曹妃甸吹填粉細砂液化特性研究?

張夏滔， 胡云壯， 王 棟??

(1. 中國海洋大學山東省海洋環境地質工程重點實驗室， 山東 青島 266100； 2. 中國地質調查局天津地質調查中心，天津 300170)

曹妃甸工業區位于渤海灣西北部，是我國規模最大的填海造陸工程[1]，規劃圍墾的淺灘面積達310 km2。工程自2004年開始，依托原有的淺海和灘涂，通過吹填外海粉細砂進行填筑[2]。由于建設時間短，大范圍的填海造陸砂體處于欠固結狀態。同時，填海區位于1976年唐山大地震震源東南方約100 km處，屬南堡凹陷地震帶[3]，當地震發生時，填海區未經處理的地基可能產生大范圍液化，危及整個地區的安全[4]。

目前對該地區的液化判別主要通過規范推薦的原位測試方法，如靜力觸探法和標貫法，均屬于經驗性方法[5]，對填筑砂在動力作用下的力學響應以及孔壓發展演變缺乏明確認識。當前對砂土液化特性的試驗研究主要集中在級配良好的砂，例如Ottawa砂、Toyouta砂和福建標準砂，通過控制砂土中的細粒摻量、相對密實度及固結壓力等條件，探索砂土液化的影響因素以及孔壓響應規律[6-8]。而曹妃甸造陸的吹填砂屬于海陸交互相粉細砂[9-10]，顆粒均勻且存在部分細粒組分，在地震荷載作用下的液化特性與標準砂存在顯著的差異。

本文利用在曹妃甸工業區的鉆孔取樣，對吹填粉細砂進行一系列的單調與循環單剪試驗，分析吹填粉細砂的靜、動力學特性及在動力荷載作用下的孔壓發展演變，提出吹填粉細砂動強度的歸一化表達式，并利用該表達式對曹妃甸工業區進行地震液化判別。

1 試驗土樣及方法

1.1 試驗土樣

收集曹妃甸工業區不同位置未經地基處理前的標貫試驗數據，包括孔A-C，分別位于礦石碼頭二期堆載場區[2]、石油碼頭區和東南海堤內側，標貫孔位置及標貫試驗曲線如圖1和2所示。由于各位置的吹填時間及原有砂基深度不同，吹填砂厚度以及密實度呈現較大差異性，總體來說，未處理的吹填土層呈疏松-中密狀態。

試驗所用土樣來自于石油碼頭東500 m處的地質鉆孔，地質鉆孔與標貫孔B相鄰。根據地質鉆孔，地表以下30 m為粉細砂，其中上部13 m為中松-中密狀態且存在編織袋碎片，下部17 m為密砂。結合該位置附近的標貫數據判斷，上部13 m粉細砂為填海造陸土體。取該深度范圍的粉細砂，將土樣中編織袋和生物碎屑去除后進行顆分試驗，土樣的顆粒級配曲線見圖3。土樣的不均勻系數為Cu=2.25，曲率系數為Cc=1.1，土樣顆粒集中在0.075～0.25 mm之間，分選性極好，基本物理參數詳見表1。

圖1 標貫試驗位置Fig.1 The position of standard penetration test

圖2 標貫試驗曲線Fig.2 Standard penetration test curve

圖3 粒徑級配曲線Fig.3 The particle size distribution curves

eminemaxD60 /mmD30 /mmD10 /mmGs0.3491.2350.0950.0750.0182.65

1.2 試驗方案

單調和循環單剪試驗均采用英國GDS生產的循環單剪儀。試樣用橡皮膜包裹，在外疊放一系列內徑相同的光滑鐵環，限制試樣固結過程中的側向膨脹，使試樣處于接近現實的K0固結狀態。鐵環表面涂有特殊材料，保證鐵環間的低摩擦力不會影響剪切試驗結果[11]。

單調和循環剪切試驗均采用不排水剪切，通過控制剪切過程中的試樣高度不變來實現體積不變，豎向壓力的改變等于超靜孔壓的改變。單調剪切采用位移控制，剪切的水平速率為0.1 mm/min，當土樣破壞或剪應變達到20%時停止試驗。循環剪切采用力控制，正弦形式的對稱加載，剪切頻率0.1 Hz。

2 試驗結果分析

2.1 單調剪切

單調剪切得到粉細砂的應力路徑如圖4所示。不同相對密實度以及不同固結壓力下的試樣擁有形狀相似的應力路徑。剪切初始階段，試樣出現剪縮趨勢，為保持試樣體積不變，軸向有效應力降低，也就是等效孔隙水壓力上升。當應力路徑到達相位轉換點后，土樣呈現應變硬化特性，應力路徑沿直線上升，無明顯破壞點；相同豎向固結壓力下，相對密實度低的土樣表現出更強的剪縮性質。參考Porcino[12]和Carter[13]的建議，取相位轉換點處的剪應力τPT作為砂土的靜不排水抗剪強度。相同初始固結壓力下，Dr小的土樣得到的不排水抗剪強度低。各試樣的試驗條件及結果如表2所示。

圖4 單剪試驗應力路徑Fig.4 The stress path in monotonic shear test

組別①豎向固結壓力②σ'v0/kPa壓縮量③/mm固結后相對密實度④/%τPT /kPa1-1500.11661.19.281-21000.25462.0171-31500.38463.025.51-42000.36562.3362-1500.27640.38.72-21000.39040.513.82-31500.46740.423.92-42000.53140.030.8

Note：①Group; ②Vertical consolidation pressure; ③Deformation of consolidation; ④Relative density.

2.2 循環剪切

2.3 循環強度比與循環次數關系歸一化表達

(1)

其中a和b為常數，對于曹妃甸吹填粉細砂，a=1.06，b=0.18，如圖7虛線所示。利用公式1即可通過砂土的靜力不排水強度預測動力不排水強度。

3 場地液化可能性判別

采用Seed-Idriss的地震液化判別簡化公式[14]，判斷現場土體在不同地震荷載的作用下是否液化。該方法的基本思路為：假定場地土體為剛體，計算不同深度處水平面上的峰值剪應力，將峰值剪應力進行折減，得到實際土層狀態下的峰值剪應力，利用土工試驗得到的抗液化剪切力與場地峰值剪應力對比，若后者大于前者，則認為土層發生液化[15]。

圖5 Dr=40%粉細砂循環單剪結果Fig.5 Cyclic response of sility sand with Dr=40%

3.1 等效地震剪應力和等效循環次數

等效地震峰值剪切力由公式(2)求得

(2)

其中：τc為等效地震剪切力；γ為上覆土的平均容重；h代表上覆土層厚度；amax為地面最大地震加速度；rd為剪應力折減系數。采用Idriss和Boulanger[16]在Golesorkhi[17]研究基礎上提出的計算公式，該式考慮了不同地震震級對rd的影響：

(3)

圖6 Dr=60%粉細砂循環單剪Fig.6 Cyclic response of sility sand with Dr=60%

其中：α和β為深度相關系數；z為計算點埋深，單位為m；M為地震震級。該公式適用于不超過20 m深度范圍內土體液化判別計算。曹妃甸填海區造陸深度在20 m以內，因此公式(3)適用。

3.2 液化性評價

地震荷載的等效應力循環次數和持續時間如表3所示[18]，代入公式(1)表征的循環強度比與循環次數之間的關系，即可計算不同震級下土體的抗液化剪切力。

圖7 循環強度比值與循環次數之間的關系Fig.7 Relationship between cycle strength ratio and cyclic numbers

震級①5.5～66.57.07.58.0等效循環次數②58122030持續時間③/s814204060

Note: ①Earthquake magnitude; ②Cyclic number of equivalent stress; ③Time of duration.

根據渤海海域潛在震源區劃分圖，曹妃甸填海造陸區處于南堡7.0級潛在震源區[19]，最小震級取7.0級，判斷相對密實度為60%的中密砂在不同深度處的液化性，計算結果如表4所示。在7.0級地震荷載下，地面下10 m范圍內土層的峰值剪切力接近抗液化剪切力，認為土體到達液化狀態，當震級大于7.0級時，整個填海土層均處于液化狀態。而實際的曹妃甸工業區大部分場地吹填深度小于10 m，且由于填筑前地形以及填筑完成時間的不同，場地不同位置土層的固結程度不均勻分布，廣泛分布相對密實度小于60%的疏松或中密砂層，震級小于7.0級時即發生液化?？傮w來說，曹妃甸圍海造陸場地處于液化高風險區，在工程建設前需要進行地基加固措施。

表4 不同深度的液化性判別Table 4 Liquefaction evaluation at different depths

Note: ①Depth; ②The 7.0 magnitude earthquake; ③Liquefied; ④Critical; ⑤No; ⑥Yes.

4 結論

以曹妃甸吹填粉細砂為研究對象，利用單剪儀對其靜、動力學特性進行了分析，提出了粉細砂的循環強度比與循環次數的歸一化曲線，進而對地區的液化特性進行判別。

(1)疏松-中密狀態下的吹填粉細砂在循環荷載作用下，等效孔隙水壓力增長迅速。當等效孔壓到達初始固結壓力的80%后，土樣快速破壞，液化發生具有突發性。

(2)根據大量單剪及循環單剪試驗數據，總結了粉細砂動強度的歸一化表達式，可以通過靜力不排水強度推測動強度。

(3)采用Seed[14]提出的場地液化判別簡化公式，曹妃甸吹填粉細砂在7.0級地震荷載作用下，深度10 m以內土層達到液化。在地區工程建設中應重點預防場地液化帶來的危害。