Multi

Rapports scientifiques volume 13, Numéro d'article : 6410 (2023) Citer cet article

223 accès

Détails des métriques

Le pieu de soulèvement est une mesure anti-soulèvement en ingénierie largement utilisée dans la pratique. Afin d'étudier les paramètres mécaniques du pieu et du sol environnant sous la charge de soulèvement, un test de modèle de soulèvement du pieu et un test numérique correspondant ont été réalisés. La technique d'analyse d'image a été appliquée au test du modèle pour étudier les déplacements du sol causés par la traction du pieu. Les relations charge-déplacement et force axiale du pieu-résistance au frottement latéral ont été étudiées à trois profondeurs d'enfouissement. En comparant les résultats de l'essai sur modèle et de l'essai numérique, il révèle que le pieu a principalement subi quatre étapes sous l'influence de la charge de soulèvement : étape initiale de chargement, étape d'écrouissage, pointe de l'étape de chargement et étape de ramollissement par déformation ; les déplacements du sol autour du pieu présentaient une forme conique inversée à mesure que la charge de soulèvement augmentait ; et des effets évidents de voûte du sol ont pu être observés près de la surface du sol. De plus, le développement des chaînes de force et des contraintes principales majeures a indiqué que la résistance de frottement latéral du pieu a d'abord augmenté jusqu'à sa valeur maximale, puis a fortement diminué dans le sens de la profondeur.

En tant que mesure anti-soulèvement efficace dans l'ingénierie souterraine, le pieu de soulèvement a été largement utilisé dans la conception anti-soulèvement de structures souterraines telles que les sous-sols, les chaussées et les tunnels. Par rapport à la capacité portante de la fondation améliorée par le traitement de la couche de sol, le système de support formé par le pieu anti-soulèvement et la plaque anti-soulèvement apportera un meilleur effet anti-soulèvement. Wen1 a constaté par le test que la capacité portante anti-soulèvement du pieu sous ce système de support était améliorée de sorte que le soulèvement vertical du pieu était réduit de 64,2% par rapport à la méthode du sol renforcé. Alawneh et al.2 ont analysé la capacité de résistance au soulèvement du pieu par un test de modèle intérieur pour déterminer ses principaux facteurs d'influence, notamment le matériau du pieu, le type, la rugosité, la forme de la section et les propriétés du sol.

Habituellement, l'application du pieu dépend de la nature inhérente du pieu, y compris les propriétés du matériau, sa résistance et sa rigidité. Un exemple est que les pieux de remplissage de tuyaux submergés sont principalement utilisés dans les sols argileux, limoneux ou limoneux, les sols sableux et les couches de remplissage artificielles ; et un autre exemple est que les pieux vissés sont principalement utilisés dans les strates de type argile, poudre, sable et gravier. Pendant ce temps, les facteurs externes, tels que la profondeur d'enfouissement du pieu et l'environnement du sol, déterminent la nature de la surface de contact pieu-sol et le schéma d'endommagement des particules de sol. Chen et al.3 ont trouvé trois surfaces de rupture de la morphologie des dommages du pieu résistant à l'arrachement, et la forme de la surface de rupture détermine la capacité portante ultime du pieu résistant à l'arrachement et ont répertorié l'équation de la surface de rupture du sol autour du pieu. Amjad et al.4 ont testé la résistance à l'arrachement de pieux de section égale sous une charge verticale et ont constaté que plus le taux de fracture du sol autour du pieu sous la même charge est élevé, plus la capacité portante est faible et plus le taux de fracture sous charge ultime peut donner un jeu complet à la capacité portante du sol. Certains chercheurs ont découvert que lorsque des pieux tubulaires en acier avec différentes profondeurs d'enfouissement étaient relevés, la force axiale du pieu augmentait de 26 % pour chaque augmentation de 20 cm de la longueur d'enfouissement5.

D'autre part, le pieu doit vaincre la résistance de frottement lorsqu'il est tiré vers le haut, et la résistance à l'arrachement accompagne la résistance de frottement. Certaines études ont montré que plus l'interface pieu-sol est rugueuse, plus le rapport entre la capacité portante résiduelle et la capacité portante ultime du pieu est faible, et plus le rendement de conversion de la capacité portante du pieu est élevé6,7. En comparant la capacité portante ultime de soulèvement vertical monopile du pieu d'essai et du pieu d'ingénierie in situ, on a constaté que la capacité portante du pieu d'ingénierie était beaucoup plus grande que celle du pieu d'essai, ce qui expliquait également que la résistance au frottement à la surface de contact n'était pas négligeable8,9. Qin et al.10 ont effectué un test statique de la résistance à l'arrachement vertical d'un monopieux dans du sable calcaire et du sable quartzeux intérieurs. Ils ont constaté que l'élévation du sable calcaire autour du sommet du pieu était faible en raison de «l'effet de goulot d'étranglement» causé par l'interconnexion des particules de surface, qui renforçait la résistance ultime au frottement latéral de la section supérieure du pieu. Hussein et al.11 ont mené des essais d'arrachement sur des pieux modèles enfouis dans du sable sec meuble et du sable dense avec différents rapports L/D (L/D = 20, 25, 30) et ont constaté que sous l'effet combiné des charges sismiques et d'arrachement, la capacité d'arrachement maximale des pieux dans du sable sec meuble était réduite de 55,02 à 73,22 %, tandis que dans du sable dense, la capacité d'arrachement maximale des trois modèles était moins réduite, c'est-à-dire que la surface de frottement dans le sable dense était inférieure à celle du sable meuble, et l'augmentation de la densité relative augmenterait la contrainte effective. De plus, la résistance au frottement affecte également le taux d'augmentation de la contrainte du pieu. Sakr et al.12 ont effectué des tests d'arrachement sur des pieux modèles (avec et sans ailes d'ancrage) installés dans du sable sec de densité différente et ont constaté que la résistance à l'arrachement des pieux annulaires d'ancrage augmentait avec l'augmentation de la densité relative du sable. Lorsque la densité relative du sable était de 80%, la résistance à l'arrachement du pieu des ailes d'ancrage atteignait jusqu'à 2,77 fois celle du pieu ordinaire. D'autres chercheurs ont également découvert que la contrainte de frottement latéral augmente progressivement avec la profondeur et que le taux d'augmentation de la contrainte diminue progressivement13. En plus de la dérivation théorique, des essais sur modèle et des essais sur le terrain, le calcul numérique, par exemple FEM et DEM, est largement utilisé pour étudier la capacité portante des pieux résistants au soulèvement14,15,16.

Dans l'ensemble, l'application de pieux de contre-extraction dans diverses couches de sol et environnements d'ingénierie a fait l'objet de recherches approfondies tant au pays qu'à l'étranger. Cependant, l'analyse de l'ensemble du processus de résistance au frottement latéral dans la vue micro et la vue micro comparative reste inexplorée. En combinant la technologie d'image DIC, trois ensembles de tests d'arrachement avec différentes profondeurs d'enfouissement (profondeurs d'enfouissement 300 mm, 250 mm et 200 mm) sont conçus pour analyser la relation charge-déplacement du sommet du pieu et le déplacement relatif du sol autour du pieu. Le DEM est utilisé pour simuler le processus de force d'un pieu résistant à l'arrachement et enregistrer le changement de force des particules de sol autour du pieu. Enfin, les résultats des tests ont été comparés à ceux de la simulation.

La recherche comprenait trois essais d'arrachement effectués à des profondeurs d'enfouissement de pieux de 300 mm, 250 mm et 200 mm. Une machine universelle contrôlait la charge supérieure du pieu pour assurer un chargement égal ; des jauges de contrainte ont évalué la force axiale du pieu et l'approche de corrélation d'images numériques (DIC) a calculé le déplacement plein champ du sol. La charge de soulèvement, le déplacement, la distribution de la force axiale du pieu et le déplacement du sol ont tous été calculés.

Le pieu modèle est un pieu semi-circulaire à paroi mince en aluminium avec un module d'élasticité de 7 × 1010 Pa, une longueur de pieu de 300 mm, un diamètre de 40 mm et une épaisseur de paroi de 2 mm. Selon Azzam et al.17, le pieu modèle a été appliqué du papier abrasif à l'extérieur pour simuler le frottement entre le pieu en béton armé et le sol. Le sable d'essai est le sable standard du Fujian. Comme le montre la figure 1, la taille moyenne des particules d50 = 0,36 mm, mesurée par un test au tamis, et il s'agit de sable mal calibré selon la norme ASTM D6913-0418, coefficient d'inhomogénéité Cu = 1,59, coefficient de courbure Cc = 0,89, densité sèche minimale de 1,44 g/cm3, densité sèche maximale de 1,75 g/cm3, densité de sable de 1,59 g/cm3, gravité relative Dr = 0,53, angle de frottement interne φ = 30,96°, et la couche de sable est dans un état moyennement dense.

Courbe de distribution granulométrique du sol testé.

Le pieu unique étudié dans cet article correspond au pieu utilisé dans la section tunnel du projet de franchissement de la rivière Heyi dans la ville de Quzhou, province du Zhejiang, Chine. La longueur du pieu utilisé dans le projet est de 10 m et le diamètre du pieu est de 1 m. Pour simuler le pieu in situ dans la boîte modèle et éliminer l'effet d'échelle19,20,21,22, un facteur de réduction de n = 30 a été appliqué pour l'essai à échelle réduite. Le dispositif de test est composé de trois parties : la boîte modèle, le système de chargement et le dispositif d'acquisition d'images. La boîte modèle mesure 600 mm × 290 mm × 400 mm et possède quatre côtés transparents pour faciliter l'observation du processus de test. Ces dimensions de la boîte modèle ont été choisies pour éviter l'effet frontière. Le dispositif de chargement peut effectuer un chargement à vitesse égale et a une course de traction et de compression de 700 mm et une plage de vitesse de 0,01 mm/min à 500 mm/min. La caméra d'acquisition d'images est la SONYA6500, qui possède un capteur demi-trame de 24,2 millions de pixels. Le système du dispositif de dessin de pieu et le croquis du pieu modèle ont été présentés aux Fig. 2 et 3, respectivement.

Schéma de la configuration du test.

Schémas du pieu modèle.

Pour assurer la répétabilité des essais, les éprouvettes ont été préparées en six couches à une hauteur de 50 cm en utilisant la méthode de la pluie tombante. La production de chaque couche de sable passait par les étapes suivantes. Nous avons d'abord pesé une certaine masse de sable. Ensuite, le sable a été martelé à une échelle prédéterminée et nivelé. Chaque couche de sable était martelée 20 à 30 fois, et le nombre de martelages augmentait de bas en haut. Selon Basha et Azzam23, le pieu modèle a été principalement installé par deux méthodes : la méthode de battage et la méthode de non-perturbation. Cependant, le pieu utilisé dans cette étude est un pieu semi-circulaire dont il est difficile de contrôler la perpendicularité lors du battage. Par conséquent, la méthode de non-perturbation a été appliquée pour installer le pieu modèle. La couche initiale de sable était de 10 cm d'épaisseur et placée en tas semi-circulaire après avoir été posée et compactée. Les couches suivantes avaient une épaisseur de 5 cm, ce qui donne une hauteur totale de 35 cm. Enfin, le sable a été laissé décanter pendant 4 h. L'appareil photo numérique a été placé à l'extérieur de la boîte du modèle et, après la mise au point, l'image a été calibrée pour un traitement ultérieur de l'image. Enfin, la machine universelle a été chargée à une vitesse constante de 0,5 mm/min.

Le DIC est une méthode optique de mesure de la contrainte mécanique qui permet une mesure sans contact de l'objet cible. En d'autres termes, deux images de la surface cible (un pixel est l'unité de base d'une image numérique) sont acquises à différents moments, et la carte binaire est obtenue en numérisant les images et en calculant la corrélation des cartes binaires aux points temporels connectés pour obtenir les informations de champ de déformation de la surface cible.

En utilisant une profondeur d'enfouissement de 300 mm comme exemple, la Fig. 4 représente la courbe charge (Q)-déplacement (s). La première étape est la phase initiale de chargement, au cours de laquelle le pieu est soumis à une petite force de traction, aucun déplacement relatif ne se produit avec la terre entourant le pieu et le pieu-sol peut revenir à sa position initiale après le retrait de la charge. La deuxième phase est l'étape d'écrouissage. À mesure que la force de traction augmente, le sol entourant le pieu est susceptible d'augmenter le frottement côté pieu et la détérioration structurelle, qui sont ensuite transférés au sol environnant. Une partie du sol est endommagée par le plastique à ce stade. Le pic de l'étape de chargement est la troisième phase. Le sol sablonneux entourant le tas a été complètement endommagé. Actuellement, le pieu a atteint sa capacité portante maximale, et la portée de son influence sur le sol a également atteint son étendue maximale. Au fur et à mesure que le pieu continue de se soulever et que la profondeur d'enfouissement diminue, la capacité portante du pieu diminue considérablement avec l'augmentation du déplacement pendant la phase d'adoucissement.

La courbe Qs de la profondeur enterrée du pieu avec 300 mm.

Lorsque le pieu est déplacé par la charge de soulèvement, la terre environnante est perturbée. En utilisant la technique de mesure d'image sans contact DIC, les nuages ​​de déplacement des quatre étapes sont acquis; voir Fig. 5. (Le déplacement du sol vers le haut est négatif, vers le bas est positif). Au début du soulèvement du pieu, le pieu induit d'abord un déplacement du sol à l'interface pieu-sol, ce qui démontre principalement la construction et l'expansion de la résistance de frottement latéral du pieu ; à ce stade, la plage d'effet de la déformation par déplacement sable-sol est limitée (Fig. 5a). Au fur et à mesure que le soulèvement du pieu augmente, le déplacement horizontal du sol entourant le pieu commence à s'étendre vers l'extérieur, avec le pieu en son cœur. La plage de perturbation augmente avec la distance de soulèvement du pieu, tandis que la plage d'expansion est restreinte par la retenue mutuelle entre les particules. Le rayon d'expansion est d'environ 1,5D (D est le diamètre du pieu modèle, Fig. 5b). Le nuage de déplacement du dommage final est en forme de V autour du pieu, avec la plus grande concentration de déplacement de sol au sommet du pieu. La plage d'influence sur le sol entourant le pieu augmente à mesure que le pieu est soulevé à plusieurs reprises, mais tend à se stabiliser lorsque le sol passe du stade de chargement maximal au stade de ramollissement de la déformation.

Carte des contours de déplacement du sol.

Comme le montre la Fig. 6, les déplacements horizontaux et verticaux du sol sont synthétisés dans un diagramme vectoriel. La direction de la flèche dans le diagramme représente la direction du déplacement des particules de sol, tandis que la longueur de la flèche représente la taille du déplacement. Dans la phase initiale de soulèvement, la force de soulèvement du pieu est toujours inférieure à la résistance de frottement latéral, de sorte que le vecteur de déplacement du sol est uniformément distribué et presque inchangé. Avec l'augmentation de la force de traction (jusqu'à la résistance maximale au frottement latéral), le mouvement du sol autour du pieu est propulsé, et on découvre que le déplacement du sol dans la région du pieu, au-dessus de 150 mm, change principalement dans le sens vertical. À une profondeur de pieu de 300 mm, la condition ultime de perturbation du sol dans la direction horizontale d'environ 100 mm entourant le pieu est extrême, et la surface s'accompagne d'un déplacement de soulèvement. Le soulèvement de surface est assez faible lorsque la profondeur d'enfouissement du pieu est relativement faible.

Diagramme vectoriel de déplacement du sol.

Les jauges de contrainte sont positionnées symétriquement sur le pieu pour déterminer sa force axiale. Les valeurs de déformation à divers points sous chaque niveau de charge sont enregistrées et la force axiale transversale correspondante est calculée.

Les graphiques de la force de l'arbre du pieu et de la résistance moyenne au frottement latéral sont illustrés à la Fig. 7. Au début de l'application de la force (Fig. 7a), la force de l'arbre du pieu est répartie à peu près proportionnellement à la profondeur et la courbe monte de manière similaire. Lorsque la tension approche de sa charge maximale, le rapport entre la force axiale et le déplacement change rapidement dans la dernière étape. Sous la même charge, on découvre que la force du fût du pieu diminue avec l'augmentation de la profondeur ; à la même profondeur, la force de l'arbre augmente avec l'augmentation de la charge. La résistance moyenne au frottement latéral de chaque partie du pieu augmentait avec la charge de soulèvement (Fig. 7b), et elle augmentait avec la profondeur sous le même poids ; la résistance moyenne au frottement latéral a atteint sa valeur la plus élevée à 408 N.

Force axiale et résistance moyenne au frottement latéral le long du pieu modèle.

La courbe Qs à différentes profondeurs d'enfouissement a été générée en combinant la charge appliquée par la machine universelle et les données de déplacement enregistrées, comme illustré à la Fig. 8. Au cours de la phase initiale de soulèvement, la charge du sommet du pieu augmente brusquement, puis diminue progressivement après avoir atteint son apogée, et atteint finalement un niveau plus modéré et stable. Selon ASTM D3689-0724, la charge correspondant au point de départ de la courbe Qs avec une chute abrupte évidente est prise comme charge ultime, de sorte que la capacité portante ultime mesurée lorsque le pieu est enterré à 300 mm, 250 mm et 200 mm est de 408 N, 285 N et 182 N, respectivement, indiquant que la capacité portante de soulèvement de la fondation du pieu diminuera à mesure que la profondeur d'enfouissement diminue. Pour assurer la sécurité du projet et maximiser la résistance à l'arrachement, la profondeur d'enfouissement du pieu doit être établie de manière rationnelle dans la pratique de l'ingénierie en fonction de la condition de force.

Courbes Qs du dessus de la pile avec différentes profondeurs d'enfouissement.

La figure 9 illustre les nuages ​​de déplacement et les diagrammes vectoriels pour différentes profondeurs d'enfouissement. Sur la figure 9a, la surface du pieu est enduite de papier de verre afin d'augmenter la résistance au frottement de l'interface pieu-sol. La résistance au frottement n'est pas la même à différentes profondeurs d'enfouissement, et le déplacement horizontal du sol périphérique de la pile de contrôle d'ingénierie avec de vastes profondeurs d'enfouissement a une large plage d'impact, mais à la fin, ils présentent tous une forme de cône inversé. Selon la figure 9b, l'effet de voûte du sol au sommet du pieu augmente à mesure que la profondeur d'enfouissement augmente, et cet effet peut être observé à mesure que la couche de sol de surface s'élève.

Déplacement du sol avec différentes profondeurs d'enfouissement (200 mm, 250 mm, 300 mm).

La figure 10 montre la capacité portante ultime avec différents rapports longueur-diamètre (L/D, 50, 62,5 et 75 respectivement). La capacité ultime a augmenté avec l'augmentation du rapport longueur-diamètre. Pour le pieu général de section égale, la surface endommagée du sol environnant présente principalement les modèles de dommages suivants : dommages cylindriques, dommages de cône inversé et dommages composés (c'est-à-dire, dommages cylindriques dans la partie inférieure et dommages de cône inversé dans la partie supérieure). Comme le montre la figure 9a, le modèle de dommage apparu dans cette étude peut être identifié comme le deuxième modèle de dommage mentionné ci-dessus, qui a été causé par l'augmentation de la friction due au fait que le pieu était frictionnel. Et le modèle d'échec de ce test était cohérent avec l'étude précédente22.

Relation entre la capacité portante ultime et le rapport longueur-diamètre.

L'essai sur modèle numérique du pieu d'essai avec une profondeur d'enfouissement de 300 mm a été réalisé à l'aide d'un DEM pour étudier les lois internes à micro-échelle du processus de soulèvement du pieu résistant au soulèvement et pour le valider avec un essai sur modèle intérieur. La densité de particules du sol est de 2650 kg/m3, et les paramètres de micro-vue sont affichés dans le tableau 1. La figure 11 représente le schéma du modèle numérique du pieu enterré de 300 mm, ce qui est cohérent avec les conditions d'essai. Quatre points de surveillance de la force axiale ont été établis à 60 mm, 120 mm, 180 mm et 240 mm de la base du pieu (emplacements 1, 2, 3 et 4).

Paramétrage du modèle numérique.

Pendant le soulèvement du pieu modèle, la capacité portante et la résistance au frottement latéral sont toujours en tandem, la résistance au frottement étant légèrement inférieure à la capacité portante. En comparant les diagrammes Qs de test et de simulation (Fig. 12a), on découvre que le pieu modèle atteint son état ultime de capacité portante à un déplacement d'environ 3 mm, et que, bien qu'il y ait une petite diminution avec la croissance du déplacement, la différence finale avec la capacité portante ultime n'est pas grande, et l'erreur relative entre eux est de moins de 10 %, confirmant la précision de la simulation. De plus, la force axiale du pieu augmente à mesure que le déplacement vers le haut augmente (Fig. 12b). 4 force axiale est évidemment supérieure à 3 force axiale, 2 force axiale et 1 force axiale. Les fluctuations de la force axiale à quatre emplacements distincts suivent un schéma similaire ; seules leurs grandeurs varient. Lorsque le déplacement atteint la valeur limite, la croissance de la résistance devient lente.

Résultats de chargement de pieux du modèle DEM.

La figure 13 illustre les résultats de déplacement du sol du modèle de pieu de 300 mm de profondeur. Le nuage présente une propagation en forme de V de la base du tas vers le haut, et le déplacement des particules de sol près du tas a le plus grand impact, tandis que le reste du sol est moins sollicité. Le sommet de la pile s'accompagne d'une élévation de terrain similaire dans le diagramme vectoriel. Ceci est cohérent avec le nuage de déplacement du sol et le diagramme vectoriel (Figs. 5 et 6) observés par DIC pendant le test, indiquant que le test a été effectué correctement.

Résultats de déplacement du sol du modèle DEM.

La structure en forme de chaîne générée par le transfert de force entre les particules dans des milieux discrets est connue sous le nom de chaîne de force, et la distribution des chaînes de force reflète le comportement de transfert de charge des milieux discontinus. La figure 14 présente une comparaison des lois de distribution des chaînes d'efforts de contact au cours de quatre phases distinctes de la procédure d'extraction du pieu. Plus la chaîne de force est épaisse, plus la force de contact est grande. Avant le chargement, la distribution de la chaîne de force est devenue dense de haut en bas à cause de la gravité. Lorsque le chargement a commencé, des cavités de chaîne de force elliptiques ont commencé à émerger au bas du pieu, et la distribution de la concentration de la chaîne de force autour de la surface inférieure du pieu était en forme d'arche. Tout au long du pic de la phase de chargement, la zone de concentration de la chaîne de force s'étend davantage vers l'extérieur. En ce qui concerne l'étape d'adoucissement, le côté du pieu s'est développé vers l'extérieur du bas vers le haut du pieu, formant une zone de concentration de chaîne de force d'arche convexe. La comparaison de la distribution des chaînes de force dans les quatre étapes révèle que la densité et la propagation des chaînes de force augmentent et s'étendent progressivement avec l'augmentation de la résistance au frottement latéral ; les chaînes de force des deux côtés du bas du pieu se rassemblent rapidement, provoquant d'abord une augmentation de la résistance au frottement latéral, puis une expansion progressive pour former un réseau de chaînes de force stable.

Distribution de la chaîne de force à différents stades de chargement.

L'extraction du pieu s'accompagne inévitablement d'une redistribution des contraintes dans le sol de fondation, et une matrice de sphères de mesure de 36 × 21 est disposée dans le modèle pour obtenir la répartition des contraintes dans le sol pour une analyse plus approfondie du mécanisme de transfert de charge pieu-sol. Le vecteur de direction des contraintes principales est utilisé pour caractériser les propriétés de variation des contraintes principales dans le sol. Les valeurs de contraintes principales et leurs angles de direction sont calculés par Eq. (1):

où σxx, σyy, τxy sont les contraintes positives et tangentielles dans les directions x et y du sol enregistrées dans le cercle de mesure ; σ1,3 est la grandeur contrainte principale ; θ est l'angle de direction de la grande contrainte principale par rapport à la direction initiale (direction verticale).

La phase d'adoucissement est la phase la plus sévère de la dégradation interne du sol. Au cours de cette étape, la Fig. 15 représente l'énorme champ de contraintes principal et son vecteur de direction dans le sol de fondation. Du haut du pieu au bas du pieu, la valeur de la contrainte principale dans le sol autour du pieu augmente d'abord fortement jusqu'à sa valeur maximale, puis diminue fortement, la valeur la plus élevée de la contrainte principale indiquant que cette partie du pieu supporte actuellement la majeure partie de la pression du sol dans le sol. Sous la charge ultime, la résistance au frottement latéral du pieu augmente sur toute la profondeur, puis diminue rapidement, conformément aux résultats de la recherche sur la résistance au frottement latéral du pieu d'essai du modèle. La zone de direction du grand vecteur de contrainte principale du sol de fondation est comparable à la plage de distribution de la chaîne de force. Le grand vecteur de contrainte principal est dévié vers le côté et le bas du pieu, et les plages respectives de la zone de direction sont l'arc convexe et le lobe. La direction du sol près du bas des deux côtés de la limite est extrêmement mineure et essentiellement non affectée par l'extraction du pieu, tandis que la valeur de contrainte est augmentée sous l'action combinée de la gravité et du transfert de charge du côté du pieu par rapport à d'autres zones avec une direction minimale. Lorsque les particules de sol ont développé une structure quelque peu stable, la direction du grand vecteur de contrainte principal dans le sol de fondation et la croissance de la chaîne de force créent une redistribution interne des forces.

Grand diagramme vectoriel de contrainte principale et de direction.

Lorsque la contrainte est redistribuée, les particules de sol ajustent spontanément l'état de contact inter-particules pour s'adapter au champ de contrainte changeant, Rothenburg et Bathurst25 ont utilisé la fonction de distribution de contact inter-particules pour analyser la configuration de contact des particules, qui peut quantifier la variation de la distribution de contact inter-particules dans la fondation, voir Eq. (2)

où E(θ) est la fonction de densité de la distribution normale de contact ; θn est la direction principale de l'anisotropie normale de contact (angle avec l'horizontale) ; an est le coefficient d'ajustement de Fourier, caractérisant la complexité de l'anisotropie.

En fonction des valeurs des grandes contraintes primaires du sol de fondation et des directions vectorielles, les zones ont été numérotées et subdivisées26. La direction principale de la direction normale de contact du système de particules a été comptée comme un intervalle statistique de 10 ° et équipée d'une fonction de Fourier pour générer le diagramme d'analyse de la configuration normale de contact au pic de l'étape de chargement, comme illustré à la Fig. 16. La proportion de la tranche de rose reflète le rapport des contacts dans cette direction au nombre moyen de contacts dans toute la direction, et la direction principale de la configuration normale des contacts des particules dans chaque région présente une grande similitude avec la direction de la contrainte (Fig. 16). Les coefficients d'anisotropie du sol dans chaque région (1 à 4) sont respectivement de 0,202, 0,262, 0,128 et 0,154, et le degré d'anisotropie des particules dans la région de concentration de la charge latérale du pieu est le plus élevé. Plus le degré d'anisotropie est élevé, plus la force de contact nécessaire pour résister à une charge externe est concentrée. Plus la condition de contact inter-particules est proche, plus l'effet de compression sur les particules est important et plus leur capacité à transférer la charge est grande. Sous la double extrusion de la pression latérale de la terre et de la résistance au frottement latéral du pieu, l'état de contact interparticules est plus serré ; alors que le coefficient d'anisotropie dans la zone de répartition de la charge du fond du pieu est le plus bas, la majeure partie de la pression de la terre dans la fondation est partagée par le pieu, et seule une petite quantité de charge externe et de perturbation de la gravité se produit, l'état de contact interparticulaire est plus lâche. A la jonction des deux zones, la résistance de frottement latéral du pieu diminue drastiquement. En comparant la zone de transfert et la zone de concentration, la direction principale de la normale de contact s'avère plus proche de la direction verticale dans la zone de concentration, avec un degré d'anisotropie plus élevé. Cela indique que les particules dans la zone de concentration ont une plus grande capacité à résister à la charge de traction de séparation verticale.

Distribution de la direction normale de contact.

Dans cette étude, des tests en laboratoire et une analyse numérique sont utilisés pour étudier les pieux semi-circulaires à parois minces soumis à des charges de soulèvement vertical dans des sols sableux, et les conclusions suivantes peuvent être obtenues :

Sous la charge de soulèvement, le pieu subit principalement quatre étapes : l'étape initiale de chargement, l'étape d'écrouissage, l'étape de pointe de chargement et l'étape d'adoucissement. Avec l'augmentation de la contrainte, le sol entourant le pieu présente des dommages coniques inversés et un phénomène de voûte du sol en surface devient évident. Pendant le processus de soulèvement, la force axiale du pieu sous la même charge diminue dans le sens de la profondeur et augmente à mesure que la charge de soulèvement à la même profondeur augmente. Simultanément, la résistance de frottement latéral du pieu se développe dans le sens de la profondeur (à 60 mm du fond du pieu) et avec la charge de soulèvement. La capacité ultime a augmenté avec l'augmentation du rapport longueur-diamètre (L/D).

Lors du test de soulèvement du pieu, l'image DIC quantifie le processus de perturbation du sol environnant. Le déplacement de perturbation du sol généré par le déplacement de soulèvement à des profondeurs de pieu de 300 mm, 250 mm et 200 mm présente un motif en forme de V autour du pieu, et la plage d'effet du sol entourant le pieu augmente à mesure que la profondeur du pieu augmente. Les particules de sol entourant le pieu donnent naissance à des phénomènes d'arche en surface. Actuellement, la distribution des vecteurs de déplacement du sol est la plus dense en raison de la plus grande force de perturbation.

La résistance au frottement latéral du pieu modélisé par DEM est toujours légèrement inférieure à la capacité portante ultime. La force axiale à quatre endroits sélectionnés le long du pieu suit le même schéma que la courbe de capacité portante finale, à l'exception de l'amplitude. La courbe de capacité portante simulée est identique à la courbe charge-déplacement du pieu de l'essai ; le nuage de déplacement du sol simulé et le diagramme vectoriel autour du pieu sont identiques à la tendance globale des dommages mesurée par DIC dans le test, et le sol dépasse de la surface supérieure du pieu. Par conséquent, la simulation DEM et le test peuvent être mutuellement validés, démontrant la validité et la viabilité de l'étude.

Du point de vue micro, le diagramme de chaîne de force de la simulation DEM aide à décrire le processus de transfert de force de la résistance au frottement latéral du pieu aux particules de sol environnantes. L'analyse du grand champ de contrainte principal et de son vecteur de direction dans le sol de fondation pendant la phase de pic de chargement révèle que la grande contrainte principale atteint son maximum à une certaine distance de l'extrémité du pieu, indiquant que la résistance de frottement latéral du pieu augmente d'abord puis diminue fortement le long de la profondeur. Le diagramme vectoriel de direction est partitionné et quantifié. Par rapport à la zone de transfert, la zone concentrée a un degré d'anisotropie plus élevé et la direction principale de la normale de contact est également plus proche de la direction verticale, ce qui signifie que la particule a une plus grande capacité à résister à la charge d'arrachement verticale.

Les données utilisées dans ce travail peuvent être mises à disposition sur demande raisonnable auprès de l'auteur correspondant.

Loupe,. Analyse de l'application d'un système de renforcement de plaques anti-flottement anti-pieu dans l'excavation de la fosse du tunnel du bouclier de la travée supérieure. Sous-grade Eng. https://doi.org/10.13379/j.issn.1003-8825.202011029 (2021).

Article Google Scholar

Alawneh, AS, Malkawi, AIH & Al-Deeky, H. Essais de tension sur des pieux modèles lisses et rugueux dans du sable sec. Peut. Géotechnique. J. 36(4), 746–753. https://doi.org/10.1139/cgj-36-4-746 (1999).

Article Google Scholar

Chen, Y., Deng, A., Lu, F. & Sun, H. Mécanisme de rupture et capacité portante d'un pieu chargé verticalement avec un arbre partiellement vissé : expérience et simulations. Calcul. Géotechnique. 118, 103337 (2020).

Article Google Scholar

Amjad, M. et al. Prédiction de la capacité portante des pieux à l'aide de l'algorithme XGBoost : modélisation et évaluation des performances. Appl. Sci. https://doi.org/10.3390/app12042126 (2022).

Article Google Scholar

Al-Mhaidib, A. Étude expérimentale sur l'effet des charges de compression sur la capacité de soulèvement de pieux modèles dans le sable. Int. J. Geotech. Ing. 6(1), 133–137 (2012).

Article Google Scholar

Aldaeef, AA & Rayhani, MT Caractéristiques de l'interface pieu-sol dans un sol gelé pauvre en glace sous des températures d'exposition variables. Froid Rég. Sci. Technol. 191, 103377 (2021).

Article Google Scholar

Cui, J., Rao, P., Li, J., Chen, Q. & Nimbalkar, S. Évolution en fonction du temps de la capacité portante des pieux battus dans les argiles. Dans Actes de l'Institution of Civil Engineers-Geotechnical Engineering 1–17 (2022).

Jeong, S., Kim, D. et Park, J. Formule empirique de capacité portante pour les pieux préforés et préfabriqués en tube d'acier basée sur des essais sur le terrain. Int. J. Geomech. 21(9), 04021165 (2021).

Article Google Scholar

Shark, A. & Patra, R. Effet de la cambrure sur la capacité de soulèvement des pieux simples. Int. J. Geomech. ASCE 50, 8 (2008).

Google Scholar

Qin, Y., Meng, Q., Wang, R., Hu, S. et Zhang, Y. Modèle de recherche expérimentale sur le soulèvement d'un pieu unique dans le sable calcaire de la mer de Chine méridionale. Mar. Georesour. Géotechnol. 35(5), 653–660. https://doi.org/10.1080/1064119x.2016.1215362 (2017).

Article CAS Google Scholar

Hussein, HNA, Shafiqu, QSM & Khaled, ZS Effet sismique sur la capacité portante de soulèvement d'un pieu noyé dans du sable sec, In Journal of Physics: Conference Series, 012019 (IOP Publishing, 2021).

Sakr, M., Nazir, A., Azzam, W. & Sallam, A. Étude de modèle d'un seul pieu avec des ailes sous des charges de soulèvement. Appl. Océan Rés. 100, 102187. https://doi.org/10.1016/j.apor.2020.102187 (2020).

Article Google Scholar

Huo, K., Qin, X. & Yue, H. Recherche sur le test de charge statique de soulèvement de pieu tubulaire en acier de grand diamètre basé sur la mécanique. Dans la 2e Conférence internationale sur le génie civil et les transports (ICCET 2012). Mécanique appliquée et matériaux, Guilin, PEOPLES R CHINA, 410–415. https://doi.org/10.4028/www.scientific.net/AMM.256-259.410 (2012).

Emirler, B., Tolun, M. & Yildiz, A. Réponse numérique 3D d'un seul pieu sous chargement de soulèvement noyé dans du sable. Géotechnique. Géol. Ing. 37(5), 4351–4363. https://doi.org/10.1007/s10706-019-00913-1 (2019).

Article Google Scholar

Moayedi, H. & Mosallanezhad, M. Résistance au soulèvement des pieux à cloches et à plusieurs cloches dans du sable meuble. Mesure 109, 346–353. https://doi.org/10.1016/j.measurement.2017.06.001 (2017).

Annonces d'article Google Scholar

Liu, W. & Zhou, J. Simulation numérique du code de flux de particules pour un pieu sous charge de soulèvement. Menton. J. Geotech. Ing. 26(4), 516–521 (2004).

Google Scholar

Azzam, WR & Mesmary, MA Le comportement d'un pieu tendu simple soumis à une surcharge. NED Univ. J. Rés. 7(1), 1–12 (2010).

Google Scholar

ASTM D6913−04. Méthodes d'essai standard pour la distribution granulométrique (gradation) des sols à l'aide de l'analyse par tamisage, West Conshohocken, Pennsylvanie, États-Unis (2009).

Zhao, Z., Ye, S., Zhu, Y., Tao, H. & Chen, C. Étude d'essai sur modèle à l'échelle sur le frottement négatif de la peau des pieux compte tenu de la capacité de déformation du loess. Acta Géotech. 17, 601–611. https://doi.org/10.1007/s11440-021-01254-1 (2022).

Article Google Scholar

Liu, Y., Yang, P., Xue, S. et Pan, Y. Influence de l'auto-consolidation du remplissage de la drague sur le développement du frottement cutané négatif des pieux. Arabe. J. Géosci. 13, 725. https://doi.org/10.1007/s12517-020-05739-3 (2020).

Article Google Scholar

Sakr, M., Nazir, A., Azzam, W. & GamalEldin, I. Efficacité de groupe des pieux sous-alésés à double tension dans le sable. Géotechnique indienne. J. 53, 11–28. https://doi.org/10.1007/s40098-022-00642-y (2023).

Article Google Scholar

Abdelgwad, A., Nasr, A. & Azzam, W. Utilisation d'une base élargie pour améliorer la capacité de soulèvement d'un pieu simple dans le sable - étude de modèle. Innov. Infrastructure. Solut. 7, 317. https://doi.org/10.1007/s41062-022-00922-9 (2022).

Article Google Scholar

Basha, A. & Azzam, WR Capacité de soulèvement d'un pieu unique noyé dans du sable partiellement submergé. KSCE J. Civ. Ing. 22(4), 1–9. https://doi.org/10.1007/s12205-017-1715-2 (2018).

Article Google Scholar

ASTM D3689-07. Méthodes d'essai standard pour les fondations profondes sous charge de traction axiale statique, West Conshohocken, Pennsylvanie, États-Unis (2007).

Rothenburg, L. & Bathurst, R. Étude analytique de l'anisotropie induite dans les matériaux granulaires idéalisés. Géotechnique 39(4), 601–614 (1989).

Article Google Scholar

Zhang, X., Jiang, M., Yang, J., Zhao, C. & Mei, G. L'étude macroscopique et mésoscopique des mécanismes de renforcement du pieu simple avec radier sous interaction combinée pieu-sol-radier. Calcul. Géotechnique. 144, 104630. https://doi.org/10.1016/j.compgeo.2021.104630 (2022).

Article Google Scholar

Télécharger les références

Cette étude a été soutenue par le projet de plan scientifique et technologique du département provincial des transports du Zhejiang (n° 2021045).

Quzhou Traffic Design Co., Ltd, Quzhou, Zhejiang, République populaire de Chine

Croc de Jianping

Département de génie civil, École de mécanique et des sciences de l'ingénieur, Université de Shanghai, 99 Shangda Road, Shanghai, 200444, République populaire de Chine

Songchao Lin et Kai Liu

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

Vous pouvez également rechercher cet auteur dans PubMed Google Scholar

JF a analysé les données et édité le manuscrit, SL a effectué les analyses numériques, KL a mené l'expérience. Tous les auteurs ont examiné le manuscrit.

Correspondance à Songchao Lin.

Les auteurs ne déclarent aucun intérêt concurrent.

Springer Nature reste neutre en ce qui concerne les revendications juridictionnelles dans les cartes publiées et les affiliations institutionnelles.

Libre accès Cet article est sous licence Creative Commons Attribution 4.0 International, qui autorise l'utilisation, le partage, l'adaptation, la distribution et la reproduction sur tout support ou format, à condition que vous accordiez le crédit approprié à l'auteur ou aux auteurs originaux et à la source, fournissez un lien vers la licence Creative Commons et indiquez si des modifications ont été apportées. Les images ou tout autre matériel de tiers dans cet article sont inclus dans la licence Creative Commons de l'article, sauf indication contraire dans une ligne de crédit au matériel. Si le matériel n'est pas inclus dans la licence Creative Commons de l'article et que votre utilisation prévue n'est pas autorisée par la réglementation légale ou dépasse l'utilisation autorisée, vous devrez obtenir l'autorisation directement du détenteur des droits d'auteur. Pour voir une copie de cette licence, visitez http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/.

Réimpressions et autorisations

Fang, J., Lin, S. & Liu, K. Étude multi-échelle du mécanisme de portance des pieux de soulèvement basée sur des essais sur modèle et des simulations numériques. Sci Rep 13, 6410 (2023). https://doi.org/10.1038/s41598-023-33221-z

Télécharger la citation

Reçu : 30 novembre 2022

Accepté : 10 avril 2023

Publié: 19 avril 2023

DOI : https://doi.org/10.1038/s41598-023-33221-z

Toute personne avec qui vous partagez le lien suivant pourra lire ce contenu :

Désolé, aucun lien partageable n'est actuellement disponible pour cet article.

Fourni par l'initiative de partage de contenu Springer Nature SharedIt

En soumettant un commentaire, vous acceptez de respecter nos conditions d'utilisation et nos directives communautaires. Si vous trouvez quelque chose d'abusif ou qui ne respecte pas nos conditions ou directives, veuillez le signaler comme inapproprié.