黃河口不同強度粉土液化特性的試驗研究

常方強 ，賈永剛

（1. 華僑大學 土木工程學院，福建 廈門 361021；2. 中國海洋大學 環(huán)境科學與工程學院，山東 青島 266110）

1 引 言

黃河攜帶大量泥砂快速堆積在河口附近形成黃河三角洲，新近沉積物經(jīng)常處于欠固結(jié)狀態(tài)，強度較低，而某些沉積物長期受波浪荷載作用，處于超固結(jié)狀態(tài)[1]。對于欠固結(jié)沉積物，容易在春冬兩季強風浪作用下發(fā)生液化，強度喪失，嚴重威脅到石油工程設(shè)施的安全性。

黃河口粉土是介于砂土與黏土之間的一種土，它既有砂土的某些性質(zhì)，又有類似黏土的黏塑性[2]。其在循環(huán)荷載下的某些液化特性，已有學者基于動三軸試驗建立了孔壓增長模型[2－3]、液化臨界孔壓比[3]、動剪切模量、阻尼比和動強度[4－5]特性等，文獻[3]比較了黃河口粉土、粉質(zhì)黏土和粉砂3種土體的抗液化性能，文獻[6－7]基于現(xiàn)場振動試驗得到黃河口粉土在循環(huán)荷載下強度喪失和孔壓增長情況。

黃河口土體的強度在空間上存在著較強的非均勻性[8]，欠固結(jié)、正常固結(jié)和超固結(jié)土體均存在，不同固結(jié)程度和不同強度的土體，其液化性能差異也較大。先前研究均是基于少量試樣進行的測試，并未與土的強度結(jié)合起來。因此，本文通過自制的真空壓縮系統(tǒng)制備不同強度的粉土試樣，進行動三軸試驗，測試不同強度粉土的抗液化性能，建立土的強度與動剪應力比的關(guān)系、孔壓增長模型及其參數(shù)，最后探討土的強度和動應力對液化性能的影響。

2 儀器設(shè)計與試驗準備

2.1 真空壓縮系統(tǒng)研制

利用動三軸測試黃河口粉土的液化特性時，需要首先準備試樣，其準備過程有別于砂土的，通常利用原狀樣或重塑樣。原狀樣難以保障土體的均勻性，不易獲取大量不同強度的土樣；室內(nèi)制備的重塑樣，難以保證其強度，測試的液化特性與原狀樣有較大差別[9]。此外，為了制備不同強度且均勻的試樣，需首先研制試樣制備系統(tǒng)。

試樣制備系統(tǒng)原理為：采用真空泵不斷從土槽和水桶中抽氣形成真空，土槽上部用土工膜壓密土體，加速固結(jié)過程，使得重塑土在較短時間內(nèi)具有較高的固結(jié)度。整套系統(tǒng)主要有4大構(gòu)件，即和面機、土槽、水桶和真空泵，連接組成如圖1所示，下面分別介紹各構(gòu)件的構(gòu)造和作用。

（1）和面機。將現(xiàn)場取回的土體攪拌均勻。（2）土槽。長×寬×高=150 cm×50 cm×70 cm，底部鋪設(shè)土工布和PVC管網(wǎng)。PVC管連接成管網(wǎng)，中間互通，管壁鉆取若干直徑幾毫米的小洞，使得管內(nèi)與外部貫通，管網(wǎng)的一端連接真空管。將管網(wǎng)平放在土槽內(nèi)，網(wǎng)中放置直徑3～6 cm的角礫，上部鋪設(shè)一層土工布，土工布寬度和長度略大于土槽。土工布上部倒入攪拌均勻的土體，平整后上面鋪設(shè)一層土工膜，膜與土槽周邊采用膠帶密封。（3）水桶。上部密封，留有3個孔，分別連接源自土槽、真空泵的真空管和真空表。水桶主要起到氣壓緩沖的作用，防止從土體抽出的水進入真空泵中。真空表顯示水桶中的真空度。（4）真空泵。抽出土體中的水分和空氣，使得密封土體形成一定真空度。

2.2 土樣制備過程

土樣取自黃河口埕島海域刁口淺灘。土工試驗分析表明，土體為粉土，粉粒含量占68%，黏粒含量占17%，砂粒含量為15%，重度為19.0 kN/m3，土體天然含水率為25%，液限為28%，塑限為20%。

圖1 土樣真空壓縮制備系統(tǒng)構(gòu)件示意圖Fig.1 Component diagram of vacuum compression system for soil sample preparation

將一定量的粉土倒入和面機，添加適量海水素配置的自來水，經(jīng)充分攪拌后土體呈流塑狀態(tài)。將攪拌均勻的土體倒入土槽，深度為53 cm，用土工膜密封。連接試驗裝置，抽氣壓縮固結(jié)。抽氣過程中，真空達到-0.08至-0.1 MPa。

將土槽平分為3個區(qū)，分別用于測試土的強度增長、超孔壓消散和取樣。在土槽 15、30 cm 和45 cm 3個深度處埋設(shè)孔壓探頭，實時監(jiān)測超孔壓。連續(xù)抽氣一段時間后，采用普氏貫入儀和小型十字板分別測試貫入阻力和不排水抗剪強度。

經(jīng)測試，土體在28 d內(nèi)強度增長較快，28 d后增長趨緩，28 d貫入阻力達300～400 N，不排水抗剪強度達8 kPa，已達到黃河口原狀土強度。超孔壓在抽真空24 h內(nèi)基本消散完畢，如圖2所示。

圖2 土體固結(jié)過程中的超孔壓消散曲線Fig.2 Dissipation curves of excess pore pressure during consolidation

采用內(nèi)徑與試樣直徑相同的薄壁取樣器從土槽中取土，每次取土長度控制在12 cm左右。由于固結(jié)1 d和3 d時強度較低，無法取樣，故取固結(jié)7、14、28 d和60 d時的土樣，每次取5～7個試樣。樣品從土槽中取出后，將其緩慢推出，然后兩端略微加工成動三軸試驗樣品。

2.3 試驗方法與原理

儀器采用西安力創(chuàng)材料檢測技術(shù)有限公司生產(chǎn)的土體動三軸試驗機。由于黃河口東北向強浪平均周期為 4.2～5.6 s[10]，因此，本次試驗循環(huán)荷載周期均設(shè)定為 5 s?？紤]到液化土體的埋深為 1.0～10.0 m，圍壓均取100 kPa，固結(jié)比K0取1.0。以孔壓比達到1.0或者軸向應變10%作為判斷液化的標準。

將土槽中取出的土樣按《土工試驗規(guī)范》規(guī)定的方法，采用抽真空-循環(huán)脫氣水并施加反壓的方法使試樣飽和，所有試樣保證孔隙水壓力系數(shù)達到98%以上。試樣飽和后，在規(guī)定的固結(jié)壓力狀態(tài)下固結(jié)（100 kPa），固結(jié)穩(wěn)定后，在不排水條件下對試樣施加豎向動應力σd，側(cè)向應力保持不變，這樣在45°平面上產(chǎn)生動應力τd=σd/2，用τd模擬波浪發(fā)生時在海床內(nèi)產(chǎn)生的剪應力。每一試樣施加不同的動應力，據(jù)此測試不同動應力比作用下粉土的動應變γd和孔隙水壓力u上升規(guī)律。

3 試驗結(jié)果

3.1 動剪應力比

根據(jù)每個試樣施加的動應力，除以2倍圍壓得到該土樣施加的動剪應力比，對照循環(huán)破壞次數(shù)Nf，將試驗測得的兩者關(guān)系繪制于圖3中。

圖3 不同強度土體動剪應力比與循環(huán)破壞次數(shù)的關(guān)系Fig.3 Relationships between dynamic shear stress ratio and cyclic number

可以看出，動剪應力比與循環(huán)破壞次數(shù)的常對數(shù)基本呈線性關(guān)系?；貧w線性關(guān)系式，求出Nf=100時所對應的動剪應力比 (τd/σc)100，可作為判別波致液化時土體具有的動剪應力比[11－12]。

將一種固結(jié)時間試樣測得的 (τd/σc)100與其不排水抗剪強度和貫入阻力進行線性回歸，得到土的抗剪強度與動剪應力比的經(jīng)驗關(guān)系式為

值得指出的是，在判別波致液化時，應取循環(huán)破壞次數(shù)多大時為土體具有的動剪應力比。目前主要有兩種觀點，一是文獻[11－12]采用等效作用次數(shù)N eq =Nf=100所對應的動剪應力比；二是歐洲系統(tǒng)采用Nf=1 000對應的動剪應力比。本文取Nf=100所對應的動剪應力比 (τd/σc)100。

3.2 孔隙水壓力發(fā)展規(guī)律

為了研究不同強度的粉土在循環(huán)荷載作用下的孔壓增長規(guī)律，而忽略瞬時孔壓，只考慮累積孔壓，將試驗測得的孔壓增長情況繪制于圖 4，圖中（1-1,1-2，…，為試樣編號）。可以看出，隨著循環(huán)荷載次數(shù)的增加，孔壓比增大，動荷載越大，液化破壞時所達到的最大孔壓比ru（實測孔壓與圍壓的比值）越小。動應力大小對孔壓比的發(fā)展有影響，隨著動應力增大孔壓比曲線向下移動，說明土體在較大動剪應力作用下，更容易因軸向應變過大而發(fā)生液化破壞。

4 結(jié)果分析與討論

4.1 孔壓模型及參數(shù)確定

目前基于室內(nèi)動三軸試驗建立起來的孔壓模型已有不少，較早建立的是砂土孔壓模型，后來粉土和黃土孔壓模型也相繼建立。主要的孔壓模型可分為5類，即反正弦、雙曲線、指數(shù)、冪函數(shù)和兩種函數(shù)的組合形式。從函數(shù)形式上看，冪函數(shù)最為簡單；從參數(shù)數(shù)量上看，反正弦和冪函數(shù)參數(shù)僅為 1個，最多地是文獻[3]建立的雙曲線＋冪函數(shù)形式，參數(shù)為3個。在建立孔壓增長模型時，應基于2個原則：一是選用模型應能夠較好地適應實測孔壓增長規(guī)律，即擬合性較好；二是形式簡單，參數(shù)少，這樣方便于在其他計算分析中應用。

對于黃河口粉土，多數(shù)試樣孔壓比尚未達到1.0就因軸向應變過大而破壞，反正弦和冪函數(shù)在孔壓增長后期擬合效果不好；雙曲線＋冪函數(shù)的組合形式，參數(shù)過多。因此，本文采用指數(shù)模型模擬黃河口粉土孔壓增長。

圖4 循環(huán)荷載作用下4種強度粉土的孔壓增長規(guī)律Fig.4 Pore pressure growth of silt with four kinds of strengths under cyclic stress

經(jīng)擬合，整個孔壓增長規(guī)律擬合效果較好，參數(shù)a位于0.77～5.63之間，參數(shù)b位于0.17～4.65之間。指數(shù)模型參數(shù)僅為2個，且能夠較好模擬黃河口粉土孔壓增長模型，較3個參數(shù)的孔壓模型簡單，1個參數(shù)的擬合性好。將所有試樣的孔壓比增長曲線繪制在同一圖形中，見圖5所示，可以得到孔壓比增長上限和下限，對于孔壓比上限，參數(shù)a、b分別為0.92和4.65；對于孔壓比下限，參數(shù)a、b分別為1.25和0.89。

圖5 黃河口粉土孔壓比增長上限和下限Fig.5 Upper and lower limits of pore pressure of silt at Yellow River estuary

4.2 液化影響因素

（1）土的強度影響

試驗中，隨著土體固結(jié)時間的增長，土的強度逐漸升高。試樣1-1、2-5和3-4（見圖4）所施加的循環(huán)荷載大小接近，為0.20左右，3個試樣的強度依次增大，測得的孔壓增長曲線越呈現(xiàn)上凸趨勢，破壞時的孔壓比也最大；相反，當土的強度較低時，孔壓比越接近直線。這是因為當土的強度較低時，動應力循環(huán)次數(shù)較少時，就因軸向應變過大而出現(xiàn)破壞，此時孔壓累積較小，接近直線型。

（2）動應力的影響

在相同的圍壓和相同的土的強度下，動應力越大，土體越易液化破壞。這是因為動應力越大，土顆粒之間的黏結(jié)摩擦強度越易破壞，孔壓越易累積，越容易液化。動應力較大時，土體在較少的作用次數(shù)下就達到液化，對于齡期60 d的試樣，當動應力為92 kPa時，僅需振動4次土體達到液化破壞，隨著動應力的減小，當動應力減小為46 kPa時，振動337次才達到液化。

5 結(jié) 論

（1）真空壓縮系統(tǒng)制備土樣過程中，土體超孔壓在24 h內(nèi)基本消散完畢，28 d內(nèi)強度增長較快，28 d后增長趨緩，28 d貫入阻力達300～400 N，不排水抗剪強度達8 kPa。

（2）土的強度與動剪應力比基本呈線性關(guān)系，文中給出了兩者的經(jīng)驗關(guān)系式。

（3）土的強度越高，孔壓增長曲線越呈現(xiàn)上凸趨勢，破壞時的孔壓比也最大；動應力越大，破壞時的孔壓比也越小，孔壓比曲線越接近直線。

（4）指數(shù)模型能夠較好地模擬黃河口粉土孔壓增長情況，其中參數(shù)a位于0.77～5.63之間，參數(shù)b位于0.17～4.65之間；孔壓比上限，參數(shù)a、b分別為0.92和4.65；孔壓比下限，參數(shù)a、b分別為1.25和0.89。

[1]楊秀娟, 賈永剛. 黃河三角洲沉積物固結(jié)特征與成因研究[C]//第七屆全國土動力學學術(shù)會議論文集. [S. l.]:[s. n.], 2006: 657－663.

[2]劉紅軍, 王小花, 賈永剛, 等. 黃河三角洲飽和粉土液化特性及孔壓模型試驗研究[J]. 巖土力學, 2005, 26(增刊2): 93－97.LIU Hong-jun, WANG Xiao-hua, JIA Yong-gang, et al.Experimental study on liquefaction properties and pore-water pressure model of saturated silt in Yellow River delta[J]. Rock and Soil Mechanics, 2005,26(Supp.2): 93－97.

[3]馬德翠. 黃河口粉質(zhì)土體的動力響應特性及機理研究[D]. 青島: 中國海洋大學, 2005.

[4]馮秀麗, 葉銀燦, 馬艷霞, 等. 動荷載作用下海底粉土的孔壓響應及其動強度[J]. 青島海洋大學學報, 2002,32(3): 431－435.FENG Xiu-li, YE Yin-can, MA Yan-xia, et al. Silt pore pressure response and dynamic strength under dynamic loading[J]. Journal of Ocean University of Qingdao,2002, 32(3): 431－435.

[5]曹成效, 劉樂軍, 李培英, 等. 循環(huán)荷載作用下粉土的動力學特性[J]. 海洋科學進展, 2007, 25(1): 54－62.CAO Cheng-xiao, LIU Le-jun, LI Pei-ying, et al.Dynamic characteristic of silty soil under cyclic loadings[J]. Advances in Marine Science, 2007, 25(1):54－62.

[6]賈永剛, 史文君, 單紅仙, 等. 黃河口粉土強度喪失與恢復過程現(xiàn)場振動試驗研究[J]. 巖土力學, 2006, 26(3):351－358.JIA Yong-gang, SHI Wen-jun, SHAN Hong-xian, et al.In-situ test study on silt strength’s loss and recovery due to vibration load in the Yellow River mouth[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 26(3): 351－358.

[7]單紅仙, 段兆臣, 劉正銀, 等. 粉質(zhì)土重復振動液化與效果研究[J]. 水利學報, 2006, 37(1): 75－81.SHAN Hong-xian, DUAN Zhao-chen, LIU Zheng-yin,et al. Repeated liquefaction and the effect on properties of silt[J]. Journal of Hydraulic Engineering, 2006, 37(1):75－81.

[8]周其健, 賈永剛, 馬德翠, 等. 黃河口潮灘粉土體固結(jié)非均勻性研究[J]. 巖土力學, 2006, 27(7): 1147－1152.ZHOU Qi-jian, JIA Yong-gang, MA De-cui, et al.Research of consolidating inhomogeneity of silt seabed in Yellow River estuary shore[J]. Rock and Soil Mechanics,2006, 27(7): 1147－1152.

[9]柯瀚, 陳云敏, 周燕國, 等. 動態(tài)三軸試驗確定砂土抗液化強度[J]. 土木工程學報, 2004, 37(9): 48－54.KE Han, CHEN Yun-min, ZHOU Yan-guo, et al.Evaluation of liquefaction resistance by means of dynamic triaxial tests with shear wave velocity measurement[J]. China Civil Engineering Journal,2004, 37(9): 48－54.

[10]成國棟, 薛春亭. 黃河三角洲沉積地質(zhì)學[M]. 地質(zhì)出版社, 1997.

[11]NATARAJA M S, GILL H S. Ocean wave-induced liquefaction analysis[J]. Journal of Geotechnical Engineering, ASCE, 1983, 109(4): 573－590.

[12]ISHIHARA K, YAMAZAKI A. Wave-induced liquefaction in seabed deposits of sand[J]. Seabed Mechanics, 1984: 139－148.