Frequency spectra characteristics of strong-motion acceleration recordings at liquefied sites
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摘要: 为研究液化场地上建筑物承受地震作用的特性，本文利用11组液化场地实测记录，对液化场地的地震动特征进行了分析。结果显示，场地液化后，地表加速度幅值减小，长周期成分显著增多，记录中出现明显的 “尖刺” 。对比国内外抗震规范设计反应谱与液化场地实测加速度反应谱，分析得出：在短周期T＜0.3 s，规范设计反应谱值与实测记录反应谱基本一致；在中长周期段0.3 s＜T＜1.5 s，规范反应谱值明显低于实测记录反应谱值；在长周期段T＞1.5 s，规范设计谱较实测记录反应谱值略低。基于5种数值方法模拟的液化场地地震动结果显示：周期T＜1.0 s时，数值计算的反应谱值基本高于液化场地实测反应谱值，或与之吻合；而周期T＞1.0 s时，数值计算的反应谱值均低于液化场地实测反应谱值。Abstract: To understand the characteristics of earthquake action on buildings at potentially lique-fiable sites, 11 acceleration records from the selected liquefied sites were analyzed to discuss the characteristics of ground motion. The results showed that the acceleration amplitudes were remarkably reduced after initial site liquefaction and that the long-period components increased significantly with apparent " spikes” recorded. Comparison of the design spectra widely used in seismic design codes, both domestically and internationally, with the acceleration spectra obtained in this study shows that: in the short period range T＜0.3 s, the design spectra were consistent with the recorded response spectra; in the medium and long period range 0.3 s＜T＜1.5 s, the design spectra were smaller significantly than the recorded response spectra; in the long period range T＞1.5 s, the design spectra was a little smaller than the recorded spectra. Five typical numerical methods are used to simulate liquefaction acceleration, the results demonstrated that the numerical methods could satisfactorily predict response spectral values for the period range T＜1.0 s, but generally lower than the spectral values for the long-period T＞1.0 s.
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Keywords:
- liquefied site /
- ground-motion records /
- seismic design codes /
- response spectra
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引言
地震场地液化是诱发地震震害的重要原因之一，也一直是工程界、地震界密切关注和研究的热点课题（Seed，Idriss，1970；刘恢先，1989；Youd，Idriss，2001；Idriss，Boulanger，2015）。近年来，在全球范围内发生的多起强震，如2008年汶川MW7.9，2011年东日本（Tohoku）MW9.0，2011年新西兰基督城（Christchurch）MW6.3，2016年日本熊本（Kumamoto）MW7.0，2018年印尼帕鲁（Palu）MW7.5等地震中均发现了典型的喷砂冒水等场地液化现象及其导致的次生灾害。特别是在2011年新西兰基督城地震中，场地液化导致了基督城部分城区的废弃，该地震被认为是有场地液化调查史以来首次出现的以液化为震害主因的地震，而2016年中国台湾高雄MW6.3地震，更是引发了全台湾的液化危机（李兆焱，袁晓铭，2016）。上述严重的液化震害表明了对地震场地液化的认识和预防尚存不足。
场地液化的影响主要包括：① 场地液化导致地表剧烈变形并产生巨大的破坏，如侧移和地裂缝等；② 场地液化过程改变了地震波的频谱特性，进而影响地表地震反应；③ 场地液化造成地表大幅值往返振荡（Youd，1998）。目前对场地液化机理认识和判别方法的研究成果较多（Ishihara，Yoshimine，1992；Idriss，Boulanger，2008；袁晓铭，曹振中，2014；董林等，2015），然而，针对场地液化过程中地震动特性的改变及预测方法研究并不深入。现行的国内外抗震规范中，对可液化场地的抗震设计谱尚无明确规定，仅部分文献提出液化场地需专门研究，如国际建筑规范（International Building Code，缩写为IBC）（International Code Council，2004）、欧洲规范（European Code 8，缩写为EC8）（European Committee for Standardization，2004）以及我国抗震规范（中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局，中国国家标准化管理委员会，2015）。美国国家地震减灾计划（National Earthquake Hazard Reduction Program，缩写为NEHRP）规范（Building Seismic Safety Council，The Federal Emerency Management Agency，2009）指出对场地类别为F （含可液化场地）的建筑物抗震设计需要专门研究，但若结构的自振周期为T＜0.5 s，可不必特殊考虑场地液化对地震动的影响。孙锐和袁晓铭（2004，2010）的理论计算结果和有限的实测地震记录分析结果表明：地震场地液化使地表水平地震动的频率成分明显下降；地表水平加速度反应谱中，液化使特征周期至少延长0.1 s以上，平均延长0.3 s；周期T＝0.8 s为液化减震与加震的分界点，小于该值有一定程度的减震，大于该值则明显加震。但上述分析不足以揭示出液化场地与非液化场地地震动引起的结构动力反应差别，这使得液化场地上建筑物的抗震设计结构不能确保安全和可靠。
鉴于液化场地地震记录较少，对液化场地地震动频谱特性的认识尚存不足，本文搜集整理了地震液化场地的实测记录，通过实测数据分析了液化场地地震动的频谱特征，评估现有规范的抗震设计反应谱应用于液化场地的适用性，并将采用数值方法计算地面加速度时程结果与实测结果进行对比，以期改进和修正液化场地设计谱。
1. 液化场地加速度记录及其特征分析
本文选取了11组（每组包含2条水平向记录）液化场地加速度记录，其中包括：2011年基督城地震中液化场地上的8个台站（CBGS，CCCC，CHHC，CMHS，NNBS，PRPC，REHS和SHLC）的记录（Cubrinovski et al，2011）、1987年美国迷信山（Superstition Hills）地震的现场液化试验场（Wildlife liquefaction array，缩写为WLA）记录、1995年日本神户地震的港岛（Port Island）的地震加速度记录（图1）以及2011年3月11日东日本大地震中TKY017台站的加速度记录。
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图 1 1995年神户地震中港岛液化场地水平向30° （a）和60° （b）的加速度记录Figure 1. Acceleration time histories with horizontal angle both 30° （a） and 60° （b） recorded at Port Island in the 1995 Kobe earthquake以WLA场地记录为例来剖析液化场地的地震动特性。WLA位于美国帝王谷（Imperial Valley）地区阿拉莫（Alamo）河冲积平原，于该台阵的地表和井下7.5 m处分别安置了三分量加速度计，并在可液化砂层的不同位置安置了5个孔压计，用于观测液化场地的地震动及孔压反应（Youd，Carter，2005）。1987年迷信山MW6.6地震中，WLA场地发生了液化，出现喷砂冒水、地面侧移及地裂缝等现象，实测孔压比达到了1.0 （Holzer et al，1989；Youd，Holzer，1994）。WLA记录的地表加速度时程如图2所示，可以看出，当孔压达到一定程度时，加速度幅值大幅度降低，周期被拉长，在记录中会出现明显 “尖刺” ，这也是液化场地加速度时程的显著特征。从频域角度分析液化场地记录的特征，如图3所示，当t＝40 s时，频率骤降，在场地液化过程中土层液化将地震波中频率大于2 Hz的成分基本上全部滤除。
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图 2 1987迷信山地震中WLA的两条加速度时程记录Figure 2. Two acceleration time histories recorded at WLA in the 1987 Superstition Hills earthquake用地震动加速度和位移反应谱分析液化场地记录的特征，如图4所示，可以明显地看出：当T＞1.0 s时，加速度反应谱值基本上大于2.0 m/s2，甚至达到10 m/s2；当T＞0.5 s时，位移反应谱Sd随着周期增大而增大。综上可知，液化场地地震动特征主要表现为：场地液化后加速度幅值降低且周期显著增长；加速度时程的频率成分会出现跳跃；液化场地明显地放大了反应谱的长周期成分。
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图 4 液化场地地震动加速度反应谱Sa （a）和位移反应谱Sd （b）Figure 4. Response spectra of ground motion acceleration （a） and displacement （b） at the collected liquefied sites2. 规范设计谱对液化场地的适用性
国内外规范中对液化场地的抗震设计谱尚无规定，仅个别规范提出需要专门研究。本文针对目前应用较多的典型抗震设计反应谱在液化场地的适应性进行分析，选取新西兰抗震设计规范NZS 1170.5 （The Council of Standards of New Zealand，2004）、欧洲抗震设计规范EC8 （European Committee for Standardization，2004）、美国国际建筑规范IBC （International Code Council，2004）以及我国抗震设计规范GB 18306—2015 （中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局，中国国家标准化管理委员会，2015）进行对比。由于液化场地数据大多数来自基督城地区，首先对新西兰抗震设计规范反应谱的适应性进行分析。将新西兰抗震设计规范场地类别D和E以及不同重现期的设计反应谱与基督城地区液化台站记录的加速度反应谱进行对比，结果如图5所示，其中实测谱是通过计算两条记录水平向加速度反应谱的几何平均值获得。新西兰抗震设计反应谱的计算时，基督城地区的地震危险性系数Z取为0.22，重现期因子R分别取为0.5，1.0和1.8，对应的重现期取为100年、500年和2 500年。新西兰基督城地区D类场地的按照500年为重现期的抗震设计谱在周期T＞0.1 s时，远低于液化场地加速度反应谱；而E类场地的设计谱在长周期T＞1.0 s时，基本上与实测记录的反应谱值吻合；但在中长周期段0.1 s＜T＜1.0 s时，低于实测记录的反应谱值；新西兰基督城地区以2 500年为重现期的抗震设计反应谱基本上能够满足液化场地的抗震设计需求，特别是E类场地，设计谱基本上大于实测值记录反应谱。
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图 5 新西兰抗震设计规范NZS 1170.5 与2011年基督城地震的实测液化场加速度反应谱对比Figure 5. Comparison of seismic design spectra NZS 1170.5 with the acceleration response spectra at liquefied sites in 2011 Christchurch earthquake中国的加速度反应谱根据中国地震动参数区划图（GB 18306—2015）（中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局，中国国家标准化管理委员会，2015）计算得出的分区地震动峰值加速度分别为2.0 m/s2，3.0 m/s2和4.0 m/s2，根据地震动峰值加速度调整系数得到Ⅳ类场地的峰值加速度值，取场地特征周期Tg＝0.75 s，可得到如图6a所示的设计地震动反应谱；在新西兰加速度设计谱的计算中，基督城地区的地震危险性系数Z取为0.22，重现期因子R取为1.0 （The Council of Standards of New Zealand，2004），得到加速度设计谱如图6b；IBC规范的设计谱的短周期加速度谱值取10.0 m/s2，1.0 s加速度反应谱值取6.0 m/s2，根据IBC 规范的步骤计算IBC的加速度设计谱见图6c ；如图6d所示，EC8的设计谱设计地震动加速度峰值取为2.0 m/s2 。
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图 6 不同规范的基本地震设计谱与液化场地加速度反应谱对比Figure 6. Comparison of seismic design spectra by different seismic design codes with the acceleration response spectra at the liquefied sites从图6中设计谱对比可以看出，短周期段T＜0.3 s，设计谱基本上包含液化场地反应谱，即抗震设计谱能够满足液化场地抗震设计要求；中长周期段0.3 s＜T＜1.5 s，选取的抗震设计谱一般低于液化场地加速度反应谱；长周期段T＞1.5 s，不同的抗震设计规范表现不同。当T＞1.5 s时，由图6c可以看出，中国抗震规范给出的Ⅳ类场地反应谱，2.0 m/s2和3.0 m/s2分区设计谱低于实测记录反应谱，而4.0 m/s2分区与实测反应谱吻合较好；新西兰抗震规范中D类场地的设计谱比E类场地的设计谱更接近实测结果，IBC规范的设计谱表现出相同的趋势；EC8给出的D类和E类场地的设计谱均低于实测记录的反应谱。所以，进行可液化场地上自振周期较长的结构（如高柔、大跨结构）的抗震设计需要进行专门研究。
3. 液化场地地震动的数值模拟
采用等效线性化软件Shake2000，SoilQuake，DeepSoil和Flac3D软件，以及利用液化孔压增长的简化时程分析法（Chen et al，2011）分别模拟液化场地地表地震动。以WLA场地为例，场地土层参数列于表1 （Youd，Carter，2005），地下水位为2.0 m，在1987年迷信山地震中，WLA场地记录的井下7.5 m处的地震记录如图7所示。以此水平向加速度时程输入，采用5种数值方法对地表加速度时程进行 “盲测” ，得出基于不同数值方法计算的地表加速度时程，并与图2所示的地面处两条实测加速度记录时程记录进行对比，结果如图8所示。可以看出，以数值方法得到的加速度峰值整体趋势比实测峰值大，其中，由Flac 3D和SoilQuake软件获得的地表加速度峰值接近实测值的2倍。以图8中的水平向加速度时程作为输入，计算得出对应于加速度时程相加速度反应谱，其几何平均值如图9所示。可见，各模拟记录的高频成分均比实测记录的高频成分多；简化时程分析法模拟出了液化后加速度记录中长周期成分，其它方法不能有效地模拟液化后加速度记录中长周期成分。以T＝1.0 s为界将反应谱曲线分为长、短两个周期段。当T＞1.0 s时，由数值方法获得的反应谱值均低于实测记录反应谱值，数值方法反应谱值低估了近一半；当T＜1.0 s时， 采用SoilQuake软件计算的反应谱值明显大于实测记录谱值， 采用DeepSoil软件计算的反应谱值与实测记录谱值吻合得较好。针对短周期段进一步分析可知：当0.3 s＜T＜1.0 s时，采用SoilQuake软件和Shake2000软件计算的反应谱值大于实测记录谱值，而采用简化时程分析法和Flac 3D软件计算的反应谱值低于实测记录谱值；当周期T＜0.3 s时，采用Flac 3D软件计算的反应谱值明显大于实测记录谱值。上述分析表明，模拟方法的结果与实测结果相差较大，现有的数值方法用于长周期成分的模拟时，模拟结果均不理想。
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图 7 WLA试验场井下7.5 m处记录的两条迷信山地震的加速度时程Figure 7. Two acceleration time histories of the Superstition earthquake recorded at the WLA site 7.5 m underground表 1 WLA场地土层参数 （Youd，Carter，2005）Table 1. Soil parameters of WLA site （Youd ，Carter，2005）土层
编号土类 厚度/m 干密度
/（kN·m−3）vS/（m·s−1） 1 粉土至含黏粉土 3 15.7 120 2 粉砂至砂质粉土 4 17.3 140 3 粉质黏土 8 20.4 190 ![]()
图 8 迷信山地震中WLA试验场记录的两条实测加速度时程与不同数值方法得到的地表加速度时程对比Figure 8. Comparison of acceleration time histories of the Superstition earthquake calculated by different numerical methods with two acceleration time histories recorded at WLA![]()
图 9 实测记录加速度反应谱与不同数值方法计算的地表加速度反应谱对比Figure 9. Comparison of ground acceleration response spectra by different numerical methods with the res-ponse spectrum calculated by recorded accelerations4. 讨论与结论
场地液化过程是一个强非线性过程，现阶段受限于尚无通用的程序或软件可对场地液化过程进行模拟，而且可用于数值模拟的液化土体非线性本构方程并不多，本文采用常规的场地土层反应程序计算液化场地地表加速度时程，利用液化场地实测记录剖析液化场地地震动特征，并通过液化场地实测加速度反应谱与国内外规范设计反应谱进行对比，评价规范设计谱对液化场地的适应性。主要内容和结论归纳如下：
1） 通过典型液化场地实测记录剖析了液化场地地震动的特征，包括：初始液化后加速度幅值降低，周期拉长，时程记录中出现了一些 “尖刺” ；地表位移反应谱的长周期成分被放大。这些明显的特征表明了液化场地地震动的独特性，可以利用该特征进行场地液化的识别研究，在选取可液化场地上结构抗震设计的输入地震动时，更需要慎重考虑。
2） 国内外抗震规范设计反应谱在中长周期段（0.3 s＜T＜1.5 s）对液化场地反应谱的预测均不理想，低估了液化场地地震动的反应谱值；长周期段（T＞1.5 s）部分规范设计谱能够与实测记录反应谱值吻合，其余规范的设计谱值低于实测记录反应谱值，所以，需要对现有规范设计谱的长周期段进行必要的修正，完善用于可液化场地结构物的抗震设计反应谱法。
3） 现有场地土层地震反应数值方法基本上能够模拟液化场地地震动的短周期（T＜1.0 s）成分，尽管部分方法的结果在地震动短周期的高频段存在地震作用放大的现象，在工程领域这种差别可接受，但这些方法均不适用于长周期成分的模拟，其结果通常低估了液化场地对地震动长周期成分的放大作用。
由于我国第四纪沉积层分布广泛，势必存在可液化场地。然而进行可液化场地上结构物的抗震设计时，仍以抗震设计反应谱法为主，此方法中抗震设计反应谱的选取与场地类别相关，但规范中未给出可液化场地的设计反应谱。因此需要对抗震设计反应谱进行修正，以满足可液化场地上结构的抗震设计需求，本文结果可为液化场地设计谱的研究及改进提供参考。
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图 1 1995年神户地震中港岛液化场地水平向30° （a）和60° （b）的加速度记录
Figure 1. Acceleration time histories with horizontal angle both 30° （a） and 60° （b） recorded at Port Island in the 1995 Kobe earthquake
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图 2 1987迷信山地震中WLA的两条加速度时程记录
Figure 2. Two acceleration time histories recorded at WLA in the 1987 Superstition Hills earthquake
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图 4 液化场地地震动加速度反应谱Sa （a）和位移反应谱Sd （b）
Figure 4. Response spectra of ground motion acceleration （a） and displacement （b） at the collected liquefied sites
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图 5 新西兰抗震设计规范NZS 1170.5 与2011年基督城地震的实测液化场加速度反应谱对比
Figure 5. Comparison of seismic design spectra NZS 1170.5 with the acceleration response spectra at liquefied sites in 2011 Christchurch earthquake
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图 6 不同规范的基本地震设计谱与液化场地加速度反应谱对比
Figure 6. Comparison of seismic design spectra by different seismic design codes with the acceleration response spectra at the liquefied sites
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图 7 WLA试验场井下7.5 m处记录的两条迷信山地震的加速度时程
Figure 7. Two acceleration time histories of the Superstition earthquake recorded at the WLA site 7.5 m underground
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图 8 迷信山地震中WLA试验场记录的两条实测加速度时程与不同数值方法得到的地表加速度时程对比
Figure 8. Comparison of acceleration time histories of the Superstition earthquake calculated by different numerical methods with two acceleration time histories recorded at WLA
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图 9 实测记录加速度反应谱与不同数值方法计算的地表加速度反应谱对比
Figure 9. Comparison of ground acceleration response spectra by different numerical methods with the res-ponse spectrum calculated by recorded accelerations
表 1 WLA场地土层参数 （Youd，Carter，2005）
Table 1 Soil parameters of WLA site （Youd ，Carter，2005）
土层
编号土类 厚度/m 干密度
/（kN·m−3）vS/（m·s−1） 1 粉土至含黏粉土 3 15.7 120 2 粉砂至砂质粉土 4 17.3 140 3 粉质黏土 8 20.4 190 
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董林,王兰民,夏坤,袁晓铭. 2015. 含细粒砂性土标贯液化判别方法改进研究[J]. 岩土工程学报,37(12):2320–2325. doi: 10.11779/CJGE201512024 Dong L,Wang L M,Xia K,Yuan X M. 2015. Improvement of SPT-based liquefaction discrimination methods for fines-containing sandy soils[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,37(12):2320–2325 (in Chinese).
李兆焱,袁晓铭. 2016. 2016年台湾高雄地震场地效应及砂土液化破坏概述[J]. 地震工程与工程振动,36(3):1–7. Li Z Y,Yuan X M. 2016. Seismic damage summarization of site effect and soil liquefaction in 2016 Kaohsiung earthquake[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration,36(3):1–7 (in Chinese).
刘恢先. 1989. 唐山大地震震害[M]. 北京: 地震出版社: 301−338. Liu H X. 1989. Earthquake Damage of the Tangshan Earthquake[M]. Beijing: Seismological Press: 301−338 （in Chinese）.
孙锐,袁晓铭. 2004. 液化土层地震动特征分析[J]. 岩土工程学报,26(5):684–690. doi: 10.3321/j.issn:1000-4548.2004.05.023 Sun R,Yuan X M. 2004. Analysis on feature of surface ground motion for liquefied soil layer[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,26(5):684–690 (in Chinese).
孙锐,袁晓铭. 2010. 场地液化对反应谱影响评价[J]. 应用基础与工程科学学报,18(增刊1):173–180. Sun R,Yuan X M. 2010. Evaluation for effect of site liquefaction on response spectrum[J]. Journal of Basic Science and Engineering,18(S1):173–180 (in Chinese).
袁晓铭,曹振中. 2014. 基于土层常规参数的液化发生概率计算公式及其可靠性研究[J]. 土木工程学报,47(4):99–108. Yuan X M,Cao Z Z. 2014. Conventional soils parameters-based liquefaction probabilistic evaluation formula and its reliability analysis[J]. China Civil Engineering Journal,47(4):99–108 (in Chinese).
中华人民共和国国家质量监督检验检疫总局, 中国国家标准化管理委员会. 2015. GB 18306—2015中国地震动参数区划图[S]. 北京: 中国标准出版社: 239−241. General Administration of Quality Supervision, Inspection and Quarantine of the People’s Republic of China, Standardization Administration of the People’s Republic of China. 2016. GB 18306−2015 Seismic Ground Motion Parameters Zonation Map of China[S]. Beijing: China Standards Publishing House: 239−241 （in Chinese）.
Building Seismic Safety Council, The Federal Emerency Management Agency. 2009. NEHRP Recommended Seismic Provisions[R]. Washington D C: Building Seismic Safety Council: 5−9.
Chen L W,Yuan X M,Sun R. 2011. Simplified modeling of ground motion on liquefied sites under seismic loading[J]. Adv Mater Res,243/249:2842–2851. doi: 10.4028/www.scientific.net/AMR.243-249.2842
Cubrinovski M,Bradley B A,Wotherspoon L,Green R,Bray J,Wood C,Pender M,Allen J,Bradshaw A,Rix G,Taylor M,Robinson K,Henderson D,Giorgini S,Ma K,Winkley A,Zupan J,O’Rourke T,DePascale G,Wells D. 2011. Geotechnical aspects of the 22 February 2011 Christchurch earthquake[J]. Bull New Zealand Soc Earthq Eng,44(4):205–226.
European Committee for Standardization. 2004. EN 1998-1 Eurocode 8: Design of Structures for Earthquake Resistance, Part 1: General Rules, Seismic Actions and Rules for Buildings[S]. Brussells: Management Centre: 19−30.
Holzer T L,Youd T L,Hanks T C. 1989. Dynamics of liquefaction during the 1987 Superstition Hills,California,earth-quake[J]. Science,244(4900):56–59. doi: 10.1126/science.244.4900.56
Idriss I M, Boulanger R W. 2008. Liquefaction During Earthquake[M]. Oakland: Earthquake Engineering Research Institute.
Idriss I M,Boulanger R W. 2015. 2nd Ishihara lecture:SPT- and CPT-based relationships for the residual shear strength of liquefied soils[J]. Soil Dyn Earthq Eng,68:57–68. doi: 10.1016/j.soildyn.2014.09.010
International Code Council. 2004. 2003 International Building Code[S]. Falls Church: International Code Council, INC: 16-77−16-106.
Ishihara K,Yoshimine M. 1992. Evaluation of settlements in sand deposits following liquefaction during earthquakes[J]. Soils Found,32(1):173–188. doi: 10.3208/sandf1972.32.173
Seed H B, Idriss I M. 1970. A Simplified Procedure for Evaluating Soil Liquefaction Potential, U. S. Earthquake Engineering Research Centre Report No. EERC 70-9[R]. Berkeley: University of California at Berkeley: 1249−1273.
The Council of Standards of New Zealand. 2004. NZS 1170.5: 2004 Structural Design Actions Part 5: Earthquake Actions - New Zealand[S]. Wellington: New Zealand Standard: 10−33.
Youd T L. 1998. Screening Guide for Rapid Assessment of Liquefaction Hazard at Highway Bridge Sites, Technical Report MCEER-98-0005[R]. Buffalo: Multidisciplinary Center for Earthquake Engineering Research: 58.
Youd T L,Holzer T L. 1994. Piezometer performance at wildlife liquefaction site,California[J]. J Geotech Eng,120(6):975–995. doi: 10.1061/(ASCE)0733-9410(1994)120:6(975)
Youd T L,Idriss I M. 2001. Liquefaction resistance of soils:summary report from the 1996 NCEER and 1998 NCEER/NSF workshops on evaluation of liquefaction resistance of soils[J]. J Geotech Geoenviron Eng,127(4):297–313. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2001)127:4(297)
Youd T L,Carter B L. 2005. Influence of soil softening and liquefaction on spectral acceleration[J]. J Geotech Geoenviron Eng,131(7):811–825. doi: 10.1061/(ASCE)1090-0241(2005)131:7(811)
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