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user: 3. 基于标准贯入试验国内外液化判别方法对比 国内外基于标贯击数判定砂土液化方法较多，本文将公路行业《公路工程地质勘察规范》(JTG C20-2011)与美国ASTM规范针对砂土液化判别进行比较，探讨不同规范之间的差异。 3.1. 《公路工程地质勘察规范》砂土液化判别方法 目前，公路行业砂土液化判别分为初判和复判，初判时，综合考虑了地层地质年代、粉土的黏粒含量、基础埋置深度及上覆非液化土层厚度和地下水位埋深等条件，当符合规范规定的情况时可不考虑液化影响。经初判认为有可能液化的土层，可采用标准贯入试验判别法进行复判。当土层实测的修正标准贯入锤击数 N 1 小于修正液化临界标准贯入锤击数 N c r 时应判别为液化 [ 7 ] 。 N 1 = C n N (1) N c r = [ 11.8 ( 1 + 13.06 σ 0 σ e K h C v ) 0.5 − 8.09 ] ξ (2) 式中： N 为实测的标准贯入锤击数； C n 为标准贯入锤击数的修正系数，按表1采用； σ 0 为标准贯入点处土的总上覆压力(kPa)； σ e 为标准贯入点处土的有效上覆压力(kPa)； K h 为水平地震系数，按表2采用； C v 为地震剪应力随深度的折减系数，按表3采用； ξ 为黏粒含量修正系数， ξ = 1 − 0.17 ρ c 0.5 ； ρ c 为黏粒含量百分率(%)。 Table 1 Correction factor for the blow counts of SP σ 0 (kPa) 0 20 40 60 80 C n 2 1.70 1.46 1.29 1.16 σ 0 (kPa) 100 120 140 160 180 C n 1.05 0.97 0.89 0.83 0.78 σ 0 (kPa) 200 220 240 260 280 C n 0.72 0.69 0.65 0.60 0.58 σ 0 (kPa) 300 350 400 450 500 C n 0.55 0.49 0.44 0.42 0.40 表1. 标准贯入锤击数的修正系数C n 注：表格数据来源于JTG C20-2011，公路工程地质勘察规范。 Table 2 The horizontal seismic influence coefficien 抗震设防烈度 7 8 9 水平地震系数K h 0.1 0.2 0.4 表2. 水平地震影响系数K h 注：表格数据来源于JTG C20-2011，公路工程地质勘察规范。 Table 3 Reduction coefficient of seismic shearing stress with dept d s (m) 1 2 3 4 5 C v 0.994 0.991 0.986 0.976 0.965 d s (m) 6 7 8 9 10 C v 0.958 0.945 0.935 0.920 0.902 d s (m) 11 12 13 14 15 C v 0.884 0.866 0.844 0.822 0.794 d s (m) 16 17 18 19 20 C v 0.741 0.691 0.647 0.631 0.612 表3. 地震剪应力随深度的折减系数C v 注：表格数据来源于JTG C20-2011，公路工程地质勘察规范。 在不同的抗震烈度下，分别分析不同地下水位d w 及标贯深度d s 时临界标贯锤击数变化规律(砂土的黏粒含量ρ c 取为3)见图2。 由图2可以看出：1) 临界标贯锤击数随着砂土埋深的增加呈现先增大后减小的变化。在设计地震烈度为7度，d w = 0.5 m条件下，0~6 m范围内，随着砂土埋深增加，临界标贯锤击数逐渐增加；当砂土埋深在6~20范围时，临界标贯锤击数随着砂土埋深增大而逐渐减少；当抗震设防烈度为8度或者9度时，其变化趋势与抗震设防烈度为7度的情况类似；2) 在相同砂土埋深和抗震设防烈度条件下，临界标贯锤击数随着地下水位埋深增加而减少。 图2. 不同水位下临界标贯锤击数与砂土埋深关系曲线。(a) 抗震设防烈度7度；(b) 抗震设防烈度8度；(c) 抗震设防烈度9度 在不同黏粒含量ρ c 下(地下水位d w = 3 m)，分析不同标贯深度d s 时临界标贯锤击数变化规律见图3。 图3. 不同黏粒含量时临界标贯锤击数与砂土埋深关系曲线。(a) 抗震设防烈度7度，d w = 3 m；(b) 抗震设防烈度8度，d w = 3 m；(c) 抗震设防烈度9度，d w = 3 m 由图3可以看出：1) 临界标贯锤击数随着砂土黏粒含量增加而减少，反应出砂土黏粒含量越高，越不容易液化；2) 当场地地震加速度及砂土黏粒含量为一定值时，地下水位以上(0~3 m)的砂土临界标贯锤击数基本不变，地下水位以下的砂土临界标贯锤击数随着砂土的埋深增加呈现先增大后减小的趋势。 3.2. NCEER砂土液化判别方法 NCEER推荐采用下列方法判别液化 [ 8 ] ，即CSR ≥ CRR时为液化，其中CSR为地震引起的水平剪应力比，CRR为可液化土层的抗液化强度比。 水平剪应力比CSR采用下式计算： C S R = ( τ a v / σ ′ v 0 ) = 0.65 ( a max / g ) ( σ ′ v 0 / σ ′ v 0 ) r d (3) r d = 1.0 − 0.00765 z ， z ≤ 9.15   m r d = 1.174 − 0.0267 z ， 9.15 m < z ≤ 23   m (4) 抗液化强度比CRR的确定可采用室内试验或原位测试的方法确定，其中原位测试可选用标准贯入试验(SPT)、静力触探(CPT)、剪切波试验及Becker贯入测试(BPT)等方法，本文仅讨论NCEER基于标准贯入试验SPT确定抗液化强度比CRR的方法。 NCEER针对纯净砂土的抗液化强度比CRR的计算为： C R R 7.5 = 1 34 − ( N 1 ) 60 + ( N 1 ) 60 135 + 50 [ 10 ( N 1 ) 60 + 45 ] 2 − 1 200 (5) 式中， ( N 1 ) 60 为考虑上覆压力为100 kPa，标准贯入试验能量锤击效率为60%时修正后的标贯锤击数。式(5)仅适用于 ( N 1 ) 60 < 30 的情况，当 ( N 1 ) 60 ≥ 30 时，可认为砂土密实程度较高，判别为不液化。针对 ( N 1 ) 60 的确定，国外学者有着不同的意见，美国ASTM标准给出了 ( N 1 ) 60 的确定方法： ( N 1 ) 60 = C N × N 60 (6) C N = ( σ ′ v e f / σ ′ v ) n (7) N 60 = N m × ( E R i / 60 ) (8) 式中， N m 为标准贯入试验实测锤击数； E R i 为锤击效率； C N 为应力修正因子； ( N 1 ) 60 为考虑上覆压力为100kPa，标准贯入试验能量锤击效率为60%时修正后的标贯锤击数； σ ′ v e f 为参考应力水平； σ ′ v 为测试点处竖向有效应力； n 为应力指数。 针对应力修正因子 C N 的取值，不同学者给出了建议取值，见图4 [ 9 ] 。 参考文献 [ 9 ] 通过拟合、分析，给出临界标贯锤击数计算的公式为： N c r = 1.38 10 d w + 8 z ln [ 13 a max g 18 z 10 d w + 8 z r d ] (9) r d = 1 − ( 38 z 5 − 907 z 4 − 17920 z 3 + 509577 z 2 + 666272 z ) × 10 − 8 (10) 式中： a max / g 为地面最大加速度与重力加速度的比值； d w 为地下水位； r d 为应力折减系数； z 为砂土的埋深； N c r 为临界标贯锤击数。 利用式(9)~(10)分别绘制不同地震烈度、砂土埋深及地下水位时临界标贯锤击数的变化规律，见图5。 图4. 不同研究给出的修正因子C N 取值 图5. 地震水平加速度、地下水位临界标贯锤击数与砂土埋深关系曲线 由图5可以看出：当地震水平加速度a = 0.1 g (7度)时，临界标贯锤击数随着砂土埋深的变化趋势与我国公路行业《公路工程地质勘察规范》变化趋势一致，即呈现随着埋深增加，临界标贯锤击数先增大后减小的趋势，而国内规范方法计算的临界标贯锤击数明显大于NCEER方法，因此国内规范方法偏于安全。对比分析a = 0.2 g (8度)和a = 0.4 g (9度)临界标贯锤击数变化曲线图，临界标贯锤击数随着砂土埋深的增加，临界标贯锤击数增大；且土层深度5 m以内，国内规范方法偏于安全；土层深度5~8 m范围内，两种方法计算的临界标贯锤击数相当；土层深度大于8 m时，国内规范方法计算的临界标贯锤击数小于NCEER方法，因此，土层深度大于8 m的情况下，NCEER方法偏于安全。