軟基中多向受荷大直徑單樁樁土相互作用試驗研究

戴樸修，劉開富，謝新宇,3，徐越棟

(1.浙江大學 濱海和城市巖土工程研究中心，浙江 杭州 310058；2.浙江理工大學 建筑工程學院，浙江 杭州 310018；3.浙江大學 溫州研究院，浙江 溫州 325035)

海上風能作為清潔的可再生能源，有著廣闊的應(yīng)用前景.中國十四五規(guī)劃中提出要大力提升風電發(fā)電規(guī)模，有序發(fā)展海上風電.大直徑單樁基礎(chǔ)具有結(jié)構(gòu)簡單、受力明確、易于制造、便于施工等特點，是海上風電項目中最常用的基礎(chǔ)形式，在各類基礎(chǔ)中占比超過80%[1].

海上風電機組基礎(chǔ)的水平變形直接影響風電機組的正常服役性能，研究其在水平方向上的受力機理具有重要意義.土體抗力-樁身水平變形(p-y)曲線法被認為是分析樁基礎(chǔ)水平非線性變形最有效的方法，最早由Mcclelland等[2]提出.Matlock[3]提出適用于軟黏土地基水平受荷樁的py曲線，隨后Reese等[4-5]提出砂土和硬黏土中水平受荷樁p-y曲線的計算方法.目前已建成的大直徑單樁的設(shè)計普遍基于美國石油學會API規(guī)范[6]和挪威船級社DNV規(guī)范[7]，其推薦的p-y曲線主要適用于直徑小于2 m的柔性長樁.已有研究發(fā)現(xiàn)API規(guī)范推薦的p-y曲線在砂土地基中表現(xiàn)出偏大的初始剛度和偏小的極限土抗力[8-9]，在軟黏土地基中表現(xiàn)出過小的初始剛度及低估了土抗力的發(fā)展趨勢[10-12].龔維明等[13]在上部黏土底部粉砂的地基中進行現(xiàn)場試驗，指出API規(guī)范p-y曲線推薦值偏于保守.此外，單樁直徑對p-y曲線也有著十分顯著的影響[14-16].

在上述單樁樁土相互作用的研究中，荷載條件往往是單一的水平靜載或者水平循環(huán)荷載.海上風電機組基礎(chǔ)往往會受到上部結(jié)構(gòu)的豎向荷載和風、浪、流等荷載的耦合作用，有著更為復(fù)雜的樁土相互作用.本研究將不是沿著單一方向進行加載的方式都定義為“多向”加載.目前對于大直徑單樁基礎(chǔ)在多向循環(huán)荷載條件下的力學響應(yīng)及變形規(guī)律的研究具有2個特點：1）針對單樁基礎(chǔ)在豎向和水平向循環(huán)荷載耦合作用下的變形研究較少.何奔等[17-18]在黏土地基中開展了一系列離心機試驗，試驗結(jié)果表明施加豎向靜力荷載可以提高單樁的水平極限承載力和初始水平剛度.胡安峰等[19]利用有限元建立受豎向和水平向循環(huán)荷載作用的單樁模型，結(jié)果表明豎向循環(huán)荷載對樁基側(cè)向變形影響存在臨界值.2）現(xiàn)有研究主要集中在水平方向上的多向加載[20-21]（也被稱作風扇形加載），研究結(jié)果表明水平荷載方向的微小變化會對單樁位移產(chǎn)生顯著影響，多向風扇型加載會比單向加載產(chǎn)生更大的循環(huán)累計位移[22-23].

本研究基于現(xiàn)有大直徑單樁的研究成果，開展雙層地基中多向循環(huán)受荷的1g大比尺模型試驗，通過分析樁側(cè)位移及樁身應(yīng)變測試數(shù)據(jù)，獲得樁身彎矩及樁側(cè)土抗力隨循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律，研究大直徑單樁在受連續(xù)多向循環(huán)荷載影響下水平變形響應(yīng)及樁土相互作用機理.

1 試驗材料與方法

1.1 土體材料與制備方法

根據(jù)中國近海潮間帶典型土層，本試驗采用的土體材料為粉砂和淤泥質(zhì)黏土.上部淤泥質(zhì)黏土厚度為1 000 mm，底部粉砂厚度為500 mm，粉砂作為基礎(chǔ)排水層及樁端持力層，依據(jù)《土工試驗方法標準》[24]對粉砂及淤泥質(zhì)黏土進行一系列試驗，試驗所得的粉砂及淤泥質(zhì)黏土物理參數(shù)如表1所示.表中，w為水的質(zhì)量分數(shù)，γ 為重度，e為孔隙比，c為黏聚力，φ為內(nèi)摩擦角，wL和wP分別為液限和塑限，IL和IP分別為液性指數(shù)和塑性指數(shù).

表1 試驗土物理參數(shù)Tab.1 Physical parameters of test soil

為了保證試驗所用土體材料的均勻性，本試驗對粉砂及淤泥質(zhì)黏土均采用分層填筑的方式，每一層填筑土的厚度均為100 mm，在模型箱側(cè)壁事先用黑色記號筆標記有相應(yīng)的刻度線.在填筑粉砂時控制每層粉砂的填筑質(zhì)量為1 060 kg，壓實后每層粉砂的體積為0.6 m3，天然密度為1.767 g/cm3，控制干密度為1.592 g/cm3，相對密實度約為70%，每層填筑后壓實至刻度線處.粉砂填筑完成后靜置2 d再進行淤泥質(zhì)黏土的填筑.

在淤泥質(zhì)黏土填筑前，對淤泥質(zhì)黏土進行重塑飽和處理.每層淤泥質(zhì)黏土填筑厚度為100 mm，每層填筑完成后抹平表面至刻度線位置，再進行下一層淤泥質(zhì)黏土的填筑.由于填筑淤泥質(zhì)黏土土方量較大，無法精確控制每層淤泥質(zhì)黏土的質(zhì)量，在淤泥質(zhì)黏土填筑完成并靜置7 d后，用微型十字板剪切儀在土體四周取點測定淤泥質(zhì)黏土的不排水抗剪強度，如圖1所示.圖中，ho為取土深度；cu為不排水抗剪強度；S1、C1、C2分別表示靜載實驗組和2次循環(huán)實驗組，在每次試驗加載前測定土體的不排水抗剪強度，測定不排水剪位置選擇在土體四周及靠近中心共5處，每處在不同深度處測量土體的不排水抗剪強度.

圖1 淤泥質(zhì)黏土不排水抗剪強度隨深度變化曲線Fig.1 Curve of undrained shear strength of muddy clay with depth

1.2 模型箱

本試驗在浙江理工大學巖土工程災(zāi)變模擬系統(tǒng)中進行（見圖2）.巖土工程災(zāi)變模擬系統(tǒng)主要包括模型箱與加載框架、加載系統(tǒng)、計算機控制系統(tǒng)、液壓油泵控制系統(tǒng)、數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)五部分，具體由模型箱、模型樁、液壓作動器、反力架、數(shù)據(jù)采集儀等設(shè)備組成.所使用的模型箱尺寸為2.0 m×3.0 m×2.0 m（長×寬×高），模型箱由三面鋼板及一面透明的亞克力玻璃板制成，在模型箱頂部及側(cè)面布置有加載框架及液壓作動器用以進行靜力加載試驗及循環(huán)加載試驗，模型箱頂部的液壓作動器可以在上部反力架上自由水平滑動，可以保證加載過程中豎向荷載的作用點始終沿樁軸線不變.此外，在模型箱上搭建有一根與加載方向垂直的橫梁，橫梁上等間距豎向布置有3支位移傳感器（LVDT），用于測量樁身加載過程中的變形.對于橫向受荷單樁，已有研究證明模型樁中心至模型箱壁在5D外的邊界效應(yīng)并不顯著[25]，故本研究取樁中心到模型箱壁的距離為5D.對于本試驗選用的開口預(yù)埋管樁，有限元模擬中在15倍壁厚以下幾乎不產(chǎn)生附加應(yīng)力，本試驗樁底至模型箱底的距離超過30倍壁厚，可以認為邊界效應(yīng)的影響較小.如圖3(a)所示為模型樁位置示意圖.

圖2 巖土工程災(zāi)變模擬系統(tǒng)Fig.2 Geotechnical disaster simulation system

圖3 模型樁布置及測試圖Fig.3 Arrangement and test of model pile

1.3 模型樁

大直徑單樁基礎(chǔ)原型，直徑為6 m，埋深為39 m，樁長為60 m，本試驗?zāi)Ｐ偷膸缀蜗嗨票冗x定為1∶30.模型樁為底部開口的空心無縫鋼管，通過4段500 mm長的樁段采用螺紋連接組裝，在螺紋連接處加有一層防水布.在埋設(shè)模型樁前對模型樁幾何尺寸及抗彎剛度進行標定，模型樁樁長為2 m，外徑為0.2 m，壁厚為6.5 mm，樁身抗彎剛度為3.74×103kN·m2，埋入土層深度為1.3 m.Poulos等[26]提出用于區(qū)分剛?cè)嵝詷兜臉锻料鄬偠鹊母拍睿?/p>

式中：EI為樁身抗彎剛度，Es為樁周土的彈性模量，h為樁埋入土體深度.本試驗樁周土體彈性模量Es≈3 MPa，計算得到樁土相對剛度為0.432，大于0.208，本試驗選用的模型樁屬于剛性樁.

在樁身內(nèi)壁兩側(cè)自底部向上間隔100 mm等間距布置有13對應(yīng)變片，用于測定試驗過程中樁身彎矩，在應(yīng)變片上涂抹有703硅橡膠用于防水處理，應(yīng)變片的布置如圖3(b)所示.

1.4 試驗方案

本試驗由2組靜載試驗及2組連續(xù)的多方向循環(huán)加載試驗組成.試驗整體布置如圖4所示.

圖4 靜載及多向循環(huán)加載模型試驗布置Fig.4 Arrangement of static and multi-directional cyclic loading model tests

受災(zāi)變平臺高度限制，本試驗?zāi)Ｐ蜆恫捎妙A(yù)埋法布置.為了保證在模型土填筑過程中模型樁不會發(fā)生傾斜，在粉砂填筑至樁底標高處后，將模型樁預(yù)埋至準確樁位，采用自行設(shè)計的限位器將模型樁位置固定，后續(xù)每層模型土填筑后均用水準尺測量模型樁是否豎直，在所有土層均填筑完成后拆除限位器.

在加載過程中，液壓作動器內(nèi)置的位移計按照每秒2次的頻率記錄加載點處的位移，同時數(shù)據(jù)采集儀實時采集樁身各位置應(yīng)變及3支LVDT傳感器數(shù)據(jù)，采樣頻率為2 Hz.樁身彎矩、不同深度處的土抗力及水平位移可以表達為

式中：M為斷面處的彎矩，采用6～8階多項式擬合；εA和εB分別為樁身受拉側(cè)和受壓側(cè)的應(yīng)變；a為斷面處測點至中心線的距離，本試驗中a為模型樁內(nèi)半徑r；p和y分別為斷面處的土抗力和水平位移；z為斷面在泥面以下的深度.

首先進行模型樁的豎向和水平向靜載試驗，以確定單樁的豎向極限承載力Vu及水平極限承載力Hu.在進行靜載試驗前，通過ABAQUS有限元軟件預(yù)估模型樁的豎向極限承載力及水平極限承載力.單樁豎向靜載試驗采用《港口工程樁基規(guī)范》[27]中的慢速荷載維持法逐級加載，加載速率為80 N/min，試驗得到模型樁的豎向極限承載力為6.4 kN.豎向靜載試驗結(jié)束后靜置48 h再進行單樁水平靜載試驗，水平靜載試驗同樣采用慢速荷載維持法進行，加載速率為40 N/min，在荷載-水平位移曲線上將水平位移達到0.1倍樁徑時的水平位移視作模型樁的水平極限承載力[28]，得到模型樁水平極限承載力Hu=4.6 kN.

在循環(huán)加載試驗中，在模型試驗中將環(huán)境荷載簡化為與靜力極限承載力相關(guān)的恒幅循環(huán)荷載[29]，豎向循環(huán)加載和水平循環(huán)加載的加載頻率均取為0.1 Hz[30]，豎向循環(huán)加載和水平循環(huán)加載的波形擬定為正弦波，在本試驗中控制水平循環(huán)加載模式為單向循環(huán)加載，即水平循環(huán)荷載的最小值為0.如圖5所示為循環(huán)荷載的加載示意圖.每組循環(huán)試驗施加的循環(huán)荷載可以利用3個歸一化參數(shù)表示：

圖5 循環(huán)荷載示意圖Fig.5 Schematic diagram of cyclic load

式中：μ、η 和λ 分別為循環(huán)加載試驗中的豎向靜偏荷載比、豎向循環(huán)荷載比和水平循環(huán)荷載比，Vs、Vc和Hc分別為循環(huán)加載試驗中施加的豎向 靜偏荷載、豎向循環(huán)荷載幅值和水平循環(huán)荷載幅值.

通過控制豎向循環(huán)荷載比及水平循環(huán)荷載比來分析樁土共同作用體系在多向循環(huán)荷載作用下的力學響應(yīng)特性.靜載試驗分為S1和S2共2組.循環(huán)荷載試驗分為C1和C2共2組，豎向施加0.3Vu的靜載用于模擬大直徑單樁上部結(jié)構(gòu)的重力荷載，C1試驗組和C2試驗組的水平循環(huán)荷載加載幅值取0.2Hu、0.3Hu、0.4Hu逐級進行試驗，具體試驗方案如表2所示.表中，N為每個小組的循環(huán)加載次數(shù).

表2 靜載及多向循環(huán)加載試驗方案Tab.2 Test program of static and multi-directional cyclic loading

2 試驗結(jié)果

2.1 樁身荷載-位移分析

2組循環(huán)加載試驗的整體荷載H-位移y響應(yīng)測量結(jié)果如圖6所示，每幅圖都包含3個連續(xù)且依次增大的水平循環(huán)荷載比下的實測樁身加載點處的水平位移.為了清晰起見，每個小組試驗的1～10個循環(huán)黑色突出顯示，完整的加載循環(huán)用灰色范圍包括.可以看出，樁身加載點處的荷載-位移曲線表現(xiàn)出明顯的滯回曲線特征，前10個循環(huán)滯回圈有部分重疊的現(xiàn)象，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，滯回圈重疊面積不斷增加直至接近完全重合.

在相同的水平循環(huán)荷載比下，樁身加載點處的水平位移表現(xiàn)出類似的發(fā)展趨勢，如圖7所示為無豎向循環(huán)荷載（η=0）和施加豎向循環(huán)荷載（η=0.1）時樁身加載點峰值水平位移和殘余水平位移隨循環(huán)次數(shù)的變化曲線，并給出了第1個循環(huán)后各試驗組的峰值和殘余位移.圖中，Ns為每組試驗的總循環(huán)次數(shù).可以看出，樁身水平位移隨循環(huán)次數(shù)的增大而不斷增大，當水平循環(huán)荷載比增大時，樁身加載點處的水平位移也相應(yīng)增大.在第1次循環(huán)后，無豎向循環(huán)荷載時的樁身加載點峰值水平位移和殘余水平位移分別為1.66、1.22 mm；施加豎向循環(huán)荷載時的樁身加載點峰值水平位移和殘余水平位移分別為1.39、1.02 mm.這表明豎向循環(huán)荷載的施加增大了樁土體系的初始剛度，從而減小了第1個循環(huán)后的樁身水平位移.

圖7 循環(huán)試驗位移曲線Fig.7 Displacement curve of cyclic tests

由于第1次循環(huán)位移與相同幅值靜載試驗下的靜力位移有較強的線性關(guān)系，為了進一步分析豎向循環(huán)荷載比對樁身加載點處水平位移發(fā)展的影響以及將后續(xù)累計變形與靜力位移相聯(lián)系，以λ=0.2時的第1次循環(huán)下的峰值和殘余水平位移y0作為基準，將各試驗組的峰值和殘余水平位移進行歸一化處理，處理結(jié)果如圖8所示.可以看出，樁身加載點處的歸一化峰值位移普遍小于歸一化殘余位移，這與Lai等[31]觀測得到的結(jié)論一致.此外，施加豎向循環(huán)荷載后，樁身水平位移表現(xiàn)出更大的發(fā)展速率，以總循環(huán)次數(shù)為10 000、20 000、30 000次時的樁身歸一化殘余位移為例，施加豎向循環(huán)荷載比無豎向循環(huán)荷載的結(jié)果分別增加了7.2%、11.1%、14.8%，說明施加豎向循環(huán)荷載增大了后續(xù)樁土體系的剛度退化速率.

圖8 循環(huán)試驗歸一化位移曲線Fig.8 Normalized displacement curve of cyclic tests

2.2 樁身彎矩分析

如圖9所示為不同循環(huán)荷載比下循環(huán)次數(shù)為1、10、100、1 000、10 000次時的樁身最大彎矩分布曲線.可以看出，隨著循環(huán)次數(shù)的增大，樁身彎矩有減小的趨勢，水平循環(huán)荷載比 λ=0.2、0.3、0.4的試驗組在循環(huán)次數(shù)為10 000次時的樁身最大彎矩相比第1次循環(huán)時分別減小了6.8%、11.1%、7.1%.總體而言，在相同的土層條件及加載條件下，樁身彎矩會受循環(huán)次數(shù)的影響，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁土體系的剛度逐漸退化，從而導(dǎo)致樁身彎矩有減小的趨勢，這與Li等[32]的試驗研究結(jié)果一致.

圖9 不同循環(huán)次數(shù)下的樁身彎矩分布曲線Fig.9 Moment distribution curve of pile under different cycle numbers

在循環(huán)次數(shù)為10 000次時，不同循環(huán)荷載比下的樁身彎矩隨埋深的變化曲線如圖10所示.可以看出，在相同的加載條件下，樁身彎矩隨埋深的增加先增大后減小，且隨著水平循環(huán)加載比的增大，樁身彎矩相應(yīng)增大，最大彎矩始終保持在2.0D深度附近.以施加豎向循環(huán)荷載為例，λ=0.3、0.4時的樁身最大彎矩相比 λ=0.2時分別增加了51.2%、104.9%，說明樁身彎矩會隨水平循環(huán)荷載的增大而相應(yīng)增大.此外，施加豎向循環(huán)荷載時的樁身彎矩普遍小于無豎向循環(huán)荷載時的，表明施加豎向循環(huán)荷載會減小樁身彎矩.

圖10 不同循環(huán)荷載比下的樁身彎矩對比分析(N=10 000)Fig.10 Comparative analysis of pile bending moment under different cyclic loading ratios(N=10 000)

為了進一步研究循環(huán)荷載比對樁身最大彎矩的影響，以每組試驗在泥面處的彎矩M0為基準，將各試驗組的最大彎矩Mmax進行歸一化處理，試驗結(jié)果整理如圖11所示.可以看出，樁身歸一化最大彎矩范圍為1.5～1.8，隨循環(huán)次數(shù)的增大而減小，施加豎向循環(huán)荷載會減小樁身歸一化最大彎矩.

圖11 樁身最大彎矩歸一化分析Fig.11 Normalized analysis of maximum bending moment

2.3 土抗力分析

通過實測得到的各級荷載下的樁身彎矩和樁身水平位移，可以計算得到不同循環(huán)次數(shù)下的樁身土抗力曲線.如圖12所示為豎向循環(huán)荷載比為0和0.1時，循環(huán)次數(shù)為1、10、100、1 000、10 000時的各試驗組的土抗力結(jié)果.可以看出，在相同的加載條件下，隨著深度的增加，土抗力先增大后減小，再減小至0后出現(xiàn)反向增大的趨勢.此外，在加載條件相同時，樁身土抗力隨著循環(huán)次數(shù)的增大總體呈現(xiàn)出減小的趨勢，體現(xiàn)出樁土體系剛度隨循環(huán)次數(shù)的增大而逐漸退化.土抗力最大值所在的位置隨循環(huán)次數(shù)的增大而逐漸向下移動，隨著循環(huán)次數(shù)的增大，土抗力最大值所在位置從接近1.5D處逐漸向2.0D處移動.

圖12 不同循環(huán)次數(shù)下樁側(cè)土抗力分布曲線Fig.12 Distribution of soil resistance under different cycle numbers

如圖13所示為循環(huán)次數(shù)為10 000次時各個試驗組的樁身土抗力分布情況.可以看出，隨著水平循環(huán)荷載比的加大，樁身土抗力也相應(yīng)增大.此外，分析樁身土抗力零點以上最大值，結(jié)果表明，在水平循環(huán)荷載比相同時，無豎向循環(huán)荷載與施加豎向荷載的試驗組相比較，產(chǎn)生了更大的樁側(cè)土抗力，表明施加豎向循環(huán)荷載加速了樁土體系剛度的退化.

圖13 不同循環(huán)荷載比下的樁身土抗力對比分析(N=10 000)Fig.13 Comparative analysis of soil resistance under different cyclic loading ratios(N=10 000)

2.4 p-y曲線分析

如圖14所示為無豎向循環(huán)荷載和施加豎向循環(huán)荷載試驗組在水平循環(huán)荷載比 λ=0.2時，循環(huán)次數(shù)為1、10、100、1 000、10 000時埋深為2.0D深度處的循環(huán)p-y曲線.可以看出，在第1個循環(huán)的加載階段，土抗力與樁身水平位移呈近似正相關(guān)關(guān)系，施加豎向循環(huán)荷載比無豎向循環(huán)荷載試驗組表現(xiàn)出更大的p-y曲線斜率.隨著循環(huán)次數(shù)的增加，循環(huán)p-y曲線表現(xiàn)出向右下方移動的趨勢，每一個循環(huán)結(jié)束時的土抗力表現(xiàn)出減小的趨勢，說明在相同的加載條件下，隨著循環(huán)次數(shù)的增加，樁側(cè)殘余土抗力逐漸降低，樁土體系剛度不斷退化.

圖14 2.0D深度處的循環(huán)p-y曲線(λ=0.2)Fig.14 Cyclic p-y curves at depth of 2.0D (λ=0.2)

為了進一步分析循環(huán)p-y曲線，繪制各試驗組在0.5D、1.0D、1.5D和2.0D深度處循環(huán)次數(shù)分別為1、10、100、1 000、10 000次時實測循環(huán)p-y曲線峰值與靜力實測p-y曲線和API規(guī)范推薦值的對比，如圖15所示.顯然，在未達到土抗力峰值埋深前，埋深越深，靜力和循環(huán)p-y曲線所體現(xiàn)的土抗力和剛度越高.在埋深較淺處（0.5D），實測靜力p-y曲線普遍小于API推薦的循環(huán)p-y曲線，隨著埋深的不斷增加，實測靜力p-y曲線逐漸大于API規(guī)范推薦的循環(huán)p-y曲線.本研究的模型樁徑以及試驗土體與API規(guī)范所參考的Matlock現(xiàn)場試樁試驗存在差距，這可能是實測值與API規(guī)范推薦值存在差異的原因.

圖15 不同深度處實測靜力p-y曲線峰值、循環(huán)p-y曲線峰值與API推薦值對比Fig.15 Comparison of measured peak values of static p-y curves and cyclic p-y curves with API recommended value at different depths

無論在哪一個深度處，隨著循環(huán)次數(shù)的增大，實測循環(huán)p-y曲線峰值均逐漸減小，表明樁土體系的剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增大而不斷減小.最大的土抗力衰減出現(xiàn)在樁身較淺處，以水平循環(huán)荷載比 λ=0.2時為例，在0.5D深度處，在10 000次循環(huán)荷載后，不施加豎向循環(huán)荷載的試驗組土抗力衰減了23.0%，施加豎向循環(huán)荷載的試驗組土抗力衰減了43.8%；在1.0D深度處，在10 000次循環(huán)荷載后，不施加豎向循環(huán)荷載的試驗組土抗力衰減了18.5%，施加豎向循環(huán)荷載的試驗組土抗力衰減了25.5%，衰減幅度明顯小于0.5D深度處的.施加豎向循環(huán)荷載的情況在10 000次循環(huán)后會表現(xiàn)出更大的土抗力衰減，說明施加豎向循環(huán)荷載在后續(xù)循環(huán)過程中加速了樁土體系的剛度退化.

3 結(jié)論

（1）在連續(xù)加載過程中，樁身水平位移隨水平循環(huán)荷載比的增大而顯著增大.施加豎向循環(huán)荷載會減小初始水平位移并加速后續(xù)循環(huán)過程中水平位移的發(fā)展速率.

（2）樁身彎矩沿樁身的分布與循環(huán)次數(shù)關(guān)系不大，樁身彎矩隨水平循環(huán)荷載比的增大而相應(yīng)增大，最大彎矩出現(xiàn)在2.0D深度處.隨著循環(huán)次數(shù)的增大，樁身彎矩表現(xiàn)出減小的趨勢.施加豎向循環(huán)荷載會減小樁身歸一化最大彎矩.

（3）在相同的加載條件下，樁側(cè)土抗力的最大值隨著循環(huán)次數(shù)的增大逐漸從1.5D深度處向2.0D深度處移動；循環(huán)p-y曲線逐漸退化且在表層土體處有更大幅度的退化.施加豎向循環(huán)荷載增大了樁土體系的初始剛度，但同時也會增大樁土體系的剛度退化速率.

（4）本研究開展軟土地基中受豎向和水平向雙向循環(huán)受荷的樁土相互作用試驗研究，指出豎向循環(huán)荷載對長期循環(huán)荷載作用下樁身位移及樁土相互作用的不利影響，對海上大直徑單樁的設(shè)計有重要的參考價值.考慮到實際工程中海上大直徑單樁荷載條件更為復(fù)雜多變，后續(xù)可以進行不同豎向靜偏荷載比及豎向循環(huán)荷載比的樁土相互作用試驗研究.