太行山東麓北拒馬河沖積扇結構探測及地震砂土液化判別

劉莎莎, 豐成君 , 譚成軒 , 鄧亞虹, 戚幫申 , 孟 靜 ,張 鵬 , 宋焱勛, 慕煥東 , 周永恒

1)長安大學地質工程與測繪學院, 陜西西安 710061; 2)中國地質科學院地質力學研究所, 北京 100081;3)自然資源部活動構造與地質安全重點實驗室, 北京 100081;4)西安理工大學巖土工程研究所, 陜西西安 710048

砂土液化是地震引起的一種破壞嚴重的次生災害, 往往會產生噴水冒砂、地面沉陷和地基失效等現象, 對工程建筑造成巨大的損壞, 威脅人類生命財產安全。國內外發生的數次強震活動引起的砂土液化均造成了嚴重的災害損失, 如 1976年唐山地震、1999年土耳其地震、2008年汶川地震和2011年新西蘭地震等均出現了嚴重的噴水冒砂、地基沉陷承載力喪失、地裂縫延伸等現象, 大量農田被覆蓋, 公路、鐵路等路面開裂、房屋建筑物等被毀壞(劉恢先, 1985; Cetin et al., 2004; 曹振中等, 2010;陳龍偉等, 2013; 陳同之, 2014; 方怡等, 2016; 王景祿, 2020)。嚴重的液化災害引起國內外學者的廣泛關注, 對液化的相關問題進行了許多研究, 包括砂土液化的形成機理、判別方法和危險性評估等(Ku et al., 2004; 劉小麗等, 2007; 周健等, 2011; 黃雅虹等, 2012; 董林等, 2015; 周燕國等, 2017)。

拒馬河發源于河北省淶源縣北部太行山麓, 是大清河水系北支主要支流(丁志宏等, 2013; 崔紅波,2020)。其下游平原主要是山前洪積、沖積扇形平原,沿河兩岸沉積大量第四系松散飽和砂土和粉土(吳忱和趙明軒, 1993)。而河北省新構造運動強烈, 地震活動頻繁, 曾發生過多次強震(宮猛等, 2016; 孫麗娜等, 2017), 如1658年淶水6級地震和1976年唐山7.8級地震等。根據楊凡(2017)的地震烈度衰減關系式, 唐山 7.8級地震與淶水 6級地震產生的地震烈度衰減至拒馬河流域分別為Ⅶ度和Ⅵ～Ⅶ度。高振寰(1984)認為, 在平原中河漫灘、古河道等埋藏有飽水的粉細砂地層中, 當砂層與地下水埋深較小,砂層松散飽和且地震烈度大于Ⅵ度時, 場地可能產生具有破壞性的地震砂土液化。因此, 北拒馬河沖積扇的飽和砂土和粉土地層可能存在砂土液化危險。

預防和減輕液化災害的前提是在地震發生前對場地進行液化危險性評價。砂土液化有諸多判別方法, Seed判別法是國外規范中應用較廣的一種判別方法, 其通過對比地震中產生的剪應力和土體液化所需的剪應力進行場地液化判別(Seed and Idriss,1971; 于仕達等, 2021)。美國國家地震工程研究中心對Seed簡化法進行修訂提出NCEER法, 該方法通過對比砂土中循環應力比和循環阻力比大小進行液化判別(郝兵等, 2019)。《建筑抗震設計規范》(GB50011—2010)中給出的標貫法是我國學者總結唐山地震、汶川地震和其他地震液化區調查資料,通過統計分析建立起來的液化判別方法, 該方法考慮了地震動、初始應力和土體特征等影響因素, 經數次修訂完善, 是國內工程項目中液化判別最常用的方法。黃文熙院士(1962)在國內首先提出用動三軸儀研究砂土液化問題。該方法通過對試樣施加模擬的動荷載, 測得動荷載作用下的砂土的動荷載、液化振次等參數分析研究砂土的液化問題, 是目前公認的室內研究砂土液化機理進行液化判別的有效手段(柯瀚等, 2004)。剪切波速法是石兆吉根據Dobry剛度法原理和我國現場資料提出的液化判別方法, 該方法通過對比土層的剪切波速與液化臨界剪切波速大小進行液化判別(郝兵等, 2019)。

北拒馬河沖積扇飽和砂土和粉土的工程地質穩定性對鄰區范圍內的京港澳高速(G4)、京昆高速(G5)、首都環線高速(G95)等交通干線和南水北調中線等水利工程的安全運營具有重要影響作用, 而目前對于該區域的砂土液化危險性的研究較少。鑒于此, 本文以太行山東麓北拒馬河沖積扇飽和砂土和粉土為研究對象, 依托中國地質調查局項目“通州—石家莊活動構造帶區域地質調查”, 通過野外地質調查、工程地質鉆探和高密度電阻率法勘探推測北拒馬河沖積扇地層結構特征; 其次采用現場標準貫入試驗方法和室內動三軸試驗方法對場地進行砂土液化綜合判別, 計算其液化指數, 評估液化風險等級; 最后整理分析試驗所得液化判別結果, 為北拒馬河沖積扇及鄰區砂土液化災害的預防和治理提供科學參考。

1 北拒馬河沖積扇地質背景

1.1 地形地貌與地層結構

北拒馬河洪積扇、沖積扇平原位于太行山東麓,面積約1250 km2。經過中生代燕山運動的隆起后又經過喜馬拉雅運動抬升, 地貌整體西北高, 東南低,坡度較緩, 地形較為平坦, 自西北向南成扇形展布。沖積扇位于涿州市西部, 切割并堆積在洪積扇體內, 二者以2～8 m陡坎接觸。沖積扇以鎮江營為頂點, 中軸為鎮江營與涿州間的北拒馬河中支河道,北緣為尚樂、長溝, 南緣為孫家莊、南馬村, 前緣為下胡良、涿州、松林店(吳忱和趙明軒, 1993)。

1.2 區域地質構造背景

北拒馬河沖積扇所處的河北省屬華北亞板塊,新構造運動強烈, 地震活動較為活躍, 歷史記載和有記錄資料的 7級以上特大地震就有 5次(溫超等,2020)。該區域及鄰近地區斷裂構造較為發育, 斷裂走向以NE走向和NNE走向為主, NW走向次之, 主要斷裂有黃莊—高麗營斷裂、南苑—通縣斷裂和淶水斷裂等(圖1)。黃莊—高麗營斷裂為走向NNE, 傾向SEE的高角度正斷層, 1970年9月30日北京附近6.5級地震發生在該斷裂帶上。南苑—通縣斷裂為走向 NE, 傾向 NW 的高角度正斷層, 1665年 4月16日通縣 6.5級地震發生在該斷裂帶上(李紹柄,1990)。1658年2月淶水縣城發生6級地震與黃莊—高麗營斷裂活動性具有很好的對應關系(周永恒等, 2021)。

圖1 研究區地質概況圖Fig. 1 Generalized map of the geology of the study area

1.3 水文氣候條件

拒馬河是北京市與河北省交界處的一條界河,發源于河北省淶源縣西北太行山麓, 在張坊鎮鐵鎖崖附近分為南、北拒馬河流入下游洪積扇、沖積扇平原(丁志宏等, 2013)。洪積扇、沖積扇平原區河流水系發育, 水位落差較小, 屬于暖溫帶半濕潤、半干旱季風型大陸性氣候, 冬季干冷少雨, 夏季炎熱多雨, 年平均氣溫為 11.7℃, 降水主要集中在6—9月, 降水量年內、年際相差懸殊, 在豐水年份2012年降雨量可達 883.6 mm, 流域多年平均年降水量為562 mm左右(馮慶達, 2018)。

2 北拒馬河沖積扇結構探測解析

通過野外地質調查可知, 研究區地表大面積覆蓋全新世(Qh)砂土和粉土, 為了解北拒馬河沖積扇的地層巖性特征, 在沖積扇扇緣處布設 8個工程地質鉆孔, 鉆孔位置及孔深信息見表1。

表1 鉆孔位置及孔深Table 1 Location and depth of drills

根據鉆孔巖心揭露, 沖積扇地層主要包含全新統和上更新統歐莊組。全新世地層巖性主要為黃褐色粉土、棕黃色-土黃色粉砂、細砂和中砂。黃褐色粉土, 粉粒結構, 稍濕, 稍密, 局部含姜結石, 形狀不規則, 粒徑 2～3 cm。棕黃色粉砂, 粉粒結構, 顆粒較均勻, 級配較差, 稍濕, 稍密。土黃色中砂、細砂顆粒較均勻, 級配較差, 磨圓程度差, 為棱角狀,稍濕且結構松散。砂土礦物成分以石英、長石為主,含少量黑云母及其他巖屑。上更新統歐莊組地層巖性主要為灰白色含礫粗砂和礫石層。粗砂為粗粒結構, 稍濕, 松散, 顆粒分選性一般, 磨圓度差為棱角狀, 礦物成分以石英、長石為主, 含少量黑云母及其他巖屑。礫石多為安山巖、火山角礫巖和白云巖, 含少量輝綠巖和花崗巖, 分選性和磨圓程度一般, 為次圓狀—次棱角狀, 礫石直徑范圍以2～5 cm為主, 少量可達8～10 cm。

為進一步探測北拒馬河沖積扇第四系結構, 在松林店鎮北布置兩條高密度電阻率測線。GM01測線位于松林店村北, 測線長度 2 km, 走向 N69°E;GM02測線位于房樹村西, 測線長度 1.4 km, 總體走向N71°E。高密度電阻率探測結果顯示, GM01測線縱向上反演電阻率變化特征總體為高—低—高,0～500 m處為典型的三層電性結構, 表層電阻率為低阻特征, 500～1200 m間表層反演電阻率由低阻逐漸過渡為中、高阻, 推斷與北拒馬河河道內部第四系土層結構變化有關。在1200～1850 m之間表層反演電阻率為低阻特征, 與 0～500 m 段電性特征相似。GM02測線的總體電性變化特征與GM01相似,測線北側為高—低—高三層電性層位, 中部表層反演電阻率為中、高阻特征, 兩側為低阻特征, 測線南側表層低阻未表現出向中、高阻過渡的跡象, 受測線長度限制, 可能GM02測線未探至沖洪積扇扇緣邊界部位。

結合GM01和GM02測線反演電阻率的變化特征, 兩條測線解釋推斷成果顯示沖積扇由三組沉積旋回組成: 第一組為北拒馬河河道內的河流相砂、砂礫石、礫石層, 主要分布于拒馬河南支古河道內;第二組為埋深 15 m左右的晚更新世—全新世沖洪積相沉積層, 上部為亞砂土, 下部為細、粉砂層; 第三組為晚更新世洪積相沉積層, 頂界埋深在 15 m以下, 上部為淤泥質亞黏土, 中部為亞砂土、細粉砂, 下部為卵礫石層(圖2)。

圖2 北拒馬河沖積扇扇緣高密度電阻率法勘探剖面Fig. 2 High density electrical sounding survey section across the margin in the North Juma River of alluvial fan

3 北拒馬河沖積扇地震砂土液化判別

地震引起的砂土液化是指松散飽和砂土受地震力作用, 土體內部結構改變, 土體顆粒間孔隙減小, 孔隙水壓力不斷增長使得土體有效應力大幅下降, 土體抗剪強度不斷降低直至喪失承載能力, 最終發生噴水冒砂等液化現象。

3.1 標準貫入試驗液化判別結果

《建筑抗震設計規范》(GB 50011—2010)規定,在地面以下深度 20 m范圍內, 液化判別標準貫入錘擊數臨界值可按下式計算:

式中,Ncr為液化判定標準貫入錘擊數臨界值;N0為液化判定標準貫入錘擊數基準值, 當設計基本地震加速度為0.10 g、0.15 g、0.20 g、0.30 g、0.40 g時, 分別采用 7、10、12、16、19;ds為飽和土標準貫入點深度, m;dw為地下水位深度, m;cρ為黏粒含量百分率, 當小于3或為砂土時, 應采用3;β為調整系數, 設計地震第一組取0.80, 第二組取0.95, 第三組取1.05。

對存在液化砂土層、粉土層的地基, 應探明各液化土層的深度和厚度, 按公式(2)計算每個鉆孔的液化指數, 并按表2綜合劃分地基的液化等級。

表2 液化等級與液化指數的對應關系Table 2 Corresponding relationship between liquefaction grade and liquefaction index

式中:IlE為液化指數;n為做判別深度范圍內每個鉆孔標準貫入試驗點的總數;Ni、Ncri分別為i點標準貫入錘擊數的實測值和臨界值, 當實測值大于臨界值時應取臨界值;di為i點所代表的土層厚度, m;iω為i土層單位厚度的層位影響權函數值, m–1。

研究區的建筑工程抗震設計基本地震加速度值為0.15 g, 抗震設防烈度為7度, 設計地震分組為第二組, 液化判別標準貫入錘擊數基準值取 10, 調整系數β取0.95。由工程地質鉆探鉆孔水文觀測可知, 區域內地下水位埋藏很淺, 0.5～3.0 m, 各土層均在地下水位以下。對20 m深度范圍內的可能液化砂土層進行標準貫入試驗, 液化判別結果見表3。

表3 標準貫入試驗法液化判別結果Table 3 Liquefaction assessment results by the standard penetration test

由標準貫入試驗法液化判別結果可知, 北拒馬河沖積扇存在一定的液化風險, 沖積扇南緣的砂土液化等級為輕微, 沖積扇東緣靠近涿州液化市區砂土液化等級為中等。

3.2 動三軸試驗液化判別結果

利用動三軸試驗進行土體液化的室內判定, 主要是在設定振動頻率下測得施加不同循環荷載所對應的破壞振次, 繪制整理出動應力比與破壞振次的關系曲線, 進而求得對應于不同振次的動應力比。然后, 采用抗液化剪應力法, 將求得的地震作用等效平均剪應力與飽和砂土的抗液化剪應力相比較判斷砂土液化的可能性。

3.2.1 試驗設計

試驗所用儀器為西安力創(LETRY)公司研發生產的 DST-20KN型微機控制多功能動三軸試驗機,施加頻率為1 Hz的等幅正弦波, 試驗為固結不排水試驗。所用土料為北拒馬河沖積扇飽和粉土和砂土,基本物理指標見表4。

表4 砂土物理性質參數Table 4 Physical property parameters of sand

試樣均為重塑試樣, 直徑3.91 cm, 高8.00 cm。試驗按照《土工試驗方法標準》GB/T50123—2019進行, 采用一個固結應力比Kc=1.0, 一個相對密度Dr=35%, 三個固結壓力分別為σ0=100 kPa,200 kPa, 300 kPa, 采用抽氣飽和法進行飽和。

3.2.2 液化判別標準

液化判別通常采用由Seed和Idriss等人提出的初始液化孔壓判別標準, 即試樣在循環荷載作用下,孔隙水壓力增長到所施加的圍壓大小時, 試樣發生液化(Seed et al., 1983)。然而以往研究表明, 在動應力作用下, 孔隙水壓力發展還未達到圍壓值時, 試樣就已產生較大的應變, 發生液化破壞。因此工程上通常也采用應變標準進行液化判別, 即試樣在動應力作用下, 軸向應變幅值達到特定值時發生液化。王建華和程國勇(2005)認為當應變判別標準取3%～6%之間時, 重塑土的抗液化強度與原狀土的抗液化強度相關性較高。因此, 本文以軸向應變幅值達到5%作為砂土液化破壞標準。

3.2.3 動三軸試驗過程

①土樣準備: 依照《土工試驗規程》要求對試驗土樣進行烘干后降至室溫, 碾碎、過篩。按要求配制的含水率計算出所需噴灑的蒸餾水量后, 均勻噴灑定量蒸餾水并攪拌均勻, 密封靜置一晚使土體內水分均勻, 復測含水率誤差不超過1%。

②分層壓樣法制樣: 根據試樣尺寸及要求的干密度, 計算后稱取所需土樣, 用壓樣模分五層壓實,每層土樣壓實后將表面刨毛, 再進行下一層裝樣壓實可確保各層土樣接觸良好, 試樣均勻。所制備試樣的干密度之間誤差不超過0.02 g/cm3。

③抽真空飽和: 試驗采用抽氣飽和方法對試樣進行飽和, 將制備好的試樣裝入飽和器內, 放入真空抽氣缸內進行抽氣, 當真空度接近一個大氣壓后繼續抽氣 1個小時, 然后注入清水, 待飽和器完全被淹沒水中后, 解除真空, 靜置一晝夜后待用。經測定飽和度達95%以上。

④試樣固結: 施加固結圍壓并打開排水閥門進行試樣固結, 試驗以每小時軸向變形增量小于0.01 mm或者孔隙水壓力完全消散作為固結穩定標準, 固結完成后關閉排水閥門。

⑤施加循環荷載: 在保持圍壓不變的基礎上,對試樣施加軸向循環荷載, 當試樣的軸向應變幅值達到 5%時, 試樣發生液化破壞, 動三軸儀自動停止施加循環荷載。

3.2.4 試驗結果分析

相對密度為Dr=35%, 固結應力比Kc=1.0時,不同固結圍壓下試樣液化時的動荷載與循環振次關系曲線見圖3。

由圖 3可以看出, 砂土發生液化時的振動次數隨著動荷載增大而減小, 原因是動荷載強度越大越容易造成土體的內部結構發生破壞。在同一動次數下, 固結圍壓越大, 砂土液化所需的動荷載越大,原因是固結圍壓越大, 砂土內部顆粒間的接觸越緊密, 顆粒間的相對位置越難發生改變, 即圍壓越大,砂土結構破壞所需的動荷載越大。

圖3 試樣動荷載與破壞振次關系曲線Fig. 3 Relation curve of dynamic stress and destroy vibration number for samples

在固結壓力0σ=100 kPa、200 kPa、300 kPa, 固結應力比Kc=1.0時, 對不同動荷載作用下飽和砂土的試驗結果進行整理, 得到砂土的動應力比σd/2σ0與振次lgNf的關系曲線(圖4)。可以看出飽和砂土的動應力比 σd/2σ0與循環振次有良好的歸一性關系, 近似于線性相關。按要求的抗震設防烈度對應的等效循環次數求出相應的抗液化應力比。利用抗液化剪應力判別方法, 求得天然埋藏狀態下的抗液化剪應力和地震作用時等效平均剪應力。

圖4 試樣液化應力比與破壞振次的關系曲線Fig. 4 Relation curve of liquefaction stress ratio and destroy vibration number for samples

3.2.5 飽和砂土的抗液化剪應力計算

天然埋藏狀態下砂層的抗液化剪應力dτ可由下式計算:

式中:dτ為砂土的抗液化剪應力, kPa; Cr為考慮現場和室內條件差異的應力校正系數, 可取0.66～0.61;為地震前上覆土層自重有效壓力, kPa。

3.2.6 計算地震作用下的等效平均剪應力

將隨時間不規則變化的地震剪應力轉化為有一定等效循環次數的均勻剪應力eτ, 計算公式為:

式中:z為砂土的深度, m;γ為深度z以上的上覆土層天然重度, kN/m3, 地下水位以下為飽和重度。amax為地震動峰值加速度; g為重力加速度,m/s2。K為應力折減系數, 當z≤ 9.15 m 時,K=1.0–0.00765z; 當9.15 m

對比實際地震荷載引起的等效平均剪應力與試驗得到的抗液化剪應力, 當τe＞τd時, 判定為砂土液化, 反之不發生液化(李松林, 1990)。

豐成君等(2019)推測淶水—高碑店沿線潛在地震震級上限為6.5級, 孫麗娜等(2017)推測涿州及鄰區潛在地震最大震級為 6.5級, 潛在最大震級地震發生時會在北拒馬河沖積扇及鄰近地區產生Ⅵ～Ⅷ度地震烈度。將隨機變化的地震波簡化為等效正弦波, 等效循環次數Nf為 8次、12次和 20次時, 對應的地震烈度分別為Ⅵ、Ⅶ和Ⅷ(蔡國軍等, 2008;謝定義, 2011)。由圖4砂土的液化應力比與破壞振次σd/2σ0-lgNf關系曲線, 不同振次對應的動應力比,根據公式(3)和公式(4)分別計算出砂土抗液化剪應力和地震等效剪應力, 利用地震作用剪應力與土層抗液化強度之比值FL作為判別液化強度的參數(蘇經宇等, 1994):

當FL＞1時, 發生液化;FL=1時處于臨界液化狀態;FL＜1時不發生液化。砂土液化判別結果見表5。

表5 動三軸試驗液化判別結果Table 5 Liquefaction assessment results based on the dynamic triaxial test

根據動三軸試驗結果結合抗液化剪應力法判別砂土液化, 從表中可以看出地震等效振次和地震烈度增大, FL隨之增大, 發生砂土液化的強度增大,因此, 在研究區近場發生潛在 6.5級地震時, 沖積扇及鄰近地區可能發生砂土液化。

3.3 北拒馬河沖積扇砂土液化評估

通過整理研究區地質勘察資料, 可知拒馬河下游沖積扇處前緣沉積大量松散砂土, 且研究區范圍內地下水位較淺。由前人研究可知, 在平原中河漫灘、古河道等飽水粉細砂地層在地震作用下易發生砂土液化(高振寰, 1984)。由于缺少北拒馬河沖積扇北緣的相關地質資料, 故根據沖積扇砂土分布特征,結合本文液化判別結果合理推測出北拒馬河沖積扇砂土液化評估圖(圖5)。建議在后續研究中可獲取更多工程地質鉆孔資料和峰值地面加速度數值,建立峰值地面加速度模型, 根據模型和鉆孔數值進一步計算臨界標準貫入錘擊數及液化指數, 進行砂土液化精確分區。

圖5 北拒馬河沖積扇砂土液化評估圖Fig. 5 Evaluation of sand liquefaction in the North Juma River alluvial fan

4 結論與建議

本文基于野外地質調查, 結合工程地質鉆探和高密度電阻率法地球物理勘探, 揭示了太行山東麓北拒馬河沖積扇淺層地層結構, 采用標準貫入原位試驗和室內動三軸試驗, 定量評價了北拒馬河沖積扇淺層砂土液化危險性, 通過本文系統研究, 初步得到以下結論和認識:

(1)北拒馬河沖積扇由三組沉積旋回組成: 第一組為分布于北拒馬河南支古河道內的全新世河流相砂、砂礫石、礫石層; 第二組為埋深15 m左右的晚更新世—全新世沖洪積相沉積層, 上部為亞砂土,下部為細砂、粉砂層; 第三組為晚更新世洪積相沉積層, 頂界埋深在15 m以下, 上部為淤泥質亞黏土,中部為亞砂土、細粉砂, 下部為卵礫石。

(2)北拒馬河沖積扇松散飽和砂土存在一定的液化危險性, 根據原位標準貫入試驗結果判別沖積扇南緣的砂土液化等級為輕微, 沖積扇東緣靠近涿州市區砂土液化等級為中等。

(3)北拒馬河沖積扇砂土的液化風險隨震級與烈度增大而增大, 由動三軸試驗結果判別北拒馬河沖積扇砂在近場 6.5級地震作用下產生Ⅶ、Ⅷ地震烈度時會發生液化。

(4)采用原位標準貫入試驗與室內動三軸試驗相結合的方法判別砂土液化情況, 可為場地地震砂土液化危險性評價和防災減災提供科學參考, 未來隨著原狀砂土取樣技術不斷完善, 采取室內動三軸試驗判別砂土液化危險性將會取得更加可靠的結果。

致謝:中國地質科學院地質力學研究所王惠卿博士、萬佳威博士、范玉璐博士、中國地質大學(北京)商世杰碩士等參與野外調查、取樣工作, 西安理工大學巖土工程研究所提供動三軸試驗條件, 鉆孔施工由河北省地質工程勘查院協助完成, 謹表感謝。

Acknowledgements:

This study was supported by China Geological Survey (No. DD20190317), and National Natural Science Foundation of China (No. 41772275).