王 帥,雷學文,孟慶山,許潔麗,王明昭,郭 威
(1.武漢科技大學 城市建設學院,武漢 430065; 2.武漢建工集團股份有限公司 企業(yè)技術中心,武漢 430056; 3.中國科學院武漢巖土力學研究所 巖土力學與工程國家重點實驗室,武漢 430071; 4.武漢科技大學 汽車與交通工程學院, 武漢 430065)
鈣質(zhì)砂廣泛分布于地球南北緯30°之間,它在中國南海諸島、紅海、阿拉伯灣南部、印度西部海域、巴斯海峽等海域均有分布。過去幾十年里,在鈣質(zhì)砂地層上建造的建筑物越來越多[1],鈣質(zhì)砂主要成分為CaCO3,含量在50%以上,具有疏松多孔的結構,在常應力水平作用下,即會發(fā)生顆粒破碎[2-3]。樁基通常被用于承擔構筑物荷載,有別于陸地,島礁工程的樁基除承受建筑自重的恒載外,還經(jīng)常承受不同幅值大小的動力荷載,例如往復交通荷載、吊車往復荷載、風浪等循環(huán)荷載[1]。
諸多現(xiàn)場試驗表明,現(xiàn)有樁基設計經(jīng)驗在鈣質(zhì)砂地層中并不完全適用,一系列工程事故[4-6]使人們認識到鈣質(zhì)砂樁基不同于普通陸源砂土中的承載特性[7-9],具有較低的側(cè)摩阻力和樁端阻力,沉降規(guī)律和形式也有其自身特點。Poulos[10]在砂土中進行了循環(huán)加載樁基模型試驗,與靜載相比,循環(huán)荷載下樁基主要有3個方面的問題值得關注:①樁土界面強度或剛度的降低;②發(fā)生破壞的臨界循環(huán)次數(shù);③樁頂?shù)睦塾嬜冃我?guī)律。這些也是工程中普遍關心的問題。與此同時,Poulos等[11]研究認為在高循環(huán)應力水平下,循環(huán)荷載導致的土體變形會使鈣質(zhì)砂中樁端承載力降低。Chan等[12]在砂土中開展循環(huán)樁基試驗,研究樁頂累計沉降、沉降速率與循環(huán)加載次數(shù)的關系,認為循環(huán)荷載影響樁頂沉降速率變化,樁的行為可根據(jù)沉降速率穩(wěn)定與否進行劃分,樁基的沉降穩(wěn)定與否與循環(huán)荷載相關,并且關系到工程構筑物的安全性和穩(wěn)定性,循環(huán)荷載對鈣質(zhì)砂中樁基沉降影響更加復雜,其機理值得深入研究。
鈣質(zhì)砂樁基試驗主要采用室內(nèi)模型試驗與現(xiàn)場樁基測試手段。Yong[13]用鋁合金和混凝土制成兩種模型樁,通過模型試驗手段,研究鈣質(zhì)砂和石英砂中樁側(cè)摩阻力特性。江浩等[14]、秦月等[15]、楊超等[16]也開展了鈣質(zhì)砂樁基承載特性模型試驗,研究了靜荷載下鈣質(zhì)砂單樁沉降規(guī)律和承載特性,但未對循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂單樁沉降規(guī)律及其機理開展研究。而循環(huán)荷載下樁基的現(xiàn)場測試多為工程類試樁,受限制于現(xiàn)場條件,其循環(huán)加載次數(shù)一般較小(多為 6~200 次)。Al-douri等[17]進行了循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂樁基室內(nèi)模型試驗,其循環(huán)次數(shù)最大為250次。對于承受長期循環(huán)荷載的鈣質(zhì)砂樁基而言,該循環(huán)次數(shù)水平有一定局限性。在陸源不易破碎土體中開展的循環(huán)荷載下樁基模型試驗[18-19],未涉及土體顆粒破碎的問題,循環(huán)荷載幅值水平較為單一。
鈣質(zhì)砂中樁基礎服役環(huán)境通常伴隨循環(huán)荷載,例如島礁施工吊車的往復荷載、道路碾壓的交通荷載、高承臺樁基承受上部橋梁和列車移動荷載[19],這些荷載多數(shù)是恒載和動載同時作用的循環(huán)荷載[19]。循環(huán)荷載下樁基的沉降規(guī)律和機理是樁基工程的重要研究內(nèi)容。本文在自行研制的試驗裝置上開展了鈣質(zhì)砂單樁豎向循環(huán)荷載室內(nèi)模型試驗,與前人相比,該裝置在功能上更為精確,通過液壓加載系統(tǒng)可循環(huán)加載2 000次。利用傳感器進行實時數(shù)據(jù)采集,分析了動荷載比對鈣質(zhì)砂中模型樁累積沉降規(guī)律的影響,探究其機理。試驗結果對珊瑚礁樁基礎的設計具有重要的參考價值。
試驗所用鈣質(zhì)砂取自中國南海某島礁,是一種未膠結松散碎屑物,試驗前去除雜質(zhì),采用振動篩分法測定其顆粒級配,得到試驗顆分曲線如圖1所示。其不均勻系數(shù)Cu=3.66,曲率系數(shù)Cc=1.06,為級配不良砂,含水量ω=5.5%,測得試樣的基本物理性質(zhì)如表1所示。
圖1 顆粒篩分曲線Fig.1 Particle distribution curve
表1 試樣基本物理性質(zhì)Table 1 Basic physical properties of test samples
試驗在中國科學院武漢巖土力學研究所研制的鈣質(zhì)砂多功能樁基模型試驗裝置[20]上完成。該裝置通過液壓控制系統(tǒng)模擬實際的工況荷載,可施加具有恒載和不同大小動載的循環(huán)荷載,通過動靜數(shù)據(jù)采集儀實時獲取傳感器(電位移計、土壓力盒)數(shù)據(jù),裝置如圖2。模型樁頂部高精度電位移計(精度0.001 mm,量程為50 mm)用于采集模型樁豎向位移。樁端安裝土壓力盒,測量樁端底部土壓力值q。試驗裝置通過動態(tài)采集儀獲取數(shù)據(jù),可分析不同動荷載大小下鈣質(zhì)砂單樁沉降和承載規(guī)律。
圖2 試驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test device
模型箱為邊長800 mm、高1 000 mm、壁厚10 mm的鋼性箱體。模型樁直徑為50 mm、壁厚2 mm、長1 000 mm的閉口鋁管樁,相似比為1∶20,模型箱邊距離模型樁外壁距離(B)與模型樁直徑(b)邊界比B/b為16,遠大于模型試驗理論上要求的邊界比2.82,能夠有效消除邊界效應[21]。模型樁底部安裝微型土壓力盒,樁外壁壓花粗度處理,試驗按照圖2所示,在模型箱中安放模型樁,保持樁身垂直,樁身埋入深度800 mm,上部露出200 mm。采用分層填筑法,相對密實度為Dr=0.55,按公式Dr=[ρdmax(ρd-ρdmin)]/[ρd(ρdmax-ρdmin)],計算出控制密度ρd=1.47 g/cm3。進行模型地基填筑時,每隔10 cm裝填同等質(zhì)量的鈣質(zhì)砂,填筑時使用木板進行抹平,并采用木板靜壓法配合橡皮錘方法壓實到指定高度[15]。
2.4.1 樁基靜荷加載試驗
采用快速荷載維持法逐級加載,荷載增量ΔP=0.5 kN,每級荷載維持時間T=30 min。定義樁頂靜載累計沉降量為SP,當SP超過1倍樁徑(50 mm)時停止加載,開展平行試驗3次,計算SP平均值,繪制P-SP曲線,并確定單樁極限承載力特征值Qc。
2.4.2 樁基循環(huán)加載試驗
循環(huán)荷載包括恒載和荷動載兩部分。定義恒載為Q1,定義動荷載為Q2。定義恒定荷載比λ=Q1/Qc,動荷載比M=Q2/Qc。樁基礎在服役期內(nèi),其恒載大小相對穩(wěn)定,動載往往在一定幅度內(nèi)變化,參照文獻[16]—文獻[19],設計單樁恒載Q1=0.2Qc,動荷載比M=0.15、0.25、0.35、0.45、0.55。加載方案如表2。周期T為4 s,波形如圖3。試驗荷載大小變化如式(1)所示。
圖3 試驗荷載波形Fig.3 Waveform of test load
表2 試驗加載方案Table 2 Test loading schemes
P=Q1+Q2=0.2Qc+MQc|sin(ωt)|,
t>t1。
(1)
式中:t為時間;t1為首次循環(huán)荷載加載時間。
目前循環(huán)荷載單樁破壞值尚無統(tǒng)一標準,定義循環(huán)樁頂循環(huán)累計沉降為SN,定義樁頂循環(huán)累計沉降SN幅值為SNf,樁頂循環(huán)沉降破壞值為SNP。參考文獻[22]取50%Qc值對應靜載累計沉降SN為循環(huán)沉降破壞值SNP??紤]到試驗裝置實際性能,當循環(huán)次數(shù)N=2 000次時停止試驗,開展平行試驗3次,取計算平均值,繪制N-SN曲線。
3.1.1 靜荷加載樁頂沉降
圖4為豎向荷載P與樁頂靜載累計沉降SP關系曲線。由圖4可見,SP隨P的增大而逐漸增大,呈現(xiàn)出OA-AB-BC三段式發(fā)展。OA段,豎向荷載P較小,SP不明顯,當P=2.5 kN時,SP僅為-1.8 mm。AB段,SP隨P的增大而增大,呈現(xiàn)漸進式。到達B點時,當P=9.5 kN時,P-SP曲線出現(xiàn)位移拐點,SP出現(xiàn)陡降。而BC段,SP幾乎呈直線型增長。按照《建筑樁基技術規(guī)范》(JGJ 94—2008)[23]中方法,確定單樁極限承載力特征值Qc=9 kN,循環(huán)荷載施加恒載Q1=0.2Qc=1.8 kN。樁頂循環(huán)沉降破壞值為靜載P=4.5 kN時的累計沉降量3.2 mm,樁頂循環(huán)沉降破壞值SNP=-3.2 mm,在此基礎上進行循環(huán)加載試驗。
圖4 P-SP曲線Fig.4 P-SP curve
3.1.2 循環(huán)加載樁頂沉降
圖5為不同動荷載比M下樁頂循環(huán)累計沉降SN與循環(huán)次數(shù)N關系曲線。由圖5可見,SN隨N的增加而逐漸增大,在循環(huán)加載前期SN增長較明顯,隨后增長趨勢弱化。動荷載比M對樁頂循環(huán)累計沉降量終值SNf影響顯著。當循環(huán)次數(shù)相同時,動荷載比M越大,SNf越大。當M=0.15、0.25時,其SNf分別為1.988 mm和2.620 mm,變化量不明顯。但當M=0.35時,在N=28次時,SN已達到SNP(3.2 mm),M>0.35樁基循環(huán)沉降才發(fā)生破壞,表現(xiàn)出類似“門檻效應”;當N=2 000時,SN為3.52 mm,略超過SNP(3.2 mm)。當M=0.45、0.55時,SN增長較快,分別在N=3、N=2時SN便達到SNP(3.2 mm),呈短時間破壞沉降特點。對不同大小M下SN與N進行曲線擬合,發(fā)現(xiàn)其對數(shù)函數(shù)相關性良好(見表3),其中A、B是可能與M、樁周土體性質(zhì)相關的參數(shù)。
圖5 SN-N曲線Fig.5 Curves of pile-top accumulated settlement SN versus cycle number N
表3 SN-N擬合曲線參數(shù)Table 3 Parameters of fitting SN-N curves
3.1.3 樁頂循環(huán)沉降速率
定義樁頂循環(huán)沉降量差值ΔS與循環(huán)次數(shù)差值ΔN之比為樁頂循環(huán)沉降速率ρN,即ρN=ΔSN/ΔN。圖6為不同M下ρN與N的關系曲線。由圖6可見,ρN隨N的增大而逐漸減小,存在某個循環(huán)次數(shù)N,當N超過該值,ρN趨于穩(wěn)定,定義樁頂循環(huán)沉降速率ρN趨于穩(wěn)定所對應的循環(huán)次數(shù)N為臨界循環(huán)次數(shù)Ncr,臨界循環(huán)次數(shù)Ncr隨M增大呈增大趨勢,ρN初始值和終值也越大,ρN變化越明顯。
圖6 ρN-N曲線Fig.6 Curves of ρN versus N
由圖6和表4可見,當M=0.15、0.25時,ρN初始值較小,ρN隨N增加而逐漸減小,達到臨界循環(huán)次數(shù)Ncr后趨于平緩,SN增長也十分緩慢。當N=2 000時,SN也未達SNP(3.2 mm);ρN分別在Ncr=382、462附近即出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢,將其位移發(fā)展形式定義為穩(wěn)定型。
表4 不同動荷載比M下位移形式Table 4 Displacement form under different dynamic load ratio M
當M=0.35時,ρN初始值適中,ρN隨N的增加而逐漸減小,其衰減幅度適中,SN逐漸增大,增長幅度適中。當N=28時,達到SNP(3.2 mm),ρN在Ncr=564時出現(xiàn)沉降速率穩(wěn)定現(xiàn)象,SN增加幅度有限,當N=2 000時,SN=3.52 mm,將其位移發(fā)展形式定義為漸進型。
當M=0.45、0.55時,ρN初始值較大,并迅速衰減,循環(huán)數(shù)次N=3時便已經(jīng)達到破壞值,ρN分別在Ncr=646、820附近才開始出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢,并且較難以出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢,將其位移發(fā)展形式定義為破壞型。
Chan等[12]在砂土中開展循環(huán)樁基試驗,研究樁頂累計沉降量SN、沉降速率ρN與循環(huán)加載次數(shù)N的關系,認為循環(huán)加載會導致樁頂沉降速率變化,可根據(jù)沉降速率穩(wěn)定與否,把樁的沉降劃分2至3個形式:當樁頂荷載P較小時,樁處于長時間穩(wěn)定階段;P較大時,沉降速率不容易穩(wěn)定。其結果與本試驗現(xiàn)象具有一致性,工程中可根據(jù)Ncr和ρN變化趨勢進行循環(huán)荷載下單樁安全穩(wěn)定性評價。
3.1.4 相同荷載幅值下SP與SN曲線
圖7為相同荷載幅值Pmax下SP與SN曲線,由圖7可見,當荷載幅值較小時,循環(huán)加載與靜載產(chǎn)生的樁頂累計沉降量差異不大。當Pmax超過5 kN后,SN與SP之間差異逐漸明顯。定義相同荷載幅值下,SN與SP之比為動靜沉降比α(α=SN/SP),發(fā)現(xiàn)不同大小M下,α介于1.01~1.72之間,將α和M進行曲線擬合,擬合方程為:α=0.890 7M+0.835(R2=0.925),滿足一定線性關系,工程中可嘗試利用α和M,結合SP大小,預測不同大小循環(huán)荷載樁頂循環(huán)累計沉降量SN。
圖7 相同荷載幅值下SP與SN曲線Fig.7 Curves of SP and SN under the same load amplitude
3.2.1 靜荷載樁端平均阻力qs
圖8為靜載時,樁端平均阻力qs隨P變化曲線。由圖8可見,qs隨P增大而逐漸增大,荷載增量ΔP=0.5 kN相同,但qs的增長趨勢卻不相同,呈現(xiàn)出OA-AB-BC三段式發(fā)展。在OA段,P較小,qs增長幅度較小,當P=2.5 kN時,qs=2.0 MPa,SP=1.8 mm;在AB段,qs隨P增大繼續(xù)增加,增速略有加快,當P=6.5 kN,qs=4.2 MPa,SP=11.86 mm,SP開始逐漸明顯;在BC段,當P=9 kN;qs為6.5 MPa,SP陡增至20 mm。加載BC段,qs呈直線增長變化,與靜載樁頂累計沉降量SP變化有較強一致性。
圖8 靜荷樁端平均阻力qs隨P的變化Fig.8 Variation of average resistance qs at pile tip against P under static load
3.2.2 靜荷載樁側(cè)平均摩阻力fP
圖9為靜載時,靜載樁側(cè)平均摩阻力fP隨P變化曲線。由圖9可見,荷載增量ΔP=0.5 kN相同,而fP變化趨勢卻不相同,fP隨P增大先增大后減小。在OA段,P處于較低水平,此時fP也較小,但fP增長幅度相對較快,呈現(xiàn)加速增長,當P=2.5 kN時,fP=4.4 kPa,SP=1.8 mm;在AB段,fP隨P增大繼續(xù)增大,但增幅趨勢放緩,呈減速增長,當P=9 kN時,fP=11.2 kPa,SP=11.86 mm;繼續(xù)加載,當P=9.5 kN時,SP至20 mm,加載至BC階段,fP隨P增大呈減小趨勢,這與qs變化具有較強互補性。
圖9 靜載樁側(cè)平均摩阻力fP變化Fig.9 Variation of average friction resistance fP of pile side under static load
3.2.3 循環(huán)樁端平均阻力qNs
圖10為循環(huán)加載時,不同M下循環(huán)樁端平均阻力qNs變化規(guī)律。由圖10可見,qNs隨N增大而逐漸增加,但不同大小M下qNs變化趨勢有所不同:如圖10(a)所示,當M=0.15、0.25、0.35時,qNs隨N增大呈現(xiàn)緩慢增長的趨勢,臨界循環(huán)次數(shù)Ncr分別為382、462、564時,qNs開始出現(xiàn)弱化趨勢;如圖10(b)所示,當M=0.45、0.55時,qNs隨N的增大,先在短時內(nèi)變化較為明顯,增長較快,后呈現(xiàn)出緩慢增長趨勢,當Ncr分別為646、820時,qNs出現(xiàn)弱化趨勢,后期qNs僅略微增大,可見qNs不會隨著M增大一直增大,而會趨向穩(wěn)定。
圖10 循環(huán)樁端平均阻力qNs變化Fig.10 Variation of average resistance qNs at pile end under cyclic load
3.2.4 循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN
圖11為循環(huán)加載時,循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN隨N變化規(guī)律。由圖11可見,fN隨N的增大而逐漸減小,M越大,fN下降幅度越明顯,且fN呈現(xiàn)出弱化趨勢,最終趨于穩(wěn)定。M大小對循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初值fN=0有一定影響:當M=0.15時,fN=0為5.5 kPa;當M=0.25時fN=0=7.2 kPa,增加了1.8 kPa。當M=0.35、0.45時fN=0分別為7.52、7.56 kPa,僅有微弱幅度增長。定義循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力終值fN=2 000與循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初始值fN=0差值與循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初始值fN=0之比為循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力弱化系數(shù)D,如式(2)。
圖11 循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fNFig.11 Variation of average resistance fN of pile side under cyclic load
D=[(fN=0-fN=2 000)/fN=0]×100%。
(2)
由圖12可知,當M=0.15、0.25時,循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN弱化系數(shù)D=50%、53%,衰減程度已超過50%;當M=0.35,0.45、0.55時,D分別為66%,78%、82%。弱化系數(shù)D隨M的增大逐漸增大,動荷載比M較小時,fN衰減程度弱,隨著M的增大,弱化越明顯。將M與D利用Logistic函數(shù)進行擬合,該函數(shù)目前已廣泛運用在物理、化工、生物領域,得到其擬合方程為式(3),方程參數(shù)A1、A2、x0、p如圖12中方程所示,決定系數(shù)R2=0.997。工程中可嘗試利用該方式,分析循環(huán)荷載下樁側(cè)平均摩阻力弱化程度,作為控制承載力安全的參考依據(jù)。
圖12 動荷載比M與弱化系數(shù)D的關系Fig.12 Relationship between dynamic load ratio M and weakening coefficient D
(3)
3.2.5 樁端/樁側(cè)承擔上部荷載比例
圖13為2種加載方式下樁端/樁側(cè)分擔上部荷載的比例,其中圖13(a)為靜荷加載下,樁端和樁側(cè)分擔荷載比例。由圖13(a)可知,在靜荷加載的過程中,在荷載較小時,樁側(cè)平均摩阻力承擔了大部分荷載,約占荷載比例75%,而樁端阻力承擔荷載較少,約為25%。而隨著荷載P增大,樁側(cè)平均摩阻力承擔的荷載比例逐漸降低,樁端阻力開始承擔上部荷載,加載后期樁端平均摩阻力占荷載比例的90%,樁側(cè)平均摩阻力僅為10%左右。
圖13 靜荷加載、循環(huán)加載樁端/樁側(cè)分擔荷載比例Fig.13 Load sharing ratios of pile end and pile side under static and cyclic loads
圖13(b)為循環(huán)加載下,樁端和樁側(cè)分擔荷載比例,由圖13(b)可知,在循環(huán)加載的過程中,樁端和樁側(cè)分擔循環(huán)荷載的比例是處于動態(tài)變化的,大體上也呈現(xiàn)出樁側(cè)分擔荷載比例減小、樁端分擔荷載比例增大的趨勢,且分擔比例變化主要在循環(huán)加載前期。動荷載比對分擔荷載比例的變化趨勢影響明顯,當動荷載比M=0.15、0.25、0.35時,樁端/樁側(cè)分擔比例為33.94%、32.48%、22.04%,呈現(xiàn)出遞減趨勢。隨著動荷載比增大,M=0.45、0.55時,加載初期樁端阻力荷載比例為90%,樁側(cè)阻力荷載比例約為10%,且隨著循環(huán)加載進行,變化比例十分有限,僅為3%,可見當動荷載較大時,樁側(cè)摩阻力會短時內(nèi)充分發(fā)揮后驟降,樁端在前期需快速承擔大部分荷載。
4.1.1 靜載樁頂累計沉降形式
樁基承載過程中,豎向荷載P由樁側(cè)摩阻力fP和樁端阻力qs共同承擔,樁側(cè)先承載,樁端后承載。靜載初期OA段,P較小,側(cè)摩阻力fP承擔大部分荷載,樁端鈣質(zhì)砂壓縮變形量有限,SP不明顯。AB段,隨著P增大,fP繼續(xù)增大,卻不足以提供承載力,樁端逐步承載,樁端土發(fā)生壓縮變形和顆粒破碎,導致樁頂沉降加劇,到BC段,當樁基承載力不足以承擔上部荷載P,樁頂沉降陡增,SP呈三段式發(fā)展,試驗現(xiàn)象與研究[14-15]一致。
4.1.2 循環(huán)樁頂累計沉降形式
循環(huán)荷載P同樣由樁側(cè)循環(huán)摩阻力fN和樁端循環(huán)摩阻力qN共同承擔。循環(huán)加載中,樁端土體反復受上部循環(huán)應力作用,不斷發(fā)生孔隙壓密和顆粒破碎,且樁端土壓縮變形主要由顆粒破碎控制[3],樁端土體逐步壓縮變形,導致樁頂循環(huán)累計沉降SN逐漸增大。顆粒破碎發(fā)生需達到相應的破碎應力[23],當M越大,能提供的破碎應力越大,顆粒破碎程度越嚴重,土體壓縮變形越大,樁頂循環(huán)累計沉降終值SNf也較大。當M越小,循環(huán)應力水平較低,導致顆粒破碎有限,樁端土體壓縮變形有限,形成穩(wěn)定型沉降。隨著M增大,循環(huán)應力水平提高,樁端土顆粒破碎更嚴重,樁端土體變形更為嚴重,形成漸進型和破壞型沉降。筆者在此前動力荷載下鈣質(zhì)砂側(cè)限壓縮試驗中發(fā)現(xiàn),試樣壓縮變形隨動載幅值增大而增大[24],與本試驗現(xiàn)象相一致。
循環(huán)加載時,存在一個穩(wěn)定的臨界循環(huán)次數(shù)Ncr,超過該加載次數(shù)時,樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減穩(wěn)定現(xiàn)象,SN出現(xiàn)穩(wěn)定。這是因為樁端土體受循環(huán)應力作用時,土體被壓密并發(fā)生顆粒破碎。顆粒破碎形成的細小顆粒填充到土體骨架中,導致鈣質(zhì)砂顆粒間點-點接觸增多,配位數(shù)增多,使土體有效應力面積增加,繼續(xù)發(fā)生顆粒破碎需要更大的破碎應力,一定程度上抑制了顆粒破碎發(fā)生,樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減,樁端土體壓縮變形出現(xiàn)弱化趨勢。M越大,能提供的循環(huán)荷載破碎應力越大,引起顆粒破碎程度越嚴重,抑制顆粒破碎發(fā)生和減弱樁端土體壓縮變形越困難,臨界循環(huán)次數(shù)Ncr越大。
4.1.3 動靜沉降比
相同荷載幅值下,動靜沉降比α(SN/SP)>1,因為樁端土受靜載時處于靜態(tài)受迫壓縮變形,顆粒壓縮變形和顆粒破碎有限,而循環(huán)加載時,樁土間反復發(fā)生顆粒壓密和局部應力集中,導致更多鈣質(zhì)砂發(fā)生顆粒破碎,循環(huán)加載的振擾使得破碎形成的細小顆粒更易填充至顆粒骨架中,共同加速樁端土體壓縮變形,筆者在動力類型荷載下鈣質(zhì)砂側(cè)限壓縮試驗中也發(fā)現(xiàn)類似現(xiàn)象[24]。
4.2.1 靜荷承載
當靜荷載P較小時,樁側(cè)摩阻力fP提供承載,且fP尚未完全發(fā)揮,fP承擔上部荷載過程中,樁側(cè)的樁土間相對位移趨勢愈來愈強,導致fP增幅較快;在加載中期AB段,隨P增大,fP不足以承擔上部荷載,樁端平均阻力qs開始承載,樁端土受壓開始更明顯,qs增幅加快,樁側(cè)土的剪切位移導致樁側(cè)土體顆粒破碎,使樁側(cè)土產(chǎn)生應力松弛現(xiàn)象,fP增幅減緩;加載至BC段,qs和fP共同承擔荷載P,且以樁端承載為主,qs增幅繼續(xù)加大,當P超過至樁基極限承載力Qc,樁頂發(fā)生瞬時沉降,樁側(cè)土體顆粒破碎較為嚴重,fP開始減小,同時qs加速增長。
4.2.2 循環(huán)承載
如圖14所示,在循環(huán)加載中,鈣質(zhì)砂單樁累計沉降機理也遵循樁側(cè)先承載、樁端后承載的規(guī)律。與靜載相比,隨著循環(huán)加載進行,循環(huán)加載下將出現(xiàn)反復應力集中現(xiàn)象,樁側(cè)鈣質(zhì)砂在樁土接觸界面發(fā)生的反復剪切,致使樁側(cè)土體顆粒破碎產(chǎn)生的“累計損傷”效果,導致樁側(cè)土體應力松弛,削弱樁側(cè)承載能力,fN逐漸減小,樁端鈣質(zhì)砂發(fā)生壓密和受壓顆粒破碎,qNs緩慢增大。M越大所造成的樁側(cè)土體剪切變形越嚴重,所形成的應力松弛現(xiàn)象越明顯,因而fN降低幅度越大,qNs增幅越大。顆粒破碎后,樁側(cè)呈現(xiàn)出應力松弛,形成的細小顆粒填充到土體骨架內(nèi),增大土體有效應力面積,繼續(xù)發(fā)生顆粒破碎更加困難,樁側(cè)摩阻力弱化趨勢逐漸減弱。
圖14 鈣質(zhì)砂單樁累計沉降機理示意圖Fig.14 Schematic diagram of accumulated settlement mechanism of single pile in calcareous sand
珊瑚礁施工中,動荷載比M對于樁頂沉降形式和承載特性具有實際意義。在不同M值下,樁頂沉降形式有穩(wěn)定型、漸進型、破壞型3類,本試驗中動荷載比M應<0.35,可確保樁基沉降為穩(wěn)定型,根據(jù)M和Qc可預測樁頂沉降發(fā)展形式。根據(jù)樁頂循環(huán)沉降速率ρN的變化趨勢,分析臨界循環(huán)次數(shù)Ncr,預測樁基礎在動力循環(huán)下的沉降穩(wěn)定區(qū)間。樁基礎設計施工中,應重點考慮環(huán)境中動荷載比M大小,經(jīng)濟安全地服務于鈣質(zhì)砂區(qū)域工程建設。
利用動靜沉降比α與M存在的線性相關性,采用雨流法[22]等統(tǒng)計方法進行荷載效應等效,根據(jù)靜載時樁頂累計沉降SP預測同荷載幅值下的循環(huán)荷載樁頂循環(huán)累計沉降SN,從而服務工程建設。循環(huán)荷載對鈣質(zhì)砂樁基樁側(cè)摩阻力存在弱化效應,引起樁端與樁側(cè)承載能力的變化。工程中可以通過埋設土壓力盒監(jiān)測樁端阻力qNs變化,分析監(jiān)測循環(huán)荷載下樁基沉降穩(wěn)定性,可使用本試驗中得出的M與弱化系數(shù)D之間存在的函數(shù)關系式,預測循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂單樁樁側(cè)平均摩阻力弱化程度,作為設計樁基承載力安全系數(shù)的參考依據(jù)。
(1)SN隨N增大而逐漸增大,SN-N曲線可采用對數(shù)函數(shù)進行描述,動荷載比M越大,樁頂累計沉降終值SNf越大,單樁沉降形式主要有穩(wěn)定型、漸進型、破壞型3種,有顯著“門檻效應”,達到臨界循環(huán)次數(shù)Ncr時,樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減穩(wěn)定現(xiàn)象,試驗中M安全臨界區(qū)間為0.35~0.45。
(2)靜載時,樁頂累計沉降SP、樁端平均阻力qs、樁側(cè)平均摩阻力fP的發(fā)展均表現(xiàn)為三段式,SP和qs逐漸加速增長,fP先增長后減小。循環(huán)加載時,樁側(cè)摩阻力fN逐漸減小,循環(huán)樁端平均阻力qNs緩慢增大。M越大,樁側(cè)摩阻力fN降低幅度越大,動荷載比M與弱化系數(shù)D存在Logistic函數(shù)關系。
(3)動靜沉降比α(SN與SP之比)介于1.01~1.79之間,且α與M滿足一定線性相關性,工程中可工程可嘗試利用α和M,結合SP大小,預測同等大小循環(huán)荷載作用下樁頂循環(huán)累計沉降SN。
(4)島礁樁基工程設計應考慮控制動荷載比M大小,確保樁基使用安全??衫脛雍奢d比M與弱化系數(shù)D、動靜沉降比α、循環(huán)沉降速率ρN等作為循環(huán)荷載作用下樁基設計和承載參考依據(jù)。