标准贯入

2024-11-09

标准贯入（通用5篇）

标准贯入篇1

1 标准贯入试验的使用方法及应用

标准贯入试验是用63.5kg的重锤以76cm的自由落距, 将贯入器 (外径51、内径35mm) 打入土中15cm, 不计击数, 然后再打入土中30cm, 计其击数, 称为标准贯入击数。对于坚硬或极密实状态的土, 可免除15cm的预打, 直接击入土中测其击数。当击数达到50击时还未击入土中30cm应停止强行击入, 取得锤击数N=50和贯入度S<30cm的实测值即可。

标准贯入试验原来在美国普遍采用, 是为深基础设计提供土的指标数据, 1948年太沙基和派克又将标贯试验推广用于浅基础设计, 并将标贯试验锤击数N与砂土的密实度和粘性土的无侧限抗压强度qu建立了相关性。

标准贯入试验应用极为广泛, 这是其它原位测试方法无可比拟的。根据标贯试验击数可以确定:粘性土的状态和无侧限抗压强度;砂土的密实度和内摩擦角;各类土的容许承载力;全风化岩与强风化岩的判别;判别砂土的液化等。该项试验几乎适用于各种土层, 包括地下水位以下及地下水位以上的土层, 因而得到了勘察单位的广泛使用和重视。然而, 该项试验成果的影响因素也较多, 为了使该项测试手段能得到很好的应用和推广, 就多年的工作体会, 谈一谈该项试验在实际工作中应用的一些问题。

2 标准贯入试验在应用中的问题

对标准贯入试验成果的影响因素主要有两方面:一是在试验过程中受设备和人为因素的影响;二是对试验成果统计和分析的方法是否合理的影响。为了尽量消除这些影响因素, 应注意如下几点:

2.1 为保证贯入试验用的钻孔的质量,

宜采用回转钻进, 当钻进至试验标高以上15cm外, 应停止钻进。为保持孔壁稳定, 必要时可用泥浆或套管护壁。如使用水冲钻进, 应使用侧向水冲钻头, 不能用向下水冲钻头, 以使孔底土尽可能少扰动。

2.2 标准贯入试验所用的钻杆应定期检查, 钻杆相对弯曲<1/1000, 接头应牢固,

否则锤击后钻杆会晃动。

2.3 标准贯入试验应采用自动脱钩的自由落锤法, 并减少导向杆与锤间的摩阻力,

以保持锤击能量恒定, 它对N值影响极大。

2.4 在试验前, 应先钻少量孔,

概略了解勘察场区各种地层的分布情况及其物理力学性质, 以便为标贯试验的设计提供依据。根据钻探情况, 在不同和相同的层位的不同钻孔中应相应的做系统的试验, 同时配合土工试验, 以便对照分析, 在同一层位中试验次数不少于6次, 也可在深度上每隔1.0~1.5m试验一次, 以便了解薄层状或透镜状土层的情况。

2.5 地下水的影响。在地下水位以下钻进时或遇承压含水砂层,

孔内水位或泥浆面始终应高于地下水位足够的高度, 以减少土的扰动。否则会产生孔底涌土, 降低N值。

2.6 钻杆长度的影响。关于标准贯入试验锤击数是否要做杆长修正问题,

由于目前对钻杆能量损失的研究结果还不一致, 故意见分歧较大。现将国内外有关标准 (规范、规定) 和学者对杆长修正问题的意见和观点介绍如下。

2.6.1 日本《道桥下部结构设计指南—桩基础设计篇》规定:

标准贯入试验贯入击数要考虑杆长修正, 其修正系数为α= (1-l/200) , l为钻杆长度。日本在我国某地设计钢桩基础时, 在100m深的钻孔作标贯试验时, 用此修正系数进行杆长修正, 有其合理性, 因为超长钻杆不可避免的弯曲, 锤击贯入时产生明显的弹性变形, 增加了锤击数。对于一般深度的钻孔 (20~30m) 用此修正系数进行修正就无实际意义了, 因为产生的修正值很小, 并不影响贯入击数数量级的确定。

2.6.2 美国太沙基和派克用标贯击数计算

地基土容许承载力和用标贯击数确定砂土密实度, 确定粘性土的天然状态时, 对钻杆长度的修正无明确的规定。

2.6.3 美国西特 (H.B.Seed)

通过用不同杆长 (0m、10m、20m) 作实验, 发现钻杆愈长对中密与松散的砂, 得出较小的贯入击数N, 但对密实的砂则得出较大的贯入击数N, 西特的解释为:a.在松砂中, 贯入阻力低, 增加杆长就相当增加了重量, 必然增大了贯入度, 结果测得击数偏低。b.在密实砂中, 因贯入阻力大, 长钻杆受锤击发生挠曲变形及抖动现象而增加了贯入击数。

3 标准贯入试验成果的统计分析

标准贯入试验所得到的成果往往是客观的, 但对成果的统计和分析带有主观的因素, 并且目前尚无统一的规定, 因而对成果的统计和分析方法正确与否, 将直接影响其成果的准确性。

在统计前应结合钻探成果, 根据地貌单元、地层层位、成果类型和堆积年代等对地层进行统计单元划分, 对同一单元取得试验数据 (应不少于6个) 进行检查分析。当在野外鉴别上划分为不同层位的土, 但其试验的成果比较接近时, 可作为一个力学层合并为一个统计单元。当在同一单元体中出现个别离散性较大的试验数据时, 应对其高值或低值认真研究分析, 以确定在统计过程中是否取舍。目前对成果的统计方法很多, 有最大和最小平均值法、除掉10%后的最大和最小平均值法、算术平均值法、加权平均值法和中值法等等。统计方法的选择就要根据土的物理力学性质确定。当土质均匀, 试验数据的离散性较小时, 可采用算术平均值法或中值法;当土质不均匀, 试验数据的离散性较大时, 可采用最大和最小平均值法或除掉10%后的最大和最小平均值法。公式如下:

最大 (最小) 平均值=[最大 (最小) 指标值+算术平均值法]/2

由于各个地区的地质情况的区别, 对标准贯入试验的成果应用, 宜考虑到试验的各个影响因素, 通过大量的工程实际, 建立起地区经验公式, 合理的运用该项原位测试。

结束语

原位测试方法中的标准贯入试验的特点为设备简单, 操作方便, 应用普及, 击数N对地基土的力学性质具有直观性, 而且还可获取土样进行判别和描述;其次是应用广泛, 对各类土和各种状态的土均可测得击数N值, 并相应作出地基土的工程评价。但使用者对标贯试验的影响因素应给予重视, 在判断标贯试验影响因素时, 应先定性判别, 再进行定量的判别和修正, 使其具有合理性和有效性, 方可更好的为工程勘察提供较为确切的数值。

标准贯入篇2

如何准确估算单桩承载力在桩基勘察中是一项重要的工作。近年来在岩土工程勘察报告中估算单桩承载力多只采用经验参数法, 很少利用原位测试方法。目前勘察中用的最多的原位测试主要有静力触探和标准贯入试验, 利用静力触探估算预制桩的单桩极限承载力在天津地区已经有了成熟的经验公式, 利用标贯法估算预制桩单桩承载力在国内、国外也已经有很多经验公式, 但对于钻孔灌注桩研究较少。本文通过研究工作, 确定用标贯击数估算钻孔灌注桩承载力的经验公式, 并运用到实际工程中, 丰富勘察报告中估算单桩承载力的内容, 为准确提供单桩极限承载力提供依据。

1 资料收集

本次研究工作主要为天津市区。本次工作通过物性参数与侧阻力、端阻力的关系来建立标贯击数与侧阻力、端阻力的关系, 在资料收集时, 为保证物性指标、标准贯入试验的可靠性, 减少误差, 尽量选择原状取土孔、标准贯入孔均较多的工程, 各土层物性指标应满足数理统计要求, 标准贯入试验击数宜在6个试验点以上。经筛选, 本次工作共收集了覆盖全市区的57项工程勘察资料, 基本上能代表天津市市区的地质情况。

2 数据统计分析

2.1 粘土、粉质粘土

1) 侧阻力回归公式。

根据收集到的358组数据, 绘制极限侧阻力标准值qsik与标贯击数N散点图 (见图1) 。

从图1可以看出, 标贯击数与极限侧阻力标准值qsik可能有较好的相关性。我们采用常用的回归类型进行定量回归分析, 经多次拟合, 多项式函数、指数函数曲线特征明显不符合地基土的性质, 不能采用;一元线性函数、对数函数、幂函数有较大的相关系数, 其回归公式、相关系数如表1所示。

通过以上对比, 对数函数回归公式相关系数最大, 相关性最好, 因此, 本课题采用对数函数回归公式, 即qsik=21ln N+3.6, 相关系数r=0.907。

2) 端阻力回归公式。

众所周知, 桩端阻力与入土深度有密切关系, 同一状态的土, 桩端阻力随深度增加而增加, 经过仔细分析桩基规范中桩端阻力与入土深度的数据, 发现地基土在同一个状态时, 桩端阻力与入土深度的对数也有很好的对数关系。那么, 如果考虑入土深度对桩端阻力影响, 可以在N值前加一个系数lnh (其中, h为入土深度) 。根据收集到的172组数据绘制lnh×N与桩端阻力关系图, 见图2。

利用最小二乘法进行拟合, 得到回归公式如下:

标准贯入篇3

近年来随着计算机辅助求解工程的飞速发展以及线性、非线性分析方法的日趋完善,以有限元为代表的数值分析方法已经成为求解岩土工程问题的一个重要的工具.岩土下沉贯入领域的数值分析,由于涉及接触、网格过大变形产生扭曲畸变等问题,常会造成收敛困难甚至计算结果失真.如何准确地模拟岩土贯入过程中,结构物与土的相互作用以及土的物理状态和应力状态,已成为岩土工程中的一个重要问题.

岩土工程下沉贯入领域,包括桩、条形、圆形基础贯入问题;各种形状贯入仪静力触探问题(锥形、T形条、圆柱形和球形);纺锤形海洋平台基础贯入问题;吸力式沉箱自重下沉和负压下沉问题,以及其他海洋基础贯入问题等等.采用传统的拉格朗日有限元模拟方法往往会出现收敛困难等问题,需要依赖用户的专业网格重划分和插值程序.采用纯粹的欧拉方法时,当系统中包含多种介质即多个界面时,网格和物质的相对运动使处理对流效应困难.由于迁移项的影响,有限元方程中的系数矩阵是非对称的,可能得到振荡解,无法精确确定运动边界或者运动界面的位置.采用网格和材料相互脱离的任意拉格朗日-欧拉(arbitrary Lagrangian--Eulerian,ALE)方法,可以根据定义的参数在求解过程中适当调整位置,使得网格不致出现严重的畸变,在整个分析过程中保持比较良好的状态.然而ALE方法常需要做出不合理的假设,并且由于网格之间的变形协调,不能很好地模拟岩土下沉贯入问题中土体的冲剪破坏形态.耦合的欧拉-拉格朗日(coupled Eulerian--Lagrangian,CEL)分析方法结合了拉格朗日网格与欧拉网格的优点,可以有效地解决有关大变形和材料破坏等诸多问题,并且能够较好地模拟结构物下沉时土体的冲剪破坏.

本文总结了近几十年来对于岩土下沉贯入数值模拟的研究现状和发展动态,阐述各种数值模拟方法的相关原理、主要特征以及优缺点.随后简要介绍CEL有限元法的基本原理,通过不排水条件下的条形基础贯入问题和砂土中桩的静压下沉示例分析,表明CEL有限元法在模拟岩土贯入问题时计算结果的准确性和较其他模拟方法的优势.文中所阐述的岩土贯入分析数值模拟方法可供从事岩土贯入分析的相关学者借鉴参考.

1 拉格朗日方法和欧拉方法

1.1 参考坐标系

将连续介质在初始t0时刻的形状称为初始构型,记为ΩX,如图1所示.并引入拉格朗日坐标系(运动坐标系)OX1X2X3,则在该参考系下物质点P的位置矢量可表示为X=(X1,X2,X3),坐标Xi(i=1,2,3)称为物质坐标,表示质点P在物质坐标系的初始位置.拉格朗日描述是在初始构型ΩX的基础上来研究物质点X在空间坐标系中的运动规律,其数学表达式为x=x(X,t),描述了同一质点X在不同时刻的空间位置.

将连续介质在现时t时刻的形状称为现时构型,记为Ωx,如图1所示.并引入欧拉坐标系(空间坐标系)ox1x2x3,则在该参考系下,物质点P位于p处,其位置矢量可表示为x=(x1,x2,x3),坐标xi(i=1,2,3)称为空间坐标,表示质点P在空间坐标系中的现时位置.欧拉描述是在现时构型Ωx的基础上来研究空间点x处物质点的运动规律,其数学表达式为X=X(x,t),描述了同一空间点x在不同时刻被物质点占据的情况.

1.2 拉格朗日方法

一般来讲,在涉及到大变形的有限元分析中,绝大多数研究工作都采用拉格朗日(Lagrangian)或欧拉(Eulerian)描述方法.拉格朗日描述又称为物质描述,可分为完全拉格朗日(total Lagrangian)描述和修正拉格朗日(update Lagrangian)描述.在传统的拉格朗日分析中,连续体的移动是材料坐标与时间的函数,多用于固体结构的应力应变分析.此种分析方法计算网格固定在物体上随物体一起运动,即网格点与物质点在物体的变形过程中始终保持重合,因此物质点与网格点之间不存在相对运动(即迁移运动,也称对流运动).这大大简化了控制方程的求解过程,而且能准确描述物体的移动界面,并可跟踪质点的运动轨迹[1].

拉格朗日分析是一种依赖网格变形的计算方法,但是对于贯入等大变形问题时,物质的扭曲将导致计算网格的畸形,常会影响计算精度、造成收敛困难,导致计算终止或者引起严重的局部误差[2].De Borst等[3]应用小应变有限元模拟静力触探过程.Kiousis等[4]应用大应变有限元模拟黏土中静力触探试验过程.Voyiadjis等[5]基于Bathe[6]的方法,应用修正拉格朗日方法模拟非线性多孔介质中的静力触探过程.然而他们的分析中都出现了网格变形过大,导致病态的方程和负的积分点Jacobian行列式,导致迭代过程失败.

沉桩模拟的有限元分析首先由Carter等[7]提出.在研究中采用的土体模型有理想弹性和修正剑桥模型,将土体视作两相物质,应用Biot理论分析其固结过程.由于小孔从0扩张会造成计算中应变无穷大,所以小孔的扩张从初始半径a0扩张到2a0.由于只考虑平面应变问题,其有限元单元采用了环单元,用此方法可求解排水或不排水沉桩过程中及沉桩后任一时刻的桩周土压力及孔压.Chopra等[8],Baars等[9]采用孔扩张理论(cavity expansion method,CEM),即在计算模型中预留桩孔,忽略了桩本身而是在预留位置施加力载荷或者桩径大小的位移载荷以此模拟桩的下沉过程.这种方法的缺点在于此方法不能体现桩的下沉机理,并且不能考虑动力下沉特性.此后,Mabsout等[10]预设桩一定的初始埋入深度,并在桩上施加锤击载荷,以此模拟桩的动力下沉,但此方法只能计算出较小的桩下沉深度,并且不能较好地模拟土体的动力响应.Grabe等[11]和Cudmani等[12]利用一种桩土界面接触算法,通过重划分接触单元,成功处理接触面的大变形问题.

Sheng等[13,14]应用修正拉格朗日算法和大应变摩擦接触(large-strain frictional contact)模拟桩的贯入和竖向承载特性.计算结果显示,桩土接触面采用接触运动学模型可以完整模拟桩的下沉过程.计算得出的下沉过程中总抗力和离心试验结果吻合较好,但侧摩阻力有些偏差.同时文章也指出应用此种分析方法可能会遇到收敛性问题.此后Sheng等[15]提出桩土界面接触的硬化/软化塑性理论和误差控制算法的自动载荷施加方案,模拟桩在剑桥模型土体中的贯入问题.计算结果表明此种接触算法可以有效地模拟桩的连续贯入过程.

1.3 欧拉分析方法

在纯粹的欧拉分析中,连续体的移动是空间坐标和时间的函数,多用于流体力学的分析中.使用这种方法划分的网格和所分析的物质结构是相互独立的,网格在整个分析过程中始终保持最初的空间位置不动,有限元节点即为空间点,其所在空间的位置在整个分析过程始终是不变的,而材料在不变形的单元内流动.在欧拉单元中并不一定100%充满某种材料,很多情况下可能只有部分材料甚至是空的.因此,欧拉分析中的材料边界通常和单元边界并不一致,必须在每个增量步中进行计算.欧拉分析的优点在于,在分析中没有网格发生变形,其缺点是当系统中包含多种介质即多个界面时,网格和物质的相对运动使处理对流效应困难.由于迁移项的影响,有限元方程中的系数矩阵是非对称的,可能得到振荡解,无法精确确定运动边界或者运动界面的位置.最早采用欧拉方法模拟贯入问题的是van den Berg[16],这种方法成功地避免了网格的扭曲问题,但边界处的材料流动未知.应用纯粹的欧拉分析在岩土贯入问题分析中并不多见,常是拉格朗日法和欧拉法联合使用.

2 任意拉格朗日--欧拉方法

为了避免网格变形过大而导致的负积分点Jacobian行列式和收敛问题,一个有效的办法是采用网格和材料相互脱离的任意拉格朗日-欧拉(arbitrary Lagrangian-Eulerian,ALE)方法.这种方法兼具单纯的拉格朗日方法与欧拉方法的分析特征,在不改变网格的拓扑结构(单元和连接关系)的前提下,允许单元网格独立于材料移动.它的主要原理则是让网格脱离材料而流动,但与欧拉方法不同,比较明显的一个不同点就是,它的网格必须被一种材料充满,而且材料边界条件复杂.ALE网格自适应方法可以根据定义的参数在求解过程中适当调整位置,使得网格不致出现严重的畸变,在整个分析过程中保持比较良好的状态.

2.1 ALE力学描述模型

不同于拉格朗日和欧拉描述模型,ALE描述另外引进了一个独立于初始构型ΩX和现时构型Ωx的参考构型Ωξ.在物体的变形过程中,观察者始终跟随参考构形运动,因而对观察者而言,参考构形是固定不变的,而初始构形和现时构形则都相对于参考构形运动.为了确定参考构形中各参考点的位置,引入参考坐标系Oξ1ξ2ξ3.则在该参考系下,物质点P位于q处,其位置矢量可表示为ξ=(ξ1,ξ2,ξ3),坐标ξi(i=1,2,3)称为空间坐标,表示质点P在空间坐标系中的现时位置.

参考构形中各点的位置由其在参考坐标系中的位置矢量ξ确定,因此,ξ=ξ(X,t)描述了物质点X在参考坐标系中的运动规律,而x=x(ξ,t)则描述参考点ξ在空间中的运动规律.图1中,v和表示了在现时构形中物质点和参考点的运动速度.不难看出,当取时,ALE描述退化为传统的拉格朗日描述;当取时,ALE描述退化为欧拉描述.因此ALE描述是拉格朗日描述和欧拉描述的推广,而拉格朗日描述和欧拉描述是ALE描述的两个特例.

2.2 求解方法

ALE方法最初出现由Noh[17]以“coupled Eulerian--Lagrangian”概念提出,采用有限差分法用于二维流体动力学的计算,此后Hirt等[18]和Stein等[19]将此种方法扩展到三维流体力学分析中.最早在有限元程序中应用ALE方法的是Belytschko等[20],研究核安全分析中的流体-结构物相互作用.后来ALE方法被Liu等[21,22]、Gadala等[23,24,25]引入到有限元方法分析固体力学中.

由于ALE方法综合了纯拉格朗日和纯欧拉方法的特点,在一定程度上克服各自的缺点,一方面,尽管ALE方法计算精度不如纯拉格朗日方法,但它处理大变形能力比纯拉格朗日方法强;另一方面,与纯欧拉方法相比,尽管ALE方法处理大变形能力不如纯欧拉方法,但它在物质界面处理和计算精度方面有所提高,同时,计算区域比纯欧拉方法小,计算量相对较小.一个完整的ALE分析包括两个步骤:(1)建立一个新的网路;(2)将旧网格的解答及状态变化传输到新网格上.通过这种做法,网格与物质点之间是可以相互脱离的,因而即使网格发生了很大的扭曲变形,ALE方法也能在整个分析过程中保证高质量的网格[26].

对于ALE推导的控制方程,Benson[27]提出可以对网格位移和物质位移进行耦合求解,也可以基于算子分离(operator-split)技术进行求解.基于算子分离技术的ALE,包含拉格朗日分析步和欧拉分析步,先进行拉格朗日分析步,在每一步(对时间步长而言)或相隔若干步,将拉格朗日网格重新划分,把由于扭曲而显得畸形的网格换成尽可能规整的新网格.新网格的力学量根据旧网格上的力学量按照质量、动量、能量守恒的原则加以重新计算,然后在欧拉分析步求解,如图2所示.关于全部的ALE方法的描述,可见考虑文献[28].

2.3 接触问题的处理方法

由于几何非线性、材料非线性等因素的影响,大变形固体之间的接触问题是非常复杂和困难的研究课题之一.用有限元求解接触问题时,在界面上需设置分别属于各自物体的两个节点.为了准确满足界面相容条件和计算接触应力,不论两个物体是粘接还是相互滑移,在变形过程中节点对必须保持重合.在拉格朗日方法中,物体的接触区域在求解前是未知的,因此很难使接触区的节点对在变形过程中始终保持重合.为了求解接触问题,一般需要使用非常精密的网格,而且对有限滑移问题还需求解单边位移约束的最优化问题.在ALE方法中,物体的初始构形和现时构形都是需要求解的部分,可以很好地克服这个困难[1].

Haber等[29]采用ALE有限元法模拟了柔性结构的大变形接触问题,把位移分类为拉格朗日位移和欧拉位移,通过使接触面单元上结点对的拉格朗日位移相等而实现滑移边界相容条件,但切向的欧拉位移可以不同.这种方法后来被推广应用于准静态固体力学和弹性断裂力学[30].Liu等[31]介绍了界面单元法和摩擦力模型法两种处理界面摩擦问题的方法.界面单元法是在摩擦力作用区的接触面上插入额外的单元层,单元层中每一单元的刚度矩阵与屈服应力相关联.摩擦力模型法对接触面上的摩擦力引入摩擦力模型,摩擦力可由接触面上材料间的相对运动确定.

2.4 ALE有限元法贯入分析研究成果

在岩土工程大变形分析以及岩土下沉贯入领域中,ALE方法得到广泛的应用.Aubram等[32]阐述了基于算子分离技术基础ALE分析方法的基本原理,通过冲制压模、反压成型和桩的贯入模拟,说明ALE有限元分析方法与传统的拉格朗日分析方法相比,在处理大变形问题上的优势.Liyanapathirana[33]通过Abaqus/Explicit方法,采用ALE网格自适应法模拟应变率相关的应变软化黏土T-bar贯入问题.计算结果显示应变软化参数和比率参数的变化对T-bar因数具有显著影响,T-bar循环贯入拔出模拟显示T-bar可以获得软土的重塑抗剪强度和敏感度,并表明在第一次贯入拔出后,土体即可能发生软化.Nazem等[34]简要介绍了ALE方法的应用历史,并通过圆孔扩张、不排水条件下条形基础承载力以及圆管动力入土3个示例,分析基于算子分离的ALE方法与修正拉格朗日(update Lagrangian,UL)方法在处理大变形、惯性影响和接触力学机理的特性.计算结果显示出ALE方法在处理岩土工程大变形方面的高效准确性.Sheng等[35]应用ALE方法解决网格扭曲畸变的问题,并引入自动载荷施加方案和平滑接触离散技术,模拟桩的连续贯入.Senthilkumar等[36]应用ALE有限元分析法研究排水和不排水情况下海管的初始埋入深度及管土相互作用.在不排水情况下,通过海管的竖向载荷-位移特性与解析解进行对比,得出不同土体有效重度与土体隆起的关系;在排水情况下,分析海管不同下沉深度时,土体中孔压的变化规律.

需要指出,在应用ALE方法模拟桩或者锥形体下沉的过程中,为了避免在初始贯入时网格变形过大,常把桩等细长结构物预设一定的初设深度,并且为了模拟连续贯入,常使用zipper-type技术.zippertype技术即在桩尖设置极细的无摩擦刚性管,从而达到桩在贯入时与土平滑接触,更利于计算的收敛性,如图3所示.zipper-type技术首先被Mabsout等[10]提出应用在轴对称分析中,Cudmani[37]应用此技术模拟轴对称情况下的静力触探贯入过程.Mahutka等[38]模拟静压桩、震动沉桩和动力沉桩3种不同沉桩方式的结果.后通过Henke等[39]拓展到三维桩的贯入分析.不同截面尺寸桩的三维贯入分析见文献[40-41].此方法使桩的连续贯入模拟成为可能,但由于刚性管的存在,阻碍了桩底两侧土体的移动,影响了桩-土相互作用机理.

3 网格重划分技术

另一种避免网格畸变的方法是利用网格重划分技术,根据变形后的边界重新划分网格并插值应力变量.Peri´c等[42]阐述了这项技术的思路和理论,最初重划分网格技术广泛应用在金属成形和断裂问题上.Hu等[43,44]在传统小变形有限元基础上发展了一种简便高效的网格重划分和插值技术(remeshing and interpolation technique with small strain model,RITSS)以实现大变形分析.该方法实质上属于ALE范畴,它将小变形计算模型同全自动网格重划分和平面线性应力插值技术相结合,每进行一定步骤的小变形计算后,根据变形后的边界重新划分网格并插值应力变量,这样就避免了计算网格的进一步扭曲.近年来,RITSS方法在基础大变形分析中得到了成功的应用,包括:条形、圆形基础贯入问题[45,46,47],各种形状贯入仪静力触探问题(锥形[48],T形条[49],圆柱形和球形[50]等),纺锤形海洋平台基础贯入问题[51,52,53],吸力式沉箱承载力问题[54],锚板基础的拔出过程[55,56,57,58,59,60],等等.

RITSS大变形分析的主要过程如下:

(1)生成优化的初始网格;

(2)进行n步小变形计算;

(3)更新计算域边界;

(4)将旧网格中的应力变量和材料参数插值到新网格中;

(5)检查位移是否达到指定要求.如果是,中止计算,否则回到步骤(2)继续进行.

在每一次重划网格周期内要进行n步小变形计算,n步小变形计算的累积位移通常控制其小于单元最小边长的一半.

RITSS方法实际上是基于小变形有限元计算的,在每段小变形计算内,并没有考虑刚体转动对应力变化的影响.刚体转动同边界作用力相关,因此一定步长小变形计算后刚体转动导致边界载荷重新分配,这造成了计算域内部应力不平衡.但通过控制计算增量步长和重划分间隔,载荷-位移曲线在接下来的一两步小变形计算后又趋于平稳.实质上,RITSS方法将每次网格重划分后的计算作为一个新的边值问题对待,不考虑应变的连续性.经过这样的简化,RITSS方法不必对传统小变形有限元应力和应变列式进行修改,计算效率大大提高.

RITSS方法利用网格重划分和插值技术,在传统小变形有限元基础上实现大变形分析,可以较好地模拟岩土贯入等问题.但应用RITSS分析最主要的障碍在于需要依赖用户的专业网格重划分和插值程序,这大大限制了此方法的应用.

4 耦合的欧拉--拉格朗日方法

耦合的欧拉-拉格朗日(coupled Eulerian--Lagrangian,CEL)有限元分析方法结合了拉格朗日网格与欧拉网格的优点,采用欧拉网格中网格固定而材料可以在网格中自由流动的方式建立模型(如图4所示),有效地解决了有关大变形和材料破坏等诸多问题;同时,通过欧拉-拉格朗日的接触算法,利用拉格朗日网格得到结构准确的应力应变响应.

4.1 Noh的方法

耦合欧拉-拉格朗日分析方法最初由Noh[17]在二维空间中提出,随后其他学者把CEL方法推广应用到三维分析中.Noh应用CEL方法进行分析的原理如图5所示.假设在某一tn时间,拉格朗日域的位置及密度、应力等材料状态已知;并且拉格朗日域内部、边界处和外部的欧拉域子集已知,在下一时间tn+1的解分3个不同的阶段进行计算获得.在第1阶段,根据欧拉体材料中的应力,计算得出作用在拉格朗日域界面上的作用力,从而获得拉格朗日域的运动.在第2阶段,利用新位置处的拉格朗日域确定拉格朗日域外的欧拉域部分,同时需为欧拉域和拉格朗日域接触部位处形状不规则的欧拉网格建立离散方程.最后,通过解离散的欧拉方程得到新的应力,并在下一时间步中作用在拉格朗日域.

离散的欧拉方程通过格林公式(式(1))推导得出,并形成如图5中控制欧拉节点附近体积的守恒方程.利用相同的方法形成拉格朗日域接触面的任意多边形单元.对于接触面单元,单元边界处欧拉材料的速度与拉格朗日边界处的速度一致,小的欧拉单元合并到相邻单元从而避免时间步长限制.

Noh通过假定平面几何利用结构化欧拉网格.简化了接触面单元的离散欧拉方程.然而Noh的方法利用高斯散度定理(式(2))推广到三维计算时,定义和计算面积分时将会相当繁琐.同时Noh的方法也未明确惯性效应对计算的影响,即作用在拉格朗日域上力的附加质量,附加质量的影响将会增加作用在拉格朗日域上的有效作用力[61]

4.2 罚接触方法

Benson[62]阐述了与Noh相似的方法,即拉格朗日边界处的速度在欧拉计算中提供运动学约束,同时欧拉材料中的应力产生作用在拉格朗日域上的作用力.Olovsson[63]提出了另一种耦合方法,此方法与通用接触算法有许多相似之处.

Olovsson的方法示意图见图6.在时间步长tn的初始时刻,欧拉网格中的任一拉格朗日节点被标记出,利用前一时间步计算得出的界面作用力,计算拉格朗日域和欧拉材料的运动.在这一时间步结束时,计算出欧拉材料节点和拉格朗日节点的相对位移,并且计算出的罚力(界面上对应点之间的接触力)作用在拉格朗日和欧拉节点上.

作用在拉格朗日和欧拉节点上的罚力通过式(3)计算得出

式中,Fp为罚力,即界面上对应点之间的接触力;dp为罚位移;kp为罚刚度,其值与拉格朗日和欧拉介质材料特性有关.式(3)中的罚位移dp由正向及切向的相对位移矢量的分量计算得出.

式中,d为图6中所示的真实位移,n为拉格朗日面上节点的外法向量.只有当欧拉材料节点与拉格朗日节点发生相对压缩方向的运动时,才会产生界面接触力,即

Olovsson利用界面摩擦力计算罚位移,如式(7)所示

式中,uf为摩擦系数.

式(3)中的罚刚度代表惯性刚度

式中,∆t为时间步长,为拉格朗日质量和欧拉质量的最小值.

欧拉质量mE通过欧拉单元基函数进行计算,并在这一时间步结束时映射其节点质量值到拉格朗日节点位置处.拉格朗日质量mL即是拉格朗日节点质量.罚力的本质是增加了一个新的弹簧-质量系统.为避免时间步长的限制,罚刚度kp包含了一个小的乘子ε,如式(8)所示.Hallquist[64]建议对于LS-DYNA中的接触算法,ε取为4%,Olovsson[63]则建议ε取5%.

计算出罚刚度和位移后,罚力通过式(3)计算得出,并根据欧拉单元基函数确定作用在欧拉节点上的力

式中,FE,i为作用在欧拉单元节点上的力,Ni是第i步欧拉基函数,由这一时间步结束时拉格朗日节点的位置而确定,βi为权函数,通过每一欧拉节点质量mE,i确定.

所以,作用在欧拉节点上的力将随着节点质量为零而变为零,作用在拉格朗日节点上的力与作用在欧拉网格节点上的合力大小相等、方向相反.

在Olovsson方法中,作用在欧拉和拉格朗日节点上的力将会产生把欧拉材料“推离”拉格朗日表面的趋势.Olovsson的方法并没有严格强制欧拉材料不侵入到拉格朗日区域中.实际上,如果欧拉网格的大小远小于拉格朗日网格的大小,此时欧拉材料会“渗漏”过拉格朗日区域表面.这是因为在极小的欧拉网格中不会包含有拉格朗日节点,因此将不会受到拉格朗日节点的反作用力.有若干种方法可以解决这一问题,例如利用拉格朗日积分点位置代替节点位置;或者当拉格朗日网格远小于欧拉网格的大小,同样不会出现“渗漏”问题.

4.3 CEL有限元法贯入分析研究成果

在应用CEL有限元法模拟岩土下沉贯入分析中,Bessette等[65]利用CEL分析方法计算尖头型钢贯入两种不同性质岩体,得出的贯入深度和减速时程与试验值十分接近.Tho等[66]和Qiu等[67]通过Abaqus有限元软件,利用CEL分析方法对自升式平台桩靴贯入安装过程进行了模拟,通过与已有离心模型试验结果的对比(如图7所示),在一定程度上验证建立的CEL有限元模型的合理性.并表明基础连续贯入过程中承载力随贯入深度的变化规律与小变形计算得到的不同预埋深度下承载力与埋置深度关系曲线有较大差别.

Qiu等[68]应用CEL有限元方法,对条形基础承载力、静压桩的贯入和沉船问题进行模拟计算.首先对条形基础的承载力计算以及与有限元隐式分析、显式分析的比较,表明采用CEL分析方法可以更好地处理基础边缘塑性奇点区域土体的应力和变形.其次对静压桩的贯入模拟,采用CEL分析方法克服了其他模拟方法(如ALE方法)需事先设置桩贯入路径,并且不需要为了提高收敛性而预设一定的桩埋入深度,可以模拟桩的连续贯入.最后应用CEL方法对沉船产生的碰撞力和沉船深度进行有限元模拟.Yi等[69]通过Abaqus/Explicit提供的用户自定义材料VUMAT进行三维有效应力本构关系二次开发,利用CEL分析方法对自升式平台桩靴贯入安装过程产生的贯入阻力和超孔隙水压力进行模拟,计算结果与离心试验十分接近.

4.4 CEL法和ALE法的优缺点评述

为进一步说明和阐述CEL和ALE有限元方法在解决岩土大变形问题及下沉贯入分析中土体的破坏特点,通过CEL法和ALE法进行条形基础和桩基础两个下沉示例分析,从而比较这两种方法在分析此类问题中的优缺点.

示例一:对Nazem等[34]采用ALE有限元法对不排水条件下条形基础贯入问题进行计算,其中土体采用Tresca屈服准则,不排水抗剪强度su=1 k Pa,弹性模量E=100su,泊松比υ=0.49,计算区域为12×8B,由于基础与土体的刚度相差极大,条形基础简化为刚体.如Nazem等的计算条件,应用CEL有限元法,得出的归一化力(V/(Bsu))和归一化位移(w/B)的关系如图8所示,贯入过程土体变形如图9所示.采用CEL法和Nazem等的计算结果吻合较好.Nazem等的计算中,在贯入深度约为0.225B、归一化力V/(Bsu)约为6.25时计算终止,而采用CEL有限元法不会出现收敛性困难.

示例二:应用CEL方法,对Sheng等[35]利用ALE方法并引入自动载荷施加方案和平滑接触离散技术,模拟砂土中桩的连续贯入问题.在Sheng等的计算中,土体采用Mohr--Coulomb屈服准则,弹性模量E=104k Pa,泊松比υ=0.3,黏聚力c=1 k Pa,内摩擦角φ=30◦,剪胀角ψ=20◦,土体容重γ=20 k N/m3.桩的弹性模量E=1.0×108k Pa,泊松比υ=0.3.土体计算区域为2.4 m×4.8 m,桩的尺寸为0.4 m×3 m,桩尖角为60◦,桩土界面摩擦系数为0.01,桩贯入深度为2.5 m.

应用CEL有限元法模拟砂土中桩的静压贯入问题,土体分别采用Mohr--Coulomb屈服准则(简称M--C)和Drucker--Prager屈服准则(简称D--P),比较不同本构关系对计算结果的影响.D--P准则的材料常数α,k是由平面应变下与M-C准则的屈服极限相同的条件推导得出的[70],如式(13).两者的不同在于M--C准则的屈服曲线为六角锥面,D--P准则的屈服曲线为圆面如图10所示.

计算得出的桩抗力和归一化位移(贯入深度/桩半径)的关系以及土体变形情况如图11和图12所示,采用CEL有限元法和Sheng等[35]采用ALE有限元法的计算结果吻合较好.同时可以看出由于M--C准则与D--P准则屈服面的不同,两者的计算结果略有差别,但与Sheng等的计算结果都十分接近.

从以上两个CEL法和ALE法分析的对比示例可以看出:

(1)Nazem等采用的ALE有限元法模拟如条形基础等宽度较大的结构物贯入时,由于需要满足变形协调条件,土体的变形类似于“蜘蛛网”,随着基础的下沉网格不断“拉伸”,不能较好地模拟基础冲剪贯入的形态(如图9(d)所示).采用CEL有限元法模拟基础贯入时,可以较为明确地看出土体冲剪破坏形态,并且随着基础的下沉,出现土体回淤的情况,如图9(a)∼图9(c)所示.

(2)在应用ALE方法模拟桩下沉时,为了避免在初始贯入时网格变形过大,常把桩端模拟成锥形[35,41],并且为了模拟连续贯入,常使用zippertype技术,即在桩尖设置极细的无摩擦刚性管,从而达到桩在贯入时与土平滑的接触,更利于计算的收敛性[10,37].但做出这样的简化,在模拟桩下沉时会对桩-土相互作用机理产生影响.应用CEL有限元法无需对桩端截面进行修改,不需其他简化即可模拟桩的连续贯入.

(3)ALE方法进行岩土下沉贯入分析时,由于贯入物在下沉过程中,土体网格需要满足变形协调条件,使得计算过程中可能产生收敛困难的情况.而采用CEL方法进行下沉贯入分析时,可以有效地解决大变形和材料破坏等诸多问题,不会出现收敛性问题.

5 其他模拟方法及各方法的对比

5.1 其他数值模拟方法

此外对于岩土工程贯入分析,一些学者还采用计算流体动力学(computationalﬂuid dynamics,CFD)、离散元法(discrete element method,DEM)等方法.计算流体动力学(CFD)常用于模拟实际的流体流动情况,其基本原理是数值求解控制流体流动的微分方程,得出流体流动的流场在连续区域上的离散分布,从而近似模拟流体流动情况.

在岩土贯入领域并不常用,Raie等[71]应用CFD方法,视土体为Bingham黏性液体,预测鱼雷锚(torpedo-anchor)的贯入深度和土体抗力的关系,以及土-锚接触面之间正压力与剪应力的分布规律.计算结果与室内试验和原型贯入试验结果十分吻合.

DEM由Cundall[72]首次提出,其理论的发展及应用领域正不断扩大.离散单元法可以解决土壤整体大变形的问题,同时还可以解决颗粒与颗粒间的摩擦和剪切问题.Huang等[73]、Tanaka等[74]、Jiang等[75]利用DEM方法对圆锥贯入仪贯入土壤问题进行了研究.

5.2 各方法的对比

依据前文的分析,各种数值模拟方法的特点、计算精度及效率、实现难易程度等如表1所示.

6 结论及展望

岩土工程下沉贯入领域的数值分析,由于结构物贯入时网格变形过大而产生扭曲畸变等问题,常会造成收敛困难甚至计算结果失真.采用合适的数值方法分析此类问题颇具挑战性.传统的纯粹的拉格朗日方法模拟岩土贯入问题,常会出现网格变形过大,积分点的Jacobian行列式可能成为负值,从而使计算中止或者引起严重的局部误差.纯粹的欧拉分析可能导致数值扩散或者边界处的材料流动未知等问题,在岩土贯入问题数值分析中并不多见.

ALE方法综合了纯拉格朗日和纯欧拉方法的特点,在一定程度上克服各自的缺点.但应用ALE方法进行下沉贯入分析时,常常为了计算的收敛性做出一些假设、以及不能很好模拟土体“冲剪”破坏形态等问题,影响贯入物与土的相互作用机理.采用CFD和DEM的方法,需要把土体视为流体或者圆盘(圆球)单元,不能准确描述土体应力应变状态,限制了这两种方法在岩土下沉贯入模拟方面的应用.

以RITSS方法为代表的网格重划分和插值技术在基础大变形分析中得到了成功的应用.RITSS方法将小变形计算模型同全自动网格重划分和平面线性应力插值技术相结合,每进行一定步骤的小变形计算后,根据变形后的边界重新划分网格并插值应力变量,这样就避免了计算网格的进一步扭曲.此方法可以较好地模拟岩土贯入等问题.但应用RITSS分析最主要的障碍在于需要依赖用户的专业网格重划分和插值程序.CEL有限元分析方法结合了拉格朗日网格与欧拉网格的优点,采用欧拉网格中网格固定而材料可以在网格中自由流动的方式建立模型,有效解决了有关大变形和材料破坏等诸多问题.对自升式平台桩靴贯入安装过程模拟和桩的贯入模拟也取得了一些成果.并通过两个示例,阐述CEL有限元法在模拟岩土贯入问题时计算结果的准确性和较其他模拟方法的优势,且能够有效模拟下沉贯入分析中土体的冲剪破坏形态.

解决接触、网格扭曲畸变等问题是岩土工程下沉贯入领域数值研究中的难点,采用何种简单有效的计算方法是一个长期、艰巨的工作.在后续的工作中还有许多问题值得研究和探索.一是开发简单或者商业化的大变形界面接触算法、网格重划分和插值技术,使得此技术可为更多研究者所应用.例如Tian等[76]提出一种简便的网格重划分方法实现RITSS大变形分析,利用Abaqus自带的插值和重划分网格方法“mesh-to-mesh solution mapping”,通过编写Python程序,自动进行迭代计算,可以准确高效地模拟岩土贯入等问题.同时也指出,应用此方法关键在于如何利用Python程序捕捉关键节点的位置.

标准贯入篇4

关键词：农村公路,路基施工,质量控制,动态圆锥贯入检测,贯入比率

路基的施工质量在很大程度上影响了农村公路水泥混凝土路面的使用性能,特别是新旧路基的不均匀支撑,极易造成水泥混凝土路面的损坏。因此,控制农村公路的路基施工质量十分重要。但是依靠传统的灌砂法测路基压实度以及承载板测回弹模量效率较低,而核子密度仪和FWD价格较贵并且技术要求高,应用于农村公路的适用性差,所以本文引入动态圆锥贯入仪(DCP)进行农村公路的路基施工质量控制。

1 动态圆锥贯入仪工作原理及数据分析

动态圆锥贯入仪(DCP)的英文是Dynamic Cone Penetrometer,简称贯入仪。在20世纪60年代,为了进行南非的路面原位测试开发了动态圆锥贯入仪(DCP),最开始的DCP的圆锥头是30°;1982年,Kleyn在原有的DCP基础上进行开发,使用60°的圆锥头,这种设计后来被各国认同而逐渐推广。[1]

1.1 DCP工作原理及检测步骤

动态圆锥贯入仪结构如图1所示,主要包括以下几部分:手柄(带螺口)、8 kg的落锤(固定落距575 mm)、直径为16 mm的支撑钢杆和贯入杆(贯入杆长度1 000 mm)、圆盘(连接支撑钢杆和贯入杆以及截挡落锤)、圆锥头(锥头直径20 mm,锥角为60°,锥头可拆卸)、用来读取贯入深度的标尺(长1 000 mm)。其中标尺可以方便地读出每一锤锤击后圆锥头的贯入深度,或当圆锥头贯入到一定深度时,记下累计锤击的次数。

DCP现场检测通常需要3名技术人员,现场检测主要包括以下几个步骤[2]:

(1)检测人员在路基施工现场选定试验点位,组装DCP各部件,特别注意拧紧螺栓,以防发生危险。

(2)将新圆锥头连接到贯入杆上;将圆锥头对准要检测的土表面,同时确保贯入杆竖直,此时先测量下圆盘至土基顶面之间的高度并记录。

(3)1名技术人员握紧DCP上部手柄,另1名技术人员提起落锤到达圆杆顶部(确保每次自由落距统一为575 mm),随后松手放下重锤,使其自由落下锤击圆盘。

(4)每次锤击完成后第3名技术人员记录锤击的次数并量取贯入深度,也可以锤击到要求的贯入深度记录累计锤击次数。检测完成后,拔出贯入杆,完成1个点位的检测。

(5)现场检测过程中,如果圆锥头遇到较大石块无法贯入时,应舍去此点重新选点检测。

1.2 DCP数据分析

标准配置的DCP通常能够在1 000 mm的范围内连续检测,使用加长杆的甚至能够达到2 000 mm,但路基通常是分层铺筑的,各层位强度有所差异,DCP检测可以很容易分清楚各层次;路基分层铺筑的厚度一般为200～300 mm,因此DCP检测通常以每贯入300 mm的锤击数来反映路基的承载力,也可根据具体情况灵活设定贯入深度;锤击数越大则表明承载力越高。也可通过贯入比率PR定量评价路基的承载能力,AASHTO定义贯入比率PR为每锤击1下的贯入深度。计算公式如下:

undefined (1)

式中:ΔDP为贯入深度;ΔBN为相应贯入深度的锤击数[3]。

2 贯入比率PR与路基强度指标的关系研究

利用DCP实现路基压实控制与承载能力评定就首先要建立贯入比率PR与路基各项常规指标的关系,如CBR、E0。

2.1 贯入比率PR与加州承载比CBR的关系

尽管国内对于DCP的研究还较少,但是欧美及南非对DCP的研究已经较为成熟了,特别是贯入比率PR与加州承载比CBR的关系,已经拥有众多的经验拟合公式,目前国外常用的公式如下[4]:

CBR=424.6×PR-1.273 (2)

CBR=292×PR-1.12 (3)

CBR=405.3×PR1.259 (4)

其中式(4)还被写入了AASHTO规范,设贯入比率PR从4.0 mm/blow增加到8.0 mm/blow,CBR的变化曲线如图2所示。

通过上述3个经验拟合公式的比较可以发现,3种拟合公式差异不大,因此可以看出DCP得出的贯入比率PR与CBR有十分良好的相关性。这从理论上讲也是符合逻辑的,因为CBR测试和DCP测试同样都是贯入试验,差异主要存在于贯入体形状以及动静载的差别。所以我国引入DCP检测完全可以采用AASHTO规范的式(4)进行计算。

2.2 贯入比率PR与土基回弹模量E0关系

与此同时,本文依托东南大学室内试槽试验,在铺筑完成的路基上首先进行承载板试验测得土基回弹模量E0,然后再利用DCP贯入土基300 mm测得贯入比率PR,结果如表1所示。

根据表1中的数据,拟合承载板试验得到的路基回弹模量E0和DCP试验得到的贯入比率PR之间的相关关系,拟合曲线如图3所示。

由图3可以看出土基回弹模量与贯入比率PR具有较好的相关度,通过拟合公式用PR值反算土基回弹模量E0,最大误差出现在测量点位15,误差为8.12 MPa,平均误差为3.32 MPa,平均相对误差为4.23%。因此,农村公路路基施工用DCP评价路基承载能力是可行的。

2.3 贯入比率PR和土基压实度的关系

为了实现利用动态圆锥贯入仪DCP控制农村公路的路基施工,除了考虑土基强度指标CBR、土基回弹模量E0和PR值的关系外,还必须建立起土基压实度以及含水率对PR值的影响关系,以达到使用DCP快速控制农村公路路基施工质量的目的。

课题组在安徽省蚌埠市五河县调研时,在农村公路施工现场取回土样进行室内试验。由于取回的土样颗粒较小,并考虑农村公路土基压实的实际情况,根据《公路土工试验规程》(JTG E40—2007)室内土样击实试验选用轻型。击实筒选用直径15.2 cm的大筒是为了减少贯入试验时筒壁引起的围压,使得室内试验更接近于现场实际情况。为了得到不同的压实度和贯入比率的关系,将含水率设置为定值,通过击实试验得出最佳含水率为15.6%,因此,将5组试样的预加含水率统一设定为16%。

不同压实度是通过改变分层击实次数来实现的,本文分别采用19次、39次、59次、79次和99次进行击实,所得结果如图4、图5所示。

由图4可以看出,随着分层击实次数的增加,即单位体积的击实功不断增大的情况下,最佳含水率状态下土样的干密度不断增大,但是增加幅度逐渐减小。击实次数从19次增加到59次,干密度增加了0.310 g/cm3;而从59次增加到99次,干密度仅增加了0.049 g/cm3;因此,选择合适的压实工艺对于农村公路路基的施工十分重要,压实遍数过少,压实效果不理想;压实遍数过多,经济性就会变差。

同样含水率情况下,压实度和贯入比率PR值有着很好的相关性,压实度越高,相应的强度也越高,贯入剪切破坏的难度增加,PR值则会降低。由图5可以看出PR与压实度的相关性很高,利用DCP控制农村公路的土基压实是可行的。

3 结论

研究结果表明利用DCP快速控制农村公路路基施工质量是可行的,但是由于每一个工程土基填料的物理性质如液限、塑性指数等都不尽相同,很难给出一个公式对所有土基形式都适合,所以在利用DCP控制土基施工质量时,应首先针对具体实体工程拟合PR值与土基回弹模量或者压实度的关系曲线,再对现场施工质量进行检测控制。

同时,DCP可以在不需要拟合与其它路基指标之间关系的情况下进行路基均匀支撑评定,对于减少路基施工的薄弱点以及出现不均匀支撑的可能提供帮助。

参考文献

[1]Shie-Shin Wu.DCP for Low Volume Road Design/construc-tion[C]∥Plan,Build,and Manage Transportation Infra-structures in China Congress2007(ISSTP).

[2]郭涛,何淼.动力锥贯入仪DCP在路基拼接中的应用研究[J].道路工程,2009,02(50):114-116.

[3]杨博.应用DCP快速检测土基压实质量研究[D].长沙:长沙理工大学,2010.

标准贯入篇5

单轴贯人试验就是一种满足这种要求的试验方法。一般来说, 单轴贯入试验有两种特点, 在试件内部, 剪应力的分布与在实际路面的车轮荷载下的剪应力分布基本一致。由于压头直径大大小于试件的直径, 在加载过程中周围的材料将形成对压头下圆柱体的侧向约束, 侧向约束的大小与沥青的性能和混合料的性能密切相关。在这个过程中, 竖向压力是主动的, 侧向压力是被动的, 竖向压力不同侧向约束也不同, 这个过程与实际路面相同。

试件直径×高度=150×100 mm, 底端竖直方向固定, 试件四周受侧向限制作用, 经计算, 得其中心点处各应力沿试件高度方向和径向的应力路径, 之所以采用压头直径为28.5 mm, 是因为在该尺寸下, 试件内部的应力值和道路上在实测轮载作用下的应力值最为接近, 且较常用面层混合料的集料尺寸大1.5倍以上。

目前, 关于沥青混合料的单轴贯入试验还停留在传统试验阶段, 这就使得一个项目或者课题中, 完成沥青混合料单轴贯入试验需要大量的重复劳动, 而且在试验中由于种种原因有时会导致试验数据的分布离散, 不能准确反应试件的性能和材料真实的结果。在这种情况下, 科研人员研究并运用PFC3D软件建立试验模型, 模拟传统单轴贯入实验, 并得到相近的试验数据, 并将计算机模拟的结果与实际实验结果对比, 确保实验结果真实可信。

二、PFC3D软件简介

PFC (Particle Flow Code) 是利用显式差分算法和离散元理论开发的微、细观力学程序, 它是从介质的基本粒子结构的角度考虑介质的基本力学特性, 并认为给定介质在不同应力条件下的基本特性主要取决于粒子之间接触状态的变化, 适用研究粒状集合体的破裂和破裂发展问题, 以及颗粒的流动 (大位移) 问题。

三、模拟条件

本文将应用PFC 3D离散元计算软件来模拟沥青混合料的单轴贯入试验, 试验条件如下。

(1) 沥青混合料类型:AC16;

(2) 试件尺寸:按照标准马歇尔试件尺寸, 直径101.6 mm, 高度63.5 mm;

(3) 压头形式:圆形;

(4) 压头尺寸:30 mm;

(5) 侧限:有;

(6) 材料参数:颗粒间刚度kn=ks=1e8;强度nstren=sstren=500;摩擦系数fric=0.8。

考虑到沥青路面的上面层、中面层和下面层是分开铺装, 虽然在铺装过程中层间设有联接层, 但不是一次成型, 路面使用过程中会存在一定的缺陷。64 mm与上面层和中面层的厚度相似, 符合路面实际受力情况, 故选用该尺寸的标准马歇尔试件。除此之外, 沥青混合料中的沥青、矿粉以及纤维材料等作为沥青胶浆为骨架颗粒提供粘结作用, 本次数值模拟采用接触粘结模型以及滑动模型。接触粘结模型认为两个球体颗粒之间的接触为点接触, 可把接触力分为带有法向和切向两个方向的刚度。这种模型只能传递力而不能传递力矩。接触粘结和滑动粘结不能同时存在。

四、建模过程

在采用PFC3D建模过程中, 我们假设颗粒全部为球形刚性体, 接触只发生在很小的范围内, 即点接触。接触为柔性接触, 即在接触处允许有一定的重叠, 重叠量的大小由接触力的大小决定, 与颗粒尺寸相比可以忽略。调用PFC3D中的WALL命令生成一个半径为R0, 高度为H的圆柱形墙体, 其上下底面圆心坐标分别为 (X0, Y0, Z0+H) 和 (X0, Y0, Z0) , 以此达到对颗粒集合体的轴向或者周向压缩。墙体之间不会产生接触力。因此在PFC3D中存在两种接触类型:颗粒—颗粒接触和颗粒—墙体接触。在试验中要求圆柱体墙面单元的刚度足够大, 不易产生变形。设每档集料的半径范围Rmin

(1) 首先生成一个球形颗粒, 然后检查该球体是否完全位于该圆柱体范围之内。如果球颗粒满足上述条件, 则继续生成下一个颗粒;若不满足, 则将该颗粒删除。

(2) 建立一个数据链并随时更新。若发生嵌入现象, 则将该颗粒及其相关数据一并删除;重复之前的步骤生成新的颗粒。若生成球体颗粒的尝试次数达到一定的数量, 则认为该空间内已无法再加入新的颗粒, 随即保存相关数据。

此时生成的球形颗粒排列较为松散, 因此, 我们采用压缩成型法来提高颗粒排列的密度。现在模型顶部墙体上施加一定的速度, 使得墙体自上而下运动, 在墙体移动的过程中会推动一些颗粒向下移动。在压缩过程中, 墙体的速度不宜过大, 否则会导致结果与实际情况不符。同时还需要实时监测球体颗粒对上底墙和下底墙的作用力Ft和Fd的比值, 理论上当Ft/Fd=1时可认为颗粒被压缩密实, 但此时会模型内部会产生较大的内应力。之后撤除该速度, 使球体颗粒能充分调整相互之间的位置, 以消除颗粒间的不平衡力, 当不平衡力趋于平衡时模型压缩成型完成。最终得到底面直径为101.6 mm, 高为64 mm的标准马歇尔试件模型。

五、数据分析

模型建好之后, 采用直径为60 mm的圆柱形压头对马歇尔试件加压。利用PFC3D-crack调用实验模拟程序, 得到马歇尔试件的单轴贯入试验的轴向应力—应变曲线。

由此可知, AC-16沥青混凝土在直径60 mm的压头作用下进行单轴贯入试验, AC-16沥青混凝土在60mm直径压头作用下的单轴贯入试验, 试件所能承受的最大轴向应力为:

最大压力为:

试件轴向应变为:

试件的轴向位移为:

由于是在有侧限的条件下进行的试验, 因此试件的径向位移为0。

六、结语

本次实验在标准马歇尔试件上对有无侧线, 不同压头尺寸的情况下, 试件破坏的情况进行了详细的建模和分析。利用在PFC 3D软件下模拟的结果, 可以对实验结果进行对比分析, 得到沥青混合料的断裂过程和剪切强度的变化, 从而分析结构的破坏过程, 得到提高沥青混合料强度的有效方法, 并在实际工程中使用, 检验试验结果的准确性, 具有很好的科研价值和经济效益。

参考文献

[1]刘玉.沥青混合料习惯结构模型的离散元数值分析[D].郑州:河南工业大学, 2005.

[2]鲍飞剑.沥青混合料抗剪强度影响因素的试验研究[J].科技信息, 2011.

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