季節(jié)凍土區(qū)鐵路挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征及抗震性能影響因素

張熙胤，于生生，王 義，王萬(wàn)平，丁明波，馬華軍

（蘭州交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，甘肅 蘭州 730070）

隨著我國(guó)西部大開(kāi)發(fā)國(guó)家戰(zhàn)略的推進(jìn)和交通基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的發(fā)展，西北地區(qū)鐵路工程建設(shè)需求將持續(xù)增加，而挖井基礎(chǔ)以其豎向承載能力高、施工方法簡(jiǎn)單、造價(jià)低廉等優(yōu)點(diǎn)在我國(guó)西北季節(jié)凍土區(qū)鐵路橋梁工程中得到了較多的應(yīng)用［1］。僅以寶雞—中衛(wèi)鐵路為例，該鐵路橋梁中使用挖井基礎(chǔ)達(dá)300多個(gè)［2］，蘭武二線鐵路中河口黃河特大橋也有10個(gè)墩臺(tái)采用了挖井基礎(chǔ)［3］。此外挖井基礎(chǔ)在其他地區(qū)的橋梁中也得到了應(yīng)用，例如石太客運(yùn)專線橋梁中有多個(gè)墩臺(tái)采用了挖井基礎(chǔ)［4］，新建青島至連云港鐵路ZQ-4 標(biāo)線路段共設(shè)計(jì)采用了134 個(gè)挖井基礎(chǔ)［5］，三岔河特大橋是青藏鐵路線上第1 高橋，其中有4個(gè)橋墩也采用了挖井基礎(chǔ)形式［6］。

近年來(lái)我國(guó)西北季節(jié)凍土地區(qū)地震活動(dòng)愈發(fā)頻繁［7-8］，雖然挖井基礎(chǔ)以其良好的豎向承載能力被廣泛應(yīng)用于橋梁工程中，但在地震荷載作用下挖井基礎(chǔ)橋梁的破壞仍普遍存在，特別是1999年我國(guó)臺(tái)灣集集地震中，許多橋梁因挖井基礎(chǔ)位移過(guò)大而發(fā)生落梁破壞，挖井基礎(chǔ)橋墩自身破壞也十分嚴(yán)重［9］。同樣在1989年美國(guó)洛馬普列塔地震、1999年日本神戶大地震以及2015年尼泊爾地震中挖井基礎(chǔ)橋梁均出現(xiàn)過(guò)此類震害［10］。我國(guó)西北季節(jié)凍土地區(qū)大量既有和新建鐵路挖井基礎(chǔ)橋梁在未來(lái)遭遇地震的危險(xiǎn)性和可能性較大，充分認(rèn)識(shí)其抗震性能非常有必要。但目前針對(duì)挖井基礎(chǔ)橋梁抗震性能的研究甚少，考慮季節(jié)凍土效應(yīng)的鐵路挖井基礎(chǔ)橋梁抗震性能研究更不多見(jiàn)。孫學(xué)先［11-12］以黃土地區(qū)挖井基礎(chǔ)為研究對(duì)象，研究了挖井基礎(chǔ)在水平荷載作用下的承載力以及挖井基礎(chǔ)側(cè)壁摩阻力隨水平加載位移的變化規(guī)律。李濤等［2］對(duì)1∶2 比例尺的挖井基礎(chǔ)現(xiàn)場(chǎng)模型進(jìn)行了水平承載力特性研究，并推導(dǎo)了水平荷載作用下挖井基礎(chǔ)力學(xué)行為的計(jì)算公式。Chiou和Wang等［13-14］對(duì)挖井基礎(chǔ)橋墩進(jìn)行了水平推覆分析，發(fā)現(xiàn)即使在很小的橫向加載位移下，挖井基礎(chǔ)周圍的土體也會(huì)表現(xiàn)出強(qiáng)烈的非線性，并且不同埋深的挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征和失效機(jī)理也不盡相同。王玉潔等［15］和嚴(yán)松宏等［16］研究發(fā)現(xiàn)，在凍土和非凍土2 種條件下挖井基礎(chǔ)橋墩的地震響應(yīng)有著顯著的差異，在抗震設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該考慮季節(jié)凍土層對(duì)結(jié)構(gòu)地震響應(yīng)的影響，但其并未具體分析季節(jié)凍土層對(duì)挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征和抗震性能的影響。因此目前已有的鐵路挖井基礎(chǔ)橋梁抗震方面的研究成果并不能完全適用于季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)橋墩的抗震設(shè)計(jì)。

鑒于以上原因，本文以西北地區(qū)廣泛采用的挖井基礎(chǔ)橋墩為研究對(duì)象，運(yùn)用ABAQUS 有限元軟件，建立土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用體系有限元模型，并通過(guò)土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用擬靜力模型試驗(yàn)驗(yàn)證其正確性和可靠性，通過(guò)有限元模擬研究季節(jié)凍土層厚度、冷暖季過(guò)渡期季節(jié)凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深及墩身配筋率等因素對(duì)挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征和抗震性能的影響規(guī)律，旨在為季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)橋墩的抗震設(shè)計(jì)及性能改善提供參考和依據(jù)。

1 挖井基礎(chǔ)橋墩擬靜力試驗(yàn)

1.1 擬靜力模型試驗(yàn)

以某鐵路挖井基礎(chǔ)橋墩為例，模型縮尺比選為1∶8，模型采用C30混凝土以現(xiàn)澆方式制作。矩形挖井基礎(chǔ)的長(zhǎng)、寬和高分別為880，660和440 mm；橋墩的長(zhǎng)、寬和高分別為560，340 和1 740 mm，縱筋采用6 根直徑12 mm 的HRB335 螺紋鋼筋，配筋率為0.38%，箍筋為直徑8 mm 的HPB235 鋼筋，間距為200 mm。將梁體自重及二期恒載的總和按相似比縮小，施加到模型墩頂?shù)呢Q向力為上部結(jié)構(gòu)自重57 kN，土槽內(nèi)填筑蘭州黃土，試驗(yàn)時(shí)在模型墩頂施加水平低周往復(fù)荷載，采用位移控制模式，在12 mm 位移荷載之前采用2 mm 步長(zhǎng)加載，在15～50 mm 之間采用5 mm 步長(zhǎng)加載。位移加載歷程如圖1所示，加載系統(tǒng)示意圖為圖2所示?？紤]到挖井基礎(chǔ)-土相互作用體系縮尺模型尺寸仍然較大，凍融環(huán)境的試驗(yàn)?zāi)M成本較高，因此室內(nèi)擬靜力試驗(yàn)采用融土-挖井基礎(chǔ)橋墩相互作用體系縮尺模型，旨在為建立合理可靠的有限元分析模型提供數(shù)據(jù)支撐。

圖1 位移加載歷程

圖2 試驗(yàn)加載系統(tǒng)

1.2 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)加載結(jié)束后挖井基礎(chǔ)周圍土體破壞特征如圖3所示，擬靜力試驗(yàn)得到挖井基礎(chǔ)橋墩的荷載-位移曲線如圖4所示。圖4中推為正，拉為負(fù)。

圖3 試驗(yàn)基礎(chǔ)周圍土體破壞

圖4 試驗(yàn)荷載-位移曲線

當(dāng)墩頂加載位移為2 mm 時(shí)，土體及橋墩均處于彈性狀態(tài)，當(dāng)加載位移增大至4 mm 時(shí)，土體表面與基礎(chǔ)之間出現(xiàn)輕微的分離而橋墩仍處于彈性狀態(tài)，模型水平承載力增大。隨著加載位移的增大，基礎(chǔ)出現(xiàn)偏轉(zhuǎn)位移并逐漸增大，基礎(chǔ)與土的分離間隙不斷擴(kuò)展，同時(shí)挖井基礎(chǔ)出現(xiàn)了豎向抬升位移，土體表現(xiàn)出了強(qiáng)烈的非線性特征，模型承載力增加速率變緩，整體剛度逐漸變小。土體開(kāi)挖完成后觀察發(fā)現(xiàn)挖井基礎(chǔ)與橋墩混凝土均無(wú)裂縫出現(xiàn)。

2 有限元模型建立及驗(yàn)證

2.1 有限元模型建立

運(yùn)用ABAQUS 有限元軟件建立鐵路挖井基礎(chǔ)橋墩有限元模型，為使有限元模型與試驗(yàn)保持一致，有限元模型中挖井基礎(chǔ)橋墩尺寸、土體尺寸及加載條件等均與擬靜力模型試驗(yàn)中保持一致。混凝土和土體均采用三維實(shí)體單元C3D8R，鋼筋采用桁架單元T3D2。挖井基礎(chǔ)與土體法向接觸設(shè)置為“硬接觸”，切向?yàn)槟Σ两佑|，可有效模擬基礎(chǔ)與土體之間的接觸、分離和滑移，有限元模型如圖5所示。混凝土本構(gòu)采用損傷塑性模型（CDP模型）［17］；鋼筋本構(gòu)選用雙折線模型；土體本構(gòu)選用Mohr-Coulomb模型［18］。

圖5 有限元模型

2.2 擬靜力試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比

圖6為有限元模型在加載完成后的塑性應(yīng)變?cè)茍D，圖7為有限元模型計(jì)算與模型試驗(yàn)得到的力-位移關(guān)系曲線。

圖6 模型等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

由圖6可見(jiàn)：在整個(gè)加載過(guò)程中挖井基礎(chǔ)橋墩未發(fā)生塑性應(yīng)變，而挖井基礎(chǔ)周圍土體發(fā)生了較大的塑性應(yīng)變，并且挖井基礎(chǔ)與土體產(chǎn)生了分離和滑移（抬升），與試驗(yàn)中模型的破壞現(xiàn)象一致。

由圖7可見(jiàn)：有限元模型計(jì)算得到的滯回曲線及骨架曲線與模型試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，試驗(yàn)曲線的塑性變形和耗能特征均得到了較為真實(shí)的反映。而由于有限元數(shù)值計(jì)算的材料本構(gòu)模型、邊界條件和施加荷載步等較為理想，使有限元分析結(jié)果更趨于理想化，因而造成了數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的力-位移曲線存在偏差。但總體來(lái)說(shuō)，該有限元模型可準(zhǔn)確模擬水平低周往復(fù)荷載作用下挖井基礎(chǔ)橋墩的力學(xué)行為，表明該模型可用于后續(xù)季節(jié)凍土區(qū)鐵路挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征及抗震性能影響因素分析。

圖7 力-位移關(guān)系曲線

3 季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征及抗震性能影響因素

基于上述驗(yàn)證過(guò)的有限元模型，充分考慮季節(jié)凍土效應(yīng)對(duì)橋梁挖井基礎(chǔ)橋墩抗震性能的影響，主要包括季節(jié)凍土層厚度、季節(jié)凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率等因素。表1給出了不同模型的參數(shù)設(shè)置。其中模型1、模型2 和模型3 主要考慮季節(jié)凍土層厚度的影響；模型3、模型4 和模型5 主要考慮季節(jié)凍土表層融深的影響；模型2、模型6 與模型7 主要考慮挖井基礎(chǔ)埋深的影響；模型6、模型8和模型9主要考慮橋墩配筋率的影響。

表1 各模型參數(shù)設(shè)置

表2給出了土體基本參數(shù)。表2中土體參數(shù)均為試驗(yàn)用土的實(shí)測(cè)值，試驗(yàn)儀器為CSY-20型低溫凍土三軸儀。

表2 土體基本參數(shù)

3.1 水平往復(fù)荷載作用下不同模型的破壞特征

通過(guò)與擬靜力試驗(yàn)相同的水平往復(fù)荷載作用于不同模型，研究地震作用下季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)-凍土體系的破壞特征，為季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)橋梁抗震性能評(píng)估和抗震設(shè)防提供科學(xué)依據(jù)。圖8和圖9分別給出了各模型挖井基礎(chǔ)橋墩和挖井基礎(chǔ)周圍土體的破壞云圖。

由圖8和圖9可見(jiàn)：在非凍土條件下，對(duì)于埋深較淺的挖井基礎(chǔ)橋墩，地震作用下挖井基礎(chǔ)和橋墩基本能夠保持彈性狀態(tài)，挖井基礎(chǔ)橋墩自身不會(huì)發(fā)生破壞，破壞主要來(lái)自基礎(chǔ)周圍土體的失效，而當(dāng)冷季土體表面凍結(jié)后，表層凍土對(duì)挖井基礎(chǔ)的側(cè)向約束作用增強(qiáng)，地震作用下橋墩底部會(huì)出現(xiàn)塑性區(qū)，橋墩會(huì)出現(xiàn)不同程度破壞；埋深較深的挖井基礎(chǔ)橋墩在地震作用下基礎(chǔ)與土之間的相互作用較強(qiáng)，基礎(chǔ)的偏轉(zhuǎn)角度和抬升位移減小會(huì)導(dǎo)致橋墩墩底內(nèi)力增加，使挖井基礎(chǔ)周圍土體和橋墩均出現(xiàn)破壞。

圖8 各模型墩身混凝土等效塑性應(yīng)變分布云圖

圖9 各模型周圍土體等效塑性應(yīng)變?cè)茍D

圖10給出了不同凍土層厚度、不同凍土表層融深、不同挖井基礎(chǔ)埋深和不同橋墩配筋率下挖井基礎(chǔ)側(cè)向土壓力隨水平加載位移的變化曲線。由圖10可以看到：隨著土體凍結(jié)及凍土層厚度的增加，挖井基礎(chǔ)側(cè)向土壓力呈增加趨勢(shì)，尤其當(dāng)凍土層厚度達(dá)到0.4 m 時(shí)，基礎(chǔ)與土之間的相互作用效應(yīng)明顯增強(qiáng)；而當(dāng)表層凍土開(kāi)始融化時(shí)，土體強(qiáng)度降低，導(dǎo)致基礎(chǔ)側(cè)壁土體對(duì)挖井基礎(chǔ)的約束效應(yīng)大大降低；隨著挖井基礎(chǔ)埋置深度的增加，基礎(chǔ)側(cè)向土壓力呈上升趨勢(shì)，但當(dāng)基礎(chǔ)埋深達(dá)到一定程度時(shí)其影響變小，此外橋墩配筋率幾乎不會(huì)影響基礎(chǔ)與土體之間的相互作用效應(yīng)。

圖10 基礎(chǔ)側(cè)向土壓力隨水平加載位移的變化曲線

挖井基礎(chǔ)的豎向抬升大小關(guān)系到橋梁整體結(jié)構(gòu)在地震作用下的穩(wěn)定性。圖11給出了不同凍土層厚度、凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率下挖井基礎(chǔ)底部豎向抬升位移隨水平加載位移的變化曲線。

由圖11可見(jiàn)：隨著地表土體的凍結(jié)及凍土層厚度的增加，地基土與基礎(chǔ)相互作用效應(yīng)增強(qiáng)，挖井基礎(chǔ)的豎向抬升量變小，凍土層融化后反之；隨著挖井基礎(chǔ)埋置深度的增加，地基土對(duì)挖井基礎(chǔ)的約束作用增強(qiáng)，從而使挖井基礎(chǔ)的抬升量明顯減小，例如當(dāng)挖井基礎(chǔ)埋深從0.4 m 分別增加到0.6和0.8 m 時(shí)，其豎向抬升量分別減小了約19.3%和63.8%，由此可以看到挖井基礎(chǔ)的埋深對(duì)其地震穩(wěn)定性有著極其重要的影響；隨著橋墩配筋率的增加挖井基礎(chǔ)抬升量呈增加趨勢(shì)，但是配筋率對(duì)其抬升影響較小。

圖11 挖井基礎(chǔ)豎向抬升量隨水平加載位移的變化曲線

3.2 滯回曲線

結(jié)構(gòu)在循環(huán)往復(fù)荷載作用下的荷載-位移曲線，稱為滯回曲線。滯回曲線每一環(huán)的面積能夠直觀反映結(jié)構(gòu)或構(gòu)件在對(duì)應(yīng)的力或位移下的承載力、變形特征以及耗能能力。為了能夠更加直觀地研究挖井基礎(chǔ)橋墩在水平位移荷載作用下的受力性能，圖12給出了不同凍土層厚度、凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率下模型的滯回曲線。

圖12 不同條件下模型的滯回曲線

從圖12中可以看到：各模型滯回環(huán)變化規(guī)律基本一致，隨著加載位移的增大，滯回環(huán)的大小和形狀均發(fā)生變化；在加載初期，墩頂荷載與位移基本呈線性關(guān)系，模型處于彈性工作狀態(tài)，滯回環(huán)呈弓形；隨著加載位移的增大，基礎(chǔ)周圍土受到擠壓后逐漸進(jìn)入塑性狀態(tài)，橋墩混凝土也逐漸開(kāi)裂，在相同的位移增幅下，力的增幅逐漸減小，但是墩頂荷載仍在增加，滯回曲線的面積也在增大，但是剛度出現(xiàn)了退化，此時(shí)滯回環(huán)變得相對(duì)豐滿和柔和，近似呈梭形；隨著加載位移進(jìn)一步加大，墩頂荷載不再加大，滯回環(huán)出現(xiàn)明顯的捏縮效應(yīng)，其逐漸變?yōu)榉碨 形甚至Z 形，造成這種現(xiàn)象的主要原因有二，一是基礎(chǔ)周圍土受到擠壓，在基礎(chǔ)與土交界面處開(kāi)始出現(xiàn)分離，殘余變形增大，形成基礎(chǔ)與土脫空現(xiàn)象；二是在加載后期挖井基礎(chǔ)出現(xiàn)了較大的抬升，使模型耗能出現(xiàn)損失。

3.3 骨架曲線

骨架曲線是滯回曲線的外包絡(luò)線，通過(guò)將同方向加載的滯回曲線中各級(jí)加載的荷載極值點(diǎn)依次相連而得到。它是每次循環(huán)加載達(dá)到的水平力最大峰值的軌跡，反映了結(jié)構(gòu)受力與變形各個(gè)不同階段的特性，是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的重要依據(jù)。圖13和表3給出了不同凍土層厚度、凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率下土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用體系的骨架曲線。

圖13 不同條件下模型的骨架曲線

表3 不同條件下模型骨架曲線關(guān)鍵參數(shù)

由圖13和表3可見(jiàn)：地基土條件和基礎(chǔ)埋深對(duì)模型的水平承載能力影響極為顯著，具體表現(xiàn)為土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的水平承載能力隨著凍土層厚度和基礎(chǔ)埋深的增加而明顯提高，與非凍土條件相比，凍土層厚度為0.2 和0.4 m 時(shí)，體系的峰值荷載分別提高了約76%和148%；另外土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的屈服荷載和屈服位移也呈增大趨勢(shì)；季節(jié)凍土表面出現(xiàn)融化層后對(duì)土-挖井基礎(chǔ)-橋墩的水平承載能力極為不利，表現(xiàn)為隨著凍土表層融深的出現(xiàn)及加深，挖井基礎(chǔ)水平承載能力呈下降的趨勢(shì)，由于凍土融化后的力學(xué)性質(zhì)與常規(guī)非凍土（未經(jīng)歷凍融作用）不同，其融化后短時(shí)間內(nèi)極易出現(xiàn)流變性，由此導(dǎo)致的地基土軟化將直接降低土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系在水平荷載作用下的承載能力，融深為0.2 和0.4 m 時(shí)，體系的峰值荷載分別降低了約44%和70%，因此在對(duì)挖井基礎(chǔ)橋墩進(jìn)行抗震設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮土體季節(jié)凍融效應(yīng)的影響；墩身配筋率對(duì)挖井基礎(chǔ)的水平承載能力影響較小，主要是對(duì)于該類埋深較小的挖井基礎(chǔ)橋墩而言，地基土的承載能力是影響土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系水平承載力的主要因素。

3.4 剛度特性

圖14給出了不同凍土層厚度、凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率下土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用體系剛度退化曲線。由圖14可見(jiàn)：各模型的剛度退化規(guī)律基本一致，即先快速衰減后趨于平穩(wěn)；地基土對(duì)土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的初始剛度和中后期等效剛度影響最為明顯，具體表現(xiàn)為季節(jié)凍土層的存在可顯著提高土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的等效剛度，季節(jié)凍土表面融化層的存在則正好相反；隨著挖井基礎(chǔ)埋深的增加，土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的剛度也會(huì)有很大提高，而土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的剛度幾乎不受墩身配筋率的影響。

圖14 不同條件下模型的剛度退化曲線

3.5 耗能能力

結(jié)構(gòu)的耗能能力是評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)抗震性能的一個(gè)重要指標(biāo)，它以結(jié)構(gòu)的荷載-變形曲線中1 個(gè)完整的滯回環(huán)所包圍的面積衡量，滯回環(huán)包圍的面積越大，則表明結(jié)構(gòu)的耗能能力越好。圖15給出了不同凍土層厚度、凍土表層融深、挖井基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率下土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用體系的耗能能力曲線。

圖15 不同條件下模型的耗能能力曲線

由圖15可見(jiàn)：隨著凍土層厚度和基礎(chǔ)埋深的增加，土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的耗能能力顯著增強(qiáng)，當(dāng)土體凍結(jié)后體系累積耗能比非凍結(jié)條件下分別增加了121%和167%；隨著季節(jié)凍土表層融化深度的增加，模型的耗能能力大幅降低，土體完全融化狀態(tài)時(shí)模型的總耗能僅為基礎(chǔ)深度范圍內(nèi)土體完全凍結(jié)時(shí)的21.4%；而隨著配筋率的增加模型耗能能力逐漸減小，但其變化很小。

4 結(jié) 論

（1）建立的挖井基礎(chǔ)橋墩有限元模型計(jì)算值與室內(nèi)擬靜力模型試驗(yàn)值吻合較好，說(shuō)明其能夠有效模擬地震荷載作用下土-挖井基礎(chǔ)-橋墩相互作用體系的力學(xué)行為，計(jì)算結(jié)果表明土層條件和基礎(chǔ)埋深對(duì)挖井基礎(chǔ)橋墩的地震破壞特征和抗震性能有顯著的影響。

（2）季節(jié)凍土層會(huì)顯著影響埋深較淺的挖井基礎(chǔ)橋墩地震破壞特征：地震作用下非凍土中埋深較淺的挖井基礎(chǔ)橋墩基本能夠保持彈性狀態(tài)而不會(huì)發(fā)生破壞，破壞主要來(lái)自基礎(chǔ)周圍土體的失效，季節(jié)凍土層的存在則對(duì)挖井基礎(chǔ)產(chǎn)生較強(qiáng)的側(cè)向約束作用，使得地震作用下橋墩底部出現(xiàn)塑性變形區(qū)，橋墩會(huì)出現(xiàn)不同程度破壞；埋深較深的挖井基礎(chǔ)橋墩在地震作用下由于基礎(chǔ)與土之間的相互作用較強(qiáng)，基礎(chǔ)的偏轉(zhuǎn)角度和抬升位移減小會(huì)導(dǎo)致橋墩墩底內(nèi)力增加，使挖井基礎(chǔ)周圍土體和橋墩均出現(xiàn)破壞。

（3）季節(jié)凍土層的存在不僅可以顯著提高土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的水平承載能力，而且可有效增強(qiáng)其整體剛度和耗能能力。與非凍結(jié)條件相比，存在0.2 和0.4 m 厚的凍土層時(shí)，土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的峰值荷載分別提高了約76%和148%，累積耗能增加了約121%和167%。此外，隨著表層土體的凍結(jié)及凍結(jié)深度增加，土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的屈服位移變大，橋墩的破壞程度呈增大趨勢(shì)。

（4）隨著表層土體融化及融化深度增加，土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的水平承載力、剛度以及耗能能力顯著降低，結(jié)果表明：當(dāng)表層凍土完全融化時(shí)，體系的峰值荷載下降接近70%，累計(jì)耗能僅為0.4 m凍土層厚度時(shí)的21.4%。因此，挖井基礎(chǔ)橋墩抗震設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮土體季節(jié)凍融效應(yīng)的影響。

（5）在一定范圍內(nèi)，增加挖井基礎(chǔ)的埋深可顯著減小基礎(chǔ)的抬升位移，增強(qiáng)基礎(chǔ)與土之間的相互作用，從而有效提高土-挖井基礎(chǔ)-橋墩體系的水平承載能力、整體剛度和耗能能力，但是橋墩的破壞程度也將隨之加重。因此，挖井基礎(chǔ)橋墩抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)合理設(shè)置基礎(chǔ)埋深。

（6）對(duì)于埋深較小的挖井基礎(chǔ)橋墩而言，其水平承載力主要取決于地基土，增加墩身配筋率并不能明顯提高其承載能力，結(jié)合其他影響因素可以得出：季節(jié)凍土區(qū)挖井基礎(chǔ)橋墩抗震設(shè)計(jì)中應(yīng)綜合考慮土體季節(jié)凍融效應(yīng)、基礎(chǔ)埋深和橋墩配筋率的影響，保障其在地震荷載作用下的安全和可靠性。