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.國家深海基地管理中心，山東 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(shì)[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(cè)深、淺地層剖面、側(cè)掃聲吶、地質(zhì)鉆探及原位測(cè)試等多種手段對(duì)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(duì)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(duì)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(chǎng)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(duì)海底沉積物性質(zhì)的顯著改造作用，評(píng)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(shì)的對(duì)比性研究極少。本文依據(jù)聲學(xué)淺地層剖面探測(cè)資料對(duì)黃河三角洲海底液化海床進(jìn)行了定位識(shí)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(shì)對(duì)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(duì)海底粉土波致液化特性的理解與認(rèn)識(shí)，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(cè)、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(cè)結(jié)果對(duì)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(jí)。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(duì)海底粉土的基本物理性質(zhì)進(jìn)行了測(cè)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(cè)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(duì)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(duì)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(píng)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(duì)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(duì)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(duì)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(zhǎng)模式

孔壓增長(zhǎng)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(zhǎng)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(zhǎng)迅速，隨著循環(huán)加載次數(shù)N的不斷增大，孔壓增長(zhǎng)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(zhǎng)的態(tài)勢(shì)。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(zhǎng)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(píng)判黃河三角洲海底粉土的液化勢(shì)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(duì)比已液化和未液化海底粉土的孔壓增長(zhǎng)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(zhǎng)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(zhǎng)曲線對(duì)比Fig.6 Comparison in the normalized pore pressure development between liquefied and non-liquefied seabed silt

為定量預(yù)測(cè)循環(huán)荷載作用下土中超靜孔隙水壓力發(fā)展演變趨勢(shì)，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(duì)上述模型在求取極限孔壓比（ud/σ3）時(shí)的不足，曾長(zhǎng)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?duì)已液化和未液化海底粉土的歸一化孔壓比（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(zhǎng)規(guī)律，但雙曲線模型的擬合效果相對(duì)更好。對(duì)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(zhǎng)規(guī)律，但整體而言，仍是雙曲線模型的擬合效果相對(duì)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(zhǎng)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(zhǎng)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(shì)。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(zhǎng)，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(zhǎng)速率呈逐漸減小趨勢(shì)，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(zhǎng)越來越快的趨勢(shì)。

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(duì)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(duì)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(zhǎng)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(duì)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(duì)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(shì)，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(duì)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(duì)黃河三角洲海底粉土開展的波致液化特性研究對(duì)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(shì)，造成不利后果。本文通過室內(nèi)動(dòng)三軸試驗(yàn)對(duì)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。