基于流变仪测试海底浅表层软黏土不排水强度研究

2022-12-15缪栋杰宋丙辉宋玉鹏孙永福苏志明刘绍文

海洋工程 2022年6期

缪栋杰，宋丙辉，宋玉鹏，孙永福, 3，苏志明，刘绍文

(1. 南京大学地理与海洋科学学院，江苏南京 210023; 2. 自然资源部第一海洋研究所，山东青岛 266061; 3. 国家深海基地管理中心，山东青岛 266237)

软黏土在我国近海广泛分布，具有含水率高、压缩性大、抗剪强度低以及渗透性差等特点[1]。随着海洋强国战略的持续实施，与海底软黏土相关的近海海洋开发活动蓬勃发展，如海洋牧场、人工鱼礁、海底光缆及近海油气资源开采等[2-4]，因此，评估海底软黏土的工程特性，尤其是强度性质具有重要的科学意义和应用价值。

当前软黏土的强度测试方法主要分为两大类，一类是原位测试，主要包括原位十字板剪切和静力触探等；另一类是室内试验，分为直接剪切试验、三轴剪切试验和无侧限抗压强度试验等。由于海底软黏土的强度极低[1]，常规的室内试验方法常常无法满足测试精度的要求，因此，新的软黏土不排水抗剪强度测试方法近年来逐渐兴起。Inoue等[5]研制出了薄板贯入试验装置，利用该装置测试了高含水率淤泥的不排水强度；后期Tan等[6]对比了薄板贯入试验结果与旋转黏度计试验和落锥试验等测试结果，进一步验证了该方法的有效性；国内吉峰等[7]通过引进薄板贯入试验对比研究了我国不同地区的3种疏浚淤泥的不排水强度，指出以含水率与液限之比作为参考变量可对3种淤泥的不排水强度进行归一化；王亮等[8]采用自研的室内高精度微型十字板剪切仪研究了含水率对重塑淤泥不排水强度的影响，发现不同区域淤泥的不排水强度与含水率/液限之间存在幂函数相关关系；鲁双等[9]基于多组超软土强度和流变特性试验提出了使用流变仪进行超软土强度测试的有效方法；年廷凯等[1]研制出一种适用于低强度、高含水率土体强度测试的新型全流动贯入仪，通过测试南海北部陆坡区软黏土的不排水抗剪强度，建立了该区域软黏土不排水剪切强度归一化模型。

作为海底管缆、人工鱼礁等海工设施的潜在持力层，以往关于海底软黏土不排水抗剪强度的研究较多，但囿于测试手段和测试精度的限制，在海底浅表层软黏土不排水抗剪强度精细化测试方面成果比较有限。尤其是对于海上原位测试技术如原位十字板等，通常只能测试海底土的峰值和重塑强度，无法获知海底土剪切破坏的全过程特征，且限于测试环境和设备自身原因某些情况下对于海底超软土强度的测试精度也无法令人满意[7]。本次采用RST-SST型软固体流变仪研究了青岛海域海底浅表层软黏土的不排水剪切强度特性，揭示了原状和重塑海底软黏土不排水剪切破坏过程，探讨了海底软黏土灵敏度与埋深及液性指数间的关系，建立了研究区海底软黏土不排水剪切强度归一化模型，为精细评估海底浅表层软黏土不排水强度特性提供了新的借鉴。

1 试验土样和方法

1.1 试验土样

研究区位于南黄海青岛周边海域，水深小于50 m，海底发育有水下浅滩、现代水下三角洲及海冲蚀平原等海底地貌，海相地层形成于全新世海侵，其下为晚更新世的河流/沼泽相沉积或中生代地层[10]。试验土样分别取自石门岩和千里岩附近海域，取样站点信息如表1所示，取样之前先进行孔压静力触探(CPTU)原位测试，后利用重力取样器采集海底沉积物，经现场分样密封后运回室内实验室开展土体物理力学性质测试。由于所取柱状样来自海底4 m以浅土层，根据有关工程经验可知属于浅表层海底沉积物[11-12]。

柱状样土质较均一，呈灰—灰褐色，流—软塑状，局部夹杂少量生物贝壳碎屑(图1)。

图1 重力柱02土样(埋深1.2～1.4 m)Fig. 1 02# soil sample (burial depth 1.2～1.4 m)

为全面评估海底浅表层软黏土的工程性质，将柱状样按照长约20 cm进行分段截取，每段均开展一组基本物理指标试验。试验步骤按照《土工试验方法标准》(GB/T 5012—2019)[13]执行，其中塑限和液限采用WX-2光电液塑限联合测定仪进行测定，试验结果如表2所示。由表2可知，相比起重力柱03，重力柱02土样的含水率更高，密度更小，液限指数更大，强度也更低，而二者的液塑限则比较接近。按照《岩土工程勘察规范》(GB 50021—2001)[14]，重力柱02土样可归类为黏土，重力柱03除前20 cm以浅属粉质黏土外，其余土样也可归类为黏土。

表2 土样物理性质指标Tab. 2 Physical property indexes of soil

1.2 试验方法

使用美国Brookfield公司的RST-SST型软固体流变仪(图2)测试海底浅表层软黏土的不排水剪切强度，该仪器操作简便，测试精度高，可获得土体全过程剪切破坏特征，近年来在高含水率、低强度的海底流态土强度测试中得到了越来越多的应用[15-16]。

图2 RST-SST流变仪Fig. 2 RST-SST rheometer

该流变仪的强度测试原理与十字板剪切试验相同，均为剪切柱体假设理论[17]。将转子插入土体中至目标深度，短暂静置一段时间消除转子插入的扰动影响后，转动转子在土层中产生接近一个圆柱体的破坏状态，如图3所示。

图3 圆柱形破坏面强度分布示意Fig. 3 Distribution of shear strength on cylindrical failure surface

根据外力施加于转子上的最大力矩Mmax来推求土体的抗剪强度：

(1)

对于饱和软黏土τf等于其不排水剪切强度su，则有：

(2)

式中：τf为转子在土体中产生的剪切应力，kPa；su为土体不排水剪切强度，kPa；Mmax为最大力矩，N·m；D为转子十字板直径，mm；H为转子十字板高度，mm。

本次选用的转子直径D=20 mm，高度H=40 mm，最大量程约3.5 kPa，测试采用剪切速率控制模式，前人利用十字板剪切仪测试软黏土不排水剪切强度时多设定转子旋转速度为0.1°/s[18]，参照《土工试验方法标准》(GB/T 5012—2019)的要求[13]，也设定转子转动速率为0.1°/s，对应的转子圆周剪切速率约为1.05 mm/min，接近于常规直剪快剪的剪切速率(0.8 mm/min)。测试开始前利用Brookfield黏度标准液对流变仪进行了校准检验，以保证测试数据的准确性，校准结果表明相同转子和扭矩值下测得的黏度读数在标准液真实值的±3%之内，符合校准要求。通过调节操作手柄使转子垂直贯入软黏土中1倍转子高度[9, 14]，由于贯入深度有限，钻杆直径较小(5 mm)，故忽略了钻杆的摩擦阻力效应[9]，间隔5 min后开始测试原状软黏土的不排水剪切强度(初始强度)，而后快速转动转子六圈使土样充分扰动，进而测试重塑土样的不排水剪切强度(重塑强度)。

2 试验结果与分析

2.1 测试结果可靠性分析

对于原位静力触探测试，Kjekstad等[19]总结多种试验及理论方法提出估算黏性土不排水剪切强度的公式：

(3)

式中：su为黏性土不排水剪切强度，kPa；qt为经孔压修正后的锥尖阻力，kPa；σv0为上覆土体的总应力，kPa；Nkt为经验圆锥系数，多根据原位和室内强度试验结果反算得来。

本次将流变仪、微型十字板[20]测试结果与现场静力触探估算得到的软黏土不排水抗剪强度进行了汇总分析，如图4所示，其中限于转子测试量程，重力柱03仅对埋深65 cm以浅样品开展了流变仪强度测试。

从图4可知，不同测试手段得到的海底浅表层软黏土不排水剪切强度彼此吻合较好，说明采用流变仪测试软黏土不排水剪切强度是可行的[9]。值得注意的是根据静力触探锥尖阻力反算黏性土不排水剪切强度时采用的经验圆锥系数Nkt=30，符合室内三轴不固结不排水剪切(Nkt=18～35)和无侧限抗压强度(Nkt=22～42)试验对应的经验圆锥系数范围值[21]。

图4 软黏土强度测试结果对比Fig. 4 Comparison between different strength test results for soft clay

2.2 软黏土的不排水剪切强度

基于重力柱02不同埋深处土样流变强度测试结果，图5描绘了海底浅表层软黏土不排水剪切强度随剪切位移的发展演变特征，其中剪切位移为转子的圆周旋转位移。从图5可以看出，在一定的剪切变形范围内，埋深较浅海底软黏土(d=5、50、100、130 cm)的初始不排水剪切强度—剪切位移关系呈现比较明显的应变软化破坏特征，而随着软黏土埋深增大(d=170、190 cm)，剪切逐渐转变为弱应变硬化破坏。与初始强度不同，重塑后海底软黏土不排水剪切强度随剪切位移均表现出良好的塑性破坏特征。不同的剪切破坏模式与软黏土本身性质、固结状态、施加的剪切速率以及应力路径等有关[13]，这种现象对于以海底浅表层软黏土作为持力层的海工设施科学设计具有一定指导意义[3-4]。

图5 海底软黏土不排水剪切强度—剪切位移相关关系(重力柱02)Fig. 5 Relationships between undrained shear strength and shear displacement for soft clay (02# soil sample)

图6给出了两个重力柱土样流变仪初始强度和重塑强度对比结果。从图6可知，青岛海域海底浅表层软黏土初始不排水剪切强度介于0.523～3.461 kPa之间，重塑不排水剪切强度介于0.068～1.158 kPa之间。埋深0～45 cm范围内重力柱02和重力柱03土样的初始强度彼此接近，均随埋深的增加而逐渐增大，但随着埋深进一步增加，重力柱03土样的初始强度增大明显，几乎达到了流变仪的最大量程，这主要与此埋深处重力柱03土样含水率降低而密实度有所增大有关，而埋深70 cm以下重力柱02土样的初始强度呈先减小后增大的波动变化趋势。两个重力柱土样的重塑强度随埋深波动变化趋势类似于其初始强度，但幅值较初始强度明显减小。有学者在我国南海北部陆坡区开展了众多海底浅表层沉积物不排水剪切强度测试研究，在测试手段相近(微型十字板)和沉积物土性相同(软黏土)的基础上将南海北部陆坡某B2站位浅表层软黏土的初始强度[22]绘于图6中，可以看出此次重力柱02土样的初始强度随埋深变化规律与之比较吻合，然而限于缺乏该站位软黏土的基本物理性质，潜在机理有待进一步的研究。

图6 海底浅表层软黏土不排水剪切强度随埋深的变化情况Fig. 6 Relationships between undrained shear strength and buried depth for shallow marine soft clay

2.3 软黏土的灵敏度

土体由原位状态到重塑状态后强度会降低，即表现出了土体的结构性和灵敏性。Terzaghi[23]提出了一个评价土体灵敏性的指标，即灵敏度St，用来衡量黏性土结构性对其强度的影响，通常定义为原位不排水剪切强度su,0与重塑后强度su,rem的比值：

(4)

图7描绘了青岛海域两个重力柱样品的灵敏度随埋深的变化情况，为了相互比较，前人利用全流动仪循环测试获得的南海软黏土灵敏度也一同绘于图中[1]。从图7可以看出青岛海域海底浅表层软黏土的灵敏度介于2～10之间，属中—高灵敏性黏土，灵敏度平均值为5.00，接近于江苏连云港海相软土的平均灵敏度(St=4.47)[24]，但明显小于南海北部陆坡海底软黏土的灵敏度。另外，海底浅表层软黏土灵敏度随埋深增加呈递减的趋势，表明表层软黏土的灵敏度一般大于浅层土的灵敏度。相比较而言，重力柱02软黏土的灵敏度一般稍大于重力柱03土样的灵敏度，说明重力柱02软黏土的结构性要相对更强一些。Bjerrum[25]通过研究Norwegian海积软黏土发现土体灵敏度随液性指数增大而有所增高，本文重力柱02软黏土的液性指数比重力柱03土样的大(表2)，因此液性指数高应是重力柱02软黏土灵敏度相对更高的原因之一[26]。

图7 土样灵敏度测试结果汇总Fig. 7 Test results of the sensitivity of soft soil

基于前人[25, 27]研究成果，图8汇总了不同区域黏性土灵敏度随液性指数的变化情况。整体来看，在单对数坐标系中黏性土的灵敏度随液性指数的增大大致呈线性增长趋势，只不过相同液性指数下青岛和上海软黏土的灵敏度相对偏小一些。考虑到黏性土灵敏度受物质组成、取样扰动、重塑方式、测试手段、原位有效应力等多种因素的综合影响[27]，后续采用统一的标准来重新评估黏性土灵敏度与液性指数间相关关系是有必要的。

图8 液性指数和灵敏度的关系Fig. 8 Relationships between liquidity index and sensitivity

2.4 软黏土的归一化强度模型

影响软黏土不排水剪切强度的因素有很多，但对于海底浅表层软黏土来说，含水率是主要的影响因素之一，不排水强度通常随含水率的增加而快速降低[5-6]。吉锋等[7]基于室内平板贯入试验发现不同种类淤泥的不排水剪切强度随含水率增大表现出相似的衰减特征，引入w/wL(含水率和液限之比)对不同软黏土的不排水强度与含水率的关系进行归一化，如式(5)所示：

(5)

式中：su为软黏土不排水剪切强度，kPa；w为土样含水率，%；wL为土的液限，%；a，b为拟合参数，随不同土样的性质而变化。

图9描绘了青岛海域海底软黏土不排水剪切强度与w/wL间相关关系。

图9 软黏土不排水剪切强度与w/wL相关关系Fig. 9 Relationships between undrained shear strength and w/wL for soft clay

如图9所示，青岛海域海底软黏土的初始和重塑不排水强度均随w/wL的增大呈幂律形式减小，符合前人提出的软黏土归一化强度模型。另外，随着w/wL逐渐增大，海底浅表层软黏土的初始与重塑不排水剪切强度之间的差距逐渐缩小，表明软黏土的结构性随w/wL的增加而有所减弱。

为了更全面地对比不同类别软黏土的归一化强度特性，将本文成果与前人有关发现[7-8, 11, 28]进行了汇总分析，结果如图10和表3所示。

图10 软黏土归一化强度特性对比Fig. 10 Comparison of different normalized strength models for soft clay

表3 a和b取值情况Tab. 3 Values of a and b

由图10可以看出本文采用流变仪测得的海底软黏土重塑不排水剪切强度随w/wL变化趋势与前人所得结果基本一致，只是强度模型拟合参数存在不同。相较而言，本文结果与Hong等[28]和吉峰等[7]的结果比较接近，小于王亮等[8]和年廷凯等[1]的试验结果。有关研究发现软黏土不排水剪切强度会随剪切速率的增大而增大[9]，本文采用的剪切速率为6°/min，而王亮等[8]采用的剪切速率为60°/min，除了土的固有性质不同之外，剪切速率低可能是本文结果低于王亮等[8]试验结果的一个重要原因。