2.1　典型液化震害实例及其启示

2.1.1　液化震害实例

1961年4月14日，新疆巴楚发生6.8级地震[1]，位于震中西南35km的西克尔土坝遭到严重破坏。坝址地震烈度为Ⅸ度，坝体为砂壤土碾压式均质土坝，坝高3.5～7.1m，坝体干容重15.29～17.15kN/m3，液限25.0%～29.8%；塑性指数7.4～13.1，坝基表层为粉质土，其下为黏性土和砂性土互层，覆盖层深厚。

震后土坝产生了纵横裂缝、沉陷和塌坡，其中震害严重的坝段，原坝高4m，震后坝体崩裂、塌陷。坝顶下沉1m，下游地面取土坑出现喷水冒砂。现场考查表明，坝基表层1～2.5m的粉质土层在地震时发生了液化，是造成土坝破坏的主要原因，该粉质土层的天然干容重为11.76～14.21kN/m3，液限为25%，塑性指数为14。

1966年，河北邢台7.2级地震中[2]，滏阳河堤防受到严重破坏。破坏的主要原因是堤防地基为河流故道，下面有容易液化的粉细砂及中细砂、砂壤土及轻粉质壤土或软弱黏性土。典型的破坏堤段，地震烈度为Ⅸ度。左堤地基为河流故道，是近期沉积的饱和细砂、极细砂和粉砂，干容重为12.84～13.93kN/m3，地震时发生了液化，堤身破裂、坍滑、沉陷。右堤堤基为黏土及壤土，堤身无震害。1966年邢台地震中Ⅸ度震区内滏阳河堤岸震害见图2-1。

陡河水库主坝为轻、中壤土碾压式均质土坝[1]，坝高22m，填土的塑性指数为7～14，99.3%以上填土的干容重大于17.64kN/m3，坝基为深厚覆盖层，表层为厚约5～7m的可塑到软塑的壤土和砂壤土层，其下为厚约20m的中细砂层，坝基表层10m范围内土质松软。地下水位与坝基相平。1976年7月28日河北唐山7.8级地震时，坝址地震烈度为Ⅸ度强。坝体震害严重，上、下游坝坡出现大规模贯通全坝长的纵缝群，另外还有上百条横缝；坝顶沉陷一般1m左右，最大沉陷量达1.64m；下游坡脚排水沟的沟底普遍升高，一般在0.5m左右，最大达1.3m。下游坡脚及地面有喷水冒砂现象。造成陡河水库震害的原因是，坝基表层的壤土在地震时发生了液化，该层土的塑性指数为5～9，液性指数在0.8左右，天然干容重为15.70kN/m3。

1975年辽宁海城地震中，Ⅸ度区的王家坎坝和苇子沟坝，Ⅶ区的疙瘩楼坝，发生喷水冒砂[1]。前两个坝基为砂砾石，后一个坝基为粉细砂。地震时，王家坎坝有多处喷水冒砂，震后2h停止，坝体发生了普遍的沉陷，据震后观测，坝顶沉陷量为0.7～24.5cm。苇子沟坝震后坝脚冒浑水，3h停止；疙瘩楼水库土坝坝顶有一处喷水冒砂，同时石笼护坡坍塌。

1975年辽宁海城地震中，距震中33km的石门土坝在遭受7度地震作用后，上游砂砾料坝壳的水下部分发生了近于流动性的滑坡。地震时听到响声，有气泡从水下冒出，先大后小。80min后，在上游坝坡发现有砂砾料滑坡后的上坎开始冒出水面线，滑坡厚度达4.7m。滑坡体中砂砾料颗粒级配很不均匀，属于砾质砂，中间粒径d50分别为0.33mm和0.73mm。由于细粒含量较多，故渗透性不强。

1976年唐山大地震中，密云水库白河主坝也发生了严重震害[1]。白河主坝为黏土斜墙砂砾料坝壳，最大坝高66m，上游坡比1∶3.25，下游坡比1∶2.2～1∶2.5。坝基覆盖层为40～44m的砂砾石层。1976年，唐山大地震坝址处的地震烈度为Ⅵ度，地震时大坝上游坡库水位以下的保护层发生了大面积的滑坡，滑坡长度超过800m，面积达6万m2，滑坍量15万m3。滑坡体砂砾料大部分堆积在坝脚40m以外，许多细料散落到坝脚外200～300m处。保护层砂砾料的含砾量平均为61.3%，细料占28.7%，平均粒径为0.285mm，干容重范围13.92～16.86kN/m3，相对密度在0.42～0.79之间。经试验分析认为，保护层滑坡是因砂砾料液化所致。由于保护层砂砾料的粗粒含量大都小于60%，不足以形成骨架，而受细料所包围，细料中又缺乏1～5mm的中间粒径，其液化特性主要受中细砂控制，保护层中的中细砂从土类和相对密度看都属于可液化范围。

1985年8月23日，新疆乌恰发生了7.4级地震[1]。地震时喀什一级水电站发生了严重震害，水电站的地震烈度为Ⅷ度。水电站拦河坝为砂砾石料斜心墙坝，坝高16m，地震时库水深9m，坝基厚5m左右的砂砾石层。震后大坝发生了纵、横裂缝和沉陷，最大沉陷量1.5m。坝下游地面有地裂和喷水冒砂的破坏原因是坝基和坝体砂砾料发生了液化。

1976年，意大利北部地震，Friuli地区Avsinis村产生砾石与砂土液化[8]。1995年，日本阪神大地震产生大规模液化，其中液化侧扩引起的土滑和砾质土的液化最令人注目。沿神户市海滨及人工岛地段因填海成陆，有10余米厚的砂砾填土，港岛与六甲人工岛液化土粒径曲线见图2-2，右下方的曲线则为砾。图2-4为日本不同岛屿液化砂砾的级配曲线。与图中标有“有液化可能”范围的虚线相比，显然超出了以往的经验范围，由图2-3的地震前后N值比较图可看出，震前液化土大多N＜10，属松散状态。

1999年台湾地区集集地震中，云林、雾峰和南投出现了大量的液化现象[3]。其中南投地区有2处砂砾层液化现象[见图2-5（a）]，其中一处的砾石含量为40%；另一处砾石含量为49%；雾峰地区有发现一处砂砾石液化现象[见图2-5（b）]，砂砾石中砾石占18%，砂石占61%。此外，台湾地区集集地震中黏性较大的土也发生了液化[4]。

2008年5月12日汶川特大地震中，通过液化宏观调查和现场测试，发现：Ⅵ度区内实地发现10处液化点，分布在5个不同地区（见图2-6），其中有2处液化直接导致了房屋的破坏[5]；4个不同地区的村庄均出现了高度达10m以上液化喷水，专门的勘察确认了此次地震20m处液化的真实性[5，6]（见图2-7、图2-8）；砂砾土液化应占全部118个液化点的80%～85%，且应以砾石、卵石层液化为主（见图2-9）[7]。因此，本次地震液化具有与以往不同的3个突出特征[5]：①Ⅵ度区内出现显著液化及其震害现象；②深层土液化；③地震液化土类以砂砾石为主。

2.1.2　典型液化震害的启示

从以上对典型震害的分析可知，土体地震液化应加强以下几个方面的研究：①可能液化的土类及其判别标准；②Ⅵ度区内的液化问题；③深层土液化及对上部结构的影响。

2.1.2.1　可能液化的土类及判别标准

由以往的震害实例可知，可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。截至目前，有关砂土液化特性的研究成果已经十分丰富，砂土的液化判别方法也比较成熟。这一方面是因为砂的颗粒构成相对简单，相对于含有一定黏粒的土，动强度和动孔压特性易于把握；更重要的是在已有的震害实例中，有着大量的砂土地震液化实例的现场测试资料，在砂土液化判别方法发展的过程中，均伴随着新的砂土地震液化实例的补充。

有关少黏性土液化特性的研究，在1999年土耳其科卡艾里地震和台湾地区集集地震之后，取得了很大进展，积累了较丰富的资料。但是由于细粒含量及细粒本身的性质均影响少黏性土的液化特性，使得少黏性土的液化特性较砂土更为复杂，这可从不同研究者对细粒含量对液化特性的研究结果中看出。在少黏性土液化判别方面，汪闻韶曾提出了经验性的判别方法，后国外研究者陆续对此进行了修订，后续的修正基本上是针对之前出现的液化土类的总结，使其尽力的包含已经发生的少黏性液化土类。这种修正，虽然扩大了标准的适用范围，但对于特定的少黏性土，依然不能判断其液化可能性。

现有的少黏性土液化判别标准的主要局限性主要在于以下两点。

（1）以中国标准，以及在此基础上的修正标准为代表的，基于震害实例中液化土类建立的少黏性土液化判别方法，是属于经验性的，通常是在对已经发生的震害实例数据的总结的基础上，采用若干指标尽力的把现场液化的土类包含在内。但由于对“液化”定义的困难，以及对破坏现场的地表观察难以把握现场土的内在力学性质，更难以了解现场土发生显著应变和超孔隙水压力时的性质，因此，要建立少黏性土的液化判别框架是十分复杂的，可能存在较大的不确定性，这也可以从不同研究者对中国标准的多次修正上看出。

（2）采用现场取样，应用循环试验结果来建立的液化判别标准的主要局限性在2个方面：①对“液化”的定义不统一，不同的液化标准建立在对“什么是液化行为”的不同认识的基础上；②循环荷载的振幅没有以应变或孔压比阈值进行明确定义，因此少黏性土液化判别标准的适用应力条件比较模糊。

因此，在少黏性土液化判别方面，还需要进行深入细致的工作。

虽然NCEER推荐了采用剪切波速法和BPT试验法确定砂砾石抗液化强度，但由于试验设备尺寸的限制，有关砂砾土液化特性的研究比较少，砂砾土液化机理还有待于进行深入研究。此外，由于砂砾层震害实例较少，尤其是应用贝克贯入试验判别砂砾层液化时，需要将贝克贯入击数转换为标准贯入击数，再基于标准贯入试验判别液化的方法确定砂砾层是否发生液化。从贝克贯入击数到标贯击数的转换，是在基于有限的几个液化场地的试验资料建立起来的经验关系基础上的，这种转换，额外引入了误差，增大了判别结果的不确定性，这种不确定性还需要进一步评定。因此，也有必要继续研究砂砾土的液化判别方法。

2.1.2.2　Ⅵ度区内的液化问题

Ⅵ度区内发生显著液化的案例十分少见，过去仅有唐山地震中位于Ⅵ度区内的密云水库白河主坝保护层砂砾料发生液化的正式报道，但这实际上是一种位于坝坡上的人工填料，由于坝坡对加速度的表面放大效应明显，地表加速度在坝坡上得到放大导致其液化。因此，从地震动的角度来说并不能算真正Ⅵ度区内的液化案例。

对于Ⅵ度区的液化问题，在《水利水电工程地质勘察规范》（GB 50487—2008）的规定中，考虑了Ⅵ度区内饱和无黏性土的液化问题，规定地震设防烈度Ⅵ度时，液化临界相对密度为65%。而《建筑抗震设计规范》（GB 50011—2010）的规定中，对于Ⅵ度区内的一般建筑，不考虑地基液化的影响。因此，此次Ⅵ度区内发生液化并引发震害的现象，应引起重视，有必要重新审视我国相关规范中对Ⅵ度区内液化问题的规定。

2.1.2.3　深层土液化及对上部结构的影响

2008年5月12日汶川特大地震之前，尚未发现20m及以下的深层土的液化问题，仅有离心机的试验结果表明深层液化的可能性[10]。因此，对深层土液化国内外一直存在争议。在汶川特大地震中确认发生的深层土液化现象，应予以重视。因为，目前国内外的经验液化判别方法，都建立在对以往发生地震的震害调查的基础之上，发生液化的土层范围通常较浅，一般不超过15m。因此，建立的液化判别经验公式不能用于深层土液化判别。例如，我国抗震规范中规定的液化判别公式，其适用范围为15m以内，虽然2001年的新建筑抗震设计规范中增加了针对15m以下土层的液化判别规定，但是实际上是缺乏充分依据的，由此做出的判别结果在15m深度处出现明显不连续的现象。因此，深层土的液化机理和预测方法都需要进一步研究。此次确认的深层土液化问题，更应引起水利水电工程领域工作人员的高度重视，因为涉及覆盖层上建坝的水利水电工程十分常见。由于坝基覆盖层中经常有埋深较大的砂层或砂层透镜体，评价坝基液化可能性和抗震稳定性，应属于深层土液化和抗震稳定问题。

从以往的震害实例可以看到，由于地震液化所造成的破坏都是比较严重的，尤其是地基出现液化其危害性更大，会产生较大的变形或失去稳定，因此即使上部建筑具有较高的强度和稳定性，也会造成破坏。如陡河水库主坝，土坝本身的内在质量是很好的。它的填筑土料的级配好，天然含水量适宜，容易压实，施工时大于设计干容重17.64kN/m3的占99.3%，平均干容重达到18.4kN/m3。但由于地基发生了液化，造成了坝身破裂、塌陷。再如滏阳河堤防耿庄桥段的震害，左堤地基为松散的饱和细砂、极细砂和粉砂，地震时发生了液化，堤身破裂，坍滑、沉陷；右堤地基为黏土及壤土，堤身无震害。左、右两堤除地基不同外，其他情况基本相同，但震害情况截然不同，由此可以看出地基液化对上部建筑的严重危害。

水利水电工程的规模大，建筑物基础的埋深和对地基的影响深度也都比较大，某些工程场地的可液化土层埋藏较深，这些可液化土层在地震中是否液化对工程的安全与否是至关重要的。因此，对具有深厚覆盖层的可液化土层的液化可能性分析，是一个非常重要而实际的问题。目前国内外的有关规范和判定液化可能性的常用方法，只能适用一定范围内的可液化土层。《建筑抗震设计规范》（SL 203—97）关于标准贯入试验判别液化的方法中，明确表明适用深度范围为地面以下15m，需要判别15m深度以下的土层是否液化时，可采用其他可靠的方法。Seed建立的用标准贯入试验判定液化的方法，规定其适用范围为有效上覆压力小于150kPa，相应的土层深度也应在15m以内。日本《建筑物基础设计规范》和《路桥抗震设计规范》关于液化土层深度也都考虑在20m以内。

关于覆盖层厚度在15～20m以上的饱和可液化土层的液化问题，只能根据场地地层地震的具体情况，通过专门研究来解决。根据目前的技术水平，比较可行的研究途径，一是模拟工程场地的实际情况，进行室内模型试验、振动台模型试验或离心机模型试验；二是进行地震动力反应分析，通过现场测试和室内试验，测定土的动变形特性和动强度特性，根据土层的动变形特性、场地的边界条件、地震特性进行地震动力反应分析，计算土层的应力、应变状态，并与土层的动强度比较，最后评价地层的液化可能性。地震动力反应分析方法是当前应用比较普遍的方法。