徐振江,張熙胤, 管嘉達(dá),于生生,孫斌潔,張益舶

(蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院,甘肅 蘭州 730070)

0 引言

凍土在我國分布廣泛,其中季節(jié)性凍土面積約占我國領(lǐng)土總面積的53.5%,主要分布在西北、東北和華北地區(qū)[1]。隨著國家西部開發(fā)和東北振興等發(fā)展戰(zhàn)略的持續(xù)推進(jìn),我國西北和東北季節(jié)性凍土區(qū)建設(shè)了大規(guī)模的線性工程,其中包括哈大、哈齊和蘭新等高速鐵路以及川藏鐵路等。樁基礎(chǔ)橋墩由于沉降量小、承載力高以及對凍土熱擾動(dòng)小的優(yōu)勢而被廣泛應(yīng)用于凍土區(qū)的公路和鐵路橋梁建設(shè)中[2-3]。同時(shí),我國季節(jié)性凍土區(qū)存在許多大而密集的地層活動(dòng)斷裂帶,地震頻繁發(fā)生,如1986年5.5級德都地震、2010年7.1級玉樹大地震[4]和2021年7.4級瑪多大地震[5]等。當(dāng)季節(jié)性凍土區(qū)發(fā)生地震時(shí),樁基礎(chǔ)橋墩的地震反應(yīng)將受到季節(jié)凍土層的顯著影響,從而導(dǎo)致樁基礎(chǔ)橋梁的破壞及破壞機(jī)理發(fā)生變化。已有研究發(fā)現(xiàn)季節(jié)性凍土層的存在會(huì)改變場地土層的動(dòng)力特性,對地震引起的地面運(yùn)動(dòng)將產(chǎn)生顯著影響[6],給季節(jié)性凍土區(qū)橋梁的抗震設(shè)防帶來困難。

大量研究表明樁基礎(chǔ)橋墩的地震反應(yīng)在有無凍土情況下具有顯著區(qū)別,建議抗震設(shè)計(jì)中考慮凍土層的影響[7]。VAZIRI等[8]和HAN等[9]通過在模型樁的頂部施加水平激振力,發(fā)現(xiàn)季節(jié)性凍土層在厚度不足0.5 m的情況下亦能顯著影響樁基的地震響應(yīng)。SULEIMAN等[10-12]以季節(jié)性凍土區(qū)的公路樁柱式橋墩為研究對象,探究了季節(jié)性凍融對橋墩-基礎(chǔ)-土體系在橫向載荷作用下響應(yīng)的影響,結(jié)果表明隨著季節(jié)性凍土層厚度的增加以及土體溫度的降低,樁基礎(chǔ)橋墩的剛度有明顯提高,樁基礎(chǔ)的塑性區(qū)長度減少,并且會(huì)改變最大彎矩出現(xiàn)的位置。虞廬松等[13]通過對隨機(jī)地震作用下樁基礎(chǔ)橋墩的地震響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算,發(fā)現(xiàn)隨著凍土層厚度的增加,橋墩的地震響應(yīng)呈減小趨勢,說明凍土層的存在對樁基礎(chǔ)橋墩抗震來說是有利的。對于季節(jié)性凍土區(qū)的樁基礎(chǔ)橋墩來說,相對于夏季土層的融化狀態(tài),在冬季凍結(jié)狀態(tài)下由于土體的剛度提高,對樁的嵌固作用較強(qiáng),體系的振動(dòng)周期較短[14]。隨著季節(jié)性凍土層的出現(xiàn)及加深,場地地震反應(yīng)呈減小趨勢,總體表現(xiàn)為季節(jié)凍土層對地震具有一定的抑制作用,有利于建筑物的地震安全性[15]。不同時(shí)期土層的性質(zhì)會(huì)發(fā)生很大的變化,其產(chǎn)生的地震力以及其對樁基礎(chǔ)橋墩的嵌固作用也會(huì)因此改變,所以不同季節(jié)樁基礎(chǔ)橋墩的地震反應(yīng)是不同的;在抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮冬夏兩季樁基礎(chǔ)橋墩地震力的變化, 選取其中的最不利情況進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)[7]。

目前考慮季節(jié)性凍土影響的樁基礎(chǔ)鐵路重力式橋墩的研究偏少,研究者進(jìn)行考慮樁-土相互作用樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能研究時(shí)并未充分考慮季節(jié)性凍土層的影響,此外樁基礎(chǔ)鐵路橋墩的抗震設(shè)計(jì)也未考慮季節(jié)性凍土的影響。為了揭示季節(jié)性凍土層對樁基礎(chǔ)鐵路橋墩抗震性能的影響機(jī)理,本文首先進(jìn)行了擬靜力模型試驗(yàn)研究,并以此為基礎(chǔ)建立了有限元分析模型,從凍土層厚度、剪跨比、軸壓比及承臺埋深等方面分析了各因素對凍土影響下樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響,旨在為季節(jié)性凍土區(qū)樁基礎(chǔ)鐵路橋墩抗震設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

1 擬靜力試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 模型設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)以我國高速鐵路中普遍采用的重力式樁基礎(chǔ)橋墩作為原型,以1∶8縮尺比例制作橋墩-承臺-樁基礎(chǔ)模型,模型墩、樁和承臺均采用C30混凝土,模型樁的縱向鋼筋采用4根直徑6mm的HPB300鋼筋組成,模型墩的縱向受力鋼筋則采用6根直徑為12mm的HRB335鋼筋,配筋率為0.36%,樁基礎(chǔ)和墩身的所有箍筋均采用HPB300鋼筋。本次模型試驗(yàn)前分別預(yù)留了3個(gè)150mm×150mm×150mm 的標(biāo)準(zhǔn)試件和不同規(guī)格鋼筋材料,通過材料試驗(yàn)測得混凝土及鋼筋的材性參數(shù)如表1所示。模型橋墩簡化為矩形,橋墩尺寸及配筋圖分別如圖1和圖2所示。試驗(yàn)土體選用廣泛分布于我國西北季節(jié)性凍土區(qū)的粉質(zhì)黏土,通過在土體表層鋪設(shè)銅管與低溫恒溫控制器相連接實(shí)現(xiàn)土體的降溫凍結(jié)模擬季節(jié)性凍土層。

表1 鋼筋混凝土基本參數(shù)Table 1 Basic parameters of reinforced concrete MPa

圖1 模型尺寸圖Fig.1 Dimension drawing of model圖2 模型配筋圖Fig.2 Reinforcement drawing of model

1.2 配重裝置和加載制度

試驗(yàn)裝置如圖3所示。通過埋設(shè)在土體上部的銅管與低溫恒溫控制器相連接實(shí)現(xiàn)土體的降溫凍結(jié)現(xiàn)象。通過埋設(shè)在土體中心不同深度處的溫度傳感器來監(jiān)控土體的溫度數(shù)據(jù)。荷載加載系統(tǒng)包括水平和豎向加載。試驗(yàn)過程中用配重的方式在橋墩頂部施加豎向荷載,豎向配重由一個(gè)工字型的鋼梁和2根可以連接地面的精軋螺紋鋼組成,通過擰緊地錨螺栓來給樁基礎(chǔ)橋墩施加指定的豎向荷載。為保證墩頂發(fā)生水平位移后仍能有效施加軸壓力,墩頂和橫梁之間放置有橡膠墊,同時(shí)地面處設(shè)置有活動(dòng)支座來適應(yīng)水平向加載;橫向加載裝置中的加力設(shè)備為伺服式液壓千斤頂,水平液壓伺服千斤頂通過位移控制的方式在樁基礎(chǔ)橋墩的頂部施加周期性橫向載荷,直至樁-橋墩-土體系發(fā)生失效破壞。本次模型試驗(yàn)的加載制度如圖4所示。在加載位移達(dá)到20mm之前,位移梯度為2mm,加載位移從20mm至破壞的期間位移梯度為5mm,每個(gè)加載步驟重復(fù)3次,本試驗(yàn)中的極限加載位移為55mm。

圖3 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of test device

圖4 位移加載歷程Fig.4 Displacement loading history

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 橋墩破壞特征

本次模型試驗(yàn)加載結(jié)束后樁基礎(chǔ)橋墩裂縫開展如圖5所示。加載位移為±12mm時(shí),模型橋墩西側(cè)土體與承臺出現(xiàn)輕微分離;加載位移為±14mm時(shí),南側(cè)墩底出現(xiàn)輕微裂縫,加載位移為±16mm時(shí),西側(cè)墩底出現(xiàn)細(xì)微裂縫;加載位移為±18mm時(shí),墩底西側(cè)、南側(cè)裂縫開始延伸,同時(shí)墩身東側(cè)270mm高度處出現(xiàn)裂縫并貫穿;加載位移為±20mm時(shí),南側(cè)墩身出現(xiàn)斜裂縫并貫穿;加載位移為±25mm時(shí),墩身西側(cè)裂縫延伸、擴(kuò)展;加載位移為±30mm時(shí),西側(cè)承臺與土體之間的間隙明顯增大;加載位移為±35mm時(shí),承臺南側(cè)土體出現(xiàn)八字裂縫;加載位移為±45mm時(shí),東北方向墩底混凝土剝落;加載位移為±55mm時(shí),墩身四周裂縫和墩底裂縫貫通,試件發(fā)生破壞;挖土?xí)r發(fā)現(xiàn)樁上也出現(xiàn)了微裂縫,但并未形成塑性鉸。

圖5 模型裂縫開展示意圖Fig.5 Schematic diagram of model crack development

2.2 滯回特性

試驗(yàn)的滯回和骨架曲線如圖6所示。由圖可知,當(dāng)墩頂加載位移較小時(shí),滯回環(huán)面積較小,此時(shí)試件能量耗散較弱,模型橋墩處于彈性階段;隨著加載位移不斷增大,滯回環(huán)的形狀從狹窄逐漸變成比較豐滿的梭形,能量耗散增加,試件處于彈塑性階段;隨著試件墩頂位移的繼續(xù)增大,滯回環(huán)的面積增大,累計(jì)耗能增大,試件進(jìn)入屈服階段,滯回環(huán)形狀逐漸發(fā)生變化,從梭形慢慢的發(fā)展為倒S形出現(xiàn)捏攏現(xiàn)象;當(dāng)加載位移55mm進(jìn)行到第二次循環(huán)時(shí),側(cè)向力急劇下降到峰值的85%以下,試件破壞。并且隨著循環(huán)加載位移逐漸增大,骨架曲線在峰值出現(xiàn)之前斜率逐漸減小,峰值出現(xiàn)之后側(cè)向力開始下降并于55mm時(shí)出現(xiàn)突變。

圖6 試驗(yàn)滯回與骨架曲線Fig.6 Hysteretic and skeleton curves of tests

隨著加載位移的增大,橋墩頂部的側(cè)向力越來越大,當(dāng)側(cè)向力達(dá)到峰值后再增大加載位移,側(cè)向力會(huì)保持一段時(shí)間,之后橋墩頂部的側(cè)向力突然下降到峰值的0.85倍以下,橋墩構(gòu)件失去承載能力。在相同位移幅值下,隨著循環(huán)次數(shù)的增加,試件加載曲線斜率減小,而卸載曲線斜率幾乎不變,說明同級循環(huán)位移載荷下橋墩加載剛度在不斷退化,而卸載剛度則保持穩(wěn)定,每次循環(huán)的加載過程均會(huì)使得橋墩損傷加劇。

2.3 能量耗散與剛度退化

隨著加載位移的逐漸增大,樁基礎(chǔ)橋墩耗散的地震能量在逐漸增大,橋墩發(fā)生破壞時(shí)樁-土-橋墩體系的耗能能力出現(xiàn)了突然的下降如圖7所示。試驗(yàn)過程中樁-土-橋墩體系的剛度隨著加載位移的增加呈現(xiàn)出前期退化顯著,但退化速度在不斷減緩的趨勢,如圖8所示。

圖7 能量耗散Fig.7 Energy dissipation

圖8 剛度退化Fig.8 Stiffness degradation

3 有限元模型建立及驗(yàn)證

3.1 模型參數(shù)

1)熱力學(xué)參數(shù)

土體的熱力學(xué)參數(shù)如表2所示,樁基礎(chǔ)橋墩的鋼筋和混凝土熱力學(xué)參數(shù)如表3所示。

表2 土體熱力學(xué)參數(shù)[16]Table 2 Thermo-dynamic parameters of soil mass[16]

表3 樁基礎(chǔ)橋墩熱力學(xué)參數(shù)[17]Table 3 Thermo-dynamic parameters of pile foundation pier[17]

2)力學(xué)參數(shù)

混凝土和鋼筋參數(shù)與試驗(yàn)一致,混凝土本構(gòu)及土體參數(shù)取值如表4和表5所示。

表4 混凝土本構(gòu)基本參數(shù)取值Table 4 Values of basic concrete constitutive parameters

表5 土體參數(shù)取值[18-19]Table 5 Values of soil parameters[18-19]

3.2 單元類型及接觸關(guān)系

1)傳熱模型

分析步類型采用熱傳導(dǎo),混凝土使用DC3D8 單元[20-21];鋼筋籠使用傳熱單元DC1D2模擬。土體與承臺、土體與樁均采用綁定的方式進(jìn)行連接[16],將鋼筋籠嵌入到混凝土內(nèi)部,保證模型各構(gòu)件的位置和接觸在熱傳導(dǎo)過程中不發(fā)生變化。

2)力學(xué)模型

樁基礎(chǔ)橋墩和土體采用三維實(shí)體單元C3D8R模擬,鋼筋采用桁架單元T3D2模擬,鋼筋籠與混凝土之間使用“嵌入”功能來實(shí)現(xiàn)相互之間的粘結(jié)作用,暫未考慮混凝土與鋼筋之間的滑移[22]。在橋墩頂面中心處設(shè)置一個(gè)參考點(diǎn)與橋墩頂面之間定義耦合約束,這與試驗(yàn)時(shí)在墩頂與工字梁之間加入橡膠墊塊的目的是一致的。樁基礎(chǔ)橋墩與土體之間的接觸部分采用面與面接觸的方式來模擬,切向采用“罰”函數(shù),設(shè)置隨土體溫度變化而變化的摩擦系數(shù)來模擬不同溫度時(shí)土體與樁基礎(chǔ)橋墩之間的摩擦現(xiàn)象,法向采用“硬”接觸約束類型來模擬樁基礎(chǔ)橋墩和土體之間的接觸、分離現(xiàn)象。

3.3 模型本構(gòu)及加載方式

1)傳熱模型

在預(yù)應(yīng)力場中給模型整體賦予20 ℃的初始溫度,然后給模型上、下表面施加70 d的20 ℃恒溫使土體模型形成穩(wěn)定的地溫場,以此保證土體溫度場在試驗(yàn)開始之前處于20 ℃的恒溫狀態(tài)。為了盡量和試驗(yàn)對照,模型各部分的尺寸與擬靜力試驗(yàn)中保持一致,隨后依據(jù)試驗(yàn)過程中溫度傳感器所采集的溫度數(shù)據(jù)給土體施加相應(yīng)的溫度邊界條件,土體四周一直施加絕熱邊界條件。

2)力學(xué)模型

混凝土采用塑性損傷本構(gòu)模型[23],鋼筋采用改進(jìn)的Clough模型[24],土體采用摩爾-庫倫本構(gòu)模型[25],土體材料屬性隨溫度變化而變化,同時(shí)在土體材料屬性中設(shè)置線膨脹系數(shù)來模擬土體的凍脹融沉現(xiàn)象。將土體底部設(shè)置為固定約束,側(cè)向邊界只對法向進(jìn)行約束。在初始分析步加相應(yīng)的約束邊界條件并傳遞,步驟1設(shè)置為地應(yīng)力分析步,在該分析步中加重力荷載,后續(xù)分析步都設(shè)置為靜力分析步。步驟2中將熱傳導(dǎo)分析結(jié)果中的溫度場導(dǎo)入到該模型中,賦予模型與試驗(yàn)相同的溫度場,同時(shí)通過線膨脹系數(shù)使土體出現(xiàn)凍脹融沉現(xiàn)象,分析步時(shí)間與熱傳導(dǎo)分析設(shè)置一致。后續(xù)分析步在墩頂參考點(diǎn)分別施加豎向荷載和水平反復(fù)位移荷載對模型進(jìn)行分析。水平位移加載級數(shù)與試驗(yàn)相同,每級循環(huán)一次。力學(xué)模型和傳熱模型網(wǎng)格劃分要完全一致。

3.4 模型驗(yàn)證

1)溫度場對比

試驗(yàn)通過在土體表層鋪設(shè)銅管與低溫恒溫控制器相連接實(shí)現(xiàn)土體的降溫凍結(jié)模擬季節(jié)凍土區(qū)土體溫度場。但由于開始試驗(yàn)前一段時(shí)間打開了土體表面保溫層,外部環(huán)境溫度較高,導(dǎo)致表層土體的溫度有所回升,季節(jié)凍土表層出現(xiàn)了輕微融化現(xiàn)象。有限元模型采用與試驗(yàn)相同的條件設(shè)置溫度邊界,模擬的土體溫度場如圖9所示,所得土體隨深度變化的溫度曲線與模型試驗(yàn)進(jìn)行對比,結(jié)果如圖10所示,兩者吻合較好。

圖9 土體溫度場分布Fig.9 Distribution of soil temperature field

圖10 土體溫度曲線對比Fig.10 Comparison of soil temperature curves

2)力-位移曲線對比

將傳熱模型中分析得到的溫度場結(jié)果導(dǎo)入到力學(xué)模型中,在加載前完成體系溫度場的建立,并通過線膨脹系數(shù)來實(shí)現(xiàn)土體的凍脹融沉行為,從而在土體內(nèi)部形成應(yīng)力場,實(shí)現(xiàn)熱-力耦合過程。通過圖11中的試驗(yàn)和有限元力-位移曲線對比可以看出,模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩的力學(xué)行為,可以保證后續(xù)參數(shù)分析的合理性和可靠性。

圖11 力-位移曲線對比圖Fig.11 Comparison of force displacement curves

4 季凍區(qū)樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能因素分析

4.1 模型參數(shù)概述

以王萬平等[26]做的靜三軸試驗(yàn)為依據(jù)進(jìn)行參數(shù)分析,土體的力學(xué)參數(shù)如表6所示,鋼筋和混凝土的參數(shù)取值和試驗(yàn)一致。具體工況設(shè)置如表7所示。模型1是基準(zhǔn)模型。模型2和模型3主要研究的是季節(jié)凍土層厚度對樁基礎(chǔ)橋墩的抗震性能影響,模型2土體為常溫土體,模型3土體的凍土層厚度為500mm;模型4和模型5研究的是橋墩剪跨比對樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響,通過調(diào)整樁基礎(chǔ)橋墩的墩身高度來實(shí)現(xiàn)剪跨比的變化;模型6和模型7研究的是軸壓比對樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響,調(diào)整墩頂豎向力的大小來形成不同的軸壓比;模型8和模型9研究的是承臺埋深對樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響。不同凍土層厚度下的溫度場分布和溫度曲線如圖12、圖13所示,其他參數(shù)變化對土體溫度場幾乎沒有影響,可以保證其他參數(shù)變化的模型均在表層季節(jié)凍土厚度一致的前提下進(jìn)行分析。

表6 土體力學(xué)參數(shù)[26]Table 6 Mechanical parameters of soil mass[26]

表7 模型基本工況Table 7 Basic working conditions of the model

圖12 土體溫度分布圖Fig.12 Soil temperature distribution

圖13 溫度曲線對比圖Fig.13 Comparison diagram of temperature curves

4.2 滯回曲線特性

不同參數(shù)下凍土存在的鐵路樁基礎(chǔ)橋墩的滯回及骨架曲線如圖14和圖15所示。

圖14 不同參數(shù)下的滯回曲線Fig.14 Hysteretic curves under different parameters

圖15 不同參數(shù)下的骨架曲線Fig.15 Skeleton curves under different parameters

季節(jié)凍土層的存在對樁基礎(chǔ)鐵路重力式橋墩的抗震性能影響較為明顯,其可以大大提高樁基礎(chǔ)鐵路重力式橋墩的水平承載能力,并且滯回曲線更加飽滿。凍土層厚度為0.3m時(shí),樁基礎(chǔ)橋墩的極限水平承載能力是常溫土工況下的2倍。但當(dāng)凍土層達(dá)到一定厚度時(shí),其影響會(huì)變?nèi)?水平極限承載能力不再繼續(xù)提升,滯回環(huán)耗能變化不大,此時(shí)樁-土-橋墩體系的水平承載能力主要由樁基礎(chǔ)橋墩本身強(qiáng)度決定;在給定位移狀態(tài)下,隨著剪跨比的增大,凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩的極限水平承載能力逐漸降低,滯回曲線的捏攏效應(yīng)逐漸顯著,但是樁-土-橋墩體系側(cè)向力下降段的出現(xiàn)變得越來越晚,樁-土-橋墩體系的側(cè)向變形能力有一定提高;而且隨著軸壓比的增大,凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩的極限水平承載能力出現(xiàn)了大幅度的提高。軸壓比為2.1%時(shí)的極限水平承載能力為63.88kN,而軸壓比為10%的樁基礎(chǔ)橋墩的極限水平承載能力為94.27kN。但是軸壓比越大,樁-土-橋墩體系骨架曲線的下降段越早出現(xiàn),并且下降速度越快,說明軸壓比增大會(huì)加快凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩發(fā)生破壞;承臺埋入深度對凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響表現(xiàn)為隨著整體埋入深度的減小,樁-土-橋墩體系的極限水平承載能力逐漸下降,同時(shí)相同加載位移下樁基礎(chǔ)橋墩的滯回環(huán)面積減小,這是因?yàn)槌信_埋入深度減少導(dǎo)致土體對樁基礎(chǔ)橋墩的嵌固能力降低,從而使樁-土-橋墩體系的抗震能力降低。

4.3 耗能能力

橋墩的累計(jì)耗能定義為力-位移滯回曲線各封閉滯回環(huán)所包圍的面積之和。樁-土-橋墩體系的累積耗能隨位移變化的曲線如圖16所示。

圖16 不同參數(shù)下的耗能曲線Fig.16 Energy consumption curves of different parameters

由圖16可知,加載初期,墩頂位移荷載均較小,同一種參數(shù)下的不同模型的累積耗能相差較小;但隨著加載位移的增大,不同模型墩頂側(cè)向力的差距會(huì)逐漸增大,從而導(dǎo)致同一種參數(shù)下的不同模型的累積耗能相差越來越大。

凍土層厚度的出現(xiàn)及增加會(huì)增大樁-土-橋墩體系在給定位移狀態(tài)下耗散的地震能量,這是因?yàn)閮鐾翆訉τ跇痘A(chǔ)橋墩的嵌固作用較強(qiáng),達(dá)到相同位移荷載所需的側(cè)向力增大從而導(dǎo)致耗散了更多地震能量;相同加載位移下,隨著剪跨比的增大,樁-土-橋墩體系的累積耗能越少,這是因?yàn)榧艨绫鹊脑龃髮?dǎo)致墩頂?shù)臋M向位移荷載向下傳導(dǎo)的路徑變遠(yuǎn),墩頂相同位移作用下墩底薄弱區(qū)變形減小,所需側(cè)向力也會(huì)減小,從而使樁-土-橋墩體系耗散地震能量減少;相同加載位移下,軸壓比越大,樁-土-橋墩體系的累積耗能越多,因?yàn)檩S壓比的增大會(huì)增強(qiáng)對橋墩的約束作用,導(dǎo)致相同位移下橋墩頂部的側(cè)向力增大;承臺埋入深度的減小也會(huì)極大的減小相同位移下樁-土-橋墩體系的耗散的地震能量,這是因?yàn)槌信_埋入深度的減少會(huì)導(dǎo)致土體對樁基礎(chǔ)橋墩的嵌固作用減弱,達(dá)到相同加載位移所需的側(cè)向力減小。

4.4 剛度退化

試件在反復(fù)荷載作用下的剛度退化特性,可以用割線剛度來表示。圖17給出了在凍土層厚度、剪跨比、軸壓比和承臺埋深等因素影響下樁基礎(chǔ)鐵路重力式橋墩的剛度隨加載位移變化的曲線。

圖17 不同參數(shù)下的剛度退化曲線Fig.17 Stiffness degradation curves of different parameters

總的來說,各模型的剛度退化規(guī)律基本一致,加載初期,剛度隨著荷載的增加而迅速下降,隨著加載位移的增大,衰減速度放緩,并在后期趨于平穩(wěn)。

凍土層厚度的增加會(huì)導(dǎo)致樁-土-橋墩體系的整體剛度增加,但剛度退化速度會(huì)加快。土體凍結(jié)后強(qiáng)度和剛度均顯著增加,因此凍土層存在時(shí)對樁基礎(chǔ)橋墩約束作用增強(qiáng),導(dǎo)致樁-土-橋墩體系的初始剛度顯著增加;但是隨著剪跨比的增加,樁-土-橋墩體系的初始剛度明顯降低,同時(shí)剛度退化的速度明顯放緩,位移加載至55mm時(shí),各模型的剛度相差不大;而軸壓比從2.1%上升至5%時(shí),樁-土-橋墩體系的初始剛度和整體剛度退化曲線均有明顯提高,但軸壓比從5%上升至10%時(shí)其影響變得微弱;承臺埋深的增加會(huì)使樁-土-橋墩體系的初始剛度和整體剛度退化曲線會(huì)隨著埋深增加有一定提高,但變化并不顯著。

5 結(jié)論

本文通過擬靜力試驗(yàn)與有限元分析相結(jié)合的方法分析了凍土影響下樁基礎(chǔ)鐵路重力式橋墩的地震破壞特征以及不同影響因素對地震作用下樁基礎(chǔ)-凍土相互作用過程的影響,得出以下主要結(jié)論:

1)擬靜力試驗(yàn)過程中,在水平往復(fù)荷載作用下橋墩墩身底部形成塑性鉸,最終墩身裂縫貫通導(dǎo)致橋墩發(fā)生破壞,同時(shí)樁身位置處也出現(xiàn)了輕微破壞,但并未形成塑性鉸。

2)在一定范圍內(nèi)凍土層厚度的增大可以提高樁基礎(chǔ)橋墩的抗震性能,但超出這一范圍后繼續(xù)增大對樁基礎(chǔ)橋墩承載力的增幅效果會(huì)變的微弱,同時(shí)凍土層厚度的增加會(huì)加速樁-土-橋墩體系的破壞。

3)剪跨比的增大和承臺埋入深度的減少均會(huì)顯著降低凍土影響下樁基礎(chǔ)橋墩的抗震性能,但剪跨比的變化對橋墩變形能力的影響并不明顯,而承臺埋深的變化對樁-土-橋墩體系的剛度退化曲線無較大影響。

4)軸壓比的增大會(huì)提高橋墩的水平承載力,但會(huì)加速樁基礎(chǔ)橋墩峰值荷載的出現(xiàn),說明軸壓比增大會(huì)加速凍土影響下的樁基礎(chǔ)橋墩的破壞。