平原水庫土石壩飽和砂土地基地震液化分析

胡南雄 任旭華 張繼勛

(河海大學 水利水電學院， 南京 210098)

我國是一個地震發生頻率較高的國家，地震活動的分布范圍十分廣泛且強度較大，基本烈度在Ⅶ度以上區域的比例在60%以上[1]，大量的水庫工程都建造在地震區域．其中平原水庫工程一般位于大江、大河下游沖積平原地區，這類水庫大壩的地基條件往往較差，多數為軟土和透水地基，由此經常產生壩基滲漏、壩基地震液化等普遍性問題．由地震引發的飽和砂土液化往往會導致土石壩壩基沉陷，進而引起壩體裂縫、滑坡等嚴重的區域性地質災害[2]．對于地震引發的砂土液化問題，李颯[3]等以某典型平原水庫為背景，在室內及現場試驗的基礎上對可液化土層進行判別并考慮滲流對可液化層土體的影響．嚴祖文[4]等對水庫大壩地基地震液化特性進行研究并用動力有限元軟件分析土體的液化過程．陳育民[5]等運用二維有限元程序對某堤基及上部堤防地震液化變形進行分析，探討了堤防的殘余變形、有效應力等動力響應．但是對于不同庫水位下水庫大壩壩基可液化土層在地震作用下的變化過程目前鮮有研究．本文運用FLAC3D軟件對某中型水庫大壩壩基可液化土層進行數值模擬，分析了不同庫水位作用下，壩基可液化土層的孔隙水壓力變化過程及壩體典型節點的動力響應，研究結果可為類似工程提供技術支持．

1 研究方法

1.1 動孔壓模型

FLAC3D可以模擬砂土在動力作用下的孔壓積累直至土體液化的過程，其內置的Finn模型可以描述孔壓積累效應．具體方程如下：

(1)

(2)

式中，γ為土體的剪應變，εvd為累積體積應變，C1、C2、C3和C4為模型常量．

1.2 液化判別標準

FLAC3D模擬地震作用下土體液化時常采用超孔壓比來描述，公式如下[7]

(3)

2 計算模擬

2.1 工程概況

山東省某中型平原水庫庫區地貌上屬微傾斜低平原區的沖擊-海積平原亞區，地勢低平，易受海潮影響，由于海水浸漬，多濕洼地，土壤鹽漬嚴重．水庫圍壩為復合土工膜防滲體斜墻砂壤土均質壩，壩頂高程為15 m，地面高程為3.5 m，水庫設計最高蓄水位為12.5 m，死水位為3.9 m．

圍壩典型斷面如圖1所示．壩址區的地震動峰值加速度為0.15g，相應的地震基本烈度為Ⅶ度．在工程正常運用時1、2和3層土壤處于飽和狀態，粒徑小于 0.005 mm 的顆粒pc含量質量百分率均小于相應于地震設防烈度Ⅶ度時的界限值 16%，在地震基本烈度Ⅶ度條件下，存在振動液化的可能性．利用勘察場地內鉆孔的標準貫入試驗對可液化土層復判，綜合評定1、2和3土層為可液化土層，其余各層為非液化土層．

圖1 地質剖面圖

2.2 計算模型

本文取圍壩典型斷面3+050處50m長壩段進行建模和計算．模型上下游面距離壩體中心都為100 m，地基厚度為40 m．模型原點設在壩體底部中心，X軸順河向，指向下游為正；Y軸沿壩軸線，指向左岸為正；Z軸為豎直向，向上為正．壩體高度為11.5 m，地面高程為0 m，正常蓄水位為9 m，死水位為0.4 m．上游壩坡面設有復合土工膜防滲體，上游壩腳位置還設有防滲墻．壩體及地基各土層分布如圖2所示．

圖2 計算網格圖

壩體采用分層填筑，其中考慮1層細砂土、2層粉砂土和3層粉砂土為可能液化土層．同時為了便于觀測，在2層粉砂土內及壩體各處設置了數個監測點，用于監測地震作用下該點所在單元的動力響應情況．

2.3 材料參數

根據現場勘測資料并結合室內試驗測得各土層及壩體的物理力學參數見表1.水的密度為1 000 kg/m3，體積模量為200 MPa，抗拉強度為0.本文在模擬可液化土層在地震作用下的液化過程時采用FLAC3D內置的Finn本構模型，該模型的模型常數近似取為相對密度為45%的結晶二氧化硅常數：C1=0.8，C2=0.79，C3=0.45，C4=0.73．

2.4 靜力計算

本文先對地基土層進行初始地應力場計算，而后進行壩體分層填筑靜力計算，最后對模型設置初始孔壓場，得到準確的初始應力場和初始孔壓場．初始孔壓云圖及初始地應力云圖如圖3所示．由理論計算可得，在正常蓄水位狀況下模型上游底部的孔壓力為490 kPa，壩基初始應力為666.6 kPa；由FLAC3D計算的值分別為482.5 kPa和670.4 kPa．因此可以認為靜力計算是正確的．

表1 土層物理力學參數

圖3 地基初始應力及初始孔壓力云圖(單位：Pa)

2.5 動力輸入

為吸收地震波在邊界上的反射，本文對模型施加自由場邊界，施加后模型四周將生成二維和一維網格．同時，在模型底部邊界設定為靜態邊界條件，消除地震波在模型底部的反射．本文采用局部阻尼進行動力計算，土體的阻尼比按經驗方法取為5%，故本工程的局部阻尼取為0.157(局部阻尼為0.05π)．

庫區的地震動峰值加速度為0.15g，相應的地震烈度為Ⅶ度．采用國際上常用的EI-Centro南北方向(X向)，截取地震振幅較大的30 s作為此次地震輸入波，并對地震波進行濾波和基線校正處理后將其峰值加速度調為0.15g，調整后的加速度如圖4所示．

圖4 校正后的EI-Centro水平向加速度

3 計算結果及分析

3.1 可液化土層超孔壓比分析

圖5～8為地震結束時，庫區處于正常蓄水位和死水位時模型的超孔壓比云圖．嚴格意義上來說，只有當超孔壓比EPWPR=1時，表示可液化土體完全液化．但是由文獻[8，9]及實際工程經驗可知，當超孔壓比未達到1時，飽和土就可能發生部分液化，這同樣會給建筑物帶來安全隱患．所以，本文將超孔壓比EPWPR=0.6作為土體液化和不液化的臨界值：超孔壓比大于0.6視為液化，低于0.6為不液化．

圖5 正常蓄水位和死水位下模型超孔壓比

由圖5(a)可知，在正常蓄水位情況下，地震結束時刻上游距壩體較遠的可液化土層發生局部液化，而上游壩腳附近以及壩體下方的可液化土層基本不發生液化，下游壩腳以及下游距離壩體較遠的可液化土層也發生了局部液化．這是因為當庫水位為正常蓄水位時，施加在迎水面復合土工膜防滲體上的水荷載較大，使得上游壩基可液化土層的初始圍壓較大，該處可液化土體不易液化；壩體自身的重力作用使壩體下方可液化土層的孔壓難以達到上覆壓重，因此在地震作用下不易發生液化．當上游水位較高時，在滲流的作用下，下游地下水位抬高，壩體的浸潤線升高，使得下游壩腳以及下游距離壩體較遠的可液化土層的初始有效圍壓減小，土體易發生液化．

如圖5(b) 所示在死水位情況下，地震結束時刻上游距壩體較遠的可液化土層發生較大面積的液化，發生液化的區域距離地面更近且液化面積較正常蓄水位大；上游壩腳附近也發生了較小面積的液化，壩體下方及下游壩腳附近的可液化土層基本不發生液化，下游遠離壩體的可液化土層發生小面積液化．這是由于在死水位時，作用在上游迎水面的水荷載基本消失了，上游壩基可液化土體的初始圍壓大大減小，且該區域土體受到來自壩體初始剪應力向上分力作用，有效上覆壓力進一步減小，在地震作用下就容易發生液化．低水位情況下，下游壩腳附近可液化土層的初始有效圍壓較大，土體不易發生液化．

圖6為典型單元E1、E2和E3在不同水位下的超孔壓比時程曲線(具體監測單元見圖2)．E1單元的超孔壓比在地震開始發生的5s內迅速增加，之后超孔壓比保持在相對穩定的狀態且在正常蓄水位和死水位下的超孔壓比都超過了0.6，該處壩基可液化土體發生了液化，這個結果與超孔壓比云圖顯示的結果一致．E2單元位于壩體正下方，在正常蓄水位和死水位情況下超孔壓比都遠小于0.6，可知該處土體不會發生液化．同理，E3單元在正常蓄水位狀況下超孔壓比大于0.6，在死水位情況下小于0.6，與超孔壓比云圖結果一致．

圖6 各典型單元超孔壓比

3.2 各節點加速度地震響應分析

壩體各監測節點加速度時程曲線如圖7所示(具體監測節點見圖2)．從圖7(a) 可以看出，在地震發生的前5 s內，正常蓄水位和死水位狀況下節點N1的加速度分別達到了各自最大值2.382 m/s2和2.409 m/s2，是地震峰值加速度的1.588倍和1.606倍．隨著地震的持續作用，死水位情況下壩體上游壩腳附近可液化土層發生局部液化，地面節點的運動受到液化區域的影響，液化砂土吸收了地震波的高頻成分，減小了地面節點的加速度[10]，因此在地震波5～30 s區間節點N1的加速度明顯比輸入波?。畯膱D7(b) 可見，正常蓄水位和死水位狀況下壩頂典型節點N2的最大加速度比上下游壩腳處的節點都要大，分別達到了2.913 4 m/s2和2.824 2 m/s2，是地震峰值加速度的1.942倍和1.883倍，說明壩頂位置存在鞭梢效應．從圖7(c) 可以看出對于下游壩腳處的節點N3，在地震波7～30 s區間正常蓄水位情況下節點N3的加速度較輸入波小，這同樣是因為該處的可液化土層發生了液化，液化區域對地面運動產生了影響．

圖7 各典型節點加速度地震響應

3.3 殘余變形分析

圖8～9是地震作用結束時刻庫區處于不同水位時豎向殘余變形和水平殘余變形云圖．從圖8(a)可以看出，當庫水位為死水位時，地震結束時刻上游和下游壩腳處都產生了向上的豎向殘余變形，即壩體周圍土體出現了不同程度的隆起現象．壩體的豎向殘余變形比壩基土層大，從壩頂到壩底豎向變形逐漸減少，其中壩頂的豎向殘余變形最大，約為18 cm．從圖8(b)可以看出，當庫水位為正常蓄水位時，地震結束時刻下游壩腳也產生了向上的豎向殘余變形．模型的最大豎向變形同樣發生在壩頂，變形趨勢與死水位情況較為相似．

圖8 正常蓄水位和死水位下模型豎向殘余變形

如圖9(a)所示，在庫區水位處于死水位時，壩體的水平變形呈兩極分化趨勢：上游壩腳的水平位移指向上游，最大變形約為22 cm；下游壩腳的水平位移指向下游，最大變形約為24 cm．如圖9(b)所示，在正常蓄水位情況下壩體的整體水平位移指向下游，水平位移從上游到下游逐漸增大，最大水平變形發生在下游壩腳處，達到了26 cm．這可能是因為庫區處于高水位時，作用在壩體迎水面復合土工膜防滲體上的水荷載較大，使壩體向下游移動．

圖9 正常蓄水位和死水位下模型水平殘余變形

綜上所述，不管庫區處于正常蓄水位還是死水位，下游壩腳處都出現了隆起現象，壩頂中心出現了較大的沉陷位移，壩體的水平位移較豎直位移大，因此需要對上下游壩腳處等其他薄弱部位進行加固以減小其變形．

4 結 論

本文采用有限差分軟件FLAC3D中的Finn本構模型，以某中型平原水庫土石壩為背景，討論了不同庫水位下壩基地震液化問題以及土石壩變形，得出如下結論：

1)FLAC3D可以較好地模擬地震作用下可液化土層孔隙水壓力的變化過程，其中超孔壓比可以作為判別土體液化的依據，并且具有很強的直觀性．

2)壩基可液化土層同一深度的不同單元在地震作用下孔壓的發展水平各不相同．庫水位較高時，迎水面上的有效荷載大，一定程度上抑制了上游可液化土層的液化，但是由于下游地下水位抬高，減小了下游壩腳處可液化土體的上覆有效應力，使該處的土體發生液化．庫水位較低時，迎水面有效荷載大大減小，上游可液化土層易發生液化；下游壩腳處可液化土層初始有效應力較大，所以該處土體不易發生液化．

3)壩基液化區域會吸收地震波的高頻成分，一定程度上減小了地表節點的加速度．壩頂的加速度峰值最大，出現了鞭梢效應．

4)正常蓄水位下壩體的整體水平位移指向下游，死水位情況下壩體的水平位移呈現兩極化；不同水位下的壩頂豎向殘余變形都比較大，上下游壩腳出現隆起現象．因此工程上為了保證大壩的安全必須對可液化土層進行處理，并在地基薄弱部位和壩體周圍增加抗液化措施，保證工程在地震作用下的安全性．

參考文獻：

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