董必昌 黃偉建 張鵬飛 瞿中穎

(武漢理工大學交通與物流工程學院1) 武漢 430063) (深圳市城市交通規(guī)劃設計研究中心股份有限公司2) 深圳 518057)

0 引 言

近年來，隨著我國城市化進程的不斷推進，城市可利用土地資源日漸匱乏，對于地下空間的開發(fā)和利用成為了人們關注的工程熱點，深基坑工程也因此日益涌現(xiàn)．我國是一個地震多發(fā)國家，因此對深基坑工程地震作用下的結構響應研究具有重要的工程實踐意義．

對于深基坑雙排樁支護結構，國內(nèi)外研究學者主要針對靜力作用下支護結構的穩(wěn)定性進行了相關研究[1-3]，但是在動力作用下，特別是對于地震動荷載作用下支護結構的受力特性和變形機理方面的研究相對較少．對于深基坑支護結構地震方面的研究，主要有理論分析、模型試驗，以及數(shù)值仿真等方法．劉立平等[4]建立不同場地土體參數(shù)的二維樁土模型，通過對樁身剪力值的分析發(fā)現(xiàn).樁頂處剪力值最小，靠近樁底位置剪力值發(fā)生突變并在樁底位置達到最大值．朱彥鵬等[5]計算得出了復合式土釘墻在地震動荷載作用下的加速度、位移響應規(guī)律，通過對雙向地震波作用下土釘支護結構軸力的時程響應分析，得到了地震作用下支護結構內(nèi)力的變化及土體的位移和加速度的響應規(guī)律．康景文等[6]通過FLAC3D進行了深基坑錨拉支護結構的地震時程分析，論述了深基坑支護結構的安全儲備問題，表示現(xiàn)行相關深基坑工程抗震設計方法并不完善，需對現(xiàn)行抗震設計進行優(yōu)化．張森等[7]運用FLAC仿真軟件，對復合土釘墻支護結構分別進行了靜力分析和動力分析，得出土釘結構和預應力錨桿的軸力變化規(guī)律，并對預應力錨桿的布置方法提出了合理建議．王穎軼等[8]通過ANSYS 有限元軟件計算出不同支護結構在動力作用下的失效過程，表明了不同支護結構其支護特性存在明顯差異，并指出剛度較高的支護結構其失穩(wěn)破壞具有明顯的突發(fā)性．黃春燕[9]利用動力彈塑性時程分析方法對深基坑雙排樁支護結構進行地震響應分析，得到了不同時刻雙排樁樁身內(nèi)力變化情況和場地土體變形規(guī)律．

在現(xiàn)行深基坑工程設計規(guī)范中，并沒有普適性的支護結構抗震設計方法．目前，在基坑工程的動力作用方面，尤其是在地震作用下的工作機理和抗震性能方面，國內(nèi)學者的研究較少．文中以深基坑雙排樁支護結構為例，運用有限元數(shù)值模擬的方式，設置粘彈性人工邊界，對深基坑雙排樁進行地震動力響應分析．

1 工程概況及模型建立

1.1 工程概況

選用武漢時代廣場的深基坑工程進行有限元仿真模擬，其東西方向長度約110 m，南北方向長度約150 m，周長約500 m，基坑整體平面形狀近似為正方形，開挖面積約16 000 m2，開挖深度約為12 m．

1) 土體與支護結構 基于Lin等[10]研究基坑模型大小對基坑變形的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)基坑模型建模長度為基坑開挖深度的3倍時，基坑模擬過程中支護體系及周邊地表變形形態(tài)與實際中比較貼合．滿足Roboskit[11]提出的基坑模型尺寸的改變對基坑變形的影響．參考基坑模型大小對基坑變形的影響規(guī)律，本工程基坑整體開挖深度為12 m，綜合考慮初步建立的三維剖面體單元模型的計算域為120 m×50 m×12 m．土體采用Drucker-Prager模型，樁和錨桿采用線彈性模型，計算模型見圖1．

圖1 土體計算模型圖及樁錨式支護結構布置圖

2) 黏彈性邊界 彈簧和阻尼器的參數(shù)由劉晶波等[12]提供的計算方法結合每層土體的物理參數(shù)進行選取.

由以上公式則可以分別求得各節(jié)點處的法向彈簧剛度、法向阻尼系數(shù)、切向彈簧剛度、切向阻尼系數(shù)．模型邊界通過利用阻尼器吸收能量和彈簧的彈性恢復能力來實現(xiàn)無限區(qū)域土體對邊界內(nèi)模型的作用，達到與實際情況一致的效果．黏彈性邊界條件示意圖見圖2．

圖2 黏彈性邊界條件示意圖

1.2 地震波的選取和調(diào)整

根據(jù)設計要求，工程所在地區(qū)抗震設防烈度VI度，將抗震設防烈度提高1度，進行罕遇地震動力分析，旨在模擬在最不利條件下的工程地震動反應．因此，對選取的地震波加速度幅值按烈度要求調(diào)整到0.1g后再進行輸入．經(jīng)過綜合考慮，分別選取地震響應分析中常用的Kobe波、El-Centro波和Northridge波進行地震動輸入．

依據(jù)地震波的選取和調(diào)整的原則及要求，同時為了提升模型的計算效率，對所選擇的地震波進行節(jié)選．經(jīng)過地震波調(diào)整和基線修正后的Kobe波、El-Centro波和Northridge波的波形見圖3．

圖3 不同波形加速度圖

2 地震響應分析結果

2.1 不同類型地震波作用下的響應分析

2.1.1樁身內(nèi)力計算結果及分析

以前排樁為例，提取內(nèi)力峰值時刻樁身整體各點的彎矩及剪力值，El-Centro波、Kobe波和Northridge波加載下沿深度方向上的樁身動彎矩和樁身剪力，見圖4．

圖4 不同波形下樁身內(nèi)力圖

由圖4a)可知：不同類型地震動荷載作用下的樁身峰值動彎矩沿深度方向上的分布規(guī)律大體一致，均呈現(xiàn)出S形分布．

由圖4b)可知:在不同類型地震波加載之下，樁身沿深度方向的剪力值的分布同樣相差較大．在樁身中部位置剪力值發(fā)生突變，樁身剪力急劇增大，其中Northridge波作用下產(chǎn)生的峰值剪力為50.36 kN，El-Centro波作用下產(chǎn)生的峰值剪力只有Northridge波的82.6%，Kobe波作用下產(chǎn)生的峰值剪力只有Northridge波的72.7%．

2.2 深基坑雙排樁支護體系在地震作用下的失穩(wěn)機理分析

2.2.1樁身內(nèi)力計算結果及分析

在對模型施加IIX度罕遇地震(0.3g)動荷載作用時，土體及支護結構產(chǎn)生大變形，模型計算不收斂，深基坑雙排樁支護結構發(fā)生失穩(wěn)破壞，繪制支護結構在強震失穩(wěn)前及不同地震波加速度作用下前排樁峰值動彎矩圖和剪力圖，見圖5．

圖5 不同波形下樁身內(nèi)力圖

由圖5可知:地震動荷載作用下樁身動彎矩沿深度方向上的分布規(guī)律整體一致，均呈現(xiàn)出S形分布；隨著地震動荷載幅值由0.1g增加至0.3g，樁身峰值動彎矩急劇增大，樁身在強震失穩(wěn)前其最大正彎矩增幅較大，但其最大負彎矩增幅則相對較?。?/p>

在不同幅值地震波作用下，樁身沿深度方向的剪力值的分布相差較大；由于存在樁頂冠梁的約束作用，使得樁身靠近樁頂位置處的剪力值不為零；支護結構剪力值在樁身埋深15 m位置處發(fā)生突變，樁身剪力值急劇增大，樁身最大剪力發(fā)生在埋深約19 m處，隨即剪力值逐漸減小，在樁底位置處的剪力值接近于0．

為對不同地震加速度幅值作用下樁身內(nèi)力變化特點進行對比分析，提取前排樁樁身峰值彎矩及剪力數(shù)據(jù)，并且列出前排樁動力附加彎矩(相對于靜力彎矩的增量)，見表1．

表1 不同強度地震作用下內(nèi)力變化表

由表1可知：隨著地震動荷載幅值的增加，支護結構的峰值動彎矩以及峰值剪力亦不斷增大．

2.2.2位移計算結果及分析

在雙排樁支護結構的工程設計與施工階段十分關注樁間土體的位移變形情況，因此本節(jié)旨在研究不同地震波幅值作用下樁間土體的水平位移變化規(guī)律．將相鄰前排樁樁頂與樁頂之間中心位置的土體節(jié)點作為研究對象，由于在IIX度罕遇地震(0.3g)動荷載作用下，深基坑雙排樁支護體系發(fā)生失穩(wěn)破壞，故選取在0.1g、0.15g及0.2g地震波幅值作用下的樁間土體水平位移時程曲線，見圖6.表2為不同強度地震波作用下樁間土體水平位移參數(shù)表．

圖6 樁間土體水平位移時程曲線

表2 不同強度地震作用下樁間土體水平位移參數(shù)

由圖6可知：隨著地震波幅值的增加，相鄰前排樁樁頂間土體在地震動荷載作用下的水平位移變形明顯增大，樁間土體節(jié)點的水平位移值越大，樁間土體與支護結構的相對滑移趨勢越明顯，基坑雙排樁支護體系則越不安全．同時由表2可知:在靜力作用下樁間土體的水平位移峰值僅為0.023 m，然而在地震波動荷載作用下樁間土體的水平位移變形產(chǎn)生較大突變，在地震波幅值由0.1g增至0.3g過程中，樁間土體水平峰值位移急劇增加，當?shù)卣鸩ǚ颠_到0.3g，樁間土體水平峰值位移達到0.128 m，水平位移相對于靜力作用下增量為0.105 m，此時深基坑雙排樁支護體系處于失穩(wěn)臨界狀態(tài)．

2.3 單、雙向地震波計算結果及分析

2.3.1不同水平加速度幅值下雙向地震的影響

為研究不同水平加速度幅值條件下雙向地震動荷載對深基坑雙排樁支護結構穩(wěn)定性的影響，其中水平加速度幅值分別取0.1、0.15和0.2g，豎向加速度幅值按照中國工程抗震設計規(guī)范取水平加速度幅值的2/3．圖7為不同水平加速度幅值雙向地震作用下樁頂?shù)乃轿灰茣r程曲線．

圖7 不同加速度幅值下地震樁頂水平位移時程圖

由圖7可知:當水平加速度幅值較小時，對于雙排樁的樁頂位移影響也較小，單向地震和雙向地震的作用下的樁頂位移時程基本一致，相差很小；隨著水平加速度幅值增大至0.15 g和0.2 g時，雙向地震與單向地震作用下兩者樁頂位移相差越來越大，豎向地震的加入對雙排樁的樁頂位移影響顯著增強．因此，從結構位移角度分析，在較低的水平加速度幅值雙向地震作用下豎向地震的影響較小，可以不考慮豎向地震的影響．

2.3.2不同豎向加速度幅值下雙向地震的影響

分析不同豎向加速度雙向地震對深基坑雙排樁支護結構的影響，其中水平加速度取0.2g，豎向加速度分別取水平加速度幅值的1/3、2/3和3/3．

圖8為相同水平加速度不同豎向加速度幅值地震動荷載作用下的樁頂水平位移-時程曲線圖．由圖8可知:當雙向地震中豎向加速度由水平加速度幅值的1/3增大到2/3時，樁頂?shù)乃轿灰圃龇黠@；當豎向加速度由水平加速度幅值的2/3增大到3/3時，樁頂?shù)乃轿灰圃龇^?。?/p>

圖8 雙向地震樁頂水平位移時程圖

表3為不同豎向加速度樁頂水平峰值位移表．由表3可知:當豎向加速度幅值取水平加速度的1/3時，比單向地震作用下產(chǎn)生的樁頂水平峰值位移增加19.1%；當豎向加速度幅值增加至水平加速度的2/3時，樁頂?shù)乃椒逯滴灰葡鄳黾?0.9%；當豎向加速度幅值與水平加速度幅值相同時，樁頂?shù)乃椒逯滴灰圃僭黾?.43%；2/3的豎向加速度幅值與3/3的豎向加速度幅值作用下的樁頂水平位移時程數(shù)據(jù)已經(jīng)十分接近．

表3 不同豎向加速度樁頂水平峰值位移

3 結 論

1) 不同類型地震動荷載作用下，樁身峰值動彎矩沿深度方向上的分布規(guī)律大體呈 “S”型分布；剪力的最大值在樁的中下部，其中Northridge波作用下產(chǎn)生的峰值剪力最大，El-Centro波次之，Kobe波最小，故在實際工程抗震設計和研究中應根據(jù)不同的場地選取合適的地震波進行設計和計算．

2) 隨著地震波幅值的增加，基坑地表和雙排樁樁頂?shù)募铀俣纫苍谥饾u增大，但增大的幅度則在減小，呈現(xiàn)出增幅減弱的趨勢；樁身內(nèi)力變化較為明顯，說明地震波幅值的改變對雙排樁樁身位移和內(nèi)力的影響較大．

3) 當水平加速度幅值小于0.1g時，與單向地震作用相比，雙向地震作用對雙排樁樁身位移的影響效應不明顯，當水平加速度幅值繼續(xù)增大時，雙向地震作用相對于單向地震作用，其對樁頂水平位移影響不容忽視；考慮雙向地震的結構抗震分析中豎向加速度幅值取水平加速度幅值的2/3時相對合理．