地震荷載作用下筒型基礎土體液化分析

丁紅巖，王海旭，張浦陽

（1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2.天津大學 濱海土木工程與安全教育部重點實驗室，天津 300072；3.天津大學 建筑工程學院，天津 300072）

地震荷載作用下筒型基礎土體液化分析

丁紅巖1,2,3，王海旭3，張浦陽1,2,3

（1.天津大學 水利工程仿真與安全國家重點實驗室，天津 300072；2.天津大學 濱海土木工程與安全教育部重點實驗室，天津 300072；3.天津大學 建筑工程學院，天津 300072）

為給近海筒型基礎的抗震設計提供參考，借助有限元軟件ADINA，分析了地震荷載作用下筒型基礎的土體液化分布．重點研究了基礎內部及周圍土體的有效應力、孔隙水壓力和超孔隙水壓力等的變化規(guī)律，分析中考慮了地震烈度對基礎土體液化特性及筒內外土體沉降的影響．研究表明：基礎上部荷載的壓力及筒壁的環(huán)箍效應對保持土體的有效應力有一定的幫助，土體零豎向位移點的分布隨地震烈度變化較小，但土體最大豎向位移點的分布隨地震烈度不同存在較大差異．

筒型基礎；地震液化；ADINA；有限元分析

0 引言

筒型基礎廣泛應用于海上風力發(fā)電結構基礎，其所處環(huán)境極其惡劣，尤其當遭遇大強度地震荷載時，很可能導致飽和態(tài)砂土產生液化現象，進而導致筒型基礎承載能力下降，甚至風電結構整體傾覆的現象．

土體液化本質是飽和土體由于外力荷載，使土體顆粒的慣性力之間存在差值，當該差值大于原有接觸效應時，土體顆粒間便會發(fā)生滑移．由于飽和土體向外排水能力有限，孔隙水壓力會不斷增大，這直接導致部分土體顆粒懸浮于水中，土體顆粒間在失去有效接觸的情況下，接觸應力將至零，整體失去對基礎的承載力[1-2]．這種狀態(tài)的土體將具有流動特性，所以稱該現象為土體液化．

目前對于土體液化定量研究，普遍采用以美國H.B賽德和I.M.伊德里斯[3-4]等人為代表的賽德-伊德里斯“簡化方法”．該方法以有效應力原理為依據，若土體法向有效應力減為零時，即可認為土體失去抗剪切能力，發(fā)生初始液化．進而，動力荷載使土體液化的范圍繼續(xù)擴張，殘余變形逐漸增大，直至土體發(fā)生整體破壞，或變形超過容許范圍．確定土體發(fā)生初始液化的可能性及液化分布范圍是本方法的研究重點，在此基礎上，將發(fā)生液化的土體按照強度或剛度為零處理，進而分析土體總體的強度、剛度和穩(wěn)定性．

本文以上述方法為理論依據，以海上風力發(fā)電筒型基礎為研究對象，利用有限元軟件 ADINA，比較分析地震荷載作用下的土體液化機理，選擇合理的液化判別標準得出土體液化的范圍，分析不同地震烈度下土體有效應力、土體豎向沉降及超孔隙水壓力等參數的變化規(guī)律，結合理論對變化規(guī)律做出合理的解釋．

1 模型本構關系

本研究對混凝土材料選取了GB50010-2010《混凝土結構設計規(guī)范》[5]提供的本構關系，按下列公式確定應力-應變關系：

土質屬于顆粒狀材料，顆粒間的摩擦力構成其承載力的基礎，土體應力和變形會受到顆粒間摩擦力的影響，故本文中用摩爾庫倫模型[6]模擬土質的應力應變關系，其屈服準則關系式：

2 有限元模型信息

2.1 筒-土模型信息

本研究采用有限元軟件ADINA對筒型基礎進行二維建模研究．在研究土體液化過程中，土體是研究的重點，所以簡化筒型基礎上部結構為豎向荷載，施加于筒基頂面．本文假定飽和土體中，孔隙水不可壓縮，土體僅微小形變[7-8]．通過觀察有效應力分布實現判別，若土體有效最小主應力為0，則可認為土體已液化．

液化發(fā)生與土體性質密切相關，其中松散的砂土和容易發(fā)生液化．因此，本文選取砂土進行研究，筒-土接觸處選取庫侖摩擦接觸，摩擦系數取0.4．筒體采用線彈性模型，土體尺寸足以消除用有限邊界引起的邊界效應．模型中限制土體兩側水平位移，固定底邊，土體表面為排水．

模型基本信息如表1、表2，模型有限元網格模型如圖1．

表1 混凝土參數Tab.1 Concrete parameters

表2 土質參數Tab.2 Soilparameters

圖1 筒基與土體網格模型（非等比例尺）Fig.1 Meshmodelof bucket foundation and soil(unequalscale)

2.2 計算工況

本文在選用實際地震波記錄，并根據規(guī)范選取相應地震設防烈度下的地震加速度，對實際數據進行折算，再施加到結構上．在簡化后的模型中，筒頂荷載加載在筒頂面積上折算的均布壓力為34.504 79 kPa，在一定程度上豎向荷載可減輕土體液化程度，所以，在動力分析前，筒頂施加均布荷載100 kPa．一次性施加全部均布壓力，待靜力分析結束，動力分析開始．在ADINA中以地震加速度的形式施加地震荷載，選取天津波分析，地震加速度時程曲線如圖2．

圖2 天津波地震加速度時程曲線Fig.2 Time-history curveof Tianjin earthquakeacceleration

3 液化判別

根據圖3中云圖可知，地震加載前7.73 s內，地震加速度對土體作用的影響較小，土體有效應力與位移改變較小，對稱均勻，然而豎向荷載卻對土體影響較為明顯，土體震動中逐漸向下沉降．表面附近土體有效應力最小，僅223 N，暫未達液化狀態(tài)．從7.73 s開始，地震加速度急劇增大，使應力和沉降不再具對稱性．筒蓋正下方土體受到筒壁環(huán)箍效應，振動幅度較小，使其最終豎向沉降值最大，約39.68 cm．土體有效應力因地震作用整體減小，筒內側土體有效應力降低幅度巨大，臨近筒壁部分土體發(fā)生液化現象．部分表面土體有效應力減為零，整體大量出現液化．

圖3 不同加載階段土體豎向位移、有效應力和超孔隙水壓力Fig.3 Soilsettlement,effective stressand excessporewater pressure in different loading stages

由圖3中曲線圖可知：隨土體深度增大，筒壁內外側土體有效應力總體不斷減小，孔隙水壓力增大．在深度0～7m范圍內，內側與外側土體的有效應力存在一定不同．原因分析：內側土體受到筒壁的環(huán)箍作用，土體相互擠壓使得筒內下部土體相對于相同高度的外部土體具有更大的有效應力，而這一擠壓作用同時使得部分水被擠到內側土體上部，在一定程度增大了筒內上部土體超空隙水壓力，使筒內側土體有效應力幅值出現在筒壁的一定高度處．

4 地震烈度對土體液化的影響

選取地震烈度為7度（0.15g）、8度（0.30g），相應的地震影響系數最大值分別取0.34m/s2、0.68m/s2．以下分析不同地震烈度下的土體動力性能，同時對重力造成的結構的動力性能變化忽略不計．

4.1 地震烈度對豎向沉降的影響

從圖4中云圖可知：地震烈度為8度時土體豎向沉降更大，但二者豎向沉降分布相似．烈度為7度、8度時的位移最大值分別位于筒體正下方和自由表面處．原因分析：隨著地震烈度增加，地震荷載效應與均布荷載效應之比增大，地震烈度為7度時，均布荷載效應起主要作用；地震烈度為8度時，地震荷載效應起主要作用．

由圖4中曲線圖可知：在土體整體范圍內所有深度處，地震烈度8度時豎向位移均比7度時大．位于交點深度以上的土體隨深度增加，7度與8度間的豎向位移差逐漸減??；位于交點深度以下的土體隨深度增加，7度與8度相比的豎向位移差逐漸增大．對同一處土體在不同地震烈度下的位移曲線均在一定深度處相交，且交點處豎向位移都接近于零．盡管零豎向位移的土體深度隨距筒基的距離不同存在較大不同，但是這一深度數值隨地震烈度的變化不大．

圖4 不同地震烈度條件下的土體豎向沉降Fig.4 Soilsettlementunder differentseism ic intensities

4.2 地震烈度對有效應力及超孔隙水壓力的影響

由圖5中云圖可知：不同地震烈度時，超孔隙水壓力的改變趨勢一致，最小值均出現在土體右上角，最大值位于土體左上角．原因分析：施加的地震加速度為水平方向，使最大值與最小值位于同一水平高度．

由圖5c）、d）、e）可知：3組曲線在深度15～25 m范圍內，均存在一個曲線交點．處于筒基內側與外側較近的土體，交點深度以上，地震烈度8度時有效應力較大；而交點深度以下，地震烈度7度時有效應力較大．距離筒基較遠的土體，兩種地震烈度下的有效應力關系與上述現象相反．原因分析：筒基附近土體，均布荷載作用效應較大，使得臨近土體在較高地震烈度下反而保持了較大的有效應力，但卻更大程度降低了深層土體的有效應力，而且使不同深度處土體存在更大的有效應力差．這增加了土體整體的不穩(wěn)定性和筒基傾覆的可能性，使筒基抗土體液化能力降低．

由圖5f）、g）、h）可知：不同土體深度處，地震烈度8度時孔隙水壓力均比7度時大．水平向比較來看：筒體外側較近土體，由于筒基下沉使筒端及斜下方土體往筒內擠壓，使筒外側附近土體受到近似浮力的作用，導致淺層超孔隙水壓力較深層土更大．而距離筒體較遠土體，表面土體中的孔隙水能及時排除，深層土中孔隙水不能及時排除，于是超孔隙水壓力隨深度增大．

圖5 不同地震烈度下的土體有效應力及超孔隙水壓力Fig.5 Soileffective stressand excessporewater pressureunder differentseism ic intensities

4.3 地震烈度對超孔隙水壓力與土體豎向沉降時程曲線的影響

為保證曲線順利出現平滑段，本文將地震荷載時長延長5 s，加速度時程曲線如圖6．

圖6 延長后的地震加速度時程曲線Fig.6 Extended time-history curveof earthquakeacceleration

取深度16m處不同位置土體作出豎向沉降與超孔隙水壓力時程曲線如圖7，可推斷：筒基正下方16 m處土體在不同地震烈度下，豎向位移和超孔隙水壓力[9]變化趨勢相似：振動初期二者在微小范圍內震蕩，在上升一段時間后，出現平滑段．這一結論與文獻 [10]中結論相吻合．另外，8度下兩項數值均較大，且上升更快．

筒外側12m、深度16m處土體在不同地震烈度下，豎向位移和超孔隙水壓力變化趨勢同樣很相似：相對平滑段后，出現震蕩．但這一趨勢與筒正下方土體，存在較大區(qū)別：筒外側土體數值震蕩幅度巨大，甚至最低幅值低于初始平滑段均值．當然也能看出，不同位置土體在振動初期，均顯現平滑段，而這是因為地震加速度初期較小，對土體各參數影響也較?。?/p>

5 結論

本文基于有限元方法，分析了筒型基礎在地震作用下土體液化情況，得到了如下結論：

1）筒壁環(huán)箍作用對土體的有效應力和孔隙水壓力影響較大，土體相互擠壓使筒內側土體有效應力幅值出現在筒壁的一定高度處，總體對土體抗液化性能較為有利，這在筒型基礎抗震設計中應予以關注；

2）土體零豎向位移點的分布隨地震烈度變化不大，但土體最大豎向位移點的分布卻因地震烈度不同存在較大差異，這對于土質勘探、工程場址選擇和筒型基礎抗震設計都具有一定參考價值；

3）均布荷載效應對土體液化影響較為重要，筒基附近土體由于均布荷載影響，能夠在較高地震烈度下，反而保持附近土體更大的有效應力，但是深層土體卻在較高地震烈度下的發(fā)生更大的有效應力降低，同時較高的地震烈度會引起整體有效應力的分布不均，增加了土體整體的不穩(wěn)定性；

4）不同地震烈度下，土體豎向位移和孔隙水壓力的時程曲線呈現相似的趨勢，但筒體內側與外側的土體時程曲線卻呈現不盡相同的特征，內側土體最終豎向位移較大但波動幅值較小，外側土體最終超孔隙水壓力與內側持平但幅值較大，與前人研究成果相吻合．

圖7 不同地震烈度下超孔隙水壓力與土體豎向沉降時程曲線Fig.7 Time-history curveof excessporewater pressureand soilsettlement under differentseism ic intensities

[1]曹振中，袁曉銘．砂礫土液化的剪切波速判別方法 [J]．巖石力學與工程學報，2010，29（5）：943-951．

[2]ZHOU Y G，CHEN YM，SHAMOTO Y．Verification of the soil-type specific correlation between liquefaction resistanceand shear-wave velocity of sand by dynamic centrifuge test[J]．Journalof Geotechnicaland Geo-environmental Engineering，ASCE，2010，136（1）：165-177．

[3]Seed H B．Soil liquefaction and Cyclic Mobility Evolution for Level Ground During Earthquakes[J]．Jof the Geotechnical Engineering Division ASCE，1979，105（GT2）：201-255．

[4]Martin GR，FinnW D I，Seed H B．Foundamentalsof Liquefaction underCyclic Loading[J]．Jof theGeotechnicalEngineering Division ASCE，1975，101（GT6）：551-569．

[5]GB50010-2010，混凝土結構設計規(guī)范 [S]，北京：中國建筑工業(yè)出版社，2010．

[6]費康，張建偉．ABAQUS在巖土工程中的應用 [M]．北京：中國水利水電出版社，2010：67-69．

[7]張浦陽，丁紅巖，李芳．海上筒型風機基礎地震荷載下的抗液化性能研究 [J]．太陽能學報，2013，34（9）：1587-1593．

[8]Seed H B，Idriss IM．Ground motions and soil liquefaction during earthquakes[M]．EERImonograph series[M]．Berkeley：University of California，1982．

[9]HadiShahir，AliPak．Estimating liquefaction-induced settlementof shallow foundationsby numericalapproach[J]．Computersand Geotechnics，2010，37：267-279．

[10]周健，徐志英．土（尾礦）壩的三維有效應力動力反應分析 [J]．地震工程與工程振動，1984，4（3）：60-70．

[責任編輯 楊 屹]

Researchonsoil liquefactionofbucketfoundationunderseism ic loads

DINGHongyan1,2,3，WANG Haixu3，ZHANG Puyang1,2,3

(1.StateKey Laboratory ofHydraulic Engineering Simulationand Safety,Tianjin University,Tianjin300072,China;2.Key Laboratory of Coast Civil Structure Safety(Tianjin University),Ministry of Education,Tianjin 300072,China;3.School of Civil Engineering, Tianjin University,Tianjin 300072,China)

To provide reference foraseism icdesignofoffshorebucket foundation,using the finiteelementsoftwareADINA, the liquefaction areaofbucket foundation soilunderseism ic loadswasanalyzed.Taking the influenceofseism ic intensity on soil liquefaction and soil settlement inside and outside the bucket foundation into account,the variation of effective stress,porewater pressure and excess porewater pressurewasmainly studied.The results are as follows：the impactof the ferrule effectand uniform load effectishelpful for retaining soileffective stress to a certain extent;the distribution of zero verticaldisplacementpoints changed littlewith differentseism ic intensity,but the distribution ofmaximum vertical displacementpointsvaried greatly with differentseism ic intensity.

bucket foundation;earthquake-induced liquefaction;ADINA;finite elementanalysis

TU476

A

1007-2373(2016)01-0090-06

10.14081/j.cnki.hgdxb.2016.01.017

2015-04-30

國家自然科學基金（51379142）；天津市應用基礎與前沿技術研究計劃（13JCQNJC06900）

丁紅巖（1963-），男（漢族），教授，博士生導師．

張浦陽（1978-），男（漢族），副教授，博士，zpy_td@163.com．