逆断层作用下埋置基础与上覆土体相互作用机制的模型试验研究

本文介绍发表于 Transportation Geotechnics（2025, 54: 101596）的论文 Experimental study on the interaction mechanisms of soil overlying embedded foundations under reverse faults。该研究通过 26 组 1g 模型试验，组合基础位置、埋深与结构荷载三个因素，考察逆断层错动下埋置基础与破裂带的相互作用；依据地表与基础位移特征将相互作用归纳为底部接触、侧壁–底部接触与侧壁接触三类模式，界定了模式间的转换关系，并从基础刚度与附加应力两方面解释其机制。

论文信息

1. 研究背景与问题

交通网络的长度与规模持续增长，越来越多的超长、大型交通基础设施邻近、跨越或穿越活动断层。断层错动产生永久地面变形，1999 年集集地震中断层破裂穿过埤丰桥（Pi-feng Bridge），导致其南侧三跨垮塌。高速交通工程普遍采用桩基、沉箱等具有埋深的基础，而这类基础在断层错动下的响应仍不明确。

既有离心机试验分别研究了埋深（Ashtiani et al.）或基础位置（Loli et al.）对破裂扩展和基础位移的影响，该论文指出其中两点不足：

1. 结构荷载普遍被忽略。实际工程中结构荷载可观，忽略该因素可能导致评估偏差。
2. 既有分类依赖已知的破裂–基础相对位置。工程中难以预先准确预测破裂在覆土中的扩展路径，依赖该先验信息的方法在抗断设计中适用性有限。

针对上述问题，该研究以基础位置、埋深与荷载为变量开展系统试验，并以地表可观测的位移特征作为相互作用模式的判别依据。

2. 试验方法

2.1 试验装置与相似关系

考虑到试验工况数量多且目标为识别相互作用模式而非精确位移，研究采用 1g 模型试验（既有对比研究表明 1g 与离心机试验的主破裂形态相近）。断层模拟装置为自主研制（图 1），模型箱尺寸为 1600 mm × 300 mm × 800 mm（长 × 宽 × 高），可模拟不同倾角的正、逆断层错动。

图 1　断层模拟装置正视图：①丝杠升降机；②直线轴承；③侧板；④上盘；⑤下盘；⑥砂箱（原文 Fig. 2）

主要试验参数如下：

• 断层条件：逆断层，倾角 $\alpha = 60^\circ$，错动速率 0.5 mm/s；竖向错动量达到 120 mm 时停止加载。
• 模型土：福建标准砂，相对密实度 $D_r$ 为 60%，目标干重度 15.7 kN/m³；峰值内摩擦角 35.9°，残余内摩擦角 30.7°，剪胀角 7.39°。
• 相似关系：以砂土模拟砾石土原型，几何相似比 $C_L = 1:23$，重度相似比 $C_\gamma = 1:1.3$，弹性模量与应力相似比 $C_E = C_\sigma = 1:30$，应变相似比 $C_\varepsilon = 1:1$。
• 基础模型：铝制箱体模拟刚性埋置基础，宽度 $B = 100$ mm，质量约 5.05 kg；通过箱内砂与砝码施加荷载。
• 量测手段：6000 × 4000 像素相机以 1 s 间隔拍摄，采用粒子图像测速（PIV）分析土体变形；LVDT 量测上盘竖向位移，精度 0.01 mm。

2.2 模型与工况设计

模型示意见图 2：覆土厚度 $H = 600$ mm；$D$ 为基础埋深；$q$ 为基础荷载；$\Delta h$ 为基岩竖向错动量；M 为自由场破裂出露点；$S$ 为基础上盘侧边缘至 M 点的水平距离，以 $S/B$ 表征基础位置。

图 2　模型边界条件示意（原文 Fig. 4）

工况命名规则为 Case-埋深(cm)-位置(S/B)-荷载(kPa)。模型荷载 2.55–11.05 kPa 按应力相似比对应原型荷载 77–330 kPa；埋深 10、20、40 cm 对应基础宽深比 1/1、1/2、1/4，参照《公路桥涵地基与基础设计规范》（JTG 3363—2019）确定。全部工况如下（原文 Table 4）：

2.3 数据处理

以 PIV 应变场表征破裂带：每 1 mm 错动量取一对图像进行分析，应变达到 −0.1 的区域定义为破裂带。地表竖向位移取断层点左侧 750 mm 至右侧 550 mm 范围内的 29 个测点，以三次 B 样条插值拟合，并由拟合函数求取位移梯度。存在基础时地表位移不再服从自由场中常用的 S 形分布，因此采用 B 样条而非 S 形函数拟合。

3. 自由场试验

自由场条件下（图 3），破裂在基岩错动初期近似沿直线扩展，随错动量增加逐渐向下盘一侧弯曲并出露地表。出露点距基岩错动点的水平距离为 465 mm，即覆土厚度的 77%，与 Bransby et al.（80%）和 Ashtiani et al.（82%）的离心机试验结果接近。PIV 识别的破裂带与目视观测一致，后续分析均以 PIV 应变云图表示破裂带。

图 3　自由场破裂扩展：(a) 试验观测；(b) PIV 应变率云图（原文 Fig. 5）

4. 单因素影响

4.1 基础位置

图 4 为埋深 20 cm、无附加荷载时不同位置的破裂扩展（白线为自由场破裂路径）：

• $S/B = 3$：基础远离自由场出露点，破裂直接作用于基础底面，基础被抬升，下盘侧形成被动破裂带；
• $S/B = 2$：破裂被基础截断，上盘侧形成附加破裂带，下盘侧仍形成被动破裂带；
• $S/B = 1$：基础靠近出露点，破裂在上盘侧被基础完全阻挡，沿基础边缘出露。

基础越接近自由场破裂路径，破裂分布越由下盘侧转向上盘侧，与 Loli et al. 的离心机观测一致；基础位置越偏向上盘，基础位移与转角越大。

图 4　不同基础位置的破裂扩展：(a) Case 20-3-0；(b) Case 20-2-0；(c) Case 20-1-0（原文 Fig. 6）

4.2 基础埋深

埋深的影响取决于其是否改变破裂与基础的接触位置。$S/B = 1$ 时，增大埋深对破裂扩展影响甚微，基础位移与转角随埋深增大而减小；$S/B = 3$ 时，增大埋深的效果与减小 $S/B$ 相似，破裂由下盘侧转向上盘侧，基础竖向位移持续减小，但埋深由 10 cm 增至 20 cm 时转角与水平位移反而增大。可见各因素的作用相互耦合，仅凭单一因素难以判断响应变化。

4.3 基础荷载

荷载的影响分接触与非接触两种情形考察：

• 接触情形（$S/B = 2$，$D = 10$ cm）：随荷载增大，破裂由基础下盘侧转为绕基础两侧分叉，最终转至上盘侧。
• 非接触情形（$S/B = 3$，$D = 10$ cm，图 5）：无荷载时破裂从基础下方通过；荷载较小（2.55、3.35 kPa）时破裂向下盘侧偏移、远离基础，即荷载对破裂产生”排斥”作用；荷载继续增大（4.25–11.05 kPa）时破裂被”吸引”回基础两侧。

两种情形下基础转角均先增后减，最大转角出现在破裂由下盘侧转向上盘侧的临界工况（Case 10-2-3.35、Case 10-3-3.35）。该结果表明，基础位于自由场破裂路径之外并不意味着安全，较大的结构荷载可将破裂引向基础并产生显著转动。

图 5　非接触情形下不同荷载的破裂扩展（Case 10-3-0/2.55/3.35/4.25/7.65/11.05，原文 Fig. 14）

5. 三类相互作用模式

5.1 分类指标与结果

为比较全部工况，研究选取 5 个指标并按各自最大值归一化：基础水平位移、竖向位移、转角，以及地表上、下盘峰值位移差 $\Delta Y$ 与两峰值点水平距离 $\Delta X$。$\Delta X$、$\Delta Y$ 越大，地表隆起越集中于一侧；越小则越接近自由场的均匀分布。据此将 25 组含基础工况划分为底部接触（Bottom Contact）、侧壁–底部接触（Sidewall-Bottom Contact）与侧壁接触（Sidewall Contact）三类模式（图 6）：

图 6　三类埋置基础–断层相互作用模式的划分：(a) 各工况归一化指标；(b) 排序与分组；(c) 模式示意（原文 Fig. 18）

荷载可忽略时，上述三类模式与 Loli et al. 基于地下破裂形态的分类一一对应。该分类方法的改进在于两点：计入结构荷载，更贴近工程实际；以地表与基础位移为判据，二者较地下破裂路径更易监测，可在破裂路径无法预测时通过监测识别模式。

5.2 模式转换的多因素耦合

图 7 将三类模式置于以基础位置、埋深、荷载为坐标轴的三维参数空间中，不同模式之间存在过渡界面。沿单一坐标轴的变化即可引起模式转换，例如：

• 仅改变埋深：Case 40-2-0 → Case 10-2-0；
• 仅改变荷载：Case 10-3-0 → Case 10-3-11.05；
• 仅改变位置：Case 10-3-0 → Case 10-2-0。

三因素同时变化（如 Case 10-3-0 → Case 20-3-4.25）时，其合成方向穿过界面即发生模式转换。在已完成的试验范围内，研究确认的一个方向为：荷载增大、埋深增大、$S/B$ 减小时，相互作用模式沿”底部接触 → 侧壁–底部接触 → 侧壁接触”演化。受试验数量所限，界面的精确位置尚无法确定，但该结果证明了以组合因素研究模式转换的可行性。

图 7　基础位置、埋深与荷载对相互作用模式转换的耦合影响（原文 Fig. 20）

5.3 转换过程中的破裂形态演化

埋深 40 cm、无荷载条件下，基础位置由 $S/B = 1$ 逐步变化至 5（Test 17–24，图 8），破裂形态依次经历：

1. 破裂接触基础侧壁上部：主破裂带（MR）偏折后出露；
2. 接触点下移至侧壁中部：形成次生破裂带（SR I）出露；
3. 接触点继续下移：MR 同时接触侧壁与底面，上侧次生破裂带数量先增后减，基础下盘侧开始形成上凹的被动破裂带（PR）；
4. 破裂接触基础底角（Test 22）：上侧次生破裂消失，MR 沿基础侧壁–土体界面向上扩展，PR 转为下凹形态；
5. 基础继续远离（Test 24）：下盘侧被动破裂带逐渐成为主破裂带。

破裂接触侧壁上半部时基础整体位移与转角较小，接触底角与底面时显著增大。Case 40-3.5-0 的转角突增可归因于：其侧壁接触点较 Case 40-3-0 更靠近底部，侧壁约束减弱；底部接触面积又小于 Case 40-4-0，平动受限，二者共同导致转动增大。

图 8　破裂形态随基础位置的演化过程（Case 40-1/2/3/3.5/4/5，原文 Fig. 21）

6. 相互作用机制

6.1 机制一：基础刚度改变破裂路径

破裂直接接触基础时，刚性基础改变了周围土体的位移模式。上盘侧破裂被基础阻挡后沿能量消耗最小的路径寻求新的出露方式：路径改变量较小时表现为轨迹偏折，较大时表现为生成新的次生破裂带。接触点越接近地表，偏折出露所需能量越低；接触点越深，越倾向于形成一条或多条次生破裂；基础接近基岩错动点时，破裂方向近乎平行于侧壁，转为沿基础–土体界面发展的剪切带。

下盘侧被动破裂带的形态与基础位移方向相关：基础越接近基岩错动点，其竖向与水平位移之比越接近基岩错动方向 $\tan\alpha = 1.732$，基础运动由以水平为主（类似挡土墙平移）转为跟随基岩错动，被动破裂带相应由上凹对数螺旋形转为下凹对数螺旋形。

6.2 机制二：附加应力引起破裂偏转

破裂从基础下方通过时，起主要作用的是基础附加应力引起的主应力轴旋转与土体压密。研究假定自由场破裂已综合反映初始地应力与基岩错动引起的应力变化，三者互不影响，仅考察附加应力的作用。基底压力按均布荷载近似，附加应力系数 $K_x$、$K_z$、$K_{zx}$ 由 Boussinesq 解求得：

$$ \sigma_x = K_x p + K_0 \gamma z, \qquad \sigma_z = K_z p + \gamma z, \qquad \tau_{zx} = K_{zx} p $$

主应力轴旋转角与表征压密程度的应力比分别为

$$ \Delta\alpha = \frac{1}{2}\arctan\frac{2\tau_{zx}}{\sigma_x - \sigma_z}, \qquad K = \frac{\sigma_1 + \sigma_2}{K_0 \gamma z + \gamma z} $$

试验中观察到破裂在基础下方分别向下盘侧（Case 10-3-3.35）和上盘侧（Case 10-3-11.05）偏折，偏折方向与主应力轴旋转方向对应（图 9）。PIV 结果还显示基础下方存在抵抗变形的压密区，即”弹性核”。

图 9　破裂偏折现象与主应力轴旋转角等值线：(a) Case 10-3-3.35 向下盘侧偏折；(b) Case 10-3-11.05 向上盘侧偏折；(c) Δα 等值线（原文 Fig. 25）

以 $\lvert\Delta\alpha\rvert > 5^\circ$ 与 $K > 0.2$ 界定附加应力影响区，可统一解释三因素的耦合作用（图 10）：

• 荷载决定影响区大小：荷载由 3.35 kPa 增至 11.05 kPa 时，主应力轴旋转区与压密区均显著扩大，与破裂路径的交叠关系改变，偏折方向由下盘侧转为上盘侧；
• 位置决定影响区与破裂路径的相对位置；
• 埋深同时影响影响区的位置与大小：同为 $q = 4.25$ kPa 且基础底面与破裂相对位置相同时，埋深 40 cm 基础的影响区显著小于埋深 10 cm 基础，对破裂扩展的影响很小。

自由场破裂路径与附加应力影响区的交叠程度越大，荷载变化引起的破裂偏转越显著。

图 10　基础荷载与位置、埋深的耦合作用机制示意（原文 Fig. 27）

7. 工程对照与设计建议

研究将两类典型失效形式与震害实例对照：作用主要施加于基础底面时，基础随土体整体移动，产生大的水平或竖向位移（如 1999 年 Kocaeli 地震中 Arifiye 立交桥整体侧移、四跨连续垮塌）；作用主要施加于侧壁时，土体对基础产生显著剪切（如 1999 年集集地震中乌溪桥经历约 2 m 逆断层错动，P1W、P2W 桥墩几近剪断）。底部接触型在实例中普遍对应严重破坏；侧壁接触型在部分实例中破坏轻微，但也存在剪切破坏严重的案例；侧壁–底部接触型作为过渡模式，在实例中较难辨识。

基于上述结果，论文提出以下设计建议：

1. 优化基础型式与埋深：优先采用浅埋以避免与破裂接触；接触不可避免时，加大埋深使相互作用限于侧壁上部，而非侧壁下部或基底。
2. 控制结构荷载：预计破裂将从基础下方通过时减轻结构自重；接触不可避免时适当增加自重，促使相互作用转为较安全的侧壁接触模式。
3. 针对模式采取措施：底部接触可设置下卧软弱层吸收错动位移；侧壁接触可设置抗断墙层；底角接触可采用抗拔桩减小基础转动。
4. 建立监测与应急体系：在关键位置布设位移计或测斜仪，识别不利相互作用后及时采取交通管制、结构加固或疏散等措施。

8. 研究局限

1. 尺寸效应：1g 试验中土体刚度低于现场，可能高估结构的抗剪能力，侧壁接触模式尤甚；现场应力水平更高，剪切带可能更为集中。既有对比研究亦表明，1g 与离心机试验在破裂带厚度、扩展速度与次生破裂形成方面存在差异。
2. 刚性基础假定：铝制基础刚度远大于周围土体，结论主要代表高刚度、浅埋基础。基础刚度接近土体时变形更为显著，侧壁接触与侧壁–底部接触模式亦可能导致剪切破坏；刚度较低时破裂还可能剪断基础并继续扩展。
3. 后续计划：拟开展超重力离心机试验，对比不同失效机制下的破裂形态（尤其是次生破裂带的形成），并检验离心条件下的结构损伤与 1g 试验结果是否存在显著差异。

9. 主要结论

1. 提出以地表位移、基础位移与破裂扩展特征为依据的相互作用分类框架：破裂路径可预测时可据此进行针对性抗断设计，不可预测时可通过位移监测及早识别并处置。
2. 底部接触、侧壁–底部接触与侧壁接触三类模式之间的转换由基础位置、埋深与结构荷载共同决定，不同参数组合可产生相近的演化趋势，模式之间存在过渡界面。
3. 基础荷载通过改变土体应力状态间接影响破裂：中等荷载可将破裂暂时”推离”基础，过大荷载则将破裂”吸引”至基础两侧并加剧转动风险；荷载的影响随埋深增大而迅速减弱。
4. 应结合破裂路径预测优化基础埋深与结构荷载，并配套关键部位的位移监测与应急处置措施。

引用格式

Guan L, Ling D, Hu C, Yu X, Song K. Experimental study on the interaction mechanisms of soil overlying embedded foundations under reverse faults. Transportation Geotechnics, 2025, 54: 101596. https://doi.org/10.1016/j.trgeo.2025.101596

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  title   = {Experimental study on the interaction mechanisms of soil overlying embedded foundations under reverse faults},
  author  = {Guan, Li and Ling, Daosheng and Hu, Chengbao and Yu, Xiangyang and Song, Kunming},
  journal = {Transportation Geotechnics},
  volume  = {54},
  pages   = {101596},
  year    = {2025},
  doi     = {10.1016/j.trgeo.2025.101596}
}

注：文中图表引自原文（Elsevier 出版），图题为中文转述，仅用于学术交流。原文 Fig. 1、Fig. 23 与 Fig. 26(a) 改编自第三方文献，本文未予转载。