變剛度地基上隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)動力響應(yīng)試驗研究

于 旭, 單志承, 莊海洋, 陳國興

(1.南京工程學(xué)院 建筑工程學(xué)院,南京 211167; 2. 南京工業(yè)大學(xué) 巖土工程研究所,南京 210009; 3.華東交通大學(xué) 土木建筑學(xué)院,南昌 330013)

隔震建筑以其優(yōu)異的抗震性能在我國得到大量工程應(yīng)用,目前已建成超過1 000萬m2的隔震建筑。已有的震害調(diào)查表明:樁基的破壞是造成結(jié)構(gòu)倒塌、損傷的重要原因,樁基礎(chǔ)又是隔震結(jié)構(gòu)的常用基礎(chǔ)形式,隔震結(jié)構(gòu)與基礎(chǔ)之間設(shè)置的隔震層必將改變樁基礎(chǔ)與上部結(jié)構(gòu)的動力相互作用,進而影響上部結(jié)構(gòu)和基礎(chǔ)的地震反應(yīng)特征,隔震結(jié)構(gòu)樁基的抗震性能可能直接影響隔震結(jié)構(gòu)的使用功能。因此,開展隔震結(jié)構(gòu)樁-土共同作用體系地震響應(yīng)研究對隔震結(jié)構(gòu)的地震安全具有重要意義。

目前國內(nèi)外學(xué)者在樁-土動力相互作用研究方面做了大量研究,取得了重要的研究成果[1-6],其中振動臺模型試驗是樁的地震響應(yīng)以及土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力相互作用研究的重要方法。近些年,Zhuang等[7-13]開展了不同地基上土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力反應(yīng)的振動臺模型試驗研究,對比分析了不同土性地基的動力反應(yīng)特征、不同土性地基上隔震層的隔震效率和隔震結(jié)構(gòu)動力反應(yīng)規(guī)律;李昌平等[14]通過振動臺模型試驗研究了土-樁-高層隔震結(jié)構(gòu)體系的動力反應(yīng)特征,對比了剛性地基和軟土地基上高層隔震結(jié)構(gòu)模型的試驗結(jié)果,重點分析了軟土場地上高層隔震結(jié)構(gòu)的動力反應(yīng)特性和隔震性能;吳應(yīng)雄等[15]進行了土-樁-層間隔震結(jié)構(gòu)體系的振動臺模型試驗,對比分析遠場長周期和普通地震動作用下隔震層和隔震結(jié)構(gòu)的加速度和位移反應(yīng)特征,探究遠場長周期地震動下考慮SSI(soil-structure interaction)效應(yīng)對隔震結(jié)構(gòu)動力響應(yīng)及減震效果的影響規(guī)律。但是,目前進行的土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力相互作用的模型試驗主要研究土-樁-隔震結(jié)構(gòu)相互作用對上部隔震結(jié)構(gòu)動力反應(yīng)特征的影響,對隔震結(jié)構(gòu)樁-土共同作用體系的地震響應(yīng)缺乏深入研究,此外,已有的試驗中模型地基剛度變化有限,還不能有效確定模型地基剛度與隔震結(jié)構(gòu)樁基動力反應(yīng)的精確關(guān)系。

已有的研究表明,飽和砂性土地基的剛度隨地基動孔壓比的增大而減小,而地基動孔壓比的發(fā)展與地震動持時壓縮比和強度密切相關(guān)[16],通過控制輸入地震動持時壓縮比和強度實現(xiàn)地基動孔壓比的不同發(fā)展速度,實現(xiàn)間接控制地基剛度變化的目的,需要指出的是:本文的“變剛度”地基是指地基剛度在時間維度上存在變化。本文通過控制地震動持時壓縮比和強度設(shè)計了飽和砂性土地基上樁基基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)振動臺模型試驗,有效測得了地基剛度變化過程中土體動孔壓、樁基動應(yīng)變、隔震結(jié)構(gòu)加速度和動態(tài)位移等試驗數(shù)據(jù),限于篇幅和數(shù)據(jù)量較大,本文重點分析模型地基剛度變化對隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)動力學(xué)特性的影響規(guī)律,并與不同地基中樁土共同作用系統(tǒng)的地震反應(yīng)規(guī)律進行對比,給出了地基剛度變化過程中隔震結(jié)構(gòu)群樁與土共同作用體系地震響應(yīng)的變化規(guī)律,為不同場地條件下基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)的抗震設(shè)計提供重要的科學(xué)依據(jù)和保障。

1 模型試驗概況

1.1 試驗設(shè)備與相似比設(shè)計

本次試驗在南京工業(yè)大學(xué)江蘇省土木工程與防災(zāi)減災(zāi)重點實驗室完成,采用的振動臺設(shè)備為 MTS 單向電液伺服加載地震模擬振動臺,最大載質(zhì)量25 t,工作頻率范圍 0.1～50.0 Hz,水平向峰值加速度±1.0g。試驗所用的模型土箱為層狀剪切變形土箱,該模型箱的凈尺寸為3.5 m(振動方向)×2.0 m(橫向)×1.7 m(高度),由于該模型土箱的各層框架間可以自由的產(chǎn)生水平相對變形,對土的剪切變形幾乎沒有約束,大大減小了邊界對波的反射,故能較好地模擬土的邊界條件。

在土-結(jié)構(gòu)動力相互作用的振動臺模型試驗中需通過考慮土-結(jié)構(gòu)耦合的模型體系設(shè)計方法,分別對模型結(jié)構(gòu)和模型地基進行相似比設(shè)計。本文模型結(jié)構(gòu)選取幾何長度、彈性模量和加速度為基本物理量,模型地基選取剪切模量、密度和加速度為基本物理量。根據(jù)Bukingham定理,導(dǎo)出其他物理量的相似比。根據(jù)已有的研究,模型地基經(jīng)不同壓縮比例的地震動激勵后孔壓發(fā)展程度不同導(dǎo)致模型地基剛度衰減的程度不同。因此,為控制地基剛度衰減程度,本文試驗中輸入地震動采用較小時間相似比壓縮的地震動記錄。模型體系相似關(guān)系如表1所示。

表1 模型與原型相似比Tab.1 Similarity ratio between model and prototype

1.2 模型結(jié)構(gòu)與群樁基礎(chǔ)

在綜合考慮現(xiàn)有的試驗條件、模型材料、施工工藝和相似比關(guān)系的前提下,隔震結(jié)構(gòu)模型的上部結(jié)構(gòu)采用4層鋼框架體系,柱采用方鋼管,梁采用H型鋼,鋼框架模型體系的尺寸如圖1所示。鋼框架模型縱向邊長為0.8 m,橫向邊長為0.6 m,高為2.1 m,底層層高0.6 m,其他各層層高為0.5 m,每一層面覆蓋鋼板一塊來模擬樓板。模型激振方向為結(jié)構(gòu)縱向,結(jié)構(gòu)模型的縱向高寬比為2.625,橫向高寬比為3.5,結(jié)構(gòu)模型高寬比符合小高寬比隔震結(jié)構(gòu)的要求。上部鋼框架模型質(zhì)量為0.32 t。為盡可能考慮重力效應(yīng)對模型結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響,模型每層質(zhì)量為0.736 t,總質(zhì)量為3.68 t。

圖1 鋼框架模型主要尺寸(mm)Fig.1 The main dimensions of the model steel structure (mm)

根據(jù)橡膠隔震支座的應(yīng)力相似比和模型結(jié)構(gòu)的總質(zhì)量,隔震支座采用直徑為100 mm的鉛芯橡膠隔震支座(隔震支座設(shè)計詳見于旭的研究),隔震層共設(shè)置4個鉛芯橡膠隔震支座,鉛芯橡膠支座模型幾何尺寸及外觀如圖2所示。試驗前對鉛芯橡膠支座進行基本力學(xué)性能試驗,測得4個隔震支座平均水平剛度為0.278 kN/mm,豎向剛度為197.9 kN/mm。

圖2 鉛芯橡膠支座模型Fig.2 Lead-rubber isolation bearing model

模型基礎(chǔ)采用混凝土方樁基礎(chǔ),共設(shè)6根樁,樁長0.8 m,截面0.035 m×0.035 m,樁承臺平面尺寸為1.2 m×1.0 m×0.1 m,承臺板及樁基礎(chǔ)配筋圖如圖3所示,樁位布置及樁基礎(chǔ)模型實物圖片如圖4所示。

圖3 承臺板及樁基礎(chǔ)配筋圖(mm)Fig.3 Reinforcing bars of cushion cap and pile group foundation

圖4 樁位布置及樁基礎(chǔ)模型圖(mm)Fig.4 Pile location arrangement and model of pile group foundation

1.3 模型地基

本文采用飽和砂土來制作模型地基層,在其上部覆蓋一定厚度的黏土來模擬上覆不排水層,在飽和砂土層以下設(shè)置一定厚度的黏土和碎石來模型不透水層和基巖。本次試驗?zāi)Ｐ偷鼗w尺寸為:3.5 m(長)×2.0 m(寬)×1.3 m(高),土層分為4層,自上而下設(shè)置為:100 mm厚黏土覆蓋層、700 mm厚可液化的飽和松散砂土層、300 mm厚的硬黏土層、200 mm厚的碎石層。模型地基碎石層均勻平鋪于模型箱底部,碎石層鋪設(shè)完成后采用分層壓實法鋪設(shè)硬黏土層,模型地基飽和砂土層采用水沉法進行鋪設(shè),飽和砂土層完成后填筑頂部黏土層作為覆蓋層,土表黏土層填筑完成后加水使土層充分飽和,模型地基裝填結(jié)束靜置固結(jié)2 d后抽走模型箱內(nèi)多余存水。試驗所用的模型土箱為南京工業(yè)大學(xué)巖土工程研究所研制的層狀剪切變形土箱(如圖5所示),該模型箱的凈尺寸為3.5 m(振動方向)×2.0 m(橫向)×1.7 m(高度),模型箱由15層矩形平面鋼框架由下而上疊合,每層鋼框架間放置凹槽,凹槽內(nèi)放鋼滾珠,形成可以自由滑動的支撐點。由于該模型土箱的各層框架間可以自由的產(chǎn)生水平相對變形,對土的剪切變形幾乎沒有約束,大大減小了邊界對波的反射,故能較好地模擬土的邊界條件。圖5給出了模型地基及上部結(jié)構(gòu)安裝完成后的整體模型照片。

圖5 土-樁-隔震結(jié)構(gòu)相互作用體系整體模型Fig.5 Photo of overall soil-pile-isolated structure interaction model

試驗前對模型地基土取樣進行室內(nèi)試驗測定,地基表層黏土含水量30.8%～33.7%,密度1.78 g/cm3; 地基飽和砂土含水量40.5%～41.3%,密度為1.93 g/cm3,飽和砂土層細砂的粒徑主要分布范圍為0.075～1.000 mm,粒徑小于 0.075 mm的顆粒含量為0.98%;地基下部干硬黏土含水量8.3%～9.2%,密度1.87 g/cm3。

1.4 試驗測點與加載方案

根據(jù)此次振動臺試驗?zāi)康?需要測試模型地基土的加速度、孔隙水壓力、水平位移和地表沉降,模型基礎(chǔ)承臺豎向加速度分量、水平向加速度分量、樁土界面的接觸壓力及樁身應(yīng)變。鑒于模型體系的振動方向為模型結(jié)構(gòu)縱向,本次試驗沿模型體系振動方向(縱向)和垂直模型體系振動方向(橫向)各設(shè)置一個觀測面,傳感器布置如圖6所示,其中模型體系縱向為主觀測面,模型體系橫向為次觀測面。

圖6 模型體系測點布置圖Fig.6 Measuring point layout of model system

本次振動臺試驗僅選用Kobe波作為臺面輸入地震動,Kobe波為1995年日本阪神地震中神戶海洋氣象臺記錄的強震加速度記錄,本試驗中取其南北向的水平向加速度記錄作為振動臺的輸入波,該地震波的原始峰值加速度為0.85g,強震部分持續(xù)時間約為10 s。根據(jù)文獻[17]對于地震動的分類標準:①PGA/PGV>1.2,屬于高頻波;②0.8

圖7 Kobe波加速度時程及傅里葉譜Fig.7 Time-history curves of acceleration and Fourier spectra of Kobe earthquake wave

為測定地基剛度變化對隔震結(jié)構(gòu)模型體系動力特性參數(shù)的影響規(guī)律,試驗前和每級地震動加載后采用白噪聲對模型體系進行掃描,以獲取模型體系的自振頻率和阻尼比。試驗過程中按照逐級加載的方式,基巖地震動峰值加速度(peak bedrock accelerations,PBA)分別取0.1g,0.2g,0.3g和0.5g,各加載工況之間的時間間隔不小于50 min,以保證模型地基中孔隙水壓力的充分消散,具體加載方案,如表2所示。

表2 振動臺試驗加載工況Tab.2 Loading programs of shaking table tests

2 試驗結(jié)果分析

2.1 地基動孔壓比

為判定模型地基的液化狀態(tài),定義動孔壓比為土體孔隙水壓力與土體有效自質(zhì)量應(yīng)力之比值,本文采用動孔壓比作為描述模型地基液化狀態(tài)的無量綱參數(shù),動孔壓比能合理反映可液化模型地基的液化狀態(tài)。

圖8給出了不同工況時模型地基各測點的動孔壓比反應(yīng)時程曲線。總體來看,地基動孔壓比反應(yīng)隨輸入地震動峰值加速度的增大而增加,工況KB1和工況KB2時不同深度處各測點的動孔壓比幅值基本保持在0.1以內(nèi),動孔壓比反應(yīng)微弱,工況KB3時孔壓比反應(yīng)幅值明顯增加,各測點的動孔壓比幅值基本保持在0.3以內(nèi),工況KB4時孔壓比反應(yīng)幅值顯著增加,各測點的動孔壓比幅值基本保持在0.6以內(nèi),已有的研究指出:在振動作用下,一般認為動孔壓比達到0.8左右時土體產(chǎn)生初始液化,動孔壓比達到1.0時土體達到完全液化。上述分析表明模型地基未達到液化狀態(tài),但地基動孔壓比幅值隨輸入工況地震動峰值的增大而逐步增大,模型地基動孔壓比發(fā)展幅度滿足變剛度地基的試驗設(shè)計要求。此外,不同工況下地基各測點動孔壓比的變化規(guī)律基本一致,表現(xiàn)為模型地基不同深度測點的孔壓比幅值隨埋深的增加呈逐漸減小趨勢,符合飽和砂性土地基動孔壓比隨深度變化的一般規(guī)律。

圖8 不同深度處地基孔壓比反應(yīng)時程Fig.8 Pore pressure ratio time history in different buried depths of soil Pore pressure ratio time history in different buried depths of soil

2.2 地基剛度變化過程分析

土體的剪切模量是反映土體剛度的直接指標,由于模型試驗中地基的剪切模量無法直接測量,本文采用了一種間接的確定方法,首先通過白噪聲掃描測量模型地基卓越頻率,根據(jù)經(jīng)驗公式計算出地基平均剪切波速,進而獲得土體的剪切模量。場地的卓越頻率與場地平均剪切波速的關(guān)系可表示為[18]

vs=4Hf

(1)

式中:vs為剪切波的傳播波速;H為場地土層厚度;f為場地卓越頻率 (本文利用模型地基土地表位置A12測點的數(shù)據(jù)進行譜分析求得模型地基的卓越頻率)。

根據(jù)彈性理論,土體小應(yīng)變剪切模量表達為

(2)

式中:vs為場地平均剪切波速;G為剪切模量;ρ為土體密度。

通過白噪聲對模型體系進行掃描得到不同工況前后模型地基的卓越頻率,如表3所示。根據(jù)式(1)和式(2)可計算得到模型地基的剪切模量,歸一化后的地基剪切模量如表3所示。表3中G0為地基振動前的初始剪切模型。由表3可知,隨輸入地震動峰值的增大,模型地基剪切模量不斷衰減,其中工況WN2和工況WN3時地基剪切模量衰減幅度較小,工況WN4和工況WN5時剪切模量衰減幅度明顯增大,上述模型地基剪切模量的衰減規(guī)律與2.1節(jié)模型地基動孔壓比的發(fā)展規(guī)律基本同步,其原因在于模型地基剪切模量隨地基有效應(yīng)力變化[19],而地基動孔壓比的變化直接反應(yīng)模型地基有效應(yīng)力的變化,相應(yīng)的模型地基剪切模量也發(fā)生同步變化。

表3 模型地基卓越頻率和剪切模量Tab.3 Model foundation excellent frequency and shear model

為進一步分析地基剪切模量與孔壓比的定量關(guān)系,定義土體有效應(yīng)力比為土體有效自質(zhì)量應(yīng)力與孔隙水壓力的差值和土體有效自質(zhì)量應(yīng)力之比。表4給出了不同地震動作用下模型地基飽和砂土層中部測點W2的動孔壓比幅值和有效應(yīng)力比幅值。

表4 地基飽和砂土層中部測點的動孔壓比和有效應(yīng)力比Tab.4 Dynamic pore pressure ratio and effective stress ratio of measured points in the middle of saturated sand layer of foundation

由表3和表4可以看出,模型地基飽和砂土層中部測點W2的有效應(yīng)力比幅值與模型地基歸一化后的地基剪切模量G/G0基本吻合,兩者呈良好的正比例線性關(guān)系,上述分析結(jié)果與葉斌等人關(guān)于液化地基剛度的研究結(jié)果基本一致。根據(jù)表3和表4的結(jié)果,圖9給出了本文地基飽和砂土層中部測點W2的動孔壓比幅值與地基剪切模量之間的線性擬合結(jié)果,并與葉斌等實測數(shù)據(jù)的擬合結(jié)果進行對比。由圖9可以看出,基于本文和葉斌等實測數(shù)據(jù)給出的歸一化后的地基剪切模量G/G0與動孔壓比幅值γ的線性擬合結(jié)果基本相近,均呈現(xiàn)出負向線性關(guān)系,說明本文采用白噪聲掃描得到的地基模量衰減規(guī)律基本可靠。

圖9 地基動孔壓比幅值與地基剪切模量之間的關(guān)系Fig.9 Relationship between amplitude of dynamic pore pressure ratio and shear modulus of foundation

土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力相互作用的理論研究表明,結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比能合理反映地基剛度變化對隔震結(jié)構(gòu)動力特性的影響[20]。因此,為研究變剛度地基上隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)的動力特性,同時驗證相關(guān)理論研究成果的合理性,本文采用結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R作為描述本文模型地基剛度變化的無量綱參數(shù)。

式中:R為結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比;TS為上部結(jié)構(gòu)的固有周期;h為基礎(chǔ)重心到第一振型相對應(yīng)的慣性力重心的距離(按基本振型等效的原則計算);vs為土體的剪切波速。根據(jù)文獻[21],本文模型結(jié)構(gòu)固有周期TS為0.149 s,模型結(jié)構(gòu)等效高度h為1.45 m,模型地基土體的剪切波速見表3。由于試驗中每級工況加載后采用白噪聲對模型體系進行掃描,根據(jù)式(3)可計算出每級工況加載后模型地基的結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比,如表5所示。

表5 模型地基的結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比Tab.5 First order natural frequency and damping ratio of model system on variable stiffness foundation

2.3 變剛度地基上模型地基震陷

為分析變剛度地基上模型群樁基礎(chǔ)與地基的震陷,圖10給出了不同加載工況時豎向激光位移計SV1和SV2(測點位置詳見圖6(b))記錄的基礎(chǔ)與地表豎向位移時程曲線。由圖10可知,在輸入工況為KB1、工況KB2和工況KB3時,基礎(chǔ)承臺與地表的震陷值隨著輸入工況加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的增加而增加,基礎(chǔ)承臺震陷量明顯高于側(cè)向地基地表震陷量。其中:在工況KB3、R=0.178時,承臺震陷量幅值為0.32 cm,地表震陷量幅值僅為0.04 cm,上述現(xiàn)象表明,在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R小于一定限值時,地基主要發(fā)生振密現(xiàn)象;在工況KB4、R=0.215時,承臺位移計SV1的震陷量顯著增加,其震陷幅值達到1.1 cm, 地表位移計SV2的時程曲線表明,地基地表首先產(chǎn)生輕微的沉降位移反應(yīng),而后發(fā)生了明顯的上浮位移反應(yīng),其上浮位移最大值約0.11 cm,最終穩(wěn)定在0.07 cm,上述現(xiàn)象表明,在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R大于一定限值時,基礎(chǔ)震陷顯著增加,基礎(chǔ)下沉引起基礎(chǔ)下方土體流向側(cè)向地基,進而導(dǎo)致側(cè)向地基受擠壓而發(fā)生上浮現(xiàn)象,也充分說明在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R大于一定限值時模型地基可能發(fā)生剪切破壞。

圖10 基礎(chǔ)與地表豎向位移反應(yīng)Fig.10 Vertical displacements of foundation and lateral ground surface

2.4 變剛度地基上模型群樁基礎(chǔ)地震反應(yīng)

2.4.1 模型樁彎矩反應(yīng)

本次試驗沿振動方向在樁基兩側(cè)表面布置了光纖光柵,其測點編號E1～E8位置見圖6(a),圖6中E5-1,E6-1,E7-1和E8-1代表振動方向中間樁身上光纖光柵E5～E8測點左側(cè)編號,E5-2,E6-2,E7-2和E8-2代表中間樁光纖光柵E5～E8測點右側(cè)編號,因角樁的E1?E4測點應(yīng)光纖光柵在同一根樁上,其中一側(cè)測點光纖損壞,導(dǎo)致沒有完整的應(yīng)變測試數(shù)據(jù)用來計算角樁的彎矩?；跇痘鳒y點的實測應(yīng)變,本文根據(jù)式(4)計算得出了中間樁各測點的彎矩值[22]

(4)

式中:EI為樁的抗彎剛度;d為方樁的邊長;εt、εc分別為光纖光柵在樁基同一測點兩側(cè)表面(右側(cè)和左側(cè))的實測應(yīng)變。圖11給出了變剛度地基上中間樁體各測點的彎矩反應(yīng)時程曲線,本文定義使樁基右側(cè)受拉時的彎矩為正彎矩,樁基左側(cè)受拉時的彎矩為負彎矩。

圖11 中間樁體各測點彎矩反應(yīng)的時程曲線Fig.11 Time history curve of bending moment reaction at each measuring point of middle pile body

由圖11的樁基彎矩反應(yīng)時程表明,隨著輸入工況加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的增加,中間樁體大多數(shù)測點都發(fā)生了一定程度的殘余彎矩,并且樁體上部殘余彎矩較大,尤其在工況KB4、R=0.215時,輸入地震動主震過后樁體頂部E5測點的殘余彎矩顯著增大,其殘余彎矩達到8.2 kN·m,試驗結(jié)束后發(fā)現(xiàn)樁頂部E5測點位置混凝土顯著開裂并有脫落現(xiàn)象,樁身E6測點位置混凝土亦有開裂現(xiàn)象,這表明在強震作用下地基剛度變化過程中樁體上部將率先進入塑性階段,可能發(fā)生地震破壞,這種現(xiàn)象符合震害觀測的一般規(guī)律。

圖12給出了變剛度地基上中間樁體各測點彎矩幅值包絡(luò)圖。由圖12可以看出,隨著輸入工況加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的增加,中間樁體各測點彎矩幅值不斷增大,尤其在工況KB4、R=0.215時,中間樁體上部彎矩幅值出現(xiàn)明顯的驟增現(xiàn)象,其最大彎矩幅值出現(xiàn)在樁頂E5測點處,E6測點彎矩幅值略低于樁身E5測點的彎矩幅值,E7測點的彎矩幅值較E6測點彎矩幅值顯著減小,樁底E8測點的彎矩幅值很小接近于0,樁體彎矩幅值自上而下呈減小的趨勢。上述分析表明:強震下變剛度地基上樁體上部彎矩幅值較大,易產(chǎn)生地震破壞,而樁體下部彎矩幅值較小。

圖12 變剛度地基上中間樁體各測點彎矩幅值包絡(luò)線Fig.12 Bending moment amplitudes of the middle pile at each measurement point on variable stiffness Foundation

基于上述的測試結(jié)果分析,造成變剛度地基上樁基上部彎矩幅值大幅增加的原因可作如下解釋:在地震作用下隔震結(jié)構(gòu)在基礎(chǔ)頂面產(chǎn)生較大的彎矩和軸力,其主要由基礎(chǔ)承臺和樁基共同承擔,然而結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R隨輸入工況地震動峰值的增大而增大,模型地基剛度降低,這導(dǎo)致承臺底面地基反力減小,基礎(chǔ)承臺震陷增加,原本由基礎(chǔ)承臺承擔的彎矩和軸力向樁基礎(chǔ)轉(zhuǎn)移,導(dǎo)致樁基上部彎矩和軸力增大,此外,由于地基剛度降低基礎(chǔ)承臺發(fā)生顯著的轉(zhuǎn)動反應(yīng),隔震結(jié)構(gòu)隨基礎(chǔ)承臺搖擺產(chǎn)生的二階效應(yīng)將導(dǎo)致樁基上部彎矩進一步增加;由此可見,在地基剛度變化過程中隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)承臺震陷與基礎(chǔ)承臺強烈轉(zhuǎn)動反應(yīng)的共同作用可能是導(dǎo)致樁基上部彎矩驟增的主因。

2.4.2 模型樁頂位移反應(yīng)

本次試驗中在模型基礎(chǔ)承臺頂部布置了水平激光位移計SH3(測點位置詳見圖6(a))測試承臺水平位移,由于承臺水平剛度較大,承臺的運動可視為剛體運動,樁頂位移可通過承臺頂SH3測點的實測位移獲得,圖13給出了不同工況下樁頂位移時程曲線。由圖13可以看出,隨輸入工況地震動峰值以及結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的增大,樁頂水平位移明顯增大,其中在工況KB1、R=0.157和工況KB2、R=0.159時樁頂位移幅值相對較小,位移幅值為分別為1.63 mm和2.89 mm;在工況KB3、R=0.178和工況KB4、R=0.215時,樁頂位移幅值明顯增大,樁頂位移幅值達到4.84 mm和7.4 mm。地基剛度變化過程中樁頂水平位移幅值明顯增大的原因可作如下解釋:變剛度地基上地基剛度隨輸入工況加速度峰值的增大而降低,地基土性逐步變軟,導(dǎo)致基礎(chǔ)承臺及樁側(cè)側(cè)移阻力逐漸減小,同時地基土性變軟使地基側(cè)向擴展變形增大,兩者共同作用下使樁頂水平位移顯著增大。值得注意的是在工況KB4、R=0.215時,主震后樁基水平位移出現(xiàn)明顯的單邊累積水平位移,結(jié)合試驗后模型基礎(chǔ)的實際情況,這說明在強震作用下地基剛度變化過程中樁基上部率先出現(xiàn)明顯的殘余彎曲變形,樁基上部可能發(fā)生地震破壞,這與2.4.1節(jié)的分析結(jié)果相吻合。

圖13 樁頂水平位移時程曲線Fig.13 Time history curves of the horizontal displacement at the top of pile

2.4.3 樁基承臺轉(zhuǎn)動反應(yīng)

(5)

表6 變剛度地基上基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度反應(yīng)峰值Tab.6 Rotation angular acceleration peak of the pile foundation on variable stiffness foundation

根據(jù)2.4.3節(jié)分析可知:強震下結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比越大,隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動效應(yīng)越顯著,其必然增大下部樁頂?shù)膭訌澗胤磻?yīng)幅值。因此,有必要進一步分析結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比和輸入地震動峰值對隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動效應(yīng)的影響規(guī)律,基于本文的試驗結(jié)果以及本文作者已完成的剛性地基、硬土地基和軟土地基上隔震結(jié)構(gòu)模型體系振動臺試驗的結(jié)果,同時考慮到已完成的模型試驗中以Kobe波激振時隔震結(jié)構(gòu)地震反應(yīng)最為強烈,圖14給出了Kobe波激振時不同地震動強度下隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值與結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的關(guān)系,圖中PGA為隔震結(jié)構(gòu)模型基底輸入加速度峰值。需要說明的是,為對比圖14中4種地基上隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)的轉(zhuǎn)動角加速度峰值,本文參照Zhang等的二次插值法基于試驗實測數(shù)據(jù)計算得到不同地基上隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值以及結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比,使其對應(yīng)的基底輸入加速度峰值分別為0.1g,0.3g和0.5g,使隔震結(jié)構(gòu)模型在不同地基上具有等效的基底加速度峰值。由圖14可以看出:在PGA=0.1g且場地條件(0.050.1)時隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值的增長幅度明顯增大;尤其是在PGA=0.5g且場地條件(R>0.21)時隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值增長幅度更為顯著,隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值超過1.6 rad·s-2,上述分析表明,當輸入地震動強度PGA和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R達到一定量值時,隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)將出現(xiàn)劇烈的轉(zhuǎn)動反應(yīng),其原因可能與土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力相互作用相關(guān)。

圖14 隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值與結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的關(guān)系(Kobe波)Fig.14 Relationship between the peak of rotational angular acceleration and the relative stiffness ratio R of structure-soil of isolated structure (kobe wave)

由于隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值隨結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比的增大總體上均呈增長趨勢。圖14分別給出了不同PGA作用下隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值與結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的指數(shù)擬合公式,可以看出隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度的指數(shù)預(yù)測公式在PGA≤0.3g時的擬合效果較好但在PGA=0.5g時的擬合效果相對較差,上述發(fā)現(xiàn)還有待于通過數(shù)值模擬和理論分析進一步驗證。

3 結(jié) 論

本文通過控制地震動持時壓縮比和強度的方法設(shè)計了變剛度地基上樁基基礎(chǔ)隔震結(jié)構(gòu)振動臺試驗,研究了變剛度地基上隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)的動力反應(yīng)特征,揭示了地基剛度變化對隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)動力學(xué)特性的影響規(guī)律,得到的主要結(jié)論如下:

(1)在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R小于一定限值時,隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)和側(cè)向地基地表均發(fā)生下沉,主要與地基土層的振密有關(guān),在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R大于一定限值時,群樁基礎(chǔ)震陷顯著增加,側(cè)向地基地表隆起,其主因與模型地基發(fā)生剪切破壞有關(guān)。

(2)變剛度地基上結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比和輸入地震動強度顯著影響隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)彎矩反應(yīng),強震下結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比越大,隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)中間樁體上部彎矩反應(yīng)幅值增大越顯著,而中間樁體下部彎矩幅值較小,中間樁體上部彎矩幅值驟增可能是地基剛度變化過程中基礎(chǔ)承臺震陷與基礎(chǔ)承臺強烈轉(zhuǎn)動反應(yīng)共同作用的結(jié)果。

(3)隨輸入地震動峰值以及結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R的增大,隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)樁頂水平位移明顯增大,在輸入加速度峰值和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比R達到一定量值時,群樁基礎(chǔ)樁頂水平位移在主震后出現(xiàn)明顯的單邊累積水平位移,樁基上部可能發(fā)生地震破壞。

(4)不同地基上隔震結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)轉(zhuǎn)動角加速度峰值以及結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比的關(guān)系表明,當輸入地震動強度和結(jié)構(gòu)-土體相對剛度比達到一定量值時,隔震結(jié)構(gòu)群樁基礎(chǔ)承臺將出現(xiàn)劇烈的轉(zhuǎn)動反應(yīng),主要原因與土-樁-隔震結(jié)構(gòu)動力相互作用有關(guān),上述發(fā)現(xiàn)還有待于通過數(shù)值模擬和理論分析進一步驗證。