宋玉鵬，孫永福，宋丙輝，董立峰，杜星

(1.自然資源部第一海洋研究所 海洋工程環(huán)境研究中心，山東 青島 266061；2.國家深?；毓芾碇行模綎| 青島266237；3.青島海洋科學(xué)與技術(shù)試點(diǎn)國家實(shí)驗(yàn)室 海洋地質(zhì)過程與環(huán)境功能實(shí)驗(yàn)室，山東 青島 266237)

1 引言

黃河是世界上含沙量最高的河流[1]，每年巨量的泥沙在三角洲地區(qū)快速沉積造就了黃河三角洲海底粉土高含水量、高孔隙比、欠固結(jié)和低強(qiáng)度的工程特性[2?3]，并表現(xiàn)出較高的潛在液化勢[4?5]。同時(shí)，黃河三角洲地區(qū)又是我國重要的濱海油氣資源開發(fā)區(qū)，伴隨著海上油氣資源的開發(fā)利用，該區(qū)域海底粉土的工程特性受到了研究人員的持續(xù)關(guān)注。

前人通過聲學(xué)測深、淺地層剖面、側(cè)掃聲吶、地質(zhì)鉆探及原位測試等多種手段對黃河三角洲海底沉積地層開展了多期次調(diào)查研究，發(fā)現(xiàn)海底發(fā)育有塌陷凹坑、液化擾動(dòng)土層、滑塌、粉砂流沖溝等多種地質(zhì)災(zāi)害[6–9]。其中，液化粉土土層由于其分布面積較廣、擾動(dòng)深度大、對海上油氣資源開發(fā)活動(dòng)威脅程度高[10]而備受關(guān)注。孫永福等[11]、宋玉鵬等[12]通過靜力觸探和室內(nèi)物理力學(xué)試驗(yàn)，對比研究了該區(qū)域液化前后海底粉土的工程地質(zhì)特征，發(fā)現(xiàn)與未液化粉土相比，已液化海底粉土的密度和抗剪強(qiáng)度有所增大而含水率和孔隙比卻有所減??；許國輝等[13]通過現(xiàn)場工程地質(zhì)調(diào)查也發(fā)現(xiàn)黃河口液化擾動(dòng)土層的工程特性好于周邊原始土層；眾多學(xué)者還通過理論分析或物理模型試驗(yàn)探討了黃河三角洲海底粉土液化擾動(dòng)土層的形成機(jī)理，認(rèn)為波浪或者風(fēng)暴潮引起的海床液化起主導(dǎo)作用[4–5,8,14–16]。

鑒于波致液化對海底沉積物性質(zhì)的顯著改造作用，評估已液化海床再次發(fā)生液化的潛在可能性是十分必要的，然而目前關(guān)于波致液化前后黃河三角洲海底粉土液化勢的對比性研究極少。本文依據(jù)聲學(xué)淺地層剖面探測資料對黃河三角洲海底液化海床進(jìn)行了定位識別，從已液化和臨近未液化海床分別采集原位土樣，利用室內(nèi)動(dòng)三軸儀開展已液化和未液化海底天然粉土波致液化勢對比性研究，重點(diǎn)探討液化前后海底粉土在動(dòng)孔壓和軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展演變模式方面的異同，研究成果有助于加深對海底粉土波致液化特性的理解與認(rèn)識，亦可為循環(huán)應(yīng)力歷史影響下的土體力學(xué)性質(zhì)演變研究提供參考。

2 研究區(qū)概況

2.1 研究區(qū)位置

研究區(qū)位于黃河三角洲埕島海域（圖1）。該區(qū)域?yàn)辄S河走河刁口流路及神仙溝流路期間形成的亞三角洲，海底表層多為粉土沉積，形成時(shí)代新、固結(jié)時(shí)間短，在波浪、風(fēng)暴潮等動(dòng)力作用下容易發(fā)生液化。

圖1 研究區(qū)位置Fig.1 Location of the study area

2.2 海底液化土層特征

基于海底原位觀測、海上工程物探和鉆探、室內(nèi)試驗(yàn)以及數(shù)值分析等多種研究手段[17]，研究區(qū)內(nèi)發(fā)現(xiàn)多處海底液化土層，典型液化擾動(dòng)粉土層淺地層剖面影像如圖2所示，未液化粉土層淺地層剖面影像如圖3所示。從圖中可以看出，與未液化土層相比，已液化海底土層在淺地層聲學(xué)記錄上主要表現(xiàn)為雜亂反射，土層內(nèi)部無明顯層理，原始地層結(jié)構(gòu)遭到顯著破壞。

圖2 液化擾動(dòng)粉土層淺地層剖面影像Fig.2 Sub-bottom profile of the liquefied silt stratum

圖3 未液化擾動(dòng)粉土層淺地層剖面影像Fig.3 Sub-bottom profile of the non-liquefied silt stratum

依據(jù)高精度淺地層剖面探測結(jié)果對研究區(qū)內(nèi)海底液化土層范圍進(jìn)行了劃分[12]，見圖1中紅線標(biāo)示區(qū)域。在已液化和未液化海床分別進(jìn)行海上原位靜力液壓取芯，嚴(yán)格遵循取芯操作流程以獲取高質(zhì)量原位土樣，鉆孔站位如圖1所示，海上GPS定位精度為亞米級。液化土層厚度約5 m，鉆孔貫穿整個(gè)液化土層。

2.3 海底粉土的物理性質(zhì)

依據(jù)室內(nèi)土工試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)對海底粉土的基本物理性質(zhì)進(jìn)行了測試，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

由表1可知，海床以下埋深較淺時(shí)（深度小于1.5 m），未液化和已液化海底粉土的物理性質(zhì)彼此比較接近，但隨著埋深增大，二者的物理性質(zhì)表現(xiàn)出較大的差異，即與未液化海底土相比，已液化海底粉土的含水量和孔隙比有所減小，而干密度有所增大，揭示液化后重固結(jié)作用有助于提高黃河三角洲海底粉土的排水固結(jié)度，使其變的愈加密實(shí)[16]。此外，液塑限測試結(jié)果顯示，隨著埋深的增大，已液化海底粉土的液限和塑限比未液化粉土有所減小，尤其是對于埋深較深（深度為4.3 m和4.7 m）的情況，而二者相應(yīng)的土體塑性指數(shù)卻比較接近，顯示液化后海底粉土中黏粒（粒徑小于0.005 mm）含量有所降低，但控制土體塑性大小的關(guān)鍵膠粒（粒徑小于0.002 mm）含量保持相對穩(wěn)定[18]。

表1 海底粉土基本物理性質(zhì)指標(biāo)Table 1 Physical properties of seabed silt

圖4描繪了已液化和未液化海底粉土顆粒組成特征。從圖4中也可以看出，相比起未液化粉土，已液化海底粉土中黏粒（粒徑小于0.005 mm）含量有所減少，表現(xiàn)出一定的顆粒粗化現(xiàn)象[19]。

圖4 海底粉土顆分曲線Fig.4 Distribution curves of particle size of seabed silt

3 海底粉土的液化特性

3.1 試驗(yàn)設(shè)備和方案

采用美國GCTS公司SSH-100型動(dòng)三軸循環(huán)剪切試驗(yàn)系統(tǒng)開展海底粉土波致液化特性試驗(yàn)研究。該系統(tǒng)可施加最大垂直荷載達(dá)25 kN，循環(huán)加載頻率范圍為 0～20 Hz，圍壓為 0～2 MPa，標(biāo)準(zhǔn)試樣尺寸：直徑為 50 mm，高度為 100 mm。

為評估已液化海底粉土再次發(fā)生液化的可能性，分別選取已液化和未液化原位土樣經(jīng)仔細(xì)切取符合上述尺寸要求的試樣若干組以便開展室內(nèi)動(dòng)三軸液化試驗(yàn)。試樣先經(jīng)過真空抽氣飽和而后施加反壓進(jìn)一步飽和，直至試樣飽和度超過0.95。依據(jù)土樣埋深處實(shí)際上覆土壓力（20～40 kPa）對試樣進(jìn)行各向同性固結(jié)，固結(jié)穩(wěn)定標(biāo)準(zhǔn)為30 min內(nèi)試樣軸向變形不超過0.01 mm。固結(jié)結(jié)束后，對試樣施加應(yīng)力控制等幅正弦波激振荷載，依據(jù)波浪特征加載頻率設(shè)定為0.2 Hz，從工程應(yīng)用角度出發(fā)，同時(shí)參考前人有關(guān)研究經(jīng)驗(yàn)[20]，以單幅軸向動(dòng)應(yīng)變達(dá)到5%作為液化試驗(yàn)終止條件，循環(huán)動(dòng)應(yīng)力加載方案如表2所示，其中依據(jù)線性波浪理論[11]，每組循環(huán)加載試驗(yàn)起始循環(huán)應(yīng)力比（Cyclic Stress Ratio,CSR）對應(yīng)的模擬波浪狀態(tài)亦列于表2中。

表2 循環(huán)應(yīng)力加載方案Table 2 Cyclic dynamic stress loading program

3.2 液化試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 孔壓增長模式

孔壓增長模式是分析土體液化產(chǎn)生機(jī)理及建立液化破壞本構(gòu)模型的重要參考[21]。圖5繪制了已液化和未液化海底粉土的超孔壓隨循環(huán)加載次數(shù)增大的發(fā)展變化曲線。注意，圖5b中CSR為0.23時(shí)，實(shí)際循環(huán)加載次數(shù)N約為2 100次，N大于1 200后孔壓發(fā)展基本穩(wěn)定，為了更清楚地展示循環(huán)加載前期孔壓的發(fā)展演變特征，圖5b采用了與圖5a和圖5c相同的橫坐標(biāo)尺度（N=1 200）。

圖5 海底粉土孔壓增長曲線Fig.5 Pore pressure developing patterns of seabed silt

由圖5可知，考慮到天然海底土賦存狀態(tài)的復(fù)雜性，超孔壓試驗(yàn)結(jié)果難免表現(xiàn)出一定的不規(guī)律性，但整體來看，黃河三角洲海底粉土在循環(huán)加荷初期，土體內(nèi)部孔壓增長迅速，隨著循環(huán)加載次數(shù)N的不斷增大，孔壓增長速率逐漸減小，某些情況下孔壓會(huì)逐漸趨于穩(wěn)定（如圖5a已液化土CSR為0.50時(shí)）。相同圍壓σ′下，除個(gè)別情況外CSR越大，海底粉土超孔壓表現(xiàn)出快速增長的態(tài)勢。值得注意的是，除圖5a中CSR為0.50（已液化粉土）和圖5b中CSR為0.33（未液化粉土）時(shí)的土樣在5%動(dòng)應(yīng)變范圍內(nèi)孔壓增長達(dá)到了有效圍壓外，其余情況下海底粉土的超孔壓均小于其相應(yīng)的有效圍壓，說明以孔壓標(biāo)準(zhǔn)來評判黃河三角洲海底粉土的液化勢存在一定局限性。因此，從工程角度出發(fā)，本文后續(xù)分析將在孔壓標(biāo)準(zhǔn)的基礎(chǔ)上主要以單幅軸向動(dòng)應(yīng)變達(dá)到5%作為海底粉土液化破壞的判別依據(jù)[22]。

為了更合理地對比已液化和未液化海底粉土的孔壓增長模式，繪制相同或相近CSR作用下已液化和未液化海底粉土歸一化孔壓比（ud/σ3）?循環(huán)加載次數(shù)N關(guān)系曲線如圖6所示。

由圖6可知，總的來說，相比起未液化粉土，相同條件下已液化海底粉土的孔壓比隨循環(huán)加載次數(shù)的增大而增長的更加緩慢，雖然個(gè)別試樣的孔壓比隨CSR的增大出現(xiàn)了不規(guī)律發(fā)展（如圖6a中CSR為0.50和圖6b中CSR為0.42時(shí)），說明從孔壓標(biāo)準(zhǔn)來看，已液化海底粉土再次發(fā)生液化破壞的抗力有所增大。另外，從等效循環(huán)加載次數(shù)[23]的角度分析可知，CSR越小，即波浪作用越弱，已液化海底粉土抗再次液化的能力提高的越明顯。

圖6 液化前后海底粉土歸一化孔壓增長曲線對比Fig.6 Comparison in the normalized pore pressure development between liquefied and non-liquefied seabed silt

為定量預(yù)測循環(huán)荷載作用下土中超靜孔隙水壓力發(fā)展演變趨勢，前人根據(jù)室內(nèi)動(dòng)力試驗(yàn)結(jié)果提出了多種歸一化孔壓比（ud/σ3）和歸一化循環(huán)加載次數(shù)比（N/Nf）之間的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式[24?25]。

冪函數(shù)模型：

雙曲線模型：

式中，ud為超靜孔隙水壓力；σ3為初始圍壓；Nf為液化破壞時(shí)的循環(huán)加載次數(shù)；a和b為模型擬合參數(shù)。

針對上述模型在求取極限孔壓比（ud/σ3）時(shí)的不足，曾長女等[26?27]根據(jù)室內(nèi)飽和粉土動(dòng)三軸試驗(yàn)結(jié)果提出了一種孔壓發(fā)展指數(shù)模型：

式中模型參數(shù)的代表意義同上。

本文嘗試采用上述3種經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯σ岩夯臀匆夯５追弁恋臍w一化孔壓比（ud/σ3）和歸一化循環(huán)加載次數(shù)比（N/Nf）間相關(guān)關(guān)系分別進(jìn)行了曲線擬合，結(jié)果表明，冪函數(shù)模型無法很好地描述未液化海底粉土在較小CSR情況下（CSR為0.23或0.33）的孔壓發(fā)展特征，而雙曲線和指數(shù)模型均可以用來描述未液化海底粉土的孔壓增長規(guī)律，但雙曲線模型的擬合效果相對更好。對已液化海底粉土而言，冪函數(shù)模型同樣無法很好地描述其在較小圍壓情況下（σ3=20 kPa）的孔壓發(fā)展特征，而雙曲線和指數(shù)模型均可以用來描述已液化海底粉土的孔壓增長規(guī)律，但整體而言，仍是雙曲線模型的擬合效果相對更優(yōu)一些，代表性擬合結(jié)果如圖7和表3所示。

表3 孔壓發(fā)展雙曲線模型擬合參數(shù)Table 3 Coefficients of hyperbolic model for pore pressure development

圖7 孔壓發(fā)展雙曲線模型和指數(shù)模型擬合結(jié)果Fig.7 Fitting results of hyperbolic and exponential models for pore pressure development

3.2.2 軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式

孔壓增長規(guī)律研究表明，在一定動(dòng)應(yīng)變范圍內(nèi)（εd<5%），海底粉土的動(dòng)孔壓很難增長達(dá)到圍壓，因此探討循環(huán)荷載作用下海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展特征更具應(yīng)用價(jià)值。

圖8描繪了已液化和未液化海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)N的增大而發(fā)展演變的趨勢。從圖8中可以看出，在初始循環(huán)加載階段，海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興先快速增長，隨著循環(huán)加載次數(shù)N的進(jìn)一步增大，動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興增長速率呈逐漸減小趨勢，這與前述孔壓發(fā)展模式比較相似。整體而言，海底粉土的軸向動(dòng)應(yīng)變隨著CSR的增大也表現(xiàn)出增長越來越快的趨勢。

鄭剛等[28]依據(jù)循環(huán)加載作用下黏土軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展特征總結(jié)提出了4類動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式：破壞型、直線型、發(fā)展型和漸穩(wěn)型。在一定的動(dòng)應(yīng)變范圍內(nèi)（εd<5%），對照該分類標(biāo)準(zhǔn)發(fā)現(xiàn)，黃河三角洲海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式可歸類為發(fā)展型和直線型兩類，其中發(fā)展型表示加載初始階段軸向動(dòng)應(yīng)變快速增大，之后隨循環(huán)加載次數(shù)增幅逐漸放緩（如圖8a中已液化土CSR為0.37時(shí)）；直線型代表整個(gè)循環(huán)加載過程中軸向動(dòng)應(yīng)變與循環(huán)加載次數(shù)N之間呈近似線性相關(guān)關(guān)系（如圖8b中未液化土CSR為0.47時(shí)）。另外值得注意的是，隨著CSR的增大，海底粉土動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式逐漸由發(fā)展型向直線型過渡。

圖8 海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展曲線Fig.8 Curves of axial dynamic strain with cycles for seabed silt

為了更好地對比已液化和未液化海底粉土的軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式，繪制了相同或相近CSR下已液化和未液化海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變?chǔ)興?循環(huán)加載次數(shù)N關(guān)系曲線，如圖9所示?？偟膩碚f，相比起未液化土，圖9中相同條件下已液化海底粉土的動(dòng)應(yīng)變隨循環(huán)加載次數(shù)的增大而增長的更加緩慢，雖然個(gè)別試樣的動(dòng)應(yīng)變隨CSR的增大出現(xiàn)了不規(guī)律發(fā)展（如圖9b中CSR為0.42時(shí)），表明以應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)來看，已液化海底粉土再次發(fā)生液化破壞的抗力也有所增強(qiáng)[29]。

圖9 液化前后海底粉土軸向動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式對比Fig.9 Comparison in the axial strain developing patterns between liquefied and non-liquefied seabed silt

3.2.3 循環(huán)應(yīng)力比 CSR

為了更直觀地對比已液化和未液化海底粉土抗液化能力的強(qiáng)弱，以εd=5%作為液化判別標(biāo)準(zhǔn)，依據(jù)動(dòng)三軸試驗(yàn)結(jié)果繪制黃河三角洲海底粉土CSR與循環(huán)加載破壞次數(shù)Nf之間相關(guān)關(guān)系如圖10所示。

由圖10可知，整體而言，在同一應(yīng)變破壞標(biāo)準(zhǔn)下，隨著循環(huán)加載破壞次數(shù)Nf的增大，黃河三角洲海底粉土液化CSR呈非線性減小趨勢，其中循環(huán)加載破壞次數(shù)Nf較小時(shí)，CSR衰減速度較快，隨著破壞次數(shù)Nf增大，CSR衰減速度逐漸減小。對比已液化和未液化海底粉土CSR與Nf相關(guān)關(guān)系可知，未液化海底粉土的波致液化臨界CSR約為0.20，而已液化海底粉土的臨界CSR約為0.35，相同循環(huán)加載破壞次數(shù)Nf下，已液化海底粉土的CSR整體上大于未液化土樣的CSR，直觀地表明已液化海底粉土再次發(fā)生液化破壞的抗力得到了增強(qiáng)。另外值得注意的是，在探討的試驗(yàn)圍壓范圍內(nèi)（20～40 kPa），黃河三角洲海底天然粉土液化CSR與Nf關(guān)系受圍壓的影響不甚明顯。

圖10 循環(huán)應(yīng)力比 CSR 與循環(huán)加載破壞次數(shù) Nf之間相關(guān)關(guān)系Fig.10 Correlations between cyclic stress ratio and cycles at failure for seabed silt

4 結(jié)論

以往針對黃河三角洲海底粉土開展的波致液化特性研究對液化擾動(dòng)土層復(fù)雜影響的考慮不夠，容易誤判海底粉土的液化勢，造成不利后果。本文通過室內(nèi)動(dòng)三軸試驗(yàn)對比研究了已液化和未液化黃河三角洲海底粉土的波致液化特性，得出了如下研究結(jié)論：

（1）已液化和未液化海底粉土歸一化孔壓比ud/σ3與循環(huán)加載次數(shù)比N/Nf間相關(guān)關(guān)系可采用雙曲線或指數(shù)函數(shù)模型進(jìn)行描述。

（2）黃河三角洲海底粉土動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式可分為發(fā)展型和直線型兩類，隨著CSR增大，動(dòng)應(yīng)變發(fā)展模式逐漸由發(fā)展型向直線型過渡。

（3）無論基于孔壓標(biāo)準(zhǔn)還是應(yīng)變標(biāo)準(zhǔn)，黃河三角洲已液化海底粉土再次發(fā)生液化的抗力均有所增大。

（4）黃河三角洲未液化海底粉土的波致液化臨界CSR約為0.20，已液化海底粉土的臨界CSR約為0.35。