飽和砂土液化特性的振動臺試驗研究

趙軒，馬淑芝，馬碩，等.飽和砂土液化特性的振動臺試驗研究［J］.地震工程學報，2024，46（2）：376387.DOI：10.20000j.10000844.20220406001

摘要：

基于地震模擬振動臺試驗，配制3組不同平均粒徑和3組不同細粒含量的6個砂土模型，通過埋置于砂土內(nèi)部的傳感器監(jiān)測模型內(nèi)部不同位置的超孔隙水壓力等指標，分析砂土模型內(nèi)部的超孔隙水壓力時程曲線及孔壓比時程曲線，歸納出地震波加載峰值、砂土平均粒徑、細粒含量及埋置深度等因素對飽和砂土液化特性的影響規(guī)律。試驗結(jié)果表明：隨著地震波加載峰值的增大，砂土模型液化程度逐漸增大，液化勢逐漸增大，抗液化強度逐漸減小;隨著砂土埋置深度的增加，砂土細粒含量的增加，砂土平均粒徑的增加，砂土模型液化程度逐漸減小，液化勢逐漸減小，其抗液化強度逐漸增大。同時，試驗結(jié)果還表明，砂土液化各影響因素對砂土液化的影響程度依次為地震波強度＞砂土埋置深度＞砂土平均粒徑、細粒含量。試驗結(jié)果可為后續(xù)數(shù)值模擬的參數(shù)選取提供支持，為研究其他因素對砂土液化的影響提供參考。

關(guān)鍵詞：

砂土液化;影響因素;振動臺;超孔隙水壓力;孔壓比

中圖分類號：TU475+.1文獻標志碼：A文章編號：10000844（2024）02-0376-12

DOI：10.20000j.10000844.20220406001

0引言

地震作用下飽和砂土體存在發(fā)生液化的可能性，液化造成的地基失效往往會造成嚴重的建筑結(jié)構(gòu)震害［14］。歷史上的多起地震中均報道了地震液化現(xiàn)象及相關(guān)災害，如我國唐山地震（1976年）、汶川地震（2008年），國外的美國阿拉斯加地震（1964年）、日本神戶地震（1995年）等。

鑒于砂土體地震液化時產(chǎn)生的大量次生災害給人民生命財產(chǎn)安全和大量基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)造成不可估量的損失，研究砂土體液化機理對結(jié)構(gòu)抗震設(shè)計和場地地基抗液化性能評估顯得非常必要，更具有重要戰(zhàn)略意義［4］。

砂土體液化機理非常復雜，受到許多因素的影響，一直是液化研究的關(guān)鍵和難點。以往大多數(shù)的研究人員是通過現(xiàn)場實地測試或?qū)嶒炇覝y試手段進行原位定量分析，但這些試驗手段很難模擬地震作用時土體的真實動應(yīng)力應(yīng)變條件，且這些研究偏重于探討純砂發(fā)生液化時的殘余強度和抵抗力等問題。有關(guān)飽和砂土體液化時的動力特性及其影響因素的研究目前還不夠完善，因而深入研究飽和砂土體液化特性以及其影響因素顯得很有必要［56］。

地震模擬振動臺試驗是研究液化場地的地震響應(yīng)動力特征的一種有效方法［719］。一般它是進行縮尺模型試驗，因為輸入的是真實的地震波形，失真度較小，在振動臺振動時接近地震時地面的實際運動，可以更加可靠地再現(xiàn)地震作用，可以更準確地模擬土體的動態(tài)應(yīng)力和應(yīng)變條件，相較于動單剪試驗、動三軸試驗及共振柱試驗等其他室內(nèi)試驗，其有極大的優(yōu)勢。

本文以飽和砂土地基為例，設(shè)計完成飽和砂土液化的動力響應(yīng)地震模擬振動臺試驗，綜合考慮地震波的強度、類型等地震動參數(shù)，以及飽和砂土的顆粒級配、細粒含量、埋置深度等土性指標，利用埋置于砂土試樣中不同部位處的孔隙水壓力傳感器及加速度傳感器監(jiān)測砂土體在地震波作用下的孔隙水壓力變化規(guī)律和砂土體動力響應(yīng)規(guī)律，分析不同指標對砂土體孔隙水壓力的影響規(guī)律。

1振動臺試驗介紹

1.1振動臺系統(tǒng)

本次試驗于中國地質(zhì)大學（武漢）秭歸基地地震模擬試驗室進行，試驗所用小型兩軸向的電液伺服控制地震模擬振動臺，平面尺寸1m（長）×2m（寬），臺面最大載重量250kg，雙向同時工作時頻率范圍0.5～20Hz，在臺面滿載情況下，X、Y向最大位移±100mm，最大加速度±2.0g。

1.2模型箱、傳感器埋置及地震波選取

本次試驗采用矩形剛性模型箱，其上部開口，尺寸600mm（長）×400mm（寬）×500mm（高）。為便于觀察，在模型箱一側(cè)安裝厚度1cm的透明有機玻璃板并畫上刻度線，作為觀測時的參考坐標系。模型箱內(nèi)側(cè)設(shè)置10cm厚聚乙烯泡沫，用于吸收高頻波;同時在模型箱內(nèi)鋪設(shè)四層塑料薄膜，確保試驗過程中模型箱內(nèi)的水體不會泄漏。

試驗共設(shè)置3個孔隙水壓力傳感器，4個加速度傳感器。3個孔隙水壓力傳感器均埋置于砂土模型正中部的縱線上，具體布置如圖1所示。模型箱內(nèi)砂土試樣模型厚35cm，3個孔隙水壓力傳感器埋在土層表面以下10cm、20cm、30cm處，編號分別為J3、J2、J1。在J2附近埋設(shè)加速度傳感器A1，加速度傳感器A2與A1在同一高度上，A2處于A1與模型箱壁的中間，且A1、A2兩個加速度傳感器只在補充工況時埋置。振動臺臺面及模型箱壁頂放置加速度傳感器D1和D2。

本次試驗通過輸入水平向汶川地震波（WC波）來實現(xiàn)地震波的模擬。汶川地震波其震級為M=8.0。地震持續(xù)時間約200s，水平方向的加速度峰值約為575.8cms2，其加速度時程曲線如圖2所示。

振動臺因輸入頻率的限制，根據(jù)試驗確定的近似相似比，對原始地震波進行濾波壓縮處理，壓縮后的汶川地震波時長約為20s。試驗時，需監(jiān)測砂土試樣中超孔隙水壓力，故需延長相應(yīng)時長，因此確定監(jiān)測過程的總時長為60s。

1.3加載方案的確定

本次試驗共制備有6個砂土模型，包括3種不同平均粒徑及3種不同細粒含量的模型。輸入汶川地震波是單向水平的。根據(jù)《建筑抗震設(shè)計規(guī)范（GB50011—2010）》中有關(guān)規(guī)定，并根據(jù)試驗確定的近似相似比，將汶川波輸入加速度峰值分別調(diào)整為0.69g、1.39g、1.85g。

每個模型均如表1所列進行試驗。共有18種不同工況，加上3種補充工況（烘干砂樣），共21種工況。在加速度峰值改變時，均進行微幅的白噪聲波（WTN波）激勵，幅值0.3ms2。每次試驗結(jié)束后，須待超孔隙水壓力基本消散殆盡后才開始下一次試驗。

1.4砂土模型制備、裝樣與飽和

本次試驗所用的砂樣取自秭歸當?shù)兀潆s質(zhì)含量較低，試驗前利用秭歸基地電動振動篩對砂土進行篩分，再按表2制備不同的砂土模型。配置時，所用試樣顆粒直徑全部大于0.075mm。

制備不同細粒含量的砂土模型時，以無黏性的重晶石粉作為細粒成分摻入到級配3的砂土模型中，適當調(diào)整各粒組質(zhì)量比，保持其平均粒徑不變，并控制其細粒含量依次為3%、6%、10%。

本次試驗模型箱內(nèi)砂土裝樣大約120kg，為保證砂土均勻密實，將砂土試樣攪拌均勻，并將120kg試樣均分為7份，分7次裝箱，每次裝樣高度約5cm。具體步驟：將砂樣攪拌均勻后均分7堆，每次將一小堆砂樣鋪入模型箱中，用小板平整后再用橡膠錘隔著薄木板緩慢地將松散砂土夯實，邊角處特別注意，夯實之后再小心地將砂土表面刮毛，并鋪上薄毛巾;再稱取控制飽和度為100%所需的水，分次緩慢注入模型箱內(nèi)，重復以上操作，待裝樣至相應(yīng)高度時，埋入相應(yīng)的孔隙水壓力傳感器，直至35cm預定高度。加完水后，靜置數(shù)小時，讓砂土模型在自重條件下緩慢排氣，保證砂土能夠達到充分飽和的試驗要求。

2試驗結(jié)果分析

2.1模型箱性能

分析烘干砂土試樣在加載峰值加速度為0.69g的汶川波作用時，模型中A1、A2點加速度傳感器所記錄的加速度時程曲線，如圖4所示。

A1、A2處的波形曲線走勢一致，波形幾乎重合，A1處的加速度響應(yīng)峰值稍大一點。結(jié)果說明，本次試驗所選用的剛性模型箱及在模型箱內(nèi)壁設(shè)置泡沫墊層的邊界處理措施對砂土體在地震作用下的剪切運動影響較小，較好地模擬了自然條件下土層在地震波作用時的真實運動情況，模型箱及邊界處理方法符合試驗要求。

同時比較D1、D2兩處的加速度傳感器所監(jiān)測的結(jié)果，如圖5所示，兩處監(jiān)測到的加速度曲線趨勢一致，幾乎重合，加速度峰值相差不大，說明剛性的模型箱隨著振動臺在振動過程中并未產(chǎn)生共振，這亦符合試驗要求。

2.2砂土模型液化宏觀現(xiàn)象

砂土模型在加載3個不同量級時均產(chǎn)生了強烈反應(yīng)。加載開始時，試樣表面較平整，隨著加載延續(xù)，試樣表面開始泛出光澤，析出少量混濁水體;接著模型箱箱體四周開始涌水，試樣表面可見少量氣泡，隨后可見細小砂土顆粒從傳感器導線穿過土層所形成的薄弱處冒出，箱體四周可見噴砂現(xiàn)象，模型產(chǎn)生波狀起伏，幅度不大，且這一現(xiàn)象隨著加載量級的加大而愈發(fā)劇烈。振動結(jié)束后，仍有少部分水體析出。靜置數(shù)小時后，飽和砂土試樣表面積水約2cm。用海綿將水吸除后，發(fā)現(xiàn)模型沉降量不一，以平均粒徑d50=1.80mm的模型為例，峰值為0.69g時砂土面下陷1cm左右，峰值為1.39g時下陷足有3cm，而峰值為1.85g時，下陷量甚至能達到5cm。從箱體有機玻璃板側(cè)面觀察，液化擾動后的砂土試樣呈中間深、邊緣淺的拋物線型分布，表明加載3個量級時砂土模型都發(fā)生了液化，只是液化程度隨量級增大而加大。其余5個模型亦有上述現(xiàn)象，只是劇烈程度、下陷量不一。

2.3加載峰值對超孔隙水壓力的影響規(guī)律

分析不同加載加速度峰值條件下模型中不同深度處的超孔隙水壓力響應(yīng)曲線，以平均粒徑d50=1.80mm的模型為例，探討不同加載加速度峰值時，模型內(nèi)部不同深度處超孔隙水壓力峰值規(guī)律。

峰值分別為0.69g、1.39g和1.85g的汶川地震波作用下的變化曲線。

從圖中可知超孔隙水壓力經(jīng)歷了從產(chǎn)生、發(fā)展到衰減的過程。試驗開始時，土層中的超孔隙水壓力急劇上升，當?shù)卣饎雍奢d達到峰值時，超孔隙水壓力也達到最大值，隨后超孔隙水壓力呈振蕩式大幅波動，在波動過程中逐漸衰減。

圖7為砂土模型中J1、J2、J3點處超孔隙水壓力的變化規(guī)律。從圖中可看出加載加速度峰值對超孔隙水壓力有較大的影響，加載加速度峰值越大，砂土層中產(chǎn)生的超孔隙水壓力峰值也就愈大。

表4為不同加載加速度峰值時不同深度處的超孔隙水壓力峰值，圖8為超孔隙水壓力峰值隨加載加速度峰值的曲線。由表4、圖8可以看出，超孔隙水壓力峰值隨加載地震波峰值的變化呈折線式增加，增長速率相對來說較小。

2.4平均粒徑對超孔隙水壓力的影響規(guī)律

分析3種不同顆粒級配的試樣在地震波作用下不同深度處的超孔隙水壓力變化曲線，以加載加速度峰值1.39g為例，分析超孔隙水壓力從產(chǎn)生、發(fā)展到衰減過程中的變化規(guī)律。分析過程中，引入孔壓比概念，即砂土某處的孔壓比是該處的超孔隙水壓力與其初始有效應(yīng)力的比值，如式（1）所列［11］。根據(jù)砂土試樣中孔隙水壓力傳感器的埋設(shè)位置，以及砂土試樣的天然密度和飽和密度，可以算出各測點的初始有效應(yīng)力值（表5），由此算出各測點的孔壓比。

孔壓比=超孔隙水壓力初始有效應(yīng)力（1）

表5砂土模型初始有效應(yīng)力值

2.4.1d50=1.80mm試驗結(jié)果分析

由圖9中可知：10cm、20cm、30cm處的超孔隙水壓力在振動開始前時在0值附近波動，振動開始后超孔隙水壓力便急劇增加，并達到峰值，隨后呈大幅度振蕩性波動，在波動過程中逐漸衰減。整個過程中超孔隙水壓力隨著深度的增加而增大，10cm、20cm、30cm處的超孔隙水壓力峰值約為0.77kPa、1.64kPa、2.38kPa，且超孔隙水壓力幾乎在同一時刻達到峰值。三處超孔隙水壓力達到峰值后開始消散衰減，衰減速率不一。埋深越大，衰減速率較大，出現(xiàn)這一現(xiàn)象與模型深部孔隙水無法向四周排泄，只能向上滲流有關(guān)。

30cm、20cm、10cm處的孔壓比約為0.85、0.95、1.12，孔壓比隨深度的增加而逐漸減小，說明模型下部的液化程度比上部土體要小，表明模型上部砂土層液化勢較大，抗液化強度較小。從時間上看，10cm、20cm、30cm處的孔壓比達到峰值所需時長依次增加，說明液化是從模型上部開始，然后逐漸發(fā)展至下部砂土層。

2.4.2d50=1.00mm試驗結(jié)果分析

從圖10中可以看出：10cm、20cm、30cm處的超孔隙水壓力在試驗開始后便急劇增加，之后呈振蕩式大幅度波動。三處超孔隙水壓力峰值隨深度依次約為0.82kPa、2.07kPa、2.83kPa，超孔隙水壓力隨著深度增加而增加。三處的超孔隙水壓力達到峰值后出現(xiàn)了較為明顯的衰減階段，模型深處的衰減速率要更大，這是因為砂土模型深部孔隙水排泄路徑單一，只能向上滲流所致。

30cm、20cm、10cm處的孔壓比峰值分別約0.98、1.16、1.33，三處的孔壓比峰值隨深度減小而逐漸增加，說明砂土模型上部的液化程度比下部要大。當出現(xiàn)孔壓比大于1的情況，可能與上層砂土液化時強度降低，孔壓傳感器下沉或是模型地基表面下沉造成的計算誤差有關(guān)。

2.4.3d50=0.50mm試驗結(jié)果分析

從圖11中可以看出：10cm、20cm、30cm處超孔隙水壓力剛開始急劇增長，峰值依次約為1.4kPa、2.3kPa、3.1kPa，之后開始大幅波動，且逐漸消散。同樣可得出在振動過程中超孔隙水壓力隨著深度的增加而增大的規(guī)律。三處的超孔隙水壓力達到峰值后開始大幅度波動并逐漸消散，但因為砂土模型下部孔隙水排泄路徑單一，只能向上滲流，導致下部砂土體超孔隙水壓力消散速率較上部要大。

三處的孔壓比峰值均超過了1，三處孔壓比峰值依埋深從淺到深依次約為1.5、1.3、1.1，說明隨埋深加大，砂土的液化程度逐漸減小，液化勢也逐漸減小，但抗液化強度逐漸增加。出現(xiàn)孔壓比超過1的情況，可能是由于砂土發(fā)生液化時強度降低，孔壓傳感器下沉或是模型地基表面下沉造成的計算誤差。振動開始后，模型淺處孔壓比先達到峰值，表明液化是先從模型上部開始，逐漸擴展至下部土體。

2.4.4各平均粒徑超孔隙水壓力及孔壓比變化規(guī)律

圖12中分別是30cm、20cm、10cm處3種不同平均粒徑的模型中超孔隙水壓力時程曲線。從圖中可以看出，隨振動作用開始，3種不同平均粒徑的砂土模型中超孔隙水壓力便開始上升，但增長速率差別不大。3個不同模型的超孔隙水壓力峰值隨著模型平均粒徑的減小而逐漸增大。

超孔隙水壓力出現(xiàn)了負值，且負值還很大，這可能與地震波在砂土試樣中的傳遞方式或砂土模型密度偏大有關(guān)。振動過程中，砂土模型在水平方向上來回振動，造成一部分砂土滯后于它前面的砂土，導致兩部分土體出現(xiàn)拉張縫隙，加上砂土顆粒間的基質(zhì)吸力共同作用，出現(xiàn)了超孔隙水壓力為負值的情況。

圖13分別是30cm、20cm、10cm處3種不同平均粒徑的砂土模型的孔壓比時程曲線，從圖中可以看出，3種不同平均粒徑的砂土模型在不同埋深處的孔壓比均隨著振動作用開始便急劇增加，但增速相差較小。同一深度時，3個模型的孔壓比峰值隨著平均粒徑的減小而呈增加的趨勢，說明砂土模型的液化程度隨著平均粒徑的減小而逐漸增加，其液化勢逐漸加大，砂土模型的抗液化強度逐漸減小。

2.5細粒含量對超孔隙水壓力的影響規(guī)律

分析3種不同細粒含量的模型在加載加速度峰值為1.85g的地震波作用下的超孔隙水壓力響應(yīng)規(guī)律。不同深度處的超孔隙水壓力均經(jīng)歷了從產(chǎn)生、發(fā)展到消散的過程，分析超孔隙水壓力和孔壓比曲線規(guī)律，可以得出不同細粒含量的砂土模型的液化特性和抗液化強度（表6）。

2.5.1細粒含量3%試驗結(jié)果分析

從圖14可以看出，三處的超孔隙水壓力隨振動開始便快速上升，隨著埋深的加大，增長速率也越大。30cm、20cm、10cm處超孔隙水壓力峰值分別約為3.18kPa、2.42kPa、1.31kPa，隨著深度減小，超孔隙水壓力也隨著減小。三處超孔隙水壓力達到峰值后均呈大幅度振蕩式波動并開始衰減，模型深處衰減速率大，這是因為模型深部孔隙水無法向四周排出，排泄路徑單一，只能向上滲流。

三處的孔壓比隨振動開始便快速上升，增長速率相差不大，其孔壓比峰值均超過了1，10cm處的孔壓比峰值更是超過了1.5，表明砂土模型發(fā)生了嚴重液化?？讐罕瘸^1可能與模型發(fā)生嚴重液化、砂土強度降低、傳感器下沉或是模型地基下沉造成的計算誤差有關(guān)。三處孔壓比峰值隨深度增加而逐漸減小，說明模型上部砂土液化程度較下部大，液化勢也較下部土體大。

2.5.2細粒含量6%試驗結(jié)果分析

圖15可以看出三處的超孔隙水壓力隨振動作用開始便急劇上升并達到峰值。10cm、20cm、30cm處的超孔隙水壓力分別達到峰值約為1.14kPa、2.06kPa、2.92kPa，表明隨深度減小，超孔隙水壓力也逐漸減小。三處超孔隙水壓力達到峰值后一段時間內(nèi)呈大幅度波動，但隨后便開始逐漸消散，消散速率相差較大，下部砂土消散速率較上部大，主要是模型深處孔隙水無法向四周排出，只能向上滲流，導致上部砂土超孔隙水壓力衰減緩慢。

從圖15中可知：三處的孔壓比隨振動開始便急劇上升，增長速率由深到淺依次增大。30cm、20cm、10cm處的孔壓比峰值分別約為1、1.1、1.2，說明其孔壓比隨深度的減小而逐漸增加，表明隨著深度減小，砂土層液化程度變大，液化勢逐漸變大。上部砂土孔壓比要較下部土體先達到峰值，說明液化先從上部開始，逐步向下發(fā)展。孔壓比超過1可能與模型發(fā)生嚴重液化、砂土強度降低、傳感器下沉或是模型地基下沉造成的計算誤差有關(guān)。

2.5.3細粒含量10%試驗結(jié)果分析

從圖16可以看出三處的超孔隙水壓力隨振動開始便急劇上升。30cm、20cm、10cm處的超孔隙水壓力峰值分別約為2.83kPa、1.75kPa、0.98kPa，表明隨深度增加，超孔隙水壓力也逐漸增加，且三處超孔隙水壓力幾乎同時達到峰值，之后便開始呈大幅度振蕩式波動并逐漸消散，速率均不是很大，但下部砂土消散速率較上部快，主要是由于模型深部的孔隙水無法向四周排出，只能向上滲流而導致的。

從圖16中可知：三處的孔壓比隨振動開始便迅速上升，且增長速率差別不大。30cm、20cm、10cm處的孔壓比峰值分別約為0.91、0.94、1.11，三處孔壓比由深到淺逐漸增加，說明下部砂土液化程度較上部小，也即液化勢較小。

2.5.4各細粒含量超孔隙水壓力及孔壓比變化規(guī)律

圖17分別是30cm、20cm、10cm處不同細粒含量的砂土模型的超孔隙水壓力時程曲線。由圖可知，振動一開始，3種不同細粒含量的砂土模型中超孔隙水壓力便開始快速上升，增長速率差別不大。隨著細粒含量的增加，超孔隙水壓力峰值逐漸減小，且超孔隙水壓力達到峰值后的消散速率也隨著細粒含量的增加呈減小的趨勢，這主要是與細粒含量增加、砂土模型滲透性減小、孔隙水排泄不暢而累積有關(guān)。

超孔隙水壓力出現(xiàn)了負值，且負值還很大，這可能與地震波在試樣中的傳遞方式或者砂土模型密度偏大有關(guān)。振動過程中，模型在水平方向上來回振動，造成一部分砂土滯后于它前面的砂土，導致兩部分土體出現(xiàn)拉張縫隙，加上砂土顆粒間的基質(zhì)吸力共同作用，出現(xiàn)了超孔隙水壓力為負值的情況。

圖18分別是30cm、20cm、10cm處不同細粒含量的砂土模型的孔壓比時程曲線，由圖可以看出，三處孔壓比峰值均隨著細粒含量的增加而逐漸減小，說明隨著細粒含量的增加，砂土模型液化程度減小，液化勢也減小，表明隨著細粒含量的增加，砂土的抗液化強度逐漸增加。

3正交試驗敏感性分析

按照正交試驗分析步驟，選擇上一節(jié)中的4種因素作為影響因子，考慮兩種不同的砂土模型，對這兩種砂土模型分別設(shè)計試驗因素水平表來進行分析。以孔壓比峰值為試驗指標，試驗因素水平數(shù)為3，選取正交表L9（34）來進行正交試驗分析。

表7為按照極差分析法得到的兩個不同模型（上表是平均粒徑，下表是細粒含量）的極差值。分析各個因素的極差值大小可知，對于不同平均粒徑的砂土模型，參與分析的3個影響因素中敏感性由大到小順序依次為：加載峰值、埋置深度、平均粒徑。對于不同細粒含量的砂土模型，參與分析的3個影響因素中，敏感性由大到小順序依次均為：加載峰值、埋置深度、細粒含量。

表8為利用SPSS軟件按照方差分析法計算出的結(jié)果（上表是平均粒徑，下表是細粒含量）。分析兩個表中各試驗因素的F值大小，得出它們對試驗結(jié)果影響程度關(guān)系為：加載峰值gt;埋深gt;平均粒徑;加載峰值gt;埋深gt;細粒含量，這與極差分析法得出結(jié)論是一致的。

綜合以上分析結(jié)果，可得出飽和砂土液化程度（孔壓比）影響因素的顯著性以加載峰值最強，埋深的顯著性次之，平均粒徑及細粒含量的顯著性最弱。因此，當砂土地基的烈度（地震強度）越大時，其液化程度往往就越大;在地震荷載的作用下，對地基上的構(gòu)筑物造成的破壞就更為嚴重。

4結(jié)論

基于砂土液化的重要性及復雜性，以秭歸當?shù)厣巴翞椴牧线M行地震模擬振動臺試驗，研究地震波加載峰值、砂土平均粒徑、細粒含量及埋置深度等因素對飽和砂土液化特性的影響規(guī)律，得到以下結(jié)論：

（1）試驗所用剛性模型箱及對其邊界的處理方式符合試驗要求，對今后的試驗研究有一定參考意義。

（2）隨著加載峰值的增大，超孔隙水壓力峰值呈現(xiàn)折線式增加趨勢，但增速不大，說明隨加載峰值的加大，砂土模型液化程度增大。

（3）隨著平均粒徑的減小，超孔隙水壓力峰值呈增大的趨勢;其孔壓比峰值也隨著平均粒徑的減小而呈增大的趨勢，表明隨著平均粒徑的減小，砂土模型的液化程度逐漸加大。

（4）隨著細粒含量的增加，超孔隙水壓力峰值呈減小的趨勢;其孔壓比峰值也隨著細粒含量的增加而呈減小的趨勢，表明隨著細粒含量的增加，砂土模型的液化程度逐漸降低。

（5）砂土液化是由上部土層開始逐漸擴展至下部土層，且上部土層液化程度較下部土層大。

（6）地震波強度對砂土液化的影響較埋深和粒徑級配要明顯顯著，粒徑級配對砂土液化的顯著性要低于地震波強度和砂土埋深。

砂土液化影響因素有很多，本文僅對其中4種進行了簡單試驗分析，對其他因素的深入探索分析尚需進一步研究。此外結(jié)合數(shù)值模擬方法進行對比分析研究亦是今后仍需做的工作。

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（本文編輯：任棟）

收稿日期：20220406

基金項目：國家自然科學基金項目（41672309）

第一作者簡介：趙軒（1990-），男，湖北監(jiān)利人，碩士研究生，主要從事巖土工程方面的研究。Email：cug050101_21@163.com。