竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响

何　奔,王　欢,洪　义,王立忠,赵长军,秦　肖

(1.浙江大学 土木工程学系,浙江 杭州 310027； 2.浙江省交通规划设计研究院, 浙江 杭州 310002；3.温州市交通投资集团有限公司,浙江 温州 325000;4.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司， 浙江 杭州 311122)



竖向荷载对黏土地基中单桩水平受荷性能的影响

何奔1,4,王欢1,洪义1,王立忠1,赵长军2,秦肖3

(1.浙江大学 土木工程学系,浙江 杭州 310027； 2.浙江省交通规划设计研究院, 浙江 杭州 310002；3.温州市交通投资集团有限公司,浙江 温州 325000;4.中国电建集团华东勘测设计研究院有限公司， 浙江 杭州 311122)

摘要:为了研究正常固结土(NC)和超固结土(OC)中,竖向荷载作用后,允许土体固结和超静孔压消散的条件下,桩体的水平静、循环受荷性能,开展8组离心模型试验.基于试验结果,开展三维有限元模拟(FEA),揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理,分析不同竖向荷载作用下,桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.结果表明,在正常固结土中,施加竖向工作荷载,并允许土体孔压消散,减少了土体的初始应力比,增加了可发挥的土体不排水抗剪强度,提高10%的桩基水平极限承载力和50%的初始桩头刚度；在超固结土中,施加竖向荷载,增加了土体的初始应力比,减少了可发挥的土体不排水抗剪强度,降低了13%桩基的水平静极限承载力和33%的初始桩头刚度.

关键词：竖向荷载；单桩；水平受荷性能；黏土；离心机试验；有限元模拟；极限承载力；初始刚度

水平受荷桩基础广泛应用于高压铁塔、海、陆风电、近海结构物等水平受荷结构[1].桩基础在承受风、浪、流等产生的水平荷载的同时,也受到自重引起的竖向荷载的作用.在现行的桩基设计中,对水平荷载和竖向荷载单独进行计算分析,即由竖向荷载计算桩体沉降,由水平荷载计算桩体水平变形,不考虑竖向荷载对桩基水平受荷性能的影响[2-4].这与桩体的实际受荷状况和响应不符.

对于黏性土中的水平受荷桩,国内外已开展了大量的研究[1,3,5-7],但其中考虑竖向荷载对桩体水平受荷性能影响的研究相对较少.已经开展的初步研究包括：小比尺试验研究[8-10]、现场试验[11-12]以及有限元分析[2,4].现有的研究对竖向荷载引起的桩体水平受荷性能的变化存在一定的分歧.

McAulty等[11-12]通过现场试验得出,在黏性土中,施加竖向荷载可以提高桩体的水平承载性能,减少桩体的水平位移.Karthigeyan等[2]通过有限元程序GEOFEM3D计算得到相反的结论,他们认为施加竖向工作荷载后,桩体的水平承载力会小幅降低.Zhang等[13-14]通过解析方法得到与Karthigeyan等[2]类似的结论.Anagnostopoulos等[10]依据小比尺模型试验结果,认为竖向荷载对桩体的水平受荷性能影响很小,但建议开展后续的三维有限元分析.综上所述,在黏性土中,竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响没有统一的认识.此外,在已有的试验或有限元研究中,竖向荷载与水平荷载同时施加,或施加完竖向荷载后立即施加水平荷载.在实际工程中,完成桩体及上部结构施工后,桩周土体有较长的固结时间.竖向荷载引起的桩周土体的超静孔压在该过程中逐渐消散.在以往的研究中,没有任何涉及竖向荷载作用后,允许超静孔压消散的情况,也未针对黏性土的超固结性状作出相关的对比分析.同时,所有的水平荷载都是静力荷载,未有文献报道过竖向荷载对水平循环受荷的影响.

本文通过开展离心模型试验,研究在正常固结土(NC)和超固结土(OC)中,竖向荷载作用后,允许土体固结和超静孔压消散的条件下,桩体的水平静、循环受荷性能.基于试验结果,开展三维有限元模拟,揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理,分析不同竖向荷载作用下,桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.

1离心模型试验

1.1试验模型及装置

1)模型桩.离心试验在香港科技大学土工离心机上完成,试验中选用的离心加速度为400 m/s2,因此模型桩的尺寸比为1∶40.模型桩采用铝合金材料制成.材料的弹性模量为72 GPa,屈服强度为241 MPa.铝合金桩体直径为2 cm (原型为0.8 m),壁厚为0.1 cm (原型为2.3 cm,由原型钢管桩的抗弯刚度等效得到).桩体全长为43 cm (原型为17.2 m),其中进入土中的长度为33 cm (原型为13.2 m),桩底采用闭口形式.按照Poulos等[15]的准则可知,本次试验中的桩体属于完全柔性桩与完全刚性桩的过渡段,桩体受力性能介于刚性桩与柔性桩之间.

2)模型土.试验采用标准的高岭土(Speswhite Kaolin Clay).制备时,首先在高岭土粉中加入去离子水.然后在真空环境下,在专用搅拌器中搅拌4 h制成含水量约为120%的泥浆.将高岭土浆倒入模型箱之前,先在模型箱内壁上涂上硅脂用以减小土体与模型箱壁之间的摩擦.在10 m/s2条件下,在泥浆表面添加重块进行一维固结.对于正常固结土和超固结土,分别逐级增加重块质量至土体表面形成20和250 kPa的固结压力,并分别维持90和120 d.在完成一维固结后,卸掉土体表面的重块,并在400 m/s2的条件下完成土体的固结(持续48 h),使土体到达与原型相近的应力水平.在固结完成后,根据Tan等[16]的方法,计算得到土体的固结度可以达到90%以上.

在土样固结后,在400 m/s2下对土体进行T型触探试验[17],得到土体的不排水抗剪强度.触探装置通过安装在模型箱顶部的液压装置驱动,贯入速度为1 mm/s.在1 mm/s的贯入速度下可以保证高岭土处于不排水剪切状态[18].正常固结土体和超固结土的实测不排水抗剪强度su和超固结比OCR的计算值见图1.图中，d为深度.高岭土的其他参数在2章中列出.

图1　正常固结土和超固结土的不排水抗剪强度和超固结比随深度的变化趋势Fig.1　Variation of OCR and undrained shear strength with depth in normal consolidated clay and over consolidated clay

图2　离心模型试验模型箱及仪器布置示意图Fig.2　Model container, arrangements of instrumentations and illustration of way to apply vertical load

3)模型箱及仪器布置.如图2(a)、(b)所示分别为试验所采用的模型箱和仪器布置示意图.模型箱长、宽、高分别为1 200、300、450 mm,模型箱底层铺设砂垫层.模型桩与模型箱边界的距离为150 mm (7.5D),远大于最小的边界限制,在该距离下,模型箱的边界效应可以近似忽略.模型箱两端分别固定一套油压千斤顶,通过加载杆对桩体施加水平荷载.加载杆和油压千斤顶之间装有力传感器,用于读取施加的水平荷载.在加载点同等高度(泥面以上5 cm) 处,安装位移传感器,用于记录桩头发生的水平位移.

如图2(c)所示,竖向工作荷载采用桩头集中质量块的形式施加,质量块为长条形钢杆,直接嵌入模型桩内部.为了避免附加质量块在循环受荷时,产生明显的附加桩头弯矩,质量块重心选在泥面位置.此外,质量块与桩内部紧密贴合,避免循环过程中与桩体发生碰撞.质量块的重量为预估桩体竖向极限承载力Vult的50%.对于正常固结土,工作荷载的质量为7.7 t (原型)；对于超固结土,竖向工作荷载的质量为24 t (原型).

4)试验加载方案及试桩安排.本次试验加载方案分为以下2组.

a)静力加载,分为以下3步：(1)在10 m/s2条件下对模型桩进行安装;(2)将离心机加速到400 m/s2,直到超静孔压完全消散; (3)对桩头施加水平荷载直到桩头位移超出LVDT量程(小于1.5倍桩径).对于静力加载,根据Stewart等[17]的判断标准可知,当加载速度

(1)

时,土体处于不排水状态.其中,Cv为固结系数,D为桩径.在该次试验中,静力荷载施加过程在6 s内完成,试验加载速度>3 mm/s,可以保证整个过程处于不排水状态.

b)循环加载,前两步与静力加载方案一致.此后,加载步骤如下.(3)在桩头施加单向循环荷载.荷载分级施加,为了方便正常固结土和超固结土情况的相互比较,各个试验采用的循环荷载幅值都是相同的,即第一级荷载都为20～40 N(原型为32～64 kN),其中荷载幅值为20 N(原型为32 kN,该荷载幅值相当于15%正常固结土中桩体侧向静极限承载力(承载力由后续试验结果确定得到)),荷载周期为1 s,循环次数达到100次后,停止加载.(4)在400 m/s2条件下等待桩周超孔隙水压力完全消散.(5)荷载幅值增加20 N(原型为32 kN),周期保持在1 s.在循环次数达到100次后,停止加载.(6)重复步骤(4)和(5),直到桩头位移超出LVDT量程(小于1.5倍桩径).具体的试验编号及试桩安排如表1所示.

表1　离心模型试验编号及试桩安排

1.2离心模型试验结果

图3　实测与拟合的桩头力-位移响应Fig.3　Measured and fitting results of load-displacement response at pile head

如图3所示为实测得到的桩头(加载点)的力F-位移δ曲线.可以发现,在正常固结土中,施加竖向荷载(50%Vult)并允许土体固结的条件下,桩体的水平受荷性能得到一定幅度的提升,即竖向荷载减少了桩头的水平位移,增加了桩体水平初始刚度和极限承载力.在超固结土中,施加竖向荷载(50%Vult)引起了相反的变化,即竖向荷载造成桩体水平受荷性能的大幅下降：增加了桩头的水平位移,减少了桩体水平初始刚度和极限承载力.为了定量研究竖向荷载引起的桩体水平受荷性能的变化,根据Kulhawy等[21]的建议,采用双曲线去拟合实测的力-位移结果.

(2)

式中：a和b都为常数,桩体水平极限承载力和初始桩头刚度可以由a和b的倒数计算得到；F和δ分别为桩头的荷载和位移.具体的拟合曲线如图3所示.根据推荐方法可以发现,在施加竖向荷载并允许孔压消散后,正常固结土中桩体水平极限承载力和初始刚度分别提高了10%和50%,而在超固结土中,桩体的水平极限承载力和初始刚度分别降低了13%和33%.压桩后对土体进行重固结时,由于桩侧摩阻力的影响,改变了桩周土体的竖向有效应力,进而引起土体水平向有效应力的变化,对后续桩-土相互作用及单桩的水平承载力有一定的影响.相比于本文的闭口桩,开口桩由于较小的桩底-土的相互作用,使得桩侧摩阻力相对较大,因此压桩后土体进行重固结对单桩水平承载力的影响相对较大.此外,考虑到本文主要进行的是横向对比(有无竖向荷载情况),不同工况下都采用的是闭口桩,仅由压桩引起的土体固结对桩体水平承载力的影响较接近,对后续得到的结论影响相对较小.

施加竖向荷载对水平受荷桩初始刚度的影响大于极限承载力.在实际工程中,水平受荷桩的设计不是由桩体极限承载力控制的,而是由桩体在工作荷载下的变形响应决定的[1,22].与桩头变形相关的桩头刚度的变化对桩体设计有着非常重要的意义.总体上,在超固结土中,施加竖向荷载并允许土体固结时,桩体水平受荷能力会明显下降.在实际设计时,不考虑竖向荷载会引起对极限承载力和桩头初始刚度的过高估计,从而使得设计偏于危险.对于正常固结土,虽然竖向荷载引起桩体水平受荷性能提升,但对于一些特殊的结构,如海上风电结构,低估了结构的初始刚度,会引起结构自振频率的错误估计,使得结构的实际自振频率与风机的“3P”频率带接近,容易引起风机结构的振动破坏.综上所述,无论是在正常固结或是在超固结黏性土中,开展水平受荷桩的设计,都需要对竖向荷载的影响进行评价,从而保证设计的可靠性.

图4　实测的桩体循环位移随循环次数和循环荷载幅值的发展Fig.4　Measured accumulation of cyclic pile displacement with cyclic number and load amplitudes

如图4(a)、(b)所示分别为正常固结土和超固结土中,实测的桩体循环位移随循环次数n和循环荷载幅值的发展.在正常固结土中,当桩头附加一个竖向荷载并允许固结的情况下,桩头的位移随循环荷载幅值和循环次数的增加幅度较未加竖向工作荷载时减少,并且无论荷载幅值大小,累积位移减少的现象都比较明显.由于竖向荷载的作用,桩体在相同的水平荷载下,累积位移减少超过45%,同时在相同位移(δ/D=0.5)下,桩体承受的循环荷载幅值增加了33%.在超固结土中,竖向荷载对桩体水平受荷性能产生相反的作用.当荷载幅值较小(32～96 kN)时,施加竖向荷载的桩体位移与未施加竖向荷载的桩体位移,呈现一致的发展趋势.随着荷载幅值的增加,有竖向荷载作用的桩体,位移开始加速增长.在有、无竖向荷载作用下,桩体位移的差别逐渐变大,特别是在32～224 kN (8%～60%静极限承载力)下,桩头位移随循环次数线性增长,出现“棘轮效应”.在超固结土中,当荷载幅值较大时,上部竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响较大,即桩体位移随循环次数和荷载幅值的增加,而急剧累积使得桩体更加容易破坏和达到承载力极限状态.

2三维有限元模拟

为了进一步揭示竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响机理,分析不同竖向荷载引起的桩体水平初始刚度和极限承载力的变化规律.基于试验结果,开展了三维有限元模拟.

2.1有限元网格、边界条件和模拟过程

图5　土体与桩体的有限元网格Fig.5　FEM mesh of soil and pile

三维有限元模拟采用有限元软件ABAQUS[23].有限元模拟根据离心机模型试验开展,即按照离心机模型试验比尺建模,并对土体施加400 m/s2的离心加速度.如图5所示为土体与桩体的有限元网格.桩体采用8节点6面体减缩积分单元(C3D8R),土体采用8节点6面体孔压单元(C3D8P).土体直径为40 cm(20倍桩径),侧向边界限制轴向和切向位移,土体底部边界固定.桩体直径和长度与离心试验一致,分别为2和33 cm.桩体与土体界面采用库仑摩擦接触,根据王金昌等[24]的建议,可以按Randolph等[25]的公式(3)计算.本文中土体(高岭土)的有效摩擦角φ′为22.6°,根据式(3)可以计算得到桩土摩擦角φ约为17.2°,因此摩擦系数tan φ=0.31.桩土法向采用硬接触,即不允许桩土相互穿透.

φ=arctan[sinφ′×cosφ′/(1+sin2φ′)].

(3)

在施加荷载前,首先对土体的初始应力场进行平衡(模拟模型土体制备过程),此后模拟过程分为以下两组： 1)无竖向荷载的桩体,直接施加水平荷载至极限荷载；2)存在竖向荷载作用的桩体,先在桩头施加竖向荷载,然后进行孔压消散,最后施加水平荷载至极限荷载.

2.2本构模型和模型参数

土体采用亚塑性(hypoplastic model)本构模型[26-27].相比于修正剑桥模型,采用亚塑性模型可以更好地模拟黏性土体在小应变条件下的刚度变化规律和土体在超固结状态下的力学特性,并且有更好的计算收敛性.

亚塑性模型需要定义5个基本参数：N、λ*、κ*、φc′、r.φc′为临界状态摩擦角,N、λ*、κ*与剑桥模型类似,用于描述ln(1+e)-ln(p′)空间下的土体的压缩性[28],其中e为土体孔隙比,p′为有效平均应力.r为控制土体的大应变切变模量的参数.为了描述土体在小应变下的响应,需要定义另外的5个参数,R、MT、MR、βr、χ.R为控制土体变形的弹性段区域大小的参数,MR和MT分别控制土体的应力主轴发生180°和90°偏转时的初始剪切刚度,βr和χ控制土体刚度的衰变率.所有的参数都可以通过已有的文献报道进行选取或根据对高岭土的试验进行标定.文献[29～32]的相关土体与本文中土体完全相同,为标准制备的高岭土(Speswhite Kaolin clay),具体的参数定义及选取的数值如表2所示.

桩身材料采用弹性本构.在水平加载过程中,桩体产生的应力未达到铝材的屈服强度,因此直接采用弹性本构不会造成计算结果的较大偏差.由于有限元模拟中采用的是实体桩,桩身材料的弹性模量需要按照桩身截面的抗弯刚度进行等效折算.最后采用的桩体弹性模量为24 GPa.

2.3计算与实测结果对比

如图6所示为计算与实测结果的对比.无论是桩头的初始刚度还是桩的水平极限承载力,计算结果与实测结果都存在一定的偏差,特别是在超固结土中, 施加竖向荷载后的模拟结果明显地低估了桩头的初始刚度(25%),高估了桩的水平极限承载力(10%).总体上,数值结果能够较好地描述桩头力-位移的整体响应规律与趋势,为进一步计算分析提供必要的可靠性论证.

表2　数值模拟中采用的高岭土亚塑性本构参数

图6　计算与实测力-位移响应的对比Fig.6　Comparasions of measured and computed load-displacment curve

2.4竖向荷载对水平受荷性能的影响机理

图7　分析采用的土体单元Fig.7　Selected soil element in analysis

图8　正常固结土中的典型土体单元的应力路径Fig.8　Typical stress path of soil element in normal consolidated clay

为了分析竖向荷载对水平受荷性能影响的机理,选取桩前典型的土体单元(原型为泥面以下6 m位置,见图7)进行分析.如图8所示为在正常固结土中,该单元的应力路径.图中,q为偏应力，p′为平均有效应力.对于未施加竖向荷载的情况,桩前土体在水平荷载下直接发生不排水剪切达到临界状态后,发生破坏.在施加竖向荷载的情况下,桩前土体应力路径分为3个部分：1)土体首先在竖向荷载作用下,有效应力减少,切应力增加,发生不排水剪切过程；2)在竖向荷载施加结束后,土体产生的超孔隙水压逐渐消散,土体发生排水固结,此时土体的应力比q/p′逐渐减小；3)在土体超孔隙水压完全消散后,土体在桩体水平荷载作用下,发生不排水剪切直到破坏.从以上3个过程可以发现,与未施加竖向荷载的情况相比,有竖向工作荷载并允许土体孔压消散后,土体的初始应力比q/p′减小,可以发挥的土体的不排水抗剪强度su2增加.在施加竖向荷载后,土体可发挥的su2比未施加工作荷载时的su1增加超过20%.基于以上原因,在正常固结土中施加竖向工作荷载,并允许土体孔压消散,可以有效地提高桩体水平受荷性能.

图9　超固结土中的典型土体单元的应力路径Fig.9　Typical stress path of soil element in over consolidated clay

如图9所示为超固结土中桩前土体单元的应力路径(见图7).对于未施加工作荷载的情况,土体直接在不排水剪切作用下发生破坏,达到临界破坏线.对于施加工作荷载的情况,可以分为以下3个过程：1)土体在竖向工作荷载下发生不排水剪切；2)土体孔压消散；3)水平荷载下土体不排水剪切到破坏.在超固结土中,土体的应力路径与正常固结土有很大不同.首先,土体初始处于超固结状态,在竖向荷载作用下,土体以弹性变形为主,剪切产生少量负孔压.在加载结束后,孔压消散的过程未使得q/p′发生明显变化,因此土体的可发挥的不排水抗剪强度未改变.施加的竖向荷载造成了q/p′增加,土体的大部分强度得到发挥,最后土体只残余小部分强度,用于抵抗由水平受荷引起的土体剪切作用.在超固结土中,施加竖向工作荷载未引起土体可发挥的su增加,利用了大部分土体强度,造成土体对水平荷载的抵抗能力下降,最终导致桩体的水平受荷性能下降.

2.5固结条件和竖向荷载幅值对桩水平受荷的影响

如图10所示为不同排水条件对桩体水平受荷力-位移响应的影响.图中,NCU+50%Vult和OCU+50%Vult分别代表在正常固结土和超固结土中,施加竖向荷载后,不允许土体固结与孔压消散,直接进行水平加载的情况.由图10可以发现,在不发生土体固结的条件下,无论是在正常固结土还是在超固结土中,桩体的水平受荷性能都发生明显的降低.特别是对于正常固结土,是否允许土体固结引起桩体水平极限承载力和初始刚度的差异分别达到13%和47%.在评价竖向荷载对桩体水平受荷性能的影响时,需要特别注意土体的固结条件,即在施加竖向荷载后,是否有足够的时间允许土体发生排水固结.

图10　不同排水条件对桩体水平受荷力-位移响应的影响Fig.10　Load-displacement response of pile under different drainage conditions

图11　桩体水平极限承载力及初始刚度随施加的竖向荷载幅值变化曲线Fig.11　Variations of ultimate lateral bearing capacity and initial stiffness of pile with vertical load amplitude

如图11(a)、(b)所示分别为桩体水平极限承载力Fult和初始刚度ki随施加的竖向荷载幅值V的变化曲线(允许土体固结).对于正常固结土,随着施加的竖向荷载增加,计算得到的桩体的水平极限承载力和初始刚度都会明显增加,最大的增幅都发生在竖向荷载为65%Vult时.此时,相比于未施加竖向荷载时,极限承载力和初始刚度分别增加了12%和40%.在超固结土中,随着竖向荷载的增加,桩体水平受荷性能会发生相反的变化：桩体的水平极限承载力和初始刚度随竖向荷载的增加逐渐降低.在竖向荷载幅值超过65%Vult后,水平承载力和初始刚度的变化趋于稳定(分别降低19%和60%).总体上,桩体水平初始刚度对竖向荷载的更敏感,随荷载增加产生的变化更明显.

3结论

(1)在正常固结土中,施加竖向荷载(50%Vult),并允许孔压消散可以提高桩体水平受荷性能：水平静极限承载力和初始刚度分别提高了10%和50%,并在相同荷载下减少45%的循环累积位移,提高了30%循环承载能力；在超固结土中,施加竖向荷载(50%Vult)造成相反的作用：桩体的水平静极限承载力和初始刚度分别降低了13%和33%,并使得桩体在循环作用下更加容易破坏和达到承载力极限.

(2)竖向荷载对水平受荷性能的影响,体现在桩周土体的初始应力比和可发挥的抗剪强度的变化上：在正常固结土中,施加竖向工作荷载并允许土体孔压消散,减少了土体的初始应力比q/p′,增加了可发挥的土体的不排水抗剪强度su；在超固结土中,施加的竖向荷载增加了土体的初始应力比q/p′,同时减少了可发挥的土体不排水抗剪强度su.

(3)在不发生土体固结的条件下,无论是在正常固结土还是在超固结土中,施加竖向荷载都会引起桩体水平受荷性能的明显降低.

(4)在允许土体固结的条件下,施加65%Vult的竖向荷载对桩体水平受荷性能造成最大的影响：在正常固结土中,桩体水平静极限承载力和初始刚度分别增加了12%和40%；在超固结土中,承载力和初始刚度分别降低19%和60%.桩体水平初始刚度对竖向荷载的变化更敏感.

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收稿日期：2016-01-14.浙江大学学报(工学版)网址： www.journals.zju.edu.cn/eng

基金项目：国家杰出青年科学基金资助项目(51325901)；国际科技合作计划资助项目(2015DFE72830)；国家自然科学基金资助项目(51338009); 中央高校基本科研业务费专项资金资助项目(2016QN4022).

作者简介：何奔(1988-)，男，博士生，从事桩基工程和海上风电基础的研究. ORCID: 0000-0002-1798-1461.E-mail: hebenzheda@126.com 通信联系人：洪义，男，讲师. ORCID: 0000-0002-5984-8204. E-mail: yi_hong@zju.edu.cn

DOI:10.3785/j.issn.1008-973X.2016.07.001

中图分类号：TU 473

文献标志码：A

文章编号：1008-973X(2016)07-1221-09

Effect of vertical load on lateral behavior of single pile in clay

HE Ben1,4, WANG Huan1, HONG Yi1, WANG Li-zhong1, ZHAO Chang-jun2, QIN Xiao3

(1.DepartmentofCivilEngineering,ZhejiangUniversity,Hangzhou310027,China;2.ZhejiangProvincialInstituteofCommunicationsPlanning,DesignandResearch,Hangzhou310002,China;3.WenzhouCommunicationInvestmentGroupLimitedCompany,Wenzhou325000,China;4.PowerChinaHuadongEngineeringCorporation,Hangzhou311122,China)

Abstract:A series of detailed centrifuge test were performed in order to investigate the lateral monotonic and cyclic behavior of a single pile in normal (NC) and over consolidated clay (OC) with and without application of vertical loading at the pile head. Three-dimensional finite element analyses (FEA) were conducted to offer further insights into the effects of vertical loading on the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile. Both physical and numerical investigation reveal that after applying the vertical load and allowing the dissipation of excess pore pressure in NC, the stress ratio of the soil around the pile decreases while the mobilisable undrained shear stength increases, resulting in 10% and 50% increase of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile, respectively. Due to application of vertical load to a single pile in the over consolidated clay, the soil stress ratio prior to lateral loading increases while the mobilisable undrained shear stength decreases, consequently leading to 13% and 33% reduction of the lateral initial stiffness and bearing capacity of the pile, respectively．

Key words:vertical load; singal pile; lateral response; clay; centrifuge test; finite element method; ultimate bearing capacity; initial stiffness