钱塘江防洪堤地震液化及稳定分析
水 利 学 报
2001年1月
文章编号:055929350(2001)0120057205
SHUILI XUEBAO
第1期
钱塘江防洪堤地震液化及稳定分析
蔡袁强1,钱 磊1,凌道盛1,吴世明1
(11浙江大学,浙江杭州 310027)
摘 要:本文针对钱塘江防洪堤堤身和地基均为松散的粉砂土在地震作用下易液化的特点,通过动三轴试验和共振柱试验研究了粉砂土的液化特性,并以Biot动力固结方程为基础应,Ⅶ度地震曲线,,性能.
关键词:地震;液化;;:18:A
,地震活动分布范围较广,基本烈度在Ⅵ度以上的地区占全国总面积的60%以上,同时,我国地震震源较浅,地震往往会给大型水工建筑物造成极大的损害.评估堤坝抗震
稳定性的常规方法是拟静力法,该法既不能反映堤坝在地震作用下的液化情况,也不能考虑地震的历时性对堤坝稳定性的影响,更不能分析堤坝在地震作用下的永久变形,因此有必要采用动力分析法.目前,用动力法对堤坝进行抗震分析时,由于堤坝体地基土质较好,不少还为岩石地基,所以通常只将坝体本身作为动力分析对象.对于修建在易液化的粉砂土地基上的坝体,则必须将坝体—地基作为
一个系统进行整体分析,而且同时要考虑到基岩地震输入的特殊性.杭州市钱塘江防洪堤工程修建在粉砂土地基上,根据现场和室内外试验分析判断,堤基的表面粉砂土层在Ⅶ度地震作用下将发生大面积液化.本文对杭州市钱塘江防洪堤坝—堤基系统进行了抗震稳定分析.在计算分析时对加速度时程输入进行反演变换[1],以得到符合抗震规范要求的Ⅶ度地震作用曲线.
1 工程概况
杭州市钱塘江防洪堤属浙江省重点工程,结构设计标准按百年一遇洪水考虑,属于一级水工建筑物.参照抗震规范,防洪堤应按Ⅶ度地震设防.考虑到杭州原防洪堤地震设防均为Ⅵ度,因此滨江区防洪堤设防烈度暂按Ⅵ度设计.钱塘江防洪堤地基主要是由易液化的粉土、细砂及粉砂构成
,堤身通过钱塘江内粉细砂吹填而成,为稍密至中密状态,在地震作用下易发生液化,从而危及防洪堤的整体安全,因此研究目前设计条件下的防洪堤在Ⅶ度地震作用下的抗震稳定性具有非常重要的意义.图1为钱塘江防洪堤计算断面示意图.计算范围以防洪堤堤趾为原点往右取40m、向左取100m作为截断边界,下取30m深处作为计算基岩.根据工程级别和设计标准,钱塘江防洪堤通常有三种水位工况,即图1所示的设计低水位、高潮水位和洪水水位,并根据现场的测试和分析确定的浸润线将堤体划分饱和区和非饱和区.为得到粉砂土的动力及液化特性,试验时采用干密度和剪切波速双重
收稿日期:1999212221
基金项目:国家自然科学基金资助项目(59908012)
作者简介:蔡袁强(1965-),男,浙江诸暨人,浙江大学岩土工程研究所教授、博导,主要研究方向为土动力学及地基处理.
—57—
控制试样的制备方法进行了大量的动三轴及共振柱试验,并结合常规试验和参考有关文献资料[2,3],得到防洪堤的计算参数如表
1.
图1 钱塘江防洪堤典型断面及材料示意
表1 防洪堤计算材料参数
材料块石混合料
填土粉土细砂粉砂
密度ρ/(t/m)[***********]0
3
渗透系数k×10-7/(m/s)
[**************]粘聚力
C′/kPa[1**********]100内摩擦角邓肯模量邓肯模量最大剪模最大阻尼比液化系液化系
λφ′/°系数k指数n系数k2max数b数amax
[***********][***********][***********][***********][1**********]32
注:a],.
2 211 地震输入 目前在通常的地震反应分析中,往往根据抗震规范中设计烈度对应的地表加速度幅
值,将地表处测得的地震加速度记录直接施加于基岩底部,显然这将导致地震响应偏大的结果.本文
运用FFT技术,将地表Ⅶ度地震加速度运动记录用非线性反演分析方法来确定深部基岩运动,并将反演结果作为基底输入加速度.本文采用1976年唐山地震时于迁安收到的一个冲击型地震曲线和
图2 实测加速度曲线及其反演基岩加速度曲线
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1976年四川松潘地震时的实测振动型地震曲线作为地表Ⅶ度地震加速度曲线,经反演得到它们在地表下30m处计算基岩的加速度时程曲线(见图2).地表加速度曲线经反演后,幅值明显减小.212 计算结果与分析 防洪堤土石料在静力计算分析时采用邓肯—张非线性模式,而动力分析时采
用哈定模式[2～4].混凝土挡墙和板桩均采用线弹性模型.21211 液化及动力稳定分析 判断液化区域时,当计算单元的有效应力小于等于零或动抗剪强度小于动剪应力时即可认为该单元发生液化.
图3为三种水位工况时防洪堤在两种不同地震作用下的地震液化区域图.在不同的地震作用下,防洪堤在各种水位时的液化单元数虽然有所不同,但是同种水位下液化区域的分布情况是大致相同的,即堤趾处均出现了液化情况;随着水位的上升,防洪堤液化区域也随之扩大,洪水水位时的液化区域最多;设计低水位和平均高潮水位时的液化区域均发生在防洪堤的堤趾部位粉土层,而洪水位时除了堤趾处液化外,由于水位较高,防洪堤堤后填土层也成为饱和区域,堤后部分的填土表面也出现了局部液化区.因此,
在相同烈度地震的作用下,.
图3 防洪堤地震液化区域
堤坝的动力稳定分析可根据由有限元计算成果(应力场),采用搜索滑动面的方法进行[5,6],动
力稳定系数定义如下:
n
F=
τdl∑∫
lifilini
n
i
i=1
τdl∑∫
(1)
i
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式中:τfi是滑弧段中任一点的抗剪强度,可由M2C强度准则表示,τfi=ci+(σni-pi)tanφi;τni、σni分别为滑弧段上任一点的剪应力和法向正应力;
pi是孔隙水压力;ci、φi为有效应力强度指标,
表2 防洪堤在不同工况下的动力稳定系数
计算方法
设计低水位平均高潮位洪水水位
动力法
唐山地震
松潘地震拟静力法
113971137
11241123
01941107
工况
可由试验确定;li为滑弧段的弧长.[1**********]1
表2、图4分别为不同工况下动力稳定系数表
和动力稳定系数时程曲线(限于篇幅,仅给出了唐山地震作用下防洪堤在高潮水位和洪水位工况时的动力稳定系数时程曲线).动力稳定计算表明,在设计低水位和高潮水位时钱塘江防洪堤在Ⅶ度地震作用下的动力稳定系数最小值均大于112,满足水工抗震规范的要求;而在洪水位时的动力稳定系数最小值则小于112,但按水工抗震规范,可不考虑洪水水位与地震荷载的组合效应,因此这种计算工况仅作为参考.从图4中可看出,在地震作用下,堤坝的动力稳定系数是随时间变化的,最小动力稳定系数发生在唐山地震作用的第7秒左右,体现动力稳定性的历时性,
图4 动力稳定系数时程曲线(
唐山地震时)
为比较起见,用拟静力法(其滑动面与动
力法并不完全一致)对以上三种工况进行了计算,所得的结果分别为1129,1121和0191.21212 永久变形计算 评估坝坡液化区或破坏区对土坝地震稳定性的影响,目前有两种方法.一是以滑弧作为破坏面,将液
图5 防洪堤的永久位移化区或破坏区土的抗剪强度降低,求坝坡
沿整个滑弧的抗滑稳定安全系数;二是求地震或引起的坝体永久变形大小及分布,并根据变形大小来判断坝体的整体稳定性.在坝体和坝基中存在一定范围的破坏区或液化区不一定使坝体失稳,但必定要产生一定大小的水平和竖向的永久变形[7].
表3 防洪堤的永久位移(单位:cm)
为进一步分析防洪堤在地震作用下的变形稳潮 水 位洪 水 位
定情况,采用土体软化模型[8]对防洪堤进行了永久变形分析.图5列出了钱塘江防洪堤在Ⅶ度地震作用下的永久位移示意图,表3列出了防洪堤永久位移的具体数值结果.可看出,防洪堤的竖向震陷值较大,和一般土石坝相比,钱塘江防洪堤由于混凝土挡墙的存在,水平位移明显减小.随着水位的上升,震陷量也随之增大,不利于防洪堤的整体稳定.—60
—
控制点
123456789水平
[***********][**************]垂直-15136-17176-15167-22123-19173-17115-14149-9173-11174水平
0-[***********][1**********]4垂直-23111-20129-23194-27199-23181-18199-15119-10163-13184
3 结语
(1)对于具有可液化地基的堤坝的动力分析,应将堤坝与地基作为一个整体系统来考虑,此时地
震输入应从地表反演到该系统的基岩处;(2)水位的变化对液化区域的影响很明显,随着水位的上升,液化区域随之增加,洪水水位比高潮水位的液化区域明显增多,不利于堤坝的动力稳定;(3)动力分析法能够反映堤坝在地震作用下的稳定历时性,计算所得的最小动力稳定系数的时刻,几乎是地震最大加速度发生的时刻.与拟静力法相比,动力分析方法更能反映粉砂土堤坝的抗震性能;(4)设计低水位和高潮水位时,钱塘江防洪堤在Ⅶ度地震作用下的最小动力稳定系数均大于112,满足水工抗震规范的要求;(5)随着水位的上升,防洪堤在地震作用下的震陷量也随之增大;(6)综合分析及研究表明,钱塘江城市防洪堤在Ⅶ度地震作用下是稳定的.参 考 文 献:
[1] XieJunfei,ShiZhaoji.TheInverseoftoDamageAnal2
ysis[J].Earthquake,(4-24.(inChinese).[2] XuZhiying,AnalysisofHighTailingDambyVarious
].,1983,(5):30-39.(inChinese).[3] ,LiquefactionandStabilityAnalysisofaHighTailingDamunderEarthquakeExcia2
tion].ChineseJournalofGeotechnicalEngineering,1981,3(4):22-31.[4] SeedHB,LeeKL,IdrissIM&MakdisiFI.DynamicanalysisoftheslideintheLowerSanFernandodam
duringtheearthquakeofFeb9,1971[J].Proc.ASCE,No.Gt91975.
[5] SunMinquan,GuGanchen.Embankmentslopefailureduetoearthquakeinducedliquefaction[J].Journalof
HydraulicEngineering,1994,(4):63-68.(inChinese).[6] SunRui,YuanXiaoming,ShiZhaoji.22Dfiniteelementanalysisofeffectivestressofseismicliquefaction[J].
WorldInformationonEarthquakeEngineering,1988,14(1):21-27.(inChinese).[7] ChenGuoxing,XieJunfei,ZhangKexu.Reviewontheearthquakedamageandaseimicanalysisofearthdams
[J].WorldInformationonEarthquakeEngineering,1994,(3):24-33.(inChinese).[8] XieJunfei,ShiZhaoji,YhuShousong,FengWangling.Hazardanalysisofliquefaction[J].EarthquakeEngi2
neeringandEngineeringVibration,1988,8(1):61-77.(inChinese).[9] WuShiming.Dynamicdeformationbehavioursofsoilsandtheirmeasurements[J].JournalofHydraulicEngi2
neering,1987,(12):33-47.(inChinese).[10] XingHong2bo,FinnWDLian.SeismicResponseAnalysisofthe1976DashihetailingsDam[J].Chinese
JournalofGeotechnicalEngineering,1996,18(4):48-56.
SeismicliquefactionandstabilityanalysisofQiantangRiverEmbankment
CAIYuan2qiang1,QIANLei1,LINGDao2sheng1,WUShi2ming1
(11ZhejiangUniversity,Hangzhou 310027,China)
Abstract:TheLiquefactioncharacteristicsofloosesiltinembankmentofQiantangRiverarestudiedbydynamictriaxialtestandvibrationcolumntest.BasedonBiot’sdynamicconsolidationtheory,thecalculationprogramsfordynamicresponseandeffectivestressanalysisaredeveloped,inconsiderationofthenon2linearanddampingeffectofsoil.Thestabilityanalysesoftheem2bankmentundertheconditionsoftwotypesofⅦdegreeearthquakeandthreetypicallevelsareconducted.Thecalculationresultsverifythattheembankmentissafe.
Keywords:earthquake;liquefaction;stabilityanalysis;permanentdeformation
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