吳九江 胡浩東 李 艷

(1.西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院, 四川綿陽 621010; 2.工程材料與結(jié)構(gòu)沖擊振動四川省重點實驗室,四川綿陽 621010; 3.中冶成都勘察研究總院有限公司, 成都 610023)

1 可液化場地橋梁樁基震害分析

1.1 國外橋梁樁基震害調(diào)查

20 世紀(jì)以來,中國、美國、日本等地震多發(fā)國家相繼發(fā)生了多起破壞性地震。地震中,大量位于可液化場地中的橋梁樁基遭到破壞,社會財產(chǎn)和人員遭受了巨大的損失和傷亡。

1964年日本的新瀉地震中,Yachiyo橋受到了嚴(yán)重的破壞(圖1),該橋橋臺及相鄰的兩座橋墩直徑均為30 cm、樁長為10 m的預(yù)應(yīng)力混凝土樁發(fā)生了嚴(yán)重破壞,其中P2樁在地表水平位置發(fā)生折斷并在豎向產(chǎn)生了1.1 m永久變形。震后對橋梁樁基的監(jiān)測發(fā)現(xiàn):在地層深度8 m的位置,樁基礎(chǔ)產(chǎn)生了破壞,這是由橋臺后路堤地層液化產(chǎn)生的沿河流方向的側(cè)向流動而導(dǎo)致的震害。[1]

圖1 日本新瀉地震Yachiyo橋震害示意 [1]

位于新瀉市內(nèi)的昭和公路大橋從第3跨(G3)開始至第7跨發(fā)生了坍塌(圖2)。[2-3]震后,將損壞的P4樁拔出進行研究,圖2b為該樁變形后的示意。P4樁在樁頭以上6 m處發(fā)生了嚴(yán)重的向河心向的彎曲破壞,并在樁頂以下12 m左右產(chǎn)生了一處背向河心向的局部彎曲破壞,最終樁頂產(chǎn)生了930 mm的向河心向的水平位移,地震中主要是10 m深度以上的土體發(fā)生了液化。[3]

a—昭和大橋震后; b—昭和大橋P4變形情況。

1995年1月17在日本兵庫縣南發(fā)生了Ms7.2級地震(又稱“阪神地震”),共造成9處落梁或接近落梁,16處發(fā)生嚴(yán)重破壞,對城市橋梁造成了嚴(yán)重破壞。該次地震對日本的抗震設(shè)計產(chǎn)生了深遠的影響。[4-5]地震導(dǎo)致的橋梁樁基破壞如圖3[6-7]所示。

a—樁頂剪切破壞; b—液化側(cè)向擴展導(dǎo)致樁體破壞。

1990年7月16日,在菲律賓呂宋島中部距馬尼拉北部約110 km區(qū)域發(fā)生了Ms7.8級地震,受地震影響的Dagupan市在沿Pantal河一帶產(chǎn)生了大范圍的地基液化現(xiàn)象。地震時,橫跨Pantal河的Magsaysay橋因為橋墩的連續(xù)下沉而坍塌。震后,該橋的P1和P2橋墩在土層液化大變形的影響下從右岸向河道移動,同時P3因為河床地基層的液化而產(chǎn)生了大約2 m的下沉量,如圖4[8]所示。

圖4 呂宋島地震Magsaysay橋震害[8]

2010年2月27日,在智利馬烏萊外海地區(qū)發(fā)生了Ms8.8級大地震,地震對建筑物、交通設(shè)施、生命線與工業(yè)設(shè)備造成了巨大的損失,而后產(chǎn)生的海嘯更是加重了震害。在沿海地區(qū),數(shù)座橋梁因為土層液化而受到了不同程度的破壞。位于Arauco市的Tubul橋是一座由8跨組成的簡支梁橋,各跨均發(fā)生了落梁,部分橋墩在底部產(chǎn)生了傾斜和裂紋,如圖5所示[9]。橋梁所在場地的大面積液化和土體的側(cè)向流動是導(dǎo)致橋梁破壞的主要原因。

圖5 智利地震Tubul橋震害 [9]

總之,國外因地震液化而造成橋梁樁基破壞的震害屢見報道,表1匯結(jié)了近年來具有代表性的實例[10-11]。

表1 國外地震液化橋梁樁基破壞實例

1.2 國內(nèi)橋梁樁基震害調(diào)查

1975年2月4日,在我國遼寧省海城、營口地區(qū),發(fā)生了Ms7.3級的強烈地震。此次強烈地震,致使大量橋梁遭到破壞,通過此次地震所引發(fā)的橋梁基礎(chǔ)破壞來看,砂土液化是導(dǎo)致橋梁震害的基本因素,結(jié)構(gòu)慣性力僅是加劇了破壞的后果,在可能產(chǎn)生砂土液化、地基失效的情況下,樁基必須深入穩(wěn)定土層以防止結(jié)構(gòu)不均勻沉降。[12]

1976年7月,唐山市發(fā)生Ms7.8級地震,震中烈度高達11度,同日發(fā)生Ms7.1級余震,唐山市中心受災(zāi)最為嚴(yán)重,道路、橋梁及公用設(shè)施破壞嚴(yán)重,大片區(qū)域陷入極震區(qū)。地震后,共調(diào)查了130座受到地震影響的梁式橋梁,其中倒塌破壞的有18座,占調(diào)查橋梁總數(shù)的13.84%,調(diào)查發(fā)現(xiàn):倒塌破壞的橋梁基本都位于可液化場地或天然地基條件較差的場地中。[13-14]其中勝利橋位于唐山市東南隅,建于1966年,該橋墩柱為三柱式單排鉆孔樁墩,樁徑為1.0 m,設(shè)計樁長為18 m。兩岸地表覆蓋層為硬塑粉質(zhì)黏土,以下為砂土層及粉質(zhì)黏土或黏土層,接近覆蓋層為松散細砂,系可液化土層。震害情況如圖6所示。而造成這些震害的原因主要是由于液化場地中地基變形及河岸的坍塌滑移。

圖6 唐山地震勝利橋震害 [14] mm

1999年9月21日,在中國臺中市集集鎮(zhèn)發(fā)生了Ms7.3級地震,震中深度位于地表下8 km,地震給臺灣全島造成了極大的破壞,斷層的破碎和滑坡的產(chǎn)生造成了大量的人員傷亡和基礎(chǔ)設(shè)施的損壞,而土體的液化更是在一些地區(qū)對橋梁及其他設(shè)施造成了災(zāi)難性的破壞,如圖7[15-16]所示。

a—卑酆橋震害; b—石圍橋震害。

2008年5月12日,中國四川汶川縣發(fā)生了新中國成立以來破壞性最強、波及范圍最大的一次地震,地震震級達到了Ms8.0級,與唐山大地震相比,汶川地震的強度、烈度都遠遠超過唐山大地震,該地震所帶來的震害經(jīng)驗,為我國抗震理論、抗震技術(shù)、抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)的改進和修訂提供了重要的指導(dǎo)。該次地震液化波及范圍約為10萬km2,是建國以來液化范圍最大的一次。[17-19]地震中,共有10余座不同類型的橋梁基礎(chǔ)處發(fā)生了液化現(xiàn)象,近一半橋梁液化震害明顯。[20]位于彭白公路上的小魚洞大橋,為4跨桁架拱橋,每跨均由5片混凝土拱圈通過連梁連接為整體。[21]在地震中,小魚洞大橋南側(cè)起2跨整體坍塌(圖8a),橋墩傾斜且基礎(chǔ)破壞(圖8b),第3跨基本完好,個別橋墩有輕微開裂,第4跨的拱圈(肋)在拱腳處、腹桿在頂部節(jié)點處剪切破壞,橋面塌陷,場地液化很可能是該橋墩傾斜及基礎(chǔ)破壞的重要誘因。[22-23]

a—南側(cè)2跨整體坍塌; b—橋墩傾斜,基礎(chǔ)破壞。

位于北川縣城的龍尾大橋,為11跨橋面連續(xù)簡支梁橋,雙柱式橋墩,有蓋梁。北川縣城位于寬闊的河谷地帶,龍尾大橋橋址處場地液化(圖9a)。龍尾大橋在地震中出現(xiàn)了主梁橫向、縱向移位等震害,其中主梁移位2 m以上,擋塊毀壞,部分主梁落梁;因橫向移位不同,橋面縱向呈彎曲狀,同時主梁一端脫離支座及墊塊(圖9b);遠離北川的第7跨橋墩顯著傾斜接近倒塌,后被唐家山堰塞湖泄洪后沖垮。龍尾大橋破壞原因主要為近斷層強烈的橫、縱橋向的地震動效應(yīng),第7跨橋墩傾斜及接近倒塌為場地液化所致。[23]

a—龍尾大橋場地液化; b—主梁縱向移位,脫離支座。

2021年5月22日,我國青海省果洛藏族自治州瑪多縣發(fā)生了Ms7.4 級地震,震源深度約17 km。此次地震發(fā)生于高海拔地區(qū),造成的人員傷亡和建筑結(jié)構(gòu)的破壞并不突出,相反,距離地震斷層較近的幾座橋梁破壞情況十分突出。其中,位于G0613西麗高速共玉段的野馬灘大橋結(jié)構(gòu)震害尤為突出。

野馬灘1號大橋為多跨連續(xù)簡支梁橋,全長507.4 m,雙柱式橋墩,該橋在震后上、下行線共落梁35跨,落梁跨數(shù)達到總跨數(shù)的70%,且所有落梁整體呈“北高南低”的傾斜狀態(tài)。如圖10所示。震后調(diào)查[24-25]表明:橋梁地基及橋臺區(qū)域發(fā)生大規(guī)模液化,而橋梁結(jié)構(gòu)的破壞與其場地液化情況存在對應(yīng)關(guān)系。位于相同路段的野馬灘大橋2號大橋,全長約887 m。該橋主梁的變形量由北向南逐漸增大,且南側(cè)區(qū)域液化嚴(yán)重,并伴有橋墩基礎(chǔ)破壞和局部落梁等現(xiàn)象,其橋梁結(jié)構(gòu)的破壞與場地液化情況亦存在對應(yīng)關(guān)系。

a—1號破壞全貌; b—2號場地液化情況。

1.3 可液化場地橋梁樁基震害分析

國內(nèi)外的幾次大地震對橋梁基礎(chǔ)及其上部結(jié)構(gòu)造成了嚴(yán)重的破壞,在調(diào)查分析不同橋梁震害案例的基礎(chǔ)上,可以得出液化場地橋梁基礎(chǔ)的震害具有以下特點:

1)引起橋梁樁基震害的原因較為復(fù)雜,但其中引起大多數(shù)震害的原因是土體位移和砂土液化,應(yīng)引起足夠的重視。

在地震中,引起橋梁地基失效的主要原因是地震所引發(fā)的砂土液化導(dǎo)致的,其中基礎(chǔ)的不均勻沉降引起地基失效,從而使地基承載力穩(wěn)定性不夠,進而導(dǎo)致橋梁基礎(chǔ)位移、傾斜、下沉,墩身開裂、失穩(wěn)甚至折斷,上部橋梁垮塌等嚴(yán)重震害。

2)位于液化地基中的樁基,可將地震液化分為液化但無側(cè)向擴展地基上的震害和液化側(cè)向擴展地基上的震害兩種方式,而其中導(dǎo)致液化場地橋梁和橋梁樁基震害的主要原因是液化側(cè)向大變形所引起的。

對于地基的液化側(cè)擴流,可分為液化前、后以及永久側(cè)位移三種情況(圖11),液化前的變形較小,液化后及形成永久側(cè)位移時的位移較大。[26]對橋梁基礎(chǔ)而言,建在河流或海邊沖擊帶上的橋梁基礎(chǔ)更容易發(fā)生液化側(cè)擴流災(zāi)害,主要是由于這些地段有著液化側(cè)擴流發(fā)育的條件,比如分布有自然形成的、帶有0°～5°緩坡的可液化砂或粉土層等。側(cè)向擴展易造成河岸坍滑,使靠河岸的橋梁墩、臺向河心滑移,橋長縮短,造成橋墩、臺及基礎(chǔ)移動、折斷,使修復(fù)極為困難。

圖11 液化側(cè)擴地基上樁基的震害[27]

3)液化側(cè)向擴展地基中樁基的震害主要表現(xiàn)形式如下[27]:

a. 由于液化側(cè)擴流土體對樁產(chǎn)生較大的側(cè)向壓力,導(dǎo)致樁身在液化中、底部出現(xiàn)剪切破壞和彎曲破壞,見圖11a。

b.樁頂嵌固,在地震慣性力作用下發(fā)生彎剪破壞,見圖11b。

c.樁身折斷對上部結(jié)構(gòu)產(chǎn)生不同程度的不均勻沉降,同時因質(zhì)心處水平位移大,高層建筑產(chǎn)生較大的附加彎矩,拉應(yīng)力作用到內(nèi)側(cè)的邊樁上,從而減輕震害,可能使邊樁只有一個塑性鉸,見圖11c。

此外,文獻[27-28]的研究表明:在液化土層與非液化土層交界處,由于樁基礎(chǔ)產(chǎn)生的彎矩超過了樁基的極限抗彎矩能力而破壞,而液化土層側(cè)向變形的大小和方向的控制,是液化地基中樁水平位移的大小和方向的主要原因。

4)相較于地震中樁基的豎向震害,水平震害所導(dǎo)致的后果往往更加嚴(yán)重,如落梁、橋墩倒塌等,讓震后的救援以及恢復(fù)工作面臨更大的困難。

5)總體來說新近設(shè)計的樁基比二十世紀(jì)七八十年代設(shè)計的工程震害輕,但樁基總體抗震、抗液化變形能力效果仍不理想,較強地震時側(cè)向擴展造成的巨大破壞仍然存在,許多大型高架結(jié)構(gòu)跨河橋梁的大直徑樁基發(fā)生了震害。

2 橋梁樁基礎(chǔ)抗液化研究現(xiàn)狀

2.1 試驗研究現(xiàn)狀

2.1.1現(xiàn)場試驗

目前用于驗證理論和計算的最直接有效手段,就是現(xiàn)場進行大比例模型和原型的試驗。現(xiàn)場試驗最大的優(yōu)點就是能夠提供無限貼近實際工程的土體、樁基以及樁土的受力變形機理。Kobori等對慣性及水平相互作用效應(yīng)及水平強迫振動,采用了現(xiàn)場試驗的方式進行了研究。[29]韓英才等率先在現(xiàn)場試驗中對樁-土-樁之間的相互作用對群樁動力特性進行了研究,還對試驗結(jié)果與原型樁的現(xiàn)場試驗也進行了比較。[30]常方強等采用不同質(zhì)量的重錘自不同高度處自由落體捶擊荷載板,研究了不同能量大小的循環(huán)荷載對黃河水下三角洲土體的動力響應(yīng)過程。[31]

目前,對于液化土中受側(cè)向荷載作用下樁-土相互作用的研究,p-y曲線理論依然是較為直接有效的方法。Takahiro等開展了Treasure Island液化試驗研究項目,采用了日本Ashford 等學(xué)者的爆炸誘發(fā)液化的試驗方法[32],試驗結(jié)果表明:場地上部的非液化層的存在,是結(jié)構(gòu)在土體液化時受到較大側(cè)向荷載的主要原因。[33-34]

2.1.2動態(tài)離心機試驗

離心機模型試驗以其良好的適應(yīng)性,在場地液化的研究中應(yīng)用廣泛。

在國外,利用離心機試驗研究液化場地中樁基的性能已十分常見,離心機實驗室也已逐漸普及,如劍橋大學(xué)巖土工程實驗室以及日本的建設(shè)省等國家科研機構(gòu)、大學(xué)等。文獻[35-36]報道了通過離心機試驗研究液化后砂土中樁的p-y關(guān)系及強震作用下樁基位于可液化場地中的動力反應(yīng)。近年來,文獻 [37-38]亦報道了采用離心振動臺試驗對樁基的抗液化機理開展的研究。

目前我國已具有實現(xiàn)動力離心模型試驗功能的動態(tài)離心機[39-40]。文獻[41-42]是國內(nèi)較早報道利用動力離心機開展研究的文獻,文獻[41]報道了對強震動條件下液化土體-樁基礎(chǔ)相互作用問題的探索;文獻[42]報道了對位于飽和砂土中的單樁-上部結(jié)構(gòu)在強震作用下的反應(yīng)及樁-土水平相對位移和側(cè)向土阻力演變的研究。劉星利用離心模型試驗首次研究了水平與豎向震動作用下群樁基礎(chǔ)在可液化場地下的動力響應(yīng),同時結(jié)合數(shù)值模擬進行了深入研究。[43]Li等針對擠密砂樁對可液化場地改善效果進行了離心機試驗,試驗結(jié)果表明:設(shè)置擠密砂樁的可液化場地側(cè)向位移明顯減輕。[44]張健等依托土工離心機振動臺研究了動荷載作用下可液化場地中飽和砂土發(fā)生液化前、后斜樁群的動力響應(yīng)問題。[45]

值得注意的是:離心機設(shè)備尺寸十分有限,并且使用和購置的價格都十分昂貴,因此只能適用于模型尺寸較小的試驗,而模型過小,也就無法安裝充足的量測設(shè)備,這就更加難以將模型內(nèi)部的結(jié)構(gòu)特性和地基工程特性很好地反映出來。[46]

2.1.3振動臺試驗

振動臺試驗具有離心機試驗無法比擬的價格及試驗周期等優(yōu)勢,成為模擬樁基液化的一種有力工具。[47]

在國外,Sasaki等利用振動臺試驗,研究了側(cè)向流動對模型群樁的效應(yīng)。[48]Towhata等為考察土體流動破壞過程中樁基液化的行為,進行了樁身抗拔力的振動臺模型試驗。[49]Hamada以緩傾角度斜置剛性土箱,研究了群樁基礎(chǔ)在液化側(cè)向變形中的性狀。[50]日本科技廳防災(zāi)研究所和美國韋恩州立大學(xué),從1992年起就地震對地下結(jié)構(gòu)的損壞展開了合作,并就單層水平、多層水平和傾斜場地等多種場地類型,利用地震振動臺進行了大量試驗。[51]從2001年開始,美國加州大學(xué)圣迭戈和日本東京的早稻田大學(xué)就 “液化及土體側(cè)向擴離對樁基影響的大型振動臺試驗”項目展開合作,截止到2008年,兩所高校已完成9組試驗計劃。[7]此外,其他學(xué)者也進行了樁基抗液化機理振動臺試驗[52-55]。

在國內(nèi),劉惠珊團隊在20世紀(jì)90年代率先開展了樁基振動臺試驗,針對液化場地中樁基的破壞機理進行研究。[56-57]在此之后,國內(nèi)相繼開展了大量振動臺試驗,武思宇等利用振動臺試驗進行了剛性樁復(fù)合地基的相似比模型試驗(1∶10),對剛性樁復(fù)合地基在實際工程中的抗震性能、抗液化能力等進行了研究。[58]李雨潤等對土體和樁-承臺在液化中的動力反應(yīng)進行了初步的探討,利用振動臺對樁-土位于多種工況下的情況進行試驗。[59]陳育民等設(shè)計了剛性排水樁和未設(shè)置排水體的普通樁的小型振動臺試驗,探討了抗液化剛性排水的抗液化能力,得到抗液化剛性排水樁的基本特性。[60]

此外,其他學(xué)者亦利用振動臺試驗對樁基抗液化機理開展了諸多有益的研究[61-64]。

相較于離心機試驗,振動臺試驗不存在所謂科利奧利效應(yīng)問題,因此能夠在相對較短的時間內(nèi)進行足夠數(shù)量的試驗,可消除因偶發(fā)性因素對某些試驗數(shù)據(jù)的影響,可更好研究模型動力響應(yīng)受到邊界條件的變化的影響以及進行二維、三維振動的模擬。[65]

2.2 數(shù)值模擬研究現(xiàn)狀

2.2.1有限元方法

20世紀(jì)70年代之后,國內(nèi)外學(xué)者進行了大量深入研究,Famiglietti等利用有限元軟件,對液化引起場地側(cè)向大變形及變形隨時間的變化率進行了研究。[66]Wu等利用有限元程序建立了樁-土動力三維有限元分析模型,并對樁-土的相互作用進行研究。[67]Lu等利用有限元數(shù)值方法研究了地震液化對某一地區(qū)土、單樁、建筑物的影響。[68]Bradley等采用二維有限元法研究了新西蘭Fizgerald大道雙架橋在地震液化時的響應(yīng)和失效機理,并對其抗震性能進行了評估。[69]Takahashi等采用動態(tài)三維有限元分析方法得出了橋墩與堤壩的相互作用和地震運動對土液化的影響。[70]

國內(nèi),黃雨等利用有限元分析并結(jié)合Biot兩相飽和多孔介質(zhì)動力耦合等理論,對可液化場地樁基地震反應(yīng)進行了研究。[71]陳國興等針對各種工況下的結(jié)構(gòu)地震進行研究,通過SASSI2000對4種結(jié)構(gòu)體系分別建立模型并進行了計算。[72]莊海洋等基于Yang等提出的砂土液化大變形本構(gòu)模型,進行了更加深入的研究,對砂土試樣的液化過程利用動三軸試驗體系進行了數(shù)值試驗分析。[73]Xu等針對端承樁在液化場地中抵抗地震引起的地基沉降問題,研究了飽和砂土中輸入的振動頻率含量及水平和豎向分量對群樁基礎(chǔ)沉降的影響。[74]馮忠居等依托海文大橋,分析了地震峰值為0.35g時四種類型地震波下樁的動力響應(yīng)。[75]

蘇雷等利用OpenSees數(shù)值模擬平臺,建立了液化側(cè)擴流場地群樁振動臺數(shù)值模擬模型,通過該模型的計算給出了模擬自由水體的方法,合理地得到了動力輸入前場地的靜水壓力和豎向有效應(yīng)力。[76]崔杰等基于OpenSees建立了群樁-土在液化微傾場地中的動力相互作用模型,研究了液化微傾場地中各參數(shù)對飽和砂土動力p-y曲線特征影響。[77]孟暢等利用OpenSees數(shù)值模擬針對高樁碼頭的彎曲失效和彎剪失效兩種模式展開研究。[78]

2.2.2有限差分法

有限差分法是一種具有強大非線性動力分析能力的有限體模型模擬技術(shù)。Alterman等率先將有限差分技術(shù)應(yīng)用于場地地震分析。[79]Wang等基于有限差分法編制了廣泛用于水平荷載作用下樁基分析的LPILE程序,提出了液化場地樁基設(shè)計采用不排水殘余剪切強度法的建議。[80]Pourya等針對海上設(shè)施在液化場地中的表現(xiàn),尤其是對海上浮式風(fēng)力渦輪機的錨樁性能應(yīng)用展開了研究。[81]陳育民等利用FLAC3D并在振動臺試驗的基礎(chǔ)上,通過分析發(fā)現(xiàn),兩者在土體超孔隙水壓力發(fā)展和分布具有較為一致的規(guī)律。[82]孔德森等為研究動力荷載作用下傾斜樁的動力p-y曲線,利用FLAC3D構(gòu)建液化場地中傾斜樁-土體分析模型,研究結(jié)果表明離傾斜樁越遠的土體受到傾斜樁的影響越小。[83]

2.2.3邊界元、離散元及其他數(shù)值方法

陳清軍等對人工邊界的側(cè)向、橫向位置問題,采用邊界元法對地基進行了計算分析。[84]離散元是專門用來解決不連續(xù)介質(zhì)問題的數(shù)值模擬方法。El-Mestkawy研究了地震誘發(fā)砂土液化現(xiàn)象,采用了離散元模型模擬了小振幅循環(huán)荷載下的液化情況,這項研究驗證了離散元用于砂土的液化分析的適用性。[85]周健等對樁間距以及承臺剛度等因素的改變對群樁工作性狀的影響展開了研究。[86]混合法采納其他數(shù)值模擬方法的優(yōu)點,規(guī)避其他數(shù)值模擬方法的缺點,如:莢穎等對砂土液化變形問題,利用有限元-無網(wǎng)格耦合方法進行了數(shù)值模擬。[87]此外,黃雨等還介紹了基于計算流體動力學(xué)(CFD)的地震液化數(shù)值模擬現(xiàn)狀。[88-90]

可液化場地橋梁樁基地震反應(yīng)有限元方法的發(fā)展在線性和非線性、從頻域和時域、二維和三維等方面都有了長足的發(fā)展,并取得了豐碩成果。[91]

2.3 理論計算研究現(xiàn)狀

2.3.1非線性Winkler地基梁法

非線性Winkler地基梁法是用于樁-土地震相互作用的主要方法之一。

樁基液化計算分析中大量應(yīng)用了非線性Winkler地基梁法。Matlock對位于各種土體中的單樁進行了大量靜載和動荷載現(xiàn)場試驗,在獲得相應(yīng)的p-y曲線的同時,為非液化土p-y曲線的分析奠定了基礎(chǔ)。[92]Ting根對樁-土部分液化情況進行了試驗研究,并據(jù)試驗結(jié)果計算p-y曲線,計算所得p-y曲線與美國石油協(xié)會(API)標(biāo)準(zhǔn)推薦的p-y曲線相比后發(fā)現(xiàn),API的試驗計算剛度取值偏大。[93]Juirnarongrit等嘗試采用傳統(tǒng)標(biāo)準(zhǔn)p-y曲線計算非液化土,而在液化土中考慮Winkler地基梁彈簧剛度為零的方法,對液化側(cè)向擴展中樁基的行為進行了分析。[94]

相比之下,國內(nèi)在液化場地樁基動力p-y曲線方面研究起步相對較晚,但大有后來居上的趨勢。王建華等通過擬靜力方法并結(jié)合振動臺試驗,確定了土層液化過程中的衰化p-y曲線。[95-96]李雨潤等以API標(biāo)準(zhǔn)為基礎(chǔ)結(jié)合振動臺試驗,提出可液化土層中樁基動力p-y曲線雙參數(shù)修正方法及修正計算式。[97]王睿等選取新瀉地震中昭和大橋樁基礎(chǔ)破壞案例,采用p-y曲線法進行計算,分析地基側(cè)向流動引起的樁基礎(chǔ)破壞的影響因素。[3]唐亮利用振動臺試驗,提出了場地液化前、后砂土動力p-y曲線的修正方法。[98]

2.3.2簡化分析法

目前國內(nèi)液化場地橋梁樁基的抗震標(biāo)準(zhǔn)所采用的設(shè)計簡化方法主要包括:零折減系數(shù)法、非零折減系數(shù)法、打入樁法、兩階段法、綜合法等。[99-100]同時,王蘭民等針對我國特有的黃土震陷和液化現(xiàn)象,提出了一些實用的樁基抗震設(shè)計方法。[101]

日本作為一個多震的國家,在多次地震后日本公路及鐵路的抗震設(shè)計思想也發(fā)生了很大的變化,橋梁抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)作了大幅度修定,并提出了 “性能設(shè)計”[5]的設(shè)計思路。日本道路協(xié)會頒布的《公路橋梁設(shè)計條例》[102]中,液化場地中樁基的側(cè)向荷載設(shè)計采用能反映土體液化效應(yīng)且可用地基土反力系數(shù)表示的地震系數(shù)法。

此外,《公路橋梁設(shè)計條例》基于阪神地震中樁基震害實例,提出推薦使用極限平衡法進行液化場地樁基的計算分析。Ricardo等分析離心模型試驗數(shù)據(jù)的基礎(chǔ)上,提出了用于計算液化場地樁基行為的極限平衡法。[103]戴琰等基于Davidenkov和Byrne改進模型,將總應(yīng)力法與有效應(yīng)力法進行了對比分析,結(jié)果表明有效應(yīng)力法的計算結(jié)果更加顯著。[104]葉海霞等依托實際工程,對比了擬靜力法與時程分析法,通過分析發(fā)現(xiàn)擬靜力法能夠更好地貼合實際工況。[105]

3 結(jié)束語

橋梁樁基震害機制有許多復(fù)雜原因,其中土體位移和砂土液化是大多數(shù)震害發(fā)生的原因,應(yīng)引起足夠的重視。同時,與單純的樁基豎向震害相比而言,樁基水平震害常導(dǎo)致嚴(yán)重的后果,如落梁、橋墩倒塌等,使震后救災(zāi)工作及正常交通蒙受巨大損失?？傮w來說,新近設(shè)計的樁基比二十世紀(jì)七八十年代設(shè)計的工程震害輕,但樁基總體抗震、抗液化變形能力效果仍不理想,較強地震時側(cè)向擴展造成的巨大破壞仍然存在,許多大型高架結(jié)構(gòu)、跨河橋梁的大直徑樁基仍有震害發(fā)生。

對于可液化場地橋梁樁基礎(chǔ)的抗震性能研究,前人從定性到定量做了大量工作,在現(xiàn)場試驗、振動臺及動態(tài)離心試驗、數(shù)值方法等方面已取得了長足的進步,發(fā)展的簡化分析方法也逐步納入相應(yīng)的抗震設(shè)計標(biāo)準(zhǔn)。試驗方面,考慮到現(xiàn)場試驗的成本較高,振動臺試驗并不能很好地滿足相似比,而離心機設(shè)備由于設(shè)備尺寸的限制,目前只能使用較小模型進行試驗,因此今后有必要在擁有更大比尺的動態(tài)土工離心機上開展相關(guān)試驗,從而獲得更接近實際的結(jié)果。數(shù)值方法方面,可液化場地橋梁樁基地震反應(yīng)有限元方法的發(fā)展在線性和非線性、從頻域和時域、二維、三維等方面都有了長足的發(fā)展。理論分析方面,非線性Winkler地基梁法與p-y曲線法目前仍然是樁-土地震相互作用分析的主要工具與方法。

雖然前人已取得了豐碩的研究成果,但由于液化場地橋梁樁-土體系涉及的因素較多,導(dǎo)致其可以應(yīng)用到工程實踐的成果尚不多,理論仍然落實后于實際。因此,對該方向的進一步研究依然具備重要的工程價值和科學(xué)意義。