波浪导致黄河口海床沉积物超孔压响应现场试验研究

刘晓磊，贾永刚，郑杰文

（1.中国海洋大学 环境科学与工程学院 山东省海洋环境地质工程重点实验室，山东 青岛 266100；2.国家海洋局第一海洋研究所 海洋沉积与环境地质国家海洋局重点实验室，山东 青岛 266061）

1 引 言

黄河口海床沉积物具有极为复杂的工程地质与力学性质，自20 世纪80年代以来，已成为国内外海洋岩土工程与地质工程领域研究的热点问题[1-3]。黄河口海床强度普遍呈现非均匀分布，其中发育的海底硬层往往具有压缩性低、胶结结构性强、含水率较低、孔隙比较低、变形模量和地基承载力较大、以及呈超固结状态等特点[4-5]，因此，工程中优先考虑将其作为海洋平台与海底管线等工程设施的地基持力层。然而，在众多现场调查中发现，这些硬层周围海床在大风浪期间常常发生破坏，造成巨大的经济损失[6-8]。

黄河口海床特殊的工程地质性质与复杂的工程动力稳定性，均与以粉质土为主的海床沉积物在波浪荷载作用下的动力学特性有关[9]。冯秀丽等[10]利用室内动三轴试验，研究了动荷载作用下粉土的孔压响应与动应力-应变关系，判断了不同深度处的粉土发生液化的可能性；张民生等[11]通过室内水槽试验，研究了黄河口粉土在波浪作用下的孔隙水压力与强度变化特征，认为土体液化是硬层形成的必要条件；单红仙等[12]与常方强等[13]则将模拟试验移至现场进行，分别利用振动加载试验讨论了海床沉积物的孔压累积与液化过程。显然，由于土样在采集过程中受到扰动以及应力释放等因素的影响，室内试验得到的波浪导致土体孔压响应与液化规律不能完全代表海床原位沉积物的波浪动力响应特性。相对而言，在现场设计合理的观测试验能够获得更为准确的研究结果，但试验点土样的代表性则是研究者必须考虑的问题。

基于已有研究基础，本文在现代黄河水下三角洲潮间带岸滩选择典型研究点，现场模拟波浪作用对原状海床沉积物实施循环加载，利用孔隙水压力观测、沉积物强度测试、样品的实验室土工测试等方法手段，研究波浪导致黄河口海床沉积物孔压响应与强度变化规律，并对原状海床的液化特征与超孔压响应模式进行了探讨。

2 现场试验

2.1 研究点介绍

现场试验选在围绕现代黄河三角洲岸线的4 个典型潮间带岸滩，从北到南分别为桩292、孤东、新滩、海红港。这些研究点分别位于不同沉积年代的黄河亚三角洲叶瓣。沉积年代不同，意味着同样源自黄河的入海沉积物所经历的固结时间不同，在长期的固结历史中受生物扰动与海洋水动力的分选改造程度均不同，使得各个研究点潮滩呈现出截然不同的侵蚀特征[14-15]。4 个研究点沉积年代与具体经纬度坐标见表1。

表1 4 个研究点位置信息Table 1 Locations of the 4 study sites

2.2 现场模拟波浪循环加载

在选取的4 个研究点潮滩上，利用一套模拟造波装置直接对原状海床施加循环荷载作用。如图1所示，模拟造波装置主要由圆柱形造波桶、环形护壁、造波活塞和手柄组成，其中圆柱形造波桶直径为40 cm，高度为50 cm。使用时向环形护壁内加入20 cm 海水，用手柄反复压提活塞，从而对底部土体产生动水压力作用，通过调节手柄下压的力度和频率，可控制模拟波浪循环荷载的幅值与周期。本试验中共施加循环荷载300 次，控制循环加载的周期为5 s，压力幅值约4 kPa，根据线性波浪理论相当于浅水波条件下0.8 m 波高的波浪作用[16]，这与黄河三角洲东营港附近海域的月平均波高统计结果基本一致[3]，因此，本文在人工施加循环荷载条件下得到的试验结果具有较好的现实参考意义。

图1 现场模拟造波装置Fig.1 Field simulation of wave making device

2.3 孔隙水压力观测

在对原状海床进行模拟波浪循环加载之前，首先利用标有刻度的贯入设备将孔压探头插入海床面以下设计深度，待由埋设孔压探头而产生的超孔压基本消散完毕后，再于其上固定模拟造波装置，并开始施加循环荷载。为得到不同深度沉积物对循环荷载的孔压响应，按以上方式共埋设了3 个孔压探头，深度分别位于10、20、30 cm，另外还将一个孔压探头置于海床表面（见图1），直接测定床面水压的大小。

试验使用压阻式孔压传感器，尺寸为φ 20 mm×60 mm，采用316 不锈钢外壳结构，具有良好的密封与抗腐蚀性能。采集设备为南京水利科学研究院研制的孔压自动采集系统，可将孔压探头采集的压力信号转换为电信号，并自动保存在系统计算机中。使用前先将每个孔压探头连接采集系统用海水进行标定，得到真实孔压值与对应电信号之间的标定公式，再根据该公式即可将观测数据转化为实测孔压值。现场试验中的孔压采集频率设为3 Hz。

2.4 强度测试

海床土强度测试采用沈阳建科仪器研究所生产的WG-V 型电子普氏贯入仪，该仪器利用静力触探的原理，通过贯入微型的单桥探头来获得不同深度土体的贯入阻力。需要指明的是，贯入阻力与抗剪强度之间存在较为显著的线性相关性，但具体关系与土的类别、锥头阻力系数以及围压均有关[17]。因此，本文仅以贯入阻力直接表征沉积物强度，不做进一步转换。

试验过程中分别在循环荷载作用前、作用中和作用后测试造波装置护壁内的沉积物强度，对原状海床沉积物在循环荷载作用不同阶段的强度变化特征进行分析。

2.5 常规土工指标测试

对各个研究点潮滩沉积物进行表层样品采集，对样品进行室内常规土工指标测试，测试方法参见《土工试验方法标准》[18]，得到4 个研究点潮滩表层沉积物的物理力学性质与粒度组成情况，见表2。测试沉积物样品除了新滩研究点为粉质黏土外，其他3 个研究点均为粉土。

表2 4 个研究点表层沉积物物理力学性质与粒度组成Table 2 Physical and mechanical properties and grain size composition of superficial sediments from the 4 study sites

3 分析与讨论

3.1 波浪导致海床孔压响应

根据孔压观测结果，得到不同深度的原状海床超静孔隙水压力随时间变化曲线，如图2 所示。

图2 4 个研究点海床超孔压随时间变化Fig.2 Temporal variations of seabed excess pore pressure at 4 study sites

沉积年代为1964～1976年的桩292 研究点（图2(a)），原状海床在模拟波浪循环加载前期超孔压累积不明显，在循环荷载持续至700 s 左右、加载约140 次时，各深度沉积物内部发生较为显著的超孔压累积。在动荷载作用最后阶段，10 cm 与20 cm深度的超孔压急剧减小为负值，试验中对应时刻发生了造波装置倾斜，说明20 cm 深度范围内的海床沉积物在该循环荷载作用下发生了较大变形的剪切破坏，破坏的沉积物发生剪胀，因此，产生负的超孔压。黄河水下三角洲海床在真实的风暴浪作用下也曾因海底滑坡而出现了这种负的超孔压现象[1]。

孤东研究点（沉积年代为1947～1964年）的原状海床孔压响应与桩292 类似，如图2(b)所示，超孔压在加载初始阶段只有少量累积，且在加载过程中逐渐消散。沉积物内部超孔压的显著增大也开始于模拟波浪循环加载700 s 左右的时间，并于100 s内增至最大，之后超孔压随着加载时间而缓慢消散。总体而言，孤东研究点的原状海床孔压响应与桩292 具有相似性，这与两个研究点海床初始物理力学性质与粒度组成十分接近有关（见表2）。

沉积年代最近的新滩（1976～1996年间形成），相较于其他3 个研究点，测试区沉积物颗粒明显较细，黏粒含量达37.4%，平均粒径仅为0.008 mm（见表2），使得该研究点海床沉积物呈现出较为独特的孔压响应特征，如图2(c)所示。在施加循环荷载初期，海床30 cm 深度范围内均发生了不同程度的超孔压快速累积，其中10 cm 深度的超孔压累积最为显著；当10 cm 和20 cm 深度沉积物超孔压达到最大值后，开始随循环加载的持续而不断降低，30 cm深度超孔压则相对保持稳定；当利用造波装置模拟波浪加载约220 次之后，海床各深度沉积物内部超孔压又迅速累积至最大值，10 cm 和20 cm 深度的超孔压开始出现剧烈波动，表明此时该深度范围内沉积物已发生完全液化[13]。

4 个研究点中砂粒含量最大、颗粒相对最粗的是海红港，原状海床沉积物在循环加载初始阶段有较明显的超孔压累积，按超孔压增长速度由快到慢的海床深度依次是10、30、20 cm；在整个模拟波浪循环加载过程中，各深度沉积物的超孔压随时间增长出现轻微波动，但整体上呈稳定增长的趋势，达到最大值后基本维持在稳定状态（见图2(d)）。

3.2 波浪导致海床强度变化

将现场循环加载过程中，各研究点原状海床沉积物在加载前、加载中与加载后的强度的测试结果绘制于图3 中。由于各研究点海床孔隙水压力响应特征存在差异，海床沉积物强度在不同的加载阶段也呈现出明显不同的分布特征。

在桩292 研究点，原始海床的整体强度相对较高，在40 cm 深度存在一个硬壳层（见图3(a)）。当循环荷载作用180 次后，表层15 cm 以上沉积物强度提高，30 cm 以下深度则减弱。在300 次循环加载结束后，30 cm 深度沉积物因超孔压发生消散导致强度略有增大，而浅层海床强度普遍减小，这与该组试验后期表层沉积物发生大变形破坏相一致。

孤东研究点的原始海床沉积物强度较低，加载前在60 cm 深度以内的沉积物贯入阻力值均小于20 N（见图3(b)）。在模拟波浪循环荷载作用过程中（加载140 次），30 cm 深度范围内沉积物强度均普遍增大，对应孔压响应曲线（见图2(b)）也可发现此时海床内部并没有明显的超孔压累积，沉积物在循环荷载的作用下变得更加密实。图2(b)中还显示海床内部超孔压的累积基本发生在循环加载140 次之后，超孔压累积造成土体有效应力降低，因此，在循环加载300 次后海床沉积物强度又明显降低，最终海床沉积物的强度分布与加载之前相差不大。

新滩研究点的海床沉积物强度在循环加载过程中的变化同样与孔压响应特征密切相关。如图3(c)所示，初始海床以20 cm 深度为临界深度，上部沉积物强度较小，贯入阻力小于20 N，下部沉积物则具有相对较高的强度，贯入阻力值基本在30 N 左右波动。当利用循环水压加载150 次后，海床20 cm深度上部沉积物强度增大，下部则明显减小，在对应时刻的孔压响应曲线中可以看到（见图2(c)），此时各深度沉积物内部均发生了超孔压累积，其中10 cm 和20 cm 两个深度超孔压已经部分消散，而30 cm 深度的超孔压则维持在一定的累积水平，因此，造成了20 cm 深度上下位置沉积物强度的非均匀性变化；从整体上看，海床沉积物强度在循环荷载作用一定时间后变得更加均匀。

图3 4 个研究点海床强度在循环荷载下的变化Fig.3 Variations of seabed strength at the 4 study sites under cyclic loading

在海红港研究点，由于在循环加载过程中海床内部超孔压呈稳定增长的趋势，沉积物强度不断发生衰减（见图3(d)）。在循环荷载加载110 次至300次过程中，20 cm 深度附近的沉积物贯入阻力衰减幅度最大，说明该深度超孔压累积程度较大。

3.3 波浪导致海床液化特征

循环荷载作用下原状海床沉积物的孔压响应特征，直接决定了海床的液化特性[19]。通常认为，当沉积物内部累积的超静孔隙水压力达到临界值时，沉积物发生液化。传统土力学中以初始有效应力作为判断海床液化的临界值，即ucr=σV′，

式中：ucr为达到液化的超静孔隙水压力（kPa）；σV′为初始有效应力（kPa）；γ′为沉积物的浮重度（kN/m3）；z为沉积物所在深度（m）。近年来，部分学者提出三维条件下海洋沉积物液化的判别，应以初始平均有效正应力作为判断液化的临界值来考虑[20-21]，即 ucr=p′，

式中：p′为初始平均有效正应力（kPa）；K0为土体侧压力系数，取黄河三角洲粉土经验值0.5。若假设现场试验过程中观 测的海床沉积物最大超孔压达到了液化临界值，即umax=ucr，则可利用式（2）进一步转化成海床液化深度的估算公式：

式中：zL为循环荷载作用导致海床液化深度。采用表1 中4 个研究点海床沉积物的基本土性参数，再根据各研究点海床在模拟波浪循环加载过程中累积的最大超孔压，即可由式（3）计算得到各个研究点在现场试验条件下的液化深度（见表3）。

在利用现场试验采用的模拟波浪循环荷载作用下，沉积于不同年代的黄河三角洲潮间带岸滩海床的孔压响应与对应液化深度具有显著区别，这显然与沉积物的性质密切相关。图4 中对循环荷载导致的原状海床液化深度与沉积物性质的关系进行了汇总，由于受现场观测条件的限制使得图中数据点较少，因此，尚无法建立显著的回归关系式，基于图中有限数据点的分析可以得出，在同一波浪循环荷载的持续作用下，原状海床沉积物的液化深度受沉积物的干密度、孔隙比、饱和度等初始物理性质影响显著；同时，沉积物的粒度组成，特别是细颗粒组分的相对含量高低也在很大程度上控制着沉积物的液化特性。对于以粉粒为优势含量的黄河口原状海床，黏粒含量越高，浅水波浪下的液化深度越高。

表3 各研究点海床浮重度、最大超孔压、达到最大超孔压的时间、液化深度汇总表Table 3 Summary of sediment submerged unit weight,the maximum excess pore pressure,occurrence times of the maximum excess pore pressure and liquefaction depth

图4 循环荷载导致海床液化深度与沉积物性质关系图Fig.4 Relationship between liquefaction depth and properties of sediment due to cyclic loading

3.4 原状海床沉积物超孔压响应模式探讨

根据4 个研究点海床沉积物在循环荷载作用下的孔压变化规律，可以得到黄河三角洲原状海床在循环荷载作用下一般化的超孔压响应模式，再结合海床沉积物强度在不同加载阶段的变化特征，分析超孔压响应过程对沉积物强度的影响。如图5 所示，海床沉积物在循环荷载作用过程中一般化的超孔压响应可分为逐渐累积（阶段Ⅰ）、部分消散（阶段Ⅱ）、快速累积（阶段Ⅲ）、累积液化（阶段Ⅳ）和完全消散（阶段Ⅴ）。其中，以粉土沉积物为主的桩292、孤东、海红港3 个研究点海床在试验过程中的超孔压响应主要，以阶段Ⅰ和阶段Ⅱ较为明显，而以粉质黏土为主的新滩研究点则具有明显的阶段Ⅲ和阶段Ⅳ特征。黄河三角洲是以粉粒为主的海床沉积物，微观上大多具有骨架结构，即以粉粒为骨架，少量黏粒不均匀分布于其中，以薄膜或者星点状覆盖在粉粒表面，黏粒含量较多时则相互之间可形成一定的空间结构[22]。显然，细颗粒组分的不同会使沉积物的抗液化强度存在明显差异，因而对海床在循环荷载作用下的孔压响应规律造成影响[23]。常方强等[13]通过现场振动试验发现，海床重塑土的孔压变化明显区别于原状土，说明细粒沉积物的结构性同时对海床孔压响应与强度起控制作用。以下结合图5分析超孔压响应过程及其对沉积物强度的影响。

图5 循环荷载作用下原状海床超孔压与强度响应示意图Fig.5 Schematic diagram of response in excess pore pressure and strength of natural seabed due to cyclic loading

阶段Ⅰ：当开始施加循环荷载时，沉积物内部产生循环剪切应变，原本充填于土颗粒孔隙间的海水受到压缩，由于承压孔隙水来不及排出，便产生超静孔隙水压力，随着循环荷载的持续作用，沉积物内部超孔压逐渐累积，作用于土颗粒上的有效应力逐渐降低，于是强度开始发生衰减。在这一过程中，超孔压的累积速度受沉积物本身性质控制，新滩在4 个研究点中的超孔压累积速度最快（见表3），这是由于新滩研究点海床黏粒含量最大，剪切模量较小，在相同剪应力作用下产生的剪应变较大，孔隙水承受压力较高；同时，新滩沉积物的平均粒径最细，孔隙比最小（见表2），其海床渗透性也较差，因此，造成阶段Ⅰ中的超孔压累积速度最快。

阶段Ⅱ：在超孔压逐渐累积过程中，由于土体的弹性变形而在沉积物内部产生振荡的孔隙水渗透力，当超孔压累积到一定程度时，该渗透力相应放大，一些吸附在表面的细小颗粒逐渐从土骨架中脱离，原始海床结构发生部分破坏，此时原本完全封闭的孔隙水约束环境消失，沉积物的渗透性提高，开始出现孔隙水的渗流，超孔压开始发生部分消散。同时，伴随着局部孔隙水的渗流过程，细小颗粒被带离原来的位置，使得较大的粉粒逐渐交错连接到一起，形成新的骨架结构，该结构相对密实，颗粒间摩擦力增强，因而沉积物强度较之前逐渐增大。

阶段Ⅲ：随着超孔压逐渐消散，部分黏粒重新附着于骨架表面，相互之间的结构强度尚未形成，局部较多的黏粒形成一定厚度的薄膜，降低了孔隙通道的渗透性，因而，在持续的循环荷载作用下，孔压累积速率又会逐渐高于消散速率。在这一过程中，如果有新的外力对其产生扰动时，相对较脆弱的新骨架结构会在循环剪应变的作用下立刻破坏，大量细颗粒再次脱离骨架进入到孔隙水中，新的孔隙流体密度显著增大，导致孔隙流体压力瞬时增大，强度因此迅速衰减。

阶段Ⅳ：快速累积的超孔压达到一定临界值时，可能造成土体骨架结构的完全破坏，粗细颗粒均脱离原来的位置而悬浮于孔隙水中，土颗粒之间的摩擦力与联结力均丧失，沉积物呈现完全液化状态。

阶段Ⅴ：随着沉积物超孔压的快速累积，液化海床内部产生一个方向向上的压力梯度，会驱动液化海床内部的孔隙水向上运移，而土颗粒则发生向下压密，直至相互间重新连接在一起，使沉积物开始恢复一定的强度。在这一过程中，沉积物中的较粗颗粒会首先交错连接在一起，且从渗透性较差的海床底部逐渐向上部发展，最终整个液化海床的超孔压完全消散，沉积物颗粒更加密实，强度不断增大，这与饱和海床沉积物的自重固结过程十分类似[24]。

总之，黄河口原状海床沉积物在循环荷载作用下一般化的超孔压响应基本可分为以上5 个阶段。其中，对于粉质黏土而言，较高的黏粒含量对阶段Ⅰ和阶段Ⅲ的孔压累积过程影响极为显著；而对于粉土，超孔压响应模型中的阶段Ⅲ则通常不明显。另外可以推测，原状海床在经历过一场较大波浪作用之后，当再次遭受波浪作用时，由于海床已发生阶段Ⅰ和阶段Ⅱ后存在某种弱结构骨架特征，超孔压很可能直接从阶段Ⅲ开始发展，快速发生累积液化与强度丧失。因此，在实际工程应用之中也应充分考虑这一问题，例如在海洋工程选址方面应尽量避开海底已明显发生液化扰动的区域，同时在对特定区域进行波浪导致海床液化评估时，也要考虑沉积物类型分布的时空差异。

4 结 论

（1）黄河三角洲原状海床沉积物在经历循环加载过程中，典型的超孔压响应可分为逐渐累积、部分消散、快速累积、累积液化和完全消散5 个阶段，分别对应沉积物强度的衰减、增大、衰减、丧失和恢复过程，沉积物的粒度组成与结构性强弱决定了超孔压的具体响应模式。

（2）沉积于不同年代的黄河三角洲潮间带岸滩海床的液化深度受沉积物的干密度、孔隙比、饱和度等初始物理性质影响显著。

（3）沉积物的粒度组成，特别是细颗粒组分的相对含量高低也在很大程度上控制着沉积物的液化特性，具有较高黏粒含量的粉质土海床在浅水波浪下的液化深度明显较高。

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