飽和砂土地基地震液化深度的試驗研究

胡慶, 湯勇, 朱萌, 楊鋼

(1. 中國地震局地震研究所(地震預警湖北省重點實驗室), 武漢 430071; 2. 武漢地震工程研究院有限公司, 武漢 430071; 3.水利部長江勘測技術研究所, 武漢 430071)

土層地震液化會造成地基部分失去或全部失去抗剪力,進一步導致地基失效,從而對上部建筑結構造成破壞。中國在1966年邢臺Ms6.8地震[1]后開始重視土壤地震液化研究,而1975年海城Ms7.3地震和1976年唐山Ms7.8地震[2]推動了地震液化的研究和應用。近些年來國內外數次大地震,如汶川地震[3-4]、新西蘭地震[5-6]等因地震液化問題帶來的損失愈發嚴重,因此地震液化一直是巖土地震工程學的熱點課題。為了防范地震液化對地基和上部結構帶來的破壞,需要評判在設定地震烈度下場地土液化的可能性。中國現行建筑抗震設計規范的液化判別方法以標貫擊數為主要參數,數據來源于唐山地震等數次地震的現場液化調查結果,適用于埋深20 m以內飽和砂土和粉土液化判別[7]。隨著城市地下空間的開發利用,越來越多開挖較深的城市地下重大工程,如過江隧道、城市軌道交通工程等,需要對埋深超過20 m以下的飽和砂土液化問題進行專門研究,以確定地基土的液化可能性及液化深度,進而采取合理的抗液化措施。

震害調查結果表明,埋深超過20 m的深層砂土地震液化現象是客觀存在的[3-4]。對此,不少學者嘗試尋求比較可靠的深層土液化判別方法,并取得了較有代表性的研究成果[8-9]。中國學者早在20世紀50年代就倡導利用動三軸儀進行液化研究。黃宣維等[10]對淤泥質砂土進行動三軸液化試驗,分析了砂顆粒粒徑、級配和淤泥含量對淤泥質砂土抗液化性能的影響。董策等[11]通過共振柱試驗,研究了松原液化砂的動力特性及其抗震性能。王鸞等[12]通過大粒徑動三軸試驗,建立了人工場地吹填珊瑚土抗液化強度的估計方法。由此可見,利用動三軸試驗在進行特定地區土層液化性能研究中是行之有效的。

砂土因成分、成因、埋藏環境等不同,其物理力學性質表現出較大的地域差異性。古漢口地區河汊縱橫,第四紀全新世以來堆積了較厚的松散砂層。由于埋深超過20 m的砂土地震液化客觀存在,且地震時地下結構的存在會加大可液化土體的地層變形[13],但中國抗震規范規定的液化判別深度最大深度20 m,使得工程實踐中埋深超過20 m的砂土層往往被忽視其可液化性,這無疑對工程安全是不利的。此前對漢口地區的深層飽和砂土的地震液化研究鮮有報道[14],且地震時深層砂土因約束作用不會出現典型噴砂冒水等液化現象而難以識別是否液化[1]。鑒于此,基于穿越漢口地區的某城市軌道交通工程場地,利用動三軸儀,通過選取不同埋深的飽和砂土,在不同動應力水平下開展動三軸試驗,獲得各循環振動次數下試樣抗液化應力比,探討本地區深層飽和砂土的液化可能性及液化深度,為本地區工程實踐抗液化處理深度提供有價值的參考。

1 試驗方法

1.1 試驗材料和試驗設備

本項工作4件試樣均為飽和粉細砂,取自漢口某地同一鉆孔中埋深20～30 m的砂層,試驗的基本物理力學指標見表1。

試驗在中國地震局工程力學研究所土動力實驗室完成,試驗儀器為GDS(global digital systems)雙向動三軸系統,該系統可施加軸向荷載最大值為10 kN,工作頻率0.01～5 Hz,軸向位移100 mm,孔壓量程2 MPa,軸向力控制精度為0.1%,位移控制精度為0.07%。該設備采用ADVDPC型高精度壓力控制系統,配備自適應動態加載功能模塊,試驗動應力在整個循環加載過程中可基本保持等幅狀態,能夠實現穩定輸出正弦模式動荷載。以往動三軸伺服電機在加載過程中多出現動應力隨孔壓增加而明顯衰減的現象,該儀器系統可以克服這一缺點。

表1 土樣基本物理力學指標Table 1 Main physical-mechanical indexes of the samples

1.2 試驗方案

試驗參照《土工試驗方法標準(GB/T 50123—2019)》[15]關于振動三軸試驗的規定進行。不同試樣按控制統一干密度1.51 g/cm3制成,制樣時對土樣進行分層壓實至指定干密度,制成的試樣尺寸為 Ф50 mm×h100 mm(直徑×高度)實心圓柱體。對試樣進行CO2沖洗、水頭飽和、反壓飽和等操作,最后一級反壓設置為280 kPa。當孔隙水壓力系數B(即孔隙水壓力增量與圍壓增量的比值)達到0.95以上并持續保持穩定,視為飽和完成。

飽和完成后,在試驗前對試樣進行固結,有效固結壓力為100 kPa,固結時間4 h。試驗在GDS系統自動控制下完成,對試樣施加應力幅值恒定的正弦波的振動荷載,振動頻率為0.5 Hz。當軸向應變大于等于5%或孔隙水壓力大于等于周圍壓力時,視為試樣液化,終止加載。利用GDS雙向動三軸儀開展試驗如圖1所示。

對所選4件砂樣開展循環振動液化試驗,每件砂樣均分為4個試樣,分別在4個不同的動應力水平下進行,本次研究完成4組共16個試樣的振動液化試驗,試驗時對各試樣施加的動應力比列入表2中。

圖1 GDS雙向動三軸儀試驗Fig.1 Test by GDS Bidirectional dynamic triaxial apparatus

表2 各試樣施加動荷載水平Table 2 The dynamic load strength of each sample

2 試驗結果

對所選取每件試樣分別在表2中4個動應力水平下施加動荷載,進行循環振動液化試驗,記錄的主要試驗數據有:孔隙水壓力u、有效圍壓力σ0、動應力σd、動應變ε、液化循環振動次數Nf,孔壓比u/σ0和抗液化應力比σd/(2σ0)′等。

圖2為4組粉細砂試樣的典型液化試驗曲線,包含動應力、動應變、孔壓比時程曲線,對應試驗施加的應力比均為0.10。

圖2中對于動應力,在施加循環荷載的過程中,動應力基本可以保持等幅狀態,較完整模擬了等頻、等幅的正弦循環模式。對于動應變和孔壓比,動應變在施加荷載的初期和中期變化幅度不大,孔隙水壓力隨著循環次數的增加而累計增加,孔壓比也逐步上升;到了施加荷載后期,動應變迅速增大至5%以上,之后繼續急劇增大,伴隨著孔隙水壓力也繼續上升直至達到有效圍壓力,即孔壓比u/σ0達到1左右,表明試樣已達到初始液化的破壞狀態,終止試驗。不同埋深的各試樣在試驗過程中均發生了典型的液化破壞現象,初始判別為液化。在所有動應力水平下,4組16個試樣都能達到試驗初始液化狀態。

圖2 各試樣動應力、動應變和孔壓比時程曲線Fig.2 Time history of dynamic stress, dynamic strain and pore pressure ratio for each sample

圖3為以抗液化應力比σd/(2σ0)′和循環振動次數Nf之間的關系來表示的液化試驗結果。可以通過抗液化應力比曲線得到在不同地震烈度下粉細砂樣抗液化應力比,此處不同地震烈度對應不同等效循環振次[16],結果見表3。隨著抗液化應力比σd/(2σ0)′增加,土樣液化所需要的循環振動次數Nf減小;相同循環振動次數Nf下,土樣埋深越大,達到液化所施加的抗液化應力比σd/(2σ0)′越大。

圖3 各試樣抗液化應力比和液化循環振次的關系曲線Fig.3 Relation curves of liquefaction-resistance stress ratio and liquefaction cyclic vibration numbers for each sample

表3 不同地震烈度下試樣抗液化應力比Table 3 Liquefaction stress ratio of samples during different intensities of earthquake

3 試樣液化深度分析

3.1 液化判別方法

中國現行建筑抗震設計規范規定的最大液化判別深度為20 m,故該方法對于本次研究所選深度的試樣是不適用的。陳國興等[17]回顧總結了數十年來土壤液化評估的研究、發展和實踐經驗,國際上具有代表性的液化判別方法是循環剪應力判別法[18-19],其原理是將砂土中由振動作用產生的地震剪應力比(cyclic stress ratio,CSR)和土體抗液化強度(cyclic resistance ratio,CRR)進行比較。利用Seed等[18]提出的以動三軸試驗參數為指標建立的循環剪應力判別方法,分析不同深度處砂樣的液化可能性。同時,利用Youd等[19]以標貫擊數為指標的循環剪應力法對判別結果進行比較驗證。

3.1.1 基于動三軸試驗的判別方法

Seed等[18]首先提出了飽和無黏性土固結不排水的動三軸試驗判別液化的方法,稱為Seed-Idriss簡化法。該方法通過比較地震剪應力比(CSR)和土體抗液化強度(CRR)來判別土層地震液化的可能性,若CSR≥CRR,判別該土層可能液化,反之判別為不液化。

地震剪應力比CSR表達式[18]為

(1)

式(1)中:τav為地震時土層遭受的剪應力,kPa;γd為動應力折減系數;g為重力加速度,cm/s2;σv為上覆土豎向總靜應力,kPa;σ′v為上覆土豎向有效靜應力,kPa;αmax為地表水平向峰值加速度,cm/s2,本文設定地震烈度為Ⅵ、Ⅵ+、Ⅶ和Ⅷ時,取值分別50、75、125、200 cm/s2。

其中,動應力折減系數γd的計算方法[18]為

(2)

土體抗液化強度CRR表達式[18]為

CRR=Crσd/(2σ′0)

(3)

式(3)中:Cr為應力校正系數,據Seed-Idriss簡化法取值0.65,本文中振動三軸試驗結果需要此項修正,其他試驗如循環扭剪試驗等則不需要修正;σd/(2σ′0)是通過動三軸試驗得到的試樣抗液化應力比,見表3。

3.1.2 基于標貫擊數的判別方法

Youd等[19]在Seed-Idriss簡化法基礎上提出了改進的液化判別方法,簡稱NCEER標貫判別法。該方法考慮了土層的標貫擊數,其原理也是比較地震剪應力比(CSR)和土體抗液化強度(CRR)的大小。

NCEER標貫判別法中,地震剪應力比(CSR)的表達式同式(1),土體抗液化強度(CRR)以標貫擊數為主要參數,計算式[19]為

(4)

式(4)中:(N1)60為上覆壓力為100 kPa、錘擊能為60%的標貫擊數修正值。鉆孔標貫原位測試并經修正后得到各試樣土層從上至下標貫擊數分別為7、8、12、15。

3.2 不同深度試樣液化分析

結合表1和式(2),得到動應力折減系數γd、上覆土豎向總靜應力σv和上覆土豎向有效靜應力σ′v,進而利用式(1)得到各試樣在不同地震烈度下的地震剪應力比CSR,將結果列入表4中。

結合表3和式(3),表5得到本文動三軸試驗對應的各試樣在不同地震烈度下的抗液化強度CRR;根據式(4),得到NCEER判別法以標貫擊數為參數的土體抗液化強度值CRR。

表4 各試樣地震剪應力比Table 4 Seismic shear stress ratio for each sample

表5 各試樣抗液化強度Table 5 Liquefaction-resistance for each sample

通過比較表4和表5中CSR和CRR的大小,可判別各試樣是否液化。為更直觀地表現各試樣的液化可能性,利用Juang等[20]定義的抗液化安全系數Fs,表達式如下,

Fs=CRR/CSR

(5)

若Fs<1,土層可能液化;若Fs≥1,土層不液化。

表6列出了不同深度處試樣的液化判別結果,可見兩種判別方法結果相差不大。圖4為動三軸試驗判別方法和標貫判別方法的抗液化安全系數,即在豎直線Fs=1左側為液化,右側為不液化。結合表6和圖4知,當地震烈度為Ⅵ度、Ⅵ+度時,各埋深的砂層均不發生液化;當地震烈度Ⅶ度時,動三軸試驗判別土層最大液化深度至少為25 m,而標貫擊數判別認為最大液化深度至少為22 m;當地震烈度Ⅷ度時,前者判別土層液化深度達30 m,而后者判別最大液化深度達25 m。

表6 試樣液化可能性和液化深度Table 6 Liquefaction possibility and liquefaction depth for each sample

圖4 各地震烈度時不同判別方法的抗液化安全系數Fig.4 Liquefaction-resistance safety factor of different discrimination methods at different seismic intensities

無論哪種判別方法,對于同一埋深的砂土層,隨著地震烈度的提高,Fs相應減小,代表土層的液化的可能性增大;對于相同強度的地震烈度,隨著埋深的增加,Fs對應增大,表明液化的可能性隨埋深增大而減小。

4 結論

采用漢口某城市軌道交通工程場地埋深超過20 m的深層飽和粉細砂土為試驗材料,進行室內動三軸液化試驗,分析了深層粉細砂土地基的液化可能性和液化深度。得到如下主要結論。

(1)通過室內動三軸試驗,分析了漢口某場地深層飽和粉細砂樣液化特性,實驗驗證了深層飽和砂土動三軸試驗可發生典型的液化破壞現象,可初始判別為液化。

(2)基于動三軸試驗的液化判別原理與方法,探討了深層粉細砂土地基的液化可能性和液化深度,并將判別結果與NCEER推薦的標貫擊數判別結果進行比較驗證,證明了動三軸液化試驗結果的合理性,表明漢口該項目場地埋深超過20 m的飽和砂土地基存在地震液化風險,就本次研究4組共16個試樣而言,其液化深度在地震烈度Ⅶ度(約50年超越概率2%)、Ⅷ度(約100年超越概率2%)時分別至少可達到22 m和25 m。

由于飽和砂土取樣擾動及實驗室重塑制樣的不確定性,可能導致試驗結果及判別結果存在一定的誤差。研究表明,漢口某場地埋深超過20 m的飽和砂土在罕遇地震動作用下存在砂土液化的可能性,對于本地區飽和砂土的可能最大液化深度,后續還需要積累更多的試驗樣本綜合確定。本文結論僅為本地區抗液化處理深度提供參考,特別是對于重要的地下工程應引起足夠重視。