砂土粒徑變化對樁體動力響應影響的試驗分析

金丹丹, 趙 俁, 王炳輝, 李曉文

(1. 江蘇大學 土木工程與力學學院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212013; 2. 江蘇科技大學 土木工程與建筑學院, 江蘇 鎮(zhèn)江 212100)

樁基礎是一種常用的深基礎形式,被廣泛地應用于土木工程領域中．它具有承載力大、穩(wěn)定性好、沉降值小等特點．樁通常依賴樁周土體發(fā)揮作用,因此樁-土動力相互作用問題已成為巖土工程研究的重要課題之一．目前已開展較多的樁基礎抗震性能研究，地震荷載作用下樁體破壞機制分析就是基于樁土相互作用體系開展的[1]．另外,工程中較為常見的強夯等沖擊荷載對樁基產生的振動問題同樣屬于樁-土動力相互作用問題的范疇[2]．樁基礎在動荷載作用時受到荷載形式和大小、樁身自重和幾何尺寸以及樁周土體特性等多方面因素的影響．因此,開展樁土相互作用體系中樁體的動力響應研究具有重要的理論意義和工程應用價值．目前研究樁基動力相互作用問題的方法主要有數(shù)值法和試驗法．許四法等[3]為研究樁基埋深對樁身變形的影響,利用室內模型試驗和有限元軟件對此進行分析,結果表明樁基埋深對樁身變形有較大影響,樁基埋深較淺時表現(xiàn)出剛性樁特性,增加埋深可減小樁身變形．李丹陽等[4]采用ABAQUS有限元計算程序,建立軌道結構-路基-地基相互作用三維有限元模型,探討列車移動荷載作用下樁身直徑等參數(shù)對樁基振動的影響,研究發(fā)現(xiàn)樁體振動主頻隨樁長和樁身直徑的增加呈先增大后減小的變化趨勢．唐亮等[5]研究樁模量和樁徑等對樁基地震響應的影響規(guī)律,研究結果表明:樁的側向位移隨著樁基模量和樁底連接剛度增加而減小;當保持樁的抗彎剛度不變時,樁的彎矩和位移隨著樁徑的增大而顯著增加．劉涉川等[6]研究了可液化地基中勁芯復合樁的地震響應,通過參數(shù)分析探究了樁徑、樁長和剪切模量等因素對可液化土-復合樁-上部結構地震響應的影響規(guī)律,并提出復合樁的抗震性能隨樁徑和樁長的增大而增大的結論．柳飛等[7]通過對比不同長徑比條件下單樁豎向承載力和樁端阻力粒徑效應的不同,研究側摩阻力對樁基承載力離心模型試驗中粒徑效應的影響,研究表明單樁豎向承載力的粒徑效應比樁端阻力的粒徑效應顯著．

目前現(xiàn)階段大部分文獻多從樁體本身屬性出發(fā),或考慮改變土的性質來研究樁體動力響應[8-14],而考慮樁體尺寸與砂土粒徑的比值對樁體動力響應影響的研究尚鮮見報道．為此,筆者擬設計沖擊荷載作用下樁-土動力相互作用的模型試驗,模擬在沖擊荷載作用下樁-土動力相互作用響應,分析沖擊荷載作用下砂土粒徑對樁體動力響應的影響．試驗設計中主要針對不同樁徑、砂土粒徑及不同沖擊荷載作用下的工況進行分析．

1 試驗儀器及試驗方案

1.1 試驗儀器

本試驗中采用自行研制的小型沖擊樁-土相互作用試驗測試裝置,該測試裝置主要由沖擊系統(tǒng)、箱軌系統(tǒng)和數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)組成,如圖1所示．

圖1 小型沖擊樁-土相互作用試驗裝置模型圖

箱軌系統(tǒng)包括模型土箱、模型樁、鋁制限位裝置、鋁制導軌、緩震膠墊和法蘭滑塊．沖擊系統(tǒng)包括鐵球、固定支座和鐵球軌道．有機玻璃材質模型土箱內部尺寸(長×寬×高)為600 mm×350 mm×500 mm,壁厚為20 mm．模型土箱最大承重為300 kg．承臺板材料為亞克力,臺面尺寸(長×寬)為800 mm×600 mm,作為模型土箱的承臺底板．鐵球直徑為140 mm,質量為11 kg．將樁底固定在模型土箱底部,用以反映在真實場地中樁底嵌入巖層的情況．試驗所用不銹鋼材質模型樁基本參數(shù)如下:樁體直徑分別為5、10、15和20 mm,彈性模量為210 GPa,泊松比為0.3,密度為7.85 g·cm-3,高度為800 mm．

1.2 沖擊荷載試驗原理

沖擊荷載試驗原理是基于機械能守恒定律．鐵球下落過程中與軌道間存在摩擦力,同時受鐵球與箱體沖擊發(fā)生變形的影響,鐵球從軌道上部下落的重力勢能只有部分轉化為模型土箱運動的動能．機械能守恒定律表達式為

kmgh=Mv2/2,

(1)

式中:m為鐵球質量,取11 kg;g為重力加速度,取值10 m·s-2;h為鐵球下落高度,m;M為模型土箱和箱中所盛土的總質量,kg;v為模型土箱運動速度,m·s-1;k為勢能轉換系數(shù),取經驗值0.9．這是由于鐵球自由下落過程中,其重力勢能有所損耗,其中損耗能包括摩擦損耗、熱量損耗和撞擊損耗等．該處勢能轉換為模型土箱動能的轉換效率取經驗值為90%,即運動過程中有10%能量損耗.

1.3 試驗材料及試樣制備

試驗中選用福建標準砂作為模型土,測得砂土基本物理參數(shù)如下:顆粒密度ρ=2.69 g·cm-3,最大孔隙比emax=1.063,最小孔隙比emin=0.520,相對密實度Dr=50%．本試驗中各粒徑范圍砂的照片如圖2所示．

圖2 各粒徑范圍砂的照片

模型地基土分6次填入模型土箱中,按照相對密實度為50%將模型地基土壓實,試樣干密度為

(2)

式中:ρd為試樣干密度,g·cm-3;ρd max和ρd min分別為試樣最大和最小干密度,g·cm-3．

根據(jù)式(2)計算出相對密實度為50%時,各粒徑范圍砂的干密度和用量如表1所示．表1中,總質量指的是模型土箱中高度為300 mm砂土的質量,而每次填入的砂土質量稱為每次質量．

表1 不同粒徑范圍砂的干密度和用量

筆者針對不同砂土粒徑范圍(粒徑范圍分別為0.10～0.25、0.25～0.50、0.50～1.00和1.00～2.00 mm)和樁徑(樁徑分別為5、10、15和20 mm)下的樁-土相互作用沖擊試驗．限于本文篇幅,筆者僅對埋深為300 mm的樁體試驗工況進行了分析說明．

試驗量測的數(shù)據(jù)為模型樁樁頂?shù)募铀俣?、模型樁的應變和土體加速度．傳感器分別為壓電式加速度傳感器(YD-182M型)和電阻應變片(BX120-3AA應變計)．由于傳感器外形小巧,靈敏高,因而對整體模型結構幾乎無影響．在埋置土層中的模型樁上,從樁底部向上每隔75 mm粘貼一對應變片,以觀測模型樁在沖擊振動過程中的應變變化情況．在模型樁的樁頂及不同深度位置的土層中布置了加速度傳感器,用以分析在沖擊振動過程中樁頂?shù)募铀俣茸兓筒煌恢猛翆拥募铀俣软憫铀俣葌鞲衅骱蛻兤牟贾檬疽鈭D如圖3所示．圖3中,等距離布置在模型土箱底部的各個模型樁之間的距離為70 mm．

圖3 傳感器布置示意圖(單位: mm)

2 試驗結果分析

2.1 徑徑比值取值方法

本研究中的徑徑比值d樁/d砂定義為模型樁的樁徑d樁與砂土顆粒平均粒徑d砂的比值．不同粒徑范圍下徑徑比值隨模型樁的樁徑變化曲線如圖4所示.

圖4 不同粒徑范圍下徑徑比值隨樁徑變化曲線

2.2 樁頂加速度時域分析

圖5為模型土箱不裝土時樁徑為20 mm樁體的樁頂加速度時程圖，施加的沖擊荷載與裝土時相同．圖6和圖7為不同砂土粒徑范圍下樁徑分別為20 mm和15 mm樁體的樁頂加速度時程圖．限于篇幅,只給出了樁徑分別為15 mm和20 mm的時程圖,其余樁徑時程圖與其變化規(guī)律基本一致．由圖5和圖6a可知,裝土時樁體加速度幅值較未裝土時明顯減小,減小約50%．

圖5 樁徑為20 mm時樁頂加速度時程圖(未裝土)

圖6 不同粒徑下樁徑為20 mm時樁頂加速度時程圖

圖7 不同粒徑下樁徑為15 mm時樁頂加速度時程圖

由圖6、7可知:在沖擊荷載作用前期,樁頂加速度達到峰值,隨后加速度幅值隨時間增大而逐漸衰減;隨著砂土粒徑增大,樁體振動各階段加速度幅值明顯減小,加速度衰減時間有小幅減小,其中砂土粒徑為0.10～0.25 mm時,樁頂加速度衰減時間為1.2 s,由開始振動至靜止經歷的衰減時長最長．其中衰減時長定義為從樁體產生加速度開始至加速度衰減至0的時間取值．各樁的樁頂加速度呈現(xiàn)出相似規(guī)律．這是因為隨著砂土粒徑范圍的增大,樁與土的接觸面積增大,樁體抵抗變形的能力增強,樁在粒徑較大土體中加速度較?。?/p>

表2為大粒徑(1.00～2.00 mm)下不同徑徑比值時樁頂加速度的衰減時間及加速度峰值匯總．圖8為不同粒徑范圍下樁頂?shù)募铀俣确逯惦S徑徑比值變化的曲線．

表2 大粒徑下不同徑徑比值時樁頂加速度衰減時間及加速度峰值匯總

圖8 樁頂加速度峰值變化曲線

由表2和圖8可知:不同的粒徑范圍下樁頂加速度的峰值均隨徑徑比值的增大而增大;大粒徑范圍(1.00～2.00 mm)下(圖8中最左側趨勢線)較其他粒徑范圍(圖8中右側3條趨勢線)情形而言，加速度峰值隨徑徑比值增大的變化趨勢線具有更大的斜率，即大粒徑范圍下，樁頂加速度對徑徑比值的變化更為敏感.

2.3 樁頂加速度頻域分析

圖9和圖10為不同粒徑范圍下樁徑分別為15 mm和20 mm樁體的樁頂振動加速度響應頻域曲線．

圖9 樁徑為15 mm時不同粒徑范圍下樁頂振動加速度響應頻域曲線

圖10 樁徑為20 mm時不同粒徑范圍下樁頂振動加速度響應頻域曲線

由圖9、10可知:不同粒徑范圍下,樁頂加速度的低頻響應豐富,樁徑為15、20 mm時的頻率分布形式基本相同,加速度傅里葉譜幅值在頻率為10～20 Hz達到了峰值;在相同的樁徑下,隨著砂土平均粒徑增大,加速度傅里葉譜幅值隨著粒徑的增大而增大,粒徑范圍最大(1.00～2.00 mm)時,加速度傅里葉譜幅值達到最大值;同一頻率區(qū)間內,隨著砂土平均粒徑的增大,加速度頻譜的譜寬逐漸變窄．

2.4 樁身應變反應分析

試驗測量樁身應變的位置在距樁底15 cm處,該位置處于樁的中心位置,能夠較好地反映樁身的彎曲應變規(guī)律．圖11和圖12為樁徑分別為15、20 mm時不同粒徑范圍的樁身彎曲應變時程圖,其余樁徑的樁身應變時程圖與其變化規(guī)律基本一致．由圖12可知:在不同粒徑范圍的樁身彎曲應變時程曲線形狀大致相同,即受到沖擊荷載后樁身彎曲應變迅速達到峰值,而后樁身彎曲應變反而逐漸衰減．

比較圖11、12可知,樁徑不變時,樁身彎曲應變隨著砂土粒徑增大而減小,樁身彎曲應變衰減變快．可見,在粒徑為0.10～0.25 mm時,樁身變形最大,振動時間最長．

圖13為不同粒徑范圍下樁身應變峰值隨徑徑比值變化的曲線．由圖13可知:樁身應變峰值隨徑徑比值增大而減小;樁體在細砂(0.10～0.25 mm)中的變形明顯大于其他粒徑范圍,即同一徑徑比值下的應變峰值隨粒徑增大而減小．可見,可通過改變砂土粒徑(徑徑比值)來控制樁體應變．

圖12 距樁底15 cm處,樁徑為20 mm的樁身應變時程圖

圖13 不同粒徑范圍下應變峰值隨徑徑比值變化的曲線

3 結 論

1) 隨著砂土粒徑的增大,樁頂加速度幅值明顯減小,樁體振動衰減時間有小幅變短．較其他粒徑范圍情形而言，大粒徑范圍(1.00～2.00 mm)下加速度峰值隨徑徑比值增大的變化趨勢線具有更大的斜率，即大粒徑范圍下，樁頂加速度對徑徑比值的變化更為敏感.

2) 在加速度頻域范圍內,同一樁徑下,不同粒徑范圍的低頻響應較豐富,隨著砂土平均粒徑的變化,傅里葉譜峰值也有不同程度的變化,但譜峰對應的頻率變化不大．

3) 同一樁徑下,隨著砂土粒徑的增大,樁身彎曲應變減小,樁身應變衰減變快,砂土粒徑為0.10～0.25 mm時樁體恢復原始狀態(tài)所需的時間最長．因此,砂土粒徑是影響樁身應變的重要因素．