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海洋粘土中柔性单体在循环侧向荷载作用下的响应
摘要：
单桩基础在欧洲的砂质地基中得到了广泛的应用，而在我国，单桩基础的设计和施工仅在潮间带进行。潮间带与砂质场地相比，由于上部为软海相粘土层，且每天都有潮汐运动，因此潮间带的地质环境条件往往不同，这可能会导致单粒岩的长期行为存在较大差异。为了研究潮间带单桩的循环侧向行为，进行了多尺度模型试验。采用一种新的设计加载装置，对潮间带原位土进行了静态和循环侧向加载试验。得到并分析了单桩-土体系的行为，包括桩端循环变形的评估，静力和循环p-y曲线的估计，孔隙水压力的耗散行为、裂隙效应的评价和土体软化区。在对试验结果进行分析的基础上，提出了可供设计的讨论和建议。
- 介绍
海上风力发电已成为全球能源发展的一个有前景的解决方案。2014年，欧洲国家建造了近92%的海上风力涡轮机(全球风能协会 2014)。与此同时，中国的装机容量在2014年达到669.9MW，排名第五(2016)。欧洲虽然普遍采用单桩，但由于场地条件和安装设备的限制，我国第一座海上风电场(东海大桥风电场)采用高层群桩基础。与此同时，在潮间带采用单片风力机的独特折衷设计得到了迅速发展(Korsnes,2014)。2014年，中国的潮间风力机(IWT)装机容量占总体单片风力机装机容量的56.69% (中国风能协会,2014)。
- 在目前的海上风力涡轮机(OWT)指南中，使用能力极限状态(SLS)的要求通常主导了整个设计(阿兰尼等， 2015)。在设定位置组号过程中，为了评估OWT的横向行为，应谨慎考虑循环加载的影响，评估累积变形和自然频率变化(阿兰尼等， 2017)。目前已有的设计标准(如API 2014)，(美国石油学会，2014a;美国石油学会，2014b)只提供了隐含的p-y弯曲方法来评估循环效应对侧方行为的影响，然而，现有的研究表明，测量的p-y曲线和推荐的p-y曲线之间有很大的差异(如Murff和Hamilton, 1993;Jeanjean, 2009;Doherty和Gavin, 2011a;吉尔伯特等等。,2015)。此外，在不含地基的模型试验中观测也表明，p-y曲线的刚度(也被认为是桩-土体系刚度)在浅埋深度有下降趋势，导致桩周土体表面出现明显的软化区(如Lombardi 等， 2013;哈密顿和默夫，1995,2011;Zakeri等,2015)。虽然传统的API代码中的p-y方法。
目前，利用API提出的p-y曲线法对SLS过程中IWT的横向承载力进行估算仍是一种新的方法。与OWT相似，IWT是一种顶部质量较重的细长柱，因此是动态敏感结构。然而，与刚性地基单桩相比(LeBlanc等，2010a;Doherty等， 2012;Ahmed 和Hawlader,2016)，潮间带单桩主要表现为嵌固长度较大的柔性桩土体系。此外，潮间带遗址一般在地基顶部含有软而敏感的粘性土(如Di等)，这将导致循环荷载作用下桩-土系统的非预期循环退化。此外，由于日潮作用，IWT在水动力分析中的环境荷载与OWT不同，也会引起地基周围的严重冲刷。因此，用p-y曲线法来估计IWT的横向行为仍然存在问题，需要进一步的验证。
本文主要研究了单桩在单向循环侧向荷载作用下的堤间类基础的累积性能。通过1g模型试验，研究了长桩在循环侧向荷载作用下的固结海相粘土中的受力特性。在相同的桩土条件下，分别进行了一次静力试验和三次循环试验。静态测试是研究桩-土体系的静力特性。设计了三种不同负荷水平的循环试验，研究了系统在不同使用状态下的行为。此外，为了实现上述目标，还设计了一种新型加载装置，配合不同的传感器和标记进行了循环模型试验。主要目标集中于:(a)评估Matlock(1970)提出的在讨论的情况下使用p-y模型的能力;(b)估计循环对系统刚度及相关影响参数的影响;(c)调查及评估山泥倾泻的土壤情况。
- IWT背景及模型试验
为了说明在砂质场地上安装IWT与OWT的区别，首先对IWT进行了简要的介绍。我国风力资源类型主要有三种:1)陆上型;2)近海的潮间带类型;3)近海中深水型(Li, 2010)。最后两种类型是中国海上风电的主流，如图1所示。
根据中国国家能源局和国家海洋局的定义，潮间带是指位于海岸线以下、水深在10m以下的低潮区和高潮区(见图2)。这是独一无二的设计目前仅在国内使用，且主要分布在山东、江苏、浙江三省(如图1所示)。与中深水海域风力发电相比，潮间带风力发电在安装和维护成本上具有相当大的优势，这使得其在电价上具有优势。2014年以来，潮间带和近海风电电价分别为0.75和0.85。
中国潮间带的地质条件已被一些学者讨论过(如Li等，2000;范等，2004)。潮间带典型地质条件为上部含有相当厚度的淤泥质粘土(或泥浆)，不排水抗剪强度小于15kpa (Cai等.，2010)。选择浙江省的阿波坦堤间风电场作为模型试验的原型。该地区最高潮位为5.59m，最低低潮位为3.16m。场地土壤剖面如图3和表1所示。
由于软海相粘土主要分布在浅层，本场地桩基础需要较长的埋设长度，为IWT提供足够的侧向抗力。Poulos和Hull(1989)提出了一种估算侧向荷载桩临界长度(Lc)的准则。嵌桩长度小于Lc/3的可视为刚性桩。
式中EPIP为桩的抗弯刚度;Es是土体的杨氏模量。
假设在讨论区域内安装了一台IWT样机，此时宜采用单片弯曲模量为210GPa，直径5m，壁厚5cm，长度50m的单片。桩周土体的平均杨氏模量一般小于10MPa。因此,Lc小于56 m粗略的估计,和桩嵌入长度为50米(比Lc / 3=18米)应视为柔性桩。
相比之下，安装在砂层中的单桩通常是刚性的，长细比(嵌入长度与外径)小于10(如Achmus等， 2009a;彭等，2011)。许多研究人员假设，桩基的反应和失效机制取决于桩基本身的灵活性(例如，Budhu和Davies,1987;Doherty和Gavin, 2011b)。短刚性桩的破坏模式为刚体旋转，长柔性桩的破坏模式为塑性铰的形成(Broms, 1964)。此外，观察到安装在砂中的单桩刚度增加作为侧向荷载的结果(Leblanc等，2010b)。相反，安装在粘土中的单桩的刚度随着循环次数的增加而降低(Bhattacharya 等， 2013a)。因此，在循环侧向荷载作用下，在软海相粘土中安装柔性单桩模型试验与在砂中安装刚性单桩模型试验有较大的差异。
- 实验装置
为了研究单桩IWT的循环变形和刚度退化行为，进行了一系列的模型试验。在桩土模型上进行了静循环荷载作用下的试验研究。
3.1相似的关系
由于原位IWT涉及复杂的气动、水动力响应耦合和结构-桩-土相互作用，没有一种物理建模技术能够同时在一个尺度上满足所有的相似性。由于认识到并不是所有的相互作用都能在一个特定的测试中被精确地标度，因此基于模型测试来研究问题的基本力学/物理是可行的(Lombardi等,2013)。在本工作中，以下参数被认为是设计模型测试的重要参数:
- 土壤循环退化行为的相似性要求。因此，在模型试验中采用了原位海洋土壤来捕捉循环行为;
- 要求具有相类似的负载能力，具有振幅小、周期数大、频率低等特点。研制并验证了一种新型加载装置，该装置能够输出稳定的周期横向荷载，具有所需的幅值、频率和周数;
（c）桩-土体系柔性相似要求。模型基础设计有两层，一层在底部，一层在顶部。模型桩先固定在钢基础上，然后埋入砂层。因此，桩脚固定在不受侵蚀和侧向挠度影响的情况下，这可以模拟出边界条件超过柔性桩核心长度的情况。
原型和模型桩系统的尺寸如表2所示,分别和几何规模lambda;是100。
应该指出一些固有的缺点:
- 土体结构、地应力场和土体的循环行为(如阈值剪切应变、剪切模量退化)不能满足尺度定律所要求的相似性。此外，模型土的相似度由未排水剪切强度铜控制，目标铜应与原位土的铜等效。但由于重塑和饱和作用，模型土的铜含量略低于原位铜含量。
- 将环境荷载简化为不同荷载水平、相同频率的单向循环荷载。循环加载、加载速度和频率、加载方向等其他影响因素超出了模型试验的范围。
- 桩-土体系模型设计为柔性桩，但桩身长细比没有完全保持;
- 在整个试验过程中，饱和土壤条件不能保持原位的日潮运动。
然而，人们相信，目前的模型测试仍然可以捕捉到一些特定情况下的周期特征，并具有一定的价值。
但是，目前的模型试验仍能较好地反映现场条件的一些循环特性，具有一定的参考价值。
3.2样品制备
3.2.1模型桩
模型桩由外径50mm、壁厚5mm的空心圆形PVC管制成。桩身总长度为1000mm，嵌固长度为700mm。模型桩预冲孔安装应变仪。预冲模型桩的弹性模量为3.8 GPa，抗弯刚度为0.4 kN-m2。沿桩外表面预置应变仪10对，间距为50mm。每次试验前进行应变缝的防水工作并进行检查(见图4)。
3.2.2土壤模型
模型土分为两层:(a)底部为砂层;(b)淤泥质粘土上层含有就地取样的泥浆，经过改造和饱和。土壤剖面最终由厚度为600mm的重塑海相粘土层(原位淤泥质粘土含泥)和厚度为200mm的砂层组成。砂层作为基础排水层，为桩端提供固定(桩端采用钢底座固定，见图8(a))。由于循环荷载作用于桩身的影响主要集中在浅层，荷载作用下的砂层孔隙水压力可以忽略不计。试验中使用的海相粘土在每次试验前都进行了重塑和饱和，因此进行了叶片剪切试验，以测量模型土的准确不排水剪切强度(见图5)。叶片剪切试验结果如图6所示(注:S1为静态试验)。C1、C2、C3为循环试验)。结果表明，在相同的条件下，四种试验具有相似的土体强度。
3.2.3模型设置
在西南交通大学高速铁路工程教育部重点实验室的保险箱中进行了1g模型试验。保险箱的内部尺寸为100厘米长，100厘米宽，90厘米深。试验示意图如图7(a)所示。模型桩安装在砂层中100 mm。此外，在200mm泥线之上位置施加静侧力和循环侧力。
在静态试验和循环试验中分别采用了两种监测系统。在静载试验中，在加载装置上附加一个测压元件和一个线性变差动变压器(LVDT)来监测模型桩的荷载-位移行为。此外，在模型桩外表面设置应变计，得到不同深度下的静态p-y曲线。在循环试验中，在桩周设置额外的监测装置(如图7(b)、(c)所示)，包括土体孔隙水压力计、激光位移计(LDM)与土体表面标志物结合。应注意的是，在循环试验中采用钢板和钢钉作为标记。将薄钢板部分插入土体表面(见图7(b)、(c)钢板)。其中一个LDM是指近泥线处的桩头来测量桩的挠度(图7(b)中的A点)。此外，在循环试验中，两种ldm均指向钢板，测量其横向挠度。将钢钉均匀地插入土中，并用摄像机对钢钉在循环试验过程中的挠度进行监测。由于薄钢板和钢钉相对较硬，假设上述标记物的侧向挠度相当于同一位置的土体。因此，可以间接得到循环荷载作用下土体表面的变形。
为了在循环试验中制备试样，进行了以下步骤:
(1)先在保险箱中填满沙子，压实至厚度为100mm，然后在保险箱中心放置钢底座。将预置应变仪的模型桩插入钢底座(见图8(a))，将砂土填入钢筋箱内，压实至另一厚度100mm，为桩端提供固定。
(2)每次试验前对海洋土壤进行重塑和饱和。然后将海相土放入强夯箱内，最终厚度达到600mm(图8(b))。在填海过程中，在设计位置安装孔隙水压力计(图7(b))。在土表面放置一个刚性盖，施加恒定的压力进行固结1天。试验土的约束模量Es和渗透系数k约为8 MPa, 10-9m/s，固结系数Cv为8times;10-7 m2/s。根据固结理论(拉姆和惠特曼, 1969)，无量纲时间因子T (T= Cvtimes;t/H2) = 0.768，一天固结后平均固结率U约为90%。当固结完成后，将放置在土壤表面的土块移走，形成过度固结的土壤样品。最后，为了避免对循环试验的干扰，在箱体边缘附近进行了范剪试验。
(3)试样制备完成后，将钢板和钢钉置于土表面，如图7(c)所示。将LDMs固定在strongbox边缘，指向桩头和钢板，如图7(b)所示。最后将加载装置连接到设计位置的模型桩上(见图9)。
3.3。加载装置
静态试验中使用的静载荷是通过伺服控制的液压执行机构施加的。在致动杆上附加测力元件和LVDT，测量桩的荷载-位移特性。相比之下，循环试验要求输入代表近海加载条件主要特征的载荷。考虑单个波或风不可能代表了离岸加载条件下,由于空气动力学和水动力条件是不规则和随机n性质(情况可以通过考虑更复杂的日常潮流运动IWT),和结构将受到数十亿负载周期(例如108建议Achmus 等 , 2009 b)的不同量级在它的生命周期中。因此，将环境荷载简化为均匀的谐波循环剪应力是典型的按比例缩小的模型试验。
缩放模型试验，采用不同的加载装置进行输入简化循环荷载，可分为两类:
- 研究地基的动力行为，包括共振问题(如Lombardi等，2013;Nikitas 等， 2016;郭等，2015;Yu等，2015)。
- 研究地基的累积行为，包括累积变形和循环p-y曲线问题(如Roesen等， 2012;Peralta和Achmus, 2010;LeBlanc等，2010a)。
为了研究模型试验中地基的累积行为，加载装置需要高可靠性和高稳定性，才能对模型桩施加循环侧向荷载。因此，本文提出了一种新的设计了稳定循环侧向荷载作用于模型桩的加载装置。
如图10(a)所示，加载装置主要由三部分组成:1)动力部分;
资料编号：[3666]
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