第 32 卷第 9 期钱建固等 : 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究 1745 大量的报道 [7-12] 然而, 在高地下水位的软土地区, 桩侧注浆抗拔桩和扩底抗拔桩在施工过程中成桩质量的控制难度较大例如, 在软土地区进行桩侧后注浆, 注浆效果很不稳定, 容易产生跑浆或注浆管道堵塞现象而灌注桩进

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坡郎山
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1 第 32 卷第 9 期岩石力学与工程学报 Vol.32 No.9 13 年 9 月 Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering Sept.,13 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究钱建固 1,2, 陈宏伟 1,2, 贾鹏 1,2, 黄茂松 1,2, 胡玉银 (1. 同济大学地下建筑与工程系, 上海 92;2. 同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室, 上海 92; 3. 上海建工集团股份有限公司 ) 3 摘要 : 为揭示新型注浆成型螺纹桩抗拔承载机制, 对桩土界面开展试验研究借助自主研制的大型接触面剪切仪, 量测普通桩土接触面与不同螺纹间距接触面的剪切应力与相对剪切位移关系, 并观察桩土接触的破坏形态试验研究表明, 无螺纹桩土界面产生平面形态破坏面, 而螺纹桩土界面呈现拱形曲线形态破坏 ; 螺纹加固效应主要是增大桩土间的黏聚力从而提高桩土界面的抗剪强度 ; 桩土界面上的螺纹间距存在某一最优值, 可形成最大的拱形破坏面, 从而螺纹桩土界面将发挥最大抗剪强度关键词 : 桩基础 ; 注浆成型螺纹桩 ; 抗拔桩 ; 接触面 ; 大型直剪试验中图分类号 :TU 472 文献标识码 :A 文章编号 : 6915(13) EXPERIMENTAL STUDY OF MECHANICAL BEHAVIOURS OF GROUTING-SCREW PILE INTERFACE QIAN Jiangu 1,2,CHEN Hongwei 1,2,JIA Peng 1,2,HUANG Maosong 1,2,HU Yuyin 3 (1. Department of Geotechnical Engineering,Tongji University,Shanghai 92,China;2. Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education,Tongji University,Shanghai 92,China;3. Shanghai Construction(Group) General Co.,Ltd.,Shanghai,China) Abstract:In order to understand the uplift bearing mechanism of a new-developed grouting-screw uplift pile, experimental investigation of mechanical behaviors of the pile-soil interface was carried out. A large-scale self-developed shear apparatus is used to measure the shear stress-displacement of pile-soil interface and to observe the corresponding failure mode. Experimental results show that the non-screw pile-soil interface generates a failure plane,whilst the screw pile-soil interface produces an arch-curvature failure surface. The screwing effect on the pile-soil interface behavior leads to an increase in cohesion and shear resistance. There exist some critical interval spaces between the two neighboring screws,where the largest arch-curvature failure surface is reached and the maximum soil-pile friction resistance is activated. Key words:pile foundations;grouting-screw pile;uplift pile;interface;large-scale direct shear test 1 引言在地下水位较高的沿海软土地区, 为解决地下结构抗浮问题, 常用的手段之一是设置抗拔桩早期的抗拔桩形式普遍采用传统的等截面抗拔桩, 由于等截面抗拔桩提供的侧壁摩阻力和桩端抗拔承载力小, 工程造价高 [1-6], 为此工程上改进传统抗拔桩的施工工艺, 采用桩端扩底和桩侧注浆的增强措施, 形成所谓的扩底抗拔桩和桩侧注浆抗拔桩前者增大了桩端抗拔性能, 后者提高了桩侧摩阻力有关这两类改进的抗拔桩理论与试验研究工作已有收稿日期 :13 5 2; 修回日期 : 基金项目 : 上海市重点科技项目 (11232) 作者简介 : 钱建固 (1972 ), 男,3 年于同济大学岩土工程专业获博士学位, 现任教授博士生导师, 主要从事岩土力学与软土工程方面的教学与研究工作 qianjiangu@tongji.edu.cn

2 第 32 卷第 9 期钱建固等 : 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究 1745 大量的报道 [7-12] 然而, 在高地下水位的软土地区, 桩侧注浆抗拔桩和扩底抗拔桩在施工过程中成桩质量的控制难度较大例如, 在软土地区进行桩侧后注浆, 注浆效果很不稳定, 容易产生跑浆或注浆管道堵塞现象而灌注桩进行扩底时通常难以形成理想的扩孔, 尤其在高地下水位和沉渣软土地层中, 扩底常常失效此外, 提高桩侧的摩阻力也可以采用螺纹桩, 通过桩侧螺牙与土之间的咬合作用, 使桩侧阻力得到提高 [13-14] 然而, 经典螺纹桩局限于地下水位低土质好的地层条件因此, 如何通过改进现有抗拔桩桩型, 使其更好地适用于软土地区是一个亟待解决的技术难题注浆成型螺纹桩是一种新型的螺纹桩成桩工艺该工艺以钻孔灌注桩的施工工艺为基础, 借鉴了传统螺纹桩的承载机制和后注浆技术, 使这种新型的螺纹桩得以在软土地区加以应用不同于传统的螺纹桩 [13-14], 这里介绍的注浆成型螺纹桩, 桩周螺纹在空间呈现连续的螺旋结构尽管现场载荷试验已表明其提高抗拔承载的可靠性, 但由于几何形态复杂, 目前尚缺乏对桩土相互作用机制的认识为定性地揭示螺纹桩土相互作用机制, 并在定量上为最优化螺纹参数设计提供理论依据, 本文将原位螺纹桩侧面在三维空间进行展开, 形成等效的带螺纹桩土平面, 进而利用大型剪切仪模拟展开的螺纹桩土界面行为, 最终为这一成型螺纹抗拔桩的工程应用提拱必要的试验研究支撑 2 注浆成型螺纹桩成桩与界面特性考虑注浆成型螺纹桩为一种新桩型, 这里先对其成桩作简要介绍首先, 利用传统钻孔灌注桩施工工艺成孔, 钻孔完成后需进行清孔作业和成孔检测其次, 绑扎钢筋笼并安装注浆管路系统在钢筋笼侧向焊接进出浆钢管和 U 型槽, 并于钢筋笼外侧螺旋缠绕浆体填充袋, 浆体填充袋内部同时插入打孔的注浆软管, 注浆管路系统通过 U 型槽卡紧并采用加强筋固定最后, 将绑扎好螺旋材料的钢筋笼下放, 水下灌注混凝土并进行注浆作业混凝土浇筑 8 h 后清水劈裂, 浇筑 12 h 后对浆体填充袋注浆注浆材料选择普通硅酸盐水泥调配制成的水泥净浆, 注浆平均压力不宜超过 2 MPa, 瞬时压力不宜超过 5 MPa 浆体填充袋在内部浆液填充成型后形成三维连续螺旋结构体, 螺纹部分嵌入桩侧保护层与桩身嵌固连接, 而桩侧外围部分在注浆过程中将鼓胀并嵌入到桩周土成桩后的注浆成型螺纹桩空间结构如图 1 所示目前根据实际施工情况, 螺纹桩桩身直径一般为.6 m, 螺纹直径为 15~ mm, 螺纹间距为.6~2. m (a) 带螺纹桩身图 1 Fig.1 (b) 局部螺纹放大注浆成型螺纹桩 Grouting-screw pile 相比较传统的等截面抗拔桩, 注浆成型螺纹桩桩侧的三维螺旋状的螺纹使得桩土界面形成咬合作用, 改变了桩土接触面力学特性, 从而提高了桩侧阻力必须指出的是, 螺纹桩的桩土接触界面为复杂的三维空间螺旋几何形状, 直接从真三维层面上开展这类特殊的桩土界面行为研究无疑是相当困难的为此, 这里将三维空间螺纹桩桩身侧面进行展开, 不难发现, 空间螺旋结构的螺纹在平面展开图上呈现为一组平行斜直线螺纹可见, 着眼于桩土接触面特性研究, 确保相同的螺纹置换率 ( 螺纹投影面积所占桩侧面积的比例 ) 条件下, 可将复杂的三维螺旋结构近似等效为简单的平面带肋结构加以研究 ( 见图 2) (a) 展开前图 2 螺纹直径 d 间距 h (b) 展开后三维空间螺纹桩侧面展开图螺纹间距 s Fig.2 Outspread plane of screwed pile side surface in 3D space

3 1746 岩石力学与工程学报 13 年 3 大型剪切试验 3.1 大型剪切试验仪与试验方案抗拔桩的变形与承载能力主要取决于桩侧摩阻力, 而桩侧摩阻力主要的特征便是桩土接触剪切 ( -w) 特征曲线这里, 利用同济大学自主研发的大型多功能界面剪切仪 (SJW )( 见图 3) 对螺纹桩土界面进行试验模拟, 揭示螺纹桩土接触面破坏机制, 探讨螺纹间距影响桩土界面特性的一般规律竖向加载系统承压板剪切箱水平加载系统滑动平台图 3 大型直接剪切仪系统 (SWJ ) Fig.3 Large-scale direct shear apparatus(swj ) 多功能界面剪切仪 SWJ 的剪切箱最大适用尺寸为 mm mm mm, 以 1/4~1/3 的截面几何比例模拟现场试验其主要性能指标如表 1 所示 3.2 试验模型制作试验用土取自上海长兴岛区 2 3 层灰色砂质粉土, 层面标高约为地下 2. m, 平均厚度为 16 m, 呈现松散 ~ 稍密状态渗透性好通过常规土工试验测得含水率重度孔隙比 e 及相对密实度 D r, 由三轴试验测得土体的黏聚力 c 和内摩擦角各指标如表 3 所示表 3 试验用土的主要物理力学指标 Table 3 Physico-mechanical parameters of test soil 土样指标 /% /(kn m -3 ) e D r c/kpa /( ) 砂质粉土剪切箱下盒放置 mm mm 5 mm 大小的混凝土面板, 通过在剪切箱下盒底部垫一定厚度的木板以调节混凝土板上界面高度与下盒边缘齐平, 从而确保下盒混凝土与上盒土体完全接触混凝土试块采用 C3 混凝土浇筑, 采用与现场材料相同的土工袋并注浆成型模拟螺纹, 水泥浆液的水灰比为.55, 土工袋直径 d = 5 mm, 分别采用螺纹间距 s = 125,17 和 25 mm, 螺牙与混凝土板的咬合深度为 25 mm 试件成型后放置在养护室养护 28 d, 以 4 道螺纹为例, 模型装配完成后如图 4 所示表 1 大型多界面剪切仪主要性能指标 Table 1 Performance indices of large-scale interface shear apparatus 最大法剪切盒尺寸向压力 / ( 长宽高 )/mm kn 最大剪切力 /kn 位移速率 / (mm min -1 ) 最大位移 /mm 法向水平向.1~ 图 4 剪切箱内带注浆成型螺纹的混凝土板 Fig.4 Grouting-screwed concrete slab in shear box 针对普通等截面抗拔桩和注浆成型螺纹桩 2 种桩土接触面, 模拟 1 组无螺纹与 3 组不同螺纹间距的接触面, 每组试验分别施加,15 和 kpa 三种不同法向压力 ( 反映不同埋深桩侧压力水平 ), 试验方案如表 2 所示表 2 试验方案 Table 2 Testing schemes 接触面法向压力 /kpa 无螺纹 15 两道螺纹 (s = 25 mm) 15 三道螺纹 (s = 17 mm) 15 四道螺纹 (s = 125 mm) 15 通过液压加载系统按应力控制方式施加法向荷载, 使土体在预定的法向力下固结, 当竖向荷载施加完成后, 施加水平荷载模拟抗拔桩的上拔桩土接触面剪切试验采用应变控制方式剪切过程中, 控制剪切速率为 2 mm/min, 当剪切变形达到 mm 时停止试验 4 大型剪切试验结果分析图 5 给出了不同接触面的剪切应力相对位移关系曲线 ( 即 -w 曲线 ) 可以看出, 无论是普通无螺纹等截面桩还是螺纹桩, 界面的剪切应力和桩土相对剪切位移 w 关系曲线呈现相似的规律, 表现为非线

4 第 32 卷第 9 期钱建固等 : 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究 1747 剪切应力 /kpa 剪切应力 /kpa 剪切应力 /kpa 1 Fig 相对位移 /mm (a) = kpa (b) = 15 kpa (c) = kpa 图 5 不同固结压力下桩土接触面 -w 曲线 -w curves of pile-soil interface under different consolidation pressures 无螺纹 s = 25 mm s = 17 mm s = 125 mm 无螺纹 s = 25 mm s = 17 mm s = 125 mm 相对位移 /mm 1 3 相对位移 /mm 无螺纹 s = 25 mm s = 17 mm s = 125 mm 性增大的硬化趋势 ; 剪应力在较大的位移条件下将趋向于一个最大临界水平, 即极限摩阻力这里观察的 [15] -w 曲线形态与笔者早期开展的试验结果完全吻合另一方面, 可以看出, 在相同的围压条件下, 剪切位移较小时, 不同接触面的 -w 曲线差别不大, 近于重合然而, 随着相对剪切位移的继续增大, 各接触面剪切刚度有着显著的不同, 最终不同接触面极限摩阻力有显著的差异从不同接触面的对比曲线可以看出, 在相同的法向应力情况下, 相比较无螺纹接触面, 有螺纹的接触面的极限抗剪强度有明显的提高此外, 对比 3 种螺纹接触面的 -w 曲线, 不难看出, 两道螺纹界面剪切刚度和剪切强度最小, 一道螺纹接触面剪切刚度和强度最大, 而螺纹间距较密的四道螺纹界面的抗剪性能介于二者之间与此同时, 由图 5 还可以看出, 相比较两道和四道螺纹, 三道螺纹界面观察的 -w 曲线在相对较小的位移 (26~28 mm) 条件下便呈现为明显的拐点达到临界抗剪状态, 临界抗剪状态后抗剪强度值为常数这意味着发挥同等的桩土界面剪切阻力, 三道螺纹桩所需的界面剪切位移更小, 也对应于原位状态的抗拔桩更容易发挥出抗拔承载能力由此可见, 无论从抗拔桩的变形刚度还是极限承载的发挥来看, 在进行这种新型成型螺纹桩的设计时, 将存在一个最优螺纹间距, 可以最大程度的发挥桩周土的桩侧摩阻力图 6 进一步给出界面极限剪切阻力与螺纹道数 ( 对应的螺纹间距见表 2) 的相关性不难看出, 不同法向压力下, 都是在三道螺纹接触面极限剪切强度最大, 四道螺纹其次, 而无螺纹最小无疑, 寻找合适的螺纹间距是注浆成型螺纹桩优化设计的重要环节极限剪切摩阻力 f/kpa 图 6 螺纹道数 N 不同螺纹道数下桩土极限剪切摩阻力 Fig.6 Ultimate shear friction resistance of pile-soil interface with various numbers of screw threads = kpa = 15 kpa = kpa 表 4 定量地对比了不同螺纹间距下桩土界面极限摩阻力 f 的大小对比 3 组围压下极限摩阻力的平均值, 可以看出, 相比较无螺纹接触面, 两道螺纹接触面的极限摩阻力提高了 14%, 四道螺纹提高约为 21%, 而三道螺纹平均提高比例超过 25%

5 1748 岩石力学与工程学报 13 年表 4 4 种接触面的极限剪切摩阻力 Table 4 Ultimate shear friction resistance for four pile-soil interfaces 螺纹道数 ( 螺纹间距 s/mm) 法向压力 /kpa 15 提高比例 */% (25) (17) (125) 注 :* 表示相同法向应力下相对无螺纹情况的提高比例 (a) 无螺纹接触面螺纹所在位置图 7 进一步给出了极限摩阻力与法向应力的相关性, 曲线斜率实质代表了接触面的极限摩擦因数可以看出, 螺纹桩和无螺纹桩的桩土接触面极限剪切强度随着围压的变化规律有着较为显著的不同对于无螺纹接触面, 其极限摩阻力随着固结压力增大呈现明显的非线性增大趋势, 而对于有螺纹的接触面, 尽管螺纹间距不同, 但极限摩阻力随围压增大近似呈现平行的线性增大趋势, 表明疏密不同的螺纹界面, 所提供的极限内摩擦角近乎相同, 这一内摩擦角与低法向应力水平下无螺纹桩土界面也大致相当因此, 从力学破坏机制上来看, 设置螺纹对提高桩土界面的内摩擦角并不明显, 而很大程度上提高了桩土间的咬合力 f/kpa Fig.7 1 无螺纹两道螺纹 (s = 25 mm) 1 三道螺纹 (s = 17 mm) 四道螺纹 (s = 125 mm) /kpa 图 7 4 种桩土接触面的 f - 曲线 f - curves for four types of pile-soil interface 5 破坏面形态观察与破坏机制分析为揭示疏密不同的螺纹接触面剪切破坏机制及其与无螺纹接触面的差异性, 试验过程中进一步观察了接触破坏面的形态为清晰观察破坏形态, 在给上盒土体施加法向压力后, 打开剪切箱侧向面板, 用垂直有色线条进行标记, 然后复原侧向面板剪切破坏后, 再次打开剪切箱的侧向面板, 根据有色线条最大弯曲点的连线 ( 见图 8 中的灰色连线 ) 描出 (b) 两道螺纹接触面螺纹所在位置 (c) 三道螺纹接触面螺纹所在位置 (d) 四道螺纹接触面图 8 桩土接触面破坏形态 Fig.8 Failure modes of pile-soil interfaces 桩土接触面的大致破坏轮廓线通过对破坏面的观察可知, 对于无螺纹桩土界面, 剪切破坏后在桩侧形成近似直线形的薄层错动带, 但剪切破坏面不是沿着桩土界面相比较, 带螺纹桩土界面剪切破坏时, 在螺纹周围形成曲线滑裂面对于两道螺纹的剪切面, 由于螺纹间距较大, 螺纹之间出现不连续的曲线破坏面 ; 对于三道螺纹的剪切面, 相邻螺纹间出现连续曲线破坏面, 曲线上拱高度较大 ; 对于四道螺纹的剪切面, 螺纹间距过小致使螺纹间曲线破坏面上拱高度较小, 破坏面呈现局部突起和直线相间的波浪线可见, 从细观机制来看, 螺纹的咬合作用是通过拱形破坏面来实现的, 从而增大了宏观的破坏曲面长度此外, 还可以看出, 三道螺纹剪切破层范围 ( 破坏线与桩界面之间区域 ) 最大, 四道螺纹界面次之, 无螺纹界面最小, 这分别与其 -w 曲线表现的剪切刚度和极限剪切强度相吻合

6 第 32 卷第 9 期钱建固等 : 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究结论本文利用同济大学自行研制的多功能界面剪切仪 SJW, 通过大型直剪试验模拟了新型螺纹桩桩土接触面的剪切性能, 基于试验量测的剪切应力位移 ( -w) 关系曲线, 并借助于试验观察的接触面破坏形态, 探讨了不同螺纹间距接触面抗剪性能的差异性, 揭示了螺纹咬合加固与剪切破坏机制试验研究表明 : (1) 无论是普通等截面桩还是注浆成型螺纹桩的桩土接触面, 剪切应力随着相对剪切位移 w 的增加呈现非线性增加, 并最终趋于极限剪切阻力剪切位移较小时,4 种剪切面刚度差别不大, 随着剪切位移增加, 后期表现的接触面剪切刚度和极限剪切强度, 有螺纹接触面明显大于无螺纹界面 (2) 对比不同螺纹道数的螺纹桩土接触面, 随着螺纹间距的减小, 螺纹接触面的剪切强度及刚度会随之增大, 但当螺纹间距超过最优螺纹间距时极限剪切应力呈减小趋势, 即注浆成型螺纹桩界面设置的螺纹间距存在某一最优值 (3) 混凝土面板上的螺纹与土体产生咬合作用, 提高了接触面的抗剪强度相比较, 螺纹作用对结构土界面的极限内摩擦角影响不大, 与低法向应力水平下无螺纹桩土界面也大致相当因此, 从力学破坏机制上来看, 设置螺纹对提高桩土界面的内摩擦角并不明显 (4) 无螺纹桩土接触破坏面近似呈现为平面, 而螺纹接触破坏面为周期拱起的曲面对应于最优螺纹间距, 曲线破坏面拱起高度最大从细观机制来看, 螺纹的咬合作用是通过拱形破坏面来实现的, 并增大了宏观的破坏曲面长度剪切破坏时, 邻近桩土界面的剪切破坏层范围越大, 则界面的剪切刚度和强度也将越大值得一提的是, 本文桩土界面特性试验用土局限为上海地区典型的砂质粉土层, 无疑, 今后还需开展更多典型土层桩土界面的试验研究, 才能将这一新型螺纹桩真正推广至实际工程应用参考文献 (References): [1] NICOLA A D,RANDOLPH M F. Tensile and compressive shaft capacity of piles in sand[j]. Journal of Geotechnical Engineering, 1993,119(12): [2] AHMED S A,OSAMA K N,ABDULLA A S. Poisson s ratio effect on compressive and tensile shaft capacity of driven piles in sand: Theoretical formulation[j]. Computers and Geotechnics,7,34(3): [3] DASH B K,PISE P J. Effect of compressive load on uplift capacity of model piles[j]. Journal of Geotechnical and Geoenvironmental Engineering,3,129(11): [4] 黄茂松, 郦建俊, 王卫东, 等. 深开挖条件下抗拔桩的承载力损失比分析 [J]. 岩土工程学报,8,3(9): (HUANG Maosong,LI Jianjun,WANG Weidong,et al. Loss ratio of bearing capacity of uplift piles under deep excavation[j]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,8,3(9): (in Chinese)) [5] FLEMING W G K,WELTMAN A J,RANDOLPH M F,et al. Piling engineering[m]. London:Taylor and Francis Group,1991: [6] KRISHNA B,PATRA N R. Effect of compressive load on oblique pull-out capacity of model piles in sand[j]. Geotechnical and Geological Engineering,6,24(3): [7] DICKIN E A,LEUNG C F. Performance of piles with enlarged base subject to uplift forces[j]. Canadian Geotechnical Journal,199, 27(5): [8] 刘文白, 周健. 上拔荷载作用下桩的颗粒流数值模拟 [J]. 岩土工程学报,4,26(4): (LIU Wenbai,ZHOU Jian. Numerical simulation of particle flow code for pile under uplifting load[j]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,4,26(4): (in Chinese)) [9] ILAMPARUTHI K,DICKIN E A. The influence of soil reinforcement on the uplift behavior of belled piles embedded in sand[j]. Geotextiles and Geomembranes,1,19(1):1 22. [1] 王卫东, 吴江斌, 许亮, 等. 软土地区扩底抗拔桩承载特性试验研究 [J]. 岩土工程学报,7,29(9): (WANG Weidong,WU Jiangbin,XU Liang,et al. Full-scale field tests on uplift behavior of piles with enlarged base[j]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,7,29(9): (in Chinese)) [11] HUO F M. An elementary introduction to the influence of mud surface on the bearing capacity of bored concrete pile[j]. Foundation Engineering,2,12(4): [12] ZHANG Z M,YU J,ZHANG G X,et al. Test study on the characteristics of mudcakes and in-situ soils around bored piles[j]. Canadian Geotechnical Journal,9,46(3): [13] 董天文, 李士伟, 张亚军, 等. 软土地基螺旋桩竖向抗拔极限承载力计算方法 [J]. 岩石力学与工程学报,9,28( 增 1): (DONG Tianwen,LI Shiwei,ZHANG Yajun,et al. Calculation method of ultimate bearing capacity of vertical pull-out screw pile in soft ground[j]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 9,28(Supp.1): ( in Chinese)) [14] SPRINCE A,PAKRASTINSH L. Helical pile behavior and load transfer transfer mechanism in different soils[c]// Proceedings of the 1th International Conference of Modern Building Materials,structures and techniques. Lithuania:Vilnius,1: [15] 钱建固, 贾鹏, 程明进, 等. 注浆桩土接触面试验研究及后注浆抗拔桩承载特性数值分析 [J]. 岩土力学,11,32( 增 1): (QIAN Jiangu,JIA Peng,CHENG Mingjin,et al. Experimental study of grouting pile-soil interface and numerical simulation of bearing behavior of side-grouting uplift pile[j]. Rock and Soil Mechanics,11,32(Supp.1): (in Chinese))

592 岩土力学 2016 年 [3] 力 HONDA 等通过离散元方法模拟单支盘和双支盘的扩底桩的抗拔特性, 根据离散元得到的土体 [4] 移动规律用上限法预测极限抗拔承载力 Wang 等利用离散元方法研究了有颗粒材料和不同粗糙度的接触面的抗剪强度, 结果显示在接触面上总的平均接触力的大小

592 岩土力学 2016 年 [3] 力 HONDA 等通过离散元方法模拟单支盘和双支盘的扩底桩的抗拔特性, 根据离散元得到的土体 [4] 移动规律用上限法预测极限抗拔承载力 Wang 等利用离散元方法研究了有颗粒材料和不同粗糙度的接触面的抗剪强度, 结果显示在接触面上总的平均接触力的大小第 37 卷增刊 1 2016 年 6 月岩土力学 Rock and Soil Mechanics Vol.37 Supp.1 Jun. 2016 DOI 10.16285/j.rsm.2016.S1.077 注浆成型螺纹桩桩土接触面机制的离散元模拟周敏明 1 2 钱建固 1 2 黄茂松 1 2 胡玉银 3 1. 同济大学地下建筑与工程系上海 200092 2. 同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室