北部湾地区海砂填料的动力特性分析

王家全，陈胜前，唐 毅，黄世斌，黄钦政

(广西科技大学 土木建筑工程学院，广西 柳州 545006)

随着沿海城市及地区经济的飞速发展，土地资源越发稀缺，越来越多的沿海地区开始采取围海造地的方式争取土地资源。目前北部湾地区存在大量围填海工程，这些围填海区主要作为大型工业园区、物流基地、港口码头等用地，沿海高速公路、铁路等也相继建成，长期交通荷载对填海区地基将会产生较大影响。研究以海砂作为填料的填海区地基在循环动载下的动力特性，对减小填海区地基不均匀沉降、砂土地震液化等灾害具有重要实际意义。

目前，国内外已有许多学者对砂土动力特性进行了相关研究，并取得了丰硕的成果。Xenaki等[1]通过对饱和细砂和中砂进行不同比例混合试验，研究细粒含量对砂样抗液化能力的影响。Carraro等[2]研究砂土临界状态时粉粒含量对饱和砂土内摩擦角和峰值应力的影响。Sun等[3]研究了振动频率对铁路道渣层的变形影响规律，并提出循环应力比研究频率对轴向应变和体积应变的影响。Tang等[4]提出了不同加载方式下长期轴向累计应变的预测公式，并通过测量变形验证了预测变形量的准确性。王权民等[5]对厦门几种砂土进行试验，确定了相应动本构关系及动孔压模型，并得出围压对动弹性模量等影响规律。李博等[6]在砂土中掺入橡胶粉末进行动三轴试验，研究其掺入量对砂样抗震性能产生的影响。王艳丽等[7-8]研究了围压、动应力幅值等因素对饱和砂土动力特性的影响。邱成春等[9]以有机玻璃为加筋材料，在不同加筋方式、不同围压条件下研究加筋饱和砂土动力特性的变化规律。黄思杰、曹久亭等[10-11]选用汶川震区砂土为研究对象，分析不同固结比、不同循环应力比对砂样动力特性的影响。

在海砂性能研究方面，Bahadori等[12]从细观角度研究海砂及不同海泥掺入量对海砂各向异性方面的影响。Javdanian等[13]对两种海砂钙质砂和硅质砂进行动力特性研究，得出钙质砂比硅质砂具有更高的的剪切刚度和更低的阻尼比的结论。王娜[14]以自然海岸砂土为材料，通过动三轴试验模拟砂土在波浪荷载作用下不同粒径和级配对砂样抗液化能力的影响。许小杰[15]、张福海等[16]对淤泥海砂按不同配合比混合进行试验，研究不同配合比及固结围压对海砂混合料动强度等动力特性影响。冯波等[17]选用汕头某地吹填粉细砂进行动三轴试验，研究物质组成、固结应力、初始相对密实度等因素对吹填粉细砂动力特性的影响。王晓丽等[18]通过单调和循环单剪试验分析南海未胶结钙质砂的静、动力反应，得到了不排水静、动强度和循环次数之间的关系。

综上所述，目前国内外学者对海砂进行了不同程度的研究，但对于海砂动力特性方面研究相对较少。由于海砂在自身结构组成上与其他砂土具有较大差别，所以对海砂动力特性的研究显得极为必要。通过GDS高级动态三轴测试系统重点研究围压、动应力幅值等因素对海砂动力特性的影响规律，分析围压和动应力幅值对海砂轴向累计应变、动弹性模量等动力特性的影响，揭示不同围压和动应力幅值下海砂的动力特性变化规律，研究结果可为北部湾地区填海工程设计与施工提供参考依据。

1 试验简况

1.1 试验设备

试验所用设备为GDS动态三轴测试系统，该系统主要包括：计算机及控制软件、围压控制器、反压控制器、数据采集盒、三轴压力室、制动单位等。在5 Hz范围内可独立循环程控轴向加载，可施加正弦波、方波、三角波和用户自定义波。最大轴向荷载为10 kN，最大轴向位移为100 mm。

1.2 试验材料

试验采用砂样为广西北部湾地区大风江海砂，取土深度为15～25 m。根据筛分试验结果得出砂样粒径范围在0.075～10 mm，试样成型后干密度为1.996 g/cm3，密实状态为中密，不均匀系数Cu=3.79，曲率系数Cc=0.88，为级配不良中砂，砂样颗粒级配曲线见图1。砂样烘干后颜色泛白，见图2。物质组成方面，根据矿物成分分析，其主要矿物成分为石英、云母及其他矿物成分，试样中包含部分贝壳类碎片。

图1 砂样颗粒级配曲线Fig. 1 Sand sample particle grading curve

图2 北部湾海砂填料Fig. 2 Sand sample from Beibu Gulf

1.3 试验方案

试验采取试样规格为φ50 mm×100 mm，采用固结不排水的方式进行单一幅值循环加载，固结方式为等向固结即Kc=1，参考已有相关研究[19-20]加载波形为半正弦波，模拟海砂填料在交通荷载下的动力响应规律，振动频率为1 Hz。固结围压分别取50 kPa、100 kPa、150 kPa，动应力幅值分别取50 kPa、100 kPa、150 kPa，具体试验工况见表1。试验中选取当动孔压发展到围压或轴向累计应变达到5%作为破坏标准，达到其中一个条件即认为砂土试样破坏，试样无法达到破坏时，在振次达到10 000后结束试验。

文中相关参数计算公式[21]如下：

σd=σmax-σmin

(1)

(2)

(3)

式中：σd为动应力幅值，Ed为动弹性模量，N为孔压比，εd为动应变，Δud为动孔压增量，σ3c＇为有效围压。

表1 试验工况Tab. 1 Test conditions

1.4 试验过程

试验主要分为以下几个过程：

1) 装样，采用干装法装样，采用分层击实法分四层击实砂样，每层击实次数均为30次，控制每层装样质量及压实厚度，从而保证试样密实度相同。

2) 反压饱和，在装好的试样中从试样底部由下至上通入二氧化碳，通过二氧化碳置换试样中的空气，然后从试样底部由下至上通入无气水，并向试样施加一定的反压以提高试样饱和度，使得试样中的二氧化碳完全溶解水中。

3) 进行孔隙水压力系数B检测，当B≥0.96时认为试样充分饱和，当B值<0.96时返回上一步继续进行反压饱和直至试样充分饱和。

4) 固结，待试样充分饱和后进行固结，试样采用等向固结方式进行固结。

5) 施加动载，待试样完全固结后对试样施加动载，试验采用单一幅值加载方式。

2 试验结果分析

根据试验数据结果分别绘制出不同围压和不同动应力幅值条件下试样轴向累计应变—振次、动弹性模量Ed—动应变εd、孔压比—振次的关系曲线，分析不同条件下围压和动应力幅值对试样动力特性的影响规律。

2.1 轴向累计应变与振次关系分析

图3为试样在动应力50 kPa不同围压下轴向累计应变与振次关系。图3中可以看出，振动开始初期，试样轴向累计应变随振次增加变化不大，曲线近似呈水平直线状态，说明土样处于相对稳定状态。围压50 kPa、100 kPa试样轴向累计应变分别在振次达到240、800后开始快速增长直至达到破坏，围压150 kPa试样在振次达到10 000次后累计应变保持在3%，未达到破坏标准。围压50 kPa和100 kPa时试样轴向累计应变发展趋势相似，围压100 kPa试样稍晚于50 kPa试样达到破坏状态。试验结果表明，在动荷载作用下，轴向累计应变随围压增加而减小，其中中低围压状态下(50 kPa、100 kPa时)，围压影响程度不明显，当围压达到150 kPa时试样抵抗变形的能力显著提高。产生上述现象的原因，主要是在高围压条件下砂样内部受外部围压影响处于相对密实状态，颗粒间接触力增强，抗振性能增强。

图4为围压100 kPa条件下，不同动应力幅值下轴向累计应变—振次关系。振动初期，轴向累计应变随振次增加变化不明显，一定振次后开始出现应变加速增长趋势直至达到破坏状态。动应力幅值50 kPa、100 kPa试样轴向累计应变发展趋势较为接近，动应力100 kPa试样稍早于50 kPa试样达到破坏状态。分析得出在相同围压下，轴向累计应变随动应力幅值的增加而增加，动应力幅值越大试样达到破坏时间越短。从能量角度而言，相同振次下，动应力幅值越大，循环荷载对试样做功越大，产生的轴向累计应变会越大，从而越快达到破坏状态。

图3 不同围压下轴向累计应变—振次关系曲线Fig. 3 Axial cumulative strain-vibration curve under different confining pressures

图4 不同动应力下轴向累计应变—振次关系曲线Fig. 4 Axial cumulative strain-vibration curve under different dynamic stresses

2.2 动弹性模量与动应变关系分析

图5为试样在动应力为50 kPa时，不同围压下动弹性模量与动应变关系曲线。由图5可知，在振动开始初期，曲线呈陡降状态，动弹性模量随着动应变的增加出现急剧下降的趋势，出现明显刚度软化现象，随后呈缓慢减小趋势直至达到稳定状态。王艳丽等[7]的研究成果类似，均表现为动弹性模量随动应变的增加而减小，随围压的增加而增加。总体而言，动弹性模量随动应变增加出现骤减—略减—稳定的趋势，动应变水平相同时，动弹性模量随围压的增大而增大。原因在于随着围压的增加，试样趋于密实状态，相对密实度增加，颗粒间摩擦咬合作用增强，进而动弹性模量增强。这在实际围填海工程中具有一定工程价值，对于填海后设计等级较高的建筑物可采取增加围压的方式以提高建筑物的承载性能及稳定性。

图6为试样在围压100 kPa时，不同动应力幅值下动弹性模量与动应变关系曲线。

图5 不同围压下动弹性模量—动应变关系曲线Fig. 5 Dynamic elastic modulus-dynamic strain curve under different confining pressures

图6 不同动应力下动弹性模量—动应变关系Fig. 6 Dynamic elastic modulus-dynamic strain relationship under different dynamic stresses

振动开始初期，低动应力曲线随动应变增加而减小，中高动应力幅值曲线随动应变增加出现先增加后减小趋势。其中动应力100 kPa、150 kPa试样动弹性模量分别在εd≤0.2%、εd≤0.45%时随动应变的增加出现小幅度增长趋势，之后逐渐减小直至达到稳定状态。相同围压条件下，动应力幅值越大，动弹性模量越大。动弹性模量出现先增后减的原因在于振动初期，试样在动应力作用下产生振密现象，使得试样相对密度增大，动弹性模量上升，随着振动次数的增加试样原有密实状态被破坏，试样内部各颗粒接触骨架重新组合，动弹性模量出现减小趋势直至稳定。

2.3 孔压比与振次关系分析

图7为动应力50 kPa时，不同围压下孔压比与振次关系曲线。振动开始初期，动孔压增长速率较大，随着振次的增加，孔压比增加速率减缓并最终稳定到一定值。相同动应力幅值条件下，围压越大，动孔压前期增长速率越小，达到稳定状态时间越长，最终达到稳定状态时孔压比值越大。原因在于随着固结围压的增加，试样所受约束作用增强，试样内部颗粒间更加密实，土体刚度相对较高，从而导致孔隙水压力增长速率相对较缓。但由于动荷载的持续施加，土颗粒内部产生相互滑移，颗粒间相对密实度增加，颗粒间接触力增大，形成更加稳固的状态。高围压下试样体积变形达到稳定时更加密实，又因为试验的排水条件为不排水，因此高围压下会获得一个相对较高的孔压比。

图8为试样在围压100 kPa时，不同动应力条件下孔压比与振次关系曲线。动孔压随着振次的增加出现先快速增加后稳定的发展趋势。相同围压下，动应力幅值越大动孔压发展速率越快，达到稳定状态时间越短，达到稳定状态孔压值越小。这与张凌凯等[22]研究结果有相似之处，他们得出动应力幅值越大，孔压前期发展速率越大且最终达到稳定值接近，振次增加可以达到液化状态。文中试验孔压发展阶段呈现出相似规律，但最终孔压值不同且最终稳定值无法达到1.0，说明该海砂填料工程性质稳定，相对不易液化，作为围填海工程填料具有较好的工程性能。

图7 不同围压下孔压比—振次关系Fig. 7 Porepressure ratio-vibration relationship under different confining pressures

图8 不同动应力下孔压比—振次关系Fig. 8 Porepressure ratio-vibration relationship under different dynamic stresses

如表2所示，动应力幅值从50 kPa增大至150 kPa，孔压比从0.93减小至0.72，动应力幅值对动孔压变化规律有较明显的影响；而围压从50 kPa增大至150 kPa，孔压比从0.88增大至0.95，围压对动孔压变化影响相对较小。结合图5可知，围压的增大对海砂填料沉降变形的减小及动弹性模量的增加具有显著作用，但过高的围压会导致孔压的增长，增大液化的可能性。因此，可合理控制条件参数，从而满足工程设计要求。

表2 不同围压和动应力条件下空压比变化情况Tab. 2 Changes in air pressure ratio under different confining pressure and dynamic stress conditions

2.4 海砂与常规砂土对比分析

与普通砂土相比，试验中所研究的海砂在动弹性模量Ed方面，王艳丽等[7]、陈国兴等[23]关于粉砂及粉细砂的研究和文中试验研究结果有相似之处，在不同围压条件下均表现为Ed随固结围压的增加而增加，其中文中试验Ed随动应变εd的发展趋势与王艳丽等[7]较为相似，均表现为振动前期Ed随εd的增加而迅速减小，达到一定应变时减小的速率降低，而陈国兴等[23]的研究中，动剪切模量随剪应变的增长出现缓慢减小的趋势。海砂与普通砂的差异在于，王艳丽等[7]、陈国兴等[23]的研究中围压的增加对Ed的增长均有较为明显的增强作用，而文中试验中围压的增大对Ed的增强作用则不是很显著，增大围压引起的海砂Ed无论是绝对值还是相对差值均明显小于普通砂土。经分析，其原因为海砂含有部分贝壳和珊瑚碎片，强度偏低，造成海砂Ed偏小。因此海砂作为地基填料，在循环荷载作用下易产生较大变形，故在实际工程中应考虑其动弹性模量相对较小的特点，采取加筋或改良土等地基处理措施，对其进行处理从而提高其工程性能。

在动孔压方面，王艳丽等[8]、张凌凯等[22]对饱和砂土的研究和文中试验的研究结果存在相似之处，动孔压前期发展规律基本类似，后期存在差异。在不同动应力幅值条件下，王艳丽等[8]的研究结果是孔压比随着振次的增加出现较为快速且匀速地增长，在振次比达到1.0时试样达到液化状态；张凌凯等[22]的研究结果是在振动开始初期孔压比随振次的增加出现快速增加，达到一定振次时孔压比增长速率减缓直至最终达到液化状态，其中动应力幅值越大，孔压比前期增长速率越快，达到液化状态时间越短。值得一提的是，文中试验中动孔压达到稳定状态时海砂试样孔压比始终无法达到1.0，相比于普通细砂，其抗液化性能相对较强，在循环荷载作用下不易产生液化，作为围填海材料具有良好的工程应用价值。

3 结 语

通过GDS动三轴试验，研究了不同围压、动应力幅值条件下北部湾区海砂轴向累计应变、动弹性模量、动孔压等动力特性发展规律，得出以下结论：

1) 相同动应力幅值下，砂土轴向累计应变随围压增大而减小，其中围压150 kPa在10 000振次后轴向累计应变为3%；围压相同时，轴向累计应变随动应力幅值增大而增大。

2) 相同动应力幅值下，动弹性模量Ed随动应变的增加总体呈先骤减再略减后稳定的发展趋势。相同εd下，Ed随围压的增加出现小幅度增长；而围压相同时，动应力50 kPa下Ed随εd增加而减小，动应力100 kPa、150 kPa下Ed随εd的增加出现先增后减的趋势。εd一定时，动弹性模量随动应力幅值的增加而增长显著。

3) 相同动应力幅值下，围压越大，振动初期动孔压增长速率越小，达到稳定状态时间越长，最终达到稳定状态时孔压比越大；相同围压时，动应力幅值越大，振动初期动孔压发展速率越快，达到稳定状态时间越短，达到稳定状态孔压值越小。