飽和珊瑚砂液化特性動三軸試驗研究

郭舒洋 崔杰 吳楊 單毅 中田幸男 梶山慎太郎

摘要：為調查飽和珊瑚砂液化相關特性與發展規律，針對飽和Chibishi珊瑚砂，開展一系列不排水循環三軸試驗，研究相對密度Dr和循環應力比CSR對飽和Chibishi珊瑚砂的超孔隙水壓力Δu、軸向應變εa及動強度特性的影響，并分析不同地區珊瑚砂抗液化強度的差異性。結果表明，飽和Chibishi珊瑚砂的Δu發展模式根據不同的CSR水平可以分為前期均勻增長型、前期突增型和后期突增型；此外，采用一種新的孔壓模型對前期均勻增長型、前期突增型的孔壓比ru進行表征，Chibishi珊瑚砂在相同的Dr條件下，雙幅應變εDA達到5%的循環次數N隨著CSR水平的增加而逐漸減??；各珊瑚砂在同一里氏震級對應的等效循環振動次數下，抗液化強度CRR的增長模式存在顯著差異。研究結果可豐富對珊瑚砂液化特征的認知，同時對近岸和沿海工程的抗震設計提供參考依據。

關鍵詞：飽和珊瑚砂; 孔壓發展; 軸應變發展; 動強度

中圖分類號： P319.56????? 文獻標志碼：A?? 文章編號： 1000-0844（2024）01-0084-11

DOI：10.20000/j.1000-0844.20230718001

Dynamic triaxial tests of the liquefaction characteristics of saturated coral sand

Abstract：

For the careful examination of the mechanical behavior of saturated coral sand， a series of undrained cyclic triaxial tests was performed on saturated coral sand （Chibishi）. The effects of different relative densities （Dr） and cyclic stress ratios （CSRs） on the excess pore water pressure （Δu）， axial strain εa， and dynamic strength of coral sand were explored. Three main types of “Δu”， including uniform rising in the early stage， sudden rising in the early stage， and sudden rising in the late stage， can be developed in the presence of various CSRs. In addition， a new pore pressure model was used to characterize the pore pressure ratio ru with uniform growth and sudden increase in the early stage. Under the same Dr， the number of cycles gradually decreased with the CSR when the axial strain with double amplitude εDA = 5% was considered. Under equivalent dynamic load， differences in the development of cyclic liquefaction resistance for various coral sands were detected. This study enriches the understanding of the liquefaction characteristics of coral sand and provides a reference for the seismic design of nearshore and coastal projects.

Keywords：

saturated coral sand; pore pressure development; axial strain development; dynamic strength

0 引言

珊瑚砂是含有海洋生物（珊瑚、貝殼等）成分的一類特殊巖土介質，通常其碳酸鈣含量高達90%以上，遠高于鈣質砂定義的碳酸鈣含量，因此珊瑚砂也是一種鈣質砂。珊瑚砂礦物成分以生物文石、鎂方解石和少量石英石為主［1-2］。珊瑚砂主要分布在30°S和30°N之間的熱帶與亞熱帶氣候的大陸架與海岸線一帶。在工程中，珊瑚砂常被用作港口設施和人工島地基的吹填材料。珊瑚砂顆粒具有不規則形狀、顆粒棱角度高、顆粒內部孔隙發達等特點，使得珊瑚砂的力學特性與工程性質完全不同于陸相無黏性土［3］。國內外學者針對珊瑚砂的靜力特性開展了廣泛的研究［4-7］。與珊瑚砂的靜力學特性認識相比，對珊瑚砂液化特性的認識相對較晚，這是因為以往的觀點認為珊瑚砂不會液化或難以液化。

最近的震害調查表明，飽和珊瑚砂場地在地震作用下會發生液化并引起嚴重震害［8-10］。因此，珊瑚砂的液化特性逐漸受到了國內外學者的關注。Hyodo等［11］采用一系列不排水循環三軸試驗對愛爾蘭地區的Dogs Bay珊瑚砂的動強度進行了研究，建立了Dogs Bay珊瑚砂相變強度與動強度之間的關系，同時與Toyoura砂的動強度大小進行對比。Sharm等［12］分別對澳大利亞Goodwyn地區和Ledge Point地區的珊瑚砂開展了一系列的不排水循環三軸試驗，研究結果表明兩個區域的珊瑚砂即使動應力-動應變行為是相似的，但動強度仍然存在顯著差異。同時，Pando等［13］認為，由于不同地域的珊瑚砂的沉積過程不同，其抗液化的阻力存在較大差異。國內學者也針對不同地區珊瑚砂的動力特性開展了研究。李建國［14］研究了西沙群島珊瑚砂在復雜應力路徑作用下孔壓的增長模式，研究結果表明珊瑚砂的孔壓增長模式與主應力方向角的連續旋轉有關。馬維嘉等［15］針對南沙島礁珊瑚砂開展了一系列的不排水循環三軸試驗，研究發現廣泛使用的Seed模型并不能很好地描述珊瑚砂孔壓發展特征，并由此提出修正后的Seed模型。Guo等［16］采用動三軸試驗，研究了不同顆粒級配參數對于珊瑚顆粒液化特性的影響，結果表明珊瑚礫抗液化強度隨著平均粒徑d50的增大而增加，隨著不均勻系數Cu的增大呈現出先增加后減小的趨勢。雖然以上針對珊瑚砂的動力特性的研究已經取得一定的成果，但考慮到珊瑚砂受沉積過程、物理性質和取樣環境等諸多因素的影響，其動力特性具有地域性差異。

本試驗依托廣州大學海外合作項目，利用日本山口大學實驗室提供的空氣壓力循環三軸試驗儀，選取日本沖繩島礁珊瑚砂（Chibishi砂）作為試驗材料，制備不同相對密度（Relative Density，Dr）的試樣，在不同的循環應力比（Cyclic Stress Ratio，CSR）條件下進行一系列不排水循環三軸試驗，分析飽和Chibishi珊瑚砂的孔壓及變形發展。根據各試樣液化時所需循環次數，得到Chibishi珊瑚砂的動強度曲線。同時，根據不同里氏震級對應的等效循環次數確定不同地域珊瑚砂的抗液化強度，并對不同地域珊瑚砂的抗液化強度進行對比。本研究豐富了珊瑚砂的動力行為和液化特性的認識，同時對近岸和沿海工程的抗震設計提供參考依據。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

本試驗所用珊瑚砂采自那霸沖繩慶良間島慶伊瀨附近淺海區域，地理位置為26SymbolpB@10′7″N，127SymbolpB@17′5″E，該區域為珊瑚砂主要分布區域。圖1給出了珊瑚砂在光學顯微鏡100 μm下的圖像。通過圖像可以觀察到珊瑚顆粒主要由貝殼和珊瑚殘骸組成，顆粒呈現出片狀、塊狀特征，且其表面具有多孔隙和粗糙的特點。利用X射線熒光光譜（XRF）和衍射（XRD）試驗對珊瑚砂樣品進行珊瑚砂礦物成分分析。試樣結果表明Chibishi珊瑚砂的碳酸鈣含量為93.41%，且其主要的礦物成分為62.4%～81.1%的生物文石、16.3%～37.6%鎂方解石、4.2%石英石和8.3%的其他成分。其礦物成分與文獻［1-2］相同。

根據規范ASTM D6913［17］，采用篩析法確定Chibishi珊瑚砂的顆粒級配曲線，如圖2所示，并在圖中給出不同地域珊瑚砂的顆粒級配曲線圖［11，13，15］和易液化土邊界［18］。觀察圖2可以發現，Chibishi珊瑚砂顆粒尺寸區間為0.075～2 mm。根據規范ASTM 2487［19］土壤分類系統，Chibishi珊瑚砂屬于不良顆粒級配。此外，Chibishi珊瑚砂位于易液化土邊界范圍內，初步判斷其屬于易液化砂。本試驗根據規范ASTM D4253［20］和 ASTM D4254［21］測得Chibishi珊瑚砂的最大孔隙比（emax）和最小孔隙比（emin），其比重（Gs）根據規范ASTM D854［22］測得。具體物理參數指標列于表1，同時在表中也給出了不同地域珊瑚砂［11，13，15］的基本物理參數。

1.2 試驗過程與方案

試驗采用日本制空氣壓力循環三軸試驗儀。試樣直徑為50 mm，高度為100 mm。試驗步驟如下：（1）初期飽和?？紤]到Chibishi珊瑚砂顆粒存在內部孔隙，試樣需要嚴格的排氣過程，因此試樣采用抽真空飽和法［11］。首先將Chibishi 珊瑚砂放入烘干箱24 h后取出，并根據表1最大、最小孔隙比配置試驗目標Dr的試樣并放入脫氣水中;緊接著將試樣靜置于真空環境下72 h，期間每8 h取出試樣攪拌以增強排氣效果。（2）制樣。待試樣達到初期飽和效果后，從抽真空箱中取出試樣備用。本試驗采用水下落砂法進行制樣，首先用脫氣水清洗底座并放上透水石與濾紙，然后在底座套入乳膠膜并用橡皮筋捆扎，通過金屬對開膜張開乳膠膜，在張開的乳膠膜中倒入脫氣水至模具一半高度，用小勺將已初期飽和試樣分五層加入模具內，并輕敲至預定高度以獲得目標Dr，之后放上濾紙和透水石，施加20 kPa的負壓使試樣體直立并拆除對開膜，組裝上壓力室，制樣完成。（3）施加反壓與飽和檢測。采用分級施加反壓與圍壓的方法，在分級施加圍壓與反壓時，圍壓與反壓相差20 kPa，每一級之間相差50 kPa，其中每一級停留30 min待圍壓與反壓達到穩定，逐步施加反壓達到200 kPa超過1 h，進行B值檢測。B＞0.95以上可認為試樣達到飽和狀態。 （4） 固結。飽和完成后，打開排水閥，在初始有效圍壓σ′c=100 kPa下進行各向同性固結，固結時間為2 h，當反壓體積曲線穩定不變時，認為試驗固結完成。（5）施加循環荷載。初始有效圍壓σ′c保持不變，關閉排水閥門，采用應力控制，施加頻率為0.1 Hz［11，23］的正弦波軸向循環荷載。循環應力比CSR=σd/2σ′c ，其中σd為動荷載幅值，σ′c 為初始有效圍壓，N為循環次數。在試驗期間σd能夠保持穩定，液化前后沒有衰減現象，試驗結果可靠。本試驗過程依據規范ASTM D5311［24］。試驗考慮Dr與CSR兩個因素對珊瑚砂液化特性的影響，具體試驗方案列于表2。

1.3 液化破壞判別準則

不排水循環三軸測試液化判別存在兩種標準：（1）孔壓液化判別標準。試樣在不排水循環荷載作用下，超靜孔隙水壓力（Excess Pore Water Pressure，Δu）發展至σ′c［25］，認為試樣初始液化發生。（2）? 應變液化判別標準。試樣在循環荷載作用下，軸向應變（Axial Starin，εa）達到某一特定值，認為試樣初始液化發生，通常采用雙幅應變（Double Amplitude Strain，εDA）達到5%［26］。本研究主要采用εDA=5%作為液化判別條件。此外，試驗在動荷載作用下發生液化后，繼續施加 3～10個循環應力后停止試驗。

2 試驗結果

2.1 動孔壓

圖3為Chibishi珊瑚砂Δu時程曲線圖。觀察圖3可以發現，試樣的Δu在不排水循環荷載作用下均沒有達到初始有效圍壓σ′c=100 kPa，相似的試驗結果能在Li等［27］的飽和珊瑚砂不排水循環三軸測試中觀察到。他們解釋該現象的發生是因為顆粒破碎后顆?？紫秲炔康姆秋柡退会尫?，導致Δu未能達到σ′c。如圖3所示，Δu的發展曲線可以分為三種增長模式：（1）后期突增模式;（2）前期勻速增長模式;（3）前期突增模式。

圖3（a）、（b）和（c）為后期突增模式中，它們在加載初期，Δu的發展曲線呈現“直線型”增長，波動形態保持一致;當Δu發展到70 kPa起，其增長速率會明顯增加，在每一個循環次數內，曲線開始喪失最初的波形動態，波峰波谷的振幅以很快的速度偏離中心位置;當Δu發展到90 kPa后，Δu在90 kPa附近保持穩定波動。比較圖3（b）和（d），當試樣的 Dr從40%增至60%，Δu=90 kPa所需要的循環次數（Number of cycles，N）從18次增加到40次。證明在相同水平的CSR條件下，Δu的發展速率隨著Dr的增加而明顯減緩。

圖3（e）、（g）和（h）為前期勻速增長模式，它們在加載初期，Δu的發展曲線比第一類曲線更快速增長;Δu增長至90 kPa后，保持在90 kPa上下波動。對比圖3（g）和（h），Dr=80%的Δu發展曲線中，CSR從0.294增長至0.378，試樣發展到90 kPa所需要的N從24次減少到8次，證明在相同Dr的條件下Δu的增長速率隨著CSR的增加而增加。觀察圖3（e）和（g），在相似的CSR水平下，試樣的Dr從60%增長至80%，Δu發展至90 kPa所需要的N從8次增加到24次，證明Δu的增長速率隨著Dr的增加而減少，該發展規律與后期突增模式的規律一致。比較圖3（b）、（d）、（e）、（g）和（h），可以發現當CSR較小時，Chibishi珊瑚砂Δu的發展曲線為后期突增模式;但CSR較大時，Chibishi珊瑚砂Δu的發展曲線為前期勻速增長型模式。表明不同的CSR水平將改變Δu曲線的發展模式。

圖3（c）、（f）和（i）為前期突增模式，在該增長模式中，Δu曲線在1～2個N后達到60～70 kPa，隨后增長至90 kPa上下并保持波動，且每一個周期內孔壓波動較大。對比圖3（c）、（f）和（i）試樣的Dr從40%增加至80%，相應的CSR也增加，但Δu發展至90 kPa所需要的N保持在2～3次，推斷土體結構已發生破壞。

2.2 動應變

圖4為試樣軸向應變εa的時程曲線圖。觀察圖4可以發現，試樣的εDA均達到5%的液化條件（如圖4中的紅線所示）。Chibishi珊瑚砂εa的發展曲線可以分為兩類：（1）單幅應變增長模式;（2）總應變增長模式。

圖4中（a）、（b）、（c）和（d）為單幅應變增長模式。在此模式中隨著循環荷載的增加，起初εa在橫軸上下穩定波動，當達到一定的循環振次后，εa波動幅值會急劇增加，并伴隨單幅應變波動逐漸偏離橫軸，總應變繼續以殘余應變形態發展;在幾圈循環振次后，試樣發生液化。觀察圖4（b）和（d），εa的發展速率受到Dr的影響，且與Δu的后期突增模式的發展規律類似。在相同的CSR水平下，試樣的Dr從40%增至60%時，εa發展到εDA=5%時所需要循環次數N從18次增長至40次。εa的發展速率也受到CSR的影響。對比圖4（a）和（c），當Dr=40%，CSR從0.193增長至0.349，εa發展到εDA=5%時所需要N從80次減少至4次。

圖4中（e）、（f）、（g）、（h）和（i）為總應變增長模式。此種模式與單幅應變增長模式相同。試樣在加載初期，εa在橫軸上下穩定波動，總應變基本不變;在接下來的幾個循環里，橫軸向下偏移，伴隨總應變迅速累計增長，并持續增大，最終達到應變液化條件。比較圖4（g）和（i），CSR=0.294保持穩定波動的N要大于CSR=0.499保持穩定波動的N;εa的發展速率受到CSR的影響，該發展規律與單幅應變增長模式相同。對比圖4（e）和（g），Dr=60%增長至80%，出現液化所需要的N從14次增長至28次。

比較圖3和圖4，試樣在循環荷載的作用下Δu達到90 kPa與εDA=5%所需要的周期數相近。加載初期，珊瑚砂的有效應力來自于顆粒間的互鎖效應［11，15］，此時土體內部孔壓較小，且增長較為緩慢，土體具有一定的強度，不會發生較大變形;隨著循環荷載的作用，孔壓持續發展，有效應力隨之減小，珊瑚砂顆粒間的互鎖效應被破壞，導致土體發生較大變形，最終發生液化。Δu與εa的發展曲線受到Dr和CSR的影響，表現為Dr較小，施加的CSR水平越高，越容易發生液化。當施加的CSR過大時，土體結構有可能因無法承受外荷載發生破壞。

3 數據分析

3.1 孔壓發展特征

為了進一步討論Dr和CSR對Chibihsi珊瑚砂動孔壓的影響。將孔壓比 ru定義為每一循環周期Δu的峰值與σ′c的比值（ru=Δu/σ′c）。NL代表試樣達到液化（εDA=5%）時的循環次數。圖5給出了ru與歸一化N/NL的關系。如圖5所示，當Δu為后期突增型時，ru曲線的發展由三個階段組成：第一階段，N/NL=0.2，ru發展至0.3;第二階段，隨著循環荷載的作用，ru以“直線型”緩慢發展至0.7;第三階段，當N/NL=0.7～1.0時，ru迅速發展至0.9。與之相較，當試樣Δu是前期均勻增長型和前期突增型，ru曲線的發展由兩個階段組成，第一階段，N/NL=0.4，ru迅速發展到0.8;第二階段，隨著循環荷載的作用，試樣的ru以非常緩慢的速度發展至0.9。

廣泛使用的Seed孔壓模型可以更好地擬合ru的發展，如式（1）［28］所示：

式中：θ 是和砂土有關的擬合參數。隨后Booker等［29］，將式（1）簡化為式（2）：

式中：θ 的含義與Seed孔壓模型中的θ意義相同。

使用式（2）對Chibishi珊瑚砂ru進行擬合［圖6（a）中黑色虛線所示］，其不能較好地描述珊瑚砂的孔壓發展特征。馬維嘉等［15］根據不排水循環三軸試驗條件下珊瑚砂的孔壓發展特征，在Seed的孔壓模型基礎上提出了 修正Seed模型，如式（3）所示 ：

式中：a、b、θ均為擬合參數。如圖6（a）中紅色實線所示，其中R2均高于0.95，表明修正Seed模型適合預測后期突增型的ru曲線。

使用式（3）預測Chibishi珊瑚砂具有前期均勻增長型和前期突增型特征的ru曲線［如圖6（b）中黑色虛線所示］，可以看到式（3）不能較好地預測此類ru曲線，因此提出新的預測模型，如式（4）所示：

式中：a、b均為擬合參數。其中系數R2均為0.98，擬合曲線如圖6（b）紅色實線所示。

3.2 軸向應變發展特征

圖7給出了Chibishi砂Dr=40%、Dr=60%和Dr=80%在不同CSR下雙幅應變εDA與循環次數N的關系曲線。由圖7可知，εDA的發展速率隨CSR的增加而增加。觀察圖7（a）Dr=40%的試樣，當施加CSR=0.148時，試樣εDA發展曲線在第0～70次循環作用保持水平增長，增長速率較為緩慢，在最后7次循環以極快的速率發展到5%，有明顯的階段發展特征。類似的發展規律可以在試樣Dr=40%，CSR=0.193和試樣Dr=60%，CSR=0.196里面觀察到。然而，由圖7（c）所示，Dr=80%的試樣，當施加的CSR=0.249時，試樣的εDA曲線在0～28次循環作用內以“直線型”發展到5%，沒有明顯階段性特征出現。當Chibishi砂試樣在施加CSR大于0.20時，εDA的增長曲線也有類似的發展規律。εDA發展規律與南海珊瑚砂相同［15］。

4 動強度特性

4.1 Chibishi珊瑚砂動強度

土的動強度曲線是表征土體液化的重要指標。取CSR與NL的關系作為動強度曲線，其中NL定義為試樣達到εDA=5%的所需要的循環次數?；趫D7，得到各Dr的動強度曲線，并用離散點繪于圖8中。對相同Dr條件下的試樣采用式（5）［30］進行擬合，擬合結果如圖8所示。

CSR=aNbL （5）

式中：a、b均為擬合參數。從圖8中可以觀 察到，相同Dr條件下，NL隨著CSR的增加而減少，三種Dr試樣的動強度曲線呈現出平行特征。動強度曲線的位置隨著Dr的增加而向上偏移。相同CSR條件下，Dr越大達到液化所需要的NL越多。同時，相同NL條件下，Dr越大達到液化所需要的CSR水平越高。表明Chibishi 砂的動強度是隨著Dr的增大而逐漸變大的。

4.2 Chibishi珊瑚砂與不同珊瑚砂抗液化強度

圖9比較了Chibishi珊瑚砂與不同地域珊瑚砂在σ′c=100 kPa及Dr=40%～80%條件下的動強度曲線。由圖9所示，在相同的σ′c下，各珊瑚砂的動強度隨著Dr的增加而增加。整體上Chibishi珊瑚砂的動強度比Dogs Bay珊瑚砂的動強度高，但比Cabo Rojo珊瑚砂的動強度低。當Dr=60%時，Chibishi珊瑚砂的動強度接近相同Dr的南海珊瑚砂強度。當Dr=40%時，Chibishi珊瑚砂的動強度略低于Dr=45%的Cabo Rojo珊瑚砂。Cabo Rojo珊瑚砂具有最高的動強度。

通常從土體的動強度曲線中定義土體的抗液化強度（Cyclic Resistance Ratio，CRR）。CRR被定義為，一定的循環次數N下達到液化時所需要的CSR，即某NL值所對應的CSR值。此時，循環次數NL的取值采用擬考慮的震級大小確定的室內試驗采用的等效循環振動次數（Nf）。例如：對于7.5級地震，Seed等［31］建議采用Nf=15發生液化時所對應的CSR來表征土體的抗液化強度，記作CRR15，如圖9紫色實線所示，而Martin等［32］則表明采用循環加載Nf=20發生液化所對應的CSR作為土體的CRR，記作CRR20，如圖9綠色實線所示。

表3根據圖9給出除7.5級地震所對應的Nf=15和Nf=20條件下CRR與試樣Dr的關系，同時給出6級、7級和8級地震分別對應的Nf=5，Nf=12，Nf=30［33］時，CRR與試樣Dr的關系。觀察表3可以發現，CRR隨著Dr的持續發展而發展。以Chibishi珊瑚砂在里氏7.5級條件下（Nf=15）的CRR與Dr的關系為例，當Dr=40%時，Chibishi珊瑚砂抵抗液化所需要的CRR為0.196。當Dr=60%時，Chibishi珊瑚砂抵抗液化所需要的CRR為0.274，增長幅度為39.8%。當Dr=80%時，Chibishi珊瑚砂的CRR為0.339，增長幅度為72.69%。相似的變化規律可以在Nf=5、Nf=12、Nf=20、Nf=30條件下發現。

圖10根據表3給出了各Nf條件下，不同珊瑚砂Dr與CRR之間的關系。從圖中可以看出，珊瑚砂CRR的增長速率隨著Dr的增加而增加。尤其是對于Chibihsi砂而言，當Nf=5時，Dr從40%增加到60%，CRR快速增長，增長幅度為60.85%;當Dr從60%增長到80%，CRR增長速度減緩，其增長幅度僅為9.8%。表明當里氏震級6級時，相對密度Dr超過某一閾值后，珊瑚砂土達到密實狀態，抗液化能力增強。此外，如圖10所示，在相同的里氏震級條件下，不同地域的珊瑚砂的抗液化強度存在顯著差異。例如：當里氏震級為7.5級時（Nf=15、Nf=20），Cabo Rojo砂的CRR隨Dr增長速率曲線與Dogs Bay砂接近平行，表明Cabo Rojo砂與Dogs Bay砂具有相同的增長速率，但這兩種珊瑚砂的CRR隨Dr增長速率明顯快于Chibishi珊瑚砂與南海珊瑚砂。

圖11根據表3比較了Chibishi砂、Cabo Rojo砂和南海砂在Dr=40%～60%件下，各Nf對應的CRR增長幅度。由圖11所示，珊瑚砂CRR的增長幅度隨著Nf的增加而逐漸變小。例如：當Nf=12時，Chibishi砂CRR的增長幅度為39.8%，而Nf=30時，Chibishi珊瑚砂CRR的增長幅度為28.16%。這意味著在強地震作用下珊瑚砂極易發生液化。此外，相同的Nf條件下不同珊瑚砂的CRR增長幅度并不相同，Cabo Rojo砂的CRR具有最高的增長幅度，其值為80.32%～81.18%。Chibishi珊瑚砂具有第二高的CRR增長幅度，其值為57.58%～73.89%。南海珊瑚砂的CRR增長幅度不明顯。造成這一現象的原因可能是由于珊瑚砂沉積歷史的不同，造成顆粒形狀、顆粒尺寸和內部孔隙發育的不同，最終導致在相同的里氏震級條件下，抵抗液化時的耗能方式不同。Tatsuoka等［34］提出不同的制樣方法將造成土試樣動強度的差異。Asadi等［35］表明密實狀態的易破碎砂土，選取不同的液化判別標準會對抗液化強度造成影響。

5 結論

針對沖繩島飽和Chibishi珊瑚砂開展一系列不排水動三軸試驗，研究了Dr和CSR對飽和珊瑚砂的Δu和εa隨N的發展規律，分析了Chibishi珊瑚砂的孔壓的發展特征、軸向應變發展特征和液化特性，并對不同地域珊瑚砂抗液化特性進行分析。主要結論如下：

（1） Chibishi砂的Δu發展模式分為后期突增型、前期均勻增長型和前期突增型。Δu模式與施加在試樣上的CSR大小有關。

（2） 對Chibishi砂的孔壓比ru曲線特征進行分析發現，后期突增型模式的ru曲線與前期勻速增長型和前期突增型的ru曲線不同。根據珊瑚砂前期勻速增長型、前期突增型孔壓發展特征，提出了新的孔壓預測模型，該模型能更好地描述以上兩種ru曲線特征。而后期突增型的ru曲線采用修正Seed模型可以較好地進行預測。

（3） Chibishi砂的動強度受到Dr和CSR的影響，其中Dr對珊瑚砂的液化發展起到決定性作用。動強度CSR隨著Dr的增加而增加。在同一里氏震級等效循環振動次數（Nf）下，抗液化強度CRR的增長速率隨著Dr的增長而增長。

（4） 由于各珊瑚砂的沉積歷史不同，導致在同一里氏震級條件下不同珊瑚砂的CRR有顯著差異，主要表現為Cabo Rojo砂和Dogs Bay砂的CRR隨Dr增長速率相同，并且明顯快于Chibishi砂和南海砂。此外，在不同里氏震級條件下，Cabo Rojo砂的CRR增長幅度最大，Chibishi砂次之，南海砂最小。

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