馮忠居，王逸然，張俊波，張建斌，孟瑩瑩，趙瑞欣

（1.長(zhǎng)安大學(xué)公路學(xué)院，陜西西安 710064；2.廈門路橋工程投資發(fā)展有限公司，福建廈門 361006）

引言

地震是一種破壞力極強(qiáng)的自然災(zāi)害，我國(guó)近一半處于抗震設(shè)防烈度為Ⅶ度及以上的高設(shè)防烈度區(qū)。采用樁基礎(chǔ)穿過地下可液化土層可增強(qiáng)建筑物的抗震性和穩(wěn)定性，避免地震對(duì)建筑物造成的危害［1－2］。但是在強(qiáng)震作用下處于液化場(chǎng)地的樁基礎(chǔ)因砂土液化破壞嚴(yán)重，從而嚴(yán)重威脅整個(gè)橋梁的運(yùn)營(yíng)安全。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)可液化場(chǎng)地橋梁樁基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)問題進(jìn)行了深入研究。理論方面：LAORA 等［3］通過模擬、分析和提出Winkler 地基梁的簡(jiǎn)化模型、物理概念和計(jì)算液化場(chǎng)地樁基礎(chǔ)有效長(zhǎng)度的方法，研究了樁基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)問題；馬亢等［4］在分析樁基礎(chǔ)彎矩影響因素的基礎(chǔ)上，通過運(yùn)用量綱分析方法研究出6個(gè)無量綱π 式，計(jì)算與預(yù)測(cè)了處于均質(zhì)土體中的樁基礎(chǔ)因地震產(chǎn)生的彎矩峰值；張建民等［5］和王剛等［6］根據(jù)循環(huán)剪切過程中飽和砂土層體積應(yīng)變?nèi)至康淖兓卣?，?gòu)建了液化后飽和砂土層特大變形的循環(huán)彈塑性模型，為液化后砂土層特大變形的定量描述奠定基礎(chǔ)。

在試驗(yàn)方面：馮忠居等［7－10］通過模擬大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，分析并研究了處于液化場(chǎng)地樁基礎(chǔ)在不同地震動(dòng)強(qiáng)度作用下的動(dòng)力響應(yīng)規(guī)律；唐亮等［11］利用振動(dòng)臺(tái)對(duì)處于液化場(chǎng)地樁基礎(chǔ)進(jìn)行響應(yīng)模型試驗(yàn)，研究了群樁在地震動(dòng)強(qiáng)度作用下的動(dòng)力反應(yīng)；馮士倫等［12］通過模擬在地震作用下飽和砂土層樁基礎(chǔ)的大型振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，研究液化條件下樁基礎(chǔ)在不同地震動(dòng)作用下的動(dòng)力響應(yīng)問題，并對(duì)液化飽和砂土的p-y 曲線進(jìn)行分析；李雨潤(rùn)等［13］通過振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)考察了液化砂土層的動(dòng)力響應(yīng)特性，依據(jù)API規(guī)范方法，修正了土體原始模量和其極限反力，構(gòu)建p-y 曲線計(jì)算公式以滿足工程實(shí)例的需要，并根據(jù)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)提供的數(shù)據(jù)選用FLAC3D 建模軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，驗(yàn)證其精確性；孔錦秀［14］通過數(shù)值模擬與離心模型試驗(yàn)，研究了在不同地震動(dòng)強(qiáng)度作用下處于液化場(chǎng)地的橋梁樁基礎(chǔ)及其上部結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)特性，并分析了地震動(dòng)參數(shù)與各響應(yīng)之間的聯(lián)系。在數(shù)值模擬方面：馮忠居等［15－16］考慮樁土的相互作用，結(jié)合具體工程實(shí)例，采用有限元軟件建立模型，分析不同地震波作用下樁的動(dòng)力響應(yīng)，并將其結(jié)果對(duì)樁基在強(qiáng)震作用下的安全進(jìn)行評(píng)價(jià)；劉星等［17］利用飽和砂土液化后特大變形模型，描述了液化場(chǎng)地土層的應(yīng)變關(guān)系，構(gòu)建了三維群樁計(jì)算模型，分析了橋梁樁基礎(chǔ)在地震作用下的動(dòng)力響應(yīng)特性；孔德森等［18］通過FLAC3D有限元分析軟件，建立了在地震作用下群樁－土相互作用的模型，分析了土體孔壓比的變化、樁基的實(shí)時(shí)受力、彎矩與位移；李雨潤(rùn)等［19－21］在砂土液化振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用有限差分軟件對(duì)不同波型及加速度下群樁的側(cè)向動(dòng)力響應(yīng)特性進(jìn)行數(shù)值模擬，其結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果相符；鄒佑學(xué)等［22］結(jié)合砂土液化本構(gòu)模型，應(yīng)用FLAC3D 軟件分析了樁與土的變形及應(yīng)力；高盟等［23］和孔德森等［24］通過數(shù)值模擬建立了擴(kuò)底樁、等截面樁及液化場(chǎng)地傾斜樁－土模型的三維模型，對(duì)比分析了各樁基的動(dòng)力p-y曲線；NAEINI等［25］通過建立數(shù)值模型，研究了在不同地震作用下樁基礎(chǔ)的側(cè)向位移及彎矩；王圭華等［26］采用數(shù)值模擬的方法研究了大直徑樁－土相互作用，并求解了土動(dòng)力平衡方程。

目前，國(guó)內(nèi)外學(xué)者主要研究在地震作用下由于砂土液化對(duì)橋梁等截面樁基礎(chǔ)的破壞，關(guān)于變截面樁基礎(chǔ)的動(dòng)力響應(yīng)方面研究很少，所以對(duì)液化場(chǎng)地變截面與等截面樁動(dòng)力響應(yīng)特性的研究十分必要。本文結(jié)合廈門第二東通道工程，采用有限元軟件建立數(shù)值模型，分析在地震作用下不同變截面位置變截面樁的樁身加速度、位移、彎矩及剪力，并與相同條件下的等截面樁進(jìn)行對(duì)比，為液化場(chǎng)地橋梁變截面樁基礎(chǔ)的抗震性能研究提供依據(jù)。

1 工程概況

廈門第二東通道A2 施工標(biāo)段（K23＋805.000～K27＋105.300）中的海域橋梁段為K24＋915.300～K27＋105.300段。該標(biāo)段有特大橋1座和大橋4座（含互通主線橋），這些橋梁的樁基穿越淤泥、淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土及細(xì)砂、中砂等屬軟弱土層。

翔安大橋地區(qū)地震設(shè)防烈度為Ⅶ度，在50 a設(shè)計(jì)基準(zhǔn)期內(nèi)，超越概率10%的地震加速度為0.15 g。本文選取砂土層厚度最大的H15#墩展開研究，H15#墩的樁基礎(chǔ)由6根大直徑變截面深長(zhǎng)樁構(gòu)成，橫向三排，橫向中心距7.6 m，順橋向中心距6.25 m，樁基均為變截面鋼管混凝土復(fù)合樁，樁長(zhǎng)45 m，樁徑為2.50/2.15 m。樁基穿越淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土及飽和砂土層，在地震作用下具有產(chǎn)生砂土液化等不利地質(zhì)條件，H15#墩的樁基礎(chǔ)如圖1所示。

圖1 15#墩樁基礎(chǔ)圖Fig.1 Pile foundation diagram of pier 15#

2 模型建立及參數(shù)選取

2.1 模型建立

（1）變截面樁及等截面樁模型建立

盡管實(shí)際工程中很少采用單樁基礎(chǔ)，為了兼顧工程應(yīng)用及建立一般理論的需要，考慮到研究單樁動(dòng)力特性是群樁動(dòng)力分析的基礎(chǔ)，本著研究工作從簡(jiǎn)單到復(fù)雜的過程，本文研究中以H15#墩的樁基礎(chǔ)為原型，選用變截面單樁為研究對(duì)象。

模型尺寸X 方向52.5 m，Y 方向52.5 m，Z 方向77.5 m。土層由上至下分別為黏土、飽和砂土和強(qiáng)風(fēng)化花崗巖，其中：黏土層厚度為2 m，飽和砂土層厚度為15 m，強(qiáng)風(fēng)化花崗巖層厚度為60.5 m，樁長(zhǎng)為45 m，變截面樁的樁徑為2.50/2.15 m，變截面分別在距樁頂25 m、28 m和32 m處，等截面樁的樁徑為2.50 m。單樁布置如圖2所示，單樁模型圖如圖3所示。

圖2 單樁布置圖Fig.2 Single pile layout

圖3 單樁模型圖Fig.3 Section of single pile model

（2）本構(gòu)模型確定

數(shù)值模擬中樁基采用彈性體和樁周巖土體適于巖土力學(xué)的通用模型摩爾-庫(kù)倫彈塑性模型，動(dòng)力與地下水的耦合計(jì)算中采用Finn 模型。Finn 模型的實(shí)質(zhì)是在Mohr-Coulomb 模型的基礎(chǔ)上增加了動(dòng)孔壓的上升模式，并假定動(dòng)孔壓的上升與塑性體積應(yīng)變?cè)隽坑嘘P(guān)，塑性體積應(yīng)變?chǔ)う舦d僅是總累計(jì)體積應(yīng)變?chǔ)舦d和剪應(yīng)變?chǔ)玫暮瘮?shù)。

2.2 參數(shù)選取

依據(jù)《廈門第二東通道地質(zhì)勘察報(bào)告》土層材料參數(shù)見表1，流體參數(shù)及液化參數(shù)見表2，樁體參數(shù)見表3。

表1 土層材料參數(shù)表Table 1 Parametersof each material

表2 流體參數(shù)及液化參數(shù)表Table 2 Fluid parameters and liquefaction parameters table

表3 樁體參數(shù)表Table 3 Table of pile parameters

2.3 邊界條件

在滿足有限元模擬軟件的計(jì)算精度要求下，規(guī)定樁側(cè)土體距離樁軸為10 倍樁徑，樁端距離底部邊界為15倍樁徑［27］。在靜力計(jì)算時(shí)，固定模型四周及底部的邊界，模型的頂面為自由邊界，為自重應(yīng)力作用下的平衡計(jì)算提供條件；在動(dòng)力計(jì)算時(shí)，模型采用自由場(chǎng)邊界，在土體周圍生成網(wǎng)格。邊界條件如圖4所示［28］。

圖4 邊界條件Fig.4 Boundary conditions

3 計(jì)算方案

3.1 地震波的選取

根據(jù)《廈門第二東通道工程場(chǎng)地地震安全性評(píng)價(jià)報(bào)告》，擬建場(chǎng)址位于0.15 g分區(qū)內(nèi)，地震的基本烈度為Ⅶ度。因此，地震動(dòng)輸入采用50 a 超越概率10%（5010）地震波。經(jīng)過處理后的5010 地震波如圖5 所示，地震波動(dòng)頻譜如圖6所示。

圖5 （5010）地震波Fig.5 （5010）seismic wave

圖6 （5010）地震動(dòng)頻譜Fig.6 （5010）seismic spectrum

3.2 工況設(shè)計(jì)

為對(duì)比分析液化場(chǎng)地變截面樁與等截面樁的動(dòng)力響應(yīng)，計(jì)算工況見表4。

表4 計(jì)算工況Table 4 Calculates working conditions

4 計(jì)算結(jié)果分析

4.1 孔隙水壓力響應(yīng)

為分析地震作用過程中土層的液化情況，檢測(cè)砂土下1 m、10 m 和15 m 處的孔隙水壓力。三個(gè)不同深度處孔壓比如圖7所示。

由圖7可知：三者孔壓比變化規(guī)律基本相同，當(dāng)?shù)卣鸩ㄩ_始加載時(shí)，孔壓比的值在0附近，隨著地震波的加載，孔壓比逐漸增大最后趨于穩(wěn)定，孔壓比達(dá)到0.8，土體完全液化［9］；孔壓比達(dá)到峰值的時(shí)刻隨飽和砂土層深度的增加而滯后，且峰值逐漸減小，砂土下1 m、砂土下10 m 和砂土下15 m 的孔壓比峰值分別為1.09、1.03和0.98，其原因?yàn)樵诘卣饎?dòng)作用下，砂土層液化是從淺處至深處發(fā)育，上層砂土先失去強(qiáng)度發(fā)生液化，且受地震作用的影響較大，下層砂土受地震作用的影響較小。

圖7 孔壓比Fig.7 Pore pressure ratio

4.2 樁身加速度響應(yīng)

地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身加速度變化規(guī)律如圖8所示。

圖8 樁身加速度Fig.8 Pile acceleration

由圖8可知，在地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身加速度變化趨勢(shì)一致，自樁端至樁頂總體增加，且均較輸入的地震加速度大，其原因是在地震動(dòng)強(qiáng)度作用下飽和砂土層發(fā)生液化，土層強(qiáng)度基本喪失，處于流動(dòng)狀態(tài)，液化土體側(cè)向移動(dòng)，砂土層對(duì)樁身的支撐作用很小，地震波由波密介質(zhì)傳輸至波疏介質(zhì)時(shí)樁身加速度峰值產(chǎn)生了一定的放大效應(yīng)；變截面樁的樁身加速度隨著變截面位置的下移而逐漸減小，且均大于等截面樁，說明不同截面類型受地震波加速度放大效應(yīng)的影響程度不同；在2～17 m 的飽和砂土層處，變截面樁增加的速度大于等截面樁，其原因是在地震動(dòng)強(qiáng)度作用下飽和砂層土發(fā)生液化，由于變截面樁下部直徑較小的幾何特性，整體承載力、強(qiáng)度與剛度較小，相同的地震動(dòng)能量對(duì)變截面樁的影響較大。

變截面及等截面的樁頂加速度放大系數(shù)見表5。其中α加速度的放大系數(shù)定義為：

表5 樁頂加速度放大系數(shù)表Table 5 Acceleration amplification coefficient table of pile tip

式中：αmax為樁身加速度峰值；α′max為輸入地震動(dòng)峰值加速度。

由表5 可知，變截面樁的樁頂加速度放大系數(shù)較等截面樁大，其值分別為3.67、3.32、3.1 和2.95，其原因是相對(duì)于傳統(tǒng)的等截面樁，在受到相同地震動(dòng)強(qiáng)度作用下，由于變截面樁的橫截面尺寸上大下小，整體穩(wěn)定性較弱，加速度放大效果明顯，從而樁頂加速度放大系數(shù)較大。

地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁頂與樁底加速度時(shí)程如圖9所示。

圖9 樁頂與樁底加速度時(shí)程Fig.9 Acceleration history of pile top and pile bottom

由圖9 可知，地震作用下，樁頂與樁底加速度時(shí)程變化規(guī)律不同，輸入地震加速度峰值與樁底加速度峰值相差不大，且小于樁頂加速度峰值，說明上部土層對(duì)加速度峰值的放大效應(yīng)顯著大于下部土層。

變截面樁（變截面距樁頂25 m）和變截面樁（變截面距樁頂28 m）、（變截面距樁頂28 m）的樁頂加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻分別為10.17 s、10.29 s和10.43 s，樁底加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻分別為8.89 s、9.05 s和9.19 s，變等截面樁的樁頂和樁底加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻分別為7.06 s和6.09 s，即樁頂加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻均滯后于樁底，其原因是地震波自下往上傳遞，樁底最先受到地震波的影響，達(dá)到加速度峰值的時(shí)刻早于樁頂。變截面樁的樁頂和樁底加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻分別滯后于等截面樁，其原因是變截面樁下部直徑相對(duì)較小，地震波從土層橫向傳遞于樁，由于土層的阻礙作用，變截面樁受到地震波的影響會(huì)產(chǎn)生滯后性，并且其加速度峰值較大，從而達(dá)到加速度峰值的時(shí)刻也相對(duì)較晚。

4.3 樁身位移響應(yīng)

地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身位移及樁頂位移時(shí)程響應(yīng)如圖10－11所示。

圖10 樁身位移Fig.10 Pile displacement diagram

由圖10 可知，地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身位移沿樁長(zhǎng)方向逐漸減小，在樁頂處達(dá)到最大，變截面樁（變截面距樁頂25 m、變截面距樁頂28 m、變截面距樁頂32 m）和等截面樁的樁頂水平位移分別為39.87 mm、38.54 mm、34.03 mm 和24.45 mm；在飽和砂土層，樁身位移變化趨勢(shì)均較陡，其原因是在地震作用下飽和砂土層發(fā)生液化，液化土體轉(zhuǎn)化為流體向側(cè)向移動(dòng)，樁－土相互作用導(dǎo)致樁身位移增速較大；變截面樁的樁身位移隨著變截面的下移逐漸減小，且大于等截面樁的樁身位移，在樁頂處二者差值最大，其原因是在液化作用下，由于變截面樁自身結(jié)構(gòu)上大下小的特點(diǎn)，其整體強(qiáng)度與剛度較小，因此當(dāng)輸入相同地震能量時(shí)產(chǎn)生的變形大于等截面樁。

由圖11 可知，地震作用下，不同截面類型的樁基礎(chǔ)樁頂水平位移沿樁長(zhǎng)方向變化規(guī)律不同，前4 s 內(nèi)等截面樁的樁頂水平位移大于變截面樁的樁頂水平位移，4 s 后變截面樁的樁頂水平位移大于等截面樁的樁頂水平位移；變截面樁（變截面距樁頂25 m）、變截面樁（變截面距樁頂28 m）和變截面樁（變截面距樁頂28 m）的樁頂水平位移達(dá)到峰值的時(shí)刻分別為12.3 s、12.2 s和12 s，等截面樁的樁頂水平位移達(dá)到峰值的時(shí)刻為13 s，因此，樁頂水平位移達(dá)到振幅峰值時(shí)刻隨著樁截面類型的變化而變化，變截面樁稍早于等截面樁。

圖11 樁頂水平位移時(shí)程響應(yīng)Fig.11 Time-history response of pile top horizontal displacement

4.4 樁身彎矩響應(yīng)

地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身彎矩如圖12所示。

圖12 樁身彎矩Fig.12 Pile bending moment

由圖12 可知，地震作用下，樁身彎矩沿樁長(zhǎng)方向整體呈現(xiàn)先增大后減小的趨勢(shì)，其原因是當(dāng)樁與土共同運(yùn)動(dòng)發(fā)生相互作用時(shí)，上部土層水平抗力小并且受擠壓產(chǎn)生的變形較大，彎矩隨著土層水平抗力的增大而增大，直至等于水平力時(shí)，彎矩也隨之達(dá)到峰值，但之后由于土層的地基反力增大，彎矩又隨之減小，變截面樁的樁身彎矩峰值隨著變截面的下移逐漸減小，且均較等截面樁大，變截面樁（變截面距樁端25 m、變截面距樁端28 m、變截面距樁端32 m）和等截面樁的樁身彎矩峰值分別為－2.03 MN·m、－1.03 MN·m、－0.99 MN·m和－0.92 MN·m。

等截面樁的樁身彎矩峰值出現(xiàn)在地面以下17 m 位置處，即液化土層與非液化土層分界處，其原因?yàn)樵诘卣饎?dòng)強(qiáng)度作用下飽和粉細(xì)砂土層發(fā)生液化，土層處于流動(dòng)狀態(tài)，樁與土運(yùn)動(dòng)發(fā)生相互作用，導(dǎo)致樁身彎矩較大；而變截面樁的樁身彎矩峰值出現(xiàn)在地下23 m 位置處附近，較等截面樁深6 m，其原因是變截面樁下部減小了樁身橫截面積，即改變了橫截面的幾何特性及內(nèi)力狀態(tài)，其彎矩變化規(guī)律亦隨之變化。

因此，在橋梁樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮抗震性，特別是樁基礎(chǔ)周圍土體存在可液化土層時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)分析非液化土層與液化土層分界處及其以下的抗彎能力，確保橋梁樁基礎(chǔ)具有足夠抵抗地震的能力。

4.5 樁身剪力響應(yīng)

地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身剪力變化規(guī)律如圖13所示。

圖13 樁身剪力Fig.13 Shear force of pile

由圖13可知，地震作用下，樁身剪力沿樁長(zhǎng)方向均呈先增大后減小趨勢(shì)，變截面樁的樁身剪力峰值隨著變截面的下移逐漸減小，且均較等截面樁大，變截面樁（變截面距樁端25 m、變截面距樁端28 m、變截面距樁端32 m）和等截面樁的樁身剪力峰值分別為0.79 MN、0.16 MN、0.15 MN和0.12 MN。

等截面樁的樁身剪力峰值出現(xiàn)在地面以下7 m 位置處附近，其原因?yàn)樵诘卣饎?dòng)作用下飽和砂土發(fā)生液化，砂土層處于流動(dòng)狀態(tài)，使地基剪切剛度衰化、動(dòng)剪切模量下降，液化層側(cè)擴(kuò)引起樁－土發(fā)生相對(duì)運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生作用，致使樁身剪力較大；而變截面樁的樁身剪力峰值出現(xiàn)在地面以下12 m 位置處附近，較等截面樁深5 m，其原因是變截面樁的上半樁的樁身剛度大于下半樁的樁身剛度，使得受相同地震作用時(shí)，變截面樁的下半樁承載力較弱，剪力峰值位置隨之下移。

因此，液化場(chǎng)地在橋梁變截面樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)考慮抗震性，特別是樁基礎(chǔ)周圍土體存在可液化土層時(shí)，應(yīng)重點(diǎn)分析可液化土層處的抗剪能力，確保橋梁樁基礎(chǔ)具有足夠抵抗地震的能力。

5 樁基安全評(píng)價(jià)

5.1 樁身彎矩

根據(jù)廈門第二東通道H15#墩樁基礎(chǔ)配筋情況，采用截面抗彎驗(yàn)算方法計(jì)算得到在可液化地基處樁基礎(chǔ)抗彎承載力為2.234 MN·m，以此為基準(zhǔn)，對(duì)變截面樁及等截面樁的樁身抗彎強(qiáng)度進(jìn)行安全評(píng)價(jià)［29］。變截面樁及等截面樁的樁身彎矩峰值均在安全范圍之內(nèi)。

5.2 樁身剪力

根據(jù)廈門第二東通道H15#墩樁基礎(chǔ)配筋情況，采用截面抗彎驗(yàn)算方法計(jì)算得到在可液化地基處樁基礎(chǔ)抗剪承載力為0.819 MN，以此為基準(zhǔn)，對(duì)變截面樁及等截面樁的樁身抗剪強(qiáng)度進(jìn)行安全評(píng)價(jià)［29］。變截面樁及等截面樁的樁身剪力峰值均在安全范圍之內(nèi)。綜合考慮安全性及經(jīng)濟(jì)性，應(yīng)優(yōu)先選擇變截面樁（變截面距樁端28 m），既存在一定的安全富裕又能達(dá)到減少材料降低成本的效果。

6 結(jié)論

（1）地震作用下，液化土層不同深度處的孔壓比變化規(guī)律基本相同，均從0逐漸增大最后趨于穩(wěn)定；孔壓比達(dá)到峰值的時(shí)刻隨飽和砂土層深度的增加而滯后，且峰值逐漸減小。

（2）地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身加速度均自樁底至樁頂整體呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，較輸入的地震波加速度大；變截面樁的樁身加速度均大于等截面樁，且變截面樁的樁頂和樁底加速度達(dá)到峰值的時(shí)刻均早于等截面樁。

（3）地震作用下，變截面樁及等截面樁的樁身位移在樁頂處最大，且變截面樁的樁身位移大于變截面樁，在樁頂處二者差值最大；變截面樁樁頂水平位移達(dá)到振幅最大值的時(shí)刻早于等截面樁。

（4）地震作用下，樁身彎矩沿樁長(zhǎng)方向均整體呈先增大后減小的趨勢(shì)，等截面樁的樁身彎矩峰值出現(xiàn)在液化土層和非液化土層分界處，而變截面樁的樁身彎矩峰值出現(xiàn)在液化土層和非液化土層分界面以下6 m處，樁身彎矩峰值均在安全范圍之內(nèi)。

（5）地震作用下，樁身剪力沿樁長(zhǎng)方向均呈先增大后減小趨勢(shì)，變截面樁及等截面樁的樁身剪力峰值均出現(xiàn)在液化土層，但變截面樁的樁身剪力峰值位置較等截面樁深，樁身剪力峰值均在安全范圍之內(nèi)。

（6）液化場(chǎng)地橋梁變截面樁基礎(chǔ)抗震設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)著重考慮液化土層與非液化土層分界面以下的抗彎能力設(shè)計(jì)及液化土層中抗剪能力設(shè)計(jì)，在滿足安全性能的條件下，應(yīng)優(yōu)先選擇變截面樁，以達(dá)到縮短工期及降低工程造價(jià)的效果。