可液化土中勁芯復(fù)合樁的地震響應(yīng)特征

劉涉川 王安輝 章定文 林文麗

摘要：勁芯復(fù)合樁是將預(yù)制混凝土管樁插入水泥土樁中復(fù)合而成的新型樁基。通過振動(dòng)臺模型試驗(yàn)及有限差分程序FLAC3D數(shù)值模擬分析，研究可液化地基中勁芯復(fù)合樁的地震響應(yīng)。利用模型試驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證數(shù)值模型的準(zhǔn)確性和可靠性，進(jìn)而通過參數(shù)分析討論水泥土樁樁徑、樁長、剪切模量等因素對可液化土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響規(guī)律，定量評價(jià)水泥土樁加固對場地抗液化性能及樁基彎曲破壞的影響特征。結(jié)果表明：增大水泥土樁樁徑和樁長可有效提高復(fù)合樁的抗震性能；增大水泥土剪切模量對復(fù)合樁抗震性能的提高有限；樁基在樁頭附近或水泥土與可液化砂土交界處易產(chǎn)生較大的彎矩響應(yīng)，該部位應(yīng)采取必要的抗震構(gòu)造措施。根據(jù)研究結(jié)果，提出了可液化地基中勁芯復(fù)合樁的抗震設(shè)計(jì)要點(diǎn)。

關(guān)鍵詞：勁芯復(fù)合樁；可液化土；振動(dòng)臺試驗(yàn)；數(shù)值模擬；抗震性能

中圖分類號：TU473.1 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號：2096-6717（2022）06-0042-10

Seismic response of strength composite piles in aliquefiable soil

LIU Shechuan，WANG Anhui，ZHANG Dingwen，LIN Wenli

（School of Transportation，Southeast University，Nanjing 211189，P.R.China）

Abstract：Strength composite pile is anew type of pile formed by inserting aprecast concrete pipe pile into soil-cement column.A series of shaking table model tests and finite difference analysis using FLAC3D were carried out to examine the seismic response of strength composite pile in aliquefiable ground.The accuracy and reliability of the numerical model were verified by the model testing results，and the effect law of diameter，length and modulus of soil-cement columns on the seismic response of sand-composite pile-superstructure were clarified.In addition，the anti-liquefaction performance of liquefiable ground and the bending failure of composite piles were evaluated.Results show that increasing the diameter and length of soil-cement column can effectively improve the seismic performance of composite pile.Increasing the shear modulus of soil-cement column to improve the seismic performance of composite piles is limited.A large moment response may occur in the pile near pile head or at the interface of cement-improved soil and liquefiable sand，so necessary seismic structural measures should be considered at the part.Based on the evaluation results，the key points of seismic design for composite piles in liquefiable soil were proposed.

Keywords：strength composite pile；liquefiable soil；shaking table test；numerical simulation；seismic performance

地震引起的場地液化極易造成樁基礎(chǔ)的嚴(yán)重破壞，進(jìn)而導(dǎo)致上部結(jié)構(gòu)的倒塌破壞[1-2]。為保證受震時(shí)可液化地層中樁基的結(jié)構(gòu)安全，眾多學(xué)者通過提高樁體截面抗彎剛度來改善樁基的承載力和抗震性能[3-4]。勁芯復(fù)合樁是一種通過優(yōu)化匹配將預(yù)制混凝土管樁插入水泥土樁中復(fù)合而成的新型樁基。這種新型復(fù)合樁利用直徑較大、成本較低的水泥土樁加固預(yù)制混凝土管樁的樁周土體，在大大提高預(yù)制混凝土管樁的承載能力和抗震性能的同時(shí)，也具有一定的經(jīng)濟(jì)效益[5-6]。

針對可液化砂土地基中樁—土—結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)問題，學(xué)者們通過振動(dòng)臺試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法開展了很多研究。Tokimatsu等[7]通過大型振動(dòng)臺試驗(yàn)研究了液化砂土中樁基在慣性力和地面運(yùn)動(dòng)作用下的樁身應(yīng)力響應(yīng)；Cubrinovski等[8]通過大型振動(dòng)臺試驗(yàn)對液化側(cè)向擴(kuò)展場地中樁—土動(dòng)力相互作用進(jìn)行了研究，分析了地震作用下樁周土孔壓變化和樁身彎矩特性；Brandenberg等[9]基于OpenSees有限元軟件，采用非線性Winkler地基梁模型，對液化側(cè)向擴(kuò)展場地群樁基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值分析；

Choobbasti等[10]基于Finn本構(gòu)模型和FLAC2D有限差分軟件，通過數(shù)值分析研究了可液化土層中樁基的地震響應(yīng)。蘇棟等[11]通過離心機(jī)動(dòng)力模型試驗(yàn)，研究了可液化砂土中單樁的地震響應(yīng)；戚春香[12]基于振動(dòng)臺模型試驗(yàn)和ANSYS有限元分析相結(jié)合的方法，研究了飽和砂土液化過程中樁—土動(dòng)力相互作用及其變化規(guī)律；童立元等[13]采用有限差分程序FLAC3D，分別對液化側(cè)擴(kuò)場地中單樁和群樁基礎(chǔ)的地震響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬分析。

雖然眾多學(xué)者已針對可液化土中常規(guī)樁的抗震性能做了很多工作，但對勁芯復(fù)合樁抗震性能方面的研究還很少，僅有極少數(shù)學(xué)者做了一些初步探索[14]。對此，筆者通過振動(dòng)臺模型試驗(yàn)和FLAC3D數(shù)值模擬分析，對可液化地基中勁芯復(fù)合樁的地震響應(yīng)影響因素及其變化規(guī)律進(jìn)行研究，進(jìn)而提出可液化地基中勁芯復(fù)合樁的抗震設(shè)計(jì)要點(diǎn)。

1 振動(dòng)臺模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備與相似比

為研究復(fù)合樁抗震性能并給數(shù)值模型提供實(shí)際依據(jù)，基于重慶大學(xué)土木工程實(shí)驗(yàn)中心的ANCO振動(dòng)臺進(jìn)行模型試驗(yàn)。振動(dòng)臺配有內(nèi)部尺寸為950mm×850 mm×600 mm（長×寬×高）的層狀剪切模型箱。考慮到模型的尺寸、材料等因素，為真實(shí)反映原型結(jié)構(gòu)的動(dòng)力特性，對原型結(jié)構(gòu)進(jìn)行縮放和相似比設(shè)計(jì)。選定幾何尺寸相似比1：20，彈性模量相似比1：20，密度相似比1：1，并由Bockingham π定理[15]選取模型其余各物理量的相似比，結(jié)果如表1所示。

1.2 模型地基和樁基的制備

參照實(shí)際工程場地的土層分布，模型地基土層自下而上由100 mm非液化中粗砂層、420 mm可液化土層和30 mm干砂覆蓋層組成?？梢夯翆雍透缮案采w層采用福建標(biāo)準(zhǔn)砂，各土層基本物理參數(shù)見表2。中粗砂采用空中砂雨法制備，壓實(shí)至相對密實(shí)度80%左右，緩慢注水至飽和?？梢夯瘜硬捎盟练ㄖ苽洌刂扑娓哂谕翆蛹s10 cm，控制落距約為60 cm，測得相對密實(shí)度約為40%。干砂覆蓋層采用空中砂雨法制備。

由于原型PHC管樁彈性模量為38 GPa，直徑為400 mm，通過相似比縮放后其直徑過小，難以澆筑，所以模型管樁和筏板采用1.9 GPa有機(jī)玻璃進(jìn)行制作，采用有機(jī)玻璃專用膠將6根管樁（復(fù)合樁）組成的2×3群樁基礎(chǔ)嵌固于筏板上。管樁的樁長l為450 mm，樁徑d為20 mm，壁厚為5 mm，樁間距為6.25d，筏板尺寸為310 mm×175 mm×30 mm（長×寬×厚）。在每根管樁空心部分灌入138 g細(xì)鐵砂以確保與原型的密度相似比為1：1。在筏板上粘貼4塊尺寸為100 mm×100 mm×200 mm（長×寬×高），總質(zhì)量60 kg的鐵塊模擬上部結(jié)構(gòu)荷載。

水泥土樁樁長L為450 mm，與管樁等長，樁徑D（即復(fù)合樁樁徑）為50 mm，通過減小水泥摻量和縮短養(yǎng)護(hù)齡期的方法使彈性模量達(dá)到相似比要求。試驗(yàn)水泥土樁采用10%水泥摻量的水泥膠砂制作而成，其質(zhì)量配合比為水泥：福建標(biāo)準(zhǔn)砂：水=1：10：2。經(jīng)測定，水泥土試樣的3 d平均抗壓強(qiáng)度為0.28MPa。在制作復(fù)合樁時(shí)，首先將管樁固定于牛皮紙筒中心位置，然后將拌和好的水泥土灌入紙筒，待水泥土固化后拆除紙筒，即可形成整體的復(fù)合樁。

由于模型箱寬度方向（平行于振動(dòng)方向）邊界對結(jié)果影響較小，采用不透水泡沫板將模型沿該方向均分為兩部分，以便在同一次振動(dòng)中完成兩次試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果取平均值，以減小誤差。試驗(yàn)?zāi)Ｐ图皞鞲衅鞑贾檬疽鈭D見圖1。

1.3 地震波選取

沿模型箱長度方向輸入El Centro波作為地震波，主震段持續(xù)時(shí)間30 s，加速度幅值0.4g（約為抗震設(shè)防烈度9度），主頻率5.17 Hz。輸入地震波前后對模型地基輸入幅值為0.02g、持續(xù)時(shí)間為20 s的白噪聲。

2 抗震性能變化規(guī)律數(shù)值模擬分析

2.1 數(shù)值模型及參數(shù)

為深入研究水泥土樁的設(shè)計(jì)參數(shù)（樁徑、樁長和模量）對勁芯復(fù)合樁的影響規(guī)律，基于振動(dòng)臺模型試驗(yàn)，采用有限差分程序FLAC3D對原型條件下2×3復(fù)合樁樁筏基礎(chǔ)在可液化土層中的地震響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬分析。計(jì)算模型取實(shí)際尺寸（試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷?0倍），即長19 m、寬8.5 m、高11 m，如圖2所示。模型中，各土層、樁基、筏板及上部重物均采用三維實(shí)體單元模擬，樁與砂土、砂土與筏板之間均設(shè)置接觸面單元以模擬相互作用，接觸面法向剛度與切向剛度取109 Pa/m，接觸面間的摩擦角取15°。

采用六面體單元對模型進(jìn)行網(wǎng)格劃分，整個(gè)模型共劃分約30950個(gè)單元，35625個(gè)節(jié)點(diǎn)。

中粗砂和干砂采用Mohr-Coulomb（MC）模型，可液化砂土采用Finn模型[16]。Finn模型是一種用來描述飽和砂土中孔壓積累效應(yīng)的動(dòng)孔壓計(jì)算模型，其本質(zhì)是在Mohr-Coulomb本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上增加了動(dòng)孔壓的上升模式，且假定動(dòng)孔壓增量與塑性體積應(yīng)變增量相關(guān)。塑性體積應(yīng)變增量可按照Byrne[17]的方法計(jì)算。

式中：ε vd為砂土塑性體積應(yīng)變；γ為砂土剪應(yīng)變；C 1和C 2為兩個(gè)參數(shù)，可通過式（2）、式（3）確定。

C 1=7600D r-2.5（2）

C 2=0.4/C 1（3）

式中：D r為砂土相對密實(shí)度。水泥土樁采用MC模型，其變形模量取150q u（q u為無側(cè)限抗壓強(qiáng)度），黏聚力取30%q u，砂土和水泥土的參數(shù)如表3所示，其中，可液化砂土的部分計(jì)算參數(shù)依據(jù)文獻(xiàn)[18]中福建標(biāo)準(zhǔn)砂的剪切試驗(yàn)結(jié)果確定。管樁、筏板、上部重物采用彈性模型，彈性模量分別為38、32.5、120GPa，泊松比均取0.2。

數(shù)值模型采用瑞利阻尼進(jìn)行動(dòng)力分析，假定阻尼矩陣與質(zhì)量矩陣和剛度矩陣相關(guān)。在FLAC3D中設(shè)置瑞利阻尼時(shí)，需要最小臨界阻尼比和中心頻率兩個(gè)參數(shù)，根據(jù)FLAC3D用戶手冊中瑞利阻尼參數(shù)的確定方法[19]，本模型中臨界阻尼比設(shè)為5%，中心頻率設(shè)為5 Hz。

動(dòng)力計(jì)算時(shí)，采用自由場邊界條件以減少邊界效應(yīng)的影響，如圖2（b）所示，模型底部和四周均設(shè)為不排水邊界，地基表面設(shè)為自由排水邊界。在設(shè)置靜力場的情況下完成初始應(yīng)力場和孔壓場的計(jì)算后，刪除靜力邊界條件，施加自由場邊界，并從模型底面沿水平方向輸入非壓縮El Centro波，開展三維彈塑性流固耦合動(dòng)力響應(yīng)分析。需要注意的是，在動(dòng)力與滲流的耦合分析時(shí)，需將滲流計(jì)算模式打開，以模擬飽和土體的動(dòng)孔壓在振動(dòng)過程中的累積和消散效應(yīng)。

2.2 數(shù)值模型可靠性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證計(jì)算模型參數(shù)選取的合理性與可靠性，將數(shù)值計(jì)算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。由于振動(dòng)臺試驗(yàn)采用的是縮尺模型，而數(shù)值模擬采用的是復(fù)合樁基礎(chǔ)原型，為便于比較和分析，將振動(dòng)臺試驗(yàn)的監(jiān)測結(jié)果按表1所示的相似比關(guān)系進(jìn)行換算。

0.4g El Centro波作用下土體超孔壓比時(shí)程計(jì)算值與振動(dòng)臺試驗(yàn)記錄值的對比如圖3所示。由圖3可知，數(shù)值計(jì)算與模型試驗(yàn)的結(jié)果趨勢相同、數(shù)值相近，且均能反映土體液化由淺層向深層發(fā)展的趨勢。因此，建立的數(shù)值計(jì)算模型可以較好地模擬地震過程中土體超孔壓的發(fā)展和液化現(xiàn)象，保證后續(xù)參數(shù)分析計(jì)算結(jié)果的可靠性。需要指出的是，數(shù)值計(jì)算得到的淺層土體超孔壓峰值的持續(xù)時(shí)間長于模型試驗(yàn)實(shí)測結(jié)果，這可能是由于數(shù)值模型與實(shí)際情況中砂土的滲透系數(shù)存在一定的差異。

圖4為0.4g El Centro波作用下模擬計(jì)算的加速度時(shí)程及樁身彎矩與試驗(yàn)記錄值的對比。由圖4（a）可以看出，數(shù)值計(jì)算得到的加速度響應(yīng)在時(shí)域和頻域上均與試驗(yàn)結(jié)果趨勢相近，且加速度幅值基本一致。數(shù)值計(jì)算不僅能夠反映振動(dòng)臺試驗(yàn)中飽和砂土因液化而產(chǎn)生的加速度衰減現(xiàn)象，而且可以模擬淺層土體加速度衰減較深層土體更為明顯的現(xiàn)象。圖4（b）顯示了樁基礎(chǔ)的彎矩響應(yīng)數(shù)值計(jì)算值與模型試驗(yàn)值的對比。兩者的總體特征和變化趨勢基本一致。

綜上所述，建立的數(shù)值模型能夠很好地反映結(jié)構(gòu)的真實(shí)情況，保證參數(shù)分析計(jì)算的合理性和可靠性。

2.3 水泥土樁設(shè)計(jì)參數(shù)對抗震性能的影響

為深入研究可液化土中勁芯復(fù)合樁的抗震性能，通過數(shù)值模型進(jìn)行參數(shù)分析，重點(diǎn)分析水泥土樁設(shè)計(jì)參數(shù)（樁徑D、樁長L和剪切模量G c）對砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

2.3.1 水泥土樁樁徑 基于構(gòu)建的三維數(shù)值計(jì)算模型，保持砂土剪切模量G s=3.85 MPa，水泥土樁剪切模量G c=323 MPa，水泥土樁樁長L=9 m，管樁樁長l=9 m，管樁樁徑d=400 mm不變，分別選取水泥土樁樁徑D為1.0d（即單獨(dú)管樁）、1.5d、2.0d、2.5d和3.0d，以此來探討水泥土樁樁徑對砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4g El Centro波作用下，不同樁徑比D/d對應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖5所示。為方便比較，縱坐標(biāo)是將深度z除以管樁樁長l，并歸一化處理后來表示的。結(jié)果表明，隨著D/d的增大，土中各深度位置超孔壓比峰值不斷減小。D/d從1.0增大至3.0時(shí)，埋深8 m位置（z/l=0.89）的超孔壓比峰值從0.85降低至0.69，減少18.8%；埋深2 m位置（z/l=0.22）的超孔壓比峰值從1.09降至0.82，減少24.8%，表明水泥土樁對場地的超孔壓反應(yīng)有明顯的削弱作用，且增大水泥土樁樁徑可有效降低樁周土體的液化風(fēng)險(xiǎn)。上述計(jì)算規(guī)律與Hasheminezhad等[20]通過數(shù)值計(jì)算得到的規(guī)律一致。

為了定量分析復(fù)合樁基礎(chǔ)對土體抗液化性能提高的程度，基于能夠反映土體液化程度的超孔壓比，定義復(fù)合樁場地抗液化性能提升比η為[21]

式中：r u和r u′分別表示預(yù)制樁場地和復(fù)合樁場地群樁內(nèi)部土體某深度處的超孔壓比。

η與樁徑比的關(guān)系曲線如圖6所示。隨著樁徑比D/d的增大，砂土地基各深度處的抗液化性能提升比均明顯增大，水泥土樁樁徑是影響復(fù)合樁基礎(chǔ)提升地基抗液化特性的關(guān)鍵因素。當(dāng)D/d由0增大至3.0時(shí)，η由0增大至21.9%。對于同一復(fù)合樁場地，其抗液化性能提升比隨土層埋深的減小而增大。

在強(qiáng)震作用下，液化場地樁基最常發(fā)生彎曲失效。為直觀地分析水泥土樁樁徑對復(fù)合樁彎曲失效的影響，將不同振動(dòng)強(qiáng)度a max下預(yù)制管樁樁身最大彎矩與極限彎矩的比值M max/M u隨樁徑比D/d的變化曲線繪制于圖7。當(dāng)M max/M u小于1時(shí)，表明樁基未發(fā)生彎曲失效，當(dāng)M max/M u大于或等于1時(shí)，表明樁基發(fā)生彎曲失效；其中，勁芯復(fù)合樁的芯樁為預(yù)應(yīng)力混凝土管樁PHC400C（95），其樁身受彎承載力極限值M u為194 kN·m。

由圖7可以看出，隨著D/d的增大，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的M max/M u逐漸減小，且震動(dòng)強(qiáng)度越大，減小幅度越明顯。這表明增大震動(dòng)強(qiáng)度可大幅增加樁基發(fā)生彎曲失效的風(fēng)險(xiǎn)，而增大水泥土樁樁徑可顯著降低復(fù)合樁發(fā)生彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)。需要說明的是，在所有的工況中（L/l=1.0），樁基發(fā)生彎曲破壞的位置均處于樁頭附近。

2.3.2 水泥土樁樁長 保持砂土剪切模量G s=3.85 MPa，水泥土樁剪切模量G c=323 MPa，水泥土樁樁徑D=1000 mm，管樁樁徑d=400 mm，管樁樁長l=9.0 m不變，分別選取水泥土樁樁長L為0、0.25l、0.5l、0.75l和1.0l，以此來探討水泥土樁樁長對砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4g El Centro波作用下，不同樁長比L/l對應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖8所示。隨著L/l的增大，土中各深度位置超孔壓比峰值不斷減小，且在水泥土樁加固范圍內(nèi)，超孔壓比減小得更為明顯。這表明水泥土樁能有效抑制場地的超孔壓反應(yīng)，且增加樁長能有效降低樁周土的液化程度。

不同震動(dòng)強(qiáng)度下預(yù)制混凝土管樁的M max/M u隨樁長比L/l的變化規(guī)律如圖9所示。由圖9可知，隨著L/l的增大，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的M max/M u明顯減小。在a max=0.3g的工況下，當(dāng)L/l由0增大至1.0時(shí)，管樁的M max/M u由0.98降低至0.42，增加水泥土樁樁長可明顯降低復(fù)合樁彎曲失效的風(fēng)險(xiǎn)。值得注意的是，對于L/l為0.25和0.5的工況，樁基發(fā)生彎曲失效的位置處于水泥土與砂土交界處附近；

而其他工況中，樁基發(fā)生彎曲破壞的位置均處于樁頭附近。可能的原因是，正常的等截面樁（L/l=0，L/l=1）由于樁頭嵌固，最大彎矩發(fā)生在樁頭處；而當(dāng)水泥土樁與管樁不等長時(shí)，由于水泥土樁使得周圍土層的側(cè)向約束發(fā)生明顯變化，水泥土與砂土交界處將發(fā)生明顯的剛度突變和動(dòng)應(yīng)力集中現(xiàn)象，因此，在此處產(chǎn)生較大彎矩。這一彎矩值的大小會隨著L/l的增大而減小，當(dāng)L/l=0.25和L/l=0.5時(shí)，交界面彎矩大于樁頭彎矩，而L/l=0.75時(shí)，交界面彎矩已小于樁頭彎矩。

2.3.3 水泥土樁剪切模量 保持水泥土樁樁長L=9m，樁徑D=1000 mm，管樁樁長l=9 m，樁徑d=400 mm，可液化砂土層剪切模量G s=3.85 MPa不變，分別選取水泥土樁剪切模量G c為15G s、30G s、45G s和60G s的工況來探討水泥土樁模量對砂土—復(fù)合樁—上部結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響。

在0.4g El Centro波作用下，不同樁土剪切模量比G c/G s對應(yīng)的土體各深度處超孔壓比峰值曲線如圖10所示。由圖10可知，隨著樁土模量比的增大，土體各深度處超孔壓比均減小，但減小幅度隨模量比的增加呈降低趨勢，表明在一定范圍內(nèi)增加水泥土剪切模量可有效提高樁周土體的抗液化性能。

圖11顯示了復(fù)合樁地基抗液化性能提升比η與樁土剪切模量比G c/G s的關(guān)系。由圖11可知，地基各深度位置的η均隨著G c/G s的增大而增大。當(dāng)G c/G s由15增大至60時(shí)，其平均抗液化性能提升比由10.2%提高至16.7%。因此，水泥土剪切模量也是影響復(fù)合樁地基抗液化性能的主要影響因素，但模量的影響具有一定的局限性，當(dāng)G c/G s大于45后，繼續(xù)增加剪切模量對復(fù)合樁地基抗液化性能的提升作用并不明顯。

不同震動(dòng)強(qiáng)度下預(yù)制管樁的M max/M u隨G c/G s的變化如圖12所示。由圖12可知，相同震動(dòng)強(qiáng)度下的M max/M u隨G c/G s的增大而減小。對于a max=0.4g的工況，當(dāng)G c/G s由15增大至60時(shí)，其M max/M u由1.14減小至0.66。因此，增加水泥土剪切模量在一定程度上可降低復(fù)合樁發(fā)生彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)，當(dāng)G c/G s大于45后，持續(xù)增加水泥土剪切模量對M max/M u的影響不再顯著。此外，所有工況中樁基發(fā)生彎曲失效的位置均位于樁頭附近。

3 討論

水泥土樁參數(shù)對可液化土中復(fù)合樁地基抗震性能影響顯著，增大水泥土樁樁徑是提高樁基抗震性最直接有效的措施。由于淺層液化土對樁基的破壞風(fēng)險(xiǎn)較深層液化土更大，故當(dāng)可液化土層較薄時(shí)（小于10 m）[22]，水泥土樁貫穿可液化土層；若液化土層較深厚不宜貫穿，則水泥土樁長度應(yīng)不小于10 m。由于持續(xù)提高水泥土強(qiáng)度（模量）會大幅增加成本，且超過一定范圍后對地基抗震性能的提升效果并不明顯，因此，水泥土強(qiáng)度存在一個(gè)最佳范圍。結(jié)合《勁芯復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程》（JGJ/T 327—2014）[23]、《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》（JGJ 94—2008）[24]、《預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)》（JGJ/T 406—2017）[25]和本文成果，確定可液化土層中勁芯復(fù)合樁的樁身參數(shù)推薦值，可供實(shí)際工程參考，如表4所示。

在進(jìn)行可液化土中勁芯復(fù)合樁抗震驗(yàn)算時(shí)，應(yīng)當(dāng)著重考慮水泥土樁加固對預(yù)制管樁水平抗震起到的有利作用。一方面，水泥土在一定程度上可視為強(qiáng)度模量更高的土壤，采用水泥土處理土壤能夠提高地基的水平抗力系數(shù)；另一方面，水泥土加固能有效降低可液化土層的液化趨勢，在對液化砂土水平抗力折減時(shí)可適當(dāng)增大液化折減系數(shù)。為保證工程安全，不考慮樁徑比D/d低于2.0時(shí)水泥土樁對土層液化的抑制作用，僅將其視為抗震性能的安全儲備。另外，對于本文中樁頭與筏板固接的復(fù)合樁，樁基在樁頭附近或水泥土與可液化砂土交界處容易產(chǎn)生彎曲破壞，應(yīng)在這些位置采取必要的構(gòu)造措施，如增配螺旋箍筋、填芯等，以提高其抗震承載力和延性。

4 結(jié)論

1）水泥土樁加固管樁地基形成的勁芯復(fù)合樁較普通管樁具有更好的抗震性能，能夠在一定程度上抑制液化土超孔壓的發(fā)展。增大水泥土樁樁徑是提高樁基抗震性能最直接有效的措施。

2）增加水泥土樁樁長可以有效減小土體各深度處超孔壓比，降低樁身彎曲破壞的風(fēng)險(xiǎn)。當(dāng)可液化土層厚度較小時(shí)（小于10 m），水泥土樁應(yīng)貫穿可液化土層；若液化土層較深厚不宜貫穿，則水泥土樁長度應(yīng)不小于10 m。

3）增加水泥土剪切模量對復(fù)合樁地基抗震性能的提升是有限的，在實(shí)際工程中，可通過適當(dāng)增加水泥土剪切模量來提高可液化地基中復(fù)合樁的抗震能力，但當(dāng)樁土模量比大于45后，繼續(xù)增加水泥土的剪切模量對復(fù)合樁抗震性能的提升效果并不明顯。

4）樁頭與筏板固接的復(fù)合樁地基在樁頭附近或水泥土與可液化砂土交界處容易產(chǎn)生彎曲破壞，工程中應(yīng)在這些位置采取必要的構(gòu)造措施。

參考文獻(xiàn)

[1]TOKIMATSU K，OH-OKA H，SATAKE K，et al.Effects of lateral ground movements on failure patterns of piles in the 1995 Hyogoken-Nambu earthquake[C]//Proceedings of aSpeciality Conference，Geotechnical Earthquake Engineeringand Soil Dynamics III，ASCE Geotechnical Special Publication，1998：1175-1186.

[2]BERRILL JB，CHRISTENSEN S，KEENAN RP，et al.Case study of lateral spreading forces on apiled foundation[J].Géotechnique，2001，51（6）：501-517.

[3]徐寧，張建偉，李榮翔.玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合樁水平承載特性試驗(yàn)與數(shù)值模擬[J].土木建筑與環(huán)境工程，2018，40（5）：9-15.XU N，ZHANG JW，LI RX.Test and numerical study on the bearing capacity of GFRP composite pile under lateral loadings[J].Journal of Civil，Architectural&Environmental Engineering，2018，40（5）：9-15.（in Chinese）

[4]李煒，胡波，李波，等.大直徑加翼單樁水平承載性能離心模型試驗(yàn)研究[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報(bào)，2015，34（4）：821-827.LI W，HU B，LI B，et al.Centrifuge model tests on horizontal bearing capacity of alarge diameter pile with wings[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering，2015，34（4）：821-827.（in Chinese）

[5]DONG P，QIN R，CHEN ZZ.Bearing capacity and settlement of concrete-cored DCM pile in soft ground[J].Geotechnical&Geological Engineering，2004，22（1）：105-119.

[6]錢于軍，許智偉，鄧亞光，等.勁性復(fù)合樁的工程應(yīng)用與試驗(yàn)分析[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2013，35（Sup2）：998-1001.QIAN YJ，XU ZW，DENG YG，et al.Engineering application and test analysis of strength composite piles[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2013，35（Sup2）：998-1001.（in Chinese）

[7]TOKIMATSU K，SUZUKI H，SATO M.Effects of inertial and kinematic interaction on seismic behavior of pile with embedded foundation[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2005，25：753-762.

[8]CUBRINOVSKI M，KOKUSHO T，ISHIHARA K.Interpretation from large-scale shake table tests on piles undergoing lateral spreading in liquefied soils[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2006，26（2/3/4）：275-286.

[9]BRANDENBERGSJ，BOULANGERRW，KUTTER BL，et al.Static pushover analyses of pile groups in liquefied and laterally spreading ground in centrifuge tests[J].Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering，2007，133（9）：1055-1066.

[10]CHALOULOSYK，BOUCKOVALASGD，KARAMITROS DK.Pile response in submerged lateral spreads：Common pitfalls of numerical and physical modeling techniques[J].Soil Dynamics and Earthquake Engineering，2013，55：275-287.

[11]蘇棟，李相菘.可液化土中單樁地震響應(yīng)的離心機(jī)試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2006，28（4）：423-427.SU D，LI XS.Centrifuge investigation on seismic response of single pile in liquefiable soil[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2006，28（4）：423-427.（in Chinese）

[12]戚春香.飽和砂土液化過程中樁土相互作用p-y曲線研究[D].天津：天津大學(xué)，2008.QI CX.Research on p-y curves of pile-soil interaction during liquefaction of saturated sands[D].Tianjin：Tianjin University，2008.（in Chinese）

[13]童立元，王斌，劉義懷.地震地基液化大變形對橋梁樁基危害性三維數(shù)值分析[J].交通運(yùn)輸工程學(xué)報(bào)，2007，7（3）：91-94.TONG LY，WANG B，LIU YH.3-D numerical analysis of large subsoil liquefaction distortion influence resulted from earthquake on bridge pile foundation[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering，2007，7（3）：91-94.（in Chinese）

[14]鮑鵬，姜忻良，盛桂琳.勁性攪拌樁復(fù)合地基承載性能靜動(dòng)力分析[J].巖土力學(xué)，2007，28（1）：63-68，82.BAO P，JIANG XL，SHENG GL.Static and dynamic analysis of bearing capacity of composite foundation of concrete core mixing piles[J].Rock and Soil Mechanics，2007，28（1）：63-68，82.（in Chinese）

[15]IAI S.Similitude for shaking table tests on soil-structure-fluid model in 1g gravitational field[J].Soils and Foundations，1989，29（1）：105-118.

[16]FINN WD L，MARTIN GR，LEE KW.An effective stress model for liquefaction[J].Journal of the GeotechnicalEngineeringDivision，1975，103（6）：517-533.

[17]BYRNE PM.A cyclic shear-volume coupling and pore-pressure model for sand[C]//Proceedings of the second internationalconferenceonrecentadvancesin geotechnical earthquake engineering and soil dynamics，St.Louis，Missouri，1991：11-15.

[18]許成順，李艷梅，潘霞，等.初始靜孔隙水壓力對砂土靜動(dòng)力剪切特性影響的試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2019，41（6）：1050-1057.XU CS，LI YM，PAN X，et al.Experimental study on effect of initial static pore water pressure on static and dynamic shear properties of sand[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2019，41（6）：1050-1057.（in Chinese）

[19]陳育民，徐鼎平.FLAC/FLAC3D基礎(chǔ)與工程實(shí)例[M].2版.北京：中國水利水電出版社，2013.CHEN YM，XU DP.Foundation of FLAC/FLAC3D and engineering cases[M].Beijing：China Water Power Press，2013.（in Chinese）

[20]HASHEMINEZHAD A，BAHADORI H.Seismic response of shallow foundations over liquefiable soils improved by deep soil mixing columns[J].Computers and Geotechnics，2019，110：251-273.

[21]劉潤，李成鳳，練繼建，等.筒型基礎(chǔ)—砂土地基動(dòng)力響應(yīng)的離心振動(dòng)臺試驗(yàn)研究[J].巖土工程學(xué)報(bào)，2020，42（5）：817-826.LIU R，LI CF，LIAN JJ，et al.Centrifugal shaking table tests on dynamic response of bucket foundation-sandysoil[J].ChineseJournalofGeotechnical Engineering，2020，42（5）：817-826.（in Chinese）

[22]王康達(dá).江蘇典型液化地基樁基地震響應(yīng)特性及抗震設(shè)計(jì)方法研究[D].南京：東南大學(xué)，2016.WANG KD.Research on the dynamic seismic response and practical design method of piles in typical liquefiable soil of Jiangsu Province[D].Nanjing：Southeast University，2016.（in Chinese）

[23]勁性復(fù)合樁技術(shù)規(guī)程：JGJ/T 327—2014[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2014.Technical specification for strength composite piles：JGJ/T 327-2014[S].Beijing：China Architecture&Building Press，2014.（in Chinese）

[24]建筑樁基技術(shù)規(guī)范：JGJ 94—2008[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2008.Technical code for building pile foundations：JGJ 94-2008[S].Beijing：China Architecture&Building Press，2008.（in Chinese）

[25]預(yù)應(yīng)力混凝土管樁技術(shù)標(biāo)準(zhǔn)：JGJ/T 406—2017[S].北京：中國建筑工業(yè)出版社，2017.Technical standard for prestressed concrete pipe pile：JGJ/T 406-2017[S].Beijing：China Architecture&Building Press，2017.（in Chinese）（編輯黃廷）