（水利工程专业论文）尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价.pdf

摘要 本文结合尼尔基水利枢纽工程设计中主坝坝基砂砾石层( 3 0 = 在地震裂度级工况下可能发生液化的问题，探讨了用剪应力对比法 在评价土坝坝基震动液化中的应用。根据室内系统的动三轴试验测定的砂 砾石层液化所需的剪应力与计算的砂砾石层中不同深度处由地震引起的剪 应力相对比，从而最终判定坝基是否液化，并根据该结论指导了坝基设计 处理方案。另外，顺便探讨了相对密度、平均粒径对砂砾石层剪应力的敏 感度。 a b s t r a c t t h i sa r t i c l ed i s c u s s e dt h ea p p l i c a t i o no fs h e a rs t r e s sp a i r i n gm e t h o dt o e v a l u a t i o nd a mb a s ev i b r a t i o nl i q u e f a c t i o no fe a r t h f i l ld a m a c c o r d i n gt o t h e p r o b l e mt h a tt h es a n da n dg r a v e ll a y e ro fm a i nd a mb a s ec o u l db e l i q u e f i e di nt h ec o n d i t i o no fs e i s m i ci n t e n s i t yg r a d ev i ii nt h ed e s i g no f n i e r j ih y d r op r o j e c t t od e t e r m i n ei ft h ed a mb a s eb e e nl i q u e f i e dt h r o u g h c o n t r a s t i n gt h es h e a rs t r e s sw h i c hc a u s e ds a n da n dg r a v e ll a y e rl i q u e f i e d m e a s u r e df r o mi n d o o rd y n a m i ct r i a x i a lt e a tw i t hc a l c u l a t e ds h e a rs t r e s s c a u s e d b ye a r t h q u a k ei nd i f f e r e n td e p t ho fs a n da n dg r a v e l l a y e r a n d a c c o r d i n g t or e s u l to f c o m p a r i s o n t od i r e c tt h ed e s i g ns c h e m eo fd a m b a s e m o r e o v e r , + t h i sa r t i c l ea l s od i s c u s s e dh o wt h ev a r i a t i o no fr e l a t i v ed e n s i t y a n da v e r a g eg r a i nd i a m e t e ri n f l u e n c e dt h es h e a rs t r e s so f s a n da n dg r a v e l l a y e r 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 l - 一 nmi i i i i i i i i 1 引言 1 1 研究背景及意义 我国是地震多发地区，土石坝震害频繁，近些年发生的1 9 6 9 年渤海湾地震、1 9 7 0 年云南通海地震、1 9 7 5 年辽宁海城地震和1 9 7 6 年的唐山地震，就有4 0 0 多座土石坝遭 受不同程度的破坏。在土石坝各种类型震害中，以饱和砂土及砂砾的震动液化引起的破 坏晟为严重，引起地震工程界的广泛关注。国内曾报道过辽宁石门水库土坝、北京密云 寤河主坝、唐山陡河坝、汤河土坝等几座大型水库及诸多中、小型水库在地震中因坝 基或坝体土料发生震动液化而导致大坝出现滑坡、纵横裂缝、震陷、喷水冒砂等震害， 给水库安全运行带来严重影响；国外也曾报道过许多土石坝震害，如日本持越矿的两座 尾矿坝在1 9 7 8 年伊豆近海地震时相继发生流动性塌滑，造成下游灾害；美国则以1 9 7 1 年圣费尔南多( s a nf e r n a n d o ) 下坝和谢斐尔德( s h e f f i e l d ) 坝最具代表性，前者在 1 9 7 1 年圣费尔南多地震中。因饱和砂土液化导致整个坝体大面积坍滑险些发生漫顶事 故；后者在i 9 7 5 年发生的圣他巴巴拉( s a n t ab a r b a r a ) 地震中溃决 研究表明，饱和砂土受到水平向地震运动的往复运动或受到竖直向地震运动的反复 振动，土体将随之发生往复变形，致使土颗粒重新排列、孔隙率减小、土体被压密，土 颗粒的接触应力一部分转移给孔隙水承担，孔隙水压力超过原有的静水压力，使土体的 有效应力减小；当孔隙水压力接近或达到与砂土上覆有效应力时，动抗剪强度完全丧失， 颗粒结构崩溃而导致流滑性的完全液化。近几十年来，大量的砂土液化导致土工建筑物 严重破坏的事例引起了国内外学者的广泛关注，围绕砂土振动液化的机理、液化强度以 及判别砂土振动液化方法等方面开展了大量的研究工作，取得了重要进展。从研究手段 上看，主要有野外震害宏观考察、野外模拟试验和室内试验( 如单剪、扭剪、环剪、震 动管验、动三轴试验等) 以及地震反应分析等。 坝摹中砂土性状及其液化可能性的研究是高地震烈度区水工建筑物地震稳定性评 价和抗震设计的重要内容，对此我国现行的水工建筑物抗震设计规范中已有明确要 求。推为工程技术人员了解和掌握石坝坝基液化评价的基本方法，对研究解决工程抗 震设计中的实际问题，具有非常重要的现实意义。 1 2 液化判别方法简述 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 i 随着当地材料坝的大量兴建，越来越多的工程将覆盖层作为坝基，在地震基本烈度 比较高的地区( v i 度) ，坝基砂层( 或含细粒较高的砂砾石层) 的液化评价是坝基的 主要工程地质问题之一。 目前，对细砂、粉细砂层的液化评价问题，国内外学者研究的比较多，积累了大量 的工程经验，总结出一套较为系统的评价方法。我国的现行规范的评价方法包括初判和 复判两个阶段，通过初判排除不会发生液化的土层，对未能排除可能液化的土层，应进 一步进行复判。初判主要根据地层的形成年代、细颗粒的含量、粘粒含量、工程运行后 的地下水位埋深、土层的剪切波速等指标进行。 复判主要采用标准贯入试验、相对密度法和相对含水量或液性指数复判法等进行液 化判别。 上述方法主要是针对粉土、粉细砂地层液化评价制定的。中国水利水电科学研究院 汪闻韶院士根据唐山、海城地震后的震害调查，例如唐山地震时密云水库上游坝体发生 滑坡，认为含细颗粒较多的砂砾石层也存在地震液化的可能性。因此，1 9 9 9 年颁布的水 利水电工程地质勘察规范( g b 5 0 2 8 7 - - 9 9 ) 中，把 s m m 细颗粒含量超过3 0 的砂砾石 也纳入液化评价范围。由于是规范纳入了新内容，对砂砾石初判采用剪切波速法，但复 判方法并不完善。标准贯入方法不适用，相对密度法水下也难以取样。因此，对于基础 砂砾石层的液化问题，目前尚未有比较成熟的方法，需要根据实际工程做专门的研究。 1 3 本文的研究内容及选题依据 尼尔基水利枢纽工程位于嫩江干流中游，最大坝高4 1 5 m ( 厂房坝段为5 4 6 m ) ，库 容为8 3 1 0 8 m 3 ，装机容量2 5 0 m w ，是以防洪、灌溉和工农业城市供水为主，结合发电、 航运、养鱼和环境保护的综合性大型水利枢纽工程。枢纽所在区域地震裂度为度，按 设防。枢纽布置由左右岸付坝，右岸河床式厂房、右岸岸坡式溢洪道组成。嫩江河谷 宽1 8 2 0 m ，呈不对称的“u ”形谷，分布有左、右岸掩埋基座阶地，宽度分别为3 0 0 m 和 2 2 0 m ，中间为古嫩江深切河谷，宽度为1 3 0 0 m ，覆盖层由砂砾石、含泥砂砾石等组成， 厚度3 0 4 0 m ，作为当地材料坝，主坝直接座落在砾砂石上。 尼尔基大坝坝基表部砂砾石层厚度6 9 m ， v 。时，该层不液化，否则存在液化的 可能。计算公式为： 儿：2 9 1 、厮 式中k 广一地面最大水平地震加速度系数，地震烈度为v i i 度时取0 1 i r 。深度折减系数，当z = o l o m 时，r 产1 o 一0 o l z 。 本次共进行了1 5 个的地震剪切波速测试，测试结果见表3 。同时按上述公式计算了 坝基砂砾石不同深度的临界剪切波速值( v 。) 。从表3 可以看出，除z k 3 2 0 孔外，其他 孔均存在液化的可能。表部l 2j i 】所测剪切波速偏高，可能是冻层所致。对同一深度不 同钻孔的剪切波速进行对比，在2 6 m ，可能液化所占比例达5 7 8 0 ，6 9 m 可能液 化所占比例为3 3 5 0 。从可能液化的深度来看，河谷中部深度较大( z k 3 0 9 、z k 3 1 0 、 z k 3 1 7 、z k 3 1 8 、z k 3 1 9 ) 达到7 9 m ，其余深度4 6 m 。 鉴于规范中提出的液化复判方法标准贯入试验不适合砂砾石层，而相对密度法判别 属于液化层，因此，在初步设计阶段，对可能液化的范围，采取了工程措施进行处理。 一d 参慈。 山“ 刊 昌78 dd 岑? 誊 主 。 古 基?颦 c ； 。 吲 三? 譬 主 。 芑台 喜2 c “：5 董 蹬 苫? 量 垦 寰 n ? 善 爨 氍 )“ 博 27 雀 磊?2 导?昌 恒 87昌重 愚 量 趔副黎 蚓 酒j 型j 四趔 蚓理j 璺趔 l k霹 籁 k霞 龋 k霉 籁称黑 珥蹲 磬_ 囊 蜷 1 吲 略嘣堪蟠 称楼 嚣器饕博罴嚣饕 求坤 置瞎忙 搽踊骐碟谩龆疆渖嚣器v硷醐器释州 $拳睾裂噬婚话会梢群聪鞋窿苌醐婚哩 趣喻辫*道蔺凿蛙啦粤窝越_l昙辫干匕磺$ 蚶时 簿融寄晋彝越淘磅箭潜黎试廿昧痒沸露醪诲沲蛐 剖雾鏊藩 州霎塞藩 彝 嚣抽 f i 0 卜 刮：璺 专 监 l 鞫 龌 书 蓝 培盗达 窿赫寓罄 商群商群窳薄 脚 萨 潞 王 离 茵 薯 3 _ 量 潲 巴 罄 姻 酾 园 血 离 播 互旨 口 溢 毛 。 啪 落 一 黼 圊 蜘 i ；r 辩 3 ，、 孰 王 巴替 o 8 盘 定 辩 高 n 潮 蕃 斗 菡 封 哥 赫 甚 冉 谣 # 赫 辩 * 葑 净 8 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 表3剪切波速评价卵砾石振动液化成果表 液化 试验深度 1 22 33 44 55 66 77 - - 8 8 9 深度 ( 口) ( m ) z k 3 0 61 8 01 5 02 2 01 3 01 8 0 6 z k 3 0 72 2 01 4 01 9 01 9 02 l oz 1 02 7 0 7 剪2 f , 3 0 82 0 01 5 02 0 02 0 01 7 03 2 0 6 z k 3 0 9i l ol l o8 0i 8 02 4 02 4 0 8 切 z k 3 1 01 2 01 2 02 0 02 0 02 3 02 3 0 ( 8 z k 3 1 11 3 01 3 0 1 9 01 9 02 6 02 6 0 5 波 z k 3 1 21 4 01 4 02 9 02 9 03 3 03 3 0 4 z k 3 1 32 1 01 8 0 1 5 02 5 0 4 速 z k 3 1 41 0 01 3 01 6 02 5 02 7 0 4 z k 3 1 52 0 01 8 01 7 01 9 01 6 01 8 0 7 v ； 2 1 ( 3 1 61 4 01 0 02 0 01 2 02 4 03 5 0 6 z k 3 1 7 1 4 01 6 02 0 02 4 03 0 02 3 0 t 。则不发生液化。将各不同深度的t 。点绘成沿深度的 分布曲线，同样将t 。也点绘成沿深度的曲线，求出土层内一。， 一。的范围，即可定出 液化区的范围。 3 2 经验法 经验法冬是根据以往地震引起液化的一般现象和现场液化条件，积累了大量的资 料，以这些资料为根据，确定现场液化应力比t 。o 。( 这里一。代表现场液化剪应力， oo 代表土层有效上覆压力) 与砂的相对密度的关系，建立标准贯入试验击数与现场液 化应力比的关系，求出地震引起的周期应力比t 。o 。将液化应力比- 。oo 与周期 应力比t 。，oo 相比较，如果- 。oo 一。o 。，则发生液化，反之不液化。 经验法还包括规范法，主要都是针对砂土地层的，对砂砾石地层均不适用。 3 3 本文采用的评价方法 本次采用西特建议的地震剪应力的简化计算方法确定坝基地震剪应力，并拒此进行 动剪应力比较进行判别。 在地震时土层中任意一点发生的剪应力主要是由基岩向上传递剪应力引起的( 如图1 所 示) 。如果深度为h 的单元土柱是一个刚体，最大地面加速度是。，则作用于该单元土 柱底面上的最大剪应力； f 。= 膨兰n 韭 g 但实际上砂柱并不是刚性体，考虑砂柱的可变形性引入深度折减系数n ，上式改写为 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 = 膨咯! k g 式中，h 为应力折减系数，在地面处的数值为1 ，随着深度的增加而逐渐减少。 按西特等的建议，采用最大剪应力t 。；的6 5 作为平均剪应力，将地震剪应力时程所确 定的最大剪应力可以转换成等效循环剪应力f 。， 或 z a m a x - 图4 最大地震剪应力的确定方法 k = 0 6 5 r 。= o 6 5 r z 白鱼生 g - _ z a v = 0 6 5 白- 0 。, a m a x 盯p盯，g 式中：盯，是上覆的总应力- 盯：为上覆的有效应力；深度折减系数屹可采用水利水电 工程地质勘察规范给出的结果( 即乃= 1 0 一o 0 1 z ) o 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 平均剪应力与等效循环周数n 。有关，而等效循环周数n 。与地震震动持续时间有关， 亦即与地震震级有关，可根据地震震级从表5 中查取。我国的建筑结构按设计烈度进行 抗震设计，而烈度与震级本身并没有简单的对应关系，因此要想直接利用试验成果确定 工程场地的液化强度是困难的。目前我国一些科研单位对7 度地震区通常取等效震次 1 0 1 2 次，8 度地震区通常取等效震次2 0 次。 表5震级与等效振次的关系 震级m等效循环次数k震动持续时间( s ) 5 5 6 o58 6 581 4 7 o1 22 0 7 52 04 0 8 o3 06 0 这样就很方便地计算等效均匀应力和它的等效循环周数。决定这种循环周数所引起 的剪应力，即抗液化剪应力，它可以在室内做液化试验求得，用液化应力比t 。o 。表 示。我们感兴趣的是现场的液化应力比。所谓现场的液化应力比就是引起液化的剪应力 t 。与初始有效土重压力oo 之比，既t o 。根据研究得知，由于各种原因，现场的 液化应力比的数值小于室内三轴试验的液化应力比o 。o ，的数值，它们之间有下列关 系 z t t = c r 号 式中，c ，为校正系数，与侧压力系数k o 有关。西特建议，k o = 0 4 ，取c ，= 0 5 5 0 7 2 ：i q = l ， 取c ，= l 。 根据室内测得的液化应力比与计算的液化应力比进行对比，评价液化的可能性。 4 试验概况 为了深入研究尼尔基主坝坝基砂砾石层在七度地震条件下是否液化，本次试验进行 了较为系统的试验，试验内容包括：中型三轴( = 2 0 0 m m ；h = 4 0 0 m m ) 试验， 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 砂砾石采用原级配；小三轴( 庐= 6 1 8 r a m ，h = 1 2 5 r a m ) 试验，分两组材料，其中一组剔 除1 0 m m 以上的砂砾石，另一组剔除5 m m 以上的砂砾石。 4 1 试料的颗粒组成 颗粒组成试验根据中华人民共和国水利部土工试验规程s l 2 3 7 0 0 6 1 9 9 9 规定的 方法进行，表6 给出了本次试验测得的原级配砂砾石、1 0 m 以下砂砾石及5 咖以下砂砾 石的颗粒组成、平均粒径、不均匀系数及曲率系数。 表6颗粒分析试验结果 衅鳓 试料颗粒直径( 呻)平均龉不均匀系数 l 。 出c 。 2 0 55 o 5o 5 一o 1 0 1 原级配 4 3 34 0 41 4 51 83 0 21 2 7 9 o 4 8 1 0 m m2 1 75 7 82 0 10 41 6 57 1 8o 6 6 5 m7 0 12 9 20 7o 8 23 5 7o 7 8 4 2 试料的相对密度 最大干密度试验采用振动台方法。本次试验测得的原级配砂砾石1 0 m m 以下砂砾石 及5 哪以下砂砾石的最大干密度和最小干密度列于表7 ，试验控制干密度与其对应相对 紧密度d r 也一并列于表7 。 表7尼尔基砂粒料相对紧密度试验成果 粒径最大干最小干密相对密度( d r )相对密度( d r )相对密度( d r ) ( m m )密度度干密度( r 。)干密度( n )千密度( r d ) g c m 3g c m 3( g c m 3 )( g c m 3 )( g c m 3 ) 原级配2 1 61 8 30 4 3 i 9 60 5 0 1 9 8 20 5 9 2 0 1 i 时，随振次增加，试样中孔隙水压力在前期增 加的速度较快，后期增加得缓慢。试样中轴向动应变幅很小，密度较低时( d r = o 4 9 ) 残余轴应变较小，破坏时变形突然增大。密度较高时( d r ：o 5 7 ) 残余轴应变随振次逐 渐增加直到试样剪破。 5 。2 动应力o 。与液化破坏振次n f 的关系 用中型动三轴仪( 中：2 0 0 r a m ，h = 4 0 0 m m ) 对原级配砂砾石进行振动三轴试验，固结 比k c = 1 0 ，围压o 。= l o o k p a 。得到的动应力0 。与液化破坏振次n f 的关系见图8 。 用小型动三轴仪( 巾= 6 1 8 m m ，h = 1 2 5 m m ) 对l o m m 以下砂砾石进行了两种相对紧密 度( d r = 0 4 7 ，d r ：o 5 7 ) 的振动三轴试验。固结比k c = i 0 ，围压0 。= l o o k p a ，得到的动 应力oa 与液化破坏振次n ，的关系见图9 。 用小型动三轴仪( 巾= 6 1 8 m m ，h ：1 2 5 m m ) 对5 m m 以下砂砾石也进行了两种相对紧密 度d r 的振动三轴试验。 相对紧密度d r = o 4 9 时，用三个固结比k c ：1 0 、k c = i 5 、k c = 2 0 和三个周围压力 od - 5 0 k p a 、o n = i o o k p a 、口一：2 0 0 k p a 的振动三轴试验，得到的动应力o 。与液化破坏振 次n r 的关系见图1 0 、图1 l 、图1 2 。 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 相对紧密度d r = o 5 8 时，对两种固结比分别进行了振动三轴试验。k c 2 i 0 情况下， 仅用一个围压o 。= l o o k p a ；固结比k c = 1 5 情况下，采用三个围压o d _ 5 0 k p a 、a = l o o k p a 、 o 。= 2 0 0 k p a 。由此得到的动应力o 。与液化破坏振次n ，的关系见图1 3 、图1 4 。 5 3 颗粒粒径的影响 为了深入了解颗粒粒径对液化强度的影响，本次试验用中型三轴仪对三种粒径试料 均进行了试验，其结果如图1 5 所示。从图中显示的结果可以看出，砂砾石的强度随粒 径增大而增加，原级配砂卵砾石的强度最高。振次为1 2 次时，三种试料( 粒径小于5 m m 、 粒径小于l o m m 、原级配) 的强度分别为0 4 4 4 、0 5 0 1 、0 5 4 3 ，与之对应平均粒径分别 为0 8 2 、1 6 5 、3 0 2 。由此可见，平均粒径增加一倍，液化强度将增加1 0 左右。 水利水电工程地质勘察规范指出：粒径大于5 m m 颗粒含量的质量百分率小于7 0 时，若无其它整体判别方法时，可按粒径小于5 m m 的这部分判定其液化性能。因此，本 试验以剔除5 m m 以上粒径的砂卵砾石试料为主进行液化性能研究。 5 4 相对紧密度d r 的影响 图1 6 给出粒径小于5 m m 和小于1 0 m m 两组试料在不同相对紧密度d r 的情况下的试 验成果。显然，液化强度随相对紧密度d r 的增加而增加。小于5 m m 砂砾石的试验结果 表明：相对紧密度d r = o 4 9 时液化强度0 4 4 3 ；相对紧密度d r = o 5 8 时液化强度0 5 4 8 。 由此可见，相对紧密度d r 提高0 1 ，液化强度增加2 3 7 。小于l o m m 砂砾石的试验结 果表明：相对紧密度d r = o 4 9 时液化强度0 5 0 1 ；相对紧密度d r = o 5 7 时液化强度0 6 6 2 。 由此可见，相对紧密度d r 提高0 1 ，液化强度增加了3 2 1 。注意到图8 中除了给出天 然级配的相对密度d r 为0 4 3 的液化强度曲线外，图中还有相对密度d r 为0 5 0 ( 符号 ) 和o 5 9 ( 符号) 两个试验点( 这两个试样都振动了8 0 次仍未液化) ，其中相对紧 密度d r = o 5 0 的试样，施加的动应力为0 5 4 ；相对紧密度d r = o 5 9 的试样，施加的动应 力为0 6 3 9 。综上所述，相对紧密度d r 对砂砾石液化强度的影响很大，且影响程度还与 砂砾石的粒径有关，即平均粒径越大影响程度也就越大。试验结果表明，尼尔基主坝坝 基原级配砂砾石在相对紧密度d r 为0 4 3 时已经具有较高的抗液化能力，当相对紧密度 d r 接近0 5 0 以后可以不再考虑主坝基的地震液化问题。 5 5 液化动剪应力比与等效振次的关系 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 液化动剪应力比通常以动剪应力= 等与平均固结应力c r 0 = 旦 孕之比表示， 即! 生( 或卫) 。图1 7 至图2 l 给出归一化动剪应力比与旦液化破坏振次n s 的关系。 z 盯0 g 0 g o 从这些图中可以看出，用平均固结应力c r 0 归一，可以基本消除围压的影响a 液化动剪 应力这一参数是较精确地判别地基是否液化的重要参数。当现场某点的地震剪应力比大 于室内振动液化试验确定的液化动剪应力时，即可被判为液化，而所有可液化点构成的 区域就判为液化区。 表一6 给出了三种试料在各种情况下的等效循环次数，为1 2 次、2 0 次的动剪应力 比。 表8尼尔基水利枢纽坝基砂砾石液化动剪应力比 相对紧密度固结比液化应力比o 。2o 。 砂料粒径 d rk cn ，= 1 2 n 。= 2 0 原级配 0 4 31 00 2 7 20 2 6 1 1 0 m m 以下0 4 71 o0 2 5 l0 2 4 2 1 0 r a m 以下o 5 71 o0 3 3 10 3 2 6 5 m m 以下 0 4 91 00 2 1 40 2 0 4 5 嘶以下 o 4 91 50 2 2 6o 2 1 7 5 m m 以下 0 4 92 o0 2 9 40 2 2 4 5 m m 以下 o 5 81 o0 2 7 40 2 6 8 5 栅以下 o 5 81 50 2 9 40 2 7 8 表中数据再次说明，在相对紧密度d r 相同的情况下，砂砾石的粒径对液化动剪应 力比影响较大，等向固结条件下原级配砂砾石的液化动剪应力比1 0 r a m 以下砂砾石的大 近1 0 ，比5 m m 以下的大2 5 左右。由此可见，即使在等向固结条件下原级配的砂砾石 也有很高的液化动剪应力比( 0 。2o 。= 0 2 7 2 ) 。此外，表中数据再次显示，相对紧 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 密度d r 增加0 1 ，液化动剪应力比增加约3 0 ；在其它条件相同的情况下，非等向固结 ( k c 1 ) 比等向固结( k c = 1 ) 的液化动剪应力比大，即k c = 1 5 时的液化动剪应力比k c = 1 0 时大6 7 左右。若考虑这一因素，在相对紧密度d r 为0 4 3 、非等向固结时原级配砂砾 石的液化动剪应力比将接近0 2 9 。 以往的类似研究表明，小于5 m m 的砂砾料( 黑河正义峡坝料) 在等向固结时的液化 动应力比o 。2o 。最小值仅为0 2 2 。但采用非线性有限元方法进行静、动力反应分析及 液化判别，仍可认为黑河正义峡砂砾石坝在v i i 度地震情况下大坝可以安全运行。因此， 由上述分析预测，尼尔基主坝坝基砂砾石在相对紧密度d r ：o 4 3 时的液化动剪应力比可 达到0 2 7 0 2 9 ，这的确是一个较高的值，一般情况下完全可以推测：无论用简易法还 是有限元计算，尼尔基主坝坝基的地震剪应力比是不会超过该值的。 5 6 动抗剪强度指标 在均等压力固结情况下，饱和土体在往复动力荷载作用下，随着振动次数的增加， 孔隙水压力逐渐升高，总应力强度指标将比静荷载有所降低。而在非均等固结条件下， 振动荷载作用下的总应力强度指标则随固结比k c 的增加而有所提高，其内摩擦角接近 静摩擦角。这是因为在偏应力固结时，初始应力o ，大于仃，因而形成一个静力偏差角 e ，这并不是动剪应力引起，此时动三轴试验所得极限应力圆的倾角中包括了角0 ，可 由极限应力圆和固结比求得，即：当c = 0 b = a r es i ( 勋k c + - 1 1 ) 本次试验对小于5 m m 的砂砾石料进行较为系统的试验，当相对紧密度d r = o 4 9 ，固 结比k c 2 1 0 、k c 2 1 5 、k c 2 2 0 时，其对应的循环次数，为1 2 次的动强度指标见图 1 9 至2 1 ；相对紧密度d r 2 0 5 8 ，固结比k c 2 1 5 时，其对应的循环次数，为1 2 次的动 强度指标见图2 2 。表7 列出了各种情况的动强度指标。 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 表9小于5 m m 坝基砂砾石的动强度指标 振次n e = 1 2 土料粒径相对紧密度固结比凝聚力摩擦角 d rk c c 。( k p a )由。( o ) 1 01 69 1 5 咖0 4 91 53 41 8 9 2 oo2 6 8 5 咖o 5 81 51 62 1 6 从图、表中可以看出：动摩擦角中。随固结比k c 的增大而提高，图2 6 给出了动摩 擦角巾。与固结比k c 的关系曲线。毫无疑问，动摩擦角中。随相对紧密度d r 的增加显著 增加，比较表7 中k c = 1 5 情况下相对紧密度d r 分别为o 4 9 和o 5 8 时的动摩擦角，可 以看出相对紧密度d r 增加o 1 ，动摩擦角增加2 7 度。 需要指出，所谓动抗剪强度是指砂卵砾石液化后的动强度，如果地震时尼尔基主坝 坝基砂砾石不液化，那么本节讨论的动强度对实际工程也就毫无意义。试验结果表明， 本次试验的其它两种试料( 小于l o m m 和原级配) 均难以液化，即使用小于5 m m 的试料 也只能在相对紧密度d r 较小时液化现象才比较明显。 6 现场地震应力估计及坝基液化判别 按西特等的建议，用下式计算地震时等效循环剪应力f 。， r 。= 0 6 5 r 。, = 0 6 5 y z 白鱼竖 g 或 耳：o 6 5 屯s 堑 取最大地面加速度日。= o 1 9 ，重度y = 2 1 6 t m 3 ，由此算得o - l o m 内的三牛在 盯。 0 儿一0 1 2 之间。 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 在多向振动条件下，实际坝基砂砾石层引起液化的循环应力比z a 。v 与室内三轴试验 盯。 中引起试样液化的循环应力比通过下式求出 耳= c ，墨 盯v2 0 v 式中c ，取0 5 7 ，可算得c ，( 皇) = o 5 7 o 2 7 2 = 0 1 5 5 。由此可知，现场o - l o m 内的 z 盯 耳( o 1 1 0 1 2 ) 均小于c ，( ；4 ) = 0 1 5 5 ，因此，在v i i 度地震情况下，尼尔基主坝基砂 盯。2 g ， 卵砾石的液化安全系数大于1 4 ，不会发生液化问题。 7 坝基处理方案的调整 在尼尔基水利枢纽初步设计阶段，对坝基可能液化层处理比较了两种方案，即主坝 上下游坝脚加压重法和振冲加固法，最后选择了振冲加固法。 根据本次专题研究结果，坝基砂砾石层在v i i 度地震条件下，液化安全系数大于1 4 ， 不存在液化问题，故不必对尼尔基坝基砂砾石层进行振冲处理的加固措施。 8 结论 坝基砂砾石的液化评价问题，是规范新纳入的内容。根据工程实际问题进行了专 题研究，对砂砾石层的液化评价问题做了有益的的探索。通过室内动三轴试验对尼尔基 主坝基砂卵砾石的原级配、小于l o 毫米和小于5 毫米三种试料进行较为深入的研究， 并对尼尔基主坝基的液化进行了判别，得到如下几点结论： l 、水利水电工程地质勘察规范关于的液化判别采用的是排除法，不符合规范 某些规定的需采用专门试验研究来确定其是否存在液化问题。 2 、砂卵砾石的粒径对液化强度有较大影响，本次试验数据表明，平均粒径增加一 倍，液化强度可提高1 0 左右；相对紧密度d r 对砂卵砾石液化强度的影响很大，相对紧 密度增加0 1 ，液化强度将提高2 0 3 0 ： 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 3 、试验结果表明，尼尔基主坝基原级配砂卵砾石在相对紧密度d r = 0 4 3 时的液化 动剪应力比为0 2 7 0 2 9 ；当相对紧密度d r 接近0 5 时可以不再考虑主坝基的地震液化 问题； 4 、用西特等建议的简化评价方法进行液化判别，其结果表明：在v i i 度地震情况下， 尼尔基主坝基砂卵砾石的液化安全系数大于1 4 ，不会发生液化问题。可以取消坝基砂 砾石层的振冲加固处理。 j+ 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 4 0 3 0 7 苦2 0 喜1 0 0 孑 1 0 倒- r - 2 3 ： 蠢 一4 0 5 0 6 0 i 一 一 制 趔 蒋 厦 暴 奄 生 一 ； _ r 制 蔷 篮 碚 擎 a | n a | a ! ln a 上n 一a 一z i r 玎rrm 二誓 班 ：l n l f 1 j 厶 ” 。； 1 ：|口 n f 振次变化关系 一。，、z_ 、， 、：_ 厂1“ 瓣环 应振次变化关系 弋了“ k 7 环 f 力随振次变化关系图 程a 35 帅 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 青 生 一 j _ r 蚓 * 毯 高 o24681 01 2 循环次数n f 动应力随振次变化关系 1 4 一，一 l 。 f 、 。釉 一。己，、一，丢。，、 、q ” 024681 01 2 循环次数n f 轴应变随振次变化关系 z 】w 舢 m j 7 1扣一 “w d ，v 沙v v 一铲1 ，丫 r j ；广 - v 02468 1 01 21 41 61 8 循环次数n f 孔隙水压力随振次变化关系 图6 时程曲线( k o = 1 5d r = 0 4 9a 3 = 2 0 0 k p a ) 一2 6 一 如如0如 1 1 1 一 l (，跫岜por趔需厘暴 地m 8 6 4 2 o o l6一孑制趟臀翟耨 加柏加o加 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 勺 专 j 穴 出 苌 篮 1 2 亲 】0 争( 型 需 足 梓 o 2 03 04 0 5 06 0 7 0 循环次数n f 动应力随振次变化关系 o 一1 妒 妒p 1 l - _ 一 叫” 1 ，i 一 循环趺教n， 轴应变随振次变化关系 山“l f u a a a a a a a j 黼 - ij* 从枷l 枷删岫删蚴洲 j m m 脚 m $ v i v f fv w v v v v v vr l l v l l v l w r t f - i i i i r f ； ；， 伊。 i - 01 0 2 03 0 4 05 06 0 循环次数nf 力随振次变化关系 图7 时程曲线( k c = 1 5 ，d r = 0 5 8 ，6 3 = 5 0 k p a ) 一2 7 7 0 孔隙水压 如m 0 m 加如 一罡岂否r通臀厦簿 ”如笛加”，0 j 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 图8 动应力o d 与振次n ，关系曲线 图9 动应力口d 与振次n f 关系 一2 8 揠次nf 图1 0 动应力。d 与振次n f 关系曲线 隅一 扣 l 下 耳阱特一十r 士t i - - t 嗷1 rr f 4 土二二 。：一 一十一 一 j t l “卜。e ! 崮蓝j + - - - i r i 振次n f 图1 l 动应力a 。与振次n f 关系曲线 一2 9 一 墨l 苦r 毯臀 c o 生 舌 r 毯 臀 振次nf 振次n f 图1 3 动应力a 。与振次n f 关系曲线 一3 0 2 l o 1 6 0 一 墨 毫 b 1 1 0 r 毯 需 6 0 7 0 6 0 面 生 5 0 b 4 0 r 毯 3 0 豁 2 0 5 m 5 8 围压= 5 0 k ? a 围压= 1 0 0 k p a 围压= 2 0 0 k p a 振次nf 图1 4 动应力。d 与振次n r 关系曲线 0 1 0 0 岛d r y 郇4 3d s m m m 义d 间4 9 原缳配 振次nf 1 0 0 图1 5 不同粒径、相同密度情况下动应力。a 与振次n f 关系曲线 ( k c = 1 0 od = l o o k l ? a ) 振次nf 图1 6 不同粒径、不同密度情况下动应力。d 与振次n f 关系曲线 限c = 1 0 。f l o o k p a ) 撖次nf 圈1 7 归一化动剪应力比g d ，2 a 。与振次n f 的关系 一3 2 一 脚!耋唧哺啦_：兰!耋 。ozpb蓝r域敲需 0 5 0 4 5 0 4 怎0 3 5 口0 3 i 。 j j 0 2 5 r0 2 毯 豁o t l 5 橘0 1 0 0 5 0 振次nf 图1 8 归一化动剪应力比a d ，2 g o 与振次nf 的关系 振次n f 图1 9 归一化动剪应力比o d 2 0 o 与振次nf 的关系 3 3 b n - 口 b 丑 r 毯 憨 臀 0 8 o 7 0 ，6 0 5 0 4 o 3 0 2 0 1 振次hf 图2 。归一化动剪应力比g d 2 0 0 与振次n f 的关系 振次nf 图2 1 归一化动剪应力比a d l 2 g 0 与振次n f 的关系 一3 4 图2 2 动蘧度包线 图2 3 动强度包线 3 s 尼尔基水利枢纽坝基砂砾石层液化评价 j 之5 州m 2 5 d r = o i 4 9 。 c 20kp a 彤 1 i = 1 二 击=2 6 8 工 f 二 一卜、l 8 1 5 形二， ，7 。 h | ，| p x - 1 - j ，一 i么茅蹶l、i 0 5 _ 露取i，n ，j | n彩 00 5l1 522 533 544 555 56 a 1 0 0 k p a 图2 4 动强度包线 j l jl l 2 ： f 写m m | lb = 1 | 6 k p a l ： d r = o 5 8l伽= 2 i 矿。一 翼 i