地震觸發(fā)海底滑坡物理模型及數(shù)學(xué)模型試驗(yàn)分析

李佳林馮秀麗劉 隆

(1.中國(guó)海洋大學(xué)海洋地球科學(xué)學(xué)院,山東 青島 266100;2.自然資源部第二海洋研究所,浙江 杭州 310012)

南海北部陸坡區(qū),屬于張裂性大陸邊緣,并處于環(huán)太平洋火山地震帶,該區(qū)域構(gòu)造運(yùn)動(dòng)劇烈,地震頻發(fā)[1-3]。近幾十年來(lái),為開(kāi)發(fā)海上油氣資源,在南海地區(qū)搭建了大量的海上工作平臺(tái),同時(shí)也面臨著各種海洋地質(zhì)災(zāi)害的威脅,其中之一便是海底滑坡[4]。海底滑坡通常規(guī)模巨大,運(yùn)動(dòng)速度快[5-6],且觸發(fā)因素復(fù)雜,而地震正是觸發(fā)海底滑坡最普遍也最具破壞性的因素之一[7]。研究海底滑坡的地震響應(yīng)及動(dòng)力學(xué)特征,對(duì)于保障人類海上正常生產(chǎn)施工作業(yè)具有重要意義。

海底滑坡具有驟發(fā)性和不可預(yù)測(cè)性,且海洋觀測(cè)技術(shù)限制,因此實(shí)地監(jiān)測(cè)海底滑坡困難重重[8],所以對(duì)海底滑坡的研究多為室內(nèi)分析。Coleman和Garrison[9]率先通過(guò)海底鉆孔與室內(nèi)分析確定了海底滑坡現(xiàn)象的存在依據(jù)。Milne[10]調(diào)查了1616—1861年間300余次海底地震作用,并率先指出地震可引發(fā)水下滑坡。地震作用產(chǎn)生的超孔隙水壓力,使得土體有效應(yīng)力降低,土體強(qiáng)度降低,是導(dǎo)致海底滑坡的重要因素[11]。

在海底滑坡室內(nèi)分析方面,主要有物理模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬穩(wěn)定性評(píng)價(jià)兩種方法。Schwarz[12]和Mohrig等[13-14]利用水槽模型并采用傾倒法研究了海底滑坡的運(yùn)動(dòng)形態(tài)和速度;Ilstad等[15-17]和Elverhoi等[18]則基于水槽試驗(yàn)分析了黏粒含量對(duì)滑坡的影響。海底斜坡穩(wěn)定性評(píng)價(jià)主要有極限平衡法、數(shù)值分析法、極限分析上限法三種分析方法。

本文采用水槽模型試驗(yàn)方法,依據(jù)南海北部陸坡工程環(huán)境構(gòu)建模擬陸坡模型,探討引發(fā)陸坡失穩(wěn)的臨界地震條件等,并基于ANSYS有限元強(qiáng)度折減法,分析模擬陸坡在不同地震加載下的穩(wěn)定系數(shù)變化。綜合兩部分試驗(yàn)結(jié)果,分析地震對(duì)于海底滑坡觸發(fā)的影響作用。

1 水槽模型試驗(yàn)分析

1.1 試驗(yàn)設(shè)備及模型構(gòu)建

本次水槽模型試驗(yàn)采用自制加工玻璃水槽和水平振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行(圖1)。水槽長(zhǎng)1.4 m,寬0.4 m,高1.0 m。槽邊使用不銹鋼材料進(jìn)行焊接包裹加固,以保證水槽振動(dòng)條件下的牢固性,后側(cè)不銹鋼板下方留有出水口,方便每組試驗(yàn)結(jié)束后排水。振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面尺寸為1 m×1 m,振動(dòng)頻率范圍為1～10 Hz,額定水平加速度為4 m/s2。

圖1 試驗(yàn)水槽及振動(dòng)臺(tái)Fig.1 Test tank and shaking table

本次試驗(yàn)用土為東營(yíng)黃河口周邊水庫(kù)的砂質(zhì)粉砂土樣,平均粒徑約4.4Φ,黏粒質(zhì)量分?jǐn)?shù)約為3%,密度約為1 840 kg/m3,土體力學(xué)性質(zhì)方面,該土樣黏聚力約為3.5 k Pa,內(nèi)摩擦角約為25°。相較于南海北部陸坡土體,該土樣整體粒度較粗,砂土含量較高,黏性土含量較少,土體黏聚力偏低,內(nèi)摩擦角略大[19-23]。為了使模擬陸坡土體性質(zhì)與真實(shí)海底一致,更接近南海北部陸坡的真實(shí)情況,選用馬來(lái)西亞高嶺土與原試驗(yàn)土樣按不同比例攪拌混合。由于高嶺土屬于黏土,平均粒徑較細(xì),且飽和時(shí)黏性較高,混入高嶺土可以降低試驗(yàn)土體的平均粒徑,增加黏粒含量,土體黏聚力相應(yīng)增高,并且當(dāng)黏粒含量較高時(shí),土體液化趨勢(shì)增強(qiáng),更易發(fā)生“滑水現(xiàn)象”,其內(nèi)摩擦角也相應(yīng)降低。因此,混入高嶺土使得原試驗(yàn)土樣土體性質(zhì)與南海北部陸坡土體性質(zhì)更加接近,使得模擬試驗(yàn)更有意義。

南海北部各段陸坡平均坡度大致在2°～5°,部分區(qū)域整體坡度小于1°[7],因此,模擬陸坡的坡度鋪設(shè)也盡量與海底情況一致。針對(duì)不同高嶺土含量及斜坡坡度設(shè)置大量預(yù)實(shí)驗(yàn),加載不同強(qiáng)度的地震并觀察現(xiàn)象,在保證試驗(yàn)順利進(jìn)行且有效試驗(yàn)組數(shù)充足的情況下最終確定本次試驗(yàn)土樣中高嶺土混入量為18%,斜坡坡度為5°。另外,海洋地球物理勘探資料顯示,在南海北部陸坡區(qū)域的海底表層有一層厚度約1～20 m 的軟弱結(jié)構(gòu)層[24]。軟弱層通?？辜魪?qiáng)度較低,更易受擾動(dòng)而失穩(wěn),并且會(huì)呈現(xiàn)一個(gè)良好的滑動(dòng)面。為了使模擬滑坡現(xiàn)象更加明顯,也更好地與實(shí)際海底情況相貼合,配置高嶺土混入量70%的土樣作為軟弱層。這樣本次試驗(yàn)確定模擬陸坡坡度為5°,并共用到3組土樣:原粉砂土樣(土樣Ⅰ)、含18%高嶺土土樣(土樣Ⅱ)和含70%高嶺土土樣(土樣Ⅲ)。3種土樣粒度參數(shù)及力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 三組土樣粒度及力學(xué)參數(shù)Table 1 Grain size parameters of three soil samples

利用3組土樣鋪設(shè)模擬陸坡(圖2),其中,含18%高嶺土的土樣Ⅱ作為陸坡主要滑動(dòng)部分;白色部分為軟弱層土樣Ⅲ,提供滑動(dòng)面的作用;基底為原試驗(yàn)土樣Ⅰ,該部分對(duì)試驗(yàn)影響較小。陸坡最高點(diǎn)土層厚度為0.3 m,最低點(diǎn)土層厚底為0.2 m,實(shí)際坡頂距坡底垂直距離為0.1 m。斜坡傾角約為5°,中間軟弱層厚度為0.02 m。

圖2 模擬陸坡鋪設(shè)Fig.2 The laying of simulated slope

水槽右側(cè)留出0.4 m 的空間,利用擋板與土樣間隔開(kāi),作為滑坡的沉積區(qū),用來(lái)觀察比較每組試驗(yàn)滑坡體運(yùn)移量,反映滑坡的規(guī)模與劇烈程度。

向陸坡鋪好的水槽中注水。通過(guò)預(yù)實(shí)驗(yàn)發(fā)現(xiàn),水深超過(guò)0.5 m 時(shí),在加載較大的振動(dòng)參數(shù)時(shí)會(huì)造成水體溢出,水深小于0.5 m 時(shí),振動(dòng)帶來(lái)的波浪效應(yīng)對(duì)斜坡土體破壞干擾明顯。因此確定注水深度為0.5 m,實(shí)際坡頂距水面0.2 m。本次試驗(yàn)為相對(duì)理想模型,即不考慮波浪等水動(dòng)力作用的影響,以及水槽空間限制而產(chǎn)生的邊壁效應(yīng),重點(diǎn)討論地震對(duì)斜坡穩(wěn)定性的影響。

1.2 模擬陸坡振動(dòng)分析

1.2.1 滑坡觸發(fā)臨界地震條件

根據(jù)振動(dòng)臺(tái)工作參數(shù),設(shè)置不同振動(dòng)頻率與加速度的組合。其中頻率分別為1～5 Hz,加速度分別為0.1g～0.4g(g為重力加速度),除去工作臺(tái)性能限制無(wú)法實(shí)現(xiàn)的組合外,共確定16組不同振動(dòng)參數(shù)的實(shí)驗(yàn)。分別按照上述方法鋪設(shè)陸坡,并加載水平方向每組振動(dòng),時(shí)長(zhǎng)2 min,記錄試驗(yàn)現(xiàn)象見(jiàn)表2。

表2 振動(dòng)試驗(yàn)現(xiàn)象Table 2 Vibration test phenomenon

當(dāng)振動(dòng)頻率＜3 Hz時(shí)(試驗(yàn)1～試驗(yàn)5),即使加速度增加至控制臺(tái)的最大值,斜坡表面無(wú)明顯液化流動(dòng)或是塊體位移現(xiàn)象,只有表層少量土體顆粒進(jìn)入上層水體懸浮,水體略微產(chǎn)生渾濁(圖3);而當(dāng)控制振動(dòng)頻率≥3 Hz且頻率固定時(shí),發(fā)現(xiàn)加速度過(guò)小時(shí)仍然出現(xiàn)類似情況,對(duì)應(yīng)于試驗(yàn)6 和實(shí)驗(yàn)10。當(dāng)加速度≥1.96 m·s-2(即0.2g)時(shí),才逐漸在斜坡表面產(chǎn)生滑動(dòng)現(xiàn)象。隨著振動(dòng)強(qiáng)度的增加,斜坡破壞更加嚴(yán)重,沿斜坡向下滑動(dòng)規(guī)模增大,更多的土體沿滑動(dòng)面滑向右側(cè)沉積區(qū)。由如圖4所示的振動(dòng)頻率、加速度最大組(試驗(yàn)16),斜坡底部的滑坡形態(tài)可發(fā)現(xiàn)表面濁流、碎屑流向右卷動(dòng)位移現(xiàn)象十分明顯,右側(cè)擋板處幾乎堆積滿滑塌下來(lái)的試驗(yàn)土體。

圖3 較小振動(dòng)參數(shù)下斜坡表面情況Fig.3 Slope surface conditions with small vibration parameters

圖4 試驗(yàn)16斜坡底部滑坡形態(tài)Fig.4 Slope bottom landslide morphology of test 16

因此,確定本次地震觸發(fā)滑坡物理模型試驗(yàn)在斜坡坡角5°、土樣飽和密度1.85 g·cm-3、黏粒含量約5%并且軟弱層存在的情況下,滑坡發(fā)生的臨界地震條件為:振動(dòng)頻率為3 Hz,振動(dòng)加速度為1.96 m·s-2。

由于部分組別試驗(yàn)現(xiàn)象較為重合,后續(xù)數(shù)據(jù)分析結(jié)果也基本吻合。本文精選出5組具有代表性的試驗(yàn)組別,并為了方便理解進(jìn)行重新編號(hào)(表3),并繼續(xù)對(duì)試驗(yàn)測(cè)量數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析。

表3 振動(dòng)試驗(yàn)參數(shù)設(shè)置(簡(jiǎn)化)Table 3 Vibration test parameter setting(simplified)

1.2.2 振動(dòng)前后土體強(qiáng)度變化

利用電子微型貫入儀在每組振動(dòng)試驗(yàn)前后,分別于斜坡同一水平高度點(diǎn)進(jìn)行貫入阻力測(cè)試。貫入阻力結(jié)果可以很好地對(duì)振動(dòng)試驗(yàn)前后進(jìn)行對(duì)比,模擬陸坡土體固結(jié)程度變化,將其反映為土體強(qiáng)度的變化。5組試驗(yàn)貫入阻力隨深度變化值見(jiàn)圖5。

每次試驗(yàn)貫入深度為20 cm,若中途即將超出貫入儀量程則停止貫入,保護(hù)壓感探頭。根據(jù)模擬陸坡土層鋪設(shè)情況,從距斜坡最高點(diǎn)表層20 cm 垂直向下分別為:8 cm 厚上層土體(土樣Ⅱ)、2 cm 厚軟弱層土體(土樣Ⅲ)和10 cm 厚下層土體(土樣Ⅰ)。由圖5可知,振動(dòng)后(紅色點(diǎn)線)斜坡土體各深度貫入阻力值相較于振動(dòng)前(黑色點(diǎn)線)總體降低。部分點(diǎn)位情況發(fā)生反轉(zhuǎn),有可能是儀器測(cè)量誤差導(dǎo)致,或是人為貫入速度每組存在差異而導(dǎo)致。8～10 cm 深處為軟弱層土體,當(dāng)貫入到該層土體后,阻力值有一個(gè)明顯的持平甚至折減,反映了軟弱層土體相較于周圍土體強(qiáng)度性質(zhì)更低,也是本試驗(yàn)引入軟弱層這一條件的目的。

圖5 貫入阻力隨深度變化值Fig.5 Penetration resistance varies with depth

同樣利用微型十字板剪切儀,于試驗(yàn)前后分別在斜坡同一水平高度進(jìn)行剪切試驗(yàn),反映振動(dòng)前后土體抗剪強(qiáng)度的變化。5組試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)圖6。

圖6 振動(dòng)前后土體抗剪強(qiáng)度變化Fig.6 Variation of shear strength of soil before and after vibration

從試驗(yàn)結(jié)果可知,振動(dòng)后各組土體抗剪強(qiáng)度明顯降低。相較于前2組試驗(yàn),當(dāng)振動(dòng)參數(shù)增大,后2組試驗(yàn)表現(xiàn)為振動(dòng)后土體抗剪強(qiáng)度的減小更加明顯。表明振動(dòng)強(qiáng)度與土體強(qiáng)度破壞程度呈正相關(guān)。

綜上所述,地震作用會(huì)使得土體強(qiáng)度降低、抗剪強(qiáng)度下降,從而引發(fā)滑坡,并且地震強(qiáng)度與土體結(jié)構(gòu)破壞的程度呈正相關(guān)關(guān)系。

1.2.3 試驗(yàn)滑坡過(guò)程

在試驗(yàn)過(guò)程中,隨著振動(dòng)的開(kāi)始,會(huì)在水體中揚(yáng)起“粉塵”,并在模擬陸坡表面形成渾濁流體(圖7)。該流體規(guī)模不大,但是速度很快,夾帶著第一層土體和部分被破壞的軟弱結(jié)構(gòu)層,迅速向模擬陸坡前部運(yùn)動(dòng),陸坡前部的高度升高,隨后越過(guò)擋板,在擋板右側(cè)區(qū)域形成大面積渾濁并沉積(圖8)。上層土體變形情況不易觀察,但通過(guò)白色的軟弱層可直觀地發(fā)現(xiàn),原本相對(duì)平整均勻的軟弱層變得凹凸不平,厚度極不均勻。說(shuō)明振動(dòng)作用打破了原本土體的穩(wěn)定結(jié)構(gòu),發(fā)生了表層滑動(dòng)及內(nèi)部扭曲變形。

圖7 陸坡表面渾濁流體Fig.7 Turbid fluid on the continental slope surface

圖8 斜坡底部滑坡形態(tài)Fig.8 Slope bottom landslide morphology

海底表層土體經(jīng)常處于弱重力條件下,工程性質(zhì)極不穩(wěn)定。所以振動(dòng)初期,處于弱重力狀態(tài)下的土體顆粒首先進(jìn)入上層水體懸浮,水體表面形成渾濁。隨著振動(dòng)進(jìn)行,土體內(nèi)部有效應(yīng)力下降,導(dǎo)致孔隙水壓力上升,進(jìn)而發(fā)生土體液化流動(dòng),表現(xiàn)為圖中大規(guī)模的渾濁流體向下運(yùn)動(dòng)情況。

試驗(yàn)后,排出所有水體,觀察發(fā)現(xiàn)陸坡表層存在起伏,有明顯的流體流動(dòng)形成的痕跡。在擋板位置處發(fā)現(xiàn)分叉的,形如樹(shù)杈的沉積,如圖9所示。這些沉積都有一個(gè)共同的特點(diǎn),形成的切割較明顯且切割得很深,這就表明該渾濁流體在運(yùn)動(dòng)時(shí)是高速向下的,且內(nèi)部性質(zhì)存在差異性,分為高密度區(qū)與低密度區(qū),因此會(huì)在擋板處形成樹(shù)杈狀的沉積。

圖9 擋板處樹(shù)杈狀沉積Fig.9 Tree branch deposit at baffle

2 基于ANSYS強(qiáng)度折減法的模擬陸坡穩(wěn)定性分析

海底陸坡土體的抗剪強(qiáng)度(τf)滿足以下黏性土庫(kù)倫公式:

式中:c為黏聚力;σ為剪切破壞面上的法向壓應(yīng)力;φ為內(nèi)摩擦角。

陸坡失穩(wěn)過(guò)程必然伴隨著土體抗剪強(qiáng)度的降低,強(qiáng)度折減法的理論即引入一個(gè)折減系數(shù)Fs,對(duì)抗剪強(qiáng)度進(jìn)行折減并帶入有限元軟件分析計(jì)算,直到軟件顯示陸坡失穩(wěn),此時(shí)的Fs視為該陸坡的穩(wěn)定系數(shù)。折減后的黏聚力c′和內(nèi)摩擦角φ′滿足以下公式:

2.1 有限元模型建立

參照上述試驗(yàn)中物理模型尺寸,在ANSYS軟件中構(gòu)建有限元模型。為了達(dá)到ANSYS最佳計(jì)算效果,將物理模型尺寸按照1∶100等比例放大,并自坡頂、坡腳分別向左、右兩側(cè)水平方向延伸,坡腳處垂直向下延伸。修正后的示意圖如圖10 所示,紅框區(qū)域?yàn)槲锢砟Ｐ驮囼?yàn)中的模擬陸坡原型,放大后的尺寸長(zhǎng)為100 m,高約10 m,坡角約為5°,為主要的陸坡穩(wěn)定性分析區(qū)域。利用ANSYS有限元軟件,參照該模型尺寸進(jìn)行建模,采用Plane 82四邊形平面應(yīng)變單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格,單元尺寸為2 m,共劃分為925個(gè)單元(圖11),并采用Drucker-Prager屈服準(zhǔn)則,保證計(jì)算連續(xù)不中斷。

圖10 有限元模型尺寸(m)Fig.10 The dimensions of the finite element model(m)

圖11 有限元模型網(wǎng)格劃分(m)Fig.11 Mesh division of finite element model(m)

根據(jù)三軸試驗(yàn)測(cè)量并參考海底陸坡土體力學(xué)特性參數(shù)表[25],確定有限元模型土體力學(xué)參數(shù):彈性模量20 MPa、泊松比為0.3、重度為18.5 kn·m-3、黏聚力為16.8 kPa和內(nèi)摩擦角為21.1°。

2.2 地震波合成與加載

由于水槽試驗(yàn)使用的振動(dòng)臺(tái)無(wú)法導(dǎo)出加速度時(shí)程曲線,故利用振動(dòng)頻率及加速度并根據(jù)式(4)進(jìn)行轉(zhuǎn)換,得到人工合成的間諧波進(jìn)行加載。

式中:a為加速度;f為頻率;a(t)為按每組加速度、頻率進(jìn)行變形后的加速度時(shí)程正弦函數(shù)曲線。同樣選用表2所示的16組頻率、加速度組合,具體轉(zhuǎn)換函數(shù)見(jiàn)表4,這樣便能將ANSYS邊坡動(dòng)力分析的加載條件與物理模型試驗(yàn)中振動(dòng)臺(tái)的加載條件對(duì)應(yīng)。

表4 加速度時(shí)程曲線公式Table 4 Formula of acceleration curve with time

試驗(yàn)前需先進(jìn)行模型模態(tài)分析,并利用Rayleigh阻尼法確定模型阻尼。最終根據(jù)材料特性選擇阻尼比為0.05,并通過(guò)計(jì)算得到質(zhì)量阻尼系數(shù)α=0.267,剛度阻尼系數(shù)β=0.009。

2.3 模擬陸坡穩(wěn)定性分析

分別對(duì)有限元模擬陸坡進(jìn)行靜態(tài)以及16組地震加載動(dòng)態(tài)折減分析,每組地震加載時(shí)間為10 s。以有限元不收斂或模擬陸坡實(shí)現(xiàn)塑性應(yīng)變貫通為判斷失穩(wěn)標(biāo)準(zhǔn),最終得到各組試驗(yàn)陸坡穩(wěn)定系數(shù)見(jiàn)表5。

表5 各組試驗(yàn)陸坡穩(wěn)定系數(shù)Table 5 Stability coefficient of each group of test slope

如圖12所示,模擬陸坡在靜力條件下穩(wěn)定系數(shù)可高達(dá)4.90,但隨著地震加載,穩(wěn)定系數(shù)發(fā)生驟減。當(dāng)加速度達(dá)到1.96 m·s-2,頻率達(dá)到2 Hz時(shí),穩(wěn)定系數(shù)Fs＜1,表明此時(shí)陸坡將在地震作用下發(fā)生失穩(wěn)。所以本次有限元模型分析中陸坡失穩(wěn)的臨界地震條件為:振動(dòng)頻率為2 Hz,振動(dòng)加速度為1.96 m·s-2。

圖12 幾組試驗(yàn)斜坡失穩(wěn)表現(xiàn)Fig.12 Slope instability in several groups of tests

選取斜坡表面3個(gè)特征點(diǎn)A、B和C(圖11),分別位于坡頂、坡中和坡底,提取并分析每組試驗(yàn)3個(gè)點(diǎn)位的水平位移、速度、加速度隨時(shí)間的變化情況。結(jié)果如圖13所示,三點(diǎn)的位移、速度、加速度值均為點(diǎn)B＞點(diǎn)A＞點(diǎn)C,即坡中最大、坡頂次之、坡底最小。局部點(diǎn)位的加速度值可以明顯大過(guò)水平加載的地震波加速度值,且在斜坡中部,地震響應(yīng)最為明顯,位移變形程度最大。在試驗(yàn)7的加速度曲線中,4～5 s間發(fā)生了明顯的“削尖”現(xiàn)象,此現(xiàn)象可大致排除操作失誤及外界因素干擾原因,推測(cè)為特征點(diǎn)較為靠近斜坡表面從而引起軟件計(jì)算失誤所導(dǎo)致。

圖13 三點(diǎn)水平位移、速度、加速度隨時(shí)間變化曲線(試驗(yàn)7)Fig.13 Curves of horizontal displacement,velocity and acceleration over time at three points(Test 7)

3 對(duì)比分析

本次試驗(yàn)有限元模型的模型構(gòu)建及地震加載基本與物理模型試驗(yàn)相對(duì)應(yīng),保證了試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比的有效性。綜合分析兩部分試驗(yàn)結(jié)果可知,本次試驗(yàn)構(gòu)建的模擬陸坡模型在自然條件下處于穩(wěn)定狀態(tài),但在一定強(qiáng)度的地震荷載下會(huì)發(fā)生失穩(wěn),陸坡失穩(wěn)的臨界地震條件為振動(dòng)頻率2～3 Hz、振動(dòng)加速度1.96 m·s-2。

將2次試驗(yàn)中每組陸坡失穩(wěn)發(fā)生的時(shí)間進(jìn)行對(duì)比。選用表4中的5組試驗(yàn)組別,相對(duì)應(yīng)的將物理模型試驗(yàn)中將陸坡表面開(kāi)始發(fā)生破壞的時(shí)間作為失穩(wěn)發(fā)生時(shí)間,將有限元模型試驗(yàn)中初始狀態(tài)下有限元計(jì)算不收斂時(shí)的振動(dòng)加載時(shí)間作為失穩(wěn)發(fā)生時(shí)間。結(jié)果如圖14所示。

圖14 兩次試驗(yàn)失穩(wěn)發(fā)生時(shí)間Fig.14 The occurrence time of instability in two tests

由于試驗(yàn)方式不同,2組試驗(yàn)失穩(wěn)時(shí)間存在跨量級(jí)的差距。但整體趨勢(shì)基本一致,反映為加速度、頻率各自變化對(duì)斜坡穩(wěn)定性的影響趨勢(shì)基本一致。并且對(duì)比可發(fā)現(xiàn),相比于頻率,振動(dòng)加速度的增大帶來(lái)的影響更為顯著。通過(guò)表6中各組穩(wěn)定系數(shù)對(duì)比也可發(fā)現(xiàn)這一規(guī)律。因此,加速度相比于頻率是影響斜坡穩(wěn)定性更重要的地震參數(shù)。

4 結(jié) 論

本文采用水槽模型試驗(yàn)方法,依據(jù)南海北部陸坡工程環(huán)境構(gòu)建模擬陸坡模型,探討引發(fā)陸坡失穩(wěn)的臨界地震條件等?；贏NSYS有限元強(qiáng)度折減法,分析模擬陸坡在不同地震加載下的穩(wěn)定系數(shù)變化,并對(duì)物理模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。綜合兩部分試驗(yàn)結(jié)果,得到如下結(jié)論:

1)本次試驗(yàn)構(gòu)建的模擬陸坡,在自然條件下處于穩(wěn)定狀態(tài),隨著模擬地震的加載會(huì)逐漸發(fā)生失穩(wěn),失穩(wěn)發(fā)生的臨界地震條件為:振動(dòng)頻率2～3 Hz,振動(dòng)加速度1.96 m·s-2。在這一過(guò)程中,加速度的作用占主導(dǎo)地位。

2)振動(dòng)作用使得原本處于水下弱重力狀態(tài)的土體有效應(yīng)力降低,孔隙水壓力累積并發(fā)生土體液化,滑動(dòng)力增加,進(jìn)而導(dǎo)致滑坡發(fā)生。試驗(yàn)測(cè)得振動(dòng)過(guò)后陸坡土體強(qiáng)度降低,抗剪強(qiáng)度下降,是為陸坡失穩(wěn)滑動(dòng)的原因所在。

3)地震波的荷載在斜坡中部響應(yīng)最為突出,加速度瞬時(shí)特征值可超過(guò)地震波加速度值,位移變形程度也最大,坡頂次之,坡腳則最小。