强震区近断层桥梁桩基础时程响应振动台试验

冯忠居，张 聪*，蔡 杰，董建松，王富春，马晓谦

(1.长安大学 公路学院，陕西 西安 710064；2.福建省交通建设质量安全中心，福建 福州 350001；3.海南省交通规划勘察设计研究院，海南 海口 570203)

中国高速公路快速蓬勃发展，建设环境及地质条件日趋复杂多变，其中跨越活动断层修建的高速公路呼之欲出，其面临诸多工程建设技术难题[1-2]。桥梁桩基础作为地下隐蔽工程，当位于地质断层附近时，需要进一步考虑地震作用对桥梁桩基础的破坏[3-5]，从而确保高速公路的安全运营。然而，地震动具有持时性、周期性、反复性等特点， 1999年台湾地震、2008年汶川地震等资料显示[6]，位于断层破碎带附近的构筑物遭到严重破坏，因此，探明强震作用下近断层桥梁桩基动力时程响应规律势在必行。

针对地震作用下桥梁桩基础动力响应的研究方法主要集中于实地调研、理论分析、振动台模型试验和数值仿真分析。实地调研方面，杜修力[7]、庄卫林[8]等充分调研了5.12汶川地震中公路桥梁受损情况，提出了针对梁体位移及桥梁墩柱破坏的抗震对策，并总结归纳其原因为强震发生时，地裂、断层严重导致桥梁墩柱、基础结构破坏；徐锡伟[9-10]等基于活动断层的定义及相关知识的论述，提出了活动断层地震灾害及减灾方法。在理论研究方面，郑长杰等[11]建立3维桩-土相互作用体系模型，得出低应变瞬态荷载作用下桩基3维动力响应解析解；罗川等[12]建立桩-土-结构耦合作用体系，利用罚函数实现桩、土界面的耦合，得到桩-土非线性动力响应规律；江杰等[13]基于Timoshenko梁理论和Pasternak地基理论，借助微分变换解耦土体方程，利用分离变量法结合桩土边界连续性条件求解桩周土水平阻抗，弥补了Winkler地基梁模型在单桩水平动力响应分析中的不足。在模型试验方面，刘闯[14]、冯忠居[15-18]、何静斌[19]、冯忠居[20]、Dong[21]等通过大型振动台模型试验，开展非液化场地大直径深长桩基础动力响应研究，并探明其p-y曲线变化规律；Xie[22]、Li[23]、蔡奇鹏[24-25]等分别通过离心模型试验与小型物理沙箱试验，开展倾斜滑动断层、逆冲断层、正断层错动作用下砂土中单桩、群桩动力特性。在数值仿真分析方面，Zheng等[26]采用非线性有限元软件OpenSees，研究了大跨度非对称悬索桥在近断层地震动的4种烈度水平（小、中、大、特大地震）下的地震反应；Sadr等[27]采用MPM数值仿真方法，研究了基岩断层错动下的土壤变形对群桩基础的力学行为与变形影响，但前提假设为将群桩等效为一根立柱，结果缺乏实际意义；冯忠居等[28]通过Midas/GTS数值仿真软件，构建了桩-土-断层相互作用模型，研究不同地震波强度下桩基础的动力响应规律，并进行安全评价；Wu等[29]通过物理模型试验与PFC3-D数值仿真，开展正断层错动下地表土的变形和嵌岩桩基动力响应。以往的桩基震害研究分析中，均表明桩基受断层影响较大，但目前缺乏针对地震作用下近断层桥梁桩基动力时程响应特性的研究。

以上研究多集中于倾斜断层和逆冲断层位移对土壤变形和桩基的动力响应影响研究，且有关断层对桩基影响的研究方法多为离心模型试验与物理模型试验，通过振动台试验开展研究的较少。然而地震波具有持时性，关于近断层桥梁桩基动力时程响应振动台试验鲜有研究，且缺少近断层桥梁桩基在地震作用下的损伤评价与机理分析。本文依托大型振动台模型试验，开展强震作用下近断层桥梁大直径深长桩基础动力时程响应研究，对比分析非断层场地桩基础与近断层桩基础加速度、桩顶相对位、桩身弯矩变化规律差异，以及近断层桩基础基频损伤评判分析，为近断层桥梁桩基础工程建设提供理论依据。

1 工程背景

海文大桥（原铺前大桥）全长5.6 km，横跨1条活动断层、2条非活动断层，其抗震设防烈度为Ⅷ度，50年内超越概率10%（2%）的地震加速度0.35g（0.59g），设计基本地震动峰值加速度值超过《公路桥梁抗震设计规范》（JTG/T 2231-01—2020)第3.2.2条中A类桥梁抗震设防烈度Ⅷ度的要求（0.20g）[30]。其中，38#群桩基础位于活动断层的上盘，主要特征碎裂岩擦痕，为断层破碎带，所处地层为二叠-三叠纪花岗岩。桩基础与断层最小水平距离为25 m左右。

2 振动台模型试验

2.1 设备参数

振动台试验在中国地震局工程力学研究所开放实验室完成，参数见表1。选用叠层剪切式模型箱[31]，尺寸为3.7 m×2.8 m×2.0 m，如图1所示。为缓解边界效应对试验的影响，在模型箱内壁内部铺设1 cm厚橡胶垫层。

图1 叠层剪切式模型箱[31]Fig.1 Laminated shear model box[31]

表1 振动台参数Tab.1 Parameters of shaking table

2.2 相似比设计

选取加速度、几何尺寸、弹性模量为基本物理量，通过量纲分析法计算得出其余物理量相似常数[32]，见表2。通过设置桩顶配重块来弥补惯性力和重力效应的不足，若忽略这些质量，将导致模型的自振周期降低、竖向应力减小，使模型试验结果不能正确反应原型的性状[33-34]。振动台试验桩顶配重块质量为100 kg。

表2 试验物理量相似常数[32]Tab.2 Test physical quantity similarity constant[32]

2.3 模型制作与传感器布设

1）模型土制作。模型土为原状土，并测其密度及含水率，进行直剪试验与压缩试验，如图2及表3所示。卵石土的含石量为37%，处于骨架孔隙结构。结合《海南铺前大桥桥位附近断层位置和活动性详细勘察报告》[35]，断层破碎带上部为灰黑色淤泥或淤泥质黏土，中部为粉砂质黏土和粉砂，下部为灰色粗砂和灰黄色砾砂。本试验中，断层破碎带选用淤泥质黏土、粗砂和砾砂混合配制，近似模拟实际断层填充物。通过确定模型土与原状土的剪切波速比较，保证其物理力学性质与原状土相似，见表4。

图2 剪切波速测试及土工试验Fig.2 Shear wave velocity test and geotechnical test

表3 模型土参数Tab.3 Model soil parameters

表4 土体剪切波速Tab.4 Shear wave velocity of soil m·s-1

综合考虑试验的可操作性、经济性及单一变量，开展两组振动台模型试验，一组为无断层情况下桩基的动力响应，另一组为近断层桩基的动力响应。两组试验的土层参数与地震波加载顺序保持一致，无断层组试验做完后，将模型桩与模型土取出，重新将相同参数的模型桩与模型土装箱。

选取淤泥质黏土试样开展场地土动力特性（共振柱）试验，试样含水率23.52%，固结应力为94 kPa，试验装置及试验结果如图3所示。

图3 共振柱试验Fig.3 Resonance column test

2）基岩制作。采用C60混凝土模拟基岩，其抗压强度约为56 MPa，试验装置及应力-应变曲线如图4所示。浇筑时在桩基对应位置设置10 cm深的预留孔，孔壁拉毛处理，模型桩就位后填入素混凝土，以便模拟桩端与基岩完全固结。

图4 试验装置及混凝土应力-应变关系曲线Fig.4 Test equipment and stress-strain curve of concrete

3）模型桩制作。模型桩桩长180 cm，桩径8 cm，材料选用与工程实际相同的C35混凝土；配筋率为2.4%，钢筋笼主筋采用8根直径4 mm的镀锌铁丝，箍筋选用直径2 mm的镀锌铁丝，箍筋沿桩身通长布置，间距3 cm；养护28 d后，测其抗压强度为37.4 MPa，与现场大直径灌注桩相当；模型桩表面涂抹环氧树脂和砂浆，近似模拟模型桩与地基土的粗糙接触，模型桩制作过程如图5所示。

图5 模型桩制作过程Fig.5 Model pile making process

4）传感器布设。SW-10拉线式相对位移计量测桩顶水平相对位移；GWT-1单轴贴片微型加速度计量测桩顶及桩端加速度；BE120-3AA电阻式应变片量测应变，进而得出弯矩，应变片沿桩身对称布置，并对应设置温度补偿片。传感器均做防水处理，以减少试验误差，传感器布设如图6所示。图6中，模型桩为4桩群桩（38#-1～38#-4），选取38#-1研究其动力时程响应特征性。

图6 模型桩及传感器布设Fig.6 Model pile and sensor arrangement

2.4 输入地震波

试验选取4条地震波，分别为：针对工程建设场地人工合成的5010波和5002波；日本阪神大地震记录完整的Kobe波；世界上第1条全过程记录的El-Centro波，其地震波峰值加速度均为0.35g。同时进行振动台水平X、Y双向输入，加速度幅值则按照水平X向∶水平Y向=1.00∶0.85进行调整，以水平X向作为主输入方向。每组地震波激励前后均输入0.05g白噪声检测桩基完整性，地震波主震方向曲线如图7所示。试验设置非近断层桥梁桩基为对照组，除地质条件无断层外，其余条件均与近断层工况一致。近断层桥梁桩基振动台试验工况详见表5。

图7 地震波类型Fig.7 Types of seismic waves

表5 近断层桥梁桩基振动台试验工况Tab.5 Shaking table test conditions for pile foundations of near fault bridges

3 成果分析

3.1 加速度

3.1.1 桩身加速度峰值

无断层与近断层桥梁桩基桩身加速度峰值变化如图8所示。

图8 桩身加速度峰值Fig.8 Acceleration peak value of pile

由图8可知：不同类型地震波作用下，无断层桩基础的桩身加速度峰值均小于近断层桥梁桩基。无断层桥梁桩基桩身加速度从桩底至桩顶逐渐增大，而近断层桥梁桩基桩身加速度峰值在淤泥质软土层发生突变，原因在于断层破碎带的存在，改变了桩周土体半无限体的性质，从而改变土层对地震波的放大效应；地震波输入初期岩土体保持较好的结构性，桩基础表现出线弹性性质；淤泥质黏土的动阻尼比逐渐增大，土体趋于密实，较于散体结构耗能下降，传递地震动的能力增强，桩-土体系整体刚度逐渐增大。

3.1.2 桩顶加速度时程响应

近断层上盘桩基础桩顶及桩底加速度动力时程响应变化如图9所示，加速度峰值及其出现时刻见表6。

图9 桩顶和桩底加速度时程响应Fig.9 Acceleration time-history response of pile top and pile bottom

表6 无断层及近断层桩基桩顶加速度峰值及出现时刻Tab.6 Peak acceleration of pile top of non fault and near fault pile foundation and its occurrence time

由图9、表6可知，在4种不同种类地震动荷载作用下，无断层及近断层桩基桩顶加速度时程响应均在10 s左右振幅最大，近断层桩基桩顶加速度时程振幅明显大于无断层桩基，其出现时刻较早，且El-Centro波作用下加速度响应较为明显。原因在于断层破碎带相较于岩土体而言，结构性较差，强度较弱，断层破碎带-地基土相互作用对地震波的放大效应较为明显，“滤波”作用于较无断层时显著下降。

3.2 桩顶相对位移

无断层与近断层桥梁桩基桩顶相对位移时程变化如图10所示，峰值变化如图11所示。

图10 桩顶相对位移时程响应Fig.10 Time-history response of relative displacement of pile top

图11 桩顶相对位移峰值Fig.11 Peak relative displacement of pile top

由图10可知：开始施加地震作用时，近断层上盘桩基础的桩顶相对位时程曲线较早开始产生幅值，10 s左右振幅显著增加，30 s左右时振幅较小，均在5010波作用下幅值最大，并产生永久位移，与无断层桥梁桩基桩顶相对位移时程变化规律大体相似，但峰值出现时刻存在一定的滞后性；5010波、5002波、Kobe波及El-Centro波作用产生的永久位移值不同，无断层桥梁桩基桩顶水平永久位移为0.02、0.02、0.14、0.01 mm，近断层桥梁桩基桩顶水平永久位移值为0.12、0.09、0.21、0.09 mm，近断层桩基的桩顶永久位移值大于无断层桩基永久位移。

由图11可知：5010波、5002波、Kobe波及El-Centro波作用时，近断层桩基的桩顶相对位移峰值分别为0.77、0.71、0.47及0.67 mm；无断层桩基的桩顶相对位移峰值分别为0.73、0.67、0.40及0.60 mm，近断层桩基的桩顶相对位移峰值大于无断层桩基的桩顶相对位移峰值。原因在于断层的存在改变了桩周土半无限体的特性，地震波持续加载过程中，断层与桩基础之间的岩土体强度逐渐降低，桩侧土体约束降低。

3.3 桩身弯矩

桩身弯矩Mi计算式为：

式中，Mi为桩身第i截面弯矩， ε1、ε2为桩身两侧应变，EpIp为模型桩截面抗弯刚度，y为应变片至桩中心距离。

桩基抗弯承载力Md理论理论计算式如下：

式中，fpd、为纵向预应力钢筋的抗拉强度设计值和抗压强度设计值，fsd为纵向普通钢筋的抗拉强度设计值，h为截面有效高度，a′s、a′p为受压区钢筋合力点至受压区边缘的距离，ap受拉区钢筋合力点至受压区边缘的距离， σ′p0为受压区预应力钢筋合力点处混凝土法向应力等于零时预应力钢筋的应力， γ0为结构重要系数，详见规范[36]。计算可得Md=168.54 kN·m。

桩身弯矩峰值及其最大值如图12及13所示。

图12 桩身弯矩峰值变化Fig.12 Peak value change of pile bending moment

图13 桩身弯矩最大值Fig.13 Maximum bending moment of pile body

由图12和13可以看出，无断层与近断层桥梁桩基桩身弯矩均呈“3”型规律变化，均在Kobe波作用下最大，且弯矩最大值位置为桩身35 cm或160 cm附近，此位置为上部软硬覆盖层交界面及基岩面附近，岩土体的物理力学参数变化较大，分界面处较为薄弱。5010波、5002波、Kobe波及El-Centro波作用时，无断层桩基础的弯矩最大值分别为105.65、108.81、128.16、112.88 N·m，近断层桩基础的弯矩最大值分别为120.66、124.59、134.23、127.14 kN·m，均未超过桩身抗弯极限承载力；近断层桩基分别有28.41%、26.08%、20.36%、24.56%的抗弯承载能力富余，无断层桩基础分别有37.31%、35.44%、23.96%、33.03%的抗弯承载能力富余。不同地震波作用下，无断层桥梁桩基的弯矩最大值远大于近断层桥梁桩基的弯矩最大值，说明断层上盘桩基础满足海文大桥抗震设防烈度Ⅷ度要求，这是因为受断层破碎带影响，近断层桩基础的桩周可提供约束作用的土体范围减小，非线性性质显著增强，产生的弯矩值较大。

选取近断层桩基础桩身弯矩最大值位置处的时程响应分析，其在不同类型地震波的弯矩时程如图14所示。

图14 不同类型地震波的弯矩时程Fig.14 Bending moment time-history of different types of seismic waves

由图14可知：近断层桩基础桩身弯矩在0～20 s范围内幅值较大，20 s后桩身弯矩幅值减小并趋于零；输入5 010波、5 002波、Kobe波及El-Centro波时，弯矩峰值出现的时刻分别为10.41、11.20、6.02、5.96 s，与桩顶加速度峰值出现时刻相比有所提前，与输入地震波加速度峰值出现时刻较为滞后。这是因为地基土在地震波施加的过程，式经历由疏到密实的过程，输入地震波达到峰值前，土体逐渐密实，可吸收部分地震动能；随着土体密实度的增加，土层传递地震动能力逐渐增强。

3.4 桩基损伤

通过白噪声“扫频”技术可判断桩基发生损伤时的地震动强度。其机理为频率相近的振动产生更大的振动幅值，利用傅里叶谱幅值对应的频率，近似确定桩基础的基频。基频主要与质量和刚度有关，若桩基础产生裂缝等损伤导致桩基础刚度降低，其基频必然会减小，进而较准确地确定何种强度的地震波导致桩基础产生损伤。

因此，近断层桩基础桩顶受输入地震动影响较大，故对近断层桩基桩顶加速度数据进行滤波处理校正与傅里叶谱变换，如图15、16所示。

图15 近断层桩身基傅里叶谱图Fig.15 Fourier spectrum of near fault pile foundation

图16 桩基础基频变化趋势Fig.16 Variation trend of foundation frequency of pile foundation

由图15、16可知，近断层桩基础加载前基频为3.54 Hz，输入5010波、5002波、Kobe波及EI-Centro波后，桩基基频分别为3.52、3.46、3.44及3.48 Hz，未发生显著变化。说明海文大桥近断层桩基础在0.35g地震波作用下，其刚度与完整性较好，没有产生桩基结构性损伤破坏。

4 结论与建议

本文针对海文大桥工程实际情况，通过振动台试验得出以下结论：

1）相比于无断层场地桥梁桩基础，近断层桥梁桩基加速度峰值、桩顶相对位移及桩身弯矩均较大，这是因为断层破碎带相较于岩土体，其结构性较差、强度较弱、断层破碎带-地基土相互作用对地震波的放大效应较为明显，“滤波”作用比无断层时显著下降。

2）近断层桩基的桩顶加速度峰值明显大于无断层桩基，峰值出现时刻较早，平均提前0.44～3.18 s，且均在El-Centro波作用下加速度响应最为敏感。

3）近断层桩基础桩顶相对位移时程曲线在10 s左右振幅显著增加，与加速度时程响应变化规律较为相似，说明在此时段内，桩基础的动力响应特征最为显著；相对位移峰值出现时刻滞后于输入地震波峰值时刻。

4）5010波、5002波、Kobe波及El-Centro波作用下，近断层桩基础桩身弯矩均未超过其抗弯承载能力，且分别小于其抗弯承载力28.41%、26.08%、20.36%及24.56%；弯矩峰值出现时刻早于桩顶加速度峰值出现时刻，晚于输入地震波峰值出现时刻，原因是地基土在地震波加载过程中，经历由密到疏、传递地震动能力由弱到强的过程。

5）近断层桩基础在不同类型地震波作用下，基频均未发生明显变化，说明近断层桩基础结构并未产生损伤，桩身完整性较好，满足抗震设防烈度Ⅷ度和安全使用及运营要求。

依据振动台模型试验成果，针对海文大桥实际工程，提出以下建议：

1）桥梁桩基础邻近断层破碎带时，其动力时程响应特性较为敏感，抗震设计时应进一步提高桩基的抗震能力。

2）近断层桩基础受地震波频谱特性差异的影响较为显著，应采用多种类型地震波对近断层桥梁桩基础进行抗震分析与验算，加速度时程、桩顶相对位移、弯矩响应可分别对应选择El-Centro波、5010波、Kobe波验算。