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 上海 200092 3. 上海建工集团股份有限公司 上海 200080 摘 要 为了揭示新型注浆成型螺纹桩的承载力特性及桩土接触特性 利用二维离散元 DEM 数值分析不同螺纹间距的 桩-土接触特性 在既有螺纹桩-土界面的大型直剪试验方案的基础上 建立模拟试验的离散元模型 通过模拟试验的伺服加 载机制 实现在接触面法向上施加恒定的压力 然后水平移动接触面底板进行剪切 得到不同螺纹数下剪切位移与剪切应力 的关系曲线 孔隙比分布图和力链传力机制 离散元分析表明 存在一个最优的螺纹间距 使接触面的极限抗剪强度最大 螺纹桩桩土接触面周围土体会出现一个拱形的破坏面 该微观机制与室内试验观察一致 关 键 词 离散元 DEM 螺纹桩 桩土接触面 破坏机制 中图分类号 TU 473 文献识别码 A 文章编号 1000 7598 (2016) 增 1 0591 06 Discrete element simulation of failure mechanism of interface between grouting-screw pile and soil ZHOU Min-ming1, 2, QIAN Jian-gu1, 2, HUANG Mao-song1, 2, HU Yu-ying3 (1. Department of Geotechnical Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China; 2. Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering of Ministry of Education, Tongji University, Shanghai 200092, China; 3. Shanghai Construction Group General Co., Ltd., Shanghai 200080,China) Abstract: In order to find out the bearing capacity and failure mechanism of interface between new grouting-screw pile and soil, the discrete element simulation(dem) has been used. The DEM model has been built under existing experiment plan of pile-soil interface. According to servo mechanism, the normal pressure on the interface can be unchanged. Then the baseboard is moved at constant velocity, and the relation between shear stress and shear displacement, contact force transport mechanism and the porosity distribution could be obtained when screws of different numbers are adopted. The results show that there is an optimal flutes pitch which can make sure the ultimate shear stress reach to the maximum. And the vaulted failure surface will appear around the pile-soil interface. Moreover, the micro mechanism has a good agreement with indoor experiment. Keywords: discrete element simulation(dem); screw pile; pile-soil interface; failure mechanism 1 引 言 作 钱建固等[1]利用自主研制的大型接触面剪切试 验 量测普通桩土接触面与不同螺纹间距接触面的 注浆成型螺纹桩是目前在软土地区新开展的 一种新型抗拔桩 有着广泛的应用前景 由于桩- 剪切应力和相对剪切位移的关系 发现存在一个最 优的螺纹间距 使得螺纹桩-土形成最大的拱形曲线 土界面有螺纹的存在 在桩身土接触面上形成咬合 破坏面 钱建固等[2]进一步通过开展了室内模型试 力 大大地提高了界面的抗剪能力 从而提高抗抜 陈承载力 验并结合三维有限元数值模拟探讨了螺纹桩承载机 制 研究发现相比无螺纹的扥界面圆桩 螺纹的存 已有学者对注浆成型螺纹桩接触面特性及其 在使得桩土间形成了 机械咬合 作用 增大了桩 承载力特性进行了试验研究与数值模拟等研究工 周土抗剪区域 大大地提高了螺纹桩抗抜极限承载 收稿日期 2016-02-29 基金项目 上海市重点科技项目 No. 11231202002 This work was supported by the key technology project in Shanghai (11231202002). 第一作者简介 周敏明 男 1992 年生 硕士研究生 主要从事桩基工程的研究 E-mail: 14zhouminming@tongji.edu.cn 通讯作者 钱建固 男 1972 年生 博士 教授 博士生导师 主要从事软土力学与本构理论研究 E-mail: qianjiangu@tongji.edu.cn
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 接触力的大小和方向会决定抗剪强度的大小, 然而 目前鲜见对螺纹桩桩土接触行为进行微观机制的研 [2] 究 尽管早期的室内模型试验及有限元数值模拟 从宏观上解释了这一新型桩承载, 但对螺纹桩 - 土界 面力学行为仍有待更为深入的认识, 如桩 - 土界面的 抗剪传力机制及破裂面的形成机制等 为了揭示螺纹桩 - 土接触面的微观破坏机制, 本文将螺纹桩侧面在三维空间中展开, 形成等效桩 土接触面, 进而等效为简化的二维问题, 利用 PFC2D 离散元软件模拟接触面的破坏机制, 并与大 [1] 型室内剪切试验观察结果进行对比, 对注浆成型 螺纹桩桩 - 土接触面曲形破坏面特性从微观土力学 机制进行探讨 2 室内大型直剪试验方案 试验选用的剪切箱下盒放置 mm mm 50 mm 大小的混凝土面板, 采用 C30 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 0.55, 土工袋直径 d = 25 mm, 分别采用螺纹间距 s = 125 170 250 mm, 螺牙与混 凝土板的咬合深度为 12.5 mm 试件成型后放置在养 护室养护 28 d, 模型如图 1 所示, 板厚 50 mm 3 室内大型直剪试验的离散元模拟 ( 混凝土底板尺寸图和剖面图 ) 25 25 60 250 250 40 60 170 170 170 30 本文通过 PFC2D 软件, 使用 Fish 语言, 实现 对螺纹桩桩土接触面的数值模拟 3.1 土颗粒微观参数的确定 [1] 本文所用的 PFC 模拟分析钱建固等开展的桩 土接触面大型直剪试验, 试验用土为砂质粉土, 通 过常规土工试验测得重度 = 15.4 kn 3, 孔隙比 e = 0.94, 相对密实度 D r = 0.68, 属于中密砂 三轴试 验测得强度参数 c = 1.08 kpa, = 34.8, 筛分试验 得到的颗粒级配曲线如图 2 所示 在离散元模拟中有许多颗粒接触模型诸如理想 弹塑性模型 Hertz-Mindlin 非线性模型 [5] Iwashita [6] [7] 等提出的抗转动模型 蒋明镜等提出的考虑毛 细水的接触模型等, 这些模型中的细观输入参数, 如法向接触刚度 K n 和切向接触刚度 K s 刚度比 K n /K s 摩擦系数等会使模型材料宏观的力学特性产 生较大差异 为了保证所建立的离散元模型能反 25 60 125 125 125 125 图 1 大型直剪试验方案 ( 单位 :mm) Fig.1 Plan of indoor large-scale direct shear experiment(unit: mm) 映实际室内试验的宏观物理力学行为, 根据申志福 [8] 等对密砂和松砂试样进行的 66 组双轴试验得到 的接触刚度 粒间摩擦系数与宏观参数的关系, 最 终选取参数 : 颗粒正向刚度 K n = 2 10 8 N, 摩擦 系数初始平衡阶段取 0.2, 开始剪切时取 0.4,K n /K s 40
增刊 1 周敏明等 : 注浆成型螺纹桩桩土接触面机制的离散元模拟 593 取 1, 墙体的正向刚度取 1 10 10 N, 颗粒密度取 1 800 kn 3, 颗粒半径为 0.5~2.0 mm 将这个范围每隔 0.15 mm 划分成 10 段, 随机 10 次生成相应颗粒, 以模拟真实土体颗粒的粒径级配 型 [9], 模拟得到的极限剪切应力偏低 4 1 N 3 小于某粒径土粒含量百分数 /% 2 v 10 1 10 0 10-1 10-2 3.2 离散元模拟 颗粒粒径 m 图 2 试验细砂级配曲线 Fig.2 Sand grading curve of test 本文所用的 PFC 由于使用 PFC2D 进行模拟, 截取其中一个试验模型中的一个截面分析建模 为 了提高计算效率, 土层高度取室内模型试验的 1/2, 即模型尺寸为 mm 100 mm, 在离散元模型中共 生成 9 500 个颗粒 土颗粒的粒径范围取的是 0.5~ 2.0 mm, 可以充分地避免边界效应, 其余细观参数 根据章节 2 给出的值选用, 通过扩大半径的方法在 指定区域生成颗粒 对所有颗粒施加体力 ( 重力 ) 在体力作用下经过足够多的迭代步后寻求平衡状 态, 当颗粒达到平衡后, 对不同位置的颗粒染成不 同的颜色 为了标记颗粒在剪切后位置的变化, 在 x 方向, 每隔 13 mm 布设一条宽 4 mm 的红色标记 带, 如图 3 所示 然后, 通过伺服机制控制 4 号墙 保持竖向压力 N 在剪切过程中保持不变 开始剪 切前, 在试验模型区域内均匀布设 150 个半径为 10 mm 的测量圆, 记录模型不同点处的应力 应变 值 最后开始剪切, 控制 2 号墙体的 x 方向速度 v 为 5 10-8 米 / 步, 直到位移达到 40 mm 时停止移动, 导出需要的试验数据 3.3 离散元数值模拟结果及分析 图 4 为不同竖向围压下不同螺纹数的剪应力与 [9] 位移的关系曲线 既有 DEM 模拟表明, 离散元模 拟得到的抗剪强度明显小于试验量测值, 这是因为 离散元的颗粒模型与实际土颗粒力学行为仍有较大 的差异性, 颗粒为圆形, 与真实不规则形状的土颗 粒差距甚大, 低估了真实颗粒间的抗滑移能力, 且 因为使用的是圆形颗粒, 没有采用抗转动接触模 剪切应力 /kpa 剪切应力 /kpa 剪切应力 /kpa 图 3 4 组离散元模拟 Fig.3 Four groups of DEM 剪切位移 m (a) N = 100 kpa 剪切位移 m (b) N = 150 kpa 剪切位移 m (c) N = 200 kpa 0 道螺纹 2 道螺纹 3 道螺纹 4 道螺纹 0 道螺纹 2 道螺纹 3 道螺纹 4 道螺纹 0 道螺纹 2 道螺纹 3 道螺纹 4 道螺纹 图 4 不同竖直围压 不同螺纹数的切应力与位移的关系曲线 Fig.4 Relationships between shear stress and displacement
594 岩土力学 2016 年 under different vertical confining pressures 本文定性地对比了抗剪强度的试验值与 DEM 预测值, 图 5 为不同围压下相对抗剪强度值 ( f / f0 ) 随螺纹数的变化规律 不难看出, 定性离散元模拟 的结果和试验结果一致 有螺纹和无螺纹的接触面 剪切应力均随剪切位移的增加而增加, 呈现非线性 硬化的趋势, 当位移较小时, 接触面表现出来的刚 度差异较小 ; 当位移较大时, 则呈现出一个极限切 应力 竖向正应力的增加, 最大切应力的增加有明 显的作用 2.5 值模拟的途径展开进一步研究 对比图 6 离散元模拟的和室内模型试验得到的剪切位移达到 40 mm 时标记颗粒位置分布可以看出最终的桩土接触面破坏时呈现一个拱形的破坏面, 当螺距较小时拱形破坏面的塑形区不断扩大与周围相邻的破坏面相连, 形成一条波浪起伏的破坏面, 说明土体有为了抵抗剪切破坏而主动增加接触面积的趋势, 所以破坏面呈弧形, 当螺纹间距过小时其机制近似于无螺纹的情况, 因此图 6 中的 4 道螺纹的圆弧破坏面相对较平缓, 且从图 4 的极限切应力来看也是相对较小 2.0 f / f0 1.5 1.0 0.5 DEM 试验 0.0 0 1 2 3 4 5 螺纹数 / 个 (a) 围压为 100 kpa 2.0 1.6 f / f0 1.2 0.8 DEM 试验 0.4 0 1 2 3 4 5 螺纹数 / 个 (b) 围压为 150 kpa 2.0 1.6 f / f0 1.2 0.8 DEM 试验 0.4 0 1 2 3 4 5 螺纹数 / 个 (c) 围压为 200 kpa 图 5 不同围压下螺纹数与相对剪切应力的关系 Fig.5 Relationships between relative shear stress and screw number under different confining pressures 螺纹间距的减小对极限切应力的增加有明显 的效果, 但根据图 4, 当螺纹间距的减小对极限摩 阻力的提高存在一个临界值, 即最优螺纹间距, 可 以最大程度上的发挥桩周土的桩侧摩阻力 最优螺 纹间距的具体数值是多少, 限于离散元软件只能定 性地讨论土体的性质, 需要借助模型试验和其他数 图 6 竖向正应力为 200 kpa 时剪切位移达到 40 mm 时的潜在破裂面 Fig.6 Potential failure surface near the interface for shear displacement of 40 mm and vertical normal pressure of 200 kpa 通过观察图 7 最终接触力分布可以从微观上观 察螺纹桩桩土接触面的破坏规律, 土颗粒间的接触 力在螺纹附近形成 1 组半圆形的土拱, 是土体抵抗 破坏自然产生的一种趋势, 这种趋势增加了螺纹桩 桩 - 土破坏面的长度和接触力传递的路径, 从而有效 地提高了螺纹桩的抗抜承载力 另外, 右侧的接触力 明显比左侧的相对密一点, 这是因为底板从左往右移
增刊 1 周敏明等 : 注浆成型螺纹桩桩土接触面机制的离散元模拟 595 动带动了土颗粒, 使得颗粒间力链较为密实 体受到明显的挤压表现的较为密实, 而螺纹左侧则 表现地较为疏松 4 结论 图 7 竖向正应力为 200 kpa 时剪切位移达到 40 mm 时颗粒间力链分布 Fig.7 Distribution of force chains for shear displacement of 40 mm and normal pressure of 200 kpa 图 8 为竖向正应力为 200 kpa 时剪切位移达到 40 mm 孔隙率分布 0.05 0.15 0.25 0.35 0.45 0.55 0.05 0.15 0.25 0.35 0.45 0.55 0.05 0.15 0.25 0.35 0.45 0.55 0.05 0.15 0.25 0.35 0.45 0.55 图 8 竖向正应力为 200 kpa 时剪切位移达到 40 mm 时孔隙率分布 Fig.8 Porosity distribution for shear displacement of 40 mm and vertical normal pressure of 200 kpa 孔隙率 0.52 0.44 0.36 0.28 0.20 0.12 从图 8 中可以看出, 剪切过程中螺纹的右侧土 (1) 相比无螺纹桩土接触面, 有螺纹桩 - 土接触面的极限抗剪强度得到显著提高, 最大抗剪强度大约可以达到无螺纹的 2 倍左右 随着螺纹间距的减少, 螺纹数的增加, 极限剪切应力并不是一直增加的, 而是存在一个临界值, 使极限切应力达到最大值 本文的离散元模拟中发现 3 道螺纹桩 - 土界面抗剪强度最大 (2) 剪切破坏面不是沿着桩土接触面, 而是存在于土体中, 形成拱形破坏面 当螺纹数增加时, 由于螺纹间距的减小, 拱形破裂面会呈现曲线分布两道螺纹曲形破裂面未能贯通,3 4 道螺纹曲形破裂面贯通, 但 3 道螺纹高度最大 (3) 在桩土界面的剪切作用下, 无螺纹桩 - 土界面周边的粒间接触力及孔隙分布较为均匀, 桩 - 土界面土体孔隙比较大 螺纹桩 - 土界面周边的粒间接触力呈现为显著的拱形主力链空间分布规律 最大孔隙分布形态与破坏面形态基本一致, 破裂面以下的相邻螺纹间土体孔隙比变化较小, 而螺纹附近土体孔隙比最大 参考文献 [1] 钱建固, 陈宏伟, 贾鹏, 等. 注浆成型螺纹桩接触面特性试验研究 [J]. 岩石力学与工程学报, 2013, 32(9): 1744-1749. QIAN Jian-gu, CHEN Hong-wei, JIA Peng, et al. Experimental study of mechanical behaviors of grouting-screw pile interface[j]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2013, 32(9): 1744-1749. [2] 钱建固, 王斌, 陈宏伟, 等. 注浆成型螺纹桩抗抜室内模型试验及机制分析 [J]. 建筑结构学报, 2015, 36(10): 146-152. QIAN Jian-gu, WANG Bin, CHEN Hong-wei, et al. Model tests and mechanism studies on grouting-screw uplift pile[j]. Journal of Building Structures, 2015, 36(10): 146-152. [3] HONDA T, HIRAL Y, SATO E. Uplift capacity of belled and multi belled piles in dense sand[j]. Soils and Foundations, 2011, 51(3): 483-496.
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