不同土层条件下斜直交替群桩-土-结构地震响应特性研究

孔德森 白翼飞 陈永坡

摘要： 为研究地震作用下斜直交替群桩-土-结构特性，采用El Centro地震波作为动荷载，FLAC3D软件为研究工具，分别针对黏土-砂土、黏土-砂土-黏土中建立了数值模型并对这两种工况下土层加速度、桩基受力与位移、上部结构位移等进行了分析。研究结果表明：砂土层对加速度峰值的放大作用比黏土层大，砂土层中加速度峰值比动力荷载峰值的出现时刻明显滞后;弯矩最大值均出现在桩与承台交界处;三层土模型的斜桩最大弯矩比两层土模型小。不同模型之间直桩弯矩的差别较小，桩端土层的构造对桩身弯矩的影响较大，桩端非液化黏土层的嵌固作用能够显著减小斜桩桩身最大弯矩。斜桩与直桩的水平位移基本相同，桩端非液化土层的存在对斜桩竖向位移具有显著影响并对桥墩顶部水平位移具有减缓作用。

关键词： 斜直交替群桩; 地震响应特性; 土层条件; 液化场地; 低承台

中图分类号： TU473.1; TU435 文献标志码： A 文章编号： 1004-4523（2019）05-0886-12

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

引 言

根据地震灾害调查结果分析，地震土体液化是导致桩基桥梁结构破坏的重要原因之一[1]。随着中国桥梁事业蓬勃发展，斜直交替群桩基础的应用越来越普遍[2-3]，加之中国地震分布广且多发，一般建桥地区多为极易液化的场地，故而地震中土体液化是否导致斜直交替群桩基桥梁结构的破坏，便成为中国桥梁工程抗震中需要认真考虑的问题[4]。低承台群桩因能减轻可液化土层中结构的振动并改善桩的受力特性，在桥梁工程中被广泛应用[5-6]。液化场地桩-土-结构动力相互作用分析，对于桥梁桩基抗震研究具有重要作用，已受到诸多学者的关注[6-7]。由于有限元法能够比较好地模拟土体液化效应与大变形，以及桩-土动力相互作用过程的物理特征，已广泛用于液化场地桩基桥梁结构抗震问题中[8-9]。为此，通过FLAC3D有限差分软件作为研究工具分别在黏土-砂土土层、黏土-砂土-黏土土层上建立了斜直交替群桩-土-桥梁的数值模型。分别对这两种工况下模型在地震作用下土层加速度、桩基受力与位移、上部桥梁结构受力与位移进行了详细的分析研究，并对这两种模型对比分析，获得了一些有益的结论。

1 数值计算模型的建立

1.1 地震波的选取  通过对图1所示的El Centro地震波加速度时程观察可以发现，较大的加速度主要集中在时程图前半部分，为减小计算负担，只取前27 s的El Centro波作为地震荷载进行数值模拟分析。

通过SeismoSignal软件对前27 s的地震波进行滤波。图2（a）中为滤波前的加速度与频率的关系曲线图，可以看出，加速度振幅主要分布在0-7 Hz段内，因此取滤波的截断频率为7 Hz进行滤波处理，得到如图2（b）中所示的加速度与频率的关系曲线。

滤波完成后再对地震波进行基线校正，校正后的El Centro波如图3所示。采用基线校正后的El Centro地震波作为动力荷载，计算结束后地基和基础能够回到原位，不会再出现持续的速度和残余位移[10]。

 1.2 几何模型的建立

为了研究不同土层条件下斜直交替群桩-土-结构的地震响应特性，在研究过程中土体相关参数均选自中国水利水电出版社出版由陈玉民、 徐鼎平主编《FLAC/FLAC3D基础与工程实例》[11]，桩、承台的相关参数均选自JGJ94-2008《建筑桩基技术规范》[12]。场地为二类场地土。

1.2.1 桩端无嵌固土层的两层土可液化自由场地网格模型的建立

土体模型均采用8节点实体网格建立，模型长40 m、宽30 m、高30 m，取模型上表面中心为坐标原点。模型由4个组（group）组成，分别代表承台开挖部分、两个土层和模型底部的岩石层。承台开挖部分与承台体积相等长4 m、宽4 m、高1 m，模型上部为2 m厚的黏性土、中部为27 m厚的砂土，底部为1 m厚的岩石层。模型的建立过程中考虑到计算精度和FLAC3D动力学计算时间步对最大网格的尺寸要求，将模型的网格单元都采用1 m×1 m×1 m的正立方体，整个自由场模型共生成了36000个单元（zones）和39442个节点（grid-points），其三维计算模型如图4所示。

在地层本构关系的选择上，两层土体均采用Morh-Coulomb模型[13-14]，底部岩层采用各向同性弹性模型。在地下水渗流模型选取上，土体采用各向同性渗流模型（fl_isotropic）;底部岩层采用不透水材料模型（fl_null）;地下水位与地面平齐，土层参数如表1所示。

1.2.2 桩端有嵌固土层的三层土可液化自由场地网格模型的建立

土體模型采用8节点实体网格建立，模型长40 m、宽30 m、高30 m，取模型上表面中心为坐标原点。模型由5个组（group）组成，代表了承台开挖部分、三个土层和底部岩石层。模型上部为2 m厚的黏性土，中部为6 m厚的砂土，下部为21 m厚的黏性土，底部为1 m厚的岩石层，地下水位与地面平齐模型的建立过程中综合考虑了计算精度和FLAC3D动力学计算对最大网格的尺寸要求，模型的网格单元都采用1 m×1 m×1 m的正立方体，整个自由场模型共生成了36000个单元（zones）和39442个节点（grid-points），其计算模型土层分布剖面如图5所示。

  在本构关系的选择上，三层土体均采用Morh-Coulomb模型，底部岩层采用各向同性弹性模型。在地下水渗流模型方面，土体采用各向同性渗流模型（fl_isotropic）;底部岩层采用不透水材料模型（fl_null）;地下水位与地面平齐，三层土可液化自由场地网格模型土层参数如表2所示。

1.2.3 斜直交替群桩-桥梁结构模型的建立

斜桩、直桩均采用桩（pile）结构单元来模拟。桥梁上部结构的模拟是通过梁单元实现的。斜直交替群桩-土-桥梁结构模型，模型采用FLAC3D有限差分软件建立，如图6所示。

桥梁承台模型采用8节点实体网格建立，承台长4 m、宽4 m、厚1 m。桩基础为2×2群桩，其中包括2根斜桩、2根竖直桩，桩身采用桩结构单元来模拟，每根桩基包括8个桩构件（pilesel），符合FLAC3D软件所要求的一个实体网格至多可以包含一个节点，竖直桩长10 m，斜桩倾斜角度为12°。斜桩是在平行于X轴与Z轴组成的平面内发生的倾斜，整个布置是沿X轴对称布置的，斜桩与竖直桩的桩底标高相同，竖直桩长度为场地模型高度的1/3，桩顶端插入承台内0.5 m，顶端节点自由度均固定（rigid），即设置成固定端连接，桩身底端节点只限制三个方向的平动自由，转动自由度设为自由，桩为钢筋混凝土圆柱形桩桩为钢筋混凝土圆柱形桩[15]。结构模型的桥墩和上部结构采用梁（beam）单元模拟，桥墩为独柱墩，梁长4 m，下部插入承台内部，下部节点自由度均固定（rigid），桥墩底端在承台的正中位置，增加梁单元顶部构件的密度，用来模拟桥梁上部结构。

桥梁承台本构关系采用各向同性弹性模型，渗流模型采用不透水模型（fl_null），承台形式为低承台，承台上表面与地面标高相同，承台四周和底面设置接触面（interface）单元，用来实现承台与土之间的相互作用，承台平面布桩如图7所示，桩身直径60 cm，桩身外边缘到承台边缘的距离为50 cm，桩身边缘之间的距离为180 cm。斜直交替群桩-土-桥梁结构模型桩身几何参数、材料参数与耦合弹簧参数如表3所示。桥墩、配重与接触面的几何物理参数如表4所示。

桩单元与土体网格之间的相互作用是通过切向和法向耦合弹簧实现，耦合弹簧为非线性、可滑动的连接体。其中，切向弹簧的作用机理等同于灌浆锚杆的切向作用，法向弹簧可以模拟桩与土体之间的相互挤压，当桩受到横向荷载时，桩土之间就会出现裂缝，通过gap参数设置，法向弹簧也可以实现对桩身与土体之间裂缝的模拟。

2 数值计算结果分析

2.1 桩端无嵌固土层条件下的两层土数值计算结果分析

2.1.1 孔隙水压力分析

在动力计算阶段，考虑到地震波会在边界上反射，对动力计算结果产生影响，因此数值模拟采用自由场边界来作为边界条件。设置完成后FLAC3D會在模型周围生成4个二维平面网格和4个一维柱体网格，其中平面网格进行二维计算，假设在面的法向无限延伸，柱体网格进行一维计算，假设在柱体两端无限延伸。柱体网格与自由场网格之间通过阻尼器的形式进行耦合，自由场网格的不平衡力通过阻尼器施加到主体网格边界上，这样自由场边界就提供了与无限场相同的效果，因此地震波在边界上不会再产生扭曲，动力模型如图8所示。

FLAC3D提供了多种动荷载输入类型，包括加速度时程、速度时程、应力时程和集中力时程，动荷载可以施加到模型边界上或者模型内部节点上，用来模拟模型内部或者外部受到动力时的反应。由于本次数值计算荷载是沿模型底部输入的，而模型底部为岩石地层，模量较大，属于刚性地基，因此可以在模型底部直接施加加速度荷载，不再需要设置静态边界条件。

施加的动力荷载为调整后的El Centro地震波加速度时程，加速度峰值为0.35g，施加位置在模型底部，沿X轴方向。在计算过程中对结构位移、受力和场地孔压比等进行监测。沿X轴做一竖直剖面，即在X轴和Z轴组成的平面内对a， b， c， d四个单元进行监测，监测内容包括超孔压比、超静孔隙水压力、竖向有效应力等。监测点位置如图9所示。监测四点的详细坐标和坐标位置说明如表5所示。

所监测四点孔压比时程曲线如图11所示。从曲线中可以看出，1.5 s之前孔压比基本不发生变化，1.5 s过后随着加速度幅值的增大，孔压比开始大幅上升，2.1 s时加速度幅值达到最大值0.35g，此时孔压比在a， c两点出现一瞬时负值，分析其原因可能是由于加速度峰值到达时刻液化土层发生瞬时剪胀作用所致[16-17]。3 s时桩基中部位置b， d两点的孔压比达到1，说明砂土开始液化，随后两点孔压比出现了一定的减小;c点孔压比在3 s过后始终保持在0.8左右，并没有充分液化;a点在7 s后开始液化，7 s过后其孔压比一直在0.8-1之间来回波动。

分析以上现象的原因应该是，在a点水的初始孔压比较小，随着振动的开始超孔隙水压力很难达到砂土初始有效应力的大小，孔压比不稳定应该是由于地下水穿透上部黏土层所致;在c点固结压力较大，砂土固结度高不太容易发生液化，而b， d两点在桩中部标高位置，就不存在a， c两点的问题而容易产生土体液化。

2.1.2 土体加速度分析

在计算过程中对离桩基较远的不同深度处远场土层进行X轴方向的加速度监测，得到如图12所示土体加速度时程曲线。

从图中可以看出，各个位置土层的最大加速度峰值均大于输入的加速度峰值，并且土层最大加速度均为瞬时加速度，最大加速度随着土层深度增加而增大。

分析其原因应该是由于动力荷载是在模型底部输入，在能量向上传播过程中随着埋深减小，能量逐渐被消耗，加速度峰值也逐渐减小;最大瞬时加速度存在的原因应该是由于模型底部存在模量较大岩石层造成的。

2.1.3 桩身弯矩分析

提取桩基不同埋深在整个加速度时程内弯矩最大值，得到如图13所示桩基弯矩包络图。

从图中分析可以看出，两种桩基弯矩最大值均发生在桩基顶端与承台交界处，并且斜桩弯矩最大值大于直桩弯矩最大值约16%，说明在桩身与承台交界位置，直桩受力更有利。两种桩基的桩身最大弯矩都随着埋深的增加逐渐减小，在桩基底部弯矩减小为零。

分析上述问题原因应该是由于在模型建立时，两种桩基的桩底标高是相同的，斜桩的总长度大于直桩总长度，因此当桩基受到相同的力时，由于斜桩顶端力臂较长，受到的弯矩值就会增大。而且，砂土发生液化后，土层对桩周的摩阻力减小，桩端竖向支撑力增大，直桩底端支撑力与桩轴线重合，这样不会造成桩顶端弯矩增加，而斜桩底端支撑力并不与桩轴线完全重合，这样就造成了桩顶端弯矩的增加。由于在建立模型时只固定了桩单元底部的平动自由，并没有限制转动自由，因此桩基在底部的弯矩值为零。

2.1.4  桩身位移分析

监测桩体在不同埋深位置的竖向位移，取各个部位在整个计算阶段的位移最大值，得到如图14所示桩基竖向位移与埋深的关系曲线。桩基不同埋深在整个动力计算阶段出现的最大水平位移与埋深的关系曲线如图15所示。

从图14中可以看出，在该土层条件下直桩整个桩身的最大竖向位移相同;而斜桩在顶端位置最大竖向位移最小，随着埋深的增加桩身最大竖向位移单调增加，在桩基底端竖向位移最大，并且略大于直桩位移，而斜桩桩顶位移却只有直桩桩顶位移的63%。说明桩端无嵌固土层条件下斜桩能更好地控制上部结构的竖向位移[18]。

从图15中可以看出，斜桩和直桩的最大水平位移均出现在桩顶处，并且两种桩基的最大水平位移相等。在埋深8 m以上直桩与斜桩的最大水平位移基本相同，随着埋深的增加桩身最大水平位移逐渐减小，在桩底端斜桩和直桩的最大水平位移都达到了最小值，并且直桩最大水平位移略大于斜桩最大水平位移。

2.2 桩端有嵌固土层条件下的三层土的数值计算结果分析

2.2.1 孔隙水压力分析

在动力计算过程中对图16中a和b两点位置的孔压比进行监测。具体坐标的详细说明如表6所示。

     动力计算结束时模型孔隙水压力云图如图17所示。从图17中可以看出，模型最大孔隙水压力为0.29 MPa，分布在模型底部，最大孔隙水压力与最大初始孔隙水壓力相同。但通过对a， b两点的孔压比监测发现，两点已经发生液化，因此在砂土层中孔隙水压力大于初始孔隙水压力，但在黏性土中孔隙水压力并没有发生变化。

2.2.2 土体加速度分析

与两层土模型相似，在计算过程中对离桩基较远不同深度的远场土层X轴方向加速度进行监测，得到土体加速度时程曲线如图19所示。

从图19中可以看出，在埋深28 m和20 m，两点的加速度波形与输入加速度荷载波形相似，加速度峰值变化不大。随着土层埋置深度减小，埋深处加速度时程曲线与输入加速度时程曲线在波形上差别越来越大，在埋深10 m处，加速度峰值有明显放大现象。在地表位置处加速度峰值大小与输入荷载峰值大小基本相同。

分析造成上述现象原因，应该与所监测位置土层有关，埋深10 m所处的位置在砂土层中而该土层对加速度峰值放大效果比较明显，这种现象应该与岩土工程勘察规范（GB50021-2001）中提到的无黏性土所具有的摇振反应相一致，而黏性土并不具有摇振反应[19]。

2.2.3 桩身弯矩分析

提取桩基不同埋深在整个加速度时程内弯矩最大值，得到如图20所示桩基弯矩包络图。

从图20中分析可以看出，斜桩与直桩弯矩最大值均出现在桩身顶端，并且直桩弯矩最大值大于斜桩弯矩最大值。随着埋深增加斜桩和直桩弯矩值都逐渐减小，到桩基末端直桩和斜桩弯矩值都减小为零。在桩基底部黏土层中，由于黏土层的嵌固作用，两种桩基的弯矩值基本相等。在砂土层中桩身弯矩变化不大，而在黏土层中弯矩变化较为明显。埋深8 m的土层分界面处，直桩和斜桩的桩身弯矩均出现了拐点。

分析以上现象的原因，斜桩由于桩身倾斜，能够承受一定的水平力，而直桩在水平荷载作用下，桩体承受较大剪力。故在桩体与承台接触部位斜桩桩体的弯矩小于直桩的弯矩。砂土产生液化后对桩体的侧向应力减小，所以造成桩的弯矩在砂土中变化不大。而在黏土中由于黏土不发生液化，对桩体具有较好的嵌固作用，故在埋深8 m处弯矩出现拐点。

2.2.4 桩身位移分析

监测桩体在不同埋深位置的竖向位移，取各个部位在整个计算阶段的位移最大值，得到如图21所示的桩基竖向位移与埋深关系曲线。

从图21中可以看出，直桩整个桩身的最大竖向位移相同;而斜桩在顶端位置最大竖向位移最大，随着埋深增加桩身最大竖向位移单调减小，在桩基底端竖向位移最小，并且略大于直桩位移。

分析斜桩顶端竖向位移较大的原因，由于桩基末端受到黏土的嵌固作用竖向位移较小，而砂土液化后随着桩基受到的侧向力减小，斜桩发生了弯曲所致。

桩基不同埋深在整个动力计算阶段出现的最大水平位移与埋深的关系曲线如图22所示。可以看出，斜桩和直桩的最大水平位移均出现在桩顶处，最小水平位移出现在桩基末端，水平位移沿桩基单调减小，并且斜桩与直桩的最大水平位移基本相同。

3 不同土层条件下的数值计算结果对比分析

3.1 土层加速度对比分析

为了简便，黏土-砂土两层土斜直交替群桩模型简称为模型一，黏土-砂土-黏土三层土斜直交替群桩模型简称为模型二。图23为不同土层在相同埋深的加速度时程曲线。可以看出，在埋深20 m处，模型二的加速度峰值出现时刻基本与输入的修正后的El Centro地震波峰值时刻相重合，而模型一加速度峰值出现时刻则出现了一定时间滞后性，并且模型一对加速度峰值的放大作用明显大于模型二，在加速度曲线的波形上也存在着一定差别。

分析造成上述现象原因，是由于模型一在埋深20 m处属于砂土层，模型二在埋深20 m处属于黏土层，在振动过程中模型一在埋深20 m处可能已经发生部分液化，而模型二在埋深20 m处由于黏土的存在不会发生液化，土体所处状态的不同造成了加速度时程曲线的不同[20]。

3.2 桩身弯矩对比分析

取两个模型在动力计算过程中斜桩不同埋深出现过的弯矩最大值，得到如图24所示的斜桩弯矩与埋深的关系图。可以看出，两个模型的斜桩弯矩最小值都为零，并且都出现在桩基末端。两个模型的斜桩弯矩最大值均出现在桩身与承台的交界处，模型二的弯矩最大值较模型一小。在埋深8 m左右土层分界面处，弯矩产生拐点，此时模型二的弯矩大于模型一。

分析模型一斜桩弯矩最大值比模型二斜桩弯矩最大值大的原因，是由于模型二为三层土模型，桩基末端位于黏土层中，而黏土层在动力计算阶段不发生液化，因此对桩基具有一定的嵌固作用，这样当砂土发生液化后，如果把处在砂土层中的桩身看做自由长度，那么模型二自由长度就比模型一小。故在桩体与承台产生弯矩较小。在埋深8 m处模型二的桩身弯矩大于模型一弯矩，分析原因主要由于地震荷载作用引起上部结构的惯性力对下层土嵌固处桩体产生的弯矩。

     两个模型直桩在不同埋深处出现过的弯矩最大值与埋深的关系曲线如图25所示。通过对比发现，模型一与模型二的弯矩最大值比较接近，在靠近桩身末端位置两个模型的弯矩值基本相等。在埋深8 m土层分界面附近模型二的弯矩较大，在埋深2 m土層分界面附近两个模型直桩的弯矩基本相等。在埋深2-6 m之间模型二的弯矩小于模型一的弯矩。分析原因，由于模型二中斜桩的存在抵消了部分水平应力，从而使直桩的弯矩明显减小。

 不同模型中，不论是斜桩弯矩最大值还是直桩弯矩最大值均出现在承台模型桩身顶端与承台交界处。三层土模型的斜桩最大弯矩小于两层土模型斜桩最大弯矩。通过两个模型直桩弯矩的对比发现，不同模型之间直桩弯矩的差别较斜桩弯矩小，特别是在桩基末端，两个模型的直桩弯矩值基本相等。土层构造对模型二桩身弯矩的影响较大[21]。斜桩底端有非液化土层时斜桩最大弯矩比直桩小，无非液化土层时斜桩桩体最大弯矩比直桩大。桩端非液化土层的存在能够显著减小斜桩身最大弯矩。

3.3 桩身位移对比分析

通过模型一与模型二的斜桩竖向位移对比，如图26和27所示，可以发现在桩基上部模型一竖向位移大于模型二竖向位移，而在桩基下部却相反[22]。

分析原因应该是由于斜桩发生了弯曲，而两个模型的斜桩弯曲方向刚好相反。模型一与模型二的直桩最终竖向位移沿桩身为一恒值，模型一直桩竖向位移大于模型二直桩竖向位移，分析原因是由于模型二桩基末端出现黏土层中，当砂土液化丧失承载力后，黏土层仍然具有一定承载力，因此模型二直桩竖向位移较小[4]。

3.4 墩顶水平位移对比分析

两个模型桥墩顶部沿X轴方向的水平位移时程曲线如图28所示。可以看出，开始时刻两个模型的墩顶水平位移都为零，随着时间的增加水平位移开始不断变化，到27 s动力计算结束时，水平位移趋向零。在整个动力计算阶段，模型一的最大水平位移略大于模型二的最大水平位移，两者基本相等。但是模型一与模型二的最大水平位移出现的时刻不同，模型一最大水平位移出现在液化发生不久的7 s左右，模型二最大水平位移出现在16 s时。

分析两个模型墩顶水平位移时程曲线不同的原因，模型二最大水平位移出现较晚是由于桩身末端在黏土层中，当砂土发生液化后，黏土层对桩身仍然具有约束作用，但是随着时间的增加由于砂土已经液化，因此桩身对黏土层的作用力增加，黏性土出现残余应变，对桩基的约束力减小，上部结构位移开始增大[23-25]。

4 结 论

1） El Centro地震波在不同的土层中传播规律不同，砂土层对加速度峰值的放大作用显著，砂土层中加速度峰值的出现时刻相对动力荷载峰值时刻有明显滞后性。

2） 不同模型中，斜桩、直桩的弯矩最大值出现在承台模型桩身顶端与承台交界处。三层土模型的斜桩最大弯矩小于两层土模型的。两模型中直桩弯矩的差别较斜桩弯矩小，特别是在桩基末端，两个模型的直桩弯矩值基本相等。桩端非液化黏土土层的存在能够显著减小斜桩身最大弯矩。

3） 在模型一和模型二中，斜桩与直桩的水平位移基本相同，最大水平位移均发生在桩基顶端。直桩的竖向位移沿埋深是一恒值，而斜桩的竖向位移沿埋深是变化的。斜桩在模型一、模型二中产生相反的弯曲变形，桩端黏土层的嵌固作用对斜桩竖向位移具有显著影响。

4） 两个模型的桥墩顶部最大水平位移出现的时刻不同。两层土模型的最大水平位移出现在砂土液化后不久，而三层土模型最大水平位移的出现时刻明显靠后。桩端黏土层的存在对桥墩顶部水平位移具有明显的减缓作用。

参考文献：

[1] 刘 奇. 强震下砂土液化对连续梁桥地震响应的影响[D].重庆：重庆交通大学， 2016： 10-17.

LIU Qi. Effect of layered sand liquefaction on seismic response of continuous girder bridges[D]. Chongqing： Chongqing Jiaotong University， 2016： 10-17.

[2] 李雨润， 潘鑫鑫， 陈张升， 等. 对称双斜桩侧向动力响应特性试验研究[J]. 地震工程与工程振动， 2017， 01（1）： 32-39.

LI Yurun， PAN Xinxin， CHEN Zhangsheng， et al. Test research on lateral dynamic response characteristic for symmetrical double inclined pile[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration， 2017，01（1）：32-39.

[3] 徐 江， 龚维明， 张 琦， 等. 大口径钢管斜桩竖向承载特性数值模拟与现场试验研究[J]. 岩土力学， 2017， 38（8）： 2434-2440.

XU Jiang， GONG Weiming， ZHANG Qi， et al. Numerical simulation and field test study on vertical bearing behavior of large diameter steel of inclined piles[J]. Geotechnical Mechanics， 2017，38（8）：2434-2440.

[4] 李雨润， 袁晓铭. 液化场地上土体侧向变形对桩基影响研究评述[J]. 世界地震工程， 2004， 20（2）： 17-22.

LI Yurun， YUAN Xiaoming. State-of-art of study on influences of liquefaction-induced soil spreading over pile foundation response[J]. World Information on Earthquake Engineering， 2004，20（2）：17-22.

[5] 孔綱强， 顾红伟， 周立朵， 等. 低承台扩底楔形桩群桩效应系数研究[J]. 岩土力学， 2016， 37（S2）： 461-468.

KONG Gangqiang， GU Hongwei， ZHOU Liduo， et al. Study of pipe group effects efficiency of belled wedge pile with low cap[J]. Geotechnical Mechanics， 2016，37 （S2）： 461-468.

[6] 范立础. 桥梁抗震[M]. 上海： 同济大学出版社， 1997： 1-10.

FAN Lichu. Seismic Design of Highway Bridges[M]. Shanghai： Tongji University Press， 1997：1-10.

[7] TOKINATSU K， SUZUKI H， SATO M. Effects of inertial and kinematic interaction on seismic behavior of pile with embedded foundation[J]. Soil Dynamic and Earthquake Engineering， 2005， 25： 753-762.

[8] LU Jinchi， AHMED E， YAN Linjun， et al.Large scale numerical modeling in geotechnical earthquake engineering[J]. International Journal of Geomechanics， 2011， 11（6）： 490-503.

[9] 唐 亮，凌贤长，徐鹏举，等.液化场地桩-土地震相互作用振动台试验数值模拟[J].土木工程学报，2012，45（Z1）：302-306， 311.

TANG Liang， LING Xianzhang， XU Pengju， et al. Numerical simulation of shaking table test for seismic soil-pile interaction in liquefying ground[J]. China Civil Engineering Journal， 2012， 45（Z1）： 302-306， 311.

[10] 唐 亮. 液化场地桩-土动力相互作用p-y曲线模型研究[D]. 哈尔滨： 哈尔滨工业大学， 2010： 43-44.

TANG Liang. P-y model of dynamic pile-soil interaction in liquefying ground[D]. Harbin： Harbin Institute of Technology， 2010： 43-44.

[11] 陈育民，徐鼎平.FLAC/FLAC 3D基础与工程实例[M]. 北京： 中国水利水电出版社， 2009： 307.

CHEN Yumin， XU Dingping. FLAC/FLAC 3D Foundation and Engineering Practice[M]. Beijing： China Water Power Press， 2009： 307.

[12] 中華人民共和国住房和城乡建设部.建筑桩基技术规范（JGJ94-2008）[S].北京：中国建筑工业出版社，2008.

Ministry of Housing and Urban-Rural Development of the People′s Republic of China. Technical code for building pile foundation（JGJ94-2008）[S]. Beijing： China Architecture & Building Press， 2008.

[13] 彭文斌. FLAC 3D 实用教程[M]. 北京： 机械工业出版社， 2008.

PENG Wenbin. FLAC 3D Practical Tutorials[M]. Beijing： Machinery Industry Press， 2008.

[14] WANG Zhongliang， DAFALIAS Y F. Simulation of post-liquefaction deformation of sand[C]. Proceedings of ASCE 15th Engineering Mechanics Conference， Columbia University， New York， 2002.

[15] 刘 林， 张雪枫， 杨庆山. 液化和非液化场地对桩基影响的模拟分析[J]. 沈阳建筑大学学报（自然科学版）， 2011， 27（4）： 631-635.

LIU Lin， ZHANG Xuefeng， YANG Qingshan. Simulation of impact of pile foundations at liquefiable and non-liquefiable site[J]. Journal of Shenyang Jianzhu University （Natural Science）， 2011， 27 （4）： 631-635.

[16] 凌贤长， 王东升. 液化场地桩-土-桥梁结构动力相互作用振动台试验研究进展[J]. 地震工程与工程振动， 2002，22（4）： 53-59.

LING Xianzhang， WANG Dongsheng. Study on shaking table test for seismic interaction of pile-soil-bridge structure in case of soil liquefaction caused by earthquake[J]. Earthquake Engineering and Engineering Vibration， 2002， 22（4）： 53-59.

[17] 凌贤长， 王东升， 王志强， 等. 液化场地桩-土-桥梁结构动力相互作用大型振动台模型试验研究[J]. 土木工程学报， 2004， 37（11）： 67-72.

LING Xianzhang， WANG Dongsheng， WANG Zhiqiang， et al. Large-scale shaking table model test of dynamic soil-pile-bridge structure interaction in ground of liquefaction[J]. China Civil Engineering Journal， 2004， 37（11）： 67-72.

[18] 魏 伟， 张全芳. 斜桩在斜塘河大桥中的应用[J]. 城市道桥与防洪， 2006， （6）： 90-93.

WEI Wei， ZHANG Quanfang. Application of inclined pile in Xietang River Bridge[J]. Urban Roads Bridges & Flood Control， 2006， （6）： 90-93.

[19] 中华人民共和国建设部.岩土工程勘察规范（GB50021-2001）[S].北京：中国建筑工业出版社，2009.

Mlinistry of Construction of the People′s Repubic of China. Code for investigation of geotechnical engineering（GB50021-2001）[S]. Beijing： China Architecture & Building Press，2009.

[20] KUBO K. Experimental study of the behaviour of laterally loaded piles[C]. Proceedings of the 6th International Conference on Soil Mechanics and Foundation Engineering， Montreal， 1965， 1（2）： 275-279.

[21] TOKIDA K， MATSUMOTO H， IWASAKI H. Experimental study of drag acting of piles in ground flowing by liquefaction[C]. Proceedings of the Fourth Japan-U.S. Workshop on Earthquake Resistant Design of Lifeline Facilities and Countermeasures for Soil Liquefaction， Buffalo， 1992， 1： 511-523.

[22] 唐 亮， 凌贤长， 徐鹏举， 等. 可液化场地高承台群桩-土-桥梁结构地震相互作用振动台试验[J]. 中国公路学报， 2010， 23（4）： 51-57.

TANG Liang， LING Xianzhang， XU Pengju，et al. Shaking table test for seismic interaction of pile groups-soil-bridge structure with elevated cap in liquefiable ground[J]. Chinese Journal of Highway， 2010，23 （4）： 51-57.

[23] KONG Desen， DENG Meixu， LIU Yi， et al. Study of the force and deformation characteristics of subsea mudmat-pile hybrid foundations[J]. Polish Maritime Research， 2018，25（3）：43-53.

[24] KONG Desen， DENG Meixu， ZHAO Zhimin. Seismic interaction of an inclined straight alternation pile group-soil in liquefied ground[J]. Advances in Civil Engineering， 2019： 3758286.

[25] KONG Desen， DENG Meixu， XU Yu. Study on calculation of pile sliding interval of large-diameter steel pile piles on offshore platforms[J]. Mathematical Problems in Engineering， 2019： 3549296.

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，博士生导师。 电话： 13376427632; E-mail： dskong828@163.com