某水电站坝基深层饱和淤泥质砂土液化评价研究.doc

1、某水电站坝基深层饱和淤泥质砂土液化评价研究摘要：本文通过对深层饱和淤泥质砂土试样进行颗粒组成分析试验和动三轴试验，测定土样动模量和动阻尼比以及动强度。依据动强度曲线及破坏振次 Nf=10、20、30 的动强度指标 cd、d 等部分参数，分析评价坝基深层饱和淤泥质砂土动模量及动阻尼比随动应变的变化规律，判定饱和砂土液化的可能性。对坝基的稳定性评价和地震造成饱和砂土液化引发坝基地基失效的可能性评估具有重要意义。对类似坝基深层饱和淤泥质砂土液化评价具有借鉴作用。 关键词：饱和砂土动三轴试验 液化判定影响评价 中图分类号：TV74 文献标识码：A 引言 地基土的液化问题是造成工程危害的重要原因之一。近

2、年来由于地震频繁发生，这一问题更要提上日程，为工程设计人员所重视。刚刚过去的汶川地震就造成了无以计数的人员伤亡和财产损失，其中有多少建筑物因地基在地震力作用下发生液化而导致坍塌不得而知，进一步的研究尤为重要1。 饱和砂土由于孔隙压力的升高而引起的剪切强度丧失和有效应力降低,这种状态称为液化。关于砂土液化在 20 世纪 80 年代有“初始液化，循环液化，实际液化”等定义2。这三种液化概念,目前都被广泛应用,但适用范围不同:初始液化在分析液化能否被触发的问题时较为合理和方便,而当分析液化后能否发生失稳破坏或变形时,则需使用实际液化和循环液化。液化分析中存在着选用什么标准作为液化判别标准的问题，液化

3、判别标准的选择是与液化的定义相联系的，关于液化沙土的评价，国内外学者做了大量的研究3-6, 地震砂土液化评判方法主要有规范法、概率法和动剪应力法等。 本文主要根据对淤泥质砂土进行颗粒组成分析试验；进行动三轴试验，测定土样动模量和动阻尼比以及动强度，提供动模量及动阻尼比随动应变的变化规律，并评价饱和砂土的液化可能性。 工程概况 2.1 工程地质条件 坝址处河道大致由南南西转向南南东，河道呈“C”形弯曲，河谷呈“V”型斜向谷。坝址区地质构造较为简单，无区域断裂切割，构造型式以小褶皱、小断层和节理裂隙为特征。受构造、卸荷或变形影响，浅表部岩层有扭曲倾倒现象。 2.2 地层岩性 右岸坝轴线上游高程 2

4、175m 以上基岩裸露，左岸坝址处基岩零星出露，基岩均为三叠系中统（T2）中厚层状变质砂岩夹薄层状板岩，岩层产状 318325/SW80 85，倾向右岸偏下游。左岸坡脚分布有崩积块碎石夹少量粉土，厚 6m20m；右岸坡脚分布有崩坡积块碎石夹粘土，厚 5m10m；右岸小冲沟下游为水牙堆积体，厚 69.1m95.6m；据钻孔资料，河床覆盖层厚 23.8m47.7m，从上往下可分为以下四层。 层：冲洪积含漂砂卵砾石，分布于河床以下，底部埋深2.6m5.8m，含砂量 25%35%，中小石偏多，根据重力触探试验，该层属中密密实。 层：崩、冲积混合堆积含漂/块、砂卵砾石/碎石夹砂，底部埋深7.9m20.1

5、m，含砂量 15%20%，根据重力触探试验，该层属密实。 层：河湖积淤泥质粉细砂，底部埋深 8.5m30.5m，卵石含量小于5%，根据标贯试验，该层属中密密实。 层：冲洪积含漂砂卵砾石，底部埋深 32.2m45.6m，含砂量20%25%，根据重力触探试验，该层属密实。 2.3 水文地质条件 坝址区地下水按其赋存条件可分成两类：其一为孔隙型潜水，主要分布在第四系覆盖层中；其二为裂隙型潜水，分布于基岩节理裂隙及破碎带中。二者均接受大气降水补给，向河床排泄。根据水质分析成果，按环境水腐蚀评定标准，坝址区地表水和地下水对混凝土无腐蚀性。 根据钻孔资料分析，地下水位的空间分布特征与地表地形特征基本吻合，

6、说明两岸山体中有地下分水岭存在，且高于正常蓄水位；河床河漫滩覆盖层中水位与河水面持平或略高于河水面。根据试验成果，坝址区岸坡强卸荷带中岩体透水率一般 q10Lu，弱卸荷带透水率一般q=5Lu10Lu，其中透水率小于 3Lu 的试验段数占 66.8%，基岩透水性弱；河床冲积层含漂砂卵砾石层渗透系数介于 10-3cm/s10-1cm/s，属中等强透水层。 2.4 物理地质现象 坝址区物理地质现象主要为岩体风化、崩塌、卸荷和倾倒变形，其发育程度主要受地形、岩性和构造控制。钻孔揭露强风化带下限埋深15.7m122.3m，弱风化带下限埋深 55.5m133.6m；根据地表调查及勘探平洞揭示，岸坡强卸荷带

7、水平宽 20m50m，弱卸荷带水平宽约 30m130m。两岸岩体倾倒变形现象明显，部分变形区岩体完全倒伏成蠕变松动体，进而产生崩塌。 试验设计 3.1 试验概况 本次试验共两种试样。2 种试样的物理性质如下表 1 所示： 表 1 土样基本物理性质指标 土样 土类名称 天然密度/g/cm3 天然含水率/% 干密度/g/cm3 ZK108 粉细砂 1.86 25.51 1.481 ZK110 含泥质粉细砂 2.17 29.91 1.669 根据颗粒分析试验，得到钻孔 ZK-108 土层试样的不均匀系数Cu=10.59，曲率系数 Cc=2.09；钻孔 ZK-110 土层试样的不均匀系数Cu=5.29

8、，曲率系数 Cc=1.05，根据级配良好的判别标准（Cu5,1Cc3）可知钻孔 ZK-108 土层及钻孔 ZK-110 土层均为良好级配。 采用压样法制备试样，试样尺寸为直径 3.91cm，高 8cm，按要求的干密度及试样的含水量计算出试验所需湿土重，五等分后用特制的压样模分层压实。每层压实后，将土面刨毛，再装下一层并压实，以便层间接触良好，保证试样的均匀性。所制备试样的干密度之间误差不超过0.02g/cm3。 采用抽气饱和方法对试样进行饱和。将制备好的试样装入饱和器内，再置入抽气缸内进行抽气，当真空度接近一个大气压后继续抽 1 个小时，然后注入清水，待饱和器完全被淹没水中后，解除真空，静置一

9、昼夜后待用。经测定饱和度达 95%以上。所有试样均为饱和试样，以孔隙水压力完全消散作为固结稳定标准。所有试验按土工试验规程SL2371999进行。 试验成果分析 （1）动强度曲线 动强度试验是在试样固结完成后施加动应力进行振动直到破坏为止，用计算机采集振 动过程中的动应力、动应变及动孔压的变化过程，在同一试验条件（相同的密度、固结应力比、周围压力）下，分别施加 45 个不同的动应力进行动强度试验。对于均压固结，按试样发生液化（孔压等于周围压力）或综合应变等于 5%作为破坏标准；对于偏压固结的情况，分别按综合应变（弹性应变与残余应变之和）等于 5%和 10%作为破坏标准。按相应的破坏标准提取破坏

10、振次 Nf，从而作出动应力 d 与破坏振次 Nf 之间的关系曲线所示。转换出相应条件下的动应力比与破坏振次 Nf 间关系曲线所示，可以看出，不同周围压力下的Nf 试验点分布范围很窄，可以近似地归一为一条曲线。 （2）动强度指标 对一定试样，一定固结应力比 Kc 和一定破坏振次 Nf 的情况，可以从 d 与破坏振次 Nf 关系曲线图查得某一确定的 3c 时对应的破坏动应力 d，并由 Kc算出 3c 时相应的轴向固结应力 1c，即可得到破坏条件下的主应力状态（3d=3c，1d=1c+d）作出一个摩尔圆。当对不同的 3c 做出上述摩尔圆时，即可做出它们的包络线，按此包络线的截距和斜率即可确定动力作用

11、下的抗剪强度指标：动粘聚力 cd 和动内摩擦角，对Nf=10、20、和 30 次，Kc=1、1.5 和 2 以及不同的破坏标准（均压固结取df=5%综合应变，偏压固结条件取 df=5%综合应变、10%综合应变）的各种组合情况。 试验成果分析 试样完成均压或偏压固结后，关闭排水开关，再对每个试样分级施加逐级增长的动应力，每级振动 5 次，用计算机采集动应力、动应变。在均压固结情况下，按动应力和动应变的骨干曲线作出 dd 关系曲线；同样在偏压固结情况下，按粘弹性应变、和动应力的骨干曲线分别作出 dd 关系曲线。根据该关系整理出不同 d 时的动模量 Ed ，做出 Edd 及 1/Edd（即 d/dd

12、）关系曲线。 从试验结果可以看出，dd 关系均近似符合双曲线关系即： （1） 式中 a、b 为试验常数，故可把 1/Edd 关系拟合为直线， a 为直线与纵轴的截距，b 为直线的斜率，且有如下关系： a=1/Edmax，b=1/dmax （2） 确定出不同条件下的 a、b 及 Edmax、dmax。 再根据动模量 Ed 与动剪切模量 Gd 和压缩应变 d 与剪切应变的关系： （3） （4） Gd关系曲线（ 值对于饱和不排水情况取 =0.5） 。根据(3)、(4)式可以换算出最大剪切模量 Gdmax、最大动剪应力 dmax 和参考应变: (5) (6) (7) 阻尼比根据选定振次（N=1）一个周

13、期内各时刻的动应力和动应变得出的滞回圈大小计算得出，在作出 d 关系曲线。可以看出，尽管阻尼比的试验点有点杂乱，但阻尼比随着动应变的增加的变化趋势符合一般常见的规律。 动强度试验是在试样固结完成后施加动应力进行振动直到破坏为止，用计算机采集振动过程中的动应力、动应变及动孔压的变化过程，在同一试验条件（相同的密度、固结应力比、周围压力）下，分别施加 45个不同的动应力进行动强度试验。对于均压固结，按试样发生液化（孔压等于周围压力）或综合应变等于 5%作为破坏标准；对于偏压固结的情况，分别按综合应变（弹性应变与残余应变之和）等于 5%和 10%作为破坏标准。按相应的破坏标准提取破坏振次 Nf，从而

14、作出动应力 d 与破坏振次 Nf 之间的关系曲线。转换出相应条件下的动应力比与破坏振次 Nf间关系曲线，可以看出，不同周围压力下的Nf 试验点分布范围很窄，可以近似地归一为一条曲线。 对一定试样，一定固结应力比 Kc 和一定破坏振次 Nf 的情况，可以从 d 与破坏振次 Nf 关系曲线图查得某一确定的 3c 时对应的破坏动应力 d，并由 Kc 算出 3c 时相应的轴向固结应力 1c，即可得到破坏条件下的主应力状态（3d=3c，1d=1c+d）作出一个摩尔圆。当对不同的 3c 做出上述摩尔圆时，即可做出它们的包络线，按此包络线的截距和斜率即可确定动力作用下的抗剪强度指标：动粘聚力 cd 和动内摩

15、擦角，对 Nf=10、20、和 30 次，Kc=1、1.5 和 2 以及不同的破坏标准（均压固结取 df=5%综合应变，偏压固结条件取 df=5%综合应变、10%综合应变）的各种组合情况，由强度包络线确定出的 cd 和值。 砂土液化判别 41 动孔压比法判别液化可能性 当地震运动由基岩向上传递时，土骨架会因振动作用而受到一定的惯性力和干扰力。由于各个土粒的质量不同，各处土粒的排列状况不同，或者各点作用的起始应力和传递到的动荷强度不同，就会使各个土粒上的作用力在大小、方向和所产生的实际影响上都存在明显的差异，从而在土粒的接触点引起新的应力。当这种应力超过一定的数值时，就会破坏土粒之间原来的联结强

16、度与结果状态，使土粒彼此之间脱离接触。此时，原先由土粒通过它的接触点所传递的压力（有效应力） ，就要传给孔隙中的水分来分担，引起孔隙水压力的骤然增高。一方面，孔隙水在一定超静水压力的作用下力图向上排出，另一方面，土颗粒在其重力作用下又力图向下沉落，致使在结构破坏的瞬间或一定时间内，土粒的向下沉落受到孔隙水向上排出的阻碍，使土粒处于局部或全部悬浮（即孔隙水压力等于有效覆盖压力即围压）的状态，抗剪强度局部或全部的丧失，土即出现不同程度的变形或完全液化。 通过室内对饱和砂土试样动三轴试验，可以作出动孔压比与破坏振次的关系曲线，即关系曲线，若=1，即动孔压在振动过程中与围压相等，则可认为液化破坏，若1

17、，则可以判断为不液化。 4.2 抗液化剪应力法判别液化可能性 抗液化剪应力法就是对比实际地震的剪应力与土体的抗液化剪应力。是由美国的 Seed 等人提出的，它的基本出发点就是把地震作用看作是一个由基岩垂直向上传播的水平剪切波。当地震引起的这种基岩振动输入到被视为具有内部粘滞阻尼的弹性系统，即覆盖的沉积层上时，沿着土体的不同深度上必将引起一种随时间而涨落变化的地震剪应力。如果将这种不规则变化的地震剪应力随时间变化概化为一种等效的一定循环次数的均匀剪应力，则可以用同样的应力循环数对土样进行振动三轴试验，测定出引起液化所需的动剪应力，或称抗液化剪应力。如果这个抗液化剪应力大于实际的地震剪应力，则在该

18、处即无液化的可能性，否则，将会引起液化现象。 根据砂土抗液化剪应力法的判断标准，计算出地下某一埋深土层中均匀作用的剪应力，以及土层中的抗液化剪应力，如果，则该土层为可能液化土层，如果，则该土层可以判断为不液化。 地下某一埋深土层中均匀作用的剪应力可由下式求得： 式中，为土的容重，h 为土层埋深，为随深度的增大而减小的应力折减系数，相应于地震烈度为 7 度时取值为 0.1。 地下 h 深度处土层的抗液化剪应力可由下式求得： = 式中，为考虑现场条件与室内试验条件之间差别的一个应力校正系数，当循环次数为 230 次时，相应的取值为 0.610.66，本次试验选取地震烈度为 7 度，对应的振次为 10 次，可近似取 0.62，为土自重应力，为指定振次下的动剪应力比，这其中=，其值可由动剪应力与振次关系图（关系图）中查得。 附表 2 抗液化剪应力与均匀作用剪应力对比 钻孔号 固结应力比 破坏应变 /kPa /kPa 是否液化 ZK-108 1 5% 54.0 38.7 否 1.5 5% 58.5 38.7 否 1.5 10% 62.3 38.7 否 2 5% 69.7 38.7 否 2 10% 76.8 38.7 否 ZK-110 1 5% 38.5 35.5 否 1.5 5% 39.2 35.5 否 1.5 10% 42.8 35.5 否 2 5% 42.8 35.5 否