土体地震液化评价方法及其优缺点和适用条件

摘要：
在水利水电工程设计、咨询和审查中,经常遇到对各类地震液化评价方法的应用条件以及评价结果合理性存在困惑的问题。鉴于此,在考察不同地震液化评价方法提出的依据基础上,对不同方法的优缺点和适用条件进行了分析。研究指出,土体地震液化判别的各类方法提出的依据不同,有其各自的优缺点和适用条件,在应用时应根据具体的工程问题,选择合适的方法。目前水利行业规范考虑工程运行时标贯试验点应力条件的变化,对试验标贯击数进行校正的方法存在偏差,采用该方法进行地震液化评价可能会导致误判,建议参考水电行业规范推荐的校正方法对水利行业规范土体地震液化评价方法进行修订。对于强震区包括复杂深厚覆盖层地基的水利水电工程,建议联合室内和现场试验准确确定计算模型参数,在数值模拟和振动模型试验的基础上采用多种方法综合进行地震液化评价。
关键词：
土体地震液化; 评价方法; 优缺点; 适用条件;
作者简介：
杨玉生(1980—),男,教授级高级工程师,博士,主要从事岩土工程科研和咨询工作。E-mail:yangysh@iwhr.com;
引用：
杨玉生，刘小生，赵剑明，等 . 土体地震液化评价方法及其优缺点和适用条件［J］. 水利水电技术，2019，50( 8) : 185-194.
YANG Yusheng，LIU Xiaosheng，ZHAO Jianming，et al. Methods for evaluation onseismic liquefaction of soil mass and their merits，defects and applicable condition［J］. Water Ｒesources and Hydropower Engineering，2019，50( 8) : 185-194.
基金项目：
国家自然科学基金项目(51679264);
国家重点研发计划课题(2017YFC0404905);
中国水科院基本科研业务费项目(GE0145 B562017);
0 引言
土体地震液化会导致地基失效或土工结构发生破坏,国内外大地震中很多严重震害的发生都与此有关。影响土体地震液化的因素十分复杂,既包括土体的类型、级配、密度等自身特性,也包括边界排水条件和初始应力状态等环境因素,还包括幅值、频率、持续时间等动荷载特征。因此,地基及重要土工结构的地震液化可能性分析是地基和土工结构抗震安全评价的重要内容。目前,在工程实践中,地震液化的判别包括初判和复判两个步骤。如国标《水力发电工程地质勘察规范》(GB 50287—2016)中笔者负责修编的“土的地震液化判别”内容,首先根据土体地质年代、颗粒组成、地下水位和土层深度、剪切波速等对土体地震液化进行初判,排除不发生液化的土类,对于初判可能发生液化的土类,则进一步根据土性特点,选择采用相对密度、相对含水率(液性指数)或标贯试验进一步进行液化复判。我国建筑、尾矿、公路、铁路等行业规范,也对地基的液化判别做出了相似的规定。由于建筑物结构特点、规模、重要性等级的差异,不同行业规范的规定在细节上有一定的差异,但总体思路是一致的。除规范规定的上述液化复判方法外,对于堤防和土石坝等土工构筑物,也可以采用SEED简化法或地震动力反应分析法等方法进行地震液化复判。
在以往研究中,结合国内外历次大地震中典型地震液化案例资料,不同研究者针对不同的土类,建立了多种地震液化评价方法,并进行了持续的研究和应用,在此基础上,一些经过工程实践检验的相对成熟的方法也纳入了不同的国家标准或行业标准。在水利水电工程领域,对于土石坝及地基的土体液化可能性复判方法,目前主要有以下两类:
(1)经验判别法,是在以往地震中土体地震震害调查基础上,根据液化/不液化案例表现和相关资料,长期经验积累形成的方法,主要应用于场地地基土的地震液化判别;
(2)地震动力反应分析法,又可分为地震总应力抗剪强度法、动剪应力对比法和孔压比法。地震总应力抗剪强度法需要在试验室对土体展开动力三轴试验,依据动力试验整理出地震总应力抗剪强度参数,据此计算不同应力条件下土体地震总应力抗剪强度,再与计算得到的现场地震总剪应力对比,确定土体地震液化与否,这是一种总应力法。动剪应力对比法是将地震动力反应计算得到的覆盖层地基土体地震剪应力与通过动力试验测定的抗液化剪应力进行对比判断土体地震液化与否,包括SEED简化分析法等,也是一种总应力法。孔压比法则是根据土体有效应力地震动力反应分析计算得到的孔压发展过程,规定孔压比达到一定量值而确定地震液化与否的方法。
各类地震液化判别方法提出的背景和依据不同,各有其特点和适用条件,在应用时,应根据具体的工程问题,选择合适的方法。但在工程实践层面,在水利水电工程设计、咨询和审查中,经常遇到相关技术人员对各类地震液化评价方法的应用条件认识模糊,对采用不同地震液化评价方法时,评价结果的合理性如何考虑认识不清的情况。鉴于此,本文在考察不同地震液化评价方法依据的基础上,对水利水电工程领域广泛采用的各类地震液化判别方法的优缺点和适用条件进行分析,供水利水电相关科研、咨询、设计和管理人员应用参考。
1 地震液化判别方法及其震害依据
1.1 规范法
在场地地基的液化判别中,我国的规范法是经验法的一个代表。规范法的第一步是对土体地震液化进行初判,对于初判为可能液化的土类,应根
据土类特征再选择采用其他方法进行复判。
1.1.1 初判方法
1.1.1.1 地质年代
《水利水电工程地质勘察规范》(GB 50487—2008)[ 3 ]规定,地质年代为第四纪晚更新世(Q3)及其以前时,可判为不液化土。
与文献中的规定相比,《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[ 4 ]进一步明确了抗震设防烈度的影响,即明确了地质年代为第四纪晚更新世(Q3)及其以前时,地震烈度为7、8度时可将土体判为不液化。
该判别条文的依据是,1966年邢台地震、1975年海城地震和1976年唐山地震三次地震中发生液化的土层在地质年代上都属于第四纪全新世(Q4)及新全新世(Q4D),而没有在第四纪更新世晚期(Q3)和更老的土层中出现过。但在应用过程中有研究者提出,在一定条件下(Q3)地层可能发生液化,从举例来看,多为高烈度区的黄土状土,很多是从古地震描述等方面判定为液化的,有些例子是液化判别结果而非实际震害调查结果。2008年5月12日汶川地震中,结合现场液化点的现场调查分析,液化点取样测年分析,确定(Q3)地层(地质年龄为(Q3)地层的上界)有液化发生。因此,为慎重起见,采用地质年代进行初判时,考虑了地震烈度的影响。
1.1.1.2 颗粒组成
文献规定:粒径小于5 mm颗粒含量质量百分率小于或等于30%时,可判为不液化;对粒径小于5 mm颗粒百分含量质量百分率大于30%的土,其中粒径小于0.005 mm的黏粒含量质量百分率(ρc)相应于地震动峰值加速度为0.10g、0.15g、0.20g、0.30g和0.40g分别不小于16%、17%、18%、19%和20%时,可判为不液化;当黏粒含量不满足上述规定时,可通过试验确定。
在用土的级配特征包括颗粒大小及组成等判定土体地震液化可能性方面,国内外有不同形式的判别标准。
日本建筑基础构造设计规范中,对于黏粒含量小于10%,平均粒径d50=0.07～2.0 mm,不均匀系数小于10的砂土,应该考虑液化问题。日本道桥设计规范中,规定平均粒径d50在10 mm以下,并且10%颗粒百分含量对应粒径D10小于1 mm的砂质土层,应该考虑液化问题。另外,日本道桥设计规范和港口设施技术标准中,用标贯试验成果判定液化可能性时,也综合考虑了颗粒组成的因素。
《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[ 4 ]规定,粉土的黏粒(粒径<0.005 mm)含量百分率,7度、8度和9度震级时分别不小于10%、13%和16%时,可判为不液化土。
日本港口设施技术标准综合考虑土的级配特征、粒径大小和地震加速度与标贯击数等几个因素,对土体的地震液化可能性进行判别,针对级配均匀土和级配良好土在级配图上分别给出了可能液化和易液化的粒径分区。
对于粗颗粒土,以大于粗粒含量(粒径>5 mm)计,在以往地震中发现的液化土类中,唐山地震中密云水库白河主坝上游保护层液化砂砾料大于5 mm的颗粒含量为39%～79%,平均为61.3%;1975年辽宁海城地震石门水库土坝上游坡液化砂砾料,大于5 mm的颗粒含量为5%～30%,1985年新疆乌恰地震中喀什一级电站砂砾石壳斜心墙坝最大震陷150 cm,坝基和坝体砂砾料大于5 mm颗粒含量为55% 。刘令瑶等[ 5 ]开展的室内砂砾料的振动圆筒试验结果表明,当大于5 mm的粗颗粒含量大于70%时,粗颗粒形成骨架,渗透系数很大,在允许排水的条件下,不会发生液化。综合以往震害实例和室内试验研究结果,可以认为土中粒径大于5 mm颗粒含量百分率大于70%时,可以不考虑液化问题。
对于细粒土,汪闻韶根据地基液化土层中的黏粒含量,给出了不同场地地震烈度与液化土黏粒含量的关系,相应于地震烈度7度、8度和9度时,液化土黏粒含量上限分别为16%、18%和20%,此标准高于《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[ 4 ]规定的相应烈度下的黏粒含量。
1.1.1.3 地下水位和土层深度
《水利水电工程地质勘察规范》(GB 50487—2008)[ 3 ]规定:工程正常运用后,地下水位以上的非饱和土,可判为不液化。
日本建筑基础构造设计规范规定:对土层深度小于15～20 m、地下水位以下的饱和土层,应该考虑液化问题。日本道桥设计规范中,规定地下水位在地表10 m以内,深度在20 m以内的土层,应该考虑液化问题。
《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010)[ 4 ]规定:采用天然地基的建筑,当上覆非液化土层厚度和地下水位深度,符合下列条件之一时,可不考虑液化的影响。

文章插图
式中,dw为地下水位深度,宜按建筑使用期内年平均最高水位采用,也可按近期内年最高水位采用;du为上覆非液化土层厚度,计算时宜将淤泥和淤泥质土层扣除;db为基础埋置深度,不超过2 m时应采用2 m;d0为液化土特征深度。
关于此判别标准,周锡元等[ 7 ]在有关说明资料中指出,此标准是根据海域、唐山两次地震的现场资料为基础确定的,对于砂类土液化区内水位最深为4 m,超过4 m深度后则没有发现有液化现象发生。当非液化一般黏性土覆盖厚度超过6 m时,也未发现有液化现象。对于粉土在7、8、9度区内地下水位分别为1.5 m、2.5 m和6.0 m以下就未见到液化现象,而覆盖层厚度在8、9度区内均为7 m,超过7 m厚度,没有发现有液化现象。应该指出的是,划为非液化一组的,也可能包含深层已液化、但未喷出地表的情况,因此这两项指标界限值,只适用于一般多层建筑的浅天然地基,而对于深基础或桩基则有必要作进一步的分析。
水利水电工程规模大,基础的埋置深度和影响深度也都比较大,地基失效后果严重,因此不适宜使用上覆土层厚度的判别标准。实际研究表明,可液化土层的埋藏深度接近或超过20 m,也可能发生液化。红山水库土坝坝基为40～60 m的覆盖层,表层20多米为可液化砂层,一维地震动力分应分析的结果表明,在7度地震烈情况下,其液化深度可以达到17 m。瀑布沟土石坝坝基覆盖层厚度40～60 m,在坝轴线上、下游侧各有一个砂层透镜体,上游细砂透镜体厚度7.5 m,平均相对密度约0.66,埋藏深度27.5～57.9 m;下游透镜体为粉细砂,埋藏深度22.4～52.1 m,砂层厚度10.5 m,相对密度为0.70 。基岩加速度0.21g,一维和二维地震动力反应分析结果表明,在不采取工程措施的情况下,有可能发生液化。某深厚覆盖层工程地震动力反应分析表明,液化深度可达40 m,但由于现有的地震液化判别方法对具有结构性的深层砂土液化判别结果的适用性存在疑虑,土体可能的可能液化深度,还有待进一步开展研究。因此,在《水工建筑物抗震设计规范》中,不以可液化土层的覆盖层厚度作为液化可能性的判别标准。
1.1.1.4 剪切波速法
当覆盖层地基土体的剪切波速大于公式(4)计算的上限剪切波速时,可判为不液化、

文章插图
式中,V 为上限剪切波速度;K 为地震动峰值加速度系数,为地面水平向峰值加速度与重力加速度g之比值,地震动峰值加速度可按现行国家标准《中国地震动参数区划图》(GB 18306—2001)查取或采用场地地震安全性评价结果;Z为土层深度;γd为深度折减系数。
地震动峰值加速度系数为地面水平向峰值加速度与重力加速度g之比值,地震动峰值加速度可按现行国家标准《中国地震动参数区划图》(GB 18306—2001)查取或采用工程场地地震安全性评价结果。
深度折减系数γd按下列公式计算

文章插图
公式(4)旨在初判可以不考虑液化的情况,即排除没有液化可能性的情况,以减少进一步勘探和试验的工作量,对工程的意义十分明显。
1.1.2 复判方法
1.1.2.1 物性指标
相对密度复判法。《水利水电工程地质勘察规范》(GB 50487—2008) 规定,当饱和无黏性土(包括砂和粒径大于2 mm的砂砾料)的相对密度大于表1中的液化临界相对密度时,可判为不液化土。

文章插图
表1 饱和无黏性土的液化临界相对密度
少黏性土的相对含水率或液性指数复判法。《水利水电工程地质勘察规范》(GB 50487—2008) 规定,当饱和少黏性土的相对含水率大于或等于0.9时,或液性指数大于或等于0.75时,可判为可能液化土。
相对含水率按下式计算

文章插图
式中,Wu为相对含水率;Ws为少黏性土的饱和含水率;Wl为少黏性土的液限含水率。
液性指数按下式计算

文章插图
式中,IL为液性指数;Wp为少黏性土的塑限含水率。
汪闻韶在国内外首先注意和研究了非砂土(少黏性土)的地震液化问题,在分析我国巴楚、邢台、海城、唐山等地震中水工建筑物及其他液化破坏土层的试验资料的基础上,最早提出了少黏性土的液化判别标准,被国外借鉴称为“中国标准”,得到国际广泛讨论、引用和应用,其特点是采用黏粒含量、液限、天然含水率、塑性指数等不同参数或其组合来判别少黏性土的液化。
1.1.2.2 标贯试验
《水利水电工程地质勘察规范》(GB 50487—2008) 中规定,符合公式(10)要求的土应判为液化土

文章插图
式中,N为工程正常运用时,标贯点在当时地面以下d 深度处的标贯击数;N 为液化判别标贯击数临界值。
当由于筑坝等工程活动引起试验点上覆有效应力发生变化,标贯试验深度和地下水位在试验地面以下的深度,不同于工程正常运用时,实测标贯击数应按下式进行校正,并以校正后的标贯击数N作为复判依据。

文章插图
式中,N′为实测标贯击数;ds为工程运用时标贯点在当时地面以下的深度;dw为工程运用时地下水位在当时地面以下的深度,当地面淹没于水面以下时,dw取0;d′s为标贯试验时,标贯点在当时地面以下的深度;d′w为标贯试验时,地下水位在当时地面以下的深度,若当时地面淹没于水面以下时,d′w取0 。
液化判别的标贯击数临界值按下式计算

文章插图
式中,ρc为土的黏粒含量质量百分率(%),当ρc﹤3%时,ρc取3%;ds为在地面以下5 m以内的深度时,应采用5 m计算。埋深15～20 m范围内,液化判别标贯击数临界值Ncr可按下式计算

文章插图
液化判别标贯击数基准值按表2取值。

文章插图
表2 液化判别标贯击数基准值
由于影响土壤液化的因素很多,并具有显著的不确定性,因此采用概率方法进行液化判别是国内外发展的一种趋势。根据与原规范保持连续性的原则,《建筑抗震设计规范》(GB 50011—2010) 采用具有概率(液化概率36%)含义的公式计算液化判别标贯击数临界值,并对液化判别标贯击数基准值进行了调整

文章插图
式中,β为调整系数,设计地震第一组取0.80,第二组取0.95,第三组取1.05 。
1.2 SEED简化液化判别方法
1964年,日本新潟地震和美国阿拉斯加地震中发生大量地震液化引起地基失效导致的严重震害。1971年,SEED等提出了判别地基土体液化的“简化方法”,即采用经过折算的简化一维地震动力反应分析计算地震引起的循环剪应力,确定地震水平剪应力比CSR,并将其与试验室确定的土体抗液化剪应力比CRR进行对比,以确定土体是否发生液化。随着新的地震液化案例的补充和研究的进展该法又经历了一系列的改进。1996年,美国国家地震工程研究中心组织召集20位土体地震液化判别研究领域的著名专家,对1985年以来液化判别的研究进展进行了系统总结,发表了基于SPT、CPT、Vs和BPT判别液化的总报告 ,进一步改进和完善了SEED简化法。
1.2.1 地震引起的循环应力比
地震循环剪应力比CSR采用下式计算

文章插图
式中,a max为覆盖层地表地震动峰值加速度;g为重力加速度;σ vo为竖向总应力;σ′ vo为竖向有效应力;γ d为应力刚度折减系数,随土层性质、地震震级及震中距不同而变。
对于一般性非重要工程的运算,采用下式估计γd的平均取值

文章插图
由于γd变化很大,式中确定的γd值是γd实际分布很宽范围内可能值的平均值,并且γd的分布范围随着深度的增加而扩大。
1.2.2 抗液化循环应力比的确定方法
抗液化循环应力比(抗液化强度)的确定包括室内原状样试验和现场试验方法,工程实践中主要应用原位指标的测试方法确定抗液化剪应力比(抗液化强度),包括标贯试验(SPT)、静力触探试验(CPT)、剪切波速试验(Vs)和大型贯入试验(BPT) 。
1.2.2.1 以标贯击数确定抗液化循环应力比
对于一般工程,NCEER推荐采用下式计算净砂基准线的抗液化循环剪应力比

文章插图
该式适用于(N1)60<30的情况,对(N1)60≥30洁净砂视为不液化土。
其中(N1)60采用下式确定

文章插图
式中,Nm为实测标贯击数;Pa为大气压力;σ′vo为钻孔试验时的上覆有效压力。
1.2.2.2 以剪切波速确定抗液化循环应力比
ANDRUS等根据26次地震中,70多个液化或不液化场地的地震现场调查结果,绘制了地震循环剪应力比CSR与修正剪切波速的散点图,在该图上液化场地与不液化场地的分界线即为抗液化强度CRR曲线。这条CRR曲线被NCEER推荐在工程中应用的CRR与Vs1关系曲线,可用下式计算

文章插图
式中,Vs1为经过上覆应力校正的剪切波速;为发生液化的上限剪切波速。当FC≥5%时,取为215 m/s;当FC≤35%时,取为200 m/s;当5%<FC<35%时,可采用线性内插计算。
Vs1与实测剪切波速Vs之间按下式计算

文章插图
1.2.2.3 以静力触试验探锥尖贯入阻力确定抗液化循环应力比

文章插图
采用下式确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值

文章插图

文章插图
采用下式确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值

文章插图
式中,qc1N为校正到100 kPa的锥尖贯入阻力;qc为锥尖贯入阻力;n为与级配特征有关的指数,n=0.5～1.0 。
1.2.2.4 基于大型贯入试验确定土体抗液化强度
非砂砾土的抗液化强度主要通过CPT试验和SPT试验测定,偶尔也采用剪切波速测定。然而,CPT试验和SPT试验在砂砾石中测试的可信度较低。大的砾石颗粒可能干扰贯入器周围土体的正常变形,因此可能会错误地导致贯入阻力增大。一些研究者采用大口径贯入器来解决这个困难,尤其是大型贯入试验(BPT)已成为更为有效并被广泛应用的更大的工具之一。大型贯入试验(BPT)在20世纪50年代在加拿大发明的,由一个直径168 mm,长3 m的双层套管组成,由柴油驱动双锤击套管顶部而贯入土层,定义套管贯入300 mm所需的贯入击数为大型贯入试验阻力。
大型贯入试验尚未标准化,在应用中有几种不同类型的设备,工序也不相同。直接从液化现场获得的BPT试验资料很少,因此BPT还不能够直接同土体现场性质相联系,而是通过将BPT数据等效为SPT的标贯击数N,然后应用基于SPT的步骤判断土体液化,这一定程度上增加了计算CRR的不确定性。
为统一起见,HARDER等推荐采用较新的配备有增压柴油打桩锤、168 mm外径套管、和一个插入钻头的AP-1000钻机。依据少量同时做了BPT试验和SPT试验的地点的数据,初步建立了大型贯入阻力与标贯阻力之间的相关关系。但分析表明,在对液化判别最有意义的标贯击数范围内(N值为0～30之间/300 mm),试验数据点较分散,说明虽然可以通过BPT测试粗略的估计SPT击数,但由于锤击能量的偏差,据此确定抗液化强度有一定的不确定性。
NCEER推荐采用以下方法确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值CRR;首先,采用下式将大型贯入击数转化为标贯击数
【土体地震液化评价方法及其优缺点和适用条件】

文章插图
式中,NBT为实测大型贯入击数。
然后再采用公式(19)将实测的标贯击数校正到100 kPa下的标贯击数(N1)60,再按照式(18)确定土体的动强度基准值。
1.3 动力反应分析法
1.3.1 地震总应力抗剪强度法
汪闻韶结合山西神头电厂地基饱和土层地震作用下稳定性研究,从安全考虑首次提出了“初始极限平衡”的试样破坏标准、“地震总应力抗剪强度”概念和考虑上层建筑物荷载影响的“地震总应力抗剪强度”地基地震稳定性分析方法,这些概念和方法被应用于我国许多土石坝的抗震计算,并被列入国标《地基动力特性测试规范》 (GB T50269—97) 。
(1)计算土体中不同位置处由地震引起的平均地震剪应力τav,再根据相应位置处的静应力状态,求出地震总剪应力τfa 。
(2)根据室内动力试验测定的土体在不同固结应力条件(固结围压力、固结比)下的动强度(或抗液化强度)(即达到初始液化,或达到某种应变,例如5%、10%所需的剪应力)试验成果,整理出地震总应力抗剪强度曲线,计算原位应力状态下土体的地震总应力抗剪强度τfs 。
(3)将每一点的地震总剪应力τfa与地震总应力抗剪强度τfs进行比较,判断该点土体是否发生液化。将土体不同位置处的τfa与τfs的比值画成等值线,即可定出液化区的范围。
1.3.2 动剪应力对比法
(1)计算土体中各不同位置处由地震引起的平均地震剪应力τav,工程应用中常采用SEED简化方法估计土体的地震剪应力。
(2)在实验室采用代表性土样,模拟原位应力条件,测定原位应力条件下土发生液化所需的剪应力,即为抗液化剪应力τL 。
(3)将每一点的平均地震剪应力τav与抗液化剪应力τL进行比较,确定该点是否发生液化,将土体不同位置的τav/τL绘成等值线,即可定出液化区的范围。
1.3.3 孔压比法
孔压比法是基于有效应力地震动力反应分析的方法,理论上更加合理、可靠,但应准确确定孔压发展过程。在考虑孔压消散和扩散的排水有效应力动力反应分析的基础上,可以根据孔压比来判断土体是否液化, 鉴于问题的复杂性,在实际评价中,可根据工程的重要程度,取孔压比大于0.9～1.0作为初始液化的判别标准。
2 各种方法的优缺点和适用条件
2.1 规范法
2.1.1 优点
(1)初判方法。
初判方法主要是应用已有的前期勘察资料或较简单的原位或室内测试手段对土层进行初步鉴别,目的是排除不会发生液化的土层。将土体液化判别分为初判和复判两个步骤,可以减少大量不必要的工作,具有十分重要的工程意义。初判方法仅能用于确定不发生液化的土类,若土体初判为可能液化,则进入复判步骤。对于强震区的重要工程,则应根据工程安全论证需要进行更深入的专门研究。初判中的剪切波速法的标准,在15 m深度范围内与标贯试验进行过比较和验证,但由于标贯试验的判别公式是建立在实际地震液化案例(液化深度很少超过15 m)基础上的,仅适用于15 m深度以内。因此大于15 m深度的情况,目前尚缺乏资料印证。
(2)复判方法。
相对密度复判法规定的地震设防烈度7、8、9度的液化临界相对密度值,是有地震震害的宏观资料作为依据的,且相对密度复判法除适用于砂土外,也适用于砂砾土的液化判别。相对含水率复判法是汪闻韶在分析我国巴楚、邢台、海城、唐山等地震中水工建筑物及其他液化破坏土层的试验资料的基础上最早提出的。土的塑性指标是土的基本物理性质,采用塑性指标判别少黏性土液化简单实用。标贯击数法是在现场地震液化案例调查的基础上建立的,且原位测试结果代表性较强,一般能较好的反应土体的力学性质,因此标贯击数法通常认为比较可靠。
2.1.2 缺点
经验性的判别方法是在对过去地震中发生液化和没有液化的土类的调查基础上建立的,因此,其包含的震害实例数据库的“量”和“质”均影响这种经验方法,这是前述几种经验方法共有的不足之处。
(1)相对密度法。
相对密度复判法对砂和砂砾均适用,但由于原状样取样困难,无黏性土的相对密度的准确确定至今依然没有得到很好的解决。
(2)相对含水率法。
以中国标准,以及在此基础上的修正标准为代表的基于地震液化实例中液化土类建立的少黏性土液化判别方法,是属于经验性的,是对已经发生的震害实例数据的总结的基础上,采用若干指标把现场液化的土类包含进来,但由于所依据的地震液化案例资料大多都处于烈度7～9度之间,对9度以下的区域的判别是可靠的,但对于9度以上区域,可能会因地震液化案例的不足导致不能涵盖液化的土类。目前该方法仍然是国际上研究的热点,还在持续发展过程中。
(3)标贯试验法。
标贯试验法适用深度不超过15 m,而国内外已发展有应用于20 m的方法,在相应的《建筑抗震设计规范》也已有规定。因此,对于15 m以下土层情况需根据国内外的发展进行修订。
此外,当工程正常运行时标贯点深度和地下水位深度与进行标贯试时的贯入点深度和地下水位深度不同时,需要对实测标贯击数N′进行校正,并按校正后的标贯击数N作为复判依据。目前规范的校正方法,对于使用时贯入点深度和地下水位深度小于试验时贯入点深度和地下水位深度的情况,计算结果偏于保守,反之则偏于不安全,需要根据新的研究成果进行修订。目前,笔者参与修编的国标《水力发电工程地质勘察规范》(GB 50287—2016)已对此进行了修正,能够使地震液化判别结果更好的符合实际情况。
2.1.3 适用条件
(1)初判方法。
液化初判的目的是排除不发生液化的土层,因此初判方法具有普遍适用性。
(2)复判方法。
相对密度法适用于饱和无黏性土(包括砂和粒径大于2 mm的砂砾料) 。
(3)标贯试验法。
标贯试验法适用于砂土和少黏性土,且适用深度不超过20 m 。而已有地震液化实例表明,20 m以上的深层土也有可能发生液化。
2.2 SEED简化液化判别法
2.2.1 优点
(1)基于SPT确定土体抗液化强度。
在历次大的震害调查中,积累了大量的SPT试验资料,基于SPT确定砂土抗液化循环应力比的方法,可以说已经相对成熟。对于关键土层中的地震砂土液化,该法判别的准确率较高。
(2)基于剪切波速确定土体抗液化强度。
剪切波速Vs和CRR都受到孔隙比、有效约束应力、应力历史和地质年代的影响,因此将剪切波速作为评价抗液化能力的现场指标是有充分依据的。采用剪切波速进行液化判别的优势在于:对SPT和CPT贯入困难,或原状样取样困难的土类(如砂砾石),以及在不允许钻孔探测的场地上,通过测量剪切波速进行液化判别是可行的方法;剪切波速是一个基本的力学指标,直接同小应变下的剪切模量相关;小应变下的剪切模量是土体动力反应分析和土与结构相互作用分析所需要的一个关键参数。
2.2.2 缺点
应力折减系数γd的值,与包括场地条件、震级、震动强度和深度等多种因素有关,但NCEER推荐的γd取值依然沿用早期SEED给出的数值,而CETIN等的研究表明:在3～15 m范围内,SEED高估了γd值,而这个深度范围正是大多数液化地震现场案例发生的关键土层,这反过来对在这个基础上发展的相关关系带来一定的偏差。
(1)基于SPT确定土体抗液化强度。
对少黏性土的适用性尚需进一步积累资料,对于砂砾土,试验结果容易受到砾石的影响。适用深度不超过15 m,对粉土的适用性较差。
(2)基于剪切波速确定土体抗液化强度。
由于可以避免开挖,采用剪切波速法判别砂砾层液化具有特殊的优势,但地震现场的剪切波速测试数据还不充分,需要进一步积累资料。剪切波速法适用于较软或者较硬的场地,对处于液化与不液化临近区域的场地,不适用于采用该法进行液化判别,尤其是不能单独采用剪切波速法对液化临界场地进行评价。应用剪切波速评价抗液化能力,有三个方面的问题:①波速测试是在小应变下进行的,而液化是中-高应变出现的现象;②波速测试不提供用于土壤分类和识别黏粒含量丰富的非液化软层的试样;③测试间隔过大时,可能测不到波速较低的薄层。
因此,优先的做法是进行足够多的钻孔原位测试,以检测和绘出薄的可液化层,黏粒含量丰富的非液化层,以及处于地下水位之上在地下水位上升时可能液化的土层。对于剪切波速可能较高的弱胶结层,需要采用其他测试(如SPT和CPT)来确定液化与否。
2.2.3 适用条件
NCEER推荐的液化判别方法是对SEED简化法的进一步发展,它建立在现场调查,室内和现场试验数据的基础上,其适用范围应与建立基础相一致:(1)适用于场地水平或略微倾斜的情况(较低的静剪应力);(2)适用深度小于15 m(较低的有效上覆压力) 。
2.3 动力反应分析法
2.3.1 优点
(1)能够考虑多种因素影响,且不受土类、场地条件和深度的限制,适用性较广;
(2)既可用于对地基土体进行地震液化评价,又能够适用于对堤防和土石坝坝体等土工构筑物进行液化评价;
(3)能够给出地基和土工构筑物的可能液化的范围。
2.3.2 缺点
(1)地震动力反应分析液化判别方法结果的合理与否,很大程度上取决于分析所采用的本构模型是否能反映土体的实际动强度特性,以及是否合理确定了所选定模型的参数。对于成层年代久远、结构性强的深厚覆盖层土体,室内试验很难准确确定覆盖层的静动力计算参数。再者,由于覆盖层层次结构复杂,离散性大,室内试验试样和试验结果的代表性也是应重点考虑的问题。
(2)地震液化评价的结果与所采取的评价液化的标准有关,进行地震液化判别的动力反应分析方法不同时,其评价标准往往不同,这可能会使得判别结果不同,在工程经验基础上需要专家需要综合判断,并不断积累经验。更重要的是,要明确各种地震液化分析方法还需要得到实际地震震害资料的检验和验证。
(3)地震动力反应分析法计算过程较复杂,成本也较高,不便用于一般工程和一般勘察设计单位的工程技术人员使用。
2.3.3 适用条件
动力反应分析法适用范围广,但需要在动静动力试验基础上进行,因此,需要有条件开展相应的试验确定相关参数,对设备和经费都有一定的要求。
3 结语
目前关于场地地基土层和堤防及土石坝等土工结构的液化判别方法和标准,已在水利水电工程中广泛使用,与国内外所采用的相关方法和判别结果具有可比性,基本上能满足我国水利水电工程建设需要。
当工程正常运行时标贯试验点深度和地下水位深度与进行标贯试时的贯入点深度和地下水位深度不同时,需要对实测标贯击数进行校正,并按校正后的标贯击数作为复判依据。目前水利行业规范的校正方法,对于使用时贯入点深度和地下水位深度小于试验时贯入点深度和地下水位深度的情况,计算结果偏于保守,反之则偏于不安全,需要根据新的研究成果对水利行业规范进行修订。
对于包含上部结构的地基-结构系统的液化分析和判别,普遍应用的是地震动力反应分析方法。地震动剪应力对比法、地震总应力抗剪强度法和动孔压比法在实际土石坝和地基工程液化分析中均有应用,可根据实际工程情况选用,并在实践中继续积累使用经验。对于强震区包括复杂深厚覆盖层地基的土石坝工程,建议同时采用上述三种方法,在比较分析的基础上综合判断其液化可能性。也可在室内模拟工程场地的实际情况,进行室内振动台模型试验或离心振动模型试验,目前在实际工程中应用较少。
在地震动力反应分析方法中,准确确定计算模型参数对地震液化评价结果影响很大。单纯依靠室内试验采用干密度进行制样控制确定计算参数,可能会造成较大的误差,对于重要工程宜联合室内和现场试验综合确定计算模型参数。
水利水电技术
水利部《水利水电技术》杂志是中国水利水电行业的综合性技术期刊（月刊），为全国中文核心期刊，面向国内外公开发行。本刊以介绍我国水资源的开发、利用、治理、配置、节约和保护，以及水利水电工程的勘测、设计、施工、运行管理和科学研究等方面的技术经验为主，同时也报道国外的先进技术。期刊主要栏目有:水文水资源、水工建筑、工程施工、工程基础、水力学、机电技术、泥沙研究、水环境与水生态、运行管理、试验研究、工程地质、金属结构、水利经济、水利规划、防汛抗旱、建设管理、新能源、城市水利、农村水利、水土保持、水库移民、水利现代化、国际水利等。

文章插图