不同土層條件下斜直交替群樁-土-結(jié)構(gòu)地震響應特性研究

孔德森 白翼飛 陳永坡

摘要： 為研究地震作用下斜直交替群樁-土-結(jié)構(gòu)特性，采用El Centro地震波作為動荷載，F(xiàn)LAC3D軟件為研究工具，分別針對黏土-砂土、黏土-砂土-黏土中建立了數(shù)值模型并對這兩種工況下土層加速度、樁基受力與位移、上部結(jié)構(gòu)位移等進行了分析。研究結(jié)果表明：砂土層對加速度峰值的放大作用比黏土層大，砂土層中加速度峰值比動力荷載峰值的出現(xiàn)時刻明顯滯后;彎矩最大值均出現(xiàn)在樁與承臺交界處;三層土模型的斜樁最大彎矩比兩層土模型小。不同模型之間直樁彎矩的差別較小，樁端土層的構(gòu)造對樁身彎矩的影響較大，樁端非液化黏土層的嵌固作用能夠顯著減小斜樁樁身最大彎矩。斜樁與直樁的水平位移基本相同，樁端非液化土層的存在對斜樁豎向位移具有顯著影響并對橋墩頂部水平位移具有減緩作用。

關鍵詞： 斜直交替群樁; 地震響應特性; 土層條件; 液化場地; 低承臺

中圖分類號： TU473.1; TU435 文獻標志碼： A 文章編號： 1004-4523（2019）05-0886-12

DOI：10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2019.05.017

引 言

根據(jù)地震災害調(diào)查結(jié)果分析，地震土體液化是導致樁基橋梁結(jié)構(gòu)破壞的重要原因之一[1]。隨著中國橋梁事業(yè)蓬勃發(fā)展，斜直交替群樁基礎的應用越來越普遍[2-3]，加之中國地震分布廣且多發(fā)，一般建橋地區(qū)多為極易液化的場地，故而地震中土體液化是否導致斜直交替群樁基橋梁結(jié)構(gòu)的破壞，便成為中國橋梁工程抗震中需要認真考慮的問題[4]。低承臺群樁因能減輕可液化土層中結(jié)構(gòu)的振動并改善樁的受力特性，在橋梁工程中被廣泛應用[5-6]。液化場地樁-土-結(jié)構(gòu)動力相互作用分析，對于橋梁樁基抗震研究具有重要作用，已受到諸多學者的關注[6-7]。由于有限元法能夠比較好地模擬土體液化效應與大變形，以及樁-土動力相互作用過程的物理特征，已廣泛用于液化場地樁基橋梁結(jié)構(gòu)抗震問題中[8-9]。為此，通過FLAC3D有限差分軟件作為研究工具分別在黏土-砂土土層、黏土-砂土-黏土土層上建立了斜直交替群樁-土-橋梁的數(shù)值模型。分別對這兩種工況下模型在地震作用下土層加速度、樁基受力與位移、上部橋梁結(jié)構(gòu)受力與位移進行了詳細的分析研究，并對這兩種模型對比分析，獲得了一些有益的結(jié)論。

1 數(shù)值計算模型的建立

1.1 地震波的選取 ?通過對圖1所示的El Centro地震波加速度時程觀察可以發(fā)現(xiàn)，較大的加速度主要集中在時程圖前半部分，為減小計算負擔，只取前27 s的El Centro波作為地震荷載進行數(shù)值模擬分析。

通過SeismoSignal軟件對前27 s的地震波進行濾波。圖2（a）中為濾波前的加速度與頻率的關系曲線圖，可以看出，加速度振幅主要分布在0-7 Hz段內(nèi)，因此取濾波的截斷頻率為7 Hz進行濾波處理，得到如圖2（b）中所示的加速度與頻率的關系曲線。

濾波完成后再對地震波進行基線校正，校正后的El Centro波如圖3所示。采用基線校正后的El Centro地震波作為動力荷載，計算結(jié)束后地基和基礎能夠回到原位，不會再出現(xiàn)持續(xù)的速度和殘余位移[10]。

?1.2 幾何模型的建立

為了研究不同土層條件下斜直交替群樁-土-結(jié)構(gòu)的地震響應特性，在研究過程中土體相關參數(shù)均選自中國水利水電出版社出版由陳玉民、 徐鼎平主編《FLAC/FLAC3D基礎與工程實例》[11]，樁、承臺的相關參數(shù)均選自JGJ94-2008《建筑樁基技術規(guī)范》[12]。場地為二類場地土。

1.2.1 樁端無嵌固土層的兩層土可液化自由場地網(wǎng)格模型的建立

土體模型均采用8節(jié)點實體網(wǎng)格建立，模型長40 m、寬30 m、高30 m，取模型上表面中心為坐標原點。模型由4個組（group）組成，分別代表承臺開挖部分、兩個土層和模型底部的巖石層。承臺開挖部分與承臺體積相等長4 m、寬4 m、高1 m，模型上部為2 m厚的黏性土、中部為27 m厚的砂土，底部為1 m厚的巖石層。模型的建立過程中考慮到計算精度和FLAC3D動力學計算時間步對最大網(wǎng)格的尺寸要求，將模型的網(wǎng)格單元都采用1 m×1 m×1 m的正立方體，整個自由場模型共生成了36000個單元（zones）和39442個節(jié)點（grid-points），其三維計算模型如圖4所示。

在地層本構(gòu)關系的選擇上，兩層土體均采用Morh-Coulomb模型[13-14]，底部巖層采用各向同性彈性模型。在地下水滲流模型選取上，土體采用各向同性滲流模型（fl_isotropic）;底部巖層采用不透水材料模型（fl_null）;地下水位與地面平齊，土層參數(shù)如表1所示。

1.2.2 樁端有嵌固土層的三層土可液化自由場地網(wǎng)格模型的建立

土體模型采用8節(jié)點實體網(wǎng)格建立，模型長40 m、寬30 m、高30 m，取模型上表面中心為坐標原點。模型由5個組（group）組成，代表了承臺開挖部分、三個土層和底部巖石層。模型上部為2 m厚的黏性土，中部為6 m厚的砂土，下部為21 m厚的黏性土，底部為1 m厚的巖石層，地下水位與地面平齊模型的建立過程中綜合考慮了計算精度和FLAC3D動力學計算對最大網(wǎng)格的尺寸要求，模型的網(wǎng)格單元都采用1 m×1 m×1 m的正立方體，整個自由場模型共生成了36000個單元（zones）和39442個節(jié)點（grid-points），其計算模型土層分布剖面如圖5所示。

? 在本構(gòu)關系的選擇上，三層土體均采用Morh-Coulomb模型，底部巖層采用各向同性彈性模型。在地下水滲流模型方面，土體采用各向同性滲流模型（fl_isotropic）;底部巖層采用不透水材料模型（fl_null）;地下水位與地面平齊，三層土可液化自由場地網(wǎng)格模型土層參數(shù)如表2所示。

1.2.3 斜直交替群樁-橋梁結(jié)構(gòu)模型的建立

斜樁、直樁均采用樁（pile）結(jié)構(gòu)單元來模擬。橋梁上部結(jié)構(gòu)的模擬是通過梁單元實現(xiàn)的。斜直交替群樁-土-橋梁結(jié)構(gòu)模型，模型采用FLAC3D有限差分軟件建立，如圖6所示。

橋梁承臺模型采用8節(jié)點實體網(wǎng)格建立，承臺長4 m、寬4 m、厚1 m。樁基礎為2×2群樁，其中包括2根斜樁、2根豎直樁，樁身采用樁結(jié)構(gòu)單元來模擬，每根樁基包括8個樁構(gòu)件（pilesel），符合FLAC3D軟件所要求的一個實體網(wǎng)格至多可以包含一個節(jié)點，豎直樁長10 m，斜樁傾斜角度為12°。斜樁是在平行于X軸與Z軸組成的平面內(nèi)發(fā)生的傾斜，整個布置是沿X軸對稱布置的，斜樁與豎直樁的樁底標高相同，豎直樁長度為場地模型高度的1/3，樁頂端插入承臺內(nèi)0.5 m，頂端節(jié)點自由度均固定（rigid），即設置成固定端連接，樁身底端節(jié)點只限制三個方向的平動自由，轉(zhuǎn)動自由度設為自由，樁為鋼筋混凝土圓柱形樁樁為鋼筋混凝土圓柱形樁[15]。結(jié)構(gòu)模型的橋墩和上部結(jié)構(gòu)采用梁（beam）單元模擬，橋墩為獨柱墩，梁長4 m，下部插入承臺內(nèi)部，下部節(jié)點自由度均固定（rigid），橋墩底端在承臺的正中位置，增加梁單元頂部構(gòu)件的密度，用來模擬橋梁上部結(jié)構(gòu)。

橋梁承臺本構(gòu)關系采用各向同性彈性模型，滲流模型采用不透水模型（fl_null），承臺形式為低承臺，承臺上表面與地面標高相同，承臺四周和底面設置接觸面（interface）單元，用來實現(xiàn)承臺與土之間的相互作用，承臺平面布樁如圖7所示，樁身直徑60 cm，樁身外邊緣到承臺邊緣的距離為50 cm，樁身邊緣之間的距離為180 cm。斜直交替群樁-土-橋梁結(jié)構(gòu)模型樁身幾何參數(shù)、材料參數(shù)與耦合彈簧參數(shù)如表3所示。橋墩、配重與接觸面的幾何物理參數(shù)如表4所示。

樁單元與土體網(wǎng)格之間的相互作用是通過切向和法向耦合彈簧實現(xiàn)，耦合彈簧為非線性、可滑動的連接體。其中，切向彈簧的作用機理等同于灌漿錨桿的切向作用，法向彈簧可以模擬樁與土體之間的相互擠壓，當樁受到橫向荷載時，樁土之間就會出現(xiàn)裂縫，通過gap參數(shù)設置，法向彈簧也可以實現(xiàn)對樁身與土體之間裂縫的模擬。

2 數(shù)值計算結(jié)果分析

2.1 樁端無嵌固土層條件下的兩層土數(shù)值計算結(jié)果分析

2.1.1 孔隙水壓力分析

在動力計算階段，考慮到地震波會在邊界上反射，對動力計算結(jié)果產(chǎn)生影響，因此數(shù)值模擬采用自由場邊界來作為邊界條件。設置完成后FLAC3D會在模型周圍生成4個二維平面網(wǎng)格和4個一維柱體網(wǎng)格，其中平面網(wǎng)格進行二維計算，假設在面的法向無限延伸，柱體網(wǎng)格進行一維計算，假設在柱體兩端無限延伸。柱體網(wǎng)格與自由場網(wǎng)格之間通過阻尼器的形式進行耦合，自由場網(wǎng)格的不平衡力通過阻尼器施加到主體網(wǎng)格邊界上，這樣自由場邊界就提供了與無限場相同的效果，因此地震波在邊界上不會再產(chǎn)生扭曲，動力模型如圖8所示。

FLAC3D提供了多種動荷載輸入類型，包括加速度時程、速度時程、應力時程和集中力時程，動荷載可以施加到模型邊界上或者模型內(nèi)部節(jié)點上，用來模擬模型內(nèi)部或者外部受到動力時的反應。由于本次數(shù)值計算荷載是沿模型底部輸入的，而模型底部為巖石地層，模量較大，屬于剛性地基，因此可以在模型底部直接施加加速度荷載，不再需要設置靜態(tài)邊界條件。

施加的動力荷載為調(diào)整后的El Centro地震波加速度時程，加速度峰值為0.35g，施加位置在模型底部，沿X軸方向。在計算過程中對結(jié)構(gòu)位移、受力和場地孔壓比等進行監(jiān)測。沿X軸做一豎直剖面，即在X軸和Z軸組成的平面內(nèi)對a， b， c， d四個單元進行監(jiān)測，監(jiān)測內(nèi)容包括超孔壓比、超靜孔隙水壓力、豎向有效應力等。監(jiān)測點位置如圖9所示。監(jiān)測四點的詳細坐標和坐標位置說明如表5所示。

所監(jiān)測四點孔壓比時程曲線如圖11所示。從曲線中可以看出，1.5 s之前孔壓比基本不發(fā)生變化，1.5 s過后隨著加速度幅值的增大，孔壓比開始大幅上升，2.1 s時加速度幅值達到最大值0.35g，此時孔壓比在a， c兩點出現(xiàn)一瞬時負值，分析其原因可能是由于加速度峰值到達時刻液化土層發(fā)生瞬時剪脹作用所致[16-17]。3 s時樁基中部位置b， d兩點的孔壓比達到1，說明砂土開始液化，隨后兩點孔壓比出現(xiàn)了一定的減小;c點孔壓比在3 s過后始終保持在0.8左右，并沒有充分液化;a點在7 s后開始液化，7 s過后其孔壓比一直在0.8-1之間來回波動。

分析以上現(xiàn)象的原因應該是，在a點水的初始孔壓比較小，隨著振動的開始超孔隙水壓力很難達到砂土初始有效應力的大小，孔壓比不穩(wěn)定應該是由于地下水穿透上部黏土層所致;在c點固結(jié)壓力較大，砂土固結(jié)度高不太容易發(fā)生液化，而b， d兩點在樁中部標高位置，就不存在a， c兩點的問題而容易產(chǎn)生土體液化。

2.1.2 土體加速度分析

在計算過程中對離樁基較遠的不同深度處遠場土層進行X軸方向的加速度監(jiān)測，得到如圖12所示土體加速度時程曲線。

從圖中可以看出，各個位置土層的最大加速度峰值均大于輸入的加速度峰值，并且土層最大加速度均為瞬時加速度，最大加速度隨著土層深度增加而增大。

分析其原因應該是由于動力荷載是在模型底部輸入，在能量向上傳播過程中隨著埋深減小，能量逐漸被消耗，加速度峰值也逐漸減小;最大瞬時加速度存在的原因應該是由于模型底部存在模量較大巖石層造成的。

2.1.3 樁身彎矩分析

提取樁基不同埋深在整個加速度時程內(nèi)彎矩最大值，得到如圖13所示樁基彎矩包絡圖。

從圖中分析可以看出，兩種樁基彎矩最大值均發(fā)生在樁基頂端與承臺交界處，并且斜樁彎矩最大值大于直樁彎矩最大值約16%，說明在樁身與承臺交界位置，直樁受力更有利。兩種樁基的樁身最大彎矩都隨著埋深的增加逐漸減小，在樁基底部彎矩減小為零。

分析上述問題原因應該是由于在模型建立時，兩種樁基的樁底標高是相同的，斜樁的總長度大于直樁總長度，因此當樁基受到相同的力時，由于斜樁頂端力臂較長，受到的彎矩值就會增大。而且，砂土發(fā)生液化后，土層對樁周的摩阻力減小，樁端豎向支撐力增大，直樁底端支撐力與樁軸線重合，這樣不會造成樁頂端彎矩增加，而斜樁底端支撐力并不與樁軸線完全重合，這樣就造成了樁頂端彎矩的增加。由于在建立模型時只固定了樁單元底部的平動自由，并沒有限制轉(zhuǎn)動自由，因此樁基在底部的彎矩值為零。

2.1.4 ?樁身位移分析

監(jiān)測樁體在不同埋深位置的豎向位移，取各個部位在整個計算階段的位移最大值，得到如圖14所示樁基豎向位移與埋深的關系曲線。樁基不同埋深在整個動力計算階段出現(xiàn)的最大水平位移與埋深的關系曲線如圖15所示。

從圖14中可以看出，在該土層條件下直樁整個樁身的最大豎向位移相同;而斜樁在頂端位置最大豎向位移最小，隨著埋深的增加樁身最大豎向位移單調(diào)增加，在樁基底端豎向位移最大，并且略大于直樁位移，而斜樁樁頂位移卻只有直樁樁頂位移的63%。說明樁端無嵌固土層條件下斜樁能更好地控制上部結(jié)構(gòu)的豎向位移[18]。

從圖15中可以看出，斜樁和直樁的最大水平位移均出現(xiàn)在樁頂處，并且兩種樁基的最大水平位移相等。在埋深8 m以上直樁與斜樁的最大水平位移基本相同，隨著埋深的增加樁身最大水平位移逐漸減小，在樁底端斜樁和直樁的最大水平位移都達到了最小值，并且直樁最大水平位移略大于斜樁最大水平位移。

2.2 樁端有嵌固土層條件下的三層土的數(shù)值計算結(jié)果分析

2.2.1 孔隙水壓力分析

在動力計算過程中對圖16中a和b兩點位置的孔壓比進行監(jiān)測。具體坐標的詳細說明如表6所示。

? ? ?動力計算結(jié)束時模型孔隙水壓力云圖如圖17所示。從圖17中可以看出，模型最大孔隙水壓力為0.29 MPa，分布在模型底部，最大孔隙水壓力與最大初始孔隙水壓力相同。但通過對a， b兩點的孔壓比監(jiān)測發(fā)現(xiàn)，兩點已經(jīng)發(fā)生液化，因此在砂土層中孔隙水壓力大于初始孔隙水壓力，但在黏性土中孔隙水壓力并沒有發(fā)生變化。

2.2.2 土體加速度分析

與兩層土模型相似，在計算過程中對離樁基較遠不同深度的遠場土層X軸方向加速度進行監(jiān)測，得到土體加速度時程曲線如圖19所示。

從圖19中可以看出，在埋深28 m和20 m，兩點的加速度波形與輸入加速度荷載波形相似，加速度峰值變化不大。隨著土層埋置深度減小，埋深處加速度時程曲線與輸入加速度時程曲線在波形上差別越來越大，在埋深10 m處，加速度峰值有明顯放大現(xiàn)象。在地表位置處加速度峰值大小與輸入荷載峰值大小基本相同。

分析造成上述現(xiàn)象原因，應該與所監(jiān)測位置土層有關，埋深10 m所處的位置在砂土層中而該土層對加速度峰值放大效果比較明顯，這種現(xiàn)象應該與巖土工程勘察規(guī)范（GB50021-2001）中提到的無黏性土所具有的搖振反應相一致，而黏性土并不具有搖振反應[19]。

2.2.3 樁身彎矩分析

提取樁基不同埋深在整個加速度時程內(nèi)彎矩最大值，得到如圖20所示樁基彎矩包絡圖。

從圖20中分析可以看出，斜樁與直樁彎矩最大值均出現(xiàn)在樁身頂端，并且直樁彎矩最大值大于斜樁彎矩最大值。隨著埋深增加斜樁和直樁彎矩值都逐漸減小，到樁基末端直樁和斜樁彎矩值都減小為零。在樁基底部黏土層中，由于黏土層的嵌固作用，兩種樁基的彎矩值基本相等。在砂土層中樁身彎矩變化不大，而在黏土層中彎矩變化較為明顯。埋深8 m的土層分界面處，直樁和斜樁的樁身彎矩均出現(xiàn)了拐點。

分析以上現(xiàn)象的原因，斜樁由于樁身傾斜，能夠承受一定的水平力，而直樁在水平荷載作用下，樁體承受較大剪力。故在樁體與承臺接觸部位斜樁樁體的彎矩小于直樁的彎矩。砂土產(chǎn)生液化后對樁體的側(cè)向應力減小，所以造成樁的彎矩在砂土中變化不大。而在黏土中由于黏土不發(fā)生液化，對樁體具有較好的嵌固作用，故在埋深8 m處彎矩出現(xiàn)拐點。

2.2.4 樁身位移分析

監(jiān)測樁體在不同埋深位置的豎向位移，取各個部位在整個計算階段的位移最大值，得到如圖21所示的樁基豎向位移與埋深關系曲線。

從圖21中可以看出，直樁整個樁身的最大豎向位移相同;而斜樁在頂端位置最大豎向位移最大，隨著埋深增加樁身最大豎向位移單調(diào)減小，在樁基底端豎向位移最小，并且略大于直樁位移。

分析斜樁頂端豎向位移較大的原因，由于樁基末端受到黏土的嵌固作用豎向位移較小，而砂土液化后隨著樁基受到的側(cè)向力減小，斜樁發(fā)生了彎曲所致。

樁基不同埋深在整個動力計算階段出現(xiàn)的最大水平位移與埋深的關系曲線如圖22所示?？梢钥闯?，斜樁和直樁的最大水平位移均出現(xiàn)在樁頂處，最小水平位移出現(xiàn)在樁基末端，水平位移沿樁基單調(diào)減小，并且斜樁與直樁的最大水平位移基本相同。

3 不同土層條件下的數(shù)值計算結(jié)果對比分析

3.1 土層加速度對比分析

為了簡便，黏土-砂土兩層土斜直交替群樁模型簡稱為模型一，黏土-砂土-黏土三層土斜直交替群樁模型簡稱為模型二。圖23為不同土層在相同埋深的加速度時程曲線?？梢钥闯觯诼裆?0 m處，模型二的加速度峰值出現(xiàn)時刻基本與輸入的修正后的El Centro地震波峰值時刻相重合，而模型一加速度峰值出現(xiàn)時刻則出現(xiàn)了一定時間滯后性，并且模型一對加速度峰值的放大作用明顯大于模型二，在加速度曲線的波形上也存在著一定差別。

分析造成上述現(xiàn)象原因，是由于模型一在埋深20 m處屬于砂土層，模型二在埋深20 m處屬于黏土層，在振動過程中模型一在埋深20 m處可能已經(jīng)發(fā)生部分液化，而模型二在埋深20 m處由于黏土的存在不會發(fā)生液化，土體所處狀態(tài)的不同造成了加速度時程曲線的不同[20]。

3.2 樁身彎矩對比分析

取兩個模型在動力計算過程中斜樁不同埋深出現(xiàn)過的彎矩最大值，得到如圖24所示的斜樁彎矩與埋深的關系圖?？梢钥闯?，兩個模型的斜樁彎矩最小值都為零，并且都出現(xiàn)在樁基末端。兩個模型的斜樁彎矩最大值均出現(xiàn)在樁身與承臺的交界處，模型二的彎矩最大值較模型一小。在埋深8 m左右土層分界面處，彎矩產(chǎn)生拐點，此時模型二的彎矩大于模型一。

分析模型一斜樁彎矩最大值比模型二斜樁彎矩最大值大的原因，是由于模型二為三層土模型，樁基末端位于黏土層中，而黏土層在動力計算階段不發(fā)生液化，因此對樁基具有一定的嵌固作用，這樣當砂土發(fā)生液化后，如果把處在砂土層中的樁身看做自由長度，那么模型二自由長度就比模型一小。故在樁體與承臺產(chǎn)生彎矩較小。在埋深8 m處模型二的樁身彎矩大于模型一彎矩，分析原因主要由于地震荷載作用引起上部結(jié)構(gòu)的慣性力對下層土嵌固處樁體產(chǎn)生的彎矩。

? ? ?兩個模型直樁在不同埋深處出現(xiàn)過的彎矩最大值與埋深的關系曲線如圖25所示。通過對比發(fā)現(xiàn)，模型一與模型二的彎矩最大值比較接近，在靠近樁身末端位置兩個模型的彎矩值基本相等。在埋深8 m土層分界面附近模型二的彎矩較大，在埋深2 m土層分界面附近兩個模型直樁的彎矩基本相等。在埋深2-6 m之間模型二的彎矩小于模型一的彎矩。分析原因，由于模型二中斜樁的存在抵消了部分水平應力，從而使直樁的彎矩明顯減小。

?不同模型中，不論是斜樁彎矩最大值還是直樁彎矩最大值均出現(xiàn)在承臺模型樁身頂端與承臺交界處。三層土模型的斜樁最大彎矩小于兩層土模型斜樁最大彎矩。通過兩個模型直樁彎矩的對比發(fā)現(xiàn)，不同模型之間直樁彎矩的差別較斜樁彎矩小，特別是在樁基末端，兩個模型的直樁彎矩值基本相等。土層構(gòu)造對模型二樁身彎矩的影響較大[21]。斜樁底端有非液化土層時斜樁最大彎矩比直樁小，無非液化土層時斜樁樁體最大彎矩比直樁大。樁端非液化土層的存在能夠顯著減小斜樁身最大彎矩。

3.3 樁身位移對比分析

通過模型一與模型二的斜樁豎向位移對比，如圖26和27所示，可以發(fā)現(xiàn)在樁基上部模型一豎向位移大于模型二豎向位移，而在樁基下部卻相反[22]。

分析原因應該是由于斜樁發(fā)生了彎曲，而兩個模型的斜樁彎曲方向剛好相反。模型一與模型二的直樁最終豎向位移沿樁身為一恒值，模型一直樁豎向位移大于模型二直樁豎向位移，分析原因是由于模型二樁基末端出現(xiàn)黏土層中，當砂土液化喪失承載力后，黏土層仍然具有一定承載力，因此模型二直樁豎向位移較小[4]。

3.4 墩頂水平位移對比分析

兩個模型橋墩頂部沿X軸方向的水平位移時程曲線如圖28所示。可以看出，開始時刻兩個模型的墩頂水平位移都為零，隨著時間的增加水平位移開始不斷變化，到27 s動力計算結(jié)束時，水平位移趨向零。在整個動力計算階段，模型一的最大水平位移略大于模型二的最大水平位移，兩者基本相等。但是模型一與模型二的最大水平位移出現(xiàn)的時刻不同，模型一最大水平位移出現(xiàn)在液化發(fā)生不久的7 s左右，模型二最大水平位移出現(xiàn)在16 s時。

分析兩個模型墩頂水平位移時程曲線不同的原因，模型二最大水平位移出現(xiàn)較晚是由于樁身末端在黏土層中，當砂土發(fā)生液化后，黏土層對樁身仍然具有約束作用，但是隨著時間的增加由于砂土已經(jīng)液化，因此樁身對黏土層的作用力增加，黏性土出現(xiàn)殘余應變，對樁基的約束力減小，上部結(jié)構(gòu)位移開始增大[23-25]。

4 結(jié) 論

1） El Centro地震波在不同的土層中傳播規(guī)律不同，砂土層對加速度峰值的放大作用顯著，砂土層中加速度峰值的出現(xiàn)時刻相對動力荷載峰值時刻有明顯滯后性。

2） 不同模型中，斜樁、直樁的彎矩最大值出現(xiàn)在承臺模型樁身頂端與承臺交界處。三層土模型的斜樁最大彎矩小于兩層土模型的。兩模型中直樁彎矩的差別較斜樁彎矩小，特別是在樁基末端，兩個模型的直樁彎矩值基本相等。樁端非液化黏土土層的存在能夠顯著減小斜樁身最大彎矩。

3） 在模型一和模型二中，斜樁與直樁的水平位移基本相同，最大水平位移均發(fā)生在樁基頂端。直樁的豎向位移沿埋深是一恒值，而斜樁的豎向位移沿埋深是變化的。斜樁在模型一、模型二中產(chǎn)生相反的彎曲變形，樁端黏土層的嵌固作用對斜樁豎向位移具有顯著影響。

4） 兩個模型的橋墩頂部最大水平位移出現(xiàn)的時刻不同。兩層土模型的最大水平位移出現(xiàn)在砂土液化后不久，而三層土模型最大水平位移的出現(xiàn)時刻明顯靠后。樁端黏土層的存在對橋墩頂部水平位移具有明顯的減緩作用。

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Abstract： In order to study the characteristics of the pile-soil-structure under seismic action， Using El Centro seismic wave as dynamic load， numerical models are established via FLAC3D software for clay-sand soil and clay-sand-clay soil. The changes of soil acceleration， pile foundation stress and displacement， and superstructure displacement are analyzed under these two soil conditions. The results of the study show that the amplification effect of sand on acceleration peak is greater than that of clay layer， and the time lag between the peak acceleration and the peak dynamic load in the sand layer is obvious. The maximum bending moment occurs at the junction of the pile and the pile cap. The maximum bending moment of the three layered soil model is smaller than that of the two layer soil model. The difference of bending moments of straight piles between different models is small， and the structure of soil layer has great influence on the bending moment of pile. The non-liquefied soil can reduce the bending moment of inclined piles. The horizontal displacements of the inclined pile and straight pile are basically the same， and the existence of clay layer has a significant influence on the vertical displacement of the inclined pile and a slowing effect on the horizontal displacement of the top of the pier.

Key words： oblique pile group; seismic response characteristics; soil condition; liquefaction site; low cap

作者簡介： 孔德森（1977-）， 男， 教授，博士生導師。 電話： 13376427632; E-mail： dskong828@163.com