尹 松，張先偉，孔令偉，Hossain Md Sayem,

（1.中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室，湖北 武漢 430071；2. Department of Geological Sciences, Jahangirnagar University, 達卡 1342, 孟加拉國）

1 引 言

隨著我國工程建設范圍的推廣以及海洋工程的發(fā)展，海洋土類工程場地面積逐年增加，工程規(guī)模與難度逐年增大。在這類工程場地地震安全性評價及地基動力反應分析中海洋土的動剪切模量G和阻尼比D取值的合理性將直接影響到工程結構的安全性和經濟性，對其進行室內試驗研究對工程建設具有重要意義。然而，目前對陸地上不同地區(qū)、不同工程地質條件的土的動力學參數研究較多且比較集中[1－2]，而對于海洋沉積土的動力學特性，限于海上鉆探工作存在的困難和海洋土動力學參數的不確定性，仍存在試驗數據少、統(tǒng)計結果離散性大、力學機制不明確等問題[3－4]，導致進行海洋土地震反應分析遇到土力學參數資料不全的情況時一般仍是參考規(guī)范及研究經驗值，但研究表明[4]一些由陸地上典型土力學參數的經驗值對海洋土體并不具有通用性。因此，考慮海洋土的特殊土性與海域區(qū)域性，統(tǒng)計合理且具有一定針對性的海洋沉積土動力學參數以及評價方法就顯得尤其重要，可為海洋工程場地的設計、施工及抗震分析提供技術依據。

基于以上研究現狀，本文研究采用共振柱試驗方法，探究海洋沉積土動剪切模量和阻尼比隨剪應變的衰變規(guī)律，分析相應理論模型及經驗關系研究海洋沉積土動力衰變特性的合理性，對比分析國內外研究者及規(guī)范所建議的推薦值與海洋沉積土動力特性參數的差異性。

2 試樣與試驗方法

2.1 試 樣

試驗選用樣品取自某海域海洋沉積土，利用薄壁取土器采用靜壓法提取試樣，取土深度為10.3～84.2 m。沿海深以下依次為淤泥質粉質黏土、粉砂和細砂3類土。每類土選取2～6個深度的典型試樣進行試驗，試樣的主要物性指標及其沿深度變化范圍見表1。

2.2 試驗原理與方法

根據海洋土實際應力狀態(tài)下的應變范圍，采用共振柱試驗方法研究小應變范圍內各類土體在循環(huán)荷載作用下剪切模量比及阻尼比隨剪應變衰變規(guī)律。試驗儀器為英國GDS公司生產的固定-自由型共振柱試驗系統(tǒng)(GDS RCA)，可以在試樣無損的條件下研究中小應變范圍內土的動力特性，精度達10-10。

試驗根據一維波動理論，在一定物理條件和應力條件下的土柱上，施加扭轉或彎曲振動，并逐級改變驅動頻率，測得 10-6～10-3應變范圍內不同應變水平下的共振頻率，然后切斷動力，測試出振動衰減曲線[5]。試驗步驟為① 飽和：采用抽真空方法飽和試樣，試樣尺寸為直徑50 mm，高100 mm。② 固結：參考表2中土樣的天然應力狀態(tài)對其等壓固結，直至孔壓基本消散，應變恒定。③ 共振柱激振：對固結后試樣進行共振柱激振試驗，整個試驗過程均由微機控制。④ 數據處理：根據共振頻率、試樣密度、試樣的幾何尺寸及端部條件，計算出試樣的動剪切模量G，計算公式[5]為

式中：G為土樣的動剪切模量；ρ為土樣的質量密度；f為扭轉振動共振頻率；h為土樣的高度；β為扭轉振動頻率方程的特征值。

阻尼比值計算公式[5]為

式中：AN為第N次的振幅；AN+m為第N+m次的振幅。

為方便對比分析，對3類海洋土樣編號，分別為C1～C6為淤泥質粉質黏土，S1～S6為粉砂，F1～F2為細砂，施加的固結壓力見表2。試驗用的淤泥質粉質黏土為原狀土樣，粉砂和細砂為保持原有含水率不變，按照原密度且不添加任何配料條件下制成50 mm×100 mm的試樣。

表1 物性試驗及顆粒分析成果Table 1 Physical properties and grain sizes analysis results

表2 試樣編號及施加圍壓Table 2 Serial number and confining pressure of samples

3 試驗結果分析

3.1 Gmax隨變化規(guī)律

由于深海鉆探的難度較大，對于深部海洋沉積土的Gmax常通過雙對數模型[5]獲得，不同上覆壓力下土的Gmax可表示為

根據共振柱試驗結果，將不同有效圍壓下的海洋沉積土的Gmax及根據式（3）得到的Gmax繪于圖1、2，研究不同有效圍壓（可認為深度）的海洋土Gmax的發(fā)展規(guī)律。從圖中可以看出，雙對數模型基本能反映出該海域海洋土的Gmax隨0σ′的遞增趨勢，粉、細砂相關關系擬合效果較好，黏性土試驗點離散性相對較大。分析可知，受儀器精度的影響，低圍壓下激振會引起氣壓波動導致圍壓變化，高圍壓下激振引起的圍壓變化相對較小，圍壓較穩(wěn)定。粉、細砂圍壓超過250 kPa后擬合相關性較大現象也說明了這一點，表明海洋沉積土物性指標基本一致的非黏性土在雙對數坐標下Gmax隨0σ′呈線性增長，黏性土則不明顯。

圖1 粉砂及細砂Gmax與′0σ關系曲線Fig.1 Relationship between Gmax and ′0σof sand

3.2 海洋沉積土的G/Gmax及D

考慮到土的深度差異及工程敏感性，將粉砂土分成了2個深度范圍，得到了各類土的動剪切模量和阻尼比與剪應變關系，將G經Gmax歸一化處理并與 Seed 等[6]、Wilson[7]、祝龍根等[8－9]、袁曉銘[2]等研究成果及相關規(guī)范值[10]進行對比分析，以深入了解海洋沉積土與陸地區(qū)域土的動力特性差異，如圖3～6所示。

圖2 淤泥質粉質黏土Gmax與關系曲線Fig.2 Relationship between Gmax andof mucky silty clay

圖3 粉砂及細砂G/Gmax-γ 關系曲線Fig.3 Relationships between G/Gmax and γ of sand

圖4 粉砂及細砂D-γ 關系曲線Fig.4 Relationships between D and γ of sand

圖5 淤泥質粉質黏土G/Gmax-γ 關系曲線Fig.5 Relationships between G/Gmax and γ of mucky silty clay

圖6 淤泥質粉質黏土D-γ 關系曲線Fig.6 Curves between D and γ of mucky silty clay

由圖3、5可知，砂性土的G/Gmax隨γ的衰減曲線經歸一化后試驗點分布帶較窄。從試驗點分布可知，深度為27.2～34.2 m的粉砂土試驗點在應變值小于5×10-4時，介于Seed等[6]與袁曉銘等[2]研究值之間，明顯高于規(guī)范值，應變值超過5×10-4后接近于規(guī)范[10]值；深度為47.2～84.2 m的粉、細砂試驗點在應變值小于5×10-4時位于祝龍根[8]研究值之上，應變值超過5×10-4后有逐漸向袁曉銘[2]研究值靠攏的趨勢；大多數試驗點分布于規(guī)范[10]值之上，可見，對于本海域砂類沉積土，如果按照規(guī)范值選取動力參數過于則過于保守，黏性土試驗點分布帶較粉、細砂寬，應變值小于10-4時主要集中在祝龍根[9]及袁曉銘等[2]研究值附近，在應變值超過10-4后，試驗點開始離散，在各研究者[7,9]推薦值及規(guī)范[10]值附近均有分布，但大多數試驗點高于規(guī)范值，也存在按照規(guī)范值選取動力參數過于保守問題。所以，本海域海洋土G/Gmax值的確定不能依照現有規(guī)范的推薦取值，即使考慮借鑒以往研究成果也必須限制在一定的應變范圍，并應考慮土體的天然應力狀態(tài)。

由圖4、6可知，深度為27.2～34.2 m的粉砂試驗點分布于規(guī)范[10]值、祝龍根[8]及袁曉銘[2]研究值之間，但47.2～84.2 m粉、細砂D值較規(guī)范[10]值及其他推薦值[2,6－8]低，與海洋沉積砂土所處環(huán)境有關。這類砂土深度超過淤泥質粉質黏土層，經過海底的特殊環(huán)境作用，砂土中黏粉顆粒較少，土體中粗骨料較多，容易形成骨架結構，所以阻尼比相對較小，與G/Gmax-γ 衰減曲線中47.2～84.2 m的粉、細砂試驗點在應變值小于5×10-4時位于規(guī)范值及其他推薦值之上相對應。此外，淤泥質粉質黏土試驗點分布較寬，少數試驗點高于規(guī)范[10]值及推薦[7－8]值，大多數試驗點低于規(guī)范值及其他推薦值。

3.3 海洋沉積土動力學參數預測模型

海洋沉積土的工程設計動力學參數不能簡單套用現有規(guī)范推薦值以及以往研究經驗值，應針對參數實測值評價海洋沉積土動力學行為，進而提出適用于海洋沉積土的動力學參數推薦值。經對比分析，選擇 3參數 Martin-Davidenkov模型[11]對本海域沉積土的動剪切模量比曲線試驗數據進行擬合分析，模型為

式中：Dmin、Dmax、n為擬合參數。

試驗點分布及模型擬合曲線如圖7、8所示。分析可知，Martin-Davidenkov模型及選用的阻尼比隨應變變化的經驗公式能夠很好地擬合 G/Gmax和 D隨γ的變化規(guī)律。就粉、細砂和淤泥質粉質黏土而言，前者試驗點離散性較小，分布帶較窄，經驗公式可以較好的反映海洋沉積土的 G/Gmax和D發(fā)展規(guī)律；后者的G/Gmax擬合曲線與實測值相對離散，分布帶較寬，分析原因可能是儀器精度及土體自身的非均勻性所致。

3.4 海洋沉積土Gmax和D的推薦值

為給海洋沉積土工程設計及施工提供技術依據，筆者考慮了不同的應力狀態(tài)，將試驗結果與G/Gmax隨γ變化的模型擬合曲線及D與γ的經驗關系進行了整理，給出了涵蓋 5×10-6～10-3應變范圍內G/Gmax及D的推薦值，見表3。分析可知，海洋沉積土G/Gmax推薦值隨γ的增大而減小，D推薦值隨γ的增大而增加，其變化關系曲線都成雙曲線分布，較好地反映了海洋沉積土的動力學參數的變化規(guī)律。但另一方面，從圖9也可以看出，淤泥質粉質黏土的動力學參數擬合與實測數據相對分散，后續(xù)研究應增加試驗樣本與提高儀器原件測試精度，驗證和修正本文提出的推薦值，獲得更準確的擬合參數。

圖7 砂土G/Gmax、D與γ 關系曲線Fig.7 Relationships between G/Gmax, D and γ of silt

圖8 細砂土和淤泥質粉質黏土G/Gmax、D與γ 關系曲線Fig.8 Relationships between G/Gmax, D and γ of fine sand and mucky silt clay

表3 海洋沉積土G/Gmax-γ 及D-γ 關系曲線推薦值Table 3 Recommended values of relationship between G/Gmax，D and γ of seabed sediment

4 結 論

（1）物性指標基本一致的海洋沉積粉、細砂在雙對數坐標下Gmax隨0σ′基本呈線性增長，黏性土的增長關系擬合結果相對較差。

（2）對于海洋沉積土，不同研究者給出的G/Gmax隨γ衰減規(guī)律推薦值均適用在一定的應變范圍及天然應力狀態(tài)，粉、細砂及淤泥質粉質黏土均存在按照規(guī)范值選取動力參數過于保守問題。

（3）對于深度為27.2～34.2 m的海洋沉積粉砂土阻尼比試驗值分布于各研究者推薦值之間，而深度為47.2～84.2時粉、細砂阻尼比值較其他研究者推薦值低，大多數淤泥質粉質黏土阻尼比試驗值高于規(guī)范值及推薦值。

（4）Martin-Davidenkov 模型及選用的 D-γ 經驗關系能夠很好地擬合G/Gmax和D隨γ 的變化規(guī)律，據此提出的海洋沉積土 G/Gmax及D的推薦值可為海洋土工程設計及施工提供技術依據。

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