A Study of the Effect of Permeability Difference of Depositional Architecture on Sand Liquefaction
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摘要: 目前国内外的砂土液化判别方法主要是基于易液化土层的原位测试资料建立，未考虑其周围相邻土层的渗透性差异。理论上讲，在地震荷载作用下，相邻土层渗透性差异对液化土层超孔隙水压累积具有影响。基于原位静力触探和钻孔资料，建立了新西兰地震中砂土液化场地剖面，分析表明地表液化分布区域与场地土层结构特征显著相关。物理模型试验和数值模拟计算结果表明，高渗透性的砾石土层对相邻液化土层超孔隙水压累积影响显著，其影响程度可以采用土层竖向等效渗透系数表征，等效渗透系数增大时，易液化土层超孔隙水压力累积明显变小，降低了液化势。因此，需要在砂土液化判据中考虑相邻土层渗透性差异因素，进而提高液化判别结果的准确性。Abstract: Current methods for identifying sand liquefaction, both in domestic and international contexts, are primarily based on in-situ testing data from easily liquefiable soils, without adequately considering the permeability differences between adjacent soil layers. However, under seismic loads, these permeability differences can significantly influence the accumulation of excess pore water pressure in liquefied soils. A study based on static cone penetration and drilling data from liquefaction sites in New Zealand established a detailed profile of sand liquefaction during earthquakes. The analysis revealed that the distribution of surface liquefaction was closely linked to the structural characteristics of the site's soil layers. Further investigation through physical model experiments and numerical simulations demonstrated that high-permeability gravel layers have a pronounced effect on reducing the accumulation of excess pore water pressure in neighboring liquefiable soils. This influence can be quantitatively characterized by the vertical equivalent permeability coefficient of the soil layer. As the equivalent permeability coefficient increases, the accumulation of excess pore water pressure in liquefiable soils significantly decreases, thereby reducing the potential for liquefaction. Therefore, to enhance the accuracy of liquefaction assessments, it is crucial to account for permeability differences between adjacent soil layers in the sand liquefaction criteria. This would lead to more reliable predictions, especially in areas where soil permeability varies.1)
1 2https://www.nzgd.org.nz/ -
引言
2010—2011年坎特伯雷地震序列导致新西兰南岛克赖斯特彻奇市及其周边地区发生液化。地震引发了大范围的喷水冒砂现象（Cubrinovski等，2011a；Orense等，2011；Quigley等，2013；van Ballegooy等，2014；Lees等，2015），克赖斯特彻奇北部的Kaiapoi与南部的Selwyn地区受灾严重（Cubrinovski等，2010，2011b；Orense等，2011；Reid等，2012；Wotherspoon等，2012）。克赖斯特彻奇市位于河流冲积扇区域，由于该地区地下水位较浅，在液化区域广泛分布细砂、粉土（Tuttle等，2017），该市的全新世河流相沉积结构被认为容易发生液化（Berrill等，1994；Downes等，2012；王伟等，2022）。
地震在松散到中密砂土中引起的循环应变会导致孔隙水压力和体积密度增加，从而挤压出多余的孔隙水，在地表发生液化现象。液化导致土层沉积结构发生局部变化，进而使土体等效渗透系数改变（Rutter等，2016；Weaver等，2019），在局部形成利于地下水流通的通道，引导地下水向上消散（Cox等，2012；Gulley等，2013；Ward，2015）。新西兰液化调查发现地表表现与地下水位深度具有空间相关性。在新西兰Mw6.2地震序列期间，地下水压力上升与喷水冒砂的发生是对应的，与液化严重程度可能不具有相关性（van Ballegooy等，2014，2015）。地震发生时自流井压力升高，同时地面向上涌水淹没部分基督城区；地震过后地下水恢复到较低压力，地表液化现象消失（Rutter等，2016）。震后浅层地下水向更深处补给，表明在地震发生过程中，曾导致深部含水层的地下水向浅层发生流动（Gulley等，2013；Ward，2015；Cox等，2021），从而影响地表液化情况。不同严重程度的液化现象在同一场地均有存在，但无证据证明地下水位深度变化与严重程度相关。现有阶段预测的液化严重性和观测到的液化破坏之间存在差异（van Ballegooy等，2015）。土体液化响应是多因素的复杂问题，当土体存在典型沉积结构时，若仅考虑可液化层的岩土指标而忽略了其上下层的影响，可能会造成液化判别不准确。通常情况下超孔隙水压力向低压力区消散，流通区域可能会经历一系列非线性侵蚀过程，局部改变土层沉积结构，导致原先预测出现严重液化的位置可能液化较轻或无液化现象发生，本不该出现液化的位置发生液化现象。这些土层情况可能减轻或加重液化引起的地面破坏，导致预评估液化潜力的岩土破坏指标被低估或被高估。
本文通过新西兰典型场地液化差异情况，提炼出“三明治”土层结构，通过室内物理试验和有限差分软件Flac研究该沉积结构对砂土液化产生的影响，并验证竖向等效渗透系数与砂土液化之间的联系。
1. 新西兰典型液化场地
在新西兰Christchurch CBD南侧的Cashmere High School（以下简称“CMHS”）场地出现地表可见液化砂土喷出区域与地表无液化砂土分布区域（图1）。为探明这种现象出现的原因，绘制地下土层二维剖面（图2）。剖面在展布方向上尽量控制整个工程场地，剖面线大角度交叉，充分利用已有的原位测试和钻孔资料，确保能够较好地体现场地土层结构特征。已有多位学者提出基于CPTu数据的土分类指数算法（刘松玉等，2013，2017；邓煜晨等，2022），本文采用的是修正土类指数的土体分类方法（邓煜晨等，2022），利用CPTu数据通过土分类算法得到土性情况。土类指数可按下式计算：
图 1 CMHS场地地表可见液化砂土喷出区域与工程地质剖面分布示意Figure 1. The liquefaction manifestation area and the distribution of engineering geological profiles on the CMHS site$$ {I_{\mathrm{D}}} = \lg {Q_{{\text{tn}}}} - 1.1{\text{lg}}{{{F}}_{\text{r}}} $$ (1) 式中，
$ {Q}_{{\mathrm{tn}}} $ 为考虑应力水平且经孔隙水压力$ {u}_{2} $ 修正的锥尖阻力；$ {F}_{{\mathrm{r}}} $ 为归一化摩阻比。从对地表液化影响的角度总结出2种三明治结构类型：孔压比积累型、消散型。其中孔压比积累型特征为潜在液化层的上下有连续或间断透水性较差的黏土层，与不透水层交互层叠形成互层结构。这样的沉积结构会导致土体局部产生孔隙水压力积累，使土体孔压比上升。该结构排水性差，出现在地表可见砂土液化区域。
孔压比消散型结构土体导水性能优越，有减轻液化程度的效果，本文侧重研究孔压比消散型结构，以期通过对潜在液化危险场地进行地基处理后可以降低液化破坏程度。由于潜在液化层其下部或上部土体渗透性强，为超孔隙水提供消散的通道，允许孔隙水低阻力流通，降低了可液化层的超孔压积累，从而抑制孔压比升高。孔压比消散型特征为其上部或下部存在连续透水性较好的砾石层。物理试验证明潜在液化层下卧砾石层对降低孔隙水压力有效，但不足以抑制液化的发生，且短时间内震后再液化可能性较高；当潜在液化层上覆砾石层时，较前述情况降低孔隙水压力的积累效果更佳，砾石层厚度较大时可以有效抑制液化的发生。
根据CMHS场地绘制的二维剖面（图2），对3个剖面不同位置建立竖向数值虚拟钻孔，计算竖向等效渗透系数，从等效渗透系数的角度探究与液化之间的联系。渗透系数是衡量介质渗透性能的重要参数，通常用来描述水在多孔介质中的运动情况。根据达西定律：
$$ {v_i} = {{{k}}_i}\frac{{\Delta {{{h}}_i}}}{{{{{H}}_i}}} $$ (2) $$ v = {{k}}\frac{{\Delta {{h}}}}{{{H}}} $$ (3) $$ \frac{{v{{H}}}}{{{{{k}}_{\text{z}}}}} = \sum {\frac{{{v_i}{{{H}}_i}}}{{{{{k}}_i}}}} $$ (4) 成层土等效渗透系数可按下式计算：
$$ {{{k}}_{\text{z}}} = \frac{H}{{\displaystyle\sum {\frac{{{H_i}}}{{{k_i}}}} }} $$ (5) 式中，
$ {v_i} $ 为第i层的平均渗流速度；$ {{{H}}_i} $ 为第i层厚度；$ {{H}} $ 为成层土总厚度。CMHS地下均存在潜在液化层（粉砂、细砂混合土层），但并非都发生了液化现象。A—A'、B—B'、C—C'剖面分别选取4、3、4个位置，共选取11处位置（表1），其中5处位于非液化区域，5处位于液化区，1处位于液化边界。根据CMHS场地实际液化情况与竖向等效渗透系数计算情况来看，液化情况与竖向等效渗透系数具备相关性。由位置B2可知，当等效渗透系数>8.76×10−3 cm·s−1时，土体发生液化的概率较小；根据位置A3和B2可知，5.5×10−5 cm·s−1<等效渗透系数<3.84×10−3 cm·s−1时，土体发生液化的概率较大。由于所选实地位置的竖向等效渗透系数量级范围差别较大，为进一步缩小竖向等效渗透系数量级范围，通过室内物理试验和数值模拟计算，在临界范围内确定液化发生时等效渗透系数临界值，从而为土体液化判别提供参考。
表 1 CMHS场地11处位置竖向等效渗透系数Table 1. Vertical equivalent permeability coefficient at 11 locations of CMHS site位置 液化情况 竖向等效渗透系数kz/(cm·s−1) A1 非液化 1.66×10−2 A2 准液化 7.46×10−5 A3 液化 5.5×10−5 A4 液化 1.14×10−4 B1 非液化 8.84×10−3 B2 液化 3.84×10−3 B3 液化 1.23×10−4 C1 液化 3.3×10−4 C2 非液化 1.31×10−2 C3 非液化 8.76×10−3 C4 非液化 1.81×10−2 2. 试验设计
新西兰场地液化情况与竖向等效渗透系数存在密不可分的联系，竖向等效渗透系数由土层结构决定。CMHS场地下伏大面积潜在液化层，新西兰CMHS场地在2011-02-22地震事件中PGA为0.35 g，根据GB 18306—2015《中国地震动参数区划图》场地地震动峰值加速度与地震烈度对照表可知地震烈度属于Ⅷ度，设计基本地震加速度为0.2 g，液化判别标准贯入锤击数基准值N0为12次，实测击数N由液化层标准贯入测试得到（Wotherspoon等，2013）。经过计算得到砂土液化判别结果如表2所示。由表2可知，仅通过对潜在液化层进行液化判别在该场地已不再适用。通过物理试验和数值模拟探究土层结构对砂土液化的影响，验证竖向等效渗透系数与液化存在联系。在基于对潜在液化层进行初判的同时，通过竖向等效渗透系数对液化发生的可能进行复判，可提高液化判别的准确率。物理试验使用透明亚克力箱体，加载装置使用小型振动台。数值模拟试验利用Flac软件进行建模仿真，从是否存在底部砾石层、土层厚度比例、覆盖层类别角度研究对液化的影响。
表 2 砂土液化判别结果Table 2. Discrimination results of sand liquefaction位置 实测击数N 临界击数Ncr N/Ncr 判别结果 A1 6.0 9.4 0.64 液化 A2 6.0 7.4 0.81 液化 A3 6.0 6.2 0.97 液化 A4 6.0 9.4 0.64 液化 B1 7.0 9.4 0.75 液化 B2 6.0 9.4 0.64 液化 B3 8.0 10.3 0.78 液化 C1 6.0 8.5 0.71 液化 C2 6.0 8.5 0.71 液化 C3 6.0 9.6 0.63 液化 C4 6.0 8.6 0.70 液化 2.1 物理试验设计
本文针对孔压比消散型三明治土层结构设计了6组物理试验，细砂、中砂均使用河砂，砾石层最大粒径为6.0～9.0 mm（中砾）。细砂和中砂进行3次颗粒分析试验，每次试验各取300 g原始烘干砂样，砂土颗粒级配曲线如图3所示，通过计算，细砂不均匀系数Cu为2，曲率系数Cc为1.13；中砂不均匀系数Cu为2.16，曲率系数Cc为1.05。粒径主要分布范围为0.075～2.0 mm，粒径<0.075 mm的颗粒含量为5 %左右。
模型箱体尺寸为45 cm×45 cm×35 cm，试验模型如图4所示。试验主要测量的参数为土层各测点位置处的孔隙水压力和土压力。使用型号为ESP-Ⅱ-7 BS的高精度微型动态土压力计传感器（简称“土压计”）、DSP-Ⅱ-3BS分体式动态孔隙水压力计传感器（简称“孔压计”），供电电压为5 V，量程0～300 kPa，精度±0.25 %。土压计、孔压计布设情况如图4（a）所示。试验数据采集使用DH5922D动态信号测试分析系统。试验模型制作时均采用砂雨法，每铺设4 cm厚度加水静置，砂土饱和后继续加砂，最后一次加水达到20 cm刻度，加砂至25 cm完成模型制作。外荷载输入使用小型振动台，试验输入加速度时程曲线如图5所示。
图 4 土层结构物理模型（单位：厘米）Figure 4. Schematic diagram of physical model of soil layer structure (Unit: cm)2.2 数值模拟试验设计
数值模型建立按照物理试验模型等比放大10倍。数值模拟计算模型尺寸为4.5 m×0.4 m×2.5 m，建模时对y方向进行切片处理。数值模型如图6所示，物理力学参数如表3所示。模型共计1 150个计算单元和1 872个节点。设置模型参数，限制底部和两侧的水平和竖向位移，施加重力进行静力计算，使土体固结，生成初始液化自由场地应力；限制竖向位移，施加动荷载进行加载阶段计算。因液化时成层土渗透系数差异较小，横向渗流几乎不会发生，所以模型采用不透水边界。数值模型参数参考了新西兰岩土工程数据库
1 给出的物理力学参数及工程岩土学中给定的典型经验值。土体孔压模型采用内置的Finn模型，该模型是在Mohr-Coulomb模型的基础上增加了动孔压的上升模式，并定义塑性体积应变与孔隙水压力的上升相关。施加荷载依据液化发生时所需能量换算得到速度荷载。避免因荷载原因影响结果，采用简谐波方式输入。动荷载从模型底部施加，x方向速度为0.06 m/s，频率为5 Hz，加载时长为5 s。表 3 计算模型土体材料物理力学参数Table 3. Physical and mechanical parameters of soil materials参数 砾石 细砂 中砂 饱和密度/(kg·m−3) 2 000 1 920 1 920 剪切模量/MPa 11.7 10.2 10.5 体积模量/MPa 27.3 22.5 22.8 内聚力/kPa 0 0 0 内摩擦角/(°) 38 33 40 孔隙率 0.28 0.42 0.4 渗透系数/(cm·s−1) 9.5×10−1 3.3×10−3 5.3×10−3 3. 试验数据分析
3.1 底部砾石层对减轻液化程度的影响
由图7（a）可知，在外荷载输入时2组深部、浅部土体均达到液化条件，不同的是在外荷载停止输入后1B组深部土体动孔压比为下降势态。利用Flac软件对外荷载加载过程进行模拟，动孔压比曲线如图7（b）所示，1A组土体深部动孔压比随着外荷载的作用累积至0.78，累积速度较慢呈逐步上升趋势；1B组模型深部土体动孔压比累计上升一段后稳定在0.65附近，未出现动孔压比持续累积情况。经过计算1A、1B组竖向等效渗透系数分别为3.3×10−3、3.9×10−3 cm·s−1，可见竖向等效渗透系数与液化势成负相关。此时2组土体峰值动孔压比超过液化阈值均发生液化。
图7（c）为根据物理试验结果绘制的孔压增量曲线。从模型深部土体孔压变化情况来看，1A-P2孔压增长3.5 kPa，1B-P2孔压增量仅为1.5 kPa。浅部土体孔压增量与深部情况相似，1A-P1孔压增量为2.5 kPa，底部存在砾石层的1B组细砂层内孔压增量较低，传感器1B-P1记录的增量仅为0.5 kPa。深部、浅部同比1A组降幅均为2 kPa，可见竖向等效渗透系数与孔压增量也呈负相关，渗透系数越大，孔压增量越低。因砾石层难以发生空间重组，几乎不会发生减缩现象，在外荷载输入时砾石层超孔压不易累积，此时砾石层近乎保持原静水压力，为低压力区。良好的透水性为液化层提供临时向下排水的可能，液化层内不均匀分布的超孔隙水压力一部分在砾石层内达到平衡，一部分向上消散，可见砾石层对超孔隙水压力的消散起到积极作用。数值模拟与物理试验得到一致结论，即潜在液化层底部砾石层可降低土体液化势。
3.2 土层厚度比例对液化程度的影响
3.2.1 细砂与中砂层厚度比例对液化的影响
2A、3A组细砂与中砂厚度比例分别为16∶5和4∶3，通过试验验证其厚度比例对液化的影响。由图8（a）可知，2A组土体深部和浅部动孔压比均超过液化判别阈值，处于完全液化状态。上覆中砂层较厚的3A组，其土体浅部完全液化；土体深部动孔压比在0.9附近，处于准液化状态（0.8<动孔压比<1），严重程度较2A组轻（动孔压比为1.1）。在振动液化时土体内部动孔压比>1，这是因为超孔隙水压力超过土体侧向有效固结应力。饱和细砂、中砂均可液化，二者厚度比例对最终土体是否发生砂土液化不构成影响，但中砂层较厚的一组土体液化程度略轻于细砂层厚的一组土体。数值模拟结果显示（图8（b）），2A组土体动孔压比增长速度、幅度均超过3A组土体，饱和细砂层厚度占比大的液化势较高，存在较大危险性。经过计算2A、3A组土体竖向等效渗透系数分别为4.3×10−3、4.7×10−3 cm·s−1，此时2组土体动孔压比均在完全液化范围内。细砂与中砂厚度比例与液化势呈正相关，厚度比例越大，土体液化势越高；反之，则越低。由图8（c）物理试验孔压增量曲线可知，土体深部2A-P2、3A-P2孔压增量分别为2.6、2.1 kPa，2组土体浅部2A-P1、3A-P1孔压增量分别为1.7、1.3 kPa。从浅部来看，细砂与中砂厚度比例较小的3A组土体孔压增长存在滞后性，可见细砂、中砂层厚度比例对孔压增量大小、速度存在影响，细砂层所占比例越大，孔压增量越高，但二者增长趋势具有较高相似性。
图 8 物理模型与数值模拟孔压曲线对比Figure 8. Comparison of pore pressure curves between physical models and numerical simulation3.2.2 细砂与砾石层厚度比例对液化的影响
2B、3B组细砂与砾石的厚度比例分别为16∶5和4∶3。由图8（a）可知，当细砂层上覆土层为砾石层时，2组模型峰值动孔压比均未超过1，土体不处于完全液化状态。2B组土体峰值动孔压比出现在深部保持在0.87左右，3B组土体峰值动孔压比出现的位置同样在深部，为0.7左右。覆盖层为砾石时，峰值动孔压比出现的位置由浅部变为深部。外荷载作用时，细砂与砾石的厚度比例为16∶5的2B组其深部发生液化，外荷载停止后浅部动孔压比持续上升，土体接近临界液化状态。细砂与砾石的厚度比例较小的3B组其浅部与深部动孔压比均未达到液化阈值，在外荷载停止输入后浅部动孔压比迅速回落，与振前相比近乎未发生变化，试验中未出现液化现象，说明细砂层与砾石层厚度比例较小时，可以有效抵御外载荷引起的液化现象。2B、3B组土体竖向等效渗透系数分别为5.1×10−3、6.8×10−3 cm·s−1，此时峰值动孔压比在外荷载输入时达到液化临界值。由数值模拟数据绘制的二者动孔压比曲线整体上与试验曲线趋势相似，效果较好。2B组土体动孔压比累积更快，在1.5 s左右累积到0.8，3B组土体在3 s左右达到动孔压比峰值，幅值在0.65左右，此后动孔压比不再累积呈下降趋势。细砂与砾石层厚度比例与土体液化势呈正相关，因上覆层不同，即使土层比例相同液化势依然存在较大差异，厚度比例与液化严重程度关系的表述适用土层类别相同的土体，不同土层类别间厚度比例与液化严重程度不存在可比性。由图8（c）物理试验孔压增量曲线可知，外荷载作用下3B组土体深部和浅部孔压增量相比于2B组土体分别低0.4、0.55 kPa，且外荷载停止输入后3B组土体浅部孔压呈消散趋势，而细砂层超孔隙水压力继续向上消散，导致2B-P1孔压持续上升，二者浅部孔压变化趋势存在较大差异，说明砾石层厚度比例对孔压增长存在影响，厚度较大时在外荷载作用过程中孔压增长已达到峰值，这是砾石层降低液化严重程度的作用机制。本试验动荷载输入条件下，细砂与砾石厚度比例<4∶3，即使存在可液化饱和细砂，也未发生液化现象。综上所述，给出等效渗透系数与土体峰值动孔压比、孔压增量和液化情况的对应关系，如表4所示。
表 4 竖向等效渗透系数与液化情况Table 4. Vertical equivalent permeability coefficient and liquefaction situation组别 竖向等效渗透系数kz/(cm·s−1) 土体峰值动孔压比 浅部孔压增量/kPa 深部孔压增量/kPa 液化情况 1A 3.3×10−3 1.1（浅部） 2.5 3.3 液化 1B 3.9×10−3 1.1（浅部） 0.5 1.5 液化 2A 4.3×10−3 1.3（浅部） 1.7 2.6 液化 2B 5.1×10−3 0.9（深部） 0.9 2.3 准液化 3A 4.7×10−3 0.9（浅部） 1.3 2.1 准液化 3B 6.8×10−3 0.7（深部） 0.5 1.8 非液化 3.3 上覆土层类型对液化程度的影响
厚度比例相同时上覆土层类型对液化势存在较大影响，不同土类渗透系数差异大对土体等效渗透系数影响显著，因此上覆层类别也是影响液化的重要因素。2A、2B组可液化层上覆土层厚度均为5 cm。2A组深部和浅部土体动孔压比均超过液化阈值，出现较为明显的液化现象，如图9（a）所示，尤其浅部液化严重；上覆砾石层的2B组土体在透明模型箱侧壁观察到水位上升，表面未出现液化现象。从试验结果来看，2组模型深部的孔压增长幅值接近，但外荷载停止作用后砾石组孔压逐步消散，中砂组孔压继续累积。二者浅部孔压增量差异明显，上覆中砂层、砾石层浅部的孔压增量分别为2、1 kPa，可见砾石层较中砂层对浅部孔隙水压力的积累抑制作用明显，降低了地面出现喷水冒砂的可能性。
在实际场地液化案例中，并非只要存在可液化层、地震达到激发液化强度，场地就会发生液化现象（图1）。从室内试验结果来看，3B组深部和浅部土层均未达到液化标准，地表也未出现液化现象（图9（b）），判定3B组土体为非液化状态。由此可见，地表较厚砾石层可显著抑制场地液化发生。因此在可液化层预埋一定厚度的砾石层可以降低土体液化势。人为控制地下超孔隙水压力累积的位置，引导孔隙水的流动使其尽快从可液化层排出，达到降低液化严重程度的目的。
4. 结论和讨论
本文根据新西兰场地液化差异，分析发现易液化土层相邻土层的渗透性差异对场地液化特征影响显著。采用竖向等效渗透系数对场地土层结构特征进行分析，结合物理模型试验和数值模拟试验，研究了土层结构对砂土液化的影响机制，主要结论如下：
（1）新西兰CMHS场地地表液化情况与竖向等效渗透系数紧密相关。在新西兰地震序列作用下，当等效渗透系数>8.76×10−3 cm·s−1时，土体发生液化的概率较小；5.5×10−5 cm·s−1<等效渗透系数<3.84×10−3 cm·s−1时，土体发生液化的概率较大。需要进一步研究不同地震动荷载作用下，具有一定土层结构特征的场地液化临界等效渗透系数，并在液化评价方法中合理考虑该影响。
（2）易液化土层相邻的砾石层可降低其液化势，并对超孔隙水压力的消散起到积极作用。需要进一步研究易液化土层与砾石层组成不同场地土层结构形式的影响机制，能够定量评价影响关系。
（3）覆盖层为中砂时，峰值动孔压比出现的位置为易液化土层浅部；覆盖层为砾石时，峰值动孔压比出现在易液化土层深部。上覆土层类型相同时，易液化土层和上覆中砂或砾石土层厚度比例与液化势呈正相关，厚度比例越大，液化势越高。易液化砂土与中砂或砾石土层厚度比例的差异导致等效渗透系数发生变化，进而影响孔隙水压力的累积。因此，在液化判别中需要考虑液化土相邻土层的渗透性差异影响因素。由于本文物理模型试验尺寸较小，下一步将结合大尺寸剪切土箱研究土层尺度效应的影响。
（4）各土层厚度相同时，上覆土层类型影响可液化层液化势。等效渗透系数与液化势、孔压增量、液化严重程度均呈负相关。土层类型对等效渗透系数影响较大，如砾石层提高了土体的等效渗透系数，增加了上覆土体总应力，易液化砂土内部超孔压难以积累，不易发生液化现象。
致谢 感谢新西兰岩土数据库为本文提供丰富的钻孔和静力触探资料。
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图 1 CMHS场地地表可见液化砂土喷出区域与工程地质剖面分布示意
Figure 1. The liquefaction manifestation area and the distribution of engineering geological profiles on the CMHS site
图 4 土层结构物理模型（单位：厘米）
Figure 4. Schematic diagram of physical model of soil layer structure (Unit: cm)
图 8 物理模型与数值模拟孔压曲线对比
Figure 8. Comparison of pore pressure curves between physical models and numerical simulation
表 1 CMHS场地11处位置竖向等效渗透系数
Table 1. Vertical equivalent permeability coefficient at 11 locations of CMHS site
位置 液化情况 竖向等效渗透系数kz/(cm·s−1) A1 非液化 1.66×10−2 A2 准液化 7.46×10−5 A3 液化 5.5×10−5 A4 液化 1.14×10−4 B1 非液化 8.84×10−3 B2 液化 3.84×10−3 B3 液化 1.23×10−4 C1 液化 3.3×10−4 C2 非液化 1.31×10−2 C3 非液化 8.76×10−3 C4 非液化 1.81×10−2 
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表 2 砂土液化判别结果
Table 2. Discrimination results of sand liquefaction
位置 实测击数N 临界击数Ncr N/Ncr 判别结果 A1 6.0 9.4 0.64 液化 A2 6.0 7.4 0.81 液化 A3 6.0 6.2 0.97 液化 A4 6.0 9.4 0.64 液化 B1 7.0 9.4 0.75 液化 B2 6.0 9.4 0.64 液化 B3 8.0 10.3 0.78 液化 C1 6.0 8.5 0.71 液化 C2 6.0 8.5 0.71 液化 C3 6.0 9.6 0.63 液化 C4 6.0 8.6 0.70 液化
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表 3 计算模型土体材料物理力学参数
Table 3. Physical and mechanical parameters of soil materials
参数 砾石 细砂 中砂 饱和密度/(kg·m−3) 2 000 1 920 1 920 剪切模量/MPa 11.7 10.2 10.5 体积模量/MPa 27.3 22.5 22.8 内聚力/kPa 0 0 0 内摩擦角/(°) 38 33 40 孔隙率 0.28 0.42 0.4 渗透系数/(cm·s−1) 9.5×10−1 3.3×10−3 5.3×10−3
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表 4 竖向等效渗透系数与液化情况
Table 4. Vertical equivalent permeability coefficient and liquefaction situation
组别 竖向等效渗透系数kz/(cm·s−1) 土体峰值动孔压比 浅部孔压增量/kPa 深部孔压增量/kPa 液化情况 1A 3.3×10−3 1.1（浅部） 2.5 3.3 液化 1B 3.9×10−3 1.1（浅部） 0.5 1.5 液化 2A 4.3×10−3 1.3（浅部） 1.7 2.6 液化 2B 5.1×10−3 0.9（深部） 0.9 2.3 准液化 3A 4.7×10−3 0.9（浅部） 1.3 2.1 准液化 3B 6.8×10−3 0.7（深部） 0.5 1.8 非液化
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