碎石桩加固风积沙地基液化规律及频响特征试验研究

2024-04-12吴红刚朱兆荣马至刚

铁道标准设计 2024年4期

周垣，吴红刚，朱兆荣，马至刚，孙浩，冯康

(1.西南科技大学土木工程与建筑学院,四川绵阳 621010; 2.中铁西北科学研究院有限公司,兰州 730070)

引言

随着我国西部交通建设不断发展,铁路线路不可避免穿越风积沙河谷地区,例如,新建乌鲁木齐—哈密—兰州线、拉萨至林芝段(以下简称“拉林铁路”)与库尔勒—格尔木线等线路的多段里程[1]。而西部地区地震活动强烈,发生频繁,特别是雅鲁藏布江沿岸地下水丰富,且部分河岸的地表层是较厚的风积沙,该区域的路基工程面临着地基液化的危险。液化会使地面大幅沉降,导致路堤受到拉裂破坏,而地震作用下超静孔压的累积上升会使土体有效应力持续下降,引起砂土颗粒骨架失去自稳能力,因此风积沙地基的加固与抗震设计亟待优化。碎石桩能有效抑制砂土液化,其加固风积沙地基的抗液化效果与动力响应有必要进行研究。

国内外有关专家学者对风积沙液化特性和碎石桩加固可液化地基的抗液化效果进行了研究。崔雍[2]基于FLAC3D软件对风积沙液化特征以及其影响因素进行数值计算;邹佑学[3]采用砂土液化大变形模型模拟饱和砂土与等效非线性增量模型模拟碎石桩,得出碎石桩抗液化有效范围是桩径的2.5～3倍,且发现地震作用下桩周土体与桩体为非协调性变形,剪应变比可达7～10;王晋宝[4]通过振动台试验发现相较于裸碎石桩,包裹碎石桩加固砂土地基抗液化效果与减少地基总沉降量性能更佳;李荣建[5]与LIU[6]基于有限元程序FEMEPDYN分别验证了两侧长桩、中部短桩或者长短相间布置碎石桩的砂土地基加固方式同样抗液化效果显著,且更具经济效益;赵永伦[7]通过现场实测数据总结了6个影响碎石桩处理液化粉土地基效果的因素;黄春霞[8]对前人研究做出总结,得出碎石桩加固粉土地基的抗液化效果和砂土地基相似的结论;申玉生[9]采用数值模拟得出了增长碎石桩桩长加固饱和粉土地层能有效减小地铁盾构隧道的竖向与水平位移;伍琪琳[10]基于排水抗液化理论解析了碎石桩在某港口工程解决液化难题的成功运用,并提出了用于抗液化的碎石桩质量检测的建议;邱梦瑶[11]利用OpenSees计算平台与模型试验,提出并验证了适合评价加筋碎石桩复合饱和砂土地基抗液化性能评价方法;古泉[12]探究了碎石桩作为桥梁工程抗液化加固措施的效果;李艺林[13]利用FLAC 3D中的Finn模块建立液化模型,得出碎石桩可以很好地改善结构和土层的动力响应;CHEN[14]研究并实现了一种基于物联网技术的碎石桩施工质量监测系统;WANG[15]提出了一种可液化地基中桩的三维有限元建模方法;WANG[16]研究了碎石土在恒应变幅循环荷载作用下的液化行为及细观机理。

上述文献对碎石桩的抗液化效果进行研究时,大多以具有一定黏粒的砂土及粉土为研究对象,缺乏对地基液化过程中加速度频率响应规律的探索。风积沙属于特细砂,颗粒粒径较细,黏聚力基本为零,地震作用下极易松散与流滑,其本身抗液化能力弱。因此,以拉林铁路穿越的风积沙河谷地区为研究对象,对既有碎石桩-风积沙复合地基进行缩尺振动台试验,探究碎石桩加固风积沙地层的液化规律和频响特征,为相似地基的抗液化设计提供借鉴。

1 工程概况

图1为拉林铁路穿越的某段风积沙河谷区,铁路桩号A4K40,位于贡嘎镇对岸,雅鲁藏布江左岸,距河80～100 m有新月形沙丘,丘表完全裸露。该区域风积沙地层厚度约12 m,风积沙亮色带分布较高而粒径小,暗色带分布偏低而粒径粗,沙属细沙,含水丰富,表面状态稍湿。该区域地处藏中地震带,超越概率10%的水平向地震动峰值加速度为0.2g。地基加固方式为碎石桩复合地基,正三角形布桩,桩径0.5 m,桩间距1.2 m,桩长10 m;路堤坡脚或基础外缘扩大1～2排桩,地表铺设0.3～0.6 m厚碎石垫层。

图1 拉林铁路穿越某段风积沙河谷区Fig.1 Aeolian sand valley area of a section of Lhasa-Nyingchi Railway

2 模型试验设计与制备

2.1 试验设备与模型设计

本实验在西南交通大学岩土试验大厅进行,试验的液体静压式振动台设备由苏州苏试试验集团股份有限公司生产,型号SV-1212,其振动技术参数如表1所示。

表1 振动台技术参数Tab.1 Shaking table technical parameters

缩尺模型的相似比设计以Bockingham π原理为基础,结合前人总结的液化场地设计经验[17],以及振动台的尺寸与载重,确定的相似比参数见表2,受试验条件限制,采用重力失真模型与不完全相似弹性模量控制。

表2 模型相似比Tab.2 Model similarity ratio

换算后的试验模型设计如图2所示,通过模型两边有桩区与无桩区形成对比试验,以探究碎石桩加固风积沙地基的抗液化效果。不同埋深处(埋深分别为10,30,50 cm)布置有加速度计与孔压计记录试验模型的动力响应情况,其中D0为台面加速度计。

图2 模型设计示意(单位:cm)Fig.2 Schematic of model design (unit: cm)

2.2 地震波选择与加载工况

本次试验在X向加载地震波,波形选取国内外地震研究领域专家学者广泛采用的地震波形—EL Centro波,该波是1940年在美国首次捕捉到的最大加速度超过300gal的地震波[18],其时程及频谱曲线如图3所示。此外,根据前人研究[19],未经过相似比压缩的地震动持时对液化试验效果更好,反之有可能导致地基不发生液化现象,因此模型加载的动力持时比采用1∶1。为保证液化现象的发生,本次试验共设置5个震级逐级增大的工况(GK1～GK5),各工况之间的时间间隔为40 min以上,确保地基中的超静孔隙水压充分消散,加载序列见图4。

图3 加载波时程与频谱曲线Fig.3 Loading wave time history plot and spectrogram

图4 加载工况序列Fig.4 Load case sequence

2.3 试验材料

模型试验地基填筑采用研究工点原位沙,该沙颗粒细、保水性差、黏聚力为0,且具有较强水敏性与动力易损性。经过土工试验,风积沙颗粒粒径主要分布在0.25～0.074 mm,不均匀系数Cu为2.5,属于集配不良的细砂,且最大干密度为1.5 g/cm3,最大饱和密度为1.9 g/cm3。图5给出了风积沙的粒径级配曲线,其中包括有Tsuchida提出的砂土液化界限,风积沙在界限之内。本次试验采用刚性玻璃模型箱,为降低边界效应[20],试验时在垂直于地震波加载方向的两侧面贴有15 cm聚乙烯泡沫[21]。模型地基表面铺设有碎石垫层,粒径为2～5 mm,路堤为红色黏土,仅用于模拟地表荷载。

图5 风积沙粒径分配曲线Fig.5 Particle size distribution curve of aeolian sand

2.4 模型制备

模型具体制备过程如下:(1)模型箱两侧贴聚乙烯泡沫;(2)地基分层填实,通过锤击使其密实,整个过程中同时布设传感器,当地基填筑一定深度后,布设PVC塑料管,位置由有限位孔的KT板定位;(3)地基达到目标深度后,往PVC塑料管里缓慢填筑碎石,填满之后用钳子将塑料管缓慢往地基外夹出,过程中并用铁棒冲捣PVC管里面的碎石,以挤密周围的土体;(4)铺设碎石垫层,通过水沉法使地基饱和,模型静置固结2 d后,抽走多余存方水,可认为模型地基已充分固结和饱和,最后修筑路堤完成试验模型制作。碎石桩加固地基模型具体填筑过程见图6。

图6 模型填筑过程Fig.6 Model filling process

3 试验结果分析

3.1 试验宏观现象

试验宏观现象如图7所示,由图可知:模型在GK1～GK3中未出现明显变化,当加载0.4gEL Centro波时,未加固区地表出现了水洼,且发生沉降0.6 cm,而碎石桩加固区没有明显变化。随后的0.6gEL Centro波加载加剧了未加固区的受灾特征:体现为地表沉降增加了0.4 cm,累计沉降量达到1 cm,同时强震致使该区域地表形成1 cm水位,更为显著的是路堤往无桩区域倾斜震陷了1.5 cm;反观加固区只留下地表受水扰动的痕迹。结合地震加载过程中观察到的现象进行描述:碎石桩加固区受强震激励同样形成了地表水位,但地震结束后,地表水通过碎石桩的渗水通道又快速流入地基。综上所述,在地震作用下,碎石桩可有效抵抗风积沙地基与路堤的沉降,并利于地表水消散。

图7 试验宏观现象Fig.7 Test macro phenomenon diagram

3.2 模型地基动孔压发展规律

3.2.1 孔压比响应特性

地震作用下,孔压计采集的初始信号受噪声影响较大,数据存在波动,为便于分析,应用广泛的Savitzky-Golay数据流平滑法,在时域内基于局域多项式最小二乘法拟合,对原始孔压数据进行平滑处理。平滑后的曲线能够有效保持原始信号的变化信息,如图8所示,由图可知,平滑结果较好,因此以下利用平滑后的孔压曲线探究风积沙地基液化规律。

图8 Savitzky-Golay数据平滑Fig.8 Savitzky-Golay data smoothing

为探究碎石桩加固风积沙地层的液化规律,绘制了孔压比时程曲线(图9)。孔压比定义为动力作用下超静孔隙水压力与初始有效应力的比值,当孔压比大于1时,砂土发生液化,初始有效应力根据太沙基有效应力原理得到。

图9 不同工况孔压比时程曲线Fig.9 Time-history curve of pore-pressure ratio under different working conditions

从图9中可以发现,同一水平高程的测点在不同工况下表现出相同的规律,即加固区的孔压比峰值小于未加固区。将L1、L2、L3表达为模型地基深层、中部与浅层,对于孔压比沿深度的分布规律是:在不同烈度地震下,加固区浅层的孔压比峰值始终高于中部,而深层土体的土柱质量大,有效应力高,故孔压比峰值最低;而未加固区液化特征存在差异,即中部的孔压比峰值最高,浅层次之,深层最不容易液化,但随着地震震级的加大,浅层与中部孔压比峰值开始接近,液化从浅层扩展到中部。以上说明,碎石桩加固风积沙地基抗液化效果显著,且将液化易发部位从中部转移到浅层,有利于对液化场地采取加固措施。

GK4、GK5中,振动荷载较大造成土体结构发生破坏,风积沙颗粒之间出现压密趋势,宏观上表现为未加固区发生不可逆转的体积压缩和变形,微观上表现为地基局部区域孔压比超过1,液化现象发生;而碎石桩对桩间砂土具有挤密作用,提高了风积沙颗粒之间的相互作用强度,进而风积沙地基抗剪强度与承载力得到提高,此外,桩体本身充当优良的排水路径,利于超静孔压的消散,因此能大幅度提高地基的抗液化能力。

值得关注的是,孔压比时程曲线的增长过程中不断有凹槽出现,未加固区表现得尤为明显。这是由于地震作用下,地基的超静孔压(EPWP)积累与释放循环发生,EPWP的释放是孔压持续积累造成颗粒之间孔隙开合的结果,对风积沙颗粒骨架结构有一定的扰动影响。也可以描述为地基液化具有剪胀剪缩循环活动性,而碎石桩可以减轻这种不良增长状态,使孔压增长保持稳态性。

3.2.2 碎石桩抗液化效果评价

此次试验属于同时间尺度的对比试验,为直观反映碎石桩加固风积沙地基的抗液化能力,基于加固区与无桩区同一埋深的孔压比峰值,定义抗液化提升比δ为

(1)

式中,μ0为无桩区孔压比峰值;μ′为同一埋深的加固区孔压比峰值。图10为碎石桩对风积沙地基不同深度的抗液化提升比,从图中可以看出,碎石桩的抗液化效果具有随着地震烈度增大而提高的趋势,且对风积沙地基中部的抗液化增益效果最显著,δ值都在30%以上,因此自由场风积沙地基的液化易发部位在碎石桩加固后由中部转移到了浅层。

图10 碎石桩抗液化提升比Fig.10 Anti-liquefaction lifting ratio of crushed stone pile

3.2.3 孔压增长相关性规律

由图9可知,不同埋深测点的孔压增长趋势存在一定相关性与差异性。为进一步定量化表征碎石桩加固区的这种特性,基于统计学概率的散点矩阵运算,对同一工况不同埋深测点的超静孔压时程曲线在dt内等间距取n个特征点得到Pearson系数R进行相关性分析,样本取值见图11,其相关系数表达式如下

图11 样本点提取Fig.11 Sample point extraction

(2)

通过使用IBM公司的专业数据分析工具SPSS快速进行相关值计算,得到矩阵散点图,以此判断超静孔压增长的相关性。如图12(a)所示,加载0.3gEL地震波时,碎石桩加固风积沙模型地基后,L1、L2与L3测点的孔压增长存在正相关性。其中L1与L2之间的相关系数R值为0.933 6,L1与L3之间的R值为0.927 2,而L2与L3之间的R值为0.999 3,可见加固区在高程上表现为相邻区域的孔压增长关联性显著,且中部L2的孔压增长高度影响着浅层L3的孔压上升,这是因为中部的孔隙水只能向地表渗流,对路径上的孔压有一定影响。

注:图中椭圆区域测点表示超静孔压曲线样本散点分布,红线表示拟合曲线,椭圆置信度阈值设定为95%;椭圆的宽窄度反映变量的相关度;若椭圆较圆,不沿着对角方向延伸,则变量之间不相关;若椭圆较窄,沿着对角方向延伸,则变量之间相关[22]。图12 加固区孔压响应特征矩阵散点图Fig.12 Scatter plot of pore pressure response characteristic matrix in reinforcement area

通过图12(b)来看,随着地震震级增大,在0.4gEL地震波作用下,L2、L3的孔压增长分别与L1的孔压响应相关性减弱,两者的R值下降到0.9以下,可能是因为碎石桩路径在强震下的排水功效得到充分利用,桩间土渗流路径对深层L1孔隙水的传递作用相对减弱。

加载0.6gEL地震波时,由孔压比时程曲线(图9(d))可得,几乎整个模型地基发生了液化,结合图12(c)可以发现:引起地基液化的高烈度地震将碎石桩的排水功效几乎发挥到了极限,桩间土中由深层向地表的孔隙水动态迁移被迫加剧,所以L2、L3分别与L1的孔压增长相关性系数R都提高到0.97以上。以上说明,碎石桩对地基深层的排水效果较为显著,中部受到深层孔压增长影响降低,间接提高了风积沙地基中部的抗液化能力。

3.3 模型地基频响特征

3.3.1 频谱分布特征

为研究碎石桩加固风积沙地基在地震作用下不同液化状态的频率分布特征,将采集的加速度进行快速傅里叶变换,得到不同工况的加固区测点频谱图,如图13所示。由图13可知,不同测点在同一频域内的响应存在差异,表现在低频段(0～10 Hz)的响应一致,且更为集中、幅值最大,中频段(10～25 Hz)有微弱的“高程放大效应”,而高频段(25～35 Hz)的高程放大效应显著,且在29 Hz附近尤为突出。此外可以发现,随着加载震级增大,风积沙地基密实度得到提高,场地刚度增加,不同埋深测点在中频段的响应趋于一致,差异频率由29.71 Hz增加到29.76 Hz;当加载0.6gEI地震波时,模型地基发生液化,场地刚度退化,不同埋深测点在中频段的响应再次出现高程放大效应,且差异频率衰减到28.85 Hz。

图13 不同工况加固区频谱曲线Fig.13 Spectrogram of reinforcement area

由于不同测点在高频段(25～35 Hz)存在响应差异,为定量表征这一特征,建立频响放大系数PGA为

(3)

式中,A1、A0分别为测点和台面在高频段(25～35 Hz)振幅峰值。如图14所示,在碎石桩复合地基未发生液化前(GK2、GK3、GK4),同一埋深测点PGA相似,且桩土系统高程放大效果显著,其中深层(埋深50 cm)频响放大系数在1左右,中部(30 cm)在2.4附近,浅层(10 cm)高达4倍放大效果;在GK5中,地基液化导致PGA出现缩减现象,说明地震波从模型底部向地表传播过程中,液化的砂土会弱化地基原本固有的能量传递效果。

图14 加固区频响放大系数PGAFig.14 Frequency response amplification factor PGA

3.3.2 时频演化规律

为研究碎石桩加固风积沙地基液化的时频演化规律,将采集的加速度信号进行希尔伯特-黄变换(HHT)。HHT是一种广泛应用的处理非平稳非线性信号的分析方法,第一步进行经验模态分解(EMD),从任一复杂随机时间序列中分离出频率由高到低分布的若干阶本征模态函数(IMF),第二步对这些IMF分量进行Hilbert变换得到每个IMF分量的瞬时频谱,综合所有IMF分量的时频谱就可得到地震信号在时频域上分布特征,即Hilbert谱的形式,即

(4)

式中,ai(t)为瞬时幅值;ω为瞬时频率;Re为取复数的实部。

图15为GK2与GK5工况下加固区的Hilbert谱,清晰地描述了地基内部不同埋深测点在时域上的地震能量传播特征。在GK2—0.2gEL Centro波作用下,碎石桩复合地基并未发生液化,但能量在频域上主要分布在5～30 Hz,在时域上则主要集中在15～18 s。

图15 GK2与GK5工况下加固区的Hilbert谱Fig.15 Hilbert spectrum of reinforcement area

随着地震波从下往上传播,不同埋深的Hilbert谱峰值沿高程上有明显的“放大效应”,且伴随着主频段(f1～f2Hz)向高频扩展与迁移,具体表现为深层D1的主频段为6～22 Hz,地震波往中部传播过程中,D2主频段迁移到8～22 Hz,到达浅层D3则扩展到8～28 Hz。GK5—0.6gEL Centro波激励下,强震引起的超高超静孔压促使整个地基发生了液化,导致时频规律发生了演化。如图15(b)所示,处在液化状态中的地基能量依然主要集中在15～18 s,但响应频段扩大到了2～40 Hz,其中主频段(f1～f2Hz)只出现了微弱的向高低频发散的现象,具体而言,D1的主频段低限缩小到5 Hz,沿高程可观察到,D2、D3的主频段相同,上限扩展到29 Hz。

为清晰地阐述液化状态下Hilbert谱在时间尺度上的变化规律,将加载的EL地震波划分为前震(10～20 s)与余震(20～50 s),如图16所示,可见相较于GK2,GK5在前震时间段内时域分布差异较小,但在余震时间段的地基各个部位时域特征有所不同,其中D1在不同时间节点皆出现了新的能量尖峰,而D2的能量尖峰有减少迹象,地震波到达浅层D3后,能量响应迁移到低频域,这是由于余震的烈度相比前震较小,地基液化造成的高频过滤作用得以凸显。