西矿区深海稀软底质剪切强度和贯入阻力原位测试

吴鸿云 ，陈新明，高宇清，何将三，刘少军

(1. 中南大学 机电工程学院，湖南 长沙，410083；2. 长沙矿山研究院，湖南 长沙，410012)

集矿机[1-2]作为一种在深海底多金属结核区[3-4]作业的车辆，采用履带行走机构。在行走和结核采集过程中，行走履带与深海稀软底质相互作用：一方面履带压陷并剪切底质，另一方面，底质承载并牵引履带[5]。因此，底质表层的承载力和抗剪强度等力学特性，对于研究集矿机在底质上的承压特性和牵引特性、设计行走机构、改善行走性能显得极为重要。底质表层的承载力和抗剪强度等力学特性一般用贯入阻力和剪切强度来表示，通常采用抓斗、箱式、多管、柱状、保真保压等取样器进行底质取样[6-9]，然后，在试验室进行测量和分析的方法来获得。由于样品在被提升至海面的过程中，上覆水与海水不断地进行交换、沉积物中水分流失和释压，以及在提升过程中不可避免地扰动，从而使室内实验测得的物理力学指标较差，甚至完全失真[10]。取样测试结果表明：底质属高灵敏性土，其敏感系数达4.5～6.7。如果底质被完全扰动，其强度只有原始状态值的17%～20%[11-13]。实践经验和理论分析证明：底质的力学特性测试结果和精度会因试验方法的不同而有较大的差别。原位测试方法作为一种现场测试方法，一般是指在不扰动土层或基本不扰动土层的情况下对土层进行测试，可有效克服室内实验中试样小、代表性差、易受扰动、所测力学性质指标严重“失真”等不可避免的缺点，其测试结果可靠，测试精度高。现场十字板剪切试验和静力触探试验作为2种常见的原位测试方法，能快速、较准确地获得底质的抗剪强度和承载力等力学特性指标，可为集矿机设计及改进提供最直接的依据。

1 原位测试

1.1 测试地点

本次海上原位试验随大洋科学考察而进行的，调查区域位于太平洋海盆 C—C 区西部，地理位置为141°～149° W 和 7°～10° N，地质构造属于太平洋板块东太平洋海盆，其南北两侧分别为克拉里昂断裂带和克里帕顿断裂带，水深一般为 4.8～5.2 km，局部达5.3～5.4 km，属深海丘陵区[14]。

1.2 试验区底质物理特性

试验区底质表层呈流动状态，随深度的增加其性状呈流动状、流塑状、可塑状变化。东区在0～8 cm层为黄褐色硅质软泥，呈流动状，质地均一，表面有气孔状构造，8～25 cm层为浅黄色与黄褐色混合粉质土，呈流塑状，质地不均，夹有团块或条带。表1所示为底质的物理性质。

1.3 剪切强度原位测试

剪切强度原位测试仪采用十字板剪切强度原位测试仪[15-16]，其测量原理为：矩形十字探头插入底质中，以一定速率扭转，探头在底质中产生的破坏状态接近于圆柱体。假定圆柱体四周及上、下2个端面上的各点压强相等，圆柱体表面的剪应力分布均匀，则探头在转动过程中受到底质的剪切力，所形成的抵抗力矩作用于封闭油缸的活塞，转化为液压油压力输出。其中，十字板探头规格为：宽度50 mm，高度100 mm，厚度2 mm。

实际上，十字板探头在剪切破坏时形成的圆柱体的侧面和上下面土的抗剪强度不同。

1.4 贯入阻力原位测试

贯入阻力原位测量采用静力触探原位测试仪[16-18]，其测量原理为：锥形探头插入底质中，以一定速率贯入，探头受到底质的阻力，直接作用于封闭油缸的活塞，转化为液压油压力输出。其中，锥形探头规格为：直径50.2 mm，锥角60°。

实际上，采用静力触探原位测试仪获得的贯入阻力测量值为比贯入阻力，包括端阻分量和侧壁摩擦力，较真实值大[19]。

海上原位测试共进行了9次，取得了41个测点的原始测量数据。由于集矿机通过行走履带对底质瞬时加载，作用层浅，原位测试的试验深度选择为50 cm。

表1 稀软底质的物理性质[11]Table 1 Basic physics properties of soft seabed sediments

2 结果及分析

底质剪切强度和贯入阻力的测量值[20]与试验深度的关系分别如图1和图2所示。

图1 底质剪切强度Cu与试验深度h的关系Fig.1 Undrained shear strength vs depth

图2 底质贯入阻力Ps与试验深度h的关系Fig.2 Penetration resistance vs depth

从图1和图2可见：底质的剪切强度和贯入阻力均随试验深度的增加而增大，达到最大值后小幅度下降，剪切强度最大值和贯入阻力最大值都出现在h=40～45 cm，分别约为11.8 kPa和100 kPa。

当h=0～8 cm时，剪切强度和贯入阻力极小，最大值分别仅为1 kPa和10 kPa，取样分析结果显示该层呈流状，表明该层底质的抗剪性能和承载性能极差，不能为集矿机提供较大的牵引力和承载力，否则集矿机打滑和压陷。

当h=8～14 cm时，剪切强度和贯入阻力分别从1 kPa和10 kPa急速增加至6 kPa和46 kPa，取样分析结果显示该层呈流塑状，表明该层剪切特性和承载特性变化大：剪切特性大，则履齿与底质相互作用过程中，导致齿尖受到的作用力远大于齿根受到的作用力，履齿的设计更加严格，同时也加速了齿尖的破坏；该层承载特性变化大，则履带板与底质相互作用的过程中，履带板快速压陷，行驶阻力急剧增加。

当h=14～20 cm时，剪切强度从6.0 kPa缓慢降至5.8 kPa，而贯入阻力则从 46.0 kPa缓慢增加至 50.0 kPa，表明该层底质的抗剪性能和承载性能均匀，可作为集矿机行走履带的牵引层和持力层。

当h=20～45 cm时，剪切强度和贯入阻力分别从5.8 kPa和50.0 kPa急速增加至11.8 kPa和100.0 kPa，该层底质的抗剪性能和承载性能满足集矿机履带的行走要求，但履带压陷过深而造成行驶阻力急剧增加，严重降低了集矿机的行驶性能。

当h＞45 cm后，剪切强度和贯入阻力分别从11.8 kPa和100 kPa小幅度下降至11.5 kPa和88.0 kPa，该层底质的抗剪性能和承载性能均匀，压陷过深，不宜集矿机的行走。

底质剪切强度和贯入阻力与试验深度的关系，可以用二次曲线函数来表示。根据图1和图2所示结果，底质的排水抗剪强度和贯入阻力与试验深度的二次回归经验公式分别为：

式(1)和(2)的回归精度较高，其相关系数分别为0.977和0.976。

3 应用

3.1 剪切强度与贯入阻力的回归经验公式

根据41个测点的试验平均结果分析，底质的贯入阻力Ps和十字板剪切强度Cu之间存在明显的线性关系(如图 3所示)。对底质贯入阻力 Ps和剪切强度 Cu的相关试验数据按线性回归分析，其回归公式为：

式(3)的回归精度极高，其相关系数为 0.988。该经验公式的建立可充分发挥现场十字板剪切试验和静力触探试验各自的优势，亦便于对试验数据的合理性进行分析、判断。

图3 底质贯入阻力Ps与剪切强度Cu的拟合关系Fig.3 Regressive curve of shear strength and special penetration resistance

3.2 根据剪切强度测量值确定集矿机的牵引力

根据Janosi公式[5]，在不考虑齿高效应的情况下，履带车辆按地面附着可能产生的牵引力为：

式中：P为牵引力；q(x)为接地压力分布；c为单位面积的土壤黏聚力；α为土壤的内摩擦角；K为土壤的剪切变形系数；δ为接地履带的滑转率；B为履带接地宽度；L为履带接地长度；τ为土壤剪切面上的剪应力。

深海稀软底质的内摩擦角介于 3.5°和 8.6°之间，具有摩擦特性和黏性双重特性，摩擦特性对集矿机的牵引力影响小，可以忽略。根据摩尔一库仑定律，底质的黏聚力与剪切强度相等，此时，集矿机在底质上产生的最大牵引力为：

根据式(5)，对于一定的履带(履带的接地长度和接地宽度一定)，集矿机在底质上产生的最大牵引力仅与底质的剪切强度有关，而剪切强度沿齿高方向(即试验深度h)不同，剪切强度沿齿高所产生的牵引效应看成在压陷深度内的积分函数，产生最大牵引力的最佳层应该在14～20 cm层，履齿此时全部或部分落在14～20 cm层，因而齿高至少应为6 cm，考虑到齿高效应，实际齿高应大于6 cm。

由于现场十字板剪切试验所测得的不排水剪切强度峰值偏高，同时，底质在集矿机的作用下压缩变形导致的剪切强度变化，因而设计时，需对十字板测定的剪切强度进行必要的修正，如按 1.5～2.0的修正系数，则集矿机产生最大牵引力的作用层在 14～20 cm层，此时的剪切强度为3～4 kPa。

3.3 根据贯入阻力测量值确定底质的承载力

承载力Pc是表征土壤抗破坏、压缩和摩擦阻力的综合指标，它是指在垂直载荷作用下不同深度的抗压能力，一般是把圆锥或圆柱测头垂直压入土层中，测得不同深度处土壤单位面积的压力，在测试机理上与贯入阻力Ps是一致的[21]，因而两者在数学关系上呈线性关系。其关系式一般为：

式中：λ和 γ为常数项，对于一定的土，因地层时代和成因相同，λ和γ为定值。

根据室内承载力的测量数据[11-13]，按式(2)计算试验深度h=20 cm和h=30 cm的贯入阻力，并按取样至试验室扰动强度降低20%计算。底质贯入阻力Ps和承载力Pc的回归公式为：

则底质承载力Pc与试验深度h的回归公式为：

Bekker[22]提出的土壤承载力与车辆下陷深度的数学模型为：

式中：Pc为承载力；Kφ为内摩擦变形模量；Kc为内聚力变形模量；b为矩形平板的宽度；Z为下陷深度；n为变形指数。

根据式(8)和(9)，可以得到下陷深度Z与试验深度h的关系：

欲使行走履带的履齿全部落在承载层(14～20 cm)，则履带板下陷后的位置在14 cm处，根据式(10)确定出履带板的初始深度，并根据式(8)最终确定此时的承载力。

3.4 集矿机设计

集矿机在多金属结核区域作业时，行走履带的履齿应全部或部分落在剪切牵引和承载层(14～20 cm)，此时集矿机具有最佳的牵引能力，底质发挥最佳的承载性能。

根据剪切强度和贯入阻力原位测试数据及其相关的经验公式，长沙矿山研究院研制了在东太平洋中国开辟区采集海底多金属结核的集矿机[2]，该机的设计水深为 6 km，外形尺寸(长×宽×高)为 6.0 m×5.3 m×3.5 m，海底的行驶速度为0～1 m/s，空气中质量为24 t，在水中质量为11 t，履带宽度为1.7 m，履带接地长度为6 m，履带接地面积为21.6 m2，尖三角齿齿高为130 mm，齿宽为200 mm，齿长为1 700 mm，并在130 m深的稀软湖底和5 m深的模拟稀软底质的试验水池中完成采集和行走试验。

4 结论

(1) 剪切强度在峰值强度前随深度的增加而增大，峰值强度出现在40～45 cm，约为11.8 kPa，之后小幅度降低；0～8 cm层呈流状，剪切强度极小，无工程意义；8～14 cm层呈流塑状，剪切特性变化大，剪切强度从1 kPa急速增加至6 kPa；14～20 cm层，抗剪性能均匀，剪切强度从6 kPa缓慢降至5.8 kPa，可作为集矿机行走履带的牵引层；20～50 cm层压陷大，行驶阻力过大。在设计履齿时，履齿应全部或部分落在14～20 cm层，齿高至少应为6 cm，作用于履齿的剪切强度设计值为3～4 kPa。

(2) 贯入阻力在峰值强度前随深度的增加而增大，峰值强度出现在45 cm，约为100 kPa，之后小幅度降低；0～8 cm层呈流状，贯入阻力极小，无工程意义；8～14 cm层呈流塑状，承载特性变化大，贯入阻力从10 kPa急速增加至46 kPa；在14～20 cm层，承载性能均匀，贯入阻力从46 kPa缓慢增加至50 kPa，可作为集矿机行走履带的持力层；20～50 cm 层压陷大，行驶阻力过大。履带板在集矿机作用下陷后的位置应在14 cm以下。

(3) 通过试验和分析提出的底质的剪切强度、贯入阻力和试验深度、剪切强度和贯入阻力、贯入阻力和承载力的回归经验公式客观地反映了底质的抗剪特性和承压特性，并可为集矿机的设计尤其对行走履带和接地比压的确定提供理论依据。

(4) 应通过理论研究与试验相结合的方法深入研究底质在载荷作用下的压缩变形导致的剪切强度变化规律，并确定剪切强度测量值的修正系数。

(5) 应增加不同测板的承载现场试验，建立深海稀软底质的承载模型，修正和完善贯入阻力和承载力的回归经验公式。

(6) 应继续在矿区更大范围内的实测，取得大量数据，以修正和完善所提出的经验回归公式。

[1] 陈新明. 深海采矿中试集矿机技术设计[R]. 长沙: 长沙矿山研究院, 2000: 1-10.CHEN Xin-ming. Technology design of the pilot mining seabed tracked vehicle[R]. Changsha: Changsha Institute of Mining Research, 2000: 1-10.

[2] 李力. 自行式海底作业车的研制[R]. 长沙: 长沙矿山研究院,2001: 1-5.LI Li. Development of self-propelled seabed tracked vehicle[R].Changsha: Changsha Institute of Mining Research, 2001: 1-5.

[3] JIN C S. Deep-ocean mining technology: Learning curve I[C]//Proc of the Fifth ISOPE Ocean Mining Symposium.Tsukuba, 2003: 1-6.

[4] Hamrak H, Kotlinski R, Stoyanova V. An overview of the Interoceanmetal deep-sea mining development[C]//Proc IX National Conference of the Open and Underwater Mining of Mineral. Bulgaria, 2007: 219-226.

[5] Wong J Y. Theory of ground vehicles[M]. 3rd ed. New York:Wiley, 2001: 391-412.

[6] 李世伦, 程毅, 秦华伟, 等. 重力活塞式天然气水合物保真取样器的研制[J]. 浙江大学学报: 工学版, 2006, 40(5): 888-891.LI Shi-lun, CHENG Yi, QING Hua-wei, et al. Development of pressure piston corer for exploring natural gas hydrate[J].Journal of Zhejiang University: Engineering Science, 2006,40(5): 888-891.

[7] 鄢泰宁, 补家武, 陈汉中. 海底取样器的理论探讨及参数设计(之五)[J]. 地质科技情报, 2001, 20(2): 103-106.YAN Tai-ning, BU Jia-wu, CHEN Han-zhong. Theoretic discussion and parameter calculation of subsea sampler(the fifth introduction of subsea)[J]. Geological Science and Technology Information, 2001, 20(2): 103-106.

[8] 黄中华. 深海浮游微生物浓缩保压取样关键技术研究[D]. 长沙: 中南大学机电工程学院, 2006: 1-5.HUANG Zhong-hua. Key technologies study on deepsea microplankton concentrated and gas-tight sampling[D].Changsha: Central South University. School of Mechanical and Electrical Engineering, 2006: 1-5.

[9] Tsuji Y, Kyo M. Dwelling pressure type deep sea bottom mud sample sampling equipment. JP: 5142113[P]. 1993-06-08.

[10] 刘乐军, 李培英，杜军, 等. 海底土性原位测试影响因素分析[J]. 海洋通报, 2003(1): 39-43.LIU Le-jun, LI Pei-ying, DU Jun, et al. Analysis on factors affecting in-situ testing of properties of marine sediment[J].Marine Science Bulletin, 2003(1): 39-43.

[11] 宋连清. 大洋多金属结核矿区沉积物土工性质[J]. 海洋学报,1999, 21(6): 47-54.SONG Lian-qing. The physical properties of surface sediments in oceanic polymetallic nodule[J]. Acta Oceanologica Sinica,1999, 21(6): 47-54.

[12] 周知进, 王贵满. 海底沉积物剪切强度的试验研究[J]. 湖南科技大学学报: 自然科学版, 2005, 20(2): 15-17.ZHOU Zhi-jin, WANG Gui-man. Study of the shearing strengths of marine sediment in the China’s mining region[J]. Journal of Hunan University of Science & Technology: Natural Science Edition, 2005, 20(2): 15-17.

[13] 王树仁, 阳宁, 王贵满. 太平洋C-C区中国矿区深海沉积物的强度特性研究[J]. 矿冶工程, 2000, 20(3): 21-24.WANG Shu-ren, YANG Ning, WANG Gui-man. Research on the sheer strength of seabed soft sediments in China C-C area in Pacific Ocean[J]. Ming and Metallurgical Engineering, 2000,20(3): 21-24.

[14] 吕文正. 太平洋多金属结核中国开辟区矿床地质[M]. 北京:海洋出版社, 2008: 3-10.LÜ Wen-zheng. The geology characteristic of deposit in oceanic polymetallic nodule in China Pioneer Area in the Clarion-Clipperton Zone in Pacific Ocean[M]. Beijing: Ocean Press, 2008: 3-10.

[15] 吴鸿云, 陈新明, 高宇清. 新型海底沉积物剪切强度原位测试原理[J]. 矿山机械, 2006(12): 16-17.WU Hong-yun, CHEN Xin-ming, GAO Yu-qing. The new principle of in-situ testing shearing strength of marine sediment[J]. Mining and Processing Equipment, 2006(12):16-17.

[16] 高宇清. 深海沉积物土工力学特性参数原位测试[C]//2001中国大洋矿产资源研究开发学术研讨会. 北京: 中国大洋矿产资源研究开发协会, 2001: 425-428.GAO Yu-qing. Research and development of in-situ test system of the characteristics of physical mechanics of seabed soft sediments[C]//Conference on China ocean Resource Research and Development Association. Beijing: China Ocean Mineral Resources R&D Association, 2001: 425-428.

[17] 赵明华. 土力学与基础工程[M]. 武汉: 武汉工业大学出版社,2000: 91-92.ZHAO Ming-hua. Soil mechanics and foundation engineering[M]. Wuhan: Wuhan University of Technology Press,2000: 91-92.

[18] 吴鸿云, 陈新明, 高宇清. 海底沉积物贯入阻力原位测试方法研究[J]. 矿业研究与开发, 2005, 25(2): 65-67.WU Hong-yun, CHEN Xin-ming, GAO Yu-qing. A new approach of in-situ testing penetrating resistance of marine sediment[J]. Mining Research and Development, 2005, 25(2):65-67.

[19] 孟高头, 鲁少宏, 姜珂. 静力触探机理研究[J]. 地球科学: 中国地质大学学报, 1997, 22(4): 419-423.MENG Gao-tou, LU Shao-hong, JIANG Ke. Research on cone penetration test[J]. Earth Science: Journal of China University of Geosciences, 1997, 22(4): 419-423.

[20] 高宇清. 深海底沉积物土力学特性参数原位测量与测试系统开发[R]. 长沙: 长沙矿山研究院, 1999: 30-39.GAO Yu-qing. Research and development of in-situ test system of the characteristics of physical mechanics of seabed soft sediments[R]. Changsha: Changsha Institute of Mining Research,1999: 30-39.

[21] 孟高头. 土体原位测试机理方法及其工程应用[M]. 北京: 地质出版社, 1997: 71-72.MENG Gao-tou. The soil’s in-situ test theory and technique and its application to engineering[M]. Beijing: Geological Publishing House, 1997: 71-72.

[22] Bekker M G. Introduction to terrain-vehicle systems[M]. Ann Arbor: University of Michigan Press, 1969: 1-29.