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)教育部重點實驗室,北京 100124)

0 引言

液化場地的加固措施有多種,包括樁基、擠密和換填等。其中較為常見的是碎石樁法,諸多學(xué)者通過實際工程項目、室內(nèi)試驗及數(shù)值模擬等方法進(jìn)行研究,結(jié)果表明碎石樁在傾斜場地中對防治液化十分有利[1-3]。但由于液化會降低土體抗剪強(qiáng)度,且碎石樁的剛度相對較低,該類型復(fù)合地基的承載力可能達(dá)不到設(shè)計要求。因此諸多學(xué)者開展了相關(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,實測了不同數(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)場觀測的數(shù)據(jù),分析研究了混凝土芯砂石樁在軟土場地中的各項性能,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,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,如能夠在短時間內(nèi)進(jìn)行大量參數(shù)分析,較好地刻畫飽和土體的剪縮、剪脹等液化特性,便于獲取土和結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)等,大量學(xué)者采用此方法開展廣泛研究[15]。各學(xué)者主要針對混凝土芯砂石樁對高含水量軟土場地的加固效果、樁體位移和固結(jié)特性等的影響進(jìn)行分析研究,從而得到有價值的結(jié)論,加深對混凝土芯砂石樁性能的理解[16-18]。如翁嘉蔚等[19]通過數(shù)值模擬,對短混凝土芯碎石樁復(fù)合地基開展了固結(jié)特性的研究,并與碎石樁和混凝土樁加固模型進(jìn)行了對比。

液化側(cè)向擴(kuò)展場地中樁基礎(chǔ)的抗震性能始終是巖土地震工程的熱點問題,盡管已有眾多學(xué)者利用試驗和數(shù)值模擬對其進(jìn)行深入研究[20-22],但目前針對混凝土碎石復(fù)合樁加固效果的研究還不多見?；炷翗毒哂休^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,可有效降低周圍場地的液化程度,因此混凝土碎石復(fù)合樁能否作為有效應(yīng)對微傾場地液化側(cè)向大變形的工程措施,其可行性值得深入研究。

本文通過OpenSees有限元平臺建立液化場地數(shù)值模型,并與前人開展的離心機(jī)振動臺試驗結(jié)果進(jìn)行對比驗證。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-傾斜液化場地數(shù)值分析模型,將3種樁型加固后的場地變形及樁身內(nèi)力等動力響應(yīng)結(jié)果進(jìn)行對比分析,進(jìn)而探討混凝土碎石復(fù)合樁的優(yōu)化設(shè)計方案。

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]開展的離心機(jī)振動臺試驗中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)來模擬[24],該模型考慮了砂土先前剪脹對后續(xù)收縮階段的影響,對永久剪切應(yīng)變累計參數(shù)做了修正,可以更好地再現(xiàn)動力過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)振動臺試驗對應(yīng)的原型場地示意圖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)名稱可液化砂層密砂層材料號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)量塊來模擬上部結(jié)構(gòu)的慣性作用。建模時樁體采用具有運動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]來模擬,截面則通過section Aggregator[26]命令聚合來模擬。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),每個單元中有3個自由度。模型兩側(cè)通過equalDOF命令將深度相等的土節(jié)點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,模擬簡化的剪切邊界條件,即認(rèn)為該土體在地震作用下做簡單剪切運動。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)值模型動力計算時選用與試驗時相同的Kobe地震記錄作為輸入地震動,峰值強(qiáng)度為0.22g,地震動時程曲線如圖2所示。

圖2 Kobe地震動加速度時程Fig.2 Time histories of Kobe ground motion

模型計算過程分為3步進(jìn)行:①施加土層重力進(jìn)行靜力線彈性計算,用來模擬土體的初始應(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采用基底一致激勵方式輸入地震荷載進(jìn)行動力分析。

1.2 模型可靠性驗證

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

圖3 土體及樁基水平加速度時程對比Fig.3 Comparison of horizontal acceleration of soil and pile time history curves

圖5 樁彎矩時程對比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 傾斜液化場地中3種樁型加固結(jié)果對比

將已驗證的數(shù)值模型調(diào)整為傾角2°的傾斜液化場地模型,并分別建立混凝土碎石復(fù)合樁、碎石樁和混凝土樁-傾斜可液化場地數(shù)值分析模型?；炷了槭瘡?fù)合樁的建立基于江蘇鎮(zhèn)江一處高速公路實際應(yīng)用,樁徑為0.5 m,3種樁型的樁長均為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類別抗壓強(qiáng)度/kPa峰值應(yīng)變屈服強(qiáng)度/kPa屈服時應(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)律分析對比

為了較好地保持計算結(jié)果的精度,網(wǎng)格劃分時上部松砂層為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個樁節(jié)點,將樁的質(zhì)量集中于各個樁節(jié)點上。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A、B、C,密砂層中距地表10.9、13.9、16.9 m的點D、E、F進(jìn)行分析。網(wǎng)格劃分及特征點選取如圖7所示。

圖7 特征點選取示意圖Fig.7 Schematics of feature points selection

樁周土體的超孔壓比時程,如圖8所示。由圖可知,用混凝土碎石復(fù)合樁加固時,場地在振動開始后約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,孔隙水壓力會在短時間內(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時土體又受到了較大振動激勵,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10 s后由于場地中具有良好的排水通道并且振動逐漸減弱,松砂土體的超孔隙水壓力總體呈持續(xù)波動消散趨勢,在振動結(jié)束時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,在整個振動過程中孔壓比始終保持在較低水平,變化幅度較小。振動開始后約3.5 s 時孔壓比達(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,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)果表明整個振動過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基本相同。當(dāng)振動剛開始后約4 s時,孔壓比均達(dá)到峰值,其中距離樁1D時孔壓比峰值相對最小。而距樁3D及5D的兩處孔壓比峰值均超過0.8,場地達(dá)到初始液化。在4～6 s時段內(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的土體處孔壓比開始出現(xiàn)差距。表5中列出了點A～點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,振動后半程保持在0.4左右,綜合圖10場地整體孔壓響應(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A、點B、點C孔壓比對比結(jié)果,如圖11所示。由圖所知,在整個振動過程中,用混凝土碎石復(fù)合樁加固與僅用碎石樁加固時,孔壓比變化趨勢及幅度基本相同,峰值達(dá)到0.7。而用混凝土樁加固時,孔壓比在振動初期略大于另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,此時孔壓比相對來說仍較大。10 s左右超孔隙水壓力重新大幅積累,孔壓比增大,此時場地的軟化程度相比其他2種情況更為顯著。整體看來,用混凝土碎石復(fù)合樁與碎石樁加固場地,相較于用混凝土樁加固時,土體的軟化程度較小,說明碎石的排水效應(yīng)較明顯。

圖11 3種加固情況下點A、點B、點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)合樁加固傾斜場地時,振動開始后3.5 s樁周土體開始發(fā)生側(cè)向位移且迅速增長,增長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后由于振動減弱,各深度處土體側(cè)向位移增長速度均有所減緩,在振動結(jié)束后產(chǎn)生不可恢復(fù)的殘余變形。綜合圖13場地土側(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)為一個剛性體,基本不能相對于基底滑動,這是因為密砂的軟化程度較小。

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A、點B、點C處土體側(cè)移的對比結(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%,用混凝土樁加固時比用混凝土碎石復(fù)合樁時大了107.1%、136.2%、87.4%。說明混凝土碎石復(fù)合樁與碎石樁加固時土體側(cè)移量相對較小,用混凝土樁加固時側(cè)移量較大,與前兩者呈現(xiàn)出較大的差距。這是因為用混凝土碎石復(fù)合樁與碎石樁加固時,土體孔隙水能及時排出,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A、點B、點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 兩種樁型加固場地時樁身響應(yīng)對比

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,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。混凝土碎石復(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較大。同埋深處,用混凝土樁加固時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,略優(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,選取芯樁的邊長分別為0.1、0.2、0.3、0.4 m,保持其余參數(shù)均相同。此時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A處土體側(cè)移及孔壓比時程,如圖17所示,可觀察到面積比不同時土體動力響應(yīng)區(qū)別較大。由圖17(a)可知,當(dāng)芯樁邊長小于0.2 m,即芯樁占比小于20%時,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,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 不同芯樁占比時埋深2.8 m處土體側(cè)移及孔壓比對比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0～5 s階段,不同芯樁面積比時的土體水平位移發(fā)展趨勢基本相同。5 s后土體側(cè)移開始出現(xiàn)差距,當(dāng)芯樁面積比大于20%時,隨面積比增大,土體側(cè)移發(fā)展速度也逐漸增加。這是因為芯樁面積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,點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樁身沿深度最大側(cè)移的變化,當(dāng)面積比小于20%時,樁身最大側(cè)移變化不大,占比超過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,樁周土體側(cè)移及樁身側(cè)移反而會有所增大。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,這主要歸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,樁身彎矩差異同時受到芯樁占比減小時,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A處土體側(cè)移及孔壓比時程,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。說明當(dāng)碎石面積到達(dá)一定程度后(碎石占比超過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,振動結(jié)束時仍有孔隙水無法及時排出。

圖20 不同碎石殼厚度時埋深2.8 m處土體側(cè)移及孔壓比對比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)更多振動帶來的能量,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A～點C)處,樁直徑0.4 m與0.7 m時的差值分別為0.169、0.121、0.04 m。

不同碎石殼厚度時樁身沿深度最大側(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,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,不同碎石殼厚度對樁身彎矩的影響不顯著。

圖21 不同碎石殼厚度時樁身側(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,能有效抑制場地的超孔壓反應(yīng),適當(dāng)增大碎石殼占比能有效降低場地土體的液化潛力,但當(dāng)碎石面積增大到一定比例時,碎石面積的變化對樁基地震響應(yīng)的影響不顯著。

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模擬方法,對比研究了混凝土碎石復(fù)合樁加固傾斜液化場地的效果,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)合樁整體看來具有較好的抗液化性能,抗側(cè)移效果明顯,可有效降低周圍場地側(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優(yōu)于碎石樁,顯著優(yōu)于混凝土樁,距樁3倍樁徑時基本達(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,樁體會呈現(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%時為最優(yōu)選。

4) 當(dāng)碎石殼厚度增大到一定程度后對混凝土碎石復(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%時為最優(yōu)選。