冻土和可液化砂土层中单根钢管的模拟地震加载试验

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论文摘要

  由于桩基可以避免地表温度条件改变可能对地基变形和承载力带来的不利影响,有效维系上部结构的稳定性,因此在冻土场地中被广泛应用.地基液化对桩基的地震承载力有显著影响,一直是桩基工程中需要重点考虑研究的课题之一.通过振动台模拟地震激励试验,Yao等研究了地基液化时桩--土--上部结构系统的瞬时相互作用以及力学建模问题;He等和Haeri等分别研究了地基液化后土体侧向流动诱发的单桩或群桩的地震响应;Tang等研究了在砂土液化情况下桥墩及其下设群桩的地震响应;黄春霞等研究了地震时砂土液化的基本规律和振动加密对其抗液化性能的影响;吕西林等通过观测砂土中的孔隙水压力和加速度的变化,研究了砂土液化以及相应的数值建模问题.与一般工程场地相比,在冻土场地中由于地震作用而出现的地基液化可能对桩基承载性能的影响将更为复杂,现阶段相关的研究工作极少,必须借助相关实验手段进行研究.鉴于此,本文在考虑冻土作用和地基液化双重因素作用的前提下,选择处于冻土覆盖层和可液化砂土层中的单根钢管桩作为研究对象,进行振动台模拟地震加载试验,以研究其相应的抗震性能.

  1、振动台模型试验

  1.1振动台参数

  试验在抗震与结构诊治北京市重点试验室进行.台面尺寸为3m×3m,试件最大质量10t,最大位移±127mm,满载最大加速度±1.0g,最大倾覆力矩294kN·m,频率范围0.1~50Hz,振动方向为水平双向.本次试验采取单向水平加载的方式进行.

  1.2试验模型装置

  如图1所示,柔性模型箱采用Q235钢板制作,侧壁厚4mm,整体尺寸为2.4m×2.4m×1.3m.箱内四壁粘有2cm厚的泡沫保温板,以减小试验中的边界效应.底板正中通过法兰盘拴接有一根直径5cm、壁厚1.8mm以及长为1.4m的Q235空心钢管桩.钢管桩顶部设有配重为250kg的附加集中质量块,以模拟桩顶上部的地震惯性荷载.模型箱土层分为两部分:上部为冻土层,厚度为30cm,密度约为2000kg·m-3,弹性模量约为310MPa,抗压强度为0.5MPa;下层为砂土层(加水至饱和),厚度约为1m,密度约为1520kg·m-3.土层表面设有5%的缓坡,砂浆层两侧设不等宽排水沟.冻结土层属于脆性材料,在内部应力不超出弹性强度以前,具有弹性材料的力学性质,其力学性质与水泥砂浆类材料接近.考虑到大体积冻土块难以制备以及现场试验条件等因素,在保证冻土的密度、弹性模量和抗压强度等主要参数不变的前提下,确定采用水泥砂浆层(3d强度)对其进行模拟.水泥砂浆层配合比为每方砂浆用料约为水泥160kg、沙子1440kg和水280kg.饱和砂土层采用细砂分层注水制备.试验前模型箱内水位深1m.

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  1.3传感器布置

  试验中传感器布置参见图2所示.其中:全桥接线方式的BX120-5AA型应变片(S1~S16)16个,最大量程为0.02,S1~S10用来测量砂土层中的桩身应变,S11~S16用来测量冻土层中的桩身应变;量程为±50mm的拉线位移计(D1~D3)3个,D1和D2的位移计用来测量桩身不同部位的水平位移,D3用来测量冻土层水平滑动位移;剪切型压电式加速度传感器(A1~A8)8个,A1~A3和A5的加速度传感器用来测量砂土层中土的加速度,A4、A6和A8用来测量桩身不同部位的加速度,A7用来测量冻土层的加速度;BSK-0.05型孔隙水压力计5个,沿竖向均匀埋设在砂土层中,最大量程为0.05MPa,全桥接线方式.

  1.4加载过程

  试验输入地震波分别为简易正弦波、2002年美国阿拉斯加州的Denali地震波和2011年东日本大地震波,加速度时程曲线如图3所示.

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  2、试验现象与分析

  加载工况1:正弦波,峰值加速度(PGA)约为0.05g,卓越周期为1s.加载过程中模型箱仅有轻微晃动,模型箱中土层的加速度以及桩身的应变和位移都很小,总体上整个模型仅有微小的反应.正弦波加载完毕1h后,开始加载工况2:Denali地震波,峰值加速度约为0.148g,卓越周期为1.12s.加载过程中,模型箱晃动明显,桩身有一定变形,振动结束后恢复成原状,桩顶位移较小.水泥砂浆层随箱体晃动,相对砂土层有很小的下滑但基本无变形,图1中的左侧水沟有气泡产生,水位略微上升.桩处于弹性变形阶段,加速度有一定的放大,砂土层底部开始有发生液化的趋势.Denali地震波加载完毕2h后,开始加载工况3:东日本大地震波,加载时长40s.由于试验台要求单次波形最多输入4000个数据点,所以在实际操作中,东日本大地震波被截为两个片段连续加载.两个片段时长各20s,峰值加速度分别为0.468g和0.53g,卓越周期分别为0.12s和0.14s.加载过程中,模型箱晃动加剧,钢管桩亦大幅度晃动,振动完毕后出现不能完全恢复的塑性变形,桩顶位移很大.水泥砂浆层下滑明显且有不均匀下沉,致使原有坡度改变,并伴随出现了大量裂缝.左侧水沟内水位变化很大,持续产生水泡,有“涌水”现象出现.可观察到桩身既有弹性变形又有塑性变形;液化也变得明显,出现“喷水冒砂”现象,水沟内有水逸散到箱外.东日本大地震波加载完毕2h后,将工况3中的片段1调幅1.5倍后作为工况4进行加载,峰值加速度约为0.7g,卓越周期为0.12s.加载过程中模型箱剧烈晃动,沿加载方向两侧的箱壁变形明显.桩的塑性变形加大,且桩已经将与砂浆层接触部分的砂浆完全压坏,出现横贯砂浆层的通长裂隙,导致桩与砂浆层基本分离.砂浆层的下滑和不均匀下沉显著,振动完毕后已无坡度可言,砂土层液化更为严重,水沟内不停有水喷出到箱外.

  2.1不同工况加速度对比

  根据图4加速度反应可作下述分析.工况1:模型反应轻微,各点加速度基本一致.工况2:砂土中加速度A3的峰值加速度大于A1,说明砂土层可以放大输入地震波;冻土层的加速度A7与测点A3的

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  峰值加速度接近,显示冻土层尚未滑动.工况3:液化开始出现,砂土层振动进一步放大,但由于冻土层滑动和桩基出现塑性变形,冻土层加速度A7与砂土输入加速度A3相比,衰减更为明显.工况4各点加速度变化规律与工况3类似,但趋势进一步加强.

  2.2不同工况孔隙水压力对比

  图5为不同工况时的超孔隙水压力时程曲线,图中参考横线为试验前砂土层各深度处的初始有效应力.某深度处的瞬时超孔隙水压力为该位置的瞬时孔隙水压力减去试验前该点的静止孔隙水压力.对于任意工况,如果某深度处的瞬时超孔隙水压力超越参考红线所示的初始有效应力,表明该位置即有液化发生.下面选取孔隙水压力计P1和P4的测试数据为例进行分析说明.工况1:整个砂土层均未液化.工况2:底部P1处开始发生轻微液化,而P4处则无液化出现,说明砂土层在底部开始出现局部液化,对应土体的承载强度开始丧失.工况3和工况4时,地震强度增大,下部位置液化进一步加强,可作类似分析.值得说明的是:根据现场冻土层左侧水沟的喷水情况分析,工况4液化情况显然比工况3更为严重,但是这一点未能从超孔隙水压力时程曲线上加以体现.原因在于工况4试验过程中喷水高程很大,部分液态水直接喷溅到了箱外,存在卸压作用,造成土中的动水压力无法充分积聚.

  2.3不同工况侧向位移对比

  桩基和砂浆层侧向位移实测结果见图6.模型的输入加速度从工况1到工况4逐渐增大,侧向位移也随之增大.工况1和工况2时,冻土层与桩紧密接触,接触面没有“分离”,所以D1和D3读数相同;而在工况3和工况4时,钢管桩与冻土层间就不能紧密接触,桩和冻土层的侧向位移也不相同.后两个工况加载完毕后,均留有侧向残余变形,特别是工况4时D2已经超过了量程,说明此时桩的塑性变形已经很大.

  2.4不同工况桩身应变对比

  同一试验工况中,随着高度增加,砂土层和冻土层中对应部位桩的弯曲应变会增大.结合图7,可有下述分析.工况1:由于输入地震动强度很小而冻土层刚性较大,S11、S13和S15应变值相差很小,说明冻土层内桩身变形很小.对应其余工况,随着输入地震动强度增大,桩身在冻土层的变形更为明显.工况1和工况2加载完毕后桩身各点应变消失,说明属可恢复变形,桩处于弹性变形阶段.工况3和工况4时,桩身即使卸载完毕仍留有残余变形,说明桩已出现塑性变形,桩的破坏最可能出现在S15位置处.

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  3、结论

  鉴于冻土场地内地基液化对桩基抗震性能影响这一研究问题的复杂性和重要性以及目前的研究现状,本文尝试通过振动台模拟地震试验研究这一问题.结合试验过程中出现的宏观现象、土层反应和桩身响应,可得出以下结论:

  (1)由于冻土层的存在,砂土层未液化或者液化不明显时,可以给桩提供一定的侧向约束,有助于提高桩基的抗震性能;(2)当地基液化后,冻土层的存在会使土体孔隙水压力难以释放,导致液化加剧,下部可液化土层的侧向流动急剧增加,从而导致桩基的侧向变形快速增长,致使桩基的抗震性能大幅下降.

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  参 考 文 献
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