基于光纖監(jiān)測的大直徑變截面鋼管復(fù)合樁承載性狀

崔允亮，王新，周聯(lián)英，王海峰，周鋒

(1.浙江大學(xué)城市學(xué)院土木工程系，浙江杭州，310015；2.浙江大學(xué)建筑工程學(xué)院，浙江杭州，310058；3.浙江交工集團(tuán)股份有限公司，浙江杭州，310051)

目前，我國跨海大橋進(jìn)入了快速發(fā)展時期。海洋環(huán)境下施工條件較惡劣，地質(zhì)條件較復(fù)雜以及沉樁較困難，因此需選用合適的樁型，以相對簡單的施工方法為工程提供絕對安全可靠的基礎(chǔ)。鋼管復(fù)合樁[1]具有較大的承載力與抗彎剛度，并且其沉樁工藝較簡單，因此，在穿越水系的橋梁施工中有著廣泛的應(yīng)用。然而，鋼管復(fù)合樁理論研究卻相對滯后，某些鋼管復(fù)合樁設(shè)計時較保守[2-3]，在實際工程中會造成成本較高、設(shè)計不合理、材料使用浪費等問題。目前，國內(nèi)外學(xué)者在鋼管復(fù)合樁承載性狀等方面開展了一系列的研究工作。張敏等[4-6]基于港珠澳大橋建設(shè)，開展了5組室內(nèi)試驗，分別研究了剪力環(huán)、泥皮及防腐涂層對于鋼管復(fù)合樁混凝土與鋼管之間黏結(jié)強(qiáng)度的影響、截面變形規(guī)律及試件荷載-變形曲線；討論了在不同變量的影響下鋼管復(fù)合樁剛度的計算問題；用分解分析法研究了鋼管復(fù)合樁的套箍作用對其承載力提升的影響。JOHANSSON 等[7-8]以不同加載方式對圓鋼管混凝土構(gòu)件進(jìn)行了軸心受壓實驗研究，得到不同加載方式下其荷載-位移變化規(guī)律。馮忠居等[9-10]以鋼管埋深及樁周土體模量為變量，通過離心模型試驗對鋼管混凝土復(fù)合樁的豎向及軸向承載特性進(jìn)行研究，得到適用于鋼管復(fù)合樁的豎向承載力計算公式及橫軸向荷載-位移曲線，為實際工程提供了參考。以上研究均利用室內(nèi)模型進(jìn)行試驗研究，馮忠居等[2,10-11]進(jìn)行了現(xiàn)場自平衡試驗以驗證自平衡法在海上樁基中的有效應(yīng)用，并以此研究了樁的豎向承載性能。由于試驗場地及施工條件等的限制，海洋環(huán)境下鋼管復(fù)合樁承載力現(xiàn)場試驗開展難度較大，試驗風(fēng)險及成本較高，故傳統(tǒng)的靜載荷試驗難以應(yīng)用于海洋環(huán)境下超長大直徑樁基中。且傳統(tǒng)的鋼筋應(yīng)力計、應(yīng)變片等傳感元件具有存活率低、穩(wěn)定性差及點式測量等缺點，不適合長距離的布置[13-14]。而近年興起的光纖監(jiān)測技術(shù)在鉆孔灌注樁及預(yù)制樁等樁型中有較多應(yīng)用。樸春德等[15-16]驗證了分布式光纖傳感技術(shù)在長距離監(jiān)測方面的優(yōu)勢；該技術(shù)與傳統(tǒng)的鋼筋計、土壓力盒等檢測技術(shù)相比具有分布式監(jiān)測的特點，結(jié)果更加可靠。宋建學(xué)等[17]對7根試樁開展荷載試驗，分別采用分布光纖和振弦式鋼筋應(yīng)力計進(jìn)行監(jiān)測，發(fā)現(xiàn)光纖監(jiān)測能夠更加精細(xì)地反映樁身軸力變化。光纖監(jiān)測技術(shù)能夠較好地應(yīng)用于樁基監(jiān)測中，且其相比于傳統(tǒng)監(jiān)測方式具有分布式布設(shè)、自動化監(jiān)測及高精度結(jié)果等特點[18]。然而，目前有關(guān)在海洋環(huán)境下的大直徑鋼管復(fù)合樁靜載試驗中使用光纖進(jìn)行監(jiān)測的研究較少，從其他樁型應(yīng)用良好的情況來看，光纖監(jiān)測也能夠較好地應(yīng)用于鋼管復(fù)合樁的監(jiān)測。綜上所述，鋼管復(fù)合樁現(xiàn)場監(jiān)測方面的試驗還比較少，尤其是大直徑超長變截面鋼管復(fù)合樁現(xiàn)場承載力監(jiān)測試驗更少。故本文作者選取長為126 m的魚山大橋項目45 號變截面樁基，并利用分布式光纖傳感技術(shù)進(jìn)行監(jiān)測；由于海上場地條件限制等因素，難以通過傳統(tǒng)的樁頂加載方式進(jìn)行承載力監(jiān)測，故以墩身和橋梁自身重力為外部荷載，并通過ABAQUS數(shù)值分析軟件按實際情況建模，并將模型計算結(jié)果與實測結(jié)果進(jìn)行對比，之后再改變變截面位置、鋼管壁厚及剪力環(huán)間距等樁身參數(shù)，施加壓彎剪扭復(fù)雜荷載，以分析這些樁身參數(shù)改變對鋼管復(fù)合樁承載特性的影響。

1 工程概況

本項目依托于岱山縣魚山大橋工程，大橋全長為7 781.75 m，設(shè)計速度為80 km/h，橋跨布置為(70+140+180+260+180+140+70) m，橋梁總寬度為15.6 m，跨海橋梁通航孔橋主跨跨徑為260 m，主跨采用260 m 鋼-混凝土連續(xù)剛構(gòu)橋，全橋采用大直徑變徑鉆孔灌注樁或鋼管復(fù)合樁，樁徑為0.2～5.0 m，樁長為15.0～148.2 m，均為嵌巖樁。根據(jù)設(shè)計，單樁鋼筋籠最大質(zhì)量達(dá)241.3 t，單樁永久鋼管最大質(zhì)量為297.1 t，單樁混凝土最大灌注方量為1 943.2 m3。45 號 樁位于岱山側(cè)區(qū)域 1 第 11 聯(lián)，采用鋼管復(fù)合樁，樁長126 m，樁頂標(biāo)高+2.0 m，樁身為變截面樁，距樁頂62 m 以上部分樁徑為5.0 m，距樁頂62 m 以下部分樁徑為3.8 m。鋼管壁厚為3.8 cm，內(nèi)直徑為5 m，底部標(biāo)高-60 m，頂部標(biāo)高+2 m，樁身示意圖如圖1 所示。根據(jù)45號樁所在位置勘察孔ZKS40 的勘察，該位置土層參數(shù)如表1所示。

2 現(xiàn)場光纖監(jiān)測試驗

2.1 監(jiān)測原理

圖1 樁身示意圖Fig.1 Diagram of pile body

光纖分布式應(yīng)變監(jiān)測是一種新型光纖傳感技術(shù)，可用來對結(jié)構(gòu)體表面或內(nèi)部的應(yīng)變進(jìn)行監(jiān)測，一般由信號分析儀和傳感光纖(光纜)2 部分組成。信號分析儀發(fā)出泵浦光和探測光(斯托克斯光)，分別從光纖的兩端注入傳感光纖中。當(dāng)2路光的頻率差落在布里淵光譜內(nèi)(10 GHz附近)，光纖中產(chǎn)生受激布里淵效應(yīng)，能量從泵浦光向探測光發(fā)生轉(zhuǎn)移，使探測光受到增益，因泵浦光是脈沖調(diào)制的，故類似時域反射原理，背向散射的探測光時域分布反映出光纖各位置點所受布里淵增益的情況；固定泵浦光頻率，對探測光頻在布里淵光譜進(jìn)行掃描，即得到光纖各點的布里淵增益譜；增益譜峰處的頻移(布里淵頻移)與光纖所受應(yīng)變呈正比關(guān)系，故只要測得光纖各點的布里淵頻移值，即可由式(1)得到光纖各點所受應(yīng)變：

表1 土層參數(shù)Table 1 Parameters of soil

式中：Δε，Δf和C11分別為光纖的應(yīng)變、布里淵頻移和應(yīng)變系數(shù)。

測試儀器測試得到的是光纖的軸向壓應(yīng)變Δε，由于光纖固定在樁身混凝土內(nèi)，在靜載壓力下，光纖軸向變形與樁身混凝土軸向變形一致，因此，樁身混凝土的壓應(yīng)變也為光纖的軸向壓應(yīng)變Δε，則樁身軸力Qi為

式中：E和A分別為樁身彈性模量和樁身截面面積。

本文所用光纖采用715-B6，光纖類型為單模，光纜類型為金屬鎧裝，纖芯數(shù)量為1根，光纜截面直徑為5 mm，拉斷力為2 350 N，工作溫度為-20～85 ℃。所用分布式光纖應(yīng)變分析儀型號為YS-BA，空間分辨率為0.1～50 m，測量時間為20～1 800 s，應(yīng)變量程為±15 000με，應(yīng)變精度為5με。工作環(huán)境如下：溫度為-10～50 ℃，濕度為0～80%，無凝結(jié)。

2.2 光纖的布置與監(jiān)測

1)首先進(jìn)行光纜布置定位，挑選2組相對的主筋，將光纜沿著主筋排布。由于該樁共有13 節(jié)鋼筋籠，故先在鋼筋籠預(yù)制廠內(nèi)將第1節(jié)鋼筋籠光纜布置好，鋼筋籠底部U 型過彎，其余鋼筋籠在下放時邊下放邊布置光纜。

2)光纜沿著主筋內(nèi)壁平順鋪設(shè)，每隔50 cm用扎帶綁扎固定，并且在固定之前先給光纜施加預(yù)拉力，以保證光纜不會在2 個接頭之間出現(xiàn)彎折，并在每一節(jié)鋼筋籠布置完畢后將線圈預(yù)留好下一節(jié)段鋼筋籠用量，其余光纜盤繞綁扎好固定于本節(jié)鋼筋籠頂。

3)下一節(jié)鋼筋籠吊起對接之前，先將繩索套在鋼筋籠對應(yīng)位置上，然后起吊對接，將光纜與對應(yīng)繩索綁接，用繩索將光纜拉到鋼筋籠頂，鋼筋籠下放時將光纜準(zhǔn)確定位，捋順、拉緊，每隔50 cm用扎帶固定到主筋上。

4) 所有鋼筋籠下放完畢、光纜綁扎完畢后，樁頭處預(yù)留測量所用光纜長度，做好保護(hù)措施，以便測試時引出接入分布式光纖應(yīng)變分析儀。

5)以墩身和箱梁自身重力為外部荷載，監(jiān)測墩身荷載和箱梁荷載作用下樁身的應(yīng)力與應(yīng)變，其中墩身自身重力為6 955.2 kN，箱梁自身重力為26 013.81 kN。

2.3 光纖監(jiān)測結(jié)果

光纖監(jiān)測結(jié)果經(jīng)平滑處理后得到樁身應(yīng)變曲線如圖2所示。根據(jù)圖2可知，箱梁荷載作用下樁身應(yīng)變在樁身變截面位置處產(chǎn)生明顯的突變，說明在此處有應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖2 樁身應(yīng)變曲線Fig.2 Pile strain curve

3 有限元模擬

根據(jù)現(xiàn)場試驗情況，采用數(shù)值模擬軟件ABAQUS 建模，將計算結(jié)果與現(xiàn)場測試結(jié)果進(jìn)行比對，并利用數(shù)值模擬軟件研究在復(fù)雜荷載作用下變截面位置、鋼管厚度及剪力環(huán)間距對鋼管復(fù)合樁承載性能的影響。

3.1 材料的本構(gòu)關(guān)系模型

1）混凝土本構(gòu)關(guān)系模型。根據(jù)工程實際情況，混凝土為C40海工混凝土，選用混凝土塑性損傷模型來模擬[19]，混凝土的彈性模量取3.25×1010Pa、泊松比取0.2、剪脹角取30°、塑性勢能取0.1 以及黏性系數(shù)取0.000 5。

2）鋼材本構(gòu)關(guān)系模型。鋼材為Q345C 鋼材，鋼材的彈塑性性能采用滿足Von Mises 屈服準(zhǔn)則的等向彈塑性模型來模擬，塑性行為通過使用一系列應(yīng)力-塑性應(yīng)變的數(shù)據(jù)點來模擬[20]，彈性模量取為2.06×1011Pa、泊松比取0.3、極限抗拉強(qiáng)度取3.45×108Pa。

3）土體本構(gòu)模型。樁周及樁底土體選用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則進(jìn)行分析，各層土體參數(shù)按照表1取值。

3.2 有限元分析模型

建立三維有限元模型，混凝土樁、鋼管及土體均為實體模型?；炷翗稑堕L為126 m，距樁頂62 m 以上樁徑為5.0 m，62 m 以下樁徑為3.8 m。鋼管長為62 m，內(nèi)直徑為5.0 m，鋼管壁厚為3.8 cm。經(jīng)過試算后確定土體模型尺寸如下：樁周土體計算范圍取25倍樁徑即125 m，樁底以下土體計算范圍取1.5 倍樁長即189 m，各層土體按照實際厚度進(jìn)行劃分，并分層賦予材料屬性。模型底部固定，側(cè)面限制水平位移，頂部自由。各接觸面之間選擇面面接觸模型，法向作用選取硬接觸，并勾選允許接觸后分離；切向作用選擇罰函數(shù)，混凝土與土層接觸面摩擦因數(shù)為0.3、鋼管與混凝土接觸面摩擦因數(shù)為0.2、鋼管與土層接觸面摩擦因數(shù)為0.2。 模擬實際工況時墩身荷載為6 955.2 kN，箱梁荷載為26 013.81 kN。軸向荷載按照均布荷載的方式布置到樁頂，剪力及彎矩、扭矩是通過在樁頂中心創(chuàng)建1 個參考點并進(jìn)行耦合，然后，將力施加到參考點上。網(wǎng)格劃分過程中從樁身往外網(wǎng)格由密到疏，以確保計算結(jié)果準(zhǔn)確且耗時較少。

3.3 樁身軸力對比分析

提取樁身豎向應(yīng)力，利用式(2)可以算出樁身軸力，并繪制其樁身軸力分布曲線，如圖3 所示。由圖3可以看出：從樁頂往下，樁身軸力整體呈減小趨勢，實測曲線有較多波動，但整體趨勢也在減小。在-62 m 變截面位置處，樁身軸力有突變，這是因為樁身向下作用時帶動變截面位置下土體向下運動，這部分土體的向下運動帶動了臨近的大截面樁側(cè)土體向下運動，故出現(xiàn)負(fù)摩阻力，使得樁身軸力突然變大。而變截面稍往下位置樁身軸力突然減小即出現(xiàn)突變的正摩阻力，這是因為變截面部位下的土體受壓加密，故側(cè)摩阻力突然變大。從樁身軸力分布曲線來看，樁身下半段模擬結(jié)果與實測結(jié)果吻合情況相比上半段稍差。這是由于下半段深度較大，最大監(jiān)測深度達(dá)到-126 m，監(jiān)測結(jié)果誤差也會較上半段的大。因此，從實測樁身軸力分布曲線整體變化趨勢來看，樁身上半段和下半段樁身軸力衰減速率差異雖然不明顯，但參考數(shù)值分析所得軸力分布曲線，可認(rèn)為樁身下半段樁身軸力衰減速度較快。再考慮到樁身為上粗下細(xì)的變截面樁，說明樁身下半段側(cè)摩阻力發(fā)揮較好。樁身上半段為鋼管復(fù)合樁，下半段為混凝土樁，上半段由于鋼管的存在對樁身側(cè)摩阻力的發(fā)揮有一定的削弱作用。同時，從圖3可知：樁端阻力對樁基承載力貢獻(xiàn)顯著。

總體而言，樁身軸力實測曲線與數(shù)值模擬曲線有較好的一致性，數(shù)值模擬曲線較平滑，而實測曲線有較多波動，但總體來說所呈現(xiàn)的規(guī)律一致，說明數(shù)值模擬模型方法正確、參數(shù)選取合適，能夠很好地模擬樁身實際情況。因此，可在此基礎(chǔ)上對樁身模型進(jìn)行調(diào)整，以研究樁身某些參數(shù)變化對樁承載力的影響。

圖3 樁身軸力分布曲線Fig.3 Axial force distribution curve of pile

4 樁身參數(shù)對鋼管復(fù)合樁承載性能的影響

鋼管復(fù)合樁樁身參數(shù)取值的不同會對鋼管復(fù)合樁承載性能有一定的影響，樁基在實際應(yīng)用中也會受到溫度應(yīng)力、風(fēng)力、汽車制動力、波流力、甚至?xí)艿酱擦Φ纫蛩氐挠绊?，故建立截面位置、鋼管壁厚及剪力環(huán)間距不同的樁基模型，施加如表2所示的復(fù)雜荷載，以研究在復(fù)雜荷載作用下樁身參數(shù)對樁基承載性狀的影響。

4.1 變截面位置的影響

建立總樁長為126 m，上部樁段直徑為5.0 m、下部樁段直徑為3.8 m，直徑為5.0 m段樁與直徑為3.8 m 段樁長度比分別為1.5:1.0，1:1，1.0:1.5 的3種不同位置變截面樁及直徑為3.8 m 的等截面樁4種工況，分別編號為工況1～4，其余建模參數(shù)與45號樁的相同，施加表2中荷載。提取計算結(jié)果后繪制不同變截面情況下樁身豎向位移、順橋向位移及橫橋向位移曲線，分別如圖4～6所示。

圖4 不同變截面位置下樁身豎向位移曲線Fig.4 Vertical displacement curve of pile at different section positions

圖5 不同變截面位置下樁身順橋向水平位移曲線Fig.5 Horizontal displacement curve of pile body alongbridge at different variable section positions

由圖4可知：在相同荷載條件下，等截面樁的豎向位移最大，變截面位置不同時，豎向位移也不相同。變截面樁的樁身豎向位移表現(xiàn)出一致的規(guī)律，即變截面以下樁身位移減小速率較變截面以上的快，說明設(shè)置變截面之后，變截面處樁身荷載有一部分傳遞到了周圍土體，可以有效地減小樁身下部位移。由圖5和圖6可知：不論是順橋向還是橫橋向，各樁水平位移曲線呈現(xiàn)的規(guī)律一致，均是樁頂處位移較大，越往下位移越小，深部處幾乎沒有產(chǎn)生水平位移。從圖5和圖6還可以看出等截面樁水平位移遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他樁水平位移，這是因為等截面樁未設(shè)置鋼管，而其他模型中變截面以上樁段均設(shè)置有鋼管，鋼管的存在可以增加樁的剛度，能有效減小樁身水平變形。而變截面位置不同、樁身受力后的表現(xiàn)也不同，繪制不同工況下樁頂各向位移散點圖并添加趨勢線，如圖7所示。

由圖7可知：各向位移均在上、下部段樁長度比為1:1時(工況2)的最小，說明鋼管復(fù)合樁并不是樁身大直徑部分越長越好，變截面位置的合理設(shè)置不僅能增強(qiáng)樁基的承載性能，而且也能避免材料的浪費。

圖6 不同變截面位置下樁身橫橋向水平位移曲線Fig.6 Horizontal displacement curve of pile in transverse direction of bridge at different variable cross-section positions

圖7 不同變截面位置下樁頂位移Fig.7 Displacement of pile top at different position of variable sections

4.2 鋼管壁厚的影響

在45 號樁的基礎(chǔ)上，選取鋼管壁厚分別為10.0，5.0 和 3.8 cm 及無鋼管 4 種工況(分別編號為工況5～8)進(jìn)行建模，其余建模參數(shù)均與45 號樁的一致，施加表2所示復(fù)雜荷載。由于鋼管壁厚主要對樁基的水平承載特性有影響，對其豎向承載特性影響不大，故提取計算結(jié)果后繪制樁身順橋向及橫橋向水平位移曲線，分別如圖8和圖9所示。

圖8 不同鋼管厚度下樁身順橋向水平位移曲線Fig.8 Horizontal displacement curve of pile body along bridge under different steel tube thicknesses

由圖8和圖9可知：在復(fù)雜荷載作用下，不同鋼管厚度樁身水平位移表現(xiàn)出一致的規(guī)律，即樁頂位移較大，隨著樁深的增加，其水平位移減小。無鋼管樁較有鋼管樁水平位移大，順橋向和橫橋向無鋼管樁樁頂水平位移分別達(dá)到了2.40 cm 和2.63 cm，遠(yuǎn)大于有鋼管樁的位移。這是因為鋼管能夠增加樁的水平剛度，減小樁身水平方向的變形。鋼管壁厚的不同，提供給樁身抵抗變形的能力也不同，繪制不同鋼管壁厚情況下樁頂順橋向及橫橋向位移散點圖并添加趨勢線，如圖10所示。

圖10 不同鋼管壁厚下樁頂位移Fig.10 Displacement of pile top under different thicknesses of steel pipe

由圖10可以看出：不論是順橋向還是橫橋向，均呈現(xiàn)鋼管壁厚越大，位移越小的規(guī)律。但在現(xiàn)實中，并不是要無限地追求最小位移，還是要根據(jù)位移控制標(biāo)準(zhǔn)結(jié)合材料用量選擇合適的鋼管壁厚，在安全的前提下達(dá)到最優(yōu)。

4.3 剪力環(huán)間距的影響

在45 號樁的基礎(chǔ)上，分別選取剪力環(huán)間距為2.5，5.0，10.0 m以及無剪力環(huán)4種工況(即工況9～12)進(jìn)行建模，其余建模參數(shù)均與45 號樁的一致，施加表2所示荷載。由于剪力環(huán)間距對樁基的豎向承載特性影響不大，主要影響樁基的水平承載特性，故提取結(jié)果后繪制樁身順橋向水平位移及樁身橫橋向水平位移曲線，分別如圖11 和圖12所示。

由圖11 及圖12 可以看出：不論是橫橋向還是順橋向，在不同剪力環(huán)間距下，各樁身在荷載作用下位移變化趨勢均相同，即在樁頂處水平位移較大，越往下水平位移越小，在樁身下部水平位移接近于0 m。不設(shè)置剪力環(huán)的樁水平位移則明顯大于設(shè)置剪力環(huán)的樁水平位移，說明剪力環(huán)的設(shè)置能夠增加鋼管復(fù)合樁橫向剛度，減小水平位移。繪制不同剪力環(huán)間距下樁頂順橋向及橫橋向位移散點圖并添加趨勢線，如圖13所示。

圖11 不同剪力環(huán)間距下樁身順橋向水平位移曲線Fig.11 Horizontal displacement curve of pile along bridge under different shear ring spacings

圖12 不同剪力環(huán)間距下樁身橫橋向水平位移曲線Fig.12 Horizontal displacement curve of pilein transverse direction of bridge under different shear ring spacings

由圖13 可知：不論是順橋向還是橫橋向，樁頂水平位移均呈現(xiàn)剪力環(huán)間距越密、水平位移越小的規(guī)律，說明剪力環(huán)間距越密對于鋼管約束作用越強(qiáng)，對樁身抗彎剛度增強(qiáng)作用越大。

圖13 不同剪力環(huán)間距下樁頂位移Fig.13 Pile top displacement under different shear ring spacings

5 結(jié)論

1)大直徑超長變截面鋼管復(fù)合樁的現(xiàn)場試驗可以以橋梁墩身及箱梁自身重力為上部荷載，并應(yīng)用光纖監(jiān)測技術(shù)進(jìn)行監(jiān)測。

2)變截面處樁身軸力有突變，下半段樁身側(cè)摩阻力發(fā)揮較好，上半段由于鋼管存在對側(cè)摩阻力發(fā)揮有一定影響，樁端阻力對樁基承載力貢獻(xiàn)顯著。

3)樁身軸力模型計算結(jié)果與實測值較為吻合，說明模型建立方法，參數(shù)選取得當(dāng)。

4)鋼管壁厚越厚、剪力環(huán)間距越密，鋼管復(fù)合樁的橫向剛度增加越明顯，樁基水平位移越?。蛔兘孛嫖恢貌⒉皇谴笾睆蕉握急仍酱?，樁身性能越優(yōu)，比例得當(dāng)才能使樁身性能發(fā)揮最好。