饱和砂土地基地震液化深度的试验研究

胡庆, 汤勇, 朱萌, 杨钢

(1. 中国地震局地震研究所(地震预警湖北省重点实验室), 武汉 430071; 2. 武汉地震工程研究院有限公司, 武汉 430071; 3.水利部长江勘测技术研究所, 武汉 430071)

土层地震液化会造成地基部分失去或全部失去抗剪力,进一步导致地基失效,从而对上部建筑结构造成破坏。中国在1966年邢台Ms6.8地震[1]后开始重视土壤地震液化研究,而1975年海城Ms7.3地震和1976年唐山Ms7.8地震[2]推动了地震液化的研究和应用。近些年来国内外数次大地震,如汶川地震[3-4]、新西兰地震[5-6]等因地震液化问题带来的损失愈发严重,因此地震液化一直是岩土地震工程学的热点课题。为了防范地震液化对地基和上部结构带来的破坏,需要评判在设定地震烈度下场地土液化的可能性。中国现行建筑抗震设计规范的液化判别方法以标贯击数为主要参数,数据来源于唐山地震等数次地震的现场液化调查结果,适用于埋深20 m以内饱和砂土和粉土液化判别[7]。随着城市地下空间的开发利用,越来越多开挖较深的城市地下重大工程,如过江隧道、城市轨道交通工程等,需要对埋深超过20 m以下的饱和砂土液化问题进行专门研究,以确定地基土的液化可能性及液化深度,进而采取合理的抗液化措施。

震害调查结果表明,埋深超过20 m的深层砂土地震液化现象是客观存在的[3-4]。对此,不少学者尝试寻求比较可靠的深层土液化判别方法,并取得了较有代表性的研究成果[8-9]。中国学者早在20世纪50年代就倡导利用动三轴仪进行液化研究。黄宣维等[10]对淤泥质砂土进行动三轴液化试验,分析了砂颗粒粒径、级配和淤泥含量对淤泥质砂土抗液化性能的影响。董策等[11]通过共振柱试验,研究了松原液化砂的动力特性及其抗震性能。王鸾等[12]通过大粒径动三轴试验,建立了人工场地吹填珊瑚土抗液化强度的估计方法。由此可见,利用动三轴试验在进行特定地区土层液化性能研究中是行之有效的。

砂土因成分、成因、埋藏环境等不同,其物理力学性质表现出较大的地域差异性。古汉口地区河汊纵横,第四纪全新世以来堆积了较厚的松散砂层。由于埋深超过20 m的砂土地震液化客观存在,且地震时地下结构的存在会加大可液化土体的地层变形[13],但中国抗震规范规定的液化判别深度最大深度20 m,使得工程实践中埋深超过20 m的砂土层往往被忽视其可液化性,这无疑对工程安全是不利的。此前对汉口地区的深层饱和砂土的地震液化研究鲜有报道[14],且地震时深层砂土因约束作用不会出现典型喷砂冒水等液化现象而难以识别是否液化[1]。鉴于此,基于穿越汉口地区的某城市轨道交通工程场地,利用动三轴仪,通过选取不同埋深的饱和砂土,在不同动应力水平下开展动三轴试验,获得各循环振动次数下试样抗液化应力比,探讨本地区深层饱和砂土的液化可能性及液化深度,为本地区工程实践抗液化处理深度提供有价值的参考。

1 试验方法

1.1 试验材料和试验设备

本项工作4件试样均为饱和粉细砂,取自汉口某地同一钻孔中埋深20～30 m的砂层,试验的基本物理力学指标见表1。

试验在中国地震局工程力学研究所土动力实验室完成,试验仪器为GDS(global digital systems)双向动三轴系统,该系统可施加轴向荷载最大值为10 kN,工作频率0.01～5 Hz,轴向位移100 mm,孔压量程2 MPa,轴向力控制精度为0.1%,位移控制精度为0.07%。该设备采用ADVDPC型高精度压力控制系统,配备自适应动态加载功能模块,试验动应力在整个循环加载过程中可基本保持等幅状态,能够实现稳定输出正弦模式动荷载。以往动三轴伺服电机在加载过程中多出现动应力随孔压增加而明显衰减的现象,该仪器系统可以克服这一缺点。

表1 土样基本物理力学指标Table 1 Main physical-mechanical indexes of the samples

1.2 试验方案

试验参照《土工试验方法标准(GB/T 50123—2019)》[15]关于振动三轴试验的规定进行。不同试样按控制统一干密度1.51 g/cm3制成,制样时对土样进行分层压实至指定干密度,制成的试样尺寸为 Ф50 mm×h100 mm(直径×高度)实心圆柱体。对试样进行CO2冲洗、水头饱和、反压饱和等操作,最后一级反压设置为280 kPa。当孔隙水压力系数B(即孔隙水压力增量与围压增量的比值)达到0.95以上并持续保持稳定,视为饱和完成。

饱和完成后,在试验前对试样进行固结,有效固结压力为100 kPa,固结时间4 h。试验在GDS系统自动控制下完成,对试样施加应力幅值恒定的正弦波的振动荷载,振动频率为0.5 Hz。当轴向应变大于等于5%或孔隙水压力大于等于周围压力时,视为试样液化,终止加载。利用GDS双向动三轴仪开展试验如图1所示。

对所选4件砂样开展循环振动液化试验,每件砂样均分为4个试样,分别在4个不同的动应力水平下进行,本次研究完成4组共16个试样的振动液化试验,试验时对各试样施加的动应力比列入表2中。

图1 GDS双向动三轴仪试验Fig.1 Test by GDS Bidirectional dynamic triaxial apparatus

表2 各试样施加动荷载水平Table 2 The dynamic load strength of each sample

2 试验结果

对所选取每件试样分别在表2中4个动应力水平下施加动荷载,进行循环振动液化试验,记录的主要试验数据有:孔隙水压力u、有效围压力σ0、动应力σd、动应变ε、液化循环振动次数Nf,孔压比u/σ0和抗液化应力比σd/(2σ0)′等。

图2为4组粉细砂试样的典型液化试验曲线,包含动应力、动应变、孔压比时程曲线,对应试验施加的应力比均为0.10。

图2中对于动应力,在施加循环荷载的过程中,动应力基本可以保持等幅状态,较完整模拟了等频、等幅的正弦循环模式。对于动应变和孔压比,动应变在施加荷载的初期和中期变化幅度不大,孔隙水压力随着循环次数的增加而累计增加,孔压比也逐步上升;到了施加荷载后期,动应变迅速增大至5%以上,之后继续急剧增大,伴随着孔隙水压力也继续上升直至达到有效围压力,即孔压比u/σ0达到1左右,表明试样已达到初始液化的破坏状态,终止试验。不同埋深的各试样在试验过程中均发生了典型的液化破坏现象,初始判别为液化。在所有动应力水平下,4组16个试样都能达到试验初始液化状态。

图2 各试样动应力、动应变和孔压比时程曲线Fig.2 Time history of dynamic stress, dynamic strain and pore pressure ratio for each sample

图3为以抗液化应力比σd/(2σ0)′和循环振动次数Nf之间的关系来表示的液化试验结果。可以通过抗液化应力比曲线得到在不同地震烈度下粉细砂样抗液化应力比,此处不同地震烈度对应不同等效循环振次[16],结果见表3。随着抗液化应力比σd/(2σ0)′增加,土样液化所需要的循环振动次数Nf减小;相同循环振动次数Nf下,土样埋深越大,达到液化所施加的抗液化应力比σd/(2σ0)′越大。

图3 各试样抗液化应力比和液化循环振次的关系曲线Fig.3 Relation curves of liquefaction-resistance stress ratio and liquefaction cyclic vibration numbers for each sample

表3 不同地震烈度下试样抗液化应力比Table 3 Liquefaction stress ratio of samples during different intensities of earthquake

3 试样液化深度分析

3.1 液化判别方法

中国现行建筑抗震设计规范规定的最大液化判别深度为20 m,故该方法对于本次研究所选深度的试样是不适用的。陈国兴等[17]回顾总结了数十年来土壤液化评估的研究、发展和实践经验,国际上具有代表性的液化判别方法是循环剪应力判别法[18-19],其原理是将砂土中由振动作用产生的地震剪应力比(cyclic stress ratio,CSR)和土体抗液化强度(cyclic resistance ratio,CRR)进行比较。利用Seed等[18]提出的以动三轴试验参数为指标建立的循环剪应力判别方法,分析不同深度处砂样的液化可能性。同时,利用Youd等[19]以标贯击数为指标的循环剪应力法对判别结果进行比较验证。

3.1.1 基于动三轴试验的判别方法

Seed等[18]首先提出了饱和无黏性土固结不排水的动三轴试验判别液化的方法,称为Seed-Idriss简化法。该方法通过比较地震剪应力比(CSR)和土体抗液化强度(CRR)来判别土层地震液化的可能性,若CSR≥CRR,判别该土层可能液化,反之判别为不液化。

地震剪应力比CSR表达式[18]为

(1)

式(1)中:τav为地震时土层遭受的剪应力,kPa;γd为动应力折减系数;g为重力加速度,cm/s2;σv为上覆土竖向总静应力,kPa;σ′v为上覆土竖向有效静应力,kPa;αmax为地表水平向峰值加速度,cm/s2,本文设定地震烈度为Ⅵ、Ⅵ+、Ⅶ和Ⅷ时,取值分别50、75、125、200 cm/s2。

其中,动应力折减系数γd的计算方法[18]为

(2)

土体抗液化强度CRR表达式[18]为

CRR=Crσd/(2σ′0)

(3)

式(3)中:Cr为应力校正系数,据Seed-Idriss简化法取值0.65,本文中振动三轴试验结果需要此项修正,其他试验如循环扭剪试验等则不需要修正;σd/(2σ′0)是通过动三轴试验得到的试样抗液化应力比,见表3。

3.1.2 基于标贯击数的判别方法

Youd等[19]在Seed-Idriss简化法基础上提出了改进的液化判别方法,简称NCEER标贯判别法。该方法考虑了土层的标贯击数,其原理也是比较地震剪应力比(CSR)和土体抗液化强度(CRR)的大小。

NCEER标贯判别法中,地震剪应力比(CSR)的表达式同式(1),土体抗液化强度(CRR)以标贯击数为主要参数,计算式[19]为

(4)

式(4)中:(N1)60为上覆压力为100 kPa、锤击能为60%的标贯击数修正值。钻孔标贯原位测试并经修正后得到各试样土层从上至下标贯击数分别为7、8、12、15。

3.2 不同深度试样液化分析

结合表1和式(2),得到动应力折减系数γd、上覆土竖向总静应力σv和上覆土竖向有效静应力σ′v,进而利用式(1)得到各试样在不同地震烈度下的地震剪应力比CSR,将结果列入表4中。

结合表3和式(3),表5得到本文动三轴试验对应的各试样在不同地震烈度下的抗液化强度CRR;根据式(4),得到NCEER判别法以标贯击数为参数的土体抗液化强度值CRR。

表4 各试样地震剪应力比Table 4 Seismic shear stress ratio for each sample

表5 各试样抗液化强度Table 5 Liquefaction-resistance for each sample

通过比较表4和表5中CSR和CRR的大小,可判别各试样是否液化。为更直观地表现各试样的液化可能性,利用Juang等[20]定义的抗液化安全系数Fs,表达式如下,

Fs=CRR/CSR

(5)

若Fs<1,土层可能液化;若Fs≥1,土层不液化。

表6列出了不同深度处试样的液化判别结果,可见两种判别方法结果相差不大。图4为动三轴试验判别方法和标贯判别方法的抗液化安全系数,即在竖直线Fs=1左侧为液化,右侧为不液化。结合表6和图4知,当地震烈度为Ⅵ度、Ⅵ+度时,各埋深的砂层均不发生液化;当地震烈度Ⅶ度时,动三轴试验判别土层最大液化深度至少为25 m,而标贯击数判别认为最大液化深度至少为22 m;当地震烈度Ⅷ度时,前者判别土层液化深度达30 m,而后者判别最大液化深度达25 m。

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

图4 各地震烈度时不同判别方法的抗液化安全系数Fig.4 Liquefaction-resistance safety factor of different discrimination methods at different seismic intensities

无论哪种判别方法,对于同一埋深的砂土层,随着地震烈度的提高,Fs相应减小,代表土层的液化的可能性增大;对于相同强度的地震烈度,随着埋深的增加,Fs对应增大,表明液化的可能性随埋深增大而减小。

4 结论

采用汉口某城市轨道交通工程场地埋深超过20 m的深层饱和粉细砂土为试验材料,进行室内动三轴液化试验,分析了深层粉细砂土地基的液化可能性和液化深度。得到如下主要结论。

(1)通过室内动三轴试验,分析了汉口某场地深层饱和粉细砂样液化特性,实验验证了深层饱和砂土动三轴试验可发生典型的液化破坏现象,可初始判别为液化。

(2)基于动三轴试验的液化判别原理与方法,探讨了深层粉细砂土地基的液化可能性和液化深度,并将判别结果与NCEER推荐的标贯击数判别结果进行比较验证,证明了动三轴液化试验结果的合理性,表明汉口该项目场地埋深超过20 m的饱和砂土地基存在地震液化风险,就本次研究4组共16个试样而言,其液化深度在地震烈度Ⅶ度(约50年超越概率2%)、Ⅷ度(约100年超越概率2%)时分别至少可达到22 m和25 m。

由于饱和砂土取样扰动及实验室重塑制样的不确定性,可能导致试验结果及判别结果存在一定的误差。研究表明,汉口某场地埋深超过20 m的饱和砂土在罕遇地震动作用下存在砂土液化的可能性,对于本地区饱和砂土的可能最大液化深度,后续还需要积累更多的试验样本综合确定。本文结论仅为本地区抗液化处理深度提供参考,特别是对于重要的地下工程应引起足够重视。