竖向荷载与水平循环荷载对软土基础承载力的影响

竖向荷载与水平循环荷载对软土基础承载力的影响

1循环强度方法与评价真空桶基础是一种新型的海洋平台基础。由于成本低、移动方便，它特别适用于软海洋基础。处于复杂海洋环境条件下的海洋平台基础要承受来自风浪、冰等循环荷载的作用,如何评价循环荷载作用下软土中桶型基础的承载力,是桶型基础设计的一项重要内容。目前,评价循环荷载作用下地基承载力的方法有:依据各项异性增量弹塑性理论建立描述软土循环特性的弹塑性本构关系,进而借助增量弹塑性有限元方法分析地基的循环承载力;Andersen等提出的二维极限平衡法;王建华等依据循环强度变化关系建立的弹塑性有限元分析方法(以下简称循环强度方法)。第一种方法的特点是能够实施跟踪循环应力路径,比较直观地描述地基的循环破坏过程。但是,由于波浪引起的循环荷载次数成百上千,采用这种方法不但计算工作量非常巨大,而且经常由于计算误差的积累导致计算结果不收敛。利用二维极限平衡法评价桶型基础的循环承载力,需要将三维桶型基础转换成二维问题,这就很难考虑地基土与基础之间的相互作用。如果用循环强度方法评价桶型基础的循环承载力,则可以模拟地基土与桶型基础的相互作用。这种方法通过定义土单元的循环强度,将荷载对土体的循环作用等效为土体强度的改变,计算时依据土动力试验建立的循环强度随循环平均应力的变化关系,由地基不同土单元的循环平均应力确定相应的循环强度,然后按地基不同土单元具有的不同循环强度,通过有限元计算评价静荷载与循环荷载共同作用下地基的循环承载特性。这种方法的特点是可以考虑循环荷载与工作静荷载共同作用下地基不同土单元循环平均应力的差异对其循环强度、进而对地基循环承载力的影响。但是,该方法计算结果的合理性尚需要必要的模型试验验证。进行软土地基中桶型基础循环承载力模型试验的主要困难在于软土层的制备周期长,而且由于一次制备的模型地基需要多次使用,为尽量使每次试验条件一致,相邻两次试验的间隔较长,因此导致试验周期长。另外,试验必须具备专用的超低频循环加载装置等,而且很难保证每一次模型试验具有完全一致的土性条件。因此,迄今关于软土地基桶型基础循环承载力的模型试验尚无报道。鉴于以上分析,本文利用真空预压方法制备了一个较大尺寸、用于模型试验的软黏土地基,采用电气伺服超低频循环加载装置,进行了软土地基中单桶基础在竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下的承载力模型试验。进而,又利用循环强度方法对试验结果进行了数值模拟,并与试验结果做了对比分析。本文目的是为评价软土地基中桶型基础循环承载力的循环强度方法的合理性提供试验验证,也为软土地基桶型基础循环承载力模型试验提供可供参考的成果。2模型试验2.1土池膜袋预压后土层的物理力学性质模型试验土池长、宽各1.8m,高2.1m。土池四周采用钢质建筑模板作为支撑结构,内部放置一个可以密封的橡胶布膜袋。在膜袋底部铺设0.26m厚的粗砂反滤层,在反滤层中间埋设与外部真空排水系统相接的排水管网共同组成真空预压室。采用天津塘沽滩海地区的淤泥质黏土制备软土层。制备时,先将淤泥质黏土配制成含水率为80%~86%的泥浆,然后分层放入土池的膜袋内,直至土池中泥浆深度接近1.8m。为加速预压固结速度并尽量保证制备土层的均匀性,在泥浆的上下表面以及四周铺设了5mm厚无纺土工布作为排水路径。图1是土池膜袋放满泥浆且封口后的情况。采用真空泵作为真空源。抽真空后发现橡胶膜袋底部密封接口处存在部分泄露,故土层在真空预压荷载作用下排水60d,抽真空期间膜袋上部的真空预压荷载基本维持在50kPa左右。将真空预压后的土层静置20d,然后开启膜袋上面密封层,测量预压后土层的基本物理力学指标。预压后土层厚1.50m。通过取样测定土层沿深度的含水率以及三轴不固结不排水强度,表1给出了预压后土层的基本物理力学指标。该模型试验土池共使用泥浆5.8m3(约重9.3T),制备后的软黏土层4.7m3(约重8.2T)。使用钢制模型桶,尺寸为直径0.27m,壁厚0.008m,高0.4m,高径比1.5。桶顶部除预留一个直径为0.012m与真空贯入设备相连的抽气孔外,其余整体密封。在桶顶圆心处焊接一竖向滑道,用以连接水平循环加载装置,并保证试验过程中在水平循环荷载作用下模型桶可以沿竖向自由沉降而不至于发生机构卡锁。同时,滑道顶端连接有一0.4m×0.4m的平台用以给基础施加竖向荷载。2.2模型试验加载装置与传感器布置使用电气伺服超低频循环加载装置,在载荷控制条件下给基础施加0.1Hz的水平向正弦循环荷载。试验时,力传感器前端的钢制小球与模型桶上的竖向滑道相连,以完成对桶施加水平循环荷载的同时,允许桶产生竖向自由沉降。模型试验加载点的位置处于桶顶上方0.24m处。图2是模型试验加载装置与传感器布置示意图。在距桶顶上方0.255m与0.345m处的滑道侧壁安置了两个LVDT位移传感器,用以采集桶基础在水平循环荷载作用下产生的水平位移,并借此确定基础顶面的水平位移。在模型顶部加载平台上通过重物施加试验所需的竖向荷载。在桶顶部安放一个百分表,监测模型桶在水平循环荷载作用下的竖向沉降。2.3模型试验方法已有计算结果表明,桶型基础水平循环承载力的大小取决于循环荷载作用前所受到的竖向静荷载的大小。为此选择不同的竖向荷载分别进行水平循环承载力模型试验,具体过程如下:(1)利用负压沉贯方法将桶沉入软土地基中,为恢复沉贯过程对地基土体扰动带来的影响,基础沉入地基后静置3d。(2)为进行循环承载力试验,首先采用单调分级加荷试验方法确定基础的竖直与水平静承载力Vj与Hj。(3)施加循环荷载前,参考基础的竖直静承载力,给基础施加一定的竖向静荷载V。(4)当竖向静荷载作用下的竖向位移稳定后,参考基础的水平静承载力,给基础施加水平循环荷载Hd,直到桶顶的水平循环位移达到规定的破坏标准为止。试验过程中,利用计算机A/D转换技术记录水平循环荷载与循环位移。(5)每次试验后,利用正压将桶拔出土层,然后对试验处的土层进行平整并静置恢复4d后再进行下一次试验沉桶。两次试验间隔时间为7~10d。表2给出了模型试验具体安排及试验结果。表中:Vj为竖直承载力,V为竖向静荷载,Hj为水平承载力,Hd为水平循环荷载幅,Nf为循环破坏次数。3试验结果的分析3.1基础顶面竖直及水平荷载位移图3给出了分别由竖直静承载力模型试验与水平静承载力模型试验得到的桶型基础顶面竖直以及水平荷载位移曲线。按照竖直位移达到桶径的5%确定基础的竖直静承载力Vj。按照水平位移达到桶径的3%确定基础的水平静承载力Hj。结果为:jV=1176N,jH=539N。3.2基础破坏形式图4给出了基础顶面水平循环位移dhc典型时程变化曲线。图5为水平循环荷载在一个方向达到峰值且基础水平位移达到破坏标准时的典型情况。图6是不同试验得到的竖向沉降dv随水平循环荷载次数N的变化曲线。这些结果以及对不同竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下的试验过程观察表明,软土地基中的桶型基础在竖向静荷载与对称水平循环荷载共同作用下,基础的破坏形式主要以绕基础顶面以下某一中心的转动为主,水平循环变形随循环次数逐渐增大,同时基础伴随有竖向沉降,沉降大小取决于竖向荷载大小与水平荷载的循环次数,竖向静荷载越大,水平循环荷载作用次数越多,竖向沉降也就越大。在本次试验中,与基础水平循环变形相比,竖向沉降较小。这表明,对于这里选定的试验条件,水平循环荷载作用下,单桶基础在水平方向先达到破坏标准。值得注意的是,在水平循环荷载作用下,随循环次数增加,沿循环荷载方向的桶基础前后土体向背离桶的方向逐渐隆起,土体与桶壁逐渐分离。当桶顶水平循环位移超过桶直径的1%时,桶壁与土体之间的分离逐渐明显并能观察到间隙。随循环变形不断增加,基础前后土体的累积变形也不断增大,最终导致基础产生过量的水平循环变形而破坏。这里的试验观察表明,当桶顶部水平循环位移达到桶径3%时,桶与土体之间间隙已经十分明显。3.3土塞土体单元的循环平均剪应力比m竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下,桶型基础周围土体所经历的循环应力状态是相当复杂的。这里依据对试验结果的观察,对位于桶基础周围不同部位的土体所经历的循环应力状态做一简要分析,以便对水平循环荷载作用下桶型基础的破坏机理有所理解。对于桶径范围内的土体(包括土塞),水平循环荷载作用下,土体单元感受两个方向的水平循环荷载作用基本是相同的,此时土体单元的八面体循环平均剪应力就等于竖向静荷载引起的八面体剪应力。这部分土体在对称循环荷载作用后会明显弱化。每次试验后,将桶拔出地基,观察桶内土塞情况,发现这部分土体比其它部分土体明显变软,这点与软黏土动力试验结果是吻合的。对于桶径以外的土体,特别是沿循环荷载方向与桶接触的土体,当桶受到一个方向的水平荷载作用时,此时位于基础被动侧的土体感受由于这一荷载引起的应力要大于主动侧土体感受这一荷载而引起的应力。因此,在水平对称循环荷载作用下,桶径以外的土体单元,其八面体循环平均剪应力要大于静荷载引起的八面体剪应力。试验结果显示的沿水平加载方向两边土体随循环次数增加逐渐隆起的现象表明,土体循环累积变形逐渐增加是导致两边土体逐渐隆起的根本原因,这点与软黏土动力特性试验结果也是吻合的。3.4荷载循环次数对分散性的影响图7为由试验得到典型的桶顶水平循环荷载位移曲线,这些结果表明,对称水平循环荷载作用下,桶土之间相互作用的刚度逐渐降低,水平方向变形逐渐增加,桶土之间相互作用的系统阻尼也逐渐增大。图8给出了4种工况下桶顶水平循环位移幅值dtop随荷载循环次数N的变化曲线。这些结果表明,在试验开始阶段,桶顶水平循环位移较小,随循环次数增加,沿水平荷载方向桶周围土体的累积变形逐渐增加,从而导致桶土相互作用的刚度逐渐降低并最终达到过量的水平位移使桶型基础破坏。依据图8给出的试验结果,按水平循环位移幅值达到桶直径的3%确定循环破坏次数,进而确定与一定竖向静荷载、一定循环破坏次数对应的水平循环承载力,表2中给出了相应结果。这些结果表明,水平循环荷载作用下的承载力小于水平静荷载作用下的承载力。基础达到破坏时的循环荷载大小与循环次数既取决于竖向静荷载,也取决于水平循环荷载。一定竖向静荷载作用下,循环荷载越大,循环破坏次数也就越少。另一方面,竖向静荷载越大,与同一循环破坏次数对应的循环荷载就越小。4基于试验条件的桶型基础循环承载力分析为了说明依据循环强度变化关系、通过弹塑性有限元计算评价静荷载与循环荷载共同作用下桶型基础承载力方法的可行性,以下将按照试验条件计算桶型基础的循环承载力。4.1不排水条件下软黏土应力-应变关系按照循环三轴试验土样的应力条件,定义土单元的循环强度为式中:σj为循环应力作用前,土样受到的轴向静偏应力,在对称循环应力作用下,它的含义是土样受到的轴向循环平均应力;σd为与一定循环次数对应、且使土样达到循环破坏应变时的循环应力幅值。研究结果表明,循环强度的大小既取决于循环破坏次数Nf的多少,也取决于循环平均应力σj的大小。参照文献的试验方法,通过不排水循环三轴试验确定模型试验土层、在不同循环破坏次数下的循环强度σdf随循环平均应力σj的变化关系,结果见图9。已有的研究结果还表明,不排水条件下饱和软黏土的循环破坏遵循Mises准则,于是可以借助八面体剪应力,通过计算静荷载与循环荷载共同作用下地基土单元的等效循环平均应力,由式(1)确定相应的循环强度,进而将循环荷载对地基土的循环作用视为土单元静强度的变化,再依据地基土的循环强度计算静荷载与循环荷载幅值共同作用下桶型基础的水平荷载-位移关系曲线,将按照一定位移破坏标准确定的承载力视为与一定循环破坏振次对应的循环承载力。这里用理想弹塑性模型描述不排水条件下软黏土的应力-应变关系,具体计算步骤如下:(1)按照模型试验的具体尺寸与边界条件,建立有限元计算模型,见图10。采用库伦摩擦接触单元模拟土与桶型基础边壁之间的相互作用。(2)计算竖向静荷载作用下地基土单元的八面体剪应力(τ8)j。(3)计算竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下地基土单元的循环平均八面体剪应力参考试验时给基础施加的水平循环荷载,假设一水平对称循环荷载,首先计算水平荷载在一个方向达到循环荷载幅值时地基土单元的八面体剪应力(τ8)A;然后再计算水平荷载在相反方向达到循环荷载幅值时地基土单元的八面体剪应力(τ8)B,见图11。按照式(2)计算每个地基土单元的循环平均八面体剪应力:(4)计算与循环三轴试验等效的循环平均应力σj:(5)由图9按式(3)确定每个地基土单元的循环强度。(6)依据循环强度,计算竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下桶型基础的水平荷载位移曲线。(7)按桶顶水平位移达到桶径3%的标准确定承载力,与预先假设的水平循环荷载进行比较,如果两者之间的相对误差大于允许误差,重复(3)到(6)的计算步骤,直到两者相对误差小于允许误差为止。4.2基于弹塑性有限元分析的着力土体承载力评价按照模型试验尺寸,利用三维8结点等参元建立有限元计算模型,土体计算范围按模型土池尺寸选取,水平和竖直方向均取1.8m。考虑到荷载和几何尺寸的对称性,采用半部结构进行计算。计算模型两侧土体边界为水平约束,底部边界为竖直约束。桶壁与土体间的接触用库仑摩擦单元模拟,其间的摩擦系数取0.2。在利用有限元方法、依据弹塑性本构模型计算软土地基基础承载力时,如何合理选择计算参数目前尚无定论。为此,这里以水平静承载力模型试验得到的水平荷载位移曲线为基准,利用反分析方法使计算出的水平荷载位移曲线与水平静承载力模型试验结果尽量吻合,据此确定计算桶型基础水平循环承载力时取用的有限元计算参数。反分析结果表明,将土的弹性模量取其不排水强度的400倍左右,且泊松比取0.46,可以得到与水平静承载力模型试验基本吻合的结果。进一步,依据这组经过“标定”的参数计算竖向静荷载与水平循环荷载共同作用下的桶型基础承载力。图12给出了计算得到的4种工况桶顶水平荷载位移曲线,据此按桶顶水平位移达到桶径3%的标准确定水平循环承载力,结果见表3。这些结果表明,与试验结果相比,计算结果偏大,但相差不超过10%