液化项目终期报告

图索 表索 第1 概 背景及研究意 课题研究内 研究课题目 项目预期成果、开发计 第2 场地选址与材料特性实 场地选址及实地勘 场地开挖与回填土确 土体基本性质实 土体高速冲击实 实验场地准 第3 大型液化现场试验研 的选 振动试验与结果分 单点试验与结果分 小延时液化试验与结果分 大延时液化试验与结果分 第4 土体液化机理分 土体典型液化机 天然波与波的区 液化孔压模 小延时液化机理分 第5 液化数值仿真及抗液化措施研 数值仿真材料模型及参 振动试验数值仿真分 液化试验数值仿真与方 土体液化数值仿真分 抗液化措施及模型试 第6 结 参考文 致 附 图索引223677899实验所用的2#近地表径向和竖向振动速度对比（爆点近地表径向和竖向振动速度对比（爆点浅埋单药包E5表索表 表 表 表 表 表 SHPB实验工 表 表 成坑实验工况（2#岩 表 表 表 表 表 表 表 表 表 表 表 表 表 JWL状态方程参 表 表 表 表 表 表 第1章概普遍，工程、精细在城市拆旧过程中发挥了重要作用。拆除在获得巨大散的砂土和粉土在、和振动冲击等动力作用下，孔隙水压力的上升导致土体面沉降等问题（图1.1。相比较液化问题的广泛深入研究，对于瞬时激烈的构筑物及空间开挖及掘进作业的实施，由潜在的化学事故和建筑工程作业的场地振动和液化将对周围商业民用建筑产生不可预计的破坏作图 液化的破坏作用早在二战期间就引起了人们关注，1932年荷兰海牙市受到境内的Swir-Ⅲ混凝土填土大坝，完工后，上游100m处进行了作业，几乎来的1:2降低到1:10。1988年，在大盐湖附近实验进行了一次200t级的实验，后地表出现严重的“砂沸”现象，如图1.2（a）所示。 图1.2 随着建设和大型水利工程兴建步伐的加快，城市建筑物、挡土墙以及大形式如图1.3所示。图1.3 城市建筑以及位于沿海滩头以及淤泥和水网地带的工程的建设和防护都有重要（1）液化现场实土体液化分析理论研应力荷载下的土体孔压发展，现场方法，在确定药量及埋设方法、位置后，分析液化的基本影响因子（经验PPV，地基液化的数值模利用LS-DYNA或FLAC进行荷载作用下瞬态波分析方法（主，同时分析不同模型对计算结果的影响；分析比较天然荷载作用和荷载 行数值全耦合分析，完成液化场地建（构）筑物破坏分析。取得研究成果后，甲乙双方合作5篇，其中被SCI收录2篇，针对研究过程中新方法申报发明专利1~2项，数序为：甲方1、3、5，乙方2、4、6。士生2名。总结整理项目成果，申报省部级科研（数序为：甲方1、3、5，乙方2、4、6第2章场地选址与材料特大型室外可控液化实验场地位于市东西湖区东柏路花果山东山林场附 图2.1实验场地2.1b 图 1916（坑底无水，开挖过程如图2.4所19163图 3 图 50％ 图 每种砂土均进行两组重复实验，砂的两组烘干试样质量均为500g，灰江砂土体粒径大于10mm的颗粒不在本次实验考虑范畴。灰江灰江小于某粒小于某粒径的土的质量百 21 21土粒直径图 表 d50d60d10砂分析图2.6和表2.1，两种砂土在土质分类上均属细砂，但砂中所含粗颗粒含5~72.32.4分别2.6331611kg/m31266kg/m3 图2.7 号盒+盒+含水率 平均含水率12表号盒+盒+含水率 平均含水率12表 实验类 容器质量干密度瓶土粒 号瓶瓶+ 瓶+ 均1 300g2.8的回填灰江砂的颗粒级配曲线。，该回填砂土的平均粒径0.18mm，不均匀系数2.11，含泥量小于2％，其它物理力学基本参数如表2.5所示。依据《建筑地础设计规范》土质分类，粒径大于0.075mm的颗粒超过全重的85%，且粒径小于0.25mm的颗粒超过全重的50%，属级配不良的易液化细砂。 21 21图 D60D50D10和400kPa。最终主应力~剪应力关系如图2.9所示，根据实验结果，该回填砂土的内摩擦角约为35º。Pearson'sry=a+b*xBB 0-0 图 力学性能的最有效的实验之一。最初SHPB装置被用来研究金属等均匀性好、破坏变形大的材料，后来随着压杆技术的不断改进和完善，SHPB技术被逐渐引入到岩SHPB装置分图 在此实验中利用钢制套筒和金属垫块改进SHPB10mm74mmSHPB装置。入射杆和透射杆采用相同的，＝0.3，弹性波速为5100m/s 件打击端1.2m和0.4m处。实验装置及测试系统如图2.11和图2.12所示。，图 图 为了满足SHPB的两个基本假定，使用套筒和垫块保证试样成型，将砂土试样限mm180.24mm，两个垫块厚度分别15mm14.92mm，直径均74mm。在如图2.13所示。图 改进后的SHPB实验装置示意采用自然条件下风干的细砂土样，用“交叉撒网式”的方法将试样均匀地撒到套筒内，套筒内壁需保证润滑。用直径为70mm的粗铁棒锤击初步密实，再将另一垫块缓慢地滑落到贴近试样，垫块停止滑动，套筒内空气排出，再用铁棒轻敲以mm、11.72mm0.35、0.40.45MPa2.6所示。表 SHPB实验工试样厚度112131预加载及重复实验8、11、12.2、14.5215.1mm0.4MPa2.1412.2mm厚度的试样的冲击加载波形图。同时70g0.4MPa。两组实验的应力~应变关入射入射波和反射透射UU-1.5 t图 第28420 图 波形图及应力~应变关系分析2.17所示，稳定阶段应变率基本2.1811.72mm0.35、0.400.45MPa时试样应力~应变曲线，，加载气压较低时，试样破坏应力较小，即强度增大效应可以忽为当动载加载频率接近荷载时，砂土的应变率效应较小，强度增大效应也较小。入射入射波和反射透射UU-2.0 t图 应变应变应变应变0 图 0.350.350.400.45315s-365s-259s-8420 图 地静置7天，然后再进行试验。第3章大型液化现场试验研 合用于含水砂土中的实验，如图3.1，采用电起爆。该的主要性能参数70%（0.7，中或水下的等效当量系数为80%（0.8图 实验所用的2#岩 爆坑是荷载作用下最直接和直观的破坏效应，也是岩土体领域的研究热（SPH-FEM）对砂土中成坑全过程进行数值仿真（1）成中实施的实验，根据埋药量和埋药深度的不同可产生截然不同的响应。当药量一定，埋置深度较小时，药包后产生的爆轰气体快速挤压药周土体，压缩效应3.2（a）为常见的抛掷型成可见爆坑。当药包埋置深度增加，透过面耗散的能逐渐减小，而的能如图3.2（b）所示。此外土体的密实度和含水率也会对土中行为造成影响。含水 图3.2 对于单孔集中药包，通常用立方根比例距离（scaleddistance,SD）综合考虑W1W1

（3-式中，R为爆距（m，W为集中药包的 W13W13

（3-和砂土中2.5m/kg1/30.21.4m/kg1/3时则产生（2）地表振动土体的密实度和含水率的改变对土中波的具有重要影响，波3RFkWm

（3- 式中F为振动引起的质点振动速度、加速度或位移。k为与场地条件有关的参数，为衰减系数。而一般常采用萨道夫斯基近地面介质质点振动速度经验RVkWm

（3- 式中，V为产生的振动速度（cm/s），通常对于集中药包，m取1/3；而对于柱状药包，m取1/2。在土中近区，波阵面的速度和最大应力的速度基本一致，即该区域波表现为冲击波形式，且速度随爆距的增加而急剧且几乎所有的PPV经验公式都以比例距离作为单一的变量。表 mkLeongetal.Ashfordetal.Williametal.LongLeongetal.实验工况与3.33.2验间隔30min。图3.4所示为成坑实验前药孔定位与钻孔取土过程。药孔定位后利用硬质PVC管进行钻孔取土，同时在装药前对药孔起保护作用。绑于细木图 图3.4 表 成坑实验工况（2#岩 测振点测振点测振点实验爆点E1200g1.0mm（#6125cm三向振动时程曲线如图3.7~3.9所示。x向为三向测振仪径向，y向为切向，z向为 图3.5 E1爆点地表高速运动过程 图3.61号药孔的最终爆坑形态及周围裂缝 0径向振动速度切向振径向振动速度切向振动速度竖向振动速度 0 0- -0 -0-0 0 1 1 2

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0 0 1 1 2图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-000 100 11200 11200112图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-000 100 1120011200112图 实验爆点m（#6300cm3.113.14 图3.10 E2爆点地表高速运动过程图 3 径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度-1

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0图 1 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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0 0 1 1 2图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-0001001120011200112图 实验爆点m（#1终形成直径120cm，深32cm的抛掷型可见爆坑（316。不同位置处的三向振动时程曲线如图3.17~图3.19所示。（a）t=0 （b）t=10 （c）t=20图 图 径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度- - -1-0 0 1 1 2

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-3

0 0 1 1 2图 0 1径向振动速度切向振径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 -0 -0 -0 0 1 1 2

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-0 0 1 1 2图 1 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-00010011200 11200112图 实验爆点m（#6爆点E4发生了完全封闭（隐爆如图3.20所示。不同位置测振点处的三向振动时程曲线如图3.21~图3.23所示。图 3 径向振动速度切向振径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0-1 - -10 0 1 1 2

-0 0 1 1 2

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0 0 1 1 2图 0径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度-0

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-00000112001120图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-000 100 1 12001120 0112图 实验爆点E5400g1.5mm（#6图3.25~图3.27所示。 图3.24 E5爆点地表高速运动过程 径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度 - - -0000 11200 1120 0112图 径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度-0 -0 --0 0 1 1 2

- 0 0 1 1 2图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-000 100 1120011200112图 实验爆点实验点E6800g1.5m，测振点：2.3m（#6、5.7m（#2） 图3.28 E6爆点地表高速运动过程径向振动速度径向振动速度切向振动速度竖向振动速度

- 0 0 1 1 2

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0 0 1 1 2图 0径向振动速度切径向振动速度切向振动速度竖向振动速度 0 - -0 --0 0 1 1 2

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-0 0 1 1 2图 1 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-0001001120011200112图 实验爆点m（#1（a）t=0 （b）t=30 （c）t=60图 图 径向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0- -0 -0-0 0 1 1 2

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0图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-00010011200 11200 112图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-000 100 112001120 0112图 实验爆点m（#6处的三向振动时程曲线如图3.39~图3.41所示。（a）t=0 （b）t=20 （c）t=50图 图 0径向振动速度切向径向振动速度切向振动速度竖向振动速度 0 0- -0 -0-0 0 1 1 2

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0 0 1 1 2图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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0 0 1 1 2图 0 0径向振动速度切向振动径向振动速度切向振动速度竖向振动速度0 0 0-0

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-0001001120011200112图 试验结果分析成坑分析直径和深度，如表3.3所示。的运动特征或喷射物形状可以将土中行为分为三类：在比例埋深2.3m/kg1/3（E41.5m/kg1/3时，地表面的初始向上运动不足以完全冲破药包上覆土垫层，地表在土垫表 直径深度 特征描 - * 比例埋深图 3.43TM5-855-1经验800400200塌陷型爆爆坑爆坑 埋深图 爆坑直径实验值与TM5值对，抛掷型爆坑E3、E7和E8的可见爆坑直径实验值比TM5结果分12%、22%9%。究其原因，一方面是松散的含水细砂强度低，爆后爆坑边缘的砂土持续流向爆坑底部，由此造成爆坑深度的实测值小于TM5值；另一方面的当量计算值近似取为70%的实际药包质量，而根据能量法和压力法地表振动分析3.44和图3.45所示分别为爆点E2时近地面径向和竖向振动速度时程曲线。随着221#6:4.0#1:8.800123---图 1#6:4.0#1:8.80012竖向振动速度--图 图3.46和图3.47分别为爆点E2过程中，测振点#6（4.0m）和#1（8.8m）（#6幅度大但持续时间较短，径向速度大于竖向的峰值速度；而在测点#1处，粒子峰值速3232100123--图 近地表径向和竖向振动速度对比（爆点0050050--图 近地表径向和竖向振动速度对比（爆点图3.48所示为各工况测点处土体粒子峰值振动速度及相应的峰值振动速度PPVWkgm绝对振动速度绝对振动速度比例距离图 kgmPPV （3-m R2=1RW3为比例距离，单位m/kg1/31实验工况与实验设备采用河海大学岩土力学与堤坝工程教育部的高速动态应变系统（图3.49。岩土孔压传感器量程分为0~1MPa、0~0.5MPa3.50（，输出电压为0.5~4.5VDC（图351。其他测试元件和仪器还包括测振仪、高速75mm的硬质PVC边拔PVC图 （b）孔压计-变送器图3.50 图 饱和砂土中浅埋效应实验于2014年1月9日开展，根据药量和埋深共设计6组单药包实验，药量200~400g，比例埋深1.21~2.49m/kg1/3，每组实验间隔时逐个布孔起爆，并逐个测量，每个药孔的起爆间隔时间为60分钟。实验布置9孔隙水压力传感器量程规格有1MPa、0.5MPa0.2MP三种，埋设深度如埋药、布设、调试并进行实验表 药孔药量埋深 埋深比例爆距图 CPT锥)' v 'DR '饱和砂土层的初始相对密实度沿土层深度为30~35%，因此结合实验砂土材料的物理

qt

DR

CPT试验结果分析超孔隙水压力分析实验中E5药孔埋药为400g，埋深0.93m，即比例埋深为1.36m/kg1/3（饱和砂 m当量（kg）的立方根之比。实测该测点的比例距离为4.723m/kg1/3，初始竖向有效应力为13.1kPa，爆后超孔隙水压力累积上升值为5.4kPa。因此该测点处的最大超0.412，远未达到完全液化的理论界限，实验现象也同样表明场地内能量直接通过面耗散于空中。图3.54~图3.56所示分别为孔隙水压力传感器PPT4、PPT5和PPT9处实测的超孔隙水压力时程曲线。PPTPPT3超孔超孔10- 时间图 PPTPPT超孔超孔10- 时间图 PPTPPT6超孔超孔20- 时间图 置离相对近，从中反为超隙压力维持大累值的时较短对比图3.57所示为药包E5过程中，饱和土中不同比例爆距处的各孔隙水压力传=0.95R0.88 R （3-1 1W3在测量低孔隙水压力时的相对较大的误差。根据E5实验结果，饱和砂土中浅埋包时面的存在造成超孔隙水压力的上升相对较小d超孔超孔隙水压力比,1

比例图 成坑分析深度分别为125cm36cm，可见爆坑的体积近似用公式（3-8）计算。通过测 ＝ D

（3- 图3.58浅埋单药包E5爆后的可见爆坑1.0m时仍能形成抛掷的可见爆坑，且爆坑不饱和砂土环境，将形成更大的爆坑面。图3.59~图3.61所示为根据常规防护手册TM5-855-1计算得到的相同药量时的干砂和湿砂中爆坑尺寸曲线。Drysand可见可见爆坑直径D 药包埋置深度d图 WetsandDrysand可见爆坑可见爆坑深 药包埋置深度d图 WetWetsandDry可见爆坑可见爆坑体 药包埋置深度d图 实验工况与62d 图3.62 实验设计4×600g2#岩石，埋深2.0m，每卷药包之间110ms（顺序为E5→E6→E7→E8，实际过程中E8药包并未起爆埋设半径6.0m，间距90º，如图3.63（a）所示。传感器埋设位置及深度见表3.6所示。表 A0.0,A0.5,A5.6,P0.0,P0.0,P0.0,P0.0,-P0.0,P6.0,P0.0,-P-0.5,5.0,8.0,0.0,图 试验结果分析36.16%1835kg/m3，孔隙比为0.951PPT1、PPT3、PPT5和PPT8处的超孔隙水压力累积时程曲线如PPTPPTPPTPPT -

（a）PPT

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PPTPPTPPTPPT -

（c）PPT

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时间（d）PPT图 表 --------3.65液化后“砂沸”xy3.66所示。如图表明，场地中心沉降较小，而x轴正轴和y56附

爆后550-7-6-5-4-3-2-10123456位置坐标（a）x

420-7-6-5-4-3-2-10123456位置坐标（b）y图 实验工况与 性的。但同时城市开发建设已不可避免各种源，甚至来自军事。因设半径和深度分别为6.0m和2.0m，每卷药包之间延时310ms起爆，实验中顺序和药孔位置图3.67所示（E1~E8，逆时针顺序。本组实验在三点微差液（b）8药包液化场地图3.67 试验结果分析8药包液化实验布置12个孔隙水压力传感器，其量程、坐标及埋深等3.68~3.71表 量程埋深/(m0.0,-2.3,2.5,-0.0,-2.3,-2.5,0.0,0.0,-0.0,-0.5,0.5,0.0,PPT1PPT9PPT12和PPT1419.5kPa和16.4kPa。PPTPPT0-

时间图 PPTPPT0-

时间图 PPTPPT50--

时间图 PPTPPT0-

时间图 因此可以计算各孔隙水压力传感器处的超孔隙水压力比基本已达到完全液化的3.72所示。图 实验工况与钢筋混凝土结构设计及监测730.5mC30，梁柱截面均为正方0.1m0.1m图 1.01.00.051.01.00.50.1图 0.50.1 0.1图 3.77所示，各加速度传感器的规格如表3.10所示。东东~(12)：应变片；A、B、CD为结构四个柱顶部记号点3.76混凝土结构表面传感器布置示意图 表 长度规格 表 加速度计 计算系数 振动及造成的液化环境使得混凝土结构在冲击及自重作用下发生侧偏和不30in、1h、2h、5h7d标尺（378a利用水准仪对标尺标高进行定位（378b3.78c 图 土质堤坝设计及监测底宽0.2m，坡角约为35º。根据坝体材料及坝基加固方式将土质堤坝对象均匀分为三1.2m3.79S1段：黏土0.5m、0.3m0.1m深度处利用格栅+土工布进行加固；S2段：碎石、黏土和砂土混合材料，坝基未加固；S3段：黏土和砂土混合材图 S1段坝基的加固处理，坝基加固深度0.5m，加固面尺寸为1.2m*1.6m。实验中采用的双向塑料格栅和土工布如图3.80所示。本相同，在标高为-0.3m和-0.1m 图3.80 图3.81a3.81b粒径1~2cm。坝体填筑方案如下：S1段：砂土：黏土（体积）=S2段：砂土：黏土：碎石=S3段：砂土：黏土（体积）=3:1 图3.81筑坝材料3.83 图 BC图 构沉降测定方法，实验测定爆后30min、1h、2h、15h7d的堤坝位沉降。试验结果分析混凝土结构实验结果分析在瞬时使得部分应变片损坏或失效。根据仪记录的数据，其中5号、6号、7号应变片（3.76）记录的应变时程曲线如图3.84~3.86所示。330-

0-图 0-0-

4图 -

图 ，最终累积应变为121με。梁侧面的两个应变片（5、6号应变片）实测的最终累积应变值明显大于贴在梁中部应变累积值（5号应变片）大25.2%，并且在持续过程中，梁端产生的应筋配筋也使得混凝土结构强度较大，过程中梁和柱并未产生肉眼可见的裂缝；实验中设置三个单向加速度传感器，分别位于柱侧面中间（A13003、A13005）和梁上表面中间（A130073.76所示。其中A13005A130073.873.8854320 图 320--- 图 4.05g（横向，明显大于梁上表面的加速度实测峰值加速度2.15g（竖向，因此，横向作用产生的破坏比竖向大。30min、1h、2h、15h7d3.89所示为结构上表面A、B、C、D烈的沉降，这是由于振动使得原本极为松散的砂土场地产生初次密实，场地整体时间 0沉降沉降图 （b）爆后5图 土质堤坝实验结果分析30min、1h、2h、15h7d分别进行沉曲线如图3.92所示，其中爆后1h内是堤坝发生沉降的最主要时间段，特别对于自重相对较小的S1和S31hS37d监测时仍有沉降发生。这主要是由于在 （b）爆后30（c）爆后1 （d）爆后2（e）爆后15 （f）爆后7图 时间 图 BCS1平均沉降为实测沉降远小于其它两个坝段，此处的1h时S1坝段中心点（B点）的实测沉S3坝段（F点）36%7d26%，加固效果明显。其原坝体表面出现了明显的裂缝（图393。 图3.93 第4章土体液化机理分对于“液化”的定义，应该追溯到1978年土木工程师岩土工程分部土动力学给出的表述：“任何物质转化为液体的行为或过程（actorprocess。就果。”这个定义是根据物质状态的变化做出的，着重于从固体到流体的过程。的Seed对土液化的概念性解释为：峰值循环孔隙水压力比（峰值循环孔隙水压力与初始有效约束压力之比）到达100%为初始液化。而国内学者汪闻韶给无粘性土液化的饱和砂土是由土颗粒与孔隙水组成的多孔两相介质。Seed等人认为，饱和砂土在的抗剪强度为： （4-式中，为法向应力；Pw为孔隙水压力；Pw为超静孔隙水压力；为砂土的内砂当一个饱和砂沉积体中的孔隙水压力由于水头变化而上升到等于或超过它流循环活动性程中，瞬态超孔隙水压力在几分之一到几个毫秒的时间内急剧增加达到峰值，几乎和总压力峰值同步。波过后，出现短时的超孔隙水压力的累积过程，一般持现有研究结果表明液化可能发生的区域远大于受波直接冲击而引起结构破单点液化模超孔隙水压力比（PPR）通常用于描述液化发生的程'PPR'v

（4-

SD）同时考虑了爆距及药量的影响，用于对不同爆源条件下的效应对比分析。SDRW

（4-现阶段液化的判别仍主要通过系统地分析液化试验数据进行数学统计砂土，粘粒含量小于5%，以及特定的场地初始相对密度和上覆有效应力的液化4.1利用多元回归进行液化影响因素的分析，建立单点液化的经验 Ru393.6SD1898'0992D0 （ （m/kg1/3，'（kPa，有单药包试验的PPR对比和残差图。图图 单图 根据单点液化的经验公式和已有试验数据的对比分析可知，拟合公式可以较好地反映和饱和砂土中单点封闭产生的孔隙水压力和液化系数。对于比例距离大于5m/kg1/3的区域，超孔隙水压力比的值和实测值偏差均在0.2以下；在靠近爆源的区域（比例距离小于5m/kg1/3经验的超孔隙水压力相比试验值明显偏大，如图3所示。根据超孔隙水压力比经验公式，在比例距离小于3.6PPR值小于0.1，即可认为作用引起的饱和土体孔隙水压力上升可以基本忽多点液化模同样，为分析原位初始竖向有效应力和相对密实度对多药包作用下饱和土中'60kPa，b）II，c）III(Dr33%and'>60kPa,Dr>67%) 通常对于相对密实度小于33%（松散）的饱和砂土，当比例距离小于6m/kg1/3时极<≥RegionI<≥RegionIRegionRegionRegionRegionDr '<33~>图4.4多药包液化数据分结合本项目试验场地条件，土体性质应属区域I4显示，现有众多经于区域I试验数据进行数学统计分析，仅考虑比例距离单一因素，建立简化的多点爆炸液化的经验公式，如图4.5和式（4.5）所示Ru2.173

（4-根据经验公式（4-5）所示，当比例距离小于4.66m/kg1/3时，极易发生液化。根据本项目试验中布置情况，对于8药包（600g岩石）工况，其 数值模别如表4.2和表4.3所示。ρK GMCONT AHYPCOH KSK 表 ρvDPCJAB13VE0数值结果分析4.6所示。孔隙水压力传感器PPT1、PPT2、PPT5和PPT85.33、5.33、5.437.9m/kg1/3，因此在数值模型中采图 数值计算得到的超孔隙水压力及相应深度处孔压计实测的孔压结果的对比曲线图4.7图4.10所示。经数值优化和分析之后，数值计算得到的超孔隙水压力的变化规律与实结果基本现一致。明显的孔隙水压力值计算值低于实测，成 位置位置:PPT深度:2.550- 图 位置位置:PPT深度:1.550- 图 位置位置:PPT深度:250- 图 位置位置:PPT深度:250- 图 波从爆源中心开始，单个药包E5的波传至场地中心时明显衰减，但在后续两个药包的叠加作用下，E6和E7后0.03s时出现明显的波叠加现象，这是造成应力峰值和场地液化的最主要原因。爆点:爆点:爆点:图 波过程(输出时间间隔0.01 PPR2.165350.76621lnR （4-1 1W3R254（Blast4）为和实验场地中心，深度为2.0m。图4.12所示为5组分析工况所获得的超孔隙水压力时BlastBlastBlast4Blast2/3Blast超孔超孔隙水压力50- 图 Blast600BlastE5,1200BlastE5,1200Blast4基本模型E5,E6,1800Blast2400在基本模型中根据实验设计设置的药包延时为110ms，在相同数值模型中分别设220、330、440550ms，分析PPT5，PPT8和B(直线A上，如图4.13)的超孔隙水压力。B点的比例距离为7.09m/kg1/3，延时对超孔隙水压力的影响如图4.14图 PPTPPT B延时图 110ms增大至第5章液化数值仿真及抗液化措施研LS-DYNA是世界上最著名的通用显式动力分析程序，能够模拟真实世界的各种性（140多种材料动态模型）和接触非线性（50多种）Lagrange算法为；光滑粒子流体动力学法（SmoothParticleHydrodynamicSPH，集合了传统拉氏元，避免了大变形时网格问题。同时SPH法基于传统拉氏框架，可以简单而精确地实现冲击导致的成坑、震塌及物质飞散等破坏行为。SPH-FEM耦合法充分利用SPH法处理大变形及材料空洞的优势和FEM高效计算效率，在近区采SPH粒子，而在小变形区域采用网格单元建模，用以提高计算效率和方便处理边对砂土的高应变率冲击实验结果显示，其强度通常仅增大10~15%，且在压缩过a0、a1a2数ssJ2a0a1pa2p2 （5-J2为应力偏量第二不变量，p为平均主应力。三轴压缩实验主应力差D可m与土体的内摩擦角相关。D13mpk6ccos3sin

（5-（5-m6sin3sin （5-10给出了基于一维应变实验获得的高应力状态下的低含水率细砂的压缩曲，通常采用10对数据多段线性近，体应变以相对体积V0/V的自然对数表示。ww=0 图 高能爆轰产物的压力、体积和能量等物理量的关系可以用JWL状态方程PA(1

RVB(1 R （5- R R 式中A、B、R1、R2和为圆筒实验标定的材料输入参数，E0为初始比内能，V表 AB数值模以抛掷型工况E8为例，建立1/4三维SPH-FE全耦合数值计算模型，如5.2所示。对称界面施加SPH对称面约束，模型上表面为土体与空气接触的面，其他施加无反射边界。23图 数值结果分析（a），此时由于受到面的影响，封闭爆腔开始呈非对称发展，上部沿着竖向逐渐0.6840.4740.5720.4740.5720.6170.661（a）t=0.01 （b）t=0.02 （c）t=0.03 （d）t=0.04 （e）t=0.05图 图5.4给出了数值计算的真实爆坑直径随时间的发展曲线，初始阶段药包周围土体保持原有松散结构，因此爆坑直径发展较快，而随着压密作用及能量衰减，爆坑直径的扩张速度随时间逐渐减小。表5.2所示为实验实测的可见爆坑直径、TM5给实测结果爆坑直径比TM5值大9%，数值计算得到的真实爆坑直径较TM5值大5%，而数值计算的真实爆坑直径和实验实测可见爆坑直径之间的偏差为9.5%， 爆坑爆坑真实真实 时间图 表 可见爆坑-真实爆坑-PPV均明显大于实验值，可能原因如下：采用图 液化的经验

Ru

（5-u表示孔隙水压力增量，'炸实验主要用于研究结构在近距离作用下的破坏损毁效应及全尺寸微差爆炸液化实验参数的预估和测定，部分饱和场地中进行的单药包液化实验如表5.3表 SouthPlattePortof离和初始有效应力都会对饱和土中的液化性能产生一定影响。因此，利用Excelp-value0.05，但在拟合公式中仍不可忽略相对密实度和表 √√√√√√√√√√√√律式经验简化模型（R2=0.83 kg13WmRu （5-Wm 高的精度及适用性。根据幂律式公式，当比例距离小于2.6m/kg1/3时将发生完全液化，而当比例距离增大至20m/kg1/3时，可以忽略由引起的超孔隙水压力上升。当比例距离大于4m/kg1/3时，公式的拟合度相对较低；但当比例距离小于4m/kg1/3时，经验公式的精度完全满足工程需要。图 液化的数值纵观LS-DYNA材料库，MAT147非常适合于描述饱和土体的动力性状。该模型模型将饱和土体当成均一材料来进行分析，通过修正莫尔-库伦破坏理论，以含水量图 MAT147模型以含水量作用于体积模量的关系式来描述孔隙水压力与体积应变u1

KD 2

（5-式中，Ksk为孔隙水压力系数，其物理意义为不含气体孔隙的土体体积模量D2ncur为当前孔隙u （5-饱和砂土的为2.65，密度为1960kg/m3，初始体积模量和剪切模量分别（2）材的爆燃采用高能燃烧模型来描述，以JWL状态方程描述爆轰产物Vr=1.0球形装药在土中发生封闭的临界埋深 的经验计算公式为 （5-1212R=64图 在进行荷载作用下孔隙水压力计算之前首先利用动态松弛技术进行初始地应力平衡计算并验证，如图5.9所示。-7.19e-7.19e---------图 爆距爆距2.55爆距3.39爆距4.9250--0

图

为研究饱和土中初始竖向有效应力对土体单元的超孔隙水压力及测点处液化程为2.5m和3.0，对的始向有应分别为23.55Pa和28.25kPa，计算条件同上。图5.11为在不同初始竖向有效应力条件下，超隙水压与比距离关系曲。当饱和土处完全化状式经验公式的超孔隙水压力比随着比例距离的变化规律与实验数据和数值结算结果有很好的一致性，且具备一定的设计安全储备。根据幂律式经验公式和数值初始有效应初始有效应力18.84初始有效应力23.55初始有效应力28.25 789图 初始有效初始有效应力18.84初始有效应力23.55初始有效应力28.25超孔超孔隙水压力比 789比例距离R/W1/3图 液化方法验证数值模型图 孔隙水压力分析选取PPT4、PPT5和PPT95.14~图5.16所示。计算得到的超孔隙水压力累积值分别为3.2kPa2.4kPa和6.5kPa；2.8kPa，1.6kPa5.4kPa。从中可以看出，的数值仿真模型能够近似模拟单药包实验。PPTPPT310- 图 PPTPPT超孔超孔隙水压力10- 图 PPTPPT超孔超孔隙水压力420 图 数值分析方法FLAC3D程序来实现的。FLAC3D是一种显式有限计算范围，直到边界。FLAC3D程序将计算单元之间的不平衡力，然后，将此不平衡拟的物理系数不稳定时，数值计算仍然是稳定的，这便使FLAC3D程序特别适用于FALC3D采用的是显式方法求解策略不用求解繁杂的联立方程组，即其控制方程中的对所有的网格节平衡方(动量平衡方(动量方程 单元积对所有单应力—应变关(本构方应力—应变关(本构方程图 FLAC3D采用了混合离散方法来模拟材料的屈服或塑性流动性状，这种方有限元方法中通常采用的降分更为合理。FLAC3D采用显示方法进行求解，对显示法来说，非线性本构关系与线形到平衡力，就同实际中的物理过程一样，可系统的演化过程。而且，它没有必要累并达到液化，FLAC3D采用了Finn模型来描述这种孔压积累的效应。的增量u与塑性体积应变增量vduEr （5-Martin等(1975)的试验表明，塑性体积应变与循环剪应变幅值之间的关系与固结

CvdC(Cvd)3 4 （5-其中，C1，C2，C3和C4为模型常数。对于可液化的土层参数取值为：C1=C20.79C30.45C40.73数值模震峰值加速度为0.2g，动反应谱特征周期为0.35s，场地基本烈度8度。在泵站液化变形分析。计算中采用的参数见表5.5所示。表5.5泵站地基土层参数剪切实压缩试GwρeCФa1-标Nk-%-度MPa-击056.E-黏512.E-粉066.E-6626.E-壤86.E-6.E-06.E-浆6.E-06.E-浆FLAC3D进行，采用六面体进行网格剖分，共划分2968个单元（518。图 计算中波采用El-Centro波强震部分，底部输入加速度时程作为动力边界条件，见图5.19所示，水平向加速度峰值为0.2g，时长20s，竖直向加速度考虑为水平向加速度的0.67倍。加速度加速度0----- 时间图 （rFdBoundaries界过尼与网进耦场格不衡施到体网格界。于边提了无场地的果因向的波边上不会生，下所。场边图 数值结果分析A图.21 为荷载作用下可液化地基中典型的超孔压时程曲线，测点布置如图. 所示。从中可以。A超孔超孔压0 时间ABAB超孔压超孔压超孔压 -

050505时间时间 CC超孔超孔压0- 时间5.21位置:PPT深度:2.5超孔超孔隙水压50 图 超孔隙水压力的数值与实验对比（PPT抗液化措施提出提高前期土体抗液化能力于此方法不能地基土的液化发生，通常需和其他方法配合使用，且隔断结构必须提高饱和砂土的抗液化能力的法。灌浆拌合法是指利用、气压或电化学原密方式取代，经过一段时间养护后，胶合形成一个高强度高防水性的整体，提高了地基抵抗液化变形的能力。此方法常与围封法联合使用，关键要做好加固边缘的封闭措改良液化时土体的应力条件排水法是指通过设置排水板或碎石桩等措施将动荷载作用引起的超静孔隙水迅入坚的力层，量震害料明，可化是一有的液化施布”进行可液化场地地基的抗液化加固方法。土工格栅加固地基抗液化模型试验实验概况实验采用河海大学土木与交通学院的DCS-600-6-05型小型电动振动系统（板为钢板40cm表

振动方振动方（a）SA-6功率放大器 图5.23 实验结果分析实验中振动频率取5Hz，峰值加速0.3g的正弦加载振动时60s。饱和砂土（无加固措施饱和砂土发生了明显的液化现象（5.25b）。实测超孔隙水压力比达到完全液化临界值1.0，即砂土处于流动状态。宽长宽图 （b）振动20图 砂（高度砂（高度砂（高度砂（高度砂（高度5cm5cm6cm4cm 土工格 孔压图 图 表 02345.7，水平格栅的加入一定程度上降低了振动过程中砂土地基的超孔隙水压力，但降幅偏小，布置4层格栅时降低约23%。此外格栅的加入对抗液化变形具有积极的影响。布置4层格栅时饱和土表面沉降减小达到41%。（高度载荷（高度5cm5cm土工（高度载荷（高度5cm5cm（高度载荷（高度载荷（高度4cm5cm5cm5cm5.28图5.29设（方案二2个格栅能够将建筑物的沉降从天然地基下的7.8m降到.0m6.0，23%。 图 砂土一起水平流动（图5.30a。格栅方案中，的土工格栅对其范围内的砂图5.30b栅5.30c砂砂（高度砂（高度砂（高度 图5.30 各种土工栅的理方案，液流动形格栅的应相对场地况的第6章结震及液化环境）的方法提供指导。在砂土场地，产生的地表土体振动与砂土体的含水率、初始密实度等根据过程中地表面的运动特征或喷射物形状，将低含水率砂土中行为分为三类：比例埋深2.3m/kg1/3时，发生隐爆或完全封闭；2.3>>1.5m/kg1/3时，形成塌陷型漏斗坑；1.5m/kg1/3时，形成抛掷型可见爆坑。对于饱和砂土中的单药包封闭时，初始相对密实度和有效应力对2.6m/kg1/3时，饱和场地将发生完全液化，而当比例距离大于20m/kg1/3时，引起的超孔隙水压力基本可以忽略。对于饱和砂土中的浅埋单药包时，最大超孔隙水压力的持续时间随着时土中超孔隙水压力的变化趋势和封闭液化时的趋势基本一致，浅埋药 多药包微差时，超孔隙水压力随总药量增大而增大，但并不与药量呈利用LS-DYNA或液化场地半埋置结构梁的水平变形大于柱的垂向变形，因此在利用LS-DYNA或 AshfordSA,RollinsKM.TheTreasureIslandliquefactiontest[R].Sacramento,California:CaliforniaDepartmentofTransportationEngineeringServiceCenter,UCSD/SSRP-2001/17,2002.AshfordSA,RollinsKM,LaneJD.Blast-inducedliquefactionforfull-scalefoundationtesting[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering,2004,130(8),798－806.AlbertD,TaherzadehS,AttenboroughK,BoulangerP&DecatoS.Groundproducedbysurfaceandnear-surfaceexplosions[J].AppliedAcoustics,2013,74(11),BakerWE,WestinePS,DodgeFT.SimilaritymethodsinengineeringTheoryandpracticeofscalemodeling[M].Amsterdam:ElsevierSciencePublishingCompanyInc.,1991.BergeronDM,WalkerRA,CoffeyCG.Detonationof100-gramanti- nelminesurrogatechargesinsand-Atestcaseforcomputercodevalidation[R].Alberta,Canada:DefenceResearchEstablishmentSuffield(DRES),ReportNo.DRES-SR-668,1998.BraidMP.Experimentalinvestigationandysisoftheeffectsoflandmineblasts[R].RalstonALTA,Canada:DefenceResearchandDevelopmentCanada(DRDC),SpecialReportNo.DRES-SSP-2001-188,2001.ChuDB,StewartJP,YoudTL,etal.Liquefaction-inducedlateralspreadinginnear-faultregionsduringthe1999Chi-Chi,Earthquake[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering,2006,132(12),1549－1565.W,BretzT,SchureL,Doehring,D.Blast-inducedporepressureandliquefactionofsaturatedsand[J].JournalofGeotechnicalandGeoenvironmentalEngineering,2013,139(8),1308－1319.DeA.Centrifugemodelingofexplosioncratersformedoverstructures[C].NewOrleans,Louisiana,GeoCongress(ASCE),2008,DeA,ButlerS,ZimmieTF.Effectsofsurfaceexplosionsontopofearthdams[C].NewOrleans,Louisiana,Geo-Congress(ASCE),2013,ELLERJM.Predictingporepressureresponseinin-situliquefactionstudiesusingcontrolledblasting[D].Oregon:OregonStateUniversity,2011.FiserovaD.Numericalysisofburiedmineexplosiveswithemphasisoneffectofsoilpropertiesonloading[D].Cranfield,England:CranfieldUniversity,2006.高文学,颜鹏程,,等.浅埋隧道开挖及其振动效应研究[J].岩石力学与工程学报,2011,30(S2),4153－4157.高,刘汉龙,朱伟.液化引起的地面大位移研究进展[J].岩土力学,2000,21(3),295－298.GrujicicM,PanduranganB,HaqueI,CheesemanB,RoyW,SkaggsR.Computationalysisofmineblastonacommercialvehiclestructure[J].MultidisciplineModelinginMaterialsandStructures,2007,31(4),431－460.GohlWB,MartinT,ElliottRJ.Explosivecompactionofgranularsoilsandinliquefactiontestingusingsequentialdetonationofexplosives[C].TheInternationalSymposiumonGroundInprovementTechnologiesandCaseHistories,Singapore,2010:199－207.黄雨,于淼,BHATTACHARYAS.2011年东北地区太平洋近海地基化综述[J].岩土工程学报,2013,35(5),KulhawyFH,MaynePW.Manualonestimatingsoilpropertiesforfoundationdesign[R].California,USA:ElectricPowerResearchInstitute,ReportNo.EPRI-EL-6800,1990.KumarR,ChoudhuryD,BhargavaK.Predictionofblast-inducedvibrationparametersforsoilsites[J].InternationalJournalofGeomechanics,2014,14(3),李立云,.动载作用下饱和土壤液化的研究[J].世界工程,2006,22(6),39－49.连峰,龚晓南,徐杰,等.爆夯动力固结法加固软基试验研究[J].岩土力学,2009,30(3),859－864.LongJ,RiesE,MichalopoulosA.Potentialforliquefactionduetoconstructionblasting[C].InProceedings4thInternationalconferenceonRecentAdvancesinGeotechnicalEngineeringandSoilDynamics,UniversityofMissouri-Rolla,St.Louis,Missouri,1981.LeongE,AnandS,CheongH,LimC.Re-examinationofpeakstressandscaleddistanceduetogroundshock[J].InternationalJournalofImpactEngineering,2007,34(9),1487－1499.LuccioniB,AmbrosiniR.Evaluatingtheeffectofundergroundexplosionsstructures[J].MecánicaComputacional,2008,XXVII,LuccioniB,AmbrosiniD,NurickG,SnymanI.Cratersproducedbyundergroundexplosions[J].Computersa