日本地震砂土液化破壞案例及抗液化處置措施

蔡 飛

（群馬大學環境創生部門,桐生 日本 376-8515 ）

砂土液化是地震災害的主要形式之一，可引起地基強度喪失。如何判別場地液化，以及如何采取有效的抗液化處置措施是需要不斷探索的課題。日本是世界上地震與砂土液化災害最為多發的少數國家之一，積累了豐富的工程經驗。本文整理了砂土液化的歷史文獻記錄，介紹了砂土液化產生的機制以及日本砂土液化判別方法和抗液化處置措施，以供中國國內相關工程人員參考。

1 砂土液化的相關歷史記錄

一般認為中國歷史上有關地震比較明確的最早記載應該是在夏朝。《竹書紀年》提到“三十五年帝命夏后征有苗”“三苗將亡天雨血夏有冰地坼及泉”。《墨子19 章非攻下》寫到“昔者三苗大亂，天命殛之，日妖宵出，雨血三朝，龍生于廟，犬哭乎市，夏冰，地坼及泉，五谷變化，民乃大振”。其中提到的“地坼及泉”指地震引起的地表開裂與噴水冒砂，噴水冒砂是典型的砂土液化現象。帝舜大約生活在公元前2 100 年，距今已有4 000 多年歷史，這是中國有文字可考的最早地震記錄，也是中國乃至世界有文字可考的最早砂土液化記錄。

一些地質現象也是由砂土液化引起的。例如，北京西山門頭溝發現的液化溢出丘被認為是因距今15.5 億～14.5 億年的一次特大地震而形成的[1]。美國猶他州柯達克羅姆盆地州立公園數十座或紅或粉或白的砂石柱（有些高達50 m），其成因與侏羅紀發生的液化有關[2?3]。

砂土液化形成的砂脈可用于推測地震震級及其發生時間。幾百年前的地震砂土液化可能在砂土層以上的土層內形成砂脈并保留下來，在考古及施工現場開挖2～3 m 厚的表層土后發現了不少這樣的砂脈。圖1 所示為日本大阪府守口門真市西三莊八云東遺址的液狀痕跡，1596 年慶長伏見地震時液化層發生的變形清晰可見[4]。最近，在陜西西安張旺渠宋金遺址也發現了地震砂土液化產生的砂脈[5]。這些砂脈可用于推測地震震級及其影響范圍，也可為場地液化判別提供參考。美國東部等地區進行核電站等重要建筑物的場地評估時需開挖深達10 m 左右的探槽，調查有無砂脈等砂土液化痕跡，并根據砂脈規模及其產生年代推測地震震級及其發生周期。

圖1 大阪府守口門真市西三莊八云東遺址的液狀痕跡[4]Fig.1 Sand dykes caused by liquefaction at the Nishisanso Yagumo-higashi site,Moriguchi-kadoma City,Osaka Prefecture[4]

砂土液化產生的噴砂及噴砂口與火山噴發及火山口相似，在古代就引起了較大的關注。1783年意大利南部墨西拿海峽附近發生的卡拉布里亞地震引發了大規模滑坡與砂土液化。為給后代留下詳細的記錄也為加深對地震的認識，教育家、政治家Domenico[6]出版了一本關于這次地震的專著，其中有圖2 所示版畫，畫中兩人正在探測直徑達4 m 的大型噴砂口的深度。

圖2 1783 年意大利卡拉布里亞地震引起的砂土液化的巨大噴砂口[6]Fig.2 Huge sand blow craters generated by liquefaction during the 1783 Calabrian earthquakes in southern Italy[6]

2 砂土液化機制

砂土液化是指在振動作用下，飽和的松散粉、細砂由于孔隙水壓力上升，有效應力減小，砂土從固態轉變為液態的現象。在振動作用下，飽和的松散粉、細砂顆粒有移動和振密的趨勢，而在不排水條件下，土體承受的應力則從砂土骨架轉向孔隙水，導致孔隙水壓力升高。在地震等高頻振動下，由于粉、細砂不能及時消散振動產生的孔隙水壓力，導致孔隙水壓力急劇增大。當超凈孔隙水壓力增大至有效上覆壓力時，土體的有效應力降為零，土顆粒處于懸浮于水中的狀態，砂土從固態轉變為液態，即砂土發生液化。

3 砂土液化導致的各種破壞

砂土液化可導致多種形式的破壞。破壞主要由以下一個或多個原因引起：噴砂堆積物，孔隙水壓力上升導致的抗剪強度降低，液化狀態下的液體壓力增大，孔隙水壓力消散引起的沉降，場地側移等。

3.1 噴砂堆積物

砂土液化后常發生噴水冒砂，堆積在道路上的砂土導致路面使用性能降低，嚴重時可造成交通癱瘓。圖3 所示為志愿者在清除2011 年東日本大地震時因液化而堆積在浦安市道路上的砂土。砂土堆積于農田（特別是水田）可導致可耕種性降低。如圖4 所示，薊野遺址從11 世紀到15 世紀有人類生活的痕跡，在15 世紀末期的人類生活地層中發現有噴砂堆積的痕跡，而之后人類生活的痕跡就從該遺址消失了[4]，這說明大面積的噴砂堆積迫使村民不得不遷移他鄉生活。

圖3 東日本大地震后志愿者在清除因液化而堆積在道路上的砂土（jiji.com）Fig.3 Volunteers are removing the sand accumulated on roads due to liquefaction after the Great East Japan earthquake (jiji.com)

圖4 四萬十市薊野遺址液化痕跡說明圖[4]Fig.4 Schematic view of liquefaction trace at the Azono site in Shimanto City[4]

3.2 抗剪強度降低

砂土液化后其抗剪強度幾乎為零，地基承載力大幅下降，淺基礎大重量的建筑物發生沉降及傾斜。1964 年新潟地震時，新潟市內1530 棟鋼筋混凝土建筑中189 棟建筑盡管建筑結構完全沒有受損，但因液化導致地基承載力急劇下降而發生下沉和傾斜[7]，圖5 所示為受災最嚴重的川岸町公寓樓。

圖5 1964 年 新潟地震時傾倒的川岸町公寓Fig.5 Apartments collapsed at Kawagishi-cho,Niigata City during the 1964 Niigata earthquake

地基液化也會導致填土路基和河堤產生很大的沉降甚至破壞。圖6 所示為2007 年中越沖地震時砂土液化導致的路堤破壞，圖中煙囪也因地震而折斷。圖7 所示為2007 年中越沖地震時砂土液化導致的河堤沉降，該處為河道人工裁彎取直時填埋舊河道而修建的河堤，盡管河堤質量較好，但因地基液化河堤發生高達約1.5 m 的整體沉降。如果河堤發生大的沉降導致堤頂高程低于河水位，則會發生溢流，淹沒堤后城鎮與農田，造成嚴重的次生災害。

圖6 2007 年中越沖地震時液化導致的路堤破壞Fig.6 Embankment damaged by liquefaction during the 2007 Niigata Chuetsu-Oki earthquake

圖7 2007 年中越沖地震時液化導致的河堤沉降Fig.7 River bank subsidence caused by liquefaction during the 2007 Niigata Chuetsu-Oki earthquake

斜坡內部發生液化甚至只是超靜孔壓上升，也會導致土體抗剪強度降低，斜坡穩定系數減小，嚴重時發生流滑，其滑動距離遠超一般的滑坡。由于斜坡內部超靜孔壓的重新分布需要一定的時間，所以這類滑坡有時會在地震停止后發生。圖8 所示Lower San Fernando 大壩滑坡根據目擊者證言就是發生在地震后60 s[8]。2018 年印度尼西亞帕盧（Palu）發生的超剪切地震[9]導致Petobo 等4 個地區因砂土液化而發生大規模流滑，造成大量人員傷亡和房屋破壞，其中Petobo 地區的破壞最為嚴重，流滑影響面積高達1.64 km2，近2 000 人死亡，3 300余間房屋遭到破壞[10]。

圖8 1971 年San Fernando 地震時砂土液化引發的Lower San Fernando 大壩滑坡Fig.8 The Lower San Fernando Dam landslide caused by liquefaction during the 1971 San Fernando earthquake

3.3 液化狀態下的液體壓力增大

砂土液化后其力學特性與液體相似，且液體密度為原土體密度，約為1.9～2.0 g/cm3（也即為水的密度的兩倍）。因此，液化土體中的物體所受浮力約為地震液化前的兩倍，此外液化砂土幾乎沒有抗剪強度。這兩大原因導致地下的輸氣管道、上下水管道與人孔、罐體、水箱、停車場等可能發生上浮。圖9 所示為1964 年新潟地震時因砂土液化而上浮的剛完工的空地下水箱。液化也經常導致人孔上浮，與人孔相連的管道開裂，液化砂土涌進管道，這些因素都會增加震后管道修復的困難[11]。

圖9 1964 年新潟地震時因砂土液化而上浮的地下水箱Fig.9 An empty concrete tank floated up from just below ground level due to liquefaction during the 1964 Niigata earthquake

砂土液化后其力學特性近似于液體，從而使作用在港口岸墻上的水平向凈土壓力（即墻后與墻前水平向土壓力差）增大到地震前的3 倍左右，導致岸墻產生大的水平位移與傾斜。1995 年阪神大地震時神戶港的兩個人工島都發生了大面積砂土液化，導致人工島四周的碼頭岸墻水平與垂直方向發生很大的變形[12]。圖10 所示為兩個人工島之一的六甲（Rokko）人工島因砂土液化導致的碼頭岸墻變形破壞的狀況。由圖10 可知，岸墻水平方向變形最大達5.2 m，垂直方向變形最大達2.2 m；巨大的變形導致沉箱岸壁向外側嚴重傾斜，起重機及其他港口設備遭到嚴重損壞。沉箱基礎的液化也是沉箱傾斜的一個重要原因。盡管岸壁沉箱發生了很大的位移及傾斜，圖中所示沉箱箱體結構完好，可在震后重建時再利用。

圖10 阪神大地震時砂土液化導致的人工島碼頭岸墻變形（上）水平位移分布，（中）沉箱岸墻破壞照片，（下）沉箱岸墻斷面的變形Fig.10 Quay wall failure of two reclaimed islands caused by liquefaction during the Great Hanshin Earthquake(top) Horizontal displacement distribution,(middle)photo of damaged quay wall,(bottom) deformation of the caisson-type quay wall

3.4 超靜孔壓消散引起的沉降

地震時砂土地基中超靜孔壓上升至有效上覆壓力時，有效應力降為零，砂土完全液化；地震時砂土地基中累積的超靜孔壓在地震后逐漸消散，從而引起地基的沉降及不均勻沉降。不均勻沉降導致建筑物傾斜大于6/1000 時，室內人員就會感到明顯不適[13]。如圖11 所示，2011 年東日本大地震后茨城縣稻敷市利根川附近的住宅因地基砂土液化而產生了約1 m 的沉降，其中部分沉降應該是由震后超靜孔壓消散造成的。如果建筑物基礎為樁基礎，其周圍場地因液化而沉降，而建筑物因樁基礎沒有發生沉降或沉降很小，建筑物與周圍地面就會產生相對高差，建筑物的地下管線等發生變形甚至破裂，這些因素均會降低建筑物的使用性能。如圖12 所示，2011 年東日本大地震時因場地液化及沉降導致JR 新浦安站前電梯間凸出于地面，電梯在長時間內不能使用。

圖11 茨城縣稻敷市利根川附近的住宅因砂土地基液化而發生較大沉降Fig.11 Residential buildings along the Tone River in Inashiki City,Ibaraki Prefecture,have significantly settled due to liquefaction of sandy ground

圖12 JR 新浦安站前場地因液化沉降導致電梯間凸出于地面Fig.12 The elevator of the JR Shin-Urayasu Station stood out from the ground that settled due to liquefaction

3.5 場地側移

傾斜場地在砂土液化后常發生大的側移，水平場地也可能產生大的側移，從而導致樁基和埋管等線狀構造物被破壞。如圖13 所示，1964 年新潟地震20 年后重建NHK 新潟大樓時，整根拔出直徑30 cm的離心混凝土管樁后發現這些樁在新潟地震時發生了整體破壞，其破壞位置與液化層的上下界面深度基本一致，樁向東南方向變形達1～2 m，這與附近場地的側移量非常相近[14]。

圖13 新潟地震時砂土液化導致的NHK 新潟建筑物樁基破壞（上）樁基破壞的建筑物周圍場地因液化產生的水平位移，（中）樁基破壞照片，（下）樁基破壞位置與液化層的關系Fig.13 Pile foundation failure of NHK Niigata Building caused by liquefaction during the Niigata earthquake,(top) Ground horizontal displacement around the building due to liquefaction,(middle) photo of pile foundation failure,(bottom) pile foundation failure location and liquefied layer

臨空面坡比愈大、地表坡度越陡，砂土液化引起的場地側移愈大。大的場地側移導致樁基產生大的水平位移甚至發生落梁。如圖14 所示，新潟地震時砂土液化導致昭和大橋梁板墜落[15?16]。據目擊者稱梁板墜落發生在地震結束之后[15]，這說明場地側移是發生梁板墜落的主要原因。砂土液化導致的樁基水平方向承載力降低也應該對梁板垮塌的發生有一定的影響。

圖14 新潟地震時砂土液化導致昭和大橋梁板墜落Fig.14 Collapse of Showa Bridge due to liquefaction during the Niigata earthquake

4 砂土液化的判別

4.1 砂土液化的初步判別

根據微地形和場地形成過程可以初步判別砂土液化的可能性[17]。易發生砂土液化的微地形如圖15 所示，包括：1）新近填土造地；2）舊河道及舊沼澤地；3）河道沿岸（特別是經常泛濫堆積地方）；4）海岸沙丘山麓，沙丘與沙丘間低地；5）過去發生過液化的場地等[18]。

圖15 易液化的微地形Fig.15 Geomorphic conditions and land history susceptible to liquefaction

圖16 所示為 2011 年東日本大地震關東地區液化場地分布情況[19]，液化主要發生在東京灣沿岸填土造地形成的場地[20]與利根川河道兩側沿岸地區，內陸舊河道及低洼處填土造地形成的場地也有液化發生。圖17 所示為1964 年新潟地震液化場地分布情況，液化主要發生在信濃川舊河岸、舊河道、沙丘背后及沙丘間低地等處[21]。最新的一些研究[22?23]也證明了根據微地形和場地形成過程初步判別場地液化的有效性。

圖17 1964 年新潟地震液化場地分布Fig.17 Liquefied sites during the 1964 Niigata earthquake

4.2 砂土液化的簡易判別

日本各行業有各自的液化判別規范。土木行業砂土液化判別主要采用道路橋梁抗震設計規范[24]規定的方法，對同時滿足以下3 個條件的沖積土層進行液化判別。

1）地下水位在地表面以下10 m 以內，且地表深度小于20 m 的飽和土層；

2）細粒土含量Cf小于35%，或Cf大于35%但塑性指數IP小于15%的土層；

3）50%粒徑D50小于10 mm，且10%粒徑D10小于1 mm 的土層。

液化判別的流程見圖18。如圖18 所示，當抗液化安全系數FL≤1時，場地液化，否則不液化。抗液化安全系數定義為液化強度比R與循環剪應力比L之比：

圖18 砂土液化判別流程圖Fig.18 Flowchart of liquefaction evaluation

式中液化強度比（也稱動剪強度比）R等于循環三軸強度比RL與地震特性修正系數cW之積。

地震特性修正系數取決于地震級別和地震類型。地震級別1（中等規模的地震）和地震級別2（大規模地震）中的I 類地震（海溝型地震）的地震特性修正系數cW=1，而地震級別2 中的II 類地震（內陸型地震）的地震特性修正系數根據循環三軸強度比RL由下式計算。

循環三軸強度比RL可根據實測標貫擊數N、有效上覆壓力σ′v0、細粒含量Cf（粒徑75 μm 以下的土質量百分數，單位%）等按下列公式計算。

式中：N1為經過有效上覆壓力修正的標貫擊數，即修正為有效上覆壓力為100 kPa 的標貫擊數；Na為經過細粒含量修正的標貫擊數；為標貫擊數的細粒含量修正系數；D50為平均粒徑（mm）。

干凈砂的Cf<10%，Na=N1。對干凈砂，如圖19[25]所示，式（4）可較好地擬合凍結法取樣獲得的原狀砂土試樣的循環三軸強度比與經過有效上覆壓力修正的標貫擊數N1的關系。

圖19 干凈砂的循環三軸強度比RL 與上覆有效壓力修正后的標貫擊數N1 的關系Fig.19 Liquefaction strength ratio of clean sands vs.N1,the SPT blow count corrected by effective overburden pressure

不同地震級別和地震類型的地震循環剪應力比均按下式計算。

式中：cz為地震區域調整系數，其值在0.7 與1.2 之間；kghL0為用于液化判別的地面設計水平地震系數標準值；cz和kghL0的值可根據場地類別、地震級別及地震類型查表確定；rd為地震循環剪應力比深度方向折減系數；σv為總上覆壓力；為有效上覆壓力；z為地表深度。

抗液化安全系數不僅用于判別液化，也用于確定液化狀態下砂土的地基反力系數、地基反力上限值以及土與結構界面最大摩擦力等力學參數[24]。即使FL<1.0,FL=0.9與0.5 的液化砂土的力學參數應該有一定的差別，這種差別在道路橋梁抗震設計規范中采用一個折減系數來反映。該折減系數可根據抗液化安全系數、地表深度及液化強度比查表確定，其值在0 到1 之間。換言之，即使是液化的砂土，也可能存在一定的地基反力，因此與不考慮液化砂土地基反力的抗震設計相比，可在確保工程安全的條件下降低工程造價。

5 抗液化處置措施

抗液化處置措施可分為兩大類，一是防止液化發生，二是容許發生液化而依靠樁基等結構抵抗液化[26]。

5.1 防止液化發生

防止發生液化的處置措施可進一步分為2 類：1）改善土體性質；2）改善應力應變與孔壓等的條件降低液化發生的可能性[26]。

改善土體性質可以通過以下4 類地基加固方法實現：1）提高砂土密度；2）添加膠結材料；3）改善顆粒粒度分布；4）降低砂土飽和度。

砂土密度（相對密度）愈高，砂土液化強度愈大，當相對密度大于60%時，液化強度隨相對密度的提高而急劇增大，因此提高砂土密度是一種有效的抗液化處置措施，其施工方法包括（a）振動或靜壓擠密砂樁法、（b）振動加密法、（c）強夯法、（d）振沖擠密法、（e）壓入灌漿法、（f）表層地基夯實法、（g）碾壓加密、（h）爆破加密、（i）擠密群樁（木樁等）、（j）擠密石灰樁、（k）加載預壓等。

添加膠結材料是將砂土等松散材料膠結成為具有一定黏結強度的材料，提高其液化強度，其施工方法包括（a）深層攪拌、（b）表層混合、（c）注漿、（d）事前混合、（e）高壓噴射攪拌等。

改善顆粒粒度分布主要通過置換土層實現。

降低砂土地基飽和度可以通過設置降水井及排水溝降低地下水位，或通過注入空氣使地下水位以下的地基處于不飽和狀態等方法來實現。

改善應力應變與孔壓等的條件可通過抑制及消散振動引起的超靜孔壓，抑制振動引起的土體剪切變形及阻斷震動引起的超靜孔壓來實現。抑制及消散振動引起的超靜孔壓的方法包括：（a）設置碎石樁及排水板等柱狀排水體；（b）人孔四周設置柱狀排水體；（c）打設帶排水功能的鋼板樁及鋼管樁。抑制震動引起的土體剪切變形及阻斷振動引起的超靜孔壓的方法包括（a）地下連續墻、（b）網格狀深層攪拌、（c）板樁墻等。

5.2 依靠樁基等結構抵抗液化

容許發生液化而依靠樁基等結構抵抗液化的代表性方法包括：1）使樁基礎深至堅固地層；2）加大樁基礎、條形基礎或筏狀基礎的尺寸；3）防止發生埋設物上浮的樁基、鋼板樁及錨桿等；4）設置地下管道的可變形接管來吸收土體變形，防止液化導致的破壞；5）加筋土。

圖20 所示為日本一些常用的抗液化處置措施的工程造價[27]。由圖20 可知，振動擠密砂樁的工程造價最低，適用于大面積液化場地加固。為降低擠密砂樁的施工噪聲需采用靜壓擠密砂樁，盡管與振動擠密砂樁相比工程造價有所增加，但與深層攪拌相比工程造價仍較低。另外一種比較常用的抗液化處置措施為深層攪拌樁，樁與樁相連形成網格狀地基加固，地震時格柵內砂土的剪切變形受限，從而防止液化的發生，更好地控制地震引起的沉降。

圖20 日本一些常用抗液化處置措施的造價[19]Fig.20 Cost of some measures for liquefaction mitigation commonly used in Japan[19]

抗液化處置措施的效果可通過振動臺[28?29]及動離心機等室內模型實驗[30?31]、數值分析[30,32?34]以及工程實例進行驗證。

5.3 成功工程案例

東京迪士尼樂園主題公園和神戶美利堅東方大酒店為日本兩個有名的抗液化處置措施的成功案例。

東京迪士尼樂園主題公園在建設時采用擠密砂樁法對有可能液化的沖積砂層及粉土層進行了全層地基加固，地基加固深度達15 m[35]。因此，2011 年東日本大地震時盡管其相鄰的區域發生了嚴重的砂土液化，而東京迪士尼樂園主題公園卻沒有發生砂土液化也沒有受到損害。然而，沒有進行地基加固的東京迪士尼海洋公園部分停車場發生了砂土液化，如圖21 所示，有二三十輛車被噴砂掩埋而動彈不得。

圖21 （上）東京迪士尼公園位置圖，（下）東京迪士尼海洋公園部分停車場液化后的景象Fig.21 (top) Location of Tokyo Disney parks,(bottom) part of parking area of Tokyo Disney Sea liquefied during the 2011 Great East Japan Earthquake

神戶美利堅公園東方大酒店建于神戶港海邊，如圖22 所示，采用網格狀深層攪拌樁作為抗液化處置措施，每個網格間距為8～24 m，1995 年日本阪神大地震時該酒店即將竣工。阪神大地震導致酒店周圍的護岸因液化而完全坍塌，酒店主體建筑因采取了抗液化處置措施未遭到破壞。震后開挖觀察格柵內的砂土，未發現液化痕跡，這表明網格狀深層攪拌樁作為抗液化處置措施是有效的[36]。

圖22 （上）神戶美利堅公園東方大酒店，（中）神戶美利堅公園大酒店位置圖，（下）地基加固Fig.22 (top) Kobe Meriken Park Oriental Hotel,(middle)Location of Kobe Meriken Park Hotel,(bottom)Ground improvement

6 結論

砂土液化是地震災害的主要形式之一，可造成巨大的經濟損失和人員傷亡。本文概述砂土液化的歷史記錄，簡介砂土液化的機制與日本場地液化判別的最新方法及抗液化處置措施，以供相關工程人員參考。根據微地形及場地形成過程可初步判別場地液化的可能性。抗液化安全系數不僅可用于液化的簡易判別，也可用于確定液化狀態下砂土的力學參數，據此進行抗液化處置措施的設計有可能降低工程造價。擠密砂樁和網格狀深層攪拌樁是日本常用的兩種抗液化處置措施，各有其優點與特點，也有許多成功的工程案例，可按需選用。