日本地震砂土液化破坏案例及抗液化处置措施

蔡 飞

（群马大学环境创生部门,桐生 日本 376-8515 ）

砂土液化是地震灾害的主要形式之一，可引起地基强度丧失。如何判别场地液化，以及如何采取有效的抗液化处置措施是需要不断探索的课题。日本是世界上地震与砂土液化灾害最为多发的少数国家之一，积累了丰富的工程经验。本文整理了砂土液化的历史文献记录，介绍了砂土液化产生的机制以及日本砂土液化判别方法和抗液化处置措施，以供中国国内相关工程人员参考。

1 砂土液化的相关历史记录

一般认为中国历史上有关地震比较明确的最早记载应该是在夏朝。《竹书纪年》提到“三十五年帝命夏后征有苗”“三苗将亡天雨血夏有冰地坼及泉”。《墨子19 章非攻下》写到“昔者三苗大乱，天命殛之，日妖宵出，雨血三朝，龙生于庙，犬哭乎市，夏冰，地坼及泉，五谷变化，民乃大振”。其中提到的“地坼及泉”指地震引起的地表开裂与喷水冒砂，喷水冒砂是典型的砂土液化现象。帝舜大约生活在公元前2 100 年，距今已有4 000 多年历史，这是中国有文字可考的最早地震记录，也是中国乃至世界有文字可考的最早砂土液化记录。

一些地质现象也是由砂土液化引起的。例如，北京西山门头沟发现的液化溢出丘被认为是因距今15.5 亿～14.5 亿年的一次特大地震而形成的[1]。美国犹他州柯达克罗姆盆地州立公园数十座或红或粉或白的砂石柱（有些高达50 m），其成因与侏罗纪发生的液化有关[2−3]。

砂土液化形成的砂脉可用于推测地震震级及其发生时间。几百年前的地震砂土液化可能在砂土层以上的土层内形成砂脉并保留下来，在考古及施工现场开挖2～3 m 厚的表层土后发现了不少这样的砂脉。图1 所示为日本大阪府守口门真市西三庄八云东遗址的液状痕迹，1596 年庆长伏见地震时液化层发生的变形清晰可见[4]。最近，在陕西西安张旺渠宋金遗址也发现了地震砂土液化产生的砂脉[5]。这些砂脉可用于推测地震震级及其影响范围，也可为场地液化判别提供参考。美国东部等地区进行核电站等重要建筑物的场地评估时需开挖深达10 m 左右的探槽，调查有无砂脉等砂土液化痕迹，并根据砂脉规模及其产生年代推测地震震级及其发生周期。

图1 大阪府守口门真市西三庄八云东遗址的液状痕迹[4]Fig.1 Sand dykes caused by liquefaction at the Nishisanso Yagumo-higashi site,Moriguchi-kadoma City,Osaka Prefecture[4]

砂土液化产生的喷砂及喷砂口与火山喷发及火山口相似，在古代就引起了较大的关注。1783年意大利南部墨西拿海峡附近发生的卡拉布里亚地震引发了大规模滑坡与砂土液化。为给后代留下详细的记录也为加深对地震的认识，教育家、政治家Domenico[6]出版了一本关于这次地震的专著，其中有图2 所示版画，画中两人正在探测直径达4 m 的大型喷砂口的深度。

图2 1783 年意大利卡拉布里亚地震引起的砂土液化的巨大喷砂口[6]Fig.2 Huge sand blow craters generated by liquefaction during the 1783 Calabrian earthquakes in southern Italy[6]

2 砂土液化机制

砂土液化是指在振动作用下，饱和的松散粉、细砂由于孔隙水压力上升，有效应力减小，砂土从固态转变为液态的现象。在振动作用下，饱和的松散粉、细砂颗粒有移动和振密的趋势，而在不排水条件下，土体承受的应力则从砂土骨架转向孔隙水，导致孔隙水压力升高。在地震等高频振动下，由于粉、细砂不能及时消散振动产生的孔隙水压力，导致孔隙水压力急剧增大。当超净孔隙水压力增大至有效上覆压力时，土体的有效应力降为零，土颗粒处于悬浮于水中的状态，砂土从固态转变为液态，即砂土发生液化。

3 砂土液化导致的各种破坏

砂土液化可导致多种形式的破坏。破坏主要由以下一个或多个原因引起：喷砂堆积物，孔隙水压力上升导致的抗剪强度降低，液化状态下的液体压力增大，孔隙水压力消散引起的沉降，场地侧移等。

3.1 喷砂堆积物

砂土液化后常发生喷水冒砂，堆积在道路上的砂土导致路面使用性能降低，严重时可造成交通瘫痪。图3 所示为志愿者在清除2011 年东日本大地震时因液化而堆积在浦安市道路上的砂土。砂土堆积于农田（特别是水田）可导致可耕种性降低。如图4 所示，蓟野遗址从11 世纪到15 世纪有人类生活的痕迹，在15 世纪末期的人类生活地层中发现有喷砂堆积的痕迹，而之后人类生活的痕迹就从该遗址消失了[4]，这说明大面积的喷砂堆积迫使村民不得不迁移他乡生活。

图3 东日本大地震后志愿者在清除因液化而堆积在道路上的砂土（jiji.com）Fig.3 Volunteers are removing the sand accumulated on roads due to liquefaction after the Great East Japan earthquake (jiji.com)

图4 四万十市蓟野遗址液化痕迹说明图[4]Fig.4 Schematic view of liquefaction trace at the Azono site in Shimanto City[4]

3.2 抗剪强度降低

砂土液化后其抗剪强度几乎为零，地基承载力大幅下降，浅基础大重量的建筑物发生沉降及倾斜。1964 年新潟地震时，新潟市内1530 栋钢筋混凝土建筑中189 栋建筑尽管建筑结构完全没有受损，但因液化导致地基承载力急剧下降而发生下沉和倾斜[7]，图5 所示为受灾最严重的川岸町公寓楼。

图5 1964 年 新潟地震时倾倒的川岸町公寓Fig.5 Apartments collapsed at Kawagishi-cho,Niigata City during the 1964 Niigata earthquake

地基液化也会导致填土路基和河堤产生很大的沉降甚至破坏。图6 所示为2007 年中越冲地震时砂土液化导致的路堤破坏，图中烟囱也因地震而折断。图7 所示为2007 年中越冲地震时砂土液化导致的河堤沉降，该处为河道人工裁弯取直时填埋旧河道而修建的河堤，尽管河堤质量较好，但因地基液化河堤发生高达约1.5 m 的整体沉降。如果河堤发生大的沉降导致堤顶高程低于河水位，则会发生溢流，淹没堤后城镇与农田，造成严重的次生灾害。

图6 2007 年中越冲地震时液化导致的路堤破坏Fig.6 Embankment damaged by liquefaction during the 2007 Niigata Chuetsu-Oki earthquake

图7 2007 年中越冲地震时液化导致的河堤沉降Fig.7 River bank subsidence caused by liquefaction during the 2007 Niigata Chuetsu-Oki earthquake

斜坡内部发生液化甚至只是超静孔压上升，也会导致土体抗剪强度降低，斜坡稳定系数减小，严重时发生流滑，其滑动距离远超一般的滑坡。由于斜坡内部超静孔压的重新分布需要一定的时间，所以这类滑坡有时会在地震停止后发生。图8 所示Lower San Fernando 大坝滑坡根据目击者证言就是发生在地震后60 s[8]。2018 年印度尼西亚帕卢（Palu）发生的超剪切地震[9]导致Petobo 等4 个地区因砂土液化而发生大规模流滑，造成大量人员伤亡和房屋破坏，其中Petobo 地区的破坏最为严重，流滑影响面积高达1.64 km2，近2 000 人死亡，3 300余间房屋遭到破坏[10]。

图8 1971 年San Fernando 地震时砂土液化引发的Lower San Fernando 大坝滑坡Fig.8 The Lower San Fernando Dam landslide caused by liquefaction during the 1971 San Fernando earthquake

3.3 液化状态下的液体压力增大

砂土液化后其力学特性与液体相似，且液体密度为原土体密度，约为1.9～2.0 g/cm3（也即为水的密度的两倍）。因此，液化土体中的物体所受浮力约为地震液化前的两倍，此外液化砂土几乎没有抗剪强度。这两大原因导致地下的输气管道、上下水管道与人孔、罐体、水箱、停车场等可能发生上浮。图9 所示为1964 年新潟地震时因砂土液化而上浮的刚完工的空地下水箱。液化也经常导致人孔上浮，与人孔相连的管道开裂，液化砂土涌进管道，这些因素都会增加震后管道修复的困难[11]。

图9 1964 年新潟地震时因砂土液化而上浮的地下水箱Fig.9 An empty concrete tank floated up from just below ground level due to liquefaction during the 1964 Niigata earthquake

砂土液化后其力学特性近似于液体，从而使作用在港口岸墙上的水平向净土压力（即墙后与墙前水平向土压力差）增大到地震前的3 倍左右，导致岸墙产生大的水平位移与倾斜。1995 年阪神大地震时神户港的两个人工岛都发生了大面积砂土液化，导致人工岛四周的码头岸墙水平与垂直方向发生很大的变形[12]。图10 所示为两个人工岛之一的六甲（Rokko）人工岛因砂土液化导致的码头岸墙变形破坏的状况。由图10 可知，岸墙水平方向变形最大达5.2 m，垂直方向变形最大达2.2 m；巨大的变形导致沉箱岸壁向外侧严重倾斜，起重机及其他港口设备遭到严重损坏。沉箱基础的液化也是沉箱倾斜的一个重要原因。尽管岸壁沉箱发生了很大的位移及倾斜，图中所示沉箱箱体结构完好，可在震后重建时再利用。

图10 阪神大地震时砂土液化导致的人工岛码头岸墙变形（上）水平位移分布，（中）沉箱岸墙破坏照片，（下）沉箱岸墙断面的变形Fig.10 Quay wall failure of two reclaimed islands caused by liquefaction during the Great Hanshin Earthquake(top) Horizontal displacement distribution,(middle)photo of damaged quay wall,(bottom) deformation of the caisson-type quay wall

3.4 超静孔压消散引起的沉降

地震时砂土地基中超静孔压上升至有效上覆压力时，有效应力降为零，砂土完全液化；地震时砂土地基中累积的超静孔压在地震后逐渐消散，从而引起地基的沉降及不均匀沉降。不均匀沉降导致建筑物倾斜大于6/1000 时，室内人员就会感到明显不适[13]。如图11 所示，2011 年东日本大地震后茨城县稻敷市利根川附近的住宅因地基砂土液化而产生了约1 m 的沉降，其中部分沉降应该是由震后超静孔压消散造成的。如果建筑物基础为桩基础，其周围场地因液化而沉降，而建筑物因桩基础没有发生沉降或沉降很小，建筑物与周围地面就会产生相对高差，建筑物的地下管线等发生变形甚至破裂，这些因素均会降低建筑物的使用性能。如图12 所示，2011 年东日本大地震时因场地液化及沉降导致JR 新浦安站前电梯间凸出于地面，电梯在长时间内不能使用。

图11 茨城县稻敷市利根川附近的住宅因砂土地基液化而发生较大沉降Fig.11 Residential buildings along the Tone River in Inashiki City,Ibaraki Prefecture,have significantly settled due to liquefaction of sandy ground

图12 JR 新浦安站前场地因液化沉降导致电梯间凸出于地面Fig.12 The elevator of the JR Shin-Urayasu Station stood out from the ground that settled due to liquefaction

3.5 场地侧移

倾斜场地在砂土液化后常发生大的侧移，水平场地也可能产生大的侧移，从而导致桩基和埋管等线状构造物被破坏。如图13 所示，1964 年新潟地震20 年后重建NHK 新潟大楼时，整根拔出直径30 cm的离心混凝土管桩后发现这些桩在新潟地震时发生了整体破坏，其破坏位置与液化层的上下界面深度基本一致，桩向东南方向变形达1～2 m，这与附近场地的侧移量非常相近[14]。

图13 新潟地震时砂土液化导致的NHK 新潟建筑物桩基破坏（上）桩基破坏的建筑物周围场地因液化产生的水平位移，（中）桩基破坏照片，（下）桩基破坏位置与液化层的关系Fig.13 Pile foundation failure of NHK Niigata Building caused by liquefaction during the Niigata earthquake,(top) Ground horizontal displacement around the building due to liquefaction,(middle) photo of pile foundation failure,(bottom) pile foundation failure location and liquefied layer

临空面坡比愈大、地表坡度越陡，砂土液化引起的场地侧移愈大。大的场地侧移导致桩基产生大的水平位移甚至发生落梁。如图14 所示，新潟地震时砂土液化导致昭和大桥梁板坠落[15−16]。据目击者称梁板坠落发生在地震结束之后[15]，这说明场地侧移是发生梁板坠落的主要原因。砂土液化导致的桩基水平方向承载力降低也应该对梁板垮塌的发生有一定的影响。

图14 新潟地震时砂土液化导致昭和大桥梁板坠落Fig.14 Collapse of Showa Bridge due to liquefaction during the Niigata earthquake

4 砂土液化的判别

4.1 砂土液化的初步判别

根据微地形和场地形成过程可以初步判别砂土液化的可能性[17]。易发生砂土液化的微地形如图15 所示，包括：1）新近填土造地；2）旧河道及旧沼泽地；3）河道沿岸（特别是经常泛滥堆积地方）；4）海岸沙丘山麓，沙丘与沙丘间低地；5）过去发生过液化的场地等[18]。

图15 易液化的微地形Fig.15 Geomorphic conditions and land history susceptible to liquefaction

图16 所示为 2011 年东日本大地震关东地区液化场地分布情况[19]，液化主要发生在东京湾沿岸填土造地形成的场地[20]与利根川河道两侧沿岸地区，内陆旧河道及低洼处填土造地形成的场地也有液化发生。图17 所示为1964 年新潟地震液化场地分布情况，液化主要发生在信浓川旧河岸、旧河道、沙丘背后及沙丘间低地等处[21]。最新的一些研究[22−23]也证明了根据微地形和场地形成过程初步判别场地液化的有效性。

图17 1964 年新潟地震液化场地分布Fig.17 Liquefied sites during the 1964 Niigata earthquake

4.2 砂土液化的简易判别

日本各行业有各自的液化判别规范。土木行业砂土液化判别主要采用道路桥梁抗震设计规范[24]规定的方法，对同时满足以下3 个条件的冲积土层进行液化判别。

1）地下水位在地表面以下10 m 以内，且地表深度小于20 m 的饱和土层；

2）细粒土含量Cf小于35%，或Cf大于35%但塑性指数IP小于15%的土层；

3）50%粒径D50小于10 mm，且10%粒径D10小于1 mm 的土层。

液化判别的流程见图18。如图18 所示，当抗液化安全系数FL≤1时，场地液化，否则不液化。抗液化安全系数定义为液化强度比R与循环剪应力比L之比：

图18 砂土液化判别流程图Fig.18 Flowchart of liquefaction evaluation

式中液化强度比（也称动剪强度比）R等于循环三轴强度比RL与地震特性修正系数cW之积。

地震特性修正系数取决于地震级别和地震类型。地震级别1（中等规模的地震）和地震级别2（大规模地震）中的I 类地震（海沟型地震）的地震特性修正系数cW=1，而地震级别2 中的II 类地震（内陆型地震）的地震特性修正系数根据循环三轴强度比RL由下式计算。

循环三轴强度比RL可根据实测标贯击数N、有效上覆压力σ′v0、细粒含量Cf（粒径75 μm 以下的土质量百分数，单位%）等按下列公式计算。

式中：N1为经过有效上覆压力修正的标贯击数，即修正为有效上覆压力为100 kPa 的标贯击数；Na为经过细粒含量修正的标贯击数；为标贯击数的细粒含量修正系数；D50为平均粒径（mm）。

干净砂的Cf<10%，Na=N1。对干净砂，如图19[25]所示，式（4）可较好地拟合冻结法取样获得的原状砂土试样的循环三轴强度比与经过有效上覆压力修正的标贯击数N1的关系。

图19 干净砂的循环三轴强度比RL 与上覆有效压力修正后的标贯击数N1 的关系Fig.19 Liquefaction strength ratio of clean sands vs.N1,the SPT blow count corrected by effective overburden pressure

不同地震级别和地震类型的地震循环剪应力比均按下式计算。

式中：cz为地震区域调整系数，其值在0.7 与1.2 之间；kghL0为用于液化判别的地面设计水平地震系数标准值；cz和kghL0的值可根据场地类别、地震级别及地震类型查表确定；rd为地震循环剪应力比深度方向折减系数；σv为总上覆压力；为有效上覆压力；z为地表深度。

抗液化安全系数不仅用于判别液化，也用于确定液化状态下砂土的地基反力系数、地基反力上限值以及土与结构界面最大摩擦力等力学参数[24]。即使FL<1.0,FL=0.9与0.5 的液化砂土的力学参数应该有一定的差别，这种差别在道路桥梁抗震设计规范中采用一个折减系数来反映。该折减系数可根据抗液化安全系数、地表深度及液化强度比查表确定，其值在0 到1 之间。换言之，即使是液化的砂土，也可能存在一定的地基反力，因此与不考虑液化砂土地基反力的抗震设计相比，可在确保工程安全的条件下降低工程造价。

5 抗液化处置措施

抗液化处置措施可分为两大类，一是防止液化发生，二是容许发生液化而依靠桩基等结构抵抗液化[26]。

5.1 防止液化发生

防止发生液化的处置措施可进一步分为2 类：1）改善土体性质；2）改善应力应变与孔压等的条件降低液化发生的可能性[26]。

改善土体性质可以通过以下4 类地基加固方法实现：1）提高砂土密度；2）添加胶结材料；3）改善颗粒粒度分布；4）降低砂土饱和度。

砂土密度（相对密度）愈高，砂土液化强度愈大，当相对密度大于60%时，液化强度随相对密度的提高而急剧增大，因此提高砂土密度是一种有效的抗液化处置措施，其施工方法包括（a）振动或静压挤密砂桩法、（b）振动加密法、（c）强夯法、（d）振冲挤密法、（e）压入灌浆法、（f）表层地基夯实法、（g）碾压加密、（h）爆破加密、（i）挤密群桩（木桩等）、（j）挤密石灰桩、（k）加载预压等。

添加胶结材料是将砂土等松散材料胶结成为具有一定黏结强度的材料，提高其液化强度，其施工方法包括（a）深层搅拌、（b）表层混合、（c）注浆、（d）事前混合、（e）高压喷射搅拌等。

改善颗粒粒度分布主要通过置换土层实现。

降低砂土地基饱和度可以通过设置降水井及排水沟降低地下水位，或通过注入空气使地下水位以下的地基处于不饱和状态等方法来实现。

改善应力应变与孔压等的条件可通过抑制及消散振动引起的超静孔压，抑制振动引起的土体剪切变形及阻断震动引起的超静孔压来实现。抑制及消散振动引起的超静孔压的方法包括：（a）设置碎石桩及排水板等柱状排水体；（b）人孔四周设置柱状排水体；（c）打设带排水功能的钢板桩及钢管桩。抑制震动引起的土体剪切变形及阻断振动引起的超静孔压的方法包括（a）地下连续墙、（b）网格状深层搅拌、（c）板桩墙等。

5.2 依靠桩基等结构抵抗液化

容许发生液化而依靠桩基等结构抵抗液化的代表性方法包括：1）使桩基础深至坚固地层；2）加大桩基础、条形基础或筏状基础的尺寸；3）防止发生埋设物上浮的桩基、钢板桩及锚杆等；4）设置地下管道的可变形接管来吸收土体变形，防止液化导致的破坏；5）加筋土。

图20 所示为日本一些常用的抗液化处置措施的工程造价[27]。由图20 可知，振动挤密砂桩的工程造价最低，适用于大面积液化场地加固。为降低挤密砂桩的施工噪声需采用静压挤密砂桩，尽管与振动挤密砂桩相比工程造价有所增加，但与深层搅拌相比工程造价仍较低。另外一种比较常用的抗液化处置措施为深层搅拌桩，桩与桩相连形成网格状地基加固，地震时格栅内砂土的剪切变形受限，从而防止液化的发生，更好地控制地震引起的沉降。

图20 日本一些常用抗液化处置措施的造价[19]Fig.20 Cost of some measures for liquefaction mitigation commonly used in Japan[19]

抗液化处置措施的效果可通过振动台[28−29]及动离心机等室内模型实验[30−31]、数值分析[30,32−34]以及工程实例进行验证。

5.3 成功工程案例

东京迪士尼乐园主题公园和神户美利坚东方大酒店为日本两个有名的抗液化处置措施的成功案例。

东京迪士尼乐园主题公园在建设时采用挤密砂桩法对有可能液化的冲积砂层及粉土层进行了全层地基加固，地基加固深度达15 m[35]。因此，2011 年东日本大地震时尽管其相邻的区域发生了严重的砂土液化，而东京迪士尼乐园主题公园却没有发生砂土液化也没有受到损害。然而，没有进行地基加固的东京迪士尼海洋公园部分停车场发生了砂土液化，如图21 所示，有二三十辆车被喷砂掩埋而动弹不得。

图21 （上）东京迪士尼公园位置图，（下）东京迪士尼海洋公园部分停车场液化后的景象Fig.21 (top) Location of Tokyo Disney parks,(bottom) part of parking area of Tokyo Disney Sea liquefied during the 2011 Great East Japan Earthquake

神户美利坚公园东方大酒店建于神户港海边，如图22 所示，采用网格状深层搅拌桩作为抗液化处置措施，每个网格间距为8～24 m，1995 年日本阪神大地震时该酒店即将竣工。阪神大地震导致酒店周围的护岸因液化而完全坍塌，酒店主体建筑因采取了抗液化处置措施未遭到破坏。震后开挖观察格栅内的砂土，未发现液化痕迹，这表明网格状深层搅拌桩作为抗液化处置措施是有效的[36]。

图22 （上）神户美利坚公园东方大酒店，（中）神户美利坚公园大酒店位置图，（下）地基加固Fig.22 (top) Kobe Meriken Park Oriental Hotel,(middle)Location of Kobe Meriken Park Hotel,(bottom)Ground improvement

6 结论

砂土液化是地震灾害的主要形式之一，可造成巨大的经济损失和人员伤亡。本文概述砂土液化的历史记录，简介砂土液化的机制与日本场地液化判别的最新方法及抗液化处置措施，以供相关工程人员参考。根据微地形及场地形成过程可初步判别场地液化的可能性。抗液化安全系数不仅可用于液化的简易判别，也可用于确定液化状态下砂土的力学参数，据此进行抗液化处置措施的设计有可能降低工程造价。挤密砂桩和网格状深层搅拌桩是日本常用的两种抗液化处置措施，各有其优点与特点，也有许多成功的工程案例，可按需选用。