北部灣地區海砂填料的動力特性分析

王家全，陳勝前，唐 毅，黃世斌，黃欽政

(廣西科技大學 土木建筑工程學院，廣西 柳州 545006)

隨著沿海城市及地區經濟的飛速發展，土地資源越發稀缺，越來越多的沿海地區開始采取圍海造地的方式爭取土地資源。目前北部灣地區存在大量圍填海工程，這些圍填海區主要作為大型工業園區、物流基地、港口碼頭等用地，沿海高速公路、鐵路等也相繼建成，長期交通荷載對填海區地基將會產生較大影響。研究以海砂作為填料的填海區地基在循環動載下的動力特性，對減小填海區地基不均勻沉降、砂土地震液化等災害具有重要實際意義。

目前，國內外已有許多學者對砂土動力特性進行了相關研究，并取得了豐碩的成果。Xenaki等[1]通過對飽和細砂和中砂進行不同比例混合試驗，研究細粒含量對砂樣抗液化能力的影響。Carraro等[2]研究砂土臨界狀態時粉粒含量對飽和砂土內摩擦角和峰值應力的影響。Sun等[3]研究了振動頻率對鐵路道渣層的變形影響規律，并提出循環應力比研究頻率對軸向應變和體積應變的影響。Tang等[4]提出了不同加載方式下長期軸向累計應變的預測公式，并通過測量變形驗證了預測變形量的準確性。王權民等[5]對廈門幾種砂土進行試驗，確定了相應動本構關系及動孔壓模型，并得出圍壓對動彈性模量等影響規律。李博等[6]在砂土中摻入橡膠粉末進行動三軸試驗，研究其摻入量對砂樣抗震性能產生的影響。王艷麗等[7-8]研究了圍壓、動應力幅值等因素對飽和砂土動力特性的影響。邱成春等[9]以有機玻璃為加筋材料，在不同加筋方式、不同圍壓條件下研究加筋飽和砂土動力特性的變化規律。黃思杰、曹久亭等[10-11]選用汶川震區砂土為研究對象，分析不同固結比、不同循環應力比對砂樣動力特性的影響。

在海砂性能研究方面，Bahadori等[12]從細觀角度研究海砂及不同海泥摻入量對海砂各向異性方面的影響。Javdanian等[13]對兩種海砂鈣質砂和硅質砂進行動力特性研究，得出鈣質砂比硅質砂具有更高的的剪切剛度和更低的阻尼比的結論。王娜[14]以自然海岸砂土為材料，通過動三軸試驗模擬砂土在波浪荷載作用下不同粒徑和級配對砂樣抗液化能力的影響。許小杰[15]、張福海等[16]對淤泥海砂按不同配合比混合進行試驗，研究不同配合比及固結圍壓對海砂混合料動強度等動力特性影響。馮波等[17]選用汕頭某地吹填粉細砂進行動三軸試驗，研究物質組成、固結應力、初始相對密實度等因素對吹填粉細砂動力特性的影響。王曉麗等[18]通過單調和循環單剪試驗分析南海未膠結鈣質砂的靜、動力反應，得到了不排水靜、動強度和循環次數之間的關系。

綜上所述，目前國內外學者對海砂進行了不同程度的研究，但對于海砂動力特性方面研究相對較少。由于海砂在自身結構組成上與其他砂土具有較大差別，所以對海砂動力特性的研究顯得極為必要。通過GDS高級動態三軸測試系統重點研究圍壓、動應力幅值等因素對海砂動力特性的影響規律，分析圍壓和動應力幅值對海砂軸向累計應變、動彈性模量等動力特性的影響，揭示不同圍壓和動應力幅值下海砂的動力特性變化規律，研究結果可為北部灣地區填海工程設計與施工提供參考依據。

1 試驗簡況

1.1 試驗設備

試驗所用設備為GDS動態三軸測試系統，該系統主要包括：計算機及控制軟件、圍壓控制器、反壓控制器、數據采集盒、三軸壓力室、制動單位等。在5 Hz范圍內可獨立循環程控軸向加載，可施加正弦波、方波、三角波和用戶自定義波。最大軸向荷載為10 kN，最大軸向位移為100 mm。

1.2 試驗材料

試驗采用砂樣為廣西北部灣地區大風江海砂，取土深度為15～25 m。根據篩分試驗結果得出砂樣粒徑范圍在0.075～10 mm，試樣成型后干密度為1.996 g/cm3，密實狀態為中密，不均勻系數Cu=3.79，曲率系數Cc=0.88，為級配不良中砂，砂樣顆粒級配曲線見圖1。砂樣烘干后顏色泛白，見圖2。物質組成方面，根據礦物成分分析，其主要礦物成分為石英、云母及其他礦物成分，試樣中包含部分貝殼類碎片。

圖1 砂樣顆粒級配曲線Fig. 1 Sand sample particle grading curve

圖2 北部灣海砂填料Fig. 2 Sand sample from Beibu Gulf

1.3 試驗方案

試驗采取試樣規格為φ50 mm×100 mm，采用固結不排水的方式進行單一幅值循環加載，固結方式為等向固結即Kc=1，參考已有相關研究[19-20]加載波形為半正弦波，模擬海砂填料在交通荷載下的動力響應規律，振動頻率為1 Hz。固結圍壓分別取50 kPa、100 kPa、150 kPa，動應力幅值分別取50 kPa、100 kPa、150 kPa，具體試驗工況見表1。試驗中選取當動孔壓發展到圍壓或軸向累計應變達到5%作為破壞標準，達到其中一個條件即認為砂土試樣破壞，試樣無法達到破壞時，在振次達到10 000后結束試驗。

文中相關參數計算公式[21]如下：

σd=σmax-σmin

(1)

(2)

(3)

式中：σd為動應力幅值，Ed為動彈性模量，N為孔壓比，εd為動應變，Δud為動孔壓增量，σ3c＇為有效圍壓。

表1 試驗工況Tab. 1 Test conditions

1.4 試驗過程

試驗主要分為以下幾個過程：

1) 裝樣，采用干裝法裝樣，采用分層擊實法分四層擊實砂樣，每層擊實次數均為30次，控制每層裝樣質量及壓實厚度，從而保證試樣密實度相同。

2) 反壓飽和，在裝好的試樣中從試樣底部由下至上通入二氧化碳，通過二氧化碳置換試樣中的空氣，然后從試樣底部由下至上通入無氣水，并向試樣施加一定的反壓以提高試樣飽和度，使得試樣中的二氧化碳完全溶解水中。

3) 進行孔隙水壓力系數B檢測，當B≥0.96時認為試樣充分飽和，當B值<0.96時返回上一步繼續進行反壓飽和直至試樣充分飽和。

4) 固結，待試樣充分飽和后進行固結，試樣采用等向固結方式進行固結。

5) 施加動載，待試樣完全固結后對試樣施加動載，試驗采用單一幅值加載方式。

2 試驗結果分析

根據試驗數據結果分別繪制出不同圍壓和不同動應力幅值條件下試樣軸向累計應變—振次、動彈性模量Ed—動應變εd、孔壓比—振次的關系曲線，分析不同條件下圍壓和動應力幅值對試樣動力特性的影響規律。

2.1 軸向累計應變與振次關系分析

圖3為試樣在動應力50 kPa不同圍壓下軸向累計應變與振次關系。圖3中可以看出，振動開始初期，試樣軸向累計應變隨振次增加變化不大，曲線近似呈水平直線狀態，說明土樣處于相對穩定狀態。圍壓50 kPa、100 kPa試樣軸向累計應變分別在振次達到240、800后開始快速增長直至達到破壞，圍壓150 kPa試樣在振次達到10 000次后累計應變保持在3%，未達到破壞標準。圍壓50 kPa和100 kPa時試樣軸向累計應變發展趨勢相似，圍壓100 kPa試樣稍晚于50 kPa試樣達到破壞狀態。試驗結果表明，在動荷載作用下，軸向累計應變隨圍壓增加而減小，其中中低圍壓狀態下(50 kPa、100 kPa時)，圍壓影響程度不明顯，當圍壓達到150 kPa時試樣抵抗變形的能力顯著提高。產生上述現象的原因，主要是在高圍壓條件下砂樣內部受外部圍壓影響處于相對密實狀態，顆粒間接觸力增強，抗振性能增強。

圖4為圍壓100 kPa條件下，不同動應力幅值下軸向累計應變—振次關系。振動初期，軸向累計應變隨振次增加變化不明顯，一定振次后開始出現應變加速增長趨勢直至達到破壞狀態。動應力幅值50 kPa、100 kPa試樣軸向累計應變發展趨勢較為接近，動應力100 kPa試樣稍早于50 kPa試樣達到破壞狀態。分析得出在相同圍壓下，軸向累計應變隨動應力幅值的增加而增加，動應力幅值越大試樣達到破壞時間越短。從能量角度而言，相同振次下，動應力幅值越大，循環荷載對試樣做功越大，產生的軸向累計應變會越大，從而越快達到破壞狀態。

圖3 不同圍壓下軸向累計應變—振次關系曲線Fig. 3 Axial cumulative strain-vibration curve under different confining pressures

圖4 不同動應力下軸向累計應變—振次關系曲線Fig. 4 Axial cumulative strain-vibration curve under different dynamic stresses

2.2 動彈性模量與動應變關系分析

圖5為試樣在動應力為50 kPa時，不同圍壓下動彈性模量與動應變關系曲線。由圖5可知，在振動開始初期，曲線呈陡降狀態，動彈性模量隨著動應變的增加出現急劇下降的趨勢，出現明顯剛度軟化現象，隨后呈緩慢減小趨勢直至達到穩定狀態。王艷麗等[7]的研究成果類似，均表現為動彈性模量隨動應變的增加而減小，隨圍壓的增加而增加。總體而言，動彈性模量隨動應變增加出現驟減—略減—穩定的趨勢，動應變水平相同時，動彈性模量隨圍壓的增大而增大。原因在于隨著圍壓的增加，試樣趨于密實狀態，相對密實度增加，顆粒間摩擦咬合作用增強，進而動彈性模量增強。這在實際圍填海工程中具有一定工程價值，對于填海后設計等級較高的建筑物可采取增加圍壓的方式以提高建筑物的承載性能及穩定性。

圖6為試樣在圍壓100 kPa時，不同動應力幅值下動彈性模量與動應變關系曲線。

圖5 不同圍壓下動彈性模量—動應變關系曲線Fig. 5 Dynamic elastic modulus-dynamic strain curve under different confining pressures

圖6 不同動應力下動彈性模量—動應變關系Fig. 6 Dynamic elastic modulus-dynamic strain relationship under different dynamic stresses

振動開始初期，低動應力曲線隨動應變增加而減小，中高動應力幅值曲線隨動應變增加出現先增加后減小趨勢。其中動應力100 kPa、150 kPa試樣動彈性模量分別在εd≤0.2%、εd≤0.45%時隨動應變的增加出現小幅度增長趨勢，之后逐漸減小直至達到穩定狀態。相同圍壓條件下，動應力幅值越大，動彈性模量越大。動彈性模量出現先增后減的原因在于振動初期，試樣在動應力作用下產生振密現象，使得試樣相對密度增大，動彈性模量上升，隨著振動次數的增加試樣原有密實狀態被破壞，試樣內部各顆粒接觸骨架重新組合，動彈性模量出現減小趨勢直至穩定。

2.3 孔壓比與振次關系分析

圖7為動應力50 kPa時，不同圍壓下孔壓比與振次關系曲線。振動開始初期，動孔壓增長速率較大，隨著振次的增加，孔壓比增加速率減緩并最終穩定到一定值。相同動應力幅值條件下，圍壓越大，動孔壓前期增長速率越小，達到穩定狀態時間越長，最終達到穩定狀態時孔壓比值越大。原因在于隨著固結圍壓的增加，試樣所受約束作用增強，試樣內部顆粒間更加密實，土體剛度相對較高，從而導致孔隙水壓力增長速率相對較緩。但由于動荷載的持續施加，土顆粒內部產生相互滑移，顆粒間相對密實度增加，顆粒間接觸力增大，形成更加穩固的狀態。高圍壓下試樣體積變形達到穩定時更加密實，又因為試驗的排水條件為不排水，因此高圍壓下會獲得一個相對較高的孔壓比。

圖8為試樣在圍壓100 kPa時，不同動應力條件下孔壓比與振次關系曲線。動孔壓隨著振次的增加出現先快速增加后穩定的發展趨勢。相同圍壓下，動應力幅值越大動孔壓發展速率越快，達到穩定狀態時間越短，達到穩定狀態孔壓值越小。這與張凌凱等[22]研究結果有相似之處，他們得出動應力幅值越大，孔壓前期發展速率越大且最終達到穩定值接近，振次增加可以達到液化狀態。文中試驗孔壓發展階段呈現出相似規律，但最終孔壓值不同且最終穩定值無法達到1.0，說明該海砂填料工程性質穩定，相對不易液化，作為圍填海工程填料具有較好的工程性能。

圖7 不同圍壓下孔壓比—振次關系Fig. 7 Porepressure ratio-vibration relationship under different confining pressures

圖8 不同動應力下孔壓比—振次關系Fig. 8 Porepressure ratio-vibration relationship under different dynamic stresses

如表2所示，動應力幅值從50 kPa增大至150 kPa，孔壓比從0.93減小至0.72，動應力幅值對動孔壓變化規律有較明顯的影響；而圍壓從50 kPa增大至150 kPa，孔壓比從0.88增大至0.95，圍壓對動孔壓變化影響相對較小。結合圖5可知，圍壓的增大對海砂填料沉降變形的減小及動彈性模量的增加具有顯著作用，但過高的圍壓會導致孔壓的增長，增大液化的可能性。因此，可合理控制條件參數，從而滿足工程設計要求。

表2 不同圍壓和動應力條件下空壓比變化情況Tab. 2 Changes in air pressure ratio under different confining pressure and dynamic stress conditions

2.4 海砂與常規砂土對比分析

與普通砂土相比，試驗中所研究的海砂在動彈性模量Ed方面，王艷麗等[7]、陳國興等[23]關于粉砂及粉細砂的研究和文中試驗研究結果有相似之處，在不同圍壓條件下均表現為Ed隨固結圍壓的增加而增加，其中文中試驗Ed隨動應變εd的發展趨勢與王艷麗等[7]較為相似，均表現為振動前期Ed隨εd的增加而迅速減小，達到一定應變時減小的速率降低，而陳國興等[23]的研究中，動剪切模量隨剪應變的增長出現緩慢減小的趨勢。海砂與普通砂的差異在于，王艷麗等[7]、陳國興等[23]的研究中圍壓的增加對Ed的增長均有較為明顯的增強作用，而文中試驗中圍壓的增大對Ed的增強作用則不是很顯著，增大圍壓引起的海砂Ed無論是絕對值還是相對差值均明顯小于普通砂土。經分析，其原因為海砂含有部分貝殼和珊瑚碎片，強度偏低，造成海砂Ed偏小。因此海砂作為地基填料，在循環荷載作用下易產生較大變形，故在實際工程中應考慮其動彈性模量相對較小的特點，采取加筋或改良土等地基處理措施，對其進行處理從而提高其工程性能。

在動孔壓方面，王艷麗等[8]、張凌凱等[22]對飽和砂土的研究和文中試驗的研究結果存在相似之處，動孔壓前期發展規律基本類似，后期存在差異。在不同動應力幅值條件下，王艷麗等[8]的研究結果是孔壓比隨著振次的增加出現較為快速且勻速地增長，在振次比達到1.0時試樣達到液化狀態；張凌凱等[22]的研究結果是在振動開始初期孔壓比隨振次的增加出現快速增加，達到一定振次時孔壓比增長速率減緩直至最終達到液化狀態，其中動應力幅值越大，孔壓比前期增長速率越快，達到液化狀態時間越短。值得一提的是，文中試驗中動孔壓達到穩定狀態時海砂試樣孔壓比始終無法達到1.0，相比于普通細砂，其抗液化性能相對較強，在循環荷載作用下不易產生液化，作為圍填海材料具有良好的工程應用價值。

3 結 語

通過GDS動三軸試驗，研究了不同圍壓、動應力幅值條件下北部灣區海砂軸向累計應變、動彈性模量、動孔壓等動力特性發展規律，得出以下結論：

1) 相同動應力幅值下，砂土軸向累計應變隨圍壓增大而減小，其中圍壓150 kPa在10 000振次后軸向累計應變為3%；圍壓相同時，軸向累計應變隨動應力幅值增大而增大。

2) 相同動應力幅值下，動彈性模量Ed隨動應變的增加總體呈先驟減再略減后穩定的發展趨勢。相同εd下，Ed隨圍壓的增加出現小幅度增長；而圍壓相同時，動應力50 kPa下Ed隨εd增加而減小，動應力100 kPa、150 kPa下Ed隨εd的增加出現先增后減的趨勢。εd一定時，動彈性模量隨動應力幅值的增加而增長顯著。

3) 相同動應力幅值下，圍壓越大，振動初期動孔壓增長速率越小，達到穩定狀態時間越長，最終達到穩定狀態時孔壓比越大；相同圍壓時，動應力幅值越大，振動初期動孔壓發展速率越快，達到穩定狀態時間越短，達到穩定狀態孔壓值越小。