張緊式吸力錨受循環(huán)荷載試驗(yàn)研究

張緊式吸力錨受循環(huán)荷載試驗(yàn)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(yàn)研究張力橋是深水浮橋的重要系泊基礎(chǔ)。它的負(fù)載機(jī)制不同于重力的基礎(chǔ)，而是通過(guò)沿立和傾斜的傾斜壓力來(lái)吸收和加固節(jié)點(diǎn)。張緊式吸力錨的系泊位置位于錨被動(dòng)邊側(cè)壁的最佳系泊點(diǎn)處,此時(shí)在系泊荷載作用下,錨只有平動(dòng)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(shí),還會(huì)受到循環(huán)荷載作用,因此評(píng)價(jià)靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下錨的承載力對(duì)于錨的設(shè)計(jì)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(bào)道。Andersen等對(duì)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(jìn)行了1g條件下的模型試驗(yàn),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(guò)離心模型試驗(yàn),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(guò)1g條件下的模型試驗(yàn),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(huì)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(guò)離心模型試驗(yàn)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(jìn)行的黏土中吸力錨模型試驗(yàn)結(jié)果表明,循環(huán)荷載作用下錨的承載力沒(méi)有明顯降低。Chen等通過(guò)離心模型試驗(yàn)、采用逐級(jí)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(yàn)沒(méi)有涉及在錨側(cè)壁最佳系泊點(diǎn)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(wèn)題。為了對(duì)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(gè)較為清晰的認(rèn)識(shí),有必要通過(guò)模型試驗(yàn)對(duì)在最佳系泊點(diǎn)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(jìn)行研究。基于以上分析,筆者在一個(gè)模型試驗(yàn)土池內(nèi),預(yù)制了軟黏土層,采用自行開(kāi)發(fā)的多功能電動(dòng)伺服控制加載裝置,針對(duì)在錨側(cè)壁最佳系泊點(diǎn)受靜荷載與循環(huán)荷載共同作用的張緊式吸力錨,進(jìn)行了荷載控制下的承載力模型試驗(yàn)。通過(guò)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(yàn)設(shè)備和方法1.1土層預(yù)壓試驗(yàn)試驗(yàn)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(yàn)箱尺寸為長(zhǎng)×寬×高=1m×1m×1.2m,制備時(shí)在箱內(nèi)底部安放排水管道,見(jiàn)圖1;然后鋪設(shè)0.2m的碎石排水層,見(jiàn)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(yàn)箱內(nèi),預(yù)壓前土層厚0.95m,預(yù)壓時(shí)用密封膜將土層密封,見(jiàn)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(qiáng)度低。為獲得具有低剪切強(qiáng)度的模型試驗(yàn)軟弱土層,在土層預(yù)壓過(guò)程中采用負(fù)壓調(diào)節(jié)閥將真空預(yù)壓力控制在50kPa以?xún)?nèi)。經(jīng)過(guò)30d預(yù)壓后,實(shí)測(cè)的土層沉降近0.2m。為滿足模型試驗(yàn)對(duì)土層厚度的要求,又向箱內(nèi)加入泥漿后再進(jìn)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(jìn)行手動(dòng)十字板剪切強(qiáng)度試驗(yàn),結(jié)果表明土層的不排水剪切強(qiáng)度變化范圍大約在6~8kPa之間,圖4是十字板試驗(yàn)得到的剪切強(qiáng)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(jìn)行在最佳系泊點(diǎn)受荷的張緊式吸力錨循環(huán)承載力模型試驗(yàn),制作了加載導(dǎo)向裝置,見(jiàn)圖5。該裝置利用加載導(dǎo)向板上的密封滑輪1,把系泊點(diǎn)引出的加載鋼絲線傾斜方向變換為豎直方向,再通過(guò)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(guò)調(diào)節(jié)密封滑輪1在導(dǎo)向板上的豎向位置,實(shí)現(xiàn)加載方向的改變。為進(jìn)行靜荷載與循環(huán)荷載共同作用下的模型試驗(yàn),設(shè)計(jì)開(kāi)發(fā)了電動(dòng)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(jī)驅(qū)動(dòng)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(yàn)測(cè)量傳感器的布置。圖7中的#1力傳感器用于測(cè)量錨受到的傾斜方向荷載,#2位移傳感器用于測(cè)量系泊點(diǎn)沿系泊方向的位移,#3與#4位移傳感器用于測(cè)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(cè)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(dòng)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(duì)承載力的影響。1.3模型試驗(yàn)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(duì)于靜承載力模型試驗(yàn),加載方向與水平之間夾角選為20°,30°與40°;對(duì)于循環(huán)承載力模型試驗(yàn),加載方向與水平之間夾角選為30°與40°。通過(guò)有限元計(jì)算并結(jié)合模型試驗(yàn)嘗試確定最佳系泊點(diǎn)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(diǎn)位置大約在錨頂以下0.27~0.29m處。試驗(yàn)選擇的系泊點(diǎn)位于錨頂以下0.27m處。對(duì)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(shí)的平均荷載,這里用Fa表示。為研究Fa對(duì)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(yàn)時(shí)選擇不同的Fa/Ff分別進(jìn)行循環(huán)承載力模型試驗(yàn)。全部工作包括靜承載力與循環(huán)承載力試驗(yàn)。每個(gè)加載方向進(jìn)行3個(gè)靜承載力模型試驗(yàn),過(guò)程如下:(1)測(cè)量試驗(yàn)位置處土層的剪切強(qiáng)度。由于模型試驗(yàn)持續(xù)時(shí)間長(zhǎng),為考慮土層剪切強(qiáng)度隨時(shí)間變化對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響,每次試驗(yàn)之前,使用十字板再次測(cè)量試驗(yàn)位置處土層強(qiáng)度沿深度的變化。(2)將錨沉入預(yù)定的試驗(yàn)位置土層中。由于錨徑較小,只用負(fù)壓會(huì)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(fù)壓,當(dāng)錨貫入土層一定深度后,保持負(fù)壓不變,再通過(guò)施加重力將錨完全沉入土中。由于沉錨過(guò)程對(duì)周?chē)馏w產(chǎn)生擾動(dòng),參考已有的研究,沉錨后靜置3d再進(jìn)行試驗(yàn)。(3)在力控制下,采用分級(jí)加荷方法給錨施加靜荷載,用力傳感器、位移傳感器分別測(cè)量荷載與相應(yīng)的位移時(shí)程,將隨時(shí)間變化相對(duì)穩(wěn)定后的位移作為每級(jí)荷載作用下的位移。當(dāng)某級(jí)荷載作用下的位移隨時(shí)間不能趨于穩(wěn)定時(shí),發(fā)生破壞,此時(shí)停止試驗(yàn)。循環(huán)承載力模型試驗(yàn)過(guò)程如下:(1)采用與上述同樣的方法測(cè)定模型試驗(yàn)前土層的強(qiáng)度并沉錨。(2)采用分級(jí)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(yàn)對(duì)應(yīng)的靜承載力Ff會(huì)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(yàn)確定的系泊點(diǎn)的歸一化荷載位移曲線為基準(zhǔn)(見(jiàn)圖10),通過(guò)控制與Fa/Ff對(duì)應(yīng)的系泊點(diǎn)的位移估算相應(yīng)的靜承載力。實(shí)踐表明,用這種方法能有效控制循環(huán)承載力模型試驗(yàn)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(duì)于隨循環(huán)加載次數(shù)增加、系泊點(diǎn)沿系泊方向位移逐漸趨于穩(wěn)定的試驗(yàn),最大循環(huán)次數(shù)不超過(guò)3000;對(duì)于隨循環(huán)加載次數(shù)增加、系泊點(diǎn)位移逐漸增大的試驗(yàn),當(dāng)系泊點(diǎn)沿系泊方向的平均位移超過(guò)0.6倍錨徑時(shí)停止試驗(yàn)。試驗(yàn)過(guò)程中,利用計(jì)算機(jī)A/D轉(zhuǎn)換技術(shù)記錄循環(huán)加載過(guò)程中各測(cè)量量隨時(shí)間的變化時(shí)程。每次試驗(yàn)后,利用正壓將錨拔出土層,然后對(duì)試驗(yàn)處的土層進(jìn)行平整并靜置恢復(fù)3d后再進(jìn)行下一次試驗(yàn)。全部試驗(yàn)包括循環(huán)穩(wěn)定和循環(huán)失穩(wěn)兩種情況(見(jiàn)3.1節(jié)的分析)。表1給出了循環(huán)失穩(wěn)試驗(yàn)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(jìn)行了模型試驗(yàn)土層摩擦系數(shù)試驗(yàn)。試驗(yàn)采用與模型錨相同材料的長(zhǎng)方形不銹鋼板,鋼板厚度為0.002m,寬0.076m,高0.456m。試驗(yàn)時(shí)將鋼板插入模型試驗(yàn)土層,靜置2d后進(jìn)行上拔試驗(yàn),試驗(yàn)過(guò)程中測(cè)定上拔力,然后按不銹鋼板與土層的接觸面積計(jì)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(diǎn)荷載變化的極限分析靜承載力模型試驗(yàn)結(jié)果顯示,在錨位移過(guò)程中,錨內(nèi)土塞與錨頂蓋始終緊密接觸,這表明錨內(nèi)負(fù)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(yàn)結(jié)果還顯示,當(dāng)加載方向從20°變化至40°時(shí),錨破壞時(shí)的豎向位移均大于水平位移,且主動(dòng)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(dòng)的方式被拔出土層,見(jiàn)圖8(a)。為了對(duì)錨的這種破壞模式給出一個(gè)定量分析,利用極限平衡法,針對(duì)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(shí),錨的破壞始終為豎向拔出土層的模式。由于模型試驗(yàn)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(shí),錨的破壞均為豎直被拔出土層的模式,這與模型試驗(yàn)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(qiáng)度的影響。對(duì)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(shuō)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(qiáng)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(shí)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(yàn)得到的系泊點(diǎn)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(jí)荷載作用下,錨的位移隨時(shí)間逐漸增大,最終被拔出土層。顯然最后一級(jí)荷載大于或等于極限荷載,又考慮到前一級(jí)荷載小于極限荷載,為此取最后兩級(jí)荷載的平均值作為錨的靜極限承載力Ff,結(jié)果見(jiàn)表2。按這樣的方法確定出的極限承載力在系泊點(diǎn)荷載位移曲線上對(duì)應(yīng)的位移大約為0.6倍的錨徑。文獻(xiàn)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(yàn)結(jié)果表明,當(dāng)系泊點(diǎn)位移達(dá)到0.3倍錨徑時(shí),盡管此時(shí)錨有一定位移,但是錨仍能處于平衡,顯然此時(shí)的錨尚未達(dá)到極限狀態(tài)。由于這里模型試驗(yàn)采用的錨徑較小,將系泊點(diǎn)位移達(dá)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(jìn)一步研究。進(jìn)一步,采用極限平衡法與塑性上限法按每次模型試驗(yàn)對(duì)應(yīng)的土層強(qiáng)度預(yù)測(cè)極限承載力,見(jiàn)表2中的預(yù)測(cè)1與預(yù)測(cè)2,并分別與按模型試驗(yàn)最后兩級(jí)荷載平均值確定的極限承載力Ff以及按系泊點(diǎn)位移達(dá)到0.3倍錨徑標(biāo)準(zhǔn)確定的極限承載力Ff1進(jìn)行比較,結(jié)果也見(jiàn)表2。比較表明,按最后兩級(jí)荷載平均值確定出的極限承載力與預(yù)測(cè)結(jié)果吻合,按系泊點(diǎn)位移達(dá)到0.3倍錨徑標(biāo)準(zhǔn)確定的承載力小于預(yù)測(cè)結(jié)果。因此,將最后兩級(jí)荷載平均值對(duì)應(yīng)的系泊點(diǎn)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)摹Ｔ谝韵卵h(huán)承載力模型試驗(yàn)中,將依據(jù)系泊點(diǎn)位移達(dá)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(yàn)對(duì)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(diǎn)沿系泊方向的歸一化荷載位移曲線,見(jiàn)圖10。3靜極限承載力分析進(jìn)行循環(huán)承載力模型試驗(yàn)時(shí),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(duì)應(yīng)的位移做為控制標(biāo)準(zhǔn),一旦在某級(jí)荷載作用下達(dá)到該位移,則認(rèn)為Fa/Ff已達(dá)預(yù)定值,并由此估算與該次模型試驗(yàn)對(duì)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(yàn)對(duì)應(yīng)的靜極限承載力。3.1循環(huán)失穩(wěn)試驗(yàn)結(jié)果分析循環(huán)承載力模型試驗(yàn)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(shí),錨的位移有兩種變化趨勢(shì):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(duì)應(yīng)于循環(huán)失穩(wěn)情況,圖11是循環(huán)失穩(wěn)試驗(yàn)測(cè)量出的位移時(shí)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(jiàn)圖12,盡管此時(shí)錨也產(chǎn)生一定的位移,但并不會(huì)隨循環(huán)次數(shù)增加而被拔出土層,這對(duì)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(diǎn)位移達(dá)到0.6倍錨徑時(shí),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(yàn)得到的系泊點(diǎn)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(yàn)對(duì)應(yīng)的系泊點(diǎn)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(diǎn)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(shí)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(huì)產(chǎn)生相應(yīng)的位移,循環(huán)荷載作用后又會(huì)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(dá)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(diǎn)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(shí)的附加平均位移之和達(dá)到該標(biāo)準(zhǔn)確定循環(huán)破壞次數(shù)與承載力。對(duì)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(diǎn)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(jiàn)圖13)確定靜位移與平均位移之和達(dá)到破壞標(biāo)準(zhǔn)時(shí)對(duì)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(duì)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(jiàn)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(jiàn)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(duì)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(shí),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(duì)于30°加載方向,當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)為100時(shí),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(shí),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(duì)循環(huán)承載力的影響比較明顯。為進(jìn)一步說(shuō)明靜荷載對(duì)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(jiàn)圖16。圖16中的結(jié)果表明,當(dāng)Fa/Ff在0.5左右時(shí),此時(shí)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(shí),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(jì)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(duì)不同加載方向、同一靜荷載比下的循環(huán)承載力進(jìn)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(duì)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(shí)的循環(huán)承載力,這樣得出的結(jié)果偏于安全。此時(shí)當(dāng)循環(huán)破壞次數(shù)從100增加至1000時(shí),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(duì)循環(huán)承載力的影響比靜荷載比對(duì)循環(huán)承載力的影響相對(duì)較小。4靜荷載作用錨破壞模式本文報(bào)道了在一個(gè)飽和軟土模型試驗(yàn)箱內(nèi),利用電動(dòng)伺服加載裝置,針對(duì)長(zhǎng)徑比為6的模型錨,所進(jìn)行的關(guān)于靜荷載作用下、靜荷載與循環(huán)荷載共