海洋軟黏土不排水抗剪強度確定方法試驗研究

0 引言

海洋地基中軟黏土分布廣泛，具有層厚深、含水量高、強度低等特點，確定其不排水抗剪強度對海上風電基礎安裝和受荷設計十分重要[1]。

目前獲取軟黏土不排水抗剪強度方法分試驗室測試和現場試驗測試兩類，軟黏土不排水抗剪強度試驗室測試存在結果離散不連續、土樣擾動等缺陷；現場測試存在試驗條件不明確、人為因素影響大等缺陷。因此，對特定地區軟黏土強度測試，一般選擇針對性測試方法，以保證測試結果的可靠性。年廷凱等[2]利用新型全流動貫入儀測試了南海北部陸坡低強度、高含水率軟黏土，基于重塑不排水剪切強度與含水率/液限間的關聯性分析，提出了適用于研究區土體的不排水剪切強度歸一化模型。沈愷倫等[3]針對溫州軟黏土開展了三軸排水應力路徑試驗和三軸不排水剪切試驗的研究，揭示典型結構性軟黏土的屈服特性和屈服后的塑性流動特征。詹云霞等[4]采用應力控制的單剪試驗對中國南海海域原狀飽和軟黏土的力學響應進行了研究，考察了不同應力水平下軟黏土的應力應變響應和強度特征。雷磊等[5對唐山沿海地區軟黏土地基勘察工程中扁鏟側脹、T型觸探、靜力觸探和室內試驗結果進行了綜合分析，對比了不同測試手段結果的可靠性。賈寧等[對T型觸探進行了改進，提高了測試準確度。盧力強等以天津濱海新區軟土為研究對象，進行大量扁鏟側脹試驗，通過與相鄰位置十字板剪切試驗結果進行對比，確定了用扁鏟側脹試驗測試天津濱海新區軟土不排水抗剪強度時的計算公式系數取值。

然而，實際地質勘察中仍以常見的十字板、靜力觸探、三軸試驗等方式為主，本文以江蘇近海某風電場所在海域軟黏土為例，采用多種現場和試驗室方法測定其不排水抗剪強度，并分析各種測試方法的結果差異，提出了針對不同海上風電基礎的軟黏土不排水抗剪強度確定方法，為海上風電工程勘察提供參考。

1海域地質概況

該風電場距離岸線約 8km ，場區海域地貌類型為大陸架淺海堆積平原地貌，水深 5～11m ，場區所在海域地形總體較為平坦，海床泥面一般為水下 4.9～ 8.8m ，風電場區地形總體特征為離岸方向海床面高程逐漸降低，呈東低西高趨勢。地層復雜，包括砂質粉土、淤泥質黏土、粉細砂、粉質黏土等。最上層為砂質粉土，飽和重度為 19.3kN/m³ ，砂質粉土層下為較厚的淤泥質黏土層，飽和重度為 16.5kN/m³ 。

2 試驗方案

本文以砂質粉土層下較厚的淤泥質黏土層為研究對象，在該風電場F13，F21，F37三個機位開展了多種現場和室內試驗，測試了淤泥質黏土層強度指標。F13，F21，F37三個機位淤泥質黏土層分布位置分別為泥面以下 1.68～16.7m，1.42～21.14m 和 1.5～ 10m ，各地層分布如圖1所示。

現場試驗為海洋巖土工程勘察中最常見的海上原位十字板和原位孔壓靜力觸探試驗。F13和F21機位十字板試驗初始深度為 2.5m ，F37機位為 2m ，試驗深度間隔距離為 1m ，最大試驗點深度和各機位淤泥質黏土層分布深度基本保持一致。孔壓靜力觸探試驗由泥面連續貫入測試。室內試驗包括三軸固結不排水（CIU）剪切試驗、三軸不固結不排水（UU）剪切試驗和無側限抗壓強度（UCS）試驗，室內試驗土樣位置及數量如圖1所示。

3不排水抗剪強度試驗結果分析

3.1 現場試驗結果

十字板的工作原理是利用施加于板頭上的扭矩與土的抗剪強度關系，先測得扭矩，而后得到土的抗剪強度[8]。根據十字板試驗初次轉動和多次轉動后扭矩不再變化時讀數，可計算軟黏土原狀不排水抗剪強度和重塑不排水抗剪強度，計算公式為

s_?u=2M/[πD²（H+D/3）]

式中： s_u 為軟黏土不排水抗剪強度， kPa;M 為十字板測得扭矩， kN??m;D 和 H 分別為十字板葉片旋轉直徑和葉片高度， m 。

孔壓靜力觸探試驗由泥面連續貫入測試，取各機位淤泥質黏土層段的結果進行分析。孔壓靜力觸探可獲取錐端貫入阻力、探桿側阻和超孔隙水壓力，根據孔壓靜力觸探試驗結果計算原狀軟黏土不排水抗剪強度q_t 方法為

式中： q_c 為錐端貫入阻力， kPa;u 為超孔隙水壓力， kPa;α 為凈面積比值，取值 0.84;s_u0 為原狀軟黏土不 排水抗剪強度， kPa;σ_v0 為上覆土壓力， kPa;N_c 為錐端 阻力系數，其取值范圍為 10～35 ，具體需根據地區經 驗確定[9-10]

根據孔壓靜力觸探試驗結果計算重塑軟黏土不排水抗剪強度方法為

s_ur=βf_s

式中： s_ur 為重塑軟黏土不排水抗剪強度， kPa;β 為經驗系數，其大小依據室內和現場測試結果反算得到 ;f_s 為探桿側阻， kPa 。

孔內進行電動十字板試驗，十字板型號為AS-1型，直徑和高度分別為 75mm 和 150mm 。孔壓靜力觸探試驗使用荷蘭GEOMIL靜探儀，其探頭錐角為60^° ，錐頭面積為 10cm² ，摩擦套筒面積為 150cm² 。圖2為現場試驗測得的原狀土不排水抗剪強度隨深度變化曲線。圖中散點為十字板試驗結果，隨深度變化的連續線為孔壓靜力觸探試驗結果。圖中試驗結果是以十字板試驗結果為依據確定其錐端阻力系數 N_c 。從圖2中可以看出，對于該區域淺層和深層軟黏土錐端阻力系數 N_c 取值不同。通過分析可得，當測試深度在8m 以內， N_c 取值15，當測試深度超過 8m，N_c 取值18。

圖3為現場試驗測得的重塑土不排水抗剪強度隨深度變化曲線。圖中散點為十字板試驗結果，隨深度變化的連續線為孔壓靜力觸探試驗結果。以十字板試驗結果為依據，擬合分析可得公式（4）中系數 β 為0.55。

圖4為海上原位十字板試驗測得的軟黏土靈敏度。從圖4中可以看出，各機位在 2m 左右深度處靈敏度約為 ^7，3m 及以下深度處靈敏度約為3.5，表明對于有較薄砂質粉土上覆層時，軟黏土淺層靈敏度遠大于深層，在海上風電應用筒、錨等淺型基礎時，工程設計中要著重考慮這一特點。造成這一現象的原因是：對于較薄上覆砂質粉土層情況， 2m 左右測點處接近淤泥質軟黏土表層，軟黏土表層接近硬殼層特征使其原狀強度偏大，同時表層上覆土壓力小，完全擾動后成為流塑狀態，重塑強度非常低，導致軟黏土淺表處靈敏度較大。

3.2 室內試驗結果

針對現場獲取的土樣，除F37機位由于高質量土樣數量不足未開展三軸不固結不排水（UU）剪切試驗外，各機位土樣均在室內開展了三軸固結不排水（CIU）剪切試驗、三軸不固結不排水（UU）剪切試驗和無側限抗壓強度（UCS）試驗。

圖5中實線為CIU試驗獲得的各機位土試樣豎向固結應力與剪切強度關系。由于CIU試驗中為等向固結，而實際海洋地基土為KO固結，需將等向固結的CIU試驗結果轉化為KO固結的CKOU試驗結果。Mayne[1]通過對42種不同軟黏土的CIU和CK0U試驗結果總結對比，發現兩種試驗得到的歸一化不排水抗剪強度存在如下關系：

式中： σ_v^′ 為豎向固結應力。

根據公式（5）可計算出對應CK0U試驗結果，如圖5中虛線所示。根據各機位取土樣深度，可計算相應深度處自重應力和K0固結剪切強度，如圖5中試樣點所示。

圖6為各機位CKOU，UU和UCS試驗測得的不排水抗剪強度。從圖6中可以看到不同試驗方法得到的軟黏土不排水抗剪強度有差異，UCS試驗測得的不排水抗剪強度較其他試驗偏大，這與試驗過程土樣擾動、試驗方法等因素有關，有學者[12-13]建議預壓固結至現場自重應力 1.5～2.5 倍后，再開展三軸剪切試驗獲取的軟黏土不排水抗剪強度更加接近真實值。根據圖6中UCS試驗測得的原狀土和重塑土不排水抗剪強度，計算軟黏土靈敏度在3.3左右，與前文海上原位十字板試驗結果相近。

4不排水抗剪強度設計值確定方法

樁基和筒型基礎是當前海上風電最常見的基礎型式，本文根據現場和室內試驗測得的軟黏土不排水抗剪強度，提出一套適用于樁基和筒型基礎的軟黏土不排水抗剪強度設計值確定方法。如前文所述，多種試驗均可獲取土體不排水抗剪強度，且不同試驗方法獲取的強度大小差異較大，要保證最終確定的強度設計值可靠，需依據現場和室內試驗結果綜合確定。

將海上原位十字板和室內試驗獲取的原狀不排水抗剪強度繪制于同一張圖上，如圖7所示。以上2種方法獲取的結果均為離散點，可通過多種試驗離散點結果確定海上靜力觸探試驗中的錐端阻力系數，從而更準確地獲取軟黏土地基隨深度連續變化的強度值。針對樁基和筒型基礎服役期間受荷安全性，為防止設計值過大或者過小，本文提出綜合考慮各種試驗方法結果的軟黏土不排水抗剪強度代表值，即處于各種試驗結果均值附近，見圖7中連續實線。針對筒型基礎安裝過程中，為防止由于沉貫阻力設計值太小，導致筒型基礎現場安裝不到位的情況出現，除可能由于局部硬土團塊導致的少數異常偏大測量值外，本文將覆蓋各試驗方法測得的強度值作為不排水抗剪強度最大值，以確定的最大值來進行筒型基礎安裝沉貫阻力設計，見圖7中連續虛線。

綜上，針對海上風電中常見的樁基和筒基，以多種勘察方法為依據，本文提出的軟黏土不排水抗剪強度設計值綜合確定方法如下： ① 收集該位置所有室內試驗和現場試驗測試結果； ② 根據室內試驗和現場試驗測得離散土體不排水抗剪強度，確定一大一小兩個原位靜力觸探試驗貫入阻力經驗系數； ③ 利用確定的靜力觸探試驗貫入阻力經驗系數，計算大小兩組土體不排水抗剪強度沿深度變化曲線； ④ 強度較大值可覆蓋大部分室內和現場試驗測得強度離散值，定義為強度上限值，強度較小值可代表大部分室內和現場試驗測得強度離散值，定義為強度代表值； ⑤ 確定海上風電基礎土體強度設計值，樁基礎選取強度代表值，筒型基礎安裝過程選取強度上限值，承載力分析選取強度代表值。

海上風電地質勘察中軟黏土不排水抗剪強度結果一般用靜力觸探測試結果計算，常參考《工程地質手冊》（第五版），計算方法為

s_u=30.8Ps+4

式中：根據工程經驗 Ps=1.1q_c，q_c 為錐端貫入阻力，kPa 。

江蘇省DB32/T2977-2016《孔壓靜力觸探技術規程》中的計算方法同公式（3）， N_c 建議取值為16，上海市DG/TJ08-189-03《靜力觸探技術規程》中的計算方法為

s_u=Ps/N_c

式中： N_c 為貫入阻力系數，建議取值范圍為 15～25 ，對于大多數軟黏土可取20。

圖8為本文方法與規范方法計算結果對比，除公式（6）中存在常數系數導致 3m 深度內淺層土存在規范法計算結果大于本文方法計算結果外，其他情況下規范方法計算結果均小于本文方法計算結果。對比10m 深度附近處軟黏土不排水抗剪強度值，對不同方法計算結果差異進行定量說明，見表1。

對比可知，根據常用規范方法獲得的軟黏土不排水抗剪強度值，比本文方法計算出的建議值低 10% ＼～27% ，比本文方法計算出的最大值低 33%～47% 。此外，各行業和地區發布實施了多種涉及靜力觸探測試技術標準，此處不再一一羅列對比[14-16]。采用本文方法計算的軟黏土不排水抗剪強度建議值和最大值進行結構基礎承載力和安裝設計，可有效降低基礎建造成本，同時也能避免出現“樁基突沉”“打樁拒錘”“筒基下沉不到位\"等樁基安裝事故[17]

5結論

（1）從本文江蘇沿海某風電場勘察測試結果可以看出，不同測試方法獲取的軟黏土不排水抗剪強度差異較大。用現場十字板結果擬合靜力觸探試驗結果時，同一風電場區不同深度地層靜力觸探錐端阻力系數 N_c 值不相同，當軟黏土深度小于和大于 8m 時，靜力觸探錐端阻力系數 N_c 值分別為15和18。

（2）對于有較薄砂質粉土上覆層時，軟黏土淺層靈敏度遠大于深層處，在海上風電應用筒、錨等淺型基礎時，工程設計中要著重考慮這一特點。

（3）依據現場和室內多種試驗結果，本文提出了應用于樁基和筒型基礎設計的軟黏土不排水抗剪強度綜合確定方法，強度沿深度變化代表值計算方法為靜力觸探系數 N_c 取15，強度沿深度變化最大值計算方法為靜力觸探系數 N_c 取11。進行基礎承載力設計時，應選取軟黏土不排水抗剪強度代表值；進行筒型基礎安裝設計時，應選取軟黏土不排水抗剪強度上限值。

（4）對比 10m 深度附近處軟黏土不排水抗剪強度值，常用規范方法比本文方法計算出的建議值和最大值分別低 10%～27% 和 33%～47% 。采用本文方法計算結果進行結構基礎承載力和安裝設計，可有效降低基礎建造成本，同時也能避免出現“打樁拒錘”“筒基下沉不到位”等安裝事故。

參考文獻：

[1]郭小青，朱斌，劉晉超，等.珠江口海洋軟土不排水抗剪強度及循環弱化特性試驗研究［J].巖土力學，2016，37（4） ：1005 -1102.

[2]年廷凱，范寧，焦厚濱，等.南海北部陸坡軟黏土全流動強度試驗研究[J].巖土工程學報，2018，40（4）：602-611.

[3］沈愷倫，王立忠.天然軟黏土屈服面及流動法則試驗研究[J].土木工程學報，2009（4）：119-127.

[4]詹云霞，王建華.南海飽和軟土單剪強度試驗研究[J].水利水運工程學報，2016（5）：109-114.

[5]雷磊，賈寧，賴海林，等.不同原位測試手段在軟黏土勘察中的應用[J].電力勘測設計，2018（12）：6-11.

[6]賈寧，孟慶輝，王洪播.便攜式T型觸探儀研究與實踐[J].工程勘察，2018，46（6）：24-28.

[7]盧力強，杜東菊，楊愛武，等.扁鏟側脹試驗求解天津軟土不排水抗剪強度[J].工程勘察，2011，39（2）：12-16

[8］劉潤，閆澍旺.軟粘土邊坡穩定性分析中十字板強度取值的探討[J].巖石力學與工程學報，2005，24（8）：1422-1426.

[9]張誠厚，施健.孔壓靜力觸探試驗的應用[J].巖土工程學報，1997，19（1） ：50-57.

[10]李元曦，王占華，汪華安，等.海洋巖土勘察孔壓靜力觸探巖土參數解析探討[J].中國水運（下半月），2021，21（12） ：133 -135.

[11]MAYNE A，PAUL W. Stress anisotropy effcts on claystrength[J].Journal of Geotechnical Engineering，1985，111（3） ：356-366.

[12]周松望，周楊銳，李亞，等.利用單剪 SHANSEP試驗方法評價海洋粘性土強度[J].海洋通報，2014，33（3）：328-332.

[13]TANAKA H，SHIWAKOTI D R，TANAKA M .Applicabilityof SHANSEP method to six different natural clays，using tri-axial and direct shear tests[J]. Soils and Foundations，2003，43（3） ：43 -55.

[14]。王寬君，吳昊，倪衛達，等.基于CPTU的廣東海域黏土工程特性評價[J].工程地質學報，2021，29（增1）：191-202.

[15］胡越，王宇.靜力觸探識別場地土層分布的貝葉斯學習方法研究[J].工程地質學報，2020，28（5）：966-972.

［16]何風雨，馬淑芝.中國現行標準中利用靜力觸探劃分土層土類綜述[J].水利水電快報，2023，44（8）：53-59.

[17］岳全慶，周寶龍.可溶巖地區樁基施工風險預測及工程處理措施[J].水利水電快報，2023，44（5）：55-58.

（編輯：張爽）