单向与多层互剪搅拌桩性能模型试验对比研究

葛春巍; 刘钟; 兰伟; 杨宁晔; 文磊; 周洁

doi:10.11779/CJGE20230791

单向与多层互剪搅拌桩性能模型试验对比研究 English Version

葛春巍^{1, 2,},
刘钟^{1, 2, 3, ,},
兰伟^{1, 2},
杨宁晔^{1, 2},
文磊^{1, 2},
周洁^{4, 5}

1.
浙江坤德创新岩土工程有限公司, 浙江宁波 315100
2.
坤德智慧岩土技术研究院, 浙江宁波 315100
3.
中冶集团中冶建筑研究总院有限公司, 北京 100088
4.
同济大学地下建筑与工程系, 上海 200092
5.
同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室, 上海 200092

基金项目:

宁波市高新区重大科技专项 2023CX050004

详细信息

作者简介:
葛春巍(1988—)，男，博士，工程师，主要从事地基处理装备研发及工艺工法研究。Email: gexxx063@alum.mit.edu

通讯作者:
刘钟, E-mail: zzliu8@163.com

中图分类号: TU443
计量
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出版历程
- 收稿日期: 2023-08-15
- 网络出版日期: 2024-03-24
- 刊出日期: 2024-10-31

Model tests on performances of DSM and CS-DSM piles

GE Chunwei^{1, 2,},
LIU Zhong^{1, 2, 3, ,},
LAN Wei^{1, 2},
YANG Ningye^{1, 2},
WEN Lei^{1, 2},
ZHOU Jie^{4, 5}

1.
ZheJiang Kunde Innovate Geotechnical Engineering Co., Ltd., Ningbo 315100, China
2.
Kunde Research Institute of Intelligent Geotechnical Technology, Ningbo 315100, China
3.
Central Research Institute of Building and Construction, MCC Group, Beijing 100088, China
4.
Department of Geotechnical Engineering, College of Civil Engineering, Tongji University, Shanghai 200092, China
5.
Key Laboratory of Geotechnical and Underground Engineering (Tongji University), Ministry of Education, Shanghai 200092, China

摘要

摘要: 利用自研单向与多层互剪搅拌桩模型钻机，对传统DSM桩与新型CS-DSM桩的工艺因素及成桩质量进行了模型试验对比研究，探索了水泥掺量和单位桩长搅拌次数T对两类搅拌桩成桩均匀性与桩身强度的影响。试验结果证实CS-DSM桩的表观均匀性和桩身连续性明显好于DSM桩，在T值相同条件下，两者平均桩身强度比R_s为1.41~6.4，且R_s随着搅拌次数T增加而呈指数趋势降低，24组模型试验结果还揭示出DSM桩与CS-DSM桩在UCS-T之间的本质联系。提出的DSM桩与CS-DSM桩的T值和UCS值的计算方法，可以指导搅拌桩施工参数合理选取以实现桩身设计强度目标。通过DSM工法与CS-DSM工法的试验对比研究获得的两类桩的桩身质量差异性结果，能够为高质量的CS-DSM桩工艺控制原则和质量保障体系提供试验依据。
- 搅拌桩 /
- 多层互剪搅拌桩 /
- CS-DSM工法 /
- 搅拌次数 /
- 桩身均匀性和抗压强度
Abstract: Using the small-scale model rig, a comparative experimental study is conducted to investigate the process control and quality control in the deep soil mixing (DSM) method and contra-rotational shear deep soil mixing (CS-DSM) method. The research emphasis is placed on the effects of cement content, blade rotation number T on the uniformity and unconfined compression strength (UCS) of mixing piles. A notably improved uniformity and continuity of the CS-DSM piles over the DSM piles is confirmed by the test results. The strength ratio R_s ranges from 1.41 to 6.4, and it shows an exponential decrease with the increasing T. Furthermore, the results from 24 model piles provide insights into the fundamental relationship and distinctions between UCS and T. On this basis, the construction parameters can be optimized to ensure the target design strength for both types of piles. The model test results clearly demonstrate the differences in the construction quality between the DSM method and the CS-DSM method. The technical basis established in this study serves as a cornerstone for the process control and quality assurance in installing high-quality CS-DSM piles.
- DSM pile /
- CS-DSM pile /
- CS-DSM method /
- blade rotation number /
- pile uniformity and strength

HTML全文

0. 引言

随着经济建设的快速发展，交通运输、建筑施工等人类活动以及地震动引起的振动和噪声问题日益凸显，这些活动所产生的环境振动将对居民生活质量、建筑及精密仪器的保护造成持续不断的负面影响。为减弱有害环境振动，研究人员对各种减、隔振措施展开了大量研究，周期排桩结构的带隙特性也是隔振领域的重点问题。

1970年Richat首次提出了单排或多排薄壁衬砌的圆柱形孔作为屏障的概念^[1]。Kattis等^[2]采用了频域边界单元法对桩列和孔列在竖向简谐荷载的隔振效果进行了三维研究，但由于三维计算模型单元数目巨大，计算时间较长。孟庆娟等^[3]基于周期理论和COMSOL PDE有限元法，讨论了桩土参数对带隙的影响，结果表明有限元可较好地应用于周期结构的带隙计算。巴振宁等^[4]基于平面波入射下周期分布散射体周围波场的周期分布特性，提出一种新型弹性波解析方法，提高精度的同时显著降低了求解时间。Zheng等^[5]采用有限元方法探讨了隔离桩控制深基坑邻近隧道位移的有效性和作用机理。研究了桩基位置、桩深和桩长等影响因素，得出深埋桩比浅埋桩拥有更好的变形控制效果。

周期排桩减振是一种复杂组合结构的自由振动问题，能量法（如Rayleigh-Ritz法^[6-7]）可将求解微分方程边值问题转化为泛函极值问题，在求解结构耦合系统时能提供较大的帮助^[8-13]，近年来也被引入到周期结构带隙计算中^[14-15]。

关于排桩减振的研究以有限元法建模分析为主，其计算功能强大，能够模拟多种复杂工况，但在模拟桩土及建筑结构的相互作用时，为了获得精确的计算结果，单元网格划分需很细、模型离散区域需很大，且需引入人工边界条件，常导致模型单元数量非常庞大，自由度数万乃至上百万，计算成本很高。有部分学者利用传统能量法分析周期性排桩结构带隙，但存在以下问题：①能量法需要基于Bloch定理构造满足周期性边界的位移场型函数，从数学角度而言，型函数的周期性重构难度较大^[16]，而且不同型函数的构造方式不一定相同；②能量法通常将结构胞元放置统一坐标系进行处理，但桩与土之间材料性质相差巨大，波形拟合较为困难，投入截止项数较大，甚至出现计算结果不收敛的情况；③重构以后的位移场型函数包含波数，这会导致涉及型函数的结构的质量和刚度矩阵中含有波数，在计算带隙时，结构的质量和刚度矩阵需随着波数的变化进行反复计算，随着结构质量和刚度矩阵维度的增大，或者扫描波数点数的增多，计算成本也会随之增大。

鉴于此，本文基于传统能量法，使用区域分解的思想，克服桩土参数畸变问题，将型函数与周期边界条件分离，再利用零空间技术处理边界约束，克服型函数构造中的边界依赖问题，计算效率大幅提高，实现对周期性排桩减振特性的高效准确求解。

1. 基于区域分解的周期排桩带隙计算方法

1.1 问题陈述

本节对引言中提到的传统能量法计算周期性排桩结构带隙时存在的问题进行具体阐述。已有研究表明，对于周期排桩结构而言，三维模型的频率响应曲线变化趋势与二维模型基本一致，采用二维平面应变模型能够有效分析排桩的减振效果^[17]，因此，在本研究中，假设弹性波在垂直于桩的x-y平面内传播，并且桩在z方向上是无限的。

根据周期结构理论，周期排桩可由某一根单桩通过周期性和对称性的拓扑变化获得，故计算时仅需以某一单桩为基本单元，并对其施加周期边界进行研究。对于图 1所示的周期性排桩结构，取出单个胞元进行分析，其中，a为1/2的周期长度，r为桩体半径，u，v分别为胞元x方向和y方向两个位移分量，平面内位移u可以表示为基函数 ${f_i}(x, y)$ 和一个未知的权重系数 ${d_i}(t)$ 的组合， ${\boldsymbol{f}} = {\boldsymbol{\varphi }} \otimes {\boldsymbol{\psi }}$ ，符号 $\otimes$ 表示克罗内克积，则有

$\left. \begin{array}{l}u(x, y, t)={\displaystyle \sum _{i}{d}_{i}(t){f}_{i}(x, y)=\boldsymbol{d}^{\text{ T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{ T}}\boldsymbol{d}\text{ }\text{，}}\\ \left\{ \begin{array}{l} \boldsymbol{\phi} ={\left[{\phi }_{1}(x), {\phi }_{2}(x), \cdots , {\phi }_{i}(x), \cdots , {\phi }_{m}(x)\right]}^{\text{ T}}\text{ }\text{，}\\ \boldsymbol{\psi }={\left[{\psi }_{1}(y), {\psi }_{2}(y), \cdots , {\psi }_{i}(y), \cdots , {\psi }_{n}(y)\right]}^{\text{ T}}\text{ }。\end{array} \right.\end{array} \right\}$

(1)

图 1 周期性排桩自由振动模型

Figure 1. Free vibration model for periodic row piles

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式中： ${d_i}(t)$ 可以表示为 ${d_i} = {{\boldsymbol{\bar A}}_i}{{\text{e}}^{{\text{i}}\omega t}}$ 。

根据Bloch定理，周期单元在x，y方向上的位移需满足Bloch周期性边界条件，即

$\left. \begin{array}{l}f(-a, y)=f(a, y){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}2a}\text{ }\text{，}\\ f(x, -a)=f(x, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}2a}\text{ }。\end{array} \right\}$

(2)

式中：k_x，k_y为沿着x，y方向的波数。

方程式（2）要求式（1）中的型函数 ${f_i}(x, y)$ 满足Bloch-Floquet周期性条件。从数学角度而言，型函数的重构过程具有相当大的难度，尤其是对于桩土参数差异性大的周期性结构，且不同型函数构造方式不一定相同，这给利用传统能量法求解周期性排桩结构振动带隙问题带来了困难。

1.2 区域分解建模

为了克服桩土参数畸变问题，利用区域分解法，将计算域分解为桩、土两个子域，分别计算后再进行综合求解，如图 2所示。

图 2 桩、土独立坐标系

Figure 2. Independent coordinate systems of pile and soil

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对于土体和桩均有 $u(x, y, t)$ ， $v(x, y, t)$ 两个位移分量。根据胞量法，土体与桩的位移可以写成

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 1}(t){f}_{i}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\boldsymbol{d}_{1}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{1}\text{ }\text{，}}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 2}(t){f}_{i}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\boldsymbol{d}_{2}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{2}\text{ }\text{，}}\end{array} \right\}$

(3)

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{p}}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 3}(t){f}_{i}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\boldsymbol{d}_{3}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{3}\text{，}}\\ {v}_{\text{p}}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}}, t)={\displaystyle \sum _{j}{d}_{j, 4}(t){f}_{i}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\boldsymbol{d}_{4}^{\text{T}}\boldsymbol{f}=\boldsymbol{f}^{\text{T}}\boldsymbol{d}_{4}。}\end{array} \right\}$

(4)

式中： ${u_{\text{s}}}$ ， ${v_{\text{s}}}$ 为土体分别在x，y方向上的位移； ${u_{\text{p}}}$ ， ${v_{\text{p}}}$ 为桩分别在x，y方向上的位移；f，g分别为土体和桩坐标系中的基函数。

对于土体周期单元，其动能和应变能可表示如下：

$\left. \begin{array}{l}{E}_{\text{k}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\sigma }_{\text{s}}{\varepsilon }_{\text{s}}\text{d}s=\frac{1}{2}}\boldsymbol{b}^{\text{H}}\boldsymbol{K}_{\text{k}}\boldsymbol{b}\text{ }\text{，}\\ {U}_{\text{k}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\rho }_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})({u}_{\text{s}}^{2}+{v}_{\text{s}}^{2})\text{d}s=\frac{1}{2}}\boldsymbol{\dot{b}}^{\text{H}}\boldsymbol{M}_{\text{k}}\boldsymbol{\dot{b}}。\end{array} \right\}$

(5)

对于桩体周期单元，其动能和应变能可表示如下：

$\left. \begin{array}{l}{E}_{\text{c}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\sigma }_{\text{p}}{\varepsilon }_{\text{p}}\text{d}p=\frac{1}{2}}\boldsymbol{b}^{\text{H}}{K}_{\text{c}}\boldsymbol{b}\text{，}\\ {U}_{\text{c}}=\frac{1}{2}{\displaystyle \underset{\omega }{\iint }{\rho }_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})({u}_{\text{p}}^{2}+{v}_{\text{p}}^{2})\text{d}p=\frac{1}{2}}\boldsymbol{\dot{b}}^{\text{H}}\boldsymbol{M}_{\text{c}}\boldsymbol{\dot{b}}。\end{array} \right\}$

(6)

式中： ${{\boldsymbol{b}}^{\text{H}}} = \left[ {{\boldsymbol{d}}_1^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_2^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_3^{\text{H}}, {\boldsymbol{d}}_4^H} \right]$ ，上标H为共轭转置； ${\boldsymbol{\dot b}^{\text{H}}}$ 为对 ${\boldsymbol{b}^{\text{H}}}$ 时间的导数； $\rho$ 为材料密度；E为材料弹性模量。对于土体周期单元，有

$\left. \begin{array}{l}{\rho }_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\left\{ \begin{array}{l}{\rho }_{\text{s}}, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}\ge r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}＜r\end{array} \right.\text{ }\text{，}\\ {E}_{1}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})=\left\{ \begin{array}{l}{E}_{\text{s}}, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}\ge r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{s}}^{2}+{y}_{\text{s}}^{2}}＜r\end{array} \right.\text{ }。\end{array} \right\}$

(7)

对于桩体周期单元，有

$\left. \begin{array}{l}{\rho }_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\left\{ \begin{array}{l}{\rho }_{\text{p}}, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}\le r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}＜r\end{array} \right.\text{ }\text{，}\\ {E}_{2}({x}_{\text{p}}, {y}_{\text{p}})=\left\{ \begin{array}{l}{E}_{\text{p}}, \sqrt{{x}_{p}^{2}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}\le r\\ 0, \sqrt{{x}_{\text{p}}^{\text{2}}+{y}_{\text{p}}^{\text{2}}}＜r\end{array} \right.\text{ }。\end{array} \right\}$

(8)

1.3 边界条件

单周期的总能量泛函可以表示为

$\begin{align} \Pi &= U - T = {U_{\text{k}}} + {U_{\text{c}}} - {E_{\text{k}}} - {E_{\text{c}}} \\& = \frac{1}{2}{\boldsymbol{\dot b}^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})\boldsymbol{\dot b} - \frac{1}{2}{\boldsymbol{b}^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})\boldsymbol{b} 。 \end{align}$

(9)

此时，b， $\boldsymbol{\dot b}$ 因边界条件存在，含有线性相关系数，无法变分，结合前述定义的与时间相关未知向量 ${\boldsymbol{d}_j}$ ，对周期边界条件进行处理得

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}(-a, {y}_{\text{s}})-{u}_{\text{s}}(a, {y}_{\text{s}}){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}(-a, {y}_{\text{s}})-{v}_{\text{s}}(a, {y}_{\text{s}}){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{x}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, -a)-{u}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}(2a)}=0\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, -a)-{v}_{\text{s}}({x}_{\text{s}}, a){\text{e}}^{-\text{i}{k}_{y}(2a)}=0\text{ }。\end{array} \right\}$

(10)

令 ${{\text{e}}^{ - {\text{i}}{k_x}(2a)}} = \lambda x$ ， ${{\text{e}}^{ - {\text{i}}{k_y}(2a)}} = \lambda y$ ，其中k_x，k_y分别为x，y方向的波数，将上式以矩阵形式表达为

$\left[\begin{array}{cc} {\left[f\left(-a, y_{\mathrm{s}}\right)-f\left(a, y_{\mathrm{s}}\right) \lambda x\right]^{\mathrm{H}}} & 0 \\ 0 & \left.f\left(-a, y_{\mathrm{s}}\right)-f\left(a, y_{\mathrm{s}}\right) \lambda x\right]^{\mathrm{H}} \\ \left.f\left(x_{\mathrm{s}},-a\right)-f\left(x_{\mathrm{s}}, a\right) \lambda y\right]^{\mathrm{H}} & 0 \\ 0 & \left.f\left(x_{\mathrm{s}},-a\right)-f\left(x_{\mathrm{s}}, a\right) \lambda y\right]^{\mathrm{H}} \end{array}\right] \boldsymbol{b}=\mathbf{0},$

(11)

即 $\boldsymbol{Gb} = {\text{0}}$ 。

对于桩土接触界面，设其在两个坐标系中的横坐标为x_r，其纵坐标为y_r，且 $x_r^2 + y_r^2 = {r^2}$ 。在本研究中，假设桩与土体之间为固结，即

$\left. \begin{array}{l}{u}_{\text{s}}({x}_{r}, {y}_{r})={u}_{\text{p}}({x}_{r}, {y}_{r})\text{ }\text{，}\\ {v}_{\text{s}}({x}_{r}, {y}_{r})={v}_{\text{p}}({x}_{r}, {y}_{r})\text{ }。\end{array} \right\}$

(12)

将式（12）以矩阵形式表达，即

$\left[\begin{array}{cccc} {\left[f\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 & {\left[-g\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 \\ 0 & {\left[f\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} & 0 & {\left[-g\left(x_r, y_r\right)\right]^{\mathrm{H}}} \end{array}\right] \boldsymbol{b}=0,$

(13)

即 $\boldsymbol{Hb} = {\text{0}}$ 。

1.4 零空间技术求解

总的约束条件矩阵J=[G；H]，其中“；”表示为矩阵列项排列，则有Jb=0，求解关键在于需要找到一组满足所有约束条件的允许函数，采用惩罚函数或拉格朗日乘子法等常规方法处理涉及到结果收敛性问题，均较为复杂。Deng等^[18]提出一种新型零空间计算方法（NSM），其核心思想是从约束条件开始计算零空间基本解，然后假设系统的特征方程可由这些基本解的线性叠加组成，因此最终特征频率的解将同时满足运动方程和约束条件，通过此方法不需要原始的容许函数来满足约束条件。利用零空间处理得

$\boldsymbol{Z}=\text{null}(\boldsymbol{J}) 。$

(14)

式中：Z为Jb=0的基础解系组成的集合，b可以表示为b=Zd，d为基础解系的未知系数列向量，它们之间线性无关，则桩土单元总能量泛函可以表示为

$\begin{align}\boldsymbol{\varPi} = &\frac{1}{2}{(\boldsymbol{Z\dot d})^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})(\boldsymbol{Z\dot d}) - \\& \frac{1}{2}{(\boldsymbol{Zd})^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})(\boldsymbol{Zd}) 。 \end{align}$

(15)

结合Eular-Lagrange方程 $\frac{\partial }{{\partial t}}\left( {\frac{{\partial {\Pi }}}{{\partial \boldsymbol{\dot d}}}} \right) - \left( {\frac{{\partial {\Pi }}}{{\partial \boldsymbol{d}}}} \right) = 0$ ，桩土周期结构的运动方程可以改写为

$\left\{ {{\boldsymbol{Z}^{\text{H}}}({\boldsymbol{K}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{K}_{\text{c}}})\boldsymbol{Z} - {\omega ^2}[{\boldsymbol{Z}^{\text{H}}}({\boldsymbol{M}_{\text{k}}} + {\boldsymbol{M}_{\text{c}}})Z]} \right\}\boldsymbol{d} = {\text{0}} 。$

(16)

式中：ω为周期排桩结构的频率。

由于周期排桩结构的几何对称性，Bloch波矢仅需在第一不可约布里渊区中取值，即可代表所有的Bloch波矢。通过Matlab编程扫描第一布里渊区（First Brillouin Zone） ${k_x} \times {k_y} = \left[ {0, \frac{{\text{π }}}{{2a}}} \right] \times \left[ {0, \frac{{\text{π }}}{{2a}}} \right]$ 的波数，可以得到波矢量与频率的对应关系，绘制周期排桩结构的振动频散曲线。

2. 数值分析

2.1 收敛性分析

求解过程中，型函数 ${f_i}(x, y)$ 的个数i在很大程度上影响了计算结果的准确性，需要对i取值进行收敛性分析。桩的周期长度和半径分别取a=2 m，r=0.65 m，桩土材料参数如所示，其中μ为材料泊松比，计算了单相土中周期实心排桩的频散曲线，从频散曲线中随机选取3条曲线波数位于 ${k_x} = {k_y} = {\text{π }}/a$ 处的频率为研究对象，其结果如图 3所示。

表 1 桩土材料参数

Table 1. Parameters of pile-soil materials

材料	ρ/(kg·m^-3)	E/Pa	$\mu$
土	1900	2×10⁷	0.35
混凝土	2500	3×10¹⁰	0.20

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图 3 型函数个数取值收敛性分析

Figure 3. Convergence analysis of number of shape functions

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当型函数 ${f_i}(x, y)$ 取12以上时，得到的波模态频率值已经趋于稳定，基本不再变化，认为结果已收敛于周期性边界。

2.2 准确性分析

为验证提出方法计算周期排桩结构带隙的准确性，首先计算了单相土中周期实心排桩的频散曲线，并与传统周期理论的平面波展开法计算结果^[19]及COMSOL有限元计算结果进行了对比。桩的周期长度和半径分别取a=2 m，r=0.65 m，桩土材料参数见表 1，得到周期排桩的频散关系曲线（见图 4）。

图 4 正方形周期排桩结构频散曲线

Figure 4. Dispersion curves of square periodic row pile structures

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从图 4可以看出，三者结果符合良好。当频率落在A区域时，在任何传播方向上均没有对应矢量K的实波数，也就是说，在该频率范围内不存在任何传播波模态，即为完全带隙。此外，当频率落在B区域时，在ΓX方向上没有对应矢量K的实波数，称为方向带隙。带隙下边界对应频率称为起始频率（lower bound frequency，简称LBF），上边界对应频率称为截止频率upper bound frequency，简称UBF），带隙所包含的频率段称为带隙宽度（width of attenuation zone，简称WAZ），通过分析带隙特性，可以有效的评估周期排桩结构的减振性能。

除前文提到的正方形类型，常见周期排桩还有六边形单元类型，如图 5所示，r为桩体半径，a为周期长度。

图 5 六边形周期排桩

Figure 5. Hexagonal periodic row piles

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对于图 5所示的六边形周期性排桩，有

$\begin{array}{l}{\rho }_{土}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})\\ =\left\{ \begin{array}{l}\text{if }{\left(\pm \frac{\sqrt{3}}{3}{x}_{\text{s}}+{y}_{\text{s}}\right)}^{2}＞\frac{{a}^{2}}{3}\text{ or }\sqrt{{x}_{\text{s}}^{\text{2}}+{y}_{\text{s}}^{\text{2}}}＜r\text{ , 0}\\ \text{else , }{\rho }_{\text{s}}\end{array} \right.\text{，}\end{array}$

(17)

$\begin{array}{l}{E}_{土}({x}_{\text{s}}, {y}_{\text{s}})\\ =\left\{ \begin{array}{l}\text{if }{(}^{\pm }＞\frac{{a}^{2}}{3}\text{ or }\sqrt{{x}_{\text{s}}^{\text{2}}+{y}_{\text{s}}^{\text{2}}}＜r\text{ , 0}\\ \text{else , }{E}_{\text{s}}\end{array} \right.。\end{array}$

(18)

桩的周期长度取a=2 m，填充率p取0.4，即 $r = \sqrt {p \times \frac{S}{{\text{π }}}} \approx 0.66{\text{ m}}$ ，S为六边形面积，桩土材料参数如表 1所示，利用区域分解法得到周期排桩的频散关系曲线，并与有限元结果进行对比验证，如图 6所示，两者结果符合良好。

图 6 六边形周期排桩结构频散曲线

Figure 6. Dispersion curves of hexagonal periodic row pile structures

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2.3 计算效率分析

对周期结构带隙的计算主要有基于周期理论的数值计算法及有限元仿真等。以上述所提正方形周期排桩结构为例，文献[19]采用平面波展开法进行计算，用时约为232742 s；同配置下采用COMSOL有限元计算，用时仅为78 s，明显优于传统计算方法。为验证本方法的计算效率，在相同配置下，保持计算精度一致，进行6组不同算例并记录对应计算时长如表 2所示。各算例结果符合良好，区域分解法相较于有限元法，计算效率平均提高3~4倍以上，可见具有显著优势。

表 2 计算时长结果对比

Table 2. Comparison of calculation time results

序号	单元结构类型	ρ/(kg·m^-3)		E/Pa		填充率p	扫描波数	时长/s
序号	单元结构类型	土	混凝土	土/10⁷	混凝土/10¹⁰	填充率p	扫描波数	有限元	区域分解
1	正方形	1900	2500	2.0	3	0.35	30	38	10.6
2	六边形	1900	2500	2.0	3	0.35	30	43	12.1
3	正方形	2000	2600	2.5	4	0.40	60	72	20.5
4	六边形	2000	2600	2.5	4	0.40	60	76	22.7
5	正方形	2100	2700	3.0	5	0.45	100	131	31.5
6	六边形	2100	2700	3.0	5	0.45	100	167	41.9

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3. 带隙特性分析

在设计周期性排桩时，土的弹性模量、密度及排桩的填充率是重要的设计参数，在表 1材料参数的基础上，假定其他参数不变，单独调整土体弹性模量、密度及填充率，图 7给出了正方形与六边形两种周期单元带隙随土体弹性模量的变化情况。通过分析首阶禁带的起、止频率以及对应的带隙宽度，能够较为清晰地评价周期排桩减振效果，由图 7可知，随着土体弹性模量的增长，带隙的起始频率、截止频率均快速增长。

图 7 带隙随土体弹性模量的变化

Figure 7. Change of band gap with elastic modulus of soil

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图 8给出了带隙随土密度的变化情况，可见土体密度对带隙的影响程度相对弹性模量较小，而且随着土体密度的增大，带隙起始频率、截止频率和宽度都相应减小。

图 8 带隙随土体密度的变化

Figure 8. Change of band gap with soil density

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图 9给出了带隙随填充率的变化情况，可见完全带隙的起始频率、截止频率和宽度随填充率的增加而增加，且六边形周期排桩结构在相同土体弹性模量、密度、排桩填充率条件下，各项量值均高于正方形周期排桩结构。综上，土体的弹性模量及填充率对周期排桩结构的带隙有较大的影响，土体密度影响相对较小，在进行周期排桩设计时，应充分考虑材料的弹性模量，并通过增加桩半径的方式来增加完全带隙的宽度；当需要隔离低频振动时，可以选择正方形排布的排桩形式，当需要隔离较高和较宽频的振动时，可选择六边形排布的排桩形式。

图 9 带隙随排桩填充率的变化

Figure 9. Change of band gap with filling ratio of row piles

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4. 结论

（1）运用区域分解结合零空间技术，能够有效克服周期性排桩结构中桩土参数畸变、型函数构造中边界依赖等问题，实现带隙的高效准确求解，相较于COMSOL有限元法，计算效率提高约3倍以上。

（2）周期排桩带隙计算结果表明，土体弹性模量与排桩填充率是影响带隙的主要因素。土的弹性模量和填充率越大，带隙的起始频率、截止频率和带隙宽度越大；相较于正方形布置的周期排桩，六边形布置时可以获得较高的起始频率、截止频率和带隙宽度。

图 1 DSM桩、DDM桩、CS-DSM桩的施工钻头对比

Figure 1. Comparison between three different drill bits

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图 2 SXJ-110-D型多层互剪搅拌桩施工钻机装备

Figure 2. CS-DSM drilling rig model No. SXJ-110-D

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图 3 智能控制ACS系统框图

Figure 3. Layout of autonomous control system

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图 4 模型箱、模型钻机与ACS系统

Figure 4. Model case, drilling rig and ACS

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图 5 模型钻机动力头

Figure 5. Rotary power heads for drilling rig

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图 6 搅拌桩钻具

Figure 6. Illustration of drill bits for DSM and CS-DSM piles

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图 7 模型桩位布置图

Figure 7. Position of piles in model foundation

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图 8 色砂试验的表观均匀性对比照片(T = 400)

Figure 8. Results of uniformity tests for DSM and CS-DSM piles

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图 9 两类搅拌桩的试块均匀性对比照片(T = 640~650)

Figure 9. Pictures of soilcrete cubes for DSM and CS-DSM piles

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图 10 水泥掺量与桩身强度的关系曲线

Figure 10. Relationship between UCS and cement content

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图 11 DSM桩的桩身强度与搅拌次数的关系曲线

Figure 11. Relationship between UCS and T for DSM piles

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图 12 CS-DSM桩的桩身强度与搅拌次数的相关关系

Figure 12. Relationship between UCS and T for CS-DSM piles

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图 13 DSM桩与CS-DSM桩的桩身强度对比

Figure 13. Comparison of UCS between DSM and CS-DSM piles

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图 14 强度比R_s与单位桩长搅拌次数T的相关性

Figure 14. Strength ratios between DSM and CS-DSM piles

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图 15 两类桩身强度变异系数与搅拌次数的相关关系

Figure 15. Relationship between COV and T

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表 1 模拟地基的物理力学指标

Table 1 Physico-mechanical parameters of model soil

密度/(g·cm^-3)	含水率/%	液限/%	塑限/%	黏聚力/kPa	内摩擦角/(°)	塑性指数
1.84	30	34.1	20.5	8.4	13.7	13.6

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表 2 桩身强度与水泥掺量关系的试验方案

Table 2 Test plans for studying cement content and UCS

桩号	水泥掺量/%	阶段	转速/ rpm		升降速度/(m·min^-1)	浆液流量/(L·min^-1)	搅拌次数/(rev·m^-1)
桩号	水泥掺量/%	阶段	内杆	外杆	升降速度/(m·min^-1)	浆液流量/(L·min^-1)	搅拌次数/(rev·m^-1)
1	8	下/上	单向	24	0.28/0.28	0.33/ —	686
2	13	下/上	单向	24	0.28/0.28	0.54/ —	686
3	18	下/上	单向	24	0.28/0.28	0.75/ —	686
CS1	8	下/上	10	6	0.28/0.28	0.33/ —	686
CS2	13	下/上	10	6	0.28/0.28	0.54/ —	686
CS3	18	下/上	10	6	0.28/0.28	0.75/ —	686
注：平均养护温度为17℃。

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表 3 搅拌次数对比试验方案：DSM桩试验参数

Table 3 Test plans for studying blade rotation number for DSM piles

桩号	阶段	转速/ rpm		升降速度/（m·min^-1）	浆液流量/（L·min^-1）	搅拌次数/（rev·m^-1）
桩号	阶段	下钻	提钻	升降速度/（m·min^-1）	浆液流量/（L·min^-1）	搅拌次数/（rev·m^-1）
4	下/上	9	14	0.25/0.36	0.48/ —	300
5	下/上	11	20	0.25/0.36	0.48/ —	398
6	下/上	13	22	0.25/0.36	0.48/ —	452
7	下/上	15	23	0.25/0.36	0.48/ —	496
8	下/上	17	25	0.25/0.36	0.48/ —	550
9	下/上	18	28	0.25/0.36	0.48/ —	599
10	下/上	21	28	0.25/0.36	0.48/ —	647
11	下/上	22	31	0.25/0.36	0.48/ —	696
12	下/上	22	32	0.25/0.32	0.48/ —	752
13	下/上	23	33	0.25/0.30	0.48/ —	808
14	下/上	25	33	0.25/0.30	0.48/ —	853
15	下/上	25	35	0.25/0.28	0.48/ —	900
16	下/上	25	36	0.25/0.24	0.48/ —	1000
注：平均养护温度为32 ℃。

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表 4 搅拌次数对比试验方案：CS-DSM桩试验参数

Table 4 Test plans for studying blade rotation number for CS-DSM piles

桩号	阶段	转速/ rpm		升降速度/(m·min^-1)	浆液流量/(L·min^-1)	搅拌次数/(rev·m^-1)
桩号	阶段	内杆	外杆	升降速度/(m·min^-1)	浆液流量/(L·min^-1)	搅拌次数/(rev·m^-1)
CS4	下/上	6	4	0.28/0.28	0.54/ —	429
CS5	下/上	9	6	0.28/0.28	0.54/ —	643
CS6	下/上	11	7	0.28/0.28	0.54/ —	771
CS7	下/上	13	9	0.28/0.28	0.54/ —	943
CS8	下/上	19	12	0.28/0.28	0.54/ —	1329
注：平均养护温度为32℃。

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参考文献(26)

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0. 引言
1. 基于区域分解的周期排桩带隙计算方法
1.1 问题陈述
1.2 区域分解建模
1.3 边界条件
1.4 零空间技术求解
2. 数值分析
2.1 收敛性分析
2.2 准确性分析
2.3 计算效率分析
3. 带隙特性分析
4. 结论

单向与多层互剪搅拌桩性能模型试验对比研究 English Version

作者简介: 葛春巍(1988—)，男，博士，工程师，主要从事地基处理装备研发及工艺工法研究。Email: gexxx063@alum.mit.edu

通讯作者: 刘钟, E-mail: zzliu8@163.com

计量

出版历程

Model tests on performances of DSM and CS-DSM piles

0. 引言

1. 基于区域分解的周期排桩带隙计算方法

1.1 问题陈述

1.2 区域分解建模

1.3 边界条件

1.4 零空间技术求解

2. 数值分析

2.1 收敛性分析

2.2 准确性分析

2.3 计算效率分析

3. 带隙特性分析

4. 结论

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目录

0. 引言

1. 基于区域分解的周期排桩带隙计算方法

1.1 问题陈述

1.2 区域分解建模

1.3 边界条件

1.4 零空间技术求解

2. 数值分析

2.1 收敛性分析

2.2 准确性分析

2.3 计算效率分析

3. 带隙特性分析

4. 结论

作者简介:
葛春巍(1988—)，男，博士，工程师，主要从事地基处理装备研发及工艺工法研究。Email: gexxx063@alum.mit.edu

通讯作者:
刘钟, E-mail: zzliu8@163.com