Shaking table tests on seismic liquefaction characteristics of soil surrounding tunnels in saturated loess stratum
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摘要: 以兰合铁路某在建隧道为工程背景，对其黄土段开展了1∶20大比例尺饱和黄土围岩地震液化的系列振动台试验，揭示了土-结构相互作用对隧道衬砌周围土体液化势的影响规律。研究结果表明：土-结构相互作用显著提高了隧道衬砌周围土体的液化势，当遭遇地震荷载时，围岩会先于同一水平地层土体而产生液化；激励地震加速度的较小时（= 1.0 m/s2），同一水平高度靠近衬砌结构土体的动剪应力峰值、动孔隙水压力峰值、和加速度峰值都要比远离衬砌结构的大，具有明显的放大效应；随着激励地震加速度的增大至接近围岩液化阶段时，动孔隙水压力的放大效应明显，而剪应力和加速度的放大效应减小或者消失。同时上述结果中围岩土体加速度的变化特征，揭示了前期相关数值分析研究存在的不足。Abstract: Based on the previous numerical and theoretical analyses, a series of shaking table tests with scale of 1∶20 for seismic liquefaction analysis of saturated surrounding loess are carried out to simulate the loess section of a tunnel under construction on the Lanzhou-Hezuo Railway in China. The results show that the soil–structure interaction significantly increases the liquefaction potential of the soil near the tunnel linings, and the surrounding soil will produce liquefaction before the soil of the same level when subjected to seismic loads. When the peak acceleration of seismic loads is minor (i. e., = 1.0 m/s2), the peaks of dynamic shear stress , dynamic pore water pressure , and acceleration near the lining structure are larger than those far away from the lining at the same level height, and have obvious amplification effects. With the increase of to near the liquefaction stage of surrounding soil, the amplifying effects of dynamic pore water pressure are obvious, while the amplifying effects of shear stress and acceleration decreases or disappear. In particular, the variation characteristics of the acceleration of the surrounding soil reveal the deficiency of the previous numerical simulations.
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Keywords:
- loess tunnel /
- liquefaction potential /
- shaking table test /
- dynamic shear stress
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0. 引言
随着中国内河航运的发展，很多航道由中、低等级改造成高等级，航道需要加宽、加深，受制于土地因素，航道等级提升无法拓宽、只能加深。加深过程中，航道岸坡稳定性变得尤为突出，传统中、低等级航道所采用的浆砌块石护岸不能满足高等级航道岸坡稳定性需求，因此需要改变加固方式，如采用无锚板桩加固（图 1）。
由于板桩刚度大、施工便捷、防水效果好，作为护岸（或支护）结构已有大量应用[1-3]。当板桩作为独立结构进行护岸或支护时，其稳定性较差，通常情况下板桩与其他结构组合使用，形成更为稳定的加固体系，因此，很多学者对不同组合形式下板桩工作机理开展了大量研究[4-9]。如巨能攀等[4]研究了堆积体上板桩墙桩土相互作用机理，蔡正银等[5]研究了单锚板桩结构及分离卸荷式板桩结构的工作机理，Zhan等[6]研究了带卸荷平台的板桩结构受力机理，Kha等[7]、Zhao等[8]分别对砂土、淤泥质地基上的双排板桩工作性能进行了研究，Fal等[9]研究了基坑双锚板桩体系的受力与支护机制。
在内河航道升级过程中，由于航道开挖深度较小，只需新建板桩对已有浆砌块石护岸结构进行加固即可。王新泉等[10]、Che等[11]研究了在原有护岸外侧打设新板桩加固护岸的受力与变形机制。在原有护岸结构外侧打设新建板桩加固护岸，板桩与原有护岸类似于平行墙，原有护岸结构发生位移后侧向挤推板桩，这种情况会对板桩稳定性产生不利影响。因此，在最新的内河航道升级护岸加固中，将新建板桩置于原有护岸结构下方（图 1），新建板桩与原有护岸结构共同工作，形成更加稳定的加固体系。
对于这种新的加固形式，其对护岸加固机理不明确，因此，本文通过离心模型试验对该岸坡加固体系展开研究，进而揭示其协同加固机理。
1. 离心模型试验方案
1.1 试验设计
试验依托浙江省东宗线四改三航道整治工程，某航段采用CRP-U-1651型钢板桩加固，桩长8 m，航道挖深约2~3 m，设计中将新建钢板桩布置在原有挡墙下部，板桩帽梁梁顶与原有挡墙墙角齐平。帽梁顶与岸上地面之间垂向距离2.5 m，该范围内土体为杂填土层，帽梁顶向下5 m范围内为淤泥质土层、5 m以下主要为粉质黏土层。
试验比尺为1︰40。模型土体采用重塑土，由于现场土质情况较差，原有挡墙墙后土体与墙前航道之间有较大高差，试验中板桩难以保持平衡（试验开挖模拟前板桩会产生较大位移），导致试验产生较大误差。因此，在试验中，提高土体强度，模型土体采用粉质黏土，其饱和密度1.92 g/cm3，压缩模量2.89 MPa，内摩擦角15.1°，黏聚力24.3 kPa。设计航道按1︰4进行水下放坡开挖，试验中无法进行水下放坡开挖，因此采用排重液（重液密度1.92 g/cm3）法模拟航道开挖（如图 2所示，为得到极限状态下护岸结构失稳模式，试验中航道开挖12.5 cm，相当于原型开挖5 m）。
1.2 模型制作
（1）土体模型
试验选取现场粉质黏土重塑，初步制完土体模型后将其放入固结仪中在1g条件下进行固结，待达到固结度要求后上机进行超重力条件下土体固结。
（2）板桩模型
原型结构为钢板桩，因此试验中仍采用钢材制作板桩，将原型缩尺40倍，模型板桩厚0.25 mm、长200 mm（图 3）。
（3）浆砌块石护岸结构模型
原型浆砌块石护岸结构为碎石、素混凝土板、浆砌块石等组合而成，试验中如采用原材料制作模型容易散掉，因此，模型材料采用石膏制作（图 4）。
1.3 传感器布置
试验过程中对板桩两侧土压力、桩身应变及原有挡墙结构位移进行监测，传感器布置如图 2所示。由于是U型板桩，在板桩凹槽、凸起部分分别布置桩身土压力、应变传感器（图 5）。帽梁与重液液面高差较小，不易在帽梁处布置位移传感器，因此在距离梁顶30，80 mm处分别布置两个激光位移传感器（图 6），同时在原有挡墙顶部布置一个竖向激光位移传感器。
1.4 模型组装
模型制作完成后，将模型进行组装，并将航道侧被开挖土体置换成重液（图 7）。
1.5 试验工况
为研究板桩与原有挡墙协同工作机理，试验分两组：①帽梁与原有挡墙结构之间无连接（J1）；②帽梁与原有挡墙结构之间采用刚性连接（J2）。
2. 试验结果与分析
2.1 试验结果
试验结果表明，开挖深度达到桩长62.5%后，虽然新建板桩、原有挡墙产生了较大的水平位移、墙后土体产生较大沉降与开裂（图 8，J1），但板桩+原有结构整个护岸体系没有出现垮塌、倾覆状况，墙后土体也没有出现滑坡状况，整个护岸体系有较好的稳定性。
2.2 结构位移
结构位移随开挖深度变化如图 9所示。J1，J2两种连接方式下，随开挖深度增加，结构位移增加，当刚性连接时，结构位移大幅度降低，板桩稳定性增强。开挖至4 m时，无连接时结构位移突增，板桩逐渐失稳，开挖至5 m时，无连接时结构水平位移达到10~11 cm，刚性连接时结构水平位移只有1~2 cm。另外，不同连接方式条件下，H1点水平位移大于H2点水平位移，这表明在桩顶发生水平位移时，原有挡墙结构后倾，当无连接时，结构还有较大下沉。无连接时，原有挡墙后倾、下沉会进一步增大板桩土压力，导致板桩稳定性降低；刚性连接时，原有挡墙相对桩尖产生一个稳定力矩，进而增强板桩稳定性。
2.3 板桩土压力
J1板桩两侧土压力随开挖深度变化如图 10所示。当开挖至1.5~2.0 m后，开挖侧最上一排土压力计T1，T5监测值降为0，试验中土压力监测数值的变化与理论情况比较一致。开挖侧T2，T6埋深3.38 m，开挖3.38 m后，其土压力值逐渐降为0，靠岸侧最上一排土压力计T9，T13（埋深1.84 m）随开挖深度增加（约4.5 m）土压力也逐渐降为0。
试验过程中T4土压力值随开挖深度增大而增大，T16土压力值随开挖深度增大先增大后有所减小，其余各监测点土压力均随开挖深度的增大而有不同程度的减小。T8也处于开挖面以下的被动区域，在试验中呈减小状态，这表明，板桩板桩形状对板桩土压力分布有较大影响。实际上，U型板桩会产生拱效应，在T4所在的位置相当于拱脚、T8所在的位置相当于拱顶，开挖过程中土压力逐渐从拱顶向拱脚转移。
另外，随开挖深度增加，T16土压力降低幅度较小，并且呈先增大、后减小趋势。这表明在开挖过程中，板桩不但有平移位移，还有转动位移（当板桩转动大于平移产生的位移时，桩后土压增加），而且转动中心逐渐下移。
J2板桩两侧土压力随开挖深度变化如图 11所示。当板桩与原有挡墙之间刚性连接时，除T16外其余各测点土压力随开挖深度变化规律与J1大致相同。在刚性连接情况下，板桩转动位移较小，板桩土压力主要受板桩平移影响，因此，在T16点处板桩土压力大幅度降低。另外，J2靠岸侧上部土压力大于无连接情况，刚性连接时，桩体转动位移大幅度降低，桩、土之间不易脱离。
不同开挖深度条件下，J1桩侧土压力沿桩身分布如图 12所示（图中深度指相对板桩桩顶的深度；开挖后开挖侧土压力测点只剩一个，因此选择靠岸侧进行分析）。靠岸侧板桩土压力随开挖深度增加而逐渐减小，其中T9~T12测线土压力变化较大、且随桩身深度增加变化加剧（上部测点土压力从8.1 kPa降至5.2 kPa、降幅2.9 kPa，下部从105.3 kPa降至9.5 kPa，降幅95.8 kPa），T13~T16测线土压力变化相对较小、随桩身深度增加变化相对较小（上部测点土压力从29.3 kPa降至0 kPa、降幅29.3 kPa，下部从160.5 kPa降至137.6 kPa，降幅22.9 kPa）。靠岸侧T9~T12所在的位置相当于拱顶、应力较小，T13~T16相当于拱脚，在拱脚土压力集中、应力较大。开挖过程中板桩产生较大位移，拱顶土体自身变形较小、当板桩产生位移后，桩侧土压力大幅度降低，而在拱脚处其应力值主要受板桩位移控制，其土压力值变化相对较小。
不同开挖深度条件下，J2桩侧土压力沿桩身分布如图 13所示。当板桩与原有挡墙之间刚性连接时，板桩主要产生平移位移、转动位移较小，测线T9~T12，T13~T16土压力变化较均匀。
J1开挖至临界失稳状态时（开挖至4 m），J1，J2桩侧土压力如图 14所示。航道开挖至4 m时，J1条件下板桩位移较大，测线T9~T12与T13~T16土压力相差很大，而J2条件下板桩位移较小，测线T9~T12与T13~T16土压力相差较小。另外，J2桩侧土压力在桩身上部大于J1、在桩身中部及下部小于J1（T13~T16），这表明J1产生了远大于J2的转动位移。
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图 14 临界失稳状态下桩身土压力Figure 14. Soil pressures on piles under critical instability condition2.4 桩身内力
不同开挖深度条件下，J1桩身最大弯矩位置距离桩顶约6 m处，随开挖深度增加，桩身最大弯矩位置略有下移（图 15（a））；J2桩身最大弯矩位置距离桩顶约3 m处（图 15（b））。开挖过程中，J1最大弯矩从5.6 kN/m增至28.0 kN/m（开挖至4 m时弯矩最大）、J2最大弯矩在42.1~59.0 kN/m内变化（开挖至3时弯矩最大）。J1桩身最大弯矩位于桩身下部、J2位于桩身上部，J2最大弯矩值大于J1（图 16）。
3. 结论
通过对内河航道板桩-浆砌块石结构共同护岸机理的离心模型试验研究，分析了新建板桩结构与原有浆砌块石结构之间无连接（J1）、刚性连接（J2）条件下，原有护岸结构位移、板桩桩侧土压力及桩身弯矩，得到6点结论。
（1）J1、J2两种连接方式下，随开挖深度增加，结构位移增加，当刚性连接时，结构位移大幅度降低，板桩稳定性增强（本文研究中增强25%以上）；在开挖过程中，原有挡墙结构后倾，当无连接时，原有挡墙结构还有较大下沉，原有挡墙后倾、下沉会进一步增大板桩位移，导致板桩稳定性降低。
（2）试验结果表明，开挖过程中J1，J2条件下板桩除了产生平移位移、还有转动位移，J1以转动位移为主，J2以平移为主。
（3）受U型板桩形状影响，开挖过程中板桩两侧土体会形成土拱效应，开挖侧外凸部分（T1~T4）大于内凹部分（T5~T8）土压力，靠岸侧外凸部分（T9~T12）小于内凹部分（T13~T16）土压力，且在靠岸侧T9~T12土压力变化幅度大于T13~T16。
（4）开挖过程中，J2条件下板桩桩身范围内土压力变化较一致，J1条件下随桩身深度增加，桩侧土压力变化幅度增加，且最大变化值大于J2。
（5）J1条件下桩身最大弯矩位置距桩顶约6 m处、J2条件下桩身最大弯矩位置距离桩顶约3 m处，且J2桩身最大弯矩大于J1。
（6）J1条件下，原有浆砌块石护构的主要作用是挡土（浆砌块石结构后方土体），对板桩+浆砌块石整体护岸结构稳定性没有明显提升；J2条件下，原有浆砌块石护构除了挡土，还可以产生稳定力矩，对板桩+浆砌块石整体护岸结构稳定性有较大提升。
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图 6 S1和S2位置动剪应力时程曲线
Figure 6. Time histories of dynamic shear stresses at points S1 and S2
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图 8 动孔隙水压力时程曲线（amax = 2.0 m/cm2）
Figure 8. Time histories of dynamic pore water pressure (amax = 2.0 m/cm2)
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图 9 动孔隙水压力比Ru随amax变化特征曲线
Figure 9. Variation of ratio Ru of dynamic pore water pressure and effective vertical stress with amax
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图 10 测点峰值加速度ap, max随激励地震波的amax的变化特征
Figure 10. Variation of peak accelerations ap, max of monitoring points with amax of exerted seismic waves
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图 11 加速度放大系数沿高度h变化特征
Figure 11. Variation of amplification factors of peak accelerations with height h
表 1 隧道现场黄土物理特性
Table 1 Physical properties of in-site loess
孔隙比e 干密度ρd/(g·cm-3) 含水率w/% 黏粒d ≤ 0.005 粉粒0.005＜d≤0.075 (mm) 砂粒0.075＜d ≤ 0.25 (mm) 0.86 1.45 17.2% 16.8% 67.7% 14.5% 
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