地震作用下岸坡土體影響分析

王鵬飛，呂亭豫

(中交水運規劃設計院有限公司，北京100007)

分析地震下的岸坡穩定主要須考慮地震作用對岸坡土體的影響。地震動荷載會導致土體超凈孔隙水壓力增加，有效強度降低，甚至引起土體液化。在地震作用和土體強度降低的雙重影響下，岸坡容易發生失穩滑動。同時，地震循環荷載加快了土體固結，進而引發地基沉降。土體液化、岸坡失穩、地基沉降之間相互關聯，通過對這三者進行整體理解和分析，可以準確判斷地震作用對岸坡土體的影響。

1 液化分析

1.1 水運規范法

液化是造成地震災害的重要因素，須額外關注砂土、低塑性粉土等易液化土體。《水運工程抗震設計規范》[1]首先根據地質年代、土體粒徑進行液化初步判別，并對初判可液化的土層，通過標準貫入試驗進行進一步分析。水運規范以Seed簡化液化判別法為基礎，通過研究國內大量觀測數據，提出了臨界擊數Ncr的計算公式：

Ncr=N0β[ln(0.6ds+1.5)-0.1dw](3Mc)0.5

(1)

式中：N0為標貫擊數基準值；β為調整系數；ds為貫入點深度；dw為地下水位深度；Mc為黏粒(粒徑小于0.005 mm)含量百分率(不含%)，最低取3。

《水運工程抗震設計規范》以震級M=7.5、液化概率PL=0.32、水位2 m、埋深3 m為基準，給出了不同地震加速度下的N0。規范按地震分組進行抗震設計，對不同分組，β取值不同；對不同震級M，可按β=0.25M-0.89確定調整系數。

規范法計算相對簡便，不考慮細粒(粒徑小于0.074 mm)含量對抗液化的影響。當標貫實測值N63.5低于Ncr時，按規范判定為液化土。

1.2 簡化液化判別法

Seed簡化液化判別法是常用的液化判別方法，Youd等[2]對其進行了完善。簡化判別法通過計算抵抗液化的循環阻力比(cyclic resistance ratio，CRR)和地震下的循環應力比(cyclic stress ratio，CSR)的比值得到液化安全系數FS，進而判斷土體是否液化，公式為：

(2)

(3)

式(3)適用于(N1)60< 30擊的情況，當(N1)60≥30擊時，認為土體已足夠致密，不會液化。另外式(3)僅適用于7.5級地震，其他震級須通過比例系數MSF對CRR7.5進行修正。

通過式(4)將實測擊數Nm等效為上覆壓力100 kPa、錘擊能量比60%時的修正擊數(N1)60：

(N1)60=NmCNCECBCRCS

(4)

式中：CN為上覆應力修正系數；CE為錘擊能量比修正系數；CB為鉆孔口徑修正系數；CR為桿長修正系數；CS為取土器修正系數。其中CN對(N1)60結果的影響比較大，可以通過式(5)、(6)計算：

(5)

(6)

式中：pa為大氣壓，近似取100 kPa。式(5)、(6)分別由Seed等、Kayen等提出。

引入系數α和β對(N1)60進行修正以考慮土壤中的細顆粒含量FC：

(N1)60cs=α+β(N1)60

(7)

α=exp(1.76-190FC2)

(8)

β=0.99+FC1.51 000

(9)

式中：(N1)60cs為考慮土壤中的細顆粒含量時(N1)60的修正值。

對式(8)、(9)，FC須在5%～35%，FC< 5%時α=0、β=1，FC> 35%時α=5、β=1.2。

美國國防部手冊[3]建議取液化安全系數FS=1.2作為液化判別基準，設計中FS通常取1.0～1.2。

1.3 塑性影響

以上計算均基于土塑性較低的情況，地震下孔隙水壓力上升，土體強度降低。對塑性更大的土，地震下孔壓上升幅度減緩，土體的延性增加，抵抗剪切應變的能力增強。對高塑性的土，土的靈敏度是決定強度的控制因素。

黏粒含量是進行液化初判的關鍵指標。Seed等[4]基于汪聞韶[5]的研究提出液化須滿足以下3個條件：黏粒(小于0.005 mm)含量CC<

15%、液限ωL< 32%、土壤含水率w> 0.9ωL。Andrews等[6]重新評估了汪聞韶的地震案例，并結合后續的地震數據，修正了初判條件：液限ωL≥32%、黏粒(小于0.002 mm)含量CC≥10%，不會液化；液限ωL< 32%、CC< 10%，對液化敏感；其他情況須進行進一步分析。水運規范對液化的初判也基于黏粒(小于0.005 mm)含量。

后續研究表明，高塑性土在地震下強度也可能會下降，但強度下降主要是由大剪切應變而非孔隙水壓力造成。靈敏度愈高的土，受擾動后強度降低得愈多。高塑性土強度下降與低塑性土液化的原理不同，地震下土體反應的類型與其塑性程度有關。對于塑性較高的細粒土，可參考Boulanger等[7]提出的循環軟化判別方法。

而由于土中黏粒不一定表現出塑性，黏粒含量與土壤塑性間沒有必然聯系。Seed等[8]認為傳統基于土中黏粒含量進行液化判別的方法可能不保守，對含有一定比例細顆粒的土體，提出基于液限ωL和塑性指數IP的液化判別標準：1)ωL< 37%、IP< 12%，若土壤含水率wc> 0.8ωL，對液化敏感；2)ωL< 47%、IP< 20%，若土壤含水率wc> 0.85ωL，可能發生液化；3)其他情況不易液化，但靈敏度高的土可能因為重塑或剪切應變積累發生強度下降。

1.4 殘余強度

《水運工程抗震設計規范》規定可不計液化土層強度；當有經驗或經論證時可基于抗液化指數IN=N63.5Ncr對液化土層的樁側摩阻力指標進行折減。在IN≤0.6、ds≤10 m時，不考慮該層強度。

采用簡化判別法計算FS，ASCE 61[9]規定在FS≥1.4時可不考慮孔隙水壓力對土體強度的影響；Seed等[10]認為在FS≥1.4時可采用75%的排水強度，FS≤1.1時采用殘余不排水強度，其間進行差值處理。

(10)

(11)

圖1 殘余強度sr與(N1)60cs的統計關系

2 岸坡穩定

2.1 岸坡安全系數

與正常工況不同，地震時允許岸坡產生一定幅度的位移。對于建立在岸坡上的樁基結構，應考慮地震時岸坡土體位移對樁基的影響。水運規范采用圓弧滑動面法驗算整體穩定，在靜力的基礎上再加上按0.25倍水平向地震系數計算的地震慣性力，以考慮地震作用。

國際上主要基于安全系數FSslope判斷岸坡穩定。ASCE 61要求正常工況FSslope≥1.5，地震后和地震時FSslope≥1.1。對地震工況，用擬靜力法分析，考慮12地面峰值加速度系數kmax。正常工況或地震后瞬時若FSslope達不到要求，須重新進行岸坡設計；地震時若FSslope< 1.1，應考慮岸坡土體位移對樁基的影響。美國國家公路合作研究項目的NCHRP Report 611[13]要求計算正常工況和地震工況下的FSslope，并引入系數α，考慮岸坡高度對kmax的影響。

土體抗剪強度指標會隨地震產生的孔隙水壓力和循環剪切應變等因素而變化。對于不液化的情況，可采用靜不排水強度指標。

2.2 滑動位移

岸坡上樁基結構在地震時承受的荷載主要有慣性力和岸坡土體滑動產生的運動力(kinematic load)，其中運動力與土體位移的大小有關。在采用12kmax、FSslope≥1.1進行岸坡穩定判斷時，允許岸坡發生微小地震位移(25～50 mm)。該位移樁基可以承受，不需要計算。

地震工況下FSslope< 1.1，可采用Newmark滑塊分析法計算岸坡位移：

lgd=b0+b1lg(kykmax)+b2lg(1-kykmax)+

b3lgkmax+b4lgPGV

(12)

式中：d為岸坡位移；b0、b1、b2、b3、b4為系數，通過對以往地震案例的分析計算確定，美洲地區可參考NCHRP回歸分析的結果；ky為屈服加速度系數，即用擬靜力法，采用地震荷載水平下的土體參數，計算岸坡穩定FSslope=1時對應的加速度系數；kmax為地面峰值加速度系數，須考慮岸坡高度影響；PGV為地面峰值速度，用下式確定(單位為ins)：

PGV=0.393 7×100.434C1

(13)

C1=4.82+2.16lgS1+0.013(2.3lgS1+2.93)2

(14)

式中：S1為1 s譜加速度。

3 地震造成的土體沉降

在地震作用下土體會發生沉降，對樁基結構，地震沉降還會造成對樁的下拉荷載。土體液化后沉降最嚴重，飽和砂土的循環應力比、不飽和砂土的循環剪切應變是決定地震沉降的主要因素。Tokimatsu等[14]提出了計算地震沉降的簡便算法，適用于無細顆粒的砂土。對壓實填土，可參考Stewart等[15]的研究，還考慮了不同細顆粒含量和塑性的影響。

(15)

式中：γeff為有效剪切應變；Geff為相應應變水平下的土體有效剪切模量；Gmax為小應變下的最大剪切模量；其他參數同式(2)。

圖2 體積應變εc與各參數關系

4 工程算例

某高樁碼頭岸坡如圖3所示，在斜坡處設有塊石護面，下部為原狀土，土層分布見表1。震級M=6.8，地面峰值加速度PGA=0.41g，分析地震作用對岸坡的影響。

圖3 高樁碼頭岸坡(尺寸：mm；高程：m)

表1 土層分布

按水運規范(IN)和Youd簡化液化判別法(FS)進行液化判別，結果見圖4。

水運規范未考慮黏粒含量影響，N0取19擊，計算抗液化指數IN；簡化法考慮上覆壓力、細顆粒含量影響，計算液化安全系數FS。結果顯示，水運規范對于較深土體的計算偏于保守，特別是對細顆粒含量高、標貫擊數高的情況。以簡化法液化結果為基礎進行后續分析。

圖4 液化判別結果

分析地震對土體強度的影響：對液化土取殘余強度；對未液化土取靜不排水強度。分別以淺層(取10 m處)和深層(取30 m處)液化土為例，計算殘余強度sr，結果見表2。

表2 殘余強度計算

考慮到碼頭樁基對穩定性和承載力的要求，對胸墻后方一定范圍的原狀土進行振沖碎石樁加固，消除該部分液化。采用GeoStudio軟件的SLOPE模塊進行整體穩定計算，正常工況下和地震后FSslope=2.009(滑弧未經過液化土，孔隙水壓力可迅速消散，地震后土體參數不受影響)，地震工況下FSslope=1.25。岸坡穩定滿足要求，地震時可能發生微小位移(25～50mm)，不需要額外計算。

按Tokimatsu等的簡便算法計算地震沉降，見表3。根據標貫擊數對土層進行劃分，相似擊數的按同一層計算。可以看出，液化土產生的體積應變εc最大，地震沉降最嚴重；而對不液化的砂土，在NSR< 0.5時基本不產生地震沉降。

表3 地震沉降計算

5 結論

1)通過建立標貫擊數與抗液化水平的關系，判斷土體是否液化。Seed簡化法適用于砂土，完善后的方法引入了上覆應力、細粒含量、震級等系數對計算進行修正。水運規范法對于較深土體，以及細顆粒含量高、標貫擊數高的情況計算結果偏保守。

2)土中黏粒不一定表現出塑性，黏粒含量與土壤塑性間沒有必然聯系。傳統基于黏粒含量的液化初判標準不保守，建議通過液限ωL和塑性指數IP判斷土體對液化的敏感性。

3)分析地震下土體強度時，未液化土可取靜不排水強度，液化土可根據液化程度確定折減系數或采用液化殘余強度sr。

4)殘余強度sr各算法間結果差異明顯，應用時可取加權平均值。

5)地震時允許岸坡產生一定變形。地震工況下FSslope< 1.1，須計算岸坡位移。

6)飽和砂土可通過循環應力比CSR計算地震沉降，不飽和砂土或干砂的地震沉降可通過循環剪切應變γ計算。液化砂土體積應變εc最大，量級為10-2；部分液化砂土εc量級為10-3；干砂εc的量級為10-4～10-2。