黏土中不同樁徑與樁長(zhǎng)的拔樁試驗(yàn)研究

孫亭亭，楊吉新，張志華，馬旭超

(1.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063；2.長(zhǎng)江水利委員會(huì)長(zhǎng)江科學(xué)院，湖北 武漢 430010；3. 云南建設(shè)基礎(chǔ)設(shè)施投資股份有限公司，云南 玉溪 650501)

0 引言

在橋梁施工時(shí)需要打設(shè)鋼管樁、滿堂支架以及貝雷梁等作為臨時(shí)支撐，但是當(dāng)橋梁基本結(jié)構(gòu)完成后為了建筑材料的可循環(huán)使用會(huì)對(duì)其進(jìn)行回收利用，需要拆除這些臨時(shí)設(shè)施。上部的貝雷梁和滿堂支架等構(gòu)造比較好拆除，但是下部的鋼管樁不易拆除。傳統(tǒng)的方法是潛水員潛到水下切割在河床以上的鋼管樁，但是河床下的鋼管樁就無(wú)法切割。為了保證鋼管樁的順利拔出，需要對(duì)其進(jìn)行系列研究。

目前，關(guān)于拔樁的研究主要集中在抗拔樁方面，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從室內(nèi)試驗(yàn)、理論計(jì)算和數(shù)值計(jì)算等不同方面進(jìn)行了諸多研究。在試驗(yàn)方面：Das，Azim[1]，Chattopadhyay和Pise[2]較早地采用試驗(yàn)方法研究了抗拔樁承載力性能，均得出了抗拔力隨著樁體埋深而增加的結(jié)論。Dash，Pise[3]通過(guò)對(duì)砂土中的鋼管樁進(jìn)行抗拔承載力試驗(yàn)，研究了上部荷載對(duì)拔樁力的影響。馬杰等[4]通過(guò)試驗(yàn)的方法研究了抗拔樁的破壞形式，指出抗拔樁的位移、樁側(cè)摩阻力和樁身變形與樁身質(zhì)量有關(guān)。Sakr等[5]提出了一種帶“翼”的抗拔樁，并通過(guò)系列試驗(yàn)研究了其力學(xué)性能，結(jié)果表明抗拔樁性能隨樁徑和樁長(zhǎng)增加明顯。在解析計(jì)算方面：黃鋒等[6]根據(jù)樁土的相對(duì)變形模式，推導(dǎo)出預(yù)測(cè)抗拔樁位移的計(jì)算方法。Yang,Zou[7]建立了抗拔樁分析模型，提出了一種計(jì)算樁身變形、極限位移和抗剪承載力的方法，利用該方法得到了樁身摩阻力和剪切位移的變化規(guī)律。蔣建平等[8]通過(guò)對(duì)抗拔樁的一種修正雙曲線的數(shù)學(xué)模型的修正，對(duì)上拔力以及上拔時(shí)響應(yīng)的參數(shù)進(jìn)行分析，驗(yàn)證了該數(shù)學(xué)模型的精確性。梁發(fā)云等[9]針對(duì)抗拔樁的特點(diǎn)，通過(guò)Muki方法建立其積分方程求解了樁身軸力、剪力和位移等分布特點(diǎn)，同時(shí)也指出了抗拔樁樁身剛度對(duì)荷載傳遞有一定影響。Wang等[10]通過(guò)考慮土壤的非均質(zhì)性來(lái)建立彎曲破壞機(jī)制，然后根據(jù)非線性破壞準(zhǔn)則和極限平衡法推導(dǎo)了單樁的抗拔承載力公式。Jeong 等[11]針對(duì)如何提高抗拔樁的抗拔，提出了一種新的雙曲線荷載傳遞曲線，并通過(guò)系列對(duì)比分析了該方法的有效性。數(shù)值模擬方面：Honda[12]利用二維離散元的方法分析了樁的抗拔性能，以及抗拔樁與周圍土體之間的相互作用，并推導(dǎo)出了計(jì)算抗拔承載力的理論解。鞠彥忠等[13]以輸電線路鐵塔的樁為研究對(duì)象，通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法，研究了荷載-位移關(guān)系曲線和土壓力變化規(guī)律。郭朋鑫等[14]系統(tǒng)論述了樁在各種情況下的受力變化。Sharma[15]利用plaxis軟件對(duì)抗拔樁進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，指出了抗拔樁的抗拔承載力隨著樁長(zhǎng)和樁徑增加而增大。Emirler等[16]通過(guò)試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方式研究了抗拔樁拔樁力與樁體埋深之間的關(guān)系。

在目前的研究中，國(guó)內(nèi)外學(xué)者們主要通過(guò)抗拔樁的破壞機(jī)理對(duì)拔樁性能進(jìn)行研究。在上述的方法中通常選取的試驗(yàn)材料是砂土，很少有揭示黏土拔樁時(shí)的樁土之間關(guān)系的論述，對(duì)于不同直徑和不同長(zhǎng)度的鋼管樁的拔樁研究就更少了?；诖?，為了解決鋼管樁拔樁時(shí)存在的問(wèn)題，本研究通過(guò)自主設(shè)計(jì)的拔樁試驗(yàn)系統(tǒng)，選取不同樁徑、樁長(zhǎng)的12根待拔樁進(jìn)行拔樁試驗(yàn)，得到了樁身荷載-位移曲線，樁土破壞形式和不同樁徑(80,100和120 mm)樁側(cè)土壓力分布規(guī)律。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)和相似比確定

本試驗(yàn)以湖北省石首建寧大橋拔樁項(xiàng)目作為研究背景[17]，該橋在施工過(guò)程中使用大量鋼管樁建立了多座水上施工棧道和臨時(shí)支撐體系。橋梁整體結(jié)構(gòu)完成后，施工棧道和建橋時(shí)的臨時(shí)支撐體系均需要拆除，地面上部分較易施工作業(yè)，地下部分的鋼管樁就涉及到拔樁問(wèn)題，本試驗(yàn)按照相應(yīng)的比例，設(shè)計(jì)縮尺模型進(jìn)行拔樁試驗(yàn)研究。

相似理論主要為模擬試驗(yàn)提供指導(dǎo)，用于解決試驗(yàn)的根本布局問(wèn)題，比如模型中的尺寸、參數(shù)和介質(zhì)等[18]，目的在于以最低的時(shí)間成本、經(jīng)濟(jì)成本探索出研究模型的規(guī)律性。

此次試驗(yàn)中的材料制備采用平行對(duì)照法進(jìn)行，平行對(duì)照法可以簡(jiǎn)單直接地反映出相似材料試驗(yàn)的對(duì)比。試驗(yàn)通過(guò)控制材料的單一變量(比如密實(shí)度、含水量和顆粒級(jí)配等)，分析模型材料(樁、土等)對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響。然后通過(guò)改變單一變量比例使得試驗(yàn)材料的力學(xué)參數(shù)與原型材料一致，模型材料配比向原型材料不斷接近，反復(fù)調(diào)整后確定相似材料配比。

模型中的參數(shù)主要包含土體參數(shù)、待拔樁參數(shù)和試驗(yàn)設(shè)備參數(shù)，模型試驗(yàn)中土體的各物理量相似常數(shù)都是1，試驗(yàn)樁和設(shè)備的相似常數(shù)，見(jiàn)表1。

表1 相似常數(shù)Tab.1 Similarity constant

2 試驗(yàn)設(shè)備和材料

2.1 模型箱

通過(guò)確定的待拔樁的幾何尺寸以及減少試驗(yàn)中邊界影響因素后，自主設(shè)計(jì)了拔樁系統(tǒng)并委托武漢理工大學(xué)交通學(xué)院道橋?qū)嶒?yàn)室制作加工本試驗(yàn)?zāi)Ｐ?。模型箱尺寸? 000 mm×1 000 mm×1 500 mm(長(zhǎng)×寬×高)，模型箱底面、背面和左右側(cè)面都是采用3 mm厚鋼板加工而成，底面與側(cè)面、側(cè)面與背面采用角鋼輔助焊接和螺栓連接。箱底底面尺寸為1 000 mm×1 000 mm(長(zhǎng)×寬)；背面尺寸為1 000 mm×1 500 mm(寬×高)；左右兩邊側(cè)面尺寸一致為1 000 mm×1 500 mm(長(zhǎng)×高)；模型前面用2塊透明鋼化玻璃，尺寸為1 000 mm×750 mm×12 mm(長(zhǎng)×寬×厚)。模型箱示意圖如圖1所示，實(shí)物圖如圖2所示。

圖1 模型箱示意圖Fig.1 Schematic diagram of model box

圖2 模型箱實(shí)物圖Fig.2 Photo of model box

2.2 試驗(yàn)樁

試驗(yàn)樁選擇12根鋼管樁作為待拔樁，根據(jù)相似定理，采用普通鋼管作為樁身材料，彈性模量E為206 GPa，密度ρ為7 850 kg/m3，泊松比υ為0.257。樁長(zhǎng)分別為70，90，110 和130 cm，樁徑分別為80，100 和120 mm，壁厚均為4 mm，試驗(yàn)時(shí)埋置深度分別為60，80，100 和120 cm。根據(jù)文獻(xiàn)[6]中，拔樁時(shí)對(duì)周圍土體較大的影響區(qū)域在3 d(樁徑)左右，本研究選取試驗(yàn)樁樁徑范圍80～120 mm，待拔樁中心距離模型箱外壁的最小距離為440～460 mm(3.7D～5.8D)，滿足邊界效應(yīng)要求。4組12根不同的待拔鋼管樁模型規(guī)格見(jiàn)表2，模型樁見(jiàn)圖3。

2.3 試驗(yàn)土

本次試驗(yàn)用土均取自施工現(xiàn)場(chǎng)的基坑開(kāi)挖時(shí)相應(yīng)土層中的土，經(jīng)過(guò)重塑后應(yīng)用到本次試驗(yàn)。由于試驗(yàn)中模型箱尺寸的限制，采用人工夯實(shí)、分層填土、控制含水率、密實(shí)度和虛鋪厚度的方法進(jìn)行填土，同時(shí)控制土體顆粒級(jí)配，每層填土都能夠滿足設(shè)定的土體材料的黏聚力、內(nèi)摩擦角和壓縮模量等參數(shù)的要求。

表2 試驗(yàn)用待拔樁基本參數(shù)Tab.2 Basic parameters of uplift pile for test

圖3 模型樁Fig.3 Model pile

在透明鋼化玻璃上每隔5 cm畫一條刻度線作為參考線，按照事先計(jì)算好的土質(zhì)量加入模型箱中。以10 cm 為一層，分層鋪裝時(shí)，在每層土之間加白色粉末作為界面區(qū)分(如圖4所示)。到達(dá)每個(gè)刻度線時(shí)，用橡膠錘輕輕敲擊填土，然后再用重錘強(qiáng)夯，在透明鋼化玻璃一側(cè)以刻度線作為標(biāo)準(zhǔn)，保證填土面整齊。每層填土夯實(shí)嚴(yán)格按照控制刻度線的標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行，這樣才能保證試驗(yàn)土體參數(shù)的準(zhǔn)確性。黏土的物理性質(zhì)列于表3，土體顆粒級(jí)配曲線如圖5所示。

圖4 分層鋪裝Fig.4 Layered pavement

表3 試驗(yàn)土力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)Tab.3 Mechanical properties of test soil

圖5 顆粒級(jí)配曲線Fig.5 Grain gradation curve

3 試驗(yàn)加載和測(cè)試裝置

3.1 試驗(yàn)加載方式

加載主要路徑由砝碼傳遞到鋼絞線，鋼絞線通過(guò)定滑輪、動(dòng)滑輪、測(cè)力計(jì)、樁頭連接裝置和待拔樁依次傳遞。為了保證每一級(jí)穩(wěn)定加載，在拔樁過(guò)程中，采用慢速維持荷載法進(jìn)行加載，在施加荷載后的第5，10，30，60 min[19]，通過(guò)觀察樁體位移判斷加載情況。

3.2 測(cè)試裝置

樁體的上拔位移通過(guò)固定在樁頭連接裝置橫板上對(duì)稱分布的千分表測(cè)試得出，千分表通過(guò)安裝桿安裝在橫板上固定。試驗(yàn)采用分級(jí)加載的形式，加載完成后記錄對(duì)稱位置處的千分表讀數(shù)，取平均值作為測(cè)試數(shù)值。樁體拔樁力在配重砝碼的基礎(chǔ)上，配合測(cè)力計(jì)(特別是短樁)進(jìn)行測(cè)試。測(cè)力計(jì)兩端有拉鉤，一端連接在鋼絞線上，另一端連接在樁頭連接裝置上。在拔樁時(shí)靜力荷載由砝碼施加，并由鋼絞線傳遞，經(jīng)由測(cè)力計(jì)測(cè)量出拔樁力。

應(yīng)變片在樁身按照樁長(zhǎng)度等距離對(duì)稱布置若干個(gè)，按照操作規(guī)程粘貼應(yīng)變片，應(yīng)變片尾端用導(dǎo)線連接并連接在動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變儀上。采用微型土壓力盒測(cè)試土體受力。在試驗(yàn)之前，按照文獻(xiàn)[20]的方法標(biāo)定土壓力盒系數(shù)，結(jié)果發(fā)現(xiàn)和出廠標(biāo)定的結(jié)果基本沒(méi)有誤差，可以直接按出廠的標(biāo)定使用。

本試驗(yàn)選擇JM3841動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變儀，其共有16個(gè)測(cè)試通道，本次試驗(yàn)共使用2臺(tái)儀器，一臺(tái)測(cè)試樁體受力，另一臺(tái)測(cè)試土體受力。配合JMTEST動(dòng)態(tài)信號(hào)測(cè)試分析軟件(Ver 9.4.0.0)，本次試驗(yàn)一共采用兩臺(tái)筆記本電腦作為數(shù)據(jù)處理設(shè)備，配置為：i7-9750 H，六核，CPU速度2.6 GHz，512 GB SSD(固態(tài)硬盤)，16 GB內(nèi)存。整體拔樁設(shè)備如圖6所示。

圖6 整體拔樁系統(tǒng)示意圖Fig.6 Schematic diagram of integral uplift pile

4 試驗(yàn)結(jié)果分析

4.1 荷載-位移曲線

通過(guò)試驗(yàn)得到了12根待拔樁的荷載-位移(Q-S)曲線如圖7所示。

圖7 荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves

從荷載-位移曲線中可以看出，樁體位移隨著拔樁加載的增加而增加，在加載前期階段，待拔樁位移增加呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)的關(guān)系，而后隨著加載的增加，樁體位移急劇增加，主要是因?yàn)樵诤笃诘暮奢d-位移曲線中，上拔力克服樁側(cè)土摩阻力和樁身自重后，繼續(xù)加載樁體產(chǎn)生滑移的情況。結(jié)合圖7(a)，(b)和圖8(a)，對(duì)于相同樁長(zhǎng)不同樁徑而言，樁徑越大所需的拔樁力越大，這和文獻(xiàn)[14]得到的結(jié)論一致。對(duì)于DBZ1，在Q-S曲線中測(cè)的最大的上拔力為390.5 N；DBZ2在DBZ1埋置深度不變的情況下樁徑增加20 mm，測(cè)的最大上拔力為495.3 N；DBZ3比DBZ2的樁徑又增加20 mm，最大上拔力為635.8 N。樁徑從80 mm增加到100 mm時(shí)，最大上拔力增加幅值在26.8%左右。但是，從100 mm 增加到120 mm時(shí)，最大上拔力增加幅度在28.3%左右，這是因?yàn)殡S著樁徑的增加，待拔樁表面與樁側(cè)土接觸的面積進(jìn)一步增大。DBZ4的最大上拔力為490.5 N；DBZ5最大上拔力為596.7 N，相對(duì)于DBZ4增幅達(dá)到21.6%；DBZ6最大上拔力為748.2 N，相對(duì)于DBZ5增幅達(dá)到25.3%。與第1組的相對(duì)較短的樁相對(duì)比，隨直徑增長(zhǎng)幅值有所減小，主要是因?yàn)槌酥睆皆黾油?，埋置深度也?huì)影響其最大上拔力。

圖8 待拔樁最大上拔力對(duì)比Fig.8 Comparison of maximum uplift forces of piles

由圖7(c)，(d)和圖8(b)可知，DBZ7的最大上拔力為645.6 N，DBZ8的最大上拔力為740.6 N，相對(duì)于DBZ7增幅達(dá)到14.7%；DBZ9的最大上拔力為950.8 N，相對(duì)于DBZ8增幅達(dá)到28.3%。對(duì)于相同樁徑不同埋深的情況，DBZ7上拔力相對(duì)于DBZ4和DBZ1分別增加31.6%，65.3%；DBZ8上拔力相對(duì)于DBZ5和DBZ2分別增加24.1%，49.5%；DBZ9上拔力相對(duì)于DBZ6和DBZ3分別增加27.1%，49.5%。DBZ10最大上拔力為796.5 N， DBZ11的最大上拔力為1 070.8 N，DBZ12的最大上拔力為1 205.6 N，這3根最長(zhǎng)的樁在同等樁徑下表現(xiàn)為最大。

綜上所述，結(jié)合圖7和圖8可以看出：在上拔荷載較小時(shí)，待拔樁的位移與荷載基本上表現(xiàn)為線性增長(zhǎng)，可以把這一階段稱為線性變形階段；隨著加載的繼續(xù)，荷載-位移曲線的斜率逐漸增加，待拔樁位移增加迅速，說(shuō)明樁與樁側(cè)土之間產(chǎn)生了相互作用，樁側(cè)土發(fā)生彈塑性變形，這一階段稱為非線性變形階段；隨后，隨著拔樁荷載的增加，特別是荷載-位移曲線急速變化，待拔樁位移出現(xiàn)大幅度增長(zhǎng)，待拔樁和樁側(cè)土之間發(fā)生剪切變化，等待拔樁拔出時(shí)表現(xiàn)為樁土之間共同產(chǎn)生向上的位移(圖9)。

圖9 拔樁時(shí)樁土變化情況Fig.9 Pile soil change during pile uplifting

圖9給出了DBZ9正在上拔時(shí)的情形，可以看出隨著樁體的上拔，樁周土也產(chǎn)生向上的位移，在表面產(chǎn)生多條裂縫(圖9(a))。通過(guò)對(duì)樁周的土位移和裂縫的觀察發(fā)現(xiàn)，在1倍的樁徑范圍內(nèi)土體向上運(yùn)動(dòng)最為明顯并伴隨著大量的裂縫存在(圖9(b))。為了詳細(xì)研究樁側(cè)1倍樁徑內(nèi)土體在拔樁時(shí)的受力變化特點(diǎn)，后文對(duì)12根待拔樁進(jìn)行樁側(cè)土壓力測(cè)試并分析其變化規(guī)律。

4.2 樁側(cè)土壓力變化

采用布置土壓力盒的方式測(cè)試樁側(cè)土體受力，沿樁身豎向在1倍樁徑處沿樁身布置，土壓力盒按照待拔樁長(zhǎng)度確定，第1組中埋設(shè)4個(gè)土壓力盒，第2組中埋設(shè)5個(gè)，第3組中埋設(shè)6個(gè)，第4組中埋設(shè)7個(gè)，各土壓力盒沿樁身均勻布置，各編號(hào)自上而下1～7進(jìn)行排列。

4.2.1 樁徑80 mm下不同埋深土壓力變化

為了方便對(duì)比各待拔樁樁長(zhǎng)和樁徑之間的差異性，選擇相同直徑下不同埋置深度的待拔樁進(jìn)行分析。待拔樁DBZ1，DBZ4，DBZ7和DBZ10拔樁到不同的高度時(shí)，在1倍樁徑處的土壓力分布曲線如圖10所示。

圖10 80 mm直徑下樁側(cè)1d處豎向土壓力分布Fig.10 Distribution of vertical earth pressures at 1d side of pile with 80 mm diameter

從圖10中可以看出，在拔樁時(shí)，按照位移分幾個(gè)階段測(cè)試土體受力變化，在拔樁高度為20 mm時(shí)測(cè)試的土壓力數(shù)值最大，其中，DBZ1在1 d處最大土壓力為0.966 kPa；DBZ4在1 d處最大土壓力為1.181 kPa，相對(duì)于DBZ1增大了22.3%；DBZ7在1 d 處最大土壓力為1.745 kPa，相對(duì)于DBZ1和DBZ4分別增大了80.6%和47.8%；DBZ10在1 d處最大土壓力為2.350 kPa，相對(duì)于DBZ1，DBZ4和DBZ7分別增大了143.3%，99.0%和34.7%。待拔樁樁長(zhǎng)每增加20 cm，樁側(cè)土壓力增加明顯。

在樁側(cè)1 d處DBZ10的豎向土壓力最大，因?yàn)镈BZ10相對(duì)于其他3根樁來(lái)說(shuō)，埋置深度最深。拔樁時(shí)所需上拔力最大，隨著待拔樁的向上運(yùn)動(dòng)，同時(shí)帶動(dòng)周圍土體向上運(yùn)動(dòng)，土壓力在土中自下而上地進(jìn)行傳遞。在測(cè)試之前對(duì)采集系統(tǒng)進(jìn)行反復(fù)的平衡和清零操作，設(shè)置目前埋置好的狀態(tài)為初始狀態(tài)。所以，測(cè)試結(jié)果顯示最上部的土壓力數(shù)值最大，是因?yàn)樯习螘r(shí)土體自下而上受力，表面土上拱明顯，土壓力測(cè)試結(jié)果和試驗(yàn)時(shí)土體運(yùn)動(dòng)狀態(tài)基本一致。圖11給出了DBZ10拔出時(shí)的土體運(yùn)動(dòng)情況，圖11(a)是拔樁完成后留下的孔洞，圖11(b)待拔樁拔出后土體向上的位移，最大位移達(dá)到8 cm。

圖11 DBZ10拔出后土體變化情況Fig.11 Soil change after DBZ10 is uplifted

從圖表顯示和數(shù)據(jù)分析來(lái)看，土壓力數(shù)值大小和樁體埋深密切相關(guān)，后文通過(guò)對(duì)樁徑100 mm下不同埋深的土壓力變化進(jìn)行進(jìn)一步分析。

4.2.2 樁徑100 mm下不同埋深土壓力變化

上文對(duì)樁徑在80 mm下的待拔樁進(jìn)行土壓力分布現(xiàn)象分析，為了進(jìn)一步研究土壓力在樁側(cè)的分布規(guī)律，對(duì)選擇樁徑100 mm時(shí)的不同埋置深度在不同拔樁位移作用下的土壓力分布，待拔樁DBZ2，DBZ5，DBZ8和DBZ11在1倍樁徑處的土壓力分布曲線如圖12所示。

圖12 100 mm直徑下樁側(cè)1d處豎向土壓力分布Fig.12 Distribution of vertical earth pressures at 1d side of pile with 100 mm diameter

各個(gè)待拔樁的樁側(cè)土壓力數(shù)值變化和圖10中展示的規(guī)律相似，DBZ2在1 d處最大土壓力為1.073 kPa；DBZ5在1 d處最大土壓力為1.342 kPa，相對(duì)于DBZ2增大了25.1%；DBZ8在1 d處最大土壓力為1.938 kPa，相對(duì)于DBZ2和DBZ5分別增大了81.8%和44.4%；DBZ11在1 d處最大土壓力為2.641 kPa，相對(duì)于DBZ2，DBZ5和DBZ8分別增大了146.1%，96.7%和36.2%。在樁徑100 mm不同埋置深度下，土壓力隨著埋置深度的增加而增加的現(xiàn)象明顯。圖10和圖12相比，土壓力分布與樁徑的變化也密切相關(guān)，后文將繼續(xù)進(jìn)一步分析樁徑120 mm 在不同埋置深度下的土體受力情況，并比較樁徑和樁長(zhǎng)改變對(duì)其帶來(lái)的影響。

4.2.3 樁徑120 mm下不同埋深土壓力變化

上文分別討論了在樁徑為80 mm和100 mm下的土體受力變化，為了更進(jìn)一步探索樁側(cè)土受力情況，選擇樁徑120 mm下不同埋置深度的待拔樁進(jìn)行分析。待拔樁DBZ3，DBZ6，DBZ9和DBZ12在1倍樁徑處的土壓力分布曲線如圖13所示。

從圖13中可以看出，這4根待拔樁是12根試驗(yàn)樁中樁徑最大的，與圖10，圖12中土壓力的分布比較，本組待拔樁樁側(cè)土壓力分布也是最大，土體受力隨樁徑增加變化明顯。具體表現(xiàn)為：DBZ3在1 d 處最大土壓力為1.220 kPa；DBZ6在1 d處最大土壓力為1.525 kPa，相對(duì)于DBZ3增大了25.3%；DBZ9在1 d處最大土壓力為2.178 kPa，相對(duì)于DBZ3和DBZ6分別增大了78.5%和42.8%；DBZ12在1 d處最大土壓力為2.904 kPa，相對(duì)于DBZ3，DBZ6和DBZ9分別增大了138.1%，90.4%和33.3%。

綜上所述，對(duì)12根待拔樁樁側(cè)1倍直徑處的土壓力分布進(jìn)行分析后，可以看出：

(1)土體受力與拔樁位移有密切關(guān)系，在前期階段，拔樁位移小于8 mm時(shí)，土壓力變化增長(zhǎng)迅速，而后增長(zhǎng)速度有所減緩。當(dāng)待拔樁不斷上拔時(shí)，樁側(cè)土體先達(dá)到塑性狀態(tài)，而后隨著拔樁位移的增加，土體發(fā)生塑性區(qū)域逐漸擴(kuò)大，這種變化擴(kuò)展到測(cè)試位置處，得到上述測(cè)試結(jié)果。待拔樁繼續(xù)上拔，當(dāng)樁體位移在12 mm時(shí)，樁側(cè)土體發(fā)生了剪切破壞，同時(shí)這種破壞形式逐漸向外側(cè)傳遞。

圖13 120 mm直徑下樁側(cè)1d處豎向土壓力分布Fig.13 Distribution of vertical earth pressures at 1d side of pile with 120 mm diameter

(2)對(duì)于直徑較大和深埋較深情況下，傳遞的土壓力較大，主要是因?yàn)檫@類樁與周圍接觸面積大。拔樁時(shí)需要克服樁體自重和樁側(cè)摩阻力，樁土之間最初表現(xiàn)為局部剪切變形，而后發(fā)生整體剪切破壞，最后待拔樁與土體之間出現(xiàn)相對(duì)滑移的狀態(tài)。隨著拔樁位移的增加，樁底產(chǎn)生空腔，樁土出現(xiàn)分離，在土體黏聚力的支撐下，土體保持相對(duì)穩(wěn)定，而后位移進(jìn)一步增加，土體黏聚力破壞，隨后土體坍塌下滑進(jìn)入樁底空腔處，測(cè)試點(diǎn)的土體受力受這一現(xiàn)象影響，增長(zhǎng)緩慢。

(3)從測(cè)試數(shù)據(jù)分布情況來(lái)看，土壓力盒在最下測(cè)試的數(shù)據(jù)最小，上部測(cè)試點(diǎn)數(shù)據(jù)最大，說(shuō)明在拔樁過(guò)程中，樁土之間呈現(xiàn)“倒錐”型破壞的趨勢(shì)，這一變化規(guī)律和文獻(xiàn)[16]中得到的結(jié)論一致。

5 結(jié)論

本試驗(yàn)主要通過(guò)模型試驗(yàn)研究了12根鋼管樁拔樁時(shí)的荷載-位移曲線變化以及土壓力變化發(fā)展規(guī)律，可以得到以下結(jié)論：

(1)土體受力與拔樁位移有密切關(guān)系，在前期階段，拔樁位移小于8 mm時(shí)，土壓力變化增長(zhǎng)迅速，而后增長(zhǎng)速度有所減緩。當(dāng)待拔樁上拔時(shí)，樁側(cè)土體先達(dá)到塑性狀態(tài)，隨后伴隨加載的持續(xù)，土體發(fā)生塑性區(qū)域逐漸擴(kuò)大，這種變化擴(kuò)展到測(cè)試位置處，得到上述測(cè)試結(jié)果。待拔樁繼續(xù)上拔，當(dāng)樁體位移在12 mm時(shí)，樁側(cè)土體發(fā)生了剪切破壞，同時(shí)這種破壞形式逐漸向外側(cè)傳遞。

(2)待拔樁埋置深度每增加20 cm，DBZ1～DBZ6的最大上拔力增幅20%左右，而DBZ7～DBZ12增幅30%左右；樁徑每增加20 mm時(shí)，DBZ1～DBZ6上拔力增幅在20%～25%之間，DBZ7～DBZ12增幅在20%～30%之間?？梢?jiàn)，拔樁時(shí)較長(zhǎng)的樁所需的上拔力較大。

(3)通過(guò)對(duì)1倍樁徑處的樁側(cè)土壓力測(cè)試發(fā)現(xiàn)，樁長(zhǎng)每增加20 cm，土壓力相對(duì)增幅在35%～145%之間，并隨樁長(zhǎng)增加明顯。上層土體受力明顯大于下層土體，上層土體由最初的原始平衡階段，而后隨著待拔樁位移的增加，測(cè)試點(diǎn)處的土壓力不僅僅有樁側(cè)摩阻力的傳遞還有隨著樁身運(yùn)動(dòng)時(shí)土體自下而上的擠壓。下層土體受力點(diǎn)僅在克服樁側(cè)摩阻力的傳遞效應(yīng)時(shí)發(fā)揮作用，而后樁與土之間出現(xiàn)相對(duì)滑移，土體受力增加緩慢。

(4)在實(shí)際工程拔樁中，若要順利拔出待拔樁，需要對(duì)其受力情況進(jìn)行系統(tǒng)分析，特別是待拔樁的荷載-位移曲線變化和樁側(cè)土壓力變化，這是決定待拔樁能否成功拔出的關(guān)鍵。