基于动三轴试验的埕岛油田海底土动强度变化规律*

荆少东 于海涛 徐帅陵 侯方

1中石化石油工程设计有限公司

2长庆油田分公司陇东页岩油开发项目部

随着经济和科学技术的发展，石油作为重要的能源，用途越来越广泛，未来全球油气资源消费需求将呈现刚性增加。我国作为世界第一大石油进口国，在陆上油气资源不足、从海外开发及进口油气存在不确定因素的情况下，开发海洋油气成为确保国家石油安全的重要途径。先进海洋工程结构物中，自升式平台的数量占最大的比例。埕岛油田位于黄河入海口处的极浅海区，水深5～25m，已建成各种固定式采油平台约100 座，配有11 个自升式移动平台进行井下作业。海上自升式平台工作时依靠桩腿的支撑立在海底进行钻井或其他支持作业，（图1）。平台就位作业一般采用插桩基础，在实际插桩前对平台进行插桩计算是确保安全和避免发生刺穿事故的保障[1-4]。

图1 移动平台现场作业和结构示意图Fig.1 Mobile platform on-site operation and structure diagram

本文海底土的强度研究基于埕岛油田服役的海上自升式移动平台，并参考前人所做的一些研究成果[5-10]，可为建立并完善海上自升式移动平台插桩稳定性计算模型提供依据，为海上石油开采过程中自升式移动平台插桩就位施工提供基础的技术支持和安全保障。

1 海底土物理性质和静力强度特性

为了明确埕岛海域海底土的基本物理、力学性质，依据国标SL237—1999《土工试验规程》中的操作方法，选取有代表性的原状土样开展基本物理指标和静力三轴固结不排水（CU）强度测试。

1.1 基本物理性质

采用国标土工试验规程SL237—1999 中规定的试验方法对海底土样的基本物理性质进行测试分析。

海底土样的基本物理性质测试结果如表1 所示。由表1 可知：海底土的天然含水率介于22.8%～27.9%，通常稍小于对应的液限；土体孔隙比较高，介于0.67～0.71；饱和度也很高，一般大于90%，有些土样的饱和度甚至达到了100%，处于完全饱和状态，这与海底土的赋存环境是相一致的。依据颗分试验结果可知，埕岛海域海底土属于细粒土，液塑限试验表明海底土的塑性指数IP介于7.2～9.6，根据GB 50021—2009《岩土工程勘察规范》可将其划分为粉土类别。

鉴于埕岛海域海底土为粉土，加之土体的饱和度和孔隙比较高，因此可以预见海底土在地震、波浪等外界动荷载作用下具有发生液化破坏的风险。

由图2 可知，埕岛海域海底土在0.04～0.1 mm粒径范围内颗粒组成保持较好的一致性，但在小于0.04 mm 粒径范围内颗粒组成表现出较大的离散性，这与海底土复杂的水动力沉积过程相吻合。整体而言，海底土的颗粒组成基本位于前人总结给出的可液化颗粒粒径包裹范围内（图2 中虚线），这进一步说明了埕岛海域海底土在动力荷载作用下具有发生液化破坏的风险。

图2 埕岛海域海底土颗粒组成特征Fig.2 Characteristics of submarine soil particle composition in Chengdao Waters

1.2 静力固结不排水强度特性

1.2.1 静三轴试验方案

采用GB/T 50123—1999《土工试验方法标准》和ASTM 相关标准进行测试分析。埕岛海域海底土静力固结不排水三轴剪切试验方案如表2 所示。

表1 海底土基本物理性质测试结果汇总Tab.1 Test results table of basic physical properties of submarine soil

表2 海底土静三轴试验加载方案Tab.2 Static triaxial test loading scheme

1.2.2 静三轴试验结果讨论与分析

系统内部各个要素之间相对稳定的联系方式和相互作用的形式，称为结构；系统与外部环境相互联系和相互作用时所表现出来的能力，称为功能。所以，结构和功能是一对范畴，相互联结、不可分割［4］103。如果把党的思想政治工作看成是一个有机运转的系统，其内部结构和外在功能是一致的。思想政治工作在现代国家治理体系中的功能定位直接决定了其传统结构形态已经不能适应需要，必须做出结构转型的创新和发展。

不同围压σ下埕岛海域海底土固结不排水应力-应变关系和孔压响应规律如图3 和图4 所示。

由图3 可知，随着轴向应变εd的增大，海底土的轴向偏应力σd即剪切强度也不断增大。大致以轴向应变2.5%为界，应变小于2.5%时剪切强度随应变增大而快速增大，表现出一定的弹性特征；当应变大于2.5%时剪切强度的增长速率快速减小，表现出明显的塑性破坏特征。总之，不同围压下海底土应力-应变关系曲线均呈应变硬化特征，即应力-应变曲线不存在明显的峰值点，此处取轴向应变15%对应的偏应力用于计算海底土的固结不排水抗剪强度指标（内聚力c和摩擦角φ）。

图3 静三轴CU 应力-应变关系Fig.3 Stress-strain relationship of static triaxial CU

图4 静三轴CU 孔压响应曲线Fig.4 Pore pressure response curve of static triaxial CU

由图4 可知，静力加载初期海底土均表现出剪缩特征，孔隙水压力呈快速增长趋势，随着加载过程持续有的土样（如S-1）仍发生剪缩变形，孔隙水压力持续增大，但增长速率越来越小，直至剪切末段孔隙水压力达到相对稳定状态；相反，有的土样（S-2）剪切后期呈现出一定的剪胀特征，即孔隙水压力随剪应变的增大而减小，且固结围压越高，剪胀趋势越明显。当剪应变达到20%时，海底土中超孔压尚未达到负值，试样内部均未形成破裂面，土样破坏形式如图5 所示，即试样中部发生鼓胀破坏。

图5 海底土三轴固结不排水剪切破坏形式Fig.5 Undrained shear failure modes of triaxial consolidation of submarine soil

根据上述试验结果可得到不同围压条件下土体破坏应变εd、试样破坏时的偏应力(σ1-σ3)以及孔隙水压力u（表3），通过绘制总应力和有效应力摩尔库伦圆及其强度包络线，可计算得到土体的总应力和有效应力强度参数（图6）。

表3 不同围压下海底土破坏应变、偏应力及孔压Tab.3 Deformation strain，deviating stress，and pore pressure of submarine soil under different confining pressures

如图6所示，试样S-1总应力强度参数c=16.3 kPa，φ=28.03°，有效应力强度参数c′=23.2 kPa，φ′=30.93°。试样S-2总应力强度参数c=12.4 kPa，φ=26.87°，有效应力强度参数c′=18.8 kPa，φ′=28.69°。

2 海底土的液化特性

前述试验表明埕岛海域海底土具有较高的液化势，在动力荷载作用下易于发生液化破坏。为此，依托室内动三轴液化试验，探讨不同强度波浪荷载作用下埕岛海域海底土的动应力-应变关系、孔压响应规律以及轴向动应变发展演变趋势，给出不同动力条件下海底土动强度的变化规律，以评估海底土的液化特性。

2.1 试验方案

表4 海底土动三轴试验加载方案Tab.4 Loading scheme of triaxial test for submarine soil dynamics

图6 埕岛海域海底土总应力和有效应力摩尔-库伦圆及强度包络线Fig.6 Mole-Coulomb circle and strength envelope of total stress and effective stress of submarine soil in Chengdao Sea area

图7 海底土动三轴试验典型曲线( σ=20 kPa，CSR=0.40)Fig.7 Typical curve of submarine soil triaxial test( σ=20 kPa， CSR=0.40)

2.2 动三轴试验结果讨论与分析

2.2.1 动应力-应变关系

图7 是动三轴试验过程中海底土轴向偏应力-轴向应变、轴向应变和加载时间之间的典型曲线。

试验采用应力控制进行加载，振动过程中竖向动应力幅值保持不变。由图7 可知，海底土初始轴向应变以拉伸为主，压缩变形较小，随着振动次数的增加，土体内部孔压逐渐增大，有效围压逐渐减小，试样抵抗外部动荷载的能力不断减弱，导致轴向压缩变形随振次的增加而不断增大，直至压缩弹性和塑性应变之和达到5%。动荷载加载初期海底土轴向动应变发展较快，随加载过程继续动应变增长速率有所递减，直至达到5%的液化中止条件。

2.2.2 孔压响应规律

图8 为海底土孔压加载时间、孔压-振次以及孔压比-振次比之间的关系曲线。

不同试验条件下的孔隙水压力发展规律大体呈两种变化趋势：①加载初期，孔压增长较快，达到一定程度后，增长速率逐渐变小，最后渐趋于稳定；②与初始加载相比，后期孔压增长速率相对较低，但整个加载过程中孔压增长速率变化不太显著。需要注意的是，当轴向应变达到5%时，有些土样孔压尚未达到围压，因此，埕岛海域海底土的液化判别宜综合孔压和应变两种破坏标准进行考虑。

结合土体物理性质及海底不均匀地层结构分析上述孔压发展规律，主要与以下几方面因素有关：①初始振动过程中，土颗粒相互挤压并重新排列，土骨架发生变形，产生超孔隙水压力，同时由于粉土的渗透系数较小，孔压消散较为缓慢，导致孔压急剧上升；②由于土中存在一定的黏粒，使粉土具有一定的结构强度和粘结强度，进而阻碍和限制了孔压的增加，导致后期孔压增长缓慢，直至稳定仍达不到有效围压；③制样过程中发现有些样品中存在黏土和粉土互层，或者在试验结束后切开试样，发现试样内部存在黏土团，这种互层和黏土团的存在导致颗粒重新排列能力较弱，最终阻碍孔压积累，使得整个加载过程中孔压积累速率趋于一致。

2.2.3 动强度变化规律

表5 为不同有效固结应力条件下，循环动应力比与液化破坏振次Nf的关系。图9 给出了不同有效固结应力条件下，循环动应力比与破坏循环加载次数N的关系。由图9 可知，循环动应力比随循环加载次数的增大而不断减小，衰减速率先快后慢，最终随着加载次数的进一步增大而渐趋于稳定，稳定值约为0.20。由于在不同有效固结应力作用下，海底土循环动应力比衰减趋势比较接近，因此采用指数函数对两种有效固结围压下的试验数据进行了曲线拟合，得出拟合相关系数R2=0.90。

图8 海底土孔压响应规律( σ=20 kPa，CSR=0.40)Fig.8 Response law of pore pressure of submarine soil（σ=20 kPa， CSR=0.40）

表5 循环动应力比与液化破坏振次Nf 的关系Tab.5 Relationship between cyclic stress ratio and liquidation failure frequency Nf

图9 海底土循环动应力比CSR 与循环加载次数N 的关系Fig.9 Correlation of cyclic stress ratio CSR and cyclic loading times N of submarine soil

值得注意的是，海底土循环动应力比CSR存在一临界值，当其大于临界值时，在长期往复荷载作用下，土体将发生液化破坏；若其小于临界值，土体在往复荷载作用下不会发生液化破坏。根据动三轴液化试验结果判断，在有效固结压力为20～40 kPa 范围内，海底土液化破坏（当εd=5%时）的临界循环动应力比约为0.20。

3 结束语

利用室内动三轴试验模拟波浪循环加载作用，测试了埕岛油田海域海底原状粉土的基本物理性质、静力三轴固结不排水抗剪强度特性以及液化特性。重点探讨了不同强度波浪荷载作用下海底土动强度变化特性及孔压响应特征[12]，得出了以下研究结论：

（1）依据液塑限和颗分试验结果，埕岛油田海域浅层海底土属粉土，天然饱和度高，具有较高潜在液化风险。

（2）不同围压下海底土的固结不排水应力-应变曲线均呈应变硬化特征，剪应力-应变关系曲线的拐点大致位于剪应变2.5%位置。剪切破坏模式为试样中部鼓胀破坏，未形成剪切破坏面。

（3）埕岛海域海底土的总应力强度指标c介于12.4～16.3 kPa，φ介于26.87°～28.03°，有效应力强度指标c′介于18.8～23.2 kPa，φ′介于28.69°～30.93°。

（4）埕岛油田海域海底土动孔压随循环加载次数的增加呈先快速增大而后逐渐趋于稳定的趋势，相同围压下，施加的动应力越大，海底土超孔压增长得越快。在5%的动应变范围内，试验土样的动孔压均小于有效围压，从工程角度分析，应变标准比孔压标准更适合用来评估埕岛海域海底粉土的液化势。

（5）埕岛海域海底粉土动应变随循环加载次数Nf增大呈先快速增大而后缓慢递增趋势，相同围压下，施加的动应力越大，海底土动应变增长也越快。

（6）埕岛海域海底土动强度随循环振动次数Nf的增加呈指数形式减小，当有效固结围压介于20～40 kPa 时，液化破坏（当εd=5%时）的临界循环动应力比约为0.20。