李雨潤(rùn)，辛?xí)悦?，閆志曉，徐棟梁，趙英濤

（1.河北工業(yè)大學(xué)土木與交通學(xué)院，天津 300401；2.河北省土木工程技術(shù)研究中心，天津 300401；3.邢臺(tái)路橋建設(shè)集團(tuán)有限公司，河北邢臺(tái) 054001）

引言

樁基礎(chǔ)相較于其他的基礎(chǔ)形式適合于多種復(fù)雜的地質(zhì)情況，應(yīng)我國(guó)的基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)需求樁基在我國(guó)應(yīng)用極為廣泛，但歷次震害調(diào)查表明，樁基礎(chǔ)有很大程度的破壞，在液化地基中的樁基礎(chǔ)破壞更是尤其嚴(yán)重。例如1976 年唐山大地震中130 座梁式橋被調(diào)查，發(fā)現(xiàn)樁基破壞嚴(yán)重［1］，天津塘沽新河外運(yùn)碼頭的13 對(duì)橫向叉樁全部破壞［2］；2010年智利大地震中多處橋梁樁基破壞嚴(yán)重［3］。

近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者使用理論分析、模型試驗(yàn)和數(shù)值仿真等多種方法開(kāi)展了樁基礎(chǔ)的性能研究。凌賢長(zhǎng)、唐亮、蘇蕾等［4-6］進(jìn)行了一系列振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)并開(kāi)展了OpenSees兩相完全耦合的u-p形式模擬，總結(jié)并評(píng)述了液化側(cè)擴(kuò)流場(chǎng)地樁-土-橋梁結(jié)構(gòu)地震相互作用的基本規(guī)律；許成順等［7-8］基于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，采用API規(guī)范推薦的p-y曲線模型，建立了土-樁-結(jié)構(gòu)系統(tǒng)動(dòng)力相互作用簡(jiǎn)化分析模型，探究了地震荷載作用下的砂土液化效應(yīng)、群樁效應(yīng)以及承臺(tái)與土之間的動(dòng)力相互作用；王睿等、張建民等［9-10］基于Flac3D 開(kāi)發(fā)砂土液化大變形本構(gòu)模型，并模擬了飽和砂土及等效非線性增量碎石樁模型；周燕國(guó)等［11］基于震后調(diào)查獲得的原位測(cè)試指標(biāo)（如剪切波速）與震前原狀土的相應(yīng)指標(biāo)之間存在的差異展開(kāi)研究，評(píng)價(jià)了砂土抗液化強(qiáng)度評(píng)價(jià)方法并提出合理修正方法；梁發(fā)云等［12］進(jìn)行了結(jié)構(gòu)-群樁基礎(chǔ)的大型振動(dòng)臺(tái)地震響應(yīng)模型試驗(yàn)研究，重點(diǎn)研究了群樁基礎(chǔ)的加速度地震響應(yīng)特性和孔壓的發(fā)展曲線；李雨潤(rùn)等［13］進(jìn)行了一系列振動(dòng)臺(tái)和離心振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，探究了液化場(chǎng)地直斜群樁基礎(chǔ)動(dòng)力響應(yīng)特性；SU 等［14］研究了地震作用下土體液化導(dǎo)致?lián)跬翂髥螛镀茐牡臋C(jī)理，并開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)探究了液化后土體對(duì)樁身產(chǎn)生的側(cè)向壓力變化規(guī)律；Li等［15］在E-Defense 振動(dòng)臺(tái)上進(jìn)行大比例尺模型試驗(yàn)研究，并建立了二維非線性動(dòng)力有限元模型，考慮了二維有效應(yīng)力情況下的樁土相互作用；LIU 等［16］開(kāi)展振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，針對(duì)岸壁后群樁在液化側(cè)擴(kuò)流情況下的地震響應(yīng)進(jìn)行了研究；Hussien 等［17］開(kāi)展了一系列離心機(jī)試驗(yàn)研究，研究了砂土中單樁和群樁與上部結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)特性，并對(duì)比了不同位置樁基的彎矩分布規(guī)律。

目前國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展多方面的樁基抗震性能的研究，但對(duì)于橫向動(dòng)力響應(yīng)特征和影響因素的研究還不是很完善，特別是在數(shù)值模擬這一方面的研究還不夠深入，大多數(shù)數(shù)值模擬分析的土體本構(gòu)模型都是基于摩爾庫(kù)倫模型，比較難還原真實(shí)土體的動(dòng)力非線性關(guān)系，文中通過(guò)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)及數(shù)值模擬對(duì)樁基礎(chǔ)的橫向動(dòng)力響應(yīng)的特征和影響因素進(jìn)行研究，為我國(guó)樁基抗震規(guī)范提供參考提供依據(jù)，為工程建設(shè)提供理論指導(dǎo)。

1 試驗(yàn)簡(jiǎn)介

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

飽和砂土液化場(chǎng)地中對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁土-樁相互作用振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)在中國(guó)地震局工程力學(xué)研究所完成，采用的振動(dòng)臺(tái)為全數(shù)控電磁式驅(qū)動(dòng)一維剪切震動(dòng)模擬臺(tái)，臺(tái)面尺寸為1.2 m×2.2 m，振動(dòng)臺(tái)如圖1所示；采用的傳感器有FBG 光柵、孔隙水壓傳感器、加速度傳感器，分別是用來(lái)采集樁身軸向應(yīng)變、地基土孔隙水壓力、地基土及承臺(tái)加速度信號(hào)；為降低地基模型邊界效應(yīng)采用疊層式剪切箱，其尺寸為800 mm×500 mm×600 mm，如圖1所示。

圖1 振動(dòng)臺(tái)和小型剪切箱Fig.1 Shaking table and small shear box

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)原型為樁長(zhǎng)14.8 m，樁直徑0.5 m，材料為C30 混凝土，彈性模量Ep=3.0×104MPa。試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)依據(jù)Buckingham π相似設(shè)計(jì)理論，試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c原型幾何相似比確定為1/25，試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖嗨票热绫?所示。對(duì)稱(chēng)雙樁的樁身長(zhǎng)度590 mm，樁徑為20 mm，承臺(tái)尺寸為156 mm×78 mm×26 mm，承臺(tái)與樁基通過(guò)套筒連接，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆哆x擇有機(jī)玻璃（PMMA）材料，彈性模量為Ep=1.2×103MPa，模型樁表面進(jìn)行打磨處理，模擬工程鋼筋混凝土樁基表面粗糙度；地基土底部持力層用橡膠墊模擬，樁基插入底部橡膠墊中50 mm，雙直樁模型如圖2所示，雙斜樁模型如圖3所示。

表1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛣?dòng)力相似系數(shù)和相似比Table 1 Dynamic similarity coefficient and similarity ratio of test model

圖2 直樁模型Fig.2 The straight pile model

圖3 斜樁模型Fig.3 Inclined pile model

每組試驗(yàn)用到6個(gè)加速度傳感器，孔隙水壓力傳感器4個(gè)，F(xiàn)BG光柵20個(gè)，雙直樁工況傳感器布置如圖4（a）所示，雙斜樁工況傳感器布置如圖4（b）所示。

圖4 傳感器模型布置圖Fig.4 Sensor model layout

本試驗(yàn)選取的動(dòng)荷載為頻率3 Hz峰值加速度分別為0.15 g、0.20 g、0.30 g的正弦波。動(dòng)力荷載在模型箱底部輸入，正弦波持時(shí)20 s，加載方向?yàn)閤方向（如圖4所示）。試驗(yàn)工況如表2所示。

表2 試驗(yàn)工況Table 2 Test conditions

1.3 模型建立

Yang 等［18-19］在多屈服面應(yīng)力空間模型的基礎(chǔ)上，加入了應(yīng)變空間的應(yīng)變率這一概念，創(chuàng)建了砂土液化的應(yīng)力應(yīng)變彈塑性本構(gòu)模型，并通過(guò)CYCLIC 驗(yàn)證了砂土液化的應(yīng)力應(yīng)變彈塑性本構(gòu)模型的可靠性。莊海洋等［20］在Yang Zhaohui 的砂土液化的應(yīng)力應(yīng)變彈塑性本構(gòu)模型的基礎(chǔ)上改進(jìn)模型的硬化法則，通過(guò)開(kāi)發(fā)接口在ABAQUS 平臺(tái)上運(yùn)行，并通過(guò)一系列動(dòng)三軸單元試驗(yàn)和振動(dòng)臺(tái)模型試驗(yàn)驗(yàn)證了模型的可行性。

試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閷?duì)稱(chēng)直斜雙樁模型，動(dòng)力荷載的輸入方向與雙樁構(gòu)成的平面平行，故可將數(shù)值三維模型沿振動(dòng)方向簡(jiǎn)化為二維平面模型，在保證計(jì)算精度前提下有效縮減計(jì)算量提高計(jì)算效率?；贏BAQUS有限元平臺(tái)二次開(kāi)發(fā)功能，成功引入砂土液化大變形本構(gòu)模型，在此基礎(chǔ)上建立了動(dòng)靜耦合樁土相互作用二維樁-土相互作用動(dòng)力簡(jiǎn)化計(jì)算模型，并采用網(wǎng)格自適應(yīng)技術(shù)解決了地基液化大變形帶來(lái)的計(jì)算不收斂問(wèn)題。

為消減模型邊界效應(yīng)對(duì)模型試驗(yàn)的影響，充分發(fā)揮數(shù)值模擬靈活及低成本的優(yōu)勢(shì)，擴(kuò)大地基土范圍，選擇數(shù)值模型的場(chǎng)地尺寸為4 000 mm×500 mm，樁基的承臺(tái)尺寸156 mm×26 mm，樁基的直徑為20 mm，兩樁之間的距離為4倍樁徑，模型試驗(yàn)中樁基承臺(tái)與樁之間通過(guò)套筒連接，建模過(guò)程中將套筒連接簡(jiǎn)化為樁基承臺(tái)與套筒之間固定連接，數(shù)值模型如圖5所示。

圖5 數(shù)值分析模型Fig.5 Numerical analysis model

土體為3 層土，由上到下分別是非液化黏土層（厚度50 mm）、飽和砂土層（厚度380 mm）和橡膠墊（厚度70 mm）。樁基礎(chǔ)參數(shù)如表3所示。為實(shí)現(xiàn)樁-土相互作用的非線性靜動(dòng)耦合模型計(jì)算，整個(gè)分析過(guò)程分為靜力計(jì)算、靜動(dòng)力轉(zhuǎn)換和動(dòng)力計(jì)算3個(gè)部分，在靜力計(jì)算時(shí)地基模型底面采用固定約束而兩邊側(cè)面是限制水平方向上的位移，然后將靜荷載計(jì)算結(jié)果用于地應(yīng)力平衡計(jì)算；在施加動(dòng)荷載前進(jìn)行邊界條件轉(zhuǎn)換，解除場(chǎng)地兩側(cè)邊的水平約束并限制其豎向位移，基巖面水平方向則轉(zhuǎn)換為地震波輸入；設(shè)立Dynamic Implicit 計(jì)算分析步，進(jìn)行動(dòng)力計(jì)算。樁基礎(chǔ)與土相互作用通過(guò)設(shè)置樁土相互作用接觸實(shí)現(xiàn)，設(shè)定樁表面為主接觸面，土的面為次接觸面，主次接觸面設(shè)定為摩擦接觸，接觸摩擦因子為0.4。試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭袠兜撞迦胂鹉z墊模擬固端鏈接，數(shù)值模型中樁底通過(guò)綁定（Tie）接觸與底層地基連接。

表3 樁模型參數(shù)Table 3 Pile model parameters

2 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比分析

對(duì)模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理，并與ABAQUS 有限元建立的動(dòng)靜耦合樁土相互作用二維雙樁動(dòng)力簡(jiǎn)化模型的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，驗(yàn)證模型的有效性，探究對(duì)稱(chēng)雙樁橫向動(dòng)力響應(yīng)的一般規(guī)律。由于文中篇幅有限，故選取峰值加速度0.20 g正弦波試驗(yàn)和數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行分析。

2.1 干砂模型試驗(yàn)與模擬結(jié)果對(duì)比分析

圖6～圖9 分別給出了干砂中對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁在峰值加速度0.20 g正弦波作用下的加速度和位移時(shí)程曲線。

圖6 0.20 g正弦波工況雙直樁承臺(tái)加速度時(shí)程曲線Fig.6 Acceleration time history curve of double straight pile cap under 0.20 g sine wave condition

圖7 0.20 g正弦波工況雙直樁承臺(tái)位移時(shí)程曲線Fig.7 Displacement time history curve of symmetrical double straight pile with 0.20 g sine wave input

圖8 0.20 g正弦波工況雙斜樁承臺(tái)加速度時(shí)程曲線Fig.8 Acceleration time history curve of double inclined pile cap under 0.20 g sine wave condition

圖9 0.20 g正弦波工況雙斜樁承臺(tái)位移時(shí)程曲線Fig.9 Displacement time history curve of double inclined pile cap under 0.20 g sine wave condition

由試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比分析可以得出，承臺(tái)的加速度和位移相較于振動(dòng)臺(tái)臺(tái)面的加速度和位移有整體的放大趨勢(shì)，且在整個(gè)動(dòng)力荷載作用的時(shí)間段內(nèi)放大的波形比較均勻，未出現(xiàn)較大的波動(dòng)。如表4 所示，在相同荷載作用下，對(duì)稱(chēng)雙直樁在干砂場(chǎng)地中的承臺(tái)峰值位移和承臺(tái)峰值加速度只是略大于對(duì)稱(chēng)雙斜樁，兩者的數(shù)據(jù)差距不大，對(duì)稱(chēng)雙斜樁沒(méi)有表現(xiàn)出較好的優(yōu)勢(shì)。干砂中動(dòng)力荷載作用下對(duì)稱(chēng)雙直樁與對(duì)稱(chēng)雙斜樁橫向動(dòng)力響應(yīng)程度相當(dāng)。

表4 對(duì)稱(chēng)雙樁橫向動(dòng)力響應(yīng)特征參數(shù)匯總表Table 4 Summary of characteristic parameters of lateral dynamic response of symmetrical double piles

樁基進(jìn)行編號(hào)如圖4 所示。試驗(yàn)中的樁身FBG 光柵分別位于0 cm、3.3 cm、15.8 cm、28.3 cm、40.8 cm、53.3 cm、59 cm 處（以剪切箱底部?jī)?nèi)壁為0 cm 平面），通過(guò)把采集到的光信號(hào)轉(zhuǎn)變成為電信號(hào)，對(duì)電信號(hào)進(jìn)行處理得出樁身彎矩。對(duì)干砂中峰值加速度0.20 g 正弦波工況直斜雙樁的彎矩包絡(luò)圖進(jìn)行分析，并與數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果對(duì)比驗(yàn)證，探究樁基在動(dòng)力荷載作用下的最不利位置，為規(guī)范設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)，為實(shí)際工程提供理論指導(dǎo)。

如圖10所示，1號(hào)樁和2號(hào)樁的彎矩包絡(luò)圖形式基本相符，只是在數(shù)值上略有差別。試驗(yàn)和模擬的彎矩包絡(luò)圖相似，截面的最不利位置出現(xiàn)在樁基頂部和承臺(tái)相連位置和樁尖位置，對(duì)稱(chēng)雙直樁的試驗(yàn)的最大彎矩為0.153 kN·m，模擬的最大彎矩0.133 kN·m在樁頂位置，對(duì)稱(chēng)雙斜樁試驗(yàn)的最大彎矩0.155 kN·m，模擬的最大彎矩為0.148 kN·m。樁基彎矩最大值出現(xiàn)在樁頂和樁尖，分析是樁的兩端分別受到承臺(tái)和下部持力層的約束，導(dǎo)致彎矩較大。

圖10 0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁彎矩包絡(luò)圖Fig.10 Bending moment envelope diagram of symmetric double straight pile and symmetric double inclined pile under 0.20 g sine wave

2.2 液化土試驗(yàn)和模擬對(duì)比分析

圖11～圖14 分別給出了液化砂土中對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁在峰值加速度0.20 g 正弦波作用下的加速度和位移時(shí)程曲線。

圖11 0.20 g正弦波輸入下對(duì)稱(chēng)雙直樁加速度時(shí)程曲線Fig.11 Acceleration time history curve of symmetric double straight pile with 0.20 g sine wave input

圖12 0.20 g正弦波輸入下對(duì)稱(chēng)雙直樁位移時(shí)程曲線Fig.12 Displacement time history curve of symmetrical double straight pile with 0.20 g sine wave input

圖13 0.20 g正弦波輸入下對(duì)稱(chēng)雙斜樁加速度時(shí)程曲線Fig.13 Acceleration time history curve of symmetric double inclined pile with 0.20 g sine wave input

圖14 0.20 g正弦波輸入下對(duì)稱(chēng)雙斜樁位移時(shí)程曲線Fig.14 Displacement time history curve of symmetric double inclined pile with 0.20 g sine wave input

通過(guò)對(duì)比對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁在0.20 g正弦波作用下的橫向動(dòng)力響應(yīng)，如表5所示，對(duì)稱(chēng)雙直樁在液化場(chǎng)地中承臺(tái)的位移峰值和加速度峰值以及放大倍數(shù)都比對(duì)稱(chēng)雙斜樁的大，說(shuō)明液化砂土中對(duì)稱(chēng)雙直樁的橫向動(dòng)力響應(yīng)更加顯著，對(duì)稱(chēng)雙斜樁在液化場(chǎng)地中的適應(yīng)性更好。原因是沿著x方向輸入正弦波，樁上土的反力一部分被分解為了沿著斜樁軸向的力，從而減小了位移峰值和加速度峰值。

表5 對(duì)稱(chēng)雙樁橫向動(dòng)力響應(yīng)特征參數(shù)匯總表Table 5 Summary of characteristic parameters of lateral dynamic response of symmetrical double piles

通過(guò)數(shù)值模擬輸出超靜孔壓比云圖，如圖15、圖16所示，圖中淺色部分為超靜孔壓比達(dá)到1.0部分，采用的砂土大液化本構(gòu)編寫(xiě)的UMAT子程序輸出超靜孔壓比代號(hào)為（SDV52），當(dāng)超靜孔壓比達(dá)到1.0時(shí)認(rèn)為砂土已經(jīng)液化。

圖15 0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙直樁超靜孔壓比云圖Fig.15 Overstatic hole pressure ratio cloud diagram of symmetrical double straight pile under 0.20 g sine wave

圖16 0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙斜樁超靜孔壓比云圖Fig.16 Overstatic hole pressure ratio cloud diagram of symmetric double inclined pile under 0.20 g sine wave

場(chǎng)地液化的發(fā)展是從土體淺層向深部發(fā)展，符合砂土液化的機(jī)理，深層土體還未發(fā)生液化，0.20 g 正弦波對(duì)地基上層的土體影響范圍較廣，中上部地基幾乎全部液化，從圖中反映出，近樁砂土層從上往下超靜孔壓比出現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)，遠(yuǎn)樁場(chǎng)地規(guī)律相似，樁基附近的土體受到樁基的影響，同一深度近樁地基土的孔壓發(fā)展比遠(yuǎn)樁地基土孔壓發(fā)展更快，原因是離樁更近，樁對(duì)孔壓的影響更大，有利于超靜孔壓的發(fā)展。稱(chēng)雙斜樁對(duì)砂土地基的影響更大，兩樁之間的砂土液化發(fā)展很快，遠(yuǎn)場(chǎng)地基只發(fā)生了輕微液化，場(chǎng)地的液化情況基本上是沿著樁中心對(duì)稱(chēng)的。

在模型試驗(yàn)中設(shè)計(jì)了孔壓傳感器采集土層中的孔隙水壓力的發(fā)展情況，分別布置了上下兩層孔壓傳感器，每層兩枚孔壓傳感器，分別位于樁間和樁外靠近剪切箱內(nèi)壁的位置。實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)動(dòng)力荷載作用下的孔壓變化，試驗(yàn)中對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁的超靜孔壓時(shí)程曲線相當(dāng)，且不同工況下砂土液化過(guò)程中的超靜孔壓時(shí)程曲線發(fā)展趨勢(shì)相同，只是在數(shù)值上有所差異，故文中僅選擇0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙直樁孔壓時(shí)程曲線進(jìn)行分析。

由圖17 可得，孔壓在6 s 左右急劇上升，迅速達(dá)到1.0，表示該土層已經(jīng)液化，試驗(yàn)中液化砂土的孔隙水壓力大于砂土顆粒自身重力，導(dǎo)致砂土層和上部黏土層軟化，當(dāng)孔隙水壓力大于上覆時(shí)，地下水?dāng)y帶砂土顆粒噴涌而出，試驗(yàn)可觀察到“噴水冒砂”現(xiàn)象，在試驗(yàn)結(jié)束后樁基附近黏土出現(xiàn)開(kāi)裂現(xiàn)象，如圖18所示。從試驗(yàn)孔壓可以看出，上層的超靜孔壓比要略大于下層的超靜孔壓比，外側(cè)孔壓波動(dòng)較大，經(jīng)分析是外側(cè)孔壓傳感器靠近層狀剪切箱的內(nèi)壁，動(dòng)力荷載由于邊界效應(yīng)在邊界處產(chǎn)生干涉或衍射疊加所造成的，試驗(yàn)孔壓比在達(dá)到1.0后，穩(wěn)定了10 s左右，然后迅速下降，逐漸消散到0.2左右，上層孔壓的消散要略快于下層孔壓，符合孔壓向上傳遞的機(jī)理；從模擬孔壓可以看出，上層的內(nèi)側(cè)孔壓要大于外側(cè)孔壓，結(jié)合圖16 分析可得，樁間上層的土體受樁的影響較大，先于遠(yuǎn)樁液化，符合試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖17 0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙直超靜孔壓時(shí)程圖Fig.17 Time history diagram of symmetrical double straight overstatic pore pressure under 0.20 g sine wave

圖18 試驗(yàn)現(xiàn)象Fig.18 The test phenomenon

樁基的編號(hào)與干砂中的樁基編號(hào)相同，將靠近伺服電機(jī)一側(cè)的樁編號(hào)為1號(hào)樁，將遠(yuǎn)離伺服電機(jī)一側(cè)的樁編號(hào)為2號(hào)樁。

從圖19 的結(jié)果可以看出，對(duì)稱(chēng)雙樁的1 號(hào)樁和2 號(hào)樁的彎矩包絡(luò)圖形式基本一致。對(duì)稱(chēng)雙直樁的試驗(yàn)中樁基的彎矩最大值出現(xiàn)在樁頂，1 號(hào)樁的最大負(fù)彎矩達(dá)到了0.879 kN·m。數(shù)值模擬的樁基彎矩最大值1.399 kN·m 出現(xiàn)在樁尖處。對(duì)稱(chēng)雙斜樁的試驗(yàn)和數(shù)值模擬的彎矩包絡(luò)圖都為“花瓶狀”，數(shù)值模擬和試驗(yàn)的趨勢(shì)相似，數(shù)值上差距不大，試驗(yàn)的彎矩最大值1.166 kN·m出現(xiàn)在樁頂與承臺(tái)連接處，數(shù)值模擬的彎矩最大值1.504 kN·m出現(xiàn)在樁基中下部位。

圖19 0.20 g正弦波作用下對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁彎矩包絡(luò)圖Fig.19 Bending moment envelope diagram of symmetric double straight pile and symmetric double inclined pile under 0.20 g sine wave

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)稱(chēng)雙樁的動(dòng)力響應(yīng)振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)，分析了0.20 g正弦波輸入下，對(duì)稱(chēng)雙直樁和對(duì)稱(chēng)雙斜樁的橫向動(dòng)力響應(yīng)特征，并基于砂土液化大變形本構(gòu)模型在振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，將試驗(yàn)數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬分析數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，驗(yàn)證數(shù)值模型的有效性和準(zhǔn)確性，同時(shí)對(duì)比分析，得出了以下結(jié)論：

（1）干砂中對(duì)稱(chēng)雙直樁與對(duì)稱(chēng)雙斜樁橫向動(dòng)力響應(yīng)程度相當(dāng)，液化砂土中對(duì)稱(chēng)雙直樁的橫向動(dòng)力響應(yīng)更加顯著，對(duì)稱(chēng)雙直樁承臺(tái)的位移峰值和加速度峰值均大于對(duì)稱(chēng)雙斜樁，說(shuō)明對(duì)稱(chēng)雙斜樁具有更強(qiáng)抵御水平動(dòng)力荷載的能力和抗傾覆能力，在液化場(chǎng)地中的適應(yīng)性更好。

（2）在液化場(chǎng)地中，砂土的液化是從土層淺層向下發(fā)展的近，同一深度近樁地基土的孔壓發(fā)展比遠(yuǎn)樁地基土孔壓發(fā)展更快，原因是離樁更近，樁對(duì)孔壓的影響更大，有利于超靜孔壓的發(fā)展，故樁基周?chē)馏w要比遠(yuǎn)樁土體先液化。

（3）分析孔壓時(shí)程圖，在液化過(guò)程中，超靜水壓力的發(fā)展分為上升、穩(wěn)定、消散3個(gè)階段，孔壓的消散是沿著四周向上消散的，故上層孔壓的消散要略微滯后于下層孔壓，且上層孔壓要大于下層孔壓。

（4）動(dòng)力荷載輸入下，對(duì)稱(chēng)雙樁的1 號(hào)樁和2 號(hào)樁的彎矩包絡(luò)圖分布相似，干砂中對(duì)稱(chēng)雙樁的彎矩最大值均出現(xiàn)在樁頂和樁尖位置，而液化砂土中對(duì)稱(chēng)雙直樁的樁身最不利截面在樁頂和樁尖位置，對(duì)稱(chēng)雙斜樁的樁身最不利截面位置發(fā)生變化，樁頂位置和樁中下部皆有分布；場(chǎng)地液化使樁身最大彎矩放大10倍以上，同一工況作用下斜樁的最大彎矩比直樁的最大彎矩更大，說(shuō)明在地震中砂土液化后，斜樁承受的彎矩更大。