循環(huán)荷載作用下軟土中吸力錨循環(huán)承載力的擬靜力有限元分析

循環(huán)荷載作用下軟土中吸力錨循環(huán)承載力的擬靜力有限元分析

0擬靜力彈塑性有限元分析的應(yīng)用張緊張的收縮是深水浮面的重要系泊基礎(chǔ)。在深層條件下，大部分淺層沉積物都是高含量的軟土。在評價靜載和周期負(fù)荷的共同作用下，軟土中的摩擦軸的承載量（以下簡稱摩擦軸的周期荷載）是深水系泊基礎(chǔ)工程的重要內(nèi)容。目前,關(guān)于軟土中吸力錨循環(huán)承載力分析方法的報道并不多見。就目前的研究現(xiàn)狀,可以通過以下途徑建立分析軟土中吸力錨循環(huán)承載力的方法。通過增量彈塑性有限元數(shù)值分析,建立評價軟土中吸力錨循環(huán)承載力的方法。從原理上講,這是一種嚴(yán)格的分析方法。利用這一方法的關(guān)鍵在于選取能夠客觀描述循環(huán)荷載作用下軟土應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)的循環(huán)彈塑性本構(gòu)關(guān)系。然而,目前這方面的研究還存在問題,很難滿足有限元計算分析的需要。而且跟蹤循環(huán)荷載路徑的增量彈塑性有限元計算量巨大,這也是導(dǎo)致此方面研究進(jìn)展緩慢的一個主要原因。通過土動力試驗建立錨破壞時周圍土體潛在破壞面上循環(huán)強度變化關(guān)系,再依據(jù)極限平衡分析原理建立評價吸力錨承載力的方法。Andersen等曾依據(jù)極限平衡原理,建立了分析靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下重力式海洋平臺基礎(chǔ)承載力的二維極限平衡分析方法,并通過1g條件下的模型試驗對這一方法的可行性進(jìn)行了驗證。相關(guān)文獻(xiàn)也建議依據(jù)極限平衡分析原理分析靜荷載與循環(huán)荷載作用下吸力錨的承載力,但是并沒有給出具體的分析方法。依據(jù)平均應(yīng)力(即靜應(yīng)力)與循環(huán)應(yīng)力共同作用下軟土的不固結(jié)不排水強度(以下簡稱軟土的不排水循環(huán)強度),通過擬靜力彈塑性有限元計算建立評價吸力錨循環(huán)承載力的方法。這是一種擬靜力方法,特點在于所需的分析參數(shù)容易確定,分析過程簡單,能在破壞意義等效前提下對承載力做出較為客觀的估計。筆者曾利用這一方法,分析了靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下軟土中桶形基礎(chǔ)的承載力,與1g條件下的模型試驗結(jié)果進(jìn)行對比發(fā)現(xiàn),預(yù)測結(jié)果小于模型試驗結(jié)果。筆者也曾利用這一方法對1g條件、外徑為0.076m的吸力錨在循環(huán)荷載作用下豎向破壞時的模型試驗結(jié)果進(jìn)行預(yù)測,結(jié)果表明預(yù)測的承載力比較接近模型試驗的承載力。目前,擬靜力彈塑性有限元方法已被多人用于循環(huán)荷載作用下海洋結(jié)構(gòu)物基礎(chǔ)承載力的分析中。本文將在已有研究基礎(chǔ)上,通過改變模型試驗錨的幾何尺寸與錨外壁與土層之間的摩擦系數(shù),選擇不同加載方向,針對不同破壞模式,進(jìn)行軟土中張緊式吸力錨在平均荷載(靜荷載)與循環(huán)荷載共同作用下的承載力模型試驗,然后利用擬靜力彈塑性有限元方法預(yù)測每一次模型試驗結(jié)果,目的是闡明擬靜力彈塑性有限元方法評價軟土中吸力錨循環(huán)承載力的可行性。1循環(huán)荷載作用下土體極限抗力分析靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下軟土中基礎(chǔ)承載力的擬靜力有限元法是把循環(huán)荷載對土體的作用等效為土體靜強度的改變,按循環(huán)荷載作用前土單元的初始應(yīng)力狀態(tài)確定平均應(yīng)力與循環(huán)應(yīng)力共同作用下土單元的強度,即土的循環(huán)強度,進(jìn)而按土單元的循環(huán)強度通過靜力彈塑性有限元計算確定靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下土體的極限抗力。這一方法的特點是考慮了循環(huán)荷載作用前土體受到的靜荷載對土單元循環(huán)強度、進(jìn)而對土體極限抗力的影響。盡管這種方法不通過跟蹤循環(huán)荷載路徑評價軟土的破壞,但是可以在破壞意義前提下,對循環(huán)荷載作用下軟土的極限抗力做出適當(dāng)?shù)墓烙?。使用這一方法的前提是確定軟土不排水循環(huán)強度變化關(guān)系。1.1循環(huán)三軸試驗土體的不排水循環(huán)強度通常利用0.1Hz低頻循環(huán)荷載模擬波浪荷載。一般將低頻循環(huán)荷載作用下土的強度稱為土的循環(huán)強度,它是指對一定的循環(huán)破壞次數(shù),土單元達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時所需的平均應(yīng)力與循環(huán)應(yīng)力之和。下式給出了通過循環(huán)三軸試驗確定土循環(huán)強度的定義:式中σf,cy為循環(huán)壓縮(拉伸)強度;σcy為軸向循環(huán)應(yīng)力;σa為軸向靜偏應(yīng)力,相對于σcy而言,它也是平均應(yīng)力,故以下稱其為平均應(yīng)力。海洋工程中,出于安全考慮,通常依據(jù)軟土不排水強度確定軟土中基礎(chǔ)安裝后的承載力。由于錨安裝后很快投入使用,為此這里也按軟土的不排水循環(huán)強度分析吸力錨的承載力。已有研究結(jié)果表明,可以利用Mises強度準(zhǔn)則描述軟土的不固結(jié)不排水靜強度與循環(huán)強度,且循環(huán)強度可以表示為循環(huán)應(yīng)力作用前土單元的八面體平均剪應(yīng)力以及應(yīng)力循環(huán)破壞次數(shù)的變化關(guān)系。通過循環(huán)三軸試驗可以建立一般應(yīng)力狀態(tài)土單元的循環(huán)強度隨八面體平均剪應(yīng)力與應(yīng)力循環(huán)破壞次數(shù)的變化關(guān)系,分析如下:用八面體剪應(yīng)力表示的Mises強度準(zhǔn)則:式中,τf,8為土單元破壞時的八面體剪應(yīng)力,kM為Mises強度參數(shù)。三軸試驗土樣八面體剪應(yīng)力與軸向偏應(yīng)力之間的關(guān)系:式中,(σ1-σ3)為三軸試驗土樣的軸向偏應(yīng)力,靜三軸試驗中,它是土樣破壞時的靜強度,循環(huán)三軸試驗中,循環(huán)應(yīng)力作用前,它代表土樣受到的軸向平均應(yīng)力σa,土樣破壞時,它就是循環(huán)強度。據(jù)此可以得到Mises強度參數(shù)kM與循環(huán)三軸試驗土單元循環(huán)強度σf,cy之間的關(guān)系:用循環(huán)強度σf,cy與靜強度σf之比表示歸一化循環(huán)強度,用平均應(yīng)力σa與靜強度之比表示歸一化平均應(yīng)力,通過循環(huán)三軸試驗就可以確定歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力的變化關(guān)系。于是,一旦確定了土的靜強度,就可以依據(jù)歸一化循環(huán)強度變化關(guān)系確定相應(yīng)的循環(huán)強度。由于三軸試樣的平均應(yīng)力σa也是三軸試驗土樣八面體上的平均剪應(yīng)力,見式(3)。于是,通過循環(huán)三軸試驗就能夠建立一般應(yīng)力狀態(tài)土單元Mises循環(huán)強度參數(shù)kM隨八面體平均剪應(yīng)力與循環(huán)破壞次數(shù)的變化關(guān)系。為了利用擬靜力有限元法預(yù)測模型試驗結(jié)果,對模型試驗軟土進(jìn)行了不固結(jié)不排水循環(huán)三軸壓縮試驗與循環(huán)三軸拉伸試驗,確定了土層不排水歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力的變化關(guān)系。進(jìn)行兩種不同應(yīng)力狀態(tài)循環(huán)三軸試驗的目的也是為進(jìn)一步闡明可以利用Mises強度準(zhǔn)則描述軟土的不排水循環(huán)強度。循環(huán)三軸試驗土樣的物性指標(biāo):塑性指數(shù)17.88,天然重度17.9kN/m3,平均含水率41%。試驗時給土樣施加的圍壓為30kPa,用σa表示施加循環(huán)應(yīng)力前,土樣受到的軸向平均應(yīng)力,用σfc,σfe分別表示靜三軸壓縮、拉伸試驗確定的不排水強度。進(jìn)行循環(huán)三軸壓縮試驗時,取σa/σfc=0,0.3,0.5,0.7;進(jìn)行循環(huán)三軸拉伸試驗時,取σa/σfe=0.3,0.5,0.7。對每一個歸一化平均應(yīng)力,又取不同的歸一化循環(huán)應(yīng)力進(jìn)行試驗。循環(huán)三軸試驗土樣直徑3.91cm,高8.0cm。試驗儀器為HX-100電氣伺服控制靜動三軸儀。按以下步驟進(jìn)行循環(huán)三軸試驗并確定歸一化循環(huán)強度變化關(guān)系:(1)將試驗土樣安置在三軸壓力室內(nèi),給土樣施加圍壓并測量試驗土樣的孔隙水壓力系數(shù)B。試驗結(jié)果顯示所有試驗土樣的B>0.95。(2)給土樣施加軸向平均應(yīng)力σa。(3)當(dāng)試樣在σa作用下的軸向應(yīng)變穩(wěn)定后,沿土樣軸向施加0.1Hz的正弦循環(huán)應(yīng)力σcy。(4)對于σa>0的試驗,當(dāng)土樣軸向平均應(yīng)變與循環(huán)累積應(yīng)變之和大于10%時停止試驗。對于σa=0的試驗,當(dāng)土樣軸向循環(huán)應(yīng)變大于10%時停止試驗。(5)按10%的軸向應(yīng)變破壞標(biāo)準(zhǔn)確定應(yīng)力循環(huán)破壞次數(shù)Nf(即試驗土樣達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時的應(yīng)力循環(huán)次數(shù)),并做出歸一化循環(huán)強度隨應(yīng)力循環(huán)破壞次數(shù)變化關(guān)系曲線,見圖1,2。依據(jù)圖1與圖2,做出同一循環(huán)破壞次數(shù)Nf對應(yīng)的歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力的變化關(guān)系,見圖3。圖3中結(jié)果表明,循環(huán)三軸壓縮試驗與循環(huán)三軸拉伸試驗得出的同一循環(huán)破壞次數(shù)下歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力的變化關(guān)系是一致的,這進(jìn)一步說明利用Mises破壞準(zhǔn)則描述軟土不排水循環(huán)強度的變化是可行的。1.2有限元模型分析如前所述,擬靜力彈塑性有限元法首先按土單元的初始應(yīng)力狀態(tài)確定相應(yīng)的循環(huán)強度,進(jìn)而通過靜力彈塑性有限元計算確定循環(huán)荷載作用下軟土的不排水極限抗力。在擬靜力增量彈塑性有限元計算中,采用理想彈塑性模型描述軟土的不排水應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。計算循環(huán)荷載作用下軟土的不排水承載力時,按Mises強度準(zhǔn)則確定土的屈服,由循環(huán)三軸試驗得到的循環(huán)強度變化關(guān)系確定Mises強度參數(shù)?？紤]軟土的不排水特性,計算泊松比取0.49。為了客觀確定土層的彈性模量,通過對靜承載力模型試驗結(jié)果的反演確定模型試驗土層的彈性模量。結(jié)果表明,對于豎向破壞模式,將土的彈性模量取150倍的不排水剪切強度;對于水平破壞模式,將土的彈性模量取為75倍的不排水剪切強度。為了模擬錨與周圍土層的相互作用,在錨外壁與土接觸的地方設(shè)置摩擦接觸單元。由于模型試驗結(jié)果顯示無論是豎向破壞還是水平破壞,錨內(nèi)的土塞始終與錨的內(nèi)壁緊密接觸,因此在錨內(nèi)壁與土塞之間設(shè)置了綁定接觸條件。通過計算分析發(fā)現(xiàn),對于豎向破壞的錨,錨外壁與土層之間的切向摩擦參數(shù)取為極限摩擦剪應(yīng)力的模式是恰當(dāng)?shù)?此時極限摩擦剪應(yīng)力就等于錨外壁摩擦系數(shù)與土的不排水剪切強度的乘積;對于水平破壞模式,錨外壁與土層之間的切向摩擦按庫侖摩擦關(guān)系取值是恰當(dāng)?shù)?。利用擬靜力有限元方法計算軟土中吸力錨在靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下承載力的步驟如下:(1)建立有限元計算模型。按上述分析設(shè)置錨外壁與土層之間的接觸摩擦參數(shù)。(2)依據(jù)循環(huán)荷載時程,確定荷載循環(huán)作用次數(shù)。然后依據(jù)循環(huán)三軸試驗建立的歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力變化關(guān)系(見圖3),確定與該荷載循環(huán)作用次數(shù)對應(yīng)的歸一化循環(huán)強度隨歸一化平均應(yīng)力變化關(guān)系。(3)通過彈塑性有限元計算,確定循環(huán)荷載作用前錨周圍土體單元的平均八面體剪應(yīng)力。對于循環(huán)荷載作用方向與靜荷載作用方向相同的張緊式吸力錨,錨周圍土體單元八面體平均剪應(yīng)力就是靜荷載作用下土單元的八面體剪應(yīng)力。因此,依據(jù)土的不排水靜強度,通過彈塑性有限元計算,確定靜荷載作用下錨周圍土單元的八面體剪應(yīng)力。(4)按下式計算與每個土單元八面體平均剪應(yīng)力對應(yīng)的循環(huán)三軸試驗平均應(yīng)力σa與相應(yīng)的歸一化平均應(yīng)力:(5)按歸一化平均應(yīng)力,由步驟(2)中確定的歸一化循環(huán)強度變化關(guān)系,計算每個土單元的不排水循環(huán)強度。(6)將每個土單元的強度替換為循環(huán)強度,再次通過彈塑性有限元分析,計算靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下吸力錨系泊點沿系泊方向的荷載位移曲線。(7)按位移破壞標(biāo)準(zhǔn),由系泊方向的荷載位移曲線確定相應(yīng)的承載力,此承載力就是用擬靜力有限元方法確定的與某一荷載循環(huán)次數(shù)對應(yīng)的軟土中吸力錨的不排水循環(huán)承載力。2模型試驗為說明擬靜力有限元分析方法評價軟土中張緊式吸力錨不排水循環(huán)承載力的可行性,進(jìn)行1g條件下的模型試驗。2.1模型試驗的設(shè)備模型試驗在一個試驗箱內(nèi)進(jìn)行,試驗土層取自天津渤海灣灘海地區(qū)的淤泥質(zhì)軟土,其物性參數(shù)與前述循環(huán)三軸試驗土樣的物性參數(shù)相同。采用底部真空預(yù)壓方法制備試驗土層。模型試驗箱尺寸為長×寬×高=1m×1m×1.2m,見圖4。制備試驗土層時,箱內(nèi)底部安放排水管道,再鋪設(shè)0.2m的碎石排水層,碎石層上覆蓋用于排水的土工布,再將60%~70%含水率的泥漿倒入試驗箱內(nèi),最后將泥漿密封。預(yù)壓過程中用調(diào)節(jié)閥將真空壓力控制在50kPa以內(nèi),以便制備低剪切強度的軟土層。預(yù)壓后的土層厚0.9m,平均含水率43%,天然重度17.88kN/m3。在不同位置用手動十字板測試土層的剪切強度,結(jié)果表明土層的不排水剪切強度沿深度分布較均勻,變化范圍大約在6~9kPa之間。利用改進(jìn)后的加載導(dǎo)向裝置進(jìn)行吸力錨承載力模型試驗,見圖5。與原導(dǎo)向裝置相比,改進(jìn)后的導(dǎo)向板不再插入土層,避免了由于導(dǎo)向板插入土層而引起的土層擾動對試驗結(jié)果的影響。該裝置仍利用導(dǎo)向板上的滑輪1,把系泊點傾斜的加載方向變?yōu)樨Q直方向,再通過安裝在加載框架上的滑輪2,把系纜與加載裝置連接。通過調(diào)節(jié)滑輪1在導(dǎo)向板上的豎向位置,實現(xiàn)加載方向的改變。模型試驗加載裝置為自行設(shè)計開發(fā)的電動伺服控制多功能加載裝置,它由伺服電缸與伺服控制器組成,可以在力控制下施加單調(diào)荷載和循環(huán)荷載,也可以在位移控制下施加單調(diào)荷載。試驗測量傳感器的布置見圖5。圖中的力傳感器1用于測量錨的系泊荷載,位移傳感器3用于測量系泊點沿加載方向的位移,位移傳感器4與5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,位移傳感器6用于測量錨中心軸線上的水平位移。系纜是1.5mm直徑的鋼絲繩。模型錨材料為不銹鋼。利用3種不同外徑與高徑比的模型錨進(jìn)行試驗,試驗參數(shù)見表1,為了研究錨外壁與模型試驗土層之間摩擦系數(shù)的變化對破壞模式與承載力的影響,在#2、#4與#5試驗錨的外壁裹附了一層鋼絲網(wǎng),見圖6。通過實測錨外壁與土層之間摩擦系數(shù),結(jié)果表明:對于外壁無鋼絲網(wǎng)的模型錨,摩擦系數(shù)為0.06,對于外壁有鋼絲網(wǎng)的模型錨,摩擦系數(shù)為0.26。2.2靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的模型試驗承載力試驗包括靜荷載作用下的模型試驗與靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的模型試驗。靜承載力模型試驗過程:(1)利用十字板試驗測量試驗位置處土層的剪切強度;(2)將錨沉入預(yù)定位置土層中,參考已有研究,沉錨后靜置3d再進(jìn)行模型試驗,以減少沉錨引起的土層擾動對試驗結(jié)果的影響;(3)在位移控制下給錨施加單調(diào)荷載,記錄系泊點的荷載隨系泊方向位移的變化。對于豎向拔出土層的破壞模式,當(dāng)系泊方向位移大于0.6倍錨徑時,停止試驗;對于水平擠壓土層破壞模式,當(dāng)系泊方向位移大于0.3倍錨徑時停止試驗。通過多次試驗發(fā)現(xiàn),當(dāng)位移控制下的加荷速率小于7.2mm/h時,荷載位移曲線與加荷速率的改變基本無關(guān)。因此,試驗選擇的加荷速率為7.2mm/h。定義靜荷載與靜承載力之比為歸一化靜荷載。依據(jù)試驗結(jié)果做出系泊點沿系泊方向的規(guī)一化靜荷載位移曲線,見圖7與圖8。進(jìn)行靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下吸力錨模型試驗時,依據(jù)這些結(jié)果給錨施加靜荷載與循環(huán)荷載,并估算相應(yīng)的靜承載力。靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的模型試驗過程為:(1)測定試驗土層的強度并沉錨。(2)給錨施加靜荷載Fa。參考靜承載力模型試驗得到的歸一化荷載位移曲線(見圖7與圖8),當(dāng)施加的荷載達(dá)到預(yù)定的歸一化荷載對應(yīng)的位移時,停止加載,按實際施加的靜荷載與歸一化荷載確定與此次模型試驗對應(yīng)的靜承載力Ff=(Fa)實際/(Fa/Ff)。(3)在力控制模式下,參考Ff,給錨施加0.1Hz的正弦循環(huán)荷載。對于豎向破壞的錨,當(dāng)系泊點沿系泊方向的靜位移與循環(huán)累積位移超過0.6倍錨徑時停止試驗;對于水平破壞的錨,當(dāng)系泊點沿系泊方向的平均位移與循環(huán)累積位移超過0.3倍錨徑時停止試驗,按位移破壞標(biāo)準(zhǔn)確定相應(yīng)的荷載循環(huán)破壞次數(shù)。試驗最大荷載循環(huán)次數(shù)不超過3000。研究表明,最佳系泊點受荷的張緊式吸力錨有兩種典型的破壞模式:豎向拔出土層破壞模式與水平擠壓土層破壞模式,影響吸力錨循環(huán)承載力的因素包括循環(huán)荷載作用前錨受到的靜荷載Fa、系泊方向、樁的幾何參數(shù)等。因此,對每一種破壞模式,安排不同F(xiàn)a、不同系泊方向、不同循環(huán)荷載Fcy以及不同幾何參數(shù)模型錨的試驗。由于模型錨幾何尺寸較小,在進(jìn)行水平破壞模式的循環(huán)承載力模型試驗時,在錨頂施加一豎向荷載W。表2與表3分別給出了豎向與水平破壞模式對應(yīng)的模型試驗安排。3模型試驗結(jié)果與預(yù)測結(jié)果的比較3.1循環(huán)荷載作用下錨破壞模式:一個是豎向生長的土豎向破壞的模型試驗結(jié)果表明,錨在最佳系泊點受傾斜方向靜荷載與循環(huán)荷載共同作用時,錨內(nèi)的土塞始終與錨緊密接觸,錨在豎向平面內(nèi)的轉(zhuǎn)動很小,破壞時是以平動的方式被拔出土層。這些特征與靜荷載作用下錨的運動破壞特征基本一致。錨的系泊點沿系泊方向的位移有3種變化趨勢:(1)第1是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加錨的循環(huán)累積位移逐漸增加,錨最終被豎向拔出土層,見圖9;(2)第2種是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加,錨的循環(huán)累積位移變化趨于穩(wěn)定,此時錨處于一種循環(huán)穩(wěn)定狀態(tài),且不會被拔出土層;(3)第3種是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加,盡管已經(jīng)產(chǎn)生過量的循環(huán)累積豎向位移并達(dá)到位移破壞標(biāo)準(zhǔn),但是錨的循環(huán)累積位移變化逐漸趨于平緩,此時錨也不會隨循環(huán)荷載作用次數(shù)增加而被最終拔出土層。無論哪一種位移變化,循環(huán)位移隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化很小,循環(huán)累積位移是導(dǎo)致錨破壞的主要原因?？傊?如果靜荷載作用下錨的破壞是被豎向拔出土層,那么循環(huán)荷載作用下,錨的破壞仍然是豎向拔出土層的模式。錨水平破壞時的模型試驗結(jié)果表明,在靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下,系泊點沿系泊方向的位移有2種變化趨勢:(1)第1種是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加錨的循環(huán)累積位移逐漸增加,錨會產(chǎn)生過量的系泊方向位移,見圖10;(2)第2種是隨荷載循環(huán)次數(shù)增加,系泊方向循環(huán)累積位移的變化趨于穩(wěn)定。無論是那種情況,錨的水平位移始終大于豎向位移,循環(huán)位移的變化很小,錨破壞時,被動側(cè)土體受到明顯擠壓而顯著隆起,主動側(cè)土體與錨之間開裂。見圖11。圖12給出了由水平破壞靜承載力模型試驗與循環(huán)承載力模型試驗得到的錨在豎直平面內(nèi)的運動方向隨系泊方向位移變化的典型關(guān)系。這些結(jié)果表明,如果靜荷載作用下錨的破壞為水平擠壓土層的模式,則靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下,錨在豎直平面內(nèi)的運動向豎直方向變化。循環(huán)荷載越大,運動方向變化越顯著。這說明,循環(huán)荷載導(dǎo)致的錨豎向抗力的弱化大于水平抗力的弱化,且當(dāng)循環(huán)荷載作用下弱化后的錨豎向極限抗力小于弱化后的錨水平極限抗力時,錨的破壞就會變?yōu)樨Q直拔出土層的模式。因此,若靜荷載作用下錨的破壞為水平擠壓土層的模式,則循環(huán)荷載的作用不僅改變錨的承載力,也可能改變錨的破壞模式。試驗結(jié)果還顯示,在錨的運動過程中,錨內(nèi)的土塞也始終與錨壁緊密接觸。3.2有限元模型的建立與分析已有的模型試驗結(jié)果表明,對于豎向破壞的錨,靜極限承載力對應(yīng)的系泊點沿系泊方向的位移大約為0.6倍的錨徑;對于水平破壞的錨,靜極限承載力對應(yīng)的系泊點沿系泊方向位移大約為0.3倍錨徑,這與DNV給出的破壞標(biāo)準(zhǔn)一致。因此,對于靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下錨豎向破壞的模型試驗,按系泊點沿系泊方向位移達(dá)到0.6倍錨徑確定荷載循環(huán)破壞次數(shù)(N1)f;對于錨水平破壞的模型試驗,按系泊點沿系泊方向位移達(dá)到0.3倍錨徑確定荷載循環(huán)破壞次數(shù)(N1)f。與(N1)f對應(yīng)的錨在靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的承載力Ff,cy(即錨的循環(huán)承載力)定義為式中,Fa為循環(huán)荷載作用前錨受到的平均系泊荷載,Fcy為循環(huán)荷載。依據(jù)模型試驗得到的系泊點沿系泊方向循環(huán)累積位移隨荷載循環(huán)次數(shù)N1的變化關(guān)系(見圖13),按以下步驟確定錨的循環(huán)承載力:(1)按圖7與圖8中的規(guī)一化荷載位移曲線確定靜荷載Fa作用下的位移。(2)依據(jù)確定循環(huán)承載力的標(biāo)準(zhǔn),計算達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時的循環(huán)累積位移。(3)由循環(huán)累積位移隨循環(huán)次數(shù)的變化關(guān)系確定與步驟(2)中循環(huán)累積位移對應(yīng)的荷載循環(huán)破壞次數(shù)(N1)f。再由式(6)確定與該荷載循環(huán)破壞次數(shù)對應(yīng)的循環(huán)承載力。結(jié)果見表4~9中的F1f,cy。進(jìn)一步確定歸一化循環(huán)承載力,見表4~9中的F1f,cy/Ff。表中的Su是每次試驗前通過十字板試驗實測的土層剪切強度。依據(jù)表4~9中的試驗結(jié)果,再做出相同歸一化靜荷載對應(yīng)的歸一化循環(huán)承載力隨荷載循環(huán)破壞次數(shù)(N1)f的變化曲線,見圖14與圖15。圖中結(jié)果表明,對于給定的歸一化靜荷載,可以忽略加載方向、錨的幾何尺寸、錨外壁的摩擦系數(shù)對歸一化循環(huán)承載力隨荷載循環(huán)破壞次數(shù)變化關(guān)系的影響,歸一化循環(huán)承載力曲線只取決于歸一化靜荷載。當(dāng)歸一化靜荷載為0.5時,若循環(huán)破壞次數(shù)為1000,錨豎向破壞時的循環(huán)承載力較靜承載力降低約25%;錨水平破壞時的循環(huán)承載力較靜承載力降低約20%。這與已有的離心模型試驗結(jié)果基本一致。按擬靜力有限元法的分析步驟,針對表4~9中的試驗條件預(yù)測模型試驗結(jié)果。由于錨受力與錨結(jié)構(gòu)具有對稱性,取一半建立有限元計算模型。計算模型徑向方向尺寸取12倍錨徑,錨底以下取4倍錨徑。圖16是有限元計算模型與單元劃分。預(yù)測時,針對每次模型試驗對應(yīng)的循環(huán)破壞次數(shù),由圖3確定相應(yīng)的歸一化循環(huán)強度變化關(guān)系。預(yù)測結(jié)果見表4~9中的F2f,cy。以模型試驗結(jié)果為參考,預(yù)測結(jié)果與試驗結(jié)果之間的相對偏差見表