地震作用軟土震陷特性及變截面群樁動力響應

馮忠居 ，李玉婷 ?，蔡杰 ，林立華 ，陳露 ，李宗海

（1.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064；2.福建省交通建設質量安全中心，福建 福州 350000；3.廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司，福建 廈門 361000）

樁基礎因其承載力及穩(wěn)定性方面的良好性能被廣泛應用于公路橋梁等工程領域［1-6］.近年來對地震震害的研究表明，地震荷載作用下軟土層發(fā)生震陷極大地影響了樁基礎的承載特性［7-9］，因此，地震荷載作用下軟土場地樁基礎的動力響應研究十分重要［10-12］.

目前，國內外學者在軟土震陷對樁基的影響方面做了一系列研究.田兆陽等［13-14］通過開展軟土場地-單樁體系振動臺試驗，得到了軟土的震陷特性以及不同地震動強度下樁基負摩阻力的分布發(fā)展規(guī)律，研究了強震作用下軟土對結構體系地震動、基礎震陷量的影響；沈婷等［15］采用有效應力動力分析方法，加以數(shù)值模擬，探究了地震動作用下樁基礎的震陷、地震反應加速度及孔壓比等動力指標；程學磊等［16］通過地震作用下軟土場地上的振動臺模型試驗，從樁基震陷量、動孔壓比等指標方面分析了地震對軟土場地單樁基礎的影響；辜俊儒等［17］基于非線性動力分析思想，利用OpenSees軟件，探究了軟土場地的震陷特性；張磊等［18］采用彈塑性模型，研究了軟土中樁基礎在不同地震強度下樁身加速度放大系數(shù)及最大彎矩系數(shù)的變化規(guī)律；周燕國等［19］通過振動臺試驗，探明了軟土地基的不均勻震陷問題及其對建筑物的影響.振動臺試驗是研究樁基特性的有效途徑，馮忠居等［20-24］通過大型振動臺試驗，分析了地震波類型及地震強度與樁基特性的關系；何靜斌等［25］取不同類型地震波進行振動臺試驗，研究了斷層處樁基礎的動力特性；唐柏贊等［26］通過可液化場地條件下的振動臺試驗，研究了隨液化程度增加，變截面結構不均勻沉降和傾斜現(xiàn)象的發(fā)展情況；錢德玲等［27-28］基于MARC 數(shù)值仿真及振動臺模型試驗，建立地震下的樁-結構相互作用體系，研究體系在地震作用下的層間剪力及力矩，得到了發(fā)生液化后新型變截面樁（支盤樁）可有效提高結構抗震能力的結論.

對比以上研究發(fā)現(xiàn)，均是關于軟土場地條件下單樁基礎的動力響應研究，缺乏對不同類型地震波作用時軟土場地條件下大直徑變截面群樁基礎動力響應特性的研究.本文依托翔安大橋實際工程，通過振動臺試驗，分析了4 種類型地震波作用下軟土震陷特性及變截面群樁動力響應特性，為軟土場地的橋梁樁基設計提供依據.

1 工程背景

廈門第二東通道翔安大橋位于第四紀地層中，擬建區(qū)地震設防烈度為Ⅶ度，設計地震加速度峰值為0.15g.根據翔安大橋地質勘查報告，場地內含有較厚軟土層，震陷災害發(fā)生可能性較大，亟須對此開展專項研究.翔安大橋均采用樁基礎，其中H04墩承臺下設有4 根大直徑變截面樁，如圖1 所示.其樁長45 m，樁徑2.5 m（2.15 m）、樁間距5.4 m，承臺尺寸為14.8 m×11 m×4.5 m.樁側土層分布由樁頂至樁端分別為軟土（15 m）、強風化花崗巖（22.5 m）、中風化花崗巖（25 m）.

圖1 H04樁基礎原型示意圖Fig.1 Schematic diagram of H04 pile foundation prototype

2 振動臺模型試驗設計

2.1 振動臺設備參數(shù)

本次試驗采用中國地震局工程力學研究所的三向六自由度振動臺，其相關參數(shù)見表1.

表1 振動臺參數(shù)Tab.1 Shaking table parameters

試驗選取3.05 m×1.7 m×1.8 m 模型箱，如圖2 所示.考慮“模型箱邊界效應”，在試驗中設置模型地基尺寸與結構尺寸之比為5［29］，并在模型箱四周充填20 mm厚的泡沫，以降低試驗過程中地震波反射的影響［30］.

2.2 試驗相似比

根據Bockingham π 理論，結合試驗及工程實際情況，試驗尺寸相似比設計為1∶50.選取結構尺寸l、彈性模量E、結構質量密度ρ、加速度a為基本物理量，其相似常數(shù)分別為1/50、1/3.5、1、1.充分考慮地震荷載相似性，得出速度v、時間t、應力σ的相似常數(shù)分別為501/2、1/501/2、1/3.5.考慮到慣性力效應和重力效應的影響，在樁頂處加置400 kg人工質量，使得振動臺實際承載能力與人工質量的相似程度更加精確.

ma的計算公式如式（1）：

式中：ma為人工質量；CE為彈性模量相似常數(shù)；Cl為結構尺寸相似常數(shù)；mp為原型質量；mm為模型質量.

2.3 模型樁及模型土設計

翔安大橋大直徑變截面群樁選用C35 水下海工耐久混凝土，抗壓強度為48 MPa，選用微粒混凝土配置樁身，測得其抗壓強度（28 d）為14 MPa，符合相似比關系.鋼筋采用鍍鋅鐵絲模擬，樁身配筋率2.4%，主筋材料選取4 根直徑為4 mm 的鍍鋅鐵絲，并配置抵抗剪切作用的螺旋箍筋，箍筋選取1 根直徑為2.8 mm 的鍍鋅鐵絲.模型樁樁長90 cm，樁徑5.0 cm（4.3 cm），樁間距10.8 cm，承臺尺寸為29.6 cm×22 cm×9 cm，模型樁如圖3所示，具體參數(shù)見表2.

圖3 模型樁示意圖Fig.3 Schematic diagram of model pile

基于翔安大橋地質勘查資料，中風化花崗巖抗壓強度為68 MPa，試驗以土體抗壓強度作為主要控制指標，采用微粒混凝土模擬中風化花崗巖，測得其抗壓強度（28 d）為19 MPa，符合相似比關系.采用液限儀測得模型土液限，如圖4 所示.試驗模型土參數(shù)見表3，根據《巖土工程勘察規(guī)范》（GB 50021―2001）［31］，天然孔隙比大于或等于1.0，且天然含水率大于液限的細粒土為軟土.

表3 模型土參數(shù)Tab.3 Model soil parameter

圖4 液限儀Fig.4 Liquid limit device

采用篩分法測得模型土及原狀土的級配曲線如圖5所示.

圖5 土的級配曲線Fig.5 Gradation curve of soil

2.4 地震波選取

本次振動臺模型試驗為不同類型地震波作用下軟土震陷特性及大直徑變截面群樁動力響應分析，地震波類型為5010 波、1004 波、Kobe 波、El-Centro波，如圖6 所示.5010 波和1004 波為針對翔安大橋場地人工合成的地震波，Kobe 波為1995 年日本阪神地震記錄的地震波，El-Centro 波為世界上第一條成功記錄全過程數(shù)據的地震波.其中5010波和1004波較Kobe波和El-Centro波頻率更高，高幅值持續(xù)時間更長.

圖6 地震波Fig.6 Seismic waves

2.5 試驗工況及測試元件

本次振動臺模型試驗選取地震波強度0.15g時的四種類型地震波（5010 波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波），研究不同類型地震波作用下震陷場地大直徑變截面群樁樁周土層震陷量、樁身加速度響應、樁頂水平位移響應及樁身彎矩響應.試驗工況見表4.

表4 試驗工況Tab.4 Test conditions

在模型樁的樁頂、軟土層中部、土層分界面、變截面及基巖面對稱布設電阻式應變片，并對應變片涂抹環(huán)氧樹脂進行防水處理.考慮承臺在地震作用下的慣性力，將加速度傳感器、拉線相對式位移傳感器分別布設于樁身及樁頂.測試元件布設如圖7所示.

圖7 測試元件布設（單位：cm）Fig.7 Layout of test components（unit：cm）

3 試驗結果分析

3.1 土層震陷量分析

地震荷載作用下，軟土地基將產生不同程度的變形且不能完全恢復，使土體發(fā)生震陷［32］.地震動強度為0.15g時四種類型地震波（5010 波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波）作用下四樁基礎樁周土層震陷量變化規(guī)律如圖8所示.

圖8 樁周土層震陷量變化規(guī)律Fig.8 Variation law of seismic subsidence of soil layer around pile

不同類型地震波作用下，軟土均發(fā)生震陷.在5010 波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波作用下，樁周土層震陷量分別為0.18 cm、0.21 cm、0.22 cm、0.16 cm，產生這種現(xiàn)象的原因是軟土在地震荷載下抗剪強度降低，土體模量減小，宏觀表現(xiàn)為土體“軟化”；其次，地震動荷載作用下，地震慣性力作用效應明顯，土體剪應力增大，導致土體發(fā)生滑動，土體塑性變形發(fā)展較快，產生沉陷；最后，長期荷載下軟土產生再固結變形.

3.2 樁身加速度動力響應分析

3.2.1 樁身加速度響應

樁身加速度放大系數(shù)是指輸出峰值加速度αmax與輸入地震動峰值加速度α′max之比［33］.

地震動強度為0.15g時四種類型地震波（5010波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波）作用下大直徑變截面群樁基礎樁身加速度及樁頂加速度放大系數(shù)變化規(guī)律如圖9、圖10所示.

圖9 樁身加速度變化規(guī)律Fig.9 Variation law of pile acceleration

圖10 樁頂加速度放大系數(shù)Fig.10 Pile top acceleration amplification factor

由圖9 可知，地震波類型不同時，大直徑變截面群樁基礎樁身加速度均沿樁端至樁頂逐漸增大，但仍存在一定差異，樁身加速度分別在1004 波和Kobe波作用下達到最大、最小值.這是因為不同類型地震波的峰值、頻率、周期等頻譜特性存在明顯差異，且軟土對不同類型地震波的放大程度不同.群樁基礎樁身加速度在軟土層中增長速度較強風化花崗巖層中更快，即加速度由樁端傳至樁頂，其加速度反應有所增大，這是因為，一方面地震作用下軟土層發(fā)生震陷，強度降低；另一方面，樁頂嵌入承臺，而輸入地震波頻率不同于承臺結構的自振周期，對承臺結構的影響較小，因此下部樁基加速度反應大于承臺.群樁基礎樁身變截面位于強風化花崗巖中，變截面位置處加速度發(fā)生突變，顯著增大，這是因為軟土層發(fā)生震陷，樁周土層覆蓋范圍減小，樁基礎自由長度增大，巖土體對樁身整體約束作用減弱，樁-土整體穩(wěn)定性較差.

由圖10 可知，地震波類型不同時，樁頂加速度均存在放大效應，這是因為軟土震陷后強度降低，地震波傳遞介質“疏密”程度發(fā)生變化，受慣性影響，透射波振幅大于入射波振幅，宏觀表現(xiàn)為樁頂加速度增大.在5010、1004、Kobe、El-Centro 地震波作用下群樁基礎樁頂加速度放大系數(shù)分別為1.30、1.53、1.16、1.36，均大于1.0，說明放大程度與輸入地震波周期、頻率等因素及樁周土層對地震波的敏感程度有關.

3.2.2 樁身加速度動力時程響應分析

在不同類型地震波作用下，樁頂、變截面處及樁端加速度時程響應變化規(guī)律如圖11～圖13所示.

圖12 變截面處加速度時程響應Fig.12 Acceleration time history response at variable cross section

圖13 樁端加速度時程響應Fig.13 Response of pile tip acceleration time history

從圖11～圖13 中可以看出，群樁基礎的樁頂、變截面處、樁端加速度時程響應規(guī)律均隨著輸入地震波類型的變化而變化，但與輸入地震波形狀大致相同.相比而言，地震波類型相同時，群樁基礎的樁端加速度時程響應曲線更為“密集”，這是因為，一方面軟土層發(fā)生震陷后強度降低，對地震波存在一定的“濾波”作用；另一方面，樁端加速度時程響應曲線含較多的高頻成分，對輸入地震波的高頻成分響應更敏感，而變截面處于強風化花崗巖層，未發(fā)生震陷，對輸入地震波的頻率干擾較小.

不同類型地震波作用下，樁身不同位置處與輸入地震波兩者加速度峰值時刻均不同，且樁身加速度峰值出現(xiàn)時刻較晚，以5010 波為例，樁頂、變截面處、樁端加速度峰值分別出現(xiàn)在14.5 s、16.29 s、19.71 s，與地震波峰值出現(xiàn)時刻相比分別滯后了6.92 s、8.71 s、12.13 s.

3.3 樁頂水平位移動力響應分析

地震動強度為0.15g時四種類型地震波（5010波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波）作用下群樁基礎樁頂水平位移時程響應如圖14所示.

圖14 樁頂水平位移時程響應Fig.14 Time history response of pile top horizontal displacement

由圖14 可知，不同類型地震波作用下，群樁基礎樁頂水平位移變化不同.在5010波、1004波、Kobe波及El-Centro 波作用下，群樁基礎樁頂水平位移分別在23.04 s、13.11 s、10.77 s 和7.31 s 時刻達到振幅最大值.35 s 后地震動逐漸削弱，在5010 波和1004波作用下，樁頂水平位移均不再變化，位移時程曲線近似變成一條直線，但地震消失后位移并未回到零處，其基線產生偏移，即在振動停止后樁頂產生永久側向位移，這是因為在地震作用下，軟土發(fā)生震陷，此時樁基礎周圍土層約束減小，樁基礎側向力減小，導致樁頂變形增大.

由圖14 可知，群樁基礎樁頂水平位移最大值有所不同，5010波、1004波、Kobe波和El-Centro波作用下，樁頂水平位移最大值分別為0.51 mm、0.43 mm、0.58 mm、0.55mm.這是因為，一方面地震波類型不同時，震陷土層震陷量有所差異，震陷過程中，震陷土層對于樁基礎的約束減小，導致其無法提供足夠的樁側土抗力，樁頂位移增加較快；另一方面，樁頂水平位移受地震波類型的影響，不同類型地震波周期、持時等特性有所不同.

3.4 樁身彎矩動力響應分析

3.4.1 樁身彎矩響應

地震動強度為0.15g時四種類型地震波作用下群樁基礎樁身彎矩變化規(guī)律如圖15所示.

圖15 群樁基礎樁身彎矩變化規(guī)律Fig.15 Variation law of bending moment of pile group foundation

由圖15 可知，地震波類型不同時群樁基礎樁身彎矩均由樁端至樁頂呈先增大后減小的變化規(guī)律，但由于不同類型地震波的頻率、波長不同，樁身彎矩值存在一定差異.樁身彎矩最大值均出現(xiàn)在震陷土層和非震陷土層分界處，這是因為在地震作用下軟土發(fā)生震陷，樁-震陷土發(fā)生相對運動，其結構產生破壞，引起樁身彎矩變大.

由圖15 可知，不同類型地震波作用下，樁身彎矩最大值存在差異，5010 波、1004 波、Kobe 波、El-Centro波作用下，樁身彎矩最大值分別為32.33 kN·m、30.31 kN·m、42.68 kN·m、35.57 kN·m，相比而言，Kobe波作用下樁身彎矩最大值較大.

3.4.2 樁身彎矩動力時程響應分析

地震動強度為0.15g時四種類型地震波（5010波、1004 波、Kobe 波、El-Centro 波）作用下群樁基礎樁身最大彎矩處時程響應如圖16所示.

圖16 樁身最大彎矩處時程響應變化規(guī)律Fig.16 Variation law of time history response at maximum bending moment of pile body

由圖16 可知，樁基礎彎矩在0～30 s 范圍內振幅較大，整個地震歷程中樁身產生大彎矩的持時較長.振動初期，樁周土承載力較高，側向穩(wěn)定性較強，故其對樁身影響較小，表現(xiàn)為變形和彎矩均較小；隨著振動時長逐漸增加，樁身彎矩大幅增加且出現(xiàn)峰值，這是因為軟土層發(fā)生震陷，產生的側向抗力減小，致使作用在樁身上的荷載較大；振動后期，樁身彎矩顯著減小，并最終趨于零.這說明樁基礎在地震停止后，樁身未產生永久彎矩.

在四種地震波作用下，樁身彎矩均在不同時刻達到峰值.在5010 波、1004 波、Kobe 波和El-Centro波作用下，樁身彎矩達到峰值的時刻分別為10.63 s、9.82 s、10.92 s、4.72 s.

4 結論及工程建議

結合翔安大橋工程實際情況及振動臺試驗結果，得出以下結論：

1）地震作用下，軟土層抗剪強度降低，土體模量減小，土體“軟化”；受地震慣性力效應影響，剪應力增大，產生塑性變形；長期荷載作用下，產生再固結變形，導致軟土層發(fā)生震陷，震陷量為0.16～0.22 cm，其值與輸入地震波的頻譜特性有關.

2）四種類型地震波作用下，群樁基礎的樁頂、變截面處、樁端加速度時程響應規(guī)律均與輸入地震波形狀大致相同，但樁端加速度時程響應曲線更為“密集”；軟土對加速度產生放大效果，且輸入地震波加速度峰值出現(xiàn)時刻均早于樁身；樁身加速度分別在1004波和Kobe波作用下達到最大、最小值.

3）Kobe 波作用時樁頂水平位移最大，其次為El-Centro 波、5010 波和1004 波；在5010 波和1004 波作用下，樁頂產生永久側向位移.

4）四種類型地震波作用下，樁身彎矩變化規(guī)律基本相同，均由樁端到樁頂呈先增大后減小的變化規(guī)律；Kobe 波作用下，樁身彎矩峰值最大，且彎矩峰值出現(xiàn)時刻最晚.

針對振動臺試驗研究結果，提出以下工程建議：

1）軟土場地條件下進行橋梁樁基抗震設計時，應著重考慮震陷土層與非震陷土層分界處、變截面附近處的抗彎能力，以滿足橋梁工程抗震設防烈度要求.

2）大直徑變截面群樁基礎進行抗震設計時，針對不同樁基特性可選用不同地震波類型進行抗震設計驗算，其中，加速度時程響應可選1004 波驗算，樁頂相對位移及樁身彎矩時程響應可選取Kobe 波進行驗算分析.