渤海海域軟表層土的動力特性

榮棉水，李小軍

(1.中國地震局地殼應力研究所 地殼動力學重點實驗室，北京100085;2.中國地震局地球物理研究所，北京100081)

渤海海底蘊藏著豐富的石油、天然氣礦產資源，其海域范圍內海洋平臺、跨海橋隧、港灣工程的不斷興建，為進一步研究海域土體的動力特性提出了迫切的要求。海域土體的動力特性與陸域土體有一定差別，主要原因是沉積環境、組成成分及天然固結狀態等條件的不同，使得海洋土的物理性質及其工程特性與陸地土存在較大的差異。另外由于經受巨大自重、小波浪的長期作用和暴風巨浪、地震等非常環境荷載的瞬間作用，海床土體處于復雜的應力狀態［1］。此外，相對于陸域土體，海域土體動力特性的研究開展得很少。

渤海海域的海底軟表層土強度很低，工程物理性質極其特殊，為深入研究其動力特性并尋求適合的非線性動力本構關系，本文采用動三軸試驗方法給出海域軟土動剪切模量比、阻尼比隨動剪應變的變化曲線，利用 Hardin-Drnevich 模型［2］、Davidenkov模型等［3-4］研究其本構關系，隨后開展了海、陸域軟土動力特性的對比分析，為涉及海域軟表層土的工程問題提供重要的參考依據。

1 剪切波速與應力控制振動三軸試驗

研究渤海海域軟表層土的動力特性需盡可能地獲取軟表層土試樣及其土動力學數據。作者整理了渤海海域65個深鉆，其鉆探深度均超過了100 m。共取樣356組，其中在軟表層取得非擾動原狀土樣的鉆孔有36個(如圖1所示)，獲得表層軟粉質粘土試樣36組，并由天津大學巖土工程研究所開展室內土工試驗和土動力特性試驗(包括剪切波速測定、應力控制振動三軸試驗)。

圖1 渤海海域鉆孔示意圖Fig.1 Illustration of boreholes in the Bohai Sea area

1.1 剪切波速試驗

圖2為剪切波速試驗裝置示意圖。它由三軸壓力室、剪切波發射與接收傳感器以及DB4型超聲測量儀組成。其原理為依據試樣的軸向長度、剪切波通過試樣的時間確定試樣的剪切波速。該剪切波速試驗裝置在海域工程中應用較為普遍，具體的波速測試步驟已有相關文獻［5］進行了詳細說明。

圖2 剪切波速試驗裝置示意圖Fig.2 Illustration of shear wave velocity test device

1.2 應力控制振動三軸試驗

土的動剪切模量和阻尼比是土動力特性首要的2個參數，是土層地震反應分析中必備的動力參數，也是場地地震安全性評價中必不可少的內容，特別是在重大工程中，應該實測這2個參數)［6］。本文采用 HX-100應力控制振動三軸儀來實測原狀土樣的動剪切模量比和阻尼比。試驗過程主要參考《土工試驗規程》(SL237-032-1999)［7］，具體試驗步驟筆者已另撰文［8］做了詳細介紹。

表1給出了部分土樣的室內試驗測定數據。

表1 海域土樣土工試驗數據Table 1 Geotechnical test data of soil samples in sea areas

圖3給出了土樣埋深以及剪切波速、最大動剪切模量分布示意圖。圖3表明36組土樣的埋深、剪切波速、動剪切模量離散性較強，三者無明顯的分布規律。土樣埋深位于海床下6 m以內，剪切波速大致分布在90～150 m/s，動剪切模量變化范圍約為15～40 MPa。根據測定的剪切波速，本文研究的海域表層土均屬于軟弱土，另據港工勘察規范和實測孔隙比、含水量、標貫錘擊數等，除個別土樣孔隙比大于1，含水量大于液限，塑性指數在10～17，可歸為淤泥質土外，絕大部分土樣含水率小于液限，不能歸于淤泥質土范疇。為簡便，將本文研究的渤海海域軟表層粉質粘土簡稱海域軟表層土。

圖3 試樣埋深及動力指標示意圖Fig.3 Illustration of burial depth and dynamic index of samples

2 實驗數據及海域、陸域對比分析

本文共獲得36組軟表層土樣的動力試驗數據。海域與陸域軟弱土試樣動三軸試驗結果如圖4。本試驗利用HX-100振動三軸儀采集數據，有效避免了土樣制備、試驗儀器等環節的不同而引起的結果偏差。表2給出了均值曲線的具體數值。當前，由于海域軟弱土動力特性研究的缺失，工程實際中評價海域軟弱場地對基巖地震動的影響時，常先驗性地認為陸域、海域埋深條件類似、剪切波速差別不大時，可直接借用陸域軟弱土的土動力特性參數。

圖4 海、陸域軟弱土動力特性參數對比Fig.4 Comparison of dynamic characteristics between soft soil in sea area and on mainland

表2 不同γ下的海域、陸域軟表層土G/Gmax、λ Table 2 G/Gmaxand λ of soft topsoil in sea area and on mainland under different γ

對于陸域軟弱土，袁曉銘等曾利用共振柱自振試驗方法給出國內常規土類動剪切模量比G/Gmax和阻尼比λ隨動剪應變γ變化的推薦值［6］，這一結果目前已在國內工程界廣泛使用，其給出的埋深在10 m以內的淤泥質土常作為陸域軟弱土的一種代表值，由于其與本文研究的軟表層土埋深條件類似，本文將其作為陸域軟弱土土體動力特性的代表值與渤海軟表層土進行比較分析。由圖4可知，陸域淤泥質土推薦值的動剪切模量比G/Gmax大部分位于陰影區域上方，其值高于海域軟表層土數據，二者阻尼比也存在較大差異，陸域淤泥質土推薦值的阻尼比變化范圍大于海域軟表層土，說明陸域與海域在大致相同埋深狀態下較為類似的軟弱土動力特性存在明顯的差異，對于海域工程場地，當缺乏土動力學試驗結果時借用陸域同等埋深土體的動力學參數是不合適的。進行海域工程場地地震反應分析并確定其動力計算模型時，可直接應用本文表2給出的軟表層土動力特性推薦值。

圍壓對海域軟土動剪切模型G與剪應變γ的關系曲線可能有較大影響，有學者在研究南京及其臨近地區新近沉積土的動剪切模量和阻尼比時發現，在同樣的剪應變水平下，隨圍壓的增大，動剪切模量增大。圍壓對粉質粘土與粉砂互層土、粉質粘土、粘土的動剪切模量G的影響不明顯，對粉細砂和粉土的動剪切模量G的影響較明顯［9］。為研究海域軟土動剪切模量隨圍壓的變化趨勢，本文對海域軟土進行了不同圍壓下的動三軸試驗，試驗結果示于圖5，可知隨著圍壓的增大，動剪切模量增大的趨勢較為明顯。這同樣是因為試樣的孔隙比隨圍壓增大而減小，相對密度增大，土顆粒接觸點增加，使得應力波在土中的傳播更快，從而增大了動剪切模量G。

圖5 圍壓對動剪切模量的影響Fig.5 Effect of confining pressure on dynamic shear modulus

3 多種骨架模型對試驗結果的擬合

針對海域軟表層土的工程性質已有不少研究［10-12］，但涉及其本構關系的研究不多。如何尋求適合軟弱土體動力特性的本構關系一直是土動力學研究中的熱點問題之一，利用骨干曲線和滯回曲線構造一維土體的應力-應變關系是最為常見的研究方法。目前常用的骨干曲線模型有Hardin-Drnevich模型(H-D模型)、Davidenkov模型、修正的Davidenkov 模型［2-4，13-14］。修正的 Davidenkov 模型是針對Davidenkov模型中，剪應變幅值無窮增大時剪應力也隨著無窮增大的缺陷而提出的［4］。其核心在于引入了上限剪應變幅值并將其作為骨架曲線函數的分界點構造分段函數，但對于本文的動三軸試驗，剪應變一般不會超過上限剪應變幅值，此時修正Davidenkov模型會退化為原Davidenkov模型的形式。2種骨干曲線模型的擬合參數示于表3。不同骨架模型對動剪切模量比的擬合情況示于圖6。

表3 不同本構模型的擬合效果及相關參數Table 3 Fitting effects and parameters of different constitutive relation models

圖6 不同骨架模型對動剪切模量比的擬合Fig.6 Fitting results of different skeleton curve model on dynamic shear modulus ratio

從圖6可知，對袁曉銘［6］陸域淤泥質土的推薦值，用H-D模型、Davidenkov模型均能獲得較為理想的結果，而對于海域軟表層粉質粘土，用H-D模型擬合結果遠不如Davidenkov模型。總體來看，Davidenkov模型更為適合海域與陸域軟土G/Gmax-γ曲線的擬合，且其擬合效果優于Hardin-Drnevich模型。

研究和試驗結果表明，土的阻尼比隨剪應變變化的規律比較復雜，用Hardin-Drnevich模型描述遇到較大困難［15］。目前應用較為普遍的是如下的關系式:

式(1)為工程常用公式，式中:λ0、β為擬合參數，取決于土體本身的性質。隨著全國各地工程建設的增多和阻尼比試驗數據的積累，陳國興等［9］發現式(1)在某些特定研究區與試驗數據差別較大，因此建議在式(1)的基礎上增加一個表示土體基本阻尼比的參數 λmin，將該式變為［9］

先前的研究已證實Davidenkov模型能非常好地擬合海域軟土動剪切模量比實測數據，即該模型適用于海域軟土骨架曲線的模擬。但骨架曲線仍不足以反映土體的粘滯耗能特性，需要在骨架曲線的基礎上建立一定的規則，構造出能反映土體在任一加、卸載過程中實時應力-應變狀態的滯回曲線。為此，有學者［4］引入了最為常用的Massing準則，按照粘彈性模型土體阻尼比的定義式可得到與Davidenkov模型相對應的土體阻尼比計算公式如下:

式中:D為阻尼比。為了尋求更為符合海域軟弱土阻尼比曲線的理論模型并進一步研究Davidenkov模型在阻尼比擬合方面與實測數據的差距，本文利用式(1)～(3)分別擬合陸域和海域軟土阻尼比統計平均曲線，如圖7，相關擬合參數見表4。結果表明，對于陸域與海域軟土，式(1)、(2)均能較好地擬合阻尼比試驗結果，但式(2)由于增加了一個λmin參數，擬合效果明顯優于工程通用公式，對海域軟表層土其均方差1.500×10-3遠小于工程通用公式的均方差1.864×10-2。Davidenkov模型阻尼比理論計算結果與均值曲線的對應程度并不好，小應變范圍內其值偏低，而大應變范圍內其值大大高于試驗均值。

圖7 不同關系式對阻尼比的擬合Fig.7 Fitting results of different equations on damping ratio

表4 不同關系式的擬合效果及相關參數Table 4 Fitting effects and parameters of different equations

4 結論

通過研究，本文得出結論如下:

1)即使在同等埋深條件下，海域軟弱土與陸域軟弱土動力特性差異較大，工程實際中不宜互相借用。

2)Davidenkov模型能很好地擬合海域與陸域軟弱土G/Gmax-γ平均曲線，且該模型擬合效果優于Hardin-Drnevich模型。

3)在擬合海域軟弱表層土λ-γ平均曲線方面，Davidenkov模型與Massing法則結合的本構關系模型擬合效果弱于工程常用公式和陳國興等的建議公式，陳國興等的建議公式擬合效果最佳，適用于海域軟表層土阻尼比的估計。

本文的工作可為渤海涉及軟表層問題的工程建設提供參考，但土體動力特性參數的影響因素較多，如固結比、初始應力等本文還未考慮，軟土動力本構關系也是當前研究中的熱點和難點，作者將在后續研究中深入探討。

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