A new method of modified frequency decrease rate for site liquefaction detection
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摘要: 基于地表强震记录的场地液化实时监测和震后快速识别是液化减灾的新技术手段，其核心为场地液化识别方法。现有此类方法受限于有限的液化场地记录和方法自身局限，适用性和识别准确率有待提升。本研究建立了包含23次地震共137条加速度记录的液化场地强震记录新数据库，极大地扩充了现有数据库。提出了一种基于强震记录的场地液化快速识别改进的频率下降率新方法，以频率下降率为基本概念并沿用以往推导出的理论阈值。采用加权平均方式处理短时傅里叶变换结果以获取加速度时程的时间-频率曲线。通过频率下降率参数的自适应持时计算，以增强对不同持时记录的适应性。以新数据库记录为基础进行对比分析，结果表明新方法所选取的特征参数明显占优，对液化和非液化场地均有很高的识别成功率，且较新近提出方法的液化识别成功率显著提高。所提出方法在震后液化场地快速识别、液化实时减灾及研究液化对建筑结构的影响等方面具有良好的应用前景。Abstract: The real-time monitoring and rapid post-earthquake detection of site liquefaction based on strong motion records is a new technological tool for liquefaction mitigation, the core of which is the site liquefaction detection method. The existing methods are constrained by the limited liquefaction site records and the limitations of the methods themselves, and their applicability and detection accuracy need to be improved. In this study, a new database of strong motion records for liquefaction sites containing 137 records from 23 earthquakes is established, which greatly expands the existing database. A new method for rapid detection of site liquefaction based on strong motion records with improved frequency decrease rate is proposed, taking the frequency decrease rate as the basic concept and following the theoretical thresholds derived in the past. The weighted average method is used to process the results of short-time Fourier transform to obtain the time-frequency curve of acceleration time history. The adaptive duration calculation of frequency decrease rate parameter is used to enhance the adaptability to the records of different durations. The comparative analysis based on the new database records shows that the feature parameter selected by the new method is obviously superior, with high detection success rates for both liquefied and non-liquefied sites, and the liquefaction detection success rate is significantly higher than that of the newly proposed methods. The proposed method has good application prospects in rapid detection of liquefied sites after earthquakes, real-time mitigation of liquefaction, and study of liquefaction effects on building structures.
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0. 引言
高放废物深地质处置库采用包含人工屏障和天然屏障的多重屏障系统。将高压实的膨润土砌块环绕堆砌在废物罐和地质体之间是目前人工屏障中缓冲材料的最佳选择之一[1-3]。但是在施工过程中，废物罐与膨润土砌块、围岩与膨润土砌块，以及膨润土砌块之间，不可避免地会留下接缝。并且由于受到放射性核素衰变释热和地下水渗流影响，缓冲材料会受到热、水、力等多场耦合作用的影响[4-6]。虽然高压实的膨润土砌块在地下水的作用下水化膨胀并不断向着接缝区域挤压，这使得接缝区域逐渐愈合，但是对于高放废物处置库缓冲层的整体性能而言，接缝区域仍然是潜在的薄弱环节。因此含接缝的缓冲材料在热-水-力耦合（THM耦合）条件下的性能已成为高放废物处置库工程屏障设计与施工中关注的关键问题。
为了研究施工接缝对缓冲材料性能的影响，已有学者分别从不同的角度对其进行了研究。Hoffmann等[7]通过对压实的膨润土颗粒材料进行水化试验研究，试验结果表明膨润土颗粒材料的饱和渗透性质和膨胀力主要由样品的总干密度控制，而膨润土颗粒的初始粒度分布对其影响较小。陈宝等[8]对不同干密度的GMZ膨润土试样进行了不同接缝宽度条件下的膨胀力和渗透试验，结果表明接缝的存在将导致膨润土的膨胀力减小、渗透性增大，能够引起膨润土内部孔隙大小和数量的变化，宏观表现为膨润土渗透性增大。王英等[9]对采用3种接缝材料的膨润土土样进行了渗透试验研究，试验结果表明接缝的愈合程度与密封材料的初始干密度成正比，采用膨润土微粒密封接缝的土样的愈合程度最高。Jia等[10]对不同干密度的GMZ膨润土土样在两种接缝宽度的条件下进行了各向异性膨胀力试验研究，试验结果表明轴向压力随干密度的增长速度比径向压力随干密度的增长速度更快。Meng等[11]对含经向接缝的GMZ膨润土土样进行了水化试验，试验结果表明接缝的愈合顺序为自下而上，与水化路径一致，在半对数坐标上表现为土样体积与水化时间呈线性关系。然而，上述研究均可以归纳为水-力两场耦合作用下施工接缝对缓冲材料性能的影响，并没有考虑放射性核素衰变释热对其产生的影响，而温度的变化会引起缓冲材料内部水分的迁移，进而影响接缝的愈合，故温度变化在含接缝的缓冲材料性能影响的研究中不可忽略。
本文研制了一种适用于非饱和膨润土组合试样的热传导和水分迁移参数测定的室内试验装置，利用该试验装置测定了进水前与进水后两种情况下GMZ膨润土组合试样不同位置处的温度和体积含水量随时间的演化规律，并基于试验结果得到了膨润土组合试样接缝位置愈合后的热传导系数和水力传导系数。研究结果将为高放废物处置库工程屏障系统的安全性评估提供参考依据。
1. 试验装置
如图 1所示为所研制的非饱和膨润土组合试样的热传导和水分迁移参数测定试验装置的示意图。试验装置采用绝热防水材料（聚丙烯材料）加工成圆筒结构，圆筒的内径为100 mm，筒壁厚20 mm，圆筒长为470 mm。在装样完成后，将试验装置两端与不锈钢空腔（温度和水力边界控制腔体）法兰盘用活动螺栓连接，其间设置O型橡胶圈进行密封。试验过程中，在右端施加高温边界，可根据试验要求控制在较高的恒定温度，高温边界采用恒温水浴循环装置施加，其能够提供长期的较高的恒定温度，精度可达±0.1℃；在左端施加水力边界，采用高压气瓶对密闭水箱加压，然后通过水管将密闭水箱的去离子水导入水力边界控制腔体内，从而实现水力边界能够长期稳定的恒压注水。为了保证水力边界控制腔体内的去离子水均匀地渗入膨润土试样，在水力边界控制腔体与膨润土试样之间设置直径为100 mm，厚度为10 mm的圆柱形透水石。试样温度和湿度的采集分别采用PT100温度传感器和EC-5土壤水分传感器。
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图 1 热传导和水分迁移参数测定装置示意图Figure 1. Experimental devices for determining parameters of heat conduction and water transfer2. 试验方案
本次试验的土样基本物理性质参数见表 1。将GMZ膨润土加工成干密度为1.58 g/cm3，含水率为15%的圆柱形试样，试样直径为100 mm，高度分别为149，150，149 mm。将3块膨润土试样依次进行拼接，拼接处设置宽度为1 mm的接缝，并采用膨润土粉末填充接缝，进而组成了总长度为450 mm的中间含有两条接缝的组合试样。
表 1 GMZ膨润土土样基本物理性质参数Table 1. Basic physical property parameters of GMZ bentonite sample粒径/μm 蒙脱石含量/% 液限/% 塑限/% 相对质量密度 < 2 74.4 170 27.43 2.66 膨润土组合试样的热传导和水分迁移规律试验测定包括模拟进水前和进水后两种情形。对于进水前的情形，为模拟无外界水流进入的情形，试验装置筒左右端部分别连接25℃和75℃的不透水加热腔体。对于进水后的情形，为模拟外界水流进入处置库后的情况，试样筒右端设置75℃的不透水高温边界，左端设置25℃的恒温透水边界，水压设置为0.02 MPa（在与试样连接的底板上设置透水小孔以及透水石）。温度和湿度传感器布置位置见图 2。试验过程中，实验室的温度恒定在25℃。
3. 结果分析
3.1 温度演化规律
图 3给出了模拟进水前和进水后两种情形下膨润土组合试样不同位置处的温度随时间的演化规律。根据图 3可以看出，两种情形下膨润土组合试样不同位置处的温度随时间变化的规律基本相似。即无论是否在左端设置水力边界，由于在试验装置圆筒右端设置温度为75℃的恒定高温边界条件，使得膨润土组合试样不同位置处的温度均有不同幅度的上升，并且不同位置处温度上升的幅度随着其与右端高温边界之间距离的增加而逐渐减小。两种情形下不同位置处的温度增幅随着其与右端高温边界之间距离的变化规律如图 4所示。根据图 4可以发现距离右端高温边界较近的位置A与B处的温度增幅基本相同，距离左端水力边界由近及远的位置F处、E处、D处和C处，模拟进水后情形下的温度增幅明显高于模拟进水前情形下的温度增幅。这主要是因为膨润土组合试样在左端水力边界的作用下逐渐吸水，使得膨润土组合试样的热传导系数逐渐增大所致[3, 12]。
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图 3 膨润土组合试样不同位置处的温度随时间的变化Figure 3. Variation of temperature at different locations of composite bentonite samples with time![]()
图 4 膨润土组合试样不同位置处的温度增幅Figure 4. Temperature increase at different locations of composite bentonite samples3.2 水分演化规律
图 5给出了模拟进水前和进水后两种情形下膨润土组合试样不同位置处的体积含水量随时间的演化规律。由图 5可以看出，是否在试验装置圆筒左端加载水力边界对膨润土组合试样靠近水力边界位置处的体积含水量的影响非常明显。模拟进水前情形的试验，即左端未设置水力边界时，由于右端高温边界的存在，膨润土组合试样内部的水分会在温度梯度的作用下由高温处向低温处迁移（图 5（a））。在模拟进水后情形的试验中，即左端设置水力边界时，试验结束后距离左端水力边界由近及远的位置F处、E处、D处、C处以及B处的体积含水量均有较为明显的增加，并且位置F处已经趋于饱和状态，而距离左端水力边界最远的位置A处的体积含水量随着时间的变化逐渐减小（图 5（b））。这主要是因为干密度较高的膨润土试样的渗透性很小，由左端水力边界注入的去离子水未能渗透至位置A处，并且位置A处距离右端高温边界较近，其内部的水分在温度梯度的作用下沿土体孔隙向温度低的水力边界方向迁移，故短时间内位置A处的体积含水量随时间逐渐降低。
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图 5 膨润土组合试样不同位置处的水分随时间的变化Figure 5. Variation of water content at different locations of composite bentonite samples with time3.3 接缝位置的热传导系数
根据上述试验结果可以进一步计算膨润土组合试样接缝处的热传导系数。热传导系数的计算公式如下：
λ=QdAtΔT。 (1) 式中：λ为热传导系数(W/(m·K))；d为膨润土组合试样接缝间的厚度（m），本文指位置B与C、D与E之间的距离，为0.03 m；A为土样横截面积（m2），t为时间（s），ΔT为位置B与C、D与E之间的温度差（K）；Q为热能（W·s），可以表示为
Q=cmΔT。 (2) 式中：c为膨润土试样的比热容（J/(kg·K)），m为质量（kg）。
计算得到进水前与进水后两种情形下膨润土组合试样接缝处的热传导系数如表 2所示。根据表 2可以看出，相对于模拟进水前情形的试验，在左端加载水力边界后，试验结束时膨润土组合试样接缝位置处的体积含水量明显增加（图 5（b）），与其对应的接缝位置处的热传导系数也相应增大，这与前人得到的结论相同[12]。膨润土组合试样接缝处愈合后的热传导系数能够满足IAEA提出的大于0.8 W/(m·K)的要求[12-13]，可以达到处置库工程屏障的导热性能要求。
表 2 两种情形下接缝位置的热传导系数Table 2. Thermal conductivities at joints in two cases 0.269试验类型 位置 ΔT/K λ/(W·m-1·K-1) 进水前 BC接缝 277.95 1.173 DE接缝 273.75 1.159 进水后 BC接缝 276.95 1.236 DE接缝 273.85 1.305 3.4 接缝位置的水力传导系数
在模拟进水后情形的试验中，通过左端的水力边界对膨润土组合试样进行恒压注水，因此可以采用常水头法计算膨润土组合试样接缝位置处的水力传导系数K：
K=qdAΔHt。 (3) 式中：q为时间t内渗出的水量（cm3），ΔH为水位差（cm）。
计算得到模拟进水后情形下膨润土组合试样的接缝处的的水力传导系数如表 3所示。根据表 3可知膨润土组合试样接缝处愈合后的水力传导系数与前人所测的完整土样的水力传导系数大致相同，满足高放废物处置库工程屏障的低渗透性要求[14-15]。
表 3 进水后情形下接缝位置的水力传导系数Table 3. Hydraulic conductivities at joint, after simulated water inflow试验类型 位置 q/cm3 K/(cm·s-1) 进水后 BC接缝 4.477 1.084×10-10 DE接缝 8.718 2.112×10-10 4. 结论
采用研制的试验装置开展完成了模拟进水前与进水后两种情形下膨润土组合试样的热传导和水分迁移特性的室内试验，通过对比分析两种情形下的试验结果，得到以下3点结论。
（1）两种情形下膨润土组合试样不同位置处的温度随时间变化的规律基本相似。膨润土组合试样内部温度的变化主要受温度边界的影响，而其内部水分的变化对其影响较小。
（2）由于高压实的膨润土试样的渗透性很小，在短时间内加载水力边界条件仅使得靠近水力边界处的膨润土组合试样的体积含水量大幅度增加，而对其它位置处影响较小。受到温度边界的影响，靠近温度边界位置处的土体水分在温度梯度的作用下沿孔隙向水力边界方向迁移，故短时间内体积含水量随时间逐渐降低。
（3）根据试验结果计算得到了膨润土组合试样接缝位置愈合后的热传导系数和水力传导系数，计算结果表明接缝愈合后的热传导系数和水力传导系数能够满足高放废物处置库工程屏障的导热性能和低渗透性要求。
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图 1 数据库中强震记录显著持时分布及场地类别统计
Figure 1. Distribution of significant durations and site category statistics of strong motion records in database
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图 2 2011年东日本地震中液化场地IBR014的地表加速度时程和平均瞬时频率曲线示意图
Figure 2. Surface acceleration records and mean instantaneous frequency curves of liquefaction site IBR014 during 2011 East Japan earthquake
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图 3 地面运动参数对液化识别的特征重要度指标对比
Figure 3. Comparison of feature importance metrics for liquefaction detection by ground motion parameters
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图 5 本文方法对D类和E类场地的识别成功率
Figure 5. Detection success rates by proposed this paper's method for class D and E sites
表 1 新的强震记录数据库
Table 1 New database of strong motion records
NO 地震事件 时间 经度 纬度 Mw 总数 液化 引用 1 Tokachi-Oki, Japan 16/05/1968 39.84 143.20 8.2 3 1 GREENFIELD M W [8] 2 Friuli, Italy 05/05/1976 46.38 12.98 6.5 1 0 YUAN X M等[5] 3 Tabas, Iran 16/09/1978 33.58 56.92 7.4 2 0 YUAN X M等[5] 4 Imperial Valley, US 15/10/1979 32.69 -115.34 6.5 1 1 GREENFIELD M W[8] 5 Victoria, Mexico 09/06/1980 32.48 -115.24 6.4 2 0 YUAN X M等[5] 6 Nihonkai-Chibu, Japan 26/05/1983 40.38 139.17 7.7 1 0 KOSTADINOV M V等[3] 7 Superstition Hills, US 24/11/1987 33.02 −115.83 6.6 4 1 KOSTADINOV M V等[3] 8 Chibaken-Toho-Oki, Japan 17/12/1987 35.45 140.38 6.5 1 0 KOSTADINOV M V等[3] 9 Loma Prieta, US 18/10/1989 37.04 −121.88 7.0 14 2 KOSTADINOV M V等[3] 10 Kushiro-Oki, Japan 15/01/1993 42.98 144.34 7.6 5 1 KOSTADINOV M V等[3] 11 Hokkaido-Nansei-Oki, Japan 12/07/1993 42.83 139.23 7.7 2 0 KOSTADINOV M V等[3] 12 Northbridge, US 17/01/1994 34.21 −118.55 6.7 6 0 KOSTADINOV M V等[3] 13 Hokkaido-Toho-Oki, Japan 04/10/1994 43.75 147.29 8.2 2 0 KOSTADINOV M V等[3] 14 Sanriku-Haruka-Oki, Japan 18/12/1994 40.52 143.42 7.7 1 0 KOSTADINOV M V等[3] 15 Kobe, Japan 16/01/1995 34.73 135.24 6.9 12 5 KOSTADINOV M V等[3] 16 Kocaeli, Turkey 17/08/1999 40.98 28.69 7.4 5 0 YUAN X M等[5] 17 Chi-Chi, China 20/09, 1999 23.58 120.55 7.6 4 0 YUAN X M等[5] 18 Western Tottori, Japan 06/10/2000 35.27 133.35 6.6 1 1 GREENFIELD M W[8] 19 Tokachi-Oki, Japan 26/09/2003 41.78 144.08 8.3 1 1 GREENFIELD M W[8] 20 NiigataChuetsu, Japan 16/07/2007 37.56 138.61 6.6 1 1 GREENFIELD M W[8] 21 Darfield, New Zealand 03/09/2010 −43.53 172.17 7.1 33 2 ZHANG W W等[4] 22 Christchurh, New Zealand 11/02/2011 −43.58 172.68 6.2 21 9 ZHANG W W等[4] 23 Tohoku, Japan 11/03/2011 38.10 142.86 9.0 14 5 COX B R等[7] 
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表 2 敏感区间取值
Table 2 Values of sensitivity interval
加速度时程90%能量持时/s 敏感区间 （0, 15） 峰值加速度前后7 s [15, 30) 峰值加速度前后10 s [30, 50) 峰值加速度前后15 s [50, 70) 峰值加速度前后30 s [70, 90) 峰值加速度前后40 s [90, ~) 峰值加速度前后50 s
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表 3 本文方法、ZC方法和YS方法的识别成功率对比
Table 3 Comparison of detection success rates among proposed method, ZC method and YS method
识别成功率 YS法 ZC法 本文方法 液化成功功率 66.67% 76.67% 93.30% 非液化成功率 85.98% 91.59% 86.90% 总体成功率 81.75% 88.32% 88.32%
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