• ISSN 1673-5722
  • CN 11-5429/P

柴达木块体内部都兰南断裂晚第四纪活动特征

盖海龙 姚生海 殷翔 苏旭 刘炜

杨歧焱, 尤惠川, 邸龙. 超浅层地震勘探在青岛王哥庄断裂探测中的应用[J]. 震灾防御技术, 2018, 13(2): 284-292. doi: 10.11899/zzfy20180204
引用本文: 盖海龙,姚生海,殷翔,苏旭,刘炜,2023. 柴达木块体内部都兰南断裂晚第四纪活动特征. 震灾防御技术,18(2):261−273. doi:10.11899/zzfy20230207. doi: 10.11899/zzfy20230207
Yang Qiyan, You Huichuan, Di Long. The Application of Ultra Shallow Seismic Survey on Wanggezhuang Fault in Qingdao[J]. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 2018, 13(2): 284-292. doi: 10.11899/zzfy20180204
Citation: Gai Hailong, Yao Shenghai, Yin Xiang, Su Xu, Liu Wei. The Late Quaternary Activity Characteristics of the Dulan South Fault in the Qaidam Block[J]. Technology for Earthquake Disaster Prevention, 2023, 18(2): 261-273. doi: 10.11899/zzfy20230207

柴达木块体内部都兰南断裂晚第四纪活动特征

doi: 10.11899/zzfy20230207
基金项目: 中国地震局地震科技星火计划项目(XH20061Y);青海省中青年科技人才托举工程(2022QHSKXRCTJ49)
详细信息
    作者简介:

    盖海龙,男,生于1988年。工程师。主要从事活动构造及其工程应用方面的工作。E-mail:nwuhailong@sina.cn

    通讯作者:

    姚生海,男,生于1980年。高级工程师。主要从事活动构造和古地震研究等方面的工作。E-mail:shenghaiyao@sina.com

The Late Quaternary Activity Characteristics of the Dulan South Fault in the Qaidam Block

  • 摘要: 青藏高原是新生代期间印度与欧亚板块持续强烈陆陆碰撞作用下形成的陆内活动造山带,发育了复杂的活动断裂系统,并成为东亚显著的陆内强震活动区。已有学者对高原活动断裂的研究多集中于地块边界带上,缺少对块体内部变形的研究。近期在开展青海省海西州都兰县察汗乌苏镇地震小区划工作中,调查发现在柴达木地块东南部的都兰次级断块内部存在明显的晚第四纪活断层−都兰南断裂。通过对都兰南断裂开展详细的野外地质调查、高分辨率遥感影像解译和无人机低空摄影精细测量等,得到该断裂的构造地貌特征、空间几何展布及运动特性,并通过开挖探槽和地质测年等,对其最新活动时代及滑动速率等进行初步约束。研究结果表明,该断裂为全长约43 km、全新世活动的左旋走滑断裂,并在其东段存在长约6 km的地表破裂带。在该断裂东段,地表的晚第四纪累积左旋位移达(14.5±1.8)m,西段的左旋走滑量为(6.7±0.8)m,初步估算其东段的水平走滑速率为1.56~1.9 mm/a,西段的水平走滑速率为0.9~1.16 mm/a。该断裂的发现及全新世活动的厘定表明,青藏高原内部活动构造变形样式复杂,断块内部通常存在不同程度的弥散变形。因此,断块内部的强震危险性不容忽视。该活动断裂的发现为认识都兰次级断块内部变形样式、应变分配等提供了参考,为都兰地区地震危险性的认知提供了支撑,对防御和减轻区域地震灾害风险具有一定指导意义。
  • 关于场地地震反应的分析已有大量研究成果,研究表明土壤在地震作用下会表现出材料非线性效应ADDIN EN.CITE.DATA(Joyner等,1975Huang等,2001Arslan等,2006Hosseini等,2012)。等效线性化方法ADDIN EN.CITE.DATA(Schnabel等,1972Idriss等,1992Bardet等,2000王笃国等,2016)是一种频域方法,通过在不同土体应变条件下选择等效阻尼比和剪切模量,将非线性问题转化为线性问题。当采用材料非线性本构模型描述土体非线性时,需采用时间积分算法求解非线性动力有限元方程。时间积分算法可分为隐式方法和显式方法。隐式算法每时刻需求解线性代数方程组,计算效率相对较低,如Wilson-θ法和Newmark法等。显式算法无需求解线性代数方程组,适合于强非线性和自由度数目较大的问题。研究者已提出多种显式时间积分算法ADDIN EN.CITE.DATA(Chung等,1994王进廷等,2002Belytschko等,2014)。作者近期提出一种二阶精度的单步显式算法,该算法适合变时步问题,在线弹性范围内稳定性较好。本文将该算法推广至求解非线性动力有限元方程中,并将其应用于地震波垂直入射时非线性地震反应分析。

    设已知非线性体系第${t_i}$时步的受力状态,求解第${t_{i + 1}}$时步的非线性结构动力学方程:

    $${\boldsymbol{M}}{{\boldsymbol{\ddot u}}_{i + 1}}{\boldsymbol{ + C}}{{\boldsymbol{\dot u}}_{i + 1}} + {\boldsymbol{f}}_{i + 1}^S{\boldsymbol{ = }}{{\boldsymbol{f}}_{i + 1}}$$ (1)

    式中MC、${{\boldsymbol{f}}^S}$和${\boldsymbol{f}}$分别表示非线性体系的质量矩阵、阻尼矩阵、内力向量和外荷载向量;u表示位移,点号对时间t求导,i+1表示第${t_{i + 1}}$时刻。第i+1时刻时间步长为:

    $${\boldsymbol{\Delta }}{t_i} = {t_{i + 1}} - {t_i}$$ (2)

    文献显式方法求解非线性方程(1)的过程如下,第i+1时刻位移${{\boldsymbol{u}}_{i + 1}}$为:

    $${{\boldsymbol{u}}_{i + 1}} = {{\boldsymbol{u}}_i} + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{t_i}{{\boldsymbol{\dot u}}_i} + \frac{{\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{t_i}^2}}{2}{{\boldsymbol{\ddot u}}_i}$$ (3)

    i+1时刻位移增量$\mathit{\Delta }{{\boldsymbol{u}}_i}$、内力增量$\mathit{\Delta }{\boldsymbol{f}}_i^S$和内力全量${\boldsymbol{f}}_{i + 1}^S$分别为:

    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{{\boldsymbol{u}}_i} = {{\boldsymbol{u}}_{i + 1}} - {{\boldsymbol{u}}_i}$$ (4)
    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{f}}_i^S = {\boldsymbol{f}}(\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{{\boldsymbol{u}}_i})$$ (5)
    $${\boldsymbol{f}}_{i + 1}^S = {\boldsymbol{f}}_i^S + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{f}}_i^S$$ (6)

    i+1时刻预估速度${{\boldsymbol{\dot {\tilde u}}}_{i + 1}}$、预估加速度${{\boldsymbol{\ddot {\tilde u}}}_{i + 1}}$、速度${{\boldsymbol{\dot u}}_{i + 1}}$和加速度${{\boldsymbol{\ddot u}}_{i + 1}}$分别为

    $${{\boldsymbol{\dot {\tilde u}}}_{i + 1}} = {{\boldsymbol{\dot u}}_i} + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{t_i}{{\boldsymbol{\ddot u}}_i}$$ (7)
    $${{\boldsymbol{\ddot {\tilde u}}}_{i + 1}} = {{\boldsymbol{M}}^{ - 1}}({{\boldsymbol{f}}_{i + 1}} - {\boldsymbol{C\dot {\tilde u}}}_{i + 1}^{} - {\boldsymbol{f}}_{i + 1}^S)$$ (8)
    $${{\boldsymbol{\dot u}}_{i + 1}} = {{\boldsymbol{\dot u}}_i} + \frac{{\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{t_i}}}{2}({{\boldsymbol{\ddot u}}_i} + {{\boldsymbol{\ddot {\tilde u}}}_{i + 1}})$$ (9)
    $${{\boldsymbol{\ddot u}}_{i + 1}} = {{\boldsymbol{M}}^{ - 1}}({{\boldsymbol{f}}_{i + 1}} - {\boldsymbol{C\dot u}}_{i + 1}^{} - {\boldsymbol{f}}_{i + 1}^S)$$ (10)

    式(3)—式(10)为求解式(1)的显式算法。算法中需由位移增量计算内力增量,目前常用的应力计算方法包括向前欧拉法、向后欧拉法和完全隐式计算法等ADDIN EN.CITE.DATA(Sloan等,19922001Ahadi等,2003)。下面给出式(5)由位移增量计算内力增量的过程,即一种带误差控制的修正欧拉算法。

    对于每个有限单元,由位移增量$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{u}}_i^e$计算应变增量$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e$的表达式为:

    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e = {{\boldsymbol{B}}^e}\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{u}}_i^e$$ (11)

    式中Be为应变矩阵。将ti时刻单元应变增量$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e$赋值给子步应变增量$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e$,ti时刻单元应力${\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_i^e$赋值给${\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e$,初始化子步应变增量和应力状态分别为:

    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e \leftarrow \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e$$ (12)
    $${\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e \leftarrow {\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_i^e$$ (13)

    每个子步中应力增量计算思路见图 1,具体计算公式如下:

    $${\boldsymbol{D}}_1^e = {\boldsymbol{D}}({\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e)$$ (14)
    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_1^e = {\boldsymbol{D}}_1^e\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e$$ (15)
    $${\boldsymbol{D}}_2^e = {\boldsymbol{D}}({\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_1^e)$$ (16)
    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_2^e = {\boldsymbol{D}}_2^e\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e$$ (17)
    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_s^e = \frac{{\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_1^e + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_2^e}}{2}$$ (18)
    图 1  修正欧拉算法计算应力增量
    Figure 1.  Modified Euler algorithm to calculate stress increment

    式中${{\boldsymbol{D}}^e}$为单元应力-应变关系矩阵。判断每个子步中应力增量$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_s}$是否符合精度要求的误差判断式为:

    $${e_r} = \frac{{\left\| {\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_1^e - \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_2^e} \right\|}}{{\left\| {{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_s^e} \right\|}}$$ (19)

    判断误差er是否小于预先给定的判断值st,条件不满足时,缩小子步应变增量为:

    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e \leftarrow A\sqrt {{{{s_t}} \mathord{\left/ {\vphantom {{{s_t}} {{e_r}}}} \right. } {{e_r}}}} \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e$$ (20)

    式中A为误差峰值系数。采用缩小的子步应变增量重新进行式(14)—式(19)的计算与判断,循环直至满足精度要求,更新剩余应变增量和应力状态分别为:

    $$\mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e \leftarrow \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_i^e - \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ ε}} }}_s^e$$ (21)
    $${\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e \leftarrow {\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_{i + 1}^e + \mathit{\boldsymbol{ \boldsymbol{\varDelta} }}{\boldsymbol{ \pmb{\mathit{ σ}} }}_s^e$$ (22)

    利用更新剩余应变增量和应力状态循环执行式(14)—式(20),直至剩余应变增量小于等于零结束。

    利用求得的第i+1时刻单元应力可得到单元应力增量和内力增量分别为:

    $$ \Delta \boldsymbol{\sigma }_i^e = \boldsymbol{\sigma }_{i + 1}^e - \boldsymbol{\sigma }_i^e $$ (23)
    $$ \Delta {\boldsymbol{f}}_i^S{\rm{ = }}\sum\limits_e {\int {{{\boldsymbol{B}}^{e{\rm{T}}}}\boldsymbol{\Delta }{\boldsymbol{\sigma }}_i^e{\bf{d}}A} } $$ (24)

    本节将上述非线性有限元方程的显式时间积分算法应用于地震波垂直入射时场地非线性地震反应分析中。假定基岩为线弹性半空间,考虑基岩上覆土层的材料非线性,不考虑土体阻尼。在土层下部设置黏性边界条件模拟半空间基岩的辐射阻尼,并在该处以等效结点力的方式实现地震动输入。

    计算模型见图 2,选取A点作为观测点。土体非线性材料本构模型选取邓肯-张模型,土体线弹性参数见表 1,未给出配套的非线性参数,故算例中的非线性参数参考实际情况选取,后续研究中将使用更真实表现土体非线性行为的本构模型及真实工程场地参数。算例中的大气压参数取100kPa,内摩擦角增量取0°。入射地震动分别选取狄拉克脉冲和实测地震动(Gilroy Array #3,Coyote Lake, 1979)。入射狄拉克脉冲见图 3,观测点结果见图 4,实测地震动见图 5,观测点结果见图 6图 4图 6中给出采用中心差分法的计算结果作为参考解,由图 4图 6可知,本文算法与中心差分法计算结果吻合较好,说明本文算法的有效性。

    图 2  大开车站沿线土层纵断面构造
    Figure 2.  Site condition of the Daikai subway station in vertical direction
    表 1  土层参数
    Table 1.  Parameters of soils
    土质 深度/
    m
    $\rho $/
    (g/cm3
    cs/
    (m/s)
    v
    -
    EN
    -
    Rf
    -
    c/
    (MPa)
    θ/(°) D
    -
    F
    -
    人工填土 0—1.0 1.9 140 0.33 0.33 0.758 0.084 26.9 1.06 0.021
    全新世砂土 1.0—5.1 1.9 140 0.32 0.33 0.758 0.084 26.9 1.06 0.021
    全新世砂土 5.1—8.3 1.9 170 0.32 0.36 0.768 0.120 31.0 1.11 0.015
    更新世粘土 8.3—11.4 1.9 190 0.40 0.44 0.822 0.188 28.4 1.01 0.012
    更新世粘土 11.4—17.2 1.9 240 0.30 0.44 0.822 0.188 28.4 1.01 0.012
    更新世砂土 17.2—22.2 2.0 330 0.26 0.51 0.840 0.300 30.0 1.02 0.011
    基岩 >22.2 2.0 330 0.26 - - - - - -
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    图 3  狄拉克脉冲速度和加速度时程图
    Figure 3.  Velocity and acceleration time history of the Dirac pulse
    图 4  狄拉克脉冲入射时场地反应分析结果
    Figure 4.  Results of site analysis under the incident of Dirac pulse
    图 5  实测地震动速度和加速度时程图
    Figure 5.  Velocity and acceleration time history of the seismic motion
    图 6  实测地震动入射时场地反应分析结果
    Figure 6.  Results of site reaction analysis under the incident of the seismic motion

    表 1ρcsvENRfcθ为模型参数,分别表示密度、剪切波速、泊松比、无量纲幂次、破坏比、土的内聚力、土的摩擦角。DF为试验常数。

    本文发展一种求解材料非线性结构动力学方程的显式时间积分算法,并应用于地震波竖直入射时非线性地震反应分析中,通过算例验证了该方法的有效性。该显式算法具有无需对角阻尼矩阵、单步、稳定性良好等优点。本文考虑了邓肯-张非线性弹性本构模型,下步研究可考虑将该显式算法扩展到弹塑性本构模型及更能反映土层真实变形的本构模型中。

  • 图  1  研究区地震构造

    Figure  1.  Seismic tectonic map of the study area

    图  2  都兰南断裂几何展布

    Figure  2.  Geometric display of the the Dulan South fault

    图  3  都兰南断裂地表破裂遥感影像(影像据Google map,红色箭头为断裂疑似位置)

    Figure  3.  Remote sensing image of surface ruptures at the Dulan South fault (According to google map, the red arrow is the suspected location of the break)

    图  4  都兰南断裂东段地表破裂

    Figure  4.  Surface rupture at the eastern end of the Dulan South fault

    图  5  断层陡坎垂直高度测量

    Figure  5.  Measurement of vertical height of fault steep

    图  6  沿地表破裂发育的断层凹槽、反向陡坎和断塞塘

    Figure  6.  Fault grooves, reverse steep ridges and fault ponds develop along surface ruptures

    图  7  G109国道以西1.5 km处断裂沿线地貌特征

    Figure  7.  Landform features along the fault 1.5 km to the west of G109 national highway

    图  8  G109国道以西1.5 km处断裂沿线左旋位移

    Figure  8.  Photo of left-handed displacement along the fault line 1.5 km west of G109 national highway

    图  9  探槽与断裂位置示意

    Figure  9.  Schematic diagram of the location of exploration trenches and faults

    图  10  探槽剖面及解译

    Figure  10.  Sectional view and interpretation of the trench

    图  11  S4冲沟左旋位错影像

    Figure  11.  Image of left hand dislocation in S4 gully

    图  12  探槽剖面图及解译

    Figure  12.  Profile and interpretation of trench

    表  1  地表破裂沿线冲沟左旋位错实测位移

    Table  1.   Measured displacement table of left-handed dislocation of gullies along the surface rupture

    实测水平位移点水平位移/m平均水平位移/m
    S111.7±1.214.5±1.8
    S214.5±1.5
    S315.8±1.5
    S416.0±1.6
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    表  2  断层陡坎垂直高度实测位移

    Table  2.   Measured displacement of vertical height of fault scarp

    实测垂直位移点垂直位移/m平均垂直位移/m
    P11.00.85
    P20.6
    P30.8
    P41.0
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    表  3  断裂沿线冲沟左旋位错实测位移

    Table  3.   Measured displacement table of gully left-handed dislocation along the fault

    实测水平位移点水平位移/m平均水平位移/m
    S57.0±0.86.7±0.8
    S66.4±0.8
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    表  4  桃斯托河西北岸探槽14C样品测试结果

    Table  4.   Test results of 14C sample from trench on the north west bank of taosto river

    实验室编号样品号取样位置测年物质常规放射性碳年代/a BP树轮校正2σ/Cal a BP
    Beta-536481DLT1-C2U4地层泥炭4 820±305 533±41
    Beta-536483DLT1-C4U5地层泥炭7 600±308 397±21
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    表  5  G109国道以西探槽OSL样品测试结果

    Table  5.   Test results of OSL sample trench from the trench to west of G109 national highway

    实验室编号样品号取样位置环境剂量率/(Gy·ka−1测年物质等效剂量/Gy年龄/ka
    DLT2-1U3地层未取得测试数据
    2020_1_22DLT2-2U3地层3.646±0.160粉质黏土17.58±1.974.8±0.6
    2020_1_23DLT2-3U3地层3.653±0.162细砂19.41±1.445.3±0.5
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    表  6  G109国道以西探槽14C样品测试结果

    Table  6.   Test results of 14C sample from the trench to the west of G109 national highway

    实验室编号样品号取样位置测年物质常规放射性碳年代/a BP树轮校正2σ/Cal a BP
    Beta-570283DLT2-C1U4地层泥炭5 710±306 497±51
    Beta-570284DLT2-C2U2地层泥炭2 820±302 922±44
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出版历程
  • 收稿日期:  2022-05-23
  • 刊出日期:  2023-06-30

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