層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)數(shù)值模擬

摘要： 為了探討靜壓樁貫入層狀砂土地基引起的樁周土體分層效應(yīng)，基于耦合歐拉-拉格朗日法，結(jié)合考慮顆粒破碎的砂土臨界狀態(tài)本構(gòu)模型SIMSAND-Br模型，建立層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)數(shù)值模型；基于已有的三軸排水剪切試驗(yàn)數(shù)據(jù)校正SIMSAND-Br模型參數(shù)，并用于模擬已有的離心機(jī)樁基貫入模型試驗(yàn)，通過對(duì)比模擬結(jié)果與已有的離心機(jī)樁基貫入模型試驗(yàn)數(shù)據(jù)，驗(yàn)證所建立模型的可靠性； 采用驗(yàn)證后的所建立模型模擬分析層狀砂土地基中靜壓樁貫入阻力和土體位移。結(jié)果表明： 模擬計(jì)算的靜壓樁貫入阻力和土體位移結(jié)果與已有的離心機(jī)樁基貫入模型試驗(yàn)結(jié)果一致，所建立的模型可以用于層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)的模擬分析； 土體分層對(duì)于靠近土體分層界面一定范圍內(nèi)的靜壓樁貫入阻力和所引起的豎向位移具有較大影響，影響區(qū)域直徑約為樁直徑的4～10倍，對(duì)水平位移的影響極小，該影響區(qū)域大小隨著砂土相對(duì)密實(shí)度和與分層界面距離的變化而顯著變化。

關(guān)鍵詞： 樁基；擠土效應(yīng)；耦合歐拉-拉格朗日法；層狀砂土地基；數(shù)值模擬

中圖分類號(hào)： TU473.1

文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

Numerical Simulation of Soil Compaction Effect During

Penetration Process of Jacked Piles in Layered Sandy Foundations

Abstract： To investigate the delamination effect of soil around piles caused by penetration of jacked piles into layered sand foundations， a numerical model of soil compaction effect during penetration process of jacked piles in layered sandy foundations was established based on coupled Eulerian-Lagrangian method and a critical state constitutive model of sand considering particle breakage named SIMSAND-Br model. On the basis of existing triaxial drainage shear test data， parameters of SIMSAND-Br model were corrected and used to simulate existing centrifuge pile foundation penetration model test. Reliability of the established model was verified by comparing simulation results with existing centrifuge pile foun-dation penetration model test data. The verified established model was used to simulate and analyze penetration resistance and soil displacement of jacked piles in layered sandy foundations. The results show that the simulation results of pene-tration resistance and soil displacement of jacked piles are consistent with the results of the existingcentrifugepilefoundation penetration model test. The established model can be used to simulate and analyze the soil compaction effect of jacked pile penetration process in layered sandy foundations. Soil delamination has a great influence on the penetration resistance and the vertical displacement of jacked piles in a certain range near the soil delamination interface. The diameter of the affected area is about 4 to 10 times of the pile diameter， and the influence on the horizontal displacement is very small. The size of the affected area changes significantly with the relative density of sand and the distance from the delamination interface.

Keywords： pile foundation; soil compaction effect; coupled Eulerian-Lagrangian method; layered sandy foundation; numerical simulation

樁基是一種承載能力強(qiáng)、 適用范圍廣、 歷史久遠(yuǎn)的基礎(chǔ)形式，廣泛應(yīng)用于高層建筑、 港口、 電塔、 橋梁等工程［1］。靜力壓入是預(yù)制樁基最常用的施工方式之一，具有噪聲小、 無振動(dòng)、 無污染、 效率高等優(yōu)點(diǎn)，尤其適用于軟土地區(qū)、 城市中心或建筑物密集區(qū)域，然而靜壓樁貫入過程通常對(duì)樁周土體產(chǎn)生巨大的側(cè)向和豎向擠壓作用即擠土效應(yīng)，易對(duì)近鄰地下結(jié)構(gòu)物，如地埋管道、 基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，產(chǎn)生不利影響［2］。同時(shí)，樁體的可壓入性受地層情況影響大，尤其是在含砂量較大、 密實(shí)度較大的層狀砂土中樁貫入性能較差［3-4］。

國內(nèi)外學(xué)者采用理論分析［5-6］、 模型試驗(yàn)［7-8］和數(shù)值模擬［9-10］等手段，對(duì)均質(zhì)地層中靜壓樁貫入過程的擠土效應(yīng)開展了大量的研究。沉積形成的天然地基通常由不同厚度和不同力學(xué)性質(zhì)的土層組成，即具有典型的層狀分布特征。已有模型試驗(yàn)［11-12］、 現(xiàn)場試驗(yàn)［13-14］和數(shù)值模擬［15-16］研究顯示，在層狀地基中，尤其是臨近層間界面的一定范圍，靜壓樁貫入阻力及其引起的土體位移變化規(guī)律與在均質(zhì)地層中的顯著不同。室內(nèi)、 外靜壓樁貫入試驗(yàn)成本高、 周期長、 土體位移數(shù)據(jù)難獲取等局限使得數(shù)值模擬成為研究樁-土相互作用機(jī)制分析的重要手段。靜壓樁貫入過程中樁-土相互作用屬于典型的巖土大變形問題［17］，常采用的模擬計(jì)算方法為任意拉格朗日-歐拉法（arbitrary Lagrangian-Eulerian method，ALE法）［16， 18］、 耦合歐拉-拉格朗日法（coupled Eulerian-Lagrangian method，CEL法）［19-20］和無網(wǎng)格法［21-23］等。同樣，當(dāng)前數(shù)值模擬多假定地層為均質(zhì)，關(guān)于層狀地基中靜壓樁貫入問題的精細(xì)化模擬研究少有報(bào)道。Yost等［21］基于物質(zhì)點(diǎn)法（material point method， MPM），采用應(yīng)變軟化莫爾-庫倫本構(gòu)模型計(jì)算分析了靜壓樁貫入過程中層狀砂土地基對(duì)靜壓樁貫入阻力和土體位移的影響規(guī)律，但未考慮常伴隨壓樁過程而發(fā)生的樁周砂土顆粒破碎效應(yīng)的影響［9，16］。

針對(duì)上述問題，本文中采用CEL法結(jié)合考慮顆粒破碎的砂土臨界狀態(tài)本構(gòu)模型SIMSAND-Br模型［9］，建立層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)數(shù)值模型（簡稱本文模型）；采用已有三軸排水剪切試驗(yàn)（簡稱三軸試驗(yàn)）數(shù)據(jù)校正SIMSAND-Br模型參數(shù)，根據(jù)已有離心機(jī)樁基貫入模型試驗(yàn)（簡稱離心機(jī)試驗(yàn)）數(shù)據(jù)模擬驗(yàn)證本文模型的準(zhǔn)確性，利用驗(yàn)證后的本文模型模擬分析層狀砂土地基中靜壓樁貫入阻力和土體位移。

1 基本理論

1.1 CEL法

在傳統(tǒng)有限元分析的拉格朗日法中，材料與網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)綁定在一起，即網(wǎng)格隨著材料的流動(dòng)而變形，然而當(dāng)面臨較大的變形問題時(shí)，拉格朗日有限元分析容易出現(xiàn)網(wǎng)格畸變，從而導(dǎo)致網(wǎng)格收斂困難［24］。有限元分析的歐拉法則在空間中固定網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)，網(wǎng)格邊長在有限元分析過程中保持不變，材料在網(wǎng)格中自由流動(dòng)，但是當(dāng)數(shù)值模型含有多種材料時(shí)，容易發(fā)生數(shù)值擴(kuò)散，導(dǎo)致不能準(zhǔn)確地反映邊界信息［9］。CEL法則將每個(gè)時(shí)間步驟的計(jì)算分為2個(gè)子階段： 1）采用拉格朗日法控制求解變形，如果變形在容許范圍內(nèi)，則繼續(xù)使用拉格朗日法，如果變形超過容許范圍，則進(jìn)入歐拉有限元分析階段； 2）材料與網(wǎng)格分離，將節(jié)點(diǎn)移回原始位置，然后將舊網(wǎng)格中的材料分布和解變量重新映射到網(wǎng)格，即拉格朗日重映射［25-26］。通過融合拉格朗日法和歐拉法的優(yōu)點(diǎn)，CEL法能夠精確地反映樁貫入過程樁-土相互作用的大變形問題［9， 27-28］。

圖1所示為CEL法模擬靜壓樁貫入土層過程。在靜壓樁貫入過程模擬中采用拉格朗日法劃分樁體，采用歐拉法對(duì)土體進(jìn)行網(wǎng)格劃分。當(dāng)靜壓樁進(jìn)入土層時(shí)，土體中的材料產(chǎn)生流動(dòng)，利用土體單元的歐拉體積分?jǐn)?shù)（Eulerian volume fraction，EVF）［29］描述材料的位置，EVF為材料在網(wǎng)格中的填充比率。當(dāng)歐拉單元完全被材料充填時(shí)，EVF為1；當(dāng)沒有材料充填時(shí)，EVF為0，即空土層；介于兩者之間的EVF表示材料邊界穿過土體單元［30］。對(duì)于樁-土相互接觸的節(jié)點(diǎn)，可在ABAQUS/Explicit數(shù)值模擬平臺(tái)中使用基于罰接觸法的一般接觸實(shí)現(xiàn)樁-土相互作用［31］。

1.2 SIMSAND-Br模型

靜壓樁貫入過程中樁-土界面存在顯著的應(yīng)力集中，易導(dǎo)致砂土顆粒破碎［32］。為了模擬該現(xiàn)象，本文中參考文獻(xiàn)［33-34］，選用SIMSAND-Br模型并采用文獻(xiàn)［35］中的公式描述和解釋砂土的應(yīng)力-應(yīng)變特征。

根據(jù)彈塑性理論，總應(yīng)變?cè)隽坑蓮椥詰?yīng)變?cè)隽亢退苄詰?yīng)變?cè)隽拷M成。假定土體各向同性，采用Richard等［36］提出的非線性彈性模型表示土體的彈性應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系，其中砂土的切變模量K、 體積模量G公式分別為

式中： K0、 G0分別為切變模量、 體積模量參考值； p′為平均有效應(yīng)力； pat為大氣壓強(qiáng)， pat=101.325 kPa； e為孔隙比； n為控制非線性彈性剛度的常數(shù)。

采用剪切屈服面f1、 壓縮屈服面f2這2個(gè)屈服面，其中f1用于剪切滑動(dòng)， f2用于法向壓縮以模擬砂土的應(yīng)力剪脹和塑性壓縮。

剪切屈服面f1可表示為

式中： q為偏應(yīng)力； Mp為峰值強(qiáng)度對(duì)應(yīng)的應(yīng)力水平， Mp=6 sin p/（3-sin p），其中p為峰值摩擦角； εd，p為塑性偏應(yīng)變； kp為相對(duì)塑性剛度。

剪切屈服面服從非相關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則，即f1≠g1，其中g(shù)1為塑性勢(shì)函數(shù)。 g1的偏導(dǎo)數(shù)公式為

式中： σ′ij為應(yīng)力張量的分量，i， j=1， 2， 3； Ad為剪脹參數(shù)； Mpt為相變線斜率， Mpt=6 sin pt/（3-sin pt），其中pt為相變狀態(tài)摩擦角。假定p與應(yīng)力狀態(tài)和孔隙比有關(guān)，pt與材料密度有關(guān)，即

式中： ec為臨界孔隙比； np、 nd分別為峰值摩擦角、 相變角相關(guān)常數(shù)； u為臨界狀態(tài)摩擦角。

砂土非線性臨界狀態(tài)線（CSL）表達(dá)式為

式中： eref為參考孔隙比，是p′=0對(duì)應(yīng)的孔隙比； λ、 ζ為控制e-lg p′空間中CSL形狀的參數(shù)，其中λ控制CSL拐點(diǎn)的位置， ζ控制拐點(diǎn)后CSL的斜率。

壓縮屈服面服從相關(guān)聯(lián)的流動(dòng)法則，因此壓縮屈服面和塑性勢(shì)面用相同的函數(shù)表示，即

式中pm為控制屈服面尺寸的硬化參數(shù)。

屈服面遵循體積硬化規(guī)律，即

式中： pm0為pm的初始值； e0為初始孔隙比； κ為e-lg p′平面回彈系數(shù)，κ=p′（1+e0）/K。

當(dāng)砂土顆粒受到壓縮和剪切時(shí)，應(yīng)力和應(yīng)變?cè)黾樱ǔ０l(fā)生顆粒破碎，因此顆粒破碎可以由加載過程中產(chǎn)生的塑性功wp表示，即

式中： B*r為修正后的顆粒破碎指數(shù)； a為控制破碎演變的模型參數(shù)。

顆粒破碎引起的CSL的變化可以通過改變臨界參考點(diǎn)pref、 eref實(shí)現(xiàn)，即

eref=erefu+（eref0-erefu）exp（-bB*r） ，（10）

式中： erefu為極限臨界孔隙比參考值； eref0為初始臨界孔隙比參考值； b為控制顆粒破碎所引起CSL位移的變化速率的模型參數(shù)。

在加載過程中壓縮產(chǎn)生的顆粒破碎特性通過修正pm實(shí)現(xiàn)，即

綜上所述，SIMSAND-Br模型參數(shù)可分為4類：1）彈性參數(shù)K0、 G0、 n； 2）臨界狀態(tài)參數(shù)eref、 λ、 ζ、 c， 其中c為顆粒測量摩擦角； 3）塑性參數(shù)kp、 Ad、 np、 nd； 4）破碎參數(shù)a、 eref、 b。

利用ABAQUS軟件中的VUMAT子程序，將SIMSAND-Br模型作為用戶自定義材料導(dǎo)入到ABAQUS軟件的分析模塊［9， 37］；然后采用ABAQUS/Explicit軟件求解SIMSAND-Br模型參數(shù)，主要步驟如下：ABAQUS/Explicit軟件調(diào)用VUMAT子程序，通過顯示積分算法獲得當(dāng)前增量步的應(yīng)變?cè)隽?；VUMAT子程序根據(jù)ABAQUS軟件提供的應(yīng)變?cè)隽浚?jì)算新的應(yīng)力增量；計(jì)算結(jié)束后VUMAT將更新后的應(yīng)力值返回ABAQUS/Explicit軟件，進(jìn)行下一增量步的應(yīng)變?cè)隽坑?jì)算，如此反復(fù)循環(huán)直至加載結(jié)束。

2 模型建立與可靠性驗(yàn)證

Mo［38］采用Leighton Buzzard E級(jí)砂開展離心機(jī)試驗(yàn)， 該砂的最大、 最小孔隙比分別為1.014、 0.613， 平均粒徑為0.14 mm， 比重Gs即砂與等體積4 ℃純水的質(zhì)量比為2.65，離心機(jī)的加速度為50g（g為重力加速度），離心機(jī)試驗(yàn)的模型樁直徑為16 mm， 錐形樁尖角度為60°； 圓柱形模型箱內(nèi)徑為500 mm， 約為樁直徑的42倍，可有效減小側(cè)邊界效應(yīng)，高度為500 mm，側(cè)向及底部為固定位移邊界； 砂樣高度為290～301 mm， 最大樁貫入深度為190 mm， 樁貫入速率約為1 mm/s。

2.1 SIMSAND-Br模型參數(shù)校正

基于Leighton Buzzard E級(jí)砂的三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)［39］，采用文獻(xiàn)［40］中的本構(gòu)模型參數(shù)校正方法，得到Leighton Buzzard E級(jí)砂的SIMSAND-Br模型參數(shù)，如表1所示。Leighton Buzzard E級(jí)砂SIMSAND-Br模型模擬結(jié)果與三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比如圖2所示。

從圖中可以看出，在不同初始孔隙比和圍壓條件下，SIMSAND-Br模型模擬的應(yīng)力-應(yīng)變曲線與三軸試驗(yàn)數(shù)據(jù)具有較好的吻合度，表明SIMSAND-Br模型對(duì)Leighton Buzzard E級(jí)砂典型應(yīng)力-應(yīng)變特征具有良好的量化描述能力。

2.2 本文模型建立與可靠性驗(yàn)證

基于CEL法結(jié)合SIMSAND-Br模型以及離心機(jī)試驗(yàn)的建模分析，建立本文模型并進(jìn)行網(wǎng)格劃分，如圖3所示。為了提高計(jì)算效率，基于離心機(jī)試驗(yàn)的軸對(duì)稱特征，采用四分之一模型模擬靜壓樁的貫入過程，根據(jù)離心機(jī)試驗(yàn)的等效足尺情況確定本文模型尺寸如下：樁長為15 m，樁直徑B為0.6 m，樁端錐角為60°；土層半徑為12.5 m，約為21B，高度為25 m，約為42B，以減小邊界效應(yīng)對(duì)模擬結(jié)果的影響。在地表線之上定義高度為2 m的空土層，以模擬靜壓樁貫入過程中樁周隆起土體的流動(dòng)。本文模型邊界條件設(shè)置如下：將歐拉土體及空土層的側(cè)向邊界2個(gè)方向的水平速度設(shè)置為0，固定軸對(duì)稱邊界法向自由度，固定底部邊界3個(gè)方向的自由度；參照離心機(jī)試驗(yàn)中的條件，約束樁的控制點(diǎn)3個(gè)方向的速度及轉(zhuǎn)角。綜合考慮穩(wěn)定性和計(jì)算效率，最小網(wǎng)格節(jié)點(diǎn)相距約B/4，即0.15 m。樁模型為八節(jié)點(diǎn)線性六面體單元的拉格朗日剛體模型，樁體密度設(shè)置為9 900 kg/m3，彈性模量為900 GPa，泊松比為0.25［41］；土體力學(xué)模型為SIMSAND-Br模型，模型參數(shù)采用表1中的取值，不同相對(duì)密實(shí)度土體的初始孔隙比如表2所示；土體模型為ABAQUS軟件中的EC3D8R歐拉單元，即八節(jié)點(diǎn)線性歐拉六面體單元，使用縮減積分，并采用沙漏控制數(shù)值模擬靜壓樁貫入過程。根據(jù)離心機(jī)試驗(yàn)情況確定初始側(cè)向應(yīng)力系數(shù)為0.44，界面摩擦因數(shù)μ=tan（c/2）=0.29。

圖4所示為本文模型模擬與離心機(jī)試驗(yàn)實(shí)測不同土層中靜壓樁貫入阻力隨樁貫入深度的變化。由圖可知，不同土層時(shí)計(jì)算所得靜壓樁貫入阻力與離心機(jī)試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)較吻合。

圖5所示為層狀砂土地基中土體位移隨不同樁貫入深度的變化，提取樁側(cè)與樁軸線距離為B的位置處實(shí)測與模擬計(jì)算結(jié)果。由圖可知：本文模型對(duì)靜壓樁貫入引起水平位移具有較高的模擬精確度；對(duì)于豎向位移，本文模型模擬結(jié)果大于離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果，但是對(duì)于土體分層引起的位移變化規(guī)律，本文模型模擬結(jié)果與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果一致。 綜上， 本文模型可以較高精度地模擬層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程樁-土相互作用規(guī)律。

3 靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)模擬分析

層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)模擬工況如表2所示，采用驗(yàn)證后的本文模型模擬分析不同工況。

3.1 土體分層對(duì)貫入阻力的影響

采用Mo等［42］提出的靜壓樁貫入阻力比η′表征分析土體分層對(duì)靜壓樁貫入阻力qc的影響規(guī)律，

式中qc，w、 qc，s分別為最小、 最大密度均質(zhì)地層中的靜壓樁貫入阻力。當(dāng)η′為0～1時(shí)，樁體從相對(duì)松砂過渡到相對(duì)密砂；當(dāng)η′為0或1時(shí)，qc不再受到上覆或下伏其他土層影響。

層狀砂土地基中靜壓樁貫入阻力的分層效應(yīng)如圖6所示。由圖6（a）可知，不同密實(shí)度的分層土體對(duì)qc有顯著影響。由圖6（b）可知： 下層土體對(duì)上層土體qc的感知距離為4B～6B； 當(dāng)樁端進(jìn)入下層土體后， 阻力恢復(fù)距離約為5B～10B，即qc達(dá)到相應(yīng)均質(zhì)地層體中的貫入阻力水平的距離， 此時(shí)η′為0或1。由此可知， 對(duì)于本文模型， 在相對(duì)密實(shí)度分別為40%、 90%的土層中， 影響區(qū)域直徑約為4B～10B。Khosravi等［43］統(tǒng)計(jì)了18組已有文獻(xiàn)中相關(guān)試驗(yàn)和模擬數(shù)據(jù)，結(jié)果顯示，上述感知距離約為2.5B～17.5B且阻力恢復(fù)距離約為1.3B～17.5B，該結(jié)果均隨2層土體相對(duì)密實(shí)度的差別而變化，與本文模型的模擬結(jié)果吻合較好。圖7所示為樁貫入深度為10 m時(shí)靜壓樁樁周土體有效應(yīng)力分布云圖。 由圖可知， 密砂地層中的樁周應(yīng)力水平和影響范圍明顯大于松砂地層中的， 即靜壓樁貫入過程中的擠土效應(yīng)更顯著。

3.2 土體分層對(duì)土體位移的影響

圖8所示為不同密實(shí)度時(shí)層狀砂土地基影響區(qū)中的土體位移。由圖可知： 隨著靜壓樁的貫入，樁側(cè)土體位移變化可以分為3個(gè)階段。 1）未影響階段，即當(dāng)樁端距該土體單元較遠(yuǎn)時(shí)，靜壓樁貫入過程對(duì)該處土體未產(chǎn)生影響； 2）急劇增長階段，即從樁端足夠靠近該土體單元開始至穿過該斷面的樁貫入深度約為1.5B的過程，該階段土體位移呈指數(shù)形式急劇增大； 3）穩(wěn)定階段，即樁端逐漸遠(yuǎn)離監(jiān)測土體單元所在深度斷面，土體位移首先出現(xiàn)微弱減小，隨后土體位移隨著靜壓樁的貫入略微增大，但整體趨于穩(wěn)定。分層對(duì)土體水平位移影響較小，然而對(duì)豎向位移影響較大。

圖9所示為層狀砂土地基中靜壓樁樁側(cè)土體位移的分層效應(yīng)。由圖可知：靜壓樁貫入導(dǎo)致淺層土體產(chǎn)生向上隆起位移，隨著深度的增加，樁周土體隨靜壓樁的貫入產(chǎn)生向下位移；在均質(zhì)地層中，土體豎向位移隨著深度的增大呈現(xiàn)先增大后趨于穩(wěn)定的變化規(guī)律；密砂-松砂地層工況中的下伏松砂層導(dǎo)致分層界面附近土體豎向位移大于相應(yīng)松砂和密砂均質(zhì)地層工況中的，與圖8（d）所示一致；對(duì)于松砂-密砂土地層，下伏密砂層導(dǎo)致分層界面附近土體豎向位移減小，與圖8（b）所示一致；對(duì)于樁尖前端土體，靜壓樁貫入引起的位移在距離樁肩5B～6B處迅速衰減為0，即不受靜壓樁貫入的影響。

圖10所示為層狀砂土地基土體單元的位移路徑。由圖可知：當(dāng)樁端靠近土體單元時(shí)，對(duì)于每個(gè)土體單元，徑向、 豎向位移之比ΔX/ΔY呈現(xiàn)逐漸增大的規(guī)律，即遠(yuǎn)離樁體水平位移的相對(duì)增量逐漸變大；隨后豎向位移依然不斷增大，但是徑向應(yīng)力的減?。?4］、 土體顆粒重排布、 破碎等［45］使得水平位移有一定幅度的減小，即向樁體方向收縮；該減小幅度隨著砂土相對(duì)密實(shí)度的增大和離樁徑向距離的減小而增大。

4 結(jié)論

本文中采用CEL法結(jié)合SIMSAND-Br模型，建立了層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程擠土效應(yīng)數(shù)值模型，數(shù)值模擬層狀砂土地基中靜壓樁貫入過程，分析了土體分層對(duì)貫入阻力和土體位移的影響規(guī)律，得到如下主要結(jié)論：

1）CEL法能夠有效避免網(wǎng)格畸變所引發(fā)的計(jì)算收斂問題， 本文模型模擬結(jié)果與離心機(jī)試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比結(jié)果表明， 本文模型在不同土層時(shí)所模擬靜壓樁貫入阻力和土體徑向位移與離心機(jī)試驗(yàn)實(shí)測數(shù)據(jù)較吻合， 具有較高的模擬精確度； 對(duì)于土體豎向位移， 土體分層引起的本文模型模擬值與離心機(jī)試驗(yàn)結(jié)果一致， 因此CEL法結(jié)合SIMSAND-Br模型可以較準(zhǔn)確地模擬計(jì)算層狀砂土地基中靜壓樁貫入阻力和土體位移， 可用于靜壓樁穿越層狀地基， 尤其是穿越密砂層的模擬分析， 進(jìn)而指導(dǎo)相關(guān)優(yōu)化設(shè)計(jì)和施工。

2）靠近土體分層界面一定范圍內(nèi)的靜壓樁貫入阻力受土體分層影響顯著，對(duì)于本文模型，在相對(duì)密實(shí)度分別為40%、 90%的土層中，影響區(qū)域直徑約為4B～10B。

3）土體分層主要影響靜壓樁貫入引起的豎向位移，對(duì)水平位移的影響較?。幌路缮皩蛹觿》謱咏缑娓浇耐馏w豎向位移，下伏密砂層則減小分層界面附近的土體豎向位移，水平位移整體上呈現(xiàn)先向遠(yuǎn)離樁體方向快速增大后向樁體方向輕微收縮的規(guī)律。

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