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)

振動錘常用于樁基礎(chǔ)的施工中,其原理是利用振動錘內(nèi)部偏心塊轉(zhuǎn)動的離心力,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,用一般的起重設(shè)備施加靜力進(jìn)行拔樁施工難度較大,此時通常用振動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。對于飽和土中振動錘拔樁過程的分析,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,用于評價土層的液化程度;文獻(xiàn)[13]基于振動臺試驗(yàn)?zāi)M強(qiáng)震區(qū)飽和砂土的液化規(guī)律;文獻(xiàn)[14]利用動三軸試驗(yàn)研究含氣砂土的液化特性。上述對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),針對樁頂振動錘正弦激振下樁側(cè)土體液化效應(yīng)的相關(guān)研究很少。對樁側(cè)土進(jìn)行液化分析可以評價振動錘的激振效果,對于振動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),對砂土中管樁的抗拔特性進(jìn)行研究;文獻(xiàn)[20]對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)行動力拔樁時,樁與土之間的動力相互作用更為復(fù)雜,同時還要考慮樁側(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程響應(yīng),并通過現(xiàn)場試驗(yàn)實(shí)測與數(shù)值計(jì)算對比,驗(yàn)證FLAC3D計(jì)算振動拔樁過程的準(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)變增量;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)變增量與不可恢復(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,在動力作用下,土體經(jīng)過一個完整的應(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,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)飽和土體在動力作用下有效應(yīng)力值接近0時,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,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,即當(dāng)Ru值接近于1時表示土體基本液化。

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型振動錘,現(xiàn)場進(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,振動錘通過滑輪裝置,在貝雷梁上可自由調(diào)整位置,方便對準(zhǔn)鋼管樁,拔樁過程中由卷揚(yáng)機(jī)提供上拔力,振動錘提供激振力,試驗(yàn)過程中測量不同樁頂力下鋼管樁的位移情況,可反映振動錘的激振效果。

2.2 拔樁數(shù)值分析模型建立

利用FLAC3D建立振動錘拔樁模型如圖3所示?？紤]到縮短計(jì)算時間以及遠(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動力計(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,其波形圖為按時間變化的正弦函數(shù),激振力示意圖如圖4所示。

圖3 振動錘拔樁數(shù)值分析模型

圖4 樁頂正弦激振力時程曲線

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;由于飽和土動力分析中要考慮孔隙水的影響,動力分析的同時打開流體分析模式。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 測點(diǎn)超孔隙水壓比分析

考慮到對稱性,在樁的一側(cè)布置監(jiān)測點(diǎn),監(jiān)測振動錘激振過程中各測點(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個監(jiān)測點(diǎn),各監(jiān)測點(diǎn)布置如圖6所示。

各監(jiān)測點(diǎn)超孔隙水壓比時程曲線如圖7、圖8所示。從圖7、圖8可以看出，隨著激振時間增加,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)測點(diǎn)布置

圖7 C點(diǎn)超孔隙水壓比時程曲線

圖8 A、B、D、E點(diǎn)超孔隙水壓比時程曲線

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。在動力激振結(jié)束后,各測點(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,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個監(jiān)測點(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個測點(diǎn)加速度響應(yīng)時程曲線

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型振動錘激振效果較好,因此可以利用此型號振動錘進(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,即樁頂無激振力時,樁側(cè)摩阻力沿深度逐漸增大。增大振動頻率到10、20、30 Hz時,側(cè)摩阻力明顯減小,此時由于激振力作用,側(cè)摩阻力的分布沒有明顯規(guī)律,40、50、60 Hz時的側(cè)摩阻力值已經(jīng)接近于0,說明在較高頻時樁側(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,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。振動錘振幅及頻率分別為200 kN、40 Hz時,樁側(cè)摩阻力接近于0,這與前述測點(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型振動錘作用下樁側(cè)土大范圍液化的同時,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程曲線如圖13所示。

圖13 不同拔樁力下鋼管樁位移時程曲線

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)算時間步12 s時拔樁效果圖如圖14所示。

圖14 拔樁效果圖

此時鋼管樁上拔位移可達(dá)2.05 m,由此可知采用EP160型振動錘進(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)測結(jié)果誤差較小,證明可以通過數(shù)值計(jì)算的方式對振動錘拔樁過程進(jìn)行預(yù)測,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)測結(jié)果對比

4 結(jié) 論

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

(1) 對樁側(cè)土的液化效應(yīng)進(jìn)行分析,監(jiān)測各測點(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,對各測點(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型振動錘作用下樁側(cè)土產(chǎn)生較大范圍液化,說明EP160型振動錘振動效果較好,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) 對振動錘拔樁過程進(jìn)行分析,樁頂激振的同時施加上拔力,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)場振動錘拔樁試驗(yàn)所測上拔力-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。