混凝土碎石復(fù)合樁加固傾斜可液化場(chǎng)地的數(shù)值模擬研究

范曉雪,賈科敏,許成順,潘汝江

(北京工業(yè)大學(xué) 城市與工程安全減災(zāi)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100124)

0 引言

液化場(chǎng)地的加固措施有多種,包括樁基、擠密和換填等。其中較為常見(jiàn)的是碎石樁法,諸多學(xué)者通過(guò)實(shí)際工程項(xiàng)目、室內(nèi)試驗(yàn)及數(shù)值模擬等方法進(jìn)行研究,結(jié)果表明碎石樁在傾斜場(chǎng)地中對(duì)防治液化十分有利[1-3]。但由于液化會(huì)降低土體抗剪強(qiáng)度,且碎石樁的剛度相對(duì)較低,該類(lèi)型復(fù)合地基的承載力可能達(dá)不到設(shè)計(jì)要求。因此諸多學(xué)者開(kāi)展了相關(guān)研究并提出改善方案,如包裹碎石樁[4-5]、CFG樁-碎石樁組合[6-7]、水泥土樁-碎石樁組合復(fù)合地基等[8-9]。

目前已有研究采用鋼筋混凝土樁作為砂石樁內(nèi)芯形成混凝土芯砂石樁,從而增強(qiáng)復(fù)合地基的豎向剛度,提高單樁承載力。由于江蘇鎮(zhèn)江一處高速公路以及深圳河口水利治理實(shí)際工程中應(yīng)用了混凝土芯砂石樁復(fù)合地基,大量學(xué)者以此為基礎(chǔ)進(jìn)行相關(guān)研究,如唐彤芝等[10]基于鎮(zhèn)江高速公路橋頭高填土路段工程,實(shí)測(cè)了不同數(shù)據(jù)并進(jìn)行分析,揭示了混凝土芯砂石樁復(fù)合地基中孔壓累積變化的影響因素等。各學(xué)者利用現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的數(shù)據(jù),分析研究了混凝土芯砂石樁在軟土場(chǎng)地中的各項(xiàng)性能,結(jié)果表明混凝土芯砂石樁能夠綜合砂石殼與混凝土樁兩者的優(yōu)點(diǎn),加快孔隙水排出、提高復(fù)合地基承載力[11-14]。

由于數(shù)值模擬方法具有許多優(yōu)點(diǎn),如能夠在短時(shí)間內(nèi)進(jìn)行大量參數(shù)分析,較好地刻畫(huà)飽和土體的剪縮、剪脹等液化特性,便于獲取土和結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)等,大量學(xué)者采用此方法開(kāi)展廣泛研究[15]。各學(xué)者主要針對(duì)混凝土芯砂石樁對(duì)高含水量軟土場(chǎng)地的加固效果、樁體位移和固結(jié)特性等的影響進(jìn)行分析研究,從而得到有價(jià)值的結(jié)論,加深對(duì)混凝土芯砂石樁性能的理解[16-18]。如翁嘉蔚等[19]通過(guò)數(shù)值模擬,對(duì)短混凝土芯碎石樁復(fù)合地基開(kāi)展了固結(jié)特性的研究,并與碎石樁和混凝土樁加固模型進(jìn)行了對(duì)比。

液化側(cè)向擴(kuò)展場(chǎng)地中樁基礎(chǔ)的抗震性能始終是巖土地震工程的熱點(diǎn)問(wèn)題,盡管已有眾多學(xué)者利用試驗(yàn)和數(shù)值模擬對(duì)其進(jìn)行深入研究[20-22],但目前針對(duì)混凝土碎石復(fù)合樁加固效果的研究還不多見(jiàn)。混凝土樁具有較高的豎向承載能力和抗剪能力,而碎石樁具有較高的滲透性,可有效降低周?chē)鷪?chǎng)地的液化程度,因此混凝土碎石復(fù)合樁能否作為有效應(yīng)對(duì)微傾場(chǎng)地液化側(cè)向大變形的工程措施,其可行性值得深入研究。

本文通過(guò)OpenSees有限元平臺(tái)建立液化場(chǎng)地?cái)?shù)值模型,并與前人開(kāi)展的離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。在此基礎(chǔ)上,分別建立混凝土碎石復(fù)合樁、碎石樁和混凝土樁-傾斜液化場(chǎng)地?cái)?shù)值分析模型,將3種樁型加固后的場(chǎng)地變形及樁身內(nèi)力等動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析,進(jìn)而探討混凝土碎石復(fù)合樁的優(yōu)化設(shè)計(jì)方案。

1 數(shù)值模型建模方法

1.1 有限元數(shù)值模型的建立

基于WILSON[23]開(kāi)展的離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中Csp2工況的情況,在OpenSees中建立相應(yīng)的平面應(yīng)變模型。模型模擬的原型場(chǎng)地尺寸為51 m×20.5 m,上部是9.1 m的可液化松砂層,底部是11.4 m的密砂層,如圖1所示。兩層砂土均采用多屈服面塑性本構(gòu)模型(PDMY02)來(lái)模擬[24],該模型考慮了砂土先前剪脹對(duì)后續(xù)收縮階段的影響,對(duì)永久剪切應(yīng)變累計(jì)參數(shù)做了修正,可以更好地再現(xiàn)動(dòng)力過(guò)程中剪切變形的累積和液化特性等。表1給出了模型中砂土的主要參數(shù)。

圖1 離心機(jī)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的原型場(chǎng)地示意圖Fig.1 Schematic diagram of prototype soil corresponding to the centrifuge shaking table test

表1 砂土層相關(guān)參數(shù)Table 1 Soil material parameters參數(shù)名稱(chēng)可液化砂層密砂層材料號(hào)1.002.00密度ρ/(t/m3)1.752.00剪切模量Gr/kPa6000086000體積模量Br/kPa94000105000摩擦角φ/(°)31.0033.50參考圍壓p/kPa101.00101.00相位轉(zhuǎn)換角φT/(°)31.0025.00滲透系數(shù)/(×10-5 m/s)3.000.60

鋼管樁總長(zhǎng)20.6 m,其中露出地面3.8 m,樁徑0.67 m,壁厚19 mm。樁頂處有一重50 t的質(zhì)量塊來(lái)模擬上部結(jié)構(gòu)的慣性作用。建模時(shí)樁體采用具有運(yùn)動(dòng)硬化和可選各向同性硬化的單軸雙線性鋼材料Steel01[25]與彈性單軸材料Elastic[26]來(lái)模擬,截面則通過(guò)section Aggregator[26]命令聚合來(lái)模擬。樁的主要參數(shù)為[23]:彈性模量70 GPa,截面慣性矩6.1×10-3m4,屈服彎矩5.3×103kN·m。

土體采用土-水完全耦合的四邊形單元(quadUP),每個(gè)單元中有3個(gè)自由度。模型兩側(cè)通過(guò)equalDOF命令將深度相等的土節(jié)點(diǎn)在水平方向和豎直方向自由度進(jìn)行捆綁,設(shè)定為捆綁邊界,使土體的左右兩邊界保持位移同步,模擬簡(jiǎn)化的剪切邊界條件,即認(rèn)為該土體在地震作用下做簡(jiǎn)單剪切運(yùn)動(dòng)。底部固定位移自由度作為約束邊界,地表固定孔隙水自由度來(lái)定義水位線。采用Rayleigh阻尼模擬能量的耗散效應(yīng)。數(shù)值模型動(dòng)力計(jì)算時(shí)選用與試驗(yàn)時(shí)相同的Kobe地震記錄作為輸入地震動(dòng),峰值強(qiáng)度為0.22g,地震動(dòng)時(shí)程曲線如圖2所示。

圖2 Kobe地震動(dòng)加速度時(shí)程Fig.2 Time histories of Kobe ground motion

模型計(jì)算過(guò)程分為3步進(jìn)行:①施加土層重力進(jìn)行靜力線彈性計(jì)算,用來(lái)模擬土體的初始應(yīng)力狀態(tài); 重力分析結(jié)束后,將土體由彈性變?yōu)樗苄?執(zhí)行非線性響應(yīng)分析。②將樁體加入到模型中,再次進(jìn)行重力塑性分析。③采用基底一致激勵(lì)方式輸入地震荷載進(jìn)行動(dòng)力分析。

1.2 模型可靠性驗(yàn)證

圖3～圖5分別對(duì)比了典型測(cè)點(diǎn)的加速度、超孔隙水壓力及樁彎矩的數(shù)值計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果,可看出兩者總體的變化趨勢(shì)、峰值等情況吻合程度較好,驗(yàn)證了該模型的可靠性,說(shuō)明該模型可以較好地反映地震荷載下砂土場(chǎng)地的動(dòng)力反應(yīng)及液化場(chǎng)地中樁基響應(yīng)情況等。

圖3 土體及樁基水平加速度時(shí)程對(duì)比Fig.3 Comparison of horizontal acceleration of soil and pile time history curves

圖5 樁彎矩時(shí)程對(duì)比Fig.5 Comparison of pile bending moment time history curves

2 混凝土碎石復(fù)合樁加固效果

2.1 傾斜液化場(chǎng)地中3種樁型加固結(jié)果對(duì)比

將已驗(yàn)證的數(shù)值模型調(diào)整為傾角2°的傾斜液化場(chǎng)地模型,并分別建立混凝土碎石復(fù)合樁、碎石樁和混凝土樁-傾斜可液化場(chǎng)地?cái)?shù)值分析模型?；炷了槭瘡?fù)合樁的建立基于江蘇鎮(zhèn)江一處高速公路實(shí)際應(yīng)用,樁徑為0.5 m,3種樁型的樁長(zhǎng)均為20.5 m,樁截面如圖6所示。其中碎石部分采用多屈服面塑性本構(gòu)模型(PDMY02)[24]來(lái)模擬,單元采用四邊形平面應(yīng)變單元element quapUP模擬。混凝土芯樁為邊長(zhǎng)0.2 m的預(yù)制方樁,模型中樁基單元采用基于位移的彈塑性梁柱單元DispBeamColumn模擬,截面采用section fiber纖維截面。纖維截面中采用無(wú)抗拉強(qiáng)度的單軸Kent Scott Park混凝土材料Concrete01[27]與具有各向同性應(yīng)變硬化的單軸Giuffre Menegotto Pinto鋼材料Steel02[25]來(lái)模擬。樁體各部分主要參數(shù)如表2～表4所示。

圖6 3種樁型截面示意圖Fig.6 Section diagram of three pile types

表2 碎石材料參數(shù)Table 2 Parameters of stone column materials

表3 混凝土材料參數(shù)Table 3 Parameters of concrete materials類(lèi)別抗壓強(qiáng)度/kPa峰值應(yīng)變屈服強(qiáng)度/kPa屈服時(shí)應(yīng)變混凝土保護(hù)層-8400-0.0020.0-0.004核心區(qū)混凝土-12700-0.005-10200-0.018表4 鋼筋材料參數(shù)Table 4 Parameters of reinforcement materials類(lèi)別彈性模量/(×108kPa)屈服強(qiáng)度/kPa應(yīng)變硬化比 樁身鋼筋2.06470000.001

2.1.1 土體孔壓比發(fā)展規(guī)律分析對(duì)比

為了較好地保持計(jì)算結(jié)果的精度,網(wǎng)格劃分時(shí)上部松砂層為0.5 m×0.7 m,下部密砂層為0.5 m×0.6 m(含碎石殼部分)。混凝土樁劃分為32個(gè)樁單元,其中松砂層埋深中按0.7 m劃分,松砂層埋深中按0.6 m劃分,共33個(gè)樁節(jié)點(diǎn),將樁的質(zhì)量集中于各個(gè)樁節(jié)點(diǎn)上。在各數(shù)值模型的樁周土體處(距樁右側(cè)1倍樁徑),選擇松砂層中距地表2.8、4.9、7.0 m的點(diǎn)A、B、C,密砂層中距地表10.9、13.9、16.9 m的點(diǎn)D、E、F進(jìn)行分析。網(wǎng)格劃分及特征點(diǎn)選取如圖7所示。

圖7 特征點(diǎn)選取示意圖Fig.7 Schematics of feature points selection

樁周土體的超孔壓比時(shí)程,如圖8所示。由圖可知,用混凝土碎石復(fù)合樁加固時(shí),場(chǎng)地在振動(dòng)開(kāi)始后約4 s,樁周土體孔隙水壓力迅速上升,松砂層中不同深度土體孔壓比變化趨勢(shì)及幅值基本一致,孔壓比峰值達(dá)到0.7,土體基本未液化。超孔壓累積至峰值后,孔隙水壓力會(huì)在短時(shí)間內(nèi)大幅消散,且不同埋深處幾乎保持一致,孔壓比下降至接近0。5.5 s時(shí)土體又受到了較大振動(dòng)激勵(lì),孔隙水壓力再次快速積累,孔壓比基本重新達(dá)到峰值。振動(dòng)10 s后由于場(chǎng)地中具有良好的排水通道并且振動(dòng)逐漸減弱,松砂土體的超孔隙水壓力總體呈持續(xù)波動(dòng)消散趨勢(shì),在振動(dòng)結(jié)束時(shí)孔壓比保持較低水平,約為0.2。

圖8 混凝土碎石復(fù)合樁加固情況下樁周土體不同埋深處孔壓比響應(yīng)Fig.8 Pore pressure ratio response of soil around piles at different depths under the reinforcement of concrete-stone composite pile

密砂層中不同深度土體,在整個(gè)振動(dòng)過(guò)程中孔壓比始終保持在較低水平,變化幅度較小。振動(dòng)開(kāi)始后約3.5 s 時(shí)孔壓比達(dá)到峰值,約為0.4,埋深較深處孔隙水壓力消散現(xiàn)象不顯著。

用混凝土碎石復(fù)合樁加固時(shí),埋深2.8 m、樁上游距樁不同距離處土體超孔壓比響應(yīng),如圖9所示。結(jié)果表明整個(gè)振動(dòng)過(guò)程中距混凝土碎石復(fù)合樁不同距離(1倍樁徑、3倍樁徑、5倍樁徑)的土體孔壓比變化趨勢(shì)基本相同。當(dāng)振動(dòng)剛開(kāi)始后約4 s時(shí),孔壓比均達(dá)到峰值,其中距離樁1D時(shí)孔壓比峰值相對(duì)最小。而距樁3D及5D的兩處孔壓比峰值均超過(guò)0.8,場(chǎng)地達(dá)到初始液化。在4～6 s時(shí)段內(nèi),同深度處距樁1D的土體孔壓比始終略低于另外兩處,6 s后距樁3D及5D的土體處孔壓比開(kāi)始出現(xiàn)差距。表5中列出了點(diǎn)A～點(diǎn)C的孔壓比峰值,可明顯看出相同埋深的土體距樁更遠(yuǎn)處的孔壓比更大。3D處孔壓比峰值雖然較大,但后續(xù)孔隙水消散速度較快,振動(dòng)后半程保持在0.4左右,綜合圖10場(chǎng)地整體孔壓響應(yīng)云圖,可看出3倍樁徑處基本達(dá)到混凝土碎石復(fù)合樁的最大影響范圍。

圖9 混凝土碎石復(fù)合樁加固情況下距樁不同距離處土體的孔壓比響應(yīng)Fig.9 Pore pressure ratio response of soil at different distances from concrete-stone composite pile under reinforcement圖10 混凝土碎石復(fù)合樁加固場(chǎng)地中孔壓云圖Fig.10 Contour map of pore pressure under the reinforcement of concrete-stone composite pile

表5 距樁不同距離處土體孔壓比峰值Table 5 Peak values of pore pressure ratio at different distances from the pile

3種加固方法下點(diǎn)A、點(diǎn)B、點(diǎn)C孔壓比對(duì)比結(jié)果,如圖11所示。由圖所知,在整個(gè)振動(dòng)過(guò)程中,用混凝土碎石復(fù)合樁加固與僅用碎石樁加固時(shí),孔壓比變化趨勢(shì)及幅度基本相同,峰值達(dá)到0.7。而用混凝土樁加固時(shí),孔壓比在振動(dòng)初期略大于另2種加固情況,峰值達(dá)到了0.8。在達(dá)到峰值過(guò)后孔隙水壓力雖然也發(fā)生消散現(xiàn)象,但消散速度小于另2種情況,此時(shí)孔壓比相對(duì)來(lái)說(shuō)仍較大。10 s左右超孔隙水壓力重新大幅積累,孔壓比增大,此時(shí)場(chǎng)地的軟化程度相比其他2種情況更為顯著。整體看來(lái),用混凝土碎石復(fù)合樁與碎石樁加固場(chǎng)地,相較于用混凝土樁加固時(shí),土體的軟化程度較小,說(shuō)明碎石的排水效應(yīng)較明顯。

圖11 3種加固情況下點(diǎn)A、點(diǎn)B、點(diǎn)C的孔壓比響應(yīng)Fig.11 Pore pressure ratio response of point A,B and C under three reinforcement conditions

2.1.2 土體側(cè)移響應(yīng)對(duì)比

混凝土碎石復(fù)合樁加固情況下樁周不同埋深處土體側(cè)移響應(yīng),如圖12所示。結(jié)果表明,用混凝土碎石復(fù)合樁加固傾斜場(chǎng)地時(shí),振動(dòng)開(kāi)始后3.5 s樁周土體開(kāi)始發(fā)生側(cè)向位移且迅速增長(zhǎng),增長(zhǎng)速度隨土層深度增加而減緩,松砂層內(nèi)土體側(cè)移量較大。10 s后由于振動(dòng)減弱,各深度處土體側(cè)向位移增長(zhǎng)速度均有所減緩,在振動(dòng)結(jié)束后產(chǎn)生不可恢復(fù)的殘余變形。綜合圖13場(chǎng)地土側(cè)移響應(yīng)云圖看出該模型土體側(cè)向位移集中在松砂層,即可液化層內(nèi)。密砂層內(nèi)側(cè)向位移較小,表現(xiàn)為一個(gè)剛性體,基本不能相對(duì)于基底滑動(dòng),這是因?yàn)槊苌暗能浕潭容^小。

圖12 混凝土碎石復(fù)合樁加固情況下樁周土體不同埋深處側(cè)移響應(yīng)Fig.12 Lateral displacement response of soil aroundpiles at different depths under the reinforcement of concrete-stone composite pile圖13 混凝土碎石復(fù)合樁加固場(chǎng)地中殘余位移云圖Fig.13 Contour map of horizontal residual displacement of soil under the reinforcement of concrete-stone composite pile

3種加固情況下松砂層中點(diǎn)A、點(diǎn)B、點(diǎn)C處土體側(cè)移的對(duì)比結(jié)果如圖14所示。由圖可知,用混凝土碎石復(fù)合樁加固時(shí)土體最大側(cè)移量分別為0.646、0.417、0.191 m,用碎石樁加固時(shí)最大側(cè)移量比前者約大了7.9%、8.2%、3.7%,用混凝土樁加固時(shí)比用混凝土碎石復(fù)合樁時(shí)大了107.1%、136.2%、87.4%。說(shuō)明混凝土碎石復(fù)合樁與碎石樁加固時(shí)土體側(cè)移量相對(duì)較小,用混凝土樁加固時(shí)側(cè)移量較大,與前兩者呈現(xiàn)出較大的差距。這是因?yàn)橛没炷了槭瘡?fù)合樁與碎石樁加固時(shí),土體孔隙水能及時(shí)排出,導(dǎo)致樁周土體強(qiáng)度未明顯降低。

圖14 3種加固情況下點(diǎn)A、點(diǎn)B、點(diǎn)C的側(cè)移響應(yīng)Fig.14 Lateral displacement of soil response of point A,B and C under three reinforcement conditions

2.2 兩種樁型加固場(chǎng)地時(shí)樁身響應(yīng)對(duì)比

2種加固情況下沿深度方向樁身側(cè)向位移包絡(luò)圖,如圖15(a)所示。由圖可知,隨樁基埋深增大,2種樁的樁身位移呈現(xiàn)逐漸減小的趨勢(shì),在密砂層處均保持很小的側(cè)移量。這與土體沿深度方向側(cè)移響應(yīng)規(guī)律一致,可見(jiàn)樁基的位移響應(yīng)與土體的側(cè)向位移響應(yīng)聯(lián)系密切?；炷了槭瘡?fù)合樁與混凝土樁樁身的最大側(cè)移均出現(xiàn)在樁頂處,2種加固情況下樁身最大側(cè)移量分別為0.92、1.54 m,差距為0.62 m,此時(shí)鋼筋混凝土樁的樁身側(cè)移量約比混凝土碎石復(fù)合樁的側(cè)移量大67.4%。

圖15 2種加固情況下樁身側(cè)移及彎矩包絡(luò)圖Fig.15 Envelope diagram of pile lateral displacement and bending moment under two kinds of reinforcement

混凝土碎石復(fù)合樁與混凝土樁加固情況下的樁身彎矩包絡(luò)圖,如圖15(b)所示,2種情況下樁彎矩幅值隨樁基埋深的變化規(guī)律基本一致,在松砂層中樁基彎矩值相對(duì)較大。同埋深處,用混凝土樁加固時(shí)的樁彎矩高于混凝土碎石復(fù)合樁的彎矩值,在可液化土層中更為明顯。混凝土碎石復(fù)合樁與混凝土樁的最大彎矩均出現(xiàn)在松砂層和密砂層的土層分界面處,此時(shí)混凝土樁的樁身最大彎矩約比混凝土碎石復(fù)合樁的大36.7%。

以上討論表明,混凝土碎石復(fù)合樁相比于混凝土樁擁有較好的抗液化能力,略?xún)?yōu)于碎石樁?；炷了槭瘡?fù)合樁中碎石殼的排水效應(yīng)大幅提升了其抗液化性能,而混凝土芯樁的存在對(duì)于混凝土碎石復(fù)合樁抗土體側(cè)移效果影響不大。

3 芯樁面積比及碎石殼厚度的影響

3.1 混凝土芯樁面積比影響

本小節(jié)針對(duì)混凝土芯樁在混凝土碎石復(fù)合樁中面積比的影響進(jìn)行研究。在數(shù)值模型中,保持混凝土碎石復(fù)合樁直徑不變?nèi)詾?.5 m,更改芯樁的邊長(zhǎng),選取芯樁的邊長(zhǎng)分別為0.1、0.2、0.3、0.4 m,保持其余參數(shù)均相同。此時(shí)混凝土芯樁與混凝土碎石復(fù)合樁面積比,即芯樁占比分別為5.1%、20.4%、45.9%、81.5%,樁截面如圖16所示。

圖16 不同混凝土芯樁面積比示意圖Fig.16 Schematic diagram of different area ratio of concrete core pile

混凝土碎石復(fù)合樁不同芯樁面積比情況下埋深2.8 m點(diǎn)A處土體側(cè)移及孔壓比時(shí)程,如圖17所示,可觀察到面積比不同時(shí)土體動(dòng)力響應(yīng)區(qū)別較大。由圖17(a)可知,當(dāng)芯樁邊長(zhǎng)小于0.2 m,即芯樁占比小于20%時(shí),土體孔壓比幅值基本一致。之后隨芯樁占比增大,孔壓比明顯增大,當(dāng)占比達(dá)80%以上時(shí),孔隙水壓力快速積累,并且消散較慢,孔壓比峰值達(dá)到了0.9,土的軟化程度增大。

圖17 不同芯樁占比時(shí)埋深2.8 m處土體側(cè)移及孔壓比對(duì)比Fig.17 Comparison of soil lateral displacement and pore pressure ratio at 2.8 m buried depth under different area ratio of concrete core pile

由圖17(b)可知,在振動(dòng)0～5 s階段,不同芯樁面積比時(shí)的土體水平位移發(fā)展趨勢(shì)基本相同。5 s后土體側(cè)移開(kāi)始出現(xiàn)差距,當(dāng)芯樁面積比大于20%時(shí),隨面積比增大,土體側(cè)移發(fā)展速度也逐漸增加。這是因?yàn)樾緲睹娣e比增大即碎石殼厚度減小,縮小了混凝土碎石復(fù)合樁的排水面積,不利于孔隙水的消散,從而使土體抗剪強(qiáng)度下降,側(cè)移量增大。芯樁面積占比80%相較于占比20%時(shí),點(diǎn)A處土體殘余位移增大了29%。

圖18(a)顯示了不同芯樁面積比時(shí)樁身沿深度最大側(cè)移的變化,當(dāng)面積比小于20%時(shí),樁身最大側(cè)移變化不大,占比超過(guò)20%,樁身最大側(cè)移隨面積比增加而增大,在松砂層中更為明顯。芯樁邊長(zhǎng)每增加0.1 m,樁頂處側(cè)移約增大0.1 m。

圖18 不同芯樁占比時(shí)樁身側(cè)移及彎矩包絡(luò)圖Fig.18 Envelope diagram of pile lateral displacement and bending moment at different area ratio of concrete core pile

由圖17(b)和圖18(a)可知,當(dāng)芯樁占比較小時(shí),樁周土體側(cè)移及樁身側(cè)移反而會(huì)有所增大。這是由于碎石土占比較大,混凝土碎石復(fù)合樁會(huì)呈現(xiàn)普通碎石樁的特性,在地震荷載作用下抗土體及樁身側(cè)移效果減弱。

混凝土碎石復(fù)合樁不同芯樁面積比時(shí)的樁身彎矩包絡(luò)圖,如圖18(b)所示。結(jié)果表明不同面積比情況下,樁身彎矩差異顯著。芯樁占比越多,樁身各深度處彎矩值越大,這主要?dú)w因于芯樁占比增大導(dǎo)致混凝土碎石復(fù)合樁的抗彎剛度增大。在松砂層中,樁身彎矩差異同時(shí)受到芯樁占比減小時(shí),孔隙水可較為快速排出的影響,導(dǎo)致樁周土體側(cè)移較小,從而影響樁身彎矩。

3.2 碎石殼厚度影響

本節(jié)針對(duì)混凝土碎石復(fù)合樁中不同碎石殼厚度的影響進(jìn)行研究。在數(shù)值模型中,保持混凝土芯樁邊長(zhǎng)不變?nèi)詾?.2 m,更改混凝土碎石復(fù)合樁的直徑,選取直徑分別為0.4、0.5、0.6、0.7 m,保持其余參數(shù)均相同。此時(shí)碎石面積比隨之增大,碎石殼與混凝土碎石復(fù)合樁面積比分別為68.2%、79.6%、85.9%、89.6%,樁截面如圖19所示。

圖19 不同碎石殼厚度示意圖Fig.19 Schematic diagram of different thickness of stone shell

混凝土碎石復(fù)合樁不同碎石殼厚度情況下埋深2.8 m點(diǎn)A處土體側(cè)移及孔壓比時(shí)程,如圖20所示。由圖20(a)可知,隨混凝土碎石復(fù)合樁直徑的增加,碎石殼的厚度隨之增大,增加了場(chǎng)地排水面積,有利于孔隙水的排出,使得孔壓比隨碎石占比增大而減小,但總體差別不大。說(shuō)明當(dāng)碎石面積到達(dá)一定程度后(碎石占比超過(guò)80%),樁體排水能力不再發(fā)生大幅變化,孔壓比峰值約為0.7,振動(dòng)結(jié)束時(shí)仍有孔隙水無(wú)法及時(shí)排出。

圖20 不同碎石殼厚度時(shí)埋深2.8 m處土體側(cè)移及孔壓比對(duì)比Fig.20 Comparison of soil lateral displacement and pore pressure ratio at 2.8 m buried depth under different thickness of stone shell

土體側(cè)移量隨碎石殼面積比增加而減小,如圖20(b)所示。這是由于孔隙水的及時(shí)排除、混凝土碎石復(fù)合樁直徑的增大,導(dǎo)致土體抗剪強(qiáng)度降低幅度不大、樁體承擔(dān)更多振動(dòng)帶來(lái)的能量,從而減小了土體側(cè)移量。沿土體埋深方向,不同碎石占比時(shí)土體側(cè)移差值不斷縮小,在松砂淺層差異較大。埋深2.8、4.9、7.0 m(點(diǎn)A～點(diǎn)C)處,樁直徑0.4 m與0.7 m時(shí)的差值分別為0.169、0.121、0.04 m。

不同碎石殼厚度時(shí)樁身沿深度最大側(cè)移的變化,如圖21(a)所示。結(jié)果表明混凝土碎石復(fù)合樁的直徑分別為0.4、0.5、0.6、0.7 m時(shí),在密砂層中樁身最大側(cè)移差異不顯著。松砂層中差距變大,樁頂?shù)膫?cè)移分別為1.043、0.965、0.917、0.915 m,隨碎石厚度增加而減小。圖21(b)為混凝土碎石復(fù)合樁不同碎石殼厚度時(shí)的樁身彎矩包絡(luò)圖。由圖可知,隨著碎石殼厚度增大,松砂層中樁身各處最大彎矩值減小,但當(dāng)芯樁面積比較小時(shí),不同碎石殼厚度對(duì)樁身彎矩的影響不顯著。

圖21 不同碎石殼厚度時(shí)樁身側(cè)移及彎矩包絡(luò)圖Fig.21 Envelope diagram of pile lateral displacement and bending moment at different thickness of stone shell

由以上分析看出,混凝土碎石復(fù)合樁中碎石殼的存在,能有效抑制場(chǎng)地的超孔壓反應(yīng),適當(dāng)增大碎石殼占比能有效降低場(chǎng)地土體的液化潛力,但當(dāng)碎石面積增大到一定比例時(shí),碎石面積的變化對(duì)樁基地震響應(yīng)的影響不顯著。

4 結(jié)論

本文通過(guò)數(shù)值模擬方法,對(duì)比研究了混凝土碎石復(fù)合樁加固傾斜液化場(chǎng)地的效果,并探討了混凝土芯樁面積占比、碎石殼厚度的影響,主要結(jié)論如下:

1) 混凝土碎石復(fù)合樁整體看來(lái)具有較好的抗液化性能,抗側(cè)移效果明顯,可有效降低周?chē)鷪?chǎng)地側(cè)向位移、樁身彎矩及側(cè)移。

2) 混凝土碎石復(fù)合樁中碎石殼的排水效應(yīng)顯著,因此其抗液化性能略?xún)?yōu)于碎石樁,顯著優(yōu)于混凝土樁,距樁3倍樁徑時(shí)基本達(dá)到混凝土碎石復(fù)合樁的最大影響范圍。

3) 混凝土芯樁的占比影響著混凝土碎石復(fù)合樁的地震響應(yīng)。當(dāng)混凝土碎石復(fù)合樁中芯樁占比持續(xù)縮小時(shí),樁體會(huì)呈現(xiàn)普通碎石樁性能。因此混凝土碎石復(fù)合樁中芯樁占比約為20%時(shí)為最優(yōu)選。

4) 當(dāng)碎石殼厚度增大到一定程度后對(duì)混凝土碎石復(fù)合樁排水效應(yīng)的影響程度減弱,因此混凝土碎石復(fù)合樁中碎石面積占比約80%時(shí)為最優(yōu)選。