1.2　液化判别研究现状

Seed等（2003）[4]指出土体抗液化设计包括5个方面：①土体液化判别问题；②液化后场地或结构物的强度和稳定问题；③液化导致的变形和位移的预测；④液化导致的变形和位移结构物或其他设施的危害评价；⑤可液化土的工程处理措施。土体的抗液化设计必须建立在对土体液化特性和液化机理认识的基础之上。土体的液化判别主要涉及3个方面：①可能液化的土类；②土体的液化特性及液化机理；③液化判别方法。

土体抗液化设计的第一步是确定场地是否存在可能液化的土类，因此，研究哪种土可能液化成为重要问题。关于可能液化的土类，Seed等（1971）[5]曾有过概括性的论述，即处于0.02～2mm之间的粒度占50%以上的饱和土可能液化。已有的震害实例也表明，可能发生地震液化的土类，已超出一般概念中的砂土，还有少黏性土和砂砾料。

少黏性土的液化实例较多，国内有1975年海城地震、1976年唐山地震和1999年台湾地区集集地震，国外有1999年土耳其柯卡埃里地震等，都曾发生过典型的少黏性土液化导致的震害。尤其是柯卡埃里地震中，严重震害基本上是由低塑性粉土发生液化所致（Sancio，2003）[6]。

少黏性土的液化问题在我国很早就被注意到。汪闻韶（1981）[7]通过对我国巴楚、邢台、海城、唐山等地震中水工建筑物及其他液化破坏土层的试验资料的分析指出，地震时常见的发生液化的土类为黏粒（粒径小于0.005mm）含量小于15%（少数可到20%）的饱和土，主要包括黏粒含量小于3%饱和砂土（以中砂、细砂、极细砂为主），粉砂、粉土和黏粒含量大于3%的饱和砂壤土、粉质砂壤土、轻粉质壤土等。

Tsuchida（1970）[8]对地震中发生液化和未发生液化的冲积和洪积土进行筛分试验，给出了区分地震中液化与不液化土类的颗粒级配分布范围。Tokimatsu和Yoshimi（1983）[9]对日本10次地震中的70处液化案例与其他国家的20处液化案例进行了分析，在三角坐标上给出了粉砂和砂质粉土的颗粒分布情况，并将黏粒（小于0.005mm）含量20%作为可能液化与不液化的分界。搜集1999年台湾地区集集地震中现场喷砂孔资料，并绘出其颗粒级配曲线，结果表明液化土平均粒径在0.07～0.2mm之间，细料含量在5.57%～57%之间，上述平均粒径均在日本港湾设计规范规定的液化范围在0.02～2mm之间。不同研究者对大量的地震液化现场土样进行颗粒分析试验结果表明，大部分液化的土类都处于已建立的液化土类粒径包线的范围之内。但也有震害实例表明，颗粒级配曲线处于Tsuchida（1970）[8]给出的可液化土范围之外的土类，也会发生液化。Bray等（2004）[10]对1999年土耳其柯卡埃里地震中发生严重震害的建筑场地调查发现，发生严重震害的建筑地基的细粒含量超过35%。有低塑性粉土出现的地方，震害最严重，但许多发生液化的地点的黏粒含量较高，塑性较大。已有的震害实例中，细粒含量很高的土发生液化的现象，远超出一般对可能液化土类的认识，说明有必要继续对细粒土液化问题进行深入的研究。

由于砂砾土粒径较粗，排水性能较好，砂砾土在过去很长一段时期内被认为不发生液化。但随着地震中砂砾石液化案例的不断涌现，砂砾石液化的现象已得到确认。刘惠姗[11]对以往地震中发生的砂砾石液化案例进行过总结（见表1-1）。

表1-1　砾石液化实例统计表

续表

注　本表相关内容摘自参考文献[13～15]。

目前土的液化特性的研究主要围绕土体抗液化强度的影响因素和孔压发展特性展开。土的液化特性，尤其是孔压发展特性及相应的振动孔压增长模式的选择，对土工抗震计算结果的可靠性与准确性有显著影响[12]。因此，开展土体振动液化特性研究，尤其是弄清楚不同土类的孔压发展模式，对解决不同土性条件下的土工抗震问题是十分必要的。

有关砂土的液化问题的研究，黄文熙（1961）[13]和汪闻韶（1962，1964，1979，1980，1981，1984）[14-19]对于动荷载作用下砂土的动强度、孔隙水压力理论和应用问题进行了开拓性的研究，集中反映在专著《土的动力强度和液化特性》[20]一书中。刘颖（1980、1984）[21，22]、沈珠江（1982、1986）[23，24]、徐志英（1981）[25，26]、谢定义（1992、1990）[27，28]、魏汝龙等（1978、1982）[29，30]人的研究也都很有代表性。20世纪80年代到90年代中期，该项研究从理论到应用均取得了显著的研究进展。Finn（1971）[31]和谢定义（1992）[32]曾经分别对已经提出的部分砂土振动孔压计算模型进行了评述，Seed（1976）[33]、Finn（1981）[34]、刘颖和谢君斐（1984）[22]、谢定义等（1988）[35]人曾就土的颗粒特征、粒度、密度、湿度和与其形成沉积历史密切相关的结构特征等土性条件对饱和砂土的振动孔隙水压力的变化和振动液化特性的影响进行过广泛而深入的评述。张建民和谢定义（1993）[36]曾从发展历史、影响因素、机理分析、计算理论以及工程应用等更为广泛的角度，对饱和砂土振动孔隙水压力问题的研究进行了系统的评述，其中对砂土振动孔隙水压力理论与应用的研究进行了精辟的总结，结果认为在20世纪90年代中期之前已经取得了长足的进展：从简单规则载荷作用下的试验研究，发展到能够考虑多向振动、复杂应力路径的不规则载荷作用下的试验研究；从多种类型的室内试验研究发展到现场原型观测；从影响因素研究发展到变化机理分析；从不排水条件下数十个计算模式或经验公式的建立发展到考虑振动孔压扩散消散的各种理论与实用方法的研究；从计算模型、理论与方法的材料和模型试验验证发展到具体工程的实际验证；从用于简单的一维动力有效应力计算分析发展到用于二维甚至三维问题的动力有效应力分析；从仅考虑孔隙水压力的单调增长对土动力反应的影响发展到考虑孔隙水压力的起伏、波动、扩散与消散对土体动力反应的影响。近十几年来，有关砂土振动孔隙水压力理论的研究进步较小，但随着计算技术的进步，在应用上有所推进。

在砂砾土的液化特性方面，中国水利水电科学研究院曾率先在国内开展了研究。刘令瑶等（1982）[37]、汪闻韶等（1986）[38]进行了不同含砾量的砂砾土竖向振动台圆筒排水振动液化试验和饱和固结不排水循环三轴试验的比较研究，试验表明当含砾量小于70%时，含砾量对砂砾土抗液化强度的影响不明显；当含砾量大于70%时，砂砾土抗液化强度显著提高，液化程度迅速降低。常亚屏等（1998）[39]的研究表明，相对密度相近时，等压固结试验的砂砾料初始液化循环应力比略高于或接近于细料初始液化循环应力比。王昆耀等（2000）[40]研究了不同排水条件下砾石含量对抗液化强度的影响，结果表明以初始液化作为破坏标准，不排水条件下含砾量对饱和砂砾土的抗液化强度影响较小，排水条件下含砾量对砂砾土抗液化特性有明显影响。Yoshio Suzuki等（1992）[41]采用动三轴试验进行了试样直径300mm、高600mm的原状砂砾土的试验研究，分析了试样扰动对砂砾土抗液化强度的影响。Evans等（1992，1995）[42，43]采用不排水动三轴试验，研究了膜贯效应和含砾量对砂砾土抗液化强度的影响，试验结果表明：随含砾量的增加，砂砾土的抗液化强度显著增大；在相对密度Dr=40%的条件下，含砾量小于20%的砂砾土的液化现象类似于中密砂土，而含砾量为40%～60%的砂砾土则出现类似于密实砂土的循环活动性现象；膜贯效应会显著增加不排水动三轴试验中砂砾土的抗液化强度。Hatanaka M等（1995）[44]针对1995年阪神地震中发生液化的Port人工岛砂砾土，开展了原状大粒径动三轴试验，结果表明：虽然人工岛砂砾土含砾量较高，但其抗液化强度较低，循环15周的循环应力比为0.15～0.23；第1次液化后，其第2次液化试验的抗液化强度小幅增大。Hatanaka等（1997）[45]还整理了Port人工岛砾石土现场试验和室内试验结果，通过原状砾石土与重塑砾石土的对比分析发现：重塑砾石土的抗液化强度明显低于原状砾石土，即人工填筑的砾石土层的抗液化强度较自然沉积的低，砾石土层沉积年代越久远其抗液化强度越高。付磊等（2000）[46]利用空心圆柱动扭剪仪研究了初始主应力偏转角对砂砾料动强度的影响，发现随初始主应力偏转角的增大，动强度明显降低，振动孔压减小，残余应变发展速率加快，表明初始主应力偏转角对土的动强度、振动孔压及残余应变的发展具有重要的影响。Ping-Sien L等（2004）[47]采用动三轴试验研究了1999年台湾地区集集地震中液化砂砾土抗液化强度与相对密度、含砾量的关系。徐斌等（2005，2006）[48，49]通过采用新研制开发的中型动三轴仪，对某饱和砂砾料和剔除5mm以上粒径的模拟料分别进行了不排水循环动三轴试验，对比研究了饱和砂砾料和模拟料在液化过程中孔隙水压力的发展规律，并且对砂砾料液化的主要影响因素进行了分析。张茹等（2006）[50]对某土石坝坝基砂砾石料饱和试样进行动三轴试验，研究了砂砾石料的振动孔压发展规律，提出了不同固结比时振动孔压比和振次比的函数关系。试验结果表明：振动孔压随固结应力比或初始剪应力比的增加而减小；等压固结时，砂砾石料的最终孔压值可达到围压；非均等固结时，能否达到“初始液化”取决于施加的动应力。李铮等（2007）[51]，姚月亮等（2008）[52]进行了3种不同直径（39.1mm、61.8mm、100mm）试样的砂砾料振动孔压发展规律的动三轴对比试验，分析了不同直径砂砾料的孔压规律，结果表明，尺寸效应对于砂砾料的孔压规律影响较大，工程实际当中必须考虑尺寸效应对孔压规律的影响。邹德高等（2009）[53]研究了相对密度、初始有效固结压力和循环应力比等因素对砂砾料液化后试样静力再加载的变形与强度特性的影响。

少黏性土液化特性的研究现还比较少，已有的研究成果主要集中在细粒含量对少黏性土液化特性的影响和饱和少黏性土的孔压发展规律方面。汪闻韶（1965）[54]早在1965年已用试验证实，饱和粉土对振动液化十分敏感，很容易液化，这比工程界对这一问题的认识早10多年。刘雪珠等（2003）[55]的研究表明，随黏粒含量的增大，动剪应力比先减小后增大，黏粒含量在10%附近动剪应力比最小；动剪应力比随粉粒含量的增大而增大。郝建新等（2005）[56]分析了饱和粉土的孔压发展规律和液化特性，探讨了不同因素对粉土液化特性的影响和变化规律，并对粉土和砂土的孔压变化规律进行了对比，得出黏粒含量越多粉土的液化势越高的结论；两者在施加循环应力后，孔压的变化呈不同的发展趋势；同时提出了粉土孔压数值模型。曾长女（2007）[57]采用动三轴仪进行粉土液化试验，研究了不同干密度、有效围压、粉粒含量及黏粒含量变化对饱和粉土液化特性的影响，结果表明，干密度增加，粉土动强度增加；不同有效围压对动强度的影响不大，其他条件相同时归一化的动强度比基本不变；黏粒含量和粉粒含量对粉土动强度有较大影响。粉土中黏粒含量变化对动强度的影响规律并不是单调变化的，而粉土中粉粒含量变化对动强度影响是单调线性关系，随着粉土中粉粒含量的增加，粉土动强度也线性增加。黄雨等（2010）[58]研究了往返作用力、固结压力、结构性、颗粒组成等因素对粉土液化特性的影响。李立云等（2005）[59]根据动三轴试验结果提出了孔隙水压力增长的经验公式。刘红军等（2005）[60]以黄河三角洲地区可液化场地粉土为研究对象，利用室内循环三轴试验结果，分析了动荷载作用下粉土的液化特性，通过模拟地震荷载作用下粉土的孔压响应，提出了原状粉土的孔压上升模型。陈国兴等（2004）[61]的研究表明，在均压固结条件下，粉质黏土与粉砂互层土的振动孔压发展模式与粉细砂的不同，可以用双曲线进行拟合，而粉细砂的振动孔压发展模式与Seed提出的砂土的振动孔压发展模式相同，可以用反正弦三角函数拟合；在偏压固结条件下，两者的振动孔压发展模式相同，均可以用双曲线进行拟合。

在液化判别方面，对于细粒含量较少的砂土的液化及液化可能性的估计方法，可以认为已经较为成熟。然而，关于粉土、粉黏土、较粗的砂砾土和碎石的液化问题则一直存在争议[4]。对于细粒黏性土和砂砾土的液化，虽然有相应的判别方法，但细粒黏性土（尤其是粉土和粉黏土）和砂砾土的液化判别方法还尚未成熟。

Casagrande（1936）提出了临界孔隙比法，认为存在一个剪切破坏时体积不发生改变，即存在不压实又不膨胀的密度，其相应的孔隙比为临界孔隙比。后来又提出“流动结构”及“稳态线”等概念，以考虑固结应力状态的影响[62-64]。

1964年，日本新潟地震和美国阿拉斯加地震发生了大量砂土液化而导致的严重震害，引起了工程界的普遍重视。1961年新疆巴楚地震、1966年邢台地震和1970年云南通海地震，直接促进了我国对砂土液化问题的研究。到20世纪70年代初期，国内外的研究工作者陆续提出了判别砂土液化的方法，其共同特点是大多采用标贯击数作为判别指标，用直观的方法划定液化和不液化的分界线。在此后的应用中，随着新的现场震害数据的补充，不同方法都进行了一定程度的改进。

1971年，美国伯克利地震工程研究中心（EERC）的Seed和Idriss（1971）[5]提出了液化判别“简化方法”，此后，Seed等（1979，1983，1982）[66-68]又相继发表了改进该法的一系列经典论文。Whitman（1985）[69]以美国国家研究委员会的名义召集了由36位著名专家组成的工作小组，提交了一份改进Seed简化法的报告，使得该法成为北美和世界上许多地区进行液化判别的标准方法。Youd和Idriss（1997，2001）[70，71]受美国国家地震工程研究中心（NCEER，1996）委托，召集20位液化判别研究领域的著名专家，对1985年以来液化判别的研究进展进行了系统总结，发表了基于SPT、CPT、Vs和BPT判别液化的总报告，进一步改进和完善了Seed简化法。Seed等（2001，2003）[72，4]在土的地震液化的最新研究进展报告中，全面总结了砂土液化评价的研究进展。此外，Cetin等（2004）[73]对国内外应用广泛的基于标准贯入试验的液化判别方法（包括确定性方法和基于可靠度理论的概率方法）进行了全面的总结，反映了该领域的技术水平。

我国对土体液化可能性判别的研究几乎和国外同步进行，特别是根据历次震害调查获得的经验判别方法为我国多部抗震规范所采用。该方法主要以标贯击数N、剪切波速Vs和锥尖阻力qc等作为基本判据，建立了多个形式不一的土体液化判别式。就其分类来说，涉及经验法、概率法等多种方法。早期，对液化问题展开了研究，黄文熙院士（1959—1962），认为国外采用圆筒振动液化试验不符合砂坡和砂基中的应力条件，创议应该用具有特殊加动荷载设备的三轴压缩仪来进行，这项创议不久即被国内外重视和采纳。汪闻韶先生在土的振动液化领域进行了大量工作，获得了一系列对工程实践有指导意义的成果。1972年开始，汪闻韶（1984）[65]结合山西神头电厂地基饱和土层地震作用下稳定性研究，从安全考虑首次提出了“初始极限平衡”的试样破坏标准、“地震总应力抗剪强度”概念和考虑上层建筑物荷载影响的“地震总应力抗剪强度”地基地震稳定性分析方法。这些概念和方法被广泛应用于我国土石坝的抗震计算，并被列入《地基动力特性测试规范》（GB/T 50269—97）。此外，刘盈，谢君斐、刘惠珊、傅圣聪等在砂土液化性质及判别方法研究方面也做出了卓有成效的工作，主要以邢台地震和通海地震砂土液化经验为基础，在《工业与民用建筑抗震设计规范》（TJ 11—74）中第一次给出了砂土液化判别式。1975年辽宁海城地震、1976年唐山地震中发生的大面积土体液化现象，为液化研究提供了前所未有的地震现场，对推动砂土和粉土的液化研究和应用起了重要作用。根据历次震害调查获得的经验判别方法为我国多部抗震规范所采用，此后，依据新的地震现场数据和研究成果，不同的行业规范又进行了相应的改进。目前，以我国《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）为代表的各类规范采用临界标准贯入击数法，基本上反映了影响饱和砂土振动液化的各个主要因素，且比较简单，可以和场地勘察同时进行。另外还有波速法、静力触探法。此外，汪闻韶（1999）[7]提出的少黏土液化判别方法在国内外得到了广泛的应用，液化判别方法的发展是随着土体地震液化案例的逐渐增多和丰富而发展的。

建筑物基础对地基砂土液化的影响，很早就引起了人们的注意。一些研究者采用宏观研究[74]、模型试验（包括振动台模型试验和离心模型试验）和数值分析[75-84]等研究方法，对建筑物基础影响下地基孔隙水压力分布和液化势分区进行了研究。相关的研究大都给出了较为一致的结论，即建筑物基础对基础下方孔隙水压力的发展起约束作用，基础边缘附近孔隙水压力最大；基础下方地基较难液化，基础边缘附近（尤其是基础角点附近）区域为液化的敏感区。这些研究成果是评价考虑建筑物基础影响的土体液化判别方法合理性的重要参考资料。在考虑建筑物基础影响的地基液化判别方法方面，门福录（1997，1998）[85，86]等利用Seed简化分析法和锥体模型理论，提出了一种简化总应力分析方法，陈文化（2000）、景立平（2001）[87，88]等进一步发展了这种方法；王健等（2004）[89]和陈文化等（2006）[89，90]通过将基础下方和基础边缘的地震剪应力与自由场地的地震剪应力比较，从而修正自由场地的临界标贯击数，进而结合自由场地实测标贯击数对建筑物影响下的地基液化进行判别，该法与现有规范方法结合紧密，可操作性强；柯安（2000）[91]对考虑建筑物影响的地基液化判别方法也进行了有益的探索。杨玉生等（2010）[92]针对我国规范中液化判别的标准贯入击数法存在的不足，进行了采用规范法进行液化判别时，考虑建筑物上覆有效应力和标贯击数与黏粒含量离散性等液化判别结果影响的讨论。

国内外有关土体液化判别方法的研究，呈现出如下特点：①后期发生的地震现场实测资料不断丰富了原有资料库，促进了已有方法的验证、改进和完善；②土体抗液化强度的确定方法，由最初单一依靠室内试验确定，发展到依靠室内试验和多种原位测试方法相结合来确定（包括标准贯入试验、圆锥贯入试验、波速试验、重型贯入试验、扁铲侧胀试验等）；③由对自由的水平场地进行液化判别，发展到对倾斜的场地和建筑物基础影响下的地基进行液化判别，以及对土石坝坝体土体进行液化判别；④由确定性方法液化判别向可靠度概率液化判别发展；⑤随着计算机技术的发展，重要工程越来越多的倚重于反应分析法进行液化判别，并对可能液化的地基（坝体）进行液化危害性分析。这些特点反映了土的液化评价方法从提出经不断改进而逐步完善的过程。目前工程中应用最广的依然是基于震害调查的经验法，对于有特殊问题或者重要工程，需要在场地地震危险性分析基础上采用地震动力反应分析法进行液化判别。