何 奔,王 歡,洪 義,王立忠,趙長(zhǎng)軍,秦 肖
(1.浙江大學(xué) 土木工程學(xué)系,浙江 杭州 310027; 2.浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院, 浙江 杭州 310002;3.溫州市交通投資集團(tuán)有限公司,浙江 溫州 325000;4.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司, 浙江 杭州 311122)
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豎向荷載對(duì)黏土地基中單樁水平受荷性能的影響
何奔1,4,王歡1,洪義1,王立忠1,趙長(zhǎng)軍2,秦肖3
(1.浙江大學(xué) 土木工程學(xué)系,浙江 杭州 310027; 2.浙江省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院, 浙江 杭州 310002;3.溫州市交通投資集團(tuán)有限公司,浙江 溫州 325000;4.中國(guó)電建集團(tuán)華東勘測(cè)設(shè)計(jì)研究院有限公司, 浙江 杭州 311122)
摘要:為了研究正常固結(jié)土(NC)和超固結(jié)土(OC)中,豎向荷載作用后,允許土體固結(jié)和超靜孔壓消散的條件下,樁體的水平靜、循環(huán)受荷性能,開(kāi)展8組離心模型試驗(yàn).基于試驗(yàn)結(jié)果,開(kāi)展三維有限元模擬(FEA),揭示豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響機(jī)理,分析不同豎向荷載作用下,樁體水平初始剛度和極限承載力的變化規(guī)律.結(jié)果表明,在正常固結(jié)土中,施加豎向工作荷載,并允許土體孔壓消散,減少了土體的初始應(yīng)力比,增加了可發(fā)揮的土體不排水抗剪強(qiáng)度,提高10%的樁基水平極限承載力和50%的初始樁頭剛度;在超固結(jié)土中,施加豎向荷載,增加了土體的初始應(yīng)力比,減少了可發(fā)揮的土體不排水抗剪強(qiáng)度,降低了13%樁基的水平靜極限承載力和33%的初始樁頭剛度.
關(guān)鍵詞:豎向荷載;單樁;水平受荷性能;黏土;離心機(jī)試驗(yàn);有限元模擬;極限承載力;初始剛度
水平受荷樁基礎(chǔ)廣泛應(yīng)用于高壓鐵塔、海、陸風(fēng)電、近海結(jié)構(gòu)物等水平受荷結(jié)構(gòu)[1].樁基礎(chǔ)在承受風(fēng)、浪、流等產(chǎn)生的水平荷載的同時(shí),也受到自重引起的豎向荷載的作用.在現(xiàn)行的樁基設(shè)計(jì)中,對(duì)水平荷載和豎向荷載單獨(dú)進(jìn)行計(jì)算分析,即由豎向荷載計(jì)算樁體沉降,由水平荷載計(jì)算樁體水平變形,不考慮豎向荷載對(duì)樁基水平受荷性能的影響[2-4].這與樁體的實(shí)際受荷狀況和響應(yīng)不符.
對(duì)于黏性土中的水平受荷樁,國(guó)內(nèi)外已開(kāi)展了大量的研究[1,3,5-7],但其中考慮豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能影響的研究相對(duì)較少.已經(jīng)開(kāi)展的初步研究包括:小比尺試驗(yàn)研究[8-10]、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)[11-12]以及有限元分析[2,4].現(xiàn)有的研究對(duì)豎向荷載引起的樁體水平受荷性能的變化存在一定的分歧.
McAulty等[11-12]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)得出,在黏性土中,施加豎向荷載可以提高樁體的水平承載性能,減少樁體的水平位移.Karthigeyan等[2]通過(guò)有限元程序GEOFEM3D計(jì)算得到相反的結(jié)論,他們認(rèn)為施加豎向工作荷載后,樁體的水平承載力會(huì)小幅降低.Zhang等[13-14]通過(guò)解析方法得到與Karthigeyan等[2]類似的結(jié)論.Anagnostopoulos等[10]依據(jù)小比尺模型試驗(yàn)結(jié)果,認(rèn)為豎向荷載對(duì)樁體的水平受荷性能影響很小,但建議開(kāi)展后續(xù)的三維有限元分析.綜上所述,在黏性土中,豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響沒(méi)有統(tǒng)一的認(rèn)識(shí).此外,在已有的試驗(yàn)或有限元研究中,豎向荷載與水平荷載同時(shí)施加,或施加完豎向荷載后立即施加水平荷載.在實(shí)際工程中,完成樁體及上部結(jié)構(gòu)施工后,樁周土體有較長(zhǎng)的固結(jié)時(shí)間.豎向荷載引起的樁周土體的超靜孔壓在該過(guò)程中逐漸消散.在以往的研究中,沒(méi)有任何涉及豎向荷載作用后,允許超靜孔壓消散的情況,也未針對(duì)黏性土的超固結(jié)性狀作出相關(guān)的對(duì)比分析.同時(shí),所有的水平荷載都是靜力荷載,未有文獻(xiàn)報(bào)道過(guò)豎向荷載對(duì)水平循環(huán)受荷的影響.
本文通過(guò)開(kāi)展離心模型試驗(yàn),研究在正常固結(jié)土(NC)和超固結(jié)土(OC)中,豎向荷載作用后,允許土體固結(jié)和超靜孔壓消散的條件下,樁體的水平靜、循環(huán)受荷性能.基于試驗(yàn)結(jié)果,開(kāi)展三維有限元模擬,揭示豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響機(jī)理,分析不同豎向荷載作用下,樁體水平初始剛度和極限承載力的變化規(guī)律.
1離心模型試驗(yàn)
1.1試驗(yàn)?zāi)P图把b置
1)模型樁.離心試驗(yàn)在香港科技大學(xué)土工離心機(jī)上完成,試驗(yàn)中選用的離心加速度為400 m/s2,因此模型樁的尺寸比為1∶40.模型樁采用鋁合金材料制成.材料的彈性模量為72 GPa,屈服強(qiáng)度為241 MPa.鋁合金樁體直徑為2 cm (原型為0.8 m),壁厚為0.1 cm (原型為2.3 cm,由原型鋼管樁的抗彎剛度等效得到).樁體全長(zhǎng)為43 cm (原型為17.2 m),其中進(jìn)入土中的長(zhǎng)度為33 cm (原型為13.2 m),樁底采用閉口形式.按照Poulos等[15]的準(zhǔn)則可知,本次試驗(yàn)中的樁體屬于完全柔性樁與完全剛性樁的過(guò)渡段,樁體受力性能介于剛性樁與柔性樁之間.
2)模型土.試驗(yàn)采用標(biāo)準(zhǔn)的高嶺土(Speswhite Kaolin Clay).制備時(shí),首先在高嶺土粉中加入去離子水.然后在真空環(huán)境下,在專用攪拌器中攪拌4 h制成含水量約為120%的泥漿.將高嶺土漿倒入模型箱之前,先在模型箱內(nèi)壁上涂上硅脂用以減小土體與模型箱壁之間的摩擦.在10 m/s2條件下,在泥漿表面添加重塊進(jìn)行一維固結(jié).對(duì)于正常固結(jié)土和超固結(jié)土,分別逐級(jí)增加重塊質(zhì)量至土體表面形成20和250 kPa的固結(jié)壓力,并分別維持90和120 d.在完成一維固結(jié)后,卸掉土體表面的重塊,并在400 m/s2的條件下完成土體的固結(jié)(持續(xù)48 h),使土體到達(dá)與原型相近的應(yīng)力水平.在固結(jié)完成后,根據(jù)Tan等[16]的方法,計(jì)算得到土體的固結(jié)度可以達(dá)到90%以上.
在土樣固結(jié)后,在400 m/s2下對(duì)土體進(jìn)行T型觸探試驗(yàn)[17],得到土體的不排水抗剪強(qiáng)度.觸探裝置通過(guò)安裝在模型箱頂部的液壓裝置驅(qū)動(dòng),貫入速度為1 mm/s.在1 mm/s的貫入速度下可以保證高嶺土處于不排水剪切狀態(tài)[18].正常固結(jié)土體和超固結(jié)土的實(shí)測(cè)不排水抗剪強(qiáng)度su和超固結(jié)比OCR的計(jì)算值見(jiàn)圖1.圖中,d為深度.高嶺土的其他參數(shù)在2章中列出.
圖1 正常固結(jié)土和超固結(jié)土的不排水抗剪強(qiáng)度和超固結(jié)比隨深度的變化趨勢(shì)Fig.1 Variation of OCR and undrained shear strength with depth in normal consolidated clay and over consolidated clay
圖2 離心模型試驗(yàn)?zāi)P拖浼皟x器布置示意圖Fig.2 Model container, arrangements of instrumentations and illustration of way to apply vertical load
3)模型箱及儀器布置.如圖2(a)、(b)所示分別為試驗(yàn)所采用的模型箱和儀器布置示意圖.模型箱長(zhǎng)、寬、高分別為1 200、300、450 mm,模型箱底層鋪設(shè)砂墊層.模型樁與模型箱邊界的距離為150 mm (7.5D),遠(yuǎn)大于最小的邊界限制,在該距離下,模型箱的邊界效應(yīng)可以近似忽略.模型箱兩端分別固定一套油壓千斤頂,通過(guò)加載桿對(duì)樁體施加水平荷載.加載桿和油壓千斤頂之間裝有力傳感器,用于讀取施加的水平荷載.在加載點(diǎn)同等高度(泥面以上5 cm) 處,安裝位移傳感器,用于記錄樁頭發(fā)生的水平位移.
如圖2(c)所示,豎向工作荷載采用樁頭集中質(zhì)量塊的形式施加,質(zhì)量塊為長(zhǎng)條形鋼桿,直接嵌入模型樁內(nèi)部.為了避免附加質(zhì)量塊在循環(huán)受荷時(shí),產(chǎn)生明顯的附加樁頭彎矩,質(zhì)量塊重心選在泥面位置.此外,質(zhì)量塊與樁內(nèi)部緊密貼合,避免循環(huán)過(guò)程中與樁體發(fā)生碰撞.質(zhì)量塊的重量為預(yù)估樁體豎向極限承載力Vult的50%.對(duì)于正常固結(jié)土,工作荷載的質(zhì)量為7.7 t (原型);對(duì)于超固結(jié)土,豎向工作荷載的質(zhì)量為24 t (原型).
4)試驗(yàn)加載方案及試樁安排.本次試驗(yàn)加載方案分為以下2組.
a)靜力加載,分為以下3步:(1)在10 m/s2條件下對(duì)模型樁進(jìn)行安裝;(2)將離心機(jī)加速到400 m/s2,直到超靜孔壓完全消散; (3)對(duì)樁頭施加水平荷載直到樁頭位移超出LVDT量程(小于1.5倍樁徑).對(duì)于靜力加載,根據(jù)Stewart等[17]的判斷標(biāo)準(zhǔn)可知,當(dāng)加載速度
(1)
時(shí),土體處于不排水狀態(tài).其中,Cv為固結(jié)系數(shù),D為樁徑.在該次試驗(yàn)中,靜力荷載施加過(guò)程在6 s內(nèi)完成,試驗(yàn)加載速度>3 mm/s,可以保證整個(gè)過(guò)程處于不排水狀態(tài).
b)循環(huán)加載,前兩步與靜力加載方案一致.此后,加載步驟如下.(3)在樁頭施加單向循環(huán)荷載.荷載分級(jí)施加,為了方便正常固結(jié)土和超固結(jié)土情況的相互比較,各個(gè)試驗(yàn)采用的循環(huán)荷載幅值都是相同的,即第一級(jí)荷載都為20~40 N(原型為32~64 kN),其中荷載幅值為20 N(原型為32 kN,該荷載幅值相當(dāng)于15%正常固結(jié)土中樁體側(cè)向靜極限承載力(承載力由后續(xù)試驗(yàn)結(jié)果確定得到)),荷載周期為1 s,循環(huán)次數(shù)達(dá)到100次后,停止加載.(4)在400 m/s2條件下等待樁周超孔隙水壓力完全消散.(5)荷載幅值增加20 N(原型為32 kN),周期保持在1 s.在循環(huán)次數(shù)達(dá)到100次后,停止加載.(6)重復(fù)步驟(4)和(5),直到樁頭位移超出LVDT量程(小于1.5倍樁徑).具體的試驗(yàn)編號(hào)及試樁安排如表1所示.
表1 離心模型試驗(yàn)編號(hào)及試樁安排
1.2離心模型試驗(yàn)結(jié)果
圖3 實(shí)測(cè)與擬合的樁頭力-位移響應(yīng)Fig.3 Measured and fitting results of load-displacement response at pile head
如圖3所示為實(shí)測(cè)得到的樁頭(加載點(diǎn))的力F-位移δ曲線.可以發(fā)現(xiàn),在正常固結(jié)土中,施加豎向荷載(50%Vult)并允許土體固結(jié)的條件下,樁體的水平受荷性能得到一定幅度的提升,即豎向荷載減少了樁頭的水平位移,增加了樁體水平初始剛度和極限承載力.在超固結(jié)土中,施加豎向荷載(50%Vult)引起了相反的變化,即豎向荷載造成樁體水平受荷性能的大幅下降:增加了樁頭的水平位移,減少了樁體水平初始剛度和極限承載力.為了定量研究豎向荷載引起的樁體水平受荷性能的變化,根據(jù)Kulhawy等[21]的建議,采用雙曲線去擬合實(shí)測(cè)的力-位移結(jié)果.
(2)
式中:a和b都為常數(shù),樁體水平極限承載力和初始樁頭剛度可以由a和b的倒數(shù)計(jì)算得到;F和δ分別為樁頭的荷載和位移.具體的擬合曲線如圖3所示.根據(jù)推薦方法可以發(fā)現(xiàn),在施加豎向荷載并允許孔壓消散后,正常固結(jié)土中樁體水平極限承載力和初始剛度分別提高了10%和50%,而在超固結(jié)土中,樁體的水平極限承載力和初始剛度分別降低了13%和33%.壓樁后對(duì)土體進(jìn)行重固結(jié)時(shí),由于樁側(cè)摩阻力的影響,改變了樁周土體的豎向有效應(yīng)力,進(jìn)而引起土體水平向有效應(yīng)力的變化,對(duì)后續(xù)樁-土相互作用及單樁的水平承載力有一定的影響.相比于本文的閉口樁,開(kāi)口樁由于較小的樁底-土的相互作用,使得樁側(cè)摩阻力相對(duì)較大,因此壓樁后土體進(jìn)行重固結(jié)對(duì)單樁水平承載力的影響相對(duì)較大.此外,考慮到本文主要進(jìn)行的是橫向?qū)Ρ?有無(wú)豎向荷載情況),不同工況下都采用的是閉口樁,僅由壓樁引起的土體固結(jié)對(duì)樁體水平承載力的影響較接近,對(duì)后續(xù)得到的結(jié)論影響相對(duì)較小.
施加豎向荷載對(duì)水平受荷樁初始剛度的影響大于極限承載力.在實(shí)際工程中,水平受荷樁的設(shè)計(jì)不是由樁體極限承載力控制的,而是由樁體在工作荷載下的變形響應(yīng)決定的[1,22].與樁頭變形相關(guān)的樁頭剛度的變化對(duì)樁體設(shè)計(jì)有著非常重要的意義.總體上,在超固結(jié)土中,施加豎向荷載并允許土體固結(jié)時(shí),樁體水平受荷能力會(huì)明顯下降.在實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí),不考慮豎向荷載會(huì)引起對(duì)極限承載力和樁頭初始剛度的過(guò)高估計(jì),從而使得設(shè)計(jì)偏于危險(xiǎn).對(duì)于正常固結(jié)土,雖然豎向荷載引起樁體水平受荷性能提升,但對(duì)于一些特殊的結(jié)構(gòu),如海上風(fēng)電結(jié)構(gòu),低估了結(jié)構(gòu)的初始剛度,會(huì)引起結(jié)構(gòu)自振頻率的錯(cuò)誤估計(jì),使得結(jié)構(gòu)的實(shí)際自振頻率與風(fēng)機(jī)的“3P”頻率帶接近,容易引起風(fēng)機(jī)結(jié)構(gòu)的振動(dòng)破壞.綜上所述,無(wú)論是在正常固結(jié)或是在超固結(jié)黏性土中,開(kāi)展水平受荷樁的設(shè)計(jì),都需要對(duì)豎向荷載的影響進(jìn)行評(píng)價(jià),從而保證設(shè)計(jì)的可靠性.
圖4 實(shí)測(cè)的樁體循環(huán)位移隨循環(huán)次數(shù)和循環(huán)荷載幅值的發(fā)展Fig.4 Measured accumulation of cyclic pile displacement with cyclic number and load amplitudes
如圖4(a)、(b)所示分別為正常固結(jié)土和超固結(jié)土中,實(shí)測(cè)的樁體循環(huán)位移隨循環(huán)次數(shù)n和循環(huán)荷載幅值的發(fā)展.在正常固結(jié)土中,當(dāng)樁頭附加一個(gè)豎向荷載并允許固結(jié)的情況下,樁頭的位移隨循環(huán)荷載幅值和循環(huán)次數(shù)的增加幅度較未加豎向工作荷載時(shí)減少,并且無(wú)論荷載幅值大小,累積位移減少的現(xiàn)象都比較明顯.由于豎向荷載的作用,樁體在相同的水平荷載下,累積位移減少超過(guò)45%,同時(shí)在相同位移(δ/D=0.5)下,樁體承受的循環(huán)荷載幅值增加了33%.在超固結(jié)土中,豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能產(chǎn)生相反的作用.當(dāng)荷載幅值較小(32~96 kN)時(shí),施加豎向荷載的樁體位移與未施加豎向荷載的樁體位移,呈現(xiàn)一致的發(fā)展趨勢(shì).隨著荷載幅值的增加,有豎向荷載作用的樁體,位移開(kāi)始加速增長(zhǎng).在有、無(wú)豎向荷載作用下,樁體位移的差別逐漸變大,特別是在32~224 kN (8%~60%靜極限承載力)下,樁頭位移隨循環(huán)次數(shù)線性增長(zhǎng),出現(xiàn)“棘輪效應(yīng)”.在超固結(jié)土中,當(dāng)荷載幅值較大時(shí),上部豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響較大,即樁體位移隨循環(huán)次數(shù)和荷載幅值的增加,而急劇累積使得樁體更加容易破壞和達(dá)到承載力極限狀態(tài).
2三維有限元模擬
為了進(jìn)一步揭示豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響機(jī)理,分析不同豎向荷載引起的樁體水平初始剛度和極限承載力的變化規(guī)律.基于試驗(yàn)結(jié)果,開(kāi)展了三維有限元模擬.
2.1有限元網(wǎng)格、邊界條件和模擬過(guò)程
圖5 土體與樁體的有限元網(wǎng)格Fig.5 FEM mesh of soil and pile
三維有限元模擬采用有限元軟件ABAQUS[23].有限元模擬根據(jù)離心機(jī)模型試驗(yàn)開(kāi)展,即按照離心機(jī)模型試驗(yàn)比尺建模,并對(duì)土體施加400 m/s2的離心加速度.如圖5所示為土體與樁體的有限元網(wǎng)格.樁體采用8節(jié)點(diǎn)6面體減縮積分單元(C3D8R),土體采用8節(jié)點(diǎn)6面體孔壓?jiǎn)卧?C3D8P).土體直徑為40 cm(20倍樁徑),側(cè)向邊界限制軸向和切向位移,土體底部邊界固定.樁體直徑和長(zhǎng)度與離心試驗(yàn)一致,分別為2和33 cm.樁體與土體界面采用庫(kù)侖摩擦接觸,根據(jù)王金昌等[24]的建議,可以按Randolph等[25]的公式(3)計(jì)算.本文中土體(高嶺土)的有效摩擦角φ′為22.6°,根據(jù)式(3)可以計(jì)算得到樁土摩擦角φ約為17.2°,因此摩擦系數(shù)tan φ=0.31.樁土法向采用硬接觸,即不允許樁土相互穿透.
φ=arctan[sinφ′×cosφ′/(1+sin2φ′)].
(3)
在施加荷載前,首先對(duì)土體的初始應(yīng)力場(chǎng)進(jìn)行平衡(模擬模型土體制備過(guò)程),此后模擬過(guò)程分為以下兩組: 1)無(wú)豎向荷載的樁體,直接施加水平荷載至極限荷載;2)存在豎向荷載作用的樁體,先在樁頭施加豎向荷載,然后進(jìn)行孔壓消散,最后施加水平荷載至極限荷載.
2.2本構(gòu)模型和模型參數(shù)
土體采用亞塑性(hypoplastic model)本構(gòu)模型[26-27].相比于修正劍橋模型,采用亞塑性模型可以更好地模擬黏性土體在小應(yīng)變條件下的剛度變化規(guī)律和土體在超固結(jié)狀態(tài)下的力學(xué)特性,并且有更好的計(jì)算收斂性.
亞塑性模型需要定義5個(gè)基本參數(shù):N、λ*、κ*、φc′、r.φc′為臨界狀態(tài)摩擦角,N、λ*、κ*與劍橋模型類似,用于描述ln(1+e)-ln(p′)空間下的土體的壓縮性[28],其中e為土體孔隙比,p′為有效平均應(yīng)力.r為控制土體的大應(yīng)變切變模量的參數(shù).為了描述土體在小應(yīng)變下的響應(yīng),需要定義另外的5個(gè)參數(shù),R、MT、MR、βr、χ.R為控制土體變形的彈性段區(qū)域大小的參數(shù),MR和MT分別控制土體的應(yīng)力主軸發(fā)生180°和90°偏轉(zhuǎn)時(shí)的初始剪切剛度,βr和χ控制土體剛度的衰變率.所有的參數(shù)都可以通過(guò)已有的文獻(xiàn)報(bào)道進(jìn)行選取或根據(jù)對(duì)高嶺土的試驗(yàn)進(jìn)行標(biāo)定.文獻(xiàn)[29~32]的相關(guān)土體與本文中土體完全相同,為標(biāo)準(zhǔn)制備的高嶺土(Speswhite Kaolin clay),具體的參數(shù)定義及選取的數(shù)值如表2所示.
樁身材料采用彈性本構(gòu).在水平加載過(guò)程中,樁體產(chǎn)生的應(yīng)力未達(dá)到鋁材的屈服強(qiáng)度,因此直接采用彈性本構(gòu)不會(huì)造成計(jì)算結(jié)果的較大偏差.由于有限元模擬中采用的是實(shí)體樁,樁身材料的彈性模量需要按照樁身截面的抗彎剛度進(jìn)行等效折算.最后采用的樁體彈性模量為24 GPa.
2.3計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比
如圖6所示為計(jì)算與實(shí)測(cè)結(jié)果的對(duì)比.無(wú)論是樁頭的初始剛度還是樁的水平極限承載力,計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果都存在一定的偏差,特別是在超固結(jié)土中, 施加豎向荷載后的模擬結(jié)果明顯地低估了樁頭的初始剛度(25%),高估了樁的水平極限承載力(10%).總體上,數(shù)值結(jié)果能夠較好地描述樁頭力-位移的整體響應(yīng)規(guī)律與趨勢(shì),為進(jìn)一步計(jì)算分析提供必要的可靠性論證.
表2 數(shù)值模擬中采用的高嶺土亞塑性本構(gòu)參數(shù)
圖6 計(jì)算與實(shí)測(cè)力-位移響應(yīng)的對(duì)比Fig.6 Comparasions of measured and computed load-displacment curve
2.4豎向荷載對(duì)水平受荷性能的影響機(jī)理
圖7 分析采用的土體單元Fig.7 Selected soil element in analysis
圖8 正常固結(jié)土中的典型土體單元的應(yīng)力路徑Fig.8 Typical stress path of soil element in normal consolidated clay
為了分析豎向荷載對(duì)水平受荷性能影響的機(jī)理,選取樁前典型的土體單元(原型為泥面以下6 m位置,見(jiàn)圖7)進(jìn)行分析.如圖8所示為在正常固結(jié)土中,該單元的應(yīng)力路徑.圖中,q為偏應(yīng)力,p′為平均有效應(yīng)力.對(duì)于未施加豎向荷載的情況,樁前土體在水平荷載下直接發(fā)生不排水剪切達(dá)到臨界狀態(tài)后,發(fā)生破壞.在施加豎向荷載的情況下,樁前土體應(yīng)力路徑分為3個(gè)部分:1)土體首先在豎向荷載作用下,有效應(yīng)力減少,切應(yīng)力增加,發(fā)生不排水剪切過(guò)程;2)在豎向荷載施加結(jié)束后,土體產(chǎn)生的超孔隙水壓逐漸消散,土體發(fā)生排水固結(jié),此時(shí)土體的應(yīng)力比q/p′逐漸減??;3)在土體超孔隙水壓完全消散后,土體在樁體水平荷載作用下,發(fā)生不排水剪切直到破壞.從以上3個(gè)過(guò)程可以發(fā)現(xiàn),與未施加豎向荷載的情況相比,有豎向工作荷載并允許土體孔壓消散后,土體的初始應(yīng)力比q/p′減小,可以發(fā)揮的土體的不排水抗剪強(qiáng)度su2增加.在施加豎向荷載后,土體可發(fā)揮的su2比未施加工作荷載時(shí)的su1增加超過(guò)20%.基于以上原因,在正常固結(jié)土中施加豎向工作荷載,并允許土體孔壓消散,可以有效地提高樁體水平受荷性能.
圖9 超固結(jié)土中的典型土體單元的應(yīng)力路徑Fig.9 Typical stress path of soil element in over consolidated clay
如圖9所示為超固結(jié)土中樁前土體單元的應(yīng)力路徑(見(jiàn)圖7).對(duì)于未施加工作荷載的情況,土體直接在不排水剪切作用下發(fā)生破壞,達(dá)到臨界破壞線.對(duì)于施加工作荷載的情況,可以分為以下3個(gè)過(guò)程:1)土體在豎向工作荷載下發(fā)生不排水剪切;2)土體孔壓消散;3)水平荷載下土體不排水剪切到破壞.在超固結(jié)土中,土體的應(yīng)力路徑與正常固結(jié)土有很大不同.首先,土體初始處于超固結(jié)狀態(tài),在豎向荷載作用下,土體以彈性變形為主,剪切產(chǎn)生少量負(fù)孔壓.在加載結(jié)束后,孔壓消散的過(guò)程未使得q/p′發(fā)生明顯變化,因此土體的可發(fā)揮的不排水抗剪強(qiáng)度未改變.施加的豎向荷載造成了q/p′增加,土體的大部分強(qiáng)度得到發(fā)揮,最后土體只殘余小部分強(qiáng)度,用于抵抗由水平受荷引起的土體剪切作用.在超固結(jié)土中,施加豎向工作荷載未引起土體可發(fā)揮的su增加,利用了大部分土體強(qiáng)度,造成土體對(duì)水平荷載的抵抗能力下降,最終導(dǎo)致樁體的水平受荷性能下降.
2.5固結(jié)條件和豎向荷載幅值對(duì)樁水平受荷的影響
如圖10所示為不同排水條件對(duì)樁體水平受荷力-位移響應(yīng)的影響.圖中,NCU+50%Vult和OCU+50%Vult分別代表在正常固結(jié)土和超固結(jié)土中,施加豎向荷載后,不允許土體固結(jié)與孔壓消散,直接進(jìn)行水平加載的情況.由圖10可以發(fā)現(xiàn),在不發(fā)生土體固結(jié)的條件下,無(wú)論是在正常固結(jié)土還是在超固結(jié)土中,樁體的水平受荷性能都發(fā)生明顯的降低.特別是對(duì)于正常固結(jié)土,是否允許土體固結(jié)引起樁體水平極限承載力和初始剛度的差異分別達(dá)到13%和47%.在評(píng)價(jià)豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能的影響時(shí),需要特別注意土體的固結(jié)條件,即在施加豎向荷載后,是否有足夠的時(shí)間允許土體發(fā)生排水固結(jié).
圖10 不同排水條件對(duì)樁體水平受荷力-位移響應(yīng)的影響Fig.10 Load-displacement response of pile under different drainage conditions
圖11 樁體水平極限承載力及初始剛度隨施加的豎向荷載幅值變化曲線Fig.11 Variations of ultimate lateral bearing capacity and initial stiffness of pile with vertical load amplitude
如圖11(a)、(b)所示分別為樁體水平極限承載力Fult和初始剛度ki隨施加的豎向荷載幅值V的變化曲線(允許土體固結(jié)).對(duì)于正常固結(jié)土,隨著施加的豎向荷載增加,計(jì)算得到的樁體的水平極限承載力和初始剛度都會(huì)明顯增加,最大的增幅都發(fā)生在豎向荷載為65%Vult時(shí).此時(shí),相比于未施加豎向荷載時(shí),極限承載力和初始剛度分別增加了12%和40%.在超固結(jié)土中,隨著豎向荷載的增加,樁體水平受荷性能會(huì)發(fā)生相反的變化:樁體的水平極限承載力和初始剛度隨豎向荷載的增加逐漸降低.在豎向荷載幅值超過(guò)65%Vult后,水平承載力和初始剛度的變化趨于穩(wěn)定(分別降低19%和60%).總體上,樁體水平初始剛度對(duì)豎向荷載的更敏感,隨荷載增加產(chǎn)生的變化更明顯.
3結(jié)論
(1)在正常固結(jié)土中,施加豎向荷載(50%Vult),并允許孔壓消散可以提高樁體水平受荷性能:水平靜極限承載力和初始剛度分別提高了10%和50%,并在相同荷載下減少45%的循環(huán)累積位移,提高了30%循環(huán)承載能力;在超固結(jié)土中,施加豎向荷載(50%Vult)造成相反的作用:樁體的水平靜極限承載力和初始剛度分別降低了13%和33%,并使得樁體在循環(huán)作用下更加容易破壞和達(dá)到承載力極限.
(2)豎向荷載對(duì)水平受荷性能的影響,體現(xiàn)在樁周土體的初始應(yīng)力比和可發(fā)揮的抗剪強(qiáng)度的變化上:在正常固結(jié)土中,施加豎向工作荷載并允許土體孔壓消散,減少了土體的初始應(yīng)力比q/p′,增加了可發(fā)揮的土體的不排水抗剪強(qiáng)度su;在超固結(jié)土中,施加的豎向荷載增加了土體的初始應(yīng)力比q/p′,同時(shí)減少了可發(fā)揮的土體不排水抗剪強(qiáng)度su.
(3)在不發(fā)生土體固結(jié)的條件下,無(wú)論是在正常固結(jié)土還是在超固結(jié)土中,施加豎向荷載都會(huì)引起樁體水平受荷性能的明顯降低.
(4)在允許土體固結(jié)的條件下,施加65%Vult的豎向荷載對(duì)樁體水平受荷性能造成最大的影響:在正常固結(jié)土中,樁體水平靜極限承載力和初始剛度分別增加了12%和40%;在超固結(jié)土中,承載力和初始剛度分別降低19%和60%.樁體水平初始剛度對(duì)豎向荷載的變化更敏感.
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收稿日期:2016-01-14.浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)網(wǎng)址: www.journals.zju.edu.cn/eng
基金項(xiàng)目:國(guó)家杰出青年科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51325901);國(guó)際科技合作計(jì)劃資助項(xiàng)目(2015DFE72830);國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51338009); 中央高?;究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目(2016QN4022).
作者簡(jiǎn)介:何奔(1988-),男,博士生,從事樁基工程和海上風(fēng)電基礎(chǔ)的研究. ORCID: 0000-0002-1798-1461.E-mail: hebenzheda@126.com 通信聯(lián)系人:洪義,男,講師. ORCID: 0000-0002-5984-8204. E-mail: yi_hong@zju.edu.cn
DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.07.001
中圖分類號(hào):TU 473
文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A
文章編號(hào):1008-973X(2016)07-1221-09
Effect of vertical load on lateral behavior of single pile in clay
HE Ben1,4, WANG Huan1, HONG Yi1, WANG Li-zhong1, ZHAO Chang-jun2, QIN Xiao3
(1.DepartmentofCivilEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China;2.ZhejiangProvincialInstituteofCommunicationsPlanning,DesignandResearch,Hangzhou310002,China;3.WenzhouCommunicationInvestmentGroupLimitedCompany,Wenzhou325000,China;4.PowerChinaHuadongEngineeringCorporation,Hangzhou311122,China)
Abstract:A series of detailed centrifuge test were performed in order to investigate the lateral monotonic and cyclic behavior of a single pile in normal (NC) and over consolidated clay (OC) with and without application of vertical loading at the pile head. Three-dimensional finite element analyses (FEA) were conducted to offer further insights into the effects of vertical loading on the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile. Both physical and numerical investigation reveal that after applying the vertical load and allowing the dissipation of excess pore pressure in NC, the stress ratio of the soil around the pile decreases while the mobilisable undrained shear stength increases, resulting in 10% and 50% increase of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile, respectively. Due to application of vertical load to a single pile in the over consolidated clay, the soil stress ratio prior to lateral loading increases while the mobilisable undrained shear stength decreases, consequently leading to 13% and 33% reduction of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile, respectively.
Key words:vertical load; singal pile; lateral response; clay; centrifuge test; finite element method; ultimate bearing capacity; initial stiffness
浙江大學(xué)學(xué)報(bào)(工學(xué)版)2016年7期