承台结构作为桩基础中承上启下的重要构件, 其功能在于将荷载传递到各桩桩顶, 并与桩、土、上部结构相互制约、协同工作^[1]。通常依据承台埋没条件的不同, 桩基可分为低承台桩基础与高承台桩基础。当桩身上部露出地面而承台底面位于地面以上时, 称为高承台桩基。高承台桩基础形式因其在适应自然建设条件、降低施工难度等方面具有明显优势, 因而被广泛应用于桥梁工程、海洋工程、码头工程、以及部分建筑工程^[2]等。

　　 多次强震下桩基震害调查表明:相比低承台桩基础, 高承台桩基的震害更为普遍和严重。例如, 1976年唐山大地震中天津新港码头高桩承台结构发生了大面积破坏^[3], 同时发现某工厂尚未完成基础回填而形成的高承台桩在地震作用下发生了桩头剪断, 而另一部分完成回填施工的桩基并未损坏, 可见承台埋没条件的不同对桩基震害影响程度十分明显;1989年美国Loma Prieta地震中桩承桥梁发生了严重破坏^[4], 表现为桩土脱离、桩基顶部和地面下一定深度部位发生严重剪切、弯曲破坏;1995年日本阪神地震中大量桥梁桩基震害表现为桩顶表面混凝土崩裂, 桩和承台的连接失效以及土体液化引起的桩基位移变形、桩基剪切失效等^[5,6,7]; 2008年汶川大地震中安县某工厂的管道高承台桩基础发生断裂、基础梁破坏等情况^[8]。因此, 水平地震作用下高承台桩基础的工作响应特点与抗震性能研究是值得关注与亟需解决的问题。

　　 目前通过开展模型试验来研究动力问题的工作较多, 而针对高承台桩基础的地震响应研究主要集中在室内拟静力试验与振动台或离心机模型动力试验研究上, 如Chai Y H, Hutchinson T C^[9]通过在松砂及密砂两种场地中, 对四根露出地面的钢筋混凝土桩进行往复加载循环拟静力试验, 研究水平荷载作用下桥梁高承台桩结构体系桩身的挠曲强度和延性耗能能力;王晓伟、赫中营等^[10]开展了平面布置2×3钢筋混凝土高承台桩基础模型试件在砂土中的往复荷载拟静力试验, 并基于推倒分析方法, 揭示试件的地震破坏机理;唐亮、凌贤长等^[11]采用群桩-桥梁柱墩结构, 完成两次可液化场地群桩-土-桥梁结构的地震反应振动台试验, 据此研究桥梁桩-柱墩体系的地震反应;马亢、许强等^[12]针对因黏性土地基的固结沉降、场地震陷等后沉降效应形成的高承台桩筏基础形式, 通过开展离心机动力模型试验研究桩基础的地震行为。

　　 以上相关的地震响应试验工作大多针对液化场地或软土地基中高桩基础形式的上部结构与基础动力反应研究。本文通过引入承台埋入地基土内的低承台群桩基础作为对比模型试验组, 开展考虑桩-土-结构相互作用的高承台群桩与低承台群桩基础的振动台模型试验, 重点研究在一般土性地基条件下, 承台结构与桩身外露对高承台群桩基础地震响应的影响作用机理。试验中同时获得了大量群桩基础-上部结构体系中承台、地基土、桩体及土-结构接触动土压力的动力响应规律, 为深化认识土-结构动力相互作用积累试验实测数据。

　　 需要说明的是, 本文试验主要揭示一般土性地基下高承台桩基础体系的地震响应规律。因此模型地基材料选用制备均匀一致性良好、夯实装填质量稳定的砂质粉土, 其中砂质粉土的含水率较低, 土体发生液化的可能性较低。

　　 模型试验是在中国建筑科学研究院 (简称建研院) 建筑安全与环境国家重点实验室的三向六自由度地震模拟振动台上完成, 采用建研院地基所研制的层状剪切试验土箱盛装试验模型, 试验设备见图1。该试验土箱由层状框架、限位框架、底板、轴承以及其他零部件组成, 土箱净尺寸:3.2m (纵) ×2.4m (横) ×3.0m (竖) , 采用23层矩形钢管框架层状叠合而成, 在水平层状钢框架之间采用8个滚动轴承, 以减少摩擦力。试验土箱侧壁内放置塑料膜内衬, 以此盛装地基土, 减小土箱边界对试验系统的影响。经多次试验验证, 该土箱可合理地模拟自由场地基的自由剪切变形特征^[13]。

　　 模型试验的整体几何缩尺比例为1∶8, 选取弹性模量、质量密度、几何尺度为基本物理量, 根据Buckingham π定理导出其他物理量的相似关系, 如表1所示。

　　 试验方案根据基础形式的不同分为两组:高承台群桩基础与低承台群桩基础;两组群桩的基桩布置形式均为3 (排) ×2 (行) (沿振动方向的桩数为3排) ;桩径d为60mm, 桩间距s_a为180mm (距径比s_a/d为3) , 桩顶嵌入承台内的长度为50mm。

　　 为实现相同条件下的对比分析, 两组模型同时位于同一试验土箱内, 两组试验的基桩、承台以及上部结构的模型基本尺寸与材料设计均相同。低承台模型埋入地基土中, 其承台基底埋深为250mm (从地表起算) ;高承台模型的承台露出地面, 承台脱空高度为300mm (即从地表起算的桩身自由段长度为5d) 。试验方案分组与平面布置分别见表2、图2。

　　 试验模拟的地基土为单一均质砂质粉土地基, 试验中忽略地基土的重力相似。模型地基土的制备采用北京通州地区附近的原状砂质粉土, 地基土总厚度为2 950mm。填土前先将模型桩固定在模型箱的预定位置, 然后按照预设的相对密度, 分层装填夯压。填筑后土体的物理力学指标见表3。

　　 承台结构与桩身结构均采用微粒混凝土, 钢筋采用镀锌铁丝, 以模拟钢筋混凝土结构。微粒混凝土的施工方法、振捣方式、养护条件以及材料性能均参照混凝土施工方式, 使得模型材料在动力特性上与原型混凝土具有良好的相似关系, 其强度与弹性模量见表4。

 桩身与承台结构的混凝土强度和弹性模量 表4

　　 上部结构简化为单柱双质量块模型, 以模拟双质点系模型, 柱材料选用H型钢 (HW150×150×7×10) , 并采用高强地脚螺栓与承台连接。试验模型实景见图3, 4。

　　 试验测试传感器主要包含加速度计、应变片、动土压力盒。加速度计分别布置于地基土、承台、桩身以及上部结构质量块。为测试桩身内力, 分别在高承台角桩、中桩与低承台角桩、中桩共4根基桩上布置栅长×宽为2mm×1mm的电阻应变片, 应变片贴置于桩身中的镀锌铁丝纵筋 (沿桩长不同深度布置, 同一截面对称贴置2片) 。试验中传感器的平面与立面布置见图2, 5。

　　 图3 试验模型照片

　　  

　　 图4 桩基础模型

　　  

　　 图5 模型传感器布置图 (立面)

　　

　　 为测试桩-土、埋入承台-土的接触压力, 在桩身结构以及低承台结构侧面不同深度处埋设高灵敏土壤压力传感器。承台结构侧面采用固体胶将压力盒牢固粘贴在结构表面。埋设桩身压力盒时, 为保证桩-土压力盒安装可靠, 在制作桩体时先在桩身上预留压力盒插槽, 而后根据预留插槽尺寸定制特殊型号的压力盒, 安装示意见图6。埋设时需保证所有传感器的主轴方向与试验振动方向一致。

　　 图6 土压力传感器安装图

　　  

　　 地震输入采用单向水平激振, 地震动波形采用真实记录的典型地震波。振动台台面输入加速度峰值按小量级分级递增, 按相似关系调整加速度峰值, 各级输入的加速度峰值PGA分别为0.1g, 0.2g, 0.4g, 0.5g, 0.6g, 0.7g, 0.8g。受于篇幅所限, 本文仅分析傅氏谱值主要在3.0～30.0Hz分布的El Centro波下试验模型的地震响应规律。El Centro波的加速度时程及傅里叶谱曲线见图7。

　　 选取在可以代表低强度地震 (台面输入加速度峰值PGA=0.1g) 与高强度地震 (PGA=0.5g) 两个工况下, 分析地基土中底面加速度计A1与地表加速度计A5的加速度响应规律, 见图8, 9。为便于对比分析, 加速度时程曲线主要截取含有最大峰值点在内的前1.5～3.5s实测数据。

　　 从图8加速度时程曲线发现:当PGA=0.1g时, 地表处加速度多个脉冲幅值均有明显的放大现象, 这与地基土本身性质以及地震波频谱特性有关, 说明本文模型试验采用的砂质粉土对地震波主要起放大作用。当PGA=0.5g时, 地表加速度峰值放大程度不明显, 由于在高强度地震动下, 地基土性质发生软化, 前序工况多次累加的地震作用也使其非线性表现进一步增强, 土体传递地震波的能力降低。

　　 从土底与地表的加速度傅里叶谱看, 地震动经土体传播至地表后, 地基土对地震动中相对较低的频谱分量具有明显的放大作用, 对较高的频谱分量有一定的抑制作用;其中对低频分量的放大作用尤为显著, 使得最终传播至地表的频谱分量主要分布在3～8Hz之间, 说明了地基土对地震动具有明显的滤波作用, 见图9。

　　 地基土对地震动传播的影响也可从地基不同深度处的反应谱变化得到。图10为在输入台面地震动 (台面测点A25) 向上传播的过程中, 地基中部测点A3与地表测点A5的加速度动力系数β反应谱变化情况。相比底面输入的地震动, 台面测点的β反应谱峰值对应的周期为0.04s, 而当其经过地基土的介质作用后, 地表测点β反应谱峰值对应的周期延长至0.17s, 说明试验采用的地基土会延长场地反应谱的卓越周期。

　　 需要说明的是, 本节中有关反应谱的分析均是基于阻尼比为5%的单自由度结构, 其谱值是按照地震工程研究中的习惯做法, 采用以加速度峰值为单位的反应谱β (T_n) 动力系数谱, 以消除地震动强度对反应谱值的影响。

　　 图11为不同台面输入PGA下地表测点A5的动力系数β反应谱。试验结果显示, 随着输入地震动强度的增加, 反应谱峰值对应的周期被不断延长, 说明了强震作用下地基发生软化, 土体发生的非线性反应, 将会进一步延长场地对应的卓越周期。

　　 图11 测点A5β反应谱

　　 图12为两组试验承台结构对应测点的加速度响应对比情况。从二者的加速度时程曲线看, 高承台结构的加速度响应明显高于低承台结构;比较不同PGA下二者的加速度响应峰值发现, 高承台结构的加速度峰值是低承台结构的1.333～1.660倍, 见表5。这反映出由于露出地面桩身自由段的存在, 导致高承台结构的动力响应显著放大, 同时高承台处的反应谱也发生了明显变化, 见图12 (b) 。相比低承台, 高承台除了在中长周期段 (0.1～0.3s) 的反应谱值较大以外, 其在低周期段 (0.03～0.05s) 的谱值也得到了有效放大, 说明高承台外露结构的基础形式对承台与桩身的加速度反应谱影响较为显著。

　　 图13为PGA=0.1g与PGA=0.5g时, 桩身结构与土体沿不同深度的加速度响应分布。图中反映出基桩与地基土的加速度响应沿深度的分布形态基本一致;但在邻近地表处, 高承台基桩的加速度动力响应高于对应截面深度处的低桩与土体加速度动力响应。当台面输入PGA=0.1g时, 桩身与土体的加速度响应除在标高-2.0m附近处略有衰减外, 其分布规律为沿深度向上不断放大;而当PGA=0.5g时, 加速度响应表现出沿深度向上先衰减后放大的规律, 反映出在强震以及多次累加振动下, 土体与基桩传递地震动的能力降低。

　　 图14为PGA=0.1g与PGA=0.5g下, 刚性地基上 (柱直接固接于振动台面) 单柱结构双质量块的加速度动力系数 (结构测点与台面的加速度峰值之比) , 与考虑桩-土-结构相互作用的高承台与低承台群桩基础中单柱结构双质量块的加速度动力系数 (结构测点与土表测点的加速度峰值之比) 。图中, 层号“0”代表基底承台测点 (对于群桩基础指承台结构测点, 对于刚性地基指台面测点) , 层号“1”代表上部单柱结构质量点S1对应的测点, 层号“2”代表上部单柱结构质量点S2对应的测点。表6为高承台与低承台两种桩基础形式上部结构顶部测点的加速度响应峰值变化。

　　 三种地基条件下上部结构的加速度动力系数分布表明, 刚性地基上结构测点的加速度动力系数大于处于桩-土-结构相互作用体系 (包含高承台群桩与低承台群桩) 中的动力响应, 高承台群桩中结构测点的加速度动力系数大于低承台群桩中结构的对应测点的加速度动力系数, 高承台桩的上部结构顶部测点的加速度峰值是低承台桩的1.075～1.182倍。这是由于在考虑土-结构相互作用的情况下, 上部结构的振动能量通过基础结构介质向外传递, 这种结构振动能量向远方传播的辐射阻尼效应, 使得处于桩-土-结构相互作用体系中结构的振动能量耗散更为显著, 因此处于模型土箱内上部结构的加速度动力响应较小。同理, 相比承台外露的高承台桩土体系, 低承台桩土体系由于承台结构埋入地基土, 导致其受地基土的约束作用较强, 其辐射阻尼效应更为明显, 造成低承台上部结构的加速度响应较小。

　　 图15, 16为PGA=0.1g时, 桩顶与桩底两个截面上对称布置应变片记录的应变时程曲线, 其中g13a与g13b, g1a与g1b, d11a与d11b, d1a与d1b分别为对应截面上两对称应变片编号。大多数情况下, 相同截面处的桩身轴向应力普遍呈现一侧受拉、一侧受压的现象;在桩顶截面, 对称测点的应变幅值差异较大, 承受压弯或拉弯偏心作用, 说明角桩桩顶的应力状态是上部结构引起的偏心竖向力与桩顶弯矩共同作用的结果;相比桩顶截面, 桩底截面两侧受力的应变幅值差异较小, 说明底部桩身受力主要以轴向受压或受拉为主。

　　 图15 高承台角桩的应变时程 (PGA=0.1g)

　　  

　　 图16 低承台角桩的应变时程 (PGA=0.1g)

　　  

　　 为反映桩身弯矩响应的实际分布状态, 根据相同时刻沿桩身不同截面测得的应变值, 按照下式计算桩身弯矩M分布。

　　 $\begin{array}{l}{\rm M}=\frac{E{\rm I}(\epsilon {}_{\text{t}}-\epsilon {}_{\text{c}})}{2r}(1)\\ {\rm I}=\frac{W{}_{0}d{}_0}{2}(2)\\ W{}_0=\frac{\text{π}}{32}[d{}^2+2(\alpha {}_{\text{E}}-1)\rho {}_{\text{g}}d{}_0^2](3)\end{array}$

　　 式中:ε_t, ε_c为同截面两对称应变片的记录值;EI为桩身抗弯刚度;E为混凝土弹性模量;W₀为桩身换算截面受拉边缘的截面模量;d为桩直径;d₀为扣除保护层厚度的桩直径;α_E为钢筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值;ρ_g为柱身配筋率。

　　 图17为极值时刻下高承台与低承台桩身弯矩分布形态对比图。图中显示桩身弯矩总体呈“上大下小”的分布形态, 与低承台桩沿桩身的最大内力位于桩顶截面不同, 高承台桩身的弯矩极值点 (即桩身的主要弯曲危险点) 有2个:一个位于桩顶与承台连接处, 另一个点位于地表面附近 (地表以下0.1m, 1.5d处) 。说明桩顶与承台联结的嵌固效应、承台与桩身自由段的外露影响 (桩周侧向有无地基土约束) , 将会显著改变地震作用下桩身的内力分布。

　　 图17 极值时刻桩身弯矩响应

　　 需要说明的是, 针对PGA=0.4g时的试验工况分析发现, 高承台桩顶负弯矩值较小 (接近于零) , 由于桩顶负弯矩主要是由桩顶嵌入承台的约束效应造成^[14], 本文将桩顶至桩身第一反弯点的深度定义为"桩顶嵌固效应影响深度", 高桩采用l_H-1表示, 低桩采用l_L-1表示 (图17) 。当PGA=0.1g时, 高桩的桩顶嵌固效应影响深度l_H-1在桩顶以下0.1m (1.5d) 附近;当PGA=0.4g时, 高桩的桩顶嵌固效应影响深度l_H-1=0, 桩顶的负弯矩值降低至零。低桩的桩顶嵌固效应影响深度l_L-1随输入PGA的增加而加大 (桩顶以下0.55～0.95m) , 同时桩顶负弯矩增加。与埋入土中的低桩相比, 高承台的桩顶嵌固效应影响范围更少, 高桩桩顶的负弯矩值也较小, 说明当承台与桩身周围无地基土侧限约束时, 高承台桩顶受到承台的嵌固约束效应将会降低。尤其是在本文的试验条件中, 这种变化可能将导致高强度地震工况下的高承台桩顶处负弯矩值较小, 承台结构的动力响应加大, 承台与桩头之间可能发生较明显的相对转动。

　　 分析桩身受弯剪作用的主要影响范围可知, 即自桩顶至桩身第二反弯点的深度 (图17中低承台桩用l_L-2表示, 高承台桩用l_H-2表示) , 高承台桩受弯影响深度l_H-2是在桩顶以下1.1m (18d) , 即地表以下0.8m (13d) , 而低承台桩受弯影响深度l_L-2是在桩顶以下2.0m (33d) , 说明低承台桩受弯的整体影响范围更深, 高承台桩的受弯影响范围主要集中在地表附近。

　　 图18为群桩中角桩与中桩的桩身弯矩沿深度分布的包络线对比。限于篇幅, 仅摘取PGA=0.2g时的基桩弯矩进行分析。无论是高承台群桩还是低承台群桩, 角桩的桩身弯矩包络值均大于中桩的弯矩包络值, 这一结果与水平静力循环加载下群桩中基桩的内力分布规律一致。这反映出群桩中桩与桩相互影响引起的土中应力重叠效应在动力作用下仍然存在, 这种相互影响效应将导致各桩桩前土反力以及桩身内力的差异, 受力前排的角桩桩身内力比内排桩 (中桩) 的桩身内力大。

　　 为分析不同地震强度下, 基桩内力分配不均匀性的动力响应规律, 针对桩身内力最大的截面, 本文将同一工况下角桩的弯矩包络值与对应中桩的弯矩包络值之比称为“弯矩不均匀系数”, 用以反映受力前排桩与后排桩的内力差异性, 见图19。从图19中可以发现, 高承台群桩的不均匀系数始终大于低承台群桩;随着PGA的增加, 高承台群桩中弯矩的不均匀程度不断增加, 而低承台群桩的弯矩不均匀系数变化较小;说明高承台群桩基础的内力分配不均匀程度更大, 应引起重视。

　　 图20, 21分别为桩体与地基土、承台结构与土体的水平接触压力时程曲线, 其中Y17, Y12, Y4, Y20分别为对应截面的压力传感器编号。从图中可以看出, 水平地震作用下结构与土体之间存在着接触动压力, 且接触压力值在零值与非零值间反复变化, 说明在土-结构动力相互作用过程中, 动土压力随结构与接触土体相对运动趋势而消长。

　　 以PGA=0.1g时的土-结构接触动土压力为例发现, 桩身与地基土的接触动土压力时程曲线与输入时程曲线形状基本相同 (限于篇幅, 仅以标高-1.55m处的压力传感器记录曲线为例, 其他深度处的响应规律类似) ;而埋入式承台结构与土的接触压力时程曲线形状与输入曲线差异明显, 大部分时程段内的接触压力值在单向压力与零值之间变化, 说明承台结构与周围地基土发生了较为明显的接触、分离、再接触过程, 见图21。同样, 高承台基桩中靠近地表处的动土压力也表现出类似的变化规律, 见图20 (a) 。

　　 图22为PGA=0.1g与PGA=0.4g时, 桩身动土压力幅值沿深度的分布曲线。从动土压力幅值分布看, 高承台桩与低承台桩的动土压力包络线沿深度均呈现为非线性分布, 分布图随着深度的增加构成了桩顶与桩身下部凸出的“S”形分布特征。随着台面输入PGA的增加, 桩身大部分截面测点的动土压力幅值均超过静止土压力 (甚至在土自重应力线之上) , 说明强震作用下桩身的总土压力 (包含动土压力与静力土压力) 受动土压力的影响越来越明显, 一定程度上反映出桩-土之间的动力相互作用。

　　 低承台埋入式结构的正侧面与地基土之间也会产生显著的接触动土压力。在台面输入PGA=0.1g时, 承台结构正侧面的动土压力包络线分布图呈现出“上大下小”的特征, 其包络线大多在静止土压力线之上, 见图23。

　　 为研究高承台群桩基础的地震响应规律, 本文以埋入式低承台群桩基础作为比较对象, 通过开展振动台模型试验, 详细分析试验体系的加速度响应、桩身内力、土-结构接触动土压力等响应特征, 得到以下几点结论:

　　 (1) 试验采用的均质砂质粉土地基, 对基底输入地震波主要起放大作用;在强震与多次累加的地震作用下, 地基土表现出越来越强的非线性反应, 土体传递地震波的能力降低。

　　 (2) 由于埋入式承台结构受到较强的土体约束作用, 造成低承台结构的加速度响应较小;高承台桩结构体系由于承台与桩身外露, 较弱的土体侧限约束, 使得辐射阻尼耗散能量的作用减小, 导致高承台桩结构的动力响应显著。本文试验结果显示, 高承台结构的加速度峰值是低承台结构的1.33～1.66倍, 高承台桩上部结构的加速度响应比低承台桩的大7.5%～18.2%。

　　 (3) 桩顶与承台联结的嵌固效应、承台与桩身自由段的外露 (桩周侧向无地基土约束) , 将会显著改变桩身的内力分布。高承台桩身主要弯曲危险点有两个:一个位于桩顶与承台连接处, 另一个位于地表面附近。相比低承台, 高承台基桩的桩顶嵌固约束作用较小, 导致其桩顶内力减小、承台动力响应增加。除此之外, 高承台群桩基础中基桩内力分配的不均匀程度更加显著, 应引起重视。

　　 (4) 强震作用下结构物上的总土压力 (包含动土压力与静力土压力) 受动土压力的影响显著, 法向动土压力分布一般会大于静止土压力的分布。相比高承台桩基础, 埋入式承台结构的正侧面动土压力显著发挥, 反映了在承台、基桩和地基土协同工作中, 对于承台基础埋深大的桩基础, 承台侧面水平抗力贡献不容忽视。