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饱和黄土场地原位试验及液化势评价
饱和黄土场地原位试验及液化势评价
董林*1,2) 严武建1,2) 夏坤1,2) 李少华1,2) 刘琨1,2)
1)中国地震局兰州地震研究所,黄土地震工程重点实验室,兰州 730000;
2)甘肃省岩土防灾工程技术研究中心,兰州 730000
 [收稿日期]: 2018-01-03
摘要

目前,主要依靠室内动力试验对黄土液化势进行评价。由于黄土特殊的结构性,室内试验对其饱和的过程较为复杂,且与实际场地饱和黄土差异明显,导致室内黄土液化试验结果并不能代表现场饱和黄土的抗液化强度。本文选取兰州市西固区寺儿沟村某饱和黄土场地进行钻孔测试,现场实施了标准贯入试验、静力触探试验以及剪切波速测试。应用Robertson的土类指数分类图对该场地不同含水率黄土的土类进行了界定,确定了饱和黄土属于类砂土,有液化势。应用NCEER推荐方法,计算了3组原位试验数据的饱和黄土循环抗力比(CRR),通过与1976年唐山地震和1999年集集地震液化土CRR对比,得出了饱和黄土抗液化强度很低的结论。



引言

饱和黄土甚至高含水率的黄土在地震作用下会发生液化,该结论已在室内动力试验和古地震的调查中得到了证实(王兰民等,2003)。然而,古地震黄土液化实例较少,且基本都是黄土液化与边坡滑坡的耦合效应,液化与滑坡相互影响、相互促进,孰先孰后实难查明(王家鼎等,2001)。廖胜修等(2007)报道了一些强夯、打桩施工过程造成的饱和黄土液化现象,但是只对现象进行了描述,没有评价液化势的实际数据。因此,现阶段对黄土液化势的评价只能依靠室内动力试验。然而,由于黄土特殊的结构性,其饱和过程较为复杂(王谦等,2013)。并且,室内饱和过程只加20kPa的围压,与现场饱和过程差异显著,现场较大的上覆压力会使黄土首先发生湿陷,改变其原有微结构。也就是说,室内饱和黄土并不是现实中的“饱和黄土”。这就导致了室内液化试验结果不能代表现场饱和黄土的抗液化强度。

1999年中国台湾集集地震和土耳其科贾埃利(Kocaeli)地震发生后,细粒土地震液化与震陷灾害日益得到重视。Boulanger等(2004)依据塑性指数将细粒土分为类砂土与类黏土,并将前者造成的地震破坏现象仍然称为“液化”,而将后者造成的破坏现象称为“循环破坏”。按塑性指数划分,绝大多数黄土属于砂质粉土和黏质粉土,正好处于类砂土与类黏土之间的模糊地带。因此,界定黄土的土类对评价黄土液化势至关重要。

本文对兰州市西固区某饱和黄土场地进行了钻孔测试,现场试验包括标准贯入试验、静力触探试验以及剪切波速测试,以静力触探试验结果对不同含水率黄土的土类进行了界定,并且应用NCEER推荐方法,计算了3组原位试验数据的饱和黄土循环抗力比(CRR),通过与唐山地震和集集地震液化土CRR对比,给出了饱和黄土液化势的定量描述。

1 试验场地和仪器
1.1 试验场地

20世纪50年代初,兰州市西固地区地下水贮存于卵石层中,50年代后期至80年代初,地下水位快速上升,形成以福利路—西固城为中心,呈环带状分布的地下水位上升区,上升区波及整个Ⅱ级阶地。以阶地后缘上升最为强烈,前缘较弱,福利路—西固城一带上升幅度最大,累计达6—10m(王立平等,2008)。

本文选取了兰州市西固区临洮街寺儿沟村场地进行现场钻孔测试。该场地地貌单元属黄河南岸Ⅱ级阶地,位于上述福利路—西固城环带状后缘地区。钻孔显示地下水位为27m,水位以下有4m厚的饱和黄土层,且钻取岩芯样显示19m以下黄土含水率较大,呈软塑状态。现场钻孔采用回转钻进的方式,并用岩芯管取样鉴别地层。自地层3m以下每隔2m进行1次标准贯入试验,待钻孔作业完成,以XG-I悬挂式波速测井仪进行钻孔剪切波速测试,测试顺序自下而上,测点深度间隔1m。场地钻孔柱状图见图 1,其中标贯击数未经杆长修正。


图 1 饱和黄土场地钻孔柱状图 Fig. 1 Borehole profile of saturated loess site
1.2 试验仪器

本次试验采用了中国地震局兰州地震研究所新近购置的静力触探试验设备,该设备由荷兰a.p.van den berg公司生产的静力触探系统与沈阳探矿机械厂改装的钻探车组成。利用钻探车提供贯入力,而试验主要使用荷兰的钻杆、Icone数字探头及数据传输采集系统。钻探车的触探系统可提供200kN的贯入力和240kN的起拔力,贯入速度为0.5—1.6m/min(可调),油泵额定压力为16MPa(最高为20MPa),拧锚扭矩为4000N·m,锚机转速4rad/min。

Icone数字探头是完全数字化的测试系统,在探头中内置了24位分辨率的AD转换器、微处理器和16MB存储器,能够保存和传输数字信号。完全数字化的Icone探头采用4芯电缆传输所有测量的土壤参数信号,避免了因电缆长度和电缆接头造成的信号损失。Icone探头具有高于电测探头10倍的分辨率和1级标定精度,是目前为止精度最高的静力触探仪,且其采用高硬度钢材,更坚固耐用,更耐磨损。

静力触探设备如图 2所示,探头如右图,规格符合国际标准,锥角为60°,锥底直径为35.7mm,锥底截面积为10cm2,侧壁摩擦筒表面积为150cm2。本次试验主要测定锥尖阻力qc、侧摩阻力fs


图 2 静力触探试验设备 Fig. 2 Cone penetrometer equipment
2 试验结果和分析
2.1 孔压静力触探测试(CPT)试验数据

场地孔压静力触探测试(CPT)的原始数据见图 3。对比钻孔柱状图 1,5—7m含煤渣杂填土层锥尖阻力与侧摩阻力明显较大,另外,由于该场地深层黄土(17m以下)偶含砾石,使锥尖阻力多次出现峰值,结合侧摩阻力波动幅值相对锥尖阻力较小的特点,可知确为砾石所致(蔡国军等,2006)。


图 3 场地CPT测试结果 Fig. 3 CPT test results of loess site

为方便分析计算,对图 3锥尖阻力进行土层分层,结合钻孔柱状图,不考虑填土层而着重考虑黄土含水率的变化,分层结果见图 4


图 4 场地CPT土层分层 Fig. 4 CPT soil layer profile of loess site
2.2 试验结果对比

按照图 4土层分层,对各层黄土锥尖阻力求平均值,并将其与实测标贯击数、剪切波速结果绘出随深度变化的散点图,见图 5。图中,3个指标从趋势上高度吻合,相互验证了试验结果的可靠性。其中,剪切波速随深度的变化显示出最好的规律性。深度小于20m时黄土的剪切波速线性增大,体现了上覆压力的影响。深度为20—27m时黄土含水率较大直至饱和,由于黄土的水敏性,剪切波速又线性减小。27m以下,黄土饱和,剪切波速明显小于水位线以上的黄土,并且随着深度增加又线性增大。需要注意的是,由于受到少量砾石的影响,锥尖阻力指标没有剪切波速指标的效果好,而标贯试验自上而下的离散性都较大。


图 5 原位试验结果对比 Fig. 5 Comparison of test results of three in-situ

另外,水位上下黄土力学指标的差值中,标贯击数最大,剪切波速最小,锥尖阻力居中,体现了3个指标力学意义的不同。标贯试验土体应变最大,静力触探试验次之,而剪切波速为小应变无损测试,应变最小,体现了饱和黄土在不同应变扰动下的强度衰减。

2.3 基于CPT指标的黄土土类

刘松玉等(2013)对江苏省典型地质成因场地进行了大量的孔压静力触探(CPTU)测试,分析比较了国际上常用的7种CPTU土分类方法,发现Robertson等(1998)建立的基于CPT指标的土质分类图(图 6)及液化判别方法准确度最高,且与中国标准的土类较接近。该方法构建土类指数Ic,归一化锥尖阻力Q和归一化摩阻比F

$ {I_{\rm{c}}} = {\left[ {{{(3.47 - \lg Q)}^2} + {{(1.22 + \lg F)}^2}} \right]^{0.5}} $ (1)
$ Q = \left[ {({q_{\rm{c}}} - {\sigma _{{\rm{v0}}}})/{P_{\rm{a}}}} \right]\left[ {{{({P_{\rm{a}}}{\rm{/}}{{\sigma '}_{{\rm{v}}0}})}^n}} \right] $ (2)
$ F = \left[ {{f_{\rm{s}}}/({q_{\rm{c}}} - {\sigma _{{\rm{v0}}}})} \right] \times 100\% $ (3)

图 6 Robertson土类指数分类图 Fig. 6 CPT-based soil behavior-type chart proposed by Robertson

其中,qc为锥尖阻力;fs为侧壁摩阻力;${\sigma _{{\rm{v0}}}}$为总上覆压力;${{{\sigma '}_{{\rm{v}}0}}}$为有效上覆压力;Pa为1个标准大气压。式(2)中,n值从砂土到黏土取0.5—1.0,具体确定方法如下:首先假设n取1.0,由公式(1)—(3)计算Ic,若Ic>2.6,则土为黏土,n即为1.0;若Ic<2.6,则改取n为0.5,带入公式重新计算Ic,如果新的Ic<2.6,则n确为0.5,若新的Ic>2.6,则应取n为0.7,并再次重新计算Ic。该场地黄土土类指数计算结果见表 1(其中Rf为摩阻比),黄土在土质分类图上的位置见图 7


图 7 黄土土类指数分类图 Fig. 7 CPT-based loess soil behavior-type chart
表 1 黄土CPT土类指数 Table 1 loess soil behavior-type index

对比图 6,该场地黄土属于砂质粉土和黏质粉土,现场取样室内土工试验显示该场地黄土塑性指数介于6.2—8.7,黏粒含量介于16.9%—18.1%,可以说土分类非常准确。并且,黄土主要位于图 6正常固结右侧,正好体现了黄土Q3的地质年代。

图 7中,随着深度20m以下黄土含水率逐渐变大,首先表现出摩阻比变大。因为干黄土即使黏粒含量较大,黏性却不显现,只有含水量增大,黏性才能逐渐表现出来。而27m以下的饱和黄土,由于其具有水敏性,锥尖阻力显著减小,表现出土类指数Ic明显增大。CPT土分类图既反应土的可塑性,又反映了土的强度(Olsen,1994)。即2个塑性指数相同的土,若强度不同,则土分类很可能不同。

Boulanger等(2004)依据塑性指数将细粒土分为类砂土与类黏土,并将前者造成的地震破坏现象仍然称为“液化”,而将后者造成的破坏现象称为“循环破坏”。据此划分原则,建议对前者仍然采用Seed简化方法判别液化,而对后者仿照Seed简化方法,结合黏土力学特性,建立了类黏土“循环破坏”判别准则。Boulanger等对类砂土和类黏土的划分并不确切,其中塑性指数4—7(对应中国的塑性指数7—10,即黏质粉土)被认为是类砂土与类黏土的过渡带,比较模糊。

黄土按照塑性指数划分属于砂质粉土和黏质粉土,而黏质粉土正好位于上述过渡带内,对于其地震破坏现象是否属于“液化”,尚存在疑问。表 1中,饱和黄土的2个点的土类指数Ic为2.197和2.171。根据CPT土质分类,土类指数Ic=2.6,是类砂土和类黏土的分界(Robertson等,1998Ku等,2010刘松玉等,2013),则饱和黄土确定属于“类砂土”,可对其评价液化势。

3 饱和黄土CRR评价

Robertson的CPT液化判别方法是NCEER推荐方法(Youd等,2001),由公式(1)—(3)确定了应力指数n之后,通过下列公式对锥尖阻力qc进行上覆有效压力修正:

$ {q_{c1N}} = {C_Q}({q_c}/{P_a}) $ (4)
$ {C_Q} = {({P_a}/{{\sigma '}_{v0}})^n} $ (5)

对于含细粒土,按下式计算等价纯净砂锥尖阻力:

$ {({q_{c1N}})_{cs}} = {K_c}{q_{c1N}} $ (6)

其中,当Ic≤1.64或1.64<Ic<2.36且F≤0.5%,取Kc=1.0;对于图 6Ic<2.6的其他区域,则Kc按下式计算:

$ {K_c} = - 0.403{I_{\rm{c}}}^4 + 5.581{I_{\rm{c}}}^3 - 21.63{I_{\rm{c}}}^2 + 33.75{I_{\rm{c}}} - 17.88 $ (7)

Kc值确定后,则可得到(qc1N)cs。对于MW 7.5的地震,CRR7.5可表示为:

$ CR{R_{7.5}} = 0.833\left[ {{{({q_{c1N}})}_{cs}}/1000} \right] + 0.05\;\;\;\left({{{({q_{c1N}})}_{cs}} < 50} \right) $ (8)
$ CR{R_{7.5}} = 93{[{({q_{c1N}})_{cs}}/1000]^3} + 0.08\;\;\;\left({50 \le {{({q_{c1N}})}_{cs}} < 160} \right) $ (9)

该场地2个饱和黄土CPT测点的计算结果见表 2

表 2 饱和黄土循环抗力比 Table 2 Cyclic resistance ratio of saturated loess

另外,按照NCEER推荐的标准贯入试验(SPT)液化判别方法(Youd等,2001),对图 5中2个饱和黄土的SPT测点计算CRR,得到的结果为0.056和0.058。按照NCEER推荐的Andrus等(2000)的剪切波速液化判别方法,对图 5中4个剪切波速测点计算CRR,结果为0.085、0.091、0.092和0.093。

对比1999年集集地震和1976年唐山地震液化土CRR,集集地震液化土基于CPT指标的CRR为0.058—0.188(Ku等,2004),基于SPT指标的CRR为0.064—0.481(Hwang等,2001),唐山地震液化土基于CPT指标的CRR为0.063—0.479(Moss等,2011)。比较可知,饱和黄土的抗液化强度较低,甚至很低。

4 结论

本文通过CPT试验界定了黄土土类,应用NCEER推荐方法,对锥尖阻力、标贯击数、及剪切波速3个原位指标计算了饱和黄土循环抗力比CRR,通过与集集地震、唐山地震液化土CRR对比,描述了饱和黄土的抗液化强度。得出主要结论如下:

(1)由于受到黄土中少量砾石的影响,锥尖阻力没有剪切波速指标的规律性好。该场地深度小于20m处黄土剪切波速呈线性增长,深20—27m时黄土含水率逐渐变大,由于其水敏性,黄土剪切波速线性减小。在27m以下,黄土饱和,剪切波速明显小于水位以上的黄土。

(2)在水位线上下的黄土力学指标差值中,标贯击数最大,剪切波速最小,锥尖阻力居中,体现了饱和黄土在不同应变扰动下的强度衰减。

(3)由于黄土含水率不同,在CPT土质分类图上的位置不同,随着含水率增大,首先表现为黏性更大,饱和之后,主要表现为强度降低。

(4)饱和黄土2个测点的土类指数Ic为2.197和2.171,小于类砂土和类黏土的界限2.6,证实黄土是类砂土,具有液化势。

(5)饱和黄土基于CPT指标的CRR为0.080—0.081,基于SPT指标的CRR为0.056— 0.058,基于剪切波速指标的CRR为0.085—0.093。而集集地震液化土CRR为0.058—0.481,唐山地震液化土CRR为0.063—0.479。比较结果显示,饱和黄土抗液化强度很低。

参考文献
蔡国军, 刘松玉, 童立元, 等, 2006. 孔压静力触探(CPTU)测试成果影响因素及原始数据修正方法探讨[J]. 工程地质学报, 14(5): 632-636. DOI:10.3969/j.issn.1004-9665.2006.05.011
廖胜修, 程菊红, 2007. 黄土场地震动液化实例[J]. 西北地震学报, 29(1): 54-57. DOI:10.3969/j.issn.1000-0844.2007.01.011
刘松玉, 蔡国军, 邹海峰, 2013. 基于CPTU的中国实用土分类方法研究[J]. 岩土工程学报, 35(10): 1765-1776.
王家鼎, 白铭学, 肖树芳, 2001. 强震作用下低角度黄土斜坡滑移的复合机理研究[J]. 岩土工程学报, 23(4): 445-449. DOI:10.3321/j.issn:1000-4548.2001.04.013
王兰民, 石玉成, 刘旭, 等, 2003. 黄土动力学[M]. 北京: 地震出版社.
王立平, 王勤军, 2008. 兰州市西固地区饱和黄土状粉土的液化判别问题探讨[J]. 甘肃冶金, 30(2): 29-30. DOI:10.3969/j.issn.1672-4461.2008.02.011
王谦, 王平, 王兰民, 等, 2013. 黄土液化试验中反压饱和技术的改进与应用[J]. 世界地震工程, 29(3): 145-151. DOI:10.3969/j.issn.1007-6069.2013.03.022
Andrus R.D., Stokoe II K.H., 2000. Liquefaction resistance of soils from shear-wave velocity[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 126(11): 1015-1025. DOI:10.1061/(ASCE)1090-0241(2000)126:11(1015)
Boulanger R. W., Idriss I. M., 2004. Evaluating the potential for liquefaction or cyclic failure of silts and clays[M]. Davis, California: University of California.
Hwang J. H., Yang C. W., 2001. Verification of critical cyclic strength curve by Taiwan Chi-Chi earthquake data[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 21(3): 237-257. DOI:10.1016/S0267-7261(01)00002-1
Ku C. S., Lee D. H., Wu J. H., 2004. Evaluation of soil liquefaction in the Chi-Chi, Taiwan earthquake using CPT[J]. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 24(9-10): 659-673. DOI:10.1016/j.soildyn.2004.06.009
Ku C. S., Juang C. H., Ou C. Y., 2010. Reliability of CPT Ic as an index for mechanical behaviour classification of soils[J]. Géotechnique, 60(11): 861-875. DOI:10.1680/geot.09.P.097
Moss R. E. S., Kayen R. E., Tong L. Y., et al, 2011. Retesting of liquefaction and nonliquefaction case histories from the 1976 Tangshan earthquake[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 137(4): 334-343. DOI:10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0000406
Olsen R. S., 1994. Normalization and prediction of geotechnical properties using the cone penetrometer test (CPT)[M]. Vicksburg, MS: Final Report Army Engineer Waterways Experiment Station.
Robertson P. K., (Fear)Wride C. E., 1998. Evaluating cyclic liquefaction potential using the cone penetration test[J]. Canadian Geotechnical Journal, 35(3): 442-459. DOI:10.1139/t98-017
Youd T. L., Idriss I. M., 2001. Liquefaction resistance of soils:summary report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction resistance of soils[J]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering, 127(4): 297-313. DOI:10.1061/(ASCE)1090-0241(2001)127:4(297)


In-situ Tests and Liquefaction Potential Evaluation for Saturated Loess Sites
Dong Lin*1,2), Yan Wujian1,2), Xia Kun1,2), Li Shaohua1,2), Liu Kun1,2)
1) Key Laboratory of Loess Earthquake Engineering, Lanzhou Institute of Seismology, China Earthquake Administration, Lanzhou 730000, China;
2) Geotechnical Disaster Prevention Engineering Technology Research Center of Gansu Province, Lanzhou 730000, China
Abstract

At present, liquefaction potential evaluation for loess mainly depends on laboratory dynamic test. Because of the special micro-structure, loess sample saturation process is very complicated, and the saturated loess sample is remarkably different from actual saturated loess in field. Therefore, laboratory cyclic test results can not fully represent liquefaction resistance strength of field saturated loess. This paper selects a saturated loess site in Si'ergou, Xigu district, Lanzhou City, drills a borehole, and carries out standard penetration test, cone penetration test, and shear wave velocity test. Using CPT-based soil behavior-type chart proposed by Robertson, soil behavior classification of loess with different water content was determined, and saturated loess definitely belongs to sand-like soils. Using NCEER recommended methods, cyclic resistance ratio(CRR) of saturated loess was calculated respectively from SPT, CPT, and VS. By comparing with SPT-based and CPT-based CRR range of liquefied soils in 1976 Tangshan earthquake and 1999 Chi-Chi earthquake, we found that saturated loess is very vulnerable to liquefaction.



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饱和黄土场地原位试验及液化势评价
董林*1,2) 严武建1,2) 夏坤1,2) 李少华1,2) 刘琨1,2)
《震灾防御技术》, DOI:10.11899/zzfy20180422