王 帥，雷學(xué)文，孟慶山，許潔麗，王明昭，郭 威

(1.武漢科技大學(xué) 城市建設(shè)學(xué)院，武漢 430065； 2.武漢建工集團(tuán)股份有限公司 企業(yè)技術(shù)中心,武漢 430056； 3.中國(guó)科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所 巖土力學(xué)與工程國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,武漢 430071； 4.武漢科技大學(xué) 汽車與交通工程學(xué)院, 武漢 430065)

1 研究背景

鈣質(zhì)砂廣泛分布于地球南北緯30°之間，它在中國(guó)南海諸島、紅海、阿拉伯灣南部、印度西部海域、巴斯海峽等海域均有分布。過去幾十年里，在鈣質(zhì)砂地層上建造的建筑物越來越多[1]，鈣質(zhì)砂主要成分為CaCO3，含量在50%以上，具有疏松多孔的結(jié)構(gòu)，在常應(yīng)力水平作用下，即會(huì)發(fā)生顆粒破碎[2-3]。樁基通常被用于承擔(dān)構(gòu)筑物荷載，有別于陸地，島礁工程的樁基除承受建筑自重的恒載外，還經(jīng)常承受不同幅值大小的動(dòng)力荷載，例如往復(fù)交通荷載、吊車往復(fù)荷載、風(fēng)浪等循環(huán)荷載[1]。

諸多現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)表明，現(xiàn)有樁基設(shè)計(jì)經(jīng)驗(yàn)在鈣質(zhì)砂地層中并不完全適用，一系列工程事故[4-6]使人們認(rèn)識(shí)到鈣質(zhì)砂樁基不同于普通陸源砂土中的承載特性[7-9]，具有較低的側(cè)摩阻力和樁端阻力，沉降規(guī)律和形式也有其自身特點(diǎn)。Poulos[10]在砂土中進(jìn)行了循環(huán)加載樁基模型試驗(yàn)，與靜載相比，循環(huán)荷載下樁基主要有3個(gè)方面的問題值得關(guān)注：①樁土界面強(qiáng)度或剛度的降低；②發(fā)生破壞的臨界循環(huán)次數(shù)；③樁頂?shù)睦塾?jì)變形規(guī)律。這些也是工程中普遍關(guān)心的問題。與此同時(shí)，Poulos等[11]研究認(rèn)為在高循環(huán)應(yīng)力水平下，循環(huán)荷載導(dǎo)致的土體變形會(huì)使鈣質(zhì)砂中樁端承載力降低。Chan等[12]在砂土中開展循環(huán)樁基試驗(yàn)，研究樁頂累計(jì)沉降、沉降速率與循環(huán)加載次數(shù)的關(guān)系，認(rèn)為循環(huán)荷載影響樁頂沉降速率變化，樁的行為可根據(jù)沉降速率穩(wěn)定與否進(jìn)行劃分，樁基的沉降穩(wěn)定與否與循環(huán)荷載相關(guān)，并且關(guān)系到工程構(gòu)筑物的安全性和穩(wěn)定性，循環(huán)荷載對(duì)鈣質(zhì)砂中樁基沉降影響更加復(fù)雜，其機(jī)理值得深入研究。

鈣質(zhì)砂樁基試驗(yàn)主要采用室內(nèi)模型試驗(yàn)與現(xiàn)場(chǎng)樁基測(cè)試手段。Yong[13]用鋁合金和混凝土制成兩種模型樁，通過模型試驗(yàn)手段，研究鈣質(zhì)砂和石英砂中樁側(cè)摩阻力特性。江浩等[14]、秦月等[15]、楊超等[16]也開展了鈣質(zhì)砂樁基承載特性模型試驗(yàn)，研究了靜荷載下鈣質(zhì)砂單樁沉降規(guī)律和承載特性，但未對(duì)循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂單樁沉降規(guī)律及其機(jī)理開展研究。而循環(huán)荷載下樁基的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試多為工程類試樁，受限制于現(xiàn)場(chǎng)條件，其循環(huán)加載次數(shù)一般較小(多為 6～200 次)。Al-douri等[17]進(jìn)行了循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂樁基室內(nèi)模型試驗(yàn)，其循環(huán)次數(shù)最大為250次。對(duì)于承受長(zhǎng)期循環(huán)荷載的鈣質(zhì)砂樁基而言，該循環(huán)次數(shù)水平有一定局限性。在陸源不易破碎土體中開展的循環(huán)荷載下樁基模型試驗(yàn)[18-19]，未涉及土體顆粒破碎的問題，循環(huán)荷載幅值水平較為單一。

鈣質(zhì)砂中樁基礎(chǔ)服役環(huán)境通常伴隨循環(huán)荷載，例如島礁施工吊車的往復(fù)荷載、道路碾壓的交通荷載、高承臺(tái)樁基承受上部橋梁和列車移動(dòng)荷載[19]，這些荷載多數(shù)是恒載和動(dòng)載同時(shí)作用的循環(huán)荷載[19]。循環(huán)荷載下樁基的沉降規(guī)律和機(jī)理是樁基工程的重要研究?jī)?nèi)容。本文在自行研制的試驗(yàn)裝置上開展了鈣質(zhì)砂單樁豎向循環(huán)荷載室內(nèi)模型試驗(yàn)，與前人相比，該裝置在功能上更為精確，通過液壓加載系統(tǒng)可循環(huán)加載2 000次。利用傳感器進(jìn)行實(shí)時(shí)數(shù)據(jù)采集,分析了動(dòng)荷載比對(duì)鈣質(zhì)砂中模型樁累積沉降規(guī)律的影響，探究其機(jī)理。試驗(yàn)結(jié)果對(duì)珊瑚礁樁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)具有重要的參考價(jià)值。

2 試驗(yàn)概況

2.1 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)所用鈣質(zhì)砂取自中國(guó)南海某島礁，是一種未膠結(jié)松散碎屑物，試驗(yàn)前去除雜質(zhì)，采用振動(dòng)篩分法測(cè)定其顆粒級(jí)配，得到試驗(yàn)顆分曲線如圖1所示。其不均勻系數(shù)Cu=3.66，曲率系數(shù)Cc=1.06，為級(jí)配不良砂，含水量ω=5.5%，測(cè)得試樣的基本物理性質(zhì)如表1所示。

圖1 顆粒篩分曲線Fig.1 Particle distribution curve

表1 試樣基本物理性質(zhì)Table 1 Basic physical properties of test samples

2.2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)在中國(guó)科學(xué)院武漢巖土力學(xué)研究所研制的鈣質(zhì)砂多功能樁基模型試驗(yàn)裝置[20]上完成。該裝置通過液壓控制系統(tǒng)模擬實(shí)際的工況荷載，可施加具有恒載和不同大小動(dòng)載的循環(huán)荷載，通過動(dòng)靜數(shù)據(jù)采集儀實(shí)時(shí)獲取傳感器(電位移計(jì)、土壓力盒)數(shù)據(jù)，裝置如圖2。模型樁頂部高精度電位移計(jì)(精度0.001 mm，量程為50 mm)用于采集模型樁豎向位移。樁端安裝土壓力盒，測(cè)量樁端底部土壓力值q。試驗(yàn)裝置通過動(dòng)態(tài)采集儀獲取數(shù)據(jù)，可分析不同動(dòng)荷載大小下鈣質(zhì)砂單樁沉降和承載規(guī)律。

圖2 試驗(yàn)裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of test device

2.3 模型箱和模型樁

模型箱為邊長(zhǎng)800 mm、高1 000 mm、壁厚10 mm的鋼性箱體。模型樁直徑為50 mm、壁厚2 mm、長(zhǎng)1 000 mm的閉口鋁管樁，相似比為1∶20，模型箱邊距離模型樁外壁距離(B)與模型樁直徑(b)邊界比B/b為16，遠(yuǎn)大于模型試驗(yàn)理論上要求的邊界比2.82，能夠有效消除邊界效應(yīng)[21]。模型樁底部安裝微型土壓力盒，樁外壁壓花粗度處理，試驗(yàn)按照?qǐng)D2所示，在模型箱中安放模型樁，保持樁身垂直，樁身埋入深度800 mm，上部露出200 mm。采用分層填筑法，相對(duì)密實(shí)度為Dr=0.55，按公式Dr=[ρdmax(ρd-ρdmin)]/[ρd(ρdmax-ρdmin)],計(jì)算出控制密度ρd=1.47 g/cm3。進(jìn)行模型地基填筑時(shí)，每隔10 cm裝填同等質(zhì)量的鈣質(zhì)砂，填筑時(shí)使用木板進(jìn)行抹平，并采用木板靜壓法配合橡皮錘方法壓實(shí)到指定高度[15]。

2.4 試驗(yàn)方案

2.4.1 樁基靜荷加載試驗(yàn)

采用快速荷載維持法逐級(jí)加載，荷載增量ΔP=0.5 kN，每級(jí)荷載維持時(shí)間T=30 min。定義樁頂靜載累計(jì)沉降量為SP，當(dāng)SP超過1倍樁徑(50 mm)時(shí)停止加載，開展平行試驗(yàn)3次，計(jì)算SP平均值，繪制P-SP曲線，并確定單樁極限承載力特征值Qc。

2.4.2 樁基循環(huán)加載試驗(yàn)

循環(huán)荷載包括恒載和荷動(dòng)載兩部分。定義恒載為Q1，定義動(dòng)荷載為Q2。定義恒定荷載比λ=Q1/Qc，動(dòng)荷載比M=Q2/Qc。樁基礎(chǔ)在服役期內(nèi)，其恒載大小相對(duì)穩(wěn)定，動(dòng)載往往在一定幅度內(nèi)變化，參照文獻(xiàn)[16]—文獻(xiàn)[19]，設(shè)計(jì)單樁恒載Q1=0.2Qc，動(dòng)荷載比M=0.15、0.25、0.35、0.45、0.55。加載方案如表2。周期T為4 s，波形如圖3。試驗(yàn)荷載大小變化如式(1)所示。

圖3 試驗(yàn)荷載波形Fig.3 Waveform of test load

表2 試驗(yàn)加載方案Table 2 Test loading schemes

P=Q1+Q2=0.2Qc+MQc|sin(ωt)|,

t>t1。

(1)

式中：t為時(shí)間；t1為首次循環(huán)荷載加載時(shí)間。

目前循環(huán)荷載單樁破壞值尚無統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)，定義循環(huán)樁頂循環(huán)累計(jì)沉降為SN，定義樁頂循環(huán)累計(jì)沉降SN幅值為SNf，樁頂循環(huán)沉降破壞值為SNP。參考文獻(xiàn)[22]取50%Qc值對(duì)應(yīng)靜載累計(jì)沉降SN為循環(huán)沉降破壞值SNP?？紤]到試驗(yàn)裝置實(shí)際性能，當(dāng)循環(huán)次數(shù)N=2 000次時(shí)停止試驗(yàn)，開展平行試驗(yàn)3次，取計(jì)算平均值，繪制N-SN曲線。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 樁頂累計(jì)沉降

3.1.1 靜荷加載樁頂沉降

圖4為豎向荷載P與樁頂靜載累計(jì)沉降SP關(guān)系曲線。由圖4可見，SP隨P的增大而逐漸增大，呈現(xiàn)出OA-AB-BC三段式發(fā)展。OA段，豎向荷載P較小，SP不明顯，當(dāng)P=2.5 kN時(shí)，SP僅為-1.8 mm。AB段，SP隨P的增大而增大，呈現(xiàn)漸進(jìn)式。到達(dá)B點(diǎn)時(shí)，當(dāng)P=9.5 kN時(shí)，P-SP曲線出現(xiàn)位移拐點(diǎn)，SP出現(xiàn)陡降。而BC段，SP幾乎呈直線型增長(zhǎng)。按照《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[23]中方法，確定單樁極限承載力特征值Qc=9 kN，循環(huán)荷載施加恒載Q1=0.2Qc=1.8 kN。樁頂循環(huán)沉降破壞值為靜載P=4.5 kN時(shí)的累計(jì)沉降量3.2 mm,樁頂循環(huán)沉降破壞值SNP=-3.2 mm，在此基礎(chǔ)上進(jìn)行循環(huán)加載試驗(yàn)。

圖4 P-SP曲線Fig.4 P-SP curve

3.1.2 循環(huán)加載樁頂沉降

圖5為不同動(dòng)荷載比M下樁頂循環(huán)累計(jì)沉降SN與循環(huán)次數(shù)N關(guān)系曲線。由圖5可見，SN隨N的增加而逐漸增大，在循環(huán)加載前期SN增長(zhǎng)較明顯，隨后增長(zhǎng)趨勢(shì)弱化。動(dòng)荷載比M對(duì)樁頂循環(huán)累計(jì)沉降量終值SNf影響顯著。當(dāng)循環(huán)次數(shù)相同時(shí)，動(dòng)荷載比M越大，SNf越大。當(dāng)M=0.15、0.25時(shí)，其SNf分別為1.988 mm和2.620 mm，變化量不明顯。但當(dāng)M=0.35時(shí)，在N=28次時(shí)，SN已達(dá)到SNP(3.2 mm)，M>0.35樁基循環(huán)沉降才發(fā)生破壞，表現(xiàn)出類似“門檻效應(yīng)”;當(dāng)N=2 000時(shí)，SN為3.52 mm，略超過SNP(3.2 mm)。當(dāng)M=0.45、0.55時(shí)，SN增長(zhǎng)較快，分別在N=3、N=2時(shí)SN便達(dá)到SNP(3.2 mm)，呈短時(shí)間破壞沉降特點(diǎn)。對(duì)不同大小M下SN與N進(jìn)行曲線擬合，發(fā)現(xiàn)其對(duì)數(shù)函數(shù)相關(guān)性良好(見表3)，其中A、B是可能與M、樁周土體性質(zhì)相關(guān)的參數(shù)。

圖5 SN-N曲線Fig.5 Curves of pile-top accumulated settlement SN versus cycle number N

表3 SN-N擬合曲線參數(shù)Table 3 Parameters of fitting SN-N curves

3.1.3 樁頂循環(huán)沉降速率

定義樁頂循環(huán)沉降量差值ΔS與循環(huán)次數(shù)差值ΔN之比為樁頂循環(huán)沉降速率ρN，即ρN=ΔSN/ΔN。圖6為不同M下ρN與N的關(guān)系曲線。由圖6可見，ρN隨N的增大而逐漸減小，存在某個(gè)循環(huán)次數(shù)N，當(dāng)N超過該值，ρN趨于穩(wěn)定，定義樁頂循環(huán)沉降速率ρN趨于穩(wěn)定所對(duì)應(yīng)的循環(huán)次數(shù)N為臨界循環(huán)次數(shù)Ncr，臨界循環(huán)次數(shù)Ncr隨M增大呈增大趨勢(shì)，ρN初始值和終值也越大，ρN變化越明顯。

圖6 ρN-N曲線Fig.6 Curves of ρN versus N

由圖6和表4可見，當(dāng)M=0.15、0.25時(shí)，ρN初始值較小，ρN隨N增加而逐漸減小，達(dá)到臨界循環(huán)次數(shù)Ncr后趨于平緩，SN增長(zhǎng)也十分緩慢。當(dāng)N=2 000時(shí)，SN也未達(dá)SNP(3.2 mm)；ρN分別在Ncr=382、462附近即出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢(shì)，將其位移發(fā)展形式定義為穩(wěn)定型。

表4 不同動(dòng)荷載比M下位移形式Table 4 Displacement form under different dynamic load ratio M

當(dāng)M=0.35時(shí)，ρN初始值適中，ρN隨N的增加而逐漸減小，其衰減幅度適中，SN逐漸增大，增長(zhǎng)幅度適中。當(dāng)N=28時(shí)，達(dá)到SNP(3.2 mm)，ρN在Ncr=564時(shí)出現(xiàn)沉降速率穩(wěn)定現(xiàn)象，SN增加幅度有限，當(dāng)N=2 000時(shí)，SN=3.52 mm，將其位移發(fā)展形式定義為漸進(jìn)型。

當(dāng)M=0.45、0.55時(shí)，ρN初始值較大，并迅速衰減，循環(huán)數(shù)次N=3時(shí)便已經(jīng)達(dá)到破壞值，ρN分別在Ncr=646、820附近才開始出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢(shì)，并且較難以出現(xiàn)穩(wěn)定趨勢(shì)，將其位移發(fā)展形式定義為破壞型。

Chan等[12]在砂土中開展循環(huán)樁基試驗(yàn)，研究樁頂累計(jì)沉降量SN、沉降速率ρN與循環(huán)加載次數(shù)N的關(guān)系，認(rèn)為循環(huán)加載會(huì)導(dǎo)致樁頂沉降速率變化，可根據(jù)沉降速率穩(wěn)定與否，把樁的沉降劃分2至3個(gè)形式：當(dāng)樁頂荷載P較小時(shí)，樁處于長(zhǎng)時(shí)間穩(wěn)定階段；P較大時(shí),沉降速率不容易穩(wěn)定。其結(jié)果與本試驗(yàn)現(xiàn)象具有一致性，工程中可根據(jù)Ncr和ρN變化趨勢(shì)進(jìn)行循環(huán)荷載下單樁安全穩(wěn)定性評(píng)價(jià)。

3.1.4 相同荷載幅值下SP與SN曲線

圖7為相同荷載幅值Pmax下SP與SN曲線，由圖7可見，當(dāng)荷載幅值較小時(shí)，循環(huán)加載與靜載產(chǎn)生的樁頂累計(jì)沉降量差異不大。當(dāng)Pmax超過5 kN后，SN與SP之間差異逐漸明顯。定義相同荷載幅值下，SN與SP之比為動(dòng)靜沉降比α(α=SN/SP)，發(fā)現(xiàn)不同大小M下，α介于1.01～1.72之間，將α和M進(jìn)行曲線擬合，擬合方程為：α=0.890 7M+0.835(R2=0.925),滿足一定線性關(guān)系，工程中可嘗試?yán)忙梁蚆，結(jié)合SP大小，預(yù)測(cè)不同大小循環(huán)荷載樁頂循環(huán)累計(jì)沉降量SN。

圖7 相同荷載幅值下SP與SN曲線Fig.7 Curves of SP and SN under the same load amplitude

3.2 樁端阻力和樁側(cè)阻力

3.2.1 靜荷載樁端平均阻力qs

圖8為靜載時(shí)，樁端平均阻力qs隨P變化曲線。由圖8可見，qs隨P增大而逐漸增大，荷載增量ΔP=0.5 kN相同,但qs的增長(zhǎng)趨勢(shì)卻不相同，呈現(xiàn)出OA-AB-BC三段式發(fā)展。在OA段，P較小，qs增長(zhǎng)幅度較小，當(dāng)P=2.5 kN時(shí)，qs=2.0 MPa，SP=1.8 mm;在AB段，qs隨P增大繼續(xù)增加，增速略有加快，當(dāng)P=6.5 kN，qs=4.2 MPa，SP=11.86 mm,SP開始逐漸明顯；在BC段，當(dāng)P=9 kN;qs為6.5 MPa,SP陡增至20 mm。加載BC段，qs呈直線增長(zhǎng)變化，與靜載樁頂累計(jì)沉降量SP變化有較強(qiáng)一致性。

圖8 靜荷樁端平均阻力qs隨P的變化Fig.8 Variation of average resistance qs at pile tip against P under static load

3.2.2 靜荷載樁側(cè)平均摩阻力fP

圖9為靜載時(shí)，靜載樁側(cè)平均摩阻力fP隨P變化曲線。由圖9可見，荷載增量ΔP=0.5 kN相同,而fP變化趨勢(shì)卻不相同，fP隨P增大先增大后減小。在OA段，P處于較低水平，此時(shí)fP也較小，但fP增長(zhǎng)幅度相對(duì)較快，呈現(xiàn)加速增長(zhǎng)，當(dāng)P=2.5 kN時(shí)，fP=4.4 kPa，SP=1.8 mm；在AB段，fP隨P增大繼續(xù)增大，但增幅趨勢(shì)放緩，呈減速增長(zhǎng)，當(dāng)P=9 kN時(shí)，fP=11.2 kPa，SP=11.86 mm；繼續(xù)加載，當(dāng)P=9.5 kN時(shí)，SP至20 mm,加載至BC階段，fP隨P增大呈減小趨勢(shì)，這與qs變化具有較強(qiáng)互補(bǔ)性。

圖9 靜載樁側(cè)平均摩阻力fP變化Fig.9 Variation of average friction resistance fP of pile side under static load

3.2.3 循環(huán)樁端平均阻力qNs

圖10為循環(huán)加載時(shí)，不同M下循環(huán)樁端平均阻力qNs變化規(guī)律。由圖10可見，qNs隨N增大而逐漸增加，但不同大小M下qNs變化趨勢(shì)有所不同:如圖10(a)所示，當(dāng)M=0.15、0.25、0.35時(shí),qNs隨N增大呈現(xiàn)緩慢增長(zhǎng)的趨勢(shì)，臨界循環(huán)次數(shù)Ncr分別為382、462、564時(shí)，qNs開始出現(xiàn)弱化趨勢(shì)；如圖10(b)所示，當(dāng)M=0.45、0.55時(shí)，qNs隨N的增大，先在短時(shí)內(nèi)變化較為明顯，增長(zhǎng)較快，后呈現(xiàn)出緩慢增長(zhǎng)趨勢(shì)，當(dāng)Ncr分別為646、820時(shí)，qNs出現(xiàn)弱化趨勢(shì)，后期qNs僅略微增大，可見qNs不會(huì)隨著M增大一直增大，而會(huì)趨向穩(wěn)定。

圖10 循環(huán)樁端平均阻力qNs變化Fig.10 Variation of average resistance qNs at pile end under cyclic load

3.2.4 循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN

圖11為循環(huán)加載時(shí)，循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN隨N變化規(guī)律。由圖11可見，fN隨N的增大而逐漸減小，M越大，fN下降幅度越明顯，且fN呈現(xiàn)出弱化趨勢(shì)，最終趨于穩(wěn)定。M大小對(duì)循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初值fN=0有一定影響：當(dāng)M=0.15時(shí)，fN=0為5.5 kPa；當(dāng)M=0.25時(shí)fN=0=7.2 kPa,增加了1.8 kPa。當(dāng)M=0.35、0.45時(shí)fN=0分別為7.52、7.56 kPa，僅有微弱幅度增長(zhǎng)。定義循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力終值fN=2 000與循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初始值fN=0差值與循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力初始值fN=0之比為循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力弱化系數(shù)D，如式(2)。

圖11 循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fNFig.11 Variation of average resistance fN of pile side under cyclic load

D=[(fN=0-fN=2 000)/fN=0]×100%。

(2)

由圖12可知，當(dāng)M=0.15、0.25時(shí)，循環(huán)樁側(cè)平均摩阻力fN弱化系數(shù)D=50%、53%，衰減程度已超過50%；當(dāng)M=0.35，0.45、0.55時(shí)，D分別為66%，78%、82%。弱化系數(shù)D隨M的增大逐漸增大，動(dòng)荷載比M較小時(shí)，fN衰減程度弱，隨著M的增大，弱化越明顯。將M與D利用Logistic函數(shù)進(jìn)行擬合,該函數(shù)目前已廣泛運(yùn)用在物理、化工、生物領(lǐng)域，得到其擬合方程為式(3)，方程參數(shù)A1、A2、x0、p如圖12中方程所示，決定系數(shù)R2=0.997。工程中可嘗試?yán)迷摲绞?，分析循環(huán)荷載下樁側(cè)平均摩阻力弱化程度，作為控制承載力安全的參考依據(jù)。

圖12 動(dòng)荷載比M與弱化系數(shù)D的關(guān)系Fig.12 Relationship between dynamic load ratio M and weakening coefficient D

(3)

3.2.5 樁端/樁側(cè)承擔(dān)上部荷載比例

圖13為2種加載方式下樁端/樁側(cè)分擔(dān)上部荷載的比例，其中圖13(a)為靜荷加載下，樁端和樁側(cè)分擔(dān)荷載比例。由圖13(a)可知，在靜荷加載的過程中,在荷載較小時(shí)，樁側(cè)平均摩阻力承擔(dān)了大部分荷載，約占荷載比例75%，而樁端阻力承擔(dān)荷載較少，約為25%。而隨著荷載P增大，樁側(cè)平均摩阻力承擔(dān)的荷載比例逐漸降低，樁端阻力開始承擔(dān)上部荷載，加載后期樁端平均摩阻力占荷載比例的90%，樁側(cè)平均摩阻力僅為10%左右。

圖13 靜荷加載、循環(huán)加載樁端/樁側(cè)分擔(dān)荷載比例Fig.13 Load sharing ratios of pile end and pile side under static and cyclic loads

圖13(b)為循環(huán)加載下，樁端和樁側(cè)分擔(dān)荷載比例，由圖13(b)可知，在循環(huán)加載的過程中，樁端和樁側(cè)分擔(dān)循環(huán)荷載的比例是處于動(dòng)態(tài)變化的，大體上也呈現(xiàn)出樁側(cè)分擔(dān)荷載比例減小、樁端分擔(dān)荷載比例增大的趨勢(shì)，且分擔(dān)比例變化主要在循環(huán)加載前期。動(dòng)荷載比對(duì)分擔(dān)荷載比例的變化趨勢(shì)影響明顯，當(dāng)動(dòng)荷載比M=0.15、0.25、0.35時(shí)，樁端/樁側(cè)分擔(dān)比例為33.94%、32.48%、22.04%，呈現(xiàn)出遞減趨勢(shì)。隨著動(dòng)荷載比增大，M=0.45、0.55時(shí),加載初期樁端阻力荷載比例為90%，樁側(cè)阻力荷載比例約為10%，且隨著循環(huán)加載進(jìn)行，變化比例十分有限，僅為3%，可見當(dāng)動(dòng)荷載較大時(shí)，樁側(cè)摩阻力會(huì)短時(shí)內(nèi)充分發(fā)揮后驟降，樁端在前期需快速承擔(dān)大部分荷載。

4 機(jī)理分析

4.1 樁頂累計(jì)沉降發(fā)展模式分析

4.1.1 靜載樁頂累計(jì)沉降形式

樁基承載過程中，豎向荷載P由樁側(cè)摩阻力fP和樁端阻力qs共同承擔(dān)，樁側(cè)先承載，樁端后承載。靜載初期OA段，P較小，側(cè)摩阻力fP承擔(dān)大部分荷載，樁端鈣質(zhì)砂壓縮變形量有限，SP不明顯。AB段，隨著P增大，fP繼續(xù)增大，卻不足以提供承載力，樁端逐步承載，樁端土發(fā)生壓縮變形和顆粒破碎，導(dǎo)致樁頂沉降加劇，到BC段，當(dāng)樁基承載力不足以承擔(dān)上部荷載P，樁頂沉降陡增，SP呈三段式發(fā)展，試驗(yàn)現(xiàn)象與研究[14-15]一致。

4.1.2 循環(huán)樁頂累計(jì)沉降形式

循環(huán)荷載P同樣由樁側(cè)循環(huán)摩阻力fN和樁端循環(huán)摩阻力qN共同承擔(dān)。循環(huán)加載中，樁端土體反復(fù)受上部循環(huán)應(yīng)力作用，不斷發(fā)生孔隙壓密和顆粒破碎，且樁端土壓縮變形主要由顆粒破碎控制[3]，樁端土體逐步壓縮變形，導(dǎo)致樁頂循環(huán)累計(jì)沉降SN逐漸增大。顆粒破碎發(fā)生需達(dá)到相應(yīng)的破碎應(yīng)力[23]，當(dāng)M越大，能提供的破碎應(yīng)力越大，顆粒破碎程度越嚴(yán)重，土體壓縮變形越大，樁頂循環(huán)累計(jì)沉降終值SNf也較大。當(dāng)M越小，循環(huán)應(yīng)力水平較低，導(dǎo)致顆粒破碎有限，樁端土體壓縮變形有限，形成穩(wěn)定型沉降。隨著M增大，循環(huán)應(yīng)力水平提高，樁端土顆粒破碎更嚴(yán)重，樁端土體變形更為嚴(yán)重，形成漸進(jìn)型和破壞型沉降。筆者在此前動(dòng)力荷載下鈣質(zhì)砂側(cè)限壓縮試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，試樣壓縮變形隨動(dòng)載幅值增大而增大[24]，與本試驗(yàn)現(xiàn)象相一致。

循環(huán)加載時(shí)，存在一個(gè)穩(wěn)定的臨界循環(huán)次數(shù)Ncr，超過該加載次數(shù)時(shí)，樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減穩(wěn)定現(xiàn)象，SN出現(xiàn)穩(wěn)定。這是因?yàn)闃抖送馏w受循環(huán)應(yīng)力作用時(shí)，土體被壓密并發(fā)生顆粒破碎。顆粒破碎形成的細(xì)小顆粒填充到土體骨架中，導(dǎo)致鈣質(zhì)砂顆粒間點(diǎn)-點(diǎn)接觸增多，配位數(shù)增多，使土體有效應(yīng)力面積增加，繼續(xù)發(fā)生顆粒破碎需要更大的破碎應(yīng)力，一定程度上抑制了顆粒破碎發(fā)生，樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減，樁端土體壓縮變形出現(xiàn)弱化趨勢(shì)。M越大，能提供的循環(huán)荷載破碎應(yīng)力越大，引起顆粒破碎程度越嚴(yán)重，抑制顆粒破碎發(fā)生和減弱樁端土體壓縮變形越困難，臨界循環(huán)次數(shù)Ncr越大。

4.1.3 動(dòng)靜沉降比

相同荷載幅值下，動(dòng)靜沉降比α(SN/SP)>1，因?yàn)闃抖送潦莒o載時(shí)處于靜態(tài)受迫壓縮變形，顆粒壓縮變形和顆粒破碎有限，而循環(huán)加載時(shí)，樁土間反復(fù)發(fā)生顆粒壓密和局部應(yīng)力集中，導(dǎo)致更多鈣質(zhì)砂發(fā)生顆粒破碎，循環(huán)加載的振擾使得破碎形成的細(xì)小顆粒更易填充至顆粒骨架中，共同加速樁端土體壓縮變形，筆者在動(dòng)力類型荷載下鈣質(zhì)砂側(cè)限壓縮試驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)類似現(xiàn)象[24]。

4.2 樁端/樁側(cè)承擔(dān)荷載變化

4.2.1 靜荷承載

當(dāng)靜荷載P較小時(shí)，樁側(cè)摩阻力fP提供承載，且fP尚未完全發(fā)揮，fP承擔(dān)上部荷載過程中，樁側(cè)的樁土間相對(duì)位移趨勢(shì)愈來愈強(qiáng)，導(dǎo)致fP增幅較快；在加載中期AB段，隨P增大，fP不足以承擔(dān)上部荷載，樁端平均阻力qs開始承載，樁端土受壓開始更明顯，qs增幅加快，樁側(cè)土的剪切位移導(dǎo)致樁側(cè)土體顆粒破碎，使樁側(cè)土產(chǎn)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象，fP增幅減緩；加載至BC段，qs和fP共同承擔(dān)荷載P，且以樁端承載為主，qs增幅繼續(xù)加大，當(dāng)P超過至樁基極限承載力Qc，樁頂發(fā)生瞬時(shí)沉降，樁側(cè)土體顆粒破碎較為嚴(yán)重，fP開始減小，同時(shí)qs加速增長(zhǎng)。

4.2.2 循環(huán)承載

如圖14所示，在循環(huán)加載中，鈣質(zhì)砂單樁累計(jì)沉降機(jī)理也遵循樁側(cè)先承載、樁端后承載的規(guī)律。與靜載相比，隨著循環(huán)加載進(jìn)行，循環(huán)加載下將出現(xiàn)反復(fù)應(yīng)力集中現(xiàn)象，樁側(cè)鈣質(zhì)砂在樁土接觸界面發(fā)生的反復(fù)剪切，致使樁側(cè)土體顆粒破碎產(chǎn)生的“累計(jì)損傷”效果，導(dǎo)致樁側(cè)土體應(yīng)力松弛，削弱樁側(cè)承載能力，fN逐漸減小，樁端鈣質(zhì)砂發(fā)生壓密和受壓顆粒破碎，qNs緩慢增大。M越大所造成的樁側(cè)土體剪切變形越嚴(yán)重，所形成的應(yīng)力松弛現(xiàn)象越明顯，因而fN降低幅度越大，qNs增幅越大。顆粒破碎后，樁側(cè)呈現(xiàn)出應(yīng)力松弛，形成的細(xì)小顆粒填充到土體骨架內(nèi)，增大土體有效應(yīng)力面積，繼續(xù)發(fā)生顆粒破碎更加困難，樁側(cè)摩阻力弱化趨勢(shì)逐漸減弱。

圖14 鈣質(zhì)砂單樁累計(jì)沉降機(jī)理示意圖Fig.14 Schematic diagram of accumulated settlement mechanism of single pile in calcareous sand

5 工程實(shí)用意義

珊瑚礁施工中，動(dòng)荷載比M對(duì)于樁頂沉降形式和承載特性具有實(shí)際意義。在不同M值下，樁頂沉降形式有穩(wěn)定型、漸進(jìn)型、破壞型3類，本試驗(yàn)中動(dòng)荷載比M應(yīng)<0.35，可確保樁基沉降為穩(wěn)定型，根據(jù)M和Qc可預(yù)測(cè)樁頂沉降發(fā)展形式。根據(jù)樁頂循環(huán)沉降速率ρN的變化趨勢(shì)，分析臨界循環(huán)次數(shù)Ncr，預(yù)測(cè)樁基礎(chǔ)在動(dòng)力循環(huán)下的沉降穩(wěn)定區(qū)間。樁基礎(chǔ)設(shè)計(jì)施工中，應(yīng)重點(diǎn)考慮環(huán)境中動(dòng)荷載比M大小,經(jīng)濟(jì)安全地服務(wù)于鈣質(zhì)砂區(qū)域工程建設(shè)。

利用動(dòng)靜沉降比α與M存在的線性相關(guān)性，采用雨流法[22]等統(tǒng)計(jì)方法進(jìn)行荷載效應(yīng)等效，根據(jù)靜載時(shí)樁頂累計(jì)沉降SP預(yù)測(cè)同荷載幅值下的循環(huán)荷載樁頂循環(huán)累計(jì)沉降SN，從而服務(wù)工程建設(shè)。循環(huán)荷載對(duì)鈣質(zhì)砂樁基樁側(cè)摩阻力存在弱化效應(yīng)，引起樁端與樁側(cè)承載能力的變化。工程中可以通過埋設(shè)土壓力盒監(jiān)測(cè)樁端阻力qNs變化，分析監(jiān)測(cè)循環(huán)荷載下樁基沉降穩(wěn)定性，可使用本試驗(yàn)中得出的M與弱化系數(shù)D之間存在的函數(shù)關(guān)系式，預(yù)測(cè)循環(huán)荷載下鈣質(zhì)砂單樁樁側(cè)平均摩阻力弱化程度，作為設(shè)計(jì)樁基承載力安全系數(shù)的參考依據(jù)。

6 結(jié) 論

(1)SN隨N增大而逐漸增大，SN-N曲線可采用對(duì)數(shù)函數(shù)進(jìn)行描述，動(dòng)荷載比M越大，樁頂累計(jì)沉降終值SNf越大，單樁沉降形式主要有穩(wěn)定型、漸進(jìn)型、破壞型3種，有顯著“門檻效應(yīng)”，達(dá)到臨界循環(huán)次數(shù)Ncr時(shí)，樁頂循環(huán)沉降速率ρN出現(xiàn)衰減穩(wěn)定現(xiàn)象，試驗(yàn)中M安全臨界區(qū)間為0.35～0.45。

(2)靜載時(shí)，樁頂累計(jì)沉降SP、樁端平均阻力qs、樁側(cè)平均摩阻力fP的發(fā)展均表現(xiàn)為三段式，SP和qs逐漸加速增長(zhǎng)，fP先增長(zhǎng)后減小。循環(huán)加載時(shí)，樁側(cè)摩阻力fN逐漸減小，循環(huán)樁端平均阻力qNs緩慢增大。M越大，樁側(cè)摩阻力fN降低幅度越大，動(dòng)荷載比M與弱化系數(shù)D存在Logistic函數(shù)關(guān)系。

(3)動(dòng)靜沉降比α(SN與SP之比)介于1.01～1.79之間，且α與M滿足一定線性相關(guān)性，工程中可工程可嘗試?yán)忙梁蚆，結(jié)合SP大小，預(yù)測(cè)同等大小循環(huán)荷載作用下樁頂循環(huán)累計(jì)沉降SN。

(4)島礁樁基工程設(shè)計(jì)應(yīng)考慮控制動(dòng)荷載比M大小，確保樁基使用安全?？衫脛?dòng)荷載比M與弱化系數(shù)D、動(dòng)靜沉降比α、循環(huán)沉降速率ρN等作為循環(huán)荷載作用下樁基設(shè)計(jì)和承載參考依據(jù)。