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水泥土格栅加固软土的动态离心试验

Mohammad Khosravi, S.M.ASCE¹; Ross W. Boulanger, F.ASCE²; Shuji Tamura³;

Daniel W. Wilson, M.ASCE⁴; C. Guney Olgun⁵; and Yongzhi Wang⁶

摘 要：通过一组大型离心试验来评价水泥土格栅对深厚软土层地震响应的加固作用。软土层由23米厚的轻度超固结土组成，上层和下层为密实砂土薄层。每个离心模型分别被分成两区域，总共分为四个不同加固配置的区域：第一组为未加固土；第二组在下部密实砂层铺设嵌入水泥土格栅，面积置换率为=24%；第三组铺设嵌入格栅，面积置换率为=33%；第四组在黏土层上半部分铺设浮置格栅，面积置换率为=33%。对模型施加13种振动荷载，峰值加速度范围为0.005到0.31g。本文研究了水泥土格栅对软土层地震响应的影响，以及水泥土格栅与周围土的相互作用。非线性动态响应以及相互作用机制的具体研究途径：（1）加速度时间曲线，振动引起的超孔隙水压力以及震动后的次固结沉降研究；（2）响应波谱及频谱比；（3）反算应力-应变响应；（4）格栅与土之间的内部应力分布情况分析；（5）水泥土格栅动态裂缝检测以及后测裂缝绘制。试验结果反映了水泥土格栅动态特性，同时存档数据集可以为设计方法以及数值分析方法提供评价依据。DOI: 10.1061/(ASCE)GT.1943-5606.0001487. copy; 2016美国土木工程师学会

关键词：地震工程；地基处理；软土；水泥土格栅加固；离心试验

引言

水泥土格栅建造用于深层搅拌法（DDM）、挖槽法、喷射注浆法以及其他类似的地基处理方法中，是提高软土层对上覆荷载的支撑能力，减小软土层在静荷载或地震荷载下的变形的有效方法。水泥土格栅设计包括格栅的承载力以及土和格栅的复合系统抵抗沉降和变形的能力。与结构基础设计和边坡加固设计类似，相对于静力荷载条件下，地震荷载条件下的水泥土格栅设计方法还有待发展和完善。

以往的地震工程案例表明，地基加固是减小地震导致的地面位移的有效方法。例如，在1995年的神户地震中，土工格栅被发现有利于减小地震破坏（高松等地1996）。

动态离心模型试验已经被用于研究水泥土格栅地基加固对软土和液化土的沉降以及其它地基破坏模式的影响（如Babasak等1992; Adalier等1998; Kitazume和Maruyama 2006;Takahashi 等2006; Ishikawa和 Asaka 2006; Rayamajhi等2015）。在这些研究中，都以预制水泥土格栅或腈纶格栅作为加固材料。Babasaki等 (1992) 和 Takahashi等 (2006)指出格栅间隔对最大孔隙水压力系数的重要性。Takahashi等 (2006)研究了震动烈度以及水泥土格栅设计加固深度的

影响。Matsuo等 (1996), Adalier等 (1998), 以及 Kitazume和Terashi (2014)的研究指出，当浮置水泥土格栅铺设在路基边坡底部时，应当对加固地区进行外部稳定性分析（如滑动、倾覆或承压破坏）。数值分析被用于研究剧烈地震作用下加固土地震响应中的整体变形机制和临界面确定，包括二维（2D）分析(Orsquo;Rourke和Goh 1997)和三维（3D）分析(Fukuta Ohtsuki 1995; Namikawa 等2007; Bradley等 2013; Nguyen等2013; Puebla等2006)。这些研究指出，面积置换率（=土体面积-按总面积划分的水泥面积）、处理深度和加固土刚度对格栅周围土的响应有很大影响。一些研究表明，格栅加固会导致地面运动振幅增加，进而导致上部结构内部荷载的增加(Bradley 等2013)。Namikawa等(2007)对水泥土格栅加固系统的动态特性以及水泥土墙角点和墙体中部的集中拉应力进行了研究。Namikawa等（2007）发现，加固土的局部破坏并不会显著影响对地基液化的改善程度。数值分析还可用于初步设计的简化分析(Nguyen et al. 2013;Rayamajhi等 2014a, b)。

目前基于容许承载力的设计方法（如Bruce等 2013）主要目的是使水泥土格栅加固结构受力而不产生破坏，因此设计不允许水泥土格栅产生局部破坏。而局部破坏和水泥土格栅裂缝对加固结构限制沉降和位移性能的影响还有待深入研究。为了探究上述问题，对格栅加固土的综合性能和应力应变内部分布情况的研究是必不可少的。然而由于相关的试验和工程案例数据有限，不足以支撑在剧烈地震荷载下软土或液化土中水泥土格栅的剪力加固机制的研究的进行。

本文总结了水泥土格栅加固对深层轻度超固结黏土层地震响应的影响的动态离心模型试验结果。试验共有两个模型，用于研究四种加固情况：（1）一个区域不加固；（2）一个区域在下层密实砂层中铺设嵌入水泥土格栅，面积置换率=24%（3）一个区域铺设嵌入格栅，面积置换率=33%；（4）一个区域在黏土层上半部分铺设浮置格栅，面积置换率=33%。对模型施加13级振动荷载，峰值加速度范围从0.005到0.31g。水泥土格栅对土层非线性动态响应的影响以及水泥土格栅与周围土体的相互作用机制的具体研究途径：（1）加速度随时间的变化规律，振动引起的超孔隙水压力以及震动后的次固结沉降研究；（2）响应波谱及频谱比；（3）反算合成应力-应变响应；（4）格栅与土之间的内部应力分布情况分析；（5）水泥土格栅动态裂缝检测以及后测裂缝绘制。试验结果反映了水泥土格栅动态特性，同时存档数据集可以为设计方法以及数值分析方法提供评价依据。

离心试验

试验于加利福尼亚大学，Davis岩土建模中心进行，共有两个试验，离心机半径为9m，离心加速度为57g，数据存档以便为之后的研究提供借鉴(Khosravi等2015d, e)。根据Kutter的标度律（1995），将试验数据和尺寸模型转化为原型单元，除特别说明外，所有呈现数据都为转化后的原型单元数据。

试验在铰链板模型槽中进行，该模型槽可以在静荷载下限制横向应变，允许大变形和永久剪切应变(Afacan et al. 2013)。模型槽内部尺寸为长175.5cm（原型尺寸100.0m），宽65.0cm（原型尺寸37.0m），高51.6cm（原型尺寸29.4m），模型槽内部铺设一层3mm厚的橡胶薄膜以保证其水密性。

两组试验模型如图1所示。模型MKH01左半部分为未加固土层（S），右半部分为嵌入格栅加固土层（EG），如图1（a）所示。模型MKH01中的嵌入格栅为3x3网格，共有9个正方形单元，水泥土墙宽1.2m，相邻两墙中心间距为9.8m，平均=24%。模型MKH03左半部分为浮置格栅加固土层（FG），右半部分为嵌入格栅加固土层（EG），如图1（b）所示。模型MKH03中的浮置栅格和嵌入栅格为4times;4网格，分别各有16个正方形单元，水泥土墙宽1.2m，相邻两墙中心间距为6.9m，平均=33%。每个模型的土层分布自上到下依次为，高岭石岩层(Hydrite Flat DS, Imerys, Roswell, Georgia)，层厚23.4m，可作为排水层；密实饱和粗砂层（相对密实度D_rasymp;90%），层厚2.3m，用于代替现场应用中通常需要的工作面；黏土层，模型中水泥土格栅与黏土层顶部平齐。地下水位在地面以下约0.5m。高岭石的性质参数如下：液限LL=47；塑性指数PI=19；土粒比重G_s=2.58；中值粒径0.4micro;m；初始应力状态下固结系数C_v=0.7mm²/s，卸载及重新加载状态下固结系数C_v=2.3mm²/s(Khosravi等2015a)。

图 1 模型加固配置及原型尺寸标注：(a)MKH01；(b)MKH03

试验以水作为孔隙流体，依据动力与扩散结合标定率(Kutter 1995)，土层原型渗透率应为模型渗透率的57倍，但换算后的黏土层原型渗透率依然很小，在地震荷载下仍可视作完全不透水层（基于时间参数计算和耗散速率观察）。更高粘度的流体一般应用于砂层的动态渗透稠度标定，但不适用于黏土，因为流体极有可能与黏土矿物发生物理化学反应，进而对土层性质和试验结果造成影响。

黏土制备过程中，在六个升降机中施加液压进行预固结。首先，在真空搅拌机中分批搅拌黏土泥浆，拟将初始含水率为80%左右，随后将一个升降机中的黏土泥浆放入模型槽中施加压力进行预固结，施加压力等于加速度为57g时起重机底部的计算垂直有效应力。预固结过程通过位移传感器进行监测，直至沉降达到最终固结沉降的95%停止加载，因此在57g加速度下，每个升降机中上半部分的黏土平均处于轻度超固结状态。预固结可有效减小沉降，并且与没有预固结环节相比，可大大缩短黏土泥浆的固结时间。

如Khosravi 等(2015a, b, c)所述，水泥土格栅采用挖槽法浇筑而成。高含水量水泥土混合物的水泥比为3.1:1.0（质量比），以保证水泥土的流动性，便于浇筑水泥土格栅，土：水泥的比例为1.9:1.0（质量比）。7天（硬化时间）后水泥土无侧限抗压强度为450—770kPa，将一套正方形栅格形状的不锈钢模具压入黏土模型中，压力由木质导向架提供，以保证下沉方向竖直。不锈钢模板内表面铺设0.3mm（0.012in）厚的超高分子量耐磨胶带，以减小下沉和挖掘过程中金属与黏土之间的摩擦力，模具墙板间隔等于水泥土嵌板的设计厚度。模板下沉到设计高度后，用铲刀挖除不锈钢格栅墙内部的黏土，随后在开挖区域浇筑水泥土，浇筑完成后，拔出模板，随后将传感器埋入水泥土墙的目标位置。放置7天后，水泥土格栅硬化，将模型搬入离心机中，连接传感器，施加57g的离心加速度，观测沉降和孔隙水压力，直至平均固结度达到95%。

试验中使两个模型均产生相同的13种振动运动，分别为：一个阶梯型运动，六个正弦型运动。和六个地震运动，不同运动的振动烈度和频率不同。正弦型运动频率连续变化范围为0.1到6Hz（运动频率从低到高），测得试验槽底部底部水平峰值加速度（PBA）为0.03~0.06g，加速度很小，不会产生超孔隙水压力（EPWP）。正弦运动的响应数据可用于估算土层在小变形条件下的固有频率，进而探究强震运动对固有频率的影响。试验中的地震运动采用1999年集集大地震中TCU-078观测站和1995年神户大地震中人工岛港（Kobe-0807）的记录数据并进行了缩小。这些地震运动通过高通滤波，以去除振动台不能产生的低频运动。试验中振动运动及其PBA见表1。每次运动完成后，将模型静置足够时间，使孔隙水压力恢复到初始水压力大小，进而使振动过程中产生的超孔隙水压力完全消散。

表 1 土体底部运动

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