邓海峰，许 浩，姚志广，张爱霞，祁 磊，李 春
(1.中国石油集团工程技术研究有限公司，天津 300451；
2.中国石油集团海洋工程有限公司，北京 100028)
已探明南海油气储量约230亿t～300亿t，同时蕴藏着巨大的“可燃冰”资源，其中70%资源蕴藏在深水区域(中国国土资源部)。
目前中海油在南海海域已建并投产油气田10余个，同时将推出南海22个对外开放合作区块，其中深水(水深大于500 m)作业区块5个，海域面积约占总面积的48%，部分海域水深大于1 500 m，属于超深水油气田。此外，南海水深超过1 300 m的可燃冰资源已试采成功，二次试采及后续的商业开发计划也已列入国家重大发展规划中。
深水海洋结构物设计需依托合理可靠的工程地质参数，以规避由海洋岩土问题带来的安全风险问题，涵盖井口稳定性、系泊基础和水下基盘等浅基础的承载力和稳定性、海底管道在位稳定性等问题。
中国南海深水浅层沉积物多为饱和黏土，与浅水表层海洋土相比，具有含水率高、可塑性强、结构性强、强度沿深度线性增加规律明显等特征。
深水海洋结构物建设的经济性和安全性的高标准，对岩土参数的合理准确选取提出了更高的要求，常规方法已不能满足深水使用要求。
为此，国内外逐步开发应用了多项高级土工试验技术，例如采用等速率固结试验(CRS)补充常规分级固结试验(ODE)、单剪(SS)和k0固结三轴拉伸和压缩试验Ck0UC/E补充常规三轴试验(UU/CU/CD)、采用SHANSEP测试分析技术预测土体强度等，成熟的应用单位包括国内的中海油、国外的挪威土工研究所(NGI)和辉固公司(Fugro)等。
目前，综合采用常规和高级试验方法对深水海洋黏土工程特性测试分析的文献鲜有报道，本文以中国南海深水表层黏土为例，基于现场获取的原状土样，采用多种室内高级土工试验方法对该区域高塑性海洋黏土的强度特性进行了综合测试与分析，以期为南海深水海洋结构物基础设计提供工程地质参数分析方法和经验。
在海床以下100 m深度内进行连续取样，获得原状土样78个，按照ASTM相关的土工试验规范对土体的颗粒组成、碳酸钙含量、有机质含量、含水率、液塑限等物理参数进行了测试，并判定了试样质量，以此作为强度测试试验方案编制的基础。
1.1 土体物理特性
100 m深度内均为黏土，黏粒含量占比达90.01%～100.24%，颗粒比重Gs范围2.72～2.73，平均值为2.724，液限范围50.05%～85.22%，平均值为64.04%，塑限范围25.15%～40.34%，平均值为32.06%，塑性指数Ip范围25.29～59.76，平均值为44.28，属于高塑性黏土膜，级配曲线见图1，颗粒成分及基本物理力学参数见表1。
图1 代表性级配曲线
表1 颗粒成分及基本物理力学参数
碳酸钙和有机质含量范围分别为15.21%～20.19%和3.22%～5.54%，其中碳酸钙含量对土体强度具有显著影响，这种影响在砂土中表现更为明显，但在黏土中也不容忽视。
海床以下15.0 m内土体的灵敏度St(原状土与扰动土的不排水抗剪强度比值)范围4.0～7.5，即土体受扰动后，土颗粒间的原有结构受到明显破坏，强度显著降低，表明土体的结构性强；
15 m深度以下灵敏度范围2.5～4.0，结构性减弱。超固结比范围0.8～1.2，基本为正常固结黏土。
1.2 强度测试方案
为了研究土体强度各向异性特征、验证SHANSEP方法在该海域的适用性、分析不同试验方法下的强度规律等，制定了如表2所示的试验方案。
表2 土体强度测试方案
另外，从20 m～100 m深度范围内选取了24组试样，开展了高压三轴不固结不排水三轴压缩试验(UU)，围压均为2 900 kPa，为常规三轴设备能达到的最大围压。
采用原状土制备试样，CRS、SS试验执行ASTM标准[1-2]，UU、ODE等常规物理力学试验执行土工试验方法标准[3]，具体试验过程可见相关标准规范，且在后续章节中对主要控制条件做了详细描述。
图2为土体原位有效竖向应力和前期固结压力沿深度方向分布规律，用于强度计算和归一化处理。
图2 原位竖向有效应力及应力历史
原位竖向有效应力近似呈线性增加趋势，水平有效应力可根据Ck0UC/E(k0固结不排水压缩/拉伸)试验结果中的k0推算获得。
前期固结压力分别采用一维等速率固结试验(CRS)(应变速率为2.0×10-6/s～5.0×10-6/s)和常规分级加载固结试验(ODE)进行测试，典型的CRS试验结果曲线如图3所示。CRS试验仅允许试样上部排水，通过安装在试样下部的孔压传感器实时监测固结过程中产生的超孔隙水压力，加载过程中确保超孔隙水压力小于0.1倍竖向固结应力。
图3 代表性CRS结果曲线(16 a)
与ODE方法相比较，CRS的主要优点是，大量且连续的应力应变数据可提高连续土体变形参数计算的准确度。同时结合超孔隙水压力可以对有效应力数据进行分析，针对固结时间较长的海洋黏土，该方法可节省大量时间。
NGI(挪威土工研究所)采用在第一次加卸载前，维持固结压力(1倍或2倍前期有效固结压力)恒定不变，直至竖向变形稳定的方式获得24 h ODE固结试验曲线，具体做法可参考文献[4]。
3.1 三轴压缩试验
首先施加20 kPa围压使试样自立(k=1)，随后以体应变与轴向应变相等为反馈条件，以超孔隙水压力增长速率不宜过快为控制条件(固结过程中超孔压接近于0)，自动调节围压和偏应力大小，最终达到稳定的k0固结状态，k值变化过程见图4。剪切应变速率为1 mm/min，应变达到20%(压缩量2 cm)停止试验。
图4 k值变化及k0与塑性指数关系
k0范围在0.45～0.60之间，拟合得到k0与塑性指数Ip间关系曲线，可以看出，Ip在25～50范围内时，k0值随Ip呈线性增加趋势，拟合结果良好。
Ck0UC试验的力学参数列于表3。根据k0固结不排水三轴压缩试验应力-应变曲线(见图5)可以看出，轴向应变较小时，出现应力峰值，随后试样发生显著应变软化，表明土体原状特性良好。
表3 Ck0UC力学参数汇总
图5 Ck0UC应力-应变和有效应力路径曲线
3.2 强度各向异性
三轴拉伸试验结果如图6所示。详细的力学参数列于表4。
表4 Ck0UE力学参数汇总
图6 Ck0UC应力-应变和有效应力路径曲线
本次采用活塞式取土器获取试样，室内强度测试结果显示三轴拉伸试验测试获得的不排水抗剪强度低于三轴压缩试验，即SuCk0UE/SuCk0UC=0.67～0.71(高塑性)。
为了探讨不同测试方法下土体强度间的关系，引用挪威德拉门海洋土的各向异性强度规律，并与其进行对比。
Lunne T[5]采用自制大尺寸块状取土器在Lierstranda(距离挪威德拉门中心几十千米)进行取样：SuCk0UE/SuCk0UC=0.42/0.37(高/低塑性)。
Bjerrum[6]采用活塞式取土器在挪威德拉门中心获取试样：SuCk0UE/SuCk0UC=0.38/0.26(高/低塑性)。
不同或同一地区不同位置处土体各向异性程度存在差异的主要原因是：(1) 不同取样方式对土体扰动程度不同，块状取土器扰动较活塞取土器小；
(2) 土性本身存在差异。
3.3 三轴不固结不排水强度
试样围压均为2 900 kPa，采用应变控制加载，轴向应变速率1.0 mm/min，最大应变15%。三轴不固结不排水应力-应变曲线见图7。
图7 三轴不固结不排水应力-应变曲线
结果表明，不同深度处土体破坏形式相近，存在单一或多个剪切破裂面，应力应变曲线呈软化趋势，破坏应变沿深度方向变化规律不明显。如图8如示，不同埋深z范围内破坏应变εa与归一化抗剪强度比值Su/σ′存在一定规律如下：
(1)
图8 归一化抗剪强度与破坏应变关系曲线
3.4 SHANSEP试验结果
SHANSEP试验(Stress History and Normalized Soil Engineering Properties)是室内试验克服土样扰动性的一种正确评价黏土固结不排水抗剪强度的方法，该方法首先由Ladd等[7]提出。SHANSEP试验通过k0条件下固结不排水剪切试验，认为只有固结压力为土样原位前期固结压力1.5倍～2.5倍，才能克服土样扰动的影响，测得的固结不排水抗剪强度才更能反映土的原位强度特征。同时基于临界状态理论提供了一个合理的归一化模式，若场地土质条件均匀，应力历史情况明确，可根据该方法推算不同的钻孔、不同深度处场地土的强度剖面，进而显著降低钻孔取样费用和室内实验工作量，适用于结构性不强、低灵敏性和非自然胶结的黏土。周松望[8]针对南海某石油平台场址两种黏土层，采用CPT、单剪试验方法对其不排水抗剪强度进行了测试，对比验证了该方法用于评价南海黏土强度的适用性，详细步骤参考文献[8]。
本次静单剪试验按照ASTM(D6528—07)[2]进行，试样直径5 cm，高度2 cm，为k0固结不排水剪切。固结稳定标准为轴向应变每小时小于0.05%。剪切速率为5%/h，剪切过程中保持体积不变，即轴向位移小于0.0025 mm。
典型的单剪试验结果如图9所示。
图9 代表性单剪试验结果曲线
进一步地，归一化形式如下：
(2)
需对参数s，m进行标定。
根据静力触探试验结果和其他常规物理参数指标，确定该地层100 m深度范围内土体强度剖面近似线性变化，因此根据表5中的单剪试验结果进行参数拟合，拟合结果如图10所示，其中，s、m范围分别在0.24～0.26和0.79～0.85之间。
表5 SHANSEP方法参数标定用试样力学参数
图10 归一化不排水抗剪强度与超固结比关系曲线
周松望[8]针对南海某井场SHANSEP试验结果显示，s、m范围分别在0.20～0.23和0.70～0.77之间，但由于文中所述井场海洋土抗剪强度略大，因此本次文中参数值稍大。结果同时表明，采用归一化抗剪强度和超固结比拟合曲线幂指数拟合效果良好，可推广应用于同一井场不同深度处海洋土抗剪强度预测。
如表6所示，埋深60 m以内选取s=0.26，m=0.79；
埋深超过60 m选取s=0.24，m=0.85，进而对不同深度处海洋土的抗剪强度进行计算。OCR采用CRS试验值，以提高客观性并规避人为影响。
表6 单剪试验力学参数汇总
根据詹云霞等[9]可知，南海饱和软黏土与天津渤海海域以及New Jersey区域黏土归一化抗剪强度接近，但要比挪威海域的Drammen黏土和重塑的Boston blue黏土分别高22.4%和27.8%，相关结果列于表7。这也进一步验证了不同海域饱和软黏土的力学特性存在较大差异，研究南海饱和原状土强度特性很有必要。
表7 国内外黏土归一化剪应力值
表8给出了根据SHANSEP试验、三轴UU试验、室内微型电动十字板和原位CPT测试资料解释的土的强度。
表8 强度试验结果对比
利用原位CPT数据解释黏土的不排水抗剪强度，采用Wroth[10]建议的方法确定。SHANSEP试验结果与CPT结果更趋于一致。由于原位CPT克服了土样扰动因素的影响，其结果更能反映土的原位真实强度，同时也说明了SHANSEP方法能够考虑土样扰动的影响，验证了该方法适用于中国南海黏土强度测试评价。
3.5 不同试验结果强度对比
如图11所示，由于15 m深度内的灵敏度较大，土体结构性较强，因此单剪试验结果仅考虑埋深大于30 m土样，以提高该试样方法的合理性和准确性。
图11 不同试验方法下归一化抗剪强度沿深度分布规律
针对大多数海洋黏土，单剪试验强度近似等于三轴拉伸和压缩强度的平均值(Randolph)[12]。但这种情况一般发生在土体超固结大于2的情况。本次土样属于轻微超固结(超固结比大于且接近1)，单剪试验强度近似接近于UU和Ck0UE强度。此外，区别于其他试验结果，归一化单剪试验抗剪强度沿深度变化不大，归一化比值近似为0.3。
结合图11的试验结果，对比分析不同试验方法下土体不排水抗剪强度结果，得出如下规律：
(3)
由于在不同试验方法下，试样的约束条件、加载方式和破坏模式不同，导致土体强度存在差异。对于约束条件，Ck0UC和Ck0UE试验中试样处于k0固结状态、SS试验中试样处于侧限状态并无环向变形、UU试验中试样未进行固结而直接剪切；
对于加载方式，Ck0UC试样在k0状态下受压缩剪切、Ck0UE试样在k0状态下受拉伸剪切、SS试样在侧限状态下受水平方向剪切且试样体积不变、UU试样在未固结状态下受竖向压缩剪切；
对于破坏模式，Ck0UC/E、UU试样将呈现鼓胀或斜面剪切破坏、SS试验中土体在水平面内发生剪切破坏。
在实际应用中，需根据基础周边土体的应力状态和潜在的破坏模式，合理选择上述试验方法后，测试获得土体强度参数，并可参考式(3)结果。
3.6 强度参数
根据k0固结不排水剪切过程有效应力路径关系曲线，可以得出三轴压缩有效内摩擦角范围为26.57°～30.96°，有效黏聚力范围为10 kPa～20 kPa。三轴拉伸有效内摩擦角为32.00°。
根据单剪试验应力路径(如图12所示)可知，有效内摩擦角约为27.5°，总内摩擦角约为18.4°。
图12 单剪试验有效应力路径曲线
本文基于南海某井场海洋黏土，采用不同试验方法对其强度进行了测试，初步结论和建议如下：
(1) ODE和CRS试验在确定超固结比方面存在明显差异，本次试验中OCRCRS/OCRODE约为1.25～1.50。
(2) 三轴压缩试验中，应变较低时即出现应变软化，表明原状效果良好，同时拟合得到静止侧压力系数与塑性指数近似呈线性关系，即k0=0.0055Ip+0.3。
(3) 基于单剪试验验证了SHANSEP方法在确定该海域黏土强度的适用性，并拟合得到归一化模式中参数取值：埋深在60 m以内，s=0.26，m=0.79；
埋深超过60 m，s=0.24，m=0.85。
(5) 三轴压缩试验确定的有效内摩擦角为26.57°～30.96°，三轴拉伸有效内摩擦角为32.00°；
单剪试验确定的有效、总内摩擦角分别为27.5°和18.4°。