SEISMIC PERFORMANCE EVALUATION OF EPS COMPOSITE SOIL FOUNDATION-CAISSON USING SHAKING TABLE MODEL TESTS
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摘要:
采用振动台试验研究了饱和砂土地基(CSS)和EPS混合土地基(CES)两种地基模型下沉箱结构的抗震性能。对比了两种不同地基模型下土体动力响应特征及沉箱结构动力稳定性，探讨了动力作用下沉箱的受力状态及失稳机制，分析了EPS混合土地基对上部沉箱结构地震稳定性的影响。试验结果表明：振动过程中CES工况的超孔压发展速率明显低于CSS，EPS混合土可显著提高模型抗液化性能。墙后填土作用于沉箱的动土压力沿深度方向呈三角形分布，沉箱中部位置动土压力最大。CES工况沉箱动力响应，包括加速度、位移及转动角等均小于CSS，表现出更好的抗震性能。CES沉箱所受动土推力与惯性力存在明显的相位差，有利于提高沉箱结构的稳定性。
Abstract:A series of shaking table tests are conducted to study the seismic performance of caisson structure under saturated sand foundation (CSS) and EPS composite soil foundation (CES). The dynamic response characteristics of soil and the dynamic stability of caisson structure are analyzed. The force state and instability mechanism of caisson under dynamic loading are discussed. The influence of CES on seismic stability of the upper caisson structure is discussed. The experimental results indicate that the development rate of excess pore pressure under CES conditions is significantly lower than that under CSS, and EPS composite soil can significantly improve the liquefaction resistance. The dynamic earth pressure acting on the caisson is triangular along the depth direction, and it is the largest at the middle of the caisson. The dynamic response of the caisson under CES conditions, including acceleration, displacement and rotation angle, is smaller than that under CSS conditions, which shows better seismic performance. There is an obvious phase difference between the dynamic earth thrust and inertia force of CES caisson, which is conducive to improving the stability of caisson structure.
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重力式沉箱是一种用于港口码头以维持墙后土体稳定的土工构筑物。沉箱码头结构遭遇地震破坏对沿海地区港口系统的运营构成巨大挑战，经济损失严重。1995年日本阪神地震中，Port和Rokko两个人工岛上250余处码头和港口设施遭到破坏甚至毁坏[1]。此次地震引起研究者对可液化场地中沉箱结构体系抗震性能的高度关注。21世纪以来发生的10余次地震中，沉箱码头等挡土设施因土体液化导致地震失稳的现象仍相当普遍[2-4]。沉箱损坏的主要原因是在饱和回填土和/或地基土中发生液化[5-6]，沉箱壁的主要破坏模式是向海位移、沉降和向海倾斜，因此饱和砂土液化及减防灾措施始终是岩土工程领域研究的重点问题[7-12]。
目前，一些学者对沿海挡土结构进行抗震分析试验研究和数值模拟，以期为港口海岸工程设计、施工积累经验[13-15]。LEE[16]采用离心机振动台试验研究嵌入不同渗透性土壤中的沉箱码头的地震响应，发现码头墙体的转动主要是由于深部土层超孔隙水压力和土压力的变化引起的。ZENG[17]通过离心试验研究了液化对悬臂墙、锚定板桩墙和重力挡土墙稳定性的影响。刘汉龙等[18]采用有效应力分析方法对神户港沉箱码头进行了数值模拟研究，结果表明：地震作用下回填土液化相较不液化的情况，沉箱侧向残余位移大1.5倍~1.8倍，表明地基土及回填土的液化对沉箱码头抗震性能有重要影响。王丽艳等[19]采用数值模拟对液化地基中沉箱码头墙体地震残余变形进行研究，并初步预测了码头的地震残余变形。
聚苯乙烯泡沫颗粒轻质混合土(简称EPS混合土)是一种新型的轻质土工合成材料，由原料土、EPS颗粒、胶结材料和水按一定比例混合而成。EPS混合土具有良好的工程特性：1)轻质高强，EPS混合土的密度可根据需要控制在6 kN/m3~15 kN/m3之间[20-21]；2)环境友好，可以利用废弃泡沫塑料、建设废弃土及疏浚淤泥，兼顾改善环境问题；3)适应性强，EPS混合土具有高流动性及和易性，成型后具有低渗透性[22]和弱吸水性[23]。从静力的角度看，EPS混合土高强性可提供良好的地基承载和抗变形能力。同时，其轻质性对减轻地基沉降有明显的效果。基于此，EPS混合土在道路工程、桥梁工程等领域得到了广泛应用[24-26]。EPS混合土也可置换软弱地基土以满足地基承载力或沉降控制的需求[27]，或者作为挡土结构回填土料使用以减小墙后静、动土压力作用[28]。从动力角度看，具有轻质性、极低渗透性、高强性的EPS混合土可提高地基土的抗液化强度，相对于可液化地基具有更良好的地基动力稳定性。此外，EPS泡沫颗粒可有效增强地基的减隔震效应，降低上部结构动力响应强度，提高地基土-结构体系抗震韧性。目前，EPS混合土作为沉箱结构地基土的抗震性能仍缺少关注。
为了明确可液化场地沉箱结构动力反应特性以及EPS混合土换填地基土的抗液化效果，本文设计了南京细砂和EPS混合土两种地基模型，开展了一系列地基土-沉箱结构振动台模型试验。通过大量试验数据的对比，分析了两种地基条件下沉箱结构地震稳定性的主要特征和差异，详细讨论了不同地基条件下沉箱转动角及作用在沉箱上的动土推力和惯性力的相位差，揭示了EPS混合土地基提高沉箱震动稳定性的力学机制。
1 振动台试验设计
1.1 试验模型
叠层剪切模型土箱被广泛用于土-结构动力相互作用模型试验研究[29-30]。本文采用自行研制的多功能叠层剪切土箱，其净尺寸为70 cm(长)×46 cm(宽)×62 cm(高)，该模型箱可有效减小边界效应。
为研究EPS混合土作为地基换填材料对上部沉箱结构地震稳定性的影响，本文分别设计了饱和南京细砂和EPS混合土两种不同材料类型的地基土沉箱模型，如图1所示。为便于描述，将南京细砂地基沉箱模型(Caisson-Nanjing fine sand system)简称为CSS，EPS混合土沉箱模型(Caisson-EPS composite soil system)简称为CES。两种模型中沉箱背后回填土均为饱和南京细砂，回填土表面及模型底部为饱和黏土层。CES中的沉箱底部土体采用EPS混合土，厚度为150 mm，最大宽度为700 mm，最小宽度为500 mm。
试验所用模型沉箱由壁厚8 mm的钢板焊接而成，尺寸为42 cm(长)×20 cm(宽)×25 cm(高)，墙趾宽度为1.5 cm。在本试验中，沉箱模型结构被视为刚体，并采用总重为69 kg的铁块对沉箱结构进行配重。设计模型相似比如表1所示。
表 1 设计模型相似比Table 1. Design model similarity ratio类型 物理量 相似比常数 几何参量 长度 1/12 线位移 1/12 材料参量 密度 1 弹性模量 1/12 应力 1/12 动力参量 等效密度 1 持续时间 1 频率 2 加速度 1 1.2 模型地基土
南京细砂是一种典型的长江漫滩沉积物，广泛分布于长江中下游两岸，其颗粒主要呈片状，已有研究表明南京细砂的工程特性与石英质砂有较大差异[31]。试验所用南京细砂不均匀系数Cu=2.32，曲率系数Cc=1.06，特征粒径d50=0.16 mm，最大孔隙比emax=1.16，最小孔隙比emin=0.61，细砂颗粒密度Gs=2.72 g/cm3，其级配曲线如图2所示。试验所用黏土的物理力学指标见表2。
表 2 黏土主要物理力学性质指标Table 2. Physical and mechanical properties of clay含水率/
(%)密度/
(g·cm3)塑限/
(%)液限/
(%)塑性
指数液性
指数粘聚力
c/kPa内摩擦角
φ/(°)20.7 1.88 18.7 37.6 18.9 0.11 49.1 15.7 回填的EPS混合土由原状土(粉质黏土)、EPS颗粒、水泥和水以不同的配比混合搅拌而成。EPS为预发泡聚苯乙烯球形颗粒，粒径范围为2 mm~3 mm；水泥为普通硅酸盐水泥。EPS颗粒用量与原状干土的体积比为1∶1；水泥及水用量分别为原状干土的重量的10%及30%[32]。
回填的EPS混合土由原状土(粉质黏土)、EPS颗粒、水泥和水以不同的配比混合搅拌而成。EPS为预发泡聚苯乙烯球形颗粒，粒径范围为2 mm~3 mm；水泥为普通硅酸盐水泥。EPS颗粒用量与原状干土的体积比为1∶1；水泥及水用量分别为原状干土的重量的10%及30%[32]。
本试验制备的EPS混合土重度为11.5 kN/m3，试样在室温下养护7 d。振动前，对选定配比的EPS混合土试样进行了6组无侧限抗压强度试验和4组直接剪切试验，得到该配比下EPS混合土的无侧限抗压强度、粘聚力及内摩擦角分别为177.3 kPa、37 kPa及22°。试验制备的墙后南京细砂相对密度约为46.8%，而南京细砂地基相对密度约为53.2%。
1.3 传感器布置
两种模型中所用传感器布置相同，如图1所示。其中，A、B及P分别为加速度传感器、孔隙水压力传感器及土压力传感器，D为位移传感器(D1、D2为拉线式，D3为激光式)。AC、AT和AE分别用于监测沉箱结构、振动台台面和EPS混合土地基加速度响应。
1.4 加载工况
试验设计了2 Hz和4 Hz两种频率及0.2 g和0.4 g两个峰值加速度的正弦波进行激励，激励时间均为20 s。表3列出了试验加载工况。
表 3 试验加载工况Table 3. Test loading conditions工况 加载频率f/Hz 加速度峰值a/g 激励时间t/s 模型类型 S-1
E-12 0.2 20 CSS
CESS-2
E-22 0.4 20 CSS
CESS-3
E-34 0.2 20 CSS
CESS-4
E-44 0.4 20 CSS
CES2 沉箱-土体系的地震反应特征
2.1 地基及回填土的动力响应
2.1.1 超孔隙水压力响应
图3给出了S-1及E-1(a=0.2 g, f=2 Hz)工况模型不同位置处超孔隙水压力比ru的时程曲线。由图3可知，循环荷载作用下CSS和CES的超孔隙水压力比均达到1.0，但由于EPS混合土较好的耗能滤波效应，CES的超孔压发展速率明显低于CSS。此外，相同加载条件下CES中的底部土体(B3)出现明显的负孔压，而CSS则未出现此现象。这主要是因为EPS混合土内部结构在循环荷载作用下发生衰减或破坏，表现出明显的剪胀特性，从而出现瞬时负孔压现象。另外，EPS混合土地基与天然土地基的动力响应特征差异显著，两者与结构的相互作用形式也截然不同，这些都会导致不同的动孔压发展模式。
2.1.2 土体加速度响应
图4给出了各工况下两种地基模型加速度放大系数沿模型深度分布规律。加速度放大系数为土体加速度峰值与基底输入加速度峰值之比[33]。由图4可知，各工况下越靠近地表土体加速度放大系数越大。以E-2工况为例，底部A3处测得的加速度放大系数约为1.1，在地表附近A1处测得的加速度放大系数约为1.7。此外，加载频率为2 Hz条件下，CES的土体加速度放大系数大于CSS。相反，当加载频率为4 Hz时，CSS的加速度放大系数大于CES，这主要与模型地基土的固有频率有关。
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图 4 两种模型地基中的加速度放大系数随土层深度的变化Figure 4. Acceleration amplification factor varies with soil depth in two models2.2 沉箱的动力响应
2.2.1 箱顶加速度响应
各工况下两种地基模型沉箱顶部加速度放大系数如图5所示。由图5可知，在频率为2 Hz的荷载作用下，CSS工况沉箱顶部加速度放大系数分别比CES工况大约34% (a=0.2 g)和13% (a=0.4 g)；而在频率为4 Hz工况下，约为47% (0.2 g)和9% (0.4 g)。总体来讲，由于EPS混合土的滤波减震作用，相同的加载条件下CES的沉箱顶部水平加速度响应要小于CSS。可见EPS混合土换填地基可以有效降低上部结构的动力响应。
2.2.2 墙后动土压力响应
图6对比了各工况下沉箱墙后测得的动土压力峰值。由图6可知，由于CSS中沉箱发生倾斜失稳，箱后回填土与沉箱结构出现脱离现象，从而导致作用在沉箱壁上的动土压力明显小于CES。这一现象也从侧面表明CES较CSS具有更好的动力稳定性。此外，不同加载条件下两种地基模型墙后所受动土压力的分布规律基本一致，即沉箱壁上的动土压力在沉箱中部位置处最大，这与其他学者得出的结论是一致的[32, 34]。这种类似于“三角形”动土压力分布特征表明各深度处箱-土相互作用存在差异，这种差异可能与沉箱结构的位移模式相关。
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图 6 两种地基模型沉箱墙背动土压力峰值分布Figure 6. Distribution of dynamic earth pressure peaks along wall height of caisson wall back in two models2.2.3 沉箱水平位移、沉降和倾斜
沉箱结构向海侧位移、沉降以及倾斜是沉箱码头振动失稳的重要表现，分析沉箱码头在地震荷载作用下的位移反应是评价沉箱抗震稳定性的重点。图7给出了CSS和CES中沉箱顶部最大水平位移及竖向沉降。由图7可见，在相同加载频率下，两种地基模型沉箱顶部水平位移及竖向沉降均随加速度峰值的增大而增大。CES沉箱顶部水平位移及沉降均小于CSS，表明用EPS混合土置换饱和砂土后，沉箱结构稳定性得到明显提高。此外，加载频率对沉箱的位移影响较大，低频率(2 Hz)下沉箱位移明显要大于高频率(4 Hz)。CES中的沉箱位移受振动荷载(加速度及频率)的影响较小，这也从侧面体现出EPS混合土地基具有良好的的稳定性和适用性。
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图 7 沉箱顶部的最大水平位移及竖向沉降Figure 7. Maximum horizontal displacement and vertical settlement of caisson top图8给出了各工况下CSS与CES中沉箱转动角θ时程曲线。由图8可知，与CSS工况相比，CES工况中沉箱转动角发展速率相对较缓，且最终CES中沉箱的转动角明显小于CSS。
图9给出了各工况下两种地基模型沉箱最大转动角。结果表明：沉箱的最大转动角随着输入加速度峰值的增大而增大；相同加速度峰值条件下，沉箱在2 Hz振动频率下的转动角要明显大于4 Hz振动频率。工况S-2中沉箱结构最大转动角度超过40°。当f=2 Hz时，CSS中沉箱最大转动角比CES高35% (0.2 g)和114% (0.4 g)，而f=4 Hz时，约为53% (0.2 g)和48% (0.4 g)。
3 沉箱-土体系相互作用分析
3.1 动土推力与惯性力
根据土压力传感器记录的动土压力计算得到箱后填土的动土推力，将沉箱质量乘以沉箱顶部记录的加速度来计算惯性力。受篇幅所限，给出了工况S-3(0.2 g , 4 Hz)、工况E-3(0.2 g, 4 Hz)和工况S-4(0.4 g , 4 Hz)、工况E-4(0.4 g, 4 Hz)下作用在沉箱结构上的动土推力和惯性力的时程曲线，如图10所示。CSS中墙后动土推力峰值与惯性力峰值之间的时间差明显小于CES。在CSS中，动土推力和惯性力几乎具有相同的相位，显然这对沉箱结构的稳定性是不利的。相反，在CES中，动土推力和惯性力之间存在明显的相位差，从而减少作用在沉箱上的动荷载[35-37]。已有研究表明：墙体动土压力合力峰值和惯性力峰值之间的相位差与填土刚度、地震强度及挡墙高度等因素有关[38]。CSS和CES的刚度差异是两种地基相位差存在差异的主要原因之一。可见，采用EPS混合土代替地基土可以增加动土推力与惯性力间的相位差来提高沉箱结构的稳定性。
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图 10 不同工况下动土推力和惯性力Figure 10. Dynamic earth thrust and inertial force under different conditions动土推力和惯性力之间的相位差Δϕ按式(1)计算：
Δϕ = fΔt×360∘ (1) 式中：f为输入加载频率；Δt为动土推力与惯性力时程曲线峰值时刻之差。
沉箱结构的动土推力和惯性力之间的相位差随激励时间及超孔压比(B1)的变化如图11所示。从图11中可以看出，两种地基模型中，动土推力与惯性力之间的相位差变化规律存在显著差异。CSS工况下两者相位差随激励时间或超孔压比先增大后减小，当超孔压比达到1时，相位差稳定在50°~75°范围内。相比之下，在振动开始时CES中的相位差发展迅速，在振动2.5 s后(ru =0.4)相位差达到180°(以下称为最有利状态，意味着作用在墙后的合力最小)；在振动5 s左右(ru=0.85)相位差达到峰值220°；此后，随着振动的持续，动土推力与惯性力的相位差降低并稳定至190°左右。与CSS相比，CES中的动土推力与惯性力的不同步现象更为明显，这有利于减小沉箱填土侧所受的侧向力，从而提高沉箱结构的稳定性。
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图 11 动土推力与惯性力相位差的发展Figure 11. Development of phase difference between dynamic earth thrust and inertial force4 结论
本文通过振动台试验对比研究了饱和南京细砂地基与EPS混合土地基条件下沉箱结构的抗震性能，分析了两种地基条件下土体及沉箱结构的动力响应特征，探讨了两种地基条件下沉箱地震失稳机理。得到了如下结论：
(1) 由于EPS混合土地基的耗能滤波效应，CES地基模型的抗液化能力明显提高，土体超孔隙水压发展明显较慢；EPS混合土胶结结构的脆性破坏导致CES地基土出现明显的负孔压现象；工况CSS及CES加速度响应均显著放大，CES中各深度处土体峰值加速度明显大于CSS。
(2) 在CSS和CES中，动土压力在沉箱中部位置处最大。试验表明：在f=2 Hz工况下，CSS中沉箱顶部加速度放大系数比CES大34% (a=0.2 g)和13% (a=0.4 g)；而在f=4 Hz工况下，约为47% (0.2 g)和9% (0.4 g)。CES沉箱顶部水平位移及沉降也均小于CSS。同样在f=2 Hz时，CSS中沉箱最大转动角比CES高35% (0.2 g)和114% (0.4 g)，而f=4 Hz时，约为53% (0.2 g)和48% (0.4 g)。采用EPS混合土代替地基土可以有效提高沉箱的抗震稳定性，降低沉箱结构的地震响应。
(3) 由于两个模型之间的刚度差异，CSS和CES沉箱结构的相位差响应存在显著差异。与CSS相比，CES中的动土推力与惯性力的不同步现象更为明显，以E-1和E-3工况为例，动土推力与惯性力的相位差达到了180°，有利于减小沉箱填土侧所受的侧向力，提高沉箱结构的稳定性。
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图 4 两种模型地基中的加速度放大系数随土层深度的变化
Figure 4. Acceleration amplification factor varies with soil depth in two models
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图 6 两种地基模型沉箱墙背动土压力峰值分布
Figure 6. Distribution of dynamic earth pressure peaks along wall height of caisson wall back in two models
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图 7 沉箱顶部的最大水平位移及竖向沉降
Figure 7. Maximum horizontal displacement and vertical settlement of caisson top
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图 10 不同工况下动土推力和惯性力
Figure 10. Dynamic earth thrust and inertial force under different conditions
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图 11 动土推力与惯性力相位差的发展
Figure 11. Development of phase difference between dynamic earth thrust and inertial force
表 1 设计模型相似比
Table 1 Design model similarity ratio
类型 物理量 相似比常数 几何参量 长度 1/12 线位移 1/12 材料参量 密度 1 弹性模量 1/12 应力 1/12 动力参量 等效密度 1 持续时间 1 频率 2 加速度 1 
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表 2 黏土主要物理力学性质指标
Table 2 Physical and mechanical properties of clay
含水率/
(%)密度/
(g·cm3)塑限/
(%)液限/
(%)塑性
指数液性
指数粘聚力
c/kPa内摩擦角
φ/(°)20.7 1.88 18.7 37.6 18.9 0.11 49.1 15.7
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表 3 试验加载工况
Table 3 Test loading conditions
工况 加载频率f/Hz 加速度峰值a/g 激励时间t/s 模型类型 S-1
E-12 0.2 20 CSS
CESS-2
E-22 0.4 20 CSS
CESS-3
E-34 0.2 20 CSS
CESS-4
E-44 0.4 20 CSS
CES
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