考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法

摘要

本发明涉及土体动强度确定的方法，公开了一种考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法。本发明包括以下步骤：步骤一、根据深厚覆盖层土体的土性特点，进行原位现场试验，确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值；步骤二、在实验室模拟现场土体的原位物理状态和初始应力条件，依据室内试验结果确定震级比例系数MSF、上覆有效应力校正系数和初始剪应力校正系数；步骤三、基于由现场试验确定砂土的动强度基准值CRR和步骤二中确定的相关校正系数，考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数。本发明更准确地确定深厚覆盖层土体的动强度参数，为抗震安全评价提供了可靠的依据。

说明书

技术领域

本发明涉及土体动强度确定方法的技术领域，特别是涉及一种考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法。

背景技术

我国西部水电工程建设中，将会越来越多地遇到覆盖层上建高土石坝的问题，坝址区地震基本烈度较高和常有深厚覆盖层是面临的突出外部条件。5.12汶川大地震中，众多的水利水电工程经受了强震考验，有的发生严重震损，强震区高坝的抗震安全问题倍受社会各界关注。尤其是对地处高烈度区、且建于深厚覆盖层上的高土石坝，由于覆盖层中常有对地震荷载比较敏感的深埋饱和砂层，在强烈地震作用下容易发生液化导致地基失效或产生工程不允许的变形。因此覆盖层中深埋饱和砂层的抗震稳定性往往成为决定工程可行性和高土石坝坝体和地基系统抗震安全性最为关键的问题。由于深厚覆盖层砂土的埋深较大，超过常规的抗震稳定性评价经验方法的适用范围，可行的方法是采用地震动力反应分析对覆盖层抗震稳定性进行评价。其中动力变形参数和动强度参数的可靠确定是其中的关键问题。

土的结构性是影响土力学特性的诸要素中一个最为重要的要素。深厚覆盖层土体成层年代长，应力应变历史复杂，具有显著的原位结构效应。已有研究证实了原位结构性对砂土动力特性参数有重要的影响，也探索了包括钻孔取原状样试验、室内重塑样试验和现场试验等考虑原位结构效应确定砂土动力特性参数的方法。但由于深厚覆盖层深埋砂土原状取样十分困难，实际上也难以取得真正意义上的原状样，室内试验制样控制的干密度(相对密度)的准确确定是尚未解决的难题，且现场采取散装样的代表性也存在疑虑。因此，基于干密度制样控制的室内重塑样试验难以反映原位结构性的影响。原位试验对覆盖层土体的扰动小，能够较真实的反映覆盖层土体的原位结构效应和原位应力状态，目前学术界和工程界已越来越多地倾向于的依靠原位试验确定覆盖层土体的工程力学性质。但原位试验的试验条件难以控制，应力条件单一，难以进行不同固结应力状态的试验，不能研究各种因素的影响。不能直接提供可供动力反应分析应用的系列参数。因此，探索考虑原位结构效应确定可用于动力反应分析的深埋砂土动力特性参数是十分必要的。

发明内容

本发明提供一种安全性评价的准确性高、使室内试验结果可以更接近实际情况的考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法。

为解决上述技术问题，本发明考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法，具体包括以下步骤：

步骤一、基于现场试验确定原位土体的动强度基准值

根据现场深厚覆盖层土体的不同特点，选用不同类型的原位现场试验方法，当覆盖层土体为砂土时，采用静力触探试验、标准贯入试验或波速试验，当覆盖层土体为砂砾料时，采用波速试验或贝克贯入试验。

针对不同的原位现场试验方法，采用已经建立的经震害资料检验过的动强度确定公式来确定深厚覆盖层土体在震级M为7.5级，上覆有效应力为100kPa应力条件下的动强度基准值，具体的确定方法如下：

(1)静力触探试验

若q_c1N<50，采用公式(1)确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值CRR，

若50≤q_c1N<160，采用公式(2)确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值CRR，

式中：

q_c1N为校正到100kPa的锥尖贯入阻力；

q_c为锥尖贯入阻力；

p_a为大气压力；

n为与级配特征有关的指数，n＝0.5～1.0；

(2)标准贯入试验

采用公式(3)确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值CRR，

式中：

(N₁)₆₀为校正到100kPa下的标准贯入锤击数；

其中(N₁)₆₀采用公式(4)确定：

式中：

N_m为实测标准贯入锤击数；

p_a为大气压力；

σ′_v0为钻孔试验时的上覆有效应力；

(3)波速试验

采用公式(5)确定深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值CRR，

式中：

为发生液化的上限剪切波速，假定上限剪切波速与粘粒的含量呈线性变化，当粘粒含量为35％时，为200m/s；当粘粒含量为5％时，为215m/s；

V_s1为校正到100kPa应力条件下的剪切波速；

其中，V_s1采用公式(6)确定：

式中：

V_s为剪切波速；

p_a为大气压力；

σ′_v0为上覆有效应力；

(4)贝克贯入试验

采用公式(7)将贝克贯入锤击数转化为标准贯入锤击数，

N_m＝1.404(N_BT)^0.8504(7)

式中：

N_m为实测标准贯入锤击数；

N_BT为实测贝克贯入锤击数；

然后再采用公式(4)将实测的标准贯入锤击数校正到100kPa下的标准贯入锤击数(N₁)₆₀，再按照公式(3)确定土体的动强度基准值。

步骤二、基于室内试验确定动强度参数的各影响因素的修正参数，具体包括以下步骤：

A)、进行室内动三轴试验

在试验室模拟现场土体的原位物理状态和初始应力条件，采用日本产的S3D中型液压振动三轴试验仪，按照相关规程进行动三轴试验，具体的试验方法如下：

a)、确定砂层的原位干密度和相对密度

进行钻孔原状取样，在不同深度、多个部位取原状样，确定原位砂层的干密度ρ_d和相对密度D_r。

b)、确定试验控制条件

模拟还原现场土体的原位物理状态和初始应力条件，结合试验设备的性能和现场施工土体的动力分析的要求，综合确定土体动力特性试验的应力条件。

c)、动三轴试验

按照《土工试验规程》(SL237-1999)进行动三轴试验，根据步骤a)测量得到的干密度，严格控制室内试验的试样干密度，采用干装法分三层在仪器底座上制样，成样后测量试样实际直径和高度。在三轴压力室内联合使用抽真空和反压饱和，当试样饱和度满足要求，进入固结阶段，待固结稳定后，施加循环荷载进行试验。

试验的激振波形采用正弦波，激振频率为1Hz。对于每一个围压力，至少进行3个试样的平行试验，使之在不同的动应力作用下达到破坏，以确定不同的振动破坏周次。对于固结比K_c为1.0的等压试验，取双幅轴向动应变等于5％为破坏标准，对于固结比K_c为2.0的偏压试验，则以包括残余应变和动应变的轴向总应变等于5％作为破坏标准。

依据往返加荷三轴试验过程中所得的试样动应变与振动次数的关系，按照试样轴向应变5％作为破坏标准，可得到在不同围压力和固结比下动强度CRR与破坏振次N_f的关系曲线，依据此关系曲线，可得到对应于一定震级(等效破坏振次)的动强度。

B)、依据动三轴试验确定动强度相关系数

Ⅰ)、震级比例系数

采用公式(8)确定震级比例系数。

式中：

MSF为震级比例系数；

CRR_M≠7.5为震级M≠7.5时的动强度；

CRR_M＝7.5为震级M＝7.5时的动强度；

结合动三轴试验所得数据和公式(8)，得到不同震级对应的震级比例系数。

Ⅱ)、上覆有效应力校正系数

对于室内动三轴试验，采用公式(9)确定上覆有效应力校正系数K_σ。

式中：

K_σ为上覆有效应力校正系数；

为有效固结围压力为σ_c′时土体的动强度；

为有效固结围压力为100kPa时土体的动强度；

依据动三轴试验获得砂土在不同有效固结围压力下的动强度，据此，得到K_σ与σ′_v0的关系曲线。

Ⅲ)、初始剪应力校正系数

采用公式(10)确定初始剪应力校正系数K_α，

K_α＝CRR_α/CRR_α＝0(10)

式中：

K_α为初始剪应力校正系数；

CRR_α为初始剪应力比为α时土体的动强度；

CRR_α＝0为初始剪应力比α＝0即无初始剪应力状态时的抗液化动剪应力；

依据相同围压力、不同固结比条件下的室内动三轴试验结果，得到一定有效固结围压力下、不同固结比时的初始剪应力校正系数K_α。

步骤三、考虑原位结构效应确定覆盖层土体的动强度参数

基于由现场试验确定砂土的动强度基准值CRR，和由室内动三轴试验确定的震级比例系数MSF、上覆有效应力校正系数K_σ和初始剪应力校正系数K_α，考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数，具体包括以下步骤：

(一)、将现场砂土的动强度基准值CRR修正至室内试验条件下的动强度

由于水平地基条件下，其原位应力状态与室内等压动三轴试验的应力条件不同，现场测得的原位动强度与室内试验动强度含义不同，通过公式(15)确定室内等压条件下的动强度与现场原位动强度参数基准值CRR之间的转换关系，然后将现场砂土的动强度基准值CRR修正至室内等压动三轴试验条件下，有效围压为100kPa，等效震动周次为20周(对应于7.5级地震)时的动强度。

对于现场原位应力条件，水平地基动强度采用公式(11)表示，

式中：

Δτ_max为试样内所有面上的最大动剪应力；

σ′₀为试样上的平均有效主应力；

τ_av为等效地震剪应力；

K₀为侧压力系数；

σ′_v0为上覆有效应力；

对于室内等压动三轴试验，动强度采用公式(12)表示，

式中：

Δτ为动剪应力；

σ_c为有效围压力；

σ_d为动应力；

结合公式(11)和(12)可得公式(13)，

式中：

CRR为深厚覆盖层土体原位条件下的动强度基准值；

正常固结砂土的侧压力系数大致为K₀＝0.45～0.50，则有公式(14)，

出于安全考虑，得到公式(15)，即为室内等压动三轴试验条件下，有效围压为100kPa，等效震动周次为20周(对应于7.5级地震)时的动强度与现场试验确定的动强度参数基准值CRR之间的转换关系。

(二)、依次依据震级比例系数MSF、上覆有效应力校正系数K_σ和初始剪应力校正系数K_α修正动强度参数，得到考虑原位结构效应的覆盖层土体的动强度，具体的修正过程如下：

首先，依据震级比例系数MSF修正动强度

依据步骤二中的Ⅰ)所得到的震级比例系数MSF，将(一)中得到的等压条件、有效围压为100kPa，等效振动周次为20周(对应于7.5级地震)时的动强度，修正至等压条件、有效围压为100kPa，不同等效振动周次(震级)对应的动强度。

其次，依据上覆有效应力校正系数K_σ修正动强度

依据步骤二中的Ⅱ)所得的上覆有效应力校正系数K_σ，将(二)中得到的等压条件、有效围压为100kPa，各不同等效振动周次(震级)对应的动强度，修正至等压条件相应振动周次(震级)时的其他围压力。

最后，依据初始剪应力校正系数K_α修正动强度

依据步骤二中的Ⅲ)所得的初始剪应力校正系数K_α，将(三)中得到的等压条件下的动强度，修正至固结比为2.0时的动强度，即为考虑原位结构效应的覆盖层土体的动强度。

本发明考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法与现有技术相比，具有如下有益效果：

本发明考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法结合了原位试验能够考虑原位结构效应和室内试验能够进行多种应力条件控制的优点，综合考虑多种因素的影响，包括震级比例系数MSF、上覆有效应力校正系数K_σ和初始剪应力校正系数K_α，对动强度参数进行重重修正，得到考虑深厚覆盖层土体原位结构效应的动强度参数，并与室内试验参数进行了对比，得到考虑深厚覆盖层土体原位结构效应的动强度参数，修正后的动强度参数更加贴紧实际情况，可为深厚覆盖层地基抗震的安全评价提供依据，提高安全性评价的准确性和精确度。

下面结合附图对本发明的考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法作进一步说明。

附图说明

图1为①层砂土在不同围压力和固结比K_c为1.0的条件下动强度CRR与破坏振次Nf的关系；

图2为①层砂土在不同围压力和固结比K_c为2.0的条件下动强度CRR与破坏振次Nf的关系；

图3为②层砂土在不同围压力和固结比K_c为1.0的条件下动强度CRR与破坏振次Nf的关系；

图4为②层砂土在不同围压力和固结比K_c为2.0的条件下动强度CRR与破坏振次Nf的关系；

图5为①层砂土在固结比K_c为1.0的条件下不同震级对应的震级比例系数；

图6为②层砂土在固结比K_c为1.0的条件下不同震级对应的震级比例系数；

图7为上覆有效应力校正系数与有效固结围压力的关系曲线；

图8为①层砂土在固结比K_c为1.0的条件下考虑原位结构效应确定的动强度参数与室内试验确定的动强度参数对比；

图9为①层砂土在固结比K_c为2.0的条件下考虑原位结构效应确定的动强度参数与室内试验确定的动强度参数对比；

图10为②层砂土在固结比K_c为1.0的条件下考虑原位结构效应确定的动强度参数与室内试验确定的动强度参数对比；

图11为②层砂土在固结比K_c为2.0的条件下考虑原位结构效应确定的动强度参数与室内试验确定的动强度参数对比。

具体实施方式

现以某大型土石坝工程为例，对本发明考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数的方法进行详细说明。

某大型土石坝工程拟建于厚度超过500m的超深厚覆盖层上，该工程地处高地震烈度区，坝址区100年超越概率2％基岩水平向峰值加速度超过0.5g。据钻孔揭示，河床覆盖层物质组成和层次结构复杂，覆盖层中埋藏有厚度较大的砂土层，其中夹杂有中细砂层透镜体。现场试验和室内物理性质试验成果表明，该砂层具有天然密度小、承载力低和压缩性低的特点，并且在设计地震作用下可能发生液化。

现以该实际深厚覆盖层深埋砂土为研究对象，联合现场原位试验和室内模拟试验，考虑原位结构效应，确定深厚覆盖层土体动强度参数，具体步骤如下所示。

步骤一、基于现场试验确定原位土体的动强度基准值

由于覆盖层中埋藏有厚度较大的砂土层，其中夹杂有中细砂层透镜体，故选用现场标贯试验来确定原位土体的动强度基准值，具体包括以下步骤：

(X)确定原位砂土的标准贯入锤击数(N₁)₆₀：

根据规范进行现场标贯试验，在深厚覆盖层深埋砂土的两个不同深度区——①层和②层的不同部位处进行标准贯入试验；其中①层和②层的测试深度范围分别为14.6-66.1m和70.85-104.85m，对应的上覆有效应力的范围分别为239-848kPa和790-1150kPa，①层和②层的测试点数量分别为241个和71个。

具体的试验方法如下：

采用常规钻具将试验深埋饱和砂土层钻孔至试验土层标高以上15cm处，清除孔内残土，并根据需要进行护壁；贯入前，连接好标准贯入试验装置，拧紧钻杆接头，将贯入器放入孔内至孔底，并避免冲击孔底，测量得到钻孔深度，注意保持贯入器、钻杆、导向杆联接后的垂直度；贯入时，采用63.5kg的穿心锤，以76cm的自由落距，采用自动落锤法，将贯入器以每分钟15～30击打入土中15cm后，再开始记录每打入10cm的锤击数，获得累计30cm的锤击数—实测的标准贯入锤击数N_m。

考虑上覆有效应力的影响，利用公式(4)将实际测得的标准贯入锤击数N_m校正到100kPa应力条件下，得到①层和②层的砂土的标准贯入锤击数(N₁)₆₀，具体结果如表1所示。

表1原位土体砂土(N₁)₆₀的统计结果

(N₁)₆₀平均值小值平均值大值平均值砂层①层19.515.723.0砂层②层23.019.026.9

(Y)确定原位砂土的动强度基准值CRR：

根据标贯试验得到的标准贯入锤击数(N₁)₆₀，采用公式(3)确定砂土的动强度基准值CRR如表2所示。

表2原位砂土的动强度基准值CRR

砂层Ave小值ave大值ave①层0.2090.1670.257②层0.2570.2030.336

步骤二、基于室内试验确定动强度参数的各影响因素的修正参数，具体包括以下步骤：

A)、进行室内动三轴试验：

在实验室模拟现场土体的原位物理状态和初始应力条件，采用日本产的S3D中型液压振动三轴试验仪，按照相关规程进行动三轴试验，具体的试验方法如下：

a)、确定砂层的原位干密度和相对密度

进行钻孔原状取样，在①层和②层分别取10个钻孔，取原状样，确定原位砂层的干密度ρ_d和相对密度D_r，具体的测定结果如表3所示。

表3砂层原位的干密度与相对密度测定结果

按照原位相对密度的小值平均值确定①层、②层砂样的室内试验制样控制干密度分别为1.75g/cm³(相对密度D_r＝0.72)和1.78g/cm³(相对密度D_r＝0.78)。

b)、确定试验控制条件：

砂层①埋深为12-20m，厚度为36-54m，建坝前其上覆有效应力范围为100-900kPa。砂层②埋深为70-95m，厚度为150-170m，拟建坝高为150m。考虑①层和②层建坝前上覆有效应力(有效侧向应力)和建坝后坝基下①层和②层的上覆有效应力(有效侧向应力)范围，结合试验设备的性能和大坝-覆盖层系统动力分析的要求，综合确定土体动力特性试验的应力条件：①层和②层砂土的试验有效围压力范围分别为300kPa～800kPa和300kPa～2500kPa，固结比为1.0和2.0。具体的试验控制条件如表4所示。

表4动三轴试验的控制条件

PS：每一个围压力对应于两个固结比K_c＝1.0和K_c＝2.0。

c)、动三轴试验

按照《土工试验规程》(SL237-1999)进行动三轴试验，根据步骤a)测量得到的干密度，严格控制室内试验的试样干密度，采用干装法分三层在仪器底座上制样，试样直径为50mm，高度h为110mm，成样后测量试样实际直径和高度。在三轴压力室内联合使用抽真空和反压饱和，当孔隙压力系数达到0.95以上时，认为试样饱和度满足要求，进入固结阶段，待固结稳定后，施加循环荷载进行试验。试验的激振波形采用正弦波，激振频率为1Hz。对于每一个围压力，至少进行3个试样的平行试验，使之在不同的动应力作用下达到破坏，以确定不同的振动破坏周次。对于固结比K_c为1.0的等压试验，取双幅轴向动应变等于5％为破坏标准，对于固结比K_c为2.0的偏压试验，则以包括残余应变和动应变的轴向总应变等于5％作为破坏标准。

依据往返加荷三轴试验过程中所得的试样动应变与振动次数的关系，按照试样轴向应变5％作为破坏标准，整理得到了①层砂土和②层砂土在不同围压力和固结比下动强度CRR与破坏振次Nf的关系，如图1-图4所示。

由图1-图4可知，有效固结围压力对①层砂土和②层砂土的动强度参数有明显影响。有效固结围压力越增大，动强度越减小，特别是偏压状态下，动强度对有效固结围压力十分敏感，随有效固结围压力增大，动强度减小较快。

依据图1-图4得到的动强度CRR与等效破坏振次N_f的关系曲线，可得到对应于一定震级(等效破坏振次)的动强度，见表5所示。

表5不同固结应力条件下的动强度

B)、依据动三轴试验确定动强度相关系数

Ⅰ)、震级比例系数

结合动三轴试验所得数据和公式(8)，得到不同震级对应的震级比例系数，如图5和图6所示。

Ⅱ)、上覆有效应力校正系数

依据动三轴试验获得的①层砂土和②层砂土在不同有效固结围压力下的动强度，按照公式(9)可确定不同上覆有效应力下的校正系数，见图7所示。

Ⅲ)、初始剪应力校正系数

对于室内动三轴试验，依据相同围压力、不同固结比条件下的室内动三轴试验结果，按照公式(10)，可确定得到一定有效固结围压力下、不同固结比时的初始剪应力校正系数K_α，见表6所示。

表6初始剪应力校正系数

步骤三、考虑原位结构效应确定覆盖层土体的动强度参数

基于由现场试验确定砂土的动强度基准值CRR，和由室内动三轴试验确定的震级比例系数MSF、上覆有效应力校正系数K_σ和初始剪应力校正系数K_α，考虑原位结构效应确定深厚覆盖层土体的动强度参数，具体包括以下步骤：

(一)、将现场砂土的动强度基准值CRR修正至室内试验条件下的动强度

由于水平地基条件下，其原位应力状态与室内等压动三轴试验的应力条件不同，现场测得的原位动强度与室内试验动强度含义不同，通过公式(15)确定室内等压条件下的动强度与现场原位动强度参数基准值CRR之间的转换关系，然后将现场砂土的动强度基准值CRR修正至室内等压动三轴试验条件下，有效围压为100kPa，等效震动周次为20周(对应于7.5级地震)时的动强度。

(二)、依据影响因素的修正系数对动强度进行修正

首先，依据震级比例系数MSF修正动强度；

依据步骤二中的Ⅰ)所得到的震级比例系数MSF，将(一)中得到的等压条件、有效围压为100kPa，等效振动周次为20周(对应于7.5级地震)时的动强度，修正至等压条件、有效围压为100kPa，不同等效振动周次(震级)对应的动强度。

其次，依据上覆有效应力校正系数K_σ修正动强度；

依据步骤二中的Ⅱ)所得的上覆有效应力校正系数K_σ，将(二)中得到的等压条件、有效围压为100kPa，各不同等效振动周次(震级)对应的动强度，修正至等压条件相应振动周次(震级)时的其他围压力。

最后，依据初始剪应力校正系数K_α修正动强度；

依据步骤二中的Ⅲ)所得的初始剪应力校正系数K_α，将(三)中得到的等压条件下的动强度，修正至固结比为2.0时的动强度，即为考虑原位结构效应的覆盖层土体的动强度参数CRR_L。

联合①层和②层砂土现场标贯试验和室内动三轴试验结果，按照上述步骤可推算考虑结构效应的动强度参数，见表7和表8所示。

表7考虑原位效应的动强度参数-①层砂土

表8考虑原位效应的动强度参数-②层砂土

①层、②层砂样室内试验制样控制干密度是按照原位相对密度的小值平均值确定的，室内试验确定参数及联合室内动三轴和现场标贯试验(标准贯入锤击数取小值平均值)考虑原位结构效应确定参数的对比情况如图8-图11所示。

由图8-图11可见，对于①层砂土，固结比为1.0、有效围压力为300kPa时，联合室内和现场试验确定的动强度参数与室内试验确定参数基本一致；有效围压力增大到800kPa时，联合室内外试验考确定的动强度参数比室内试验确定的动强度参数略高。固结比为2.0时，联合室内和现场试验确定的动强度参数与室内试验确定的参数比较接近。总的来看，联合室内和现场试验确定的动强度与室内试验确定的动强度较接近，固结比为1.0时，相差约3％，固结比为2.0时，两者相差最大约10％。可以认为①层砂土的原位结构效应较弱。室内试验参数基本上能反映砂层的实际动强度。对于②层砂土，联合室内和现场试验确定的动强度参数明显高于室内试验确定的动强度参数，不同有效固结围压力和不同固结比下，联合室内和现场试验确定的动强度均比单纯依靠室内试验确定的动强度高约30％。并且本文联合现场标贯试验和室内动三轴试验考虑原位结构效应确定的动强度参数，与已有的重塑样和原状样试验结果的相对关系具有可比性。

以上所述的实施例仅仅是对本发明的优选实施方式进行描述，并非对本发明的范围进行限定，在不脱离本发明设计精神的前提下，本领域普通技术人员对本发明的技术方案作出的各种变形和改进，均应落入本发明权利要求书确定的保护范围内。