桩基础作为一种重要的深基础形式，因承载力高、适用范围广等优点被广泛应用于桥梁、港口、码头等近海重大建筑物中。然而，近年来发生的地震震害表明，在具有显著液化潜力的液化侧向扩展场地中，桩基础易发生破坏，进而引发上部结构失效^[1]。如2010年海地太子港^[2]、2010年智利大地震^[3-4]、2014年希腊塞法罗尼亚(Cephalonia earthquake)^[5]、2016年新西兰凯库拉地震(Kaikoura earthquake)^[6]中均发现液化诱导侧向扩展造成桥梁、港口及码头桩基础失效的实例。值得注意的是，2021年我国青海玛多地震中发现大量液化诱导侧向扩展的现象，而且侧向扩展附近的桥梁发生严重破坏。此外，这些桥梁位于高海拔的季节性冻土区，可液化土层覆盖有非液化的硬土层^[7]。尽管在过去几十年已有大量的试验和数值研究桩在可液化场地中的地震响应规律。针对液化与侧向扩展场地桩基础的地震行为已有较好的理解，然而最近发生的地震破坏实例表明：围绕这一具有挑战性的课题仍缺乏理解和认识，需要更多系统的研究桩基础在侧向扩展场地中的地震破坏模式和失效机理。

1-g振动台试验与离心机试验是研究这一问题的有效手段。离心机试验中，受尺寸和承载力的限制，模型需要进行较大的缩尺。钢筋混凝土桩经过较大缩尺后，通常采用金属材料模拟 ^[8-12]，试验中常常保持在弹性范围内，难以模拟钢筋混凝土桩的地震破坏行为，使得该材料适用于桩基地震响应规律的研究，而在桩基-结构的地震破坏反应及灾变机理问题试验中存在一定的局限性。1-g振动台试验可以较好地再现地震过程和各种人工地震波等优势越来越受到学者的青睐，是研究土动力特性与桩基地震破坏机理的一种重要方法。

围绕可液化侧向扩展场地-桩基础的动力响应规律问题，国内外学者开展了大量的1-g振动台试验。THEVANAYAGAM等^[13]设计并开展了可液化水平与倾斜自由场地的大型振动台试验，采用多种测试技术获取土体的动力响应，然而试验中未涉及桩基与结构。MOTAMED等^[14]开展了一系列振动台试验研究了振动频率、幅值、输入运动方向等因素对可液化倾斜地基中群桩(3×3, 6×6, 11×11)动力反应的影响，研究结果表明土运动的分布对边桩的侧向力影响显著，对中间排桩的侧向力影响不明显。CHANG等^[15]在UCSD 振动台上开展了饱和密砂、松砂、上覆刚度较大砂土的多土层剖面混凝土单桩基础振动台试验，重点关注单桩基础在液化侧向扩展作用下的塑性需求，结果发现单桩在地震荷载下出现的局部塑性区位于饱和砂土与硬土层界面附近。EBEIDO等^[16]报道了单桩和群桩基础在液化侧向扩展作用下的动力反应，通过水位线高度的变化研究上覆非液化土层在液化侧向扩展场地中对桩基础动力反应的影响。LIU等^[17]进行了液化侧向扩展场地群桩基础的振动台试验，讨论了码头墙后桩基础的地震反应，以试验数据为基础建立了简化分析方法，并评估桩前的土压力。张鑫磊等^[18]以唐山地震中破坏严重的胜利大桥墩柱结构为原型，开展了地基表面倾斜的可液化场地-群桩基础大型振动台试验，分析了场地土体和桩基的地震反应特征。此外，陈志雄等^[19]针对刚性排水群桩的抗液化性能，开展了液化侧向扩展场地钢管排水管桩和普通群桩的振动台试验，并对比分析了两种桩的地震响应特征，为刚性排水管桩的应用提供参考价值。值得说明的是，以上试验研究中重点关注饱和砂土液化和侧向扩展对桩基地震反应的影响，均未对上部桥梁结构的影响开展相关试验研究。

许成顺等^[20-23]设计并开展了一系列水平场地土-桩基-上部结构体系的大型振动台试验，分别对三组振动台试验的结果进行分析和探讨。针对液化与非液化场地中桩基地震反应的差异、不同场地条件上部结构体系的失稳等问题进行讨论。唐亮等^[24]完成了可液化场地桥梁群桩地震响应的振动台试验，针对场地-桩-柱墩的动力响应规律进行报道，为可液化场地桥梁群桩抗震性能的研究提供铺垫。冯忠居等^[25]开展了单桩和群桩的振动台试验，通过分析土-桩基的地震响应差异和相互关系研究了群桩基础的抗液化性能。另一方面，戴启权等^[26]围绕液化场地超高层建筑-群桩基础的动力响应规律探讨了体系的动力响应规律。以上试验中的地基条件均为液化水平场地。换句话说，桩基未经历显著的液化侧向扩展作用。另一方面，焦驰宇等^[27]通过振动台试验研究了近断层地震动对曲线桥动力响应的影响。邹佑学等^[28]采用有限差分软件分析了碎石桩加固可液化场地的效果。此外，液化场地中桩的刚度^[29]和轴向反应^[30]被考虑和研究。

以往学者开展的试验研究更过关注桩基础的地震响应规律和桩-土相互作用问题，较少有试验报道涉及到液化侧向扩展场地中钢筋混凝土群桩基础-上部桥梁结构体系的地震破坏反应和灾变机理问题。另一方面，有研究指出上部结构惯性效应和土体的运动效应对桩基础的地震响应起十分重要的作用^[31]。然而上部桥梁结构惯性效应对液化侧向扩展场地中钢筋混凝土群桩地震破坏反应影响的试验研究鲜有报道；此外，上覆硬土与饱和砂土刚度差异较大，势必对场地的地震反应过程产生影响，使土-桩-桥梁结构的地震破坏反应更复杂，桩基础-结构体系的地震破坏机理有待深入研究。据作者所知，针对这一科学问题尚缺乏系统的试验研究，激发了本次系列试验研究的动机。

为了研究液化侧向扩展场地中钢筋混凝土群桩基础的地震破坏反应机理及土-桩-结构的地震灾变模式。课题组依托中国建筑科学研究院大型地震模拟振动台系统开展了液化侧向扩展场地-桩基础的大型振动台系列试验。本文系统介绍了系列试验方案设计的相关内容，包括试验方法、单向层状剪切箱、土-桩-结构的制作与装样过程、体系整体布置、新型测试技术、传感器布设、试验方案及加载工况等。最后，根据获得的数据对试验效果及目标等进行分析评价。

1   试验目的及试验组设计

由于我国地震多发且分布广、强度大，建桥区一般为易发生液化侧向扩展的倾斜场地，图1为典型的倾斜场地-钢筋混凝土桩基-墩-结构体系示意图。从图中看出，河岸中桩的地层分布通常具有一定厚度的上覆硬土层，河道内一般不具有上覆硬土层。然而，两种场景下桩基的地震破坏反应存在显著差异，缺少相关的试验研究。此外，上部结构的存在对桩基地震破坏反应过程发挥显著的作用。

图  1  典型钢筋混凝土桥桩-墩-上部结构体系

Figure  1.  Typical pile group-pier-superstructure system

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基于此，本次系列试验的总体目标为研究液化侧向扩展场地-群桩基础-结构体系的地震灾变过程与桩基础-上部结构的地震破坏机理。主要考虑上部结构与上覆硬土层对桩基础地震破坏反应的影响。另一方面，试验结果能够对精细化数值模型及简化分析模型进行有效性验证。

根据试验的总体目标，本次系列试验共包括3个试验组，设置4个试验场景，如图2所示：分别为带有上覆硬土层的液化侧向扩展场地-群桩基础-结构体系振动台试验(CLSS)、带有上覆硬土层的液化侧向扩展场地-群桩基础无上部结构的振动台试验(CLS)、无上覆硬土层的液化侧向扩展场地-群桩基础-结构体系振动台试验(LSS)、刚性地基-墩-结构体系振动台试验(RS)。

图  2  试验场景设置

Figure  2.  Overview of the four scenarios

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2   试验方案介绍

2.1   振动台与层状剪切箱

系列试验在中国建筑科学研究院抗震实验室模拟地震振动台上进行。该地震模拟振动台采用美国MTS公司的电液伺服加载与控制系统，主要技术参数如下：台面尺寸为6 m×6 m，工作频率为0 Hz~50 Hz，最大负荷80 t，标准负荷60 t，最大倾覆力矩为180 t·m，最大偏心力矩60 t·m，水平方向可以施加的最大加速度1.5 g，最大速度为1 m/s。试验采用的层状剪切模型土箱净尺寸为：长3.2 m，宽2.4 m，高2.2 m。由各自独立的层状矩形框架叠合拼装而成，各层框架之间、外部限位框架与层状框架之间通过设置滚动轴承来构成自由滑动的支点，可以更好地模拟实际受力情况下土体的自由剪切变形。图3为试验中使用的振动台台面和层状剪切箱实景照片。为了初步判断层状剪切箱本身是否对土体的动力响应产生影响，试验前，用白噪声扫频法获取空箱的基频，测得空箱的基频为0.85 Hz，CLSS试验中获得场地的自振频率为6.65 Hz。可以看出，土箱的基频远离场地的基频，判定土箱与场地不会发生共振现象，满足试验的要求。

图  3  层状剪切箱与振动台台面实景图

Figure  3.  Real view of box and shaking table

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根据实际的场地状况，现采用倾斜的钢筋混凝土底座模拟场地倾斜的条件，沿地震动输入方向(图3)，斜坡设置为2°，饱和砂土与上覆硬土层的表面均设置为与倾斜底座上表面平行的斜坡。

2.2   场地属性与制备

为了模拟实际河道两岸或近海岸广泛分布的地层情况，模型地基自下而上由1.7 m均匀分布的饱和砂土和0.3 m硬土层组成(CLSS与SLS试验场景)，2.0 m的饱和砂土(LSS试验场景)，水位线与饱和砂层上游边界保持一致。试验用砂采用唐山河砂，试验前对采用的砂土进行物理属性测试，得到试验用砂的参数如表1所示，砂土颗粒级配如图4示。

表  1  饱和砂土物理参数

Table  1.  Physical parameters of the saturated sand

材料	最大干 密度/ (g/cm3)	最小干 密度/ (g/cm3)	不均匀 系数Cu	曲率 系数Cc	比重 Gs	最大 孔隙 比emax	最小 孔隙 比emin	相对密 实度/(%)
饱和砂土	1.740	1.463	2.86	1.38	2.66	0.818	0.529	47

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图  4  试验用砂颗粒级配曲线

Figure  4.  Grain distribution of sands

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饱和砂土密实度的控制是系列试验结果是否可靠的关键，因此应采取合适的方法保证地基中饱和砂土密实度均匀并能尽量准确测量其参数。由于砂雨法能模拟由风载或水流沉积而成的天然砂土层，由该法成型砂样也更接近于天然砂土地基，所以饱和砂土装样采用砂雨法^[32]。具体操作为：使用起重机将料斗提升至模型箱上部一定高度(落纱过程中始终保持水面至料斗底部的距离为定值2 m)，保证干砂缓慢而平顺地落入水中。装样过程中测量每层土的累积高度和干砂质量，最终计算出场地中饱和砂土的相对密实度。土体称重与装样过程如图5所示。饱和砂层制备完成后静置6 h后再制备上覆非液化硬土层。

图  5  土体称重与装样过程

Figure  5.  Soil weighing and loading process

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以往试验研究中制作上覆黏土层的目的是减缓饱和砂土浅层孔隙水压力的消散速率^[19]。本次试验中制作上覆土层的一个重要目的是模拟饱和砂土上层带有较大刚度特征的硬土壳。由于试验条件的限制，制备大量硬黏土层是一项具有挑战性的工作。因此，本次试验选取水泥、砂、水混合模拟上覆硬土。在这里，对土壳的实际强度没有特殊的要求，但应在饱和砂与桩的强度范围之间。原因在于实际工程中，饱和砂土上覆土层可能是冻土、沥青等具有不同强度的土壳。需要注意，土壳的基本性质应与广泛分布的上覆硬土层类似。结合水泥改良相关方面的研究^[33]，发现采用砂∶水泥∶水配合比为8∶1∶2，混合硬化后的物理性质与上覆硬土层类似。将配置好的土缓慢放入饱和砂土层表面，静置三天，以确保上覆硬土具有足够的强度。试验前测试了上覆硬土层的基本物理性质，平均密度为ρ=2.06 kg/m³；无侧限抗压强度q_u=0.58 MPa；弹性模量E=293 MPa。

2.3   桩基-结构设计与制作

针对1-g振动台试验，模型相似比设计被认为是一项需要考虑的关键因素。一般而言，为了满足土体相似比要求，其它属性的材料被掺入土中(如锯末等)，然而，人工配制的模型土难以反映实际饱和砂土的可液化特性。另一方面，严格遵循相似比设计的桩抗弯刚度需进行较大的缩尺，难以采用钢筋混凝土材料模拟。此外，在可液化场地的振动台试验中，体系在强地震动激励下进入非线性反应，这将导致从模型到原型的数据解释出现较大的偏差。因此，一些学者采用实际岩土材料和钢筋混凝土结构开展了可液化场地1-g振动台试验^{[15, 34-35]}，从试验层面对数据和结果进行解释。然而，正常强度的钢筋混凝土材料在试验中较难出现破坏，故并不适宜研究桩基-结构的破坏问题。

本次试验的目的是从研究的角度出发，定性地分析钢筋混凝土桩基-结构的地震破坏机理，所以试验未严格遵循相似比的设计要求。因微粒混凝土具有与混凝土相似的力学性能^[36]，能够较好地模拟实际工程中钢筋混凝土桩的塑性破坏行为。因此，桩和墩采用微粒混凝土材料模拟。然而，微粒混凝土材料强度的选取对试验效果有显著的影响，经过有限元反复计算(OpenSees)，最终选定抗压强度约为15 MPa的微粒混凝土较为适宜。通过不断调整微粒混凝土材料的配比，建议微粒混凝土的配合比为水∶水泥∶石灰∶粗砂＝0.95∶1∶0.58∶5。其抗压强度及弹性模量平均值分别为15.6 MPa和16.3 GPa。此外，由于试验中的桩基始终在饱和土中，桩基内部纵向钢筋中布置有传感器(应变片)。所以桩基的防水问题值得重视，若在桩表面涂抹普通防水材料(玻璃胶等)，不可避免会影响桩-土地震反应。因此，本次试验在制备桩和墩时，加入适量的防渗剂(约为水泥质量的5%)，使桩产生较好地防水效果。

CLSS和LSS场景为群桩基础-桥墩-上部结构体系试验，为研究上部结构对桩基地震破坏反应的影响，结构的惯性力作用应充分考虑。通过合理选择墩顶的配重质量，使试验中结构的一阶自振周期与实际桥梁的一阶周期(0.2 s~1 s)相近。本次试验桥梁模型初定桥墩高度为1 m，桥墩直径为20 cm，上部结构配重质量为1.6 t的铅块，2×2桩基直径为0.1 m，高度为1.9 m，桩中心间距为0.4 m (4D)，承台被设计为0.7 m×0.7 m×0.3 m的钢筋混凝土试件，桩头与承台、桥墩与承台均被设计为刚性连接，桩端被固定在模型箱底部，目的是模拟坚硬的土层。经过OpenSees有限元软件计算，试验中设计桥梁的基本周期为0.38 s。

桩基采用6根6 mm的纵筋和2.5 mm的螺旋箍筋绑扎，保护层厚度为1 cm；墩采用10根10 mm的纵筋和6 mm的箍筋绑扎，保护层厚度为2 cm；桩和墩与承台连接部位的箍筋加密处理。桩-承台-墩的配筋如图6所示。对钢筋进行拉伸试验，结果如表2所示。

值得说明的是，为了尽量保证群桩-承台-墩在装入模型箱前不受到磕碰损伤，群桩内外的土体尽量均匀，桩与墩应在试验前单独浇筑完成。模型箱安装结束后分别将4根桩安装固定在模型箱底部，使用钢筋在顶部固定，完成土体内部与桩上传感器的安装并制备土样后，采用快速混凝土施工技术现场浇筑承台，保证墩、群桩与承台的固定连接。其中承台材料采用高强灌浆料，完成浇筑3 d后的无侧限抗压强度达到40 MPa。

图  6  桩-承台-墩的配筋图

Figure  6.  Reinforcement of pile-cap-pier

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表  2  钢筋拉伸试验测试结果

Table  2.  Mechanical properties of steel reinforcements from tension tests

钢筋	屈服强度 fy/MPa	弹性模量 Es/GPa	极限强度 fsu/MPa	极限应变 ɛsu
10 mm纵筋	464	220	627	0.11
6 mm纵筋	426	238	583	0.13
6 mm箍筋	221	201	350	0.16
2.5 mm箍筋	234	185	336	0.18

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借助OpenSees有限元软件，针对桩和墩的截面进行弯矩-曲率分析，目的是获得桩和墩的屈服曲率，用来识别桩和墩的失效和破坏过程。采用零长截面单元(Zero-length-section)，建立钢筋和微粒混凝土纤维截面。其中微粒混凝土纤维采用Concrete01材料模拟^[37]，钢筋纤维采用Steel02材料模拟^[38]。计算得到桩和桥墩截面的弯矩曲率关系如图7所示。从图7得到，桩截面的屈服曲率为0.021 rad/m，墩截面的屈服曲率为0.015 rad/m。

2.4   传感器选取与布设

为了获取场地-结构的动态反应，试验中使用了大量传感器。用到各种类型的传感器及新型测试技术包括：激光位移传感器、阵列式位移计、加速度计、应变片、薄膜土压力传感器、微型孔隙水压力计、非接触式动态位移测试系统。

图  7  桩、墩截面的弯曲-曲率关系

Figure  7.  Relationship between bending moment and curvature of pile and pier section

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传感器较多时，通常需要使用多个动态测试系统进行数据采集，造成数据起始时间与采集频率不一致的后果，对后期数据处理造成困扰。因此，本次系列试验采用多台东华测试DH5929N 64通道动态测试系统，配合同步时钟使多台仪器组网工作，搭配DHDAS动态信号采集分析系统软件，使多台测试系统的采集频率与起始时间一致。

试验中采用栅长为5 mm×2 mm、电阻值为120 Ω±0.2 Ω的电阻应变传感器。布置于桩身的应变片在模型浇筑前完成，贴在桩身的纵向钢筋上，并做好防水措置，采用1/4桥接线方式并通过补偿片来减少温度对测量结果的影响。模型浇筑时应保证粘贴应变片的两根钢筋在对立的方向，以捕获结构的动态反应。图8为结构的应变片布置状况。

图  8  桩、墩应变片布置状况　/cm

Figure  8.  Arrangement of strain gauges for piles and piers

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试验中采用两种类型的传感器测试加速度信号：1)加速度计A1-A11和D1-D10 (LC0115M-2)，量程为2 g，分辨率为8×10⁻⁶ g，主要用于测量结构和土体的加速度反应，土体中的加速度计需安装固定方形的有机玻璃罩外壳，防止饱和土中的水进入传感器内，这种土中加速度计防水的方法最早由陈跃庆等^[39]提出；2)阵列式位移计SAA1-SAA4，主要测量土体和桩的加速度反应，SAA相邻两个测试单元的间距为20 cm。采用阵列式位移计和基于机器视觉技术的非接触式动态位移测试系统相结合的方式量测场地土体和桩基结构的动态位移。高精度激光位移计J1-J2 (KEYENCE IL-300)，测试精度为30 μm，测试基准距离为300 mm，用于量测地表沉降。采用微型孔隙水压力传感器DMKY-1测量饱和土体的超孔隙水压力，分辨率为0.005 kPa，选取量程为30 kPa和50 kPa的孔压计分别放置于饱和砂土浅层和深层。系列试验加速度计、SAA、孔压计、非接触动态位移测点、激光位移计的布置状况如图9所示。

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  9  系列试验中传感器布置状况　/cm

  9.  Sensor layout in series of tests

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土压力测试采用新型薄膜土压力传感器与传统微型应变式土压力盒相结合的方式，薄膜压力传感器与传统微型应变式土压力盒分别布置在南侧与北侧桩身。课题组已成功将单点式薄膜压力传感器应用于桩-土静力模型试验中，并取得了良好的效果^[40]。基于此，引进美国Tckscan公司薄膜压力传感器，成套系统(ELF, I-Scan)和感测片如图10所示。其中矩阵式薄膜压力传感器为首次在饱和土的1-g振动台试验中应用，能够较准确测量桩周土压力的大小及分布。本次系列试验拟采用单点式(A201)和矩阵式薄膜压力传感器(5315)相结合的方式量测土压力变化及土压力分布情况，布置示意图与传感器实物如图11所示。

图  10  薄膜压力传感器示意图

Figure  10.  Schematic diagram of tactile pressure sheets

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图  11  土压力传感器布置示意图

Figure  11.  Layout diagram of soil pressure sensor

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2.5   地震动选取与输入方案

为了激起结构与场地的反应，同时考虑频谱、持时等地震动特性对场地土-结构体系的影响。本次振动台试验选用白噪声、Tabas和Kobe地震记录作为输入地震动。其中，Tabas和Kobe地震记录从太平洋地震工程研究中心的数据库获取(http://peer.berkeley.edu/)。输入白噪声目的是获取模型体系的自振频率与阻尼比等动力特性，Tabas地震记录为1978年伊朗地震Tabas台站记录的地震动，具有强震持时长(D_S5-95=16.54 s)，反应谱卓越周期与结构的自振周期更为接近(最大加速度反应谱周期为0.24 s)的特点，Kobe地震记录为1995年Kobe大学台站记录到的地震动，具有强震持时较短(D_S5-95=7.04 s)，反应谱卓越周期与结构的自振周期相差较多(最大加速度反应谱周期为1.22 s)的特点。地震波加速度时程、Arias强度、反应谱如图12所示。

图  12  输入地震动

Figure  12.  Input ground motion

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为了研究小震激励下土体未足够软化时体系的地震反应过程，分别输入Tabas 0.05 g和Kobe 0.05 g地震动。考虑到尽量减小弱震输入对主震激励时的场地产生影响，所以输入弱震的地震动峰值为0.05 g。Tabas波因强震持时长，卓越周期与结构自振周期更接近，作为本次试验主要输入地震动。表3给出了具体的试验加载方案。尤其注意的是两次地震动加载应间隔足够的时间，以保证产生的超孔隙水压力完全消散。

表  3  试验加载工况

Table  3.  Load cases in the tests

试验组	序列	输入地 震动	峰值地面 加速度PGA/g	时间/s	时间 间隔/min	Arias强度/ (m/s)
CLSS RS CLS LSS	1	白噪声	0.05	60	−	−
	2	Tabas	0.05	40	30	0.162
	3	Kobe	0.05	40	30	0.182
	4	Tabas	0.30	40	30	1.460
	5	白噪声	0.05	60	−	−
	6	白噪声	0.05	60	60	−
	7	Tabas	0.50	40	30	4.050
	8	白噪声	0.05	60	60	−
	9	Tabas	0.80	40	30	10.370
	10	白噪声	0.05	60	60	−

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3   试验结果初步分析

在土-结构大型振动台试验中，尤其是系列试验进行对比分析时，剪切箱的边界效应是影响试验可靠性的直接因素。因此，有必要简要评价剪切箱的边界效应。需要说明的是，本文重点是介绍系列试验的方案设计，由于篇幅的限制，本节试验数据分析部分仅对CLSS试验场景中个别测点的加速度、孔压、侧向位移和宏观现象进行探讨，目的是分析试验设计的可靠性。

3.1   模型箱边界效应分析

通过比较场地相同埋深靠近侧向边界处和远离侧向边界处的地震响应可以简单评价剪切箱的边界效应^[41]。通过对比地震动时程难以观测到频谱的变化状况。因此，图13和图14给出了场景CLSS试验中相同埋深处的加速度测点D7与SAA1-3、D8与SAA1-7(相同埋深靠近模型箱测点与远离模型箱测点)在Tabas 0.05 g和0.3 g输入时的加速度时程与傅里叶谱对比状况。从图中看出，相同埋深处加速度时程的波形几乎一致，峰值加速度的值相近并且出现的时间相同。另一方面，从加速度傅里叶谱看，相同埋深处两个测点的加速度频谱成分相差较小，傅里叶谱峰值信号对应的频率接近。说明土箱的边界效应不显著。本次系列试验采用将层状剪切箱倾斜2°的试验方法足以使场地土体沿着斜坡方向产生层状剪切变形。此外，通过对比两种位于同一埋深不同类型传感器(传统加速度计D7与SAA1-3；D8与SAA1-7)获取的加速度反应可知，加速度时程与反应谱的差异微小，说明SAA能够较好地捕获土与桩的加速度响应。

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  13  Tabas 0.05 g激励下相同埋深测点的加速度时程曲线与傅里叶谱对比状况

  13.  Comparison of acceleration time history and fourier spectrum at the same buried depth under Tabas 0.05 g

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  14  Tabas 0.3 g地震动激励下相同埋深处测点的加速度时程曲线与傅里叶谱对比状况

  14.  Comparison of acceleration time history and fourier spectrum at the same buried depth under Tabas 0.3 g

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3.2   饱和砂土的孔压比

以CLSS试验为例，图15给出了CLSS试验场景在Tabas 0.05 g和Tabas 0.3 g输入时饱和砂土的孔压比时程。由图可得，Tabas 0.05 g地震动输入时，孔压比的值较小，土体未发生明显软化现象。Tabas 0.3 g输入时的孔压比接近1，饱和砂土达到初始液化(孔压比大于0.8)，达到了试验的预期。此外，强震输入时的孔压比减小首先出现在土体底部附近，上部土体的孔压未出现明显消散现象。这是由于振动产生的孔隙水从底部向上渗透，延迟上部土体孔压的消散。

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  15  Tabas 0.05 g与Tabas 0.3 g地震动输入时孔压比反应

  15.  Pore pressure ratio under Tabas 0.05 g and Tabas 0.3 g

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3.3   土体加速度反应

图16给出了CLSS试验场景在Tabas 0.05 g和Tabas 0.3 g输入时土体的加速度反应谱。由图可知，Tabas 0.05 g地震动输入时，靠近地基底部土体(SAA1-2)加速度反应谱的卓越周期出现在0.25 s附近，随土体埋深的减小，各土体测点得到反应谱的卓越周期逐渐减小，但与卓越周期相对应的加速度动力反应逐渐增加，加速度动力反应沿深度逐渐放大。Tabas 0.3 g输入时，靠近地基底部土体(SAA1-2)加速度反应谱的卓越周期在0.24 s附近，测点SAA1-4得到的土体反应谱卓越频率与测点SAA1-2得到的反应谱卓越频率相比略有减小，与卓越周期相对应的加速度动力反应减小。此外，其它测点获取的反应谱卓越周期在0.9 s附近。随土体埋深减小，与卓越周期对应的加速度动力反应增加，说明强震时场地土体液化导致高频成分被过滤，低频成分被放大。

图  16  不同地震输入时土的加速度反应谱(5%阻尼)

Figure  16.  Acceleration response spectrum (5% damping) of soil under ground motion amplitude

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3.4   侧向位移测量方法评估及地震破坏宏观现象

本次系列试验采用阵列式位移计(SAA)与非接触动态位移测试技术测量场地-桩基-结构的侧向动态位移。其中，非接触式动态位移测试方法已被应用于振动台试验，可以完整的捕捉贴合在模型箱上标靶的动态位移，取得良好的效果^[42]。实际上，在岩土地震工程领域，准确地测试场地土体的位移始终是一个难题。为了验证本次试验采用SAA直接测试可液化场地位移结果的有效性，对比了强震时模型箱标靶位移测试的结果与SAA测试场地土体位移的结果。值得说明的是，SAA测试的结果为相对模型箱底的位移，而标靶测点测试的结果为绝对位移，需减去模型箱底的位移。

图17给出了Tabas 0.3 g地震动输入时CLSS试验中模型箱位移标靶测点与相同标高土体内SAA测点的位移对比状况。由图17可知，SAA测点所得土体位移时程与模型箱标靶位移时程的趋势基本吻合，相同标高峰值位移出现的时刻较为一致；模型箱与土体的残余位移基本相同，然而标靶DT2、DT4、DT5的峰值位移相比同一深度SAA测得的土体峰值位移分别小23%、20%、15%。原因可能是桩-土体系在强震激励时导致土体产生拉伸与压缩的强非线性反应。综上可得，SAA可直接测量可液化土的侧向位移反应。另外，Tabas 0.3 g强地震动输入时，场地发生了显著的非循环侧向扩展位移，SAA成功捕捉到土体的液化侧向扩展过程，为试验精细化数据分析提供良好的解决方案。

图  17  Tabas 0.3 g地震动激励时模型箱测点与SAA测点在相同高度的位移时程

Figure  17.  Displacement time history of box and SAA at the same depths during Tabas 0.3 g

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图18为CLSS试验中地震动输入前后剪切箱的变形状况。可以看出，相比试验前，试验后的模型箱发生明显沿斜坡向下的侧向永久位移。说明本次系列试验再现了实际可液化斜坡场地侧向扩展的震害现象，试验中通过大量精密的传感器与新设备，有效地捕捉到桩基-结构的地震破坏反应，为分析桩基础在液化侧向扩展场地的地震破坏机理提供可靠的数据。

图  18  试验前后CLSS场景的剪切箱变形宏观状况

Figure  18.  Macro phenomena of shear box deformation in CLSS scenario before and after the test

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试验后结构破坏的宏观现象能够与实测得到的数据相互对应，以便充分探讨桩基结构的地震破坏机理。需要说明的是，由于桩基础埋置于土层中，各级地震动加载后不易观察到桩基础的损伤状态，下文提到的桩基础损伤与破坏宏观现象为最后一次地震动输入后挖除土体观察到的。

以CLSS试验为例，图19给出了试验CLSS震后桩基的破坏及损伤宏观现象，从图中看出，受场地土体侧向变形的影响，桩基与震前相比产生严重的倾斜现象。另一方面，桩头和桩底塑性损伤破坏尤为严重。沿地震动输入方向，桩底出现混凝土脱落、钢筋外露的典型破坏现象。桩头处出现水平贯穿横向裂缝，是典型的弯曲破坏模式。

图  19  场景CLSS震后桩基的破坏现象

Figure  19.  Failure phenomena of pile after earthquake in CLSS

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4   结论

本文详细介绍了液化侧向扩展场地-群桩基础-结构体系地震破坏反应系列试验的方案及设计方法。针对系列试验的总体设计、场地制备、结构的设计与制作、传感器布设与新式传感器的应用、地震记录选择与加载工况安排等进行了细致介绍，主要结论如下：

(1) 根据试验结果，层状剪切箱的边界效应不显著，SAA可以有效测量可液化场地的侧向位移。

(2) 试验结果再现了饱和砂土液化诱导侧向大变形及桩基础破坏的宏观震害现象，达到预期目标，并记录到了可靠的数据，说明系列试验设计的合理性。

(3) 受篇幅的限制，本文仅给出了部分相关的试验数据，详细的数据分析和讨论将在未来的论文里给出。本文试验技术与设计方案为今后类似地震破坏反应的试验提供标准化、系统化的方法。