馮忠居，關云輝，張 聰，蔡 杰，董蕓秀，林路宇

（1.長安大學公路學院，陜西西安 710064；2.福建省交通建設質量安全中心，福建福州 350001；3.隴東學院土木工程學院，甘肅慶陽 745000；4.廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司，福建廈門 361026）

引言

近年來，隨著我國交通運輸業(yè)的飛速發(fā)展，在強震區(qū)修建大型橋梁的情況越來越常見，橋梁樁基震害問題也因此時有發(fā)生［1］。橋梁工程受場地制約，存在位于近斷層、跨斷層的情況，此時近斷層地震動產生的上、下盤效應、滑沖效應和顯著豎向運動等特性［2］必須加以考慮。而以往設計基本是根據(jù)工程經(jīng)驗來確定斷層的影響程度，顯然不能很好的滿足安全、經(jīng)濟的要求，故有必要對斷層這一特殊地質條件下的橋梁樁基抗震設計展開研究。

國內外學者針對地震動作用下橋梁樁基非線性動力響應問題進行了大量研究。馮忠居等［3-7］通過利用大型室內模型試驗與數(shù)值仿真，對不同強度地震動作用下斷層-樁-土相互作用時橋梁樁基的動力響應特性進行了比較全面的分析。劉闖等［8-9］采用振動臺模型試驗，研究了跨斷層不同類型地震動作用下樁基的樁身峰值加速度、樁身彎矩等動力響應特性。李雨潤等［10-11］采用振動臺試驗分析了強震作用下樁基非線性動力響應規(guī)律，并對樁-土-結構動力相互作用理論模型研究現(xiàn)狀進行了總結。凌賢長、Hokmabadi等［12-14］采用振動臺模型試驗和數(shù)值仿真，研究了地震作用下樁-土-結構的工作特性以及相互作用規(guī)律。李培振等［15-17］通過振動臺試驗與數(shù)值仿真，研究表明砂土層一般起放大作用，黏土層通常會產生阻尼效應。張素珍等［18］通過MIDAS/GTS有限元軟件進行數(shù)值模擬，分析了水平地震動作用下單樁水平位移和彎矩的影響因素。鮑鵬等［19］利用時程分析法研究了剛性樁復合地基在不同地震作用下結構內力分布規(guī)律。熊輝等［20-22］通過建立有限元簡化模型，對不同地震動作用下樁-土-結構的動力非線性時程響應規(guī)律進行了一定分析。

現(xiàn)有的研究成果多集中于強震作用下樁基非線性動力響應方面，而關于強震區(qū)近斷層場地條件下樁基礎動力響應的研究極少，關于地震荷載作用下近斷層樁基礎的動力響應特性的研究十分必要。文中通過MIDAS/GTS有限元軟件，建立樁-土-斷層共同作用模型，研究不同類型地震動作用下樁-土-斷層非線性動力響應規(guī)律，以期為類似工程的抗震設計提供依據(jù)。

1 工程背景

海文大橋（原鋪前大橋）跨越鋪前灣—東寨港海域，橋址區(qū)存在22條斷層，大橋走線共穿越3條斷層，其中F2（鋪前-青瀾）斷層為正斷層，斷層與橋位關系如圖1所示。橋址區(qū)設防烈度為Ⅷ度，50年超越概率10%動峰值加速度為0.35 g。該橋樁基礎建設環(huán)境國內外鮮有，樁基礎抗震問題十分突出。

圖1 斷層與橋位關系Fig.1 Relationship between fault and bridge location（unit：m）

海文大橋37#墩和38#墩分別位于F2斷層的下盤和上盤，均由4根樁長54 m、樁徑2 m、樁間距為5.5 m的群樁組成，嵌巖深度分別為6、4 m。F2斷層寬度約8 m，上下盤錯落約2 m，37#和38#樁基礎距斷層25 m左右，海文大橋F2斷層特征如表1所示。

表1 F2斷層特征Table 1 F2 fault characteristics

2 數(shù)值仿真

2.1 模型建立與參數(shù)選取

考慮土體材料具有明顯的非線性以及計算結果的準確性［18-20］，利用MIDAS/GTS數(shù)值仿真軟件建立非線性模型，樁基和承臺使用勻質彈性材料制作，制成的模型與原型相似，樁基周圍的巖土體需要反映其塑性變形，故采用彈塑性模型，非線性分析計算利用摩爾-庫倫屈服準則，使用位移收斂和內力收斂進行檢驗判斷。

2.1.1 模型建立

模型尺寸為X軸方向100 m，Y軸方向62 m，Z軸方向82 m。土層分布為淤泥質粘土（夾砂）、黏土、砂礫、卵石土、中風化花崗巖和微風化花崗巖，其中其淤泥質黏土（夾砂）厚度為12 m（下盤）/14 m（上盤），黏土、砂礫厚度均為10 m，卵石土厚度為26 m，微風化花崗巖厚度為20 m。建立破碎帶模擬斷層作用，將地質條件簡化為斷層破碎帶出露地表，對各層破碎帶參數(shù)進行相應折減。樁周附近土體和斷層破碎帶網(wǎng)格加密劃分，尺寸為1 m，外側土體網(wǎng)格尺寸按1～4 m漸變。樁土接觸界面采用MIDAS/GTS中的一般接觸，采用自動接觸的方式定義，法相切向剛度比例系數(shù)采用基本設置值。37#墩和38#樁墩模型如圖2所示。

圖2 37#和38#墩模型Fig.2 37#and 38#pier model

2.1.2 參數(shù)選取

根據(jù)海文大橋地勘報告，計算模型中各材料參數(shù)見表2。

表2 各材料參數(shù)表Table 2 Parameters of each material

2.1.3 邊界條件

（1）振型分析采用彈性邊界

地震振動時程分析第一步先選擇地震波，對地震波進行振型分析，從而得到有限元模型的特征周期和阻尼因子，文中利用MIDAS進行數(shù)值模擬時振型分析采用彈性邊界。

（2）時程分析采用黏彈性人工邊界

地震動時程分析時，如果采用靜力分析中的載荷與約束施加方案，由于地震波具有反射作用，會導致結果誤差較大，大量研究證明黏彈性邊界可以提供良好的模擬效果［18-20］，所以文中在時程分析時采用Lysmer提出的黏彈性人工邊界［23］。該條件需要在土體外邊界添加曲面阻尼彈簧。

2.2 計算方案

2.2.1 地震波選取

選取中國地球物理研究所針對海文大橋人工合成的5010波、5002波以及Kobe波和El-Centro波4種近斷層脈沖型地震波時程作為地震動輸入，利用基線校正軟件SeismoSigal對輸入地震波進行濾波和基線校正處理，得到合理的地震波后在保證原有波形不變的情況下，對其加速度峰值按比例縮放，將各地震波峰值限制在0.35 g左右，如圖3所示。

圖3 4種不同類型地震波Fig.3 Four different types of seismic waves

2.2.2 工況設計

詳細計算工況見表3。樁基避讓距離取基巖面近斷層一側樁與斷層的水平最小距離。

表3 計算工況Table 3 Calculation conditions

3 不同地震波類型樁基礎力學變形特性

3.1 加速度響應

3.1.1 加速度峰值響應

在地震波峰值為0.35 g，不同類型地震波作用下，上、下盤樁基樁身加速度峰值及其放大系數(shù)變化規(guī)律如圖4、圖5所示。其中，加速度放大系數(shù)α定義為：

圖4 樁身加速度峰值變化規(guī)律Fig.4 Variation law of peak acceleration of pile

式中：amax為樁身加速度峰值；a′max為輸入地震動峰值加速度；α反映巖土層性質及高程對樁身加速度的放大效應。

從圖4、圖5中可以看出：

圖5 樁頂加速度放大系數(shù)Fig.5 Acceleration magnification factor on pile top

（1）不同類型地震波作用下，樁基加速度峰值變化規(guī)律相似，均在樁頂與土層分界面較大。樁頂加速度在El-Centro波作用時達到最大，在軟硬土層分界面，加速度峰值在Kobe波作用時最大，樁底加速度峰值與輸入加速度峰值基本相同，樁底到基巖面處樁身加速度峰值基本沒有發(fā)生放大或縮小，說明基巖對加速度的影響較小。同一類型地震波作用下，上下盤樁基樁身加速度變化規(guī)律有所差異，上盤的樁身峰值加速度大于下盤，產生顯著“上盤效應”。

（2）覆蓋層土體對樁身加速度具有一定的放大作用（α＞1）。其中，El-Centro波作用下樁身加速度放大幅度最大，放大系數(shù)為2.18。5010、5002和Kobe波較小。說明相同土層對不同地震波加速度放大效果并不完全相同，且樁基所處地質條件不同對地震波作用下樁身加速度變化規(guī)律影響顯著。由于斷層的存在，導致上、下盤樁的樁頂加速度放大系數(shù)不同（放大系數(shù)差值在0～0.86范圍內）。

3.1.2 加速度時程響應

由于輸入地震動50 s后加速度基本為零，故選取樁基加速度時程響應0～50 s范圍進行分析，4種地震波作用下，樁基0～50 s加速度時程響應如圖6、圖7所示。

圖6 37-1#（下盤）樁基加速度時程Fig.6 Acceleration time history of 37-1#（lower plates）pile foundation

圖7 38-4#（上盤）樁基加速度時程Fig.7 Acceleration time history of 38-4#（upper plates）pile foundation

從圖6、圖7中可以看出：

（1）樁底加速度時程響應的頻率和振幅與輸入地震波接近，而樁頂時程響應頻率較低、振幅較大，以上盤樁基在5010波地震動輸入情況下為例，樁頂和樁底加速度分別在50、25 s后趨于穩(wěn)定，樁頂和樁底加速度峰值分別為5.80 m/s2和3.54 m/s2。其原因是基巖對地震波的響應速率快，對其幾乎沒有影響，而覆蓋層對地震波的“濾波”作用較為明顯，將地震波中的高頻成分進行了一定的消除，使得樁土慣性相互作用下樁頂對地震波高頻成分的響應程度及敏感度降低。

（2）同一類型地震波作用下，斷層上、下盤樁基的樁頂、樁底加速度時程響應波形規(guī)律類似，由于斷層的存在，上盤樁基樁頂峰值加速度滯后于下盤，其中，Kobe波和El-Centro波作用下，上、下盤樁基樁頂加速度峰值出現(xiàn)時刻接近，5010地震波作用下，上、下盤樁基樁頂加速度峰值出現(xiàn)時刻分別為15.40、14.78 s，5002地震波作用下，上、下盤樁基樁頂加速度峰值出現(xiàn)時刻分別為13.80、10.04 s。

3.2 樁頂水平位移響應

斷層上、下盤樁基的樁頂水平位移時程響應如圖8所示，樁頂水平位移峰值變化規(guī)律如圖9所示。

圖8 樁頂水平位移時程響應Fig.8 Time-history response of horizontal displacement of pile top

從圖8、圖9中可以看出：

（1）樁基礎達到水平位移峰值時刻與輸入地震波類型有關，以下盤37-1#樁基為例，4種地震波作用下，分別在6.96、10.14、11.76、15.96 s時刻達到振幅最大值。

（2）同一類型地震波作用下，上、下盤樁基的樁頂水平位移時程響應規(guī)律相似，由于斷層的存在使上下盤樁基兩側土層性質有所不同，導致產生永久位移大小不同。在四種地震波作用下，上盤樁基產生永久位移分別為0.03、0.05、0.08、0.01 m，下盤為-0.02、-0.02、0.03、-0.03 m。斷層上盤樁基產生的永久位移明顯大于下盤，產生顯著的“上盤效應”。

（3）樁頂水平位移峰值在不同類型地震波作用下相差較大，以上盤38-4#樁基為例，5010波作用下樁頂水平位移峰值最大，El-Centro波作用下最小，二者相差0.18 m。

3.3 樁身彎矩響應

4種類型地震波作用下，樁身彎矩響應規(guī)律如圖10所示。根據(jù)海文大橋37#、38#墩樁基配筋情況，通過規(guī)范計算得到樁基抗彎承載力為37.14 MN·m，樁身彎矩峰值變化規(guī)律如圖11所示。

圖10 樁身彎矩響應規(guī)律Fig.10 Response law of bending moment of pile

從圖10、圖11中可以看出：

圖11 樁身彎矩峰值Fig.11 Peak bending moment of the pile

（1）沿樁長方向上、下盤樁基彎矩變化規(guī)律基本相同，均是先增大后減小。并且上、下盤樁基彎矩均在土層分界面及基巖面處出現(xiàn)峰值，原因是此處為巖土體交界面，巖土體的軟硬程度變化較大，導致樁身產生較大彎矩。

（2）不同類型地震波作用下，上、下盤樁基彎矩峰值各不相同。5010、5002、El-Centro波作用下，樁基彎矩峰值均未超過樁身界面抗彎承載力，海文大橋設計50年超越概率10%地震動峰值加速度0.35 g，因此，上、下盤樁基抗彎設計均滿足要求；Kobe波作用下，下盤樁基彎矩峰值超出樁身截面抗彎承載力2.1%，上盤樁基彎矩峰值超出樁身截面抗彎承載力17.1%。在橋梁樁基礎抗震設計時，應重點考慮Kobe波作用對樁基的影響，確保樁基礎具有足夠的抗震能力。（3）同一類型地震動作用下，上盤樁基彎矩峰值普遍大于下盤，原因是斷層、樁周土體差異以及嵌巖深度不同的存在導致“上盤效應”顯著。

3.4 樁身剪力響應

不同類型地震動作用下，樁身剪力沿樁長方向的響應規(guī)律如圖12所示，樁身峰值剪力變化趨勢圖如圖13所示。根據(jù)海文大橋37#和38#墩樁基配筋情況，通過規(guī)范計算得到樁身截面抗剪承載力為11.3 MN。

圖12 樁身剪力變化規(guī)律Fig.12 The peak value of the bending moment of the pile body

從圖12、圖13中可以看出：

圖13 樁身剪力峰值變化趨勢圖Fig.13 Trend of the bending moment of the pile body

（1）不同類型地震波作用下，在樁身同一截面處樁身剪力隨著地震波類型的變化而有所差異。樁身剪力均在樁頂和基巖面附近處較大，且在基巖面附近樁身剪力達到峰值。原因是樁頂承臺與上部結構質量較大，在地震動作用下，承臺與上部結構產生較大慣性力，導致樁頂與承臺連接處產生較大剪力，在基巖與覆蓋層的交界處，巖土體的軟硬程度差異較大，導致樁身產生巨大剪力。

（2）不同類型地震波作用下，樁身剪力最大值變化較大，其中Kobe波作用時，樁身剪力峰值最大，5010波作用時，樁身剪力峰值最小，二者相差3.34 MN（上盤）、3.4 MN（下盤），與樁身彎矩變化規(guī)律吻合。

（3）4種地震波作用下，上下盤樁基礎樁身最大剪力均未超過樁身截面抗剪承載力。說明上、下盤樁基抗剪設計均滿足50年超越概率10%動峰值加速度0.35 g要求，海文大橋抗震設計安全。

4 結論

（1）覆蓋層土體對樁身加速度具有放大作用，并且覆蓋層對地震波的“濾波”作用較為明顯。樁頂加速度響應滯后于樁底，上盤樁頂峰值加速度響應相對于下盤具有滯后性。

（2）由于斷層兩側樁周土體以及嵌巖深度的差異，上盤樁基樁身峰值加速度、產生的永久位移、樁身彎矩峰值均大于下盤，產生顯著的“上盤效應”。

（3）斷層上、下盤樁基彎矩均在上部土層界面處達到峰值，剪力均在基巖面處達到峰值。

（4）樁頂加速度及其放大系數(shù)在El-Centro波作用時較大；在5010波作用時，樁頂水平位移峰值較大；在Kobe波作用時，樁身彎矩、剪力峰值以及樁頂永久位移較大，且最大彎矩超出樁身截面抗彎承載力。

同時，根據(jù)數(shù)值分析結果提出以下抗震設計建議：

（1）在近斷層樁基抗震設計時建議著重考慮上盤樁基礎的抗震設計，且考慮上下盤之間樁基礎的變形差異引起的上部結構反應。

（2）在進行樁基礎抗彎承載能力設計時建議著重考慮軟硬土層分界處尤其是土層與基巖交界面附近的樁基抗彎設計。

（3）在進行抗震驗算時建議根據(jù)不同情況選擇合理的地震波波形，其中考慮樁基峰值加速度響應時可以參考對其影響最大的El-Centro波，考慮樁基相對位移響應和樁基彎矩響應時可以參考敏感性最強的Kobe波。