張 宇，王忠濤，趙守正

（1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 ，遼寧大連116024；2.大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院巖土工程研究所，遼寧大連116024；

3.中交四航工程研究院有限公司，廣東廣州510000）

雙向水平循環(huán)荷載下單樁承載力的離心模型實(shí)驗(yàn)

張 宇1，2，王忠濤1，2，趙守正3

（1.大連理工大學(xué)海岸和近海工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 ，遼寧大連116024；2.大連理工大學(xué)土木工程學(xué)院巖土工程研究所，遼寧大連116024；

3.中交四航工程研究院有限公司，廣東廣州510000）

針對(duì)飽和密砂地基，采用位移控制方式，分別進(jìn)行了單向水平位移和雙向水平循環(huán)位移加載下剛性單樁基礎(chǔ)的離心模型實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)表明：樁端反力隨位移荷載循環(huán)次數(shù)的增加而增加，10次循環(huán)后，樁端反力逐漸趨于穩(wěn)定；樁身彎矩與樁端反力基本呈線性變化 ，最大彎矩出現(xiàn)在1／3埋深附近；隨著水平位移和循環(huán)次數(shù)的增加，樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心最終穩(wěn)定在2／3埋深附近。

單樁；水平荷載；雙向循環(huán)；離心模型實(shí)驗(yàn)；位移控制

作為建筑、港口、近海鉆井平臺(tái)和海上風(fēng)機(jī)等工程結(jié)構(gòu)物的常用基礎(chǔ)形式，樁基礎(chǔ)往往同時(shí)承受著較大的豎向荷載、水平荷載和彎矩的作用。水平荷載下的樁－土相互作用較為復(fù)雜，針對(duì)這類問(wèn)題，國(guó)內(nèi)外學(xué)者開(kāi)展了大量模型實(shí)驗(yàn)研究，文松霖等［1］通過(guò)離心模型實(shí)驗(yàn)探討了加載位置對(duì)樁基礎(chǔ)水平承載力的影響；Verdure［2］、Li等［3］和Klinkvort等［4］對(duì)水平循環(huán)荷載下密砂中樁－土相互作用問(wèn)題進(jìn)行了離心模型實(shí)驗(yàn)研究，討論了荷載－位移曲線的割線剛度隨循環(huán)荷載次數(shù)的變化規(guī)律，以及由循環(huán)荷載引起的永久變形的累積規(guī)律，并發(fā)現(xiàn)砂土中樁的極限承載力并未因循環(huán)荷載的作用而減??；王富強(qiáng)等［5］采用臂式離心模型實(shí)驗(yàn)探討了飽和砂土中樁基礎(chǔ)在水平循環(huán)荷載下的受力變形規(guī)律。但上述模型實(shí)驗(yàn)均采用應(yīng)力控制加載，或僅考慮單向水平循環(huán)荷載。為討論不同位移幅值的循環(huán)荷載作用下，單樁基礎(chǔ)承載力的變化規(guī)律，本文采用位移控制法，針對(duì)單向水平位移和雙向水平循環(huán)位移加載下的單樁進(jìn)行了離心模型實(shí)驗(yàn)，分析了樁身的響應(yīng)規(guī)律，包括雙向水平循環(huán)位移加載對(duì)單樁基礎(chǔ)臨界承載力的影響、樁身彎矩的分布規(guī)律、以及樁體的轉(zhuǎn)動(dòng)中心變化規(guī)律等。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)備

1.1 土工鼓式離心機(jī)

實(shí)驗(yàn)采用國(guó)內(nèi)首臺(tái)大型土工鼓式離心機(jī)GT450／1.4，環(huán)形模型槽直徑為1.4 m，深度為0.27 m，寬度為0.35m。設(shè)備負(fù)載能力450 g?t，最大離心加速度600 g，此時(shí)對(duì)應(yīng)的最大載重為0.75 t。其性能優(yōu)良，功能全面，在機(jī)械設(shè)備規(guī)模、數(shù)據(jù)采集精度、控制系統(tǒng)自動(dòng)化程度及作動(dòng)器加載模式方面均領(lǐng)先于國(guó)外同類產(chǎn)品。

1.2 砂土成樣裝置

砂土地基成樣采用自主研發(fā)的自動(dòng)撒砂裝置，以嚴(yán)格控制試樣的相對(duì)密實(shí)度和均勻性，確保實(shí)驗(yàn)的高度可重復(fù)性，設(shè)備如圖1所示。撒砂筒上部裝有孔徑可調(diào)的薄片，以控制砂土的流量，下部裝有雙層濾網(wǎng)，確保出砂的均勻性。撒砂筒在伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)控制下，可實(shí)現(xiàn)精確的三維運(yùn)動(dòng)，包括水平向、豎向的移動(dòng)速度和行走路線均可嚴(yán)格控制，保證撒砂過(guò)程中落距始終相同。整套設(shè)備適用于制備相對(duì)密實(shí)度范圍為0.47～0.94的均勻砂樣。實(shí)驗(yàn)中為獲得相對(duì)密實(shí)度為0.92的密砂，參照趙守正等［6］和曾虹靜等［7］的經(jīng)驗(yàn)圖表，選用6mm孔徑的噴嘴薄片，落距為400mm，撒砂筒水平移動(dòng)速度為50mm／s，每次同水平面撒砂循環(huán)后提高撒砂筒15mm。

圖1 自動(dòng)撒砂裝置和撒砂筒示意圖

1.3 加載裝置

實(shí)驗(yàn)中選用自主研發(fā)的Maxon伺服電機(jī)驅(qū)動(dòng)加載裝置。裝置固定于離心機(jī)中軸的作動(dòng)器上，如圖2所示。最大加載行程200mm，加載速度可精確控制在0.001mm／s～0.5mm／s。本實(shí)驗(yàn)采用位移式控制加載，樁端水平向加載速度為0.05 mm／s。通過(guò)圖2中的連接部件6，可實(shí)現(xiàn)加載裝置與樁頭光滑接觸，有效避免了加載過(guò)程中機(jī)械摩擦引起的樁體上拔。

圖2 實(shí)驗(yàn)加載裝置及測(cè)量系統(tǒng)設(shè)計(jì)圖（單位：mm）

1.4 測(cè)量系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)中采用非接觸式激光位移傳感器Laser測(cè)量樁身位移，通過(guò)測(cè)力桿獲得樁端反力，布置方式如圖2。激光位移傳感器布置在砂面上方，其中Laser1距砂面19 mm，Laser2距砂面75 mm。實(shí)驗(yàn)中以Laser1采集的水平位移作為加載的控制參數(shù)。測(cè)力桿雙側(cè)貼有應(yīng)變片，經(jīng)過(guò)嚴(yán)格標(biāo)定可測(cè)算樁端受力。樁身布置4組高精度應(yīng)變片以測(cè)算樁身彎矩，敷設(shè)位置距地基表面依次為17mm、42mm、67mm和92 mm。

2 實(shí)驗(yàn)方案

2.1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/p>

實(shí)驗(yàn)中使用彈性模量約為65 000MPa的高強(qiáng)度硬鋁合金空心圓管模擬剛性樁，尺寸為，外徑 d＝20 mm，壁厚 t＝2mm，長(zhǎng)L＝200mm，埋深h＝100mm。實(shí)驗(yàn)在50 g離心加速度下進(jìn)行，模型比尺為1∶50，相對(duì)應(yīng)的原型鋼樁尺寸為樁徑 d＝1m，壁厚 t＝0.1 m，樁長(zhǎng)L＝10m，埋深 h＝5m。

實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ拖溆射X合金制成，長(zhǎng)度 a＝310mm，寬度 b＝290mm，深度 c＝180mm，底部鋪有中砂并覆蓋透水板，可通過(guò)底部進(jìn)水閥緩慢注水飽和砂樣。由于 b／d＝14.5＞5［8］，可忽略模型邊界效應(yīng)的影響。

2.2 地基材料

地基材料選用福建標(biāo)準(zhǔn)砂，篩除大于0.5mm粒徑的砂粒后，粒徑特征參數(shù)列入表1。砂土顆粒級(jí)配曲線如圖3。因?yàn)?d／d50＝20／0.17＝117.6＞30［1］，可忽略顆粒效應(yīng)的影響。

表1 砂土基本參數(shù)

圖3 土料顆粒級(jí)配曲線

2.3 實(shí)驗(yàn)步驟

第1步：在1 g條件下，用自動(dòng)撒砂裝置制備相對(duì)密實(shí)度為0.92的砂樣，通過(guò)模型箱側(cè)壁底部的進(jìn)水閥緩慢注入無(wú)氣水飽和砂樣。

第2步：砂樣飽和完成后，在1 g條件下通過(guò)伺服電機(jī)作動(dòng)器，以0.05 mm／s的速度將樁垂直壓入模型箱的中心位置，貫入深度為100mm。

第3步：樁安裝完畢后，通過(guò)模型箱下方的進(jìn)水閥排出砂樣中的部分水分，使砂樣能夠側(cè)立。安裝傳感器，并將模型箱固定在離心機(jī)環(huán)形模型槽內(nèi)，準(zhǔn)備實(shí)驗(yàn)。

第4步：開(kāi)始離心模型實(shí)驗(yàn)，先將離心機(jī)提速至20 g，在此條件下向環(huán)形模型槽內(nèi)通水，直至自由水面超出砂面。將離心機(jī)提速到50 g，待水面平穩(wěn)、且傳感器信號(hào)穩(wěn)定后進(jìn)行加載，完成實(shí)驗(yàn)。

2.4 實(shí)驗(yàn)內(nèi)容

通過(guò)4組離心模型實(shí)驗(yàn)，分別考慮單向加載和雙向循環(huán)加載以及循環(huán)位移幅值的變化，分析和討論了水平荷載下密實(shí)砂土地基中剛性樁的響應(yīng)規(guī)律。各組實(shí)驗(yàn)工況列入表2。

表2 實(shí)驗(yàn)工況

Test1為單向水平位移加載，最大加載位移為7 mm；Test2～Test4分別按照水平位移控制進(jìn)行雙向循環(huán)加載，循環(huán)位移幅值A(chǔ)依次為0.65 mm、1 mm和2mm。循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)中，當(dāng)位移幅值處的樁端反力趨于穩(wěn)定時(shí)停止加載，以確定循環(huán)加載次數(shù)，對(duì)應(yīng)次數(shù)列于表2。為考察循環(huán)位移加載后的單樁承載能力，在Test2～Test4循環(huán)加載結(jié)束后，分別進(jìn)行一次單向位移加載，當(dāng)樁端反力趨于穩(wěn)定時(shí)停止加載，對(duì)應(yīng)的水平位移依次為6.5mm、6.0mm和5.0mm。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 單向水平位移加載下樁端反力

圖4（a）為4組實(shí)驗(yàn)中第1輪循環(huán)達(dá)到加載位移幅值前，樁端反力 H和水平位移u的關(guān)系曲線，4條曲線趨勢(shì)相同，相同水平位移范圍內(nèi)曲線基本重合，總體上樁端反力隨位移增加而增大?？梢钥闯?H－u曲線的第1個(gè)拐點(diǎn)出現(xiàn)在0.2mm水平位移處，對(duì)應(yīng)臨界承載力 Hcr＝25 N，第2拐點(diǎn)不明顯，后期呈非線性變化。

圖4 循環(huán)加載前后單向加載 H－u曲線

3組循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)結(jié)束后，繼續(xù)進(jìn)行1次單向水平位移加載實(shí)驗(yàn)，相應(yīng)的 H－u曲線見(jiàn)圖4（b）。經(jīng)過(guò)循環(huán)位移加載后，對(duì)應(yīng)原起始位置樁端反力不為0，為便于比較，圖中曲線均以樁端反力為0時(shí)，即完全卸載后作為新起始點(diǎn)，相應(yīng)位置如圖4（b）所示。樁周砂土在剛性樁的擠壓下，表面有少許隆起，樁周土體形成橢圓形凹陷，凹陷深度小于樁埋深3%。總體上樁周砂土受剛性樁擠壓變得更為密實(shí)，樁承載力得以提高，因此3條曲線初始斜率相比圖4（a）均有明顯增大，水平臨界荷載 Hcr明顯增大，均超過(guò)100 N。但達(dá)到臨界荷載 Hcr所需的位移也明顯增大，基本接近循環(huán)加載的位移幅值，同時(shí)注意到，之前經(jīng)歷的雙向循環(huán)加載位移幅值越大，樁端反力在相同的水平位移處越小，即 H－u曲線的初始斜率越低。原因是樁周凹陷區(qū)域和深度隨循環(huán)位移增大而增大，對(duì)樁的承載能力發(fā)揮有一定影響。出現(xiàn)臨界荷載后，隨著循環(huán)位移的繼續(xù)發(fā)展，樁端反力繼續(xù)增大，但增長(zhǎng)率逐漸減小，最終趨于穩(wěn)定。

3.2 循環(huán)位移加載下樁端反力

圖5為按位移控制的雙向水平循環(huán)荷載下樁端反力H和水平位移u的滯回曲線，圖6為對(duì)應(yīng)各循環(huán)中最大樁端反力及其增長(zhǎng)率與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線。

圖5 循環(huán)加載 H－u曲線

由圖5～圖6可知，對(duì)應(yīng)循環(huán)位移幅值處，樁端反力隨循環(huán)次數(shù)的增加而增加。首次循環(huán)時(shí)樁端反力的增量最大，3組實(shí)驗(yàn)中反力增量分別為18.7%， 16.4%和14.1%。當(dāng)循環(huán)次數(shù)達(dá)到10次以后，樁端反力增長(zhǎng)速率開(kāi)始減緩，每次循環(huán)的增量不超過(guò)3%。循環(huán)加載結(jié)束后，Test2、Test3、Test4中樁端反力的增長(zhǎng)率分別達(dá)到85%、79%和51%，說(shuō)明循環(huán)位移幅值A(chǔ)越大，樁端反力的增長(zhǎng)率越小。

圖6 最大樁端反力及其增長(zhǎng)率與循環(huán)次數(shù)的關(guān)系

3.3 水平荷載下樁身彎矩

圖7為單向位移加載實(shí)驗(yàn)中樁身彎矩與樁端反力的對(duì)應(yīng)關(guān)系，可以看出兩者基本呈線性關(guān)系。由于實(shí)驗(yàn)采用的是位移控制法，注意到圖4（a）中樁端反力與水平位移為曲線變化關(guān)系，結(jié)合樁身截面的彎矩計(jì)算公式，可知樁側(cè)土體的剛度系數(shù)為非線性變化，與樁端反力隨水平位移的變化規(guī)律一致。因此當(dāng)采用位移法控制施工時(shí)，以往假定地基比例系數(shù)m為恒值是不準(zhǔn)確的。

圖7 樁身彎矩與樁端反力的關(guān)系

圖8是隨循環(huán)次數(shù)變化對(duì)應(yīng)位移幅值時(shí)樁身彎矩沿深度的分布規(guī)律。由圖8可以看出3組實(shí)驗(yàn)中彎矩分布趨勢(shì)基本相同，隨著循環(huán)次數(shù)增加，樁身彎矩有一定增長(zhǎng)。前10次的循環(huán)中，樁身彎矩增長(zhǎng)較為明顯，隨著循環(huán)次數(shù)的增多，增幅逐漸變小，達(dá)到20次循環(huán)后，樁身彎矩趨于穩(wěn)定。3組實(shí)驗(yàn)中，距地基表面17mm和42mm位置處彎矩基本相同，說(shuō)明最大彎矩出現(xiàn)在2個(gè)位置區(qū)間內(nèi)，與王富強(qiáng)等［5］得出的位于1／3埋深位置處的結(jié)論相近?？拷鼧兜孜恢茫瑥澗亟咏?，說(shuō)明小尺寸剛性樁的樁底豎向地基抗力很小，未引起有效彎矩，符合理論解。

圖8 樁身彎矩隨深度的變化

3.4 水平荷載下樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心

實(shí)驗(yàn)樁的模型材料為高強(qiáng)度鋁合金管，可忽略自身變形，根據(jù)Laser1和Laser2量測(cè)的不同位置的水平位移，可計(jì)算出樁的轉(zhuǎn)動(dòng)中心。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心隨樁身水平位移的變化而改變，循環(huán)加載次數(shù)對(duì)樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心的位置影響較小。

以單向加載為例，加載過(guò)程中樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心隨加載位移的增加而上升，如圖9所示。實(shí)驗(yàn)初始階段，轉(zhuǎn)動(dòng)中心約在砂面以下75mm處，隨后較快上升到距砂面65mm左右，隨著水平位移進(jìn)一步增加，轉(zhuǎn)動(dòng)中心緩慢上升最終穩(wěn)定在砂面以下60mm左右。類似地，循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)最初的3個(gè)循環(huán)，樁體的轉(zhuǎn)動(dòng)中心從砂面以下75mm左右上升到65 mm左右，并最終穩(wěn)定在65mm左右。綜合4組實(shí)驗(yàn)來(lái)看，轉(zhuǎn)動(dòng)中心最終穩(wěn)定在2／3埋深附近。

圖9 樁體轉(zhuǎn)動(dòng)中心的變化

4 結(jié) 論

通過(guò)單向水平位移和雙向水平循環(huán)位移加載剛性單樁的離心模型實(shí)驗(yàn)，分析得出如下結(jié)論：

（1）循環(huán)加載后，樁的水平承載能力有所提高，但受樁周砂土凹陷深度和范圍的影響，循環(huán)位移幅值越大，達(dá)到臨界荷載所需的位移越大，樁端反力隨水平位移的增長(zhǎng)斜率越低。

（2）循環(huán)加載實(shí)驗(yàn)中，對(duì)應(yīng)循環(huán)位移幅值，樁端反力隨循環(huán)次數(shù)的增加而增加，循環(huán)次數(shù)10次后，樁端反力轉(zhuǎn)為緩慢增長(zhǎng)，并逐步趨于穩(wěn)定。循環(huán)位移幅值越大，樁端反力增長(zhǎng)率越小。

（3）樁身彎矩與樁端反力基本呈線性變化，樁側(cè)土體的剛度系數(shù)為非線性變化，與樁端反力隨水平位移的變化規(guī)律一致；最大彎矩出現(xiàn)在1／3埋深的附近?？拷鼧兜孜恢?，彎矩接近0。

（4）隨著水平位移和循環(huán)次數(shù)的增加，剛性樁的轉(zhuǎn)動(dòng)中心會(huì)有上升，最終穩(wěn)定在2／3埋深附近。循環(huán)次數(shù)對(duì)轉(zhuǎn)動(dòng)中心的位置影響不大。

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Centrifugal Tests of Single Pile’s Bearing Capacity Subjected to Bidirectional Cyclic Lateral Loading

ZHANG Yu1，2，WANG Zhong－tao1，2，ZHAO Shou－zheng3
（1.State Key Laboratory of Coastal and Offshore Engineering，Dalian University of Technology，Dalian，Liaoning 116024，China；2.Institute ofGeotechnical Engineering，School of Civil Engineering，Dalian University of Technology，Dalian，Liaoning 116024，China；3.CCCC Fourth Harbor Engineering Institute Co.，Ltd.，Guangzhou，Guangdong 510000，China）

Centrifugemodel tests forsingle pileburied in saturated dense sandwere carried out to investigate the behavior of pile foundation subjected to unidirectional and bidirectional cyclic lateral displacement loadings separately.The results indicate that the reaction force riseswith cycles of lateral displacement loading，and it becomes stable after 10 cycles gradually.The bendingmoment varieswith the reaction force linearly，and the biggestmoment’s position is at around 1／3 buried depth.With the increasing of lateral displacementand cycles，the rotation center stables ataround 2／3 buried depth.

single pile；lateral loading；bidirectional cyclic loading；centrifugal test；displacement control

TU449

A

1672—1144（2014）04—0027—05

10.3969／j.issn.1672－1144.2014.04.005

2014－04－08

2014－05－10

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（50909014，51079018），國(guó)家重大科技專項(xiàng)“南海深水油氣開(kāi)發(fā)示范工程”子課題“南海北部陸坡區(qū)地質(zhì)災(zāi)害風(fēng)險(xiǎn)評(píng)價(jià)預(yù)測(cè)研究”（2011ZX05056－001－02），中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助（DUT14ZD220）

張 宇（1987—），男 ，遼寧阜新人 ，碩士研究生 ，研究方向?yàn)榻＝Y(jié)構(gòu)物的承載特性研究。