单桩压浆对土体抗震性能影响

邓友生, 彭程谱, 李令涛, 刘俊聪, 姚志刚

(西安科技大学 桩承结构研究中心, 陕西 西安 710054)

在地震作用下,土颗粒间的孔隙水压力增大,进而使饱和砂土或粉土发生液化,土体强度和刚度大幅度降低,丧失承载能力.2008年汶川Ms8.0级地震[1]、2011年日本Ms9.0级地震[2]、2015年尼泊尔Ms8.1级地震[3]等均产生大面积的土体液化现象,给人类造成极大的灾难,突出了对可液化土层进行加固处理的重要性.目前土体地震液化的评价方法较多,如基于孔压的方法.H.B.Seed提出的循环应力法.现行规范中基于标贯试验、静力触探、动力触探等测试土体贯入阻力试验的方法[4].许多学者在此基础上根据不同场地的实际情况对评价方法在地震持时、细粒含量、有效上覆应力等方面进行了修正.目前抗液化的工程措施主要有打入排水桩法[5-6]、强夯法[2]、注入空气法[7]、压浆法[8-9]等.当桩基础穿过不良土层,其承载力较低,学者们提出采用桩底和桩侧压浆的方法来提高桩基承载能力和控制沉降量,可称此类压浆为“承载补强压浆”.钱建固等[10]通过桩土接触面的剪切试验,研究了桩侧注浆对桩土接触面力学特性的影响,并将研究结果运用于抗拔桩承载力有限元分析.黄生根等[11]采用颗粒流方法模拟桩端注浆过程,从细观角度分析桩端注浆过程中桩体-浆液-土体的耦合作用,完善了注浆理论的研究.杜明芳等[12]针对抗拔桩进行桩侧和桩端复式注浆,从而提高桩的抗拔承载力.这种“竖向承载补强压浆”与“抗液化压浆”在处理土类范围和处理要求上有很大的区别:前者针对不良土并且有强度和刚度的要求;而后者处理可液化土,土体不发生液化即可达到目的.何开明等[13]采用化学注浆加固路基,通过多种室内土工实验以化学注浆法对土体的加固机理进行分析,并对加固后土体的抗液化性能进行了评价.程晓辉等[14]研究了微生物注浆加固砂土地基的抗液化性能,处理后地基的抗液化性能显著提高.土层通过注浆处理,不仅可以避免土体液化,同时提高了地基的承载力.

当前的土体抗液化方法较多,压浆技术在实际工程中操作方便且效果显著,但压浆主要应用于桩基承载力补强,对压浆抗液化的应用较少.故研究压浆处理土体液化的效果,为土体进行压浆抗液化处理提供参考.

1 有限元模型

在ABAQUS数值计算软件中建立三维单桩模型,分析模型在0.3gEl Centro地震波作用下的动力响应,对黄土和砂土层进行液化评价.通过改变土体的强度和刚度参数模拟压浆后土体的增强效果,分析峰值地震加速度分别为0.1g、0.2g、0.3g、0.4g的El Centro地震波作用下土体的动力响应.

1.1 单桩模型

三维单桩计算模型的尺寸为:长×宽×高=24 m×24 m×18 m,桩径1 m,桩长9 m,如图1所示.基础从上至下分为三层土,黄土和砂土层厚均为3 m,粉质粘土层厚为9 m,模型剖面图如图1b所示.土体和桩的基本物理力学参数如表1所列.模型的临界阻尼比取5%.在桩土接触面上设置接触对:法向接触行为为硬接触,切向接触行为为库伦摩擦,摩擦系数为tan(0.75φ)[15].模型采用中性轴算法的扫掠技术进行网格划分,单元类型为C3D8.

表1 模型材料物理力学参数

图1 单桩模型

1.2 边界条件

分析单桩模型在地震作用下的动力响应属于半无限空间问题.为减小波在传播过程中遇到边界时产生的反射对模拟结果精度的影响,需对模型边界进行特殊处理.常用的边界有:无限元边界、改进的无限元边界和黏弹性动力人工边界等[16].在ABAQUS中,将单桩模型的四周设置3 m厚的无限元,通过建立一定尺寸的有限元模型并在其外侧建立无限元以模拟实际工程中的半无限区域,如图1所示,同时在模型的底部施加竖向位移约束.

1.3 地震波的选取及加载工况

单桩模型的地震动力数值计算模型以0.3gEl Centro地震波前10 s作为x方向的地震加载波,将其施加在单桩模型的底部,模拟单向地震作用,图2为加速度时程曲线.同时在桩顶设置300 kPa均布荷载,模拟上部结构传递的荷载.

图2 0.3g El Centro地震波时程曲线

2 土体液化分析

2.1 液化评价方法

地震作用下土体液化的评价采用土体抗液化安全系数(Fs),定义为土体抗力与地震动荷载之比[17],当Fs<1时,判定为液化.土体抗力采用循环阻力比(CRR)表示,由公式(1～3)[18]计算:

式中:(N1)60为修正标准贯入试验锤击数;CN、CE、CB、CR、CS分别为上覆土有效应力归一系数、锤击能量修正系数、钻孔直径修正系数、钻杆长度修正系数和护臂校正系数;Pa为大气压强;σ′v0为上覆土体有效应力.

土体地震动荷载采用地震剪应力比(CSR)为

CSR=τav/σ′v0=0.65τmax/σ′v0

(4)

式中:τav、τmax分别为循环剪应力、最大水平剪应力.

2.2 数值计算结果分析

在0.3gEl Centro地震波和桩顶均布荷载共同作用下,获取单桩的应力数据,结合公式(1～4)并运用Python二次开发计算出黄土层和砂土层每个单元的Fs最小值并绘制成云图,其中绿色区域的安全系数大于1,如图3、4所示.

图3 黄土层Fs云图

在整体坐标系中,黄土所在的竖向区间为Z=15～18 m.由图3可知,黄土层在地震作用下,绿色区域的竖向分布区间为Z=15.55～17.4 m,深1.85 m,呈梭形分布;竖向分布区域较广,占竖向深度的61.7%;而平面分布范围较小,主要分布在桩周,平面分布最大时占基础宽度的31.5%.在Z=15.55 m和Z=16 m截面中,应力云图的对称性较为明显.然而在Z=15.55 m和Z=16 m截面中,X较小的左半区域的安全系数较小.砂土层的竖向区间为Z=12～15 mm,如图4所示.Fs大于1的土体分布在云图中的绿色圆锥形区域,竖向分布区域高度为0.83 m,占砂土层竖向总高度的27.7%,Z=14.9 m处截面的平面分布2.06 m,约占基础总宽度的17.2%.

图4 砂土层Fs云图

3 土体压浆结果分析

采用改变土体参数的方法模拟压浆加固土体.压浆后黄土层的弹性模量为31.89 MPa,内摩擦角为31.41°,黏聚力为205 kPa.压浆后砂土层的弹性模量为47.7 MPa,内摩擦角为36°,黏聚力为119.6 kPa[19].对压浆后的单桩模型进行静力和动力分析.

3.1 单桩承载力

在模拟桩基载荷试验过程中,在桩顶施加竖向位移作为外部荷载,以桩顶轴力为Q,桩顶位移为s,绘制单桩的Q-s曲线,从而计算单桩承载力.土体加固前后单桩的Q-s曲线如图5所示,假定以载荷试验分析步最后一个增量步的计算结果分析单桩极限承载力,压浆前、后单桩极限承载力分别为1 251.06、1 443.71 kN,黄土层和砂土层压浆加固后的单桩极限承载力提高15.4%.

图5 Q-s曲线

3.2 土体CSR结果分析

黄土层和砂土层经压浆加固后,在不同峰值加速度的El Centro地震波作用下,利用Python编程提取黄土层和砂土层竖向中间层位各单元的CSRmax绘制成云图.黄土层的CSRmax云图如图6所示,当峰值加速度为0.1g、0.2g、0.3g、0.4g时,对应的CSRmax范围分别为0.210～2.119、0.210～2.144、0.210～2.324、0.210～2.507.随着地震峰值加速度从0.1g增大到0.4g,CSRmax的峰值从2.119增大到2.507,地震峰值加速度对CSRmax峰值的影响较小.在地震峰值加速度为0.1g与0.2g时,CSRmax云图基本呈对称分布,而地震峰值加速度为0.3g与0.4g时,云图上下对称,左侧的应力值较右侧大.

砂土层的CSRmax云图如图7所示,当峰值加速度为0.1g、0.2g、0.3g、0.4g时,对应的CSRmax范围分别为0.272～1.265、0.278～1.672、0.284～2.005、0.307～3.065.随着地震峰值加速度从0.1g增大到0.4g,CSRmax的最小值几乎不变,而CSRmax的峰值从1.265增大到3.065,增大了1.42倍.在地震峰值加速度为0.1g时,CSRmax云图基本呈对称分布,而地震峰值加速度为0.2g、0.3g与0.4g时,云图上下对称,但左侧的应力值较右侧大.

图7 砂土层CSRmax云图

在黄土层与砂土层的CSRmax云图中,由于桩对土有增强作用,故CSRmax在模型四个角点处的值较大,而桩周土的值较小,这一结果与安全系数的分布云图相对应.峰值加速度为0.1g时,CSRmax云图呈双轴对称,当峰值加速度增大时,这种对称性逐渐消失,且左侧土体的CSRmax值更大,是因为El Centro地震波的x正向加速度较大,桩底以下土体由于没有桩的加固作用,向x正向位移较大,云图中左侧土体在竖向有“卸载效应”,导致竖向应力减小,故CSRmax值更大.

3.3 土体动位移响应

在地震作用过程中,土体动力响应监测点如图8所示.自上而下分别为A、B、C、D、E.压浆前后五个监测点的动位移曲线如图9所示.土体的动位移变化规律与桩身的动位移变化规律基本一致,由于在黄土层和砂土层进行压浆加固,且地震波从下向上依次传递.由五个监测点的动位移大小可知,土体在地震过程中发生转动,B点接近于旋转中心故其动位移最小,B点以下的C、D、E点动位移逐渐增大.A、B点在压浆后的动位移变化幅度较大.而C、D、E点所在土层未进行压浆处理且地震作用自下向上传递,故在压浆后的动位移变化较小.A、B点所在土层位置较浅,易发生土体液化,经压浆处理后,黄土层和砂土层的刚度增大,基础旋转中心上移,其中A点的动位移最大值减小为压浆前的35.3%;B点动位移增大了4倍;C点动位移增大了19.3%.

图8 监测点示意图

图9 土体动位移时程曲线

3.4 土体加速度响应

A、B、C、D、E点的加速度时程曲线如图10所示,其中E点在基础底部,其加速度时程曲线与地震波一致.压浆后,A、B、C、D点的峰值加速度分别为-0.22、-1.19、0.70、0.43 m/s2.A、B、C三点在地震作用的前0.2 s出现加速度峰值,而在地震作用后期加速度波动相对较小,其原因是桩体在地震作用初期对土体存在撞击作用.基础顶面A处存在一定的鞭梢放大效应,在土体被压浆加固后,土体刚度增大,这种放大效应得到有效抑制,同时使B、C点的峰值加速度分别增大了0.89、1.69倍.靠近震源处的D点在地震波作用下,加速度波动较大,地震波向上传递的过程中,能量逐渐减小,地震作用的影响逐渐减小.

图10 土体加速度时程曲线

4 结论

通过建立单桩数值计算模型,在模型侧面设置无限元边界,在模型底部施加不同峰值加速度的El Centro地震加速度,并在桩顶施加均布荷载模拟上部结构传递的荷载.对黄土和砂土层进行液化评价,并分析压浆前后单桩的承载力、黄土和砂土层的CSRmax分布规律、动位移与加速度,得到结论如下:

1) 压浆前、后单桩的极限承载力分别为1 251.06、1 443.71 kN,土层压浆加固后的单桩极限承载力提高15.4%.

2) 土层经压浆加固后,在不同峰值加速度的El Centro地震波作用下,取黄土层和砂土层中间位置各单元的CSRmax绘制成云图.在地震作用下,桩对土体具有增强作用,CSRmax在模型的四周较大,桩周土的值较小.当地震加速度为0.1g和0.2g时,CSRmax云图呈对称分布,而当地震加速度增大到0.3g和0.4g时,基础发生转动导致CSRmax云图左侧的值增大.

3) 在0.3g El Centro地震波作用下,基础以转动为主,土层压浆后,转动中心上移,使A点的动位移最大值减小了35.3%,B点动位移增大了4倍.

4) 在地震作用施加的前0.2 s,黄土层和砂土出现加速度峰值,而在地震作用后期加速度波动相对较小.基础顶面存在一定的放大效应,在土体被压浆加固后,放大效应得到有效抑制.靠近震源处土体的加速度波动较大,地震波向上传递的过程中,地震作用影响逐渐减小.