軟黏土中桶形基礎(chǔ)豎向循環(huán)加載超重力離心模型試驗(yàn)研究

代加林，張 煒，羅侖博，朱 斌

(1. 中國(guó)長(zhǎng)江三峽集團(tuán)有限公司，北京 100038；2. 浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310058)

桶形基礎(chǔ)已越來(lái)越廣泛地應(yīng)用于海洋油氣平臺(tái)、海上風(fēng)機(jī)、輸電塔、防波堤等海洋工程中。海洋油氣平臺(tái)上部結(jié)構(gòu)受到風(fēng)、波浪、風(fēng)暴潮等環(huán)境荷載作用，并通過(guò)錨索傳遞到桶形基礎(chǔ)，桶形基礎(chǔ)主要承受上拔荷載作用；應(yīng)用于沿海或近海的輸電塔、海洋風(fēng)機(jī)中多腿結(jié)構(gòu)的桶形基礎(chǔ)(單腿單桶、單腿群桶)，迎風(fēng)側(cè)和背風(fēng)側(cè)腿分別承受上拔和下壓的作用[1-2]；而應(yīng)用于防波堤的桶形基礎(chǔ)承受施工荷載、工后上覆荷載及自重荷載等，其抗壓承載力極其重要。以上構(gòu)筑物服役期間，桶形基礎(chǔ)會(huì)承受循環(huán)荷載作用，因此其循環(huán)豎向受荷特性研究十分必要。

針對(duì)桶形基礎(chǔ)豎向循環(huán)受荷問(wèn)題，Andersen等[3]在軟黏土中開(kāi)展了力控制的2×2群桶循環(huán)上拔大比尺模型試驗(yàn)，并通過(guò)假定等效橫斷面模型，提出極限平衡和數(shù)值方法分析了群桶的上拔循環(huán)承載力特點(diǎn)。龐然[4]通過(guò)開(kāi)展1g模型試驗(yàn)并結(jié)合擬靜力方法，分析了桶形基礎(chǔ)在小幅值豎向循環(huán)荷載作用下地基承載力與循環(huán)荷載的關(guān)系。Chen和Randolph[5]開(kāi)展了軟黏土地基中荷載控制單桶基礎(chǔ)豎向循環(huán)加載離心模型試驗(yàn)，將桶位移開(kāi)始明顯增加時(shí)的臨界荷載定義為豎向承載力，發(fā)現(xiàn)循環(huán)受荷承載力為單調(diào)加載的72%～86%。Wallace和Rutherford[6]在軟土地基中開(kāi)展了位移控制的單桶小比尺豎向循環(huán)加載試驗(yàn)，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)循環(huán)幅值在地基土彈性范圍內(nèi)，上拔荷載無(wú)衰減，對(duì)于長(zhǎng)徑比為1的桶形基礎(chǔ)，當(dāng)循環(huán)位移幅值大于0.25%倍桶徑時(shí)，上拔荷載才會(huì)有明顯衰減。

目前，已有工作多針對(duì)單桶開(kāi)展研究，且循環(huán)加載一般為小幅值或低荷載循環(huán)加載，對(duì)群桶基礎(chǔ)大多為數(shù)值研究，群桶循環(huán)豎向受荷試驗(yàn)研究非常少。土工離心機(jī)具有縮時(shí)和縮尺作用，可有效模擬土工構(gòu)筑物真實(shí)受荷狀態(tài)，為研究桶形基礎(chǔ)豎向循環(huán)受荷特性，文中利用ZJU-400土工離心機(jī)[7]，在軟黏土地基中開(kāi)展了大幅值位移控制的桶形基礎(chǔ)循環(huán)上拔和下壓超重力離心模型試驗(yàn)。分析了單向上拔、雙向上拔和下壓循環(huán)荷載作用下桶形基礎(chǔ)破壞模式、承載力弱化規(guī)律以及群桶效應(yīng)對(duì)承載力影響，給出了循環(huán)荷載作用下桶形基礎(chǔ)殘余承載力，對(duì)工程中不同荷載工況下群桶基礎(chǔ)承載力設(shè)計(jì)具有參考價(jià)值。

1 試驗(yàn)介紹

1.1 模型桶及模型箱

開(kāi)展原型桶桶徑為4.0 m的單桶和群桶循環(huán)加載離心模型試驗(yàn)，桶基為剛性基礎(chǔ)，因此只要選擇剛度較大材料，保證尺寸相似即可，模型桶采用鋁合金6061實(shí)心管加工而成，試驗(yàn)中吸力桶桶徑與桶裙長(zhǎng)度比均為1∶1，模型桶設(shè)計(jì)尺寸及對(duì)應(yīng)原型桶尺寸詳見(jiàn)表1，根據(jù)相似性原理，設(shè)計(jì)離心加速度值為40g。

表1 模型桶參數(shù)Tab. 1 Parameters of the model caisson

圖1為2×2型式小間距群桶實(shí)物照片和截面圖，連接桿上部與豎向加載裝置通過(guò)活動(dòng)連接相連，活動(dòng)連接可活動(dòng)范圍為0.03 m。活動(dòng)連接實(shí)現(xiàn)了加載油缸的連接桿與桶形基礎(chǔ)的連接桿暫時(shí)脫開(kāi)，可保證桶形基礎(chǔ)在超重力環(huán)境中隨軟黏土地基同時(shí)沉降，并最終達(dá)到沉降穩(wěn)定，最大程度減少擾動(dòng)，與現(xiàn)場(chǎng)工后狀況保持一致，單桶基礎(chǔ)此處不再贅述。

圖1 群桶模型Fig. 1 Caissons group model

試驗(yàn)用模型箱如圖2所示，模型箱內(nèi)部空間尺寸為1.2 m×0.95 m×1 m(長(zhǎng)×寬×高)，其底板厚度為0.08 m。模型箱長(zhǎng)寬分別為12.0D和9.5D，邊界影響可以忽略。

圖2 模型箱Fig. 2 Model box

1.2 模型地基制備與強(qiáng)度測(cè)試

離心模型試驗(yàn)所用軟黏土為馬來(lái)西亞白色高嶺土[8-9]。軟黏土地基制備流程為：在真空攪拌機(jī)中制備兩倍液限飽和泥漿，利用大型固結(jié)儀在1g下對(duì)模型箱中泥漿進(jìn)行初始預(yù)壓固結(jié)；采用落雨法在預(yù)壓固結(jié)后的地基土上澆筑密實(shí)度為60%、厚度為0.11 m的福建標(biāo)準(zhǔn)砂(100g下的超載為100 kPa)，將模型箱吊至離心機(jī)，并在100g下固結(jié)。地基土固結(jié)完成后，停機(jī)安裝試驗(yàn)裝置，在40g下開(kāi)展強(qiáng)度測(cè)試及桶形基礎(chǔ)加載試驗(yàn)。試驗(yàn)所用馬來(lái)西亞高嶺土物理力學(xué)參數(shù)如表2所示。

表2 馬來(lái)西亞高嶺土物理力學(xué)參數(shù)Tab. 2 Physical and mechanical parameters of Malaysian kaolin

軟黏土地基不排水抗剪強(qiáng)度通過(guò)T-bar[10]貫入試驗(yàn)得到，T-bar貫入速率為0.01 m/s，其無(wú)量綱貫入速率為40，為不排水貫入[11]。T-bar兩次測(cè)試得到軟土地基不排水抗剪強(qiáng)度如圖3所示，40g下地基土強(qiáng)度取均值為su=2.93+2.75z，其中z為貫入深度。實(shí)際工程中在軟黏土地基中安裝桶形基礎(chǔ)施工存在泥面清淤情況，使桶底地基土成為超固結(jié)土，文中地基土對(duì)該種情況具有一定代表性。

圖3 軟黏土地基不排水抗剪強(qiáng)度Fig. 3 Undrained shear strength of the soft clay

1.3 試驗(yàn)布置

離心模型試驗(yàn)布置如圖4所示，軸力計(jì)位于伺服油缸與活動(dòng)連接之間，用于測(cè)量加載過(guò)程中豎向荷載。由于空間限制，通過(guò)貼在鋁合金薄板上的激光計(jì)反光片測(cè)量桶頂位移。

圖4 試驗(yàn)布置Fig. 4 Layout of the model test

1.4 試驗(yàn)方案

桶形基礎(chǔ)在1g下利用加載油缸壓貫安裝，初始埋深為D(桶裙內(nèi)側(cè)高度)，即桶頂內(nèi)部與泥面齊平，群桶桶頂剛性板距離泥面0.1D(桶頂蓋厚度)。隨后將模型箱吊至離心機(jī)吊籃，啟動(dòng)土工離心機(jī)，待桶形基礎(chǔ)沉降穩(wěn)定后，進(jìn)行循環(huán)加載。循環(huán)加載試驗(yàn)共3組，其中兩組為上拔循環(huán)，一組為下壓循環(huán)。當(dāng)無(wú)量綱加載速率vD/cv>30時(shí)為不排水加載，vD/cv<0.01時(shí)為完全排水加載，處于二者之間為部分排水加載[11]，其中v為加載速率，D為桶徑，cv為地基土固結(jié)系數(shù)。試驗(yàn)中加載速率為v=0.002 m/s，D與cv大小分別見(jiàn)表1和表2，計(jì)算得到無(wú)量綱加載速率vD/cv為158，為不排水加載。對(duì)于上拔加載的兩組，其中一組通過(guò)控制伺服油缸，實(shí)現(xiàn)連接桿處活動(dòng)連接脫開(kāi)，吸力桶自重下沉(試驗(yàn)編號(hào)SC-u)，模擬現(xiàn)場(chǎng)多腿基礎(chǔ)單向受荷工況；另一組為伺服油缸加載下壓(試驗(yàn)編號(hào)TC-u)，模擬現(xiàn)場(chǎng)多腿基礎(chǔ)雙向受荷工況。群桶循環(huán)下壓試驗(yàn)編號(hào)為T(mén)C-p，其它加載參數(shù)如表3所示。

表3 循環(huán)加載試驗(yàn)方案Tab. 3 Cyclic loading test scheme

2 破壞模式

圖5為單桶和群桶基礎(chǔ)循環(huán)上拔破壞機(jī)制。可以看出群桶破壞機(jī)制和單桶一致，桶周有明顯的圓弧形裂隙，均屬于Deng和Carter[12]提出的第三種不排水整體破壞模式，也與Andersen等[3]開(kāi)展的現(xiàn)場(chǎng)上拔試驗(yàn)破壞模式一致。桶周土產(chǎn)生明顯的裂隙，二者不同之處在于，單桶基礎(chǔ)較為明顯的裂隙與桶中心代表性距離在1.0D左右，距離桶壁在0.5D左右，群桶基礎(chǔ)二者距離分別在2.2D和1.0D左右。群桶桶周地基土裂隙距桶壁更遠(yuǎn)，表明存在群桶效應(yīng)使地基整體破壞范圍更大，根據(jù)Andersen等[3]等效橫斷面分析方法，試驗(yàn)中2×2群桶基礎(chǔ)與桶徑為2.2D的單桶基礎(chǔ)破壞范圍接近，因此其破壞機(jī)制可按等效桶徑為2.2D單桶基礎(chǔ)進(jìn)行分析，為群桶形基礎(chǔ)設(shè)計(jì)過(guò)程中承載力計(jì)算提供新思路。

圖5 循環(huán)上拔破壞機(jī)制Fig. 5 Failure mechanisms under cyclic uplift loading

圖6為群桶基礎(chǔ)循環(huán)下壓破壞機(jī)制。與上拔試驗(yàn)相比，徑向圓弧形裂紋范圍距離桶中心3.2D左右，距離明顯擴(kuò)大。由于擠壓作用，下壓循環(huán)地基土呈現(xiàn)出一種由近及遠(yuǎn)的漸進(jìn)式整體破壞模式，桶周附近土體在循環(huán)加載過(guò)程中被逐漸推開(kāi)，導(dǎo)致循環(huán)結(jié)束后距離桶壁1.0D范圍內(nèi)地基土高度明顯低于未擾動(dòng)區(qū)域，使桶形基礎(chǔ)埋深減小。

圖6 群桶基礎(chǔ)下壓破壞機(jī)制Fig. 6 Failure mechanisms under cyclic push loading

3 受荷分析

3.1 單桶基礎(chǔ)循環(huán)上拔(SC-u)

循環(huán)加載中每次循環(huán)吸力桶上拔最大高度至初始位置以上0.30D，隨后加載油缸和吸力桶連接桿脫開(kāi)，下沉階段未施加額外壓載，桶形基礎(chǔ)在自重作用下自由下沉，這一循環(huán)加載設(shè)計(jì)是為了模擬單向循環(huán)風(fēng)荷載作用下多腿結(jié)構(gòu)迎風(fēng)側(cè)桶基受荷情況。單桶和群桶基礎(chǔ)單調(diào)加載試驗(yàn)結(jié)果與已有研究結(jié)果對(duì)比見(jiàn)Zhu等[13]和代加林[14]研究，驗(yàn)證了試驗(yàn)方法的可靠性，文中對(duì)上拔荷載循環(huán)弱化特征進(jìn)行了分析。圖7為單桶循環(huán)上拔荷載時(shí)間歷程曲線，循環(huán)加載速率為0.002 m/s，待加載油缸與桶接觸后，即開(kāi)始上拔，兩次上拔下沉階段時(shí)間為最大加載高度與最小加載高度的差值除以加載速率，由于自重作用下無(wú)法至初始位置，下沉?xí)r間在10～15 s。

圖7 單桶循環(huán)上拔(SC-u)荷載時(shí)間歷程曲線Fig. 7 Load-time history curve of test SC-u

圖8(a)為荷載弱化系數(shù)隨桶形基礎(chǔ)上拔距離的變化，荷載弱化系數(shù)定義為各次上拔荷載與首次上拔荷載的比值，wc為桶形基礎(chǔ)位移，在上拔過(guò)程代表上拔距離，下壓過(guò)程為下壓距離，圖中無(wú)量綱處理為wc/D，虛線為第一次加載，大小為恒定值1?？梢钥吹?，隨著加載次數(shù)增加，弱化越明顯，上拔荷載與首次上拔荷載比值越來(lái)越小。圖8(b)為峰值荷載弱化系數(shù)fp和屈服荷載弱化系數(shù)fy隨加載次數(shù)變化，其中峰值荷載為圖8(a)中上拔至最高位置處的最大值；屈服荷載利用Mansur和Kaufman[15]給出的“切線分段法”確定。峰值荷載弱化系數(shù)對(duì)應(yīng)構(gòu)筑物在極限循環(huán)荷載作用下，可承受最大荷載弱化；屈服弱化系數(shù)代表位移開(kāi)始顯著增加時(shí)對(duì)應(yīng)的屈服荷載的弱化。從圖8中可以看出首次加載后的第二次循環(huán)上拔荷載峰值下降最明顯，其大小為15%左右，隨后每次循環(huán)中，上拔荷載峰值下降比較一致，大約為2%，基本呈現(xiàn)為線性弱化規(guī)律。這是因?yàn)榇搜h(huán)加載模擬單向加載，上拔后自重作用下自由下落，無(wú)外力下壓，前幾次循環(huán)加載界面卸載剛度顯著高于后續(xù)循環(huán)加載，因此前幾次循環(huán)卸載過(guò)程中，桶形基礎(chǔ)在自重作用下難以恢復(fù)至初始位置，卸載過(guò)程對(duì)土體擾動(dòng)較小，后續(xù)單次加載對(duì)軟黏土地基擾動(dòng)較小，也比較均勻，這也是后續(xù)2～5次桶形基礎(chǔ)不能恢復(fù)到初始高度的原因。屈服強(qiáng)度循環(huán)弱化規(guī)律和峰值強(qiáng)度循環(huán)弱化規(guī)律基本一致，屈服強(qiáng)度弱化系數(shù)殘余穩(wěn)定值在0.31左右。考慮到試驗(yàn)用馬來(lái)西亞高嶺土靈敏度為3.5左右[9]，因此桶形基礎(chǔ)殘余屈服強(qiáng)度與初始屈服強(qiáng)度比值近似等于軟黏土靈敏度倒數(shù)。

圖8 單桶循環(huán)上拔試驗(yàn)(SC-u)荷載弱化系數(shù)Fig. 8 Load weakening coefficients of test SC-u

3.2 群桶基礎(chǔ)循環(huán)上拔(TC-u)

群桶循環(huán)上拔試驗(yàn)(TC-u)循環(huán)加載幅值為0.40D，下壓過(guò)程由加載油缸將群桶基礎(chǔ)壓至初始位置。由于存在壓載過(guò)程，這一循環(huán)加載設(shè)計(jì)是雙向循環(huán)荷載，模擬波浪、潮汐等往復(fù)循環(huán)荷載，此時(shí)多腿結(jié)構(gòu)桶基礎(chǔ)會(huì)受到循環(huán)拉壓荷載。圖9為群桶循環(huán)上拔荷載時(shí)間歷程曲線，循環(huán)加載速率為0.002 m/s，下壓時(shí)間20 s左右。

圖9 群桶循環(huán)上拔(TC-u)荷載時(shí)間歷程曲線Fig. 9 Load-time history curve of test TC-u

圖10(a)為群桶雙向循環(huán)上拔荷載弱化系數(shù)變化，和圖8(a)中單向循環(huán)相比，雙向循環(huán)前幾次加載上拔荷載弱化曲線更分散，隨后迅速變密集，說(shuō)明弱化集中在前幾次加載。圖10(b)為荷載峰值和屈服荷載循環(huán)弱化情況，其變化趨勢(shì)和圖8(b)變化形式有明顯不同，可更直觀看到弱化集中在前5次加載。造成這一區(qū)別的原因?yàn)椋涸囼?yàn)在每次上拔后，利用油缸壓載至初始位置，而非自由沉降，壓載引起擾動(dòng)破壞明顯(圖6)，上拔荷載下降明顯?？梢钥吹诫p向加載屈服強(qiáng)度弱化系數(shù)殘余穩(wěn)定值為0.32左右，表明不同環(huán)境荷載引起的單向和雙向循環(huán)受荷屈服強(qiáng)度基本一致，只是達(dá)到殘余強(qiáng)度需要的循環(huán)次數(shù)有明顯差別。

圖10 群桶循環(huán)上拔試驗(yàn)(TC-u)荷載弱化系數(shù)Fig. 10 Load weakening coefficients of test TC-u

3.3 群桶基礎(chǔ)循環(huán)下壓(TC-p)

循環(huán)下壓中下壓最大位置為泥面以下0.35D，上拔最大位置為泥面以上0.30D。圖11為循環(huán)下壓荷載時(shí)間歷程曲線，循環(huán)加載速率為0.002 m/s，初次下壓時(shí)間在17 s左右，后續(xù)循環(huán)從最高位置下壓至泥面下0.30D，時(shí)間在32 s左右。

圖11 群桶循環(huán)下壓(TC-p)荷載時(shí)間歷程曲線Fig. 11 Load-time history curve of test TC-p

圖12為群桶循環(huán)下壓荷載隨桶位移變化，圖中V代表下壓循環(huán)荷載，D、H為桶形基礎(chǔ)尺寸參數(shù)，詳見(jiàn)表1，su，b為桶底處軟黏土不排水抗剪強(qiáng)度。從圖12中可以看出，下壓荷載下降主要發(fā)生在前兩次加載，首次加載基礎(chǔ)開(kāi)始發(fā)生位移，無(wú)量綱壓載V/DHsu，b為21.2左右，隨著下壓距離的增加，下壓荷載逐漸增大。根據(jù)第2部分下壓試驗(yàn)破壞模式分析中的破壞圖(圖6)可以看出，桶周地基土?xí)w破壞向下運(yùn)動(dòng)，而剛性承臺(tái)邊緣線與桶基外緣齊平且比地基土泥面高0.1D(桶頂蓋厚度)，當(dāng)?shù)鼗料乱?，桶基抗力主要由桶端抗力和桶壁摩擦組成，隨著下壓距離增加，桶端地基土強(qiáng)度也越來(lái)越大，下壓荷載也逐漸增大。

圖12 群桶循環(huán)下壓試驗(yàn)(TC-p)荷載變化Fig. 12 Loading curves of test TC-p

軟土中桶形基礎(chǔ)的抗壓承載力，根據(jù)Vesic和Jones[16]給出的整體剪切破壞太沙基地基承載力公式(基礎(chǔ)底面粗糙)，并考慮基底以上側(cè)壁土體的抗剪強(qiáng)度影響后，計(jì)算得到桶形基礎(chǔ)抗壓承載力V/DHsu，b為27.3。API規(guī)范[17]中黏土中桶形基礎(chǔ)抗壓承載力計(jì)算分桶壁摩擦力和桶端抗力兩部分，根據(jù)規(guī)范計(jì)算得到桶形基礎(chǔ)抗壓承載力V/DHsu，b為25.2。試驗(yàn)中首次加載wc/D=0處群桶基礎(chǔ)最大下壓荷載V/DHsu，b為21.2，即使可能存在承載下方土體抗力，試驗(yàn)結(jié)果仍小于Vesic和Jones[16]和API規(guī)范[17]方法計(jì)算結(jié)果，這是由于下壓過(guò)程中存在群桶效應(yīng)，使群桶間軟黏土擾動(dòng)更大，強(qiáng)度弱化更嚴(yán)重。

圖13(a)為循環(huán)中各次下壓荷載與初始下壓荷載的比值變化曲線。從圖13中可以看出，抗壓承載力弱化最明顯位置出現(xiàn)在加載一定距離后，試驗(yàn)在wc/D=0.10～0.17范圍，弱化系數(shù)在該范圍后出現(xiàn)增長(zhǎng)，這一轉(zhuǎn)折從圖13(a)方框位置同樣可以看到。這是因?yàn)樵囼?yàn)過(guò)程中，桶周土被擠開(kāi)，桶周土高度低于初始泥面位置(見(jiàn)圖6)，隨著下壓距離增加，桶土接觸范圍開(kāi)始增加，桶土接觸更加緊密，其抗壓承載力增長(zhǎng)明顯。

圖13(b)為下壓荷載峰值處弱化系數(shù)和最小弱化系數(shù)變化。二者變化規(guī)律相似，在初始階段衰減迅速，隨著軟黏土擾動(dòng)度增加衰減速度逐漸降低，4次循環(huán)后變化開(kāi)始減緩，加載15次后峰值荷載弱化系數(shù)約為0.53，最小弱化系數(shù)為0.35左右，該值略大于試驗(yàn)用軟黏土靈敏度倒數(shù)。循環(huán)荷載弱化分析可用于評(píng)估桶形基礎(chǔ)在短期多次遭遇臺(tái)風(fēng)等極端環(huán)境荷載承載力下降程度，對(duì)于工程設(shè)計(jì)而言，利用靈敏度倒數(shù)預(yù)測(cè)抗壓殘余強(qiáng)度略偏保守，是可行的。

圖13 群桶循環(huán)下壓試驗(yàn)(TC-p)荷載弱化系數(shù)Fig. 13 Load weakening coefficients of test TC-p

4 結(jié) 語(yǔ)

通過(guò)在軟黏土地基中開(kāi)展單向循環(huán)上拔、雙向循環(huán)上拔和循環(huán)下壓離心模型試驗(yàn)，并對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行深入分析，得到了如下結(jié)論：

1) 循環(huán)上拔試驗(yàn)中桶形基礎(chǔ)破壞機(jī)制均為整體破壞，群桶基礎(chǔ)整體破壞裂隙距桶壁更遠(yuǎn)，試驗(yàn)中2×2群桶基礎(chǔ)破壞范圍大小，可按等效為桶徑2.2D的單桶基礎(chǔ)分析；

2) 雙向上拔循環(huán)荷載弱化系數(shù)更早達(dá)到穩(wěn)定值，單向和雙向上拔循環(huán)殘余屈服強(qiáng)度基本一致，二者屈服強(qiáng)度循環(huán)弱化系數(shù)殘余穩(wěn)定值分別為0.31和0.32，接近于軟黏土地基靈敏度倒數(shù)。

3) 循環(huán)下壓加載地基土呈現(xiàn)出由近及遠(yuǎn)的漸進(jìn)式整體破壞模式，擠土作用使加載結(jié)束后桶周地基土明顯低于初始位置，桶形基礎(chǔ)埋深減小，抗壓承載力降低；

4) 群桶效應(yīng)使群桶基礎(chǔ)下壓承載力低于相同數(shù)量單桶承載力之和，下壓荷載循環(huán)弱化系數(shù)呈現(xiàn)先下降后上升的特點(diǎn)，最小弱化系數(shù)在0.35左右，其大小亦可用軟黏土地基靈敏度倒數(shù)預(yù)估。