碎石桩加固液化场地高桩码头抗震性能分析

唐 亮, 刘 鹏, 刘书幸, 凌贤长, 李雪伟, 万怡江

(1. 哈尔滨工业大学土木工程学院, 黑龙江 哈尔滨 150090;2. 黑龙江省寒区轨道交通工程技术研究中心, 黑龙江 哈尔滨 150090; 3. 青岛理工大学土木工程学院, 山东 青岛 266033)

0 引言

高桩码头作为主要的港口建筑物,具有抗震性能优良、承载能力强等优点,广泛用于沿海地区的液化场地中[1]。但是,沿海地区频发的地震,使得高桩码头的抗震安全性受到严峻的挑战。大量震害调查显示,地震作用下岸坡场地在顺坡方向的永久变形是高桩码头桩基震害的主要原因之一,加之岸坡场地液化进一步加重高桩码头破坏,且在较低地震作用下也常导致桩基地震破坏[2-5]。

国内外一些学者对此进行了系统研究。在碎石桩加固方面,邹佑学等[6]提出碎石桩有效抗液化范围在2.5～3倍桩距之间。周春澍[7]采用OpenSees计算平台,发现了碎石桩能够明显减小微倾液化场地的侧向位移。Alam等[8]实施了室内振动台试验,发现挤密碎石桩能够明显影响着沉箱码头地震位移。Tang等[9-10]通过数值模拟,得到加筋碎石桩可以有效地减小液化场地侧向位移。袁野、王纯子等[11-12]采用室内试验方法,发现碎石桩可以有效地防止地基液化。

在港口工程地基处理方面,Vytiniotis等[13]提出塑料排水板能够有效降低土体侧向变形和孔压的升高。Chalmers[14]利用数值模拟手段,得到深层水泥土搅拌桩能够有效用于降低地震作用下土体的侧向永久位移。Rosidi[15]开展了桩承式码头抗震性能有限差数值分析,研究表明振冲密实法可用于地基的抗液化措施。Mageau等[16]进行了高桩码头碎石桩加固地基的二维有限元数值分析。唐亮等[17-18]利用OpenSees计算平台,真实还原了地震作用下液化场地桩-土相互作用动力响应规律。目前对高桩码头的加固措施多集中于结构层面,而对碎石桩加固高桩码头后方液化场地的抗震性能研究较少。

鉴于此,本文构建液化场地高桩码头三维数值模型并验证模型的可靠性,系统分析加固区距码头的距离、碎石桩直径和长度等参数对液化场地高桩码头加固效果的影响,探讨高桩码头地震响应的基本规律,揭示液化场地高桩码头加固前后变形受力特征。

1 离心机振动台三维数值模型

本文以McCulloug等[19]的高桩码头离心机振动台试验为基础,试验布置图如图1所示。模型长70 m、宽28 m和高28 m。土层自上而下分别为碎石、松砂和密砂等。其中,点A、点B和点C埋深分别为13 m、15.7 m和8.3 m。高桩码头由3×7根桩和甲板构成,桩长27.23 m,直径0.64 m。基底激励为幅值0.15g的Loma Priet地震波,如图2所示。

图1 离心机试验布置[19](单位:m)Fig.1 Pile-supported wharf centrifuge test[19] (Unit:m)

图2 基底激励[19]Fig.2 Base input excitation[19]

依照离心机振动台试验,建立液化场地高桩码头三维数值模型,见图3。数值模型中,土体所用本构模型均为弹塑性模型。采用Byrne孔压增量模型[20],引入Byrne建立了孔压与土体剪切模量、参考剪应变之间经验关系式[23-25],利用往返剪切作用下饱和土体积变化相容条件(即:砂土的永久体积压缩、排出的孔隙水体积,以及有效正应力降低引起土的回弹体积之和等于0),模拟地震作用下土体孔压发生甚至液化效应。针对离心机振动台试验中土体动力响应进行了模拟分析,验证了本构模型的可靠性。甲板采用实体单元模拟,以模拟其在地震过程中的相应变形。桩基采用Pile单元模拟,计算参数分别列于表1和表2。

图3 三维数值模型Fig.3 Three-dimensional numerical model

表1 土层物理参数Table 1 Physical parameters of soils

表2 桩单元参数Table 2 Pile element parameters

为了准确地模拟地震过程中桩-土相互作用,桩单元与土体单元之间设置了耦合弹簧模拟其非线性行为。桩土界面的作用存在2个方向,分别是垂直于桩轴方向和平行于桩轴方向,2个方向的桩土接触作用为桩土相对滑移,而桩土之间的剪切力是否超过极限剪切力作为判断桩土是否发生相对滑动的标准(图4)。本文中,极限剪切力分别由土体黏结强度Cs、内摩擦角φs、有效围压σc控制,具体计算方法如文献[22]中所述。

图4 桩-土接触面切向弹簧Fig.4 Tangential spring of soil-pile interface

为了避免地震波在模型边界处发生反射而产生计算误差,数值模型中采用自由场边界,见图5所示。自由场边界是通过在主体模型周边,分别建立4个柱体自由场网格和平面自由场网格;然后,分别通过水平阻尼器和竖向阻尼器连接同一高度处自由场网格与主体模型。实现地震过程中主体模型与周围土体力的传递,以及地震波在边界处的能量耗散效应,避免了地震波在边界处的反射,进而模拟了主体模型周边地基为与实际状态一致的无限大的半无限空间体。

图5 自由场边界Fig.5 Free field boundary

2 数值模拟方法可靠性检验

图6为A、B和C三点处孔隙水压力比计算值与试验对比图。可以看出孔压比试验值与计算值虽有差别但其变化趋势基本一致。其中,A点和C点的孔压比计算结果与试验基本相同,B点孔压比计算结果的增大速度略大于试验,但整体变化趋势相同。桩身弯矩时程的计算值和试验值的对比图如图7所示。弯矩计算值峰值略大于试验值峰值,但其时程变化规律基本一致,计算值可以准确地反映地震过程中桩身弯矩的变化过程。图8反映了甲板水平位移计算值和试验值对比。在地震过程中,位移计算值的残余甲板位移略大于试验值,但是其变化趋势基本一致。

图6 砂土孔压比时程对比Fig.6 Computed and experimental pore pressure ratio of sand

图7 桩基弯矩时程对比Fig.7 Computed and experimental bending moment time histories at pile foundation

图8 甲板水平位移时程对比Fig.8 Computed and experimental displacement time histories at the wharf deck

3 碎石桩加固液化场地高桩码头抗震性能分析

本节重点研究了加固区距码头距离、碎石桩直径和桩长对液化场地高桩码头加固效果,具体计算方案如表3所列。碎石桩采用实体单元模拟[20],如图9所示,具体参数取值如表4所列。为了准确地反映碎石桩与土体的相互作用,在碎石桩-土界面添加相应的接触面单元,其接触面参数取值如表5所列。

表3 加固工况Table 3 Reinforcement condition

图9 碎石桩网格划分Fig.9 Mesh of gravel pile

表4 碎石桩的计算参数Table 4 Calculation parameters of pile-soil interface

表5 桩-土接触面的计算参数Table 5 Calculation parameters of gravel pile

另外,为了便于对比计算结果,本节中的基底输入为正弦波,如图10所示。

图10 基底激励Fig.10 Base input excitation

3.1 加固区距码头距离对高桩码头抗震性能的影响

图11为加固区距码头不同距离A、B和C三点孔压比时程对比。加固区距岸坡越近,码头的抗液化能力越强。并且,当加固区距码头2 m时,孔压比下降幅度最大,这是因为加固区距岸坡越近,其对砂土的排水作用越强。

图11 加固区距码头不同距离下砂土孔压比时程对比(D=1.0 m,L=1.3)Fig.11 Comparison of pore pressure ratio time histories with different distance between the reinforced area and the wharf (D=1.0 m and L=1.3)

图12反映了加固区距码头不同距离下甲板水平位移时程对比。可以看出,随着加固区距码头距离的减小,甲板水平位移也逐渐减小。其中,当加固区距高桩码头2 m时,甲板水平位移为35.7 cm,相较于未加固工况减小了5.3%。加固区距码头不同距离下桩身弯矩对比如图13所示。由于碎石桩的存在,桩身弯矩均有一定程度的减小,并且加固区距码头距离越小,桩身弯矩的减小效果越明显。

图12 加固区距码头不同距离下下甲板水平位移时程对比(D=1.0 m,L=1.3)Fig.12 Comparison of wharf displacement time histories with different distance between the reinforced area and the wharf (D=1.0 m and L=1.3)

图13 加固区距码头不同距离下码头桩基弯矩时程对比(D=1.0 m,L=1.3)Fig.13 Comparison of bending moment time histories with different distance between the reinforced area and the wharf (D=1.0 m and L=1.3)

究其原因,这主要可能由于碎石桩的排水作用存在一定范围。碎石桩加固区距高桩码头距离越近,地震过程中高桩码头后方场地孔隙水压力的降低幅度越大,其液化程度越小,地震过程土体变形越小,进而限制了地震过程中高桩码头甲板位移和桩基弯矩发展,提高了其整体抗震能力。

3.2 桩径对高桩码头抗震性能的影响

图14为不同碎石桩直径作用下A、B和C三点孔压比时程对比。随着碎石桩直径的增大,砂土孔压比衰减幅度明显增大,进而可以有效地降低高桩码头后方液化场地的液化程度。

图14 不同桩径下砂土孔压比时程对比(B=3 m,L=1.3)Fig.14 Comparison of pore pressure ratio time histories with different pile diameters (B=3 m and L=1.3)

不同碎石桩直径作用下甲板水平位移对比如图15所示。碎石桩直径越大,甲板水平位移越小。其中,当碎石桩直径为0.6m时,甲板水平位移的衰减程度并不明显。而当碎石桩直径达到1.4m,甲板水平位移明显减小。相较于未加固工况,甲板水平位移减小了12.7%。可见,大直径碎石桩可以有效地控制高桩码头结构在地震过程中的动力响应。

图15 不同桩径下甲板水平位移时程对比(B=3 m,L=1.3)Fig.15 Comparison of wharf displacement time histories with different pile diameters (B=3 m and L=1.3)

图16给出了不同碎石桩直径作用下码头桩弯矩对比。可以看出,随着碎石桩直径的增大,桩身弯矩均有不同程度的减小。当碎石桩桩径为1.4 m时,桩身弯矩的减小幅度最大。

图16 不同桩径下码头桩基弯矩时程对比(B=3 m,L=1.3)Fig.16 Comparison of bending moment time histories with different pile diameters (B=3 m and L=1.3)

3.3 桩长对高桩码头抗震性能的影响

图17为不同碎石桩桩长作用下A、B和C三点孔压比时程对比。可以看出,随着碎石桩桩长的增大,A、B、C三点处的孔压比均有不同程度地降低。其中,A点孔压比下降幅度最大,B点和C点次之。究其原因,是因为B点和C点距碎石桩距离相差不大,各个工况中碎石桩排水效果相差不大。

图17 不同桩长下砂土孔压比时程对比(B=3 m,D=1 m)Fig.17 Comparison of pore pressure ratio time histories with different pile lengths (B=3 m and D=1 m)

图18给出了不同碎石桩桩长作用下甲板水平位移时程图对比。碎石桩桩长越大,甲板水平位移越小,且其衰减程度与桩长成正比。其中,当碎石桩桩长与可液化土层厚度比值为1.8时,甲板水平位移降低了20.4%。

图18 不同桩长下甲板水平位移时程对比(B=3 m,D=1 m)Fig.18 Comparison of wharf displacement time histories with different pile lengths (B=3 m and D=1 m)

不同碎石桩桩长作用下桩身弯矩时程对比如图19所示。随着碎石桩长度的增大,桩身弯矩逐渐减小,且其变化规律与甲板位移相同。当碎石桩桩长与可液化土层厚度比值为1.8时,其加固效果最为显著,桩身弯矩最多减小了19.8%。

图19 不同桩长下码头桩基弯矩时程对比(B=3 m,D=1 m)Fig.19 Comparison of bending moment time histories with different pile lengths (B=3 m and D=1 m)

3.4 不同加固方案高桩码头抗震性能对比

图20为不同因素下B点孔压比下降百分比。可以看出,B点孔压比下降程度随碎石桩直径、长度的增大而增大,也随着加固区距高桩码头距离的减小而增大。其中,当D=1.4 m和L=1.8时,孔压比下降程度最大,分别为89.2%和92%,远大于B=2 m的37.8%。因此,增大碎石桩直径和长度更能有效地增强液化场地高桩码头的抗液化能力。

图20 不同因素下孔压比下降百分比Fig.20 Comparison between percentage decrease of pore pressure ratio with different factors

图21和图22分别给出了不同因素下位移和弯矩减少百分比。地震过程中甲板位移减少趋势与桩身弯矩减小趋势基本一致,并与碎石桩直径和长度正相关。当加固区距高桩码头6m时,继续缩短其与高桩码头的距离无法明显地减小高桩码头在地震过程中的位移与弯矩。这也说明在相同条件下,碎石桩直径和长度更能有效地提高液化场地高桩码头的抗震性能。

图21 不同因素下甲板位移减少百分比Fig.21 Comparison between percentage decrease of deck displacement with different factors

图22 不同因素下桩身弯矩减少百分比Fig.22 Comparison between percentage decrease of bending moment with different factors

4 结论

本文基于经典离心机振动台试验,构建液化场地高桩码头三维数值模型,揭示了加固区距码头的距离、碎石桩直径和长度等不同加固参数下液化场地高桩码头变形受力规律,得到如下结论:

(1) 加固区孔压比随着碎石桩直径和长度的增大而减小,也随着加固区距高桩码头距离的减小而减小。其中,当D=1.4 m和L=1.8时,孔压比下降程度最大,分别为89.2%和92%,远大于B=2 m的37.8%。

(2) 地震过程中甲板位移和桩身弯矩变化趋势基本一致,并随着碎石桩直径和长度的增大而明显减小。因此,大直径和长尺寸碎石桩更能有效地提高液化场地高桩码头抗震性能。

(3) 碎石桩加固的液化场地高桩码头抗震性能与碎石桩直径和长度呈明显的正相关关系,并随着加固区距高桩码头距离的减小而趋于稳定。

(4) 限于篇幅,考虑到碎石桩加固效果的影响因素众多,包括加固区位置、土层条件、碎石桩渗透性、地震动特性、施工工艺等,将在今后研究工作中做进一步深入研究与探讨。