液化砂土中单桩地震响应振动台试验研究

黄占芳，王显耀，吴植安，白晓红

(1.太原理工大学 建筑与土木工程学院，太原 030024;2.山东理工大学 建筑工程学院，淄博 255049)

桩基础是最常用的深基础形式之一，它能穿过软土层，把上部结构的荷载传递到更坚实的地基上，已被广泛应用到高层建筑、桥梁、港口码头和海洋采油平台等结构物。桩基础能有效地承受水平荷载，包括风荷载、波浪荷载、地震荷载等，并在一定程度上减轻地震的灾害。然而，历次地震震害调查表明，桩基震害时常发生，尤其可液化土层中桩基破坏比较明显，这在近年来的大地震中表现的尤为显著。因此，液化土层中桩基础承载特性的研究有着非常重要的意义，是国内外经济建设和工程抗震减灾中面临的重要课题。Su[1]主要通过离心试验对地震力作用下砂土的动力特性进行了研究;Rashidi[2]对桩－土－结构的动力相互作用进行了离心试验的研究;Moghaddas[3]对地震力荷载作用下桩土结构的相互影响进行了有限元分析;Kong[4]对可液化土在地震力作用下桩土结构的动力相互作用进行了振动台研究;刘立平[5]、余俊[6]、陆建飞等[7]、卢华喜[8]、冯士伦[9]都对桩 － 土 － 结构的动力耦合做了不少研究，也得到了一些可参考的结论，但是还没有一套相对完整、系统、量化的结论。尤其是对模型材料的选择上，大都采用空心铝桩、空心铁桩、橡胶桩、石膏桩、水泥土桩等等。未考虑试验模型的动力相似的问题，或者说尽管考虑了，但是由于所选材料的原因，并未能真正反应实际情况。

由于地震发生的时间、地点难以确定，因此很难获得地震发生过程中有价值的资料。本文通过室内小型振动台试验从超静孔隙水压力、桩侧摩阻力、桩顶沉降以及土表面加速度时程对桩土动力相互作用机理进行了研究。

1 试验条件

1.1 试验设备简介

试验在太原理工大学DC－2200－26电动振动试验系统上进行，额定激振力为21.56 kN，加速度为980 m/s2，位移为51 mm，频率范围 5 ～3 000 Hz，最大负载300 kg。配有DH5922/23数据采集系统。

1.2 模型桩

模型桩的选用主要涉及动力相似比的问题。严格的动力相似模型，即弹性恢复力、重力和惯性力间的相似关系完全得到满足，即有 sa=sE/(sl，sρ)=1，其中，sE=Em/Ep，sl=Lm/Lp，sρ= ρm/ρp。意味着位移相似比例与几何长度相似比例相同，可以在试验中正确模拟几何非线性引起的次生效应。这样，动力模型试验才具有一定的可参考性。但对于小比尺的模型，要进一步降低弹性模量和提高材料密度，此时往往受到材料、配重等限制，使得 sa=sE/(sl，sρ)=1 无法满足，只能采用重力失真模型，但重力失真不宜过大，过大容易导致振动台动力输出性能不足;加载频率过大，材料强度和刚度都会增加，会使测量精度和动力激振发生困难。该试验在先前一些试验研究基础上，尽量考虑模型动力的相似比，采用重力失真模型。

模型桩模拟混凝土桩，模型桩依据动力试验相似比，选用的材料及其质量比为:水泥∶砂子∶土∶水=1∶5.8∶1.45∶1.9，相似比采用预制桩，桩径为3 cm，桩长60 cm，制备时外套壁厚为1 mm，内径3 cm的PVC管，其作用① 制备时充当模板，② 保证测定桩身应变的准确性;③ 增大桩身的抗弯性能。试验时在桩顶放置重15 kg的重物，放置时尽可能使桩轴心受压。试验在0.372 g的加速度下进行。模型桩所对应的原型桩的主要参数见表1。

表1 桩主要参数Tab.1 Main parameters of pile

1.3 模型箱和试样制备

模型箱采用有机玻璃制成，箱体尺寸400×400×900(mm3)，壁厚10 mm，底板各边伸出150 mm，以便与振动台面固定。箱体相对两侧沿底边每隔150 mm留有5 mm直径的圆孔(每边各5个)以便保证实验过程的排水。在振动方向两侧箱壁上粘贴一层10 mm厚聚乙烯板，从而模拟自由场地边界条件。

为了更真实的模拟实际情况，模型土分为两层。底层是采用200 mm厚的含水量为10%的粘土作持力层。具体做法是:称25 kg风干土，倒入2.5 kg自来水，充分搅拌均匀，倒入模型箱均匀夯至120 mm高。依此方法，使粘土层达至200 mm高作为持力层。之上的砂土采用黄河一级阶地堆积物，其物理参数为Cu=3.75，ρdmax=1.798 g/cm3，ρdmin=1.201 g/cm3，颗粒组成情况见表2。本次试验采用了干装法制备模拟的饱和地基土，为保证砂土均匀密实，分层装箱，称取已配制好的含水量为10%的砂土25.5 kg装箱，击振至100 mm高(此时砂土的干密度为1.45 g/m3)。依次装5.4层，使砂土的总高度为540 mm。模型土制备好之后，在上层缓慢注水饱和。在一定的排水条件下使土体短期内固结。

表2 装箱砂土颗粒组成Tab.2 Grain composition of sand sample

1.4 量测仪器

传感器的布置如图1所示。在土面下5 cm，30 cm，50 cm处埋设了辽宁省丹东市三达测试仪器厂生产的DYS—3型电阻应变式渗压计，以便量测振动过程中超静孔隙水压力的变化。在桩身不同深度处每间隔10 cm布置一对自补偿的应变片，共布置5对，将每对应变片串连连接，以消除由弯矩产生的变形，这样测定出来的就是桩身不同位置的竖向应变。在重物(上部结构)上安装位移传感器和加速度传感器，以量测上部结构的竖向沉降和加速度响应。安装在台面上的加速度传感器捕获输入的地震动加速度时程曲线。

图1 试验传感器布置图Fig.1 Layout of instrumentation in test

1.5 振动信号

振动台输入为正弦信号。模拟抗震设防烈度为8°(0.2 g)，根据动力试验相似比，振动台输入的正弦波加速度设定为0.372 g，输出的振动频率4.313。振动时间以肉眼观测到液化现象为准，振动总时间为48 s。采集到的台面波形如图2所示。

图2 输入加速度时程Fig.2 Time history of input acceleration

2 试验结果及分析

模拟8度的抗震设防烈度，振动较为强烈。考虑到自由场地的响应对于桩基础的响应具有重要的影响。需考察地震过程中超静孔隙水压力的发展情况。

2.1 土层响应

图3为距土层表面5 cm处、30 cm处和50 cm处的超静孔压比时程曲线。超静孔压比是指超静孔隙水压力和同一位置的初始上覆有效土压力的比值。从图中可以看出，各处的超静孔隙水压力均在10 s左右开始迅速增长，和输入的加速度时程相比，超静孔隙水压力滞后于振动信号的出现。随着时间的积累，各处孔隙水压力不断积累、增长。5 cm处的超静孔压比在16 s左右达到0.8，30 cm处的超静孔压比在18 s左右达到0.8，而50 cm处的超静孔压比在20 s左右达到0.8，根据液化发生的判断标准[7]，在 20 s左右各处的砂土均在振动过程中液化了。从开始发生液化的时间知:越靠近土层表面的砂土越先发生液化，之下的次之。但是从时程曲线看，5 cm处的砂土孔压比达到稳定的时间较30 cm、50 cm处的稍晚，这主要是由于下部的超静孔隙水压力比上部的大，因此在振动完成之后，下部的超静孔隙水压力大于上部向上渗流，从而上部土体的孔压比达到稳定需要时间比下部土体稍长。由于试验过程中由于某些原因采集过程较短，因此未能得到完整的孔压消散的过程。

从曲线的形状看，30 cm处、50 cm处的超静孔压比都是先增大而后减小，但是5 cm处的虽然也是先增大，但是当达到液化之后是时而增大，时而减小。这主要是由于在振动过程中从层表面就能够看到液化所引起的喷水冒砂现象，土层表面的水来回振动的结果。而这种振动没有影响到更深处的土层。

图3 不同深度处超静孔压比时程Fig.3 Time history of excess pore pressure ratio at the different depths

2.2 桩身响应

我国《构筑物抗震设计规范》提到，在地震力很小(相当于地震影响系数最大值的)及震后验算时，液化土层的桩周摩阻力取零。但实际上，当土层发生液化后，土对桩产生的摩阻力大幅度减小，设计桩周摩阻力取零时，桩内配筋量会很高，施工困难，且造价高。因此，研究土层液化后对桩侧能提供多大的摩阻力是桩基抗震设计关键。

本次试验是通过在桩身粘贴应变片来研究桩身侧摩阻力的响应。因为对每对应变片进行了连接处理，因此测出的应变均是由于轴力而引起的。为了测得摩阻力随时间的变化，采用动态应变采集仪来记录应变时程。但是在振动发生之前，为了排除其他因素的干扰，将各个点的应变清零。因此记录下来的应变时程只是应变增量，并不是某时刻所发生的真正的应变，也就无法通过换算得到某时刻各点实际的轴力。得到的只是各点的轴力变化值。但两点间的轴力差与桩侧表面积的比值可推算此段桩变化的桩侧摩阻力的大小，虽然在地震过程中桩轴力忽大忽小，有时甚至为上拔力，但可通过该方法获得桩侧摩阻力变化的时程。

图4 不同深度桩身侧摩阻力变化时程Fig.4 Time history of side resistance of pile at the different depths

图5 上部结构的沉降时程Fig.5 Time history of settlement of superstructure

图4是不同深度桩身侧摩阻力变化的时程曲线图。可以看出，在振动刚开始的时候，摩阻力变化非常小，但是在25s以后摩阻力突然变化较大，从分析数据的过程中可知这种变化是减小的。为了探寻桩侧摩阻力减小的原因，将图6、图7和图3～图5进行了比较发现，桩侧摩阻力的演变和超静孔压比的发展密切相关:当孔压比较小时，侧摩阻力变化很小，几乎不变;但是当超静孔压比超过0.8后，侧摩阻力突然减小，并且幅度较大。但是经过对比，桩侧摩阻力并非土体一液化就突然减小，可以看出土体在20 s左右就液化了，但是摩阻力是25 s以后才开始减小的，因此摩阻力的减小滞后于土体液化。但是随着孔隙水压力的消散(90 s)以后，桩侧摩阻力又稍微有所提高，但不明显，这主要是由于孔隙水压力消散的不明显所致。由此可见，饱和砂土的液化减小了桩侧摩阻力，但随着孔隙水压力的消散桩侧摩阻力有所恢复。至于桩侧摩阻力能减小多少和恢复多少，由于试验方案的原因，无从得知，还需要在今后的研究中优化方案，得出一些量化的结论。另外，试验用土是现场制作的饱和砂土，这与原状土的结构、性质存在差异，对研究结果会产生一定的影响。

2.3 上部结构的响应

试验中测量了上部结构的水平加速度和竖向沉降。图5和图6分别是竖向沉降的时程曲线和加速度时程曲线。

从图5可以看出，在开始的10 s左右，沉降量逐渐增加至10 mm左右，之后的15 s内，沉降量基本维持不变，25 s之后沉降量突然增大，达到27 mm左右，说明桩身已经深深的刺入土层中。结合桩侧摩阻力变化的时程曲线，在25 s之后，摩阻力迅速减小，这时桩侧实际摩阻力和桩底承载力不足以支撑上部结构的重量，在水平振动的影响下，上部结构竖向沉降量显著增加。为了不使上部结构物在可液化地基土中产生过大的沉降，在桩基抗震设计中考虑了摩阻力的减弱效应。

图6 上部结构的加速度时程Fig.6 Time history of acceleration of superstructure

从图6可以看出，输入地震动的加速度为0.372 g时，上部结构的加速度在0.55 g左右，大于地震动输入的加速度。说明PSSI(桩－土－结构动力相互作用)效应加大了底层上部结构的地震反应。并且加大程度达到近50%。由于试验条件是在桩顶加重物来模拟上部结构，因此模拟的结构物相当于结构物的底层。这一规律与文献[10]中结论一致。

3 结论

通过振动台模型试验，观测了可液化砂土中的桩－土－上部结构在地震力作用下的动力响应，分析了它们之间的联系以及相互作用机理。试验结果表明:

(1)试验所采用的模型桩能比较好的模拟混凝土桩，获得的相关数据具有一定的参考价值。

(2)在振动过程中超静孔隙水压力不断增长直至土层液化，并且离土面越近越先达到液化。

(3)土层发生液化前后，由桩周土提供的桩侧摩阻力突然减小，桩基础的竖向承载力降低，上部结构发生严重沉降，桩基础失效。

(4)桩－土－结构动力相互作用加大了底层上部结构的地震反应。

[1]Su D.Centrifuge Investigation on responses of sand deposit and sand-pile system under multi-directional earthquake loading[D].Hong Kong:The Hong Kong University of Science and Technology，2005.

[2]Rashidi K H.Centrifuge and theoreticalstudy ofthe earthquake soil-pile-structure interaction of structures founded on clays[D].Davis:Davis University of California，1994.

[3]Moghaddas T S N.Numerical simulation of pile-soil-structure interaction under dynamic loading[J].Geotechnical Special Publication，2010，(205):96 －103.

[4]Kong D S.Shaking table tests on pile group-soil-structure interaction to seismic loading on liquefied ground[J].Yantu Gongcheng Xuebao/Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2011，33(suppl2):143 －149.

[5]刘立平.水平地震作用下桩－土－上部结构弹塑性动力相互作用分析[D].重庆:重庆大学，2004.

[6]余 俊.饱和土地基－桩基－上部结构动力相互作用理论分析与试验研究[D].长沙:湖南大学，2007.

[7]陆建飞，聂卫东.饱和土中单桩在瑞利波作用下的动力响应[J]，岩土工程学报，2008，30(2):225 －231.LU Jian-fei，NIE Wei-dong.Dynamic response of single pile embedded in half-space saturated soil subjected to Rayleigh waves[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering，2008，30(2):225 －231.

[8]卢华喜.成层地基－桩基－上部结构动力相互作用理论分析与试验研究[D].长沙:湖南大学，2006.

[9]冯士伦.可液化土层中桩基横向承载特性研究[D].天津:天津大学，2004.

[10]陈国兴.岩土地震工程学[M].北京:科学出版社，2007.