黏土中鋼管樁拔樁模型試驗研究

孫亭亭 楊吉新* 張志華 楊竟南 張 璇 宋曉婷

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063) (長江水利委員會長江科學院2) 武漢 430010)

0 引 言

橋梁建設中，需要打設鋼管樁作為臨時支撐體系，待到橋梁上部結構完成后再拆除臨時支撐，這就涉及到鋼管樁拔樁的問題.目前常采用水底切割的方式，切除河床上的鋼管樁，但這種方法施工難度大、安全系數低、造價成本高.為了能有效拔出施工時遺留的鋼管樁，國內外諸多學者進行了拔樁的研究工作.試驗方面：Mosallanezhad等[1-2]通過開展普通樁和擴底樁的多個室內試驗，研究了拔樁的力學性能，得到了擴底樁的抗拔承載力大于普通樁.葛楠等[3-4]通過室內試驗對比了根式抗拔樁和普通抗拔樁在不同荷載等級下的樁身位移、軸力和摩阻力變化規律.在荷載傳遞機理方面：陳昌富等[5]通過建立樁-土傳遞模型，分析了抗拔樁在不同荷載下的樁體位移.劉梅等[6]研究了不同樁長的抗拔樁在不同地基中的破壞模式.Yao等[7]基于彈性力學理論和樁荷載傳遞原理，推導了考慮加固作用的群樁變形的非線性解析表達式，并驗證了該方法的有效性.邱紅勝等[8]通過理論分析和數值模擬的方法分析了支盤式錨桿的承載力性能優于普通錨桿.郭浩然等[9]通過改進的樁-土荷載傳遞模型，對樁的軸力和側摩阻力進行了研究，研究發現，改進的模型可以較好地反映樁的承載特性.

綜上所述，大多數學者主要是以抗拔樁作為研究基礎的，關于順利地將待拔樁拔出的研究較少，為了提高拔樁效率和資源的可持續使用，本文通過對室內模型試驗結果進行分析，設置不同的待拔樁長度、直徑，來研究拔樁時待拔樁的受力狀態及拔樁過程中樁周圍土體的荷載傳遞規律.

1 拔樁模型試驗

1.1 模型箱和測試系統

以湖北石首某大橋的拔樁工程項目作為研究背景[10-11]，采用縮尺試驗模型模擬拔樁過程，模型箱見圖1.模型箱由鋼板和角鋼制作而成，1.0 m×1.0 m×1.5 m(長×寬×高)，模型箱上部制作支架并安裝動滑輪和定滑輪，用鋼絲拉繩來連接待拔樁和加載裝置，加載裝置在模型箱左側面.模型箱正面安裝2塊透明鋼化玻璃，鋼化玻璃尺寸1.0 m×0.75 m.根據文獻[1-2]中，對周圍土體的影響區域在3D(樁徑)左右，選取試驗樁樁徑范圍80～120 mm，待拔樁中心距離模型箱的距離為440 mm(3.7～6.2D)，滿足邊界效應要求.

圖1 模型箱和測試系統

測試系統中主要有以下幾個部分：

1)應變片 可以測出拔樁時樁身軸力變化情況，在樁身按照樁長等距離布置若干個.試驗中采用的是120-3AA金屬應變片，阻值：120 Ω，靈敏度：2.0 mV/V，基底尺寸：6.9 mm×3.9 mm，絲柵尺寸：3.0 mm×2.3 mm.

2)微型土壓力盒 主要用來測量土體中受力變化情況，布置在樁側土體中.本文試驗采用的微型土壓力盒尺寸：28 mm×10 mm(直徑×厚度)，量程0～50 kPa，靈敏度≤0.1% FS，工作溫度-20～80 ℃.在試驗之前，采用自制的鐵桶300 mm×100 mm(高度×直徑)[12]，將土壓力盒埋置在和試驗土體相同密實度的土中，采用多級砝碼加載標定土壓力盒系數，結果發現和出廠標定的結果僅有8%的誤差，所以，試驗中直接采用土壓力盒的出廠標定系數進行計算.

3)動靜態應變儀 選擇JM3841動靜態應變儀(也稱為準動態應變儀)是一款支持靜態和低速動態應變測試的高性能應變儀，共有16個測試通道，特別適合測點分布相對分散的工程測試場合.

1.2 試驗土體

由于試驗中模型箱尺寸的限制，為了使得試驗土的各項物理指標(黏聚力、內摩擦角和壓縮模量等)滿足要求.使用重塑后土體，并控制含水量.試驗中黏土取自項目施工現場，黏土的物理性質列于表1.重塑后的黏土樣品和土體的級配曲線，見圖2.

表1 試驗土體物理力學性質指標

圖2 土樣和級配曲線

1.3 試驗樁

選擇相同樁徑不同長度和不同長度相同樁徑的鋼管樁模擬待拔樁.為了更好的模擬施工現場的鋼管樁，采用普通鋼管作為樁身材料，樁身直徑80～120 mm、壁厚4 mm，試驗時埋置深度80～120 mm，在樁身粘貼120-3AA金屬應變片，樁端開孔與鋼絲繩連接，并進一步連接到拔樁系統中.6種不同的待拔鋼管樁模型規格見表2，模型樁見圖3.

表2 待拔樁參數樁號埋置深度/cm直徑/mmDBZ180120DBZ2100120DBZ3120120DBZ412080DBZ512090DBZ6120100圖3 模型樁

1.4 試驗方法和加載方式

試驗中待拔樁均采用預埋的方法安裝，在分層填土時，當模型箱內的土到一定高度后，通過模型箱上部的型鋼支撐體系中的動滑輪、定滑輪和鋼絲繩共同配合，安裝待拔樁.由鋼絲繩連接待拔樁自然下垂，保證樁身軸線垂直，然后用“落雨法”填充土樣，并分層夯實、整平，同時在正立面散白色粉末，作為參考線.當到達預埋土壓力盒的高度時，將土壓力盒按照相應位置埋入土中(拔樁示意圖和土壓力盒布置見圖4)，繼續重復上述步驟，直到達到設定高度.靜置12 h后進場拔樁試驗.拔樁時主要通過模型箱上部的型鋼支撐體系進行施加上拔荷載.為了保證每一級穩定加載，在拔樁過程中，采用慢速維持荷載法進行加載，在施加荷載后的第5，10，30和60 min，通過觀察樁體位移判斷加載情況.當樁體位移達到相對穩定的狀態時，再進行下一級加載，重復上述過程，直到待拔樁順利拔出.

圖4 拔樁示意圖和土壓力盒分布

2 試驗結果分析

2.1 荷載-位移曲線變化規律

對6種待拔樁分兩組進行試驗，得出了分別在相同長度下和相同直徑下的荷載-位移曲線見圖5.兩組待拔樁的荷載-位移表現出，在荷載較小時，兩組待拔樁的荷載-位移曲線表現為直線形式；荷載不斷增大，曲線斜率也隨著增大，由較小荷載時的緩變形式逐漸變的陡峭，并呈現出迅速變化的趨勢.樁周土體由開始的彈性階段變為塑性階段，待拔樁和樁周土體接觸面的摩擦力被逐漸破壞，并不斷增長，最后伴隨著荷載的增加，待拔樁被緩慢拔出.通過觀察樁土接觸面的破壞情況，發現在上拔荷載較大時，待拔樁與土體出現分離，但是樁土沒有產生協同作用，還是樁土接觸面之間的摩擦力產生作用.所以，待拔樁在上拔荷載的作用下，先抵抗樁體自重，當超出自重荷載時，繼續抵抗樁土接觸面之間的摩擦力，摩阻力破壞后樁土之間產生滑移，最后把待拔樁拔出.

圖5 荷載-位移曲線

6根待拔樁的極限承載能力見圖6，由圖6可知:DBZ1最容易拔出，在上拔力為748.2 N時可以順利拔出；DBZ3最不易拔出，在上拔力為1 205.6 N時可以順利拔出.上拔力隨著待拔樁長度和樁徑增加而增大.在上拔荷載的作用下，荷載沿著樁身向下傳遞，在樁土接觸面表現為剛開始樁側土和樁身一起運動，最后樁側土形成剪切破壞，從而使得待拔樁順利拔出.可以看出與樁長、樁徑和加載等級有關.

圖6 各種試驗條件下的極限上拔力

2.2 樁身軸力分布

對6根待拔樁進行軸力測試，等直徑不同長度下的樁身軸力分布曲線見圖7，等長度不同樁徑下的樁身軸力分布曲線見圖8.根據待拔樁情況對每根樁進行分級加載，在整個拔樁過程中，樁身軸力隨著深度呈現線性分布顯示出逐漸減小的趨勢，這和文獻[12]中的分布規律一致.在樁頂軸力最大，樁底部軸力為0，這和工程背景中鋼管樁用作臨時支撐的情形一致，待拔樁作為摩擦樁承擔臨時荷載，要想順利拔出待拔樁必須克服樁體自重和樁土之間的摩阻力.

圖7 等直徑不同長度下的樁身軸力分布曲線

圖8 等長度不同樁徑下的樁身軸力分布曲線

對于等直徑不同長度的待拔樁來說，長度每增加20 cm，樁身軸力相對增加26%，除了克服樁身自重以外還要克服樁側土的摩阻力，埋深越深樁側土的摩阻力越大.在3根不同長度的待拔樁中，每一根樁的軸力分布曲線都是從樁頂沿樁身逐漸減小，一直到樁底處減小為0.在較小荷載的加載中，曲線曲率變化不明顯，主要是因為上拔荷載在沿樁身傳遞過程中受到樁側土的制約，隨著荷載等級的加大，軸力曲線曲率發生較明顯的變化，說明加載力在不斷克服樁側土的摩阻力，上拔荷載可以不斷傳遞到樁底.

在等長度不同樁徑的軸力曲線分布中，可以看出，樁徑為80 mm的DBZ4所需的拔樁力最小，樁徑為100 mm的DBZ6所需的拔樁力最大；樁徑每增加10 mm，樁身軸力相對增加16%.樁徑越大和土體的接觸面積越大，在拔樁時上拔荷載的傳遞越緩慢，對于分級加載中和等直徑下不同樁長顯示同樣的規律性.可以看出樁體軸力傳遞與樁長埋深和樁側土接觸密切相關，在上拔荷載的作用下，除了樁身承擔荷載以外，樁側土也分擔很大一部分，主要是通過觀察樁側土壓力的變化情況來判斷拔樁時土體承擔的荷載效應.

2.3 拔樁時土壓力變化

為了詳細了解拔樁時樁側土體變化，選擇試驗樁中直徑最大的DBZ6和長度最長的DBZ3作為研究對象，在待拔樁周圍布置土壓力盒測試的數據觀察土體受力變化情況.圖1和圖4的試驗模型中，在樁側布置5個土壓力盒，從上到下編號依次為1～5.分別考慮在臨近樁側、1倍的樁徑處和2倍的樁徑處三種不同位置處的土壓力變化情況.

2.3.1臨近樁側

在圖4的拔樁系統中，測試拔樁時樁側土體受力變化.測試結果見圖9.

圖9 臨近樁側土受力變化

結果表明:樁端下部土體受力最小，并沿著樁身向上不斷增大，在最上部的土壓力盒檢測出來的土體受力最大.對比圖9 a)～b)可知：

1)當位移在0～5 mm時，有明顯的折點，樁側的土壓力基本呈現直線增長，5～12 mm時，增長速率減慢，位移在12 mm之后增長更加緩慢；說明在產生較大位移時樁土之間出現了變形不協同，所有在最后階段土壓力增長變緩.

2)在位移為5 mm出現折點時，DBZ6最下部的壓力平均為0.245 kPa，最上部的壓力平均為2.264 kPa；對于DBZ3最下部的壓力平均為0.281 kPa，最上部的壓力平均為2.603 kPa.可以看出，在相同長度下樁徑越大，在上拔荷載的作用下產生位移時，樁側土的壓力越大.

3)在樁體位移為20 mm時，DBZ6中樁側土壓力最大值為4.413 kPa，DBZ3中樁側土壓力最大值為4.846 kPa，DBZ3比DBZ6的壓力效應增加約10%；這是由于土體在荷載傳遞中是顆粒與顆粒之間的傳遞，散粒體之間的傳播效應不像連續體是連續傳播，顆粒之間傳遞效應向周圍發散傳遞.

2.3.21倍樁徑處

圖10為距離待拔樁1D處的土壓力盒受力變化情況.由圖10可知，顯示和臨近樁側的曲線變化規律一致，但是在相同的拔樁位移下，土壓力較樁側的數值明顯減小.當在折點5 mm處時，DBZ6樁上端最大壓力為1.412 kPa，較臨近樁側減小了67%；DBZ3樁上端最大壓力為1.511 kPa，較臨近樁側減小了69%；在樁體位移為20 mm時，DBZ6中樁側土壓力最大值為2.641 kPa，DBZ3中樁側土壓力最大值為2.904 kPa.因為DBZ3樁徑比DBZ6大，顆粒傳遞路徑增加，DBZ3減小的幅度比DBZ6要大.

圖10 1倍樁徑處土受力變化

2.3.32倍樁徑處

圖11為距離待拔樁2D處的土壓力盒受力變化情況.由圖11可知，當在折點5 mm處時，2根試驗樁的數值依然在減小，其中最下部的土壓力盒測試到的數值最小.通過和1D處的數值比較，DBZ6最下部的土壓力由0.182 kPa減小到0.128 kPa，DBZ3最下部的土壓力由0.201 kPa減小到0.137 kPa；DBZ6樁上端最大壓力由1.412 kPa減小到0.950 kPa，DBZ3最下部的土壓力由1.551 kPa減小到1.026 kPa.在樁體位移為20 mm時，DBZ6中樁側土壓力最大值由2.641 kPa減小到1.762 kPa；DBZ3中樁側土壓力最大值由2.904 kPa減小到1.905 kPa.

綜上所述，可以看出沿樁長分布的土體應力，隨著拔樁位移的增加，土體應力不斷增大，前期增長較快，后期增長幅度緩慢；底部壓力最小，上部壓力最大，且變化的比較均勻.在上拔過程中，待拔樁需要克服樁土之間的摩擦力，樁側土摩擦力破壞后，樁土之間的變形出現不協同，最后位移較大處土壓力增加緩慢.但是由于本文研究的拔樁位移比較小，待拔樁只產生了較小的位移.在顆粒之間的黏聚力的作用下，拔樁后的空隙處不會很快被填充上，導致測試的最下部的土體應力較小，而上部土體在拔樁過程中，土體一直處于被壓縮的狀態，并隨著拔樁位移的增加土體顆粒之間相互擠壓，慢慢呈現以待拔樁為中心的“上拱”的趨勢.土壓力數值以待拔樁為中心往四周散開，離樁越遠土壓力越小，樁端下部土體受力最小，并沿著樁身向上不斷增大，最后呈現“倒錐形”.在試驗中，樁底部土壓力數值很小，但是在樁頂區域依然有較大的土壓力存在.

3 結 論

1)當上拔荷載較小時，待拔樁的荷載-位移曲線表現為直線形式；隨著上拔荷載不斷增大，曲線斜率也隨著增大，由較小荷載時的緩變形式逐漸變的陡峭，并呈現出迅速變化的趨勢.各樁所需上拔荷載，隨著樁徑和樁長的增加而增大.

2)對于等樁徑不同長度的待拔樁，長度每增加20 cm，樁身軸力相對增加26%，埋深越深樁側土的摩阻力越大；等長度不同樁徑的待拔樁，樁徑每增加10 mm，樁身軸力相對增加16%，樁體軸力傳遞與樁長埋深和樁側土接觸密切相關.

3)在拔樁時樁側土壓力在拔樁位移5 mm時出現折點，在位移20 mm時DBZ3比DBZ6的壓力效應增加約10%；隨著拔樁位移的增加，土體應力不斷增大，前期增長較快，后期增長幅度緩慢.

4)通過對比臨近樁側、1倍樁徑處和2倍樁徑處的土壓力數值，可以看出，土壓力數值以待拔樁為中心往四周散開，離樁越遠土壓力越小，樁端下部土體受力最小，并沿著樁身向上不斷增大，最后呈現“倒錐形”.