活断层震动断裂作用下高铁路基振动台试验研究

闫茜，毛忠良，王连俊，唐沛

(1.北京交通大学土木建筑工程学院，北京，100044；2.中铁第五勘察设计院集团有限公司，北京，102600)

我国高速铁路飞速发展，高速铁路建设面临着越来越复杂的地质条件，其中跨越活动断裂带区域的高速铁路路基工程成为一项亟需解决的技术难题。对于跨越活动断裂带的路基结构，需要考虑地震对路基的破坏效应，评估并验证其适应变形的能力和强地震下的震致破坏特征，实现路基结构的优化设计，保证高铁列车安全运营。目前，针对断裂与地震作用及其影响下的工程结构响应特性研究主要有现场调研[1]、试验研究[2-5]、理论分析[6-7]和数值模拟[8-10]等手段。其中，振动台实验能够直接考察结构的地震响应和破坏规律。凌贤长等[11]进行了液化场地上桥梁与桩基的大型振动台模型试验，再现了自然地震作用下触发场地液化、结构震害破坏的宏观现象。吕西林等[12]研究了结构与地基动力相互作用体系的主要规律。邱长林等[13]研究了填方路基边坡及内部在地震作用下的加速度响应差异。李金贝等[14-15]开展了针对填方路基的振动台试验，研究了路基的动力响应、抗震薄弱部位、破坏过程以及地震动参数的影响规律。振动台实验技术的快速发展为研究地震作用对路基性能的影响提供了设备与技术基础，然而，已有的振动台模型试验多以地震条件下的路基结构响应与抗震措施为研究重点，对于断裂活动所致断层位错(地层永久位移)效应下路基结构抗剪切破坏规律的研究较少。方林等[16]从试验模型相似比、模型箱设计和边界处理、模型制作、测点布置及地震波加载等方面系统介绍了隧道工程穿越断层的振动台模型试验。贾向宁等[17]利用振动台试验再现了断裂带影响下黄土-泥岩边坡的地震破坏形式，揭示了地震作用下的动力响应规律和变形破坏机制。王峥峥[18]通过针对隧道工程的振动台模型试验，研究了穿越断层隧道在人工波作用下的动力反应规律、破坏形态及抗震层减震效果。信春雷等[19]开展了设置减抗震措施的跨断层隧道工程振动台实验，研究了在强震与断层错动共同作用下隧道响应与破坏形态。SIM等[20]开展了针对天然气管道穿越断层的一系列振动台模型试验，探讨了管道抗震措施，并指出断层位移直接影响管道所承受弯矩。上述振动台试验研究大多集中于隧道工程和地下管线，而路基结构线路长、跨度大，会不可避免地跨越断层带，也具有极大的脆弱性，地震作用下断层错断对路基结构的动力及变形特性的影响有待深入研究。本文作者以新建徐宿淮盐铁路(即徐州―宿迁―淮安―盐城铁路，设计时速为250 km/h)为工程依托，以跨越郯庐活动断裂的高速铁路路基结构为研究对象，综合考虑活动断裂的震动效应和地层永久位移，开展路基结构抗震稳定性和抗剪变形性能的振动台实验。研究跨越活动断裂的高铁桩承式加筋路基在地震荷载与断层位移作用下的加速度、孔隙水压、桩土应力、桩身应变、边坡位移和沉降等规律，获得高铁桩承式加筋路基在活动断裂影响下的受力与变形特性，可为跨越活动断裂的路基结构抗剪规律研究与减震设防提供支撑。

1 工程背景

徐宿淮盐铁路位于黄淮冲积平原区，地形较平坦，地表水系发达。DK114+675—DK115+100段路基工程与郯庐断裂垂直相交，总长425 m。

1.1 地基分层

地基中存在软土及松软土、地震液化土层，地下水埋深0.6～2.5 m。地震动峰值加速度为0.3g(1g=9.8 m/s2)，地震反应谱特征周期为1 区，基本烈度为8度。工点内地层主要为第四系全新统人工堆积杂填土、全新统及上更新统粉土、粉质黏土、淤泥质粉质黏土等。通过孔内测试、室内土工试验等确定的加固范围内各层岩土物理、力学参数见表1。

1.2 地基加固处理措施

采用预制混凝土方桩对下部地基进行加固处理，桩边长为0.4 m，间距为2.4 m，呈正方形布置，平均桩长为25.0 m。桩顶铺0.5 m 厚夹铺土工格栅的碎石垫层。

表1 地基岩土物理力学参数Table 1 Physical and mechanical parameters of foundation soil

1.3 路基结构设计

该段路基填土高度为6.4～8.2 m，基床表层采用级配碎石填筑，基床底层与本体采用改良土填筑(其中底层掺8%(质量分数，下同)石灰、5%水泥；本体掺5%石灰、3%水泥)，边坡坡率为1:1.75，路堤全断面每隔0.6 m 分层通长铺设双向高强土工格栅，双向抗拉强度不小于200 kN/m，边坡为混凝土拱形截水骨架内客土植草防护，设混凝土脚墙基础，脚墙外设置钢筋混凝土排水沟。

2 振动台模型试验

为实现对活动断层黏滑震动以及震致位错的复现，本试验采用双台联动的方式进行，以位移形式驱动振动台运行，利用双台之间的反向振动，实现断层处的地震特征和位错特征模拟。

2.1 试验系统及设备

本试验系统整体由2 个长×宽为4 m×4 m 的振动台组成，单个振动台具3 向6 自由度、大行程、宽频带。试验系统技术性能指标如表2所示。

2.2 相似关系和材料选择

原型路堤高度约8 m，基底宽约40 m，选取沿线路纵向120 m长度路堤为研究区域，同时考虑下部软弱地基的加固措施和强震动力液化，总高度约33 m(8 m+25 m)。考虑到振动台面尺寸和30 t的负载能力、土体与刚性模型箱质量以及剪切模型试验时试件偏心对振动台设备的影响(可能仅一侧竖向作动器承担总体荷载)，模型总质量不宜超过20 t，因此，试验相似比确定为1:30，模型相似系数如表3所示。

表2 振动台系统主要参数指标Table 2 Major parameter index of vibration table system

根据相似关系，得到模型材料的主要参数值。其中，各层路堤结构与地基土层材料以内摩擦角和黏聚力控制，土工格栅主要以极限抗拉强度控制，混凝土材料主要以弹模和力等效控制。

表3 相似关系Table 3 Similarity relation

2.3 模型箱设计与试验过程

试验采用2个刚性模型箱，置于2个振动台上进行，每个模型箱长为2.00 m(线路纵向)，宽为1.33 m，高为1.13 m。采用大刚度箱壁模拟无穷远地基边界，设置聚乙烯泡沫板的箱壁两端及采用塑料薄膜处理的可滑动内侧面模拟土体在无限域中的变形和弹性恢复能力，如图1和图2所示。

图1 双台联动模型试验原理Fig.1 Schematic diagram of double-table model test

图2 双台联动模型试验简图Fig.2 Double-table model test simulating fault movement

利用双台之间的反向振动，以模拟断层处的断裂作用。试验中的每个模型箱外侧边缘超出台面边缘0.7 m，箱体重心距离台面重心1.7 m，且两箱边缘距离为0.2 m(以橡胶胶结)。由于单个模型箱质量约10 t，偏心距为1.7 m，产生的倾覆力矩(170 kN·m)小于单台抗倾覆力矩(300 kN·m)，同时，控制系统自动补偿试件偏心所产生的倾覆力矩，避免加速度与位移信号失真，确保准确复现地震波。

2.4 模型制作

模型试验的材料主要包括改良土、地基土、碎石、土工格栅、混凝土骨架护坡、方桩和钢筋等。以控制内摩擦角、黏聚力来实现相似模拟，重度、含水率、粒径、曲率系数、不均匀系数、压实度等尽量保持与原型土的一致，其中，可液化土层为模拟重点，以控制粒径配比和饱和含水率来实现。混凝土类材料采用微粒混凝土制作，钢筋通过镀锌铁丝来模拟，试验前先进行试配和性能试验。土工格栅采用基于拉伸试验和直剪试验结果、以抗拉强度和加筋性能指标控制的塑网材料来模拟。考虑到可液化地基中桩基的破坏以液化土的侧向扩张引起的桩屈曲破坏为主，水平地震作用下桩破坏是桩身弯曲应力过大所致，因此，以控制抗弯刚度和强度相似来实现模型桩的等效设计。

试验中利用土压力计、加速度计、孔隙水传感器、应变片、位移计等测量高铁桩承式加筋路基在地震荷载与断层位错耦合作用下的加速度、孔隙水压、桩土应力、桩身应变、边坡位移和沉降等物理量，如图3所示。因试验中需对地基模型进行饱水操作以研究断层活动下地基中可液化粉土层孔压的变化趋势，在模型箱中布置了相应的注/排水通道(地下水埋深按原型2.40 m、模型0.08 m考虑)。实际试验模型如图4所示。

图3 传感器布置图Fig.3 Arrangement of sensors

图4 双台联动试验模型Fig.4 Drainage channel arrangement of double-table model

2.5 地震波的选取

由于本试验以跨越郯庐断裂带工程结构为研究对象，依据近场和断层活动性质类似的原则，从太平洋地震工程中心PEER-NGA 的历史地震记录中选择美国Landers 地震波和日本Kobe 地震波，同时考虑工程所在地江苏省地震局提供的人工波。

根据要求的动力相似关系对原地震记录作压缩调幅修正后，作为模拟地震振动台的输入。输入的加速度幅值包括多遇烈度、基本烈度及罕遇烈度，由小到大依次增加，以模拟从多遇到罕遇不同设防水准地震对路堤结构的作用。试验中共考虑3 条地震波、3 种地震量级以及走滑、逆冲2种断层运动类型。以中震为例，输入的地震波型如图5～8所示。

3 试验结果分析

3.1 加速度响应

路堤结构各部位在不同断层运动类型地震荷载作用下的加速度响应幅值如表4所示。在发生断层错断的地震荷载作用下，边坡的加速度响应明显，尤其是走滑运动时的坡脚位置，需视工程抗震设防等级的不同采取适宜的坡面坡脚防护与抗震措施。

图5 Kobe波波形Fig.5 Waveforms of Kobe seismic waves

图6 Landers波波形Fig.6 Waveforms of Landers seismic waves

图7 人工波波形Fig.7 Waveforms of artificial seismic waves

图8 走滑-逆冲耦合(以Kobe波为例)Fig.8 Coupling of strike-slip and thrust taking Kobe wave as example

表4 不同断层运动类型路堤加速度响应幅值Table 4 Magnitude acceleration response under different fault motion types g

从3 种地震波作用对比来看，相较于人工波，Landers 波激励下路堤和边坡的加速度响应幅值较小，低频成分较多，Kobe波激励下存在脉冲现象，且峰值明显，这主要与地震波的频谱组成有关。

总体来看，无论在走滑还是在逆冲作用下，模型均主要表现为激励方向上的振动；断层两侧路堤结构的加速度响应幅值相近，但非完全对称分布；震级越大，响应幅值越大。而走滑和逆冲同时发生时，路基结构在2个激励方向的耦合效应明显，均大于单向地震激励时的响应，同时，非激励方向也产生加速度响应。

3.2 孔隙水压

试验中可液化粉土层孔压监测结果显示小震时孔隙水压几乎没有变化；随着震级增大，从中震开始，孔隙水压呈稳定上升趋势。中震工况下地基可液化层中的孔压变化如图9所示，可见走滑运动对于孔隙水压的影响比逆冲运动的影响更加明显。

图10所示为震动结束后的模型路堤，其表面及填料均无浸水现象。经分析认为，震动过程中虽然孔隙水压力增加导致地基水位上升，但由于模拟排水通道的设置，水才能从基底垫层处快速排出，未上升至路堤本体，从而避免了路堤在水和地震作用下发生失稳破坏。因此，在受活动断裂影响的可液化地基上进行高速铁路路基设计、施工、养护时，需注重地基排水通道(如碎石垫层)的实施。

图9 可液化层中孔隙水压的变化(中震)Fig.9 Pore water pressure in liquefiable layer for medium earthquake

图10 震动后未浸水的模型路堤Fig.10 Subgrade of model not immersed by water after vibration

3.3 土压力

以Kobe 波大震工况为例，地基中土压力、桩土压力测试结果如图11所示。

在复合地基加固区的上部和中部，地基土压力(最大约130 kPa)远大于桩土相互作用力(最大约65 kPa)；随着深度增加，在地基深处，地基土压力变化至190 kPa，而桩土相互作用力增大至280 kPa，地基土压力明显小于桩土相互作用力。试验结果表明，在来自下伏基岩的水平地震荷载与断裂共同作用下，无论是地基土压力还是桩土间相互作用力，均主要集中在地基深层，反映了水平地震作用在地基传播过程中逐渐衰减；此外，在地基浅层，地基土承受了主要的地震作用力，而在地基深部，地震作用主要由桩基承担；试验完成后，桩-土应力出现不变的态势，说明在地震波作用下地基土体被压紧，趋于密实。

3.4 桩身应变

地震与断裂共同作用下桩基不同位置处应变的时程曲线如图12所示。从图12可见：与桩土间作用力主要集中在地基深层相对应，桩身中下部的应变比上部的大，其中桩底附近的应变最大。

图11 走滑运动下土压力对比(Kobe大震)Fig.11 Comparison of soil pressure under strike-slip movement(Kobe large-earthquake)

图12 桩身不同位置处应变(中震)Fig.12 Pile strain at different locations for medium earthquake

不同类型地震波作用时，桩身底部应变如图13所示。从图13可见：相比于Landers和Kobe波，人造波激励下的桩身应变更大；而在不同的断层运动方式下，桩身应变差别也较明显，相比于逆冲运动，走滑运动对桩的影响更大。

从测量结果可知，总体上，桩身最大应变约为50 μm/m，不足以使桩发生破坏，因此，在整个试验过程中，试验桩保持完好(见图14)，说明原型桩的设计能够满足抗震抗剪要求。

3.5 边坡位移

试验中使用激光位移计测量各类型地震波作用下边坡的水平位移，断层两侧边坡的水平位移测量结果大致呈对称分布，其中中震工况下边坡位移对比如图15与图16所示。从图15和图16可见：与Landers和Kobe波相比，人工波对于边坡的水平位移影响更加明显；相对于逆冲运动，走滑对边坡位移的影响更大；走滑-逆冲的共同激励增强了边坡滑移响应，这2种地震运动的耦合作用显著放大了单一地震运动的效应，引起了更为剧烈的边坡位移响应。

图13 桩身下部应变对比(中震)Fig.13 Comparison of lower pile strain for medium earthquake

图14 试验后的模型桩Fig.14 Model pile after vibration test

3.6 沉降

通过试验观察到，从中震工况开始断层两侧路堤结构在断层位错处出现了相对位移，至强震工况加载完成后，此处路基面出现明显下凹现象，下凹深度约4 cm，反映了位错处地基土体在断裂作用下的松散和塌陷；反算至原型，意味着路基面出现深度达1.2 m左右的沉陷。另外，试验测得断层两侧桩的沉降一般小于0.5 mm，反算至原型为1.5 cm 以内，对总沉降的贡献甚小，说明发生路基沉降的主要原因是地基土层的压缩，尤其是液化粉土层中水的排出。

图15 边坡位移对比(中震)Fig.15 Comparison of slope movement for medium earthquake

图16 走滑-逆冲耦合作用时边坡位移(Kobe波中震)Fig.16 Slope movement when coupling of strike-slip and thrust for Kobe wave-medium earthquake

4 结论

1)在断层发生单一走滑或逆冲作用下，路基结构均主要表现为激励方向上的振动；断层两侧路基结构的加速度响应相近，但呈非完全对称分布；震级越大，响应幅值越大；而当走滑与逆冲作用时，路基结构不仅在激励方向上的加速度响应显著增大，同时，非激励方向也产生响应。

2)断层走滑运动对于跨越活动断裂的高铁路基结构及下部地基的影响比逆冲运动的影响更加明显，主要表现在：孔压的增加更快、更明显；桩身应变更大；边坡滑动更显著。

3)对于桩端已进入较硬土层的复合地基来说，在地震断裂作用下，桩底附近应变最显著，桩土相互作用力也较大。

4)跨越活动断裂的路堤工程必须得到重视并采取有效的排水措施，一旦发生地震液化，需最大限度地确保路堤不受液化所致地基水位上升的影响，以避免路堤在水的作用下发生失稳破坏。

5)对于桩承式全断面通长加筋路基来说，中震量级以上的活动断裂错动作用会对路堤结构的工作性能产生显著影响，如发生大震、强震作用时，路基面沉陷可达1.2 m，严重影响线路通行。因此，对于断层位错危险性较高的活动断裂区域，高铁路基应尽量避免通过。