0 引言

　　研究液化砂层下桩基的相互作用，对于预测桩基震害响应具有重要意义^[1,2,3]。桩-土-上部结构相互作用的研究试验方法^[4,5]主要有3种，其中大型振动台模型试验是研究此类问题的有效方式，国内已有不少专家学者取得了颇有价值的试验成果^{[6,7,8,9,10,11]}。本文依托“高烈度区桩基抗震设计理论与方法研究”项目，以采用“桥建合一”理念设计的高速铁路站房昆明南站工程中常用桩基结构为研究原型，借助相似理论，将缩尺后的“桥建合一”桩-土-上部结构模型作为主要研究对象，通过系统的地震模拟振动台试验研究，分析结构在地震动作用下砂土孔压的变化情况、加速度的响应规律及结构峰值弯矩的分布特征，以此掌握一些有关桩-土-上部结构的工作性状，提供部分有意义的指导性参数和反应规律用于昆明南站桩基工程设计。

　　1 试验设计

　　振动台模型试验在昆明理工大学建筑工程学院抗震中心完成。其基本原理为通过向加载设备输入地震动激励工作台面发生振动再现地震过程。地震模拟振动台设备主要性能参数为:台面尺寸4m×4m;最大负载30t;自由度为x,y，绕z轴扭转;最大加速度为±1g (载重20t时)，±0.8g (载重30t时);最大速度为±0.8m/s;最大位移行程为±125mm;频率范围为0.1～100Hz。

　　模型试验原型为昆明南站“桥建合一”结构中桩基、土体及上部建筑结构按几何相似比1/20缩尺后的一部分，原型结构中桩基采用多种承台类型和多种群桩基础形式，试验模型设计以选取原型三角承台桩体结构作为参考，承台下设3根群桩。高架桥面和建于高架桥面之上的建筑物则通过等效密度相似率换算后的质量块代替。试验模型如图1所示。

　　图1 桩体模型示意  

　　1.1 试验模型制作

　　模型试验箱采用刚性铁制容器，其尺寸为2.2m×1.5m×2.2m(长×宽×高)。为更好地模拟实际场地条件，避免容器边界对地基土造成的变形限制、地震波的反射和散射及结构体系振动形态的改变给试验结果带来误差，需对模型试验箱进行边界条件^[12]处理。试验中采用模型试验箱四周内壁布设10cm厚泡沫塑料板，振动台模型试验箱外观如图2所示。

　　图2 模型试验箱外观 

　　试验中采用的是现浇钢筋混凝土，其桩长L=1.5m，直径D=50mm，选用4根直径3.5mm、长1.45m镀锡铁丝代替桩身钢筋骨架;承台及以上结构选取6 HRB335钢筋编制钢筋骨架，以保证上部结构的刚度符合相似要求;桩基、承台、墩体及上部结构质量块采用整体浇筑。为更好地模拟现场的桩土状态，试验用土取自当地现场的砂土和黏土，试验中的砂土由均匀级配的河砂组成。

　　1.2试验方案

　　试验前，在桩体结构布置了孔隙水压力计、加速度传感器，同时沿桩土接触面布设相应应变测点，所有传感器均在试验前进行了统一标定。桩体结构测点布置如图3所示。为了简化问题，方便探索液化砂土中桩-土-上部结构在地震作用下的动力响应，选用幅值0.06g的白噪声作为振动台试验基底激励波，以及幅值为0.4g和0.8g EI Centro波作为震动输入波形进行试验。振动台台面的输入加速度时程曲线如图4所示。

　　图3 测点布置  

　　2 试验结果分析

　　试验中桩体结构反应正常，承台及上部结构无明显扭转与破坏现象，因振动方向为水平向，整个结构体系以竖向沉降和水平位移最为明显，未出现桩基折断和结构大幅度倾覆迹象。结构输入0.4g EI Centro波下产生幅度较小的摆动，上覆黏土层未出现泌水、冒砂等宏观现象;输入0.8g时，上部结构的摆动幅度明显增强，且产生了明显沉降和水平位移。停止加载后，桩体上部结构质量块下降25mm、水平偏移5mm，承台下部黏土出现大量泌水和冒砂，模型试验箱边界5cm范围内的上覆黏土也出现少量泌水，但很快被黏土所吸收。

　　2.1 土体孔压分析

　　可液化砂土中不同埋深处的孔压时程曲线如图5所示，从图中可看出，输入0.8g EI Centro波下可液化砂土中孔压较输入0.4g时的孔压明显增加，且各埋深测点处的孔压随振动信号的逐渐增强而增加。但可液化砂土中孔压的增大要迟于振动台台面振动信号的增长，这表明砂土孔压的增加是在加载振动进行一定时间后才开始的，这也与实际情况相吻合。另外，加载0.4g过程中，砂土中各测点孔压值均<9k Pa，最大峰值孔压发生在距模型试验箱内底面0.95m位置(即K3处8.77k Pa)，其值是K1,K5处峰值孔压的2.30倍和1.35倍。而加载0.8g下，砂土中最大峰值孔压发生在K5桩体底部位置，其值为21.24k Pa，最小峰值孔压发生在砂土与黏土的交界区域K1测点处，为5.38k Pa，且各测点孔压随埋深增加而减小。主要是由于可液化砂土层先进行0.4g加载后土体产生相对松动，加载0.8g过程中加剧了中部和上部砂土的孔隙水沿松动裂痕渗透至桩体下部，使得桩体底部孔压增大，同时上覆黏土吸收“上浮”水分也致使上部砂土中孔压积累降低。

　　图4 加载波加速度时程曲线  

　　2.2 加速度响应规律

　　不同震级EI Centro波输入得到的桥墩、桥面板、上部结构质量块及桩基上各测点加速度峰值相对于振动台台面测点的加速度放大系数曲线如图6所示，由图可看出，输入0.4g和0.8g地震波作用下桩-土-上部结构加速度峰值放大系数变化趋势相似，呈现先增大后减小再增大趋势。可液化砂土中不同埋深处的放大系数整体表现为增加趋势且均>1，基桩底部至中部呈递增变化，最大放大系数分别为1.47(加载0.4g时)和2.07(加载0.8g时);基桩中部至土层分界处(或非液化黏土层)为相对减弱变化，并于土层分界处出现桩-结构体系的最小放大系数，其值分别为0.87和1.04。这表明液化砂土对加速度存在一定放大作用，下部砂层液化程度较上部砂层严重，致使下部砂层达到流塑状态，某种程度上加大了下部砂层测点的加速度，而经夯实过的黏土因强度整体提高而限制了土体加速度的增大。桥墩、桥面板以及上部结构质量块无土体包裹，仅桩基掩埋于土体而受到约束作用，类似于悬臂结构，受到激励震动后速率变化量加大，故在上部结构中桥面板处(2.38m)的放大系数发生转折变化并持续增加至上部结构顶端。

　　图5 砂土各测点处孔压时程曲线  

　　图6 加速度放大系数  

　　整体而言，上部结构加速度峰值较桩身加速度峰值要小，输入地震动的振动幅度对加速度影响较大，且砂土有放大加速度幅值的作用。在实际工程中进行地基处理时建议尽量减少液化砂土而增加黏土夯实厚度。

　　2.3 桩身弯矩分布特征

　　根据传统Euler-Bernoulli梁理论^[13]，对采集的应变数据按下式计算桩体结构的弯矩值:

　　式中:E为模型桩的弹性模量;I为结构截面的惯性矩;ε_t，ε_c分别为桩基和上部墩身两侧的拉、压应变;r为桩基半径。

　　模型结构中距砂土底不同位置处的弯矩时程曲线如图7所示。

　　图7 桩身不同位置处的弯矩时程曲线  

　　为了对试验结果有更直观的分析，试验测得的桩身弯矩如图8所示。结合图7和图8可知，模型结构在不同震级作用下所表现出的弯矩峰值特征大体相似。因模型桩的长细比较大，与普通基桩相比，桩体易出现多个反弯点;同一量级地震作用下，桩身弯矩峰值总体上以地表处为界。当输入相同类型地震波时，弯矩峰值随震级增强而增大;1.5m以下桩体弯矩随土体埋深整体呈减小趋势，而在黏土层中桩身弯矩增大较快，并在承台与桩顶端连接处达到最大弯矩峰值32.6N·m(输入波为0.4g EI Centro时)和54.61 N·m(输入波为0.8g EI Centro时)。地表1.8m以上整个上部结构的弯矩峰值衰减较快，表现出以地表为界的两端悬臂梁特性。整体来看，地震作用下结构的破坏特征与静力情况相似，在抗震设计时，可建议按重点加固不同土层及桩和承台连接处的桩身。

　　3 结语

　　利用振动台试验研究了可液化砂土地基中“桥建合一”桩基动力特性，通过分析振动过程中可液化砂土不同深度处孔压、结构加速度及弯矩的变化规律，对桩-土-上部结构的动力相互作用有了新认识，也针对桩-土-上部结构所出现的问题提出相应建议，并用于实际工程，取得较好效果。

　　图8 桩体结构弯矩的试验值  

　　1)加载0.8g EI Centro波引起可液化砂土孔压值明显高于加载0.4g EI Centro波时的孔压值，加载0.4g时最大峰值孔压位于基桩中部K3处，0.8g时最大峰值孔压位于基桩底部K5处，最小峰值孔压发生在砂土和黏土交界区域K1处。

　　2)由加速度响应规律得出液化砂土对加速度存在一定放大作用，下部砂层液化程度较上部砂层严重，经夯实过的黏土因强度整体提高而限制土体加速度增大，桥墩、桥面板及上部结构质量块无土体包裹，受到激励震动后速率变化量加大，上部结构加速度峰值较桩身加速度峰值要小。建议在实际工程中进行地基处理时尽量减少液化砂土而增加黏土夯实厚度。

　　3)整个结构所受弯矩峰值的破坏模式表现为以地表处为界，最大弯矩也发生在桥墩下部，塑性铰发展区相对集中，桩基与上部结构共同承受地震作用，破坏区域主要集中在液化土层与非液化土层的过渡桩段及桩顶与承台的连接部位。在进行群桩抗震设计时，重点加固这一区域内的桩身配筋(如加密箍筋和纵筋方法)很有必要。