郭聚坤，寇海磊，許泓霖，雷勝友

（1.長安大學 公路學院，西安 710064；2.山東交通職業(yè)學院 公路與建筑系，山東 濰坊 261206；3.中國海洋大學 工程學院，山東 青島 266100）

1 研究背景

跨海大橋、海上風力發(fā)電等海洋工程在近年發(fā)展迅速，大直徑超長樁成為海洋工程基礎的首選。海洋工程承受海洋風、浪、地質(zhì)作用等各種外部荷載，樁基承載力是影響其整體穩(wěn)定性的重要因素，如何合理確定樁側(cè)摩阻力是研究樁承載力的重要課題。樁側(cè)摩阻力的確定實質(zhì)上就是確定樁-土界面的剪切強度，故對海洋樁-土界面的力學特性研究變得尤為重要。

國內(nèi)外學者對結(jié)構(gòu)物-土界面力學特性展開了一系列室內(nèi)試驗，如Fakharian等［1］進行了砂土與鋼管樁的界面剪切試驗，量測了界面剪切位移。張明義等［2］、殷勇等［3］將傳統(tǒng)直剪儀中的透水石換成鋼塊或混凝土塊進行試驗。Mortara等［4］進行了砂土與鋼板界面剪切試驗，建立了界面本構(gòu)模型。劉楓等［5］指出筋-黏土間的夾砂層可有效提高筋-土接觸面的抗剪強度。梁越等［6］通過改進直剪儀研究了鋼-土界面力學特性的時效性。Canakci等［7］研究了樁-有機土界面剪切性狀，指出粗糙度和含水率是影響界面特性的因素。張俊峰等［8］研究了不同工況對筋-土界面強度參數(shù)和剪切剛度的影響，指出界面強度參數(shù)遠小于直剪試驗。

然而，上述研究主要是針對陸地工程展開的，對于海洋環(huán)境下結(jié)構(gòu)物-土界面剪切性狀的研究較少。如李煒等［9］采用表面效應及接觸單元法模擬了風電基礎樁土作用。孫希［10］結(jié)合實際海洋工程分析了樁土參數(shù)對P-y曲線的影響（P為樁反力，y為y方向樁的位移）。劉紅軍等［11］建立了海上風機樁土作用模型。為進一步探究海洋工程樁-土體界面剪切性狀，筆者通過改進直剪儀，進行了鋼、混凝土與海洋黏土的界面剪切試驗，從土體含水率和固結(jié)時間2個因素出發(fā)展開研究，以期為沉樁設計、沉樁階段阻力估算提供一定的參考，為估計樁基承載力提供借鑒。

2 界面剪切試驗

2.1 試驗設備改進

界面剪切試驗所用直剪儀是在室內(nèi)直剪儀基礎上經(jīng)過改進制作而成，如圖1所示。上剪切盒完全由樁模擬材料取代，下剪切盒放置試驗土樣，土樣尺寸為Φ6.18 cm×2 cm，樁模擬材料尺寸為8.2 cm×8.2 cm×1.5 cm。

圖1 改進后的直剪儀示意圖Fig．1 Schematic diagram of improved direct shear apparatus

2.2 試驗材料

試驗所用海洋黏土取自青島沿海地區(qū)，采用重力柱狀取樣器取樣，試驗土樣為重塑淺灰色粉質(zhì)黏土，如圖2所示。土樣的基本物理力學指標按《土工試驗方法標準》（GB／T 50123—1999）［12］獲取，主要參數(shù)見表1。樁模擬試塊包括鋼塊和混凝土塊，其中鋼塊為不銹鋼材料，產(chǎn)自青島鋼材公司，混凝土塊采用C50混凝土，經(jīng)切割而成。

圖2 試驗所用土樣Fig．2 Soil samples used in the test

2.3 試驗方案

（1）制備含水率為20%，40%，60%的土樣各2組，悶料24 h，隨即豎向一維固結(jié)1 h。在法向應力50，100，150 kPa作用下進行剪切試驗，其中鋼-海洋黏土界面剪切試驗和混凝土-海洋黏土界面剪切試驗均為3組。

（2）制備含水率為40%的土樣12組，其中鋼-海洋黏土界面剪切試驗和混凝土-海洋黏土界面剪切試驗均為6組，分別放置1，3，5，7，14，21 d進行固結(jié)，在法向應力50，100，150 kPa作用下進行剪切試驗。

表1 試驗土樣主要物理力學性質(zhì)指標Table 1 Main physical and mechanical properties of soil samples

夏春紅等［13］研究指出剪切速率控制在0.02～1.2 mm／min不會影響界面力學特性，故上述試驗剪切速率均設定在0.8 mm／min。

3 試驗機理分析

3.1 界面剪切應力-剪切位移關系

3.1.1 不同含水率下界面剪切應力-剪切位移關系

鋼-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線如圖3所示，混凝土-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線如圖4所示。

圖3 不同含水率下鋼-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線Fig．3 Curves of shear stress against shear displacement of the interface between steel and marine clay with varied water content

圖4 不同含水率下混凝土-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線Fig．4 Curves of shear stress against shear displacement of the interface between concrete and marine clay with varied water content

可以看出：在初始階段，剪切應力隨著剪切位移增大而增加，剪切應力-剪切位移曲線表現(xiàn)出一定的線性關系；但隨著剪切位移增加，剪切應力-剪切位移表現(xiàn)出非線性關系，剪切應力的增速逐漸變緩，直至剪切應力達到峰值剪應力之后趨向穩(wěn)定，未出現(xiàn)應力軟化。界面剪切應力-剪切位移關系可用雙曲線模型較好地進行擬合，界面雙曲線模型擬合公式為 τ＝ω／（a+bω），擬合參數(shù)見表2。

表2 不同含水率下雙曲線模型擬合參數(shù)Table 2 Fitting parameters of hyperbolic model of interface with varied water content

由圖3和圖4可見，在相同含水率條件下，峰值剪切應力隨法向應力增加而增大，且峰值剪切應力的增加值在法向應力從50 kPa變化到100 kPa這個階段較大，說明法向應力增加的前期對樁基承載力貢獻更大。隨著法向應力增加，峰值剪切位移也在增加，與峰值剪切應力呈現(xiàn)正相關關系。在相同法向應力條件下，隨含水率增加，峰值剪切應力和峰值剪切位移均在減小，且峰值剪切應力在含水率從20%變化到40%這個階段減小得更多，說明含水率增加的前期階段對樁-土界面剪切特性有較大影響。

3.1.2 不同固結(jié)時間下界面剪切應力-剪切位移關系

鋼-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線如圖5所示，混凝土-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線如圖6所示?？芍涸诩虞d初始階段，剪切應力增加較快；但是隨剪切位移的增大，剪切應力的增速變緩，直至剪切應力達到峰值，之后不再變化，未出現(xiàn)應力軟化階段；整個加載階段界面上的應力-位移關系表現(xiàn)出較好的彈塑性關系，界面剪切應力-剪切位移關系可用雙曲線模型進行表示，界面雙曲線模型擬合公式為 τ＝ω／（a+bω），擬合參數(shù)見表3。

圖5 不同固結(jié)時間下鋼-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線Fig．5 Curves of shear stress against shear displacement of the interface between steel and marine clay consolidated for different days

圖6 不同固結(jié)時間下混凝土-海洋黏土界面剪切應力-剪切位移曲線Fig．6 Curves of shear stress against shear displacement of the interface between concrete and marine clay consolidated for different days

表3 不同固結(jié)時間下雙曲線模型擬合參數(shù)Table 3 Fitting parameters of hyperbolic model of interface consolidated for different days

在相同土體固結(jié)時間條件下，峰值剪切應力隨法向應力增加而增大，且峰值剪切應力從法向應力50 kPa到100 kPa的增加值要比法向應力從100 kPa到150 kPa的增加值要大，說明初始階段的法向應力的增加對樁-土界面剪切性狀影響更大，同時峰值剪切位移也呈現(xiàn)增加的趨勢，前期位移增加量要大于后期位移增加量，鋼-海洋黏土、混凝土-海洋黏土界面的峰值剪切應力和峰值剪切位移均呈現(xiàn)出較好的正相關關系。在相同法向應力條件下，隨著固結(jié)時間增加，峰值剪切應力和剪切位移均增加，鋼-海洋黏土和混凝土-海洋黏土界面的峰值剪切應力均在1～7 d內(nèi)增加較多，在7～14 d內(nèi)增加最多，在14～21 d內(nèi)峰值剪應力增加很小，2種試驗的結(jié)果表明樁基承載力在土體固結(jié)的前期階段有較大提高，0～14 d這個時間段對樁基承載力的貢獻最大，這也是樁基在沉樁后的數(shù)天內(nèi)出現(xiàn)承載力大幅提高的原因。

3.2 界面剪切強度指標變化規(guī)律

3.2.1 不同含水率下強度指標變化

將峰值剪切應力和法向應力的關系線性擬合，如圖7所示，界面破壞形式符合Mohr-Coulomb破壞準則，界面黏聚力和界面摩擦角的數(shù)值及峰值剪切應力與法向應力關系線性擬合公式如表4所示。從圖7和表4可以看出：隨著含水率增加，界面摩擦角一直在減小，其含水率從40%增加到60%的減小幅度比含水率從20%增加到40%的減小幅度更大，說明含水率是影響界面摩擦角變化的因素，且在含水率較大時影響更大。界面黏聚力在含水率從20%增加到40%時出現(xiàn)大幅度減小，在含水率從40%增加到60%時減幅很小，其中鋼-海洋黏土界面在含水率達到60%時，界面黏聚力接近0，界面基本失去了黏聚力，說明含水率是影響界面黏聚力的因素。

圖7 不同含水率下界面峰值剪切應力與法向應力關系Fig．7 Relationship between peak shear stress and normal stress of interface with varied water content

表4 不同含水率下的界面抗剪強度指標及擬合公式Table 4 Shear strength indexes and fitting formulae of interface with varied water content

3.2.2 不同固結(jié)時間下強度指標變化

不同固結(jié)時間下界面峰值剪切應力與法向應力關系如圖8所示，可以發(fā)現(xiàn)結(jié)構(gòu)物-土界面的破壞形式符合Mohr-Coulomb破壞準則，界面黏聚力與界面摩擦角的數(shù)值及線性擬合公式如表5所示。從圖8和表5可看出：界面黏聚力隨固結(jié)時間增加而增大，鋼-海洋黏土和混凝土-海洋黏土界面的黏聚力均在1～14 d出現(xiàn)大幅度提高，之后界面黏聚力增幅很小，這與峰值剪切應力隨固結(jié)時間的變化規(guī)律一致，說明固結(jié)時間是影響界面黏聚力變化的因素。界面摩擦角隨著固結(jié)時間增加變化不大，其中鋼-海洋黏土界面摩擦角集中在20°～22°范圍內(nèi)，混凝土-海洋黏土界面摩擦角集中在21°～23°范圍內(nèi)，說明固結(jié)時間對界面摩擦角影響不大。

4 結(jié) 論

（1）在不同含水率、不同固結(jié)時間條件下，鋼、混凝土與海洋黏土界面的剪切應力-剪切位移關系均表現(xiàn)出較好的彈塑性關系，可用雙曲線模型表示，擬合出的參數(shù)可為數(shù)值模擬提供試驗參考。

（2）在相同含水率條件下，法向應力越大，界面峰值剪切應力和峰值剪切位移越大；在相同法向應力條件下，海洋黏土含水率越大，界面峰值剪切應力和峰值剪切位移越小。

（3）在相同固結(jié)時間條件下，界面峰值剪切應力、峰值剪切位移均與法向應力呈現(xiàn)較好的正相關關系；在相同法向應力條件下，固結(jié)時間越長，峰值剪切應力和峰值剪切位移也越大，且峰值剪切應力的增加主要集中在固結(jié)開始后的14 d內(nèi)，這也驗證了靜壓樁承載力具有時效性的特點。

（4）界面摩擦角隨含水率增加而減小，且在含水率較大時摩擦角減小得更快；界面黏聚力隨含水率增加而減小，且在含水率較小時黏聚力減幅較大。

（5）界面摩擦角隨固結(jié)時間增加變化不大，集中在20°～23°范圍內(nèi)，說明固結(jié)時間對界面摩擦角影響不大；界面黏聚力隨固結(jié)時間增加而增大，且其增加主要集中在固結(jié)開始后的14 d內(nèi)，這與峰值剪切應力隨固結(jié)時間的變化規(guī)律是一致的。