室,中國海洋大學，山東 青島 266100； 2.海洋國家實驗室海洋地質過程與環(huán)境功能實驗室，山東 青島 266061； 3.國家海洋局南海調查技術中心，廣東 廣州 510300)

波致粉質土海床剪切破壞及其強度演化的試驗研究?

王振豪1， 賈永剛1,2， 劉曉磊1,2， 魏 巍3， 王曉麗1， 張少同1， 單紅仙1,2??

(1.山東省海洋環(huán)境地質工程重點實驗室,中國海洋大學，山東 青島 266100； 2.海洋國家實驗室海洋地質過程與環(huán)境功能實驗室，山東 青島 266061； 3.國家海洋局南海調查技術中心，廣東 廣州 510300)

本文以黃河三角洲粉質土為研究對象，開展了波致海床剪切破壞過程中孔壓響應與土體強度變化的室內水槽試驗研究，試驗過程中，先后在模擬海床床上施加5、10、15 cm波高的模擬波浪荷載，同步測量海床內不同深度處的孔壓變化，并對海床進行貫入阻力測試和不排水抗剪強度測試。研究發(fā)現(xiàn):海床中孔壓響應過程的規(guī)律為孔壓快速累積-孔壓緩慢消散，在該過程中海床內最容易形成大幅度的孔壓累積、孔壓響應最強烈的位置，也是海床內土體強度的逐漸喪失以及土體剪切破壞是處開始發(fā)育的深度；波浪作用下粉質海床剪切破壞后會在海床內部一定深度處出現(xiàn)明顯的弧形破壞界面，破壞土體沿界面隨波浪作振蕩運動，且破壞范圍經(jīng)歷先擴展后回縮的過程，剪切破壞界面以下會有強度硬層的發(fā)育，強度硬層的形成與演化直接受剪切破壞過程控制，最終整個海床出現(xiàn)明顯的強度非均質化；在孔壓響應過程中孔壓比即超孔壓與上覆有效應力比值存在臨界值K(本文水槽試驗所得K=0.5)，當超過K值時，土體貫入阻力和不排水抗剪強度降低，發(fā)生剪切破壞，這是波浪作用提供的剪切力以及超孔壓累積導致海床內部抗剪強度降低共同作用的結果。

波浪作用；水槽試驗；黃河口粉質土；剪切破壞；孔壓響應；土體強度

海洋油氣資源的開采平臺以及海底管纜等設施的建設使海床穩(wěn)定性問題顯得愈發(fā)重要。波浪作用是導致海床失穩(wěn)的一大重要原因[1-2]，會引發(fā)一系列的海上工程安全問題[3]，造成巨大經(jīng)濟損失。波浪作用導致海床失穩(wěn)的形式一般分為三種類型：剪切破壞、液化、沖刷[4-6]。本文著重討論波致剪切破壞的問題。

Kouki提出波致海床剪切破壞是區(qū)別于海床液化的另一種失穩(wěn)形式，兩者不僅產(chǎn)生的破壞區(qū)域不同，而且適用的判別標準也不同[7]，對于剪切破壞常采用莫爾庫倫破壞準則，當波浪、海流以及沉積物重力聯(lián)合作用產(chǎn)生的剪應力超過沉積物的抗剪強度，便發(fā)生剪切破壞[4]。對于剪切破壞的理論分析方面，Henkel[1]基于極限平衡原理，將剪切破壞界面假設成圓弧滑動面，采用總應力法分析了海床的穩(wěn)定性。而基于Biot 固結理論，結合莫爾庫侖破壞準則，采用的方法包括有效應力法(如Jeng[8]、欒茂田等[9]、劉紅軍等[10]的研究)和總應力法(如張永利等[4]、余波等[11]的研究)。

波浪作用下海床穩(wěn)定性變化過程中，孔壓以及土體強度是兩大重要因素，且土體強度變化受孔壓響應直接影響[12]，孔壓累積會導致海床土體有效應力降低，土體強度逐漸喪失[13]。諸多研究表明，波浪作用過程中，粉質土海床內孔壓響應與波浪參數(shù)[14]、土體參數(shù)[15]等密切相關，各種參數(shù)的不同會影響孔壓累積的速率與大小，但其孔壓先增長后消散的趨勢是相同的[16]，空間規(guī)律表現(xiàn)為沿海床深度呈先增大后減小趨勢，存在孔壓累積極大值區(qū)域[17-18]。土體強度作為海床穩(wěn)定性最直觀的反應指標，前人也有很多試驗性研究工作，張麗萍等[19]通過水槽試驗研究發(fā)現(xiàn)在波浪作用下粉質海床土體失穩(wěn)會改變海床內部土體的成分、微結構，進而導致海床土體強度非均質化演變，賈永剛等[20-21]在黃河口原位試驗中發(fā)現(xiàn)較強的波浪荷載作用會使海底表層沉積物之下一定深度范圍內土體強度提高，形成強度硬層。單紅仙等[22]在現(xiàn)場原位試驗中發(fā)現(xiàn)黃河口粉質海床土體失穩(wěn)的過程會改變強度硬層的位置。以上研究均表明，探究孔壓響應規(guī)律以及土體強度演化模式在研究波浪作用下粉質土海床穩(wěn)定性變化過程中具有很大的意義與必要性，但是以上研究均沒有給出一個系統(tǒng)的規(guī)律，波浪導致粉質土海床剪切破壞發(fā)生的過程，以及在該過程中孔壓響應規(guī)律、相對應的土體強度演化規(guī)律是怎樣的尚不明確，本文通過一系列的室內水槽試驗將對以上問題進行探究。

1 試驗裝置與材料

水槽模擬在研究粉土底床在波浪循環(huán)荷載下的動力響應方面具有獨特的優(yōu)勢，可以很好的分析波致海床失穩(wěn)過程機理，最大程度的重現(xiàn)原位現(xiàn)象，這一點得到了很多專家學者的一致認可[16,23-24]。本文的室內水槽模擬試驗在山東省海洋環(huán)境地質工程重點實驗室(中國海洋大學)波浪水槽中進行，水槽長14 m、寬0.4m、高0.7m，如圖1所示。造波機的工作原理為電動機帶動造波板循環(huán)運動，推動水槽內水體形成周期波浪，頻率可根據(jù)試驗需求設定。在水槽末端設置消波段，鋪設礫石及多孔塑料板呈斜坡狀以消除波能量，防止產(chǎn)生回波干擾試驗，實驗結果表明消波效果理想，波形規(guī)律，水槽兩端的波高差小于0.5 cm，波形較為穩(wěn)定(見圖1)。

圖1 波浪水槽示意圖與照片F(xiàn)ig.1 Sketch and photographs of wave flume

試驗所用水是采用海水素配置的35鹽度的標準海水。試驗用土是取自東營黃河三角洲刁口葉瓣某潮灘粉質土，于水槽中固結11 d后土的力學性質指標如表1，土的粒度成分曲線如圖2，土樣的黏粒含量15%，土質類型屬于粉質黏土。

表1 試驗用土基本物理力學性質參數(shù)Table 1 Physico-mechanical index of soil

Note:①Mlisture content；②Specific gravity；③Density；④Porosity；⑤Saturation；⑥Liquid limit；⑦Plasticity index

圖2 試驗樣品粒度分布曲線Fig.2 Grain-size distribution curve

孔壓的測量采用的是DAQLab/2005高級動態(tài)信號采集分析儀(美國產(chǎn))，連接DBK43A型應變測量模塊信號解調器，通過自開發(fā)的程序實現(xiàn)孔壓數(shù)據(jù)采集和處理。所采用的孔壓傳感器為壓阻式傳感器(直徑20 mm，長60 mm)，體積小、密封性好、穩(wěn)定性能好。

在試驗過程中用于測量土體貫入阻力的是WG-V電子微型貫入儀(由沈陽建科儀器研究所研制)。測量土體不排水抗剪強度采用的是十字板淤泥剪力儀(由上海巖土勘察設備有限公司研制)。

2 試驗方法與過程

將試驗用土風干后碾碎過篩，去除土塊雜物等，加入攪拌箱內，混合配制的標準海水，用攪拌機充分攪拌，成均勻流態(tài)泥漿，倒入水槽內，形成厚度為60 cm的模擬海床(后文中簡稱海床)，以上過程目的是使制備的海床極大程度的趨向均一性。靜置鋪設好的海床使其自重排水固結11 d，固結后土體物理力學指標如表1。在鋪設海床之前將三個孔壓探頭固定于土槽內部，布設深度為20、30和40 cm(見圖1)。安置前將孔壓探頭浸泡24 h，使透水石飽和。

自重排水固結11天后水槽內加入配制的海水，40 cm水深，然后靜置24 h。試驗按照加波的波高分為三個組次逐一進行，分別為5、10、15 cm波高，波浪的波高、周期波長等參數(shù)如表2所示。每個試驗組次結束后靜置24 h再進行下一試驗組次。

表2 波浪加載參數(shù)

Note:①Experiment number；②Depth；③Wave height；④Wave pariod；⑤Wave length；⑥Duration of wave loads

在海床自重排水固結過程中，每隔兩天對海床進行一次貫入阻力測試。加載波浪后的試驗過程中，觀察記錄海床剪切破壞的演變情況，用記號筆每隔1～2 h(破壞界面出現(xiàn)較明顯的演變現(xiàn)象即可標記)在水槽側面玻璃壁上畫出海床的剪切破壞界面并標注記錄時間，同時每隔1 h對海床土體進行不排水抗剪強度測試和貫入阻力測試。

3 試驗結果

3.1 波浪導致海床剪切破壞

加載波浪的三個試驗組次過程中，其中 5 cm波高組次海床未發(fā)生剪切破壞，10和15 cm波高組次海床土體均發(fā)生了不同程度的剪切破壞，破壞深度最深可達30 cm，破壞土體整體形態(tài)為圓弧狀(見圖3)，且具有明顯的剪切破壞分界面。分界面以上的破壞土體隨波浪剪切應力沿著分界面作循環(huán)振蕩運動，其振蕩周期與波浪周期對應一致，而界面以下的土體保持靜止，此現(xiàn)象為剪切破壞界面的判別依據(jù)。有學者也證實過波浪作用下粉質海床剪切破壞后土體的這種類似運動形式，并將隨波浪循環(huán)運動的土層稱之為“振蕩層”[25]。圖3所示的為不同時間剪切破壞面的形態(tài)、范圍(圖3右下角記號筆所標示的圓弧線為不同時間階段的破壞面位置)。剪切破壞的演化過程分為兩個階段，破壞初期，隨波浪環(huán)荷載的持續(xù)作用，剪切破壞界面向海床深部發(fā)育，破壞土體范圍變廣；破壞后期，剪切破壞界面發(fā)育到一定海床深度之后，開始趨于穩(wěn)定，轉而向海床淺層恢復，破壞土體范圍回縮。概括剪切破壞界面演變的規(guī)律為先由淺入深，后由深變淺。

圖3 波致海床剪切破壞界面的形態(tài)Fig.3 Morphology of wave-induced shear failure interface

3.2 波浪作用下粉土中的孔壓響應

5 cm波高作用時，隨著波浪荷載的施加，海床內各個深度的孔壓有明顯增長，但增長幅度較小，之后開始緩慢降低，波浪作用5 h后，各個深度處的孔壓基本穩(wěn)定。該試驗組次過程中由于波高較小，提供的波能量不足以導致土體的剪切破壞，孔壓累積到一定幅度就不再上升，開始慢慢消散，土體在波浪的作用下反而更加密實。10 cm波高作用下，開始時各深度的孔壓便有明顯增長，1.5 h后增至峰值，此時埋設孔壓處的海床已經(jīng)發(fā)生了明顯的剪切破壞現(xiàn)象，隨著波浪的持續(xù)作用，剪切破壞土體沒有繼續(xù)擴展反而有所恢復，孔壓逐漸消散，破壞土體趨向于穩(wěn)定狀態(tài)。15 cm波高作用下，孔壓持續(xù)增長，且增幅最大，波浪作用8h后增長至峰值，之后呈現(xiàn)處消散趨勢。

由圖4中各組次試驗過程中孔壓響應的規(guī)律，可總結為隨波浪作用孔壓先是快速增長，后緩慢消散，波高越大，孔壓響應越明顯，增長幅度越大。

圖4 各波高波浪作用下海床中孔壓響應曲線圖Fig.4 Pore pressure response by different height waves’ effect

在波浪的循環(huán)荷載作用過程中，波浪的垂向壓應力在土體中產(chǎn)生超孔隙水壓力，它是土體中孔隙水壓力的一部分，超孔隙水壓力是影響土體穩(wěn)定性的重要因素。該論文采用的數(shù)據(jù)處理方法如下：超孔隙水壓力為孔隙水壓力與孔壓探頭埋置處的靜水壓力的差值。

圖5中三組試驗中，海床中30 cm處的超孔隙水壓力明顯大于其他兩深度，且在該深度處孔壓的振動幅度也最大，平均振幅達0.6 kPa。這說明海床中存在超孔壓極大值區(qū)，是孔壓響應最強烈的位置。且該位置也是最容易發(fā)生剪切破壞的區(qū)域，試驗中埋設孔壓區(qū)發(fā)生剪切破壞的初始深度就處于30 cm左右。這說明超孔壓累積越大、孔壓振動幅度越大，土體越容易破壞。由試驗所得超孔隙水壓力的累積規(guī)律以及土體破壞現(xiàn)象可推斷，在波浪循環(huán)荷載作用下，海床土體剪切破壞是由內部某一深度處開始的，該破壞過程與孔壓累積密切相關，受其直接影響控制。

圖5 各波高波浪作用下海床中的超孔壓變化Fig.5 Excess pore pressure response by different height waves’ effect

3.3 試驗過程中土體強度變化

在自重固結過程中(見圖6a)，海床貫入阻力較低，最高為2.2 N，且沿深度呈線性增加，自重固結結束后海床保留較高的強度均一性。

5 cm波高波浪作用過程中，海床始終未發(fā)生剪切破壞現(xiàn)象，貫入阻力有較大幅度增長(見圖6b)，?；?0 cm深度以下土體強度最大達12.1 N，與海床深度呈線性關系，表層土體與土槽下部土體出現(xiàn)較高強度差。該組試驗現(xiàn)象與數(shù)據(jù)表明，當持續(xù)的波浪循環(huán)荷載作用不足以引起粉質海床發(fā)生剪切破壞時，海床的土體強度會有所增強， 此規(guī)律與Peret[26]等人的研究一致。

10與15 cm波高波浪作用過程中，海床均出現(xiàn)了剪切破壞現(xiàn)象，如前文所述破壞土體沿海床內部一定深度的圓弧狀界面隨波浪作循環(huán)振蕩運動，在該過程中海床土體發(fā)生了強度非均質化的演變(見圖6c、6d)，在20～35 cm深度范圍內出現(xiàn)了強度硬層，貫入阻力最高分別為32.5 N、64.7，遠高于自重固結以及5 cm波高波浪作用下的海床貫入阻力，且該層中的沉積物貫入阻力要明顯高于上下深度的強度，而且強度硬層的位置隨時間會在20～35 cm范圍內遷移，遷移規(guī)律大致為先向深部發(fā)展隨后又向淺部恢復，與前文所述的剪切破壞界面發(fā)展規(guī)律相似。

圖6 不同試驗階段海床各深度貫入阻力隨時間變化Fig.6 Penetration resistance of seabed in different period

整個實驗過程結束之后，沿水槽平行方向的剖面測量海床貫入阻力，繪制貫入阻力等值線圖(見圖7)?？砂l(fā)現(xiàn)在海床中存在明顯的強度硬層，該硬層的貫入阻力高于上下層土體強度，整個土床呈現(xiàn)出強度非均質化。在水平方向X=90～120 cm區(qū)間內，土體上部存在一條圓弧形的分界面，界面以上為強度軟弱層，下部為強度硬層，與波浪作用過程中出現(xiàn)的海床破壞界面的形態(tài)是相似的，這更進一步說明均一海床經(jīng)過波浪循環(huán)荷載的作用，發(fā)生剪切破壞的過程后，強度會趨向明顯的非均質化，強度的空間分布規(guī)律為海床某深度范圍內存在強度硬層，其強度高于上下層土體。

(土槽左下角為坐標原點，單位cm。set the left corner of soil bin as the coordinates origin, unit: cm.)圖7 試驗結束后海床貫入阻力空間分布等值線圖Fig.7 Seabed penetration resistance space distribution contour map

4 分析與討論

4.1 波致海床剪切破壞機制分析

假定海床土骨架為彈性體，孔隙水不可壓縮，對于無限土層根據(jù)Boussinesq解，波浪荷載在海床內部的最大剪應力就等于水平向最大剪應力：

式中：P0為波壓力峰值;可根據(jù)小振幅波理論得到；z為海床深度；L為波長。

土體的抗剪強度則由摩爾庫倫理論可得：

τ=c+σ′tanφ。

式中：τ為抗剪強度；c為內聚力；σ′為有效應力；φ為內摩擦角。

波浪導致海床發(fā)生剪切破壞實際上是波浪剪應力與土體抗剪強度的極限平衡問題。當波浪荷載在海床內部產(chǎn)生的最大剪應力超過土體抗剪強度時將發(fā)生破壞或大尺度的變形。

波浪循環(huán)荷載的持續(xù)作用會引起海床內部孔壓累積，有效應力降低，土體抗剪強度也隨之降低。從應力圖解法以及土體微結構變化機制的角度來分析，孔壓累積會引起有效應力的降低，莫爾圓沿橫軸向左移動(見圖8)，當強度包絡線與莫爾圓相切時，土體發(fā)生剪切破壞?？梢姴ɡ藢е潞４舶l(fā)生剪切破壞是波浪作用提供的剪切力以及孔壓累積導致海床內部抗剪強度降低共同作用的結果。

4.2 波致海床剪切破壞對土體強度演化的影響

將10和15 cm波高兩個實驗組次各時間階段的剪切破壞界面最大深度以及強度硬層所在深度(強度峰值的深度)進行整理比對(見圖9)。在兩組試驗中，海床的剪切破壞深度均呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律，可知波浪作用下黃河口粉質海床的剪切破壞過程分為破壞范圍擴展階段和破壞范圍回縮階段。從圖中可以發(fā)現(xiàn)海床內部強度硬層所在深度隨時間的變化趨勢與剪切破壞界面的最大深度變化趨勢非常吻合，且強度硬層發(fā)育深度位于海床的破壞界面以下，兩者十分接近，由此可進一步證明強度硬層的發(fā)育與波浪作用下海床剪切破壞的過程密切相關。

圖8 莫爾圓與強度包絡線變化過程Fig.8 The change process of Mohr’s circle and strength envelope

當海床剪切破壞起動后，淺層土體隨波浪周期性振蕩，破壞土體結構變得松散，呈現(xiàn)出大變形的塑性流動狀態(tài)，類似卻又區(qū)別于牛頓流體，土體有效應力減小，使得下覆土層更容易發(fā)生破壞。因此在波浪荷載的持續(xù)作用下，剪切破壞深度不斷增大，此過程為剪切破壞范圍擴展階段。由于上覆土體的破壞，在剪切破壞界面以下的土體內孔隙水壓力更容易沿滲流通道消散至破壞界面以上土層，孔隙水壓力的消散必將伴隨著土體顆粒的壓密，從宏觀上表現(xiàn)出的是土體固結作用加強，土體強度增大，這解釋了在剪切破壞范圍擴展階段，破壞界面以下伴隨強度硬層發(fā)育的現(xiàn)象。上述強度硬層發(fā)育過程中的土體強度增強具有短時性和幅度小的特點，并不影響剪切破壞向深部發(fā)展的進程。

圖9 強度硬層深度以及破壞界面深度隨時間變化曲線Fig.9 Relationship of hard layer depth and failure interface depth

根據(jù)極限平衡原理，隨海床深度增加，波能量衰減，所提供的剪切力將不足以促使剪切破壞范圍的繼續(xù)擴展，此時破壞土體的振蕩運動便停留在該深度。界面處的土體在振蕩過程中粗細顆粒分離，細顆粒沿滲流通道向上部輸運，粗顆粒下沉，該處的土體經(jīng)歷了二次改造。破壞界面以下的土體由于孔隙水壓力的消散，滲流力拖曳細顆粒上輸，剩余的粗顆粒重新組成新的土體結構，土體粗化。粗化的土體孔隙水更容易消散，因此在波浪荷載的動力固結作用下土體更加密實，土顆粒間距變小，土體密化。土體微觀上的粗化和密化表現(xiàn)在宏觀上便是抗剪強度大幅度增大，在波浪荷載的持續(xù)改造下，土體開始向淺層恢復穩(wěn)定，強度硬層的深度也隨之回升，直至再次達到平衡。

試驗證明波浪作用下，強度硬層是剪切破壞對海床土結構改造形成的，其演化過程也直接受剪切破壞過程控制。多次的剪切破壞過程會導致海床土體強度的非均質化，該試驗結果可定性解釋黃河口三角洲沉積物強度非均質化的原因機制。如圖7所示，黃河口三角洲沉積物也同樣存在類似的強度分布特征[27-28]，圓弧狀的軟弱帶在下一次更強的風浪過程中會直接發(fā)生失穩(wěn)，發(fā)育成不同尺度大小的凹坑。事實上，由本文試驗結果可知，在波致剪切破壞引起的海床土體強度非均勻化過程，很可能對黃河口三角洲海底不穩(wěn)定地質現(xiàn)象的發(fā)生起控制作用。

4.3 孔壓響應對土體強度變化的影響

鑒于孔壓響應對剪切破壞的影響作用，本論文引入孔壓比這一概念，以探究不同波高波浪作用下各海床深度的孔壓比與對應的土體強度隨時間變化關系。

孔壓的累積會引起海床土體強度降低甚至失穩(wěn)，通常探討粉質土海床液化問題時會以超孔隙水壓力和土體初始有效上覆應力之比來作為判別標準，等于1時，土體液化[9,10]，土體強度完全喪失，如下式：

式中：Δu為超孔隙水壓力；γ′為土體浮容重；z為上覆土層深度。若考慮三維情況，引入側壓力系數(shù)K0，如下式：

其中，K0=1-sinφ可根據(jù)土體的內摩擦角來求得，黃河口三角洲的粉土也可根據(jù)經(jīng)驗取值0.5。

正如前文所述，土體剪切破壞判別方式有區(qū)別于土體液化，海床剪切破壞是由海床內部某一深度直接起動，且剪切破壞發(fā)生時該處的孔壓比小于1。結合本文試驗現(xiàn)象以及數(shù)據(jù)結果分析，在波浪循環(huán)荷載作用下，一方面波浪的作用對海床提供剪切力，一方面海床中超孔壓累積，導致海床內部某一深度抗剪強度大幅降低，在這兩者的共同作用下，海床遭到快速破壞，達到破壞時累積的超孔壓并沒有達到上覆土層有效應力，此時的孔壓比要小于1。

在波浪荷載作用過程中，孔壓響應會影響土體強度的發(fā)展，本文引入孔壓比來評估剪切破壞過程中土體強度變化的規(guī)律。如圖10(a、b)所示， 5 cm波高波浪作用過程中土體各深度的孔壓比均小于0.5，在此過程中土體各深度的不排水抗剪強度以及貫入阻力大致都呈增長趨勢。如圖10(c、d)所示，10 cm波高波浪作用過程前期30 cm深度處土體孔壓比超過了0.5，與此同時在該深度土體不排水抗剪強度以及貫入阻力均有明顯降低。如圖10(e、f)所示，15 cm波高波浪作用下，30和40 cm處的孔壓比在試驗進行到5 h后超過0.5，并且持續(xù)增大，在此過程中相對應的不排水抗剪強度以及貫入阻力均有大幅度降低。

由以上結果分析可知，不同波高波浪作用下，在孔壓響應過程中超孔壓與初始有效上覆應力的比值超過臨界值K時(本文試驗所得K=0.5)，土體不排水抗剪強度和貫入阻力會有較大幅度的降低，在波浪剪應力的作用下，海床發(fā)生剪切破壞的幾率大大提升。

圖10 不同波高波浪荷載作用下孔壓比與土體強度的關系Fig.10 Relationship of pore pressure ratio and soil strength

5 結論

本文以黃河口粉質土為研究對象，開展了不同波高波浪循環(huán)荷載的作用下，海床發(fā)生剪切破壞過程及土體強度演變的試驗研究，主要得到以下結論：

(1)海床中孔壓響應過程的規(guī)律為孔壓快速累積-孔壓緩慢消散，在該過程中海床內最容易形成大幅度的孔壓累積、孔壓響應最強烈的位置，也是海床內土體強度的逐漸喪失以及土體剪切破壞是處開始發(fā)育的深度。

(2)波浪作用下粉質海床剪切破壞后會在海床內部出現(xiàn)明顯的弧形破壞界面，破壞土體沿界面隨波浪作振蕩運動，且破壞范圍經(jīng)歷先擴展后回縮的過程，剪切破壞界面以下會有強度硬層的發(fā)育，強度硬層的形成與演化直接受剪切破壞過程控制，最終整個海床出現(xiàn)明顯的強度非均質化。

(3)在孔壓響應過程中孔壓比即超孔壓與上覆有效應力比值存在臨界值K(本文水槽試驗所得K=0.5)，當超過K值時，土體貫入阻力和不排水抗剪強度降低，發(fā)生剪切破壞，這是波浪作用提供的剪切力以及超孔壓累積導致海床內部抗剪強度降低共同作用的結果。

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Abstract: This study is a wave-flume experiment about wave-induced pore pressure response and seabed strength evolution during the shear failure process based on the silty soil from the Yellow River delta area. During the experiment wave loadings of 5,10,15 cm wave height were applied on the seabed, pore pressure at different depths,penetration strength and un-drained shear strength of seabed were measured synchronously. The results show that pore pressure response inside the seabed experienced the process of rapid accumulation, slow dissipation. There was a certain depth that always showing the strongest pore pressure response and accumulating the largest excess pore pressure. Strength attenuation and structural failure of seabed originated right here. Arc shaped sliding surface inside the seabed would appear after a certain wave loading time，and the failure soil did oscillatory motion along the interface. A hard layer developed beneath the sliding surface and eventually resulted in nonhomogeneous strength of seabed. The shear failure of seabed directly controlled the formation and evolution of the hard layer. When the ratio of excess pore pressure and overlying effective stress exceeded the critical valueK(K=0.5 in this experiment), penetration resistance and un-drained shear strength of seabed would decrease significantly, result in shear failure, and it was caused by the joint effects of wave-induced shear force and pore pressure accumulation inside the seabed.

Key words: wave loading; wave-flume experiment; silty soil from the Yellow River Delta; shear failure; pore pressure response; soil strength

責任編輯 徐 環(huán)

The Experimental Study on Wave-Induced Shear Failure and Strength Evolution of Silty Seabed

WANG Zhen-Hao1, JIA Yong-Gang1,2, LIU Xiao-Lei1,2, WEI Wei3, WANG Xiao-Li1, ZHANG Shao-Tong1, SHAN Hong-Xian1,2

(1. Shandong Provincial Key Laboratory of Marine Environment and Geological Engineering，Ocean University of China, Qingdao, 266100, China; 2. Laboratory for Marine Geology, Qingdao， National Laboratory for Marine Science and Technology, Qingdao， 266061, China; 3. South China Sea Marine Survey and Technology Center, SOA SMST, Guangzhou 510300, China)

TU641.22

A

1672-5174(2017)10-104-09

10.16441/j.cnki.hdxb.20160465

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國家自然科學基金項目(41372287)；山東省重點研發(fā)計劃(重大關鍵技術)項目(2016ZDJS09A03)；國家重點研發(fā)計劃項目(2016YFC0802301)資助 Supported by the National Natural Science Foundation of China (41372287); the Key Research and Development Program of Shandong province, China (2016ZDJS09A03); the National Key Research and Development Plan of China (2016YFC0802301)

2017-05-05；

2017-07-04

王振豪(1990-)，男，博士生，主要從事海洋地質工程的研究。E-mail：wzh-ouc@foxmail.com

?? 通訊作者：E-mail：hongxian@ouc.edu.cn