辽东湾近海海底土小应变动力特性试验研究

宋丙辉,孙永福,宋玉鹏,3,周其坤,刘振纹,王 琮,杜 星

(1.自然资源部第一海洋研究所,山东 青岛 266061;2.国家深海基地管理中心,山东 青岛 266237;3.青岛海洋科学与技术试点国家实验室 海洋地质过程与环境功能实验室,山东 青岛 266235;4.中国石油集团工程技术研究院,天津 300451)

0 引言

土体小应变动力特性通常包含土的初始动剪切模量(Gmax)、最小阻尼比(λmin)以及<10-4应变范围内的动剪切模量和阻尼比随动应变的发展演变规律(G/Gmax-γ和λ-γ)[1]。作为必要的输入参数,在场地地震动反应评价或者土—结构物动力相互作用分析中,查明土体小应变动力特性是十分关键的[2-3]。

关于土体的小应变动力特性,国内外学者采用多种研究手段[4](如现场波速测试[5]、室内弯曲元[6]、共振柱[7]等)针对不同陆地土类(如砂土[8]、黏性土[9]等)开展了广泛的研究,积累了众多研究成果。海洋土在赋存环境和物质成分上与陆地土存在较大差别[10]。受限于复杂的海上作业环境以及高成本性[11],目前海洋土小应变动力特性多通过现场取样后经室内试验测试获得,积累的有关研究成果非常有限,研究的深度和广度均有待进一步提高。裴强等[12]统计分析了渤海海底土室内剪切波速测试资料,发现海底土剪切波速与埋深存在良好的指数相关关系;狄圣杰等[13]应用XG-I悬挂式剪切波测井法在江苏如东、东台近海、潮间带开展了海上剪切波速原位测试,同时基于广义回归神经网络方法建立了剪切波速与土体各物理力学指标间的经验关系,为预测海洋土剪切波速做了有益的尝试;仝玉丁等[14]利用共振柱仪对江苏东台东沙垦区原状和重塑海洋粉土动剪切模量、阻尼比进行了对比研究,指出原状样的动剪切模量和参考剪应变均大于重塑样,而二者的阻尼比没有明显差别;姬美秀[15]借助弯曲元和共振柱比较全面地研究了原状海洋土小应变动力特性,但研究区域仅限于杭州湾地区,其他近海海底土小应变动力特性研究成果仍然非常稀少。

本文利用共振柱仪对渤海辽东湾近海海底土小应变动力特性开展室内试验研究,探讨土体类别、物理性质和埋深等因素对其小应变动力特性的影响,同时将试验结果与前人研究发现进行对比分析和讨论。研究成果可丰富海洋土动力特性研究内容,亦可为海上场地地震动反应分析评价工作提供可选参数。

1 土样和试验方案

1.1 取样点

本研究中海底土样品取自渤海辽东湾盖州滩东南端,紧邻盘锦港(图1),属于辽河油田浅海油气资源开发区。取样点在构造上地处辽河—辽东湾坳陷,NE向的郯庐断裂带贯穿该地区,50年10%超越概率水平下的抗震烈度为6.8度,其地震潜在危害性较高。

图1 取样点位置Fig.1 Sampling point location

1.2 海洋土物理性质

本次共采集5组不同埋深海底原状土样开展室内小应变动力特性测试,依据物理性质测试结果可知其中3组属于粉砂,另外2组属于粉质黏土。各组土样的基本物理性质指标如表1所列。其中颗粒成分试验结果显示粉砂中粗粒组(0.25～0.075 mm)含量超过55%,其次为粉粒,黏粒(<0.005 mm)含量小于10%,而粉质黏土中粗粒组(>0.075 mm)含量约为42%,黏粒含量介于10%～20%,其余为粉粒。

1.3 共振柱试验方案

本次海底土小应变动力特性测试采用了英国GDS公司生产的RCA型共振柱试验系统[16]。基于扭转自由振动假定和波动方程可计算得到不同试验控制条件下的试样剪切波速、剪切模量以及阻尼特性。试验土样的直径和高度分别为50 mm和100 mm。试验流程与常规三轴不排水剪切试验类似,分为装样、反压饱和、饱和度检测(B值>0.95)、试样固结和开展测试等步骤[16],其中为了反映海洋土原位应力特征,将试验固结围压设定为土样上覆有效土压力(表1)。测试过程中通过不断增大电压幅值可获得较大动应变范围内(10-6～10-4)海底土的动力特性。

表1 海底土基本物理性质Table 1 Physical properties of seabed soil

2 试验结果和讨论

2.1 初始动剪切模量Gmax

初始动剪切模量Gmax代表了土体在弹性变形阶段(约10-6)抵抗外界动力变形的能力,其大小受多种因素的影响。对砂性土而言,围压和孔隙比的影响比较显著;对黏性土而言,塑性指数的影响不容忽视[17]。表2列出了本次共振柱试验测试得到的辽东湾近海原状海底土初始动剪切模量Gmax,相应的剪切波速vS也一并列于表中。

表2 海底土初始动剪切模量GmaxTable 2 Initial dynamic shear modulus Gmax of seabed soil

Zuccarino等[18]收集整理了近年来国际上不同滨海地区原状海相细粒土弯曲元和共振柱试验数据,并据此提出了一种新的预测海相土初始动剪切模量Gmax的经验公式:

(1)

式中:e为孔隙比;OCR为超固结比;k为与塑性指数相关的超固结比指数;Pa为参考压力,通常取100 kPa;σ′为固结围压,单位kPa。

本文利用式(1)同时结合表1中给出的物理指标对辽东湾近海海底土初始动剪切模量Gmax进行了公式预测,预测结果列于表2。其中室内标准固结试验结果显示本文海底土处于正常固结状态,故OCR取为1.0。由表2可知,除L-1粉砂试样外,其余土样的试验Gmax与预测Gmax非常接近,一定程度上佐证了Zuccarino等[18]提出的海相土初始动剪切模量预测经验公式的合理性。需要说明的是本次室内共振柱试验数据比较有限,因此尚需开展更多试验以便验证该经验公式在渤海海域的适用性。至于L-1粉砂试样对应的Gmax相比较预测值偏小较多,分析可能与样品扰动有关[19]。

前人在辽东湾海域开展场地地震动反应分析时给出了相应的海底土层剪切波速剖面[20]。为了进一步评估本文试验结果,将表2中共振柱试验测得的剪切波速vS绘制于前人提出的海底土层剪切波速剖面图中,结果如图2所示。通过对比图2中显示数据可知,本文共振柱试验测得的不同埋深海底土剪切波速vS与前人研究成果吻合良好。

图2 辽东湾海底土剪切波速剖面Fig.2 Shear wave velocity profile of seabed soil in Liaodong Bay

2.2 归一化动剪切模量衰减关系G/Gmax-γ

归一化动剪切模量G/Gmax和剪应变γ之间的关系描述了动荷载作用下土体刚度随动应变的增大而不断衰减的特征[17]。图3描绘了本次共振柱试验得到的不同埋深处原状海底土归一化动剪切模量G/Gmax随动应变γ的衰减关系,其中Vucetic等[21]总结提出的陆地土归一化动剪切模量衰减经验曲线(塑性指数IP=0、15、30)和蒋其峰等[22]依据室内动三轴试验提出的渤海海域海底土(埋深35～55 m)归一化动剪切模量衰减关系也一并绘于图3中,以作对比分析之用。

图3 海底土归一化动剪切模量衰减曲线Fig.3 Normalized dynamic shear modulus degradation curves of seabed soil

由图3可知,整体上看小应变范围内辽东湾海底土归一化动剪切模量G/Gmax随动应变γ的增大呈不断衰减趋势,衰减速率先慢后快,速率拐点约在γ=5×10-5附近。埋深不同的粉砂试样(L-1、L-2和L-3)彼此间动剪切模量衰减曲线的归一化程度比较高,与之类似,粉质黏土试样(L-4、L-5)也表现出良好的归一化特征。相比较而言,相同动应变下粉砂的动剪切模量比粉质黏土衰减得更快一些,体现了塑性指数IP对G/Gmax-γ关系的影响,这种变化规律与前人研究发现是一致的[21,23-24]。

通过对比本文试验结果与不同塑性陆地土G/Gmax-γ经验关系[21]可知,本文海底粉砂(IP=0)和粉质黏土(IP=13.1和14.7)的动剪切模量衰减关系与常规陆地土经验关系不能很好吻合,表现在与陆地土相比,海底土归一化动剪切模量随动应变增大而衰减得更慢一些,这可能与海底土特殊的物质组成和赋存环境有关[10]。另外,与前人[22]动三轴试验结果相比,本文共振柱试验得到的归一化动剪切模量随动应变增大也衰减得更慢一些。这与采用的试验设备不同有关,鉴于动三轴仪更适用于测试土体大应变情况下的动力特性[1],因此,本文共振柱试验结果在小应变范围内应是更科学合理的[16]。值得注意的是,上述这种归一化动剪切模量衰减关系上的差异会影响场地地震动分析反应谱的形态,最终对地震安全评价工作造成一定的干扰[20]。

鉴于不同土类的归一化G/Gmax-γ关系存在一定离散性,Correia等[25]在传统双曲线土动力骨干模型的基础上引入了参考剪应变γr来进一步描述土体动剪切模量衰减曲线的归一化特征:

G/Gmax=1/[1+a(γ/γr)]

(2)

式中:a是模型的拟合参数;γr为参考剪应变,通常代表当动应变γ≥γr时土体内部会发生不可恢复的永久体积变化,反之,体积变化是可恢复的。一般情况下与之相对应的G/Gmax取值范围为0.6～0.85[21],结合动剪切模量测试结果(图3),本文选取G/Gmax=0.85对应的动应变γ0.85作为海底土的参考剪应变。

依据式(2)对本文共振柱试验结果进行了重新归一化,结果如图4所示。由图4可见,引入参考剪应变γ0.85后的修正双曲线模型可以对不同类别海底土动剪切模量衰减关系进行良好的归一化处理,从而消除了塑性指数、埋深等因素的影响。

图4 海底土G/Gmax-γ/γ0.85关系归一化拟合结果Fig.4 Normalized fitting results of G/Gmax-γ/γ0.85 of seabed soil

2.3 阻尼比增长规律λ-γ

阻尼比表征了土体在动荷载作用下的能量耗散能力[26]。本次共振柱试验得到的海底土阻尼比λ随动应变γ增长的发展演变趋势如图5所示。

由图5可知,本次共振柱试验测试得到的辽东湾海底土阻尼比λ随动应变γ的增大呈缓慢增大趋势。在动应变起始阶段,海底土的阻尼比非常小,接近于0。随着动应变的增大,阻尼比也不断增大;当γ=10-3时,λ增大至4%左右,这种变化趋势与浙江舟山渔场海洋土阻尼比发展演变规律是相近的[27]。另外值得注意的是,小应变范围内本文粉砂和粉质黏土对应的λ-γ增长趋势是很相近的。

图5 海底土阻尼比λ-γ相关关系Fig.5 Correlation between λ and γ of seabed soil

通过与Vucetic等[21]总结提出的陆地土阻尼比λ-γ经验关系进行对比还可以看出相同动应变下海底土阻尼比λ比陆地土要小,而且随着动应变的增大,二者之间的差距呈不断增大趋势,这在一定程度上反映了海底土小应变动力性质的独特性。

与描述归一化动剪切模量G/Gmax-γ衰减关系的经验模型类似,前人[27]针对浙江舟山海洋土阻尼比λ-γ发展演变趋势给出了如下双曲线经验预测模型:

λ=aγ/(b+γ)

(3)

式中:a和b均是模型的拟合参数。

采用公式(3)对本文共振柱试验得到的海底土小应变范围内阻尼比λ-γ关系进行了模型拟合分析,结果如图6所示,拟合结果显示该阻尼比预测模型对辽东湾海底土阻尼比λ-γ关系的模拟预测效果良好。

图6 海底土阻尼比λ-γ相关关系模型拟合结果Fig.6 Model fitting results of correlation between λ and γ of seabed soil

3 结论

由于多种因素限制,原状海洋土动力特性研究成果一直比较匮乏。本文通过海上原位钻孔取样以及室内共振柱试验对渤海辽东湾海底原状土开展了小应变动力特性研究,同时与前人相关研究成果进行了对比和讨论,得到如下研究结论:

(1) 共振柱试验得到的辽东湾海底土初始动剪切模量Gmax与Zuccarino等[18]总结提出的海洋土Gmax经验预测公式吻合良好,此外,不同埋深辽东湾海底土剪切波速与周边海域海底土剪切波速剖面也可以良好兼容;

(2) 与常见陆地土相比,辽东湾海底土归一化动剪切模量随动应变增大衰减得更慢一些,引入参考剪应变γ0.85的修正双曲线模型可以对不同塑性、埋深辽东湾海底土小应变动剪切模量衰减关系进行归一化处理;

(3) 共振柱试验测得的辽东湾海底土小应变阻尼比λ-γ增长规律近似于浙江舟山渔场海洋土阻尼比发展演变规律,小应变范围内粉砂和粉质黏土的λ-γ增长趋势比较相近;

(4) 相同动应变下海底土阻尼比λ小于常见陆地土的阻尼比,海底土小应变范围内阻尼比λ-γ关系可以采用双曲线模型进行模拟预测;

(5) 限于海底土样品获取比较困难,本文研究尚不全面,后续仍需开展更多相关研究工作,以验证Zuccarino等[18]总结提出的海洋土Gmax经验预测公式在我国近海海域的适用性,另外,关于海洋土与陆地土在小应变动力特性方面的差异性及其原因也需开展进一步的深入研究。