刘 莹，覃立胜，甘 庆，刘 涛

(1.广西大学土木建筑工程学院，南宁 530004；2.广西大学工程防灾与结构安全重点实验室，南宁 530004；3.南宁市建筑设计研究院有限公司，南宁 530002；4.广西大学海洋学院，南宁 530004)

近年来，中国海洋经济发展迅速，海洋建筑兴建，常见的海上风机、海上钻井平台、港口码头、桥梁等建筑的基础型式均采用桩基础，这些海洋建筑常常会承受机器运转、风、浪、地震、车辆来往等带来的循环荷载。针对竖向循环荷载对桩基承载特性的影响，学者们已开展了广泛研究。为了反映实际工况中桩基循环加载特性，学者们采用原位试验[1-3]和离心试验[4-5]方法进行了研究。陈仁朋等[1]通过现场试验，研究软黏土地基中不同静荷载与循环荷载组合作用下管桩的极限承载力及累积沉降特性。Li等[4]通过离心模型试验研究了在竖向循环荷载作用下，桩的不同安装方式对桩基性能的影响。这些试验成本高、测试难度大、可重复性小，因此对桩基承载力的试验研究更多采用室内模型试验[6-12]。Harry等[10]通过室内模型试验发现，循环荷载引起的桩侧摩阻力退化程度与循环位移、循环次数、土体类型和桩的类型有关。陈竹昌等[11]在黏性土中进行单桩室内模型试验，揭示了随着循环次数增加，位移呈现增大直至增大趋势逐渐平缓的规律。胡瑞庚等[12]研制了一种多荷载耦合循环加载装置，可研究多荷载耦合作用下海洋工程桩基础动力响应及桩土相互作用导致的桩周土刚度弱化规律。桩基室内模型试验已取得大量成果和不断的创新，但常规的室内模型试验可施加的围压有限，难以模拟离岸工程实际工况中桩基的应力状态。

软土在中国分布广泛[13]，它具有渗透系数小、固结时间长等特点，当作为基础时易对桩产生负摩阻力，使桩基产生非常大的下拉荷载和沉降，导致基础不均匀沉降，对建筑物造成危害[14]。在不同区域、不同深度，软土固结状态不同，桩基承载能力也有所区别。现阶段对于不同固结状态软土的桩基承载能力的研究较少，但对不同固结状态软土的剪切特性的研究已有一定的成果。苏栋等[15]通过数值模拟研究了场地初始固结度对单桩负摩阻力的影响。张涛[16]通过动三轴仪研究了地铁列车荷载下不同固结度重塑黏土动力特性。汪洪星等[17]通过理论分析及室内模型试验研究了软土抗剪强度指标随固结度变化规律。冯东[18]通过空心圆柱扭剪试验,深入研究了多维耦合应力定向加载与间歇循环动力加载两种应力条件,对于不同固结度软土的静动力特性的影响。大量已有的试验表明[19-21]，固结状态对饱和软土的抗剪强度有较大影响，饱和软土中的桩基础在不同固结状态的承载特性值得进行深入研究。

使用小型桩基竖向循环加载系统进行模型试验，其可对土样施加较高围压，模拟实际工程中高围压状况下桩基的真实应力状态。模型试验在3种不同固结状态的饱和软土中分别进行了静载试验、循环加载后静载试验，对试验所得桩基动刚度、桩基极限承载力变化结果进行分析，研究不同固结状态下，循环荷载对饱和软土中桩基循环承载能力的影响。采用数值分析方法对模型试验进行模拟，得出桩侧摩阻力、桩端阻力变化曲线，进一步分析桩基承载力的弱化规律。根据研究成果，对实际工程中桩基础的竖向循环弱化提出应对措施和建议。

1 试验介绍

1.1 试验土样

试验土样取自南宁市云景路北侧，环城高速公路东侧屯里车辆段，经过风干及粉碎制成饱和软土。对饱和软土进行预固结，作为地基土试验土样，其基本物理性质如表1所示。

1.2 试验设备

试验采用小型桩基竖向循环加载模型试验系统(图1)[22]。试验系统由加载系统、压力室、起吊装置、模型桩及数据采集系统组成。加载系统通过伺服电机驱动联轴器带动滚柱丝杠转动，使加载板在立柱上滑动，连动压力传感器对模型桩施加竖向单向位移荷载(0～10 cm)或循环位移荷载(0～5 cm)。压力室为土样容器，土样尺寸为300 mm×400 mm(直径×高度)，通过乳胶膜与水隔开，并由围压控制器通过水压加载法对土样施加围压。模型桩为不锈钢实心桩，直径为10 mm，长度为 500 mm，桩端为60°锥型，弹性模量为200 GPa。试验过程可实时获取桩顶荷载、桩顶位移、围压、排水体积等数据。试验时，将乳胶膜套在压力室底座，利用承膜桶将预固结后的土装入乳胶膜中塑形，再将压力室罩吊入预定位置，形成压力室。通过螺帽将模型桩与压力传感器相接，加载系统施加位移使模型桩插入地基土预定深度。向压力室注满水，通过电脑控制围压达到预定值。保持压力室出水口打开，以保证试样能排水固结。达到预定固结度后，在操控面板输入静加载速率、动荷载幅值、动加载频率等参数开始试验。

图1 小型桩基竖向循环加载系统实物图

1.3 试验方案

桩基模型试验选取200 kPa围压60%固结度、400 kPa围压60%固结度、400 kPa围压90%固结度3种不同固结状态分别进行初始静载试验和循环加载后静载试验，桩的初始埋深均为20 cm，模型试验示意图如图2所示。两种静载试验均以 0.5 cm/min 的速率匀速加载至土体破坏。循环加载波形选用正弦波，加载频率为1 Hz，连续对桩顶施加0.1、0.2、0.3、0.4 mm振幅的循环荷载，每组循环荷载均加载50次，循环加载结束后即进行静载试验。数值模拟为200 kPa围压，60%固结度下的循环加载试验，加载方式与模型试验相同。试验方案如表2所示，动加载示意图如图3所示。

图2 桩基模型试验示意图

图3 动加载示意图

表2 试验方案

试验时土样处于封闭高压的压力室中，无法取出。试验结束后土样必须先卸压再取出，固结状态已发生变化，因此无法对试验时土样的固结状态进行校核。饱和软土因渗透系数较小而存在固结度不均匀的现象，因此由排水体积计算近似固结度Ut，即

(1)

式(1)中：Vt表示地基土随着时间t的总排水体积；V∞表示固结完成时的最大排水体积。饱和软土试样较大，难以充分固结，故计算最大排水体积公式为

(2)

式(2)中：V表示地基土初始总体积；e0为初始孔隙比；ec表示固结完成时对应的孔隙比，ec由图4的三维压缩曲线所得。利用GDS(global digital systems limited)动三轴仪对试验土样施加200 kPa围压进行固结，体积稳定后卸载至10 kPa，再次稳定后加压p′至400 kPa，得试验土样的三维压缩曲线，由曲线斜率得:压缩系数λ=0.097，回弹系数κ=0.02。

图4 试验土样的三维压缩曲线

2 试验结果及分析

2.1 桩基竖向循环加载模型试验结果及分析

2.1.1 桩顶荷载-位移变化曲线分析

图5～图7为不同固结状态下的3组桩顶荷载-位移变化的滞回曲线，第1次循环加载未能形成滞回圈，将第2、50次循环的滞回圈加黑表示。

在地基土围压为200 kPa，固结度为60%的情况下，当振幅为0.1 mm时，桩顶荷载幅值稍有下降，滞回圈的面积及形状基本不变，桩土系统近似处于弹性状态。当振幅为0.2 mm时，桩顶荷载幅值下降很大，滞回圈向位移轴倾斜，桩周土的塑性变形增加。当振幅为0.3 mm和0.4 mm时，初始桩顶荷载幅值约为280 N，与0.2 mm时相比没有增加，滞回圈变化不大。说明桩周土的弱化主要发生在0.2 mm振幅，在0.2 mm振幅循环后期已经弱化至残余强度。

在地基土围压为400 kPa，固结度为60%的情况下，各振幅的试验现象与DZ1基本相同。桩周土同样在0.2 mm振幅循环后期弱化至残余强度，但残余强度幅值比地基土围压为200 kPa时高约30 N，说明围压的增加减少了循环荷载的弱化作用。

在地基土围压为400 kPa，固结度为90%的情况下，当振幅为0.1、0.2 mm时，滞回曲线基本重合，桩土系统处于弹性状态，在0.2 mm振幅时初始桩顶荷载幅值大幅提高。说明随着固结压力以及固结度的增加，桩基强度和刚度也增加。当振幅为0.3 mm时，出现了明显的弱化现象，滞回圈明显下移，随着振次的增加滞回圈变小并逐渐稳定，进入了亚稳定状态，在振幅为0.4 mm时脱离稳定，滞回圈再次变胖，桩土系统回到塑性状态。

从图5～图7可以看出，循环加载过程中，随着振动次数增加，桩土系统发生弱化，桩顶荷载的幅值会逐渐下降并趋于稳定，加载振幅越大下降趋势越明显，说明振幅越大弱化效果越强。同一振幅，地基土固结度越大、固结围压越高，桩顶荷载幅值变化越缓，说明固结度、固结围压的提高增强了桩土系统的抗弱化能力。

图5 DZ1桩顶荷载-位移变化曲线(σc=200 kPa,Ut=60%)

图7 DZ3桩顶荷载-位移变化曲线(σc=400 kPa,Ut=90%)

2.1.2 桩基动刚度结果分析

本次试验以单个周期内桩顶荷载-位移滞回曲线的两个角点所成直线的斜率作为该循环周期中桩基的动刚度，如图8所示，循环周期桩基的动刚度K=2 207.3。为了更好地分析整个实验过程的桩基动刚度变化规律，每组试验以振幅为0.1 mm时第一个滞回圈的桩基动刚度为K1，第n个滞回圈的桩基动刚度为Kn，将动刚度归一化(k=Kn/K1)得到如图9所示3组曲线。

图8 桩基动刚度示意图

图9 循环加载过程中桩基动刚度随振幅的变化曲线

在地基土围压为200 kPa，固结度为60%的情况下，振幅为0.1 mm时，动刚度基本没有变化；振幅为0.2时，初始动刚度比为72%，随着循环次数的增加有明显的减小趋势，最后趋于稳定；振幅为0.3、0.4 mm时，初始动刚度比分别为50%、37%，动刚度变化曲线较为平缓，最终衰减至32%。

在地基土围压为400 kPa，固结度为60%的情况下，振幅为0.2、0.3、0.4 mm时，初始动刚度比分别为76%、57%、44%。每个振幅的动刚度比变化趋势与围压为200 kPa时基本一致，稳定时的动刚度比均大于围压为200 kPa相应振幅的动刚度比，最终衰减至35%。

在地基土围压为400 kPa，固结度为90%的情况下，桩周土硬化的应力阈值较高。当振幅为 0.1 mm 时，桩周土发生硬化，动刚度比有微弱的上升趋势。振幅为0.2 mm时，初始动刚度比提升至114%，循环荷载已超过应力阈值，桩周土开始软化，动刚度比有下降趋势。振幅为0.3 mm时，初始动刚度比为108%，动刚度软化更显著。振幅为 0.4 mm 时，初始动刚度比降至79 %，随着循环次数增加最终衰减至71%。前两组试验没出现此类情况是因为其桩周土硬化的应力阈值较低，在振幅0.1 mm时已超过硬化应力阈值，桩周土已开始微小软化，振幅0.2 mm时软化至残余值。

从以上3组曲线可以看出:地基土固结度、固结围压的提升会桩周土硬化的应力阈值。当循环荷载小于应力阈值时，桩土系统的动刚度比有上升趋势。当循环荷载大于应力阈值时，桩土系统的动刚度会产生衰减，振幅越大初始动刚度比越小，同一振幅随着振次的增加衰减至稳定。因此固结度或固结压力的提高会减缓动刚度衰减速率。

2.1.3 初始静载试验和循环加载后静载试验结果及分析

在进行静力加载试验时，随着桩顶位移的增加，桩顶竖向荷载逐渐增大。当位移增加到达一定值后，桩顶荷载基本不再变化，此转折点对应的桩顶荷载即为桩基极限承载力。图10为3种固结状态下初始静载和循环加载后静载的桩顶位移-荷载关系曲线。由图10可以看出，循环加载后静载的曲线形状和初始静载相似。初始静载试验JZ1、JZ2、JZ3得到的桩基极限承载力分别为440、1 000、1 480 N，循环加载后静载试验DZ1、DZ2、DZ3得到的残余桩基极限承载力分别为300、520、610 N，分别弱化为原来的75%、52%、41%。此变化规律反映了固结度和固结围压的增加对桩基承载力有明显的提升作用。循环加载使桩基强度弱化及刚度软化，随着固结度和固结围压的提高，弱化后的残余桩基承载力也提升，但其相应的残余承载比(残余桩基极限承载力/初始桩基极限承载力)却减小。

C表示固结围压，kPa；U表示固结度

2.2 数值模拟结果及分析

桩基承载力包括桩侧摩阻力和桩端阻力，为了深入研究桩基承载力的循环弱化，对模型试验DZ1进行了数值模拟，以知桩侧摩阻力与桩端阻力的变化。地基土模型采用基于非线性运动硬化的饱和软土循环弱化模型[23]。模型计算参数如表3所示。建立轴对称有限元模型，在桩土界面上，将桩土边界设置为共节点，并将土体和桩中轴处施加水平方向约束，土体底部施加固定约束。模型选用8节点四边形单元进行网格划分，并在桩附件的土体采用网格加密，桩土有限元模型如图11所示。

图11 桩基有限元模型

表3 数值模拟中的材料参数

图12为数值模拟得到的桩顶荷载-位移滞回曲线，振幅为0.1 mm时，滞回圈基本不变。振幅为0.2 mm时，桩顶荷载幅值下降很大，上拔荷载下拉荷载同步下降，滞回圈逐渐向位移轴倾斜。振幅为0.3 mm和0.4 mm时，桩土系统仅有残余强度发挥作用，数值模拟与模型试验的滞回圈大小及变化规律基本吻合。由此可知，该数值模拟具有较好的准确有效性，所得桩侧摩阻力、桩端阻力的变化结果较为可靠。

图12 SM1桩顶荷载-位移变化曲线

图13、图14分别为0.1、0.2 mm振幅的深度1、5、10、15 cm时的桩侧摩阻力变化图。随着桩顶循环位移的加载，不同深度处的桩侧摩阻力幅值随振次增加逐渐减小。振幅为0.1 mm时，各个深度处桩侧摩阻力弱化不明显。当振幅为0.2 mm时，各深度的桩侧摩阻力变化曲线有明显的弱化，均在25次左右时弱化完全。当桩顶位移振幅继续增大时(0.3、0.4 mm)，桩侧摩阻力也仅剩残余值。

图13 0.1 mm振幅循环荷载下不同深度桩侧摩阻力变化图

图14 0.2 mm振幅循环荷载下不同深度桩侧摩阻力变化图

图15为循环加载初期与后期的桩侧摩阻力沿着深度的分布图。在加载后期，桩侧摩阻力均产生了的弱化，在振幅为0.2 mm时弱化最明显，并在加载后期弱化完全，因此振幅为0.3、0.4 mm时的桩侧摩阻力分布图基本一致。沿着桩身，深度越大桩侧摩阻力越小，桩身上端的桩侧摩阻力弱化更大，深度为19 cm时桩侧摩阻力很小，弱化也更小，说明了该桩承载力主要以桩侧摩阻力为主。桩侧摩阻力的弱化是桩基承载力降低的主要原因。

图15 桩侧摩阻力沿深度分布图

图16为不同循环荷载振幅下桩端阻力变化曲线数值模拟结果图。振幅为0.1 mm时，桩端阻力并无明显弱化现象，这与桩侧摩阻力变化趋势一致。振幅为0.2 mm时，桩端阻力随着加载次数的增加而弱化，加载50次时也没有出现稳定趋势，与桩侧摩阻力相比，桩端阻力的弱化速率更慢。振幅为0.3 mm时，桩端阻力持续弱化至25次后趋于稳定。振幅为0.4 mm时，桩端土仅剩残余阻力发挥作用。

图16 桩顶循环幅值不同时桩端阻力变化图

由此可知，桩顶荷载由桩侧摩阻力与桩端阻力共同承担，桩基承载力弱化过程中，桩侧摩阻力和桩端阻力共同弱化，桩端阻力的弱化速率滞后于桩侧摩阻力。当桩端阻力弱化至残余值时，整个桩土系统的弱化完成。

3 结论

(1)桩顶竖向循环位移加载会使桩土系统弱化，地基土固结围压和固结度增加使桩土系统抗弱化能力提高。循环位移加载过程中，土体相对于桩向下位移而产生负摩阻力，降低桩基承载力。

(2)地基土的固结状态影响桩基动刚度的变化。固结度较低时，振幅越大，动刚度越小。固结围压较大、固结度较高时，小振幅循环荷载使桩周土硬化，动刚度反而增加，当循环加载超过硬化应力阈值后动刚度开始降低，最终动刚度小于初始动刚度。

(3)循环荷载作用后，桩基极限承载力会发生弱化。固结围压越大、固结度越高，初始和弱化后的桩基极限承载力越大，相应的残余承载比却减小。

(4)通过数值模拟可知，深度越浅桩侧摩阻力越大，弱化也越大。桩基承载力弱化时，桩侧摩阻力、桩端阻力共同弱化，但桩端阻力弱化较慢，当桩端阻力弱化至残余值时，整个桩土系统的弱化完成。

(5)实际工程中循环荷载对饱和软土桩基承载力的衰减难以避免，但可以采取一定措施应对衰减带来的结果:若工期时间充裕，应进行地基处理促进排水固结后再开展工程，以在桩基弱化后能提供足够的残余承载力；若工期紧迫，可对桩周土进行注浆加固，提升桩基承载力。当桩端持力层为较坚硬的土层，在设计桩基承载力时应将桩侧负摩阻力考虑在内。