黄河口粉质土沉积物侵蚀性动态变化试验研究

1、黄河口粉质土沉积物侵蚀性动态变化试验研究单红仙1，2，郑杰文1，2，贾永刚1，2*，张民生1，2，刘晓磊1，2（1海洋环境与生态教育部重点实验室，2中国海洋大学 环境科学与工程学院， 山东 青岛266100）摘 要：通过一系列室内试验，研究了黄河口粉质类沉积物在循环动荷载作用后侵蚀性的变化。在试验中，采用真空预压固结装置进行了重塑土样的制备，采用液压伺服土动三轴试验机实现了不同幅值及不同振次的动荷载作用条件，并通过动三轴静态试验及贯入强度测试，测定了动荷载作用后土样强度的变化。通过水槽冲刷试验测试了不同条件的动荷载作用后，土样抗冲刷能力的变化，并进行了临界剪切应力的计算。试验结果表明：对于黄河

2、口粉质类沉积物，动荷载作用后其强度及抗侵蚀性均降低；沉积物强度指标（不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力）、侵蚀性指标（起动流速、临界剪切应力、冲刷率）与动荷载幅值、动荷载振次均呈现出较好的线性相关性。关键词：粉质类土；侵蚀性；动态变化；模拟试验；黄河口 中图分类号： 文献标识码：A 文章编号：0253-4193（2009）00-0000-001 引言 黄河尾闾的频繁摆动使废弃的黄河口失去了大量泥沙的补给。在波浪和潮流的动力作用下，现代黄河三角洲的大部分岸滩都发生了严重的侵蚀现象，这对该地区的海上构筑物，如导管构筑架、石油平台、输油管线等设施的安全运营及附近渔民的生活环境都产生了重大影响。对于黄

3、河三角洲地区的侵蚀问题，在20世纪80年代初就已经引起人们的注意，并进行了大量的研究工作，主要采用卫星遥感解译1-3、数值模型4及现场调查等5-7方法对黄河三角洲岸线的侵蚀演变情况进行了研究并初步探讨了波浪、海流等要素对沉积物侵蚀性的影响。前人的研究工作表明，在废弃的黄河三角洲叶瓣，波浪的作用对沉积物的侵蚀现象起着至关重要的作用3。作为新中国最年轻的土地，黄河三角洲粉质土的工程地质性质具有很强的独特性8，典型的区域特征赋予其典型的研究意义。因此，研究波浪、潮流作用下黄河口粉质土沉积物抗侵蚀性的动态变化并从其粉质土沉积物的性质入手揭示其抗侵蚀性动态变化的内部机制是十分必要的。在沉积物侵蚀性及其运

4、移机制的研究中一般采用起动流速、侵蚀率两个参数对其进行评价9。因此，在本研究中，沉积物的动态响应对侵蚀性的影响也是通过起动流速、侵蚀率两个参数的动态变化来表征的。对于波浪作用下的泥沙起动研究，在20世纪三四十年代已经起步。继Hjulström10、Shields11、Sundbor12之后，Miller13、 Soulsby14 以及我国的窦国仁15,16、唐存本17、张瑞瑾18、沙玉清19等都进行了深入的研究，并建立了适用条件下的泥沙起动公式。贾永刚等21通过现场和室内试验研究了不同振动能量的荷载作用下黄河口海床表层粉质土物理力学指标及起动流速的变化，并指出对于黄河口粉质类土，前人

5、的经验公式是不适用的。目前为止，对于波浪作用下沉积物侵蚀速率的变化研究并不多见，更多的工作着重于对不同收稿日期：2008-11-28；修订日期：2009-基金项目：国家八六三课题资助（2008AA09Z109）。作者简介: 单红仙（1965）,女,山西省太谷县人,教授，从事海洋土力学与土质学研究。E-mail:daiqian0923*通讯作者：教授，博士生导师，从事岩土环境工程研究。E-mail:yonggang土质条件及不同剪应力作用下侵蚀速率的变化研究21-24 。本文通过一系列室内模拟试验，研究了不同条件的波浪荷载作用后黄河口粉质土沉积物侵蚀性的动态变化并探求了两者之间的定量关系。黄河口

6、粉质土沉积物起动流速、侵蚀率随波浪、潮流变化的动态变化经验公式的确立为进一步探究并预测黄河口粉质沉积物抗侵蚀性的动态变化具有重要意义。2 试验土样制备试验中扰动粉土质土样取自现代黄河三角洲刁口流路一带，该地区处于渤海湾西南部黄河三角洲滩海海域的强蚀型岸段。 为使最终试验结果具有可比性，试验中重塑土样均采用真空预压固结装置（见图1）统一进行制备。土样制备过程为下：图1 真空固结装置（1）准备已经风干的粉土约120kg,碾细然后在搅拌机中与一定量的水搅拌均匀（含水量在45%左右），并均匀铺设在土槽中，铺设高度为12cm，最后进行真空预压固结；（2）在土样固结过程中，对土样进行常规的颗分试验（密度计

7、法）、液塑限测定，试验结果见表1；表1试验土样物理指标黏质粉土物理指标相对密度密度/g·cm-3含水量/%饱和度孔隙比2.701.9519.200.750.65稠度状态及指标稠度液限(%)塑限(%)液性指数塑性指数可塑26.3016.500.289.80均一性及粒径指标均一性平均粒径有效粒径不均匀系数曲率系数均匀粒土0.0480.00610.031.57（3）若干天后，土样固结完毕（固结完毕判别标准：土样处于可塑状态，含水量为21%）后，用薄壁取土器同时取出22个重塑土样（其中18个土样在动三轴上固结完毕后继续进行动三轴模拟试验与冲刷试验，见表2和4，2个土样在动三轴上固结完毕后进行

8、密度与含水量测试，另外2个备用）,密封保存。3 试验方法和结果3.1 动三轴模拟试验及物理指标、强度测试从薄壁取土器中逐一取出重塑土，进行动三轴土样的制备，土样制备按照土工试验规范SL237-1999进行。每次制备4个土样，在相同的条件下进行真空饱和。土样饱和完毕，放置在三轴压力室内，进行等压排水固结，固结应力比为1.0，固结时间为2h，加载固结完毕后的土样状态指标见表2。20个动三轴试样在相同条件下加载固结。试验土样在动三轴上加载、固结完毕，进行不排水剪试验(CU)，施加循环荷载作用于土样，模拟垂直的波浪荷载作用，动荷载参数设置见表3。在本试验中密度测试采用排水方法进行，即将固结完毕的土样从

9、动三轴上取出称其质量，然后放入盛有一定体积水的带刻度的大烧杯中，测量排水体积，该体积即为土样体积，根据即可计算密度。含水量测定采用烘箱法进行。在动三轴模拟试验中，在每个动荷载作用条件下都进行了两组平行样测试。对一组平行样继续在动三轴上进行静态试验，测试其不排水剪切强度及残余强度；对另一组平行样进行动态试验完毕后从动三轴上取下采用电子数显微型贯入仪测试其贯入阻力，对每个试验土样测试三个点，取其中两个相近值的平均值作为此试验土样的贯入阻力值。表2 固结后土样状态指标黏质粉土相对密度密度/g/cm-3含水量/%饱和度孔隙比液性指数稠度2. 701. 9724. 90. 920. 890. 86软塑表

10、3 动荷载参数参数土样编号0-10-21-11-22-12-23-13-24-14-25-15-26-16-27-17-28-18-2T/s8888888880.1250.1250.1250.1250.1250.1250.1250.1250.125N030303030306090110/kPa01520253016161616注：T为模拟波浪荷载循环周期；为模拟波浪荷载循环频率；N为模拟波浪荷载振动次数；为模拟波浪荷载幅值。3.2 冲刷试验及临界剪切应力计算3.2.1冲刷试验冲刷试验是在如图2所示的冲刷试验装置中进行的。在试验中冲刷水槽放置在大水槽上，大水槽中盛有一定容积的水，与水泵一起组成一

11、个系统装置。通过大水槽上的刻度可以读取冲刷水流的下落高度及在下落面处的水平位移，从而可以计算出冲刷流速，其测量原理如下：如图2 所示，冲刷水流为循环水，因此大水槽中的水位面可视为不变，h表示冲刷水流下落高度,s表示水流最终下落面处的最大水平位移。对水流下落点处的速度进行分解：表示下落点处的速度矢量，表示水平分速度，表示竖直分速度，则根据位移、速度、加速度关系可得到如下关系式：， （1）. （2）根据时效性原理，由式（1）和式（2）可得到如下关系式： . （3）因此，可通过冲刷水流的下落高度及水平位移计算出冲刷流速。试验中水流在下落过程中会产生分流，造成同一时刻下落面处水流的水平位移并不一致，其

12、产生的原因是水流在土样冲刷过程中冲刷槽中下部水流与土样接触，两侧水流与侧壁接触，摩擦阻力使下部水流和两侧水流的水平流速降低，而冲刷槽中的中上部水流并未与土样、侧壁接触，其水平流速并未减小，因此在下落面处上部水流的水平位移大于下部和两侧水流的水平位移，而冲刷土样的水流流速视为变化前的流速，故在计算冲刷流速时，采用下落面处的最大位移。 图2 冲刷试验装置冲刷试验包括临界起动条件（在此定义为土样表面出现较明显的局部破坏或撕裂并伴随有少量冲刷发生的水流条件）试验和冲刷速率（在此定义为实验土样在单位时间内上升的高度，单位为cm/s）测定试验两部分25。对每个试验先进行临界起动条件的测试，然后在一定的水流

13、冲刷下进行冲刷速率的测定。试验完毕，通过冲刷速率计算出冲刷率（在此定义为水流在单位时间内从单位面积床面上冲刷带走的粉土质量）。冲刷速率与冲刷率之间的关系为：q =ver，式中q为冲刷率（g/cm2s）, ver为冲刷速率（cm/s）, 为冲刷土样密度（g/cm3）。（1）起动流速测试。打开电源，同时缓慢拨开两个水泵的开关，当开关打到一定刻度时，土样表层发生明显的局部破坏或撕裂并伴随有少量冲刷发生，判定此时的水流条件为临界起动条件，此时的冲刷流速为起动流速，记录水流下落面处的最大水平位移，进而计算起动流速。（2）冲刷速率测试。测试完毕起动流速，记录试样底面所处刻度，然后继续增大水流流速使其达到一

14、定值（本试验中的冲刷流速为1.37m/s）对土样进行冲刷。在冲刷速率测定过程中，每次冲刷5 mm高度，每冲刷10mm记录一次时间。最后共记录6-7组完整数据，从中选取冲刷速率相近的3组数据，计算平均冲刷速率，根据公式计算冲刷率。 临界剪切应力计算在文中采用普朗特给出的一个经验公式，根据冲刷实验中的临界起动条件及冲刷水槽的宽度等参数对不同动荷载作用下的土样进行临界剪切应力的计算。普朗特26给出的经验公式为：式中，为阻力系数，为介质的密度，本实验中取值为1.10 gcm3；U为冲刷流速；为冲刷流速为U时的剪切力。Re为Reynolds数，； d为方管宽度，本试验中为8 cm； 为介质的运动粘性系数

15、，取值为0.01 cm2s；此关系式可用于湍流范围中的所有Reynolds数(4×l03-2×l06)，而在本实验条件下的Reynolds数为2×104-4×l05，因而可以借助上述公式来确定土样表面的临界切应力。3.3 试验结果表4是黄河口粘质粉土在不同条件动荷载作用后，不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力、侵蚀起动流速、临界剪切应力、侵蚀速率的动态变化结果。表4 试验结果一览表试样编号动荷载幅值/kPa振次不排水剪切强度/kPa残余强度/kPa贯入阻力/N水流流速/ms-1起动流速/ms-1临界剪切应力/Pa侵蚀速率/gcm-2s-10-10-2001

16、75.8151.912.31.370.821.820.0381-11-21530138.5127.411.41.370.751.550.0742-12-22030135.7122.68.11.370.621.110.0893-13-22530106.691.17.91.370.550.890.0924-14-23030106.098.86.11.370.410.530.1215-15-21630169.5138.38.01.370.751.550.0766-16-21660136.3136.37.31.370.621.110.0947-17-21690122.5107.25.51.370.42

17、0.550.1168-18-216110114.8104.24.51.370.250.220.148注：不排水剪切强度在试验中取偏应力轴向应变关系曲线上出现的峰值，当峰值不明显时取轴向应变达到5%时的偏应力之半。在试验中残余强度取偏应力轴向应变关系曲线稳定后的平均偏应力之半274 分析和讨论4.1 土样强度动态变化由图3和4可以看出随着动荷载幅值及振次的增加，黏质粉土的不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力均呈下降的趋势，且分别与动荷载幅值、振次呈现出较好的线性相关性，相关系数均在0.85以上。在贾永刚等20的现场研究中发现粉质土的强度随着振动能量的增加呈现出先增大后减小然后再增大的周期性变化趋势

18、,但其结果的总体趋势仍是下降的。现场和室内试验结果的差异性可能与天然土胶结的不均匀性相关29。许国辉28等在试验研究黏质粉砂底床性态变化指出，实际情况多是大的波浪对软的土体产生破坏影响，造成底床土体强度降低，这与本文的研究结果是一致的。由图3 和4可以看出，动荷载振次与土体强度的线性相关性较动荷载幅值与土体强度的线性相关性更显著，无论是与不排水剪切强度、残余强度还是与贯入阻力的线性相关系数均大于0.91。图3 不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力与动荷载幅值的关系 图4 不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力与动荷载振次的关系4.2 侵蚀起动流速动态变化从图5和6可以看出随着动荷载幅值和振动次数的增

19、加，黏质粉土的起动流速呈下降的趋势，并且与动荷载幅值及动荷载振次都呈现出良好的线性相关性。许光祥等30在研究中指出泥沙的起动流速是随波高的增大而减小的，根据波至压力与波高的关系式 （式中p0为波致压力；rw为水容重，本试验为一常数；H为波高；h为水深，在本试验中可近似为0；L为波长）。在其他参数一定的条件下，可以看出波致压力与波高呈正比关系，因此许光祥等人的研究结论在本试验中可演化为起动流速随着动荷载压力的增加而减小，这与本试验的研究结果是一致的；贾永刚等20在研究中发现起动流速随着动荷载能量的增加呈现出先下降而后又回升的趋势，并且起动流速测试值比本试验中测试的要偏低，这种差异的产生与重塑土样

20、制备的方法有关。杨美卿等21在对比黏性细泥沙的研究结果时发现在动荷载幅值、振次较大时，本试验中的起动流速值与其测试值相差不大。从图5和6还可发现动荷载振次与沉积物起动流速的线性相关性较动荷载幅值与起动流速的线性相关性更显著，其线性相关系数大于0.95。 图5 起动流速与动荷载幅值的关系 图6 起动流速与动荷载振次的关系4.3 侵蚀临界剪切应力动态变化从图7和8可以看出，粉质土沉积物的临界剪切应力随着动荷载幅值及动荷载振次的增加呈下降的趋势，并且与两者都有较好的线性相关性，相关系数都在0.91以上。与杨美卿等21的研究结果相比，临界剪切应力偏高。从两图中可发现动荷载振次与沉积物临界剪切应力的线性

21、相关性较动荷载幅值与临界剪切应力的线性相关性更显著，其线性相关系数大于0.98。 图7 临界剪切应力与动荷载幅值的关系 图8 临界剪切应力与动荷载振次的关系4.4 冲刷率动态变化从图9和10可以发现粉质土沉积物冲刷率随着动荷载幅值及动荷载振次的增加呈上升的趋势，并且与两者均有较好的线性相关性，相关系数都大于0.96。与杨美卿等22的研究结果相比，本试验中的冲刷率均小于其散体泥沙起动中的冲刷率1g/(cm2·s)左右。由表4可发现本试验中的最大冲刷率仅为0.148g/(cm2·s)。相比较而言，尽管冲刷率与动荷载幅值及动荷载振次两者均呈较好的线性相关性，但后者的相关性（r2=

22、0.9630）仍好于前者（r 2=0.9762）。 图9 冲刷率与动荷载幅值的关系 图10 冲刷率与动荷载振次的关系5 结论通过室内模拟试验可得以下结论：（1）对于黄河口黏质粉土，动荷载的作用使其强度降低，并且大幅值高振次动荷载作用后的沉积物强度低于小幅值低振次动荷载作用后的沉积物强度。沉积物的不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力均与动荷载幅值及动荷载振次呈较好的负线性相关性，相关系数均在0.85以上。（2）黄河口黏质粉土在动荷载作用下，其抗侵蚀性呈现出与强度一致的变化趋势：动荷载的作用使其抗侵蚀性降低，并且大幅值高振次动荷载作用后的沉积物抗侵蚀性低于小振幅低振次动荷载作用后的沉积物抗侵蚀性。起

23、动流速、临界剪切应力与动荷载幅值及动荷载振次均呈较好的负线性相关性，相关系数均在0.85以上；冲刷率与动荷载幅值及动荷载振次均呈较好的正线性相关性，相关系数均在0.95以上。本试验中黄河口黏质粉土的抗侵蚀性测试结果与一些研究者的研究结果相比偏高，这与黄河口沉积物土质的特殊性及测试装置的选取有关。更多地试验工作仍需进一步的开展以能够深入研究在黄河口这一特殊环境下堆积而成的特殊土质的沉积物在波浪作用下侵蚀性的动态变化从而能够建立更精确地数学模型计算并预测不同波浪条件下沉积物的起动流速及侵蚀量。（3）不排水剪切强度、残余强度、贯入阻力、起动流速、临界剪切应力、冲刷率与动荷载振次的线性相关性较之与动荷

24、载幅值的相关性更显著，这说明对于黄河口黏质粉土，线性数值模型更适用于描述波浪荷载振次与沉积物抗侵蚀之间的关系。参考文献：1 黄海军,樊辉.1976年黄河改道以来三角洲近岸区变化遥感监测J.海洋与湖沼，2004，35（4）：307-313.2 LI G X, ZHUANG K, WEI HELONG. Sedimentation in the Yellow River delta: Part III. Seabed erosion and diapirism in the abandoned subaqueous delta lobeJ. Marine Geology, 2000,168(1-4

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