近斷層地震動作用下易液化深厚覆蓋層場地上高土石壩動力響應

李 闖,宋志強,劉升歡

(西安理工大學 省部共建西北旱區生態水利國家重點實驗室,西安 710048)

在水能資源豐富的中國西部地區,大型土石壩工程的建設不可避免的需要面臨強震頻發、河床覆蓋層地基深厚等問題[1],且在強震地區的覆蓋層預期會出現一系列松散的可液化土層[2]。其中,某些擬建或在建的高土石壩工程更是位于近斷層區,近斷層地震動常具長周期速度和位移脈沖特征,更易誘發覆蓋層中的軟弱土層液化[3]。對于此類土石壩的抗震安全設計,更應該明確土層液化對壩體抗震安全性能的影響規律。因此,有必要開展近斷層地震動對深厚覆蓋層地基液化(影響機制研究,揭示液化對高土石壩抗震性能影響規律,為該地區深厚覆蓋層場地上高土石壩設計及建設提供理論參考。

Green等[3-5]開展了近斷層地震動作用下的場地響應分析,通過近斷層地震動液化觸發實測數據的對比,認為脈沖型地震動觸發軟土地基液化的可能性更高。Davoodi等[6]對比分析了遠場和近斷層地震動作用下土石壩的地震響應,發現隨著地震動強度和材料非線性特性的增強,脈沖型地震動的影響愈發顯著。董文悝等[7]分析發現近斷層脈沖型地震動作用下場地土層將產生更大的孔隙水壓力。此外,Bayraktar等[8-10]研究發現近斷層地震動對不同類型大壩響應均有顯著影響。Zou等[11]通過研究發現近斷層地震動對壩體殘余變形有不可忽略的影響。Wu等[12-13]研究了近斷層地震動作用下可液化薄覆蓋層地基上黏土心墻土石壩動力響應特征,發現大幅值的脈沖作用使得軟弱土層中動孔壓比短時間內迅速上升,并且產生較大范圍的液化區。

綜上可見,目前對于近斷層脈沖地震動作用下的壩體響應研究多集中在混凝土壩[14-16]或者覆蓋層場地響應方面[17],對于深厚覆蓋層中的軟弱土層液化觸發以及對其上土石壩響應的影響,關注較少。因此,本文提出了改進的孔壓-變形耦合分析方法,考慮永久變形的累積發展過程和對土層液化、系統響應的影響,開展了近斷層脈沖和非脈沖地震動作用下,深厚覆蓋層中軟弱土層液化特性及對其上瀝青混凝土心墻土石壩響應研究,揭示近斷層脈沖特性對土層液化的觸發影響機制,分析了液化對覆蓋層-壩體地震響應的影響規律。

1 孔壓-變形耦合的有效應力分析方法

常規的等效線性計算方法不能考慮動力過程中孔隙水壓力的產生和累積過程,即假定土體有效應力為靜力總應力且在地震過程中保持不變。實際上,土體有效應力隨著動孔隙水壓力的產生和累積而下降,致使土體動剪切模量降低、動應變增大,進而對系統的動力響應產生的影響。

為了開展本文研究,需引入孔壓模型并實現有效應力計算分析方法。截至目前,國內外眾多學者將動孔壓和不同的動參數聯系起來,建立了眾多孔壓模型。其中沈珠江修正的Martin孔壓模型[18-20],從不排水試驗出發,采用動應變為參變量,直觀且有效,孔壓增量與動應變的關系表示為

Δu=MuΔε=Ku(σe)1/2Δεv

(1)

(2)

式中:Δεv為振動ΔN次產生的殘余體應變;Ne為有效荷載次數;c1、c2、c3、c4、c5為土體試驗所得計算參數;Rs為應力水平。

一般來說,覆蓋層土體在強地震動作用下,會產生較大的不可恢復的累積塑性變形,如果忽略此變形會對動力計算準確性造成一定程度的影響,特別是針對飽和砂土因動孔壓增長造成強度喪失、覆蓋層地基承載力急劇下降的液化過程。因此本文提出了改進的孔壓-變形耦合有效應力分析方法(improved effective stress,IES)。

該方法的計算流程如圖1所示。利用ABAQUS平臺的重啟動功能,將整個地震過程劃分成數個微小時段,并假定在該小時段內土體為黏彈性介質,即土體動剪切模量和阻尼比等動力特性保持不變。

圖1 改進的有效應力法計算流程圖Fig.1 Calculation flow chart

在每一個計算時段末增加通過重啟動的方式,將永久變形增量以等效節點力的方式施加于結構中并進行振動孔隙水壓力增量計算。將本時段動力變形和永久變形疊加得出的總變形作為當前時刻的實際應變,實現考慮累積塑性變形的動力響應計算;更新土體單元的有效應力狀態,調整土體動力特性,并作為下一時段土體動剪切模量和阻尼比調整的依據。

同時為了對比本文方法,將不考慮孔壓發展的總應力法也進行了改進總應力法(improved total stress,ITS),同樣考慮永久變形的累積發展和影響,即將每時段末的永久變形,以等效節點力的形式施加到動力模型中并參與下一時段的計算。

2 有限元分析模型及地震動選取

2.1 計算模型及參數

選取某易液化深厚覆蓋層上實際瀝青混凝土心墻土石壩工程為研究對象,建立覆蓋層地基及壩體二維有限元分析模型,如圖2所示。其中瀝青心墻壩高100 m,壩頂寬度10 m,上游在高40 m處設置寬6 m的馬道,馬道以上壩坡為1∶2.15,以下壩坡為1∶2.45;下游在高20、70 m處各設置寬6 m馬道,20 m高程以上壩坡為1∶1.8,以下壩坡1∶1.9,心墻頂部寬度為1 m,底部寬度為4 m,上游水位高90 m。覆蓋層地基總厚度為200 m,從上至下依次簡化為上覆蓋黏土層、易液化細砂夾層、下臥密砂層。考慮到若軟弱細砂夾層處于深厚覆蓋層的深部,由于初始應力較大,發生液化的概率較低;若夾層埋深較淺時,在工程中一般會考慮置換軟弱土層,因此取上臥層30 m,軟弱夾層厚20 m。其中單元總數為4 799,結點總數為4 948。

圖2 深厚覆蓋層-瀝青混凝土心墻壩有限元模型Fig.2 Finite element model of deep overburden-asphalt concrete core dam

覆蓋層和壩體材料靜力本構采用鄧肯張E-B模型,動力本構采用等效線性黏彈性模型。靜、動力參數分別如表1、表2[21]所示。

表1 壩體材料計算參數Tab.1 Static material Duncan Zhang E-B parameters

表2 覆蓋層土體計算參數Tab.2 Dynamic materials and permanent deformation parameters

2.2 近斷層地震動的選取和輸入

從太平洋地震工程研究中心(Pacific earthquake engineering research center,PEER)的近斷場地震動數據庫中,分別選取一組脈沖型地震動和一組非脈沖型地震動(每組各7條地震波)。近斷層地震動選取的一般原則為:斷層距RUP小于20 km;近斷層地震動脈沖型地震選取的原則為:PGV/PGA>0.2;且PGA>0.1g。選取各近斷層地震動記錄特征參數如表3所示。為了得到可比較的震級強度,將各地震動的峰值統一調整為0.3g,并將各條地震動記錄統一截取為歷時為20 s的地震波數據。

表3 近斷層地震動特征參數Tab.3 Near-fault ground motions characteristic parameters

圖3為各條近斷層地震動的加速度反應譜。可以看出,在加速度反應譜的長周期段,特別是大于0.5 s的區域內,脈沖型地震動的加速度放大系數β明顯大于非脈沖型地震動的,脈沖型地震動反應譜有較寬的加速度敏感段,極有可能引起地上長周期結構較高的加速度反應[22-25],這對于土石壩這一典型長周期結構的液化安全性和抗震穩定性提出了更高的要求。

圖3 地震動加速度反應譜Fig.3 Acceleration response spectrum of ground motion

本文針對深厚覆蓋層場地地震動的輸入,借鑒了一種地震動非線性輸入方式——采用人工邊界單元模擬遠域地基,以等效結點荷載的形式施加覆蓋層自由場反應的地震動輸入方法[26]。該方法考慮了人工邊界參數和等效節點荷載隨覆蓋層地基邊界土體動剪應變的變化而非線性變化,實現了覆蓋層地基截斷邊界處的準確、高效的地震動輸入,相對于取較大計算范圍的遠置邊界顯著減小了計算規模,縮短了計算時長。

3 計算結果

3.1 軟弱夾層液化特性

圖4給出非脈沖地震動記錄NP1作用下,地震結束時刻孔隙水壓力與孔壓比分布圖。其中,ITS為不考慮孔隙水壓力的改進總應力法計算結果,結合孔壓插值法所得土體液化區。當孔壓比達到1時,土體有效應力降低至零,認為土體達到液化狀態。

(a) 孔壓分布圖(IES)

從圖4(a)可知,非脈沖型地震動作用下,孔隙水壓力較大的部位主要集中于壩體底部處的軟弱夾層和下臥層底部土體處,但因初始有效應力較大,受震后該區域孔壓比并未達到液化程度,反而是夾層上下游側的土體在地震結束達到液化狀態。從圖4(b)可以看出,最終液化區較薄,主要集中于軟弱夾層的上部分土體中,且液化區域有向壩體底部侵入的傾向。從圖4(c)可知,總應力法所得液化區和有效應力法結果雖然位置相同,但分布面積卻遠大于有效應力法,可見對于本算例NP1地震動記錄作用下總應力法液化計算結果偏于保守。

圖5給出了脈沖型地震動記錄P1作用,地震結束時刻孔隙水壓力與孔壓比分布圖。從圖5(a)可知,脈沖型地震動下,孔隙水壓力較大的部位主要集中于壩體底部處的軟弱夾層土體中,遠處的夾層土體中孔壓相對較小。從圖5(b)可以看出,震后液化區域中心主要集中于壩腳處的夾層土體中部,液化區雖未向上下邊界處貫穿,但更“厚”更集中,和非脈沖型地震動下的有明顯區別。從圖5(c)中可以看出,總應力法所得液化區和有效應力法所得類似,但液化區分布及面積相差較大。

(a) 孔壓分布圖(IES)

綜上,改進的總應力法結合孔壓插值法,雖然能夠根據有限元動力分析過程中最大響應,判定地震過程中的可能液化區。但是存在缺點:① 對于近斷層非脈沖型地震動下的液化區,孔壓插值法所得液化區偏保守,有較大液化區;② 對于近斷層脈沖型地震動與非脈沖型地震動的液化判別不敏感,結果差異不大;③ 總應力方法無法表達地震過程中動孔隙水壓力的增長和累積過程。因此本節選用IES法展開下面討論。

為了更直觀、更形象的了解夾層液化情況,取夾層中上下游壩腳底部兩個點、以及距離此兩點一倍壩高距離處的四個點和壩體底部中心處共七個點位,各點位置示意如圖2。

將各近斷層非脈沖型地震動下最終孔壓比值,匯總于圖6。從圖6可以看出,在非脈沖型地震動作用下,點位1、2、6和點位7處的孔壓比值較大,多數地震動下達到液化觸發條件(u/σ0=1);點位3處與點位5處的孔壓比值相差不大,一般小于0.75;點位4處孔壓比值最小,一般小于0.6。這說明,近斷層非脈沖型地震動作用下,液化區域在水平向的分布較廣,距離壩腳一倍壩高處的軟弱夾層土體多數情況下達到液化觸發條件,且有從壩腳向壩底部侵入的趨勢,這對壩體抗震安全穩定性提出了巨大挑戰。

圖6 非脈沖型地震動作用下,各特征點的孔壓比Fig.6 Pore pressure ratio under non-pulse ground motion

將各近斷層脈沖型地震動下最終孔壓比值,匯總于圖7。從圖7可以看出,相比于非脈沖型地震動,脈沖型地震動作用下的區別主要在:① 點位1和點位7處的孔壓比值u/σ0一般小于0.78(除P1外);② 點位3處孔壓比一般大于點位5處,且尚未達到液化觸發條件。

圖7 脈沖型地震動作用下,各特征點的孔壓比Fig.7 Pore pressure ratio under pulse ground motion

將各近斷層脈沖、非脈沖型地震動下最終孔壓比均值,匯總于圖8。如圖8所示,點位1和點位7處的孔壓比均值,非脈沖地震動大于脈沖地震動作用下的,點位2處兩種類型地震動下的一致,點位3、5和點位6處則是脈沖型的較大。這說明上下游距壩腳較遠處(一倍壩高)的夾層土體中,脈沖型地震動下的有效應力降低程度較非脈沖的小,最大差異在0.40;上游壩腳處夾層土體均已達到液化狀態,而下游壩腳處夾層土體中尚未達到液化觸發條件,且脈沖型地震動下的有效應力降低程度較大;由壩腳向壩底中心一倍壩高處夾層土體及壩底中心處(點位4),脈沖型地震動下孔壓均值較大,但差異較小。

圖8 各類型地震動作用下,特征點孔壓比均值Fig.8 Pore water pressure ratio at characteristic points

將各地震動下,點位2處的孔壓比隨時間發展曲線如圖9所示。從圖9可知,點位2處,各條非脈沖型地震動下的孔壓比發展期主要集中于地震過程前14 s,僅有兩條地震動在8 s時孔壓比達到1,孔壓比上升較緩。而脈沖型地震動下,孔壓比發展期主要集中于地震過程2～7 s,孔壓比短時間內急劇上升,最終累積孔壓比的數值普遍接近于1,這和脈沖型地震動脈沖特性密切相關。

圖9 特征點位2處孔壓比時程曲線Fig.9 Time-history curve of pore water pressure ratio at each characteristic point

為探究孔壓發展規律和脈沖型地震動運動特性的關系,將該點位2處在脈沖型和非脈沖型地震動作用下的孔壓比發展時程曲線與對應地震動速度時程對比,繪制于圖10。從圖10(a)可以看出,脈沖地震動能量大約集中在2～6 s的時間段內,相應地,在此脈沖期間孔壓比曲線急劇增長,該處土體有效應力迅速降低,這對地上高土石壩結構的液化安全穩定性造成嚴重的威脅。從圖10(b)可以看出,非脈沖地震動作用下,孔壓增長從1 s緩慢增加,一直持續到15 s左右,孔壓比的緩慢增長對孔隙水壓力的消散和土體的抗液化有利。

(a) 脈沖地震動P1

3.2 軟弱夾層液化對系統加速度響應影響分析

本節基于有效應力方法和改進后的總應力方法,將各近斷層地震動作用下壩軸線加速度放大系數沿高度的分布規律如圖11所示,并在圖中用陰影標識軟弱夾層位置。

圖11 各類型地震動下加速度放大系數沿高度變化曲線Fig.11 Curve of acceleration amplification coefficient along depth

如圖11所示,在不考慮動孔壓的影響情況下,深厚覆蓋層對非脈沖型地震動下的水平向加速度有削弱作用,對于壩底部處的加速度放大系數一般小于1;而對脈沖型地震動下的并無削弱作用,在下臥層土體表層一般就已大于1。對于壩體底部和壩頂處的加速度放大系數,脈沖型地震動下遠大于非脈沖型地震動的。究其原因,主要是軟弱夾層對非脈沖型地震動體現了明顯的二次削弱作用,而對脈沖型地震動下并無體現。考慮動孔壓的影響后,深厚覆蓋層中大部分的土體加速度響應有不同程度的降低,使得壩體、特別是中上部壩體的加速度響應有明顯的減小趨勢。

將考慮動孔壓的影響前、后,各地震動作用下的壩軸線上,壩底與壩頂處的水平向加速度放大系數匯總于表4。從表可知,對于近斷層地震動作用下的壩頂和壩底處,動孔壓使得加速度放大系數有不同程度的減小,具體有:對于壩頂處的加速度響應,非脈沖地震動作用下,考慮動孔壓影響后結果平均減小29.0%,最大減少39.3%;脈沖地震動作用下,考慮動孔壓影響后所得結果平均減小21%,最大減少26.3%。對于壩底部處的加速度響應,非脈沖地震動作用下,考慮動孔壓影響后所得結果平均減小12%,最大減小49.2%;各脈沖地震動作用下,考慮動孔壓影響后所得結果最大減小20.5%。

表4 考慮動孔壓影響前、后壩體加速度放大系數Tab.4 The acceleration amplification coefficients of the dam whether the dynamic pore pressure is consedered or not

綜上可見,有效應力法能夠考慮動力過程中累積孔隙水壓力的影響,使得土體動孔隙水壓力增長、有效應力下降,土體變“軟”并吸收了地震動能量,從而造成了系統動力響應有所減小。因此,針對建立在易液化深厚覆蓋層上的高土石壩系統,有必要展開有效應力分析研究。如果采用簡化的總應力法(ITS)則會造成響應較大程度的高估,使得計算結果偏于保守。

對于壩頂、壩底處的加速度響應,脈沖型地震動下的加速度放大系數總是比非脈沖型地震動的大,具體有:總應力法下,在壩頂處的脈沖型地震動與非脈沖型地震動的差異在0.59,增大了37.44%,在壩底處的差異在0.74,增大了131.01%;有效應力法下,在壩頂處脈沖型地震動與非脈沖型地震動的差異在0.60,擴大了54.06%,在壩底處的差異在0.81,擴大了164.80%。可以看出,對于脈沖與非脈沖型地震動下的壩頂和壩底處加速度放大系數,有效應力法下計算差異更大,說明了進行有效應力分析的必要性。

以NP1、P1為例,取上游壩腳處為原點,并規定向下游方向距離為正,將覆蓋層底部輸入的水平向加速度峰值,與考慮孔壓前、后的壩體底部水平向加速度峰值分布,如圖12所示。

(a) 非脈沖型地震動NP1

從圖12(a)可知,非脈沖地震動NP1作用下,覆蓋層底部輸入地震動輸入一般是在2.9 m/s2。不考慮孔壓影響的壩底部水平向加速度峰值呈現中間小兩側大的分布規律,其中上游側(A1 max=2.95 m/s2)大于下游側(A1 max=2.68 m/s2);考慮孔壓影響的壩底部水平向加速度峰值分布規律與之前相似,但各處的加速度峰值均有所減小。其余地震動變化規律類似,動孔壓使得水平向加速度響應普遍有所減小,最大縮小一般在上游壩腳處,最大減小1.702 m/s2(NP4)。

從圖12(b)可知,脈沖地震動P1作用下,不考慮孔壓影響情況下,壩底部加速度明顯較覆蓋層底部輸入的大,并且加速度峰值在空間分布上變化不明顯。動孔壓使得壩底部加速度峰值明顯的減小,但仍不小于覆蓋層底部輸入值。這說明,總應力法嚴重高估了脈沖型地震動下壩體底部的動力響應,動孔壓對壩底部的加速度響應有明顯的影響。

3.3 軟弱土層液化對系統永久變形影響分析

將各條地震動作用下,壩頂處豎向殘余變形隨時間發展規律,如圖13所示。從圖13可知,考慮動孔隙水壓力前、后,豎向沉降發展規律類似,動孔壓使得壩體沉降量增大主要是因為豎向殘余變形發展期,夾層土體有效應力下降變“軟”,吸收了大量的地震動能量,但在發展末期,土體“液化 ”喪失承載能力,壩體沉降量發展迅速,且最終沉降量增大。

圖13 各類型地震動下,豎向永久變形隨時間發展趨勢圖Fig.13 Trend of vertical permanent deformation under various types of ground motions

綜合對比脈沖型與非脈沖型地震動下豎向永久變形發展規律差異,主要體現在:脈沖型地震動作用下的豎向沉降發展迅速,一般在7 s前就趨于穩定,而非脈沖地震動下的壩體最大豎向沉降發展較為緩慢,部分非脈沖的發展趨勢在12 s時仍未停止

將考慮動孔壓影響前、后,各類型地震動作用下的壩頂最終豎向永久變形,匯總于表5。從表5可知,考慮土體孔隙水壓力影響的豎向沉降比不考慮的要大,脈沖型的豎向沉降一般大于非脈沖型地震動的。對于非脈沖型地震動,最終沉降量較小,一般小于0.75 m,動孔壓使得壩頂沉降量平均增大13%,最大增大26%(增加9 cm,地震動:NP3);對于脈沖型地震動,最終沉降量較大,一般不小于1.1 m,動孔壓使得沉降量平均增大16%,最大增大可達35%(增加25 cm,地震動:P7)。這說明,動孔壓對沉降量的影響程度,脈沖型地震動大于非脈沖型地震動。

表5 各地震動作用下最終時刻豎向永久變形Tab.5 Under the action of vibration around the final time vertical settlement table

在不考慮動孔壓的情況下,脈沖型地震動沉降量均值比非脈沖型的大122.68%;在考慮動孔壓的情況下,脈沖型地震動沉降量均值比非脈沖型地震動的大115.01%。對于脈沖型地震動下的沉降發展速度和最終沉降量,均大于非脈沖地震動作用下的,如此快且大的豎向沉降對于壩體的穩定性產生極為不利的影響。

為研究脈沖型和非脈沖型地震動下,壩體豎向殘余變形的發展規律,以及和相應地震動特性之間的聯系,將脈沖型和非脈沖型地震動的速度曲線和豎向殘余變形發展曲線對應,如圖14所示。從圖14可知,對于脈沖型地震動,豎向沉降發展一般集中在脈沖型地震動的脈沖期,在此期間豎向沉降有明顯的激增過程,這對壩體抗震安全穩定性構成了嚴重的威脅。而對于非脈沖型地震動,豎向沉降則經過1～10 s較長時間的累積發展才最終形成較大的不可恢復變形。

(a) 脈沖地震動P1

4 結 論

本文基于沈珠江修正的Martin孔壓應變模型,提出了可以同時考慮動孔壓和永久變形的累積發展過程的改進孔壓-變形耦合有效應力分析方法。建立了易液化深厚覆蓋層上高瀝青混凝土心墻土石壩的有限元分析模型,開展了近斷層脈沖和非脈沖地震動作用下,軟弱土層液化特性及對其上瀝青混凝土心墻土石壩響應影響研究,揭示了近斷層地震動的脈沖特性對土層液化的觸發影響機制,論證了忽略孔壓發展的總應力法造成系統加速度響應相對于考慮孔壓發展的有效應力法的誤差,分析了脈沖特性、孔壓發展對大壩豎向永久變形的影響規律。具體結論如下:

(1) 非脈沖型和脈沖型地震動作用下,總應力法所得液化區和有效應力法相比雖然位置相同,但分布面積卻遠大于有效應力法,總應力法液化計算結果偏于保守;壩體不同特征點孔壓比分布差異顯著,脈沖特性使得軟弱土層多數特征點的孔壓在短時間急劇上升,觸發液化迅速;非脈沖地震動作用下,特征點孔壓增長緩慢,持續時間較長,孔壓比的緩慢增長對孔隙水壓力的消散和土體的抗液化有利。

(2) 有效應力法能夠考慮動力過程中累積孔隙水壓力的增長、有效應力下降,土體變“軟”并吸收了地震動能量,從而造成了系統動力響應有所減小。非脈沖地震動作用下,動孔壓使得壩頂加速度放大系數相對于不考慮孔壓情況平均減小29%;脈沖地震動作用下平均減小21%。動孔壓使得壩底部處的加速度響應相對于不考慮孔壓情況亦有不同程度的減小。

(3) 總應力法下,脈沖型地震動作用下的壩頂加速度與非脈沖型地震動相比增大了37.44%,在壩底處增大了131.01%。有效應力法下,脈沖型地震動作用下的壩頂加速度與非脈沖型地震動相比增大了54.06%,在壩底處增大了164.80%。有效應力法下計算差異更大,說明了考慮動孔壓累積發展及其影響的必要性。

(4) 對于非脈沖型地震動,最終沉降量一般小于0.75 m,動孔壓使得壩頂沉降量平均增大13%,最大增大26%;對于脈沖型地震動,最終沉降量一般不小于1.1 m,動孔壓使得沉降量平均增大16%,最大增大可達35%。主要是由于豎向永久變形發展期,夾層土體因有效應力下降而變“軟”,吸收了大量的地震動能量,但在發展末期,土體“液化 ”喪失承載能力,壩體沉降量發展迅速,且最終沉降量增大。

(5) 在不考慮動孔壓的情況下,脈沖型地震動沉降量均值比非脈沖型的大122.68%;在考慮動孔壓的情況下,脈沖型地震動沉降量均值比非脈沖型地震動的大115.01%。對于脈沖型地震動,豎向沉降發展一般集中在脈沖型地震動的脈沖期,在此期間豎向沉降有明顯的激增過程,這對壩體抗震安全穩定性構成了嚴重的威脅。而對于非脈沖型地震動,豎向沉降則經過較長時間的累積發展才最終形成較大的不可恢復變形。

(6) 總體來看,相比于非脈沖型地震動,脈沖型地震動下的軟弱夾層對系統加速度響應削弱作用并無明顯的消弱作用,并且產生了集中的、大范圍的液化區域,對系統的抗震安全性造成極大威脅。因此,對于近斷層地震動下,建在含有軟弱夾層的覆蓋層地基上的高土石壩的動力響應研究,有必要開展基于有效應力的液化分析。