標準砂-鋼板接觸面剪切失效機理的宏細觀研究

楊昊, 杜強,2,3*

(1.內(nèi)蒙古工業(yè)大學土木工程學院, 呼和浩特 010051; 2.沙旱區(qū)地質(zhì)災害與巖土工程防御自治區(qū)高等學校重點實驗室, 呼和浩特 010051; 3.內(nèi)蒙古工業(yè)大學地質(zhì)技術與巖土工程內(nèi)蒙古自治區(qū)工程研究中心, 呼和浩特 010051)

土體與結構物之間的相互作用問題一直是土木工程和巖土工程界研究的重要課題。土與結構物接觸面力學特性研究涉及土力學的各方面,如擋墻與墻后土的接觸、樁與樁周土的接觸、錨桿或土釘與土的接觸等。實際工程中常見的鋼板樁、鋼管樁施工及應用同屬于土與結構物接觸面的范疇。在受到外部荷載作用時,正確地分析接觸面土體的受力變形情況,研究土與結構物相互作用的失效機理,對工程的安全與可靠是必需的,也是至關重要的。

此前,中外諸多學者進行了大量該方面的研究。Potyondy[1]利用應力控制式和應變控制式直剪儀研究了多種土料與結構物材料接觸面的力學特性,提出影響界面摩擦強度的4個主要因素:土質(zhì)、含水率、界面粗糙度和正應力;Desai等[2]認為兩種材料接觸面剪應力傳遞和剪切帶的形成發(fā)生在接觸面附近的一薄層土體中,進而提出薄層單元的概念;Clough等[3]利用直剪試驗研究土與混凝土接觸面的力學特性,提出接觸面剪應力與相對剪切位移為雙曲線關系;殷宗澤等[4]通過直剪試驗實驗研究分析提出了剛--塑性變形的觀點并在此基礎上提出了一種可以與土體的非線性彈性模型或彈塑性模型相銜接的有厚度的接觸面單元;胡黎明等[5-6]利用改進的直剪儀對不同接觸面相對粗糙度的砂土與結構物進行剪切試驗,分析了土與結構物接觸面剪切破壞的變形機理;張嘎等[7-9]運用數(shù)字圖像技術對多種粗粒土與人工粗糙鋼板接觸面的力學特性進行研究,建立了跟蹤土粒運動的位移測量方法。

在此基礎上,劉文白等[10]通過試驗分析和數(shù)值模擬研究土與結構物相互作用接觸面最大剪應力的變化規(guī)律;馮大闊等[11-12]通過進行不同應力幅值比下粗粒土與結構接觸面大型三維循環(huán)直剪試驗,分析了接觸面切向位移、剪切柔度及應力幅值比的影響;鄭錚等[13]利用自行研發(fā)的深海沉積物-結構界面儀對靜/動載作用下不排水深海沉積物-結構界面特性試驗并進行研究,研究結果表明靜載作用下界面應力曲線隨著粗糙度的增加由折線型轉變?yōu)殡p曲線型;Kou等[14]對不同粒徑的鈣質(zhì)砂和不同表面粗糙度的鋼板進行直剪試驗,發(fā)現(xiàn)純砂直接剪切試驗得到的峰值剪應力高于界面剪切試驗得到的值;朱俊高等[15]利用改進的直剪儀對不同密實度的粗粒土與鋼板接觸面進行直剪試驗,探究發(fā)現(xiàn)粗粒土與鋼板之間的接觸面在達到剪切破壞前,剪應力與剪切位移之間近似呈線性關系。接觸面的抗剪強度及切向勁度系數(shù)均隨著粗粒土相對密實度的增大而增大,趙程等[16]通過在剪切盒內(nèi)注色進行研究從宏觀角度發(fā)現(xiàn)了粗砂與結構物剪切帶厚度和法向應力呈正相關且剪切帶空間分布不均勻;Namjoo等[17]采用多種砂對不同材料進行剪切試驗以探究接觸界面的剪切行為;史乃偉等[18]利用大型直剪設備以及顆粒流軟件對粗砂進行直剪試驗和數(shù)值模擬,結果表明粗砂的臨界狀態(tài)摩擦角為36.4°～37.4°且實驗過程中初始正應力、初始相對密實度對臨界狀態(tài)摩擦角影響可忽略;盧孝志等[19]對不同砂泥巖配合比在不同法向應力分條件下進行剪切試驗,通過引入泥巖含量m,發(fā)現(xiàn)隨泥巖含量增加,黏結力線性增大而內(nèi)摩擦角呈二次方減小;趙春風等[20]通過對不同種粗糙度的砂土-混凝土接觸面在不同固結法向應力下進行的加、卸荷直剪試驗,分析不同加、卸荷狀態(tài)下接觸面的力學特性,得出固結法向應力主要通過影響接觸面土體密實度和含水率間接 對峰值剪切應力產(chǎn)生影響;楊烜宇等[21]對不同形態(tài)接觸面和不同材質(zhì)的試樣進行直剪試驗,分析發(fā)現(xiàn)宏觀表現(xiàn)為抗剪強度的差異,即顆粒重新分布及接觸面閉合共同作用導致試樣的法向變形。

以上研究表明,目前關于土與結構物相互作用的分析與研究中,在宏觀方面已取得了一定的成就,形成了比較成熟的宏觀試驗體系和相應的研究方法。但在土-結構物細觀層面和土-鋼接觸面的試驗與理論研究還比較少,尤其是應用離散元研究土與結構接觸面力學特性的工作開展得還非常有限,缺少土與結構物相互作用的宏細觀相結合的分析方法。同時,對于土與結構物相互作用失效機理的研究也比較少。為此,現(xiàn)基于改進后的半模直剪儀進行標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗,從宏觀、細觀兩方面對標準砂-鋼板接觸面剪切失效機理進行分析和研究。

1 試驗方案

1.1 試驗材料

試驗選取廈門艾思歐標準砂有限公司生產(chǎn)的國際標準化組織(International Organization for Standardization, ISO)標準中砂,粒徑范圍為0.5～1.0 mm,其物理力學特性如表1所示,顆粒級配曲線如圖1所示。

圖1 標準砂顆粒級配曲線Fig.1 Standard sand particle gradation curve

表1 砂樣物理力學性質(zhì)指標Table 1 Physical and mechanical properties of sand samples

表2 加載方案Table 2 Loading scheme

1.2 試驗裝置

采用特制的半模直剪儀對標準砂-鋼板進行單調(diào)剪切試驗,試驗儀器如圖2所示。

圖2 試驗儀器Fig.2 Test equipment

參考本課題組現(xiàn)有可視化儀器[22],對實驗裝置進行改進,該試驗裝置較于傳統(tǒng)直剪儀增加了特有的觀察窗口,可在試驗過程中觀察到砂-鋼板剪切過程中接觸面的變形特征。對照本課題組已有的土顆粒細觀觀測手段[23],試驗中所用圖像采集裝置為USB數(shù)碼顯微鏡(BELONA牌0X-200X-800X型),圖像分辨率可達1 600×1 200,數(shù)碼變焦,最大放大倍數(shù)為800X,如圖3所示。

圖3 數(shù)碼顯微鏡Fig.3 Digital microscope

1.3 試驗過程

將半圓鋼板置于直剪儀下盒內(nèi),利用半模直剪儀進行不同初始相對密實度下的標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗。通過最大、最小孔隙比計算出試驗要求密實度所需的砂樣密度,根據(jù)剪切盒體積計算出對應的質(zhì)量,量取所需的砂樣后,用砂雨法分層制樣,可以較好地控制其相對密度。試驗采用等速剪應變,剪切速率為0.4 mm/min。加載方案如表 2 所示。

2 單調(diào)剪切試驗結果及宏細觀分析

2.1 標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗

圖4給出了不同初始密實度、不同法向應力下標準砂-鋼板單調(diào)剪切的剪應力-位移關系曲線。

圖4 標準砂與鋼板剪應力-位移關系曲線Fig.4 Standard sand and steel plate shear stress-displacement curve

由圖4可知,不同初始密實度的標準砂與鋼板進行單調(diào)剪切試驗時,土體的剪應力均隨著鋼板位移的增加而增大,達到最大剪應力后趨于穩(wěn)定。在同一密實度下,隨著法向應力的增加,土體的剪應力也在增加。可以將剪應力-位移關系曲線分為三個階段,即剪應力線性增長階段、緩慢增長階段和水平發(fā)展階段。

初始相對密實度對標準砂-鋼板單調(diào)剪切接觸面強度有影響。Dr=90%時,在法向應力σ=100、200、300、400 kPa的條件下與鋼板作用的峰值強度分別是Dr=60%時的1.5倍、1.2倍、1.11倍、1.31倍。產(chǎn)生的原因是當砂樣密實時,砂土顆粒排列緊密,顆粒間的咬合力較大。在砂與鋼板接觸作用的區(qū)域里,土顆粒發(fā)生轉動和重新排列的概率較小,在相同位移條件下,剪切過程中要克服顆粒間較大的咬合摩擦,在接觸面產(chǎn)生較大的抗剪切強度。當密實度較小時,土顆粒間孔隙大,顆粒在剪切過程中發(fā)生重新排列,在相同剪切位移條件下,剪切過程中克服較小的咬合摩擦,接觸面抗剪切強度低。

2.2 基于應力-位移關系分析標準砂-鋼板相互作用

選取法向應力σ=300 kPa條件下不同初始密實度的標準砂與鋼板的單調(diào)剪切試驗結果進行分析。其剪應力-位移關系曲線如圖5所示。

圖5 σ=300 kPa不同初始密實度標準砂-鋼板剪應力-位移曲線Fig.5 σ=300 kPa different initial density standard sand-steel plate shear stress-displacement curve

標準砂-鋼板進行單調(diào)剪切試驗時,隨著相對位移的增加,接觸面的剪應力逐漸增大并趨于穩(wěn)定,剪應力-位移關系曲線呈現(xiàn)出應變硬化的狀態(tài)。曲線并無明顯的剪應力峰值,可視為理想彈塑性模式。令λ為相鄰兩位移點所對應剪應力差值,將計算出的λi列入表3中。

表3 λi計算結果統(tǒng)計表Table 3 Statistics of λi calculation results

由表3可知,初始密實度Dr=90%的砂樣自λ6開始,λi不再變化,一直為0,說明從第6個位移點(s=1.7 mm)開始,剪應力的大小不再隨著位移的增加而改變,可認為此位移所對應的剪應力值為砂樣與鋼板單調(diào)剪切時的抗剪強度;初始密實度Dr=60%的砂樣自λ10開始不變。對照兩種條件下的λi值的變化可知,相同條件下密實度較大的砂樣在單調(diào)剪切時抗剪強度更高,密實度較低的砂樣會經(jīng)歷更長的位移。

圖4(b)中σ=400 kPa時Dr=90%標準砂與鋼板相互作用剪應力-位移關系曲線。在位移至約為2 mm時剪應力不再變化。由此可知,當砂樣與鋼板間的相對位移增加,而對應的剪應力增量λi趨于0時,認為砂樣與鋼板之間已發(fā)生失效。對應到剪應力-位移關系曲線,認為當曲線進入水平發(fā)展階段時,砂樣與鋼板相互作用失效。

2.3 基于孔隙變化的細觀分析

選取標準砂-鋼板接觸面區(qū)域進行細觀分析,觀測點位置如圖6所示。

圖6 觀測點位置示意圖Fig.6 Position diagram of observation point

在觀測點拍攝細觀圖片,對法向應力σ=300 kPa,密實度 Dr=90%標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗所拍攝的細觀觀測照片進行分析。圖7(a)為數(shù)碼顯微鏡拍攝的細觀原始圖片,照片的尺寸為1 280×1 024,放大倍數(shù)為50倍,鏡頭內(nèi)顆粒數(shù)目約為50顆,分析測點均指單元中心點。用 MiVnt自帶的圖片處理工具將砂土顆粒圈出并涂黑渲染,涂色顆粒以外的區(qū)域為孔隙,處理效果如圖7(b)所示。

二維細觀分析時將土的孔隙率定義為觀測面中孔隙的總面積與土顆粒的總面積之比,即單位面積內(nèi)的孔隙面積,利用MiVnt圖像分析系統(tǒng)對圖像的孔隙面積和分析區(qū)域總面積分別做出統(tǒng)計。在標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗過程中進行不同位移等級條件下細觀照片的拍攝,選取相對位移為0、1、2、3、4 mm時進行拍攝,用MiVnt軟件處理得出顆粒及孔隙的結果如表4所示。

表4 不同位移等級下的顆粒與孔隙參數(shù)Table 4 Particle and pore parameters under different displacement levels

比較表4中所列細觀參數(shù)可以得出,標準砂-鋼板剪切過程中,隨著位移等級的增大,砂土的孔隙率逐漸減小,其原因是法向應力和剪切應力的作用,土體不斷壓縮,顆粒發(fā)生擠壓和旋轉并不斷填充孔隙。可知最后一個階段在4個不同試驗階段中孔隙率變化最小。位移等級s=1 mm 至位移等級s=2 mm 的階段,孔隙率變化最大。對比不同位移等級下孔隙大小的平均值,可以看出隨著位移等級的遞增,孔隙大小的平均值呈現(xiàn)出減少的趨勢。在位移等級s=2 mm后,孔隙大小的平均值減小的幅度降低。

上述分析表明標準砂-鋼板單調(diào)剪切過程中砂樣孔隙的壓縮主要發(fā)生在開始階段,隨著試驗的進行砂樣密實度提高、孔隙壓縮程度減小、孔隙面積減小。通過上述分析判定顆粒的孔隙率和孔隙發(fā)生顯著的變化時標準砂-鋼板單調(diào)剪切失效。顯微圖像拍攝的范圍是固定的,由出現(xiàn)在圖像內(nèi)的完整的砂土顆粒逐漸增加可看出土體不斷壓縮,單位面積內(nèi)的砂土顆粒逐漸增加,孔隙率及孔隙大小的變化情況基本一致。

2.4 基于顆粒間接觸關系的細觀分析

除顆粒孔隙及形狀大小能反映砂土細觀結構以外,粒間接觸關系也是一個重要細觀參數(shù),對此使用顆粒的接觸線切線方向來表示。在MiVnt軟件中以接觸曲線段兩端點相連所得的直線,即以割線的方向近似作為切線方向來表示顆粒間的接觸關系。圖8為相應位移等級下細觀觀測點內(nèi)顆粒接觸線切線方向玫瑰圖。

圖8 接觸線切線方向玫瑰圖Fig.8 Rose diagram of tangent direction of contact wire

由圖8可知,顆粒接觸線總數(shù)隨位移等級增加而增加。接觸線切線方向與x軸正向的夾角分布隨位移等級的增加逐漸由90°～180°向 0°～90°轉變。自然堆積狀態(tài)下接觸線方向的分布具有一定的隨機性,接觸線切線方向與x軸正向夾角為160°～180°區(qū)間內(nèi)的接觸線最多,有22個,占接觸線總數(shù)的19.82%;而接觸線切線方向與x軸正向夾角是0～20°的區(qū)間內(nèi)的接觸線有7個,占總數(shù)的6.31%。隨著位移等級的增加,當位移等級為s=2 mm時,16.15% 的接觸線分布在接觸線切線方向與x軸正向夾角0～20°的區(qū)間內(nèi),而接觸線分布在接觸線切線方向與x軸正向夾角是160°～180°的區(qū)間內(nèi)的概率下降為 5.38%。當位移等級達到s=4 mm時,接觸線分布在接觸線切線方向與x軸正向夾角是 0～20°區(qū)間內(nèi)的數(shù)目是 22 個,占接觸線總數(shù)的15.38%,分布在接觸線切線方向與x軸正向夾角160°～180°范圍的接觸線11個,占總數(shù)的7.69%。

顆粒接觸線分布概率的變化以及顆粒排列的定向特征表明在標準砂與鋼板單調(diào)剪切過程中,標準砂顆粒排列方向隨著鋼板位移的增加而發(fā)生了變化,砂土顆粒在三維空間內(nèi)發(fā)生了重新排列。顆粒之間的接觸隨著結構物位移的增加而增加。

3 數(shù)值模擬及分析

利用顆粒流離散元程序PFC2D,以4道剛性墻體分別來模擬結構物和試樣盒,通過對頂面墻體施加不同的速度,并使底面的墻體以一定的速率水平移動,來模擬不同法向應力條件下,土與結構物的相互作用。以具有一定剛度和粗糙度的圓盤來模擬土顆粒。對不同法向應力條件下土與結構物相互作用時土顆粒的分布變化情況、速度場和位移場進行分析。土與結構物相互作用數(shù)值模擬模型示意圖如圖9所示,數(shù)值模擬細觀參數(shù)如表5所示。

圖9 土與結構物相互作用數(shù)值模擬模型示意圖Fig.9 Numerical simulation model of soil-structure interaction

表5 PFC2D模型基本參數(shù)表Table 5 Basic parameters of PFC2D model

對密實度Dr=90% 法向應力σ=300 kPa條件下的標準砂-鋼板單調(diào)剪切試驗進行數(shù)值模擬,利用顆粒流離散元軟件編寫相應的程序命令控制結構物 0.4 mm/min 的速率水平運動,使土與結構物產(chǎn)生相對的剪切作用。

3.1 顆粒接觸力分析

繪制顆粒接觸力分布圖和顆粒位移矢量圖。選取剪切位移為0、1、2、3 mm的數(shù)據(jù)點進行分析,顆粒接觸力分布如圖10所示。

圖10 不同位移條件下的顆粒接觸力分布圖Fig.10 Distribution of particle contact force under different displacement conditions

對比圖10,在初始狀態(tài)(s=0 mm)時粒間接觸力分布均勻且主要以豎向為主,此時接觸力由自重引起。隨著相對位移的產(chǎn)生,在s=1 mm 時,接觸力方向逐漸發(fā)生偏轉,方向與鋼板運動方向一致,分布呈斜對角分布,可看出砂樣右側接觸力減小,左側接觸力增加。這是由于鋼板的運動帶動顆粒運動引起的。隨著相對位移的增加,顆粒接觸力逐漸集中于接觸面處并且逐漸增加。在s=3 mm時,接觸力又重新恢復以豎向為主,表明砂樣與鋼板相互作用失效時顆粒受到的粒間作用力已經(jīng)大于結構物的作用力,此時顆粒基本不隨結構物的運動而運動,可判定土與結構物之間已發(fā)生失效。

3.2 顆粒位移矢量分析

圖11為不同位移條件下的顆粒位移矢量圖。對比可知,在初始狀態(tài)s=0時,顆粒的位移較為雜亂,其原因為填充剛結束顆粒較不穩(wěn)定。隨著相對位移的產(chǎn)生,s=1 mm時,靠近鋼板的顆粒在鋼板的帶動下開始發(fā)生水平位移,此時位移具有明顯的方向性,其方向與鋼板運動方向一致。相對位移進一步增加,接觸面處的顆粒位移也隨之增加,而距離鋼板越遠,位移越不明顯,說明此時只有與鋼板接觸的顆粒受到鋼板運動的影響。當相對位移s=3 mm 時,顆粒的位移明顯減少,說明此時顆粒幾乎不隨著鋼板的運動而運動,只有接觸面附近的顆粒發(fā)生一定的轉動。顆粒不再隨著鋼板的運動而運動時,標準砂-鋼板相互作用發(fā)生失效。失效后,土與鋼板之間處于塑性滑動狀態(tài),土體不再發(fā)生明顯的形變,位移集中在接觸面處發(fā)生。

圖11 不同位移條件下的顆粒位移矢量圖Fig.11 Particle displacement vector diagram under different displacement conditions

3.3 顆粒速度矢量分析

圖12為顆粒速度矢量分布圖。在初始階段s=0時,顆粒沒有速度,保持靜止狀態(tài)。當相對位移s=1 mm時顆粒速度增加幅度大,這是由于鋼板的運動帶動了與之相接觸的顆粒,同時由于顆粒間相互摩擦、咬合作用,接觸面處顆粒的運動會帶動部分上部顆粒共同運動。當剪切位移進一步增加時,顆粒速度減小,鋼板對顆粒的影響只到接觸面附近約土體高度的 1/4。當相對位移s=3 mm 時,接觸面處的顆粒速度開始減小,說明此時鋼板的運動不再帶動顆粒的運動, 顆粒只在周圍顆粒的影響下發(fā)生平動或轉動運動幅度很小。當顆粒不再隨著鋼板的運動而運動時,標準砂-鋼板作用發(fā)生失效。

圖12 不同位移條件下的顆粒速度矢量圖Fig.12 Particle velocity vector diagram under different displacement conditions

3.4 數(shù)值模擬的應力場、位移場、速度場綜合分析

對數(shù)值模擬得到的顆粒應力場、顆粒位移場、顆粒速度場綜合分析,得出標準砂-鋼板接觸面通過顆粒的平移和轉動來傳遞剪切應力,顆粒的位移引起接觸面內(nèi)土體的剪脹。

從細觀數(shù)值模擬結果可看出,試驗開始后鋼板發(fā)生水平向位移,通過與鋼板相接觸的顆粒將剪切力傳遞至砂樣中,此時與鋼板相接觸的顆粒主要受到兩種力的作用:一是鋼板對它的作用力;二是與之相接觸的其他顆粒對它的作用力。在共同作用下,接觸面顆粒產(chǎn)生3種運動狀態(tài)。

(1)狀態(tài)1:兩種作用力的大小相等、方向相反。兩種力作用在同一條作用線上時,顆粒將保持靜止或勻速運動狀態(tài); 兩種作用力不在同一條作用線線上時,顆粒將發(fā)生勻速轉動。

(2)狀態(tài)2:鋼板對顆粒的作用力大于顆粒間的作用力、方向相反。兩種力作用在同一條作用線上時,顆粒將沿著鋼板運動方向移動,但速度小于鋼板運動的速度;兩種力不在同一條作用線上,顆粒將沿鋼板運動方向同時發(fā)生移動和轉動。

(3)狀態(tài)3:顆粒間的作用力大于鋼板對土顆粒的作用力。此時顆粒將沿著周圍顆粒作用合力的方向發(fā)生移動或者同時發(fā)生移動和轉動。

4 宏細觀機理分析

從以上分析可以看出,在細觀層次上觀察到的接觸面土體的應力、變形、位移等物理狀態(tài)變化的發(fā)展趨勢與宏觀層次上觀察到的剪應力-位移關系的發(fā)展趨勢相似。這表明在標準砂-鋼板相互作用的過程中,接觸面土體的物理狀態(tài)不斷發(fā)生變化,并逐漸趨于穩(wěn)定,這種物理狀態(tài)的變化又導致接觸面土體的力學特性發(fā)生類似趨勢的變化,并表現(xiàn)在宏觀觀測到的剪應力-位移關系的響應上。

綜合前文中基于應力-位移關系、土體細觀組構變化、細觀數(shù)值模擬對標準砂-鋼板失效的分析,可以看出標準砂與鋼板之間單調(diào)剪切作用時,在應力-應變關系上變現(xiàn)為加工硬化型,剪應力-位移關系曲線分為剪應力線性增長階段,緩慢增長階段和水平發(fā)展階段,而從細觀的角度考慮,土顆粒在結構物的作用力和土顆粒間的相互作用力下,表現(xiàn)出3種不同的運動狀態(tài),在剪應力-位移關系曲線的線性增長階段,與鋼板相接觸的土顆粒的運動狀態(tài)主要以靜止、勻速運動或勻速轉動為主,隨著相對位移的逐漸增大,當接觸面處大部分的土體顆粒發(fā)生隨著鋼板的運動而運動時,接觸面處的土體將發(fā)生剪切變形,剪應力逐漸發(fā)展至峰值,對應于剪應力-位移關系曲線的剪應力緩慢增長階段,當接觸面土顆粒不再隨著鋼板的運動而運動時,剪應力保持不變,標準砂-鋼板接觸表面發(fā)生失效,對應于剪應力-位移曲線的水平發(fā)展階段。

根據(jù)顆粒間的接觸關系,顆粒的速度、接觸力和位移分析,確定出標準砂-鋼板單調(diào)剪切的失效機理是由于土顆粒的平移、轉動,顆粒間的重新排列等所導致接觸面土顆粒間的咬合摩擦、滑動摩擦大于結構物對土顆粒的作用力,使得接觸面處的土顆粒不隨著結構物的運動而運動,從而在土與結構物接觸面產(chǎn)生很大的相對位移,引起失效。

5 結論

(1)標準砂-鋼板單調(diào)剪切的剪應力-位移曲線呈現(xiàn)出加工硬化的狀態(tài),可視為理想彈塑性模式,曲線可劃分為剪應力線性增長、緩慢增長和水平發(fā)展階段三個階段。

(2)定義λ為相鄰兩位移點所對應剪應力差值,當λ趨于0時,認為土與結構物之間相互作用失效。

(3)顆粒的孔隙率和孔隙發(fā)生顯著的變化后土與結構物相互作用失效。標準砂顆粒排列方向隨著鋼板位移的增加而發(fā)生了變化,砂土顆粒在三維空間內(nèi)發(fā)生了重新排列。

(4)通過數(shù)值模分析結果,根據(jù)粒間接觸力方向變化、顆粒位移、速度變化可將相互作用過程中接觸面土顆粒運動狀態(tài)分為三類,對應剪應力-位移曲線的三個階段,得出土與結構物接觸面通過顆粒的平移和轉動來傳遞剪切應力,砂顆粒的位移同時引起接觸面內(nèi)土體的剪脹。