液化场地格栅式地下连续墙与群桩桥梁基础动力响应对比研究

时间：2024-07-28

王川

(西南交通大学地球科学与环境工程学院，四川成都 610031)

格栅式地下连续墙[1]是相邻的地下连续墙体采用刚性接头，形成平面闭合的矩形框架并设置顶板(承台)的基础形式，是一种新型桥梁基础(图1)。1964年日本新泻地震中，一座采用单片地下连续墙(板桩)基础的建筑物损伤轻微，而邻近采用群桩基础的建筑物却遭到了严重破坏。此后，地下连续墙基础在日本得到广泛发展。

(a) 基础构造型式 (b) 基础截面形式图1 格栅式地下连续墙基础示意

地震作用下砂土地基液化引起的大变形是岩土工程构筑物发生破坏的首要原因之一，造成严重灾害和人员伤亡。近年来，桩基础被广泛运用于桥梁基础设施建设，然而，越来越多的震后调查资料显示，位于液化砂土层中桩基往往在地震荷载下破坏严重，导致上部结构的倒塌和破坏。格栅式地下连续墙桥梁基础作为一种新型的桥梁基础，具有整体刚度大、水平及竖向承载能力高的特点[2]，从而在实际工程中可替代沉井、桩基等基础。

目前，针对地震作用下基础-土体间动力相互作用的数值模拟，国内外许多学者进行了相关研究。国外，Brandenberg等[3]对群桩在可液化场地和侧向流动场地进行了数值模拟的对比研究。Klar等[4]探讨了液化场地群桩效应问题，并对桩间距等因素对群桩响应的影响进行了研究。国内，黄雨等[5]基于Biot理论，采用有效应力方法对液化场地桩基础的地震反应进行了三维有限元分析。唐亮等[6]对振动台试验进行了数值模拟，研究了群桩基础在液化场地的地震反应。但大多集中于对桩-土动力相互作用的研究，还未见液化场地矩形闭合地下连续墙的动力响应研究。本文针对倾斜可液化场地基础-土动力相互作用相关问题，基于离心机振动台试验，利用OpenSees有限元数值模拟平台建立二维非线性有限元数值模型，进行单室地下连续墙与群桩桥梁基础-土动力相互作用对比研究。

1 数值分析模型

1.1 离心机振动台试验简介

本试验中，地下连续墙基础的原型截面尺寸为7.6 m×7.6 m，高15m ，墙厚0.8 m，墙体嵌入密砂层2 m。液化场地为两层福建标准砂，总厚度为20 m，倾角为5 °，上覆砂土相对密实度为60 %，底层砂土相对密实度为90 %。试验传感器布置如图2所示，具体试验细节及试验成果可参考文献[7]。

注：A0～A10为加速度传感器，P1～P7为孔压传感器，L1～L5为激光位移传感器。图2 模型试验原型[7]

1.2 有限元分析模型

针对上述离心机振动台试验，以原型建立的二维数值模型如图3所示。采用OpenSees中基于多屈服面概念实现的PDMY材料本构模型模拟土体的非线性动力特性(表1)。在数值模型中，整个土体区域采用4节点的SSPquad UP四边形单元进行模拟，并对基础周围土体单元进行加密处理，该单元的每个节点3个自由度，其中两个位移自由度，一个孔压自由度。模拟中将墙体重力作为集中力施加到对应节点，墙体的质量以集中质量赋到对应墙体节点上。墙体采用梁-柱单元，用刚性连接将墙体连接在一起，赋予试验相同截面参数、物理参数等。通过刚性连接的基础上，梁单元节点和土体单元节点之间增加零长度单元以模拟桩-土相互作用。

图3 二维数值模型

表1 砂土本构模型计算参数

1.3 数值模型可靠性验证

模型的可靠性是通过基础和场地动力响应的计算值和试验值对比验证。试验基底激励输入为taft波(图4)。对比试验和数值计算的场地加速度、孔压和基础位移，验证已建立模型中土体参数、墙体物理特性参数、墙-土接触、模型边界条件等的合理性与正确性。

图4 模型基底输入地震动

图5给出了试验中A1、A4、A9加速度传感器对应位置处场地土体加速度时程计算值与试验值的对比情况。从图中可以看出，土体加速度的计算值时程步调、幅值变化规律均与试验值较好吻合，表明该数值模型可以较好模拟场地加速度的反应。

图5 土体加速度试验值与计算值比较

图6为试验中P1、P2、P6孔压传感器对应位置处超孔隙水压力计算值与试验值对比情况。由图可知，试验孔压上升略快，数值略大于计算值，但整体变化趋势无明显差异，无论是曲线整体波动趋势，还是峰值及达到峰值对应时间均保持高度一致。

图6 超孔隙水压力计算值与试验值比较

图7为基础顶部位移计算值与试验值的对比情况。由图可知，墙体顶部位移计算值与试验值整体变化趋势吻合较好。在5～20 s时，应变幅值波动较大，且试验值大于计算值，但时程步调保持一致，位移最大值出现的时间能较好吻合。

图7 墙顶位移试验值与计算值比较

1.4 群桩数值模型

基于上述数值建模途径与模拟方法，将该数值计算方法直接拓展到群桩桥梁基础中作对比分析。在基础相同截面尺寸下，建立桩径为2.2 m，桩间距为6 m的2×2群桩数值模型(图3)，将地下连续墙基础转换成桩基础，并在桩基础顶端采用刚性连接以模拟群桩承台。桩基物理特性参数、土体参数、桩-土接触、模型边界条件等均与地下连续墙基础模型保持一致。

2 计算结果分析

矩形闭合地下连续墙与群桩桥梁基础模型在不同埋深处土体的超孔隙水压力、位移以及基础变形对比曲线分别如图所示。

2.1 超孔隙水压力

两基础模型内埋深4 m、6 m、10 m处超孔隙水压力对比情况如图8～图10所示。由图8可知，地下连续墙比群桩模型中土体延缓20 s达到液化，且液化程度低。在震动初期，群桩模型中孔压急剧上升，13 s时达到峰值，土体完全液化，而地下连续墙模型中孔压上升较缓慢，33 s时孔压才达到最大值。此外，由图8～图10可知，越接近地表，桩基础中土体液化速率越快，而地下连续墙内的土体液化速率受深度变化影响较小，均比桩基础晚。由此说明，地下连续墙基础对于上部土体的液化具有明显抑制作用。

图8 埋深4 m超孔隙水压力

图9 埋深6 m超孔隙水压力

图10 埋深10 m超孔隙水压力

2.2 基础变形特征

根据计算结果，将两基础的最终变形状况放大50倍后如图11所示。地下连续墙基础由于其整体性好，刚度大，基础本身无明显变形，但出现不均匀沉降，有轻微倾倒，左侧墙体沉降为0.02 m，右侧墙体无明显沉降。而桩基础向左侧有一定位移，并伴有倾倒，本身也存在较大变形，左侧桩基沉降为0.03 m，右侧沉降为0.025 m。基础具体横向变形量如图12所示，地下连续墙基础变形量从基础底端至顶部呈等比例增加，呈现出刚体变形的特征，而桩基础的中部则有明显弯曲变形，在中砂层中的位移量也比地下连续墙基础大。

(a) 地下连续墙基础

(b) 2×2群桩基础

图12 基础横向位移

2.3 土体侧向变形

取基础内部及两侧土体的位移情况研究场地的侧向扩展(图13)。由图13知，由于场地为倾斜场地，倾斜角为5°，基础两侧相同距离土体的侧向变形存在差异。在两基础模型中，密砂层土体位移差异不大，基本无明显侧向变形。进入中砂层后，土体侧向位移变化趋势开始增强，桩基础模型中土体侧向变形大于地下连续墙基础。由图13(b)知，由于地下连续墙独特的基础型式，使墙内土芯处于封闭状态，因而，其侧向变形受基础约束较大，位移变化同基础本身变形相似，呈现等比例增加的趋势。结果表明地下连续墙基础具有较强抵抗场地土体侧向变形的能力。