粉質粘土壩基振沖碎石樁基礎動力特性及液化研究

周本能，寧子龍，趙 松

（中國電建集團成都勘測設計研究院有限公司,四川 成都 610000）

1 概述

振沖碎石樁法是以碎石或者卵石為主要填筑材料,通過振沖器產生振動力和壓力水的作用在地基中造孔,向孔中填筑碎石并振密形成樁體,達到提高地基承載力和抗震液化能力、減少不均勻沉降的地基處理方法。在現場試驗方面,劉華等[1]通過振沖碎石樁試驗方案的制定及實施,提出了在南水北調南陽二標段粉質粘土中進行振沖加固地基的施工工藝流程和技術參數,分析了振沖碎石樁的效果。李向群等[2]針對振沖碎石樁處理軟土地基,根據超重型動力觸探、重型動力觸探的試驗結果,論證了振沖碎石樁處理軟基后具有提高了復合地基地基承載力、變形模量和減少沉降的作用。在數值模擬方面,蔣濤等[3]針對新疆某電廠上部結構地基承載力要求,提出碎石樁復合地基加固方案,基于數值仿真和現場荷載試驗綜合確定了復合地基承載力特征值。劉玉恒等[4]使用FLAC有限差分軟件,采用摩爾-庫倫塑性模型,對振沖碎石樁的沉降量進行分析,并且對比分析了計算結果與現場檢測試驗結果。劉洋等[5]采用振動荷載作用下超孔隙水壓力產生的能量模型,考慮耗散能量和孔徑擴張的影響及相互作用,對復合振沖碎石樁施工過程進行了數值模擬,討論了排水井的存在對復合振沖碎石樁孔隙水壓力發展變化的影響,并對普通碎石樁和復合碎石樁的地基加固效果進行對比分析。

本工程坐落在人工堆積素填土層及沖擊堆積物上,強度較低,存在地震液化的可能性,會大大降低地基整體承載力,影響結構安全。本文以3#生態壩為研究對象,采用振沖碎石樁對地基進行加固處理,對大壩結構及壩基在動荷載作用下的變形和應力分布情況進行計算分析。

2 工程概況

本工程為混凝土重力跌水壩,正常蓄水位815.00 m,最大壩高7.50 m,分為55 個溢流壩段。壩基處理挖除第一層低液限黏土,回填砂礫石料,碾壓密實,采用振沖碎石樁加固,樁端深入持力層1.5 m,樁徑1.0 m,樁距2.0 m,樁長12.4 m。

3 振沖碎石樁復合地基的三維動力特性研究

3.1 計算模型

選取工程最不利斷面附近三個壩段建模,垂直方向Y向上為正；橫河向X向左為正；順水流方向Z向下游為正。模型包含48428個單元,47387個節點,見圖1。對模型整體結構進行模態分析和譜分析,采用單點響應譜法模擬工程在鉛直向、順河向、橫河向和雙向地震作用下,模型的應力、位移特性,并對結果進行分析；對模型進行諧響應分析,采用模態疊加法模擬工程在正常運行工況下受到地震作用,模型的應力、位移特性,并對結果進行分析。

圖1 網格及材料劃分模型圖

3.2 材料參數

將巖土體材料視為理想的彈塑性介質,采用Drucker-Prager模型作為本構模型。動力計算混凝土動彈性模量取靜彈性模量的1.5倍,其余參數見表1。

表1 材料物理力學參數

3.3 動力計算工況

工程區地震動峰值加速度為0.15g,地震動反應譜特征周期為0.45 s,地震基本烈度為Ⅶ度。采用加速度峰值為0.15g,豎向地震加速度采用水平方向加速度的2/3。計算工況采用正常運行工況加地震荷載。

3.4 地基處理后的動力特性

（1）鉛直位移計算結果分析

正常蓄水位下遇鉛直向地震作用的鉛直向位移分布見圖2；在順河向地震作用下鉛直向位移見圖3,不同地震作用下大壩鉛直向最大位移計算結果見表2。

表2 不同地震作用下大壩鉛直向最大位移計算結果

圖2 鉛直向地震工況鉛直向位移云圖

圖3 順河向地震工況鉛直向位移云圖

在鉛直向地震作用下,鉛直向位移最大值發生在砼鋪蓋中段。在順河向地震作用下,鉛直向位移最大值發生在砼鋪蓋與大壩交界處。在鉛直向地震作用下大壩左右岸的鉛直向位移分布較順河向地震工況變化平緩,可見順河向地震作用對鉛直向位移變化分布較鉛直向地震作用產生較大的影響。在鉛直向地震和順河向地震作用下大壩鉛直向最大位移較正常運行工況分別增加-42.63 mm、-48.24 mm,即增加7.32%、21.44%。

（2）順河向位移計算結果分析

正常蓄水位下,鉛直向地震作用順河向位移分布見圖4,順河向地震作用下順河向位移見圖5,不同地震作用下大壩順河向最大位移計算結果見表3。

表3 不同地震作用下大壩順河向最大位移計算結果

圖4 鉛直向地震順河向位移云圖

圖5 順河向地震順河向位移云圖

在正常運行工況下順河向位移最大值出現在大壩下游側建基面下兩層地基中,在鉛直向地震作用下,順河向位移最大值出現在大壩下游側持力層地基中。加固區地基整體性有所提高,加固區下游側持力層地基在地震作用下發生較大的順河向位移。在順河向地震作用下,順河向位移均發生顯著變化,正常運行工況下順河向位移最大值為12.65 mm,順河向地震作用下該位移值為42.34 mm,增加了234.72%,地基的順河向位移最大值出現在大壩壩軸線附近。不同地震工況下大壩順河向位移最大值均出現在大壩壩趾處。大壩壩高較小,地基土體強度較差,在受到地震作用地基發生的順河向位移大于壩頂順河向位移。加固方案在正常運行工況、鉛直向地震工況和順河向地震工況下的大壩順河向最大位移分別為9.19 mm、11.96 mm和39.98 mm。

（3）地基應力計算結果分析

地基在正常蓄水位下鉛直向地震作用的豎向應力分布見圖6；在順河向地震作用下地基豎向應力分布見圖7,碎石樁在不同地震工況下豎向應力分布見圖8～圖9。

圖6 鉛直向地震地基豎向應力

圖7 順河向地震工況豎向應力

圖8 鉛直向地震工況樁體豎向應力

圖9 順河向地震工況樁體豎向應力

地震工況下地基豎向應力最大值較正常運行工況均有所增加,順河向地震工況下地基豎向應力增量比鉛直向地震工況地基豎向應力增量稍大,表明順河向地震加速度對地基豎向應力的影響比鉛直向地震加速度對該值的影響稍大。樁體豎向應力呈現出上游側大于下游側,表明在水壓作用下上游側樁體承擔較大一部分荷載；樁體右岸下游側樁頂豎向應力明顯小于左岸上游側豎向應力,該分布規律與大壩左岸上游側鉛直向位移大于右岸下游側鉛直向位移規律一致。在鉛直向地震和順河向地震工況下壩基最大豎向應力為85.65 kPa和89.47 kPa,根據初設報告,地基允許承載力為90 kPa,因此在地震工況下,該加固方案能滿足地基承載力要求。在鉛直向地震和順河向地震工況下,振沖碎石樁的豎向應力為568.61 kPa和589.03 kPa,均小于碎石樁體620 kPa的承載力特征值。

3.5 砂層液化分析

采用動剪應力比作為液化判別,可以有效將現場試驗資料與試驗結果數據進行匹配,能較好地對場地液化性能進行分析。在各地震工況下振沖碎石樁加固方案壩基覆蓋層液化分析成果統計見表4。重點關注松散粉土質礫和低液限粉土的液化情況,兩地層均為粉土、粉砂層,工程性狀差,且埋深較淺。將計算得到的地震動剪應力比值與材料試驗得出的抗液化剪應力比值相互比較可以看出,各方案低液限黏土層在不同地震荷載下均表現為局部液化,根據計算結果可以發現,發生液化部位在海漫末端下部的低液限黏土層,距離大壩段較遠且大壩下部低液限黏土層已經進行挖除換填,故該層存在局部砂土液化不會影響大壩的穩定和安全。在鉛直向地震作用下,不同方案壩基地層能夠滿足安全要求,不存在液化現象；順河向地震作用下,松散粉土質礫和低液限粉土層剪應力均有所增大,振沖碎石樁加固方案兩層地基計算動剪應力比分別為0.029～0.147和0.022～0.110,均小于抗液化應力比,不會發生液化現象。

表4 振沖碎石樁加固方案壩基液化分析成果表

4 結論

以數值模擬方法建立該工程三維有限元模型,對振沖碎石樁加固地基處理方案結構的動力特性進行分析,根據計算結果,地震工況下,該加固方案的結構位移和應力均滿足要求。

（1）在鉛直向地震作用下大壩左右岸的鉛直向位移分布較順河向地震工況變化較為平緩,順河向地震作用對鉛直向位移變化分布較鉛直向地震作用產生較大的影響。在鉛直向地震和順河向地震作用下大壩鉛直向位移較正常運行工況分別增加7.32%、21.44%。

（2）在順河向地震作用下,結構的順河向位移明顯增加,順河向地震作用對結構的順河向位移影響顯著,在順河向地震作用下該位移值比在正常運行工況下順河向位移最大值增加了234.72%。

（3）在兩種地震作用下,結構的拉應力區域較小,主要分布在右岸大壩頂部、砼鋪蓋上游端部以及下游消力池區域。鉛直向地震作用下,大壩最大拉應力較正常工況增長73.72%；順河向地震作用下,大壩最大拉應力較正常工況增長59.12%。在不同工況下拉應力最大值分別為1.19 MPa和1.09 MPa；大壩壓應力最大值分別為-1.23 MPa和-1.26 MPa。C25砼的抗拉強度允許值1.27 MPa,抗壓強度允許值11.9 MPa。該加固方案能滿足大壩應力結構安全。

（4）地震工況下地基豎向應力最大值較正常運行工況均有所增加,順河向地震工況下地基豎向應力增量比鉛直向地震工況地基豎向應力增量要稍大。在鉛直向地震和順河向地震工況下壩基最大豎向應力約為85.65 kPa和89.47 kPa,壩基的松散粉土質礫允許承載力為90 kPa,因此在地震工況下,該加固方案能滿足地基土體的承載力要求。在鉛直向地震和順河向地震工況下,振沖碎石樁的豎向應力約為568.61 kPa和589.03 kPa,均小于碎石樁體620 kPa的承載力特征值。

（5）各方案低液限黏土層在不同地震荷載下均表現為局部液化,發生液化部位在海漫末端下部的低液限黏土層,不會影響大壩的穩定和安全。鉛直向地震作用下,不同方案壩基地層不存在液化現象；順河向地震作用下,該加固方案地基不會發生液化現象。