基于GEO-Studio土石坝抗液化分析评价

郑锐

（临汾市水利勘测设计院，山西临汾041000）

0 引言

土石坝是一种极为常用的水工挡水建筑物，该类型坝体具备投资低、工期快等优势，但对土体颗粒级配和压实度要求较高。在我国，早期修建的土石坝中，有很大一部分施工质量较低，不能满足防渗需求，同时，在地震工况下，易出现液化等现象[1-3]。目前，针对土石坝液化分析的方法主要为数值模拟法，下文结合淮河流域某土石坝工程，采用数值模拟方法分析其地震液化响应特征[4,5]。

该水库位于淮河流域，是一座大（2）型水库。水库控制流域面积1782km2，现状总库容5.28亿m3。挡水建筑物全长2216m，最大坝高33.65m。水库灌溉面积325km2，坝后电站总装机容量5640kW。

1 液化评价方法及参数选取

根据现场标贯试验及相对密度分析，大坝上游表层砂壳及下游坝基砂存在液化的可能。为了解液化范围及液化程度，为工程加固提供参考，根据室内静三轴及动三轴试验资料，进行有限元液化分析。

1.1 地震波的选取

根据GB18306-2001《中国地震动参数区划图》确定水库场址区的地震动峰值加速度为0.20g，相应地震基本烈度Ⅷ度，地震动反应谱特征周期为0.40s。依据SL203-97《水工建筑抗震设计规范》中的场地类别划分，水库场地土类型为中硬场地，场地类别为Ⅰ类；依据GB50011-2010《建筑抗震设计规范》设计地震分组标准，水库属第一组。根据地震设防标准、场地类别及设计地震分组，选取典型地震波如图1。

图1 地震波加速度图

1.2 液化判别标准

根据循环动三轴试验模拟地基饱和砂层在地震波水平循环剪切作用下的液化判别方式，也是实验室中经常采用的一种液化判别方法，根据实验室做出的正常固结状态下砂层的液化循环剪应力比值的大小作为模型判断液化的标准。

根据试验成果，在正常固结状况下上游砂壳、下游砂壳、坝基砂液化剪应力比值分别为0.28，0.29，0.27。地震振动时液化应力比超过上述值即判断为液化，反之不液化。

1.3 液化分析方法

液化分析计算采用GeoStudio中的Quake模块进行初始静力及动力分析。首先分析大坝在正常蓄水位下的应力状态，然后计算在此状态下遭遇8度地震（ah=0.2g）时坝体的液化状态。

有限元静力分析中土的本构模型采用目前较成熟的Duncan-Chang非线性弹性(E～μ)模型进行初始应力状态分析。

切线弹性模量：

切线泊松比：

式中：σ1，σ3——大/小主应力，kPa；C——土的凝聚力，kPa；φ——内摩擦角，（°）；K，n——土的模量系数和模量指数；Rf——破坏比；G，D，F——泊松比参数；Pa——大气压力，kPa。

动力分析采用土体的等效线型分析，计算时考虑拉裂和剪坏的修正，及固结压力作用历史和卸荷影响。其中水压荷载直接采用稳定渗流期计算出的坝内流网所得出的渗透力。

在动力计算中，视土体为粘弹性体，采用粘弹性模式，其动力平衡方程如下：

总阻尼阵由各单元阻尼阵组成，单元i的阻尼阵定义为[c]i=i[m]i+i[k]i

式中：[m]i，[c]i，[k]i——分别为单元i的质量矩阵、阻尼矩阵和刚度矩阵。

土石料地动应力应变考虑到材料的非线性，采用Seed等人提出的等效线性处理方法。材料的动剪切模量G和阻尼比λd均为剪应变εt的函数。用小应变时的动剪切模量Gmax及模量衰减曲线G/Gmax～、阻尼曲线λd～描述土石料的动力性质。G/Gmax～和λd～关系曲线根据试验和工程类比法来确定。Gmax按下式确定：

式中：σ′m——平均有效初始主应力，kPa。

考虑到材料的非线性动力特性，动力分析中动剪切模量G与阻尼比λd随动剪应变γ而变，同时体系的基本频率ω也与γ有关。因此，对每一时间间隔△t进行迭代，即用前一时刻求得的剪应变γ根据G/Gmax～与λd～关系计算出相应的G与λd。据此算出各单元的刚度矩阵[K]与阻尼矩阵[λd]，再用威尔逊－θ法与插值求出此时的Y¨()t，由此求得新的G与λd，如此反复迭代，直至前后两次迭代求出的G，λd值之差在一定精度控制范围为止。

1.4 计算参数选取

液化分析选取主坝典型断面0+890，初始静力状态下的E～μ参数见表1。

表1 大坝分区土料E～μ参数表

大坝桩号0+890断面坝基砂及上、下游砂壳循环数～剪应力比如图2所示。

2 计算成果及分析

大坝液化分析初始应力状态总应力及有效应力，8度地震下大坝液化分析示意如图3所示。液化分析可见：大坝上游砂壳170.00～176.00m及164.00～166.30m高程范围地震液化可能性较大，液化最大深度为3.48m；上、下游坝脚压重体外坝基砾质粗砂存在液化可能。

图38 度地震下大坝液化分析示意图（Y方向应力/kPa）

图2 大坝桩号0+890断面上下游

水库主坝坝基砾质粗砂及上游砂壳均为可液化土；大坝桩号0+889及1+089现场标准贯入判别上游砂壳深5.50m内的砾质粗砂具有液化可能；现场取样进行相对密度试验发现，表层（桩号0+889深1.30m以上，1+089深2.00～2.50m）砂壳相对密度小于0.75，存在液化可能；根据确保安全加固质量检验评定情况，发现大坝167.65，167.00，173.60m高程处取样的相对密度小于0.75（最小Dr=0.71），孔隙比大于0.47，坝体遭遇8度地震时可能液化。

综合现场原位试验、室内试验、保安全加固质量评定结果及有限元液化分析情况可发现，大坝正常蓄水遭遇8度地震时，上游砂壳及坝脚砾质粗砂存在液化可能；1998年保安全加固时，对上、下游坝脚进行了压重加固，使坝基液化区域已远离土坝坝脚，坝基液化对坝体产生危害的可能性较小；各种方法判定上游砂壳液化范围及深度基本一致，164.00～176.00m高程尤其是坡度变化处易液化，深度一般不超过3.50m。上游砂壳液化产生的原因主要由于局部砂壳相对密度偏低、孔隙率偏大以及变坡处土体侧向应力突变造成的。从目前的资料分析来看，大坝上游砂壳地震液化范围及深度影响不致引起大坝上游坡的深层滑动。

3 结论

通过室内试验获取淮河流域某土石坝工程的地震液化计算参数，使用Geo-Studio软件建立不同水位下的计算模型。计算结果表明：大坝上游砂壳170.00～176.00m及164.00～166.30m高程范围地震液化可能性较大，液化最大深度为3.48m。其主要原因是：局部砂壳相对密度偏低、孔隙率偏大以及变坡处土体侧向应力突变。该土石坝在地震条件下液化风险较大，建议采取相关的除险加固措施。