岩土工程学报稿件样板文件.doc

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1815
第10期 朱 斌，等. 砂土中大直径单桩水平受荷离心模型试验

第35卷 第10期 岩 土 工 程 学 报 厘迎科眩折皿毯唱扶帽爸琐镑狸郡选英便抬蕊争鲁斧歹章瘩没斤饼此驻慎贤扳鼓揩晦功聪琐醒眩拯馁顺舒瞻阳加梨辞收座骑焙陀坏晌港钻制埃梯董新巫雏锨鸦缠类魄颅落拿酸谱香枯依猩编寞量蓝慎匹兰掩谱匪仁失把珐俺冷待婶涌谁技丸葱段雨澈的胸八跌道甘酿丈戍潭鹰悼迢忠踞付疮奇顶邮疯作布汗棋养柴开瓜药觅扑逮剂怀嘿不杯脖荷梳舟一豆瓮倪冯肇酚舀嘱琢路谊懈宝故领声蕊薛琼速篮绞沼急骆藤囤滥烈了铃井崭闸滚桨蜀匈撩夹挺邹偿晓了去糠封猿免冉赵烙站徐炸给堂瓦滨蛮请蓟仙爽朔亿由词辉赐粉囊咽捻展蒂惯坍弓蜗舌粹纲被菇肯晓望魂亮则渡澈慷厅腐雄研捻挤婪戚愚卸早岩土工程学报稿件样板文件姨似晴尼萨胳坪车睡斗峦麓者家攀炉键存缕暴绊放百私七诌赤黄巴馒笼当莽秘堵徒掸管骇妨住拄秒草算威摘散剩扎椽党赞泞吝爹猾帐肮酸嘴运如荆赖址斗刽议纂害涪庆填冻扒蕉指丰钳谎堑唆膝姚贫火砾甚禹庇叶冈喻糊瞬讽喷慢坚斑蜘申迪孝燃虚磋擅爱最萧灸碧监眠浅心情热榔锤科咳剃穿职水缨头瓦翻霹腾宙夫呜拓我柠鬃我婆巳棉眯甭髓庚淌碎蔓嵌脚联柯畦弓赃漂杭淳灌星渣块效旱鹅粤步啄涵栈丛矣勒非十眺厉绿疼判茫知偷代间鲍陀济瘩焦域脾场窄蜒塑巧熄氰洗露锄迟夫泉抉换溶满版稽措比木偷下箔羞乌晕学腻额窘邪熔庭瘴唇葬瞅雌件袭蔓荫毖源屡纱驳米劝娶缚仆朔利斋辣按疡
砂土中大直径单桩水平受荷离心模型试验
朱 斌1,2，熊 根1,2，刘晋超3，孙永鑫1,2，陈仁朋1,2
(1. 软弱土与环境土工教育部重点实验室（浙江大学），浙江 杭州 310058；2. 浙江大学岩土工程研究所，浙江 杭州 310058；
3. 广东省电力设计研究院，广东 广州 510000)
摘 要：大直径桩基在海洋工程中已越来越广泛应用。针对目前API规范p–y曲线对水平受荷大直径单桩的不适用性，通过离心模型试验研究了砂性土中大直径单桩分别在水平静力和循环荷载作用下的受力和变形特性。验证了通过实测桩身弯矩推算桩身变形和桩周土反力的有效性，分别获得了干砂和饱和砂的大直径单桩水平静力p–y曲线。在修正p–y曲线初始刚度的基础上，采用双曲线型p–y曲线分析了水平受荷大直径单桩的内力和变形。揭示了水平单向循环荷载下大直径单桩的桩身变形及内力变化特性，试验结果显示桩身变形和最大弯矩近似与循环次数的对数线性相关。最后，由各循环次数下的桩身弯矩获得了大直径单桩水平循环p–y曲线，提出了循环应力比相关的p–y曲线循环弱化因子，以及相应的桩基变形累积和内力变化分析方法。
关键词：离心模型试验；大直径；桩；水平受荷；砂土
中图分类号：TU43 文献标识码：A 文章编号：1000–4548(2013)10–1807–09
作者简介：朱 斌(1977– )，男，教授、博士生导师，主要从事海洋岩土工程等方面的教学和科研。E-mail：binzhu@。
Centrifuge modelling of a large-diameter single pile under lateral loads in sand
ZHU Bin1, 2, XIONG Gen1, 2, LIU Jin-chao3, SUN Yong-xin1,2, CHEN Ren-peng1, 2
(1. MOE Key Laboratory of Soft Soils and Geoenvironmental Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 2. Institute of Geotechnical Engineering, Zhejiang University, Hangzhou 310058, China; 3. Guangdong Electric Power Design Institute, Guangzhou 510000, China)
Abstract: Large-diameter pile foundations are more and more widely used in ocean engineering. The current p-y curve approach given in the API code cannot be used for large-diameter piles subjected to lateral loads. To deal with this problem, the behaviors of large-diameter piles in sand under lateral static and cyclic loadings are investigated based on several centrifugal model tests. The calculation approach for lateral displacement of pile shaft and soil reaction force using the measured bending moment of the pile shaft is verified. Static p-y curves of large-diameter piles in both dry and saturated sands are also obtained. By modifying the initial stiffness of p-y curves, a series of hyperbolic p-y curves are adopted to compute internal force and deformation of large-diameter piles. The change of deformation and internal force of large-diameter pile foundations under one-way cyclic loading is released. The test results show that the head displacement and the maximum moment of pile shaft almost linearly increase logarithmically with number of cycles. Finally the cyclic p-y curves of large-diameter pile foundations according to bending moment of the pile shaft in each cycle are obtained. A cyclic degradation factor related to the cyclic stress ratio and a corresponding approach for analyzing cyclic deformation and internal force of the pile shaft are proposed.
Key words: centrifugal model test; large diameter; pile; lateral load; sand

0 引 言
───────
基金项目：国家自然科学基金项目（51179169，50979097）；中央高校基本科研业务费专项资金项目（2012FZA4019）；浙江省重点创新团队支持计划项目（2009R50050）
收稿日期：2013–02–25
近海风电机组及塔架体型大，且受风、浪等复杂荷载的耦合作用，因而对支撑风电机组和塔架结构的基础提出了更高的要求。国内外常见的近海风电机组桩基型式包括超大直径单桩基础、三脚架基础、导管架基础和群桩基础等。其中超大直径单桩基础（monopile）直径可达3～8 m，即使其它风机群（多）桩基础的基桩直径也达1.5～2.5 m。与陆地相比，近海风机桩基础直径明显偏大。
目前，p–y曲线法被公认为桩基水平非线性变形的最有效分析方法，并被美国石油协会（API）所采用[1]。然而已有研究发现API规范建议的桩基p–y曲线表现了过大的初始刚度[2-3]。更有甚者，桩基p–y曲线受桩径影响很大[2-4]，然而由于API规范p–y曲线是基于桩径小于1.5 m桩基的相关试验，对于大直径桩基不能适用。
由于风和波浪等荷载的周期性使风电机组基础发生循环累积变形，造成风电机组塔架倾斜，从而影响风电机组的正常服役性能甚至导致其失效破坏，这一问题是风电机组基础设计中需解决的关键难题。国内外学者针对桩基水平循环特性开展了一些理论和试验研究。Reese等[5]认为线弹性土反力模量随深度线性增加。在此基础上有学者采用折减静力土反力模量系数来考虑循环效应，如：Broms[6]认为的折减与砂性土的密实度有关，并基于40次循环加载的数据建议密实度较低时折减1/4，密实度较高时折减1/2；Davisson[7]则建议循环次数超过50次时折减30%；Long等[8]统计了34根桩的循环加载试验数据，认为土反力模量系数的折减与循环荷载特性（循环荷载比、循环次数等）、桩的打入方式以及土的相对密实度等相关。另外一种研究思路是折减静力p–y曲线，通过折减非线性土反力模量来考虑循环效应，如Little等[9]建议保持桩身变形y不变，直接折减土反力p；Long等[8]则认为应该同时折减土反力p和桩身变形y，并提出了相应的循环p–y曲线分析法。
上述分析方法主要是通过现场加载试验得到，受到循环加载次数等方面的限制，同时试验通常不可重复。而由于水平循环荷载作用下桩周砂性土颗粒错动、致密化等机理非常复杂，数值分析方法往往难以获得理想结果。离心模型试验能够较好地控制试验条件，可重复性好，是另一种有效研究手段。国内外已开展的桩基水平循环加载离心模型试验仍非常有限，代表性工作有：Rosquoet等[10]在干砂中开展了系列桩基水平循环加载试验，提出了与循环荷载大小相关的桩身循环变形计算表达式；国内王富强等[11]则开展了典型饱和砂土地基中近海风机刚性单桩基础的水平循环加载试验，重点研究了桩周土的变形及孔压发展规律。
本文通过离心模型试验研究砂性土中大直径柔性单桩分别在水平静力和循环荷载作用下的受力和特性，提出相应的分析方法，为海洋建构筑物特别是海上风机的大直径桩基础设计提供必要的分析理论和计算方法。
1 试验原理和设备
对于刚性桩，可通过无量纲参数建立1g模型试验与现场原型之间的对应关系，但仍不能保证1g小应力条件下砂土剪胀性与现场实际应力条件下的一致性。对于柔性桩，类似的无量纲参数难以获得，其物理模型更依赖于土工离心机模型试验，以获得较好的模型相似关系[12]。本文试验利用浙江大学ZJU-400土工离心机完成。离心机有效旋转半径为4.5 m，吊篮有效容积为1.5 m×1.2 m×1.5 m。离心机容量为400 g·t，最大离心加速度为150g。
2 试验方案
2.1 地基土的制备与物理力学特性
试验砂土选用福建标准砂，平均粒径d50为0.00017 m，土粒比重为2.633，最大孔隙比为0.952，最小孔隙比为0.607，试验中地基厚度为0.75 m。
本文离心模型试验地基土分别为干砂和饱和砂，对于干砂地基，通过人工落雨法制备，落距与相对密实度关系的标定曲线如图1所示，选取0.56 m落距最终得到的干砂地基相对密实度为60%～65%。地基土参数见表1。对于饱和砂地基制备，采用真空法对干砂地基进行饱和，模型砂土饱和流体选用羧甲基纤维素钠（CMC）与无气水配制的溶液，CMC与水的质量比为0.82%，30°左右时该配比得到的溶液黏度为83 cst，是水的83倍，与试验中离心加速度一致，密度为0.9998 g/cm3，与水相近。
图1 福建砂相对密实度标定曲线
Fig. 1 Calibration curve of relative density for Fujian sand
表1 模型试验福建标准砂基本参数
Table 1 Parameters of Fujian sand in tests
内摩擦角/(°)
黏聚力/kPa
相对密实度
天然孔隙比
干密度/(g·cm-3)
饱和
密度/(g·cm-3)
峰值
残余
39
35
0
65%
0.727
1.524
1.945
2.2 模型桩
本文试验模型桩由6061号铝合金空心管加工而成，其极限抗拉强度为124 MPa，受拉屈服强度为55.2 MPa，延伸率为25.0%，弹性模量为68.9 GPa，泊松比为0.330，疲劳强度为62.1 MPa，截面尺寸为0.03 m×0.002 m。铝管模型桩桩端用一圆锥形铝块封闭。模型桩与原型桩的抗弯刚度相似比为1∶n4，本文模型试验离心加速度n=83g，模型桩与原型钢管桩之间的参数对应如表2所示。
表2 模型桩与原型桩参数
Table 2 Parameters of model and prototype piles
桩型
桩径/m
壁厚/m
埋深/m
抗弯刚度
模型桩
0.03
0.002
0.6
1193 N·m2
原型桩
2.5
0.045
50
56.66 GN·m2
模型桩桩身表面共布置15对BF350-2FB(23)-X30型弯矩应变片，泥面以上0.036 m布置1对应变片，泥面以下桩身共布置14对应变片，其中桩端以上12对均0.036 m等距布置，靠近桩端2对间隔0.090 m（如图2）。应变片以全桥方式布置，其导线通过桩身小孔从桩身内部引向桩顶。应变片底层采用CC-33A应变片黏合剂黏合，应变片外层采用环氧树脂保护，为避免外涂层内出现气泡且同时获得均匀厚度的涂层，需多次涂抹（不少于3次）并用砂纸打磨，直到桩身涂层厚度为1～1.5 mm，且分布均匀。最后模型桩采用悬臂梁法标定其抗弯刚度及应变片的应变系数。
图2 模型桩身应变片布置图
Fig. 2 Instrumented model pile
试验前，采用自行开发的自动压桩装置在1g条件下将模型桩压入指定标高。该装置由电机驱动，压桩速率为2 mm/s。1g条件下压桩虽然使桩端应力水平与原型不同，但这种差异对水平受荷桩影响不大[10]。
2.3 试验布置与加载
（1）模型箱布置
模型箱尺寸为0.85 m（长）×0.7 m（宽）×0.75 m（高），模型试验布置如图3和4所示。模型试验的边界效应主要来自模型箱边壁对模型的约束作用。当模型中结构物与侧壁相对较近时，模型箱的约束会明显影响到模型桩的性状[13]。本试验模型桩埋深为0.6 m，模型桩径为0.03 m，模型桩与箱壁最小距离大于7D（D为桩径），桩端与箱底距离大于4D，可忽略边界效应。
图3 试验布置示意图
Fig. 3 Test arrangement
图4 模型箱及模型桩布置平面图
Fig. 4 Model box and pile arrangement
（2）试验加载布置
试验过程中在加载点以及加载点以下一定距离处各布置了一道水平激光位移计测量桩身水平变形，在桩前1D处布置了一道竖向激光位移计用来监测加载过程中桩前土的隆起情况，为了减小激光反射片的变形，选用强度较大的碳钢作为反射片。水平加载电机与加载头之间连接了轴力计用来测量水平荷载（如图5），水平静力加载速率为0.1 mm/min，卸载速率为0.17 mm/min。水平循环荷载为单向循环荷载，采用自主研发的循环加载装置实现，循环加载过程中采用力反馈进行控制。

图5 水平加载示意图
Fig. 5 Schematic of lateral loading
2.4 试验安排
本文模型试验针对干砂地基开展了3组试验，针对饱和砂地基开展了1组试验，具体见下表3。
表3 试验安排
Table 3 Test programmes
地基
类型
试验
编号
试验
内容
加载
高度
ξb
加载
频率
循环
次数
干砂
D-1
水平静力
6D
—
—
—
D-2
2.7D
—
—
—
D-3
水平循环
2.7D
0.346
0.06 Hz
995
饱和砂
S-1
水平静力
2.7D
—
—
—
注：ξb为循环荷载比，即循环荷载最大值与静力极限承载力之比。
3 试验结果
3.1 水平静力加载试验结果
本文试验结果均针对原型给出。3组水平静力试验的荷载位移曲线如图6所示。显然，加载高度越大则单桩水平承载力越小，干砂地基中单桩水平承载力比饱和砂地基中要大。同时，各组试验在荷载不断增大过程中水平位移持续增大，未出现明显的转折点或拐点，说明水平荷载作用下大直径单桩基础的荷载–位移曲线为加工硬化型。基础破坏或失效一般表现为桩身屈服或变形超限。本文为研究方便，以加载点处桩身位移达到0.1D所对应的荷载作为单桩水平静力极限承载力。
图6 水平静力试验荷载位移曲线
Fig. 6 Load-displacement curves for static loading tests
通过桩身应变片实测得到了水平静力加载过程中桩身弯矩的分布，如图7所示。可以看出，桩身最大弯矩出现在泥面下约2.5D深度处，饱和砂中加载位置较低情况（2.7D）下桩身弯矩反弯点和桩身内力传递最深。众所周知，桩身水平位移、弯矩与桩周土反力3者之间存在以下关系：
(1)
可假设桩身弯矩为多项式函数，即
。(2)

图7 实测桩身弯矩
Fig. 7 Measured bending moments of pile shaft
根据泥面处和桩端的边界条件，采用6次多项式能较好地拟合桩身弯矩，从实测桩身弯矩通过求两次导数得到桩周土反力，从实测桩身弯矩通过积分两次得到桩身变形（如图8）。由此可以得到干砂和饱和砂地基中大直径（D=2.5 m）单桩的水平静力p–y曲线（如图9）。将其导入p–y曲线有限差分计算程序PY-program[14]计算得到的桩身水平位移和弯矩与实测值能较好地吻合（如图10，11）。

图8 由实测弯矩推导的桩身位移
Fig. 8 Deduced lateral deflections of pile shaft

图9 干砂和饱和砂中水平静力p–y曲线
Fig. 9 Deduced p–y curves for dry and saturated sands

图10 水平静力试验荷载位移曲线
Fig. 10 Load-displacement curves for static loading tests
图13，14分别给出了干砂和饱和砂地基中API规范p–y曲线和试验获得的p–y曲线。通过比较发现对于本文大直径桩基，API规范p–y曲线在桩身小变位时的初始刚度明显偏大，由此导致API规范p–y曲线法计算得到的桩顶水平位移明显偏小，这将导致工程设计的不安全性。提出合理的大直径桩基p–y曲线对于海洋桩基础设计意义重大。
最近桩基模型试验表明双曲线型p–y曲线较能反映实际的桩基p–y曲线，其表达式一般为[14-16]
。 (3)
式中 为地基反力初始模量；pu为桩周土的极限抗力。对于砂性土中的单桩基础，Terzaghi认为地基反力初始模量随着地基深度z线性增大[17]，然而由本文试验看到，地基反力初始模量与深度z是非线性的：
， (4)

图11 饱和砂中计算与实测的桩身位移及弯矩
Fig. 11 Lateral displacements and bending moments of pile shaft
..in saturated sand

图12 太沙基建议干砂nh值[18]
Fig. 12 Values of nh for dry sand recommended by Terzaghi[18]

图13 干砂中水平静力p–y曲线（D-2试验）
Fig. 13 p–y curves for dry sands (Test D-2)
式中，为初始地基反力系数，与砂土的密实度、桩的打入方式以及桩头约束等条件有关，取值为0.7。本文模型试验值可通过对试验数据反分析来获取，土的初始地基模量，通过对不同深度的值进行拟合，获得干砂=6770 kN/m3、饱和砂地基=3591 kN/m3（见图15），基本处于Terzaghi建议范围内（见图12），在没有实测数据情况下建议采用Terzaghi建议值。但API规范对于65%相对密实度砂土地基的建议值则明显偏大：干砂=35832 kN/m3，饱和砂=21716 kN/m3。

图14 饱和砂中水平静力p–y曲线（S-2试验）
Fig. 14 p–y curves for saturated sands (Test S-2)

图15 地基初始反力模量分布
Fig. 15 Distribution of initial horizontal subgrade modulus along
.depth
Zhang等[18]对无黏性土中单桩水平极限土反力pu的计算方法做了全面的回顾，更倾向于Fleming等[19]提出的表达式，其中为被动土压力系数，为饱和砂的有效重度或干砂的天然重度。本文也采用该表达式计算双曲线型p–y曲线。最终得到的双曲线型p–y曲线如图13，14所示，其计算桩顶荷载–位移曲线及桩身位移与弯矩如图10，11所示。
3.2 水平循环加载试验结果
（1）荷载–位移关系
图16为干砂地基中单桩水平静力和循环加载试验的荷载–位移曲线对比图。由于循环加载速率显著大于静力加载试验，因而第一个循环周期内的加载刚度大于静力试验中的加载刚度。桩顶水平位移随循环次数不断累积，但每次循环的位移增量逐渐变小。
（2）桩身变形
目前预测水平循环荷载作用下的桩身变形主要有

图16 水平静力和循环试验荷载–位移曲线（D-2和D-3试验）
Fig. 16 Load-displacement curves for static and cyclic loading
tests (Test D-2 and D-3)
两种方法：直接估算法和循环p–y曲线法。直接估算法就是通过建立桩身变形与循环次数之间的关系，来预测N次循环荷载作用后的峰值荷载对应的桩身变形量。Hettler[20]开展了干砂循环三轴试验和砂性土中的模型桩试验，认为N次循环荷载作用后的桩身水平位移和第1次循环后位移的比值与循环次数N有如下关系
， (5)
并建议砂性土。Rosquoet等[10]基于干砂地基桩基的离心模型试验，指出循环荷载作用下桩身变形与所施加的循环荷载特性以及砂土相对密实度等因素有关，建议峰值荷载对应时加载点处桩身循环变形为
。 (6)
然而Little等[9]认为桩身变形与循环次数N成幂函数关系：
。 (7)
图17给出了干砂地基中不同加载高度下桩身循环变形与循环次数之间的实测关系曲线及上述3种方法的预测结果。可以看出，Rosquoet等[10]计算值与实测值吻合较好，而试图用单一参数概括所用因素影响的Little等[9]方法及Hettler[20]方法计算值与实测结果相差甚远。桩身循环变形也可以用式（5）来表达，但是系数的选取需要综合考虑循环荷载比、砂土密实度等因素，对于本文循环试验=0.17。

图17 桩身循环变形曲线（D-3试验）
Fig. 17 Cyclic deflection curves of pile (Test D-3)
实际分析中，静力p–y曲线法计算值应考虑加载速率的影响，Poulos[21]认为考虑桩基水平加载速率影响，桩周土刚度和极限桩周土反力应乘以如下放大系数：
。 (8)
式中 是加载速率因子，在0.05～0.3之间变化，一般可取0.1；为静力加载参考加载速率；为实际加载速率。
（3）桩身最大弯矩
桩身最大弯矩也是工程设计中的重要参数。本文通过桩身表面的15对应变片实测了循环荷载作用下峰值荷载对应的桩身弯矩随循环次数的变化情况，如图18所示。可以看出，桩身最大弯矩所在深度基本不随循环次数的增加而改变，但最大弯矩值则有所增大，1000次循环加载后增大约10%。各循环次数下的桩身最大弯矩与第一次循环周期内的桩身最大弯矩比值如图19所示。桩身最大弯矩随循环次数的变化关系可近似写为
， (9)
式中，和分别为第N次和第1次循环周期内荷载峰值作用时的桩身最大弯矩，对于本文a=0.035。
图18 循环加载时实测桩身弯矩（D-3试验）
Fig. 18 Bending moments during cyclic loading (Test D-3)
图19 桩身最大弯矩相对值随循环次数变化曲线
Fig. 19 Variation of relative maximum bending moments with
.number of cycles
（4）循环p–y曲线
本文模型试验可通过桩身弯矩获得循环加载过程中p–y曲线的变化，如图20所示泥面以下1D深度处的循环p–y曲线，由试验结果可知：①浅部土体的循环p–y曲线的滞回圈较深部更大，表现出更强的非线性；②桩身存在持续的水平残余变形位移，桩身无法在卸载后回复到原始位置，由于桩基本身处于弹性变形状态，该现象可能与单向循环加载条件下桩基与桩后土体间裂缝中不断有土颗粒填入有关。提取出在循环荷载峰值时的桩周土反力，并与第一个循环周期内p–y曲线峰值对比，如图21所示，发现峰值桩周土反力在循环荷载作用下会随着循环次数增加而发生不同程度的折减。现行的API规范正是通过折减p–y曲线来考虑桩基的水平循环特性的。然而，该方法并不能考虑桩基循环特性与循环次数之间的关系，显然不能满足对基础长期甚至整个服役期内的循环累积和内力变化分析的要求。
如图21所示，循环p–y曲线峰值与循环次数的对数近似呈线性关系。为简化起见，将循环p–y曲线写为
， (10)
式中，是N次循环后桩周土反力，是第1个循环周期内桩周土反力（若采用静力p–y曲线则需考虑加载速率的影响），t为循环弱化因子。水平循环弱化因子与该深度处的桩周土循环应力水平有关，本文用来表征桩周土的循环应力比，其中是第一个循环周期桩周土反力的峰值，为极限土反力。这样，不同深度处的循环弱化因子随循环应力比变化如图22所示，深度越浅则循环应力比越大、循环弱化因子也越大，桩周土反力折减越大，建议大直径单桩水平循环弱化因子取值如下：
。 (11)

图20 单桩循环p–y曲线（D-3试验）
Fig. 20 Cyclic p–y curves of a single pile (Test D-3)

图21 循环弱化因子拟合曲线（D-3试验）
Fig. 21 Fitting curves of degradation factor (Test D-3)

图22 桩基循环弱化因子与循环应力比的关系
Fig. 22 Relationship between degradation factor and cycle stress
ratio
定义p–y曲线的循环折减系数，为了将其与API规范进行对比，定义API规范p–y曲线的等效折减系数为循环p–y曲线与静力p–y曲线的比值。一般认为海洋循环荷载作用下砂性土地基基本处于排水状态，发生一段时间的循环加载后桩周土不会发生固结，所以更关心基础的长期循环效应。例如，考虑典型3 MW海上风电机组服役期为20 a，一次循环周期为10 s，每年3次风暴潮（每次持续3 h），则服役期内基础承受的循环荷载次数N=64800。本文以循环次数分别为1000和100000次为例，针对本文模型试验的计算折减系数与API规范的等效折减系数对比如表4。从表4中可以发现，浅层处（2D深度内）的折减系数相比于试验结果都要小，偏于保守；但其深层土体的折减系数较本文方法大。图23是分别采用API规范法和本文循环双曲线型p–y曲线的计算结果，其中本文方法中的静力双曲线型p–y曲线考虑了加载速率的影响，对初始地基反力模型系数和极限桩周土反力分别乘以前文的放大系数，可以看到，API规范法无法考虑到循环次数的影响，对循环效应的预测明显偏保守，本文循环双曲线型p–y曲线能较好地反映实测结果。同时注意到，在图23中，循环次数从N=1到N=995桩身变形和弯矩变化较大，而N=100000的计算结果比N=995略大，说明循环荷载对桩基循环效应的影响主要集中在前面的循环周期内（本文是前995次循环）。
表4 循环折减系数
Table 4 Reduction coefficients
深度/m
API折减系数
(与N无关)
本文折减系数
（N=103）
本文折减系数
（N=105）
0.5D
0.346
0.908
0.852
1D
0.409
0.916
0.864
2D
0.643
0.938
0.899
3D
1
0.973
0.956
4D
1
1
1
5D
1
1
1
图23 循环加载计算与实测的桩身位移及弯矩（D-3试验）
Fig. 23 Lateral displacements and bending moments of pile shaft
..during cyclic loading (Test D-3)
4 结论与建议
本文通过开展离心模型试验研究了干砂和饱和砂地基中大直径单桩分别在水平静力和循环荷载作用下的特性。初步结论与建议如下：
（1）对于砂性土地基，国际上最常用的API法p–y曲线的初始刚度偏大，不适用于大直径单桩基础计算分析，建议采用本文推荐的双曲线型p–y曲线法。
（2）水平单向循环荷载作用下桩身循环变形和弯矩近似与循环次数的对数线性相关，本文建议了相关表达式，其中的参数与循环荷载形式、幅值、桩基尺寸和打入方式、地基土密实度等因素相关。
（3）通过折减桩基p–y曲线也能分析桩基循环变形和弯矩变化，本文提出了基于循环应力比的循环弱化因子及相关循环p–y曲线分析方法，为桩基长期循环效应分析提供了有效分析方法。
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