2019, Vol. 49
2. 中国地质调查局天津地质调查中心，天津 300170
曹妃甸工业区位于渤海湾西北部，是我国规模最大的填海造陆工程[1]，规划围垦的浅滩面积达310 km2。工程自2004年开始，依托原有的浅海和滩涂，通过吹填外海粉细砂进行填筑[2]。由于建设时间短，大范围的填海造陆砂体处于欠固结状态。同时，填海区位于1976年唐山大地震震源东南方约100 km处，属南堡凹陷地震带[3]，当地震发生时，填海区未经处理的地基可能产生大范围液化，危及整个地区的安全[4]。
目前对该地区的液化判别主要通过规范推荐的原位测试方法，如静力触探法和标贯法，均属于经验性方法[5]，对填筑砂在动力作用下的力学响应以及孔压发展演变缺乏明确认识。当前对砂土液化特性的试验研究主要集中在级配良好的砂，例如Ottawa砂、Toyouta砂和福建标准砂，通过控制砂土中的细粒掺量、相对密实度及固结压力等条件，探索砂土液化的影响因素以及孔压响应规律[6-8]。而曹妃甸造陆的吹填砂属于海陆交互相粉细砂[9-10]，颗粒均匀且存在部分细粒组分，在地震荷载作用下的液化特性与标准砂存在显著的差异。
本文利用在曹妃甸工业区的钻孔取样，对吹填粉细砂进行一系列的单调与循环单剪试验，分析吹填粉细砂的静、动力学特性及在动力荷载作用下的孔压发展演变，提出吹填粉细砂动强度的归一化表达式，并利用该表达式对曹妃甸工业区进行地震液化判别。
1 试验土样及方法 1.1 试验土样收集曹妃甸工业区不同位置未经地基处理前的标贯试验数据，包括孔A-C，分别位于矿石码头二期堆载场区[2]、石油码头区和东南海堤内侧，标贯孔位置及标贯试验曲线如图 1和2所示。由于各位置的吹填时间及原有砂基深度不同，吹填砂厚度以及密实度呈现较大差异性，总体来说，未处理的吹填土层呈疏松-中密状态。
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图 1 标贯试验位置 Fig. 1 The position of standard penetration test |
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图 2 标贯试验曲线 Fig. 2 Standard penetration test curve |
试验所用土样来自于石油码头东500 m处的地质钻孔，地质钻孔与标贯孔B相邻。根据地质钻孔，地表以下30 m为粉细砂，其中上部13 m为中松-中密状态且存在编织袋碎片，下部17 m为密砂。结合该位置附近的标贯数据判断，上部13 m粉细砂为填海造陆土体。取该深度范围的粉细砂，将土样中编织袋和生物碎屑去除后进行颗分试验，土样的颗粒级配曲线见图 3。土样的不均匀系数为Cu=2.25，曲率系数为Cc=1.1，土样颗粒集中在0.075~0.25 mm之间，分选性极好，基本物理参数详见表 1。
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图 3 粒径级配曲线 Fig. 3 The particle size distribution curves |
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表 1 试样基本物理参数 Table 1 Basic physical parameters of the sample |
单调和循环单剪试验均采用英国GDS生产的循环单剪仪。试样用橡皮膜包裹，在外叠放一系列内径相同的光滑铁环，限制试样固结过程中的侧向膨胀，使试样处于接近现实的K0固结状态。铁环表面涂有特殊材料，保证铁环间的低摩擦力不会影响剪切试验结果[11]。
在内径70 mm的铁环内套上橡皮膜，将称好的干砂分三次倒入橡皮膜中，控制试样的均匀度，保证试样的成样高度为20 mm。由于该地区填海砂层的相对密实度为松散-中密状态，因此制备相对密实度为40%和60%的代表性土样进行研究。考虑试样在施加竖向力固结时会产生不同程度的压缩，控制制备土样的初始相对密实度略低于目标相对密实度。采用水头法进行饱和，饱和压力为7 kPa，饱和时间大于1 h，确保试样充分饱和。整个填海造陆区各位置吹填深度不一，但均小于20 m，对应有效应力水平在0~200 kPa之间，因此选取初始竖向固结压力σ′v0为50、100、150和200 kPa的单调和循环剪切试验进行研究。
单调和循环剪切试验均采用不排水剪切，通过控制剪切过程中的试样高度不变来实现体积不变，竖向压力的改变等于超静孔压的改变。单调剪切采用位移控制，剪切的水平速率为0.1 mm/min，当土样破坏或剪应变达到20%时停止试验。循环剪切采用力控制，正弦形式的对称加载，剪切频率0.1 Hz。
2 试验结果分析 2.1 单调剪切单调剪切得到粉细砂的应力路径如图 4所示。不同相对密实度以及不同固结压力下的试样拥有形状相似的应力路径。剪切初始阶段，试样出现剪缩趋势，为保持试样体积不变，轴向有效应力降低，也就是等效孔隙水压力上升。当应力路径到达相位转换点后，土样呈现应变硬化特性，应力路径沿直线上升，无明显破坏点；相同竖向固结压力下，相对密实度低的土样表现出更强的剪缩性质。参考Porcino[12]和Carter[13]的建议，取相位转换点处的剪应力τPT作为砂土的静不排水抗剪强度。相同初始固结压力下，Dr小的土样得到的不排水抗剪强度低。各试样的试验条件及结果如表 2所示。
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图 4 单剪试验应力路径 Fig. 4 The stress path in monotonic shear test |
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表 2 单剪试验条件及结果 Table 2 Test conditions and results of monotonic shear test |
通过循环单剪试验获得吹填粉细砂的应力应变、孔压发展变化以及剪应变发展变化曲线(见图 5，6)。在相同σ′v0和水平剪应力幅值作用下，Dr=40%的粉细砂达到破坏时的循环次数小于Dr=60%时。两种相对密实度的粉细砂在循环剪切作用下，等效孔压曲线均呈“S”形：循环剪切初始阶段，孔压迅速上升，之后上升趋势变缓，当孔压达到初始竖向应力的80%后，孔压再次迅速发展，试样最终达到液化。在孔压达到初始固结压力80%前，累积塑性剪应变基本不超过0.5%，之后累积塑性剪应变迅速增大，土样急剧破坏。
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图 5 Dr=40%粉细砂循环单剪结果 Fig. 5 Cyclic response of sility sand with Dr=40% |
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图 6 Dr=60%粉细砂循环单剪 Fig. 6 Cyclic response of sility sand with Dr=60% |
当等效孔压到达初始竖向应力的90%或者应力应变曲线出现尖刺，无法维持加载，土体达到液化状态，也就是破坏。定义试样循环剪切荷载幅值与初始固结压力比值τcyc/σ′v0为循环强度比，利用静强度比τPT/σ′v0将循环强度比进行归一化处理，得到归一化的循环强度与破坏时循环次数的关系，如图 7所示。按下式拟合曲线：
| $ \left( {{\tau _{{\rm{cyc}}}}/ {\sigma' _{{\rm{v0}}}}} \right)/\left( {{\tau _{{\rm{PT}}}}/{\sigma ' _{{\rm{v0}}}}} \right) = a{N^{ - b}}。$ | (1) |
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图 7 循环强度比值与循环次数之间的关系 Fig. 7 Relationship between cycle strength ratio and cyclic numbers |
其中a和b为常数，对于曹妃甸吹填粉细砂，a=1.06，b=0.18，如图 7虚线所示。利用公式1即可通过砂土的静力不排水强度预测动力不排水强度。
3 场地液化可能性判别采用Seed-Idriss的地震液化判别简化公式[14]，判断现场土体在不同地震荷载的作用下是否液化。该方法的基本思路为：假定场地土体为刚体，计算不同深度处水平面上的峰值剪应力，将峰值剪应力进行折减，得到实际土层状态下的峰值剪应力，利用土工试验得到的抗液化剪切力与场地峰值剪应力对比，若后者大于前者，则认为土层发生液化[15]。
3.1 等效地震剪应力和等效循环次数等效地震峰值剪切力由公式(2)求得
| $ {\tau _{\rm{c}}} = 0.65\gamma h\frac{{{a_{{\rm{max}}}}}}{g}{r_{\rm{d}}}。$ | (2) |
其中：τc为等效地震剪切力；γ为上覆土的平均容重；h代表上覆土层厚度；amax为地面最大地震加速度；rd为剪应力折减系数。采用Idriss和Boulanger[16]在Golesorkhi[17]研究基础上提出的计算公式，该式考虑了不同地震震级对rd的影响：
| $ \left\{ \begin{array}{l} {\rm{ln}}\left( {{r_{\rm{d}}}} \right) = \alpha \left( z \right) + \beta \left( z \right)M\\ \alpha \left( z \right) = - 1.012 - 1.126 \cdot {\rm{sin}}\left( {\frac{z}{{11.73}} + 5.133} \right)\\ \beta \left( z \right) = 0.106 + 0.118 \cdot {\rm{sin}}\left( {\frac{z}{{11.28}} + 5.142} \right) \end{array} \right.。$ | (3) |
其中：α和β为深度相关系数；z为计算点埋深，单位为m；M为地震震级。该公式适用于不超过20 m深度范围内土体液化判别计算。曹妃甸填海区造陆深度在20 m以内，因此公式(3)适用。
3.2 液化性评价地震荷载的等效应力循环次数和持续时间如表 3所示[18]，代入公式(1)表征的循环强度比与循环次数之间的关系，即可计算不同震级下土体的抗液化剪切力。
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表 3 不同震级下的等效应力循环次数[18] Table 3 Cyclic number of equivalent stress at different earthquake magnitudes |
根据渤海海域潜在震源区划分图，曹妃甸填海造陆区处于南堡7.0级潜在震源区[19]，最小震级取7.0级，判断相对密实度为60%的中密砂在不同深度处的液化性，计算结果如表 4所示。在7.0级地震荷载下，地面下10 m范围内土层的峰值剪切力接近抗液化剪切力，认为土体到达液化状态，当震级大于7.0级时，整个填海土层均处于液化状态。而实际的曹妃甸工业区大部分场地吹填深度小于10 m，且由于填筑前地形以及填筑完成时间的不同，场地不同位置土层的固结程度不均匀分布，广泛分布相对密实度小于60%的疏松或中密砂层，震级小于7.0级时即发生液化。总体来说，曹妃甸围海造陆场地处于液化高风险区，在工程建设前需要进行地基加固措施。
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表 4 不同深度的液化性判别 Table 4 Liquefaction evaluation at different depths |
以曹妃甸吹填粉细砂为研究对象，利用单剪仪对其静、动力学特性进行了分析，提出了粉细砂的循环强度比与循环次数的归一化曲线，进而对地区的液化特性进行判别。
(1) 疏松-中密状态下的吹填粉细砂在循环荷载作用下，等效孔隙水压力增长迅速。当等效孔压到达初始固结压力的80%后，土样快速破坏，液化发生具有突发性。
(2) 根据大量单剪及循环单剪试验数据，总结了粉细砂动强度的归一化表达式，可以通过静力不排水强度推测动强度。
(3) 采用Seed[14]提出的场地液化判别简化公式，曹妃甸吹填粉细砂在7.0级地震荷载作用下，深度10 m以内土层达到液化。在地区工程建设中应重点预防场地液化带来的危害。
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