桥液化计算结果

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港珠澳大桥隧道工程地震液化判别

ｆＣＣＣＣ — ＦＨＤＩＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｇｕａｎｇｚｈｏｕ５１０２３０，Ｃｈｉｎａ）
Ａｂｓｔｒａｃｔ：ＴｈｅｅｖａｌｕａｔｉｏｎｏｆｌｉｑｕｅｆａｃｔｉｏｎｒｅｓｉｓｔａｎｃｅｆｏｒＨＺＭｂｒｉｄｇｅｔｕｎｎｅｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇｉｓｔｏｐｒｏｖｉｄｅｔｈｅｂａｓｉｃ
ＳｅｉｓｍｉｃｌｉｑｕｅｆａｃｔｉｏｎＯｆＨＺＭｂｒｉｄｇｅｔｕｎｎｅｌｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ
ＨＵＣｈａｎｇ — ｙｏｕ，ＬＩＵＦａｎｇ，ＬＩＧａｎｇ
判别。通过对不同方法得出的液化判别结果进行综合分析，确定砂土液化判别的最终结果，并提出处理措施。通过对液化
判别的最终结果分析，并与国标液化判别结果对比分析，分析差异，总结规律，为珠江三角洲入海处砂土液化判别提供经
（中交第四航务＿７－程勘察设计院有限公司，广东广州５１０２３０）
摘要：港珠澳大桥隧道工程地震液化判别是为港珠澳大桥的抗震设计提供依据，是为大桥建设服务的。根据英国标准
（ＢＳＦＬ范），通过初判和详判，详竽ｊ采用了ＳＰＴ、ＣＰＴＵ、波速测试・５ｔｌ方法，分剐对港珠澳大桥隧道工程砂土进行了液化

地震场地类型划分及液化

地震场地类型划分需注意的点考试中考液化等级划分是比较麻烦的题目，考察范围很大，此处列出需注意事项1.判别的计算深度，对于一般的建筑只用判别地面下15m的液化情况，这些一般简直在规范上有写出，大家自己查看，这点很重要，忽略了易造成加大计算量且不讨好。

2.注意题目中给出的水位，粘粒含量，地质年代，一般来说判断三公式都是单独出题不会混到题目中，所以以上的3个简易判别就成为了做题初判的重点，首先看水位，只有水位下的饱和砂土粉土才会发生液化，粘性土不会发生液化，水位以上不考虑液化，粘粒含量只有粉土才考虑，砂土是不考虑的，对于地质年代往往很容易被忽略，一定要看清，可以减轻很大的计算量。

3．液化判别计算公式中要注意，dw是应按近期年最高水位，千万别用成勘察期水位。

粉土粘粒含量ρc小于3取3大于3取实际，对于砂土任何时候都取3，注意水利水电勘察规范没有土的区分，小于3都取3，大于3都取实际。

4.在液化指数计算过程中，一定要注意做到，上层不过水，不过界，下层不过界，不过液化计算深度，此处最下一层一定注意，对于一般的建筑只用判别到15m，这个15m就是下限。

是个非常容易错的考点。

对于打桩后标贯锤击数的修正此处特别容易与地基处理中的面积置换率联系在一起联合出题考察，要注意这类型题目的练习。

水工建筑的液化判别都在水利水电勘察规范上需要计算的总共有以下几点1、通过剪切波速判断液化性2、对于工程正常运用后，由于土层和水位的变化需重新进行校正，以校正后的锤击数作为复判依据。

此处注意在本规中临界锤击数分出了近震远震，初始锤击数取值不一样。

且当标准贯入点在地面以下深度5m以内时，取5m，这个是个重点要注意。

注意水利水电勘察规范没有土的区分，小于3都取3，大于3都取实际。

3、相对密度复判法和相对含水率或液性指数复判法需要知道是怎么回事即可，考试中再对着例题做也来的及。

公路工程抗震设计规范1、在初判的时候，大家可以看以下下面那个图其实和建筑抗震设计规范上的3各公式差不多，基本可以通用。

煤间接液化与直接液化区别

甲醇为转化烯烃的反应（1）酸性催化特征甲醇转化为烯烃的反应包含甲醇转化为二甲醚和甲醇或二甲醚转化为烯烃两个反应。

前一个反应在较低的温度（150-350o C）即可发生，生成烃类的反应在较高的反应温度（>300o C）下发生。

两个转化反应均需要酸性催化剂。

通常的无定形固体酸可以即作为甲醇转化的催化剂，容易使甲醇转化为二甲醚，但生成低碳烯烃的选择性较低。

（2）高转化率以分子筛为催化剂时，在高于400o C的温度条件下，甲醇或二甲醚很容易完全转化（转化率100%）。

（3）低压反应原理上，甲醇转化为低碳烯烃反应是分子数量增加的反应，因此低压有利于提高低碳烯烃尤其是乙烯的选择性。

（4）强放热在200-300o C，甲醇转化为二甲醚和甲醇转化为低碳烯烃均为强放热反应，反应的热效应显著。

（5）快速反应甲醇转化为烃类的反应速度非常快。

根据大连化物所的实验研究，在反应接触时间短至0.04s便可以达到100%的甲醇转化率。

从反应机理推测，短的反应接触时间，可以有效地避免烯烃进行二次反应，提高低碳烯烃的选择性。

（6）分子筛催化的形状选择性效应原理上，低碳烯烃的高选择性是通过分子筛的酸性催化作用结合分子筛骨架结构中孔口的限制作用共同实现的。

结焦的产生将造成催化剂活性的降低，同时又反过来对产物的选择性产生影响。

DMTO工艺的开发过程中已经充分考虑了上述MTO反应的特征。

DMTO工艺的设计中，也应时刻牢记这些特征，将这些反应的原理性的特征融入其中煤间接液化与直接液化的区别一、煤炭液化发展状况:1、间接液化技术发展状况煤的间接液化技术是先将煤气化，然后合成燃料油和化工产品。

目前南非萨索尔公司、荷兰壳牌公司、美国美孚公司、丹麦托普索公司都拥有成熟技术，但达到和正在商业化生产的只有南非萨索尔公司。

该公司已先后建成了三个间接液化工厂，年产汽油、柴油、蜡、乙烯、丙烯、聚合物、氨、醇、醛、酮等113种化工产品，共计760万吨，其中油品占60%左右。

液化计算公式

说明：此公式是计算液化土计算厚度和液化土层中点深度一个标贯的计算公式第一个标贯深度 5.35起始深度 2.50终止深度8.00中间结果1第一个标贯厚度 5.50 5.50 5.25第一个标贯的中点深度 5.25二个标贯的计算公式第一个标贯深度 6.15第二个标贯深度9.15起始深度 3.50终止深度10.40中间结果17.65中间结果2第一个标贯厚度 4.15 4.15 5.58第二个标贯厚度 2.75 2.759.03第一个标贯的中点深度 5.58第二个标贯的中点深度9.03三个标贯的计算公式第一个标贯深度 4.40第二个标贯深度7.35第三个标贯深度9.20起始深度 4.20终止深度10.40中间结果1 5.88中间结果28.28中间结果3第一个标贯厚度 1.68 1.68 5.04第二个标贯厚度 2.40 2.407.08第三个标贯厚度 2.13 2.139.34第一个标贯的中点深度 5.04第二个标贯的中点深度7.08第三个标贯的中点深度9.34四个标贯的计算公式第一个标贯深度7.70第二个标贯深度10.15第三个标贯深度12.20第四个标贯深度14.05起始深度 6.10终止深度14.80中间结果18.93中间结果211.18中间结果313.13中间结果4第一个标贯厚度 2.83第二个标贯厚度 2.25第三个标贯厚度 1.95第四个标贯厚度 1.68第一个标贯的中点深度7.51第二个标贯的中点深度10.05第三个标贯的中点深度12.15第四个标贯的中点深度13.96五个标贯的计算公式第一个标贯深度 5.45第二个标贯深度8.95第三个标贯深度12.15第四个标贯深度15.15第五个标贯深度18.65起始深度 3.80终止深度19.10中间结果17.20中间结果210.55中间结果313.65中间结果416.90中间结果5第一个标贯厚度 3.40 3.40 5.50第二个标贯厚度 3.35 3.358.88第三个标贯厚度 3.10 3.1012.10第四个标贯厚度 3.25 3.2515.28第五个标贯厚度 2.20 2.2018.00第一个标贯的中点深度 5.50第二个标贯的中点深度8.88第三个标贯的中点深度12.10第四个标贯的中点深度15.28第五个标贯的中点深度18.00。

常用桥梁壅水计算经验公式

道不松公式：式中：──最大壅水高度（m）；──与河段特征及河滩路堤阻挡流量和设计流量的比值有关的系数, 根据《公路桥位勘测设计规范》，取值见表1；河滩路堤阻断流量与设<10 11~30 31~50 >50计流量的比值（%）η0.05 0.07 0.1 0.15──桥下断面平均流速（m/s）；──桥前断面平均流速（m/s）。

实用水力学公式：式中：──动能校正系数，一般取1.1；──过水面积收缩系数，取0.85～0.95；──河宽（m）；──建桥前断面平均流速（m/s）；──建桥前断面平均水深（m）；──最大壅水高度（m）；──建桥后过水断面总宽，河宽减去桥墩总宽（m）。

Henderson公式：式中：──与桥墩形状有关的系数，矩形墩取0.35，圆形墩取0.18；、──桥位断面和河道断面的平均流速（m/s）。

铁科院陆浩公式：式中：──桥下断面平均流速，(m/s）；──桥前断面平均流速，（m/s）；、──系数，计算公式为：，──定床壅水系数，与建桥前后桥下断面流速变化有关；──与建桥后桥下水流流态有关的系数；──设计流量（）；──有限过水面积（）──反映桥下流速随河床冲刷断面增大而减小的系数，，对于岩石河床取1.0（A──河床粒径系数，；──中值粒径（mm）；p──冲刷系数）；──冲刷前桥下净过水面积（）。

铁科院曹瑞章公式：式中：──桥下平均流速,,( m/s)；──设计流量（）；──桥下净过水面积（）；──反映桥下流速随河床冲刷断面增大而减小的系数，，对于岩石河床取1.0（A──河床粒径系数，；──中值粒径（mm）；p──冲刷系数）；──天然状态下平均流速（m/s）；──壅水系数，； g──重力加速度。

金堤河干流桥基土的地震液化评价

摘
要：拟建４８座桥梁位于金堤河干流，是金堤河二期治理工程主要工程项目。饱和砂土震动液化是各桥
基土主要工程地质问题之一，笔者根据各桥基土工程地质条件，分析研究场地的宏观液化势，用标贯、静
探和动三轴试验方法进行地基土液化可能性判别，并对各桥基土进行液化危险性等级划分。关键词：金堤河干流；桥基；砂土液化；液化等级中图分类号：Ｐ１．３３５６文献标识码：Ｂ文章编号：１７ —１１（０２００４０６１２１２１）５— ４８－３
值；按远震衰减到本区为本区Ⅶ度考虑，Ｎ＝。取ｏ８各桥基土可能液化深度计算结果见表１。
收稿日期：２１０００２— ６— ９；改回日期：２１０２—０７—１８
作者简介：王志宏（９３一）１６，男，高级工程师，工程地质与水文地质专业，从事工程地质与水文地质勘察工作。Ｅ—ｍａｌａｇｈｈｎｉ：ｗｎｚｉｏｇ
详细的地震液化评价。
由此可得金堤河干流各桥基土 Ⅶ度地震时液化可能深度为４４．０—１．０ｍ，５４因此需对各桥基土进行复判。
３桥基地震液化复判
３１标准贯入试验．
１桥基地层结构
金堤河流域位于黄河冲积扇的中、下部，属黄河又
泛滥洼地。
当饱和砂土的实测标贯击数Ｎ，（经杆长修６未

建筑抗震液化判别

采用公式：N 0：液化判别标准贯入锤击数基准值，本场地采用7；N cr ：液化判别标准贯入锤击数临界值；d s ：饱和土标准贯入点深度（m）；d w ：地下水位深度（m）；ρc ：黏粒含量百分率，当小于3或为砂土时，采用3；β：调整系数，设计地震第一组取0.80，第二组取0.95，第三组取1.05，本场地取0.80；I l E ：液化指数 I lEi ：I 点所代表土层的液化指数；d i ：I点所代表的土层厚度(m)N i ：i 点标准贯入锤击数的实测值；N :标准贯入实测击数；当N ＜N cr ，应判为液化土。

W i ：i 土层单位土层厚度的层位影响权函数值(单位为m -1)。

当该层中点深度不大于5m时应采用10，等于20m时应采用零值，5~20m时应按线性内插法取值；液化判别一览表采用公式：N 0：液化判别标准贯入锤击数基准值，本场地采用7；N cr ：液化判别标准贯入锤击数临界值；d s ：饱和土标准贯入点深度（m）；d w ：地下水位深度（m）；ρc ：黏粒含量百分率，当小于3或为砂土时，采用3；β：调整系数，设计地震第一组取0.80，第二组取0.95，第三组取1.05，本场地取0.80；I l E ：液化指数 I lEi ：I 点所代表土层的液化指数；d i ：I点所代表的土层厚度(m)N i ：i 点标准贯入锤击数的实测值；N :标准贯入实测击数；当N ＜N cr ，应判为液化土。

W i ：i 土层单位土层厚度的层位影响权函数值(单位为m -1)。

当该层中点深度不大于5m时应采用10，等于20m时应采用零值，5~20m时应按线性内插法取值；液化判别一览表。

桥基场地砂土液化问题的经验判别

Ｅｐｒｎｉｓｒｎｔｆｓｄｏｌｌｅａｔｎｐｏｌｘｅｉｔｄｉｃｉａｉｏａｎｙｓｉｉｆｃｉｒｂｅｍｂｔｅａｌｍｉｏｎｑｕｏａｏｕ
ｔｅｖｎｕｆｂｉｇ — ｓｔ ’ ｏｕｄｔｈｅｅｏｒｅｄｉＳｆｎａｉｅｏｎ
在此基础上，对砂土液化的判别方法进行了选定，并探讨了砂土液化问题的三种经验判别方
法。运用此三种经验判别方法，合工程实际对荆州长江公路大桥的桥基场地进行了液化评结
价，并提出了荆州长江大桥的基础设计。关键词：州长江大桥；场地；土液化；验判别荆砂经中图分类号：１．２Ｕ４２２文献标识码：Ａ
ｉａｉｎｍｅｈｄｏａｄｏｌｌｕｆｃｉｎｈｓｂｅｈｓｎ，ａｄｐｏｅｉｔｈｈｅｘｅｅｔｌｍｅｏｓｏａｄｎｔｔｏｆｓｎｙｓｉｉｅａｔａｅｎｃｏｅｏｑｏｎｒｂｎｏｔｅｔｒｅｅｐｒｎｉｔｄｆｓｎｙｉａｈ
难题。
不及消散，这就使原来由砂粒通过其接触点传递
的压力（效压力）减小，当有效压力完全消失有
时，层会完全丧失抗剪强度和承载能力，成象砂变液体一样的状态，即通常所说的砂土液化现象。
ＨＥａ－ｎＸｉｏ，ｇ，ＬａｗｅＥＩＸｉｏ－ｎ

关于地震液化指数计算的初步总结

关于地震液化指数计算的初步总结浪子、老六、开水地震液化指数计算问题，是地震中核心的核心，起承上启下的关键作用：对液化复判下结论，为下一步采取抗震措施提供关键依据。

因此，新的命题组组长武总工执政以来，对这个考点也情有独钟，几乎每年出一题，于是，个人估计今年必定还考一题计算案例！关于此类计算题，建筑抗震和新公路抗震中均有涉及，算法大致相当，略有不同；而水工抗震中无此计算！先说大头，建筑抗震：第一步应该是结合规范，结合规范4.3.4条看是否有满足4.2.1的情况，如果有，则只判别地面以下15米的情况；如果没有，则是20米。

第二步，应该对各标贯点进行初判，结合规范4.3.3条，从地质年代、粉土话（还可从粘量含量）、那三个判别公式、及是否为粘土、是否在水位以上等条件判别出不液化的点，从而减少Ncr的计算点数！第三步，对可能液化点，按照规范式4.3.4中迅速计算Ncr，注意此式计算各点时，当标贯点不同时，只有ds不一样，其他全部一样，因此可直接查后面的表！判别深度为15米时只计算地面以下15米即可，判别深度为20米计算地面以下20米。

算出后将各点与N比较，如果N大于等于此点Ncr后，就是不液化了，此点计算任务终止！如果此点N小于此点Ncr，继续，则首先确定此点所代表的分层厚度di，分层厚度时注意，上界最高不高于地下水位，上下界不超过非液化土层，其余点则是两个标贯点之间的中点（但也有特殊情况，如遇两点之间有土层分界线时，此时土层界线具有优先权）；然后是权函数Wi计算，不管是判别15米还是判别20米，Wi插值公式都一样，都是2/3（20-d中）（后有插值表）；d中确定也有讲究，分为从上推算法，和从下推算法。

从上推算法，即从最上层不液化土层分界处或水位处往下推算，依次加di/2即可；从下推算法为依次从下面的不液化处或土层分界处往上依次递减di/2即可。

d中确定之后，马上即可算出Wi第四步，按规范式4.3.5统计计算液化指数第五步，按规范表4.3.5定液化等级（特别注意：建筑抗震2010 P303页条文说明一段2001规范中，层位影响权函数值Wi的确定考虑判别深度为15米和20米两种情况。

液化侧扩流场地桥梁群桩效应分析

液化侧扩流场地桥梁群桩效应分析刘春辉;唐亮;凌贤长【摘要】The Finite Element method was used to analyze the dynamic response of pile groups in the ground subjected to the liquefaction-induced lateral flow of soils.The u-p Finite Element for-mulation was used to depict the coupling effect of water and sand soil particles in the Finite Ele-ment analysis.A 3D numerical model was developed to analyze the effect of a 2×2 pile group sub-jected to liquefaction-induced lateral spreading.In this model,sand was simulated using a pres-sure-independent multi-yield surface plastic model.Clay material served as a nonlinear hysteretic material with a multi-surface kinematic plasticity model,and the pile group maintained its linear behavior in the process of calculation.The clay layer and saturated sand layer were meshed in a 20-node brick element and separately in a 20-8 node element.The boundary of the numerical model was considered as the shear beam boundary,which simulated the shear effect of the soil layer dur-ing theearthquake.Finally,the Rayleigh damping method was used to model the damping of the system.The dynamic response of each pile in pile group was compared,and it showed that the bending moment and displacement time history of piles at different depths developed in the same way,and the time of maximum bending moment and displacement of the pile appears to lag be-hind the time of peak acceleration of the input seismic wave.The maximum bending moment and displacement of the leading pile werelarger than the those of the back piles.By comparing the maximum bending moment and displacement,it can also be concluded that,as depth increases,the maximum bending moment first increases and then decreases.The bending moment of the pile at the 2.5 m depth was greater than those at other depths.In terms of displacement,as depth in-creased,the maximum pile displacement decreased,and the maximum displacement of the pile head was greater than other observed points on the pile.This demonstrated the different behaviors of the pile bending moment response.In order to consider the effect of pile spacing on the pile group effect,several Finite Element models were developed for different pile spacing.This model-ing concluded that the maximum bending moment appeared to occur in the boundary of different soil layers.As pile spacing increased,the maximum bending moment and pile head displacement in the group increased.In the pile group with pile spacing equal to 7D (diameter),the maximum bending moment of the each pile was very close.The difference was about 3% when pile spacing was equal to 5D ,and the difference was about 4%,when pile spacing was equal to3D .The maxi-mum bending moment of the first pile group was 10% larger than the bending moment of the sec-ond pile group.In the last part of the study,the cause of the pile group effect was analyzed and a basic understanding of the seismic design requirements for this type of pile group was obtained.%基于 u-p 有限元公式模拟饱和砂土中水和土颗粒完全耦合效应，建立液化侧向流场地群桩动力反应分析的三维数值模型。

液化判别

max max (10.015)v v a L z g σσ'=-1500.008820.05(0.6 1.5)0.7v N R mm D mm σ'=--<≤+150500.350.008820.225lg (0.04 1.5)0.7v N R mm D mm D σ'=-+<≤+7.0082.01+='v N R σ液化判别方法1.Seed 简化判别法Seed 简化判别法是最早(1971年)提出来的自由场地的液化判别法,在国外规范中应用较广,是著名的液化判别法之一。

其基本概念是先求地震作用下不同深度土处的剪应力,再求该处发生液化所必需的剪应力(液化强度),如果地震剪应力τl 大于液化强度τd ,则该处将在地震中发生液化。

设土柱为刚体,土中地震剪应力按下式计算:式中:z 为土深度;γ为土重度(水下时为浮重度);a max 为地面峰值加速度。

根据地震反应分析求得各类土r d 的变化范围如图2所示。

式中的系数0.65是将随机振动转换为等效均匀循环振动。

而土的液化强度τd 则根据动三轴或动直剪实验求出的土液化强度曲线求得。

2.《日本道路桥梁抗震设计规范》的方法日本道路桥梁抗震设计规范采用岩崎-龙冈方法,此法基本概念来自于Seed 的简化判别法,即以地震剪应力与液化强度相比较。

但岩崎敏男在Seed 简化判别法的基础上,提出了液化安全系数的概念[3]。

土的液化强度按下式确定:式中:R l 为液化强度比,即液化强度τd 与竖向有效应力σV ′(kg/cm 2)之比;N 为标准贯入试验锤击数。

由于粗粒土与细粒土的性质有异,如果对不同平均粒径的土进行区分,则上式可以更精确一些。

式中:D 50为该颗粒层平均粒径。

此外,岩崎-龙冈法根据对不同土层剖面进行地震反应分析的结果,建议按r d =1-0.015z 求r d 。

定义1v τσ'=L max (L max 为地震剪应力比)得:式中:σV =γz 为深度z 处的竖向总应力;σV ′=γ′z 为有效应力;γ′为土的天然重度,水位以上γ=γ′,水位以下的γ′=γ-1。

桥梁场地地基土液化评价

液化，反之则不易造成液化。
不液化不液化液化不液化不液化
０．９
轻微
０９９２１３
覆土层透水性较弱，涌人砂土层的水才不会很快排出而在砂土层内随着水的不断涌人，孔隙水压力增高，发生液化，反之愈难３．２埋藏条件是指砂土（粉土）层自身的条件及相邻土层的条件。部聚集，．２ —１．５ｍ，受河水补给，补给条件好。３．２．１上覆土层厚度决定着土的初始限制压力。在地震荷载下液化。桥址区地下水位埋深０３．３土性条件主要是指土的密实程度和颗粒特征。土的液化可能性随着初始限制压力而不同，即埋深愈大，砂土层液３．３．Ｉ土的级配与粒径。试验资料表明，级配均匀的材料比级配化所需的孔隙水压力就越高，即液化的难度越大，反之则容易液化。砂土愈容易发生液３．２．２地下水位高低和上层的排水条件直接影响砂层液化的产良好的材料更容易发生液化。不均匀系数愈小，化。砂土粒径的大小对液化也有不同影响。桥区岩土层结构简单，上生和发展。地下水位愈高，土层就愈容易液化，反之愈难液化；而上
砾粗
砾中中砂砂砂
当路基下伏有易液化的松散砂土层时，地震时会因液化引起喷砂冒水，路基会因下伏地基的液化流滑而导致拉裂破坏，造成路面塌陷、开裂和坍滑，严重时会造成上覆非液化土层全部破坏，导致地表沉降或沉陷。２．２桥梁折断和垮塌地震时，河谷内存在的松散砂土或粉土沿朝向河流中心的临空面首先发生局部液化，进而形成大面积的液化，诱发倾向于河流中心的河岸坍滑，同时牵引桥台及路基滑向河流中心，进而对桥柱形成冲剪使桥梁发生破坏。

考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析

第49卷第7期2022年7月Vol.49，No.7Jul.2022湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析古泉，俞至权，邱志坚†（厦门大学建筑与土木工程学院，福建厦门361005）摘要：以一座典型的四跨钢筋混凝土连续桥梁为例，建立三个液化场地桩-土-桥梁体系平面应变有限元模型，考虑饱和土体中孔隙水与土颗粒的动力耦合效应，探究碎石桩作为桥梁工程抗液化加固措施的效果.通过构建液化场地桥梁结构的易损性曲线和地震危险曲线，在概率理论框架下诠释碎石桩加固措施对桩基桥梁地震风险的影响，并对有无碎石桩加固措施的计算结果进行对比分析.结果表明：碎石桩抗液化效果显著，可以有效减少土体的超孔隙水压，进而大幅降低液化场地桥梁的整体侧向变形、破损概率和地震风险.关键词：砂土液化；碎石桩加固；桩-土-桥梁结构；易损性；地震风险性中图分类号：TU473.1文献标志码：ASeismic Risk Assessment of an Liquefaction GroundBridge System Using Stone Column for ReinforcementGU Quan，YU Zhiquan，QIU Zhijian†（School of Architecture and Civil Engineering，Xiamen University，Xiamen361005，China）Abstract：A typical four-span reinforced concrete continuous bridge is employed as examples in this paper，and a plane strain Finite Element（FE）analysis model is developed for three liquefaction pile-ground-bridge sys⁃tems.Considering the dynamic coupling effect between the pore water and soil particle in the saturated soil，the ef⁃fect of stone column as a liquefaction countermeasure on excess pore pressure buildup and overall bridge-ground sys⁃tem seismic response are systematically investigated.In addition，the influences of stone columns on the bridge’s seismic fragility and earthquake hazard curves are explored through constructon of the liquefaction ground–bridge structures.Based on the probability theory，the effect of reinforcement measure using the stone column on the seis⁃mic risk of the pile-ground-bridge system is established，and the results with/without stone column scenarios are compared.The results show that the stone column has a significant effect on the sand liquefaction.The use of stone columns can significantly reduce the excess pore pressure of soil，thus lowering the bridge-ground system’s overall deformation，seismic vulnerability，and earthquake risk.Key words：sand liquefaction；stone column mitigation method；pile-ground-bridge systems；seismic vulner⁃ability；earthquake risk∗收稿日期：2022-03-25基金项目：国家自然科学基金资助项目（51978591，51578473），National Natural Science Foundation of China（51978591，51578473）；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目（22070103963，20720220070），Fundamental Research Funds for the Central Unviersities （22070103963，20720220070）作者简介：古泉（1974—），男，新疆石河子人，厦门大学教授†通信联系人，E-mail：文章编号：1674-2974（2022）07-0178-08DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2022086第7期古泉等：考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析随着我国城市现代化程度的提高与经济的快速发展，公路桥梁安全的重要性越来越突出.桩基础因其承载力高、稳定性好、变形小等优点被广泛应用于道路桥梁等重大工程建设中，被认为是预防地基失效的一种重要抗震措施［1-4］.当前我国大量桩基桥梁位于河流中下游或滨海平原，此类地区通常地下水位较高，表层土多为厚实的饱和砂土，在地震中易于液化，对桩基桥梁抗震设防极为不利.近年来，我国受环太平洋地震带等强震区影响，呈现地震频发趋势，因此，液化场地桩基桥梁地震安全评估成为岩土工程抗震研究的热点和难点［5-8］.唐亮等［9］采用多屈服面砂土本构建立了液化场地桩基数值模型，并通过振动台试验数据进行了验证；王晓伟等［10］针对我国可液化河谷场地群桩基础简支桥梁进行了地震反应分析，重点研究了场地液化与否对梁桥各部件地震反应的影响；Shin等［11］建立了典型的二维河谷场地桥梁模型，主要研究了砂土液化侧扩流对河谷两侧桥台的动力相互作用.碎石桩作为一种有效的地基土抗液化加固措施，因其施工简单、取材方便、成本低廉，在工程中得以广泛应用.目前，国内外学者对碎石桩加固的方法已展开了相关的研究［12-16］.Elgamal等［17-18］探究了碎石桩加固的微倾斜场地侧向变形规律，分析结果证明碎石桩能有效降低孔隙水压力的累积，进而减少地震作用下微倾斜场地的侧向变形；邹佑学等［19］总结了碎石桩在改善加固区抗液化能力的同时，可大幅降低可液化场地建筑物的沉降；唐亮等［20］系统分析了碎石桩直径和长度等参数对液化场地高桩码头加固效果的影响.当前，关于碎石桩加固的液化场地桩-土-桥梁体系地震反应研究较少，且针对该加固措施对桩基桥梁地震风险的影响的研究尚显不足.鉴于此，本文以一座典型的四跨连续桥梁为例，建立三个液化场地桩-土-桥梁结构平面应变有限元模型，采用OpenSees［21］有限元软件模拟桩-土-桥梁体系，考虑饱和土体中孔隙水与土颗粒的动力耦合效应，通过构建液化场地桥梁结构的易损性曲线和地震风险曲线，对有无碎石桩加固措施的计算结果进行对比分析；系统诠释碎石桩作为桥梁工程抗液化加固措施的效果，并在概率理论框架下探究碎石桩加固措施对桩基桥梁地震风险的影响.研究成果可为液化场地桩基桥梁地震安全评价和桥梁体系抗液化加固措施的选择提供依据.1地震风险分析桥梁结构地震风险分析通常涉及地震危险性和结构地震易损性［22-24］.结构地震易损性分析可以描述某一地震动强度下，结构地震响应超过规定极限状态的概率.同时，易损性分析能有效地将多种不确定性因素联系在一起，为桥梁地震损失综合评估提供理论基础.1.1易损性分析液化场地桥梁结构地震易损性分析主要包含以下几步：1）建立典型的液化场地桩-土-桥梁结构非线性有限元模型；2）选取符合条件的地震动记录（IM），输入到液化场地桥梁有限元模型中；3）根据计算得到的响应结果，采用线性回归法建立概率地震需求模型ln S d=ln a+b ln IM，式中S d 表示桥梁结构的地震需求，a和b分别表示线性回归参数；4）确定桥梁桩基的地震损伤指标，定义相应的极限状态S C；5）计算在不同强度地震动IM作用下，桥梁结构达到或超越某一极限状态的条件概率P(D≥C|IM)，并绘制桥梁结构地震易损性曲线：P(D≥C|IM)=Φéëêêêêln S D-ln S CβD/IM2+β2Cùûúúúú（1）式中：C和D分别表示桥梁结构的抗震能力和地震需求；Φ[⋅]表示标准正态分布函数；βD/IM表示结构地震需求的离散程度；βC表示结构抗力的离散程度. 1.2危险性分析基于上述概率地震需求模型，液化场地桩基桥梁的地震危险性曲线［25］（即不同损伤状态发生的概率）表达式如式（2）.H LS=k0(a S C)k b expéëêê12k2(βD/IM2+β2C b2)ùûúú（2）式中：H LS表示地震风险函数；a和b为上述概率地震需求模型中的两个回归参数；k0、k分别表示与地震动强度有关的参数，可利用式（3）（4）进行计算［23］.k=ln()v DBE v MCEln()IM MCE IM DBE（3）ln k0=ln[]v DBE()IM DBE k（4）179湖南大学学报（自然科学版）2022年式中：v DBE 和v MCE 分别表示中震和大震的年超越概率；IM DBE 和IM MCE 分别为对应的地震动强度.2桩-土-桥梁结构有限元模型2.1桥梁结构本文选用一座典型的四跨钢筋混凝土连续桥梁为研究对象，桥全长为60m ，如图1所示.桥墩为实心圆形墩，直径为0.5m.桥墩截面由核心混凝土、32mm 钢筋和6mm 厚钢管组成.基于有限元平台OpenSees ，本文采用非线性梁柱单元forceBeamCol⁃umn 对桩基进行模拟，其纤维截面和弯矩-曲率关系如图2所示.桥梁面板假定为线弹性，采用elastic⁃BeamColumn 进行模拟.混凝土应变32mm 钢筋直径0.5m0.030.020.0106mm 厚钢管曲率/m -100.10.21000500弯矩/（k N ·m -1）破碎开裂图2桩基纤维截面和弯矩-曲率曲线Fig.2Pile fiber-section and moment-curvature curve2.2桥梁场地情况桥梁场地土层分布情况如图1所示，包括上覆黏土（抗剪强度c =40kPa ）、可液化松砂（相对密度D r =30%）和底层密砂（相对密度D r =75%），水位线设置在可液化松砂顶部.本文采用OpenSees 与围压相关的多屈服面弹塑性PDMY02本构模型模拟地震作用下饱和砂土的剪缩、剪胀及液化后土体侧向永久变形的累积规律（表1）.上覆黏土采用与围压不相关的多屈服面弹塑性PIMY 本构模型，其材料的强度破坏主要由偏平面剪切引起（表2）.土层单元采用基于Biot 土颗粒-水耦合作用理论的u-p 公式，即OpenSees quadUP 单元［26］，其中u 为孔隙水压力，p 表示土颗粒有效围压.3020100302010030201003020100050100150200250300P1P2P3P4P5碎石桩碎石桩模型2松砂黏土密砂模型3模型1高度/m高度/m 高度/m高度/m宽度/m图1典型的四跨桩-土-桥梁体系和碎石桩加固模型Fig.1A typical four-span continuous pile-ground-bridge system with stone column mitigation methods表1砂土PDMY02模型参数Tab.1PDMY02sand model parameters砂土松砂密砂参考围压p r ′/kPa100100密度ρ/（t∙m -3）1.92.1摩擦角ϕ/（°）3036相位角ϕPT /（°）3026剪切模量G o /MPa 60200体积模量K /MPa 160920刚度系数d 0.50.5最大剪应变γmax 0.10.1剪缩系数c 10.1000.005剪缩系数c 253剪缩系数c 30.180剪胀系数d 100.3剪胀系数d 233剪胀系数d 30.10黏聚力c /kPa 0.10.1180第7期古泉等：考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析表2黏土PIMY模型参数Tab.2PIMY clay model parameters模型参数密度ρ/（t∙m-3）剪切模量G o/MPa体积模量K/MPa 最大剪应变γmax 黏聚力c/kPa 参数值1.9 60 160 0.1 402.3有限元模型本文建立了三个液化场地桩-土-桥梁体系的平面应变有限元模型（图1），模型总长度为300m，高度为30m，共包括3336个quadUP单元和3508个节点.为近似模拟桩身（直径=0.5m）对土体侧向移动的阻碍效应，土体单元平面外尺寸取4m.为合理地模拟桥梁远端自由场边界的动力反应，有限元模型两侧的土体平面外尺寸设置为107m，以产生相似的剪切梁边界条件（即桥梁远端自由场响应与剪切梁响应相同）［27-28］.三个模型的具体建模方式如下.模型1：考虑液化场地桩-土-桥梁结构相互作用，无碎石桩加固.模型2：在桥梁两侧加入碎石桩（宽度为1m，长度为13m），从地表延伸至松砂层底部.模型3：在模型2的基础上，对桥梁的中部（即第二和第三跨）也进行碎石桩加固（图1）.本文中饱和松砂和密砂的渗透系数均取为10-5m/s.在有限元模型2和模型3中，碎石桩仍采用OpenSees quadUP单元进行模拟.为达到碎石桩的排水效果，其渗透系数取为0.1m/s.因此，在地震荷载作用下，碎石桩周边的液化土体能快速将超孔隙水压力进行消散.此外，碎石桩桩直径为1m，长度为13m，桩距为2m.为了计算简便起见，本文未考虑碎石桩施工过程中对地基土的加固效应.2.4加载情况和数值解法本文从Center for Engineering Strong Motion Data数据库中选取了100组较为典型的地震动记录，其中地震的峰值速度PGV介于0.02~1.8m/s，震中距R介于2.8~62km，地震烈度M w介于5.8~7.3.在获得合适的地震动记录后，根据桥梁场地的土层剖面和特性，采用反演程序（Shake91）对地震动沿深度进行反演，得到模型底部加速度并积分为速度v s.通过施加在模型底部的等效节点力F=2ρv s C s A，实现人工透射边界模拟［29-30］，其中ρ、C s、A分别表示模型基底土层密度、剪切波速和有限元模型底部面积.最终，将地震波通过模型底部等效节点力的方式施加到有限元模型中.非线性地震反应分析采用Krylov算法和New⁃mark积分方法，系数分别为γ=0.6和β=0.3025.由于桩-土-桥梁体系的主要阻尼来自土体非线性应力-应变的滞回响应，因此本文采用相对较低的与初始刚度相关黏性阻尼来提高数值稳定性（系数= 0.003）［27-28］.此外，桩和土之间采用刚性连接，即equalDOF.3计算结果与分析本节采用1989Loma Prieta地震记录作为输入（加速度PGA=0.63g，峰值速度PGV=0.55m/s），分别从液化场地残余超孔隙水压力比、震后桩-土-桥梁体系整体变形、桥梁结构侧向变形和曲率等四个方面，系统分析碎石桩作为桥梁工程抗液化加固措施对桥梁体系地震反应的影响.3.1残余超孔隙水压比图3给出了三个模型的残余超孔隙水压比r u，即超孔隙水压力/初始围压.由图可见，模型1的饱和松砂层残余超孔隙水压比峰值达到了1，表明地震结束时该松砂层发生了完全液化.受松砂层底部液化的影响，密砂层顶的r u峰值约为0.5~0.7，说明该层顶部发生轻微的液化.通过在模型2和模型3中采用碎石桩进行抗液化加固，可以看到碎石桩排水效果显著，桥梁两侧和中部残余超孔隙水压比接近0，未引起松砂层液化.因此，该土层抗剪强度并未丧失，从而能极大程度地约束地震作用下桥梁的侧向变形，并为桥梁提供足够的承载力.3.2桩-土-桥梁体系整体变形结合图3和图4可知，当桥梁两侧加入碎石桩后，加固区地基土的超孔隙水压比明显降低，桥墩两侧场地的侧向变形显著减小.通过在桩-土-桥梁结构有限元模型中考虑碎石桩加固措施，桩基础侧向变形也有很大程度的降低.此外，在本桥梁模型的第二跨和第三跨中也进行碎石桩加固，可以有效降低桥梁中部场地的超孔隙水压比.181湖南大学学报（自然科学版）2022年究其原因，主要是由于碎石桩的排水作用，使得地震过程中场地孔隙水压力下降幅度增大，其液化程度也就减小，地震过程土体变形越小，进而限制了地震过程中桥梁桩基础的侧向变形，提高了桥梁结构的整体抗震能力.3.3液化场地桥梁结构的震后变形图5和图6给出了液化场地桥梁结构的震后侧向变形和曲率.可以看出，采用碎石桩加固后的桥梁整体变形显著下降，尤其是两侧的桥梁桩基，较大的曲率值只出现在桩顶和松砂与密砂的交界处.由此可知，碎石桩不仅能有效地改善松砂层加固区的抗液化能力，同时可以大幅降低桥梁结构的侧向变形和曲率.水平位移/m-0.2-0.100.1模型3模型1模型2图5地震结束时刻桥梁结构的侧向变形Fig.5Lateral deformation of bridge structure at end of shaking图3地震结束时刻的残余超孔隙水压比Fig.3Residual excess pore pressure ratio at end of shaking图4地震结束时刻桥梁体系的侧向变形Fig.4Lateral deformation of bridge-ground system at end of shaking水平位移/m模型2模型1模型3-0.24-0.20-0.16-0.12-0.08-0.04-0.0200.020.040.080.120.16残余超孔隙水压比0.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0182第7期古泉等：考虑碎石桩加固的液化场地桥梁地震风险分析模型2模型3模型1曲率/m -10.040.080.120.160.200.24图6曲率（只显示大于0.04部分）Fig.6Curvature （values less than 0.04are not shown ）4液化场地桥梁结构地震风险分析4.1桥梁结构损伤指标本文以混凝土受压破坏应变所对应的曲率作为描述桥梁结构损伤的指标.基于图2的弯矩-曲率关系和对应的混凝土压应变，桥梁结构的地震破坏可分为四种破坏状态，即轻微损伤、中等损伤、严重损伤和完全损伤.其中，轻微损伤定义为核心混凝土受压开裂（即应变ε=0.5%），对应的曲率为ϕ=0.04m -1；严重损伤定义为核心混凝土受压破裂（即应变ε=1.8%），对应的曲率为ϕ=0.15m -1；中等损伤定义为轻微损伤和严重损伤的平均值，即ϕ=0.095m -1.由于钢管混凝土截面有较大的延性，因此完全损伤对应的曲率为ϕ=0.3m -1.此外，对于结构能力的不确定性（式（1）和（2）），本文采用对数标准差βC =0.15来反映结构抗力的离散程度.4.2地震易损性曲线基于非线性动力分析结果，以PGV 作为地震动强度参数，建立桥梁概率地震需求模型.由于该桥梁是一座对称的四跨钢筋混凝土连续桥梁，因此本文以桩P1顶部、桩P2密砂和松砂交界处的曲率为例（图6箭头所指位置），计算结果如图7所示.可以看出，在考虑碎石桩加固措施后，模型2和模型3的整体曲率显著降低.利用式（1）和上述曲率损伤指标，可以进一步得到液化场地桥梁结构在不同损伤状态下的超越概率，并建立易损性曲线（图8）.由图8可知，桥梁结构的损伤概率随PGV 的增大而增大，且轻微破坏和中等破坏的发生概率及增0-2.5-5.0l n S d-2.5-5.0l n S d-4-3-2-101P2P1模型1ln S d =1.38×ln （PGV ）-1.88模型2ln S d =1.37×ln （PGV ）-2.10模型3ln S d =1.29×ln （PGV ）-2.58模型1ln S d =1.32×ln （PGV ）-0.44模型2ln S d =1.46×ln （PGV ）-0.73模型3ln S d =1.50×ln （PGV ）-1.03ln （PGV ）图7概率地震需求模型（P1和P2）Fig.7Probabilistic seismic demand model （P1and P2）P1P2模型1模型2模型31.00.501.00.501.00.501.00.5000.51.0 1.500.51.0 1.5完全完全严重严重中等中等轻微轻微损伤超越概率PGV/（m·s -1）PGV/（m·s -1）图8桥梁结构易损性曲线（P1和P2）Fig.8Seismic fragility curves of bridge structure （P1and P2）长速度要远大于严重破坏和完全破坏发生概率.通过对比三个模型的地震易损性分析结果，可以看出，在桥梁两侧加入碎石桩（模型2）对应的损伤概率明显低于不加碎石桩的情况（模型1）.在桥墩两侧及中部考虑碎石桩加固的模型所对应的损伤概率将进一步降低，表明碎石桩能有效降低桥梁结构在某一地183湖南大学学报（自然科学版）2022年震强度下的破损概率.4.3地震危险性分析结果通过式（2），图9探究了桥墩P1和P2（图6箭头所指位置）的桥梁结构地震风险曲线.其中，根据中国地震动参数区划图可知，中震v DBE =1/475，IM DBE =0.2g ；大震v MCE =1/2475，IM MCE =0.38g .从图9可以看出，随着曲率的增大，桥梁结构的地震风险明显减小，且三个模型的降低趋势相似.在桥梁两侧进行碎石桩加固后（模型2），通过对比无碎石桩加固的桥梁模型计算结果（模型1），可以看出桥梁结构的地震风险概率显著降低.此外，在第二跨和第三跨中加入碎石桩，桥梁结构地震风险概率将进一步降低.因此，本节分析结果可以充分证明，碎石桩不仅能作为有效的场地抗液化措施，还能显著地降低桥梁结构的地震风险概率.模型1模型2模型3模型1模型2模型3P1P20.10.20.30.410-210-310-410-5年均超越概率年均超越概率10-110-210-310-4曲率/m -1图9桥梁结构地震风险曲线（P1和P2）Fig.9Seismic hazard curves of bridge structure （P1and P2）5结论本文首先建立了二维液化场地桩-土-桥梁结构整体化有限元模型，考虑饱和土体中孔隙水与土颗粒的动力耦合效应，采用试验数据标定的OpenSees 多屈服面PDMY02本构对饱和砂土液化过程进行模拟.在概率理论框架下探究了碎石桩加固措施对桩基桥梁地震风险的影响，系统诠释了碎石桩作为桥梁工程抗液化加固措施的效果.通过构建液化场地桥梁结构的易损性曲线和地震风险曲线，对有无碎石桩加固措施的计算结果进行对比分析.基于有限元数值分析结果，本文主要结论如下：1）碎石桩加固措施抗液化效果显著，能有效地降低加固区附近液化土体的超孔隙水压.2）由于碎石桩加固区附近的土体未发生液化，即强度未丧失，因此能极大程度地约束桥梁结构的侧向变形，并为桥梁提供足够的承载力.3）通过采用碎石桩抗液化加固措施，可以大幅降低液化场地桥梁结构的地震风险概率和破损概率，为液化场地桩基桥梁地震安全评价和桥梁体系抗液化加固措施的选择提供依据.参考文献［1］杜修力，韩强．桥梁抗震研究若干进展［J ］．地震工程与工程振动，2014，34（4）：1-14．DU X L ，HAN Q ．Research progress on seismic design of bridges ［J ］．Earthquake Engineering and Engineering Dynamics ，2014，34（4）：1-14．（In Chinese ）［2］许成顺，贾科敏，杜修力，等．液化侧向扩展场地-桩基础抗震研究综述［J 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系杆拱桥计算书

目录一、说明 (1)1.1 主要技术规范 (1)1.2结构简述 (1)1.3 材料参数 (2)1.4 设计荷载 (3)1.5 荷载组合 (3)1.6 计算施工阶段划分 (4)1.7 有限元模型说明 (5)二、主要施工过程计算结果 (5)2.1 张拉横梁第一批预应力张拉工况 (5)2.2 张拉系梁第一批预应力工况 (6)2.3拆除现浇支架工况 (7)2.4 架设行车道板工况 (9)2.5 张拉第二批横梁预应力束工况 (11)2.6 二期恒载加载工况 (13)三、成桥状态计算结果 (16)3.1 组合一计算结果 (16)3.2 组合二计算结果 (17)3.3 组合三计算结果 (17)3.4 组合四计算结果 (18)3.5 组合五计算结果 (19)四、变形结算结果 (21)五、全桥稳定性计算结果 (23)六、运营状态一根吊杆断裂状态计算结果 (24)6.1 各荷载组合作用下计算结果 (24)6.2持久状况承载能力极限状态验算 (27)6.3全桥稳定性计算结果 (27)七、运营状态两根吊杆断裂状态计算结果 (28)7.1 各荷载组合作用下计算结果 (28)7.2持久状况承载能力极限状态验算 (31)7.3全桥稳定性计算结果 (32)八、上构计算结论汇总 (33)8.1施工过程主要构件应力计算结果 (33)8.2成桥状态计算结果汇总 (33)8.3断一根吊杆状态计算结果汇总 (34)8.4断两根吊杆状态计算结果汇总 (35)8.5各状态稳定性结果汇总 (36)九、主墩墩身及承台强度验算 (36)9.1 墩身强度验算 (37)9.2 承台强度验算 (39)一、说明1.1 主要技术规范《公路桥涵设计通用规范》（JTG D60—2004）(以下简称《通用规范》)《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》（JTG D62—2004）（以下简称《桥涵规范》）《斜拉索热挤聚乙稀高强钢丝拉索技术条件》GB/T18365-2001《公路桥梁抗风设计规范》JTG/T D60-01-2004《公路桥涵地基与基础设计规范》 JTG D63-20071.2结构简述1）主桥上部构造本桥结构形式为Lp=72m下承式钢筋混凝土简支系杆拱桥。

沪通长江大桥砂土液化问题的判别分析

城市地理168沪通长江大桥砂土液化问题的判别分析沙小兵（中铁大桥勘测设计院集团有限公司，湖北　武汉　４３００００）摘要：饱和砂土地震液化是土动力学与岩土地震工程的重要研究课题，地震液化导致的承载力丧失、液化土体变形及水平向流动是基础破坏的关键原因。

本文以沪通长江大桥为工程实例，分析不同液化判别方法，利用标准贯入法、静力触探法及剪切波速法等原位测试成果，对沪通长江大桥桥址处饱和砂土进行液化判别，给出沪通长江大桥桥址饱和砂土的液化判别结果，为工程设计施工提出建议。

关键词：液化；饱和砂土；标准贯入；静力触探；沪通长江大桥1、地震液化的影响分析地震液化是土动力学与岩土地震工程的重要研究课题之一，据统计，地震震害大多数是由于地基土体液化引起的，各种岩土工程震害几乎都是由砂土液化或粘土软化所致。

地震液化引起的土体变形和侧向流动是导致桥梁、坝坡、道路及生命线工程等建筑物和基础破坏的主要原因。

地震发生时，往往伴随饱和可液化土的液化现象的发生。

饱和可液化土的液化造成的危害是十分严重的，给人民的生命和财产造成了巨大损失。

1995年阪神大地震中阪神高速公路的5号线发生了大面积的砂土液化，造成大量高速公路、高架铁路、新干线、桥梁发生倾斜倒塌，水、电、气等生命线工程严重破坏，高层或中高层建筑物底部或中部被剪断，港口码头发生下沉倾斜，大面积土体发生侧向流动。

据资料反映，全震灾区共死亡5400余人（其中4000余人系被砸死和窒息致死，占死亡人数的90%以上），受伤约2.7万人，无家可归的灾民近30万人，毁坏建筑物约10.8万幢；饱和可液化土液化的宏观标志是引起地面喷水冒砂、地基不均匀沉陷、地裂滑坡、建筑物产生巨大的沉降和严重倾斜甚至失稳造成建筑物的破坏、道路路基滑移、路面纵裂、桥梁落架、农田被破坏、平整土地形成丘陵状、农作物减产等。

对于桥梁工程而言，地震液化导致的承载力丧失、液化土体变形及水平向流动是基础破坏的关键原因。

2、工程概况上海至南通铁路是我国沿海铁路的重要组成部分，是上海以及浙江部分地区与江苏北部、上海与山东东部等地区最便捷的铁路运输通道，同时也是上海至南通城际铁路的组成部分。