（岩土工程专业论文）液化土层中单桩的水平承载特性.pdf

摘要 地震作用下液化土中桩基的水平承载特性研究是当前岩土工程领域中的前沿 课题之一。目前在桩基设计中对于地震作用下液化土中桩基水平承载力的计算存在 着一些简化方法，但是都缺乏实际震害的校核或模型试验的验证。为此，本文进行 了振动台模型试验，对液化土中桩基水平承载特性进行了研究。主要工作如下： 通过液化砂土与桩相互作用的振动台试验，研究t # b 部荷载作用下可液化土层 中桩基水平承载特性衰化的机理。揭示了桩基横向承载力在砂土液化过程中的的振 动衰化过程，得到了砂土密实度对桩基水平承载特性的衰化起着控制作用的结果。 基于“非线性文克尔地基梁”模型，计算模拟了振动台试验得到的桩在土层液 化过程中桩身弯矩的变化情况，并把计算结果与试验结果进行了比较。 探寻了液化后土体的强度指标与土层液化后的p - y 曲线的联系，提出一种测定 液化砂土结构残余强度的试验方法，得到了液化砂土的结构残余强度指标。进一步， 利用砂土的结构残余强度指标，借鉴a p i 规范推荐的方法，推求了相应的液化砂土 的p - y 曲线。从而提出了利用液化砂土的结构残余强度推求液化砂土p - y 曲线的方 法。 关键词：桩一土相互作用，振动台模型试验，桩基水平承载特性，液化砂土的p - y 曲 线 a b s t r a c t t h es t u d y0 1 1t h el a t e r a lb e a t i n gc a p a c i t yo ft h ep i l ef o u n d a t i o ni nl i q u e f y i n gs a n d u n d e rs e i s m i cl o a d i n gb e c o m e sar e s e a r c hh o t s p o ti ng e o t e c h n i c a le n g i n e e r i n gi nt h e s e d a c m e s t h e r ea r es o m es i m p l i f i e dd e s i g nm e t h o d sf o rp r e d i c t i n gt h el a t e r a lb e a r i n g c a p a c i t yo f t h ep i l ei nl i q u e f i e dg r o u n du n d e r s e i s m i cl o a d i n g , b u tt h e s em e t h o d sh a v en o t b e e nv e r i f i e db yp h y s i c a ld a t ad u r i n gt h er e a le a r t h q u a k eo rt h em o d e lt e s t s ot h el a t e r a l b e a r i n gc a p a c i t yo ft h ep i l ei nl i q u e f i e dg r o u n dw a si n v e s t i g a t e dt h r o u g ht h es h a k e i n g t a b l et e s ti nt h i sd i s s e r t a t i o n s o m em a i nr e s e a r c h e sc a nb ec o n c l u d e da st h ef o l l o w i n g ： s h a k i n gt a b l em o d e lt e s t s o nt h ep i l ea n dt h el i q u e f i e dg r o u n di n t e r a c t i o nw e r e i m p l e m e n t e d t os t u d yt h em e c h a n i s mo f t h ed e c l i n eo f t h el a t e r a lb e a r i n gc a p a c i t yo f t h e p a ei nl i q u e f i a b l eg r o u n du n d e re x t e r n a ll o a d i n g a n dt h ep a p e rc l a r i f yt h ed e c l i n ec o u r s e o f l a t e r a lb e a r i n gc a p a c i t yo f t h ep i l ei nl i q u e f i e dg r o u n du n d e rs e i s m i cl o a d i n g ，a n dm a k e t h ec o n c l u s i o nw h i c ht h ed e c l i n eo f l a t e r a lb e a r i n gc a p a c i t yr e l i e so nt h es a n dd e n s i t y w ec a l c u l a t ea n ds i m u l a t et h ec h a n g eo f t h em o m e n t so f t h en e i nl i q u e f i e dg r o u n d d u r i n gt h es h a k i n gt a b l et e s tb a s e do nt h e ”b e a mo nn o n l i n e a rw m k l e rf o u n d a t i o n 0 3 矾r f ) ”m o d e l a n dh a sc o m p a r e dt h er e s u l to f c a l c u l a t i o nw i t h t h er e s u l to f t l l ct e s t t h er e l a t i o n s h i pb e t w e e nt h es t 姗g t ho fl i q u e f i e ds a n da n dt h ep - yc u r v e so f l i q u e f i e ds a n dv c a se x p l o r e d a n dt h et e s t so nt h es t r u c t u r a lr e s i d u a ls t r e n g t ho fl i q u e f i e d s a n dw e r ep m p o s e ds ot h es m a c m m ar e s i d u a ls t r e n g t hi n d e xo fl i q u e f i e ds a n dw a sg o t u s i n gt h ei n d e xa n dt h em e t h o dr e c o m m e n d e db ya p i f o rp - yc u r v e s ，t h ep - yc u r v e so f l i q u e f i e ds a n dw e r eg o t s oam e t h o du s i n gt h es t r u c t u r a lr e s i d u a ls t r e n g t ht od e v e l o p t h e p - yc u r v eo f t h el i q u e f i e ds a n di sp r o p o s e d k e yw o r d s ：s o i l - p i l ei n t e r a c t i o n ，s h a k i n gt a b l em o d e lt e s t ，t h el a t e r a lb e a r i n gc a p a c i t yo f t h e 硼e ，p - yc u r v eo f l i q u e f i e ds a n d 独创性声明 本人声明所呈交的学位论文是本人在导师指导下进行的研究工作和取得的研 究成果，除了文中特别加以标注和致谢之处外，论文中不包含其他人已经发表或撰 写过的研究成果，也不包含为获得基盗盘翌或其他教育机构的学位或证书而使 用过的材料。与我一同工作的同志对本研究所做的任何贡献均已在论文中作了明确 的说明并表示了谢意。 学位论文作者签名：哼篷重签字目期：p 占年月z 日 学位论文版权使用授权书 本学位论文作者完全了解墨盎盘壁有关保留、使用学位论文的规定。特 授权盘洼盘茎可以将学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，并 采用影印、缩印或扫描等复制手段保存、汇编以供查阅和借阅。同意学校向国家有 关部门或机构送交论文的复印件和磁盘。 ( 保密的学位论文在解密后适用本授权说明) 学位论文作者签名： 孬g 主 导师签名： 签字日期：加彳年月上日签字日期：2 卯s 年月名日 第一章绪论 1 1 引言 第一章绪论 桩基础是深基础中最常用的一种形式，它能较好地适应各种地质条件及各种荷 载隋况，具有承载力大，稳定性好，沉降值小等特点，在高层建筑、重型厂房、桥 梁、港口码头、特别是在海上采油平台得到广泛应用。随着桩基工程的迅速发展和 人类积累的地震危害资料的扩展，桩基础的抗震性能已经成为当今岩土地震工程的 一个主要研究课题；由于海洋工程结构的特殊性及其巨大投资，液化土中海洋平台 桩基的抗震设计成为目前海洋平台设计中的一个研究热点。大量学者和专家们就桩 一士一上部结构相互作用埋论对结构动力响应的影响进行了多方面的研究，大量工 作都集中在理论研究和计算分析l 【j j 【2 j 。二十世纪九十年代以来，日本、美国等国家 开始进行现场试验和振动台试验，但由于各种条件限制，使得许多理论成果得不到 试验验证难以直接指导实际工程设计。本章就当前评价液化上中桩基水平承载特性 的各种方法做j 分析与比较，并对进行桩十相互作用的数值方法和振动台模型试验 技术的现状作了分析，并提出了本文所做的研究工作。 12 评价液化土层中桩基水平承载特性的现状 1 2 1 折减系数法 折减系数法是考虑液化土层中桩基性能的一种简化方法，也是也足目前桩基抗 震设计中常用的方法。 最初，为简化起见，国内外在评价液化土中桩基的承载特j | 生时，将液化土层中 桩的水平承载力取为零。例如我国在2 0 世纪8 0 年代制定的工业与民用建筑灌注 桩设计与旌工规程( j g j 4 8 0 ) 中规定川：当液化层为表层土层时，不考虑液化土 层的承载力，桩基就变成高桩承台。当液化层为中间层时，如果按m 法计算桩基的 水平承载力，首先将液化土层的m 值取零，然后利用其他非液化上层的i t i 加权平 均值计算桩身应力。目前，在海洋工程设计中也使用此法，特别对于松散的砂土来 说，地震时液化土层完全失去了承载力；零折减法正是反映了此类最不利的情况， b 口设计地震力发生的时刻液化土层的水甲承载力为零。但一般利用此法进行桩基的 抗震设计时，结果偏于保守，经济上很不可行。特别是当承台下可液化土层较厚时， 抗震设计时，结果偏于保守，经济e 很不可行。特别是当承台下可液化上层较厚时， l 第一章绪论 1 1 引言 第一章绪论 桩基础是深基础中最常用的一种形式，它能较好地适应各种地质条件及各种荷 载情况，具有承载力大，稳定性好，沉降值小等特点，在高层建筑、重型厂房、桥 梁、港口码头、特别是在海上采油平台得到广泛应用。随着桩基工程的迅速发展和 人类积累的地震危害资料的扩展，桩基础的抗震性能已经成为当今岩土地震工程的 一个主要研究课题；由于海洋工程结构的特殊性及其巨大投资，液化土中海洋平台 桩基的抗震设计成为目前海洋平台设计中的一个研究热点。大量学者和专家们就桩 一士一上部结构相互作用理论对结构动力响应的影响进行了多方面的研究，大量工 作都集中在理论研究和计算分析上【l j 【2 j 。二十世纪九十年代以来，日本、美国等国家 开始进行现场试验和振动台试验，但由于各种条件限制，使得许多理论成果得不到 试验验证难以直接指导实际工程设计。本章就当前评价液化土中桩基水平承载特性 的各种方法做一分析与比较，并对进行桩土相互作用的数值方法和振动台模型试验 技术的现状作了分析，并提出了本文所做的研究工作。 1 2 评价液化土层中桩基水平承载特性的现状 1 2 1 折减系数法 折减系数法是考虑液化土层中桩基性能的一种简化方法，也是也是目前桩基抗 震设计中常用的方法。 最初，为简化起见，国内外在评价液化土中桩基的承载特性时，将液化土层中 桩的水平承载力取为零。例如我国在2 0 世纪8 0 年代制定的工业与民用建筑灌注 桩设计与旌工规程( j g j 4 8 0 ) 申规定 3 1 ：当液化层为表层土层时，不考虑液化土 层的承载力，桩基就变成高桩承台。当液化层为中间层时，如果按m 法计算桩基的 水平承载力，首先将液化土层的m 值取零，然后利用其他非液化土层的m 加权平 均值计算桩身应力。目前，在海洋工程设计中也使用此法，特别对于松散的砂土来 说，地震时液化土层完全失去了承载力；零折减法正是反映了此类最不利的情况， 即设计地震力发生的时刻液化土层的水平承载力为零。但一般利用此法进行桩基的 抗震设计时，结果偏于保守，经济上很不可行。特别是当承台下可液化土层较厚时， 1 第一章绪论 桩内配筋量很高，设计、施工及造价诸方面均很困难。所以针对这种保守的简化方 法，工程界一直在寻求更经济更合理的折减设计方法【4 j 。 在2 0 世纪8 0 年代初期日本土力学与基础工程学会编制的基础桩的调查设 计与施工【5 】中，也规定液化土层的横向抗力按土层深度和液化安全系数进行折减。 但是，此法对液化土的承载力不是一概取零，而是视液化土层深度及液化安全眭的 不同，在桩的水平力抗震验算中将原状土的变形模量e 乘以不大于1 的折减系数 d ，作为抗震验算中土的变形模量，详见表1 1 。表中的f ，即为液化抵抗系数【6 j ， d 。为折减系数。f ，等于r 与l 之比，r 为动力剪切强度比，l 为地震时的剪切应 力比。一般由地基原位勘查资料结果( n 值、d ，。、盯：) ，计算动力剪切强度比r 再通过该建筑物处的地面烈度，计算地震时的剪切应力比l 。至于e 的影响是通过 液化发生概率来考虑。表1 2 为液化土层中极限侧阻力折减系数吼的取法，表1 1 与之相比有一定的相似性。此法是日本公路桥规范( 1 9 8 1 7 】中使用的方法，亦为我 国铁路抗震规范( 1 9 8 9 ) i s 所采用。 表l l 土性常数的折减系数表表1 2 液化土层极限侧阻力折减系数 由地面算起 液化安全系数吒 的深度 折减系 m ) 数d 。 0 x 1 0o f 0 6 1 0 x s 2 01 3 o x 1 01 3 0 6 f 0 8 1 0 x 2 0嬲 0 x 1 0加 0 8 f 1 0 1 0 1 01 3 d l o1 3 o 6 如- 1 0 2 3 d 1 0加 o 8 1 0 1 0 此法从液化概率及危险性分析上对桩的抗震设计进行了考虑。d ，的取值是依 据不同孔压比时的室内静固结试验得出的折减系数的试验结果( 如图卜1 所示) ，以 及图卜2 的变形模量与液化抵抗系数f ，的关系曲线( 图中阴影部分为d ，取值偏于 安全的部分) 。f ，的精度则根据新泻地震时的震害状况的记录与按照公路桥梁抗 震设计指南【9 】的液化判定值相一致而得到证明。矢作枢，和田克副删对该法的应 用合理性作了重要研究。d 。值分别按多层地基计算方案的e 确定，以及取各层疋 的平均值按单层地基计算方案确定，比较这两种方案，其结果没有多大差别，因此 如考虑简化计算，即采用f 的平均值计算，也能保证精度；降低系数d ，的变化对 桩基数目的影响，矢作枢，和田克哉【1 0 1 也进行了研究，指出d 。越小，相应的桩数 第一章绪论 就越多，d 。为零时，土层不考虑承载力，相应的桩数就更多。 00 20 40 60 8l 孔压比 图1 1 折减系数与孔压比的关系图1 2 变形模量与液化安全系数的关系 1 2 2 两阶段分析法 为了更加合理地考虑液化土层中桩基的承载特性，1 9 8 8 年国内制定的工业构 筑物抗震鉴定标准【l “，以及1 9 9 0 年制定的冶金工业建筑抗震设计指南1 1 2 1 提 出了两阶段分析方法。此法的基本思想是将设计地震力与砂土液化对桩横向承载力 的最不利时刻区分开来。桩的验算分两阶段进行：( 1 ) 地震阶段。桩上有地震力， 土中已有液化区，但根据大多数隋况下喷水冒砂滞后于地震的事实，认为此阶段液 化区尚未发展到桩顶承台附近，对桩的横向承载力影响不大。计算中可忽略液化影 响，按非液化士隋况进行桩的校核。( 2 ) 震后阶段。桩上无地震力，假定液化层全 层液化，扣除液化层的桩侧摩擦力及2m 左右厚度的上覆非液化层的摩擦力( 考虑沿 桩身四周缝隙排水) ，校核桩在静载下的液化后竖向承载力。它适用于桩承台旁有厚 为2 m 以上的非液化土的低桩承台，平时以受竖向荷载为主。 此法是从地震作用过程着眼并结合液化土中桩基宏观震害经验提出的。根据大 多数情况下喷水冒砂滞后于地震的事实看来，地震力作用的时段内液化往往尚未发 展到桩头附近，对桩的抗弯能力削弱不大，故抗弯验算中可忽略液化的影响。液化 对桩的竖向承载力确有削弱，但因在地震作用的数十秒时间内，桩来不及产生充分 的竖向变形，并且地震力因液化减震作用也比非液化时降低；所以桩的竖向承载力 由第二阶段的验算加以保障。然而，两阶段法在地表为液化土时，当作不液化土考 虑是否安全缺乏试验数据的验证；在主震后数小时，液化土中孔压尚未完全消散， 第一章绪论 发生较强余震时是否危险也需要进一步论证。 1 2 3p y 曲线法 m a t l o c k ( 1 9 7 0 ) 1 3 】由软粘土和r e e s e - c o x - k o o p ( 1 9 7 4 ) 1 4 1 由砂土中所进行的一系列 有关试验，提出了有关横向受力桩的的论文，并为美国石油协会1 9 7 5 年锚定式海洋 平台设计施工技术规范a p i r p 2 a 的第六版所采用。这个方法从修建桩基结构的地 基中采取土样并在试验室内进行试验，由试验得到的应力应变关系求出桩在沿深 度向的p - y 曲线。 a p i 规范给出了砂土在动力荷载下的降低系数，标明了周期性水平荷载下承载 力变化的灵敏度。但是a p i 推荐方法主要针对风及波浪荷载的周期性作用，并没有 明确给出如何在地震荷载作用下的液化土中选取折减系数。 为了解决地震作用下，如何选取合适的p y 曲线折减系数来反映液化砂土的侧 向抗力问题，l i u 和d o b r y ”】在1 9 9 5 年，对相对密度为6 0 的砂土中的模型桩进行 了动力离心模型试验，根据试验分析结果，他们提出将静力p - y 曲线中的p 折减0 9 倍后作为反映液化土层中桩土相互作用的p - y 关系。 1 9 9 8 年，w i l s o n t l 6 】又对饱和砂土中的模型桩进行进一步的动力离心模型试验， 根据试验分析结果，提出对于相对密度为5 5 的砂土，合理反映液化砂土侧向抗力 的折减系数大致为0 2 5 至0 3 5 ；对于相对密度为3 5 的砂土，合理反映液化砂土侧 向抗力的折减系数大致为o 1 。这一结果表明土层液化后的残余侧向抗力与土层的初 始相对密度有密切关系，这与早先i j l l 和d o b r y 的研究成果相比有了新的发现。 到目前为止，如何定量确定液化土层中桩土相互作用的p y 关系仍缺乏系统的 研究成果。特别是在我国桩基式海洋平台的设计中，对于液化土层，仍然使用了0 折减系数方法，也就是不考虑液化土层的横向抗力。这些事实表明，目前人们对如 何客观确定液化土层p - y 曲线尚未形成共识，需要进行深入的研究。 1 3 桩主动力相互作用的研究方法 桩土动力相互作用的研究方法可分为试验研究和分析研究两个方面。通常的分 析方法主要可分为解析法和数值模拟方法两种，桩土动力相互作用分析主要采用数 值模拟方法，如有限元法，边界元法，有限差分方法等以及它们之间的混合求解方 法。但由于目前缺少足够的实际桩基震害资料，而且各种数值模拟方法都包含了一 第一章绪论 些假定，因此在将某一种方法运用于实际之前，通过试验研究其可靠性是十分必要 的。近年来，国内外研究人员进行了大量的桩土动力相互作用的模型试验工作，包 括现场试验和室内试验，室内试验又可以分为两类：离心机动力模型试验和振动台 模型试验。 1 3 1 数值方法 目前，用于桩土相互作用分析的数值方法有有限元法，边界元法，有限差分法， 无限元法等。 ( 1 ) 有限元法 有限元法是广泛使用的数值计算方法之一，其优点是数学过程简单、物理概念 清楚、计算程序编制具有有序性和一致眭以及良好的适用性和高度的灵活性，并随 着计算机科学技术的迅猛发展迅速发展起来。目前有限元法已经在地震工程、地球 物理、流体力学等众多领域中发挥重要作用。解决桩土动力相互作用问题时，有限 元分析无疑是种强有力的离散化手段，它适用于复杂的结构形式、场地特性，也 可以处理土的非线性问题。但有限元法有两个主要缺点：单元网格尺寸受输入波 频率的影响，往往要求单元划分的很细，增加了计算量和计算费用；土是一种半 无限介质，属于无界域，有限元法无法模拟无限地基的辐射阻尼，因此需要引入人 工边界对无限地基作适当的模拟。 对于静荷载作用时，可引入虚边界，使之处于离结构足够远的地方，根据圣维 南原理【m ，虚边界的引入对体系的影响可忽略不计。土变成了有限域，能直接对由 结构和土组成的整个体系进行离散分析。 对于动荷载情况，虚拟边界会将由振动结构所传出的波反射到已离散的土中而 不让他们透过边界传至无穷远处。为了处理地震能量向场地远处逸散，选择合适的 边界条件来反映网格以外土体的刚度，还必须避免任何向外传播波的反射。人工边 界的位置，除了取决于所加边界条件的类型外，还受土体阻尼材料的大小、所研究 的频率范围、波速以及激励持续时间的影响【l ”。 ( 2 ) 边界元法 边界元、法【1 9 1 应用g r e e n 定理，通过基本解将支配物理现象的域内微分方程变换 成边界上的积分方程，只需对边界进行离散化，使数值计算的维数降低一维，从而 减少了问题的自由度和原始信息量。由于边界元法能自动满足远场辐射条件，无需 引入人工边界，具有适用于无限域和半无限域的特点，因而在岩土工程中受到了重 5 第一章绪论 视f 2 0 ，而且在结构地基相互作用体系中得到了广泛的应用。边界元法主要用于求解 地基动力刚度和基础响应、地形对地震波的散射效应以及地下结构的动力响应等方 面。陈清军等口1 1 采用薄层内位移线性变化条件下的动力g r e e n 函数形成桩土相互作 用的土介质柔度矩阵，用振型分解法建立上部结构等效刚度矩阵，建立了层状土介 质中群桩及其上层结构体系对入射地震波响应的半解析分析模型，研究了地基桩 上部结构体系对不同角度入射s h ，s v 和p 波的动力响应。杜修力 2 2 1 等用控制方程 基本解的完备系作权函数，导出了奇异积分方程，并用边界元离散，求解s h 波散 射问题。 ( 3 ) 有限差分法 有限差分法 2 3 1 和有限元法都属于有限体模型，用于模拟无限地基的辐射阻尼时 也需要在边界上施加人工边界条件，或者将地基的离散范围选取的很大。使波在传 递到边界时幅值很小。有限差分法曾用于地震地面运动分析，但该方法迄今在地基 动力分析中已有被有限元或边界元取代的趋势。 ( 4 ) 无限元法 无限元法刚是一种半解析数值方法，将无限地基与结构接触部分的有限区域化 分为通常的有限单元网格，而无限地基的其余部分为伸向无穷远的无限元，无限元 的形函数由插值函数和一个适当的衰减函数的乘积构造。这一衰减函数要求能反映 场变量在无穷介质中的分布规律并保证单元刚度矩阵的广义积分满足收敛条件。 1 3 2 振动台模型试验技术 近年来国内外研究者们进行了大量的试验工作，包括室内试验和现场试验，室 内试验又包括离心机试验和振动台试验，现场试验具有与真实的桩土系统非常接近 的应力应变条件，所得到的参数可以直接用于理论分析，但其成本高，而且试验的 激励往往只是施于桩头而非土体，这与地震作用下柱一土一结构相互作用的实质相背 离。室内试验由于为缩尺试验，要想满足全部的相似条件是不可能的。只能根据所 要研究的具体目标考虑一些主要因素，而舍弃此要因素；或者就模型进行研究，找 出定性的规律，定量上只能就模型本身进行论证。但是，室内试验成本低，可重复 性好，在可控制的环境下能够灵活地、经济地进行参数研究。下面主要对当前国内 外地震作用下桩土相互作用的的振动台模型试验研究的现状进行分析比较，点出了 目前研究的热点和难点。 振动台试验可以在较短的时间内进行为数众多的模型试验以消除一些随机因 6 第一章绪论 素的影响，可以研究边界条件的变化对模型动力响应的约束，以及可以进行二维甚 至三维的振动模拟，并且不存在离心机试验中所谓的科里奥利效应问题瞄1 。因而振 动台试验有其自身的优势，是研究可液化砂土与桩动力相互作用的种极其有效的 方法。 在国外，1 9 6 9 年，k u b o 率先进行了桩一土一结构动力相互作用振动台模型试验 吲，采用1 0 m x 4 m x 2 m 的土箱，模型桩长为3 1 m ，其一端固定在台面上，模型箱 采用砂土和油的混合物来模拟软土场地，输入不同频率的水平向正弦波激励。试验 表明：随着输入台面运动频率的增加，土层表面运动水平随之增加，桩体上的最大 弯曲应力发生在桩顶位置，并随桩深度逐渐减少。 1 9 8 0 年，y a o 用单质点模拟上部结构进行了桩土结构的相互作用的振动台试 验 2 7 1 ，采用九根铝管桩模拟群桩基础，用实际场地的粘土作为模型土。观测到上部 结构的自振频率与土层的自振频率一致时测到了强烈的共振反应。 1 9 8 2 年，m j z t l n o 和l i b a 首先采用地震波激励进行了桩一土一结构动力相互作用 的振动台试验网，在圆柱形的容器的四周设置泡沫塑料来模拟土的边界条件，基础 采用矩形截面的钢桩，上部结构采用单质点模型模拟，原型土由膨润土等弹性材料 模拟，并对模型的相似关系进行了研究。 1 9 8 7 年g o h l 和f i n n 2 9 1 在振动台上进行了桩与砂土相互作用的试验，研究了强 震下单桩的地震反应。他们采用刚性容器，容器的两内侧设置2 5 m m 厚的苯乙烯类 泡沫塑料以防止两侧波的反射，用空心铝管模拟桩，模型土为干砂。试验得到结论 为：( 1 ) 随着振动强度的增加，桩基础的自振频率有所降低，这是因为桩周士循环 应变软化而使得土的模量和侧向刚度阿氏；( 2 ) 桩头的自由振动以第一振型为主； ( 3 ) 模型参数的选择将决定桩反应的预估精度。 1 9 8 8 年m a t s u d a 等刚采用分层土箱进行饱和砂土的振动台模型试验。在制作场 地土模型时采用了一种新的方式，即：将砂土加入到容器里，同时从容器的底部注 入加压水，使振动台不断的振动，从而使土中的气泡排出，最后停止水的注射，使 士颗粒下落和沉积，最后吸除超出土平面的水。采用这种方式，几乎能够将气泡从 土中排尽，土颗粒均匀沉淀。这种方式比较适合制作饱和或部分饱和砂土场地模型。 1 9 9 1 年l i u 和c h e n 3 1 1 对饱和砂土中的群桩进行振动台试验，研究打桩对土体 的挤密效果。试验结果表明桩基础周围的超孔隙水压力比要低于自由场的超孔隙水 压力比。不过，l 抽和c h e n 指出，尽管打桩对周围土体有挤密、提高抗液化能力的 效果，但对全部土体液化的情况还是容易丧失侧向承载力的。 第一章绪论 s a s a k i 等1 3 2 ) 在1 9 9 1 年，t o k i d a 等1 3 3 1 在1 9 9 2 年分别通过振动台试验研究了饱和 砂土液化产生侧向流动对群桩模型的影响。探讨了地面坡度，斜面长度，可液化土 层厚度和群桩构造等条件的变化对饱和砂土液化产生侧向流动使桩上受到的拖曳力 的影响。 1 9 9 1 年，y 孤【3 4 】对标准振动台试验进行了改进，他对无粘性的模型土施加水力 梯度与离心机试验类似的方式在模型中增加应力水平。 为了研究群桩动力相互作用，s r e e r a m a 3 5 】在1 9 9 3 年对嵌入软土中不同间距的群 桩进行了试验。 1 9 9 6 年s a t o 等口6 为了检验k o u d a 等口刀提出的理论方法，在振动台上进行了单 桩试验。模型土为干砂，输入激励为正弦波。试验结果表明：正弦波的频率越接近 桩土上部结构系统的卓越频率，反应峰值区域就越大，反之越小。 1 9 9 7 年m a k r i s 等p 8 】对干砂中的单桩进行了振动台试验，并把试验结果与文克 尔地基梁模型计算结果进行比较。计算结果与试验结果的比较表明，两者非常吻合。 2 0 0 0 年t a m u r a 等口9 】进行了砂土液化下的桩土相互作用的振动台试验。通过试 验发现：( 1 ) 在土层表面发生液化前，桩头的破坏不仅与上部结构的惯性力有关， 还与表层土的变形有关。( 2 ) 表层土液化后，由于表层土的变形，引起桩中间部分 的破坏。( 3 ) 小震下，大的弯曲只发生在桩头，但在大震下，由于土的变形，桩中 间部分也和桩头一样发生大的弯曲。f t m a h a r a 等 4 0 j 采n 有效应力有限元方法对该试 验进行了数值模拟。得出结论：桩头破坏是由于上部结构的惯性力和地面变形的结 果；桩中间部分的破坏主要是砂土液化后大的土体流动造成的。 在1 9 9 5 年的阪神地震中，砂土液化导致的土体侧向流动对各种结构物造成了 严重的破坏。为了估计侧向流动对桥梁基础的影响，2 0 0 0 年t a m u r a 等【4 l 】进行了振 动台试验。根据试验和分析结果，得出结论：旌加于桥梁基础的场地流动力大致为 非液化表层被动土压力与液化层的覆盖层压力的3 0 的和。 2 0 0 0 年y a s u d a 等【4 2 】进行了砂土液化下的桩土上部结构相互作用的振动台试验。 o r e n s e 等 4 3 1 对理论分析结果与试验结果进行了比较，表明在斜坡液化场地的土对桩 的弹簧常数降低，是由于孔隙水压力的增加和桩土相对位移增加的结果。 国内方面，1 9 8 4 年刘慧珊和乔太平畔】，1 9 9 1 年刘慧珊和陈克景【4 5 】进行过振动 台试验，其目的是研究桩基在液化土中的破坏机理，但他们的试验中没有涉及到上 部结构。 1 9 9 3 年，徐志英和施善云 4 6 1 在大型振动台上进行了土地下结构的动力相互作 第一章绪论 用模型。将地下结构预埋在大型刚性容器内的填砂中，用简谐波在垂直结构线的方 向振动，但他们的试验没有涉及到桩基础及上部结构。 1 9 9 9 年，范立础和韦晓【4 7 1 在国内率先进行了桩一土一结构动力相互作用模型振动 台试验，并用s h a k e 程序对自由场试验结果进行比较，从而得出了一些有益的结 论。 2 0 0 0 年，吕西林和陈跃庆 4 8 1 进行了地基_ 基础一上部结构动力相互作用的振动台 试验。但是，这些试验未考虑砂土液化问题，而且对于桩基础动力响应的研究较少。 从以上的分析可以看出，到目前为止，虽然利用振动台模型试验对地震荷载作 用下的桩一土相互作用问题进行了很多方面的研究，但是真正涉及到液化土层中桩基 横向承载力变化规律的研究却不多见，特别是如何确定液化土层中的p - y 关系并据 此评价桩的水平承载能力尚缺乏相应的研究成果。 1 4 本文的主要工作 通过以上分析可以看出，桩一土相互作用是近年来工程领域的前沿课题之一， 尽管国内外对于桩土动力相互作用问题进行了多方面研究，也取得了相应的研究成 果。但是对于如何定量评价液化土层中桩的水平承载特性，尚缺乏足够的试验与理 论分析研究，还不能为形成一种工程上可以接受的评价方法提供足够而有力的支撑 依据，而且也缺乏对依据饱和砂土动力特性参数确定液化土层中桩的横向承载衰化 特性参数的试验探索。为此，本文开展了如下研究工作： ( 1 ) 利用振动台试验装置，进行了液化砂土与桩相互作用的一系列振动台模 型试验，为分析液化土中桩基水平承载特性的变化及计算模拟提供试验依据。 ( 2 ) 利用有限元方法，对液化土层中桩土相互作用模型试验过程进行计算模 拟，通过把计算结果与振动台试验得到的桩在土层液化过程中桩身弯矩的变化相比 较，探讨能够描述土层液化过程中桩土相互作用特性变化的动力计算方法。 ( 3 ) 探讨如何依据液化土层的动力参数确定其衰化p - y 关系的方法。这一研究 的目的是试图在液化砂土的基本力学性质与其衰化p - y 关系之间建立一种联系，以 便能够通过原状液化土层的实验室试验，确定现场液化土层的衰化p - y 关系。 第二章振动台模型试验及试验结果 2 1 前言 第二章振动台模型试验及试验结果 本章介绍了液化土层中桩土相互作用下的振动台模型试验。试验目的是通过改 变砂土的密实度参数研究桩的横向承载特性随液4 l 土层密实度、振动累积孔压以及 砂土液化状态变化的规律；同时获得了丰富的试验数据，为进一步计算模拟以及验 证计算方法的合理性奠定基础。 2 2 试验装置 2 2 1 振动台 本模型试验振动台为d y t - 1 0 a 电液伺服振动台。该振动台利用计算机控制振 动台台面加速度的输入，输入信号处理程序的d a 输出把d s p 数字信号经d a 通 道送至电液振动台伺服控制仪，而后该控制仪对电液振动台提供激励信号并对台面 加速度进行控制。 该振动台的主要技术指标为：台面尺寸0 8 m 0 7 m ；可以施加水平方向的最大 激振力9 8 k n ，台面的最大振动位移幅值为3 5 m m ，水平向最大加速度为2 0 9 ，最大 速度2 2 c m s e e ，配有3 2 通道的试验数据采集系统。频率范围0 1 3 0 0 h z ，油源工作 压力1 2 5 k g f c m ，油源额定流量1 1 0 l m i n ，位移波型失真度q ，改变油压( 频率) 时引起的零位漂移 ，6 时，侧向边界对桩基地震反应的影响已明显减弱。本文选用的 土体侧向边界取值d 与桩径r 的比值d r 为1 0 ，以进一步模拟实际场地中液化土层 的边界条件。下面介绍模型桩的制作方法，以及由于试验所需而具有的特点。 1 、按照预定尺寸加工模型桩。 2 、沿桩身粘贴应变片。首先，在贴片部位用丙酮清除油污，然后用细砂纸将 1 l 第二章振动台模型试验及试验结果 表面打毛，砂纸的磨痕应与应变片轴线成4 5 。，且呈交叉状，再用泡过丙酮的棉球 来清洗模型桩表面残留的磨屑。在贴片部位表面用细铅笔划出应变片位置的坐标线。 再用棉球来清洗贴片部位，至棉球擦后仍保持洁白为止。贴片之前应逐个检查应变 片的外形，测量电阻值。选用电阻值为1 2 0 q 的电阻应变片。阻值误差应在动态应 变仪的电阻平衡调节范围内，通常为0 5q 。本次试验使用的电阻应变片阻值偏差 只有o 1q ，从而保证了应变测量的精确性。具体贴片如下：首先利用透明胶带纸 帮助定位，即拿住粘有应变片的胶带纸的两端去对准贴片坐标，如果第一次未对准， 还可提起胶带纸重新对准，直至对准为止。对准之后，将胶带纸靠近应变片引线的 一端随同应变片一块揭起，在应变片上涂上快干胶后，用手指慢慢滚压胶带纸，使 它连同应变片一起按原先对准的位置粘贴到模型桩上，并挤出多余胶液和气泡后， 用力加压。等到快干胶基本固化之后( 一般为1 5 分钟) ，将胶带纸揭下，完成贴片。 为保证贴片质量，尚需用万用表检查应变片，看有无短路或断路，并检查贴片前后 应变片电阻变化是否超出测试仪器的预调平衡范围，在胶层完全固化之后还须用兆 欧表检查应变片的引线与模型桩之间的绝缘电阻是否大于2 0 0 m f 2 。由于试验要求 模型桩在水中连续浸泡的时间较长，为达到防水绝缘的目的，在贴片之后，沿整个 桩身先后均匀涂覆三层连续的硅橡胶层，最后再在硅橡胶层外加涂了一层环氧树脂 防水层。 3 、因为测点较多为9 个，为避免导线过粗影响到模型桩的自身基本参数，如 惯性矩，弹性模量等，采取了桩内走线的方式，在与振动方向相垂直的各点附近钻 孔，所有导线从铝管内穿出，同时，这种制作方法也更好地保护了导线的绝缘和防 水。 4 、模型桩底部的封口，采用蜂蜡蜡封外加环氧树脂来防水，桩身通过涂三层 硅橡胶，外边加涂一层环氧树脂，试验结果表明这种方法是成功的，达到了防水绝 缘的目的。在桩顶放置上部质量块，自重2 4 5 k g 。 2 2 4 传感器布置 为了能更好的了解桩与液化土层相互作用的基本变化规律，在模型箱上与试验 砂土中布置了较多的传感器【蛐j 。采用三个l c 0 1 5 6 m 型加速度传感器测量土层不同 深度的加速度响应。在制备砂层时预埋在土层内，并注意保证加速度计主轴方向与 振动台振动方向一致，以利于准确观测整个试验过程中各土层的地震反应时程。另 外，采用两个连接电荷放大器的c a - y d 一1 0 9 a 加速度传感器，一个固定在模型桩顶 l 第二章振动台模型试验及试验结果 部的质量块上测定桩顶质量块的加速度，另一个固定在振动台上用来测定振动台台 面的加速度。采用两个c t - 2 1 a 型孔压传感器测量土层的孔隙水压力变化。孔压传 感器与土层的连接是通过砂箱侧壁的有机玻璃接头实现的。这种处理方式带来的误 差要比把孔压传感器直接埋在砂土中所产生的误差要小，并且更容易操作。沿模型 桩桩长布置9 对应变片，以此记录振动过程中模型桩的桩身弯矩响应。下图为模型 箱中的传感器布置图，见图2 2 。 单位：c m 田加速度传感器 孔压传感器 。一对应变片 1 ! ! + ! + ! + ! ! ； 图2 2 传感器布置简图 其中，传感器及试验中用到的其他仪器设备指标如下表2 - 1 ： 表2 - 1 试验设备及仪器指标 名称型号数量编号用途 加速度传感器 c a - y d 1 0 9 a1a 1 记录台面加速度 记录土层中累积孔隙 孔压传感器c 2 l a 型 2 q i ，q 2 水压力的变化 电荷放大器 y e 5 8 5 8 a1f d - 1 信号放大 动态应变仪y d - 2 8 型1 y l 信号转换及放大 2 2 5 试验所用砂土的基本参数 使用细砂进行振动台试验，表2 2 给出了该细砂的基本物性指标。图2 3 给出 了砂土的粒径分析结果。由此可知，d l o 印0 9 1 m m ，d 铷1 4 9 m m ，d 6 0 = 0 2 0 2 m m 。 o n n们o_【价o_ n o _ 【 o 叫 o 第二章振动台模型试验及试验结果 据此得到：该细砂自勺= 懒系数c 。= d 6 。d 。o _ 2 2 2 ，曲率系数e = ( d 3 0 ) 2 ( d 6 0 d l o 产1 _ 2 0 8 。 表2 - 2 砂土的物理性能指标 比重 孔隙比干容重k n m 3 最小最大 最小 最大 2 6 50 4 1 6 0 7 4 91 4 8 4 7 1 8 3 3 4 。 i f 轧 蛐s i z e ( r a m ) 图2 - 3 砂土的颗粒级配曲线图 2 3 饱和砂土制备的基本试验方法 试验中对制备砂土的三个基本要求j 是：( 1 ) 控制相对密度，即控制其孔隙比； ( 2 ) 保证砂土内部的均匀；( 3 ) 保证砂土充分饱和。为达到以上要求，采用了如下 的试验方法。 分六层制备模型试验砂土层，每层高1 0 c m 。首先将模型试验桩固定在模型箱中 央的预定位置，然后按照预定的土层相对密度，称量每层需要的干砂，倒入模型箱， 使之均匀的填满预定高度。然后密封模型箱，对模型箱抽真空，待真空度不低于9 5 千帕时缓慢进水饱和，该过程一般持续数小时，这样就最大限度地实现了砂土的饱 和。待撤去顶板之后，水面一般已高出砂面稍许，吸去砂层顶部多余的水至砂面与 水面齐平，将砂面刮平，测记砂土顶面与箱顶的垂直距离( 一般情况下略有下沉) ， 然后用橡胶膜封盖，其上再铺垫一定厚度的、具有良好粘性的淤泥，以防止土层液 化过程中的排水。 第二章振动台模型试验及试验结果 2 4 试验的输入及主要条件 此处的振动台试验共进行五次，为了后面叙述的方便，现把这五次试验进行编 号，并对每次试验的主要条件进行说明，见表2 3 。 表2 3 振动台试验输入及主要条件 试验编号砂土相对密度c )输入振动频率c n z )输入振动幅值如s 2 ) z t l2 01 56 1 蜀眩 3 01 56 1 z t 3 4 01 5 6 1 删5 01 56 1 z t 56 01 5 6 1 2 5 试验结果及分析 2 5 1 输入的振动台台面的加速度时程 振动的输入为正弦波，在这五次试验中，z t l 的加载速率较为平缓。为了考虑 加载速率对桩与液化土层动力相互作用的影响，另外4 次试验采用了较快的加载速 率，下图2 - 4 表示了试验z t l 和z t 2 的台面加速度时程。从图中可以看出，试验 z t l 中振动台台面经过了2 秒钟才从0 达到最大加速度，而试验z t 2 中振动台台面 达到最大加速度所用时间明显少于试验z t l 中所用时间，即试验z t 2 中的加载速率 明显高于试验z t l 中的加载速率。 第二章振动台模型试验及试验结果 1 d 5 0 5 时间渺) 图2 - 4 振动台台面的加速度时程 2 5 2 孑l 隙水压力的变化 通过5 次输入为正弦波的试验，可以看到随着振动的开始，土层孔隙水压力比 开始上升，并随着液化的发生迅速增长并达到峰值1 0 0 。同时，在相同的加载速 率条件下，随着试验所用砂土的相对密度的改变，各次试验相同深度处的累计孔压 比从0 增长到最大值时所用的时间随相对密度的增大而增大。对于每次试验而言， 其不同深度处的累计孔隙水压力的变化是相似的，只是深处的累计孔压比增长的较 快一些。其原因