南海荔灣深水重塑沉積物的靜、動力特性

周楊銳 ，王建華 ，李書兆

（1.中海油田服務股份有限公司，天津 300451；2.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；3.天津大學 巖土工程研究所，天津 300072）

深水海洋平臺的基礎大多為淺基礎，因此研究深水環境中淺層沉積物的工程地質性質對海洋深水結構物的地基基礎設計十分重要（Andersen et al，2005；Lunneetal， 2007；Randolph， 2011；Randolph，2010）。以往，我國海洋能源的開發均限于淺水區域，對深水區海底沉積物特別是海底淺層沉積物的工程性質缺乏必要的科學認識。深水環境中，海底淺層沉積物多為飽和軟土，這種軟土具有高含水率、高塑性指數、容重小、剪切強度低等特點（Andrei et al，2009；Colliat et al，2011；Le et al，2008；Thomas et al，2007），從而使這種沉積物與常規意義上的飽和軟土工程性質相比可能存在差異。表1列出了世界范圍內幾種深水淺層沉積物的基本物性指標。

正在開發的南海荔灣氣田是中國第一個海洋深水氣田，擬采用水下井口采油樹結構進行開采。水下井口處的水深大約為1 500 m。已進行的工程地質調查表明，該處泥面以下20 m范圍內的淺層沉積物均為軟土，其含水率變化范圍為80%～160%，容重變化范圍為12-15 kN/m3，現場十字板試驗測得剪切強度變化范圍為3～20 kPa；海底以下5 m范圍內沉積物的塑性指數變化范圍為30～60，液限含水率變化范圍為70～90，小于0.005 mm的粘粒含量小于20%，無有機物。可見該處的淺層沉積物與表1給出的深水淺層沉積物相比，含水量高，容重低，塑性指數高是共同特點。但是該處淺層沉積物的粘粒含量明顯小于表1中列出的其他深水淺層沉積物的粘粒含量。

表1 幾種深水淺層沉積物基本物性指標

鑒于目前受到1 000 m以上深水取樣成本與取樣技術的限制，若取得不同深度的原狀土樣尚有一定困難。為了對南海海底淺層沉積物的工程地質性質有一個較全面的定量認識，本文對利用重力式取樣技術獲得的水下井口處泥面以下5 m范圍的沉積物進行了重塑，進而對這種重塑后的深水淺層沉積物進行了變水頭滲透試驗、一維固結試驗、靈敏度試驗、不固結不排水三軸剪切試驗、k0固結不排水三軸壓縮試驗與三軸拉伸試驗、低頻循環荷載作用下的不固結不排水三軸剪切試驗、模擬地震荷載作用下的固結不排水循環三軸剪切試驗，確定該種深水淺層沉積物的靜、動力工程地質參數，并與其他深水軟土工程地質參數進行了對比分析。

1 試驗土樣制備與試驗簡介

采用真空預壓方法制備試驗土樣。真空預壓制備土樣的裝置由真空泵、排水罐及土樣制備箱組成。排水罐上部與真空泵相連，下部與土樣制備箱相連。土樣制備箱尺寸為67×49.5×47 cm。在箱底部鋪設7 cm厚的碎石反濾層，反濾層中鋪設與排水罐相連的排水管路，碎石層上面再鋪設土工布以增強反濾作用。為提高制備土樣的均勻性，預壓時只在土層上、下兩面設置排水邊界，側面為不排水邊界。

制備土樣時，首先按含水量140%配置泥漿，然后將泥漿放置在制備箱中，再在預壓土層上面鋪設排水土工布，然后通過管路將預壓土層上、下面的濾層連接以形成上下面排水邊界。預壓時，利用真空調節閥保持真空預壓力不大于50 kPa，以防止預壓過程中在土的四周形成硬殼。預壓后土樣的平均含水量為80%，平均容重為15 kN/m3，液限含水量76%，塑性指數38。

試驗包括變水頭滲透試驗、一維加卸載固結試驗、靈敏度試驗、k0固結土樣的三軸壓縮試驗與三軸拉伸試驗、不固結不排水（UU）靜三軸剪切試驗與低頻循環荷載作用下的三軸剪切試驗、模擬地震荷載作用下的固結不排水循環三軸剪切試驗。所有試驗參照《土工試驗規程》（SL237—1999）進行。

在變水頭滲透試驗過程中，每隔10 min記錄水位和相應的水溫，進而確定標準溫度下滲透系數。

進行一維固結試驗時，給土樣施加的上覆有效壓力變化范圍為0.025 MPa～3.2 MPa，且當上覆有效壓力為0.1 MPa和0.2 MPa時進行卸載回彈試驗。

為了進行k0固結土樣三軸剪切試驗，首先按以下步驟測定三軸試驗土樣k0固結時的側壓力系數：

（1）將土樣安置在三軸壓力室內，施加5 kPa的圍壓，將橡皮膜與土樣之間多余的自由水排出。

（2）給土樣施加第一級圍壓σ3，打開土樣的排水開關使土樣排水固結。固結過程中，記錄土樣的排水量與軸向位移，并通過調節施加給土樣的軸向壓力使土樣的直徑保持不變，直到在該級圍壓下土樣排出的水量不在變化、且軸向位移趨于穩定為止。記錄此時土樣受到的軸向偏應力σ1-σ3。

（3）增大圍壓，重復第（2）步直到達到最大的預定圍壓為止。分別以σ1和σ3為橫軸與縱軸，對每一級圍壓作用下試樣穩定時的σ1和σ3進行過原點的直線擬合，擬合直線的斜率就是三軸試樣k0固結時的側壓力系數。

共進行了3個平行試驗，圖1是試驗結果，據此得出三軸土樣k0固結時的側壓力系數為0.48，這與文獻（Fugro Report，2011）給出的荔灣深水場地原狀土樣k0固結時的側壓力系數基本一致。（為三軸試樣軸向循環應力）。對于不固結不排水循環三軸試驗，若σa/σf=0.0，將土樣軸向循環應變達到10%作為破壞標準；若σa/σf>0.0，將土樣軸向靜應變與循環累積應變之和達到10%作為破壞標準。依據破壞標準確定循環破壞次數。試驗中的應力循環破壞次數控制在2 000以內。

對于模擬地震荷載作用下的固結不排水循環三軸剪切試驗，先使土樣完成等壓固結，然后在不排水條件下給土樣施加循環頻率為1.0 Hz的軸向循環應力直到土樣破壞為止。

所有三軸試驗土樣的初始尺寸為：直徑3.91 cm，高8 cm。利用HX-100電氣伺服靜、動三軸儀完成試驗

2 試驗結果與分析

圖1 k0系數試驗結果

k0固結土樣三軸剪切試驗選取的圍壓分別為：25 kPa、50 kPa、100 kPa和200 kPa。試驗時，首先按上述方法使土樣在三軸壓力室內k0固結，然后在應力控制下進行不排水三軸剪切試驗。按軸向應變達到10%確定土樣破壞時的軸向應力。

（王建華等，2001）中的方法進行不固結不排水靜三軸剪切試驗與低頻循環應力作用下的三軸剪切試驗。對于低頻循環應力作用下的三軸剪切試驗，循環應力頻率為0.1 Hz，圍壓取100 kPa，歸一化平均應力σa/σf（即三軸試樣受到的軸向靜偏應力σa與不固結不排水靜三軸壓縮強度之比）分別取0、0.3、0.5和0.7。對于同一歸一化平均應力，又取不同的歸一化循環應力進行試驗

2.1 滲透性、壓縮性與靈敏度分析

變水頭滲透試驗測定的重塑后南海荔灣深水淺層沉積物滲透系數k=2.59×10-7cm/s，這與一般軟粘土的滲透系數是同一個數量級，但是明顯大于文獻（Andersen et al，2005）給出的世界其他深水區域淺層沉積物的滲透系數，見表2。這表明與表2給出的其他深水區淺層軟土相比，在南海荔灣深水區安裝基礎后，受擾動軟土層強度恢復的時間將縮短，基礎會在相對較短的時間內達到使用時的承載能力。

圖2是一維固結試驗得到的e-lgp壓縮、回彈曲線，據此確定出的壓縮指數=0.601，平均回彈指數=0.042，為壓縮指數的0.07倍；壓縮系數a1-2=1.21×10-3kPa-1。這些指標顯示，這是一種高壓縮性的深水沉積物。進一步由時間平方根法計算固結系數cv=1.54×10-3cm2/s，與表2給出的固結系數相比可知，荔灣深水淺層沉積物完成固結所需時間比表2給出的其他地區深水淺層沉積物要短。盡管這里的試驗結果是依據重塑后的沉積物得出的，但是在一定程度上也反應了荔灣深水區原狀淺層沉積物滲透與固結特性。因此依據這里的試驗數據推論：在荔灣深水區基礎安裝完成后，地基達到90%的固結度所花費的時間比表2給出的其他深水區軟土地基達到同樣固結度所需的時間要短。

對制備土樣也進行了擾動后的靈敏度試驗，結果表明，制備土的靈敏度大于3。對荔灣原狀土樣進行的靈敏度試驗結果顯示（Fugro Report，2011），原狀土的靈敏度變化范圍在3-7之間。可見，荔灣深水區淺層沉積物是中高靈敏的軟弱沉積物。

表2 幾種深水沉積物的滲透系數、固結系數與靈敏度

圖2 e-lgp壓縮曲線

2.2 K0固結不排水三軸剪切試驗結果分析

圖3 k0固結不排水三軸剪切試驗結果

k0固結三軸土樣的不排水壓縮強度與拉伸強度是分析深水軟土地基上重力式基礎穩定性的重要指標（Andersen et al，2005；Randolph et al，2010）。圖3給出了由不同圍壓下k0固結不排水三軸壓縮與三軸拉伸試驗得到的應力應變曲線，按10%的應變標準確定壓縮強度與拉伸強度（角標f表示破壞），結果見表3。進一步，分析是否可以利用k0固結不排水三軸壓縮試驗結果確定的Mohr-Coulomb強度參數預測k0固結三軸拉伸試驗結果。為此，首先依據表3中的三軸壓縮試驗結果確定Mohr-Coulomb強度參數，結果見圖4與表3。然后據此預測三軸拉伸試驗的，表3給出了預測結果。表3中的預測與試驗結果比較表明，預測結果明顯小于試驗結果。因此，這里的試驗結果顯示，不能依據Mohr-Coulomb強度準則建立該種深水淺層沉積物k0固結后三軸壓縮強度與三軸拉伸強度之間的關系。但是可以依據Mohr-Coulomb強度準分別建立k0固結后三軸壓縮強度與三軸拉伸強度的變化關系。圖5是依據k0固結三軸拉伸試驗結果做出的土樣破壞時的應力圓與Mohr-Coulomb強度包線，據此確定相應的強度參數，結果也見表3。

圖4 三軸壓縮時的抗剪強度包線

圖5 三軸拉伸時的抗剪強度包線

表3 k0固結不排水三軸剪切試驗結果

2.3 不固結不排水靜強度與循環強度

分別在50、100、200 kPa圍壓下進行不固結不排水（UU）靜三軸壓縮與拉伸試驗，進而按前述破壞標準確定不排水靜強度（σ1-σ3）f，結果為23 kPa。這表明該重塑土的UU靜強度與文獻（Fugro Report，2011）給出的原位10-20 m埋深土層的不排水靜強度相近。以靜強度（σ1-σ3）f為規一化參數，對不同圍壓下的UU靜三軸試驗得到的應力應變曲線進行規一化處理，見圖6。進行循環三軸試驗時，按文獻（王建華等，2001）中的方法依據歸一化應力應變曲線給土樣施加平均應力與循環應力。

圖6 歸一化應力應變曲線

通常將土的循環強度理解為在給定循環次數下，達到破壞標準時的平均應力與循環應力之和。式（1）給出了由循環三軸試驗確定的循環強度關系。

由UU循環三軸試驗結果，按前述破壞標準，確定與一定循環強度對應的循環破壞次數，進而做出歸一化循環強度（循環強度與靜強度之比）隨循環破壞次數的變化關系曲線，結果見圖7。再依據圖7，做出同一循環破壞次數下歸一化循環強度隨歸一化平均應力（平均應力與靜強度之比）的變化關系，結果見圖8。圖8中還給出了一種渤海灘涂重塑軟粘土的歸一化循環強度變化關系，渤海灘涂軟粘土含水量=40.58%，塑性指數=18.3，天然容重=17.63 kN/m3，試驗時施加的圍壓為30 kPa。對比圖8中兩種土的試驗結果表明，它們的變化趨勢一致，即同一循環破壞次數下，歸一化循環強度隨歸一化循環平均應力的增加而增加；不同在于同一循環破壞次數、同一歸一化平均應力對應的深水沉積物的循環強度比渤海灘涂飽和軟粘土的歸一化循環強度高。由于通過試驗確定深水原狀土的不排水循環強度變化關系需要大量原狀試驗土樣，這在目前的深水工程勘察中還存在較大困難。因此，這里利用重塑后的深水土樣獲得的不排水歸一化循環強度變化關系需要大量原狀試驗土樣，這在目前的深水工程勘察中還存在較大困難。因此，這里利用重塑后的深水土樣獲得的不排水歸一化循環強度變化關系可以作為分析深水基礎在低頻循環荷載作用下穩定性的參考。

2.4 地震荷載作用下的固結不排水動力特性分析

在固結不排水動三軸試驗中，給土樣施加的固結圍壓為60 kPa，這相當于現場埋深10 m以上的土層。這里的試驗結果表明，當土樣軸向峰峰動應變達到10%時，土樣中的振動累積孔壓大約為0.9倍的圍壓，也就是在強地震荷載作用下，這種高含水率的深水淺層沉積物會產生高的震動累積孔壓，從而使土的強度明顯弱化。依據動三軸試驗結果，按10%的峰峰振動應變確定振動破壞次數，圖9是相應的動強度曲線，圖中的σc是試驗時給土樣施加固結壓力，σf，cy土樣達到破壞時的循環應力。在考慮基礎的抗震性能時，如果設計地震荷載導致的土層地震剪應力大于土層的動強度，盡管這種深水淺層沉積物不會發生液化，但是由于土層中存在較高的震動累積孔壓、土層強度明顯弱化，并可能導致這種土層上的重力式基礎產生明顯的震陷變形。

圖7 歸一化循環強度曲線

圖 9 固結不排水動強度曲線

3 結論

南海深水淺層沉積物是一種高含水量的特殊軟弱沉積物。以往對于此類沉積物的工程性質必要的認識，為此本文對重塑后的南海荔灣深水淺層沉積物的工程性質進行了試驗研究，得到以下結論：

（1）南海荔灣深水區淺層沉積物具備飽和軟粘土所有物性特征，它的滲透系數與一般軟粘土的滲透系數屬同一數量級，但是比世界其他深水區淺層軟土滲透系數大1-2個數量級。這表明在該深水區安裝基礎后，受擾動軟土層強度恢復時間將短于其他深水區的恢復時間。

（2）該深水淺層沉積物屬高壓縮性、中高靈敏度的軟土。對于該土層上的重力式基礎，基礎的沉降量可能較大，但是與世界其他深水區淺層軟土上的重力式基礎相比，達到相同固結度時所需時間相對較短。

（3）如果利用Mohr-coulomb強度理論描述該深水淺層沉積物k0固結不排水三軸壓縮強度與三軸拉伸強度的變化，則三軸壓縮試驗的Mohrcoulomb強度參數完全不同于三軸拉伸試驗的Mohr-coulomb強度參數。

（4）低頻循環荷載作用下，該深水淺層沉積物不排水循環強度的變化規律與一般飽和軟粘土的變化規律基本一致。本文給出的歸一化不排水循環強度變化關系可以作為分析南海荔灣深水區重力式基礎在低頻循環荷載作用下穩定性的參考。

（5）強地震荷載作用下，此種深水淺層沉積物中的振動累積孔壓不會達到震動液化的條件。但是土層中會累積較高的孔隙水壓力，從而使土層強度明顯弱化，并可能導致土層產生較大震陷。

南海深水淺層軟弱沉積物工程性質是一個全新的問題，本文對重塑后的南海荔灣深水區淺層沉積物進行了多種試驗研究，以便對這種高含水率、高液限、高塑性指數、低容重的深水淺層沉積物工程性質有一個定量認識，從而為深水基礎工程設計提供一些可供參考的科學數據。

參考文獻

AAndrei A，Philip V，2009.Strain-rate Dependency of Strength of Soft Marine Deposits of the Gulf of Mexico.MTS/IEEE Biloxi-Marine Technology for Our Future：Global and Local Challenges.

Colliat J L， Dendani H， Puech A， et al.2011.Gulf of Guinea Deepwater Sediments： Geotechnical Properties， Design Issues and Installation Experiences.Frontiers in Offshore Geotechnics II，59-86.

Fugro Report，2011.Geotechnical Site Investigation PLEM and Manifold Location in Liwan3-1 Field.

Le M H，Nauroy J F，Gennaro V De， et al.2008.Characterization of Soft Deepwater West Africa Clays：SHANSEP Testing is Not Recommended for Sensitive Structured Clays.Proc.Offshore Technology Conference，Houston，USA，OTC Paper 19193.

Lunne T，Andersen K H.2007.Soft Clay Shear Strength Parameters for Deepwater Geotechnical Design.Proc.6th Int.Offshore Site Investigation and Geotechnics Conference，London，UK，155-159.

nd ersen K H， Lunne T， Kvalstad T， et al.2005.Deep Water Geotechnical Engineering.Proceedings of the XXIV Nat.Conference of the Mexican Society of Soil Mechanics，Aguascalientes，1-57.

Randolph M F， Gaudin C， Gourvenec S M， et al.2011.Recent Advances in Offshore Geotechnics for Deepwater Oil and Gas Developments.Ocean Engineering，38（7）： 818-834.

Randolph M F，GourvenecS M.2010.OffshoreGeotechnical Engineering.Taylor&Francis，London，ISBN： 978-0-415-47744-4.

Thomas F，Puech A，Nauroy J F， et al.2007.Specific Identification Test Procedures for Deepwater Sediments of Gulf of Guinea.Proc.6th Int.Offshore Site Investigation and Geotechnics Conference，London，UK，441-448.

王建華，劉振紋，袁立忠，等，2001.原狀海灘粘土不固結不排水循環特性，天津大學學報，34（2）：236-240.