粉质粘土坝基振冲碎石桩基础动力特性及液化研究

周本能，宁子龙，赵 松

（中国电建集团成都勘测设计研究院有限公司,四川 成都 610000）

1 概述

振冲碎石桩法是以碎石或者卵石为主要填筑材料,通过振冲器产生振动力和压力水的作用在地基中造孔,向孔中填筑碎石并振密形成桩体,达到提高地基承载力和抗震液化能力、减少不均匀沉降的地基处理方法。在现场试验方面,刘华等[1]通过振冲碎石桩试验方案的制定及实施,提出了在南水北调南阳二标段粉质粘土中进行振冲加固地基的施工工艺流程和技术参数,分析了振冲碎石桩的效果。李向群等[2]针对振冲碎石桩处理软土地基,根据超重型动力触探、重型动力触探的试验结果,论证了振冲碎石桩处理软基后具有提高了复合地基地基承载力、变形模量和减少沉降的作用。在数值模拟方面,蒋涛等[3]针对新疆某电厂上部结构地基承载力要求,提出碎石桩复合地基加固方案,基于数值仿真和现场荷载试验综合确定了复合地基承载力特征值。刘玉恒等[4]使用FLAC有限差分软件,采用摩尔-库伦塑性模型,对振冲碎石桩的沉降量进行分析,并且对比分析了计算结果与现场检测试验结果。刘洋等[5]采用振动荷载作用下超孔隙水压力产生的能量模型,考虑耗散能量和孔径扩张的影响及相互作用,对复合振冲碎石桩施工过程进行了数值模拟,讨论了排水井的存在对复合振冲碎石桩孔隙水压力发展变化的影响,并对普通碎石桩和复合碎石桩的地基加固效果进行对比分析。

本工程坐落在人工堆积素填土层及冲击堆积物上,强度较低,存在地震液化的可能性,会大大降低地基整体承载力,影响结构安全。本文以3#生态坝为研究对象,采用振冲碎石桩对地基进行加固处理,对大坝结构及坝基在动荷载作用下的变形和应力分布情况进行计算分析。

2 工程概况

本工程为混凝土重力跌水坝,正常蓄水位815.00 m,最大坝高7.50 m,分为55 个溢流坝段。坝基处理挖除第一层低液限黏土,回填砂砾石料,碾压密实,采用振冲碎石桩加固,桩端深入持力层1.5 m,桩径1.0 m,桩距2.0 m,桩长12.4 m。

3 振冲碎石桩复合地基的三维动力特性研究

3.1 计算模型

选取工程最不利断面附近三个坝段建模,垂直方向Y向上为正；横河向X向左为正；顺水流方向Z向下游为正。模型包含48428个单元,47387个节点,见图1。对模型整体结构进行模态分析和谱分析,采用单点响应谱法模拟工程在铅直向、顺河向、横河向和双向地震作用下,模型的应力、位移特性,并对结果进行分析；对模型进行谐响应分析,采用模态叠加法模拟工程在正常运行工况下受到地震作用,模型的应力、位移特性,并对结果进行分析。

图1 网格及材料划分模型图

3.2 材料参数

将岩土体材料视为理想的弹塑性介质,采用Drucker-Prager模型作为本构模型。动力计算混凝土动弹性模量取静弹性模量的1.5倍,其余参数见表1。

表1 材料物理力学参数

3.3 动力计算工况

工程区地震动峰值加速度为0.15g,地震动反应谱特征周期为0.45 s,地震基本烈度为Ⅶ度。采用加速度峰值为0.15g,竖向地震加速度采用水平方向加速度的2/3。计算工况采用正常运行工况加地震荷载。

3.4 地基处理后的动力特性

（1）铅直位移计算结果分析

正常蓄水位下遇铅直向地震作用的铅直向位移分布见图2；在顺河向地震作用下铅直向位移见图3,不同地震作用下大坝铅直向最大位移计算结果见表2。

表2 不同地震作用下大坝铅直向最大位移计算结果

图2 铅直向地震工况铅直向位移云图

图3 顺河向地震工况铅直向位移云图

在铅直向地震作用下,铅直向位移最大值发生在砼铺盖中段。在顺河向地震作用下,铅直向位移最大值发生在砼铺盖与大坝交界处。在铅直向地震作用下大坝左右岸的铅直向位移分布较顺河向地震工况变化平缓,可见顺河向地震作用对铅直向位移变化分布较铅直向地震作用产生较大的影响。在铅直向地震和顺河向地震作用下大坝铅直向最大位移较正常运行工况分别增加-42.63 mm、-48.24 mm,即增加7.32%、21.44%。

（2）顺河向位移计算结果分析

正常蓄水位下,铅直向地震作用顺河向位移分布见图4,顺河向地震作用下顺河向位移见图5,不同地震作用下大坝顺河向最大位移计算结果见表3。

表3 不同地震作用下大坝顺河向最大位移计算结果

图4 铅直向地震顺河向位移云图

图5 顺河向地震顺河向位移云图

在正常运行工况下顺河向位移最大值出现在大坝下游侧建基面下两层地基中,在铅直向地震作用下,顺河向位移最大值出现在大坝下游侧持力层地基中。加固区地基整体性有所提高,加固区下游侧持力层地基在地震作用下发生较大的顺河向位移。在顺河向地震作用下,顺河向位移均发生显著变化,正常运行工况下顺河向位移最大值为12.65 mm,顺河向地震作用下该位移值为42.34 mm,增加了234.72%,地基的顺河向位移最大值出现在大坝坝轴线附近。不同地震工况下大坝顺河向位移最大值均出现在大坝坝趾处。大坝坝高较小,地基土体强度较差,在受到地震作用地基发生的顺河向位移大于坝顶顺河向位移。加固方案在正常运行工况、铅直向地震工况和顺河向地震工况下的大坝顺河向最大位移分别为9.19 mm、11.96 mm和39.98 mm。

（3）地基应力计算结果分析

地基在正常蓄水位下铅直向地震作用的竖向应力分布见图6；在顺河向地震作用下地基竖向应力分布见图7,碎石桩在不同地震工况下竖向应力分布见图8～图9。

图6 铅直向地震地基竖向应力

图7 顺河向地震工况竖向应力

图8 铅直向地震工况桩体竖向应力

图9 顺河向地震工况桩体竖向应力

地震工况下地基竖向应力最大值较正常运行工况均有所增加,顺河向地震工况下地基竖向应力增量比铅直向地震工况地基竖向应力增量稍大,表明顺河向地震加速度对地基竖向应力的影响比铅直向地震加速度对该值的影响稍大。桩体竖向应力呈现出上游侧大于下游侧,表明在水压作用下上游侧桩体承担较大一部分荷载；桩体右岸下游侧桩顶竖向应力明显小于左岸上游侧竖向应力,该分布规律与大坝左岸上游侧铅直向位移大于右岸下游侧铅直向位移规律一致。在铅直向地震和顺河向地震工况下坝基最大竖向应力为85.65 kPa和89.47 kPa,根据初设报告,地基允许承载力为90 kPa,因此在地震工况下,该加固方案能满足地基承载力要求。在铅直向地震和顺河向地震工况下,振冲碎石桩的竖向应力为568.61 kPa和589.03 kPa,均小于碎石桩体620 kPa的承载力特征值。

3.5 砂层液化分析

采用动剪应力比作为液化判别,可以有效将现场试验资料与试验结果数据进行匹配,能较好地对场地液化性能进行分析。在各地震工况下振冲碎石桩加固方案坝基覆盖层液化分析成果统计见表4。重点关注松散粉土质砾和低液限粉土的液化情况,两地层均为粉土、粉砂层,工程性状差,且埋深较浅。将计算得到的地震动剪应力比值与材料试验得出的抗液化剪应力比值相互比较可以看出,各方案低液限黏土层在不同地震荷载下均表现为局部液化,根据计算结果可以发现,发生液化部位在海漫末端下部的低液限黏土层,距离大坝段较远且大坝下部低液限黏土层已经进行挖除换填,故该层存在局部砂土液化不会影响大坝的稳定和安全。在铅直向地震作用下,不同方案坝基地层能够满足安全要求,不存在液化现象；顺河向地震作用下,松散粉土质砾和低液限粉土层剪应力均有所增大,振冲碎石桩加固方案两层地基计算动剪应力比分别为0.029～0.147和0.022～0.110,均小于抗液化应力比,不会发生液化现象。

表4 振冲碎石桩加固方案坝基液化分析成果表

4 结论

以数值模拟方法建立该工程三维有限元模型,对振冲碎石桩加固地基处理方案结构的动力特性进行分析,根据计算结果,地震工况下,该加固方案的结构位移和应力均满足要求。

（1）在铅直向地震作用下大坝左右岸的铅直向位移分布较顺河向地震工况变化较为平缓,顺河向地震作用对铅直向位移变化分布较铅直向地震作用产生较大的影响。在铅直向地震和顺河向地震作用下大坝铅直向位移较正常运行工况分别增加7.32%、21.44%。

（2）在顺河向地震作用下,结构的顺河向位移明显增加,顺河向地震作用对结构的顺河向位移影响显著,在顺河向地震作用下该位移值比在正常运行工况下顺河向位移最大值增加了234.72%。

（3）在两种地震作用下,结构的拉应力区域较小,主要分布在右岸大坝顶部、砼铺盖上游端部以及下游消力池区域。铅直向地震作用下,大坝最大拉应力较正常工况增长73.72%；顺河向地震作用下,大坝最大拉应力较正常工况增长59.12%。在不同工况下拉应力最大值分别为1.19 MPa和1.09 MPa；大坝压应力最大值分别为-1.23 MPa和-1.26 MPa。C25砼的抗拉强度允许值1.27 MPa,抗压强度允许值11.9 MPa。该加固方案能满足大坝应力结构安全。

（4）地震工况下地基竖向应力最大值较正常运行工况均有所增加,顺河向地震工况下地基竖向应力增量比铅直向地震工况地基竖向应力增量要稍大。在铅直向地震和顺河向地震工况下坝基最大竖向应力约为85.65 kPa和89.47 kPa,坝基的松散粉土质砾允许承载力为90 kPa,因此在地震工况下,该加固方案能满足地基土体的承载力要求。在铅直向地震和顺河向地震工况下,振冲碎石桩的竖向应力约为568.61 kPa和589.03 kPa,均小于碎石桩体620 kPa的承载力特征值。

（5）各方案低液限黏土层在不同地震荷载下均表现为局部液化,发生液化部位在海漫末端下部的低液限黏土层,不会影响大坝的稳定和安全。铅直向地震作用下,不同方案坝基地层不存在液化现象；顺河向地震作用下,该加固方案地基不会发生液化现象。