楊勝文, 石 曠, 楊吉新, 凌中水

(1.中國一冶集團(tuán)有限公司,湖北 武漢 430080; 2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院,湖北 武漢 430063; 3.安慶職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)電工程學(xué)院,安徽 安慶 246003)

振動(dòng)錘常用于樁基礎(chǔ)的施工中,其原理是利用振動(dòng)錘內(nèi)部偏心塊轉(zhuǎn)動(dòng)的離心力,產(chǎn)生豎直方向正弦激振力[1-4]。當(dāng)樁入土深度較深或土質(zhì)情況復(fù)雜時(shí),用一般的起重設(shè)備施加靜力進(jìn)行拔樁施工難度較大,此時(shí)通常用振動(dòng)錘在樁頂施加激振力,充分激振后使得樁側(cè)土軟化或液化,樁側(cè)阻力大幅削弱,從而達(dá)到順利拔樁的目的。對(duì)于飽和土中振動(dòng)錘拔樁過程的分析,研究樁側(cè)土的液化特性十分關(guān)鍵。Seed、Ishihara、汪聞韶等提出了土液化相關(guān)理論[5-8];文獻(xiàn)[9]建立飽和砂土固相顆粒和液相流體耦合的模型,采用計(jì)算流體動(dòng)力學(xué)技術(shù)分析飽和砂土的液化效應(yīng);文獻(xiàn)[10]提出一種新的本構(gòu)模型用于模擬土體液化后的強(qiáng)度及液化后的響應(yīng);文獻(xiàn)[11]對(duì)某盾構(gòu)隧道處地層在地震作用下的液化效應(yīng)進(jìn)行分析;文獻(xiàn)[12]提出適用于不同土層的雙曲線形式剪切波速判別模型,用于評(píng)價(jià)土層的液化程度;文獻(xiàn)[13]基于振動(dòng)臺(tái)試驗(yàn)?zāi)M強(qiáng)震區(qū)飽和砂土的液化規(guī)律;文獻(xiàn)[14]利用動(dòng)三軸試驗(yàn)研究含氣砂土的液化特性。上述對(duì)于土液化的研究大多集中于飽和土整體在地震荷載等外部循環(huán)荷載作用下的液化效應(yīng),針對(duì)樁頂振動(dòng)錘正弦激振下樁側(cè)土體液化效應(yīng)的相關(guān)研究很少。對(duì)樁側(cè)土進(jìn)行液化分析可以評(píng)價(jià)振動(dòng)錘的激振效果,對(duì)于振動(dòng)錘拔樁施工具有重要意義。

工程中常要進(jìn)行拔樁施工[15-18],以達(dá)到清障、廢樁重復(fù)利用等目的。對(duì)于靜力拔樁過程,已有一些研究成果。文獻(xiàn)[19]通過室內(nèi)模型試驗(yàn),對(duì)砂土中管樁的抗拔特性進(jìn)行研究;文獻(xiàn)[20]對(duì)水平與豎向靜力上拔組合荷載作用下的樁基承載特性進(jìn)行試驗(yàn)研究;文獻(xiàn)[21]基于離散元對(duì)擴(kuò)底樁的上拔特性進(jìn)行研究。當(dāng)樁頂施加激振力進(jìn)行動(dòng)力拔樁時(shí),樁與土之間的動(dòng)力相互作用更為復(fù)雜,同時(shí)還要考慮樁側(cè)土液化效應(yīng)的影響,激振力作用下的拔樁過程有待進(jìn)一步研究。

本文以石首建寧大橋橋下鋼管樁為例,通過FLAC3D有限差分軟件,利用描述土體液化的Finn模型,首先分析在EP160型振動(dòng)錘激振力作用下樁側(cè)土的液化效應(yīng),得出拔樁施工的可行性,然后分析不同拔樁力作用下樁體的位移時(shí)程響應(yīng),并通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)實(shí)測(cè)與數(shù)值計(jì)算對(duì)比,驗(yàn)證FLAC3D計(jì)算振動(dòng)拔樁過程的準(zhǔn)確性。

1 土體液化的原理

1.1 本構(gòu)模型

本文利用Finn模型模擬土受動(dòng)荷載的液化過程,其基本原理是根據(jù)文獻(xiàn)[22]提出的公式,即

(1)

C1C2C4=C3

(2)

(3)

(4)

其中:Δεvd為塑性體積應(yīng)變?cè)隽?γ為剪應(yīng)變;εvd為塑性體積應(yīng)變;C1、C2、C3、C4為模型常數(shù),可根據(jù)土工試驗(yàn)測(cè)定,C3為應(yīng)變閾值,即發(fā)生塑性體積應(yīng)變的最小剪應(yīng)變值;(N1)60為標(biāo)準(zhǔn)貫入擊數(shù)。

(1)式很好地描述了土體塑性體積應(yīng)變?cè)隽颗c不可恢復(fù)的塑性體積應(yīng)變間的函數(shù)關(guān)系,從細(xì)觀角度分析,在動(dòng)力作用下,土體經(jīng)過一個(gè)完整的應(yīng)變循環(huán),使得土顆粒發(fā)生重排并產(chǎn)生不可恢復(fù)的體積收縮,在恒定圍壓下,土體空隙減小,如果空隙中充滿流體,那么會(huì)導(dǎo)致流體壓力增大,從而使土顆粒間的有效應(yīng)力減小,當(dāng)有效應(yīng)力值減小至接近于0時(shí),認(rèn)為土顆粒已經(jīng)處于懸浮狀態(tài),土體發(fā)生液化,因此可通過土體塑性體積應(yīng)變的變化得到激振過程中孔隙水壓力的變化,從而對(duì)液化的情況進(jìn)行判定。

Finn模型是將(1)式與Mohr-Coulomb本構(gòu)模型整合在一起的新的本構(gòu)模型,該模型保留了Mohr-Coulomb模型所描述的土材料的非線性及彈塑性,同時(shí)能夠?qū)ν烈夯^程進(jìn)行分析。

1.2 土體液化判定方法

當(dāng)飽和土體在動(dòng)力作用下有效應(yīng)力值接近0時(shí),可認(rèn)為產(chǎn)生液化[23]。假設(shè)σ1′、σ2′、σ3′為激振結(jié)束后土體的三向有效應(yīng)力,σ10′、σ20′、σ30′分別為最初土體的三向有效應(yīng)力,土的有效球應(yīng)力為p,廣義剪應(yīng)力為q,當(dāng)有效應(yīng)力值減小為0時(shí),土體內(nèi)部應(yīng)力狀態(tài)可表示為:

σ1′=σ2′=σ3′=0

(5)

(6)

(7)

為了更加形象描述土體液化過程,利用FLAC3D自帶編程語言fish將超孔隙水壓比Ru的表達(dá)式以額外變量的方式編入程序。Ru的計(jì)算公式為:

(8)

(8)式中分母項(xiàng)的初始有效應(yīng)力隨深度變化,當(dāng)分子項(xiàng)的有效應(yīng)力值接近于0時(shí),即當(dāng)Ru值接近于1時(shí)表示土體基本液化。

2 工程概況與拔樁數(shù)值分析模型建立

2.1 工程概況

石首市建寧大橋全長548 m,主橋?yàn)閱慰?58 m下承式鋼-混疊合梁簡支系桿鋼拱橋。主橋鋼梁采用拼裝支架施工,施工過程中使用了大量鋼管樁作為臨時(shí)支撐,大橋建成后鋼管樁需要拔除回收。橋址范圍內(nèi)總體地形平坦,無滑坡、崩塌、泥石流等不良地質(zhì)現(xiàn)象,橋梁沿東西向跨越山底湖,湖水深1.6～2.7 m,橋址區(qū)巖土體是以粉質(zhì)黏土、砂性土、黏土及基巖組成的多層結(jié)構(gòu)土體,其中粉質(zhì)黏土厚0.8～48.8 m,砂性土厚2.3～21.3 m,黏土厚3.3～10.5 m,臨時(shí)鋼管樁架設(shè)區(qū)域土層主要為粉質(zhì)黏土。主橋鋼管樁布置如圖1所示。鋼管樁材質(zhì)為Q235鋼,直徑為630 mm,壁厚為8 mm。利用浮船設(shè)備配合EP160型振動(dòng)錘,現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行拔樁試驗(yàn),試驗(yàn)設(shè)備如圖2所示。

圖1 主橋鋼管樁支架布置

圖2 浮船拔樁設(shè)備

浮船拔樁設(shè)備由大型浮箱拼裝成船體,浮船上受力結(jié)構(gòu)由鋼管立柱及貝雷梁組成,振動(dòng)錘通過滑輪裝置,在貝雷梁上可自由調(diào)整位置,方便對(duì)準(zhǔn)鋼管樁,拔樁過程中由卷揚(yáng)機(jī)提供上拔力,振動(dòng)錘提供激振力,試驗(yàn)過程中測(cè)量不同樁頂力下鋼管樁的位移情況,可反映振動(dòng)錘的激振效果。

2.2 拔樁數(shù)值分析模型建立

利用FLAC3D建立振動(dòng)錘拔樁模型如圖3所示?？紤]到縮短計(jì)算時(shí)間以及遠(yuǎn)處土體基本不參與受力,土體長度及寬度取30倍樁徑,深度取1.5倍樁長,樁-土界面采用面-面接觸的方式,在鋼管樁外側(cè)及樁側(cè)土表面均設(shè)interface接觸單元,采用非線性動(dòng)力分析模塊,土體四周建立自由邊界減少波在邊界上的反射對(duì)動(dòng)力計(jì)算的影響,整體模型設(shè)置局部阻尼模擬激振過程中能量的耗散。以靜力及激振力組合的方式來模擬激振時(shí)樁頂荷載,其具體表達(dá)式為:

Fd=Fs+F

(9)

其中:Fs為靜力;F為振動(dòng)錘激振力。激振力振幅及頻率分別為200 kN、40 Hz,其波形圖為按時(shí)間變化的正弦函數(shù),激振力示意圖如圖4所示。

圖3 振動(dòng)錘拔樁數(shù)值分析模型

圖4 樁頂正弦激振力時(shí)程曲線

鋼管樁材質(zhì)按Q235鋼設(shè)置相關(guān)材料參數(shù);樁側(cè)土為單層粉質(zhì)黏土;由于飽和土動(dòng)力分析中要考慮孔隙水的影響,動(dòng)力分析的同時(shí)打開流體分析模式。數(shù)值分析所需標(biāo)貫擊數(shù)由室外原位鉆孔標(biāo)準(zhǔn)貫入試驗(yàn)測(cè)得,所需滲透系數(shù)、孔隙率、干密度、摩擦角、土彈性模量、泊松比由室內(nèi)土工試驗(yàn)測(cè)得。室外鉆孔土樣及室內(nèi)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)土樣如圖5所示。

圖5 試驗(yàn)土樣

所有土樣品的試驗(yàn)均按文獻(xiàn)[24]執(zhí)行,所測(cè)具體參數(shù)見表1所列。

表1 樁側(cè)土物理、力學(xué)性能參數(shù)取值

3 土體液化及拔樁過程分析

3.1 測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓比分析

考慮到對(duì)稱性,在樁的一側(cè)布置監(jiān)測(cè)點(diǎn),監(jiān)測(cè)振動(dòng)錘激振過程中各測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓比的變化規(guī)律。沿深度方向及樁徑方向設(shè)置5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),各監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖6所示。

各監(jiān)測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓比時(shí)程曲線如圖7、圖8所示。從圖7、圖8可以看出，隨著激振時(shí)間增加,各點(diǎn)超孔隙水壓比迅速增大,說明激振過程中孔隙水壓力在不斷增大,導(dǎo)致土體單元有效應(yīng)力不斷減小。離振源較近的A、B、D點(diǎn)在激振一段時(shí)間后超孔隙水壓比接近于1并保持穩(wěn)定,說明其有效應(yīng)力已經(jīng)接近于0,此時(shí)可認(rèn)為A、B、D點(diǎn)的土體單元已達(dá)到液化條件。

圖6 樁側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

圖7 C點(diǎn)超孔隙水壓比時(shí)程曲線

圖8 A、B、D、E點(diǎn)超孔隙水壓比時(shí)程曲線

而C、E點(diǎn)超孔隙水壓比最大值分別為0.43、0.86,并在達(dá)到峰值后不斷下降,由此可知C、E點(diǎn)的土體未達(dá)到液化條件。在動(dòng)力激振結(jié)束后,各測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓比均在減小,說明超孔隙水壓力在逐漸消散,樁側(cè)土有重新固結(jié)的趨勢(shì),由此可知在實(shí)際拔樁施工中,激振結(jié)束后應(yīng)盡快進(jìn)行拔樁施工,避免土體重固結(jié)導(dǎo)致抗拔力的回升。

3.2 測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)分析

為進(jìn)一步探究樁側(cè)土的液化規(guī)律,提取5個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的加速度響應(yīng)曲線,如圖9所示。從圖9可以看出,各監(jiān)測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)波形與樁頂所施加激振力波形相似,即中間振幅較大而兩邊較小,說明激振力通過樁-土接觸面?zhèn)鬟f到樁側(cè)土,也進(jìn)一步反映了計(jì)算模型的準(zhǔn)確性。A、B、D點(diǎn)振幅相對(duì)較大,而C、E點(diǎn)振幅較小,從飽和土體中波傳遞的角度進(jìn)行分析,樁頂激振力的作用使得樁側(cè)土產(chǎn)生交變的剪切應(yīng)力,激發(fā)出沿徑向傳遞的橫波及豎直方向的縱波。因?yàn)橥馏w阻尼作用,波傳遞至離振源較遠(yuǎn)的C、E點(diǎn)時(shí)削弱較大,導(dǎo)致C、E點(diǎn)塑性體積應(yīng)變的累積較緩慢,所以C、E點(diǎn)在激振過程中并未產(chǎn)生液化,這與前述超孔隙水壓比的分析結(jié)果相符。

圖9 A、B、C、D、E 5個(gè)測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)時(shí)程曲線

通過FLAC3D內(nèi)置編程語言,得到激振結(jié)束后樁側(cè)超孔隙水壓比云圖如圖10所示。超孔隙水壓比接近1時(shí)認(rèn)為土體具備液化的條件,因此超孔隙水壓比云圖可表示液化區(qū)域,直觀反映樁側(cè)土的液化情況。由圖10可知,激振結(jié)束后樁側(cè)土出現(xiàn)液化區(qū),液化區(qū)范圍從上到下變窄,表層土受激振力的影響容易產(chǎn)生較大范圍液化,中間土層也有一定范圍的液化,到接近樁端處樁側(cè)土不再液化。由此綜合判斷,激振結(jié)束后樁側(cè)基本被液化土覆蓋,此時(shí)樁側(cè)土的抗剪強(qiáng)度值接近于0,拔樁的阻力將大大減小,表明EP160型振動(dòng)錘激振效果較好,因此可以利用此型號(hào)振動(dòng)錘進(jìn)行拔樁施工。

圖10 樁側(cè)土超孔隙水壓力云圖

3.3 樁側(cè)摩阻力與拔樁過程分析

在原模型基礎(chǔ)上,保持振幅200 kN不變,提取頻率分別為0、10、20、30、40、50、60 Hz樁-土接觸面切向應(yīng)力,得到樁側(cè)摩阻力沿深度分布曲線如圖11所示。

圖11 不同激振頻率下樁側(cè)摩阻力變化曲線

保持頻率40 Hz不變,提取振幅分別為0、100、200、300、400、500、600 kN樁-土接觸面切向應(yīng)力,得到樁側(cè)摩阻力沿深度分布曲線如圖12所示。

當(dāng)頻率或振幅值為0時(shí),即樁頂無激振力時(shí),樁側(cè)摩阻力沿深度逐漸增大。增大振動(dòng)頻率到10、20、30 Hz時(shí),側(cè)摩阻力明顯減小,此時(shí)由于激振力作用,側(cè)摩阻力的分布沒有明顯規(guī)律,40、50、60 Hz時(shí)的側(cè)摩阻力值已經(jīng)接近于0,說明在較高頻時(shí)樁側(cè)摩阻力削減程度更大;增大振幅到100 kN,側(cè)摩阻力明顯減小,振幅在200～600 kN時(shí),樁側(cè)摩阻力值基本為0,反映出增大振幅可以顯著降低樁側(cè)摩阻力。振動(dòng)錘振幅及頻率分別為200 kN、40 Hz時(shí),樁側(cè)摩阻力接近于0,這與前述測(cè)點(diǎn)超孔隙水壓比及加速度分析得出樁側(cè)土液化的結(jié)論吻合,說明EP160型振動(dòng)錘作用下樁側(cè)土大范圍液化的同時(shí),樁側(cè)摩阻力也基本消除,從而能提高拔樁效率。

圖12 不同激振力振幅下樁側(cè)摩阻力變化曲線

樁頂在100、200、300、400 kN上拔力下鋼管樁的位移時(shí)程曲線如圖13所示。

圖13 不同拔樁力下鋼管樁位移時(shí)程曲線

由圖13可知,在上拔力作用下鋼管樁以較快的速度上升,樁頂停止加載后位移達(dá)到一個(gè)穩(wěn)定值,4種作用力下鋼管樁的最終上拔位移分別為6.8、12.7、19.0、25.6 cm。本文鋼管樁質(zhì)量約為4 t,在振動(dòng)錘使得樁側(cè)土逐漸液化的情況下,鋼管樁自重成為上拔阻力的主要因素,因此只要略大于鋼管樁自重的上拔力即可使鋼管樁有明顯的位移。

以400 kN的上拔力為例,激振結(jié)束后持續(xù)施加靜力上拔,得到計(jì)算時(shí)間步12 s時(shí)拔樁效果圖如圖14所示。

圖14 拔樁效果圖

此時(shí)鋼管樁上拔位移可達(dá)2.05 m,由此可知采用EP160型振動(dòng)錘進(jìn)行拔樁的效果顯著,樁側(cè)土體網(wǎng)格由于大變形作用被鋼管樁向上拖拽了一段距離,這也真實(shí)模擬出實(shí)際拔樁施工中樁側(cè)土由于抗剪強(qiáng)度破壞而被拖出的現(xiàn)象?，F(xiàn)場(chǎng)拔樁試驗(yàn)示意圖如圖15所示。在鋼管樁一側(cè)布置水準(zhǔn)尺測(cè)量試驗(yàn)過程中鋼管樁的位移,鋼管樁在不同荷載下的位移與數(shù)值分析值對(duì)比如圖16所示。從圖16可以看出,上拔力與位移基本呈線性關(guān)系,說明樁側(cè)土產(chǎn)生液化,鋼管樁基本只受上拔力與自身重力,線性增加上拔力,上拔位移也線性增大。數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果誤差較小,證明可以通過數(shù)值計(jì)算的方式對(duì)振動(dòng)錘拔樁過程進(jìn)行預(yù)測(cè),為工程實(shí)際提供參考。

圖15 拔樁試驗(yàn)示意圖

圖16 不同上拔力下位移數(shù)值分析與實(shí)測(cè)結(jié)果對(duì)比

4 結(jié) 論

本文結(jié)合實(shí)際工程,建立振動(dòng)錘拔樁的樁-土動(dòng)力相互作用模型,分析樁側(cè)土的液化效應(yīng),并對(duì)拔樁過程進(jìn)行分析,得出以下結(jié)論:

(1) 對(duì)樁側(cè)土的液化效應(yīng)進(jìn)行分析,監(jiān)測(cè)各測(cè)點(diǎn)的超孔隙水壓比,發(fā)現(xiàn)激振力作用下超孔隙水壓比能很快達(dá)到最大值,且離振源較近的幾個(gè)點(diǎn)最終超孔隙水壓比接近于1,說明激振過程中樁側(cè)土體孔隙水壓力在增加,有效應(yīng)力在減小,樁側(cè)土產(chǎn)生液化,對(duì)各測(cè)點(diǎn)加速度響應(yīng)的分析進(jìn)一步證明樁側(cè)土超孔隙水壓比變化的規(guī)律。通過超孔隙水壓比云圖可直觀判斷出EP160型振動(dòng)錘作用下樁側(cè)土產(chǎn)生較大范圍液化,說明EP160型振動(dòng)錘振動(dòng)效果較好,可有效降低拔樁阻力,能夠運(yùn)用于該工程的拔樁施工。對(duì)不同頻率及振幅下樁側(cè)摩阻力進(jìn)行分析,結(jié)果表明在較高頻、大振幅的作用下,樁側(cè)摩阻力值均接近于0。

(2) 對(duì)振動(dòng)錘拔樁過程進(jìn)行分析,樁頂激振的同時(shí)施加上拔力,得到100、200、300、400 kN上拔力作用下,鋼管樁的上拔位移分別為6.8、12.7、19.0、25.6 cm;樁側(cè)土液化的情況下,施加上拔力鋼管樁有較明顯的位移,數(shù)值分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)振動(dòng)錘拔樁試驗(yàn)所測(cè)上拔力-位移曲線吻合,驗(yàn)證了數(shù)值方法計(jì)算拔樁過程的準(zhǔn)確性,樁側(cè)土液化情況下,鋼管樁位移基本只受上拔力與鋼管樁自重的影響,因此上拔力與上拔位移大致呈線性關(guān)系。