水利工程震害中土工结构低应力破坏实例分析

杨玉生 ，温彦锋 ，刘小生 ，赵剑明 ，刘启旺

（1.中国水利水电科学研究院 流域水循环模拟与调控国家重点实验室，北京 100048；2.中国水利水电科学研究院 水利部水工程建设与安全重点实验室，北京 100048）

1 引 言

在工程实践中，对地基或土工构筑物大多从抗滑稳定性、容许变形量和液化可能性等方面来评价其安全性。这些评价与材料的强度、变形和动力液化性质密切相关。在相关的研究中，通常人们更多地重视中、高应力状态下土石料的力学性质和土石料计算参数的取值，而很少关注低应力条件下土石料的性质和相应的计算参数取值。笔者广泛查阅了中文、英文和日文资料（国家科技文献中心中文、英文和日文数据库），发现研究低应力下土石料工程性质的资料十分有限。因此，低应力条件下土石料的工程性质研究是长期以来被忽视的问题。

本文总结了与低应力条件相关的工程活动、地震中发生滑坡的堤防和土石坝工程案例以及地基液化案例，在对发生滑坡和液化案例的应力条件分析的基础上，指出地震中土工构筑物的滑坡和地基液化大多发生在较低的应力条件下，结合目前土石料工程性质研究及应用中存在的问题，阐述开展低应力下土石料工程性质研究的意义，以期抛砖引玉，引起研究者对低应力下土石料工程性质研究的重视。

2 与低应力条件相关的工程活动

实际的工程问题，如河口三角洲开发、列车振动作用下铁路碎石路基的变形和稳定、土石坝边坡浅层和堤防的稳定性以及地基浅层土体在地震作用下的反应，均与土石料在低应力条件下的性质密切相关。近年来，原位试验日益受到重视，尤其是在土石坝工程领域，覆盖层和大粒径坝料工程性质的测定，除采用常规在现场取散装样运至实验室，并按密度（干密度或相对密度）控制重新制样进行室内模拟试验的方法来确定外，将越来越多地依赖原位现场试验。同时，坝体或地基浅层原位现场试验成果的判识，也离不开对低应力下土石料工程性质的把握。另外，在土工抗震领域，1g下的边坡和土石坝振动台模型试验，依然是了解和评价边坡和高土石坝地震破坏形态及主要影响因素的重要手段。但除了尺寸上的显著差别外，模型与原型材料所处应力状态差异显著是最根本的不同。要了解模型试验成果在多大程度上能够反映原型的性质，不仅需要了解原型在实际的中、高应力条件下的工程性质，也需要把握低应力条件下模型土石料的工程性质，以作为模型试验结果推广应用到实际坝的推广依据。目前大多数地震动力反应计算程序的验证，所依据的试验手段依然主要是1g下的振动台模型试验，这种对计算程序的验证所需的计算参数也应与模型土石料的低应力条件相匹配。此外，未来的月球开发也面临低应力下月壤[1]的工程性质问题。

3 地震中的滑坡和液化案例分析

土石坝振动台模型试验表明，坝坡顶部和坝体表层是抗震的薄弱环节，其一般的破坏形式为坝坡土体的浅层滑动[2]。震害调查也表明，浅层滑坡是土坝、土堤和土石坝震害的主要表现形式之一[3]。因此，堤防和土石坝的安全与低应力下土的工程性质密切相关。在已有的地震震害调查中，液化发生的深度大多在15 m以内，得到确认的液化深度在20 m以上的深层液化案例很少。

3.1 堤防滑坡

一般来说，堤防的的高度较小，大多在地面以上2～3 m，高的也不过5～6 m。因此，堤身土体和地基一般处于较低的应力状态下。在遭遇地震时，堤身往往容易出现裂缝、滑坡、塌陷等震害，或者由于地基液化而导致滑坡和塌陷同时出现，引起堤身下陷。如 1966年邢台地震、1993年 Hokkaido-Nansei-oki地震、1995年的Hyogoken-Nambu地震和2003年的Tokachi-oki中，很多3～6 m高的堤防由于地基液化而发生了严重震害。

1966年3月8日和22日河北邢台地震中，地震烈度Ⅷ度和Ⅷ度以上地区内的滏阳河系堤防和河岸遭到了严重破坏，这主要是由于河岸和堤基中存在易液化砂层（如浑河、太子河和辽河堤防）或软弱黏土（如澧河堤防）[4]。图 1(a)为Ⅸ度区内左堤岸由于饱和砂层透镜体液化引起的震害破坏情况示例，图1(b)为Ⅷ度区内澧河堤岸由于薄砂层下软弱黏土薄层滑动引起的震害示例。

图1 1966年邢台地震中的堤防震害示例[4]Fig.1 Damage to levees during Xingtai earthquake in 1966

2003年9月26日的日本Tokachi-oki地震（震级M=8.1级）中，距震中125 km（实测最大地震加速度为0.4g）的Tokachi河堤（高6 m）出现大面积滑坡，滑坡体横向位移为 3.65 km，竖向沉陷为2 m（见图2）[5]。1993年Kushiro-oki地震中，该地区的河堤也发生了类似的震害。

图2 Tokachi河堤滑坡（右岸，距河口3.5 km）[5]Fig.2 Collapse of slope of Tokachi river dike(right bank, 3.5 km from river mouth)

3.2 坝体滑坡

3.2.1 Kitayama坝[6]

Kitayama坝为坐落在风化花岗岩地基上的心墙堆石坝，坝高为25 m。坝壳料主要由粉碎的花岗岩料构成，坝体上游区坝壳料的最大粒径为9.5 mm，不均匀系数为300，粉粒和黏粒的过筛率约为20%。坝体压实度超过100%。1995年日本Kobe地震（震级M=7.1级）中，Kitayama坝距震中33 km，坝址基岩加速度为0.3g。地震引起库上游坡发生滑坡，滑坡体顶部在地震时库水位以下1.0～1.5 m，滑坡体长为100 m（沿坝轴向），滑坡深度为1.5～2.0 m。图3为Kobe地震中Kitayama坝震损情况。图4为坝体横断面试坑开挖确定的滑动面。

图4 坝体横断面试坑开挖确定的滑动面[6]Fig.4 Cross-section of sliding failure by pit excavation investigation

3.2.2 密云水库白河主坝[3,7]

白河主坝坝基为40 m厚的砂卵石及卵石覆盖层，为黏土斜墙砂砾石坝，坝高为66.4 m，坝长为960.2 m。1976年7月28日唐山7.8级地震中，距震中150 km，处于Ⅵ度区的白河主坝上游黏土斜墙砂砾料保护层发生液化，导致保护层砂砾料发生了近于全坝长的滑坡，但防渗斜墙基本完好，只受到小面积的浅层擦伤破坏，破坏较严重地段的起点高程为138～142 m，在地震时库水位附近（138.4 m），破坏轻微地段滑坡滑动起点高程在库水位以下的130～133 m高程附近，见图5所示。白河主坝保护层砂砾料级配不连续，缺少1～5 mm的中间粒径，实际上是均匀卵石与中细砂混合料，大于5 mm的粗料平均含量为61.3%，小于5 mm的细料的平均粒径d50为0.285 mm，有效粒径d10为0.096 mm，不均匀系数为3.73。设计时未提出相对密度要求，按设计干重度依据最大、最小孔隙比换算相对密度仅为0.6。

图5 唐山地震中白河主坝震害示意图[3]Fig.5 Damage to Baihe earth dam due to Tangshan earthquake

3.2.3 石门土坝[3]

石门土坝为黏土心墙砂砾石坝，坐落在厚 3～5 m的砂砾石层上，坝高为46 m，坝长为338 m。石门水库砂砾料坝壳施工时未经专门碾压，砾质砂处于相对疏松状态。1976年海城地震中，石门土坝距震中33 km，地震中上游发生较大滑坡，坝高35 m以下普遍滑动，滑动面积达 15×104m2，体积为3×104m3，滑坡最大深度为4.7 m。石门土坝震害如图6所示。

图6 海城地震中石门土坝震害示意图[3]Fig.6 Damage to Shimen earth dam during Haicheng earthquake

3.2.4 Bhuj地震中的坝体滑坡[8]

Chang坝建于1959年，为宽心墙土坝，坝高为15.5 m，坝长为370 m。坝基冲积覆盖层为松散到中密状态的砂和淤泥的混合物，在最初设计时未考虑覆盖层可能液化的问题。Bhuj地震时基本上处于空库状态，但坝基覆盖层基本上处于饱和状态。地震中坝基覆盖层液化，几乎导致整个坝体滑坡塌陷（见图7）。

图7 Bhuj 地震中Chang坝震害示意图[8]Fig.7 Damage to Chang dam during Bhuj earthquake

Fatehgadh坝建于 1979年，为心墙土坝，最大坝高为11.6 m，坝长为4 050 m。坝基覆盖层为松散到中密状态的粉土和砂的混合物，厚度为2～5 m，标贯击数N为13～19击。地震时水库基本上处于空库状态，但坝体上游下可液化覆盖层处于饱和状态。地震引起上游坡坡脚处和下游坡顶部发生滑坡，滑坡最大深度分别约为1.0 m和1.5 m，如图8所示。

图8 Bhuj 地震中Fatehgadh坝震害[8]Fig.8 Damage to Fatehgadh dam during Bhuj earthquake

Kaswati坝建于1973年，为心墙土坝，坝高为8.8 m，坝长为1 455 m。坝基为松散到中密状态的砂和淤泥混合物冲积层。坝址处有2～5 m厚的粗粒土覆盖层（N=13～19击），其下为相对较密实的粗粒土（N=25击以上）。地震时水库接近空库，但上游坝壳下冲积层处于饱和状态，地震引起上游坡下部发生浅层滑坡，滑坡深度约为 0.8 m，坝脚处隆起，如图9所示。

图9 Bhuj地震中Kaswati坝震害[8]Fig.9 Damage to Kaswati dam during Bhuj earthquake

Shivlakha坝为分区土坝，坝高为18 m，建于1954年，坝基为砂和粉土混合物。地震中上游坝壳下坝基液化，导致上游发生滑坡，滑坡深度约5.5 m，如图10所示。

此外，在地震中，Rudramata，Suvi和Tapar等几座分区土坝上游坝趾附近的坝基覆盖层可能发生了液化，上游坝坡也发生浅层滑坡。

图10 Bhuj 地震中Shivlakha坝震害[8]Fig.10 Damage to Shivlakha dam during Bhuj earthquake

3.2.5 西克尔水库土坝滑坡[3]

西克尔土坝建于1959年，全长为13 km，坝高为1.0～7.1 m。坝基为表层较松的砂土、粉质土及黏性土互层（距地表 2 m 以内干重度约 12.0～14.0 kN/m3），坝身为砂壤土碾压均质土坝（干重度为15.6～17.5 kN/m3）。在1961年4月13日新疆巴楚6.8级地震中，距震中35 km位于Ⅷ度区的西克尔土坝发生了221 m坝段的严重沉陷和滑坡，坝顶中部下陷约1.0 m以上，坝肩下陷0.3 m，下游坡缓，地基隆起破裂，并普遍向下游推移35～50 m，上游坡亦有向水库内推移的迹象，该段坝高在地震破坏前约4 m，水深1.5 m。

3.2.6 1969年渤海湾地震中黏土心墙砂壳坝的滑坡[3]

1969年7月18日山东省渤海湾内发生7.2级地震，山东省Ⅵ度区内几座土坝的上游坡发生了流动性滑坡，其中比较典型的是王屋水库、冶源水库和黄山水库等几座黏土心墙砂壳坝。

王屋水库为黏土宽心墙砂壳坝，最大坝高为26.5 m，坝顶长761 m。黏土心墙是经过碾压的，但没有严格的控制标准，砂壳仅由人工抛倒松砂而成。震前王屋水库大坝主河槽附近由于蓄水先后发生过4次滑坡，每次滑坡后都采用松砂回填并抛少量块石修复。1969年渤海湾地震中，在上游砂壳原来的滑坡部位，发生了两个更大规模的流动性滑坡，最大滑坡深度约5 m，滑坡顶距坝顶分别为3 m和10 m，滑脱方量各为39 000 m3和3 000 m3，如图11所示。

图11 渤海湾地震中王屋水库震害[3]Fig.11 Damage to Wangwu reservoir during Bohaiwan earthquake

图12 渤海湾地震中冶源土坝震害[3]Fig.12 Damage to Yeyuan dam during Bohaiwan earthquake

冶源土坝最大坝高为25.7 m，坝顶长为615 m。黏土心墙曾被碾压至干重度为16.5 kN/m3，砂壳用松砂抛填。地震中主坝上游在砂壳坝顶下6 m处发生滑坡，滑坡长度为104 m，面积为3 328 m2，方量为9 400 m3，滑坡面距原坝坡平面平均深约3 m，最大深度为4.9 m，如图12所示。

黄山水库为黏土宽心墙砂壳坝，最大坝高为16.69 m，坝顶长860 m。施工中心墙分层碾压，砂壳未予压实。地震中上游坝壳发生了3个大小不等的滑坡段，后开闸放水，水位降低后又发现了1个小滑坡。每段滑坡长18～20 m，深5～6 m。

3.3 地基液化

历次大地震中，严重的震害很多都与土体液化密切相关。考察这些液化案例的应力条件，在搜集整理历次大地震中的液化数据资料基础上，绘制液化砂层中点上覆有效应力与中心点距地下水位深度图，如图13所示。

图13中共包含106组地震液化数据。由图可见，液化砂层的上覆有效应力大多在100 kPa以内，共97组，100～150 kPa之间的仅有8组，而超过150 kPa的仅有1组。对液化深度的统计分析表明，液化发生的深度绝大部分在10 m以内，少数在10～15 m之间。由此可知，液化大多发生在上覆有效应力小于150 kPa，尤其是小于100 kPa的地基浅层。为进一步说明上覆有效应力对液化的影响，以1964年Nigata地震液化数据和1976年唐山地震陡河水库地基砂层液化数据为例进行分析。

图13 液化砂层的上覆有效应力统计Fig.13 Statistics on overburden effective stress of liquefied sand layer

表1给出了1964年Nigata地震（M=7.5级）中不同地点砂层上覆有效应力与是否液化的对照情况，并绘于图14。由表1、图14可见，当上覆有效应力小于60 kPa时，砂层均发生液化。在原始数据中，Rail Road-2不能确定是否液化，但从本次地震中其他点的上覆有效应力情况看，该点应该是没有发生液化的。

表1 1964年Nigata地震（M=7.5）砂层上覆有效应力与液化情况对照表[9]Table 1 Situation of liquefaction and the values of overburden effective stress during Nigata earthquake (M=7.5)in 1964

图14 Nigata地震中砂层的液化情况Fig.14 Liquefaction in Nigata earthquake

1976年唐山发生7.8级地震，陡河水库坝址距震中20 km，坝址区地震烈度为Ⅸ度强。地震中陡河坝坡脚及下游地段较大范围内出现喷水冒砂[10]。震后在喷水冒砂比较集中的地区和未喷水冒砂的地区进行了勘探试验。据此获得的有效上覆压力与喷水冒砂情况如表2和图15所示。

由表2、图15可知，当砂层上覆有效应力σv′≥93 kPa时，砂层未液化；当砂层上覆有效应力σv′≤88 kPa时，砂层均发生液化。

通过对图13～15和表1、2的分析可获得如下认识：

（1）液化大多发生在上覆有效应力小于100 kPa的低应力条件下，已有的液化案例中很少有上覆有效应力超过200 kPa的情形出现。

（2）地震动条件相近、土性相近的土层，当上覆应力较小时发生液化，而上覆应力达到一定值时，就不会发生液化。

表2 唐山地震中陡河水库主坝坡脚地基砂层上覆有效应力及冒水喷砂情况对照表[10]Table 2 Situation of sand boil and the values of effective overburden stress for the foundation of Douhe reservoir’s foundation in Tangshan earthquake

图15 陡河水库地基砂层的液化情况Fig.15 Liquefaction of Douhe reservoir’s foundation in Tangshan earthquake

4 研究和应用中存在的问题

伴随着高土石坝工程的建设，目前对土石料在中、高应力条件下工程性质的研究资料很多，但对低应力条件下土石料工程性质的研究资料很少。不同研究者对土石料在低应力条件下的静、动力强度和变形性质的研究结论也不尽一致。如Ponce等[11]和Yoshikazu等[12]的研究表明，低围压下砂土内摩擦角随围压的减小显著增大。而Tatsuoka等[13]通过扭剪试验研究表明，在30～100 kPa范围内，围压对砂土峰值内摩擦角的影响很小，甚至可以忽略。Agustian等[14]通过排水三轴压缩试验对矿渣的变形和强度特性的研究表明，在10～80 kPa约束应力范围内，围压对内摩擦角的影响很小。Sayeed等[15]采用三维离散元程序对粒状材料的研究表明，在约束应力为5～20 kPa的范围内，内摩擦角受约束应力的影响很小；当约束应力超过50 kPa时，内摩擦角随约束应力的增大而降低，詹传妮等[16]对砾石土的试验研究也得到了相同的结论。此外，不同研究者对低围压下围压对应力-应变关系和剪胀性的影响的结论也不尽一致。这些研究表明：高、中、低应力条件下土石料的强度和应力、应变、剪胀性质是不同的；低应力下有关土石料强度和变形性质的研究还很不充分，一些问题还未达成共识。

目前，在处理工程问题时，通常只进行中、高应力条件下的试验，并据此确定数值计算中的计算参数。在数值计算中，基本上依据室内中、高应力下土的强度和变形试验结果进行土工构筑物和地基的变形和稳定分析，对处于土工构筑物表层或地基浅层的土体，也均以中、高应力条件下获得的试验参数作为计算参数，这与实际应力条件是不相符的。而高、低应力-应变条件下土石料的强度和变形变性特性差异较大，因此，这种取值方法的适用性存在疑虑。对地震液化数据的分析和地震中堤防、土石坝工程破坏实例的分析表明，地震引起的液化和堤防、土石坝的严重震害，基本上都是在100 kPa以内的低应力条件下。因此，只关注中、高应力条件下土石料的工程性质，忽略低应力条件下土石料的工程性质研究的现状，与地基和土工构筑物的破坏大多发生在100 kPa以下的低应力条件下的情况不相适应。

5 结 论

（1）在工程建设中，河口三角洲的开发和近海工程建设、铁路碎石路基的设计和维护、堤防和土石坝工程建设、未来月球资源开发等均与低应力条件下土石料的工程性质密切相关。对边坡与土石坝等土工构筑物的振动台模型试验成果和地基浅层原位试验成果的的判释和应用，也离不开对低应力条件下土石料工程性质的把握。

（2）地震中堤防的失稳与滑坡和土石坝的滑坡等严重震害，滑坡深度大多在7 m以内，基本上都是发生在100 kPa以内的低应力条件下。地震中的地基液化大多发生在上覆有效应力不超过 100 kPa的低应力条件下，少量发生在100～150 kPa范围内，当上覆有效应力超过150 kPa时，很少有液化发生。

（3）目前在研究中通常只关注中、高应力条件下土石料的工程性质，往往忽略了低应力条件下土石料的工程性质，这与地基和土工构筑物的破坏大多发生在100 kPa以内的低应力条件不相适应。

（4）高、中、低应力条件下土石料的强度和变性特性是不同的，实际工程中处于低应力区土石料所处状态与试验条件差异较大。在应用中，低应力区的土石料计算参数取值通常与中、高应力条件下获得的强度和变形参数一致，这种计算参数取值的适用性存在疑虑。

因此，研究低应力条件下土石料的工程性质，探讨低应力条件下土石料计算参数的取值方法，可以为低应力条件下的相关工程的设计和安全评价提供支持，具有重要的工程意义和科学价值。

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