冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究

第36卷第1期 北京科技大学学报 Vol.36 No.1 2014年1月 Journal of University of Science and Technology Beijing Jan.2014 冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 杨润林)，乔春明”，ZHANG Xiao-yu2,YANG Zhao-hui 1)北京科技大学土木与环境工程学院，北京1000832)阿拉斯加安克雷奇大学工学院，安克雷奇99508，美国 ☒通信作者，E-mail:rlyang(@usth.edu.cm 摘要利用振动台进行了在地震激励下冻土、可液化砂土与钢管桩之间的相互作用模拟试验研究.试验设计柔性模型箱装 填土体以模拟边界影响，通过配比试验制备混凝土砂浆模拟上覆冻土层，采用饱和砂土作为液化土，利用顶部附加集中质量 的方法模拟钢管桩的惯性荷载.试验过程中选取调幅地震波模拟地震激励，通过实时测量桩的应变、桩/冻土位移和砂土内的 孔隙水压力等方面的数据，分析冻土层覆盖下砂土的液化情况和与之对应的桩基动力反应情况.试验结果显示：在地基液化 发生前，冻土层可以给桩基提供一定的侧向约束，有利于提高其承载力并抑制其侧向变形：然而一旦出现液化，冻土层则可能 增强地基液化的趋势，导致桩基承载性能下降. 关键词桩基；冻土；液化：地震响应：振动台测试 分类号TU475 Shaking table test study on seismic responses of pile foundations embedded in liquefiable ground with the frozen crust YANG Run--in》a,QlA0 Chun-ming',ZHANG Xiao-→u》，YANG Zhao--hui2 1)School of Civil and Environmental Engineering,University of Science and Technology Beijing,Beijing 100083,China 2)School of Engineering,University of Alaska Anchorage,Anchorage 99508.USA Corresponding author,E-mail:rlyang@ustb.edu.cn ABSTRACT The seismic responses of a single steel-pipe pile built in the frozen crust and the liquefiable sand soil were studied by shaking table tests.A flexible soil container was designed and used to construct the soil profile in order to minimize the boundary effect.The frozen crust was simulated through the mortar which was made of cement,sand and water by the mixture ratio.Liquefaction can occur in the saturated sand soil beneath the frozen crust.A lumped mass was exerted at the top of the pile to satisfy the inertia con- ditions.During the tests,several amplitude-scaled ground motions were chosen as input seismic waves.The liquefying levels of the sat- urated sand soil and the dynamic responses of the pile can be analyzed via the measured real-time data including strains of the pile,dis- placements between the pile and the frozen crust and pore water pressures in the sand.Experimental results show that before liquefac- tion occurs,the frozen crust can provide a lateral constraint,and thus improve the load bearing capacity of the pile and suppress its lat- eral deformation.It is also found that once liquefaction occurs,the frozen crust may further strengthen this tendency and deteriorate the performance of the pile. KEY WORDS piles:frozen soils;liquefaction:seismic response;shaking table test 由于桩基可以避免地表温度条件改变可能对地 台模拟地震激励试验，Yao等回研究了地基液化时 基变形和承载力带来的不利影响，有效维系上部结 桩一土一上部结构系统的瞬时相互作用以及力学建 构的稳定性，因此在冻土场地中被广泛应用.地基 模问题：He等同和Haei等司分别研究了地基液化 液化对桩基的地震承载力有显著影响，一直是桩基 后土体侧向流动诱发的单桩或群桩的地震响应； 工程中需要重点考虑研究的课题之一山.通过振动 Tang等研究了在砂土液化情况下桥墩及其下设 收稿日期：2012-11-20 基金项目：中美合作研究项目(AUTC料10015) DOI:10.13374/j.issn1001-053x.2014.01.020:http://journals.ustb.edu.cn

第 36 卷 第 1 期 2014 年 1 月 北京科技大学学报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol． 36 No． 1 Jan． 2014 冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 杨润林1) ，乔春明1) ，ZHANG Xiao-yu 2) ，YANG Zhao-hui 2) 1) 北京科技大学土木与环境工程学院，北京 100083 2) 阿拉斯加安克雷奇大学工学院，安克雷奇 99508，美国  通信作者，E-mail: rlyang@ ustb． edu． cn 摘 要 利用振动台进行了在地震激励下冻土、可液化砂土与钢管桩之间的相互作用模拟试验研究． 试验设计柔性模型箱装 填土体以模拟边界影响，通过配比试验制备混凝土砂浆模拟上覆冻土层，采用饱和砂土作为液化土，利用顶部附加集中质量 的方法模拟钢管桩的惯性荷载． 试验过程中选取调幅地震波模拟地震激励，通过实时测量桩的应变、桩/冻土位移和砂土内的 孔隙水压力等方面的数据，分析冻土层覆盖下砂土的液化情况和与之对应的桩基动力反应情况． 试验结果显示: 在地基液化 发生前，冻土层可以给桩基提供一定的侧向约束，有利于提高其承载力并抑制其侧向变形; 然而一旦出现液化，冻土层则可能 增强地基液化的趋势，导致桩基承载性能下降． 关键词 桩基; 冻土; 液化; 地震响应; 振动台测试 分类号 TU475 Shaking table test study on seismic responses of pile foundations embedded in liquefiable ground with the frozen crust YANG Ｒun-lin1)  ，QIAO Chun-ming1) ，ZHANG Xiao-yu2) ，YANG Zhao-hui 2) 1) School of Civil and Environmental Engineering，University of Science and Technology Beijing，Beijing 100083，China 2) School of Engineering，University of Alaska Anchorage，Anchorage 99508，USA  Corresponding author，E-mail: rlyang@ ustb． edu． cn ABSTＲACT The seismic responses of a single steel-pipe pile built in the frozen crust and the liquefiable sand soil were studied by shaking table tests． A flexible soil container was designed and used to construct the soil profile in order to minimize the boundary effect． The frozen crust was simulated through the mortar which was made of cement，sand and water by the mixture ratio． Liquefaction can occur in the saturated sand soil beneath the frozen crust． A lumped mass was exerted at the top of the pile to satisfy the inertia con￾ditions． During the tests，several amplitude-scaled ground motions were chosen as input seismic waves． The liquefying levels of the sat￾urated sand soil and the dynamic responses of the pile can be analyzed via the measured real-time data including strains of the pile，dis￾placements between the pile and the frozen crust and pore water pressures in the sand． Experimental results show that before liquefac￾tion occurs，the frozen crust can provide a lateral constraint，and thus improve the load bearing capacity of the pile and suppress its lat￾eral deformation． It is also found that once liquefaction occurs，the frozen crust may further strengthen this tendency and deteriorate the performance of the pile． KEY WOＲDS piles; frozen soils; liquefaction; seismic response; shaking table test 收稿日期: 2012--11--20 基金项目: 中美合作研究项目( AUTC#410015) DOI: 10． 13374 /j． issn1001--053x． 2014． 01． 020; http: / /journals． ustb． edu． cn 由于桩基可以避免地表温度条件改变可能对地 基变形和承载力带来的不利影响，有效维系上部结 构的稳定性，因此在冻土场地中被广泛应用． 地基 液化对桩基的地震承载力有显著影响，一直是桩基 工程中需要重点考虑研究的课题之一［1］． 通过振动 台模拟地震激励试验，Yao 等［2］研究了地基液化时 桩--土--上部结构系统的瞬时相互作用以及力学建 模问题; He 等［3］和 Haeri 等［4］分别研究了地基液化 后土体侧向流动诱发的单桩或群桩的地震响应; Tang 等［5］研究了在砂土液化情况下桥墩及其下设

·132 北京科技大学学报 第36卷 群桩的地震响应：黄春霞等研究了地震时砂土液 集中质量箱 化的基本规律和振动加密对其抗液化性能的影响； 7 空隙和 吕西林等)通过观测砂土中的孔隙水压力和加速 目保温板 度的变化，研究了砂土液化以及相应的数值建模 空隙一 冻土层 250 问题. 与一般工程场地相比，在冻土场地中由于地震 作用而出现的地基液化可能对桩基承载性能的影响 松散砂土层 将更为复杂，现阶段相关的研究工作极少，必须借助 相关实验手段进行研究.鉴于此，本文在考虑冻土 薄壁钢箱 20 120 作用和地基液化双重因素作用的前提下，选择处于 2400 冻土覆盖层和可液化砂土层中的单根钢管桩作为研 图1试验模型示意图（单位：mm) 究对象，进行振动台模拟地震加载试验，以研究其相 Fig.1 Sketch of the physical model (unit:mm) 应的抗震性能 1.3传感器布置 1振动台模型试验 试验中传感器布置参见图2所示.其中：全桥 接线方式的BX1205AA型应变片(S1~S16)16 1.1振动台参数 个，最大量程为0.02，S1~S10用来测量砂土层中 试验在抗震与结构诊治北京市重点试验室进 的桩身应变，S11~S16用来测量冻土层中的桩身应 行.台面尺寸为3m×3m,试件最大质量10t,最大 变；量程为±50mm的拉线位移计(D1~D3)3个， 位移±127mm,满载最大加速度±1.0g,最大倾覆 D1和D2的位移计用来测量桩身不同部位的水平 力矩294kNm,频率范围0.1~50Hz,振动方向为 位移，D3用来测量冻土层水平滑动位移；剪切型压 水平双向.本次试验采取单向水平加载的方式 电式加速度传感器(A1~A8)8个，A1~A3和A5 进行. 的加速度传感器用来测量砂土层中土的加速度， 1.2试验模型装置 A4、A6和A8用来测量桩身不同部位的加速度，A7 如图1所示，柔性模型箱采用Q235钢板制作， 用来测量冻土层的加速度；BSK0.05型孔隙水压力 侧壁厚4mm,整体尺寸为2.4m×2.4m×1.3m.箱 计5个，沿竖向均匀埋设在砂土层中，最大量程为 内四壁粘有2cm厚的泡沫保温板，以减小试验中的 0.05MPa,全桥接线方式 边界效应.底板正中通过法兰盘拴接有一根直径5 cm、壁厚1.8mm以及长为1.4m的Q235空心钢管 注，图中标示代表意义如下 ·应变传感器： 桩.钢管桩顶部设有配重为250kg的附加集中质量 ·位移传感器： 。加速度传成塞 块，以模拟桩顶上部的地震惯性荷载.模型箱土层 ·孔隙水压力传感器， 分为两部分：上部为冻土层，厚度为30cm,密度约为 51 S16A7 2000kg·m-3,弹性模量约为310MPa,抗压强度为 冻土层 0.5MPa;下层为砂土层（加水至饱和），厚度约为1 m,密度约为1520kgm-3.土层表面设有5%的缓 坡，砂浆层两侧设不等宽排水沟. 松散砂土层 冻结土层属于脆性材料，在内部应力不超出弹 性强度以前，具有弹性材料的力学性质，其力学性质 与水泥砂浆类材料接近.考虑到大体积冻土块难以 PI 制备以及现场试验条件等因素，在保证冻土的密度、 图2传感器/应变片布置示意图（单位：mm) 弹性模量和抗压强度等主要参数不变的前提下，确 Fig.2 Locations of installed sensors and strain gages (unit:mm) 定采用水泥砂浆层(3d强度)对其进行模拟.水泥 1.4加载过程 砂浆层配合比为每方砂浆用料约为水泥160kg、沙 试验输入地震波分别为简易正弦波、2002年美 子1440kg和水280kg.饱和砂土层采用细砂分层注 国阿拉斯加州的Denali地震波和2011年东日本大 水制备.试验前模型箱内水位深1m. 地震波，加速度时程曲线如图3所示

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 群桩的地震响应; 黄春霞等［6］研究了地震时砂土液 化的基本规律和振动加密对其抗液化性能的影响; 吕西林等［7］通过观测砂土中的孔隙水压力和加速 度的变化，研究了砂土液化以及相应的数值建模 问题． 与一般工程场地相比，在冻土场地中由于地震 作用而出现的地基液化可能对桩基承载性能的影响 将更为复杂，现阶段相关的研究工作极少，必须借助 相关实验手段进行研究． 鉴于此，本文在考虑冻土 作用和地基液化双重因素作用的前提下，选择处于 冻土覆盖层和可液化砂土层中的单根钢管桩作为研 究对象，进行振动台模拟地震加载试验，以研究其相 应的抗震性能． 1 振动台模型试验 1. 1 振动台参数 试验在抗震与结构诊治北京市重点试验室进 行． 台面尺寸为 3 m × 3 m，试件最大质量 10 t，最大 位移 ± 127 mm，满载最大加速度 ± 1. 0 g，最大倾覆 力矩 294 kN·m，频率范围 0. 1 ～ 50 Hz，振动方向为 水平 双 向． 本次试验采取单向水平加载的方式 进行． 1. 2 试验模型装置 如图 1 所示，柔性模型箱采用 Q235 钢板制作， 侧壁厚 4 mm，整体尺寸为 2. 4 m × 2. 4 m × 1. 3 m． 箱 内四壁粘有 2 cm 厚的泡沫保温板，以减小试验中的 边界效应． 底板正中通过法兰盘拴接有一根直径 5 cm、壁厚 1. 8 mm 以及长为 1. 4 m 的 Q235 空心钢管 桩． 钢管桩顶部设有配重为 250 kg 的附加集中质量 块，以模拟桩顶上部的地震惯性荷载． 模型箱土层 分为两部分: 上部为冻土层，厚度为 30 cm，密度约为 2000 kg·m － 3 ，弹性模量约为 310 MPa，抗压强度为 0. 5 MPa; 下层为砂土层( 加水至饱和) ，厚度约为 1 m，密度约为 1520 kg·m － 3 ． 土层表面设有 5% 的缓 坡，砂浆层两侧设不等宽排水沟． 冻结土层属于脆性材料，在内部应力不超出弹 性强度以前，具有弹性材料的力学性质，其力学性质 与水泥砂浆类材料接近． 考虑到大体积冻土块难以 制备以及现场试验条件等因素，在保证冻土的密度、 弹性模量和抗压强度等主要参数不变的前提下，确 定采用水泥砂浆层( 3 d 强度) 对其进行模拟． 水泥 砂浆层配合比为每方砂浆用料约为水泥 160 kg、沙 子 1440 kg 和水280 kg． 饱和砂土层采用细砂分层注 水制备． 试验前模型箱内水位深 1 m． 图 1 试验模型示意图( 单位: mm) Fig． 1 Sketch of the physical model ( unit: mm) 1. 3 传感器布置 试验中传感器布置参见图 2 所示． 其中: 全桥 接线方式的 BX120-5AA 型应变 片( S1 ～ S16 ) 16 个，最大量程为 0. 02，S1 ～ S10 用来测量砂土层中 的桩身应变，S11 ～ S16 用来测量冻土层中的桩身应 变; 量程为 ± 50 mm 的拉线位移计( D1 ～ D3) 3 个， D1 和 D2 的位移计用来测量桩身不同部位的水平 位移，D3 用来测量冻土层水平滑动位移; 剪切型压 电式加速度传感器( A1 ～ A8) 8 个，A1 ～ A3 和 A5 的加速度传感器用来测量砂土层中土的加速度， A4、A6 和 A8 用来测量桩身不同部位的加速度，A7 用来测量冻土层的加速度; BSK-0. 05 型孔隙水压力 计 5 个，沿竖向均匀埋设在砂土层中，最大量程为 0. 05 MPa，全桥接线方式． 图 2 传感器/应变片布置示意图( 单位: mm) Fig． 2 Locations of installed sensors and strain gages ( unit: mm) 1. 4 加载过程 试验输入地震波分别为简易正弦波、2002 年美 国阿拉斯加州的 Denali 地震波和 2011 年东日本大 地震波，加速度时程曲线如图 3 所示． ·132·

第1期 杨润林等：冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 ·133· 正弦波 0.06 0.04 0.02 -0.02 -0.04 -0.06 10 12 时间/4 Denali地震波 0.15 0.10 0.05 -0.05 -0.10 0.150 10 时间 东口本大地震波 0.6 0.4 0.2 -2 0.4 12 16 2024 时向/ 图3输入地震波加速度时程 Fig.3 Acceleration time histories of input seismic waves 2试验现象与分析 毕后出现不能完全恢复的塑性变形，桩顶位移很大. 水泥砂浆层下滑明显且有不均匀下沉，致使原有坡 加载工况1：正弦波，峰值加速度(PGA)约为 度改变，并伴随出现了大量裂缝.左侧水沟内水位 0.05g,卓越周期为1s.加载过程中模型箱仅有轻 变化很大，持续产生水泡，有“涌水”现象出现.可观 微晃动，模型箱中土层的加速度以及桩身的应变和 察到桩身既有弹性变形又有塑性变形；液化也变得 位移都很小，总体上整个模型仅有微小的反应 明显，出现“喷水冒砂”现象，水沟内有水逸散到 正弦波加载完毕1h后，开始加载工况2：Denali 箱外. 地震波，峰值加速度约为0.148g,卓越周期为1.12 东日本大地震波加载完毕2h后，将工况3中的 s.加载过程中，模型箱晃动明显，桩身有一定变形， 片段1调幅1.5倍后作为工况4进行加载，峰值加 振动结束后恢复成原状，桩顶位移较小.水泥砂浆 速度约为0.7g,卓越周期为0.12s.加载过程中模 层随箱体晃动，相对砂土层有很小的下滑但基本无 型箱剧烈晃动，沿加载方向两侧的箱壁变形明显. 变形，图1中的左侧水沟有气泡产生，水位略微上 桩的塑性变形加大，且桩己已经将与砂浆层接触部分 升.桩处于弹性变形阶段，加速度有一定的放大，砂 的砂浆完全压坏，出现横贯砂浆层的通长裂隙，导致 土层底部开始有发生液化的趋势 桩与砂浆层基本分离.砂浆层的下滑和不均匀下沉 Denali地震波加载完毕2h后，开始加载工况 显著，振动完毕后己无坡度可言，砂土层液化更为严 3:东日本大地震波，加载时长40s.由于试验台要求 重，水沟内不停有水喷出到箱外 单次波形最多输入4000个数据点，所以在实际操作 2.1不同工况加速度对比 中，东日本大地震波被截为两个片段连续加载.两 根据图4加速度反应可作下述分析.工况1：模 个片段时长各20s,峰值加速度分别为0.468g和 型反应轻微，各点加速度基本一致.工况2：砂土中 0.53g,卓越周期分别为0.12s和0.14s.加载过程 加速度A3的峰值加速度大于A1,说明砂土层可以 中，模型箱晃动加剧，钢管桩亦大幅度晃动，振动完 放大输入地震波；冻土层的加速度A7与测点A3的

第 1 期 杨润林等: 冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 图 3 输入地震波加速度时程 Fig． 3 Acceleration time histories of input seismic waves 2 试验现象与分析 加载工况 1: 正弦波，峰值加速度( PGA) 约为 0. 05 g，卓越周期为 1 s． 加载过程中模型箱仅有轻 微晃动，模型箱中土层的加速度以及桩身的应变和 位移都很小，总体上整个模型仅有微小的反应． 正弦波加载完毕 1 h 后，开始加载工况 2: Denali 地震波，峰值加速度约为 0. 148 g，卓越周期为 1. 12 s． 加载过程中，模型箱晃动明显，桩身有一定变形， 振动结束后恢复成原状，桩顶位移较小． 水泥砂浆 层随箱体晃动，相对砂土层有很小的下滑但基本无 变形，图 1 中的左侧水沟有气泡产生，水位略微上 升． 桩处于弹性变形阶段，加速度有一定的放大，砂 土层底部开始有发生液化的趋势． Denali 地震波加载完毕 2 h 后，开始加载工况 3: 东日本大地震波，加载时长 40 s． 由于试验台要求 单次波形最多输入 4000 个数据点，所以在实际操作 中，东日本大地震波被截为两个片段连续加载． 两 个片段时长各 20 s，峰值加速度分别为 0. 468 g 和 0. 53 g，卓越周期分别为 0. 12 s 和 0. 14 s． 加载过程 中，模型箱晃动加剧，钢管桩亦大幅度晃动，振动完 毕后出现不能完全恢复的塑性变形，桩顶位移很大． 水泥砂浆层下滑明显且有不均匀下沉，致使原有坡 度改变，并伴随出现了大量裂缝． 左侧水沟内水位 变化很大，持续产生水泡，有“涌水”现象出现． 可观 察到桩身既有弹性变形又有塑性变形; 液化也变得 明显，出现“喷水冒砂”现象，水沟内有水逸散到 箱外． 东日本大地震波加载完毕 2 h 后，将工况3 中的 片段 1 调幅 1. 5 倍后作为工况 4 进行加载，峰值加 速度约为 0. 7 g，卓越周期为 0. 12 s． 加载过程中模 型箱剧烈晃动，沿加载方向两侧的箱壁变形明显． 桩的塑性变形加大，且桩已经将与砂浆层接触部分 的砂浆完全压坏，出现横贯砂浆层的通长裂隙，导致 桩与砂浆层基本分离． 砂浆层的下滑和不均匀下沉 显著，振动完毕后已无坡度可言，砂土层液化更为严 重，水沟内不停有水喷出到箱外． 2. 1 不同工况加速度对比 根据图 4 加速度反应可作下述分析． 工况 1: 模 型反应轻微，各点加速度基本一致． 工况 2: 砂土中 加速度 A3 的峰值加速度大于 A1，说明砂土层可以 放大输入地震波; 冻土层的加速度 A7 与测点 A3 的 ·133·

·134 北京科技大学学报 第36卷 T况1：A1 0.06 0.08 T况I:A3 0.08 工况I:A7 0.04 0.06 0.06 0.04 0.04 0.02 0.02 0.02 0 0 0 -002 -0.02 -0.02 0.04 -0.04 -0.04 -0.06 -0.06 0.060510152025303540 -0.08 0510152025303540 -0.08 0510152025303540 时间 时间： 时间 0.I5 况2：A1 0.20 T况2：A3 0.20 工况2：A7 0.15 0.15 0.10 0.10 0.10 0.05 0.05 0.05 0 0 -0.05 0.05 0.05 -0.10 -0.10 n06 -0.15 -0.15 510152025303540 0 510152025303540 0 510152025303540 时向s 时间s 0.6 工况3：A1 0.8 工况3：A3 0.0 工况3：A7 0.4 0. 04 n.4 02 0 -0.2 0.2 -04 04 0.6 .6 06 -0.8 0.8 20 40 60 80100120 20 0 60 80100120 40 6080100120 时回 时间/s 时间 0.9 T况4：A1 0.8 工况4：A3 0.6 况4：A7 0.6 04 04 0.2 0 0. 0.2 -0.4 0.4 0.6 0.6 090 2030 4050 60 080 102030.40 5060 102030405060 时间s 时间a 时间/s 图4加速度时程曲线图 Fig.4 Time-history curves of acceleration 峰值加速度接近，显示冻土层尚未滑动.工况3：液 试数据为例进行分析说明.工况1：整个砂土层均未 化开始出现，砂土层振动进一步放大，但由于冻土层 液化.工况2：底部P1处开始发生轻微液化，而P4 滑动和桩基出现塑性变形，冻土层加速度A7与砂 处则无液化出现，说明砂土层在底部开始出现局部 土输入加速度A3相比，衰减更为明显.工况4各点 液化，对应土体的承载强度开始丧失.工况3和工 加速度变化规律与工况3类似，但趋势进一步加强. 况4时，地震强度增大，下部位置液化进一步加强， 2.2不同工况孔隙水压力对比 可作类似分析.值得说明的是：根据现场冻土层左 图5为不同工况时的超孔隙水压力时程曲线， 侧水沟的喷水情况分析，工况4液化情况显然比工 图中参考横线为试验前砂土层各深度处的初始有效 况3更为严重，但是这一点未能从超孔隙水压力时 应力.某深度处的瞬时超孔隙水压力为该位置的瞬 程曲线上加以体现.原因在于工况4试验过程中喷 时孔隙水压力减去试验前该点的静止孔隙水压力. 水高程很大，部分液态水直接喷溅到了箱外，存在卸 对于任意工况，如果某深度处的瞬时超孔隙水压力 压作用，造成土中的动水压力无法充分积聚 超越参考红线所示的初始有效应力，表明该位置即 2.3不同工况侧向位移对比 有液化发生.下面选取孔隙水压力计P1和P4的测 桩基和砂浆层侧向位移实测结果见图6.模型

北 京 科 技 大 学 学 报 第 36 卷 图 4 加速度时程曲线图 Fig． 4 Time-history curves of acceleration 峰值加速度接近，显示冻土层尚未滑动． 工况 3: 液 化开始出现，砂土层振动进一步放大，但由于冻土层 滑动和桩基出现塑性变形，冻土层加速度 A7 与砂 土输入加速度 A3 相比，衰减更为明显． 工况 4 各点 加速度变化规律与工况 3 类似，但趋势进一步加强． 2. 2 不同工况孔隙水压力对比 图 5 为不同工况时的超孔隙水压力时程曲线， 图中参考横线为试验前砂土层各深度处的初始有效 应力． 某深度处的瞬时超孔隙水压力为该位置的瞬 时孔隙水压力减去试验前该点的静止孔隙水压力． 对于任意工况，如果某深度处的瞬时超孔隙水压力 超越参考红线所示的初始有效应力，表明该位置即 有液化发生． 下面选取孔隙水压力计 P1 和 P4 的测 试数据为例进行分析说明． 工况 1: 整个砂土层均未 液化． 工况 2: 底部 P1 处开始发生轻微液化，而 P4 处则无液化出现，说明砂土层在底部开始出现局部 液化，对应土体的承载强度开始丧失． 工况 3 和工 况 4 时，地震强度增大，下部位置液化进一步加强， 可作类似分析． 值得说明的是: 根据现场冻土层左 侧水沟的喷水情况分析，工况 4 液化情况显然比工 况 3 更为严重，但是这一点未能从超孔隙水压力时 程曲线上加以体现． 原因在于工况 4 试验过程中喷 水高程很大，部分液态水直接喷溅到了箱外，存在卸 压作用，造成土中的动水压力无法充分积聚． 2. 3 不同工况侧向位移对比 桩基和砂浆层侧向位移实测结果见图 6． 模型 ·134·

第1期 杨润林等：冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 ·135· 工况2：PI 2 T况1：P1 T况2：P4 12 10 6 8 8 6 4 4 4 2 2 0 0 10203040 50 0 102030 40 50 10 20304050 时间s 时间s 时间 工况3：4 工况3：P1 16 工况4：P1 20 14 6 15 4 10 8 2 0 0 0 20406080100120 20406080100120 102030405060 时间s 时间s 时间s 工况4：P4 2 0102030405060 时向/s 图5超孔隙水压力响应时程 Fig.5 Time histories of excess pore water pressure 的输入加速度从工况1到工况4逐渐增大，侧向位 工况4时，桩身即使卸载完毕仍留有残余变形，说明 移也随之增大.工况1和工况2时，冻土层与桩紧 桩已出现塑性变形，桩的破坏最可能出现在S15位 密接触，接触面没有“分离”，所以D1和D3读数相 置处. 同：而在工况3和工况4时，钢管桩与冻土层间就不 能紧密接触，桩和冻土层的侧向位移也不相同.后 3结论 两个工况加载完毕后，均留有侧向残余变形，特别是 鉴于冻土场地内地基液化对桩基抗震性能影响 工况4时D2己经超过了量程，说明此时桩的塑性 这一研究问题的复杂性和重要性以及目前的研究现 变形已经很大 状，本文尝试通过振动台模拟地震试验研究这一问 2.4不同工况桩身应变对比 题.结合试验过程中出现的宏观现象、土层反应和 同一试验工况中，随着高度增加，砂土层和冻土 桩身响应，可得出以下结论： 层中对应部位桩的弯曲应变会增大.结合图7，可有 (1)由于冻土层的存在，砂土层未液化或者液 下述分析.工况1：由于输入地震动强度很小而冻土 化不明显时，可以给桩提供一定的侧向约束，有助于 层刚性较大，S11、S13和S15应变值相差很小，说明 提高桩基的抗震性能： 冻土层内桩身变形很小.对应其余工况，随着输入 (2)当地基液化后，冻土层的存在会使土体孔 地震动强度增大，桩身在冻土层的变形更为明显. 隙水压力难以释放，导致液化加剧，下部可液化土层 工况1和工况2加载完毕后桩身各点应变消失，说 的侧向流动急剧增加，从而导致桩基的侧向变形快 明属可恢复变形，桩处于弹性变形阶段.工况3和 速增长，致使桩基的抗震性能大幅下降

第 1 期 杨润林等: 冻土覆盖下液化场地桩基地震响应的振动台试验研究 图 5 超孔隙水压力响应时程 Fig． 5 Time histories of excess pore water pressure 的输入加速度从工况 1 到工况 4 逐渐增大，侧向位 移也随之增大． 工况 1 和工况 2 时，冻土层与桩紧 密接触，接触面没有“分离”，所以 D1 和 D3 读数相 同; 而在工况 3 和工况 4 时，钢管桩与冻土层间就不 能紧密接触，桩和冻土层的侧向位移也不相同． 后 两个工况加载完毕后，均留有侧向残余变形，特别是 工况 4 时 D2 已经超过了量程，说明此时桩的塑性 变形已经很大． 2. 4 不同工况桩身应变对比 同一试验工况中，随着高度增加，砂土层和冻土 层中对应部位桩的弯曲应变会增大． 结合图 7，可有 下述分析． 工况 1: 由于输入地震动强度很小而冻土 层刚性较大，S11、S13 和 S15 应变值相差很小，说明 冻土层内桩身变形很小． 对应其余工况，随着输入 地震动强度增大，桩身在冻土层的变形更为明显． 工况 1 和工况 2 加载完毕后桩身各点应变消失，说 明属可恢复变形，桩处于弹性变形阶段． 工况 3 和 工况 4 时，桩身即使卸载完毕仍留有残余变形，说明 桩已出现塑性变形，桩的破坏最可能出现在 S15 位 置处． 3 结论 鉴于冻土场地内地基液化对桩基抗震性能影响 这一研究问题的复杂性和重要性以及目前的研究现 状，本文尝试通过振动台模拟地震试验研究这一问 题． 结合试验过程中出现的宏观现象、土层反应和 桩身响应，可得出以下结论: ( 1) 由于冻土层的存在，砂土层未液化或者液 化不明显时，可以给桩提供一定的侧向约束，有助于 提高桩基的抗震性能; ( 2) 当地基液化后，冻土层的存在会使土体孔 隙水压力难以释放，导致液化加剧，下部可液化土层 的侧向流动急剧增加，从而导致桩基的侧向变形快 速增长，致使桩基的抗震性能大幅下降． ·135·