地震作用下岸坡土体影响分析

王鹏飞，吕亭豫

(中交水运规划设计院有限公司，北京100007)

分析地震下的岸坡稳定主要须考虑地震作用对岸坡土体的影响。地震动荷载会导致土体超净孔隙水压力增加，有效强度降低，甚至引起土体液化。在地震作用和土体强度降低的双重影响下，岸坡容易发生失稳滑动。同时，地震循环荷载加快了土体固结，进而引发地基沉降。土体液化、岸坡失稳、地基沉降之间相互关联，通过对这三者进行整体理解和分析，可以准确判断地震作用对岸坡土体的影响。

1 液化分析

1.1 水运规范法

液化是造成地震灾害的重要因素，须额外关注砂土、低塑性粉土等易液化土体。《水运工程抗震设计规范》[1]首先根据地质年代、土体粒径进行液化初步判别，并对初判可液化的土层，通过标准贯入试验进行进一步分析。水运规范以Seed简化液化判别法为基础，通过研究国内大量观测数据，提出了临界击数Ncr的计算公式：

Ncr=N0β[ln(0.6ds+1.5)-0.1dw](3Mc)0.5

(1)

式中：N0为标贯击数基准值；β为调整系数；ds为贯入点深度；dw为地下水位深度；Mc为黏粒(粒径小于0.005 mm)含量百分率(不含%)，最低取3。

《水运工程抗震设计规范》以震级M=7.5、液化概率PL=0.32、水位2 m、埋深3 m为基准，给出了不同地震加速度下的N0。规范按地震分组进行抗震设计，对不同分组，β取值不同；对不同震级M，可按β=0.25M-0.89确定调整系数。

规范法计算相对简便，不考虑细粒(粒径小于0.074 mm)含量对抗液化的影响。当标贯实测值N63.5低于Ncr时，按规范判定为液化土。

1.2 简化液化判别法

Seed简化液化判别法是常用的液化判别方法，Youd等[2]对其进行了完善。简化判别法通过计算抵抗液化的循环阻力比(cyclic resistance ratio，CRR)和地震下的循环应力比(cyclic stress ratio，CSR)的比值得到液化安全系数FS，进而判断土体是否液化，公式为：

(2)

(3)

式(3)适用于(N1)60< 30击的情况，当(N1)60≥30击时，认为土体已足够致密，不会液化。另外式(3)仅适用于7.5级地震，其他震级须通过比例系数MSF对CRR7.5进行修正。

通过式(4)将实测击数Nm等效为上覆压力100 kPa、锤击能量比60%时的修正击数(N1)60：

(N1)60=NmCNCECBCRCS

(4)

式中：CN为上覆应力修正系数；CE为锤击能量比修正系数；CB为钻孔口径修正系数；CR为杆长修正系数；CS为取土器修正系数。其中CN对(N1)60结果的影响比较大，可以通过式(5)、(6)计算：

(5)

(6)

式中：pa为大气压，近似取100 kPa。式(5)、(6)分别由Seed等、Kayen等提出。

引入系数α和β对(N1)60进行修正以考虑土壤中的细颗粒含量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为考虑土壤中的细颗粒含量时(N1)60的修正值。

对式(8)、(9)，FC须在5%～35%，FC< 5%时α=0、β=1，FC> 35%时α=5、β=1.2。

美国国防部手册[3]建议取液化安全系数FS=1.2作为液化判别基准，设计中FS通常取1.0～1.2。

1.3 塑性影响

以上计算均基于土塑性较低的情况，地震下孔隙水压力上升，土体强度降低。对塑性更大的土，地震下孔压上升幅度减缓，土体的延性增加，抵抗剪切应变的能力增强。对高塑性的土，土的灵敏度是决定强度的控制因素。

黏粒含量是进行液化初判的关键指标。Seed等[4]基于汪闻韶[5]的研究提出液化须满足以下3个条件：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]重新评估了汪闻韶的地震案例，并结合后续的地震数据，修正了初判条件：液限ωL≥32%、黏粒(小于0.002 mm)含量CC≥10%，不会液化；液限ωL< 32%、CC< 10%，对液化敏感；其他情况须进行进一步分析。水运规范对液化的初判也基于黏粒(小于0.005 mm)含量。

后续研究表明，高塑性土在地震下强度也可能会下降，但强度下降主要是由大剪切应变而非孔隙水压力造成。灵敏度愈高的土，受扰动后强度降低得愈多。高塑性土强度下降与低塑性土液化的原理不同，地震下土体反应的类型与其塑性程度有关。对于塑性较高的细粒土，可参考Boulanger等[7]提出的循环软化判别方法。

而由于土中黏粒不一定表现出塑性，黏粒含量与土壤塑性间没有必然联系。Seed等[8]认为传统基于土中黏粒含量进行液化判别的方法可能不保守，对含有一定比例细颗粒的土体，提出基于液限ωL和塑性指数IP的液化判别标准：1)ωL< 37%、IP< 12%，若土壤含水率wc> 0.8ωL，对液化敏感；2)ωL< 47%、IP< 20%，若土壤含水率wc> 0.85ωL，可能发生液化；3)其他情况不易液化，但灵敏度高的土可能因为重塑或剪切应变积累发生强度下降。

1.4 残余强度

《水运工程抗震设计规范》规定可不计液化土层强度；当有经验或经论证时可基于抗液化指数IN=N63.5Ncr对液化土层的桩侧摩阻力指标进行折减。在IN≤0.6、ds≤10 m时，不考虑该层强度。

采用简化判别法计算FS，ASCE 61[9]规定在FS≥1.4时可不考虑孔隙水压力对土体强度的影响；Seed等[10]认为在FS≥1.4时可采用75%的排水强度，FS≤1.1时采用残余不排水强度，其间进行差值处理。

(10)

(11)

图1 残余强度sr与(N1)60cs的统计关系

2 岸坡稳定

2.1 岸坡安全系数

与正常工况不同，地震时允许岸坡产生一定幅度的位移。对于建立在岸坡上的桩基结构，应考虑地震时岸坡土体位移对桩基的影响。水运规范采用圆弧滑动面法验算整体稳定，在静力的基础上再加上按0.25倍水平向地震系数计算的地震惯性力，以考虑地震作用。

国际上主要基于安全系数FSslope判断岸坡稳定。ASCE 61要求正常工况FSslope≥1.5，地震后和地震时FSslope≥1.1。对地震工况，用拟静力法分析，考虑12地面峰值加速度系数kmax。正常工况或地震后瞬时若FSslope达不到要求，须重新进行岸坡设计；地震时若FSslope< 1.1，应考虑岸坡土体位移对桩基的影响。美国国家公路合作研究项目的NCHRP Report 611[13]要求计算正常工况和地震工况下的FSslope，并引入系数α，考虑岸坡高度对kmax的影响。

土体抗剪强度指标会随地震产生的孔隙水压力和循环剪切应变等因素而变化。对于不液化的情况，可采用静不排水强度指标。

2.2 滑动位移

岸坡上桩基结构在地震时承受的荷载主要有惯性力和岸坡土体滑动产生的运动力(kinematic load)，其中运动力与土体位移的大小有关。在采用12kmax、FSslope≥1.1进行岸坡稳定判断时，允许岸坡发生微小地震位移(25～50 mm)。该位移桩基可以承受，不需要计算。

地震工况下FSslope< 1.1，可采用Newmark滑块分析法计算岸坡位移：

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

b3lgkmax+b4lgPGV

(12)

式中：d为岸坡位移；b0、b1、b2、b3、b4为系数，通过对以往地震案例的分析计算确定，美洲地区可参考NCHRP回归分析的结果；ky为屈服加速度系数，即用拟静力法，采用地震荷载水平下的土体参数，计算岸坡稳定FSslope=1时对应的加速度系数；kmax为地面峰值加速度系数，须考虑岸坡高度影响；PGV为地面峰值速度，用下式确定(单位为ins)：

PGV=0.393 7×100.434C1

(13)

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

(14)

式中：S1为1 s谱加速度。

3 地震造成的土体沉降

在地震作用下土体会发生沉降，对桩基结构，地震沉降还会造成对桩的下拉荷载。土体液化后沉降最严重，饱和砂土的循环应力比、不饱和砂土的循环剪切应变是决定地震沉降的主要因素。Tokimatsu等[14]提出了计算地震沉降的简便算法，适用于无细颗粒的砂土。对压实填土，可参考Stewart等[15]的研究，还考虑了不同细颗粒含量和塑性的影响。

(15)

式中：γeff为有效剪切应变；Geff为相应应变水平下的土体有效剪切模量；Gmax为小应变下的最大剪切模量；其他参数同式(2)。

图2 体积应变εc与各参数关系

4 工程算例

某高桩码头岸坡如图3所示，在斜坡处设有块石护面，下部为原状土，土层分布见表1。震级M=6.8，地面峰值加速度PGA=0.41g，分析地震作用对岸坡的影响。

图3 高桩码头岸坡(尺寸：mm；高程：m)

表1 土层分布

按水运规范(IN)和Youd简化液化判别法(FS)进行液化判别，结果见图4。

水运规范未考虑黏粒含量影响，N0取19击，计算抗液化指数IN；简化法考虑上覆压力、细颗粒含量影响，计算液化安全系数FS。结果显示，水运规范对于较深土体的计算偏于保守，特别是对细颗粒含量高、标贯击数高的情况。以简化法液化结果为基础进行后续分析。

图4 液化判别结果

分析地震对土体强度的影响：对液化土取残余强度；对未液化土取静不排水强度。分别以浅层(取10 m处)和深层(取30 m处)液化土为例，计算残余强度sr，结果见表2。

表2 残余强度计算

考虑到码头桩基对稳定性和承载力的要求，对胸墙后方一定范围的原状土进行振冲碎石桩加固，消除该部分液化。采用GeoStudio软件的SLOPE模块进行整体稳定计算，正常工况下和地震后FSslope=2.009(滑弧未经过液化土，孔隙水压力可迅速消散，地震后土体参数不受影响)，地震工况下FSslope=1.25。岸坡稳定满足要求，地震时可能发生微小位移(25～50mm)，不需要额外计算。

按Tokimatsu等的简便算法计算地震沉降，见表3。根据标贯击数对土层进行划分，相似击数的按同一层计算。可以看出，液化土产生的体积应变εc最大，地震沉降最严重；而对不液化的砂土，在NSR< 0.5时基本不产生地震沉降。

表3 地震沉降计算

5 结论

1)通过建立标贯击数与抗液化水平的关系，判断土体是否液化。Seed简化法适用于砂土，完善后的方法引入了上覆应力、细粒含量、震级等系数对计算进行修正。水运规范法对于较深土体，以及细颗粒含量高、标贯击数高的情况计算结果偏保守。

2)土中黏粒不一定表现出塑性，黏粒含量与土壤塑性间没有必然联系。传统基于黏粒含量的液化初判标准不保守，建议通过液限ωL和塑性指数IP判断土体对液化的敏感性。

3)分析地震下土体强度时，未液化土可取静不排水强度，液化土可根据液化程度确定折减系数或采用液化残余强度sr。

4)残余强度sr各算法间结果差异明显，应用时可取加权平均值。

5)地震时允许岸坡产生一定变形。地震工况下FSslope< 1.1，须计算岸坡位移。

6)饱和砂土可通过循环应力比CSR计算地震沉降，不饱和砂土或干砂的地震沉降可通过循环剪切应变γ计算。液化砂土体积应变εc最大，量级为10-2；部分液化砂土εc量级为10-3；干砂εc的量级为10-4～10-2。