劉涉川,王安輝,章定文,林文麗

（東南大學(xué) 交通學(xué)院，南京 211189）

地震引起的場(chǎng)地液化極易造成樁基礎(chǔ)的嚴(yán)重破壞，進(jìn)而導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)的倒塌破壞[1-2]。為保證受震時(shí)可液化地層中樁基的結(jié)構(gòu)安全，眾多學(xué)者通過提高樁體截面抗彎剛度來改善樁基的承載力和抗震性能[3-4]。勁芯復(fù)合樁是一種通過優(yōu)化匹配將預(yù)制混凝土管樁插入水泥土樁中復(fù)合而成的新型樁基。這種新型復(fù)合樁利用直徑較大、成本較低的水泥土樁加固預(yù)制混凝土管樁的樁周土體，在大大提高預(yù)制混凝土管樁的承載能力和抗震性能的同時(shí)，也具有一定的經(jīng)濟(jì)效益[5-6]。

針對(duì)可液化砂土地基中樁—土—結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)問題，學(xué)者們通過振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法開展了很多研究。Tokimatsu等[7]通過大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)研究了液化砂土中樁基在慣性力和地面運(yùn)動(dòng)作用下的樁身應(yīng)力響應(yīng)；Cubrinovski等[8]通過大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)對(duì)液化側(cè)向擴(kuò)展場(chǎng)地中樁—土動(dòng)力相互作用進(jìn)行了研究，分析了地震作用下樁周土孔壓變化和樁 身彎矩 特 性；Brandenberg等[9]基 于OpenSees有限元軟件，采用非線性Winkler地基梁模型，對(duì)液化側(cè)向擴(kuò)展場(chǎng)地群樁基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值分析；Choobbasti等[10]基 于Finn本 構(gòu) 模 型 和FLAC2D有限差分軟件，通過數(shù)值分析研究了可液化土層中樁基的地震響應(yīng)。蘇棟等[11]通過離心機(jī)動(dòng)力模型試驗(yàn)，研究了可液化砂土中單樁的地震響應(yīng)；戚春香[12]基于振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)和ANSYS有限元分析相結(jié)合的方法，研究了飽和砂土液化過程中樁—土動(dòng)力相互作用及其變化規(guī)律；童立元等[13]采用有限差分程序FLAC3D，分別對(duì)液化側(cè)擴(kuò)場(chǎng)地中單樁和群樁基礎(chǔ)的地震響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

雖然眾多學(xué)者已針對(duì)可液化土中常規(guī)樁的抗震性能做了很多工作，但對(duì)勁芯復(fù)合樁抗震性能方面的研究還很少，僅有極少數(shù)學(xué)者做了一些初步探索[14]。對(duì)此，筆者通過振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)和FLAC3D數(shù)值模擬分析，對(duì)可液化地基中勁芯復(fù)合樁的地震響應(yīng)影響因素及其變化規(guī)律進(jìn)行研究，進(jìn)而提出可液化地基中勁芯復(fù)合樁的抗震設(shè)計(jì)要點(diǎn)。

1 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備與相似比

為研究復(fù)合樁抗震性能并給數(shù)值模型提供實(shí)際依據(jù)，基于重慶大學(xué)土木工程實(shí)驗(yàn)中心的ANCO振動(dòng)臺(tái)進(jìn)行模型試驗(yàn)。振動(dòng)臺(tái)配有內(nèi)部尺寸為950 mm×850 mm×600 mm（長(zhǎng)×寬×高）的層狀剪切模型箱?？紤]到模型的尺寸、材料等因素，為真實(shí)反映原型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，對(duì)原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行縮放和相似比設(shè)計(jì)。選定幾何尺寸相似比1:20，彈性模量相似比1:20，密度相似比1:1，并由Bockingham π定理[15]選取模型其余各物理量的相似比，結(jié)果如表1所示。

表1 振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)相似比Table 1 Similitude laws of shaking table test

1.2 模型地基和樁基的制備

參照實(shí)際工程場(chǎng)地的土層分布，模型地基土層自下而上由100 mm非液化中粗砂層、420 mm可液化土層和30 mm干砂覆蓋層組成?？梢夯翆雍透缮案采w層采用福建標(biāo)準(zhǔn)砂，各土層基本物理參數(shù)見表2。中粗砂采用空中砂雨法制備，壓實(shí)至相對(duì)密實(shí)度80%左右，緩慢注水至飽和?？梢夯瘜硬捎盟练ㄖ苽?，控制水面高于土層約10 cm，控制落距約為60 cm，測(cè)得相對(duì)密實(shí)度約為40%。干砂覆蓋層采用空中砂雨法制備。

表2 砂土物理參數(shù)Table 2 Physical parameters of sand

由于原型PHC管樁彈性模量為38 GPa，直徑為400 mm，通過相似比縮放后其直徑過小，難以澆筑，所以模型管樁和筏板采用1.9 GPa有機(jī)玻璃進(jìn)行制作，采用有機(jī)玻璃專用膠將6根管樁（復(fù)合樁）組成的2×3群樁基礎(chǔ)嵌固于筏板上。管樁的樁長(zhǎng)l為450 mm，樁徑d為20 mm，壁厚為5 mm，樁間距為6.25d，筏 板 尺 寸 為310 mm×175 mm×30 mm(長(zhǎng)×寬×厚)。在每根管樁空心部分灌入138 g細(xì)鐵砂以確保與原型的密度相似比為1：1。在筏板上粘貼4塊尺寸為100 mm×100 mm×200 mm(長(zhǎng)×寬×高)，總質(zhì)量60 kg的鐵塊模擬上部結(jié)構(gòu)荷載。水泥土樁樁長(zhǎng)L為450 mm，與管樁等長(zhǎng)，樁徑D（即復(fù)合樁樁徑）為50 mm，通過減小水泥摻量和縮短養(yǎng)護(hù)齡期的方法使彈性模量達(dá)到相似比要求。試驗(yàn)水泥土樁采用10%水泥摻量的水泥膠砂制作而成，其質(zhì)量配合比為水泥：福建標(biāo)準(zhǔn)砂：水=1：10：2。經(jīng)測(cè)定，水泥土試樣的3 d平均抗壓強(qiáng)度為0.28 MPa。在制作復(fù)合樁時(shí)，首先將管樁固定于牛皮紙筒中心位置，然后將拌和好的水泥土灌入紙筒，待水泥土固化后拆除紙筒，即可形成整體的復(fù)合樁。

由于模型箱寬度方向（平行于振動(dòng)方向）邊界對(duì)結(jié)果影響較小，采用不透水泡沫板將模型沿該方向均分為兩部分，以便在同一次振動(dòng)中完成兩次試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果取平均值，以減小誤差。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皞鞲衅鞑贾檬疽鈭D見圖1。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ秃蛡鞲衅鞑贾脠D（單位：mm）Fig. 1 Layout of test model and sensor （Unit: mm）

1.3 地震波選取

沿模型箱長(zhǎng)度方向輸入El Centro波作為地震波，主震段持續(xù)時(shí)間30 s，加速度幅值0.4g（約為抗震設(shè)防烈度9度），主頻率5.17 Hz。輸入地震波前后對(duì)模型地基輸入幅值為0.02g、持續(xù)時(shí)間為20 s的白噪聲。

2 抗震性能變化規(guī)律數(shù)值模擬分析

2.1 數(shù)值模型及參數(shù)

為深入研究水泥土樁的設(shè)計(jì)參數(shù)（樁徑、樁長(zhǎng)和模量）對(duì)勁芯復(fù)合樁的影響規(guī)律，基于振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)，采用有限差分程序FLAC3D對(duì)原型條件下2×3復(fù)合樁樁筏基礎(chǔ)在可液化土層中的地震響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。計(jì)算模型取實(shí)際尺寸（試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷?0倍），即長(zhǎng)19 m、寬8.5 m、高11 m，如圖2所示。模型中，各土層、樁基、筏板及上部重物均采用三維實(shí)體單元模擬，樁與砂土、砂土與筏板之間均設(shè)置接觸面單元以模擬相互作用，接觸面法向剛度與切向剛度取109 Pa/m，接觸面間的摩擦角取15°。采用六面體單元對(duì)模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，整個(gè)模型共劃分約30 950個(gè)單元，35 625個(gè)節(jié)點(diǎn)。

中粗砂和干砂采用Mohr-Coulomb（MC）模型，可液化砂土采用Finn模型[16]。Finn模型是一種用來描述飽和砂土中孔壓積累效應(yīng)的動(dòng)孔壓計(jì)算模型，其本質(zhì)是在Mohr-Coulomb本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上增加了動(dòng)孔壓的上升模式，且假定動(dòng)孔壓增量與塑性體積應(yīng)變?cè)隽肯嚓P(guān)。塑性體積應(yīng)變?cè)隽靠砂凑誃yrne[17]的方法計(jì)算。

式中：εvd為砂土塑性體積應(yīng)變；γ為砂土剪應(yīng)變；C1和C2為兩個(gè)參數(shù)，可通過式（2）、式（3）確定。

式中：Dr為砂土相對(duì)密實(shí)度。水泥土樁采用MC模型，其變形模量取150qu(qu為無側(cè)限抗壓強(qiáng)度)，黏聚力取30%qu，砂土和水泥土的參數(shù)如表3所示，其中，可液化砂土的部分計(jì)算參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)[18]中福建標(biāo)準(zhǔn)砂的剪切試驗(yàn)結(jié)果確定。管樁、筏板、上部重物采用彈性模型，彈性模量分別為38、32.5、120 GPa，泊松比均取0.2。

表3 砂土和水泥土樁計(jì)算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of sand and soil-cement columns

數(shù)值模型采用瑞利阻尼進(jìn)行動(dòng)力分析，假定阻尼矩陣與質(zhì)量矩陣和剛度矩陣相關(guān)。在FLAC3D中設(shè)置瑞利阻尼時(shí)，需要最小臨界阻尼比和中心頻率兩個(gè)參數(shù)，根據(jù)FLAC3D用戶手冊(cè)中瑞利阻尼參數(shù)的確定方法[19]，本模型中臨界阻尼比設(shè)為5%，中心頻率設(shè)為5 Hz。

動(dòng)力計(jì)算時(shí)，采用自由場(chǎng)邊界條件以減少邊界效應(yīng)的影響，如圖2（b）所示，模型底部和四周均設(shè)為不排水邊界，地基表面設(shè)為自由排水邊界。在設(shè)置靜力場(chǎng)的情況下完成初始應(yīng)力場(chǎng)和孔壓場(chǎng)的計(jì)算后，刪除靜力邊界條件，施加自由場(chǎng)邊界，并從模型底面沿水平方向輸入非壓縮El Centro波，開展三維彈塑性流固耦合動(dòng)力響應(yīng)分析。需要注意的是，在動(dòng)力與滲流的耦合分析時(shí)，需將滲流計(jì)算模式打開，以模擬飽和土體的動(dòng)孔壓在振動(dòng)過程中的累積和消散效應(yīng)。

圖2 數(shù)值分析模型Fig. 2 Numerical analysis model

2.2 數(shù)值模型可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型參數(shù)選取的合理性與可靠性，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。由于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)采用的是縮尺模型，而數(shù)值模擬采用的是復(fù)合樁基礎(chǔ)原型，為便于比較和分析，將振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的監(jiān)測(cè)結(jié)果按表1所示的相似比關(guān)系進(jìn)行換算。

0.4gEl Centro波作用下土體超孔壓比時(shí)程計(jì)算值與振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)記錄值的對(duì)比如圖3所示。由圖3可知，數(shù)值計(jì)算與模型試驗(yàn)的結(jié)果趨勢(shì)相同、數(shù)值相近，且均能反映土體液化由淺層向深層發(fā)展的趨勢(shì)。因此，建立的數(shù)值計(jì)算模型可以較好地模擬地震過程中土體超孔壓的發(fā)展和液化現(xiàn)象，保證后續(xù)參數(shù)分析計(jì)算結(jié)果的可靠性。需要指出的是，數(shù)值計(jì)算得到的淺層土體超孔壓峰值的持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)于模型試驗(yàn)實(shí)測(cè)結(jié)果，這可能是由于數(shù)值模型與實(shí)際情況中砂土的滲透系數(shù)存在一定的差異。

圖3 超孔壓比響應(yīng)計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig. 3 Comparison between calculated and test results of excess pore pressure ratio

圖4為0.4gEl Centro波作用下模擬計(jì)算的加速度時(shí)程及樁身彎矩與試驗(yàn)記錄值的對(duì)比。由圖4（a）可以看出，數(shù)值計(jì)算得到的加速度響應(yīng)在時(shí)域和頻域上均與試驗(yàn)結(jié)果趨勢(shì)相近，且加速度幅值基本一致。數(shù)值計(jì)算不僅能夠反映振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)中飽和砂土因液化而產(chǎn)生的加速度衰減現(xiàn)象，而且可以模擬淺層土體加速度衰減較深層土體更為明顯的現(xiàn)象。圖4（b）顯示了樁基礎(chǔ)的彎矩響應(yīng)數(shù)值計(jì)算值與模型試驗(yàn)值的對(duì)比。兩者的總體特征和變化趨勢(shì)基本一致。

圖4 加速度和彎矩計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比Fig. 4 Comparison between calculated and test results of acceleration and bending moment

綜上所述，建立的數(shù)值模型能夠很好地反映結(jié)構(gòu)的真實(shí)情況，保證參數(shù)分析計(jì)算的合理性和可靠性。

2.3 水泥土樁設(shè)計(jì)參數(shù)對(duì)抗震性能的影響

為深入研究可液化土中勁芯復(fù)合樁的抗震性能，通過數(shù)值模型進(jìn)行參數(shù)分析，重點(diǎn)分析水泥土樁設(shè)計(jì)參數(shù)（樁徑D、樁長(zhǎng)L和剪切模量Gc）對(duì)砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

2.3.1 水泥土樁樁徑 基于構(gòu)建的三維數(shù)值計(jì)算模型，保持砂土剪切模量Gs=3.85 MPa，水泥土樁剪切模量Gc=323 MPa，水泥土樁樁長(zhǎng)L=9 m，管樁樁長(zhǎng)l=9 m，管樁樁徑d=400 mm不變，分別選取水泥土樁樁徑D為1.0d（即單獨(dú)管樁）、1.5d、2.0d、2.5d和3.0d，以此來探討水泥土樁樁徑對(duì)砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4gEl Centro波作用下，不同樁徑比D/d對(duì)應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖5所示。為方便比較，縱坐標(biāo)是將深度z除以管樁樁長(zhǎng)l，并歸一化處理后來表示的。結(jié)果表明，隨著D/d的增大，土中各深度位置超孔壓比峰值不斷減小。D/d從1.0增 大 至3.0時(shí)，埋 深8 m位 置（z/l=0.89）的超孔壓比峰值從0.85降低至0.69，減少18.8%；埋深2 m位置（z/l=0.22）的超孔壓比峰值從1.09降至0.82，減少24.8%，表明水泥土樁對(duì)場(chǎng)地的超孔壓反應(yīng)有明顯的削弱作用，且增大水泥土樁樁徑可有效降低樁周土體的液化風(fēng)險(xiǎn)。上述計(jì)算規(guī)律與Hasheminezhad等[20]通過數(shù)值計(jì)算得到的規(guī)律一致。

圖5 不同樁徑比下各深度處超孔壓比峰值對(duì)比Fig. 5 Comparision of peak values of excess pore pressure ratio under different depths and diameter ratios

為了定量分析復(fù)合樁基礎(chǔ)對(duì)土體抗液化性能提高的程度，基于能夠反映土體液化程度的超孔壓比，定義復(fù)合樁場(chǎng)地抗液化性能提升比η為[21]

式中：ru和ru′分別表示預(yù)制樁場(chǎng)地和復(fù)合樁場(chǎng)地群樁內(nèi)部土體某深度處的超孔壓比。

η與樁徑比的關(guān)系曲線如圖6所示。隨著樁徑比D/d的增大，砂土地基各深度處的抗液化性能提升比均明顯增大，水泥土樁樁徑是影響復(fù)合樁基礎(chǔ)提升地基抗液化特性的關(guān)鍵因素。當(dāng)D/d由0增大至3.0時(shí)，η由0增大至21.9%。對(duì)于同一復(fù)合樁場(chǎng)地，其抗液化性能提升比隨土層埋深的減小而增大。

在強(qiáng)震作用下，液化場(chǎng)地樁基最常發(fā)生彎曲失效。為直觀地分析水泥土樁樁徑對(duì)復(fù)合樁彎曲失效的影響，將不同振動(dòng)強(qiáng)度amax下預(yù)制管樁樁身最大彎矩與極限彎矩的比值Mmax/Mu隨樁徑比D/d的變化曲線繪制于圖7。當(dāng)Mmax/Mu小于1時(shí)，表明樁基未發(fā)生彎曲失效，當(dāng)Mmax/Mu大于或等于1時(shí)，表明樁基發(fā)生彎曲失效；其中，勁芯復(fù)合樁的芯樁為預(yù)應(yīng)力混凝土管樁PHC400C(95)，其樁身受彎承載力極限值Mu為194 kN·m。

圖7 樁徑比對(duì)復(fù)合樁彎曲失效的影響Fig. 7 Effect of D/d on bending failure of composite piles

由圖7可以看出，隨著D/d的增大，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的Mmax/Mu逐漸減小，且震動(dòng)強(qiáng)度越大，減小幅度越明顯。這表明增大震動(dòng)強(qiáng)度可大幅增加樁基發(fā)生彎曲失效的風(fēng)險(xiǎn)，而增大水泥土樁樁徑可顯著降低復(fù)合樁發(fā)生彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)。需要說明的是，在所有的工況中（L/l=1.0），樁基發(fā)生彎曲破壞的位置均處于樁頭附近。

2.3.2 水泥土樁樁長(zhǎng) 保持砂土剪切模量Gs=3.85 MPa，水泥土樁剪切模量Gc=323 MPa，水泥土樁樁徑D=1 000 mm，管樁樁徑d=400 mm，管樁樁長(zhǎng)l=9.0 m不變，分別選取水泥土樁樁長(zhǎng)L為0、0.25l、0.5l、0.75l和1.0l，以此來探討水 泥土樁樁長(zhǎng)對(duì)砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4gEl Centro波作用下，不同樁長(zhǎng)比L/l對(duì)應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖8所示。隨著L/l的增大，土中各深度位置超孔壓比峰值不斷減小，且在水泥土樁加固范圍內(nèi)，超孔壓比減小得更為明顯。這表明水泥土樁能有效抑制場(chǎng)地的超孔壓反應(yīng)，且增加樁長(zhǎng)能有效降低樁周土的液化程度。

圖8 不同樁長(zhǎng)比下各深度處超孔壓比峰值對(duì)比Fig. 8 Comparison of peak values of excess pore pressure ratio under different depths and length ratios

不同震動(dòng)強(qiáng)度下預(yù)制混凝土管樁的Mmax/Mu隨樁長(zhǎng)比L/l的變化規(guī)律如圖9所示。由圖9可知，隨著L/l的增大，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的Mmax/Mu明顯減小。在amax=0.3g的工況下，當(dāng)L/l由0增大至1.0時(shí)，管樁的Mmax/Mu由0.98降低至0.42，增加水泥土樁樁長(zhǎng)可明顯降低復(fù)合樁彎曲失效的風(fēng)險(xiǎn)。值得注意的是，對(duì)于L/l為0.25和0.5的工況，樁基發(fā)生彎曲失效的位置處于水泥土與砂土交界處附近；而其他工況中，樁基發(fā)生彎曲破壞的位置均處于樁頭附近。可能的原因是，正常的等截面樁（L/l=0，L/l=1）由于樁頭嵌固，最大彎矩發(fā)生在樁頭處；而當(dāng)水泥土樁與管樁不等長(zhǎng)時(shí)，由于水泥土樁使得周圍土層的側(cè)向約束發(fā)生明顯變化，水泥土與砂土交界處將發(fā)生明顯的剛度突變和動(dòng)應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此，在此處產(chǎn)生較大彎矩。這一彎矩值的大小會(huì)隨著L/l的增大而減小，當(dāng)L/l=0.25和L/l=0.5時(shí)，交界面彎矩大于樁頭彎矩，而L/l=0.75時(shí)，交界面彎矩已小于樁頭彎矩。

圖9 樁長(zhǎng)比對(duì)復(fù)合樁彎曲失效的影響Fig. 9 Effect of L/l on bending failure of composite piles

2.3.3 水泥土樁剪切模量 保持水泥土樁樁長(zhǎng)L=9 m，樁徑D=1 000 mm，管樁樁長(zhǎng)l=9 m，樁徑d=400 mm，可液化砂土層剪切模量Gs=3.85 MPa不變，分別選取水泥土樁剪切模量Gc為15Gs、30Gs、45Gs和60Gs的工況來探討水泥土樁模量對(duì)砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4gEl Centro波作用下，不同樁土剪切模量比Gc/Gs對(duì)應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖10所示。由圖10可知，隨著樁土模量比的增大，土體各深度處超孔壓比均減小，但減小幅度隨模量比的增加呈降低趨勢(shì)，表明在一定范圍內(nèi)增加水泥土剪切模量可有效提高樁周土體的抗液化性能。

圖10 不同模量比下各深度處超孔壓比峰值對(duì)比Fig. 10 Comparsion of peak values of excess pore pressure ratio under different depths and modulus ratios

圖11顯示了復(fù)合樁地基抗液化性能提升比η與樁土剪切模量比Gc/Gs的關(guān)系。由圖11可知，地基各深度位置的η均隨著Gc/Gs的增大而增大。當(dāng)Gc/Gs由15增大至60時(shí)，其平均抗液化性能提升比由10.2%提高至16.7%。因此，水泥土剪切模量也是影響復(fù)合樁地基抗液化性能的主要影響因素，但模量的影響具有一定的局限性，當(dāng)Gc/Gs大于45后，繼續(xù)增加剪切模量對(duì)復(fù)合樁地基抗液化性能的提升作用并不明顯。

圖11 抗液化性能提升比與剪切模量比的關(guān)系Fig. 11 Relationship between of Gc/Gs and η

不同震動(dòng)強(qiáng)度下預(yù)制管樁的Mmax/Mu隨Gc/Gs的變化如圖12所示。由圖12可知，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的Mmax/Mu隨Gc/Gs的增大而減小。對(duì)于amax=0.4g的工況，當(dāng)Gc/Gs由15增大至60時(shí)，其Mmax/Mu由1.14減小至0.66。因此，增加水泥土剪切模量在一定程度上可降低復(fù)合樁發(fā)生彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)，當(dāng)Gc/Gs大于45后，持續(xù)增加水泥土剪切模量對(duì)Mmax/Mu的影響不再顯著。此外，所有工況中樁基發(fā)生彎曲失效的位置均位于樁頭附近。

圖12 剪切模量比對(duì)復(fù)合樁彎曲失效的影響Fig.12 Effect of Gc/Gson bending failure of composite piles

3 討論

水泥土樁參數(shù)對(duì)可液化土中復(fù)合樁地基抗震性能影響顯著，增大水泥土樁樁徑是提高樁基抗震性最直接有效的措施。由于淺層液化土對(duì)樁基的破壞風(fēng)險(xiǎn)較深層液化土更大，故當(dāng)可液化土層較薄時(shí)（小于10 m）[22]，水泥土樁貫穿可液化土層；若液化土層較深厚不宜貫穿，則水泥土樁長(zhǎng)度應(yīng)不小于10 m。由于持續(xù)提高水泥土強(qiáng)度（模量）會(huì)大幅增加成本，且超過一定范圍后對(duì)地基抗震性能的提升效果并不明顯，因此，水泥土強(qiáng)度存在一個(gè)最佳范圍。結(jié)合《勁芯復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程》(JGJ/T 327—2014)[23]、《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[24]、《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》(JGJ/T 406—2017)[25]和本文成果，確定可液化土層中勁芯復(fù)合樁的樁身參數(shù)推薦值，可供實(shí)際工程參考，如表4所示。

表4 可液化土層中勁芯復(fù)合樁樁身參數(shù)推薦值Table 4 Design parameters recommended values of composite pile in liquefiable soil

在進(jìn)行可液化土中勁芯復(fù)合樁抗震驗(yàn)算時(shí)，應(yīng)當(dāng)著重考慮水泥土樁加固對(duì)預(yù)制管樁水平抗震起到的有利作用。一方面，水泥土在一定程度上可視為強(qiáng)度模量更高的土壤，采用水泥土處理土壤能夠提高地基的水平抗力系數(shù)；另一方面，水泥土加固能有效降低可液化土層的液化趨勢(shì)，在對(duì)液化砂土水平抗力折減時(shí)可適當(dāng)增大液化折減系數(shù)。為保證工程安全，不考慮樁徑比D/d低于2.0時(shí)水泥土樁對(duì)土層液化的抑制作用，僅將其視為抗震性能的安全儲(chǔ)備。另外，對(duì)于本文中樁頭與筏板固接的復(fù)合樁，樁基在樁頭附近或水泥土與可液化砂土交界處容易產(chǎn)生彎曲破壞，應(yīng)在這些位置采取必要的構(gòu)造措施，如增配螺旋箍筋、填芯等，以提高其抗震承載力和延性。

4 結(jié)論

1）水泥土樁加固管樁地基形成的勁芯復(fù)合樁較普通管樁具有更好的抗震性能，能夠在一定程度上抑制液化土超孔壓的發(fā)展。增大水泥土樁樁徑是提高樁基抗震性能最直接有效的措施。

2）增加水泥土樁樁長(zhǎng)可以有效減小土體各深度處超孔壓比，降低樁身彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)。當(dāng)可液化土層厚度較小時(shí)（小于10 m），水泥土樁應(yīng)貫穿可液化土層；若液化土層較深厚不宜貫穿，則水泥土樁長(zhǎng)度應(yīng)不小于10 m。

3）增加水泥土剪切模量對(duì)復(fù)合樁地基抗震性能的提升是有限的，在實(shí)際工程中，可通過適當(dāng)增加水泥土剪切模量來提高可液化地基中復(fù)合樁的抗震能力，但當(dāng)樁土模量比大于45后，繼續(xù)增加水泥土的剪切模量對(duì)復(fù)合樁抗震性能的提升效果并不明顯。

4）樁頭與筏板固接的復(fù)合樁地基在樁頭附近或水泥土與可液化砂土交界處容易產(chǎn)生彎曲破壞，工程中應(yīng)在這些位置采取必要的構(gòu)造措施。