由于樁基可以避免地表溫度條件改變可能對地基變形和承載力帶來的不利影響，有效維系上部結構的穩定性，因此在凍土場地中被廣泛應用．地基液化對樁基的地震承載力有顯著影響，一直是樁基工程中需要重點考慮研究的課題之一．通過振動臺模擬地震激勵試驗，Yao等研究了地基液化時樁--土--上部結構系統的瞬時相互作用以及力學建模問題;He等和Haeri等分別研究了地基液化后土體側向流動誘發的單樁或群樁的地震響應;Tang等研究了在砂土液化情況下橋墩及其下設群樁的地震響應;黃春霞等研究了地震時砂土液化的基本規律和振動加密對其抗液化性能的影響;呂西林等通過觀測砂土中的孔隙水壓力和加速度的變化，研究了砂土液化以及相應的數值建模問題．與一般工程場地相比，在凍土場地中由于地震作用而出現的地基液化可能對樁基承載性能的影響將更為復雜，現階段相關的研究工作極少，必須借助相關實驗手段進行研究．鑒于此，本文在考慮凍土作用和地基液化雙重因素作用的前提下，選擇處于凍土覆蓋層和可液化砂土層中的單根鋼管樁作為研究對象，進行振動臺模擬地震加載試驗，以研究其相應的抗震性能．

1、振動臺模型試驗

1.1振動臺參數

試驗在抗震與結構診治北京市重點試驗室進行．臺面尺寸為3m×3m，試件最大質量10t，最大位移±127mm，滿載最大加速度±1.0g，最大傾覆力矩294kN·m，頻率范圍0.1～50Hz，振動方向為水平雙向．本次試驗采取單向水平加載的方式進行．

1.2試驗模型裝置

如圖1所示，柔性模型箱采用Q235鋼板制作，側壁厚4mm，整體尺寸為2.4m×2.4m×1.3m．箱內四壁粘有2cm厚的泡沫保溫板，以減小試驗中的邊界效應．底板正中通過法蘭盤拴接有一根直徑5cm、壁厚1.8mm以及長為1.4m的Q235空心鋼管樁．鋼管樁頂部設有配重為250kg的附加集中質量塊，以模擬樁頂上部的地震慣性荷載．模型箱土層分為兩部分:上部為凍土層，厚度為30cm，密度約為2000kg·m－3，彈性模量約為310MPa，抗壓強度為0.5MPa;下層為砂土層\\(加水至飽和\\)，厚度約為1m，密度約為1520kg·m－3．土層表面設有5%的緩坡，砂漿層兩側設不等寬排水溝．凍結土層屬于脆性材料，在內部應力不超出彈性強度以前，具有彈性材料的力學性質，其力學性質與水泥砂漿類材料接近．考慮到大體積凍土塊難以制備以及現場試驗條件等因素，在保證凍土的密度、彈性模量和抗壓強度等主要參數不變的前提下，確定采用水泥砂漿層\\(3d強度\\)對其進行模擬．水泥砂漿層配合比為每方砂漿用料約為水泥160kg、沙子1440kg和水280kg．飽和砂土層采用細砂分層注水制備．試驗前模型箱內水位深1m.

1.3傳感器布置

試驗中傳感器布置參見圖2所示．其中:全橋接線方式的BX120-5AA型應變片\\(S1～S16\\)16個，最大量程為0.02，S1～S10用來測量砂土層中的樁身應變，S11～S16用來測量凍土層中的樁身應變;量程為±50mm的拉線位移計\\(D1～D3\\)3個，D1和D2的位移計用來測量樁身不同部位的水平位移，D3用來測量凍土層水平滑動位移;剪切型壓電式加速度傳感器\\(A1～A8\\)8個，A1～A3和A5的加速度傳感器用來測量砂土層中土的加速度，A4、A6和A8用來測量樁身不同部位的加速度，A7用來測量凍土層的加速度;BSK-0.05型孔隙水壓力計5個，沿豎向均勻埋設在砂土層中，最大量程為0.05MPa，全橋接線方式．

1.4加載過程

試驗輸入地震波分別為簡易正弦波、2002年美國阿拉斯加州的Denali地震波和2011年東日本大地震波，加速度時程曲線如圖3所示．

2、試驗現象與分析

加載工況1:正弦波，峰值加速度\\(PGA\\)約為0.05g，卓越周期為1s．加載過程中模型箱僅有輕微晃動，模型箱中土層的加速度以及樁身的應變和位移都很小，總體上整個模型僅有微小的反應．正弦波加載完畢1h后，開始加載工況2:Denali地震波，峰值加速度約為0.148g，卓越周期為1.12s．加載過程中，模型箱晃動明顯，樁身有一定變形，振動結束后恢復成原狀，樁頂位移較?。嗌皾{層隨箱體晃動，相對砂土層有很小的下滑但基本無變形，圖1中的左側水溝有氣泡產生，水位略微上升．樁處于彈性變形階段，加速度有一定的放大，砂土層底部開始有發生液化的趨勢．Denali地震波加載完畢2h后，開始加載工況3:東日本大地震波，加載時長40s．由于試驗臺要求單次波形最多輸入4000個數據點，所以在實際操作中，東日本大地震波被截為兩個片段連續加載．兩個片段時長各20s，峰值加速度分別為0.468g和0.53g，卓越周期分別為0.12s和0.14s．加載過程中，模型箱晃動加劇，鋼管樁亦大幅度晃動，振動完畢后出現不能完全恢復的塑性變形，樁頂位移很大．水泥砂漿層下滑明顯且有不均勻下沉，致使原有坡度改變，并伴隨出現了大量裂縫．左側水溝內水位變化很大，持續產生水泡，有“涌水”現象出現．可觀察到樁身既有彈性變形又有塑性變形;液化也變得明顯，出現“噴水冒砂”現象，水溝內有水逸散到箱外．東日本大地震波加載完畢2h后，將工況3中的片段1調幅1.5倍后作為工況4進行加載，峰值加速度約為0.7g，卓越周期為0.12s．加載過程中模型箱劇烈晃動，沿加載方向兩側的箱壁變形明顯．樁的塑性變形加大，且樁已經將與砂漿層接觸部分的砂漿完全壓壞，出現橫貫砂漿層的通長裂隙，導致樁與砂漿層基本分離．砂漿層的下滑和不均勻下沉顯著，振動完畢后已無坡度可言，砂土層液化更為嚴重，水溝內不停有水噴出到箱外．

2.1不同工況加速度對比

根據圖4加速度反應可作下述分析．工況1:模型反應輕微，各點加速度基本一致．工況2:砂土中加速度A3的峰值加速度大于A1，說明砂土層可以放大輸入地震波;凍土層的加速度A7與測點A3的

峰值加速度接近，顯示凍土層尚未滑動．工況3:液化開始出現，砂土層振動進一步放大，但由于凍土層滑動和樁基出現塑性變形，凍土層加速度A7與砂土輸入加速度A3相比，衰減更為明顯．工況4各點加速度變化規律與工況3類似，但趨勢進一步加強．

2.2不同工況孔隙水壓力對比

圖5為不同工況時的超孔隙水壓力時程曲線，圖中參考橫線為試驗前砂土層各深度處的初始有效應力．某深度處的瞬時超孔隙水壓力為該位置的瞬時孔隙水壓力減去試驗前該點的靜止孔隙水壓力．對于任意工況，如果某深度處的瞬時超孔隙水壓力超越參考紅線所示的初始有效應力，表明該位置即有液化發生．下面選取孔隙水壓力計P1和P4的測試數據為例進行分析說明．工況1:整個砂土層均未液化．工況2:底部P1處開始發生輕微液化，而P4處則無液化出現，說明砂土層在底部開始出現局部液化，對應土體的承載強度開始喪失．工況3和工況4時，地震強度增大，下部位置液化進一步加強，可作類似分析．值得說明的是:根據現場凍土層左側水溝的噴水情況分析，工況4液化情況顯然比工況3更為嚴重，但是這一點未能從超孔隙水壓力時程曲線上加以體現．原因在于工況4試驗過程中噴水高程很大，部分液態水直接噴濺到了箱外，存在卸壓作用，造成土中的動水壓力無法充分積聚．

2.3不同工況側向位移對比

樁基和砂漿層側向位移實測結果見圖6．模型的輸入加速度從工況1到工況4逐漸增大，側向位移也隨之增大．工況1和工況2時，凍土層與樁緊密接觸，接觸面沒有“分離”，所以D1和D3讀數相同;而在工況3和工況4時，鋼管樁與凍土層間就不能緊密接觸，樁和凍土層的側向位移也不相同．后兩個工況加載完畢后，均留有側向殘余變形，特別是工況4時D2已經超過了量程，說明此時樁的塑性變形已經很大．

2.4不同工況樁身應變對比

同一試驗工況中，隨著高度增加，砂土層和凍土層中對應部位樁的彎曲應變會增大．結合圖7，可有下述分析．工況1:由于輸入地震動強度很小而凍土層剛性較大，S11、S13和S15應變值相差很小，說明凍土層內樁身變形很?。畬溆喙r，隨著輸入地震動強度增大，樁身在凍土層的變形更為明顯．工況1和工況2加載完畢后樁身各點應變消失，說明屬可恢復變形，樁處于彈性變形階段．工況3和工況4時，樁身即使卸載完畢仍留有殘余變形，說明樁已出現塑性變形，樁的破壞最可能出現在S15位置處．

3、結論

鑒于凍土場地內地基液化對樁基抗震性能影響這一研究問題的復雜性和重要性以及目前的研究現狀，本文嘗試通過振動臺模擬地震試驗研究這一問題．結合試驗過程中出現的宏觀現象、土層反應和樁身響應，可得出以下結論:

\\(1\\)由于凍土層的存在，砂土層未液化或者液化不明顯時，可以給樁提供一定的側向約束，有助于提高樁基的抗震性能;\\(2\\)當地基液化后，凍土層的存在會使土體孔隙水壓力難以釋放，導致液化加劇，下部可液化土層的側向流動急劇增加，從而導致樁基的側向變形快速增長，致使樁基的抗震性能大幅下降．

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