引言

局部场地条件对地震波的传播有较大的影响， 它控制着场地相对于基岩地震动的增大放大或缩小减小， 并直接影响到地震灾害程度的分布． 局部场地条件包括地形地貌、 土层结构、 土体动力性能等． 现阶段抗震设防工作中对场地条件的影响已有一定的考虑， 如用于指导一般工程建设的《中国地震动参数区划图》(国家质量技术监督局， 2001)， 其根据场地类别对地震动反应谱进行调整， 但这种调整仅仅针对反应谱特征周期， 并没有对地震动峰值和反应谱平台值进行调整． 而大量的研究表明， 场地条件对地震动参数的影响在地震动幅值和频谱特性的变化等方面均有体现(周锡元等， 1991)． 另外， 全国范围内场地条件对地震动参数影响的研究是基于全国范围内钻孔统计的基础上进行的， 统计的空间范围很大， 钻孔密度被稀释， 得到的统计结果在某一特定区域内应用时可能具有一定的差别． 为此， 本文以成都盆地地区为研究对象， 在该地区的工程地质分区的基础上， 依托研究区内广泛开展的地震安全性评价工作， 收集了不同工程地质分区内的钻孔资料； 统计分析不同工程地质分区内的土动力学特征， 给出研究区内的推荐土动力学参数， 并基于不同工程地质分区内土层地震反应分析结果， 给出地震动参数调整系数的建议值， 为成都盆地地区的工程抗震设防提供参考依据．

1.   成都盆地的工程地质分区

本文选择的研究区如图1所示. 该研究区(由4个角点构成的矩形区域： 30.1°N、 102.8°E， 29.6°N、 103.5°E， 31.2°N、 104.9°E， 31.7°N、 104.2°E)涵盖了整个成都盆地， 即被东侧的龙泉山和西侧的龙门山所夹持的第四纪地堑式压陷性盆地(钱洪， 唐荣昌， 1997)． 大量的研究表明， 工程地质分区是对地震作用反应一致的区域单元(Романова， 1990)． 不同的工程地质分区内， 由于沉积厚度存在差异， 导致土层覆盖层厚产生明显的差别． 另外， 土动力学参数也具有明显的地域特征． 这是因为场地岩体和土体都是在一定的地质环境条件下形成和发展的， 其组成物质、 结构构造特点、 物理力学性质、 目前的状态及分布等都反映了地质环境及其作用的特点(蒋溥等， 1990)． 为研究成都盆地不同工程地质分区内场地地震动参数的差异， 本文先对成都盆地进行了工程地质分区． 成都盆地大致可分为3个区， 分别为Ⅰ， Ⅱ和Ⅲ区(图1)． I区主要分布于成都盆地西南角的盆地与山地的边缘地带， 出露于成都盆地的西南、 南部， 为基岩裸露地区， 岩性主要为白垩系砂岩、 泥岩及少量第三系砾岩． Ⅱ区主要分布于成都盆地的西南、 东南和南部， 龙门山山前也有零星分布， 为山地向盆地的过渡地带， 常由三级、 四级和五级河流阶地构成． 该分区内地层的上部主要为粉质粘土、 粘土和卵石层， 基岩为紫色长石石英砂岩或泥岩． Ⅲ区主要分布于成都断陷盆地内部， 一般由一级、 二级河流阶地组成. 该分区的地层顶部主要为粉质粘土、 粉土及卵石层， 基岩为埋藏较深的砂岩、 泥岩． 对成都盆地的这一工程地质分区综合考虑了地质构造、 地形地貌、 地层岩性及岩土物理力学性质等条件， 并已在一些重大工程的地震危险性评估中得到应用．

图  1  成都盆地工程地质分区图 Ⅰ. 基岩区； Ⅱ. 浅丘台地； Ⅲ. 冲积平原

Figure  1.  Engineering geological divisions of Chengdu basin Ⅰ. Bedrock area； Ⅱ. Shallow hill terrace； Ⅲ. Alluvial plain

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2.   成都盆地的工程钻孔和土动力学资料

本文收集了成都盆地地区98个工程钻孔资料, 钻孔分布如图1所示. 这些钻孔较为集中地分布在成都市区及其附近地区， 剔除掉15个缺乏剪切波速等的钻孔后， 最终使用了83个钻孔进行土层地震反应分析． 其中， 工程地质分区Ⅱ区内分布有33个钻孔、 Ⅲ区内分布50个钻孔， Ⅰ区内均为基岩场地． 经分析， 这83个钻孔均为Ⅱ类场地． 通过对研究区内98个钻孔资料的整理分析， 可以发现成都盆地地区钻孔揭示的覆盖层厚度差异并不大， 从5.3 m变化至57.1 m， 覆盖层厚在10—30 m之间的钻孔占钻孔总数的80%(图2)． 覆盖层厚度特征表现为总体较浅， 从成都盆地中心向四周呈放射状分布， 越接近成都盆地中部， 覆盖层越厚， 约为25—50 m； 越远离成都盆地中部， 覆盖层越薄， 其厚度均小于25 m． 这一空间上的分布规律与成都盆地第四纪厚度分布类似． 本文对收集的98个钻孔使用的不同土类的动三轴实验结果进行了重新整理， 统计分析了11种常见土类的动三轴实验参数, 给出了成都盆地地区推荐的土类动剪切模量比以及阻尼比与剪应变的关系(表1)．

图  2  统计钻孔的覆盖层厚与等效剪切波速分布图

Figure  2.  Overburden thickness and equivalent shear wave velocity for statistical boreholes

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表  1  各土层的动剪切模量比及阻尼比与剪应变的关系

Table  1.  Relationship of the dynamic shear modulus ratio and damping ratio With the shear strain for different soil layers

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3.   地震动参数调整系数的计算分析

本节以得到各工程地质分区内的场地地表峰值加速度及其反应谱特征参数为研究目标． 首先选取不同强度和频谱的地震动作为基底输入， 对每一个场地计算模型进行土层地震反应分析； 随后对获得的大量计算结果按分区和输入特征分组， 并进行统计分析， 得到各分组的地表峰值加速度的平均值和反应谱平均曲线； 最后确定出各区场地平均反应谱的平台值和特征周期等参数， 并通过线性拟合给出成都盆地地区不同工程地质分区内的地震动参数调整系数．

3.1   基底入射地震波

场地地震动参数调整系数的研究需要给定统计特征的同一集系的大批基岩入射地震动样本． 同一集系的地震动一般是指具有相同峰值加速度和特征周期的一系列地震动． 到目前为止， 我国已经积累了大量的强震记录， 但是仍然没有足够多的强震记录符合同一集系这一要求． 在没有那么多强震记录的情况下， 现阶段的工程应用和研究工作中普遍采用人工合成地震动的方法(荣棉水， 2007)． 人工合成地震动有多种方法， 如比例法与数值法. 现应用较为普遍的是数值法, 包括三角级数叠加法、 随机脉冲法和自回归法等． 本文以现行建筑抗震设计规范规定的设计反应谱为目标谱， 应用三角级数叠加法人工合成了若干条地震反应分析所需要的输入地震动时程， 并将其幅值缩小一半作为土层地震反应的基岩地震动输入．

目标反应谱的参数取值情况如下： 第一拐点周期T₀取0.10 s； 特征周期T_g分别取0.30， 0.35， 0.40， 0.45， 0.55和0.65 s； 地震动峰值加速度取为50， 100， 150， 200， 300 和400 cm/s²， 分别对应A， B， C， D， E， F等 6档； 阻尼比取为0.05， 动力放大系数为2.25，共组合成36条不同的目标反应谱(图3)． 根据不同组合的目标谱， 利用人工地震动时程合成方法首先合成基岩面的地震动时程， 然后按其幅值缩小一半作为土层地震反应分析的地震动输入．

图  3  目标反应谱曲线

Figure  3.  Target response spectrum curves

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合成地震动时程的时间步长取0.02 s， 离散时间点数为2 048， 并综合考虑成都盆地地区潜在震源区的分布特征， 统一将振幅上升段持续时间取为2.0 s， 平稳段时间取为10.0 s， 幅值衰减系数取为0.15． 考虑相位随机性的影响， 对每种情况分别合成了3条不同随机相位的地震动时程， 共合成了108条基岩加速度时程， 基本反映了基岩加速度时程幅值与频谱特性的差异．

3.2   计算结果与分析

就每一基底地震动输入， 分别对各区场地模型进行土层地震反应分析计算， 给出场地地表峰值加速度和加速度反应谱． 由于篇幅所限， 此处计算结果仅以T_g取0.45 s为例， 给出Ⅲ区场地模型在AT₄₅， BT₄₅， CT₄₅， DT₄₅， ET₄₅和FT₄₅(AT₄₅表示地震动幅值取A档， T_g取为0.45 s， 其它依此类推)基底输入下的场地反应谱(图4)．

图  4  工程地质分区Ⅲ区内Ⅱ类场地地表反应谱

Figure  4.  Response spectrum of soil surface of category Ⅱ site in engineering geological division Ⅲ

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从图4可以看出， 同一基底输入下， 同一工程地质分区内场地地表反应谱具有较强的一致性． 为了进一步获得不同工程地质分区内场地设计地震动参数调整系数， 我们需对获得的83个钻孔计算的地表峰值加速度、 场地设计反应谱特征周期、 反应谱平台值的放大系数做更为细致的统计分析．

3.2.1   地表峰值加速度统计分析

地表峰值加速度为地表加速度反应谱在零周期处的值， 可由土层地震反应计算结果直接读取． 本文计算了Ⅱ区和Ⅲ区所有钻孔的平均峰值加速度, 并根据各钻孔的计算结果统计了各区在不同输入强度和特征周期下的平均值． 为方便研究， 采用K_a(地表峰值加速度平均值A_maxb与基底输入强度A_max的比值)表征场地峰值加速度相对于基岩的放大倍数． Ⅱ区和Ⅲ区内不同基岩输入地震动幅值和特征周期下的K_a变化趋势见图5. Ⅱ区和Ⅲ区的场地放大系数K_a均随着基岩入射地震动幅值的增大而减小， 这与李小军和彭青(2001)的研究结论是一致的. 这种趋势是由于随着基岩地震动幅值增大， 土层非线性效应增强引起 的． 对于土体而言， 当入射地震动幅值增大， 剪切应变随之增大并使得非线性滞回曲线形状发生变化， 引起等效动剪切模量的变化与等效阻尼比的增大， 从而使地震动能量损耗加剧． 图5也揭示了Ⅱ区K_a系数比Ⅲ区K_a系数大， 且减小的速度更快． 在同一工程地质分区内， 基岩地震动幅值较小时， 不同特征周期的入射地震动对应的K_a系数差别较为明显， 随着基岩地震动幅值的增大， 这种差别越来越小． 这种现象很可能也是由于非线性效应增强使得地震动各频谱能量损耗加剧引起的．

图  5  Ⅱ区(a)和Ⅲ区(b)K_a系数拟合直线

Figure  5.  Fitted line of K_a in engineering geological divisions Ⅱ (a) and Ⅲ(b)

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通过对Ⅱ区和Ⅲ区内不同基岩输入地震动幅值和特征周期下的K_a变化趋势的统计分析(图5)， 不难看出各分区内K_a系数呈较为均匀的线性变化， 因此， 可用K_a=A+Ba的线性公式对计算结果进行拟合， 所得各分区K_a系数的统计结果见表2. 不同分区内K_a系数变化情况见式(1)、 式(2)．

表  2  不同分区K_a系数的统计结果

Table  2.  K_a statistical results for different engineering geological divisions

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3.2.2   场地设计反应谱

为了进一步描述反应谱的变化特征,我们首先求出各区在各种基底输入情况下,不同 类别场地的平均反应谱曲线;然后再对其进行标定,得到标准反应谱;进而对标准反应谱 的平台值α_maxb、特征周期Tgb与基底输入相应的谱参数值(平台值α_max、特征周期T_g)进行 对比分析.为方便研究,定义反应谱平台值放大系数为K_αmax,特征周期变化系数为ΔT, 并令Kαmax为αmaxb/αmax,ΔT_g 为T_gb-T_g.图6、图7分别给出了不同基岩地震动幅值下的 K_αmax与ΔTg.通过对反应谱平台值放大系数及反应谱特征周期的统计分析,根据线性拟合 公式Kαmax=A+Ba、ΔTg=A+Ba,可给出两个分区内Ⅱ类场地Kαmax系数及ΔTg 系数的 拟合结果(表3、表4).

图  6  Ⅱ区(a)和Ⅲ区(b)内Ⅱ类场地K_αmax系数拟合图

Figure  6.  Fitted line of K_αmax for site category Ⅱ in engineering geological divisions Ⅱ (a) and Ⅲ(b)

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图  7  Ⅱ区(a)和Ⅲ区(b)内Ⅱ类场地ΔT_g系数拟合图

Figure  7.  Fitted line of ΔT_g for site category Ⅱ in engineering geological divisions Ⅱ (a) and Ⅲ(b)

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表  3  不同分区K_αmax系数统计结果

Table  3.  K_αmax statistical results for different engineering geological divisions

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表  4  不同分区ΔT_g系数统计结果

Table  4.  ΔT_g statistical results for different engineering geological divisions

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综合各分区内对应6个加速度分档的K_a和K_αmax参数， 可得到各区地震动参数调整系数， 如表5所示． 对于ΔT_g参数， 取平均反应谱标定后的结果偏于不安全. 所以， 在地震动参数调整表中ΔT_g取各档ΔT_g的极大值， 当极大值小于零时取零值． 这种情况在北京地区场地条件对地震动参数的影响研究(施春花， 2009)中也曾遇到．

由于本文使用的83个钻孔场地类型均为Ⅱ类， 因此表5所示的地震动参数调整系数建议值仅适用于成都盆地的Ⅱ类场地． 与李小军等(2001)给出的全国范围内Ⅱ类场地调整系数相比， 表5中建议值的地震动峰值调整幅度略大， 这与成都盆地地区自身场地土动力学特征有关． 另外， 在土层地震反应分析中， 土动力学参数的选取均采用成都盆地地区实际场地土动力学特征的统计结果， 而不是简单沿用《工程场地地震安全性评价工作规范》(中国地震局， 1994)推荐的全国范围内的统计结果， 也是一个重要的影响因素． 同时， 还给出了反应谱平台值放大系数、 特征周期变化系数的调整建议值， 从数值的角度看， 随着基岩地震动输入强度的增大， 反应谱平台值放大系数逐渐减小； 而反应谱特征周期逐渐变大， 但特征周期变大的幅度并不特别明显. 这一规律符合工程实践中的普遍认识． 此外表中还从统计的角度揭示了不同工程地质分区内同一场地类型地震作用效应的差异性， 也进一步说明了本文研究思路的合理性．

表  5  各区地震动参数调整系数建议值

Table  5.  Suggested ground motion adjustment factors for different engineering geological divisions

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4.   讨论与结论

本文基于成都盆地地区98个场地计算模型， 采用场地地震反应分析的等效线性化方法进行了场地地震反应计算， 对成都盆地地区不同工程地质分区内的场地地表峰值加速度、 反应谱平台值和特征周期进行统计回归分析， 给出了该地区的场地地震动参数调整系数建议值． 基于模型的计算分析， 得到如下结论：

1) 成都盆地内Ⅱ类工程场地放大系数K_a随基岩入射地震动幅值的增大而减小， 这与李小军和彭青(2001)的研究结论是一致的． 特征周期变化系数ΔT_g随基岩入射地震动幅值的增大而增大， 但增大的幅度很小．

2) 成都盆地不同工程地质分区内， 在相同的基岩地震动输入强度下， Ⅱ类场地的K_a， K_αmax和ΔT_g统计均值都有一定的差别， 揭示了不同工程地质分区内同一场地类型地震作用效应的差异性．

本文得到四川省地震局的大力支持, 四川省地震工程研究院为本文提供了部分钻孔资料, 在此一并表示诚挚的感谢．