深厚軟黏土地基中大直徑單樁基礎(chǔ)現(xiàn)場水平受荷試驗(yàn)及p-y曲線適用性研究

鮑金虎,蘇靜波,吳 鋒,劉 睿,錢榮榮

(1.河海大學(xué)港口海岸與近海工程學(xué)院,江蘇 南京 210098; 2.中交上海港灣工程設(shè)計(jì)研究院有限公司,上海 200032)

海上風(fēng)電作為一種綠色清潔能源,具有儲(chǔ)能大、可持續(xù)、占用耕地面積少等優(yōu)點(diǎn),是諸多國家應(yīng)對(duì)氣候變化、節(jié)能減排的重要途徑之一,也是我國推進(jìn)產(chǎn)業(yè)轉(zhuǎn)型和能源革命的重要手段[1]。與其他新能源或傳統(tǒng)能源相比,海上風(fēng)電平準(zhǔn)化度電成本還不具備優(yōu)勢,嚴(yán)重制約了海上風(fēng)電產(chǎn)業(yè)的良性發(fā)展[2-3]。相比于風(fēng)機(jī)發(fā)電設(shè)備的研發(fā)與改進(jìn),風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)優(yōu)化帶來的降本潛力巨大,是進(jìn)一步提高海上風(fēng)電項(xiàng)目經(jīng)濟(jì)性和降低海上風(fēng)電項(xiàng)目平均能源成本的重要手段[4-5]。

由于單樁基礎(chǔ)設(shè)備和施工技術(shù)較為完備,且承載力較高、適用范圍較廣,是海上風(fēng)電工程的首選[6]。我國已建的海上風(fēng)電場中,大部分采用單樁基礎(chǔ)[7]。隨著單機(jī)容量的不斷增大,單樁基礎(chǔ)直徑也隨之增大,在未來,大直徑或超大直徑單樁基礎(chǔ)將是海上風(fēng)力發(fā)電建設(shè)的主要趨勢[8]。海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)在正常運(yùn)營過程中會(huì)承受巨大的頂部傾覆力矩作用,水平荷載為主要的設(shè)計(jì)控制因素,所以在單樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)階段,使用高效準(zhǔn)確的方法評(píng)估大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載性能,從而降低單樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)成本,對(duì)控制海上風(fēng)電場投資成本和實(shí)現(xiàn)海上風(fēng)電良性發(fā)展至關(guān)重要[9]。

目前常用的單樁基礎(chǔ)水平受荷分析方法有m法和p-y曲線。m法是一種彈性地基反力法,假設(shè)土體彈簧為線彈性,無法反映樁-土非線性作用,在樁基大變形情況下使用性較差;p-y曲線能夠很好地模擬水平荷載作用下的樁-土響應(yīng)特性,目前被廣泛應(yīng)用于單樁基礎(chǔ)水平受荷分析中,美國API規(guī)范(geotechnical and foundation design considerations)中收錄了Matlock[10]及Reese等[11]早期提出的軟黏土p-y曲線計(jì)算方法并且沿用至今,隨后Georgiadis等[12]根據(jù)模型試驗(yàn)結(jié)果提出了考慮初始剛度的雙曲線形式的p-y曲線模型。國內(nèi)一些學(xué)者也對(duì)p-y曲線進(jìn)行了改進(jìn),王衛(wèi)等[13]在考慮了樁徑和地層深度情況下對(duì)黏土中p-y曲線進(jìn)行了修正;朱斌等[14]基于現(xiàn)場大直徑高樁基礎(chǔ)實(shí)測數(shù)據(jù),提出了相應(yīng)的雙曲線型p-y曲線,并分析了水平受荷大直徑單樁的內(nèi)力和變形;Ma等[15]通過數(shù)值分析,研究了不同樁徑單樁基礎(chǔ)土壓力分布的影響以及土體的變形機(jī)理,指出通過小尺寸樁試驗(yàn)建立的p-y曲線對(duì)承載力的預(yù)估可能會(huì)存在誤差。

歐洲針對(duì)p-y曲線的適用問題,近年來開展了PISA項(xiàng)目(the pile soil analysis project)研究,利用現(xiàn)場原型試驗(yàn)和數(shù)值分析,提出一套適用于歐洲海底地質(zhì)情況的大直徑剛性短樁設(shè)計(jì)方法[16-17],該方法考慮了單樁水平受荷情況下受到不同阻抗作用,采用圓錐函數(shù)來描述不同阻抗與樁身撓度或轉(zhuǎn)角的關(guān)系。不同于歐洲緊密砂土海域中的大直徑剛性短樁,我國沿海地質(zhì)情況復(fù)雜,軟黏土海床地基分布較為廣泛[18],多數(shù)地區(qū)上覆深厚的軟土層,持力層埋深較大,風(fēng)電單樁基礎(chǔ)入土深度一般較大,樁身變形呈現(xiàn)柔性樁或半剛性樁特征,因此有必要探究適用于我國軟黏土地基大直徑單樁基礎(chǔ)的p-y曲線計(jì)算公式。

目前大多采用小直徑單樁進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)、實(shí)驗(yàn)室試驗(yàn)或離心模型試驗(yàn),而由于全尺寸大直徑單樁現(xiàn)場原位試驗(yàn)花費(fèi)巨大,導(dǎo)致大直徑單樁的現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)較少,但現(xiàn)場試驗(yàn)是了解樁基在海洋條件下水平受荷響應(yīng)的直接方法,能夠?yàn)楹罄m(xù)的研究與驗(yàn)證提供高質(zhì)量的數(shù)據(jù),從而為深入研究大直徑單樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)優(yōu)化奠定基礎(chǔ)。Xu等[19]對(duì)兩根2m直徑鋼管樁進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn),并選用不同形式的p-y曲線對(duì)試樁基進(jìn)行分析,發(fā)現(xiàn)API規(guī)范法預(yù)測撓度存在較大誤差;龔維明等[20]開展海上風(fēng)電基礎(chǔ)現(xiàn)場水平加載試驗(yàn),對(duì)API規(guī)范法、S?rensen修正的p-y曲線與實(shí)測結(jié)果進(jìn)行對(duì)比;翟恩地等[21]結(jié)合響水海域2m直徑鋼管樁水平加載試驗(yàn)成果,采用m法、m折減法和API規(guī)范法進(jìn)承載力計(jì)算,發(fā)現(xiàn)m法偏向不安全,API規(guī)范法計(jì)算結(jié)果偏保守。

本文依托某海上風(fēng)電場大直徑單樁基礎(chǔ)現(xiàn)場靜載試驗(yàn),分析大直徑單樁基礎(chǔ)的水平受荷特性,并結(jié)合現(xiàn)場試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)m法、API規(guī)范法和雙曲線型p-y曲線在深厚軟黏土中的適用性進(jìn)行對(duì)比研究,并采用有限元軟件對(duì)大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力貢獻(xiàn)因素進(jìn)行研究。

1 工程地質(zhì)及現(xiàn)場試樁試驗(yàn)方案

大直徑單樁現(xiàn)場試驗(yàn)地點(diǎn)位于中國南部某海上風(fēng)電場,該區(qū)域距離陸地最近距離約19.5km。根據(jù)區(qū)域地質(zhì)及鉆孔資料(圖1),試驗(yàn)區(qū)域由海相沉積層、中砂、粉砂、礫砂和黏土等地層共同組成。海床表層的海相沉積層由層厚約13.7m的流塑性淤泥質(zhì)土覆蓋,下部是層厚為12.2m的粉質(zhì)黏土,再下部高程-48.5～99.85m范圍內(nèi)依次為中砂、粉砂、角礫以及礫砂層。中間夾雜兩層黏土層(層厚分別為4.8m和5.45m),兩層黏土層切面光滑,局部夾中粗砂薄層,屬于海陸交互相沉積。海上風(fēng)電試樁所處海域的地質(zhì)資料見表1,各土層根據(jù)JTS167—2012《港口工程樁基規(guī)范》中建議取m值,m為地基土基反力系統(tǒng)的比例系數(shù)。

表1 試驗(yàn)場地土層分層及物理力學(xué)特性

圖1 試樁地質(zhì)剖面(單位:m)

本次現(xiàn)場靜載試驗(yàn)裝置布設(shè)如圖2所示,試樁對(duì)象為2.4m直徑的開口鋼管樁;靜載試驗(yàn)使用了4根錨樁和2根基準(zhǔn)樁,其中M1～M4錨樁為直徑2.2m的開口鋼管樁,4根錨樁為試樁提供反力;J1和J2基準(zhǔn)樁為直徑1.5m的開口鋼管樁,主要用于架設(shè)基準(zhǔn)梁。試樁、錨樁、基準(zhǔn)樁的類型及尺寸參數(shù)如表2所示。

表2 現(xiàn)場靜載試驗(yàn)試樁、錨樁及基準(zhǔn)樁尺寸

圖2 現(xiàn)場靜載試驗(yàn)平面布置(單位:m)

2 試樁試驗(yàn)過程及響應(yīng)分析

根據(jù) JTS237—2017《水運(yùn)工程地基基礎(chǔ)試驗(yàn)檢測技術(shù)規(guī)程》對(duì)基準(zhǔn)樁靜載的試驗(yàn)方法、試驗(yàn)裝置的規(guī)定,試驗(yàn)時(shí),試樁樁頂位置為自由無約束狀態(tài),采用頂推法施加水平荷載,由兩側(cè)的錨樁提供試驗(yàn)反力。整個(gè)試驗(yàn)具體步驟為:單向單循環(huán)加載,試樁每級(jí)加載量按100kN控制,根據(jù)現(xiàn)場地質(zhì)勘測情況,預(yù)估試樁最大加載量為1600kN。試樁的加載力點(diǎn)標(biāo)高為+5.10m。

試樁在加載點(diǎn)處的荷載-水平位移曲線如圖3所示,在水平靜載試驗(yàn)過程中,隨著水平荷載的增加,試樁的水平位移逐漸增大。隨著水平荷載從100kN增加至700kN,加載段的荷載-水平位移曲線基本保持線性,可以判斷單樁在水平受荷過程中處于線彈性階段。由于荷載裝置及試樁條件等限制,試樁未達(dá)到極限破壞狀態(tài)。根據(jù)靜載試驗(yàn)規(guī)范并結(jié)合試驗(yàn)?zāi)康?當(dāng)水平荷載提升至700kN時(shí),加載點(diǎn)的水平位移超過了500mm,此時(shí)加載點(diǎn)水平位移為537.47mm,達(dá)到試驗(yàn)要求。隨后停止加荷,逐漸卸載至水平加載為0,此時(shí)對(duì)應(yīng)的加載點(diǎn)殘余水平位移為71.53mm。

圖4為試樁在不同水平荷載作用下的實(shí)測樁身水平位移響應(yīng)?？梢园l(fā)現(xiàn)隨著荷載增大,樁周的淺層土體已經(jīng)無法提供足夠的抗力來抵抗樁身變形,此時(shí)需要逐漸調(diào)動(dòng)深層土體來提供抗力,即樁身水平位移隨著水平荷載的增大而增加,第一水平位移零點(diǎn)的深度也隨著橫向荷載的增加逐漸往深處偏移,由彎矩積分推導(dǎo)和樁身測斜兩種方式得到的樁身水平位移變化規(guī)律基本一致。根據(jù)試樁樁身水平位移分布可以發(fā)現(xiàn),試樁呈現(xiàn)明顯的柔性樁工作特性,到一定深度后樁身水平位移基本沒有變化,可以被看成嵌固在地基中。

圖4 不同水平荷載作用下靜載試驗(yàn)樁身水平位移響應(yīng)

圖5為試樁在不同水平荷載作用下實(shí)測樁身彎矩響應(yīng)?，F(xiàn)場試驗(yàn)結(jié)果表明,隨著水平荷載的增加,試樁的樁身彎矩也隨之增大。不同荷載的最大彎矩均出現(xiàn)在4倍樁徑深度附近。在試驗(yàn)最大水平荷載(700kN)作用下,樁身的最大彎矩為25676kN·m,出現(xiàn)在泥面以下10m處(高程-34.4m),第一彎矩零點(diǎn)出現(xiàn)泥面以下22.1m處(高程-46.5m)。

圖5 不同水平荷載作用下靜載試驗(yàn)樁身彎矩響應(yīng)

3 軟黏土p-y曲線適用性分析

試驗(yàn)單樁場地海床表層上覆13.7m流塑性淤泥質(zhì)土,地基承載力較弱,而海上風(fēng)電基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)的承載力要求較高。為探究大直徑單樁基礎(chǔ)在水平荷載作用下深厚軟黏土地基土體的調(diào)動(dòng)情況,并為深厚軟黏土地基中風(fēng)電基礎(chǔ)設(shè)計(jì)優(yōu)化提供參考依據(jù),對(duì)實(shí)測結(jié)果、m法、API規(guī)范法以及雙曲線型p-y曲線進(jìn)行對(duì)比。

3.1 單樁水平承載特性計(jì)算方法

3.1.1m法

m法假定地基反力系數(shù)隨深度線性增加,可以采用有限元模擬或解析法求解[22]。本文采用數(shù)值方法進(jìn)行模擬,將彈簧單元在樁身分段施加,彈簧水平向彈性系數(shù)取值為[23]

Ks=mBzh

(1)

其中B=0.9(D+1)

式中:B為樁計(jì)算寬度;D為樁徑;z為樁在泥面下的深度;h為計(jì)算所取土彈簧間距。

3.1.2API規(guī)范法

對(duì)于軟黏土地基,目前使用較多的是API規(guī)范推薦的p-y曲線計(jì)算方法,公式為

(2)

式中:pu為軟黏土的極限土反力,kN/m;y為水平位移,m;y50為樁周土體在極限抗力一半時(shí)的水平變形;ε50為不排水壓縮試驗(yàn)極限強(qiáng)度之半時(shí)的應(yīng)變;zR為極限橫向土抗力轉(zhuǎn)折點(diǎn)的深度,m;cu為黏性土不排水抗剪強(qiáng)度,kPa;γ為土體有效容重,kN/m3;J為經(jīng)驗(yàn)系數(shù),通常取0.5。

3.1.3 雙曲線型p-y曲線

朱斌等[24]指出,雙曲線型p-y曲線能夠較好地反映樁周土的發(fā)展趨勢,并能考慮樁基的水平小變形和大變形。雙曲線型p-y曲線表達(dá)式一般為[25]

(3)

其中k=ηz

式中:k為地基反力初始模量[23];z為土層位于泥面以下的深度;η為初始地基反力比例系數(shù),可以根據(jù)m法相關(guān)規(guī)范中地基土水平抗力比例系數(shù)取值或通過現(xiàn)場實(shí)測獲得。pu仍按照API規(guī)范法取值計(jì)算,JGJ94—2008《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》指出,當(dāng)水平力為長期荷載時(shí)應(yīng)將地基反力比例系數(shù)值乘以0.4降低采用,本文在使用雙曲線型p-y曲線進(jìn)行計(jì)算時(shí)以該比例折減降低地基反力比例系數(shù)。

3.2 軟黏土單樁p-y曲線適用性

泥面下4.5m、7m及10.5m處根據(jù)實(shí)測樁身的計(jì)算結(jié)果與API規(guī)范法和雙曲線型p-y曲線計(jì)算的p-y曲線如圖6所示。從圖中可以看出:

圖6 軟黏土中不同深度下的p-y曲線

a.淺層土體不同深度下p-y曲線土抗力也隨著樁身撓度的增大而呈現(xiàn)線性增加,p-y曲線的初始剛度(p-y曲線線性階段的斜率)隨著深度的增加也隨之增大。由于泥面以下13m范圍內(nèi)基本為淤泥質(zhì)土,表明同一性質(zhì)土體中的p-y曲線初始剛度和土體側(cè)向應(yīng)力水平密切相關(guān)。

b.在泥面下4.5m處雙曲線型p-y曲線與API規(guī)范法相較實(shí)測值初始剛度以及極限土抗力偏大。

c.在泥面下7.0m處,可以看出小變形階段API規(guī)范法初始剛度偏大,且得出的極限土抗力較實(shí)測值較小;雙曲線型p-y曲線在該深度與實(shí)測值擬合較好。

d.在泥面下10.5m處雙曲線型p-y曲線與實(shí)測計(jì)算結(jié)果在小變形階段初始剛度較為一致,但其極限土抗力較小;而API規(guī)范法計(jì)算結(jié)果與實(shí)測值相差較大。綜上可以看出,對(duì)于深厚軟黏土地基中的水平受荷大直徑樁來說,API規(guī)范法與雙曲線型p-y曲線在淺層土中計(jì)算的初始剛度偏大,且API規(guī)范法嚴(yán)重低估了樁的極限土抗力;雙曲線型p-y曲線在一定深度下與實(shí)測結(jié)果較為接近,且在泥面下較深位置,曲線的初始剛度與實(shí)測結(jié)果較為擬合,但是根據(jù)API規(guī)范法計(jì)算出的極限土抗力相較實(shí)測值偏小。

樁頂處荷載-位移曲線如圖7所示。相較于實(shí)測值,在水平荷載較小時(shí),雙曲線型p-y曲線、m法與實(shí)測結(jié)果擬合較好;而隨著荷載的逐漸增大,m法與雙曲線型p-y曲線計(jì)算得出的水平位移較實(shí)測值偏小。這是由于m法主要應(yīng)用于小變形階段的彈性長樁,而在水平加載變形較大時(shí),m法已不適用于估算大直徑單樁水平受荷特性,考慮地基承載力比例系數(shù),折減后的雙曲線型p-y曲線與實(shí)測結(jié)果更為接近;API規(guī)范法計(jì)算所得水平位移較大,其結(jié)果偏保守。

圖7 水平靜載試樁頂荷載-位移曲線

4 大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力貢獻(xiàn)因素

大直徑柔性樁基礎(chǔ)與小直徑柔性樁樁周土體破壞模式相同,主要為淺層的楔形破壞和深層的平面應(yīng)變繞樁流動(dòng)。但是部分學(xué)者指出[8,26],現(xiàn)有p-y曲線進(jìn)行大直徑單樁設(shè)計(jì)時(shí),會(huì)高估基礎(chǔ)剛度,低估極限承載力,這與本文所得結(jié)論一致。對(duì)于該現(xiàn)象,Ashour等[27]指出,這主要是由于傳統(tǒng)p-y曲線沒有考慮側(cè)摩阻力、基底剪力和基底承載力等因素的影響。因此,本文根據(jù)不同因素對(duì)大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力貢獻(xiàn)的影響建立數(shù)值模型進(jìn)行研究。

4.1 數(shù)值模型建立

采用有限元軟件Abaqus進(jìn)行數(shù)值模擬,為便于計(jì)算,采用1/2對(duì)稱建模,有限元模型如圖8所示。分別建立2m直徑、4m直徑鋼管樁水平受荷模型,壁厚分別為40mm和60mm,埋深為30m,土體深度為50m,寬度方向取30倍樁徑。樁單元選用線彈性本構(gòu)模型,彈性模量取200GPa;土體采用摩爾-庫倫模型,選用均質(zhì)砂土進(jìn)行單樁基礎(chǔ)水平承載力貢獻(xiàn)因素分析,土體彈性模量取20MPa,飽和密度取1600kg/m3,摩擦角取38°,膨脹角取8°,泊松比取0.2。樁土間接觸采用庫倫摩擦形式。由于樁截面對(duì)稱選取,對(duì)該對(duì)稱面進(jìn)行垂直向約束,對(duì)土體底部和側(cè)面完全約束,樁土頂部自由不受約束。

圖8 有限元模型示意圖

4.2 水平承載力貢獻(xiàn)因素分析

海上風(fēng)電單樁基礎(chǔ)是由正常使用極限狀態(tài)控制設(shè)計(jì)的,對(duì)單樁基礎(chǔ)的水平變形有嚴(yán)格的規(guī)定,其泥面處的荷載-位移曲線是單樁基礎(chǔ)水平受荷的重要外在表征。以泥面處荷載-位移曲線為表征,定性研究不同因素對(duì)大直徑單樁基礎(chǔ)水平承載力的貢獻(xiàn)。

為了便于對(duì)比分析大直徑單樁的水平承載力情況,對(duì)泥面處單樁位移進(jìn)行了無量綱化處理(即y/D),根據(jù)王歡[8]的研究結(jié)果,水平極限承載力可以考慮取泥面處單樁水平位移為0.1D時(shí)所對(duì)應(yīng)的水平荷載。

分析模型包括正常試驗(yàn)組和對(duì)照試驗(yàn)組Ⅰ、Ⅱ和Ⅲ。

a.正常試驗(yàn)組:正常設(shè)置的數(shù)值模型,未進(jìn)行特殊處理。

b.對(duì)照試驗(yàn)組Ⅰ、Ⅱ:對(duì)照試驗(yàn)組Ⅰ和Ⅱ分別將數(shù)值模型樁內(nèi)壁和外壁接觸面切向接觸設(shè)置為無摩擦,以模擬樁內(nèi)壁、外壁無側(cè)摩阻力的試驗(yàn)工況。

c.對(duì)照試驗(yàn)組Ⅲ:通過移除樁內(nèi)的土塞(樁底以下2m),并設(shè)置樁端樁-土相互作用接觸面摩擦系數(shù)為0,以模擬無基底抗力的試驗(yàn)工況(此時(shí)樁內(nèi)側(cè)摩阻力不存在)。

圖9為直徑為2m、4m單樁正常試驗(yàn)組和對(duì)照組Ⅰ～Ⅲ對(duì)應(yīng)的泥面荷載-位移曲線,可以發(fā)現(xiàn):在樁外側(cè)進(jìn)行光滑處理后,兩根樁的響應(yīng)剛度均有所下降,此時(shí)相同的水平荷載作用下,單樁的泥面位移比正常試驗(yàn)組更大,在泥面水平位移達(dá)到極限承載狀態(tài)(0.1D)時(shí),2m單樁水平極限承載力較正常試驗(yàn)組降低約20%,4m單樁水平極限承載力較正常試驗(yàn)組降低約25%;當(dāng)樁內(nèi)光滑處理以及移除樁內(nèi)土塞時(shí),2m單樁對(duì)應(yīng)的泥面荷載-位移曲線和正常試驗(yàn)組幾乎沒有差距,4m單樁水平極限承載力有略微下降,約為2%。總體來看,從大直徑單樁不同因素的水平承載力貢獻(xiàn)可以發(fā)現(xiàn),對(duì)于直徑較小的單樁基礎(chǔ)而言,其側(cè)摩阻力和基底抗力的貢獻(xiàn)可以忽略,這也是僅考慮水平土抗力的雙曲線型p-y曲線適用的原因。但是隨著樁徑的增大,側(cè)摩阻力和基底抗力的貢獻(xiàn)也隨之增大,如果僅考慮水平土抗力,會(huì)嚴(yán)重低估單樁的水平承載力。

圖9 不同直徑單樁在不同工況下泥面荷載-位移曲線

5 結(jié) 論

a.單樁的樁身撓度和樁身彎矩沿深度方向的分布均表明該試樁水平受荷過程中呈現(xiàn)明顯的柔性樁工作特性;試樁力作用點(diǎn)最大實(shí)測位移為537.47mm,泥面處位移為79.32m;在泥面以下4倍樁徑深度附近出現(xiàn)樁身最大彎矩。

b.對(duì)于深厚軟黏土地基中的水平受荷大直徑樁來說,API規(guī)范法與雙曲線型p-y曲線在淺層土中p-y曲線初始剛度與樁周土抗力偏大,雙曲線型p-y曲線在一定深度下能夠較好地預(yù)測土反力隨位移的變化關(guān)系;雙曲線型p-y曲線在一定深度下與實(shí)測結(jié)果較為接近。m法與雙曲線型p-y曲線計(jì)算的樁頂位移結(jié)果在荷載較小時(shí)與試驗(yàn)結(jié)果較為接近,而隨著荷載的逐漸增大,m法與雙曲線型p-y曲線的計(jì)算得出水平位移較試驗(yàn)值偏小,結(jié)果偏向不安全;API規(guī)范法計(jì)算結(jié)果相比試驗(yàn)值較大,計(jì)算結(jié)果較為保守。

c.隨著單樁基礎(chǔ)樁徑的增大,側(cè)摩阻力和基底抗力的貢獻(xiàn)也隨之增大,如果僅考慮水平土抗力,會(huì)嚴(yán)重低估單樁的水平承載力。對(duì)于大直徑單樁基礎(chǔ)而言,其側(cè)摩阻力和基底抗力的貢獻(xiàn)不可忽略,這也是僅考慮水平土抗力的雙曲線型p-y曲線不適用的原因,