龔 敏，朱 濤，陳守祥，張東明，賀 瑞

(1.中南電力設(shè)計(jì)院，武漢 430071；2.河海大學(xué) 港口海岸與近海工程學(xué)院，南京 210098)

大直徑單樁基礎(chǔ)是指直徑3～8 m，壁厚30～60 mm，長(zhǎng)徑比2～10的大直徑鋼管樁，其優(yōu)點(diǎn)在于造價(jià)較低、施工方便、施工周期短、受環(huán)境制約小，并且可以適用于黏土、粉土、砂土等各種海床中[1]。因此大直徑單樁在全世界范圍內(nèi)得到了廣泛應(yīng)用。近海風(fēng)機(jī)是典型的建立在海底基礎(chǔ)上的高聳柔性結(jié)構(gòu)，自振頻率較低，和海上風(fēng)機(jī)運(yùn)行期間受到的風(fēng)、浪、流、地震波以及運(yùn)行荷載等動(dòng)荷載的頻率接近。因此需要對(duì)大直徑單樁的振動(dòng)特性進(jìn)行精確的控制從而避免發(fā)生共振。

目前對(duì)于海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)的初始振動(dòng)特性的理論計(jì)算和數(shù)值模擬相對(duì)成熟，包括：Winkler動(dòng)力彈簧模型[2-3]，Novak薄層法[4]，Muki和Sternberg的虛擬樁法[5]和Pak積分方程方法[6-7]等。數(shù)值模擬方面[8-10]，眾多學(xué)者通過有限單元法研究了基礎(chǔ)動(dòng)力特性(動(dòng)剛度、共振頻率、阻尼比等)隨長(zhǎng)徑比(L/D)、厚徑比(h/D)、彈模比(Ep/Es)、無量綱頻率(a0)等參數(shù)的變化。長(zhǎng)期循環(huán)荷載的研究目前主要集中于累積變形及剛度變化的研究[11-17]，但是長(zhǎng)期循環(huán)荷載也會(huì)從多個(gè)方面影響大直徑單樁的振動(dòng)特性：根據(jù)土動(dòng)力學(xué)知識(shí)，土體的動(dòng)剪切模量、阻尼比等參數(shù)會(huì)隨動(dòng)荷載產(chǎn)生的剪切應(yīng)變幅值變化；也會(huì)隨循環(huán)加載次數(shù)增加而變化；土體在往復(fù)荷載作用下，土顆粒之間發(fā)生相對(duì)滑移會(huì)產(chǎn)生新的排列，不僅僅會(huì)導(dǎo)致樁周土體的振密，根據(jù)Cuéllar等[18]的研究，在達(dá)到一定循環(huán)荷載幅值時(shí)，樁周土體顆粒落在樁土間隙當(dāng)中從而產(chǎn)生對(duì)流運(yùn)動(dòng)，最終形成振動(dòng)坑，這種土顆粒的運(yùn)動(dòng)也可能加劇現(xiàn)實(shí)海洋環(huán)境中樁周土體在波流作用下的沖刷。Lombardi等[19]研究了海上風(fēng)機(jī)基礎(chǔ)在黏性土中，經(jīng)歷32 000～172 000次水平循環(huán)荷載作用過程中樁基共振頻率和阻尼比的變化，試驗(yàn)結(jié)果顯示在黏性土中，循環(huán)荷載長(zhǎng)期作用會(huì)導(dǎo)致樁基水平動(dòng)剛度的降低從而導(dǎo)致樁基水平共振頻率降低，降低程度和樁周土體剪切應(yīng)變幅值線性相關(guān)，和循環(huán)次數(shù)對(duì)數(shù)相關(guān)；阻尼比隨著循環(huán)加載次數(shù)呈增大趨勢(shì)。LeBlanc等[20]進(jìn)行了一系列的室內(nèi)模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)單樁基礎(chǔ)在8 000～60 000次循環(huán)荷載作用后的轉(zhuǎn)角累積變形和剛度變化。Arshad等[21]通過室內(nèi)1g模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)6 000次循環(huán)荷載作用過程中大直徑單樁剛度因砂土振密而增加。Li等[22]通過二維的板代替樁基詳細(xì)地研究了長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用過程中樁周土體顆粒的對(duì)流運(yùn)動(dòng)情況，同時(shí)研究了共振頻率的變化。但是上述研究中，Lombardi研究對(duì)象為黏性土，沒有研究過砂土；LeBlanc主要研究對(duì)象是轉(zhuǎn)角累積變形和剛度變化；Arshad循環(huán)加載次數(shù)較少，并且試驗(yàn)中沒有觀察并考慮砂土振動(dòng)坑的影響；Li的研究中，將樁基簡(jiǎn)化而二維板，主要研究對(duì)象為樁周土體的顆粒運(yùn)動(dòng)，不能很好地考慮與實(shí)際樁基的力學(xué)相似關(guān)系。目前海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)理論方法、數(shù)值方法大多只能對(duì)其初始振動(dòng)特性進(jìn)行計(jì)算，而無法考慮海洋環(huán)境下循環(huán)荷載(如波浪荷載)長(zhǎng)期作用過程中大直徑單樁基礎(chǔ)的振動(dòng)特性變化。因此本文采用室內(nèi)1g模型試驗(yàn)的方法，著重研究了大直徑單樁模型在長(zhǎng)期循環(huán)荷載過程中水平振動(dòng)共振頻率、阻尼比和剛度的變化規(guī)律。

1 試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)內(nèi)容與方法

1.1.1 水平靜力承載力試驗(yàn)

在中密砂(相對(duì)密實(shí)度Dr=63%)中進(jìn)行大直徑單樁水平靜力承載力試驗(yàn)，確定樁基水平靜力承載力Hu，作為循環(huán)荷載幅值大小的參考。樁基水平承載力取樁頂位移達(dá)到0.1D時(shí)對(duì)應(yīng)的水平荷載。加載方式根據(jù)JTG 254—1998《港口工程樁基規(guī)范》[23]進(jìn)行加載：加載過程約分為10個(gè)階段，每次加載約0.1Hu，(Hu通過預(yù)試驗(yàn)和數(shù)值模擬進(jìn)行估算)。當(dāng)加載點(diǎn)的位移變化率在30 min內(nèi)小于1×10-5m/min時(shí)，開始下一階段的加載，當(dāng)總位移達(dá)到0.1D時(shí)停止加載。

1.2 不同幅值的循環(huán)荷載長(zhǎng)期加載試驗(yàn)

(1) 循環(huán)荷載加載幅值

通過室內(nèi)1g模型試驗(yàn)，對(duì)鋼管樁模型進(jìn)行不同幅值循環(huán)荷載長(zhǎng)期作用后的樁基動(dòng)力特性測(cè)試試驗(yàn)，循環(huán)荷載幅值取0～0.3Hu。由水平靜承載力試驗(yàn)可知，試驗(yàn)樁在該密實(shí)度砂土中水平承載力為60 N，如圖1所示。海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)所受的長(zhǎng)期循環(huán)荷載例如波浪荷載的幅值大約在30%Hu。因此，本文試驗(yàn)中循環(huán)荷載幅值取5%,10%，20%，30%Hu，分別為3N,6 N，12 N，18 N(3 N由于傳感器原因沒有分析時(shí)域結(jié)果，3 N荷載較小，長(zhǎng)期循環(huán)加載對(duì)樁土結(jié)構(gòu)的影響很小)。

圖1 樁基水平承載力試驗(yàn)Fig.1 Static pile-head response

(2) 循環(huán)荷載加載頻率

試驗(yàn)中通過動(dòng)力相似關(guān)系將現(xiàn)實(shí)中的海浪頻率換算至試驗(yàn)中，保證試驗(yàn)與原型無量綱頻率a0[24]一致，如式(1)。

(1)

(2)

(3)

式中：fp為現(xiàn)實(shí)中海浪頻率，約為0.2～1 Hz，則試驗(yàn)中對(duì)應(yīng)的加載頻率fm約為6.32～31.6 Hz，但是試驗(yàn)中若使用該頻率區(qū)間的正弦荷載進(jìn)行加載，要想達(dá)到107量級(jí)的加載次數(shù)，加載時(shí)間過長(zhǎng)，因此，考慮將該頻率f1(fm)對(duì)應(yīng)的在樁頂初始水平振動(dòng)頻響函數(shù)曲線上縱坐標(biāo)數(shù)值相同的頻率f2作為試驗(yàn)中的加載頻率，如圖2所示。取實(shí)際fp=1 Hz，fm=30 Hz。據(jù)此確定試驗(yàn)中所施加正弦荷載頻率為112 Hz。由圖2可知，在加載頻率為f1或f2時(shí)，樁頂達(dá)到的響應(yīng)幅值接近，對(duì)樁土結(jié)構(gòu)振動(dòng)特性變化的影響也是相近的。

圖2 試驗(yàn)加載頻率確定Fig.2 Determination of the loading frequency

(3) 振動(dòng)特性測(cè)試方法

本文通過白噪聲分析得到樁頂水平位移的頻響函數(shù)：對(duì)樁頂施加隨機(jī)荷載，并同步采集樁頂所受荷載x(t)和樁頂水平位移y(t)，將所測(cè)時(shí)域數(shù)據(jù)通過快速傅里葉變換從時(shí)域變換到頻域X(ω)，Y(ω)，系統(tǒng)相應(yīng)的頻響函數(shù)H(ω)為Y(ω)，X(ω)之比。根據(jù)頻響函數(shù)曲線可以進(jìn)而得到樁基共振頻率、阻尼等結(jié)構(gòu)參數(shù)[27]。

1.2 試驗(yàn)布置

1.2.1 試驗(yàn)箱及加載裝置

試驗(yàn)在河海大學(xué)港航結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)室的近海巖土工程實(shí)驗(yàn)室內(nèi)進(jìn)行。由于不同組次試驗(yàn)之后樁土受到擾動(dòng)，應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)發(fā)生變化，需要進(jìn)行多次砂土的置換，因此試驗(yàn)將在長(zhǎng)×寬×高為0.6×0.6×1.0 m的鐵箱中進(jìn)行。鐵箱中裝滿干砂。為了方便試驗(yàn)結(jié)束后排砂換砂，試驗(yàn)箱被架高40 cm，底部開一圓孔并安裝閥門。

樁頂側(cè)向循環(huán)荷載通過激振器施加。激振器可以對(duì)樁頂施加簡(jiǎn)諧荷載、掃頻荷載和隨機(jī)荷載等。靜荷載通過在激振器另一側(cè)的定滑輪上放置重物施加。如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)布置示意圖Fig.3 Testing layout

1.2.2 試驗(yàn)土性質(zhì)及制備

試驗(yàn)所用石英砂粒徑為0.2～0.6 mm，中值粒徑0.42 mm，最小干密度1.28 g/cm3，最大干密度1.57 g/cm3。級(jí)配曲線如圖4所示。砂土的摩擦角約為30°。

圖4 試驗(yàn)砂土級(jí)配曲線Fig.4 Sand gradation curve

本文中相對(duì)密實(shí)度63%的砂土制備采用從最低的高度分層人工填筑的方式，每層10 cm，共十層。根據(jù)每層所填砂土的質(zhì)量和體積計(jì)算出松砂的密度約為ρ=1.45 g/cm3。在已知每層砂子體積的條件下，可以計(jì)算出每層所填質(zhì)量應(yīng)為52.26 kg，每一層填完之后進(jìn)行夯實(shí)，直到砂面到達(dá)每層對(duì)應(yīng)的深度。

1.2.3 模型樁制作及安裝

賀瑞指出大直徑單樁基礎(chǔ)的動(dòng)阻抗與樁基埋入土體部分的長(zhǎng)徑比L/D和厚徑比h/D等參數(shù)有關(guān)。相比于傳統(tǒng)陸上風(fēng)電的樁基基礎(chǔ)，海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁有著更小的長(zhǎng)徑比，約3～8；厚徑比約0.01。試驗(yàn)中模型樁L/D取5，h/D取0.01。試驗(yàn)中模型樁為鋼材，彈性模量Ep=210 GPa，直徑D=60 mm，總長(zhǎng)L0=600 mm，入土深度L和露出土面長(zhǎng)度H均為300 mm，壁厚0.6 mm，縮小比例約為1∶100，模型樁放置于試驗(yàn)箱中心位置，通過錘擊打入砂土中指定深度。根據(jù)試驗(yàn)中的樁土條件，計(jì)算Poulos[28]的樁土相對(duì)剛度系數(shù)Kr=(EpIp)/(EsL4)=0.64(其中EpIp為樁基截面抗彎剛度，Es為土體彈性模量，L為樁基埋深；Kr<0.002 5為柔性樁，Kr>0.208為剛性樁)，因此試驗(yàn)中樁基為剛性樁。

1.2.4 試驗(yàn)儀器布置及數(shù)據(jù)采集

激振試驗(yàn)中，激振器須與信號(hào)發(fā)生器、功率放大器及計(jì)算機(jī)組成激勵(lì)系統(tǒng)。數(shù)據(jù)采集裝置主要包括位移傳感器、力傳感器、加速度傳感器等傳感器，其與信號(hào)采集器相連，并通過計(jì)算機(jī)進(jìn)行采集。

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 長(zhǎng)期循環(huán)加載時(shí)域數(shù)據(jù)

通過激振器施加固定頻率(112 Hz)、不同幅值(3 N/6 N/12 N/18 N)的穩(wěn)態(tài)正弦循環(huán)荷載于樁基頂，同組試驗(yàn)中加載幅值保持恒定。通過電渦流位移傳感器和力傳感器等拾振設(shè)備采集樁頂位移(ut)及所受荷載(Ft)的時(shí)域數(shù)據(jù)。加載到一定循環(huán)次數(shù)之后停止加載，通過激振器施加小幅值的隨機(jī)荷載并進(jìn)行頻響分析從而得到樁基振動(dòng)特性變化。由于數(shù)據(jù)采集時(shí)采樣頻率高，采樣時(shí)間長(zhǎng)，數(shù)據(jù)量過大，無法導(dǎo)出，因此分段將位移時(shí)程曲線圖片按照相同比例拼接，如圖5所示。樁頂荷載-位移時(shí)程關(guān)系曲線同樣也被分段展示，并將測(cè)試軟件中導(dǎo)出的圖片拼在一起，如圖6所示，可以看出在加載前期，滯回曲線有明顯的累積偏移，而隨著加載次數(shù)增加，滯回曲線逐漸穩(wěn)定。圖6未標(biāo)出坐標(biāo)軸，因?yàn)檎故緯r(shí)域滯回曲線的主要目的在于通過滯回曲線看出位移的累積，可以明顯看出剛度(橢圓頂點(diǎn)連線斜率)的變化。

由圖5的樁頂位移時(shí)程曲線可以看出，盡管在樁頂施加的是對(duì)稱的水平正弦循環(huán)荷載，但是在加載早期，會(huì)有非常明顯的累積位移現(xiàn)象，并且位移累積的方向也是一致的。這是由于土體填筑過程中總有或多或少的不均勻，在循環(huán)加載過程當(dāng)中，土體顆粒會(huì)重新分布排列，因而產(chǎn)生永遠(yuǎn)無法恢復(fù)的塑性變形，隨后持續(xù)累積，在一定循環(huán)次數(shù)之后達(dá)到穩(wěn)定。位移累積方向一致是因?yàn)闃俄斔雍奢d初始方向總是一致的，在一個(gè)正弦循環(huán)荷載周期內(nèi)，前半周期內(nèi)正向加載產(chǎn)生的位移總要比后半周期的反向位移大，因此只要初始的荷載方向一致，位移累積的方向也是一致的。從圖中還可以看出，不同幅值(6～18 N)循環(huán)荷載作用下，累積位移穩(wěn)定時(shí)的樁頂位移累積值均在0.7 mm左右，這是因?yàn)閷?duì)稱循環(huán)荷載作用下，累積位移受荷載幅值大小影響較小，主要受砂土初始密實(shí)度影響，但是達(dá)到累積位移最大值所需加載次數(shù)隨荷載幅值增大而減小，6 N，12 N，18 N累積位移達(dá)到最大值時(shí)加載次數(shù)分別約為40萬次，20萬次和10萬次。圖5(c)中，幅值為18 N的循環(huán)荷載作用下樁頂位移先累積增大再略微減小然后達(dá)到穩(wěn)定，這是因?yàn)楹奢d幅值較大時(shí)，樁周土體振密效果更為明顯，土體密實(shí)度增大后體現(xiàn)出密砂的剪脹性質(zhì)，土體體積增大，發(fā)生回彈，導(dǎo)致樁頂累積位移略微減小，最后再達(dá)到穩(wěn)定。

(a) 荷載幅值6 N-10%Hu

2.2 長(zhǎng)期循環(huán)加載過程振動(dòng)特性變化

2.2.1 循環(huán)加載過程中樁基隨機(jī)激勵(lì)頻響函數(shù)

在施加正弦循環(huán)荷載一定次數(shù)后，停止施加正弦荷載，改為施加較小荷載幅值(約為1 N)的掃頻激勵(lì)，掃頻激勵(lì)荷載幅值應(yīng)盡量小，從而盡可能減少該測(cè)量過程對(duì)樁周土體的擾動(dòng)，掃頻激勵(lì)頻率范圍20～200 Hz。

不同幅值循環(huán)荷載分別作用不同次數(shù)之后樁基水平振動(dòng)頻響函數(shù)如圖7(a)、(b)、(c)所示。圖中云圖顏色表示頻響函數(shù)FRF與最大值的比值，以突出頻響函數(shù)峰值從而更易觀察共振頻率的變化。

(a) 荷載幅值6 N(10%Hu)

2.2.2 長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用過程中樁頂水平共振頻率變化

根據(jù)2.2.1中所測(cè)量并計(jì)算出的頻響函數(shù)，取頻響函數(shù)最大值所對(duì)應(yīng)的頻率為樁基水平共振頻率，可以得到樁基在不同幅值的循環(huán)荷載長(zhǎng)期作用過程中共振頻率的變化。受到人工填土的影響，每一次填土完成所得到的樁土結(jié)構(gòu)初始共振頻率fn-initial不可能完全一致，所以本文中主要考慮N次循環(huán)加載之后樁基共振頻率fn-N與樁基初始共振頻率fn-initial的比值，即fn-N/fn-initial隨循環(huán)加載次數(shù)N的變化。

圖8展示了樁頂水平共振頻率隨循環(huán)次數(shù)N的變化，可以從中得出以下規(guī)律：① 在小幅值(5%Hu)加載過程中，共振頻率變化不大，fn-N/fn-initial約在0.97～1.0。② 樁頂循環(huán)荷載幅值為10%Hu，樁頂水平共振頻率先增大后保持不變，約100萬次循環(huán)加載之后，fn-N/fn-initial穩(wěn)定在1.05左右。樁基共振頻率略微增加的原因主要是循環(huán)荷載對(duì)樁周砂土的致密作用，荷載較小時(shí)，這種致密效果并不明顯，并在加載約百萬次之后達(dá)到穩(wěn)定。③ 隨著荷載幅值增大，共振頻率增大幅度也隨之增大。這是因?yàn)楹奢d幅度的增大導(dǎo)致循環(huán)荷載的致密效果更為明顯。④ 樁頂循環(huán)荷載幅值為20%Hu和30%Hu時(shí)，樁頂共振頻率變化趨勢(shì)非常相似，整體而言隨循環(huán)次數(shù)增大而增大，但是過程中時(shí)常有減小再增大的情況出現(xiàn)。這種現(xiàn)象主要由兩方面的因素造成，一是循環(huán)荷載對(duì)砂土的致密作用，導(dǎo)致樁周土體剛度增大，共振頻率增加；二是循環(huán)荷載較大時(shí)，樁基與樁周土體之間的間隙超過土體顆粒粒徑，導(dǎo)致土體顆粒落入間隙中，樁周形成振動(dòng)坑，導(dǎo)致樁基入土深度有所減少，使樁基共振頻率有所降低。

(a) 循環(huán)荷載幅值6 N

圖8 樁頂水平共振頻率隨循環(huán)次數(shù)變化Fig.8 Variation of pile-head horizontal resonance frequency with the number of cyclic loadings

2.2.3 長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用過程中阻尼比變化

阻尼比ξ是反應(yīng)土體動(dòng)力特性的一個(gè)重要參數(shù)，樁土動(dòng)力相互作用過程中，阻尼的存在可以起到削減樁基振動(dòng)幅值的作用，減小樁基共振危害。樁土動(dòng)力相互作用中的阻尼比包括土體輻射阻尼，土體材料阻尼，樁土接觸面能量消耗產(chǎn)生的阻尼等等。樁土系統(tǒng)的阻尼比ξ[29]可以通過土體滯回曲線進(jìn)行計(jì)算，如圖9及式4所示，通過求出任一循環(huán)周期的滯回圈面積和三角形OAA′的面積即可計(jì)算出阻尼比，并得到阻尼比隨著循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律。

(4)

根據(jù)圖10不同幅值循環(huán)荷載作用下阻尼比隨循環(huán)次數(shù)變化曲線，可以看出：在百萬至千萬次循環(huán)荷載作用過程中，樁土系統(tǒng)阻尼比隨加載次數(shù)增加呈下降趨勢(shì)；循環(huán)荷載幅值越大，阻尼比降低幅度越大。

阻尼比隨循環(huán)加載次數(shù)呈下降趨勢(shì)，這是因?yàn)樵谘h(huán)加載過程當(dāng)中，樁周土體密實(shí)度增加，導(dǎo)致阻尼比降低[30]。振動(dòng)波在疏松介質(zhì)中的傳播更容易被削弱(例如在用于隔振的泡沫板、橡膠墊中)，而在密實(shí)介質(zhì)中振動(dòng)的能量更容易傳播，因此，隨著樁周土體密實(shí)度的增加，樁土結(jié)構(gòu)阻尼比也隨之減小，Hardin等得到的經(jīng)驗(yàn)公式也能證實(shí)這一點(diǎn)，如式5，潔凈干砂中最大阻尼比隨循環(huán)次數(shù)N增大而對(duì)數(shù)減小。

潔凈干砂：ξmax=33-1.5lg(N)

(5)

圖9 樁頂荷載-位移滯回曲線Fig.9 Pile-head load-displacement curve

圖10 不同次數(shù)循環(huán)加載過程中阻尼比變化Fig.10 Variation of damping ratio with the number of cyclic loadings

2.3 長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用過程中樁頂水平剛度變化

土在動(dòng)荷載作用下的變形常包括彈性變形和塑性變形，當(dāng)動(dòng)荷載幅值較小時(shí)，主要為彈性變形，隨著動(dòng)荷載的增大，土體開始出現(xiàn)不可恢復(fù)的塑性變形，引起土體剪切模量隨著應(yīng)變衰減。在長(zhǎng)期循環(huán)荷載加載過程中，土體剪切模量如何變化是衡量土體動(dòng)力力學(xué)性質(zhì)的重要標(biāo)準(zhǔn)，但是土體的應(yīng)力應(yīng)變狀態(tài)一般只能通過單元體試驗(yàn)進(jìn)行測(cè)量，在樁基振動(dòng)試驗(yàn)中是很難進(jìn)行準(zhǔn)確量測(cè)的，因此，本文中主要考慮整體樁土結(jié)構(gòu)的樁頂剛度K的變化。圖9為某一循環(huán)周期內(nèi)樁頂位移-樁頂水平荷載滯回曲線及樁頂荷載-位移骨架曲線，其中K0為土體小應(yīng)變即樁頂位移很小的時(shí)候樁頂初始剛度,K為某幅值的循環(huán)荷載作用下樁頂割線剛度，K′為某一循環(huán)的卸載過程中的樁頂卸載剛度。研究樁頂割線剛度在不同幅值的循環(huán)荷載長(zhǎng)期作用過程中的變化有助于了解海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁在長(zhǎng)期的循環(huán)荷載作用過程中剛度的演變規(guī)律。

圖11(a)、(b)所示，對(duì)于加載剛度(割線剛度)：①循環(huán)荷載幅值為3 N，6 N時(shí)，樁頂水平割線剛度隨循環(huán)加載次數(shù)變化不大，KN/Kinitial穩(wěn)定在1左右，而6 N加載過程中樁頂割線剛度小于3 N割線剛度，此時(shí)，兩組試驗(yàn)剛度關(guān)系滿足土體剪切模量隨著應(yīng)變?cè)龃蠖p的規(guī)律；②但是當(dāng)荷載增大到18 N時(shí)，樁頂割線剛度相對(duì)6 N時(shí)又有增大，這里是因?yàn)?8 N荷載作用下，樁周土體會(huì)以較快的速度被振密，導(dǎo)致土體剛度增加，但是在較大荷載作用下，土體應(yīng)變也很大，因此割線剛度沒有超過3 N的試驗(yàn)組次；③在循環(huán)荷載幅值為18 N的加載過程中，樁頂割線剛度呈下降趨勢(shì)，KN/Kinitial<1，最終趨于穩(wěn)定，約為初始割線剛度的85%，這是因?yàn)殡S著加載次數(shù)增加，樁周土體逐漸形成了振動(dòng)坑，在土體密實(shí)度已經(jīng)穩(wěn)定之后，振動(dòng)坑的形成導(dǎo)致樁基入土深度減小，使得樁基割線剛度減小，隨著振動(dòng)坑也穩(wěn)定下來，樁基割線剛度也隨之穩(wěn)定。

(a) 樁頂水平剛度

如圖11(a) 、(b)所示，對(duì)于卸載剛度：①卸載剛度總體要大于割線剛度，因?yàn)樵谛遁d至荷載接近0時(shí)，樁周土體會(huì)處于較小的應(yīng)變狀態(tài)，因此卸載剛度要更大；②卸載剛度隨循環(huán)加載次數(shù)整體呈增大趨勢(shì)，KN/Kinitial>1，3 N加載過程KN/Kinitial略大于1，6 N加載過程中卸載剛度增大趨勢(shì)明顯，最終達(dá)到穩(wěn)定，卸載剛度約為初始卸載剛度的1.25倍。這主要是受到振密作用的影響，樁周土體逐漸變密，卸載剛度增加，而18 N加載過程中整體上卸載剛度相比于初始卸載剛度有所增大，但是隨著加載次數(shù)增加又開始有下降的趨勢(shì)，這是由于在此過程當(dāng)中，卸載剛度受到振密作用帶來的剛度增大和振動(dòng)坑的形成造成的剛度減小這兩方面的影響。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，土體振密導(dǎo)致的樁基卸載剛度先增大，而振動(dòng)坑的形成和發(fā)展需要一定的時(shí)間，因此在一定加載次數(shù)之后樁基卸載剛度才會(huì)開始減小。

3 結(jié) 論

本文采用頻響分析法分析了模型樁在不同幅值的循環(huán)荷載長(zhǎng)期作用過程中振動(dòng)特性的變化，根據(jù)不同幅值的循環(huán)荷載加載過程中的樁頂水平荷載-位移滯回曲線分析了阻尼比、樁頂水平割線剛度、卸載剛度隨循環(huán)加載次數(shù)的變化規(guī)律。根據(jù)試驗(yàn)數(shù)據(jù)可以看出：

(1) 樁基共振頻率隨循環(huán)次數(shù)總體呈增大趨勢(shì)，荷載幅值較小時(shí)(10%Hu)，樁頂共振頻率主要受樁周土體振密的影響，隨著循環(huán)次數(shù)逐漸增大，fn-N/fn-initial最后穩(wěn)定在1.05左右；當(dāng)荷載更大(30%Hu)時(shí)，樁周共振頻率受土體密實(shí)度增加和振動(dòng)坑的形成這兩方面的影響，樁周形成振動(dòng)坑，導(dǎo)致樁基共振頻率在受振密效果增大后再降低，fn-N/fn-initial達(dá)到最大值約1.10。

(2) 總體來看，樁土系統(tǒng)阻尼比隨循環(huán)加載次數(shù)呈下降趨勢(shì)；循環(huán)荷載幅值為6 N(10%Hu)的加載過程中，阻尼比相較3 N(5%Hu)加載過程整體趨勢(shì)接近，但是阻尼比略大，此時(shí)阻尼比主要受到土體剪切應(yīng)變的影響；循環(huán)荷載幅值為18 N(30%Hu)的加載過程中，阻尼比相對(duì)于3 N，6 N加載過程明顯減小，這是因?yàn)榇藭r(shí)土體密實(shí)度增加導(dǎo)致的阻尼比減小效果相比于剪切應(yīng)變?cè)龃髮?dǎo)致的阻尼比增大效果更為明顯。

(3) 當(dāng)荷載幅值較小時(shí)，樁頂水平割線剛度隨循環(huán)次數(shù)增加變化不大；當(dāng)循環(huán)荷載幅值較大時(shí)，樁頂水平割線剛度隨著循環(huán)次數(shù)的增加呈下降趨勢(shì)，18 N(30%Hu)循環(huán)加載過程中，割線剛度穩(wěn)定時(shí)約為初始值的85%，這是由于樁基周圍形成的振動(dòng)坑導(dǎo)致的樁基入土深度的減小；

(4) 樁基水平卸載剛度隨加載次數(shù)主要呈增大趨勢(shì)，3 N(5%Hu)加載過程KN/Kinitial略大于1，6 N (10%Hu)加載過程中卸載剛度增大趨勢(shì)明顯，最終達(dá)到穩(wěn)定，卸載剛度約為初始卸載剛度的1.25倍，這主要是受到振密作用的影響，樁周土體逐漸變密，卸載剛度增加。而18 N(30%Hu)加載過程中整體上卸載剛度相比于初始卸載剛度有所增大，但是隨著加載次數(shù)增加又開始有下降的趨勢(shì)，這是由于在此過程當(dāng)中，卸載剛度受到振密作用帶來的剛度增大和振動(dòng)坑的形成造成的剛度減小這兩方面的影響。從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，土體振密導(dǎo)致的樁基卸載剛度先增大，而振動(dòng)坑的形成和發(fā)展需要一定的時(shí)間，因此在一定加載次數(shù)之后樁基卸載剛度才會(huì)開始較小。

為了進(jìn)行室內(nèi)1g模型試驗(yàn)研究，本文對(duì)海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁基礎(chǔ)的振動(dòng)特性研究問題進(jìn)行了一些簡(jiǎn)化：將樁頂風(fēng)機(jī)葉片和機(jī)艙簡(jiǎn)化為質(zhì)量塊；土的應(yīng)力水平低于現(xiàn)場(chǎng)情況，并認(rèn)為單樁只表現(xiàn)為剛性；將飽和砂土的排水條件模擬為干砂土。為了進(jìn)一步研究長(zhǎng)期循環(huán)荷載作用過程中海上風(fēng)機(jī)大直徑單樁振動(dòng)特性，需要考慮不同海底地質(zhì)條件、土壤應(yīng)力水平、排水條件以及實(shí)際波浪、水流和風(fēng)荷載；需要建立能夠考慮土體非線性的有限元?jiǎng)恿Ψ治鰯?shù)值模型。