地震作用下防波堤結構地基液化及變形分析

安曉東+趙杰+云高杰

摘要：采用有限差分軟件FLAC3D，對防波堤結構地基地震響應進行了分析和計算，重點給出了地基液化程度和變形情況。計算結果表明：在強度較小地震作用下，防波堤結構地基破壞的程度較小，可以正常使用；在較強地震作用下，防波堤結構地基出現(xiàn)了較明顯的孔壓增長和位移變化。當?shù)卣鸺铀俣确逯堤岣叩?2 g后，防波堤地基出現(xiàn)明顯液化現(xiàn)象，液化區(qū)域主要集中在右側上層。地震引發(fā)的防波堤變形對結構整體安全影響較小，對安全性影響的主要因素是砂土液化，會造成結構不同程度的破壞。

關鍵詞：防波堤；抗震；液化；超孔壓比；位移

中圖分類號：U656文獻標識碼：A文章編號：1000-0666（2017）01-0059-06

0引言

防波堤在我國港口建設中具有廣泛的應用，因此對自身承載力具有嚴格的要求。20世紀70年代以來，世界各地發(fā)生了幾次較大地震，許多堤防和建筑物受到大規(guī)模的破壞（魯曉兵等，2004）。地基液化以及變形是防波堤結構地震破壞的主要特點，所以對于防波堤結構地基液化及變形分析是其抗震設計的重要研究內容。液化問題經歷了一系列的研究與發(fā)展，Seedhb和Bookerr（1976）首先提出了自由場地液化的簡化判別方法；方云等（2001）分析了地震液化條件下重力式碼頭的變形破壞機理，提出了重力式碼頭的抗震穩(wěn)定性設計建議；馬碩和羅奇（1998）介紹了日本阪神地震中海港碼頭、河流堤岸的破壞類型和受災情況，分析了破壞的原因，提出了對碼頭、堤岸的抗震防災建議；王麗艷等（2010）采用液化度單一指標從物理本質上來間接表征防波堤的殘余變形，得到防波堤殘余變形與液化度之間的函數(shù)預測關系。

目前我國水運工程中關于防波堤的抗震設計，主要是根據(jù)地基和岸坡抗震的相關規(guī)定進行設計（水運工程抗震設計規(guī)范，JTS146-2012），但是僅僅局限于力的極限平衡（韓石等，2013）。對于防波堤結構地基的液化問題國內外學者研究較少。本文采用FLAC3D有限差分軟件對某大型填海造地工程防波堤護岸結構進行了數(shù)值模擬，分析了防波堤結構在不同地震作用下超孔壓比以及變形情況，總結防波堤結構地基液化及其變形規(guī)律，為類似的工程結構提供理論和設計參考依據(jù)。

1FLAC3D數(shù)值分析原理

11動孔壓模型

FLAC3D有限差分軟件可以模擬砂土在動力作用下的孔壓積累直至土體液化，采用Finn模型來描述孔壓的積累的效應，該模型實質是在摩爾庫倫模型的基礎上增加了動孔壓的上升模式，并假定動孔壓的上升與塑性體積應變增量有關（陳育民，徐鼎平，2008）。

設在有效應力σ′0時砂土的一維回彈模量為Er，則對于不排水條件下孔隙水壓力的增量Δu與塑性體積應變增量Δεvd的關系為

Byrne（2003）利用Martin和Seed的試驗資料，提出了一種更加簡便的計算塑性體積應變增量的方法：

式中：γ為第N次循環(huán)剪應變幅值；εvd為累積體積應變；C1，C2為與砂土相對密度Dr和修正標準貫入錘擊數(shù)N1有關的參數(shù)，按下式計算：

12液化判別標準

在數(shù)值計算中采用超孔壓比的概念來描述液化，超孔壓比用ru=1-σ′mσ′m0表示，σ′m0為動力計算前單元的平均有效應力，σ′m為動力計算過程中的平均有效應力。理論上，當超孔壓為1時，砂土發(fā)生液化，但是大量的試驗數(shù)據(jù)表明，超孔壓未達到1時，砂土就發(fā)生液化現(xiàn)象（韓石等，2013）。

13動力邊界條件

為吸收地震過程中地震波在邊界上的反射，對計算模型設置了自由場邊界，設定自由場邊界之后，F(xiàn)LAC3D程序會自動在模型四周形成自由場網格，通過主體網格與自由場網格的耦合作用來近似的模擬自由場地的地震響應（韓石等，2013）。阻尼形式采用局部阻尼，它在振動循環(huán)中通過節(jié)點或結構節(jié)點上增加或減小質量的方法達到收斂，由于增加的單元質量和減少的單元質量相等，所以說系統(tǒng)保持質量守恒，考慮到土體實際阻尼比約01，本項目局部阻尼取為：0314（局部阻尼=01π）。

地震研究40卷第1期安曉東等：地震作用下防波堤結構地基液化及變形分析2防波堤結構抗震分析21動力分析模型某大型填海造地工程防波堤結構長60 m，地基厚50 m，回填塊石高度為4 m。防波堤結構和分析模型如圖1所示，根據(jù)該場地巖土工程勘察報告確定的計算巖土力學參數(shù)、流體參數(shù)和液化參數(shù)見表1，其中粉砂液化參數(shù)根據(jù)標貫試驗確定。

動力分析模型如圖2所示，由8 400個單元，9 922個節(jié)點組成，其中黃色網格為添加能量邊界后的自由場網格。

2地震動輸入

我國《水運工程抗震設計規(guī)范》（JTS 146—2012）采用重現(xiàn)期為475年（50年設計基準期超越概率為10%）的設計地震；本文參考《建筑抗震設計規(guī)范》（GB50011—2010）中關于多遇地震、設防地震和罕遇地震作用下時程分析法地面峰值加速度的有關規(guī)定，對防波堤結構進行動力時程分析，采用美國的EI-Centro地震波，地震波持續(xù)時間30s。圖3和圖4分別是EI-Centro地震波曲線和傅立葉譜變化曲線，從中可以看出，地震波頻譜成分比較復雜，主要頻率集中在20 Hz以內。

具體動力分析計算時，基巖地震動加速度輸入考慮三種情況，010 g、015 g以及020 g，其中分別010 g對應Ⅶ度抗震設防，020 g對應Ⅷ度抗震設防。

3防波堤地基液化及變形分析結果31不同地震作用下的液化分析為了判斷防波堤結構地基的液化情況，計算中采用fish語言對地基砂土層的超孔壓比進行了數(shù)值監(jiān)測，圖5僅給出了A、B、C、D四個代表性監(jiān)測點的位置，得出在01 g、015 g和02 g峰值加速度下，地基砂土層的超孔壓比值分布不一樣，01g時超孔壓比范圍為04～08；015 g時超孔壓比范圍為045～094；02 g時超孔壓比為059～1。根據(jù)大量的試驗數(shù)據(jù)表明，超孔壓比未達到1時也可判為液化，根據(jù)相關研究數(shù)據(jù)，本文取超孔壓比值達到07時判別為液化。

表3和圖6給出了地震結束時防波堤地基在不同地震作用下代表性監(jiān)測點的超孔壓比數(shù)值，從中可以看出，當?shù)卣鸺铀俣确逯禐?1 g時，超孔壓比超過07的單元比較少，說明砂土層液化區(qū)域較小，只有表層發(fā)生液化；當?shù)卣鸺铀俣确逯禐?15 g時，超孔壓比超過07的單元增多，砂土層液化區(qū)域增大，液化區(qū)域能夠延伸到下部砂土層，發(fā)生中度程度的液化；當?shù)卣鸺铀俣确逯禐?2 g時，超孔壓比超過07的單元較前兩者明顯增多，砂土層液化的區(qū)域明顯增大，砂土層下部液化區(qū)域也較大，液化較嚴重。隨著地震加速度峰值的提高，同一土體單元的超孔壓比明顯增大，砂土層土體發(fā)生液化的順序是由淺至深，隨著深層土體的液化，其上覆土的超孔壓比有所回落。而且，由超孔壓比的大小可以看出，砂土層的右側比左側液化區(qū)域大，上層比下層液化區(qū)域大。圖7給出了不同加速度峰值下的液化區(qū)域。

32防波堤結構地基變形分析

表4給出了不同地震作用下代表性計算點的水平方向和豎直方向的殘余變形大小，可以看出，當加速度峰值為010 g時，水平方向的變形為021～024 m，豎向位移為006～008 m；當加速度峰值為015 g時，水平方向的變形為023～026 m，豎向位移為006～008 m；當加速度峰值為020 g時，水平方向的變形為024～030 m，豎向位移為007～009 m。

3種不同地震作用下，水平方向變形為02～03 m，方向與原模型的一致，但豎向方向的變形出現(xiàn)了兩個方向，如果以中間部分（水平為30 m）為交界處，左側會出現(xiàn)上傾的變形形式，而右側即液化面積較大的一側出現(xiàn)了下沉變形形式，即該防波堤結構出現(xiàn)了傾覆的變形形式。

圖8給出了01 g和02 g地震作用下代表性監(jiān)測點的水平方向和豎直方向位移圖，圖中縱坐標表示的是豎向方向的位移大小，橫坐標表示的是水平方向的位移大小。計算監(jiān)測點相距46 m，豎向最大相對位移015 m左右，由此推測防波堤結構地基傾斜度為032%左右。根據(jù)《港口工程結構抗震設計指南》，防波堤地基總體傾斜度不大，變形對結構整體安全影響較小。

4結論

本文采用FLAC3D有限差分軟件對某大型填海造地工程防波堤結構地基進行了數(shù)值模擬，從抗震設計出發(fā)，對防波堤結構地基進行了動力時程分析，分析防波堤結構地基在不同地震作用下超孔壓比值以及變形情況，得出結論如下：

在強度較小地震作用下，防波堤結構地基破壞的程度較小，可以正常使用；在較強地震作用下，防波堤結構地基出現(xiàn)了較明顯的孔壓增長和位移變化。當?shù)卣鸺铀俣确逯堤岣叩?2g后，防波堤地基出現(xiàn)明顯液化現(xiàn)象，液化區(qū)域主要集中在右側上層。地震引發(fā)的防波堤變形對結構整體安全影響較小，對安全性影響的主要因素是砂土液化，會造成結構不同程度的破壞。本文的研究成果可為類似工程抗震設計提供參考。

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