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)
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引言
北京时间2019年2月2日5时54分，新疆塔城地区塔城市(46.73°N，83.34°E)发生MS5.2地震，震源深度16km，震中距塔城市区27km、距额敏县城32km、距裕民县城64km、距托里县城90km、距克拉玛依市区172km、距和布克赛尔县城181km、距乌合尔区194km。塔城市、托里县、额敏县、博乐市、精河县、温泉县、和布克赛尔县、兵团第五师83团、奎屯市、乌苏市、霍尔果斯市、阿勒泰市、福海市、兵团北屯市、克拉玛依市、伊宁市等地震感强烈。地震造成震中附近房屋发生不同程度破坏，其中以无抗震能力的土木结构房屋破坏最为严重。
地震频度高、震源浅、分布广、灾害重是本次地震灾害的主要特征，随着经济、社会的不断发展，各级政府对乡村地区房屋抗震意识不断提高，在城镇地区推行多种有针对性的房屋改造工程。2004年新疆开始正式实施城乡抗震安居工程(张勇，2006)，2011年开始按“高起点规划、高水平建设、高效益配套”要求建设每户不低于80m2，户型实用、耐用、设施齐全，反映地域特色和文化内涵的安居富民房(谭明等，2014；常想德，2017a，2017b)。安居富民工程的实施推广使新疆农、牧区房屋抗震性能迅速提高，此类房屋在新疆境内多次破坏性地震中均未出现破坏，其抗震性能得到检验。相反，未经正规抗震设计的老旧、自建房屋破坏和倒塌比例非常高，所以推广安居富民工程对减少地震带来的损失具有至关重要的意义(姚远等, 2015, 2016；阿里木江·亚力昆等，2018；温和平等，2017)。
本文在分析塔城市MS5.2地震震区烈度分布及场地条件的基础上，归纳总结房屋结构、震害特征，并通过分析等震线分布、活动构造特征及深部构造，探讨本次地震可能的发震构造。
1. 地震烈度及场地条件
1.1 地震烈度
新疆维吾尔自治区地震局地震现场工作队按照《地震现场工作第3部分：调查规范》(GB/T 18208.3—2011)(中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局等，2011)、《中国地震烈度表》(GB/T 17742—2008)(中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局等，2008)对震区7个乡(镇、场)共33个调查点开展烈度调查，确定Ⅵ度点13个、Ⅴ度点20个，依据烈度调查情况，确定了本次地震极震区烈度为Ⅵ度，Ⅵ度区西起喀拉哈巴克乡以东，东至恰夏镇东北地区，等震线呈近EW走向，与该地区活动断裂走向近一致，等震线长轴半径约9.7km，短轴半径约6.8km，总面积206.77km2，主要涉及塔城市恰夏镇、恰合吉牧场及喀拉哈巴克乡(图 1)。
图 1 塔城地震烈度、调查点及震区场地条件分布Figure 1. The seismic intensity, survey point distribution and site conditions map of the Tacheng earthquake1.2 震区场地条件
震区位于塔城坳陷带内，地貌主要由震中东部锡伯图河冲积扇与西部阿不都拉河冲积扇组成的山前冲、洪积扇群组成。总体地势北高南低，东西向地势为冲积扇轴部向冲积扇两侧或冲积扇结合部倾斜，盆地地形平坦、开阔，坡度平缓。震区地层岩性具典型的二元结构，由上部粉土与下部厚层卵砾石组成，局部地区上部粉土层较厚，地貌现多为农田。
新构造运动以来，随着西准噶尔山地及塔尔巴哈台山和巴尔鲁克山的不一致隆升，造成山体倾斜，山势由西向东呈阶梯状下降。同时，河流下切造成河谷内形成多级高度不同的阶地，如达尔布特河发育高度不同的多级河流阶地，喀浪古尔河与阿布都拉河等在山口地带发育2~3级河流阶地。这反映出震区现代构造运动具有间歇性和差异性的特点，各级阶地拔河高度大致反映了晚第四纪以来的抬升幅度。另外，在山体隆升的同时，塔城盆地发生相对沉降，沉降幅度由南北山前地带向盆地中央逐渐增大，在盆地内部沉积了较厚的第四纪堆积物，厚度可达258m。本次地震震中位于山前冲洪积平原上，该地貌单元内场地条件单一，为Ⅱ类场地(图 1)。
2. 震区房屋结构类型及震害特征
2.1 震区房屋结构类型
本次地震涉及的房屋结构类型主要包括土木结构、砖木结构、砖混结构、框架结构和安居富民房。
(1) 土木结构。震区土木结构房屋多数为20世纪八九十年代建造的“干打垒”房屋，墙体由黏性土夯打密实而成。部分房屋基础和底部为砖砌体墙体，并砌筑土坯墙(土坯墙与砖墙间未进行有效、可靠连接)，部分房屋墙体勒脚为后期填充式单砖砌筑，还有部分房屋将木梁房顶上面改造成彩钢板房顶。该类房屋在灾区乡村占比较大，承重墙体多为土坯墙和夯土墙，建筑材料强度低，是典型的脆性结构，无任何抗震措施，屋面与墙体之间缺乏有效连接，房屋整体性很差，在水平地震作用下，整个屋面易产生推力，破坏承重外墙(葛鸣等，2012；王永亮等，2014)，从而出现墙体倒塌或屋顶坍塌现象。本次地震后，恰夏镇禾斯阔甫尔村和喀拉哈巴克乡阿热散村“干打垒”房屋由于地基不稳，加之风雨侵蚀，使后墙外闪，纵横墙间出现裂缝(图 2(a)、2(b))。此外，震区土木结构房屋多因年久失修，震前已普遍存在细小裂缝，本次地震使旧裂缝加宽，部分房屋旧裂缝加宽现象相对明显(图 2(c)、2(d))；还有一些房屋墙皮发生脱落、纵横墙连接处出现竖向裂缝、门(窗)洞角出现斜裂缝(图 2(e))，恰夏镇靠近震中方向的西山墙与纵墙裂缝较多，单坡屋顶类的房屋滴水侧南纵墙与横墙间裂缝较多(图 2(f))。
图 2 土木结构房屋受损情况Figure 2. Damage of soil-wood by the earthquake(a)禾斯阔甫尔村“干打垒”房屋中等程度破坏，后墙外闪，出现纵横墙间裂缝；(b)阿热散村老旧土木结构房屋后纵墙外闪；(c)、(d)阿热散村土木结构房屋已有裂缝加宽；(e)农二队土木结构房屋门洞角裂缝加宽、墙皮脱落；(f)科克塔尔村“干打垒”房屋出现纵横墙间裂缝(2) 砖木结构。震区该类房屋较少，主要为年代较久的居民自建房、政府、学校，房屋墙体为黏土砖砌筑，无圈梁及构造柱等抗震措施，多为硬山搁檩形式，与墙体间无可靠连接措施。震区附近砖木结构房屋虽抗震性能差，但本次震害不明显，多数为基本完好，少数出现旧裂缝加宽现象，如喀拉哈巴克乡巴斯博孜达克东村一户2002年修建的120m2砖木结构房屋，因地基不稳造成房屋后纵墙裂缝，2008年曾进行抗震加固，但本次地震仍使旧裂缝加宽(图 3(a))。
图 3 其他结构房屋受损情况Figure 3. Damage of other houses by the earquake(a)巴斯博孜达克东村老旧砖木结构房屋裂缝加宽；(b)农二队砖混结构房屋墙体裂缝加宽；(c)农二队砖混结构房屋预制板顶连接处出现裂缝；(d)滑雪场砖混结构房屋门洞角出现斜裂缝；(e)恰夏镇中心学校小学教学楼框架结构轻微破坏，填充墙墙体门洞角出现斜裂缝；(f)恰夏镇中心学校小学教学楼框架结构轻微破坏，廊洞部出现横向裂缝(3) 砖混结构。该类房屋主要分为预制板楼顶和现浇楼顶两类，主要为建成一段时间的居民自建房、乡(镇)政府办公用房、干部周转房、学校、幼儿园等，此类房屋一般进行了抗震设防，设置了圈梁、构造柱等抗震措施，且施工质量较好，建设时依据的抗震设计规范版本虽不同，但抗震性能相对较好。震区调查结果显示该类房屋多数基本完好，个别出现轻微破坏，主要震害现象为墙体斜裂缝、门(窗)洞角斜裂缝、预制板间连接处开裂、吊顶脱落等，如恰合吉牧场农二队和滑雪场砖混结构房屋预制板顶连接处出现裂缝(图 3(b))，门洞角出现斜裂缝(图 3(c))。单层砖混结构民居房屋多为未经抗震设防的自建房，材料强度和砌体整体强度较低，部分房屋建造年代久远，施工质量差，缺乏抗震措施，抗震性能较差(图 3(d))。
(4) 框架结构。该类房屋是由钢筋混凝土梁、柱等构件组成承重体系的房屋，主要为乡(镇)政府办公楼、学校幼儿园教学楼等，具有平面布置灵活、可任意分割房间、易满足生产工艺和使用要求、自重轻、能有效减小地震作用等优点。设计合理的框架结构房屋抗震性能一般较好，具有良好的延性。震区调查结果显示该类房屋框架主体结构未遭受破坏，多数为完好无损。恰夏镇中心学校小学教学楼轻微破坏，填充墙墙体门洞角出现斜裂缝(图 3(e))和廊洞部横向裂缝(图 3(f))，这可能因为填充墙多采用空心砖或混凝土砌块，使填充墙侧向刚度大于框架侧向刚度，框架结构属于柔性结构，框架柱变形大于填充墙，变形不协调，从而导致填充墙产生轻微裂缝(谭明等，2014；孙静等，2014)。
(5) 安居富民房。该类房屋多在原宅基地上新建，部分为集中成片建设。为确保安居富民房达到抗震要求，各级政府和相关部门采取了一系列管理和技术措施，并为建房户提供指导和服务。震区安居富民房主要以砖混结构为主，随着建设任务的完成，砖木结构和砖混结构房屋占比迅速扩大，将成为主要结构类型。该类房屋抗震措施满足设防要求，抗震性能良好，在本次地震中未发生明显破坏(图 4(a)、4(b))。
2.2 地震灾害特征分析
(1) 本次地震震中烈度为Ⅵ度，根据烈度调查，初步认为本次地震发震构造为塔城盆地北缘塔克台断裂向盆地扩展形成的一条隐伏断层，房屋震害较重的调查点以近东西向展布。本次地震Ⅵ度区受山前断裂和场地条件的影响明显，Ⅵ度区影响范围大体呈东西向条带状分布。
(2) 本次地震Ⅵ度区涉及恰夏镇、恰合吉牧场、喀拉哈巴克乡，现场调查发现本次地震未造成人员伤亡，也未造成大面积房屋结构性破坏，仅造成少数老旧土木结构房屋破坏、个别砖混结构房屋和框架结构房屋轻微破坏，损失和影响范围较小。
(3) 安居富民房具有良好的结构抗震措施和合理的基础防护措施，抵御了本次地震灾害，震区此类房屋抗震性能良好，未出现破坏。
(4) 恰合吉牧场场部距微观震中仅2km，但未造成大面积房屋破坏，居民房屋抗震能力较强，且老旧房屋占比较小，这是地震灾害少的原因。
3. 震区发震构造分析
3.1 地震构造背景
塔城盆地位于天山和阿尔泰山之间，在大地构造上位于哈萨克斯坦—准噶尔板块内(罗福忠等，2015)，是在古生代褶皱基底上发育的新生代山间盆地。盆地东西长约160km，南北宽约90km，总面积约8300km2(冯乾文，2009)。盆地由北部的塔尔巴哈台山、南部的巴尔鲁克山以及东部的乌尔喀什尔山(谢米斯台山)环抱而成(图 5(a))，在空间上呈不规则方形，主体走向为NE—SW向。布格重力异常及剩余重力异常、二维地震及电法反演资料均显示，塔城盆地南北向具有“两拗夹一隆”构造格局(吕铁良等，2015)。盆地构造格局总体上被NE—近EW向塔克台断裂、冬别列克断裂控制。
本次地震震中位于塔尔巴哈台山以南的塔城盆地内，盆地内活动断裂不发育，距震中最近的一条区域性活动断裂带为塔城盆地北缘的塔克台断裂，该断裂东部沿和布克赛尔盆地北缘延伸，向西穿过西准噶尔山地经塔城盆地北缘延伸至哈萨克斯坦境内，全长约438km。断裂走向近EW向，延伸至哈萨克斯坦境内转为NW向，主断面北倾，具有逆断层性质。由于境外塔克台断裂几何展布情况不明，本文未展示境外部分。根据断裂几何学展布特征，将该断裂初步划分为东、西两段，东段从布克赛尔盆地北至塔城盆地东北端，全长约163km，走向近EW向；西段从塔城盆地东北端至哈萨克斯坦境内(图 5(a))，全长约275km，走向近EW向，后又转为NW向。
断裂在阿布都拉河一带分为两条，即北支断裂与南支断裂，构成塔尔巴哈台山与塔城盆地的界线。北支断裂在塔城市北喀浪古尔河渠首，断裂在地貌上，呈近EW向的断裂谷地，断裂断错水系西岸，断面北倾，倾角约68°，沿断面发育较厚的红色断层泥。该断裂分布在泥盆系基岩区内，断层两侧泥盆系产状不一致，北盘地层北倾，倾斜相对较缓，而南盘地层南倾，倾斜陡立。断层两侧地层受挤压较破碎，破碎带宽约30m。
南支断裂构成塔城盆地西北边界，分布在山前地带，在塔城市北喀浪古尔河山口处河西岸可见断裂断错了Ⅱ、Ⅲ级河流阶地，并形成清晰的断层陡坎。河流阶地基座为泥盆系，上覆阶地砾石层与黄土层。但在Ⅰ级阶地上，阶地面平坦，未发现断裂断错Ⅰ级阶地形成明显的断层陡坎(图 6(a))。在阿布都拉河河口一带，断裂构成山地与盆地的界线，并分布老断崖(图 6(b))。
3.2 发震构造分析
从图像上看，塔城MS5.2地震等震线长轴走向与断层走向近一致，震中位于塔克台断裂下盘，主断裂发震的可能性相对较小，收集塔城盆地近南北向地震剖面，如图 5所示，剖面显示塔城盆地及邻区发育除塔克台两条活动断裂外，盆地内还发育多条隐伏断层，这些断层均向北倾，在地表呈高角度逆断层性质，推测本次地震发震构造为塔克台断裂不断向盆地方向迁移、扩展形成的一条隐伏断裂(图 7)。由于本次地震震级较小，地震产生的能量不足以使地表发生破裂，所以目前发震断裂仍隐伏于地下，初步认为该地震发震构造仍为塔城盆地北缘塔克台断裂，但需在以后的工作中进一步寻找相关的地质地貌证据。
4. 讨论与建议
(1) 本次地震引起损失的主要原因包括：震区存在大量老旧、自建土木结构和砖木结构房屋，多未经正规设计，地基处理不规范，震前已产生不同程度的纵横墙间裂缝、门(窗)洞角斜裂缝，本次地震使房屋破坏更严重，部分房屋墙体外闪，已不具备居住条件；砖混结构房屋由于采取了一定抗震措施，主要震害为墙体斜裂缝、预制板顶连接处开裂、门(窗)洞角斜裂缝等；除个别近几年修建的办公楼和幼儿园框架结构房屋出现填充墙墙体斜裂缝、填充墙与主体结构裂缝外，其他框架结构房屋完好无损；安居富民房在本次地震中经受住了考验，抗震性能良好，未发生明显破坏。
(2) 根据本次地震现场野外调查工作，结合地震等震线分布情况，初步判定本次地震发震构造为塔克台断裂向盆地方向迁移形成的一条隐伏断裂。
(3) 通过现场调查发现，因常年未经历破坏性地震，震区群众防震减灾意识不强，政府部门应积极引导群众持续推进安居富民工程。同时，新建房屋须结合震区房屋震害特点，选址应避开不利地带，做好地基处理。
致谢: 本文房屋调查及地震地质灾害等相关资料由新疆塔域MS5.2地震现场工作队提供，特此感谢应急队全体工作人员的辛勤工作，同时感谢审稿专家对本文提出的建设性修改意见及建议。 -
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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