Study on Seismic Performance of Pile Foundation in Loess Engineering Site Based on Lignin Reinforcement
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摘要: 针对地震引起的地基土变形失效导致的桩-土脱空及桩基产生较大侧向变形问题，使用环境友好的新型绿色材料木质素对黄土工程场地的地基土进行加固，基于室内试验和数值模拟，考虑桩-土相互作用和改良黄土的加固深度，对木质素加固黄土工程场地的桩基抗震性能进行了研究。结果表明：（1）改良土层显著提高了桩周土体的横向约束刚度，增强了桩-土体系的整体动力刚度，从而提升了桩基抵抗高阶振动的能力，导致高阶频率向高频偏移，整体表现为频率上升。（2）改良土层可改变桩身反弯点位置，且两侧正负弯矩极值的绝对差值随改良深度h的增加先减后增；随h增大桩身位移整体呈减小模式，h=12 m时的桩头位移仅为h=0 m的27%。（3）改良土层可减弱桩-土相互作用系统的加速度响应，h=4 m时桩顶中心点的加速度放大系数最小，桩周土对桩基的支撑最强。（4）改良深度超过1 m即可将桩基的抗震性能从中等损伤Ⅱ类水平改善至基本弹性Ⅰ类水平；h=4 m时桩-土相互作用体系在震后的损伤及位移较小，综合考虑桩身震后的损伤、位移及地基土加固的经济性，可认为针对类似本文桩的桩长径比为20、配筋率为2%的模型，最优加固深度为4 m。（5）地震波的频谱特性对桩身弯矩的影响主要体现在桩身最大弯矩的最大值及反弯点位置，对桩身位移的影响表现在其沿桩身分布曲线的拐点数量及同一高度处桩身位移的数值差上，低频越突出，高频成分越丰富的地震波对桩身弯矩的影响越大，对桩身位移的影响反而较小。相关结论可为类似桩基加固的抗震性能提供参考。Abstract: Aiming at the problem of pile-soil separation and large lateral deformation of pile induced by deformation failure of foundation soil under the earthquake action; a new environmentally friendly green reinforcement material lignin was used to reinforce the foundation soil of loess engineering site. Based on laboratory test and numerical simulation, considering the pile-soil interaction and the reinforcement depth of the modified loess, the seismic performance of pile in loess engineering site modified by lignin was studied. The results show that: (1) Soil layer improvement significantly enhances the lateral constraint stiffness of surrounding soil of pile, increases the overall dynamic stiffness of the pile-soil system, and thereby improves the pile foundation's resistance to higher-order vibrations. This leads to a high-frequency shift in higher-order frequencies, collectively manifesting as frequency elevation. (2) The improved soil layer alters the position of inflection points along the pile shaft. The absolute difference between extreme positive and negative bending moments on both sides of pile first decreases then increases with the improvement depth h. Pile displacement generally decreases with increasing h, with the pile head displacement at h=12 m being only 27% of that at h=0 m. (3) The improved soil layer can weaken the acceleration response of the pile-soil interaction system. The acceleration amplification factor at the pile top center reaches its minimum and optimal soil support to the pile at h=4 m. (4) Seismic performance can be upgraded from moderate damage (Class II) to essentially elastic (Class I) with h exceeding 1 m. At h=4 m, the post-earthquake damage and displacement of the pile-soil system are minimal. Considering seismic damage, displacement, and economic feasibility of soil improvement, the optimal reinforcement depth for similar piles (with slenderness ratio of 20 and reinforcement ratio of 2%) is determined to be 4 m. (5) The spectral characteristics of seismic waves primarily influence pile bending moments through maximum and inflection point positions, and impact on pile displacement manifests through inflection point quantities in distribution curves and numerical differences at corresponding heights. Seismic waves with prominent low-frequency components and rich high-frequency content exert greater influence on bending moments but relatively smaller effects on displacements. The relevant conclusions can provide reference for the seismic performance of similar pile foundation reinforcement.
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Key words:
- Lignin /
- Loess engineering site /
- Pile foundation /
- Seismic dynamic response /
- Pile-soil interaction
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引言
我国黄土覆盖面积广阔，约占全国陆地面积的6.6%，主要分布于甘肃、青海、宁夏、内蒙、陕西、山西和河南诸省，在东北和新疆也有少量分布（王兰民等，2003）。随着国家经济发展及“一带一路”、“西气东输”等重大举措的实施，西部地区基础设施建设数量猛增，但是近年来，这些地区地震频发，例如四川汶川MS7.0、甘肃岷漳MS6.6、青海玛多MS7.4、甘肃积石山MS6.2等大震，中、小震更是数不胜数。大量震害资料表明（Mylonakis等，2006；Bhattacharya等，2014），历次强震中，均有发现因土体失效引起桩基严重破坏的现象，如何减轻甚至避免该现象的发生，一直是工程建设中备受瞩目的研究课题。
强震引起地基土体变形及强度降低是桩基础产生震害的主要原因。如若地基土对桩身的约束力不足，桩与桩周土会发生脱空，在上部结构传下来的惯性力作用下会产生过大的横向位移，进而导致弯曲、剪切破坏。可见，桩周土的性能、桩-土相互作用对桩基础抗震性能的影响至关重要。为了避免桩的破坏，有必要对易变形和失效的工程场地地基土进行加固。Adalier等（2003）利用离心机试验探讨了碎石桩加固场地在地震激励下的动力响应，其实验结果表明碎石桩可以作为一种有效的技术来修复非塑性粉土地基液化引起的沉降。邹佑学等（2019）应用FLAC 3 D有限差分软件研究发现，碎石桩可不同程度地降低地震作用下的竖向有效应力、剪应变比及液化范围，其对场地的加密效应可显著降低超静孔隙水压力。Han等（2016）采用了一种微生物配方和注浆方案去减少软土地基中的动力液化现象，其在动力响应的研究中发现，微生物诱导碳酸盐沉淀（MICP）注浆方案在改善可液化砂土特性，如抗液化性能方面是有效的。陈育民等（2017）采用土工格栅作为主要加固材料，开展了建筑物荷载作用下液化场地流动变形的振动台试验研究，发现“土工格栅+无纺布”联合加固方案下建筑物沉降量最小，相比未加固工况沉降量减少24%。
黄土具有结构疏松、孔隙率大、可溶性盐分丰富、黏结性弱等特点，遇水后易崩解、湿陷、溶蚀，且在荷载作用下继而产生流变、液化、滑动等变形破坏现象，从而导致工程事故发生。因此，工程中常采用水泥、粉煤灰和石灰等改良剂对黄土进行改良，有效提高了土体的力学性能（蒋应军等，2020；钟秀梅等，2020；Song等，2021）。但这些改良剂在生产和使用过程中会产生能源消耗和环境污染，近年来由于高碳排放量造成的全球气候变暖、生态劣化等问题使得人类的生存环境日渐恶化，因而减碳、绿色环保成为建筑业的新要求，使用绿色环保材料进行地基土的改良加固尤为重要，已有许多学者使用酶、微生物等环境友好型材料进行地基土的改良研究。李驰等（2021）研究发现，以脲酶溶液制备的微生物改性剂，在粒径细小的黏性土中发挥矿化作用更加充分，就分散性土的改良和提高抗分散能力而言，优于以微生物菌液制备的微生物改性剂。张斌等（2023）MICP技术应用于Pb污染黄土修复的可行性，细菌接种比例为1∶3时Pb修复效率达到96%，而且黄土本身就可以与一部分Pb结合，将溶液中的游离态Pb转换为碳酸盐态。Das等（2024）通过批量试验研究发现微生物诱导的部分饱和方法处理显著提高了砂土的抗液化性能。木质素广泛存在于植物木质部中，作为木材水解工业和造纸工业的副产物，存量大、利用率低，通常被直接排放至江河或浓缩后燃烧，造成资源浪费和环境污染。在工业上，一般在利用纤维素时将木质素分离提取出来，在重工业中木质素被用作橡胶补强剂、油田化学品（如钻井液处理剂和稠油降黏剂等）、建筑助剂（如混凝土减水剂和化学灌浆剂等）等；且在轻工业（如表面活性剂和活性炭等）、农业（如肥料和农药分散缓释剂等）和其他工业（如防垢剂和絮凝剂等）中也有应用（蒋挺大，2009）。木质素具有比重小、比表面积大，可以胶结松散的土壤等优点，在掺入黄土后能有效改善黄土的力学性能，因此，利用木质素对地基土进行改良不仅造价低，环境友好，还能达到提高黄土地基力学性能的作用（董超凡等，2022；王谦等，2023；Guo等，2024）。
本文提出使用木质素对黄土工程场地的地基土进行改良，以加固桩基，来改善其在地震作用下的损伤，通过建立有限元模型，以桩基的位移、弯矩和桩-土侧摩阻力为主要研究对象，探讨了改良黄土深度对桩基的地震响应影响和桩基地基土抗震加固的合理范围，为黄土工程场地桩基地基加固提供参考。
1. 实验材料、方法与结果
1.1 试验材料
试验所用黄土取自青海民和某典型场地（图1），取样深度3～4 m。民和黄土的砂粒（>0.075 mm）、粉粒（0.005～0.075 mm）、黏粒（<0.005 mm）含量分别为20.2%、57.8%、22%。按照GB/T 50123—2019《土工试验方法标准》，测试黄土的基本物理性质，密度ρ，最优含水率wop，塑性指数Ip，最大干密度ρd，弹性模量E，粘聚力c，内摩擦角φ，泊松比υ等如表1所示。
表 1 试验所用黄土力学特性参数Table 1. The mechanical properties parameters of tested loessρ/(g·cm−3) wop/% Ip ρd/(g·cm−3) E/MPa c/kPa φ/(°) υ 1.59 12.25 9.80 1.375 55 23 26 0.3 试验所用木质素（图2）为河北省某造纸厂生产过程中产生的副产品木质素，呈白色絮状固体，其工程特性如表2所示。
表 2 试验所用木质素的工程性能参数Table 2. Engineering performance parameters of lignin used in this study长度 平均直径 体积密度 含水率 含灰量 耐热性能 pH <1 mm 40 μm 27 g/L <5% 18% 230 ℃ 7.0 1.2 试验方法与结果
对试验所用黄土进行风干、碾碎和过筛，基于课题组的前期研究，等质量按照质量比控制木质素和黄土的比值ma分别为0%、1%和2%。按所设定掺量、黄土的最优含水率12.25%及回填压实度0.95，称取相应质量的木质素和黄土进行充分拌合，密封静置24 h使水分充分迁移后，使用千斤顶，采用两端静压的方式制备50 mm×100 mm的改良黄土试样。采用薄膜包裹成型试样以防止水分流失，置于标准养护条件（温度（20±2）℃、相对湿度≥95%）下养护至14 d后进行动三轴试验，以得到有限元建模需要的力学特性参数。
采用WF-12440型动三轴-扭剪试验系统，按照GB/T 50123—2019《土工试验方法标准》进行试验。试验时先进行各项异性固结，固结比取0.59，固结和循环剪切过程中均不排水，采用频率为1 Hz的正弦波进行循环加载，每级荷载振动10次。根据动三轴试验得到3个掺量木质素改良黄土的动力学特性参数，动弹性模量Ed、动粘聚力cd、动摩擦角φd及阻尼比ξ如表3所示。
表 3 木质素改良黄土的力学特性参数Table 3. Mechanical properties parameters of lignin modified loessma/% Ed/MPa υ cd/kPa φd/(°) ξ 0 116.99 0.29 44.80 32.1 0.16 1 215.16 0.29 64.10 32.8 0.14 2 164.72 0.29 73.80 32.4 0.15 由表3可知，随着木质素掺量的增加，改良黄土的Ed、cd及φd都有所增大，而阻尼比ξ降低，说明改良黄土在动力作用下的抗变形能力及强度增大，并对动力波能量的耗散能力增强。当ma=1时，改良黄土的Ed较未改良黄土（即ma=0）增加83.91%，cd增加43.08%，φd增加2.18%，ξ降低12.5%；当ma=2时，改良黄土的Ed较未改良黄土增加40.80%，cd增加64.73%，φd增加0.93%，ξ降低6.25%。可见，除去ma=2时的cd优于ma=1时的对应值，其余参数ma=1时皆优于ma=2时的对应值，综合考虑，可认为ma=1时木质素改良黄土的动力特性最为优良，因此本文使用木质素掺量为1%时的力学特性参数建立有限元模型。
2. 数值计算模型
2.1 几何模型的建立
考虑的桩-土相互作用系统包括两层地基土、单桩（埋于土中）及一个附加质量块（位于桩顶）。单桩长20 m，直径为1 m，附加质量块为200 t。地基土上层为木质素改良黄土，下层为原状黄土。根据陆飞云（2020）的研究，地下结构在进行动力分析时，地基边界至结构边缘的距离应不小于结构特征长度的5倍，以避免边界反射波对结构响应的干扰。考虑到桩基的线性特性，在四周的地基尺寸选取为桩径的10倍，底部地基尺寸选取为桩径的5倍，以求更好地消除地基尺寸对结果的影响。由于该黄土-桩基系统相对于地震动方向呈几何对称结构，因此仅需建立相应的半对称模型，所建模型的地基尺寸为20 m×20 m×25 m，如图3所示。设置6个不同的木质素改良黄土层厚度h，分别为0、1、2、4、6、12 m。
图 3 桩-土相互作用系统三维几何模型（单位：米）Figure 3. Three-dimensional geometric model of pile-soil interaction system （Unit: m）2.2 地震波
选择等幅处理的El Centro波和汤峪波从模型底部进行x向水平输入，如图3所示，以分析不同地震波的频谱特性对桩基动力响应的影响，二者皆为典型的Ⅱ类工程场地远场波，峰值加速度为3.417 m/s2，2种波的加速度时程及傅里叶频谱如图4所示。从图4可见两者均以低频能量为主，但汤峪波的低频更突出；El Centro波的主频为1.46 Hz，高频成分微弱，能量主要集中在0～10 Hz且衰减快速，而汤峪波的主频为0.85 Hz，高频成分较丰富，能量主要集中在0～5 Hz且衰减较平缓。
2.3 桩-土相互作用系统建模方法
混凝土和土体均采用三维实体单元（C3 D8 R）。土体选用Mohr-Coulomb本构模型，力学参数通过室内试验获取；此外，考虑到三维有限元动力分析较为费时，有必要采用一种计算效率更高的材料本构模型来开展计算。张磊等（2022）研究表明，对于配筋率为2%、混凝土等级为C40的钢筋混凝土柱体，无论是开展水平静力还是循环动力推覆有限元分析，采用混凝土损伤塑性模型和理想弹塑性模型来分别模拟混凝土和钢筋的计算结果，与采用等效屈服应力σf为15.3 MPa的理想弹塑性模型来模拟钢筋混凝土柱的计算结果基本一致。因此，为提高计算效率，本文采用等效理想弹塑性模型模拟桩基。动力阻尼采用瑞利阻尼，阻尼比及其他相关材料参数如表4所示，瑞利阻尼中的质量阻尼系数α和刚度阻尼系数β可通过结构模态分析，然后选取两阶对结构振动贡献大的振动频率，由式（1）与式（2）计算得到。
表 4 有限元模型的基本力学参数Table 4. Basic properties of the 3 D FE model类别 ρ/(kg·m−3) E/Pa υ c/Pa φ/(°) ξ σf/Pa 桩基 2500 3.00×1010 0.20 — — 0.05 1.53×107 原状黄土 1590 5.50×107 0.30 2.30×103 26.00 0.09 — 改良黄土 1932 2.15×108 0.29 6.41×104 32.80 0.14 — $$ \alpha = 2\xi \cdot \frac{{{\omega _i}{\omega _j}}}{{{\omega _i} + {\omega _j}}} $$ (1) $$ \beta = 2\xi \cdot \frac{1}{{{\omega _i} + {\omega _j}}} $$ (2) 式中，ξ为阻尼比；ωi及ωj为所选取的对结构振动贡献大的两阶振动频率。
假定模型底部位于刚性基岩上，土体底面设置为固定边界；考虑边界对动力波反射的影响，在垂直于y轴的前后2个面上约束其法向自由度；在垂直于x轴的左右边界采用MPC绑定约束，也即对左右两侧边界的节点进行多点约束中的Tie绑定，使对应2个节点的所有活动自由度相等，以确保土层同等高度的节点具有一致运动。该边界条件与模型试验中常用的剪切箱边界条件一致，已被国内外众多学者验证和使用（Pitilakis等，2014；Tsinidis等，2014），用来模拟地震中的自由场边界条件。
桩侧和桩底与土体的相互作用采用表面与表面接触模拟，即在法向采用硬接触，切向采用“罚”接触，摩擦系数设置为土体内摩擦角的正切值（tanφ）。桩基上部结构重量使用附加质量块模拟，在相互作用模块建立具有质量和惯性的质量点，以模拟上部结构在地震作用下的惯性作用。
网格尺寸的选择对仿真结果精度有重要影响。过大的网格尺寸可能会导致仿真结果不准确，而过小的网格尺寸则会增加计算成本和时间。对于进行地震动分析的有限元模型来说，网格在波传播方向的尺寸应在输入波最短波长的1/10～1/5范围内取值，基于本模型的输入波及介质参数，网格尺寸划分为0.7 m可满足精度要求。
3. 数值模拟结果分析
3.1 桩-土相互作用体系动力特性
El Centro波作用下木质素改良黄土的深度h对桩-土相互作用体系动力特性的影响分别如表5、图5所示。其中，Δf为各改良土深度对应桩-土相互作用体系自振频率相对于前一级深度对应频率的变化率。
表 5 h对桩-土相互作用体系动力特性的影响Table 5. Effect of h on dynamic characteristics of pile-soil interaction systemh/m 一阶 二阶 频率/HZ 特征值 Δf/% 频率/HZ 特征值 Δf/% 0 2.1783 187.33 — 2.4329 233.67 — 1 2.1354 180.03 −1.97 2.5052 247.76 2.97 2 2.1502 182.52 0.69 2.4973 246.20 −0.31 4 2.1279 178.75 −1.04 3.0451 366.07 21.93 6 2.1099 175.75 −0.85 3.1587 393.88 3.73 12 2.1437 181.42 1.62 3.5674 502.42 12.94 
图 5 h对桩-土相互作用体系自振频率的影响Figure 5. The influence of h on the natural frequency of pile-soil interaction system从表5、图5的计算结果可知，El Centro波作用下木质素改良土的深度h对桩-土相互作用体系的一阶自振频率影响不大，曲线平稳，自振频率变化率不超过2%；而对二阶频率的影响较大，在h>2 m后，体系的二阶频率明显增大，尤其是当h从2 m增大到4 m时，自振频率变化率Δf达到21.93%，频率一直保持增大趋势。二阶频率反应的是桩身的弯曲振动，桩身出现一个节点，位移方向在节点两侧相反，二阶频率随着改良深度的增加而增大，说明改良土层显著提高了桩周土体的横向约束刚度，增强了桩-土体系的整体动力刚度，从而提升了桩基抵抗高阶振动的能力。具体表现为：改良土层的加厚提高了桩身中上部的侧向约束，抑制了高阶振动的变形；桩-土相互作用优化，更厚的改良土通过增加桩侧摩阻力和横向抗力，缩短了桩的“有效自由振动长度”，导致高阶频率向高频偏移；能量耗散路径改变，改良土的高阻尼特性可吸收更多振动能量，但因其刚度贡献主导，整体表现为频率上升。
3.2 桩基内力
沿桩身每隔1 m提取El Centro波作用下桩基的内力响应结果，用以分析木质素改良黄土深度h对桩身内力影响的变化规律。为便于理解，规定坐标系原点位于桩顶中心，方向如图3所示。图6是当h变化时，桩身最大轴力FZmax及最大弯矩MYmax（本文中的最大轴力和最大弯矩是指桩在地震时间历程中达到轴力/弯矩响应最大值时刻所对应的瞬时绝对最大轴力/弯矩）沿桩身长度（桩头至桩底）的分布图，图中不同颜色的点划线对应不同加固深度的土层分界线。由图6可知，h变化时桩身内力的最大值及其出现的深度位置k，以及桩身反弯点出现的位置，并定义桩基的地震轴力响应比值γF，地震弯矩响应比值γM，地震位移响应比值γU为各改良土深度对应响应值与h=0时对应响应值的比值，具体数值如表6所示。
图 6 桩基的最大轴力、最大弯矩分布图Figure 6. The maximum axial force and maximum bending moment distribution of pile表 6 桩基内力特征值Table 6. Internal force characteristic value of pile foundationh/m 最大轴力响应特征 最大弯矩响应特征 FZmax/kN k/m γF MYmax/（kN·m） k/m 反弯点/m γM 0 1311 11 1 638.91 15 10 1 1 1498 10 1.14 560.60 15 3 0.88 2 1332 11 1.02 546.80 15 4 0.86 4 1394 11 1.06 539.20 14 7 0.84 6 1405 10 1.07 552.70 15 8 0.87 12 1642 12 1.25 529.00 14 13 0.83 由图6及表6可知，桩身最大轴力沿着桩身长度呈现先增大后减小的趋势，均表现为桩底处最大轴力最小，而桩身中间位置10～12 m处最大轴力出现最大值；最大轴力的地震响应比值皆大于1，并且随着h增大，最大值整体上增大。h=1 m和h=12 m的最大轴力γF值分别为1.14、1.25，远大于其它加固深度的最大轴力γF值，即从最大轴力的角度来说，h=1 m和h=12 m是不利加固深度。
桩基在地震过程中受到上部质量块的惯性力作用和桩周土的相互作用，桩身最大弯矩的最大值均出现在距桩底1/4桩长处，但桩头1/4桩长范围内的最大弯矩会随h的增大呈增大趋势；最大弯矩的地震响应比值γM皆小于1，且随h增大整体上呈减小趋势，并且在h=4 m和h=12 m时桩身弯矩的最大值较小。
反弯点是指在类梁结构的纵向跨度中，弯矩从正向变为负向的点，即弯矩为0的点。反弯点两侧桩身弯曲方向相反，若有突变则对桩身稳定和承载能力皆有影响，因此，反弯点处弯矩曲线过渡越顺滑，两侧弯矩绝对值相差越小，对桩身稳定和承载能力越有利。由图6、表6可以看出，除了h=0 m时弯矩的反弯点位于桩身中点处，其余有改良土层的桩身弯矩反弯点都位于土层分界面以下1～3 m处，且两侧正负弯矩极值的绝对差值随改良深度h增加先减后增，h=4 m时最大弯矩沿桩身的分布曲线在反弯点处最为顺滑，且两侧正负弯矩极值绝对差值较小。
3.3 桩身侧向位移及桩-土接触特性
以桩底位移为基础，对桩身位移进行归一化处理，得到El Centro波作用下桩身侧向位移，表7给出了桩头侧向位移值Ux及其地震响应比值γU，图7给出了桩身的侧向位移沿桩身长度的分布图。
表 7 桩头侧向位移值Table 7. The lateral displacement value of Pile head项目 深度h/m 0 1 2 4 6 12 Ux/cm 4.39 3.00 2.30 2.72 2.55 1.18 γU 1 0.68 0.52 0.62 0.58 0.27 如表7、图7可见，h的增加对桩身位移的减少有积极影响，随h增大桩身位移整体呈减小趋势，且桩身位移在土层分界面处会有明显的减小，在曲线上表现为拐点位置位于土层分界面以下1 m左右，且h越大，这种现象越明显，因此桩头位移并不随h增大而呈现单调减小。桩头位移由小到大分别为Ux0>Ux1>Ux4>Ux6>Ux2>Ux12，Ux12仅为Ux0的27%，h=1 m时桩头位移也能在h=0 m的基础上减小32%。这充分表明，使用木质素改良黄土可以大大减少场地中桩的侧向变形。
图8给出了不同时刻桩身侧摩阻力Fy的分布图。由图8可见，无论h多大，t=20 s和t=30 s的摩阻力曲线几乎重合，说明t=30 s后Fy已经接近极值，在后续加载中变化较小。Fy在土层分界面处有突变，且在分界面处，加固土层的侧摩阻力明显大于未加固土层，即加固土层为桩-土相互作用提供了较大的贡献，加大了桩周土对桩基的侧向支撑。从图8中也能明显看出，有加固土层的侧摩阻力分布曲线有2个极值，一个极值在桩头位置，自土层分界面以下，侧摩阻力由小及大，另一个极值在距桩底1/4范围内，但h=12 m时不符合这一规律，应与其加固深度过大有关。
3.4 加速度响应特征
图9所示为基岩和桩顶中心点的加速度时程曲线（以h=4 m为例）对比图及桩顶中心点的加速度放大系数随木质素改良土深度变化图。由图9可见，地震波经基岩传至桩顶中心会被放大，桩顶中心点加速度放大系数随着木质素改良土深度h增大先减小后增加，但都小于h=0 m时的加速度放大系数，说明改良土层确能在一定程度上减弱桩-土相互作用系统的动力响应，并在h=4 m时加速度放大系数最小，即不是加固土层越深越好。
4. 讨论
4.1 抗震性能评价
从桩身构件的损伤水平及桩-土相互作用体系的位移延性能力2个角度，对桩身的抗震性能进行评价。其中，整体位移延性水平使用桩顶允许的塑性位移限值来表征，桩构件损伤水平使用桩身截面材料应变限值来表征（张永亮等，2016），两者皆有3个性能水平1、2和3，分别对应抗震性能水平Ⅰ（结构处于弹性状态或轻微损伤，不需修复可正常使用）、Ⅱ（结构中等损伤，经一般修复可恢复正常使用）和Ⅲ（结构严重损伤，经抢修后可限制使用），见表8所示。
表 8 桩基础抗震性能与评价指标Table 8. Seismic performance and evaluation index of pile foundations抗震性能 整体位移延性水平 桩构件损伤水平 等级 判断依据 等级 判断依据 抗震性能Ⅰ 1 δ≤δy 1 μφ≤1.0 抗震性能Ⅱ 2 δy<δ≤δy2 2 μφ>1.0且εc≤0.004 抗震性能Ⅲ 3 δy2<δ≤δy3 3 0.004<εc≤0.006 表8中δ为桩顶侧向位移值，δy为桩基屈服状态时对应的桩顶位移，δy2和δy3分别对应位移延性水平为2、3时的墩顶位移限值。μφ为等效屈服曲率，εc为桩身材料应变值。相应的评价指标限值可利用Pushover分析模型计算得出（Calvi，1999）。针对本文桩-土相互作用模型，当桩顶位移位于0.063～0.194 m之间时，桩身处于损伤状态2，位于0.194～0.266 m之间时则处于损伤状态3；桩顶位移位于0.043～0.126 m之间时桩身处于位移延性水平2，位于0.126～0.248 m之间时则处于位移延性水平3（图10）。
结合表8及图10，当h=0 m时，桩顶最大位移为0.044 m，桩身处于损伤状态1，位移延性水平2，综合评价桩基础处于抗震性能Ⅱ。当h=1 m时，桩顶最大位移为0.030 m，桩身处于损伤状态1，位移延性水平1，综合评价桩基础处于抗震性能Ⅰ。同理可得当h分别为2 、4 m、6 、12 m时，桩基础皆处于抗震性能Ⅰ。
由以上结果可知，对于本文所述黄土工程场地的桩基模型，在同样的地震水平下，对地基土进行木质素改良加固后，改良深度超过1 m即可将桩基的抗震性能从Ⅱ类水平改善至Ⅰ类水平，说明使用木质素改良加固黄土工程场地的桩基是可行的一种措施，能有效改善其抗震性能。
4.2 加固深度
由3.1节可知，木质素改良土的深度h对桩-土相互作用体系的一阶自振频率影响不大，而对二阶频率的影响较大，当h≥4 m时，二阶自振频率的变化率缓慢增大，趋于平稳，说明当h≥4 m后，木质素改良土的深度h对桩-土相互作用体系的自振特性影响减小，从自振频率的角度来说，加固深度h=4 m时，加固土层对提升桩基高阶频率向高频偏移的能力不再受地基土加固深度的影响。
由3.2节可知，木质素改良土的深度h=4 m时，桩身弯矩最大值较小，h=4 m的最大弯矩沿桩身的分布曲线在反弯点处最为顺滑，且两侧正负弯矩极值的绝对差值较小，桩身因弯矩造成的混凝土破碎和钢筋屈服最小，即此时桩身的地震损伤最小。
由3.3节可知，木质素改良土的深度h=4 m时，桩身侧摩阻力的两个极值均较大，即此时桩周土对桩基的支撑最强，侧摩阻力可有效阻碍桩身沉入土体，支撑桩的侧向稳定性，影响桩头位移。从桩头位移的结果来看，木质素改良土深度h≥2 m后，桩头的侧向位移之间已相差不大。
由3.4节可知，桩顶中心点的加速度放大系数随着木质素改良土深度h增大先减小后增加，h=4 m时，桩顶中心点的加速度放大系数最小，桩-土相互作用体系的动力响应最小。
基于上述分析可知，h=4 m时桩-土相互作用体系在震后的损伤及位移较小，虽不是最小值，但综合考虑桩身震后损伤、位移及地基土加固改良的经济性，可认为针对本文桩长径比为20、配筋率为2%的模型，最优加固深度为4 m。
4.3 频谱特性对桩基地震动力响应的影响
以h=4 m，m=200 t，其余条件保持不变，分别输入经过等幅处理的El Centro波和汤峪波来分析地震波的频谱特性对桩基抗震性能的影响。因篇幅所限，仅给出桩身最大弯矩分布曲线及桩身侧向位移分布曲线（图11）。
图 11 频谱特性对桩基弯矩及位移的影响Figure 11. The influence of spectral characteristics on bending moments and displacements of pile foundations如图11（a）所示，2种波作用下桩身最大弯矩MYmax的最大值出现的位置k均为z=-15 m处，汤峪波作用下桩身弯矩明显大于El Centro波作用下的桩身弯矩。El Centro波作用下桩身最大弯矩最大值为539.20 kN·m，桩身弯矩反弯点位于z=-7 m处；汤峪波作用下桩身最大弯矩的最大值为
1133 kN·m，是El Centro波作用下的2.1倍，桩身弯矩反弯点位于z=-11 m处，更靠近桩底，说明输入波的频谱特性对桩身弯矩的影响较大，低频越突出，高频成分越丰富的地震波（类似汤峪波）对桩身弯矩影响越大。如图11（b）所示，El Centro波作用下的桩身位移分布曲线沿桩身出现2个拐点，而汤峪波作用下桩身位移分布曲线则是从桩头至桩底沿桩身单调减小。El Centro波作用下的桩头位移为2.72 cm，而汤峪波作用下的桩头位移为2.60 cm，2个数值相差较小；但2种波作用下桩身位移在z=14 m处相差28%，说明输入波的频谱特性对桩身位移分布有影响，其区别表现在沿桩身分布曲线的拐点数量及同一高度处桩身位移的数值差上，低频越突出，高频成分越丰富的地震波反而对桩身位移影响较小。
5. 结论
本文提出使用木质素对黄土工程场地的地基土进行改良，以加固桩基，来改善其在地震作用下的损伤，并基于室内试验和三维有限元计算结果，针对加固土深度变化对桩基动力响应的影响进行了分析，得到以下结论：
（1）桩-土相互作用体系的二阶频率随着改良深度h的增加而增大，说明改良土层显著提高了桩周土体的横向约束刚度，增强了桩-土体系的整体动力刚度，从而提升了桩基抵抗高阶振动的能力，导致高阶频率向高频偏移，整体表现为频率上升。
（2）随着h增大，轴力最大值整体上增大；改良土层可改变桩身反弯点位置，且两侧正负弯矩极值的绝对差值随改良深度h的增加先减后增。h的增加对桩身位移的减少有积极影响，随h增大桩身位移整体呈减小模式，h=12 m时桩头位移仅为h=0 m的27%。
（3）改良土层为桩-土相互作用提供了较大的贡献，加大了桩周土对桩基的支撑，减弱了桩-土相互作用系统的加速度响应，h=4 m时桩顶中心点的加速度放大系数最小，桩周土对桩基的支撑最强。
（4）改良深度超过1 m即可将桩基的抗震性能从中等损伤Ⅱ类水平改善至基本弹性Ⅰ类水平；h=4 m时桩-土相互作用体系在震后的损伤及位移较小，虽不是最小值，但综合考虑桩身震后的损伤、位移及地基土加固的经济性，可认为针对类似本文桩的桩长径比为20、配筋率为2%的模型，最优加固深度为4 m。
（5）地震波的频谱特性对桩身弯矩的影响主要体现在桩身最大弯矩的最大值及反弯点位置，对桩身位移的影响表现在其沿桩身分布曲线的拐点数量及同一高度处桩身位移的数值差上，低频越突出，高频成分越丰富的地震波对桩身弯矩的影响越大，对桩身位移的影响反而较小。
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图 3 桩-土相互作用系统三维几何模型（单位：米）
Figure 3. Three-dimensional geometric model of pile-soil interaction system （Unit: m）
图 5 h对桩-土相互作用体系自振频率的影响
Figure 5. The influence of h on the natural frequency of pile-soil interaction system
图 6 桩基的最大轴力、最大弯矩分布图
Figure 6. The maximum axial force and maximum bending moment distribution of pile
图 11 频谱特性对桩基弯矩及位移的影响
Figure 11. The influence of spectral characteristics on bending moments and displacements of pile foundations
表 1 试验所用黄土力学特性参数
Table 1. The mechanical properties parameters of tested loess
ρ/(g·cm−3) wop/% Ip ρd/(g·cm−3) E/MPa c/kPa φ/(°) υ 1.59 12.25 9.80 1.375 55 23 26 0.3 
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表 2 试验所用木质素的工程性能参数
Table 2. Engineering performance parameters of lignin used in this study
长度 平均直径 体积密度 含水率 含灰量 耐热性能 pH <1 mm 40 μm 27 g/L <5% 18% 230 ℃ 7.0
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表 3 木质素改良黄土的力学特性参数
Table 3. Mechanical properties parameters of lignin modified loess
ma/% Ed/MPa υ cd/kPa φd/(°) ξ 0 116.99 0.29 44.80 32.1 0.16 1 215.16 0.29 64.10 32.8 0.14 2 164.72 0.29 73.80 32.4 0.15
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表 4 有限元模型的基本力学参数
Table 4. Basic properties of the 3 D FE model
类别 ρ/(kg·m−3) E/Pa υ c/Pa φ/(°) ξ σf/Pa 桩基 2500 3.00×1010 0.20 — — 0.05 1.53×107 原状黄土 1590 5.50×107 0.30 2.30×103 26.00 0.09 — 改良黄土 1932 2.15×108 0.29 6.41×104 32.80 0.14 —
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表 5 h对桩-土相互作用体系动力特性的影响
Table 5. Effect of h on dynamic characteristics of pile-soil interaction system
h/m 一阶 二阶 频率/HZ 特征值 Δf/% 频率/HZ 特征值 Δf/% 0 2.1783 187.33 — 2.4329 233.67 — 1 2.1354 180.03 −1.97 2.5052 247.76 2.97 2 2.1502 182.52 0.69 2.4973 246.20 −0.31 4 2.1279 178.75 −1.04 3.0451 366.07 21.93 6 2.1099 175.75 −0.85 3.1587 393.88 3.73 12 2.1437 181.42 1.62 3.5674 502.42 12.94
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表 6 桩基内力特征值
Table 6. Internal force characteristic value of pile foundation
h/m 最大轴力响应特征 最大弯矩响应特征 FZmax/kN k/m γF MYmax/（kN·m） k/m 反弯点/m γM 0 1311 11 1 638.91 15 10 1 1 1498 10 1.14 560.60 15 3 0.88 2 1332 11 1.02 546.80 15 4 0.86 4 1394 11 1.06 539.20 14 7 0.84 6 1405 10 1.07 552.70 15 8 0.87 12 1642 12 1.25 529.00 14 13 0.83
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表 7 桩头侧向位移值
Table 7. The lateral displacement value of Pile head
项目 深度h/m 0 1 2 4 6 12 Ux/cm 4.39 3.00 2.30 2.72 2.55 1.18 γU 1 0.68 0.52 0.62 0.58 0.27
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表 8 桩基础抗震性能与评价指标
Table 8. Seismic performance and evaluation index of pile foundations
抗震性能 整体位移延性水平 桩构件损伤水平 等级 判断依据 等级 判断依据 抗震性能Ⅰ 1 δ≤δy 1 μφ≤1.0 抗震性能Ⅱ 2 δy<δ≤δy2 2 μφ>1.0且εc≤0.004 抗震性能Ⅲ 3 δy2<δ≤δy3 3 0.004<εc≤0.006
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陈育民,周晓智,徐君,2017. 土工格栅控制液化土体流动变形的试验研究. 岩土工程学报,39(10):1922−1929.Chen Y. M., Zhou X. Z., Xu J., 2017. Experimental investigation on flow deformation of liquefiable soil reinforced with geogrids. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 39(10): 1922−1929. (in Chinese) 董超凡,张吾渝,张瑞星等,2022. 冻融作用下木质素纤维改良黄土力学与热学特性试验研究. 冰川冻土,44(2):612−622.Dong C. F., Zhang W. Y., Zhang R. X., et al., 2022. Experimental study of the mechanical and thermal properties of lignin fiber-stabilized loess under freeze-thaw cycles. Journal of Glaciology and Geocryology, 44(2): 612−622. (in Chinese) 蒋挺大,2009. 木质素. 2版. 北京:化学工业出版社. 蒋应军,王翰越,乔怀玉等,2020. 水、干湿及冻融循环作用下水泥改良黄土路基稳定性. 科学技术与工程,20(35):14592−14599.Jiang Y. J., Wang H. Y., Qiao H. Y., et al., 2020. Stability of cement-modified loess subgrade under water, wet-dry and freezing-thawing cycles. Science Technology and Engineering, 20(35): 14592−14599. (in Chinese) 李驰,史冠宇,武慧敏等,2021. 基于脲酶诱导碳酸钙沉积的微生物矿化技术在分散性土改良中应用的试验研究. 岩土力学,42(2):333−342.Li C., Shi G. Y., Wu H. M., et al., 2021. Experimental study on bio-mineralization for dispersed soil improvement based on enzyme induced calcite precipitate technology. Rock and Soil Mechanics, 42(2): 333−342. (in Chinese) 陆飞云,2020. 地下结构动力计算中地层弹簧参数和地层边界研究. 杭州:浙江大学. Lu F. Y. ,2020. Research on stratum spring parameters and stratum boundary in dynamic calculation of underground structure. Hangzhou:Zhejiang University. (in Chinese). 王兰民,石玉成,刘旭等,2003. 黄土动力学. 北京:地震出版社,85−143.Wang L. M. , Shi Y. C. , Liu X. , et al. , 2003. Loess dynamics. Beijing: Seismological Press, 85−143. (in Chinese) 王谦,刘钊钊,王兰民等,2023. 木质素改良黄土动本构关系研究. 岩土工程学报,45(S2):235−240.Wang Q., Liu Z. Z., Wang L. M., et al., 2023. Dynamic constitutive relationship of lignin−modified loess. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 45(S2): 235−240. (in Chinese) 张斌,郑文杰,薛中飞等,2023. 微生物诱导碳酸盐沉淀修复铅(Pb)污染黄土的试验研究. 土木工程学报,56(11):114−123.Zhang B., Zheng W. J., Xue Z. F., et al., 2023. Experimental study on remediation of lead(Pb) contaminated loess using microbial-induced carbonate precipitation. China Civil Engineering Journal, 56(11): 114−123. (in Chinese) 张磊,许徐晗,陈成等,2022. 地震作用下软土中桩承桥墩系统响应特性分析. 振动工程学报,35(6):1530−1540.Zhang L., Xu X. H., Chen C., et al., 2022. Seismic response characteristics of clay-pile-pier systems. Journal of Vibration Engineering, 35(6): 1530−1540. (in Chinese) 张永亮,宁贵霞,陈兴冲等,2016. 考虑桩-土相互作用效应的高速铁路桥梁桩基础抗震设计方法研究. 冰川冻土,38(4):1003−1011.Zhang Y. L., Ning G. X., Chen X. C., et al., 2016. Study on seismic design method for high-speed railway bridge pile foundations considering soil-pile interaction effect. Journal of Glaciology and Geocryology, 38(4): 1003−1011. (in Chinese) 钟秀梅,王谦,刘钊钊等,2020. 干湿循环作用下粉煤灰改良黄土路基的动强度试验研究. 岩土工程学报,42(S1):95−99.Zhong X. M., Wang Q., Liu Z. Z., et al., 2020. Dynamic strength of fly ash-modified loess subgrade under influences of drying-wetting cycle. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 42(S1): 95−99. (in Chinese) 邹佑学,王睿,张建民,2019. 可液化场地碎石桩复合地基地震动力响应分析. 岩土力学,40(6):2443−2455.Zou Y. X., Wang R., Zhang J. M., 2019. Analysis on the seismic response of stone columns composite foundation in liquefiable soils. Rock and Soil Mechanics, 40(6): 2443−2455. (in Chinese) Adalier K., Elgamal A., Meneses J., et al., 2003. Stone columns as liquefaction countermeasure in non-plastic silty soils. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 23(7): 571−584. doi: 10.1016/S0267-7261(03)00070-8 Bhattacharya S., Tokimatsu K., Goda K., et al., 2014. Collapse of Showa Bridge during 1964 Niigata earthquake: a quantitative reappraisal on the failure mechanisms. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 65: 55−71. doi: 10.1016/j.soildyn.2014.05.004 Calvi G. M., 1999. A displacement-based approach for vulnerability evaluation of classes of buildings. Journal of Earthquake Engineering, 3(3): 411−438. Das R., Muthukkumaran K., 2024. Enhancing sand liquefaction resistance through microbial-induced partial saturation: an experimental study. Transportation Geotechnics, 48: 101337. doi: 10.1016/j.trgeo.2024.101337 Guo D., Shao S. J., Guo R. F., 2024. Experimental study on the dynamic behavior of lignin-amended loess. Scientific Reports, 14(1): 17404. doi: 10.1038/s41598-024-68505-5 Han Z. G., Cheng X. H., Ma Q., 2016. An experimental study on dynamic response for MICP strengthening liquefiable sands. Earthquake Engineering and Engineering Vibration, 15(4): 673−679. doi: 10.1007/s11803-016-0357-6 Mylonakis G., Syngros C., Gazetas G., et al., 2006. The role of soil in the collapse of 18 piers of Hanshin Expressway in the Kobe earthquake. Earthquake Engineering & Structural Dynamics, 35(5): 547−575. Pitilakis K., Tsinidis G., Leanza A., et al., 2014. Seismic behaviour of circular tunnels accounting for above ground structures interaction effects. Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 67: 1−15. doi: 10.1016/j.soildyn.2014.08.009 Song J., Ma J. X., Li F. Y., et al., 2021. Study on fractal characteristics of mineral particles in undisturbed loess and lime-treated loess. Materials, 14(21): 6549. doi: 10.3390/ma14216549 Tsinidis G., Pitilakis K., Trikalioti A. D., 2014. Numerical simulation of round robin numerical test on tunnels using a simplified kinematic hardening model. Acta Geotechnica, 9(4): 641−659. doi: 10.1007/s11440-013-0293-9 -
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