黃 棁，劉開富

(浙江理工大學建工學院，浙江 杭州 310018)

隨著“雙碳”目標的提出，海上風電的發(fā)展愈加受到重視[1]。海上風電逐漸向深水區(qū)開發(fā)，因?qū)Ч芗芑A(chǔ)擁有變形小、經(jīng)濟型好等優(yōu)點[2]，被廣泛應用在海洋風電結(jié)構(gòu)設(shè)計中[3-5]，在服役期間其上部結(jié)構(gòu)長期受海浪、風及其他荷載等作用，作為承載上部結(jié)構(gòu)的樁基礎(chǔ)則承受具有明顯周期性的豎向循環(huán)荷載，在長期循環(huán)荷載作用下會對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生重大影響，并可能出現(xiàn)退化，導致結(jié)構(gòu)失穩(wěn)。

不少研究者開展了循環(huán)荷載下樁側(cè)摩阻力和樁端阻力方面的研究。劉瑩等[6]通過試驗研究發(fā)現(xiàn)大周次循環(huán)荷載下樁土系統(tǒng)會發(fā)生強度弱化和剛度軟化，且側(cè)摩阻力弱化是導致樁基承載力弱化的主要原因；胡娟等[7]通過開展模型試驗分析了循環(huán)荷載下單樁側(cè)摩阻力變化規(guī)律；章敏等[8]通過開展黏土中單樁軸向循環(huán)振動模型試驗，分析了不同循環(huán)荷載比和加載頻率對樁長期動力特性的影響，并采用能反映剪切剛度疲勞退化的修正Hardin-Drnevich模型分析了常法向剛度循環(huán)剪切下側(cè)阻退化現(xiàn)象。楊龍才等[9]通過現(xiàn)場試驗研究了循環(huán)荷載長期作用下樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮變化情況，發(fā)現(xiàn)砂性土層的樁側(cè)摩阻力具有增強效應，而淤泥質(zhì)粘性土的樁側(cè)摩阻力具有退化效應；王帥等[10]通過鈣質(zhì)砂中單樁模型試驗研究了循環(huán)荷載下加載次數(shù)、循環(huán)荷載幅值對樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的影響，發(fā)現(xiàn)循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力隨循環(huán)次數(shù)增加逐漸減小，存在“累積損傷”現(xiàn)象，且動荷載比與樁側(cè)平均摩阻力弱化系數(shù)滿足對數(shù)函數(shù)關(guān)系；蔣建平等[11]通過現(xiàn)場試驗研究了大直徑超長樁樁身總側(cè)阻力與端阻力的變化規(guī)律。常規(guī)的小比例尺模型試驗所施加的側(cè)向壓力有限，因此本文通過對樁周施加不同的側(cè)向土壓力，研究豎向循環(huán)荷載下不同荷載水平、側(cè)向壓力對樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的影響。

1 試驗設(shè)計

1.1 試驗儀器及試驗材料

本試驗模型槽為焊接鋼制作的長寬高分別為1500、900、1700mm的模型箱，采用電磁式作動器對樁頂進行加載，作動器能提供的最大壓力為10kN，最大活塞行程300mm，內(nèi)置精度為0.001kN的力傳感器和精度為0.01mm的位移傳感器，模型試驗布置如圖1所示。

圖1 模型試驗布置圖

試驗模型樁采用1300mm長的閉口鋼管加工而成，樁徑50mm，樁壁厚3mm，彈性模量200GPa，分為樁帽、樁身2個部分，樁身為便于應變片安裝分成用螺紋連接的6段。

采用阻值為120Ω的單軸電阻應變片測量樁身應，應變片安裝在樁的內(nèi)壁，以減小應變片對樁側(cè)摩阻力的影響，在考慮樁身對稱性的情況下沿樁身6個位置共布置12個應變測試點，如圖2所示。信號采集系統(tǒng)實時采集樁頂沉降和樁身應變，設(shè)置采樣頻率為10Hz。

圖2 樁身應變測點布置圖(單位:mm)

樁周側(cè)向壓力通過定制加壓氣囊施加，為對不同土層施加不同壓力，氣囊設(shè)置分為20層，單層高度為60mm，外徑880mm、內(nèi)徑830mm(大于樁的影響半徑)，可施加最大壓力為400kPa，并通過固定支架限制其位置發(fā)生移動。

1.2 試驗方案

循環(huán)加載前，先進行單樁的豎向承載力靜載試驗，采用JGJ 106—2014《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》[12]中的慢速維持荷載法進行加卸載，試樁均以其靜載得到的極限承載力為依據(jù)進行加載，循環(huán)荷載則采用2Hz頻率的正弦波形的荷載，樁頂任意時刻的荷載表達式為：

(1)

式中,Ps—靜偏荷載；Pc—循環(huán)荷載幅值；ω—圓頻率，ω=2πf；f—循環(huán)加載頻率。

加載時通過循荷環(huán)載比CLR(循環(huán)荷載幅值與極限承載力之比)和靜偏荷載比SLR(靜偏荷載與極限承載力之比)進行控制，試驗時的加載工況見表1。

表1 模型試驗工況表

2 試驗結(jié)果分析

2.1 靜載試驗結(jié)果

靜載作用時樁側(cè)平均摩阻力隨樁頂沉降變化曲線如圖3所示。從圖3中可看出，靜載作用時增加側(cè)向壓力后的樁頂沉降較未增壓減小了1.44mm，樁側(cè)摩阻力隨著樁頂沉降的增加而變大；在樁頂沉降較小時，側(cè)摩阻力隨沉降的增長速度較快，具有明顯的非線性，而當樁頂沉降增加到一定程度時，側(cè)摩阻力隨樁頂沉降的增大而增加，但非常緩慢；下層砂土層中的平均摩阻力要高于上層淤泥質(zhì)粘土層。增加額外的側(cè)向壓力后，側(cè)摩阻力出現(xiàn)了明顯增加，這也解釋了增加側(cè)向壓力后樁頂沉降要小于未增加側(cè)向壓力時。

圖3 靜載樁側(cè)摩阻力隨樁頂沉降變化曲線

靜載作用時樁側(cè)端阻力隨樁頂沉降變化曲線如圖4所示，從圖4中可看出，靜載作用下，樁端阻力隨著樁頂沉降的增加而增大，但增加速度則逐漸減小，樁端阻力發(fā)揮呈現(xiàn)出明顯的非線性。增加側(cè)向壓力后樁端阻力要小于未增加側(cè)向壓力時的樁端阻力，靜載加載結(jié)束時無側(cè)向增壓的樁端阻力為360.5kPa，增加側(cè)向壓力后樁端阻力達到292.6kPa，較無側(cè)向增加時減小了18.8%，這是由于增加側(cè)向壓力后的樁側(cè)摩阻力分擔了較多樁頂荷載。

圖4 靜載時樁端阻力隨樁頂沉降的變化曲線

2.2 循環(huán)荷載試驗結(jié)果

不同SLR和CLR時樁側(cè)平均摩阻力隨樁頂沉降的變化規(guī)律如圖5所示。從圖5中可看出，循環(huán)荷載下側(cè)摩阻力隨沉降的變化規(guī)律與靜載作用下的變化規(guī)律較為類似，沉降發(fā)展前期側(cè)摩阻力變化較快，隨著沉降的繼續(xù)增加逐漸趨于平穩(wěn)，同時增加額外的側(cè)向壓力后側(cè)摩阻力增大，且砂土層中的摩阻力要高于淤泥質(zhì)黏土層。從圖5(a)中可看出，SLR=0.1、CLR=0.1時未增加側(cè)向壓力循環(huán)105次后樁頂沉降達到0.27mm，而增加側(cè)向壓力后樁頂沉降僅有0.16mm，增加側(cè)向壓力后砂土層和淤泥質(zhì)黏土層中平均側(cè)摩阻力分別為4.50、3.86kPa，較未增加側(cè)向壓力時分別增加了1.27、0.74kPa。從圖5(b)中可看出，SLR=0.2、CLR=0.2時未增加側(cè)向壓力循環(huán)105次后樁頂沉降達到1.29mm，而增加側(cè)向壓力后樁頂沉降僅有0.39mm，增加側(cè)向壓力后樁頂沉降出現(xiàn)了大幅度的減小，同時側(cè)摩阻力隨樁頂沉降發(fā)揮更快；未增加側(cè)向壓力時循環(huán)結(jié)束時砂土層和淤泥質(zhì)黏土層中側(cè)摩阻力分別為4.68、5.05kPa，而增加側(cè)向壓力后淤泥質(zhì)黏土層中側(cè)摩阻力增加了1.31kPa，砂土層中則增加了1.69kPa。從圖5(c)中可看出，SLR=0.3、CLR=0.3時有無側(cè)向增壓下側(cè)摩阻力隨樁頂沉降的發(fā)揮規(guī)律較為接近，但增加側(cè)向壓力后砂土層和淤泥質(zhì)黏土層中側(cè)摩阻力分別增加了1.81、2.42kPa，相應的沉降則減小了0.33mm。從圖5(d)中可看出，SLR=0.4、CLR=0.4時側(cè)摩阻力隨沉降變化與前3組荷載下的規(guī)律出現(xiàn)了部分差異，循環(huán)加載過程中最大側(cè)摩阻力并非出現(xiàn)在循環(huán)結(jié)束，側(cè)摩阻力隨著沉降的增加出現(xiàn)了減小，側(cè)摩阻力發(fā)揮曲線呈現(xiàn)出軟化現(xiàn)象，這主要是由于循環(huán)荷載較大時側(cè)摩阻力出現(xiàn)弱化所致，此荷載下增加側(cè)向壓力后的側(cè)摩阻力弱化現(xiàn)象更為明顯，但砂土層和淤泥質(zhì)黏土層中側(cè)摩阻力較未增加側(cè)向壓力要高出2.30、2.12kPa，而樁頂沉降則較未增加側(cè)向壓力增加了0.61mm。

圖5 不同SLR、CLR下樁側(cè)摩阻力-樁頂沉降變化曲線

不同SLR和CLR時樁端阻力隨樁頂沉降的變化規(guī)律如圖6所示。從圖6中可看出，樁端阻力隨著樁頂沉降的增加而增加，當端阻增加到一定水平時，端阻的發(fā)揮產(chǎn)生明顯的轉(zhuǎn)折。從圖6(a)中可看出，SLR=0.1、CLR=0.1時循環(huán)加載結(jié)束后未增加側(cè)向壓力的樁端阻力達到51.1kPa，增加側(cè)向壓力樁端阻力為43.8kPa，且當樁頂沉降相同時，未增加側(cè)向壓力的端阻發(fā)揮要高于增加側(cè)向壓力；從圖6(b)中可看出，SLR=0.2、CLR=0.2時循環(huán)加載結(jié)束后未增加側(cè)向壓力的樁端阻力達到108.1kPa，增加側(cè)向壓力樁端阻力為87.5kPa，而無側(cè)向增壓時的樁頂沉降要明顯大于增加側(cè)向壓力，導致無側(cè)向壓力下的端阻發(fā)揮更大；從圖6(c)中可看出，隨著荷載的繼續(xù)增加，SLR=0.3、CLR=0.3下的端阻在樁頂沉降達到一定程度后變化較小，循環(huán)加載結(jié)束后未增加側(cè)向壓力的樁端阻力達到177.5kPa，增加側(cè)向壓力樁端阻力為173.2kPa；從圖6(d)中可看出，SLR=0.4、CLR=0.5時循環(huán)加載結(jié)束后未增加側(cè)向壓力的樁端阻力達到207.6kPa，增加側(cè)向壓力樁端阻力為210.7kPa，雖然所發(fā)揮的極限端阻較為接近，但增加側(cè)向壓力后的端阻發(fā)揮曲線在發(fā)生轉(zhuǎn)折而緩慢增加后出現(xiàn)了提高，且加載結(jié)束后的樁頂沉降大于無側(cè)向增壓，這與該荷載水平下樁側(cè)摩阻力的弱化存在著緊密的聯(lián)系。

圖6 不同SLR、CLR時樁端阻力-樁頂沉降變化曲線

通過對循環(huán)荷載作用下樁側(cè)摩阻力、樁端阻力的分析可以發(fā)現(xiàn)，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力共同承擔著樁頂荷載，當荷載較小時，相應的樁頂沉降較小，此時樁端阻力未完全發(fā)揮，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮著主要作用，因此增加側(cè)向壓力后產(chǎn)生的差異較為明顯。隨著荷載的增加，沉降也隨之增大，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力都進一步發(fā)揮。

3 結(jié)論

基于雙層地基中單樁靜載及豎向循環(huán)荷載模型試驗，研究了側(cè)向壓力、SLR、CLR等因素對樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的影響。主要結(jié)論如下：

(1)荷載水平和側(cè)向壓力對樁身表面摩阻力在大量循環(huán)下的演變有著顯著的影響，增加側(cè)向壓力提高了樁側(cè)摩阻力，而且能有效減小樁頂沉降；循環(huán)加載次數(shù)較大時，樁側(cè)摩阻力在樁頂沉降發(fā)生初期時發(fā)揮較快，并隨著荷載的增大而增加，當荷載較大時，循環(huán)加載容易導致樁側(cè)摩阻力出現(xiàn)弱化，且增加側(cè)向壓力這一現(xiàn)象更加明顯。

(2)循環(huán)荷載下樁端阻力隨著樁頂沉降的增加而增大，其發(fā)揮隨著樁頂沉降的增加而出現(xiàn)明顯的轉(zhuǎn)折，增加側(cè)向壓力對小荷載下的樁端阻力影響更明顯，樁端阻力同樣隨著荷載的增加而增大。

(3)大次數(shù)的循環(huán)加載下，荷載水平、樁側(cè)土體壓力都會對樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的發(fā)揮特性產(chǎn)生影響，因此通過對模型試驗地基中施加額外的側(cè)向壓力，對傳統(tǒng)單樁地基的阻力發(fā)揮特性分析進行補充，為樁基的設(shè)計施工提供參考依據(jù)。