可液化场地桥梁桩基震害及抗液化研究进展*

吴九江 胡浩东 李 艳

(1.西南科技大学土木工程与建筑学院, 四川绵阳 621010; 2.工程材料与结构冲击振动四川省重点实验室,四川绵阳 621010; 3.中冶成都勘察研究总院有限公司, 成都 610023)

1 可液化场地桥梁桩基震害分析

1.1 国外桥梁桩基震害调查

20 世纪以来,中国、美国、日本等地震多发国家相继发生了多起破坏性地震。地震中,大量位于可液化场地中的桥梁桩基遭到破坏,社会财产和人员遭受了巨大的损失和伤亡。

1964年日本的新瀉地震中,Yachiyo桥受到了严重的破坏(图1),该桥桥台及相邻的两座桥墩直径均为30 cm、桩长为10 m的预应力混凝土桩发生了严重破坏,其中P2桩在地表水平位置发生折断并在竖向产生了1.1 m永久变形。震后对桥梁桩基的监测发现:在地层深度8 m的位置,桩基础产生了破坏,这是由桥台后路堤地层液化产生的沿河流方向的侧向流动而导致的震害。[1]

图1 日本新瀉地震Yachiyo桥震害示意 [1]

位于新瀉市内的昭和公路大桥从第3跨(G3)开始至第7跨发生了坍塌(图2)。[2-3]震后,将损坏的P4桩拔出进行研究,图2b为该桩变形后的示意。P4桩在桩头以上6 m处发生了严重的向河心向的弯曲破坏,并在桩顶以下12 m左右产生了一处背向河心向的局部弯曲破坏,最终桩顶产生了930 mm的向河心向的水平位移,地震中主要是10 m深度以上的土体发生了液化。[3]

a—昭和大桥震后; b—昭和大桥P4变形情况。

1995年1月17在日本兵库县南发生了Ms7.2级地震(又称“阪神地震”),共造成9处落梁或接近落梁,16处发生严重破坏,对城市桥梁造成了严重破坏。该次地震对日本的抗震设计产生了深远的影响。[4-5]地震导致的桥梁桩基破坏如图3[6-7]所示。

a—桩顶剪切破坏; b—液化侧向扩展导致桩体破坏。

1990年7月16日,在菲律宾吕宋岛中部距马尼拉北部约110 km区域发生了Ms7.8级地震,受地震影响的Dagupan市在沿Pantal河一带产生了大范围的地基液化现象。地震时,横跨Pantal河的Magsaysay桥因为桥墩的连续下沉而坍塌。震后,该桥的P1和P2桥墩在土层液化大变形的影响下从右岸向河道移动,同时P3因为河床地基层的液化而产生了大约2 m的下沉量,如图4[8]所示。

图4 吕宋岛地震Magsaysay桥震害[8]

2010年2月27日,在智利马乌莱外海地区发生了Ms8.8级大地震,地震对建筑物、交通设施、生命线与工业设备造成了巨大的损失,而后产生的海啸更是加重了震害。在沿海地区,数座桥梁因为土层液化而受到了不同程度的破坏。位于Arauco市的Tubul桥是一座由8跨组成的简支梁桥,各跨均发生了落梁,部分桥墩在底部产生了倾斜和裂纹,如图5所示[9]。桥梁所在场地的大面积液化和土体的侧向流动是导致桥梁破坏的主要原因。

图5 智利地震Tubul桥震害 [9]

总之,国外因地震液化而造成桥梁桩基破坏的震害屡见报道,表1汇结了近年来具有代表性的实例[10-11]。

表1 国外地震液化桥梁桩基破坏实例

1.2 国内桥梁桩基震害调查

1975年2月4日,在我国辽宁省海城、营口地区,发生了Ms7.3级的强烈地震。此次强烈地震,致使大量桥梁遭到破坏,通过此次地震所引发的桥梁基础破坏来看,砂土液化是导致桥梁震害的基本因素,结构惯性力仅是加剧了破坏的后果,在可能产生砂土液化、地基失效的情况下,桩基必须深入稳定土层以防止结构不均匀沉降。[12]

1976年7月,唐山市发生Ms7.8级地震,震中烈度高达11度,同日发生Ms7.1级余震,唐山市中心受灾最为严重,道路、桥梁及公用设施破坏严重,大片区域陷入极震区。地震后,共调查了130座受到地震影响的梁式桥梁,其中倒塌破坏的有18座,占调查桥梁总数的13.84%,调查发现:倒塌破坏的桥梁基本都位于可液化场地或天然地基条件较差的场地中。[13-14]其中胜利桥位于唐山市东南隅,建于1966年,该桥墩柱为三柱式单排钻孔桩墩,桩径为1.0 m,设计桩长为18 m。两岸地表覆盖层为硬塑粉质黏土,以下为砂土层及粉质黏土或黏土层,接近覆盖层为松散细砂,系可液化土层。震害情况如图6所示。而造成这些震害的原因主要是由于液化场地中地基变形及河岸的坍塌滑移。

图6 唐山地震胜利桥震害 [14] mm

1999年9月21日,在中国台中市集集镇发生了Ms7.3级地震,震中深度位于地表下8 km,地震给台湾全岛造成了极大的破坏,断层的破碎和滑坡的产生造成了大量的人员伤亡和基础设施的损坏,而土体的液化更是在一些地区对桥梁及其他设施造成了灾难性的破坏,如图7[15-16]所示。

a—卑酆桥震害; b—石围桥震害。

2008年5月12日,中国四川汶川县发生了新中国成立以来破坏性最强、波及范围最大的一次地震,地震震级达到了Ms8.0级,与唐山大地震相比,汶川地震的强度、烈度都远远超过唐山大地震,该地震所带来的震害经验,为我国抗震理论、抗震技术、抗震设计标准的改进和修订提供了重要的指导。该次地震液化波及范围约为10万km2,是建国以来液化范围最大的一次。[17-19]地震中,共有10余座不同类型的桥梁基础处发生了液化现象,近一半桥梁液化震害明显。[20]位于彭白公路上的小鱼洞大桥,为4跨桁架拱桥,每跨均由5片混凝土拱圈通过连梁连接为整体。[21]在地震中,小鱼洞大桥南侧起2跨整体坍塌(图8a),桥墩倾斜且基础破坏(图8b),第3跨基本完好,个别桥墩有轻微开裂,第4跨的拱圈(肋)在拱脚处、腹杆在顶部节点处剪切破坏,桥面塌陷,场地液化很可能是该桥墩倾斜及基础破坏的重要诱因。[22-23]

a—南侧2跨整体坍塌; b—桥墩倾斜,基础破坏。

位于北川县城的龙尾大桥,为11跨桥面连续简支梁桥,双柱式桥墩,有盖梁。北川县城位于宽阔的河谷地带,龙尾大桥桥址处场地液化(图9a)。龙尾大桥在地震中出现了主梁横向、纵向移位等震害,其中主梁移位2 m以上,挡块毁坏,部分主梁落梁;因横向移位不同,桥面纵向呈弯曲状,同时主梁一端脱离支座及垫块(图9b);远离北川的第7跨桥墩显著倾斜接近倒塌,后被唐家山堰塞湖泄洪后冲垮。龙尾大桥破坏原因主要为近断层强烈的横、纵桥向的地震动效应,第7跨桥墩倾斜及接近倒塌为场地液化所致。[23]

a—龙尾大桥场地液化; b—主梁纵向移位,脱离支座。

2021年5月22日,我国青海省果洛藏族自治州玛多县发生了Ms7.4 级地震,震源深度约17 km。此次地震发生于高海拔地区,造成的人员伤亡和建筑结构的破坏并不突出,相反,距离地震断层较近的几座桥梁破坏情况十分突出。其中,位于G0613西丽高速共玉段的野马滩大桥结构震害尤为突出。

野马滩1号大桥为多跨连续简支梁桥,全长507.4 m,双柱式桥墩,该桥在震后上、下行线共落梁35跨,落梁跨数达到总跨数的70%,且所有落梁整体呈“北高南低”的倾斜状态。如图10所示。震后调查[24-25]表明:桥梁地基及桥台区域发生大规模液化,而桥梁结构的破坏与其场地液化情况存在对应关系。位于相同路段的野马滩大桥2号大桥,全长约887 m。该桥主梁的变形量由北向南逐渐增大,且南侧区域液化严重,并伴有桥墩基础破坏和局部落梁等现象,其桥梁结构的破坏与场地液化情况亦存在对应关系。

a—1号破坏全貌; b—2号场地液化情况。

1.3 可液化场地桥梁桩基震害分析

国内外的几次大地震对桥梁基础及其上部结构造成了严重的破坏,在调查分析不同桥梁震害案例的基础上,可以得出液化场地桥梁基础的震害具有以下特点:

1)引起桥梁桩基震害的原因较为复杂,但其中引起大多数震害的原因是土体位移和砂土液化,应引起足够的重视。

在地震中,引起桥梁地基失效的主要原因是地震所引发的砂土液化导致的,其中基础的不均匀沉降引起地基失效,从而使地基承载力稳定性不够,进而导致桥梁基础位移、倾斜、下沉,墩身开裂、失稳甚至折断,上部桥梁垮塌等严重震害。

2)位于液化地基中的桩基,可将地震液化分为液化但无侧向扩展地基上的震害和液化侧向扩展地基上的震害两种方式,而其中导致液化场地桥梁和桥梁桩基震害的主要原因是液化侧向大变形所引起的。

对于地基的液化侧扩流,可分为液化前、后以及永久侧位移三种情况(图11),液化前的变形较小,液化后及形成永久侧位移时的位移较大。[26]对桥梁基础而言,建在河流或海边冲击带上的桥梁基础更容易发生液化侧扩流灾害,主要是由于这些地段有着液化侧扩流发育的条件,比如分布有自然形成的、带有0°～5°缓坡的可液化砂或粉土层等。侧向扩展易造成河岸坍滑,使靠河岸的桥梁墩、台向河心滑移,桥长缩短,造成桥墩、台及基础移动、折断,使修复极为困难。

图11 液化侧扩地基上桩基的震害[27]

3)液化侧向扩展地基中桩基的震害主要表现形式如下[27]:

a. 由于液化侧扩流土体对桩产生较大的侧向压力,导致桩身在液化中、底部出现剪切破坏和弯曲破坏,见图11a。

b.桩顶嵌固,在地震惯性力作用下发生弯剪破坏,见图11b。

c.桩身折断对上部结构产生不同程度的不均匀沉降,同时因质心处水平位移大,高层建筑产生较大的附加弯矩,拉应力作用到内侧的边桩上,从而减轻震害,可能使边桩只有一个塑性铰,见图11c。

此外,文献[27-28]的研究表明:在液化土层与非液化土层交界处,由于桩基础产生的弯矩超过了桩基的极限抗弯矩能力而破坏,而液化土层侧向变形的大小和方向的控制,是液化地基中桩水平位移的大小和方向的主要原因。

4)相较于地震中桩基的竖向震害,水平震害所导致的后果往往更加严重,如落梁、桥墩倒塌等,让震后的救援以及恢复工作面临更大的困难。

5)总体来说新近设计的桩基比二十世纪七八十年代设计的工程震害轻,但桩基总体抗震、抗液化变形能力效果仍不理想,较强地震时侧向扩展造成的巨大破坏仍然存在,许多大型高架结构跨河桥梁的大直径桩基发生了震害。

2 桥梁桩基础抗液化研究现状

2.1 试验研究现状

2.1.1现场试验

目前用于验证理论和计算的最直接有效手段,就是现场进行大比例模型和原型的试验。现场试验最大的优点就是能够提供无限贴近实际工程的土体、桩基以及桩土的受力变形机理。Kobori等对惯性及水平相互作用效应及水平强迫振动,采用了现场试验的方式进行了研究。[29]韩英才等率先在现场试验中对桩-土-桩之间的相互作用对群桩动力特性进行了研究,还对试验结果与原型桩的现场试验也进行了比较。[30]常方强等采用不同质量的重锤自不同高度处自由落体捶击荷载板,研究了不同能量大小的循环荷载对黄河水下三角洲土体的动力响应过程。[31]

目前,对于液化土中受侧向荷载作用下桩-土相互作用的研究,p-y曲线理论依然是较为直接有效的方法。Takahiro等开展了Treasure Island液化试验研究项目,采用了日本Ashford 等学者的爆炸诱发液化的试验方法[32],试验结果表明:场地上部的非液化层的存在,是结构在土体液化时受到较大侧向荷载的主要原因。[33-34]

2.1.2动态离心机试验

离心机模型试验以其良好的适应性,在场地液化的研究中应用广泛。

在国外,利用离心机试验研究液化场地中桩基的性能已十分常见,离心机实验室也已逐渐普及,如剑桥大学岩土工程实验室以及日本的建设省等国家科研机构、大学等。文献[35-36]报道了通过离心机试验研究液化后砂土中桩的p-y关系及强震作用下桩基位于可液化场地中的动力反应。近年来,文献 [37-38]亦报道了采用离心振动台试验对桩基的抗液化机理开展的研究。

目前我国已具有实现动力离心模型试验功能的动态离心机[39-40]。文献[41-42]是国内较早报道利用动力离心机开展研究的文献,文献[41]报道了对强震动条件下液化土体-桩基础相互作用问题的探索;文献[42]报道了对位于饱和砂土中的单桩-上部结构在强震作用下的反应及桩-土水平相对位移和侧向土阻力演变的研究。刘星利用离心模型试验首次研究了水平与竖向震动作用下群桩基础在可液化场地下的动力响应,同时结合数值模拟进行了深入研究。[43]Li等针对挤密砂桩对可液化场地改善效果进行了离心机试验,试验结果表明:设置挤密砂桩的可液化场地侧向位移明显减轻。[44]张健等依托土工离心机振动台研究了动荷载作用下可液化场地中饱和砂土发生液化前、后斜桩群的动力响应问题。[45]

值得注意的是:离心机设备尺寸十分有限,并且使用和购置的价格都十分昂贵,因此只能适用于模型尺寸较小的试验,而模型过小,也就无法安装充足的量测设备,这就更加难以将模型内部的结构特性和地基工程特性很好地反映出来。[46]

2.1.3振动台试验

振动台试验具有离心机试验无法比拟的价格及试验周期等优势,成为模拟桩基液化的一种有力工具。[47]

在国外,Sasaki等利用振动台试验,研究了侧向流动对模型群桩的效应。[48]Towhata等为考察土体流动破坏过程中桩基液化的行为,进行了桩身抗拔力的振动台模型试验。[49]Hamada以缓倾角度斜置刚性土箱,研究了群桩基础在液化侧向变形中的性状。[50]日本科技厅防灾研究所和美国韦恩州立大学,从1992年起就地震对地下结构的损坏展开了合作,并就单层水平、多层水平和倾斜场地等多种场地类型,利用地震振动台进行了大量试验。[51]从2001年开始,美国加州大学圣迭戈和日本东京的早稻田大学就 “液化及土体侧向扩离对桩基影响的大型振动台试验”项目展开合作,截止到2008年,两所高校已完成9组试验计划。[7]此外,其他学者也进行了桩基抗液化机理振动台试验[52-55]。

在国内,刘惠珊团队在20世纪90年代率先开展了桩基振动台试验,针对液化场地中桩基的破坏机理进行研究。[56-57]在此之后,国内相继开展了大量振动台试验,武思宇等利用振动台试验进行了刚性桩复合地基的相似比模型试验(1∶10),对刚性桩复合地基在实际工程中的抗震性能、抗液化能力等进行了研究。[58]李雨润等对土体和桩-承台在液化中的动力反应进行了初步的探讨,利用振动台对桩-土位于多种工况下的情况进行试验。[59]陈育民等设计了刚性排水桩和未设置排水体的普通桩的小型振动台试验,探讨了抗液化刚性排水的抗液化能力,得到抗液化刚性排水桩的基本特性。[60]

此外,其他学者亦利用振动台试验对桩基抗液化机理开展了诸多有益的研究[61-64]。

相较于离心机试验,振动台试验不存在所谓科利奥利效应问题,因此能够在相对较短的时间内进行足够数量的试验,可消除因偶发性因素对某些试验数据的影响,可更好研究模型动力响应受到边界条件的变化的影响以及进行二维、三维振动的模拟。[65]

2.2 数值模拟研究现状

2.2.1有限元方法

20世纪70年代之后,国内外学者进行了大量深入研究,Famiglietti等利用有限元软件,对液化引起场地侧向大变形及变形随时间的变化率进行了研究。[66]Wu等利用有限元程序建立了桩-土动力三维有限元分析模型,并对桩-土的相互作用进行研究。[67]Lu等利用有限元数值方法研究了地震液化对某一地区土、单桩、建筑物的影响。[68]Bradley等采用二维有限元法研究了新西兰Fizgerald大道双架桥在地震液化时的响应和失效机理,并对其抗震性能进行了评估。[69]Takahashi等采用动态三维有限元分析方法得出了桥墩与堤坝的相互作用和地震运动对土液化的影响。[70]

国内,黄雨等利用有限元分析并结合Biot两相饱和多孔介质动力耦合等理论,对可液化场地桩基地震反应进行了研究。[71]陈国兴等针对各种工况下的结构地震进行研究,通过SASSI2000对4种结构体系分别建立模型并进行了计算。[72]庄海洋等基于Yang等提出的砂土液化大变形本构模型,进行了更加深入的研究,对砂土试样的液化过程利用动三轴试验体系进行了数值试验分析。[73]Xu等针对端承桩在液化场地中抵抗地震引起的地基沉降问题,研究了饱和砂土中输入的振动频率含量及水平和竖向分量对群桩基础沉降的影响。[74]冯忠居等依托海文大桥,分析了地震峰值为0.35g时四种类型地震波下桩的动力响应。[75]

苏雷等利用OpenSees数值模拟平台,建立了液化侧扩流场地群桩振动台数值模拟模型,通过该模型的计算给出了模拟自由水体的方法,合理地得到了动力输入前场地的静水压力和竖向有效应力。[76]崔杰等基于OpenSees建立了群桩-土在液化微倾场地中的动力相互作用模型,研究了液化微倾场地中各参数对饱和砂土动力p-y曲线特征影响。[77]孟畅等利用OpenSees数值模拟针对高桩码头的弯曲失效和弯剪失效两种模式展开研究。[78]

2.2.2有限差分法

有限差分法是一种具有强大非线性动力分析能力的有限体模型模拟技术。Alterman等率先将有限差分技术应用于场地地震分析。[79]Wang等基于有限差分法编制了广泛用于水平荷载作用下桩基分析的LPILE程序,提出了液化场地桩基设计采用不排水残余剪切强度法的建议。[80]Pourya等针对海上设施在液化场地中的表现,尤其是对海上浮式风力涡轮机的锚桩性能应用展开了研究。[81]陈育民等利用FLAC3D并在振动台试验的基础上,通过分析发现,两者在土体超孔隙水压力发展和分布具有较为一致的规律。[82]孔德森等为研究动力荷载作用下倾斜桩的动力p-y曲线,利用FLAC3D构建液化场地中倾斜桩-土体分析模型,研究结果表明离倾斜桩越远的土体受到倾斜桩的影响越小。[83]

2.2.3边界元、离散元及其他数值方法

陈清军等对人工边界的侧向、横向位置问题,采用边界元法对地基进行了计算分析。[84]离散元是专门用来解决不连续介质问题的数值模拟方法。El-Mestkawy研究了地震诱发砂土液化现象,采用了离散元模型模拟了小振幅循环荷载下的液化情况,这项研究验证了离散元用于砂土的液化分析的适用性。[85]周健等对桩间距以及承台刚度等因素的改变对群桩工作性状的影响展开了研究。[86]混合法采纳其他数值模拟方法的优点,规避其他数值模拟方法的缺点,如:荚颖等对砂土液化变形问题,利用有限元-无网格耦合方法进行了数值模拟。[87]此外,黄雨等还介绍了基于计算流体动力学(CFD)的地震液化数值模拟现状。[88-90]

可液化场地桥梁桩基地震反应有限元方法的发展在线性和非线性、从频域和时域、二维和三维等方面都有了长足的发展,并取得了丰硕成果。[91]

2.3 理论计算研究现状

2.3.1非线性Winkler地基梁法

非线性Winkler地基梁法是用于桩-土地震相互作用的主要方法之一。

桩基液化计算分析中大量应用了非线性Winkler地基梁法。Matlock对位于各种土体中的单桩进行了大量静载和动荷载现场试验,在获得相应的p-y曲线的同时,为非液化土p-y曲线的分析奠定了基础。[92]Ting根对桩-土部分液化情况进行了试验研究,并据试验结果计算p-y曲线,计算所得p-y曲线与美国石油协会(API)标准推荐的p-y曲线相比后发现,API的试验计算刚度取值偏大。[93]Juirnarongrit等尝试采用传统标准p-y曲线计算非液化土,而在液化土中考虑Winkler地基梁弹簧刚度为零的方法,对液化侧向扩展中桩基的行为进行了分析。[94]

相比之下,国内在液化场地桩基动力p-y曲线方面研究起步相对较晚,但大有后来居上的趋势。王建华等通过拟静力方法并结合振动台试验,确定了土层液化过程中的衰化p-y曲线。[95-96]李雨润等以API标准为基础结合振动台试验,提出可液化土层中桩基动力p-y曲线双参数修正方法及修正计算式。[97]王睿等选取新瀉地震中昭和大桥桩基础破坏案例,采用p-y曲线法进行计算,分析地基侧向流动引起的桩基础破坏的影响因素。[3]唐亮利用振动台试验,提出了场地液化前、后砂土动力p-y曲线的修正方法。[98]

2.3.2简化分析法

目前国内液化场地桥梁桩基的抗震标准所采用的设计简化方法主要包括:零折减系数法、非零折减系数法、打入桩法、两阶段法、综合法等。[99-100]同时,王兰民等针对我国特有的黄土震陷和液化现象,提出了一些实用的桩基抗震设计方法。[101]

日本作为一个多震的国家,在多次地震后日本公路及铁路的抗震设计思想也发生了很大的变化,桥梁抗震设计标准作了大幅度修定,并提出了 “性能设计”[5]的设计思路。日本道路协会颁布的《公路桥梁设计条例》[102]中,液化场地中桩基的侧向荷载设计采用能反映土体液化效应且可用地基土反力系数表示的地震系数法。

此外,《公路桥梁设计条例》基于阪神地震中桩基震害实例,提出推荐使用极限平衡法进行液化场地桩基的计算分析。Ricardo等分析离心模型试验数据的基础上,提出了用于计算液化场地桩基行为的极限平衡法。[103]戴琰等基于Davidenkov和Byrne改进模型,将总应力法与有效应力法进行了对比分析,结果表明有效应力法的计算结果更加显著。[104]叶海霞等依托实际工程,对比了拟静力法与时程分析法,通过分析发现拟静力法能够更好地贴合实际工况。[105]

3 结束语

桥梁桩基震害机制有许多复杂原因,其中土体位移和砂土液化是大多数震害发生的原因,应引起足够的重视。同时,与单纯的桩基竖向震害相比而言,桩基水平震害常导致严重的后果,如落梁、桥墩倒塌等,使震后救灾工作及正常交通蒙受巨大损失。总体来说,新近设计的桩基比二十世纪七八十年代设计的工程震害轻,但桩基总体抗震、抗液化变形能力效果仍不理想,较强地震时侧向扩展造成的巨大破坏仍然存在,许多大型高架结构、跨河桥梁的大直径桩基仍有震害发生。

对于可液化场地桥梁桩基础的抗震性能研究,前人从定性到定量做了大量工作,在现场试验、振动台及动态离心试验、数值方法等方面已取得了长足的进步,发展的简化分析方法也逐步纳入相应的抗震设计标准。试验方面,考虑到现场试验的成本较高,振动台试验并不能很好地满足相似比,而离心机设备由于设备尺寸的限制,目前只能使用较小模型进行试验,因此今后有必要在拥有更大比尺的动态土工离心机上开展相关试验,从而获得更接近实际的结果。数值方法方面,可液化场地桥梁桩基地震反应有限元方法的发展在线性和非线性、从频域和时域、二维、三维等方面都有了长足的发展。理论分析方面,非线性Winkler地基梁法与p-y曲线法目前仍然是桩-土地震相互作用分析的主要工具与方法。

虽然前人已取得了丰硕的研究成果,但由于液化场地桥梁桩-土体系涉及的因素较多,导致其可以应用到工程实践的成果尚不多,理论仍然落实后于实际。因此,对该方向的进一步研究依然具备重要的工程价值和科学意义。