張緊式吸力錨受循環(huán)荷載試驗研究

張緊式吸力錨受循環(huán)荷載試驗研究

0基于大環(huán)境荷載的錨-固結(jié)黏土中錨的承載力模型試驗研究張力橋是深水浮橋的重要系泊基礎(chǔ)。它的負載機制不同于重力的基礎(chǔ)，而是通過沿立和傾斜的傾斜壓力來吸收和加固節(jié)點。張緊式吸力錨的系泊位置位于錨被動邊側(cè)壁的最佳系泊點處,此時在系泊荷載作用下,錨只有平動位移,從而獲得更大的承載能力。海洋極端環(huán)境中,張緊式吸力錨基礎(chǔ)在受到靜荷載(工作荷載)作用的同時,還會受到循環(huán)荷載作用,因此評價靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下錨的承載力對于錨的設(shè)計十分重要。盡管目前有一些關(guān)于吸力錨循環(huán)承載力的研究,但是關(guān)于靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下張緊式吸力錨承載力的研究卻少有報道。Andersen等對超固結(jié)黏土中吸力錨在頂部豎向循環(huán)荷載作用下的承載力進行了1g條件下的模型試驗,結(jié)果表明,與錨的靜承載力相比,其循環(huán)承載力降至靜承載力的66%~82%。Clukey等通過離心模型試驗,研究正常固結(jié)黏土中吸力錨在錨頂豎向循環(huán)荷載作用下的承載力,結(jié)果顯示循環(huán)承載力降低至靜承載力的61%~89%。Gharbawy等通過1g條件下的模型試驗,研究在錨頂豎直與傾斜方向循環(huán)荷載作用下軟黏土中錨的承載力,發(fā)現(xiàn)其循環(huán)承載力會降至靜承載力的78%~90%,且降低的程度與循環(huán)加載次數(shù)、循環(huán)頻率以及循環(huán)荷載大小有關(guān)。Randolph等也通過離心模型試驗研究豎向循環(huán)荷載作用下正常固結(jié)黏土中錨的承載力,得出其循環(huán)承載力將降至靜承載力的84%左右。Iskander在1g條件下進行的黏土中吸力錨模型試驗結(jié)果表明,循環(huán)荷載作用下錨的承載力沒有明顯降低。Chen等通過離心模型試驗、采用逐級增大循環(huán)荷載幅值的方法,分析正常固結(jié)黏土中吸力錨的豎向循環(huán)承載力,結(jié)果表明循環(huán)承載力大約為靜承載力的72%~86%。已有的這些試驗沒有涉及在錨側(cè)壁最佳系泊點作用傾斜方向靜荷載與循環(huán)荷載的張緊式吸力錨承載力問題。為了對靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下張緊式吸力錨的破壞模式與承載力的變化有一個較為清晰的認識,有必要通過模型試驗對在最佳系泊點受傾斜方向靜荷載與循環(huán)荷載共同作用的張緊式吸力錨承載力進行研究?；谝陨戏治?筆者在一個模型試驗土池內(nèi),預(yù)制了軟黏土層,采用自行開發(fā)的多功能電動伺服控制加載裝置,針對在錨側(cè)壁最佳系泊點受靜荷載與循環(huán)荷載共同作用的張緊式吸力錨,進行了荷載控制下的承載力模型試驗。通過改變加載方向、靜荷載與循環(huán)荷載的組合,研究靜荷載作用下、靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下錨的破壞模式,錨的承載力隨這些影響因素的變化規(guī)律。1模型試驗設(shè)備和方法1.1土層預(yù)壓試驗試驗用土取自天津渤海灣灘海地區(qū)的淤泥質(zhì)軟土,其塑性指數(shù)為17.44。采用底部真空預(yù)壓方法制備土層。模型試驗箱尺寸為長×寬×高=1m×1m×1.2m,制備時在箱內(nèi)底部安放排水管道,見圖1;然后鋪設(shè)0.2m的碎石排水層,見圖2;碎石層上再覆蓋用于排水的土工布,然后將含水率為60%~70%的泥漿倒入試驗箱內(nèi),預(yù)壓前土層厚0.95m,預(yù)壓時用密封膜將土層密封,見圖3。已有資料表明,深水海底淺層范圍內(nèi)一般為軟弱黏性土,且不排水剪切強度低。為獲得具有低剪切強度的模型試驗軟弱土層,在土層預(yù)壓過程中采用負壓調(diào)節(jié)閥將真空預(yù)壓力控制在50kPa以內(nèi)。經(jīng)過30d預(yù)壓后,實測的土層沉降近0.2m。為滿足模型試驗對土層厚度的要求,又向箱內(nèi)加入泥漿后再進行預(yù)壓。預(yù)壓完成后,土層的最終厚度為0.9m,平均含水率43%,天然重度17.88kN/m3。在土層的不同位置進行手動十字板剪切強度試驗,結(jié)果表明土層的不排水剪切強度變化范圍大約在6~8kPa之間,圖4是十字板試驗得到的剪切強度Su隨土層深度d的變化情況。1.2多功能伺服控制裝置為進行在最佳系泊點受荷的張緊式吸力錨循環(huán)承載力模型試驗,制作了加載導(dǎo)向裝置,見圖5。該裝置利用加載導(dǎo)向板上的密封滑輪1,把系泊點引出的加載鋼絲線傾斜方向變換為豎直方向,再通過安裝在加載框架上的密封滑輪2,把加載鋼絲線與加載裝置相連接。通過調(diào)節(jié)密封滑輪1在導(dǎo)向板上的豎向位置,實現(xiàn)加載方向的改變。為進行靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的模型試驗,設(shè)計開發(fā)了電動伺服控制多功能加載裝置,圖6是該裝置工作原理圖。它由伺服電機驅(qū)動的電缸與伺服控制器組成,可以在力控制下施加靜荷載、循環(huán)荷載以及在施加靜荷載的基礎(chǔ)上再施加循環(huán)荷載。圖7是模型試驗測量傳感器的布置。圖7中的#1力傳感器用于測量錨受到的傾斜方向荷載,#2位移傳感器用于測量系泊點沿系泊方向的位移,#3與#4位移傳感器用于測量錨的豎向位移并確定錨在豎直平面內(nèi)的轉(zhuǎn)角,#5位移傳感器用于測量錨中心軸線上的水平位移,并據(jù)此以及錨的轉(zhuǎn)角確定錨的轉(zhuǎn)動中心位置。由于加載鋼絲線的直徑僅為1.5mm,故不考慮加載鋼絲線與土之間的摩擦對承載力的影響。1.3模型試驗結(jié)果模型錨的材料為不銹鋼,外徑為0.076m,壁厚0.002m,高0.456m,高徑比為6。對于靜承載力模型試驗,加載方向與水平之間夾角選為20°,30°與40°;對于循環(huán)承載力模型試驗,加載方向與水平之間夾角選為30°與40°。通過有限元計算并結(jié)合模型試驗嘗試確定最佳系泊點位置,結(jié)果表明20°,30°和40°加載方向?qū)?yīng)的錨側(cè)壁最佳系泊點位置大約在錨頂以下0.27~0.29m處。試驗選擇的系泊點位于錨頂以下0.27m處。對于張緊式吸力錨,循環(huán)荷載Fcy作用前,錨受到的靜荷載就是靜荷載與循環(huán)荷載共同作用時的平均荷載,這里用Fa表示。為研究Fa對循環(huán)承載力的影響,以錨的靜極限承載力Ff為參考,用靜荷載比Fa/Ff表示靜荷載的大小,試驗時選擇不同的Fa/Ff分別進行循環(huán)承載力模型試驗。全部工作包括靜承載力與循環(huán)承載力試驗。每個加載方向進行3個靜承載力模型試驗,過程如下:(1)測量試驗位置處土層的剪切強度。由于模型試驗持續(xù)時間長,為考慮土層剪切強度隨時間變化對試驗結(jié)果的影響,每次試驗之前,使用十字板再次測量試驗位置處土層強度沿深度的變化。(2)將錨沉入預(yù)定的試驗位置土層中。由于錨徑較小,只用負壓會使錨內(nèi)土塞隆起、導(dǎo)致錨不能完全沉入土層中。故按照不使錨內(nèi)土塞隆起控制錨貫入土層中的負壓,當(dāng)錨貫入土層一定深度后,保持負壓不變,再通過施加重力將錨完全沉入土中。由于沉錨過程對周圍土體產(chǎn)生擾動,參考已有的研究,沉錨后靜置3d再進行試驗。(3)在力控制下,采用分級加荷方法給錨施加靜荷載,用力傳感器、位移傳感器分別測量荷載與相應(yīng)的位移時程,將隨時間變化相對穩(wěn)定后的位移作為每級荷載作用下的位移。當(dāng)某級荷載作用下的位移隨時間不能趨于穩(wěn)定時,發(fā)生破壞,此時停止試驗。循環(huán)承載力模型試驗過程如下:(1)采用與上述同樣的方法測定模型試驗前土層的強度并沉錨。(2)采用分級加荷法,按預(yù)定的靜荷載比Fa/Ff給錨施加靜荷載。由于多種因素的影響,每一次循環(huán)承載力模型試驗對應(yīng)的靜承載力Ff會有所差異。為了按照預(yù)定的Fa/Ff施加靜荷載,以靜承載力模型試驗確定的系泊點的歸一化荷載位移曲線為基準(zhǔn)(見圖10),通過控制與Fa/Ff對應(yīng)的系泊點的位移估算相應(yīng)的靜承載力。實踐表明,用這種方法能有效控制循環(huán)承載力模型試驗中的初始加載條件。(3)以第二步確定的靜承載力Ff為參考,給錨施加0.1Hz正弦循環(huán)荷載。對于隨循環(huán)加載次數(shù)增加、系泊點沿系泊方向位移逐漸趨于穩(wěn)定的試驗,最大循環(huán)次數(shù)不超過3000;對于隨循環(huán)加載次數(shù)增加、系泊點位移逐漸增大的試驗,當(dāng)系泊點沿系泊方向的平均位移超過0.6倍錨徑時停止試驗。試驗過程中,利用計算機A/D轉(zhuǎn)換技術(shù)記錄循環(huán)加載過程中各測量量隨時間的變化時程。每次試驗后,利用正壓將錨拔出土層,然后對試驗處的土層進行平整并靜置恢復(fù)3d后再進行下一次試驗。全部試驗包括循環(huán)穩(wěn)定和循環(huán)失穩(wěn)兩種情況(見3.1節(jié)的分析)。表1給出了循環(huán)失穩(wěn)試驗的條件與相應(yīng)的結(jié)果。為了確定錨與土層之間的摩擦系數(shù),還進行了模型試驗土層摩擦系數(shù)試驗。試驗采用與模型錨相同材料的長方形不銹鋼板,鋼板厚度為0.002m,寬0.076m,高0.456m。試驗時將鋼板插入模型試驗土層,靜置2d后進行上拔試驗,試驗過程中測定上拔力,然后按不銹鋼板與土層的接觸面積計算平均摩擦系數(shù),結(jié)果表明平均摩擦系數(shù)為0.05。2系泊點荷載變化的極限分析靜承載力模型試驗結(jié)果顯示,在錨位移過程中,錨內(nèi)土塞與錨頂蓋始終緊密接觸,這表明錨內(nèi)負壓與土塞和錨內(nèi)壁之間的摩擦力足以使土塞與錨一起位移。試驗結(jié)果還顯示,當(dāng)加載方向從20°變化至40°時,錨破壞時的豎向位移均大于水平位移,且主動側(cè)土體與錨之間出現(xiàn)裂紋,錨在豎直平面內(nèi)的轉(zhuǎn)角小于1°,因此錨的破壞基本是以平動的方式被拔出土層,見圖8(a)。為了對錨的這種破壞模式給出一個定量分析,利用極限平衡法,針對20°加載方向,分析錨的不同破壞模式與錨土之間摩擦系數(shù)的關(guān)系。結(jié)果表明,當(dāng)摩擦系數(shù)小于0.43時,錨的破壞始終為豎向拔出土層的模式。由于模型試驗中的錨土之間摩擦系數(shù)僅為0.05,當(dāng)加載方向從20°變化至40°時,錨的破壞均為豎直被拔出土層的模式,這與模型試驗結(jié)果吻合。因此,單調(diào)荷載作用下,張緊式吸力錨的破壞模式既取決于加載方向,也取決于錨壁與土層之間的摩擦系數(shù),還受錨的自重、錨內(nèi)土塞重量、錨的幾何尺寸與土層剪切強度的影響。對于給定的加載方向,如果錨受到的豎向最大抗力(包括錨外壁豎向摩擦力、錨自重、錨內(nèi)土塞重量和錨底以下土層的反向承載力)小于錨受到的水平最大抗力,錨的破壞就為豎向拔出土層的模式。為了說明軟土中足尺錨存在這一破壞模式,假設(shè)錨徑為4m、高徑比取3.75,即錨的貫入深度為15m,系泊方向角取40°,土層的不排水剪切強度取10kPa,極限平衡分析結(jié)果顯示,如果錨土間的摩擦系數(shù)小于0.32,錨的承載力由豎向極限抗力所控制,此時錨的破壞就是豎向拔出土層的模式。圖9是由靜承載力模型試驗得到的系泊點沿系泊方向的位移S隨系泊方向力F的變化曲線。如前所述,在最后一級荷載作用下,錨的位移隨時間逐漸增大,最終被拔出土層。顯然最后一級荷載大于或等于極限荷載,又考慮到前一級荷載小于極限荷載,為此取最后兩級荷載的平均值作為錨的靜極限承載力Ff,結(jié)果見表2。按這樣的方法確定出的極限承載力在系泊點荷載位移曲線上對應(yīng)的位移大約為0.6倍的錨徑。文獻建議按0.1~0.3倍錨徑位移標(biāo)準(zhǔn)確定極限荷載。這里的模型試驗結(jié)果表明,當(dāng)系泊點位移達到0.3倍錨徑時,盡管此時錨有一定位移,但是錨仍能處于平衡,顯然此時的錨尚未達到極限狀態(tài)。由于這里模型試驗采用的錨徑較小,將系泊點位移達到0.6倍錨徑作為錨被豎向拔出土層的破壞標(biāo)準(zhǔn)是否適用于錨徑增大后的情況尚需進一步研究。進一步,采用極限平衡法與塑性上限法按每次模型試驗對應(yīng)的土層強度預(yù)測極限承載力,見表2中的預(yù)測1與預(yù)測2,并分別與按模型試驗最后兩級荷載平均值確定的極限承載力Ff以及按系泊點位移達到0.3倍錨徑標(biāo)準(zhǔn)確定的極限承載力Ff1進行比較,結(jié)果也見表2。比較表明,按最后兩級荷載平均值確定出的極限承載力與預(yù)測結(jié)果吻合,按系泊點位移達到0.3倍錨徑標(biāo)準(zhǔn)確定的承載力小于預(yù)測結(jié)果。因此,將最后兩級荷載平均值對應(yīng)的系泊點位移(約為0.6倍錨徑)作為確定極限承載力的位移標(biāo)準(zhǔn)是恰當(dāng)?shù)?。在以下循環(huán)承載力模型試驗中,將依據(jù)系泊點位移達到0.6倍錨徑的標(biāo)準(zhǔn)由相應(yīng)的歸一化荷載位移曲線估算每一次循環(huán)承載力模型試驗對應(yīng)的靜極限承載力。為此,將極限承載力Ff作為歸一化參數(shù),把圖9中的曲線轉(zhuǎn)化為系泊點沿系泊方向的歸一化荷載位移曲線,見圖10。3靜極限承載力分析進行循環(huán)承載力模型試驗時,首先要按預(yù)定的靜荷載比Fa/Ff給錨施加靜荷載Fa。為此,以圖10中的歸一化荷載位移曲線為基準(zhǔn),將該曲線上Fa/Ff對應(yīng)的位移做為控制標(biāo)準(zhǔn),一旦在某級荷載作用下達到該位移,則認為Fa/Ff已達預(yù)定值,并由此估算與該次模型試驗對應(yīng)的靜極限承載力Ff。表1中的Ff就是按此方法估算的循環(huán)承載力模型試驗對應(yīng)的靜極限承載力。3.1循環(huán)失穩(wěn)試驗結(jié)果分析循環(huán)承載力模型試驗結(jié)果表明:靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下,錨內(nèi)土塞與錨仍保持了緊密接觸狀態(tài),使土塞與錨同步位移;當(dāng)加載方向從30°變化至40°時,錨的位移有兩種變化趨勢:一是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加錨的位移逐漸增加,最終錨被拔出土層,這對應(yīng)于循環(huán)失穩(wěn)情況,圖11是循環(huán)失穩(wěn)試驗測量出的位移時程曲線,圖8(b)是錨被拔出土層的情況;二是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加,位移的變化逐漸趨于穩(wěn)定,見圖12,盡管此時錨也產(chǎn)生一定的位移,但并不會隨循環(huán)次數(shù)增加而被拔出土層,這對應(yīng)于循環(huán)穩(wěn)定情況。表1中也列出了靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下系泊點位移達到0.6倍錨徑時,錨頂中心處的豎向位移、水平位移以及錨在豎直平面內(nèi)的轉(zhuǎn)角。圖13給出了由30°和40°加載方向模型試驗得到的系泊點沿系泊方向的平均位移隨循環(huán)次數(shù)典型變化曲線;圖14給出了與30°加載方向模型試驗對應(yīng)的系泊點沿系泊方向循環(huán)位移隨循環(huán)次數(shù)N的變化。這些結(jié)果顯示,在沿系泊方向的靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下,系泊點沿系泊方向的平均位移隨循環(huán)次數(shù)增加而增加,最終導(dǎo)致錨被拔出土層,而循環(huán)位移隨循環(huán)次數(shù)變化較小,破壞時錨的豎向位移均大于水平位移,且轉(zhuǎn)角較小,這些與靜荷載作用下錨的變形特征與破壞模式一致。3.2循環(huán)荷載與靜荷載比的關(guān)系考慮到錨在靜荷載作用下會產(chǎn)生相應(yīng)的位移,循環(huán)荷載作用后又會產(chǎn)生附加的平均位移。因此按兩部分荷載產(chǎn)生的位移之和達到破壞標(biāo)準(zhǔn)確定循環(huán)承載力是恰當(dāng)?shù)?。依?jù)前面關(guān)于靜荷載作用下極限承載力的分析,這里仍將系泊點位移破壞標(biāo)準(zhǔn)取為0.6倍的錨徑,并按靜荷載作用下的靜位移與循環(huán)荷載作用時的附加平均位移之和達到該標(biāo)準(zhǔn)確定循環(huán)破壞次數(shù)與承載力。對于給定的靜荷載比Fa/Ff,首先按圖10中的歸一化荷載位移曲線確定靜荷載作用下的位移,然后按系泊點沿系泊方向的平均位移隨循環(huán)次數(shù)變化關(guān)系曲線(見圖13)確定靜位移與平均位移之和達到破壞標(biāo)準(zhǔn)時對應(yīng)的循環(huán)次數(shù),最后按Ff,cy(28)(Fa(10)Fcy)f確定與該循環(huán)破壞次數(shù)對應(yīng)的循環(huán)承載力Ff,cy。用Ff,cy/Ff表示循環(huán)承載力的大小,結(jié)果見表1。依據(jù)表1做出Ff,cy/Ff隨循環(huán)破壞次數(shù)Nf變化的關(guān)系曲線,見圖15。圖15中的結(jié)果表明,靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下錨的承載力既取決于循環(huán)荷載作用前錨受到的靜荷載,也取決于循環(huán)荷載。對于給定的循環(huán)加載方向,當(dāng)靜荷載比Fa/Ff從0.4變化至0.7時,同一循環(huán)破壞次數(shù)下的循環(huán)承載力增大。依據(jù)圖15,對于30°加載方向,當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)為100時,循環(huán)承載力從靜承載力的75%增加至92%;當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)為1000時,循環(huán)承載力從靜承載力的65%增加至78%,靜荷載比的變化對循環(huán)承載力的影響比較明顯。為進一步說明靜荷載對循環(huán)承載力的影響,依據(jù)圖15中的數(shù)據(jù)做出同一循環(huán)破壞次數(shù)下循環(huán)荷載比隨靜荷載比的關(guān)系,見圖16。圖16中的結(jié)果表明,當(dāng)Fa/Ff在0.5左右時,此時錨承受的循環(huán)荷載最大。當(dāng)張緊式吸力錨受有系泊方向循環(huán)荷載作用時,為了保持系泊基礎(chǔ)的張緊狀態(tài),錨承受的循環(huán)荷載應(yīng)小于靜系泊荷載,因此,設(shè)計中只減小靜荷載并不能有效提高錨的循環(huán)承載力。依據(jù)循環(huán)荷載大小,恰當(dāng)選擇靜荷載的大小是必要的。圖17對不同加載方向、同一靜荷載比下的循環(huán)承載力進行了比較,結(jié)果表明,盡管隨加載方向增加,循環(huán)承載力減小,但是加載方向的改變對同一靜荷載比下循環(huán)承載力比隨循環(huán)破壞次數(shù)的變化關(guān)系的影響并不明顯。按圖17中的結(jié)果,如果系泊方向靜荷載比不小于0.5,且按靜荷載比為0.5的結(jié)果估算靜荷載大于0.5時的循環(huán)承載力,這樣得出的結(jié)果偏于安全。此時當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)從100增加至1000時,循環(huán)承載力減小至靜承載力的84%到75%,循環(huán)破壞次數(shù)對循環(huán)承載力的影響比靜荷載比對循環(huán)承載力的影響相對較小。4靜荷載作用錨破壞模式本文報道了在一個飽和軟土模型試驗箱內(nèi),利用電動伺服加載裝置,針對長徑比為6的模型錨,所進行的關(guān)于靜荷載作用下、靜荷載與循環(huán)荷載共