液化砂土中單樁地震響應(yīng)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究

黃占芳，王顯耀，吳植安，白曉紅

(1.太原理工大學(xué) 建筑與土木工程學(xué)院，太原 030024;2.山東理工大學(xué) 建筑工程學(xué)院，淄博 255049)

樁基礎(chǔ)是最常用的深基礎(chǔ)形式之一，它能穿過軟土層，把上部結(jié)構(gòu)的荷載傳遞到更堅(jiān)實(shí)的地基上，已被廣泛應(yīng)用到高層建筑、橋梁、港口碼頭和海洋采油平臺(tái)等結(jié)構(gòu)物。樁基礎(chǔ)能有效地承受水平荷載，包括風(fēng)荷載、波浪荷載、地震荷載等，并在一定程度上減輕地震的災(zāi)害。然而，歷次地震震害調(diào)查表明，樁基震害時(shí)常發(fā)生，尤其可液化土層中樁基破壞比較明顯，這在近年來的大地震中表現(xiàn)的尤為顯著。因此，液化土層中樁基礎(chǔ)承載特性的研究有著非常重要的意義，是國(guó)內(nèi)外經(jīng)濟(jì)建設(shè)和工程抗震減災(zāi)中面臨的重要課題。Su[1]主要通過離心試驗(yàn)對(duì)地震力作用下砂土的動(dòng)力特性進(jìn)行了研究;Rashidi[2]對(duì)樁－土－結(jié)構(gòu)的動(dòng)力相互作用進(jìn)行了離心試驗(yàn)的研究;Moghaddas[3]對(duì)地震力荷載作用下樁土結(jié)構(gòu)的相互影響進(jìn)行了有限元分析;Kong[4]對(duì)可液化土在地震力作用下樁土結(jié)構(gòu)的動(dòng)力相互作用進(jìn)行了振動(dòng)臺(tái)研究;劉立平[5]、余俊[6]、陸建飛等[7]、盧華喜[8]、馮士倫[9]都對(duì)樁 － 土 － 結(jié)構(gòu)的動(dòng)力耦合做了不少研究，也得到了一些可參考的結(jié)論，但是還沒有一套相對(duì)完整、系統(tǒng)、量化的結(jié)論。尤其是對(duì)模型材料的選擇上，大都采用空心鋁樁、空心鐵樁、橡膠樁、石膏樁、水泥土樁等等。未考慮試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷膭?dòng)力相似的問題，或者說盡管考慮了，但是由于所選材料的原因，并未能真正反應(yīng)實(shí)際情況。

由于地震發(fā)生的時(shí)間、地點(diǎn)難以確定，因此很難獲得地震發(fā)生過程中有價(jià)值的資料。本文通過室內(nèi)小型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)從超靜孔隙水壓力、樁側(cè)摩阻力、樁頂沉降以及土表面加速度時(shí)程對(duì)樁土動(dòng)力相互作用機(jī)理進(jìn)行了研究。

1 試驗(yàn)條件

1.1 試驗(yàn)設(shè)備簡(jiǎn)介

試驗(yàn)在太原理工大學(xué)DC－2200－26電動(dòng)振動(dòng)試驗(yàn)系統(tǒng)上進(jìn)行，額定激振力為21.56 kN，加速度為980 m/s2，位移為51 mm，頻率范圍 5 ～3 000 Hz，最大負(fù)載300 kg。配有DH5922/23數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)。

1.2 模型樁

模型樁的選用主要涉及動(dòng)力相似比的問題。嚴(yán)格的動(dòng)力相似模型，即彈性恢復(fù)力、重力和慣性力間的相似關(guān)系完全得到滿足，即有 sa=sE/(sl，sρ)=1，其中，sE=Em/Ep，sl=Lm/Lp，sρ= ρm/ρp。意味著位移相似比例與幾何長(zhǎng)度相似比例相同，可以在試驗(yàn)中正確模擬幾何非線性引起的次生效應(yīng)。這樣，動(dòng)力模型試驗(yàn)才具有一定的可參考性。但對(duì)于小比尺的模型，要進(jìn)一步降低彈性模量和提高材料密度，此時(shí)往往受到材料、配重等限制，使得 sa=sE/(sl，sρ)=1 無法滿足，只能采用重力失真模型，但重力失真不宜過大，過大容易導(dǎo)致振動(dòng)臺(tái)動(dòng)力輸出性能不足;加載頻率過大，材料強(qiáng)度和剛度都會(huì)增加，會(huì)使測(cè)量精度和動(dòng)力激振發(fā)生困難。該試驗(yàn)在先前一些試驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，盡量考慮模型動(dòng)力的相似比，采用重力失真模型。

模型樁模擬混凝土樁，模型樁依據(jù)動(dòng)力試驗(yàn)相似比，選用的材料及其質(zhì)量比為:水泥∶砂子∶土∶水=1∶5.8∶1.45∶1.9，相似比采用預(yù)制樁，樁徑為3 cm，樁長(zhǎng)60 cm，制備時(shí)外套壁厚為1 mm，內(nèi)徑3 cm的PVC管，其作用① 制備時(shí)充當(dāng)模板，② 保證測(cè)定樁身應(yīng)變的準(zhǔn)確性;③ 增大樁身的抗彎性能。試驗(yàn)時(shí)在樁頂放置重15 kg的重物，放置時(shí)盡可能使樁軸心受壓。試驗(yàn)在0.372 g的加速度下進(jìn)行。模型樁所對(duì)應(yīng)的原型樁的主要參數(shù)見表1。

表1 樁主要參數(shù)Tab.1 Main parameters of pile

1.3 模型箱和試樣制備

模型箱采用有機(jī)玻璃制成，箱體尺寸400×400×900(mm3)，壁厚10 mm，底板各邊伸出150 mm，以便與振動(dòng)臺(tái)面固定。箱體相對(duì)兩側(cè)沿底邊每隔150 mm留有5 mm直徑的圓孔(每邊各5個(gè))以便保證實(shí)驗(yàn)過程的排水。在振動(dòng)方向兩側(cè)箱壁上粘貼一層10 mm厚聚乙烯板，從而模擬自由場(chǎng)地邊界條件。

為了更真實(shí)的模擬實(shí)際情況，模型土分為兩層。底層是采用200 mm厚的含水量為10%的粘土作持力層。具體做法是:稱25 kg風(fēng)干土，倒入2.5 kg自來水，充分?jǐn)嚢杈鶆颍谷肽Ｐ拖渚鶆蚝恢?20 mm高。依此方法，使粘土層達(dá)至200 mm高作為持力層。之上的砂土采用黃河一級(jí)階地堆積物，其物理參數(shù)為Cu=3.75，ρdmax=1.798 g/cm3，ρdmin=1.201 g/cm3，顆粒組成情況見表2。本次試驗(yàn)采用了干裝法制備模擬的飽和地基土，為保證砂土均勻密實(shí)，分層裝箱，稱取已配制好的含水量為10%的砂土25.5 kg裝箱，擊振至100 mm高(此時(shí)砂土的干密度為1.45 g/m3)。依次裝5.4層，使砂土的總高度為540 mm。模型土制備好之后，在上層緩慢注水飽和。在一定的排水條件下使土體短期內(nèi)固結(jié)。

表2 裝箱砂土顆粒組成Tab.2 Grain composition of sand sample

1.4 量測(cè)儀器

傳感器的布置如圖1所示。在土面下5 cm，30 cm，50 cm處埋設(shè)了遼寧省丹東市三達(dá)測(cè)試儀器廠生產(chǎn)的DYS—3型電阻應(yīng)變式滲壓計(jì)，以便量測(cè)振動(dòng)過程中超靜孔隙水壓力的變化。在樁身不同深度處每間隔10 cm布置一對(duì)自補(bǔ)償?shù)膽?yīng)變片，共布置5對(duì)，將每對(duì)應(yīng)變片串連連接，以消除由彎矩產(chǎn)生的變形，這樣測(cè)定出來的就是樁身不同位置的豎向應(yīng)變。在重物(上部結(jié)構(gòu))上安裝位移傳感器和加速度傳感器，以量測(cè)上部結(jié)構(gòu)的豎向沉降和加速度響應(yīng)。安裝在臺(tái)面上的加速度傳感器捕獲輸入的地震動(dòng)加速度時(shí)程曲線。

圖1 試驗(yàn)傳感器布置圖Fig.1 Layout of instrumentation in test

1.5 振動(dòng)信號(hào)

振動(dòng)臺(tái)輸入為正弦信號(hào)。模擬抗震設(shè)防烈度為8°(0.2 g)，根據(jù)動(dòng)力試驗(yàn)相似比，振動(dòng)臺(tái)輸入的正弦波加速度設(shè)定為0.372 g，輸出的振動(dòng)頻率4.313。振動(dòng)時(shí)間以肉眼觀測(cè)到液化現(xiàn)象為準(zhǔn)，振動(dòng)總時(shí)間為48 s。采集到的臺(tái)面波形如圖2所示。

圖2 輸入加速度時(shí)程Fig.2 Time history of input acceleration

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

模擬8度的抗震設(shè)防烈度，振動(dòng)較為強(qiáng)烈?？紤]到自由場(chǎng)地的響應(yīng)對(duì)于樁基礎(chǔ)的響應(yīng)具有重要的影響。需考察地震過程中超靜孔隙水壓力的發(fā)展情況。

2.1 土層響應(yīng)

圖3為距土層表面5 cm處、30 cm處和50 cm處的超靜孔壓比時(shí)程曲線。超靜孔壓比是指超靜孔隙水壓力和同一位置的初始上覆有效土壓力的比值。從圖中可以看出，各處的超靜孔隙水壓力均在10 s左右開始迅速增長(zhǎng)，和輸入的加速度時(shí)程相比，超靜孔隙水壓力滯后于振動(dòng)信號(hào)的出現(xiàn)。隨著時(shí)間的積累，各處孔隙水壓力不斷積累、增長(zhǎng)。5 cm處的超靜孔壓比在16 s左右達(dá)到0.8，30 cm處的超靜孔壓比在18 s左右達(dá)到0.8，而50 cm處的超靜孔壓比在20 s左右達(dá)到0.8，根據(jù)液化發(fā)生的判斷標(biāo)準(zhǔn)[7]，在 20 s左右各處的砂土均在振動(dòng)過程中液化了。從開始發(fā)生液化的時(shí)間知:越靠近土層表面的砂土越先發(fā)生液化，之下的次之。但是從時(shí)程曲線看，5 cm處的砂土孔壓比達(dá)到穩(wěn)定的時(shí)間較30 cm、50 cm處的稍晚，這主要是由于下部的超靜孔隙水壓力比上部的大，因此在振動(dòng)完成之后，下部的超靜孔隙水壓力大于上部向上滲流，從而上部土體的孔壓比達(dá)到穩(wěn)定需要時(shí)間比下部土體稍長(zhǎng)。由于試驗(yàn)過程中由于某些原因采集過程較短，因此未能得到完整的孔壓消散的過程。

從曲線的形狀看，30 cm處、50 cm處的超靜孔壓比都是先增大而后減小，但是5 cm處的雖然也是先增大，但是當(dāng)達(dá)到液化之后是時(shí)而增大，時(shí)而減小。這主要是由于在振動(dòng)過程中從層表面就能夠看到液化所引起的噴水冒砂現(xiàn)象，土層表面的水來回振動(dòng)的結(jié)果。而這種振動(dòng)沒有影響到更深處的土層。

圖3 不同深度處超靜孔壓比時(shí)程Fig.3 Time history of excess pore pressure ratio at the different depths

2.2 樁身響應(yīng)

我國(guó)《構(gòu)筑物抗震設(shè)計(jì)規(guī)范》提到，在地震力很小(相當(dāng)于地震影響系數(shù)最大值的)及震后驗(yàn)算時(shí)，液化土層的樁周摩阻力取零。但實(shí)際上，當(dāng)土層發(fā)生液化后，土對(duì)樁產(chǎn)生的摩阻力大幅度減小，設(shè)計(jì)樁周摩阻力取零時(shí)，樁內(nèi)配筋量會(huì)很高，施工困難，且造價(jià)高。因此，研究土層液化后對(duì)樁側(cè)能提供多大的摩阻力是樁基抗震設(shè)計(jì)關(guān)鍵。

本次試驗(yàn)是通過在樁身粘貼應(yīng)變片來研究樁身側(cè)摩阻力的響應(yīng)。因?yàn)閷?duì)每對(duì)應(yīng)變片進(jìn)行了連接處理，因此測(cè)出的應(yīng)變均是由于軸力而引起的。為了測(cè)得摩阻力隨時(shí)間的變化，采用動(dòng)態(tài)應(yīng)變采集儀來記錄應(yīng)變時(shí)程。但是在振動(dòng)發(fā)生之前，為了排除其他因素的干擾，將各個(gè)點(diǎn)的應(yīng)變清零。因此記錄下來的應(yīng)變時(shí)程只是應(yīng)變?cè)隽浚⒉皇悄硶r(shí)刻所發(fā)生的真正的應(yīng)變，也就無法通過換算得到某時(shí)刻各點(diǎn)實(shí)際的軸力。得到的只是各點(diǎn)的軸力變化值。但兩點(diǎn)間的軸力差與樁側(cè)表面積的比值可推算此段樁變化的樁側(cè)摩阻力的大小，雖然在地震過程中樁軸力忽大忽小，有時(shí)甚至為上拔力，但可通過該方法獲得樁側(cè)摩阻力變化的時(shí)程。

圖4 不同深度樁身側(cè)摩阻力變化時(shí)程Fig.4 Time history of side resistance of pile at the different depths

圖5 上部結(jié)構(gòu)的沉降時(shí)程Fig.5 Time history of settlement of superstructure

圖4是不同深度樁身側(cè)摩阻力變化的時(shí)程曲線圖?？梢钥闯?，在振動(dòng)剛開始的時(shí)候，摩阻力變化非常小，但是在25s以后摩阻力突然變化較大，從分析數(shù)據(jù)的過程中可知這種變化是減小的。為了探尋樁側(cè)摩阻力減小的原因，將圖6、圖7和圖3～圖5進(jìn)行了比較發(fā)現(xiàn)，樁側(cè)摩阻力的演變和超靜孔壓比的發(fā)展密切相關(guān):當(dāng)孔壓比較小時(shí)，側(cè)摩阻力變化很小，幾乎不變;但是當(dāng)超靜孔壓比超過0.8后，側(cè)摩阻力突然減小，并且幅度較大。但是經(jīng)過對(duì)比，樁側(cè)摩阻力并非土體一液化就突然減小，可以看出土體在20 s左右就液化了，但是摩阻力是25 s以后才開始減小的，因此摩阻力的減小滯后于土體液化。但是隨著孔隙水壓力的消散(90 s)以后，樁側(cè)摩阻力又稍微有所提高，但不明顯，這主要是由于孔隙水壓力消散的不明顯所致。由此可見，飽和砂土的液化減小了樁側(cè)摩阻力，但隨著孔隙水壓力的消散樁側(cè)摩阻力有所恢復(fù)。至于樁側(cè)摩阻力能減小多少和恢復(fù)多少，由于試驗(yàn)方案的原因，無從得知，還需要在今后的研究中優(yōu)化方案，得出一些量化的結(jié)論。另外，試驗(yàn)用土是現(xiàn)場(chǎng)制作的飽和砂土，這與原狀土的結(jié)構(gòu)、性質(zhì)存在差異，對(duì)研究結(jié)果會(huì)產(chǎn)生一定的影響。

2.3 上部結(jié)構(gòu)的響應(yīng)

試驗(yàn)中測(cè)量了上部結(jié)構(gòu)的水平加速度和豎向沉降。圖5和圖6分別是豎向沉降的時(shí)程曲線和加速度時(shí)程曲線。

從圖5可以看出，在開始的10 s左右，沉降量逐漸增加至10 mm左右，之后的15 s內(nèi)，沉降量基本維持不變，25 s之后沉降量突然增大，達(dá)到27 mm左右，說明樁身已經(jīng)深深的刺入土層中。結(jié)合樁側(cè)摩阻力變化的時(shí)程曲線，在25 s之后，摩阻力迅速減小，這時(shí)樁側(cè)實(shí)際摩阻力和樁底承載力不足以支撐上部結(jié)構(gòu)的重量，在水平振動(dòng)的影響下，上部結(jié)構(gòu)豎向沉降量顯著增加。為了不使上部結(jié)構(gòu)物在可液化地基土中產(chǎn)生過大的沉降，在樁基抗震設(shè)計(jì)中考慮了摩阻力的減弱效應(yīng)。

圖6 上部結(jié)構(gòu)的加速度時(shí)程Fig.6 Time history of acceleration of superstructure

從圖6可以看出，輸入地震動(dòng)的加速度為0.372 g時(shí)，上部結(jié)構(gòu)的加速度在0.55 g左右，大于地震動(dòng)輸入的加速度。說明PSSI(樁－土－結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用)效應(yīng)加大了底層上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。并且加大程度達(dá)到近50%。由于試驗(yàn)條件是在樁頂加重物來模擬上部結(jié)構(gòu)，因此模擬的結(jié)構(gòu)物相當(dāng)于結(jié)構(gòu)物的底層。這一規(guī)律與文獻(xiàn)[10]中結(jié)論一致。

3 結(jié)論

通過振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，觀測(cè)了可液化砂土中的樁－土－上部結(jié)構(gòu)在地震力作用下的動(dòng)力響應(yīng)，分析了它們之間的聯(lián)系以及相互作用機(jī)理。試驗(yàn)結(jié)果表明:

(1)試驗(yàn)所采用的模型樁能比較好的模擬混凝土樁，獲得的相關(guān)數(shù)據(jù)具有一定的參考價(jià)值。

(2)在振動(dòng)過程中超靜孔隙水壓力不斷增長(zhǎng)直至土層液化，并且離土面越近越先達(dá)到液化。

(3)土層發(fā)生液化前后，由樁周土提供的樁側(cè)摩阻力突然減小，樁基礎(chǔ)的豎向承載力降低，上部結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重沉降，樁基礎(chǔ)失效。

(4)樁－土－結(jié)構(gòu)動(dòng)力相互作用加大了底層上部結(jié)構(gòu)的地震反應(yīng)。

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