基于光纖監測的大直徑變截面鋼管復合樁承載性狀

崔允亮，王新，周聯英，王海峰，周鋒

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

目前，我國跨海大橋進入了快速發展時期。海洋環境下施工條件較惡劣，地質條件較復雜以及沉樁較困難，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。鋼管復合樁[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用。然而，鋼管復合樁理論研究卻相對滯后，某些鋼管復合樁設計時較保守[2-3]，在實際工程中會造成成本較高、設計不合理、材料使用浪費等問題。目前，國內外學者在鋼管復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，開展了5組室內試驗，分別研究了剪力環、泥皮及防腐涂層對于鋼管復合樁混凝土與鋼管之間黏結強度的影響、截面變形規律及試件荷載-變形曲線；討論了在不同變量的影響下鋼管復合樁剛度的計算問題；用分解分析法研究了鋼管復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件進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合樁的豎向及軸向承載特性進行研究，得到適用于鋼管復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模型進行試驗研究，馮忠居等[2,10-11]進行了現場自平衡試驗以驗證自平衡法在海上樁基中的有效應用，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，海洋環境下鋼管復合樁承載力現場試驗開展難度較大，試驗風險及成本較高，故傳統的靜載荷試驗難以應用于海洋環境下超長大直徑樁基中。且傳統的鋼筋應力計、應變片等傳感元件具有存活率低、穩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測技術在鉆孔灌注樁及預制樁等樁型中有較多應用。樸春德等[15-16]驗證了分布式光纖傳感技術在長距離監測方面的優勢；該技術與傳統的鋼筋計、土壓力盒等檢測技術相比具有分布式監測的特點，結果更加可靠。宋建學等[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力計進行監測，發現光纖監測能夠更加精細地反映樁身軸力變化。光纖監測技術能夠較好地應用于樁基監測中，且其相比于傳統監測方式具有分布式布設、自動化監測及高精度結果等特點[18]。然而，目前有關在海洋環境下的大直徑鋼管復合樁靜載試驗中使用光纖進行監測的研究較少，從其他樁型應用良好的情況來看，光纖監測也能夠較好地應用于鋼管復合樁的監測。綜上所述，鋼管復合樁現場監測方面的試驗還比較少，尤其是大直徑超長變截面鋼管復合樁現場承載力監測試驗更少。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進行監測；由于海上場地條件限制等因素，難以通過傳統的樁頂加載方式進行承載力監測，故以墩身和橋梁自身重力為外部荷載，并通過ABAQUS數值分析軟件按實際情況建模，并將模型計算結果與實測結果進行對比，之后再改變變截面位置、鋼管壁厚及剪力環間距等樁身參數，施加壓彎剪扭復雜荷載，以分析這些樁身參數改變對鋼管復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-混凝土連續剛構橋，全橋采用大直徑變徑鉆孔灌注樁或鋼管復合樁，樁徑為0.2～5.0 m，樁長為15.0～148.2 m，均為嵌巖樁。根據設計，單樁鋼筋籠最大質量達241.3 t，單樁永久鋼管最大質量為297.1 t，單樁混凝土最大灌注方量為1 943.2 m3。45 號 樁位于岱山側區域 1 第 11 聯，采用鋼管復合樁，樁長126 m，樁頂標高+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，內直徑為5 m，底部標高-60 m，頂部標高+2 m，樁身示意圖如圖1 所示。根據45號樁所在位置勘察孔ZKS40 的勘察，該位置土層參數如表1所示。

2 現場光纖監測試驗

2.1 監測原理

圖1 樁身示意圖Fig.1 Diagram of pile body

光纖分布式應變監測是一種新型光纖傳感技術，可用來對結構體表面或內部的應變進行監測，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2路光的頻率差落在布里淵光譜內(10 GHz附近)，光纖中產生受激布里淵效應，能量從泵浦光向探測光發生轉移，使探測光受到增益，因泵浦光是脈沖調制的，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)與光纖所受應變呈正比關系，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變：

表1 土層參數Table 1 Parameters of soil

式中：Δε，Δf和C11分別為光纖的應變、布里淵頻移和應變系數。

測試儀器測試得到的是光纖的軸向壓應變Δε，由于光纖固定在樁身混凝土內，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，樁身混凝土的壓應變也為光纖的軸向壓應變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，應變量程為±15 000με，應變精度為5με。工作環境如下：溫度為-10～50 ℃，濕度為0～80%，無凝結。

2.2 光纖的布置與監測

1)首先進行光纜布置定位，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 節鋼筋籠，故先在鋼筋籠預制廠內將第1節鋼筋籠光纜布置好，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)光纜沿著主筋內壁平順鋪設，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拉力，以保證光纜不會在2 個接頭之間出現彎折，并在每一節鋼筋籠布置完畢后將線圈預留好下一節段鋼筋籠用量，其余光纜盤繞綁扎好固定于本節鋼筋籠頂。

3)下一節鋼筋籠吊起對接之前，先將繩索套在鋼筋籠對應位置上，然后起吊對接，將光纜與對應繩索綁接，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，樁頭處預留測量所用光纜長度，做好保護措施，以便測試時引出接入分布式光纖應變分析儀。

5)以墩身和箱梁自身重力為外部荷載，監測墩身荷載和箱梁荷載作用下樁身的應力與應變，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 光纖監測結果

光纖監測結果經平滑處理后得到樁身應變曲線如圖2所示。根據圖2可知，箱梁荷載作用下樁身應變在樁身變截面位置處產生明顯的突變，說明在此處有應力集中現象。

圖2 樁身應變曲線Fig.2 Pile strain curve

3 有限元模擬

根據現場試驗情況，采用數值模擬軟件ABAQUS 建模，將計算結果與現場測試結果進行比對，并利用數值模擬軟件研究在復雜荷載作用下變截面位置、鋼管厚度及剪力環間距對鋼管復合樁承載性能的影響。

3.1 材料的本構關系模型

1）混凝土本構關系模型。根據工程實際情況，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 以及黏性系數取0.000 5。

2）鋼材本構關系模型。鋼材為Q345C 鋼材，鋼材的彈塑性性能采用滿足Von Mises 屈服準則的等向彈塑性模型來模擬，塑性行為通過使用一系列應力-塑性應變的數據點來模擬[20]，彈性模量取為2.06×1011Pa、泊松比取0.3、極限抗拉強度取3.45×108Pa。

3）土體本構模型。樁周及樁底土體選用Mohr-Coulomb屈服準則進行分析，各層土體參數按照表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。混凝土樁樁長為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，內直徑為5.0 m，鋼管壁厚為3.8 cm。經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行劃分，并分層賦予材料屬性。模型底部固定，側面限制水平位移，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，混凝土與土層接觸面摩擦因數為0.3、鋼管與混凝土接觸面摩擦因數為0.2、鋼管與土層接觸面摩擦因數為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建1 個參考點并進行耦合，然后，將力施加到參考點上。網格劃分過程中從樁身往外網格由密到疏，以確保計算結果準確且耗時較少。

3.3 樁身軸力對比分析

提取樁身豎向應力，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土體向下運動，故出現負摩阻力，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，樁身下半段模擬結果與實測結果吻合情況相比上半段稍差。這是由于下半段深度較大，最大監測深度達到-126 m，監測結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，但參考數值分析所得軸力分布曲線，可認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的變截面樁，說明樁身下半段側摩阻力發揮較好。樁身上半段為鋼管復合樁，下半段為混凝土樁，上半段由于鋼管的存在對樁身側摩阻力的發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顯著。

總體而言，樁身軸力實測曲線與數值模擬曲線有較好的一致性，數值模擬曲線較平滑，而實測曲線有較多波動，但總體來說所呈現的規律一致，說明數值模擬模型方法正確、參數選取合適，能夠很好地模擬樁身實際情況。因此，可在此基礎上對樁身模型進行調整，以研究樁身某些參數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 樁身參數對鋼管復合樁承載性能的影響

鋼管復合樁樁身參數取值的不同會對鋼管復合樁承載性能有一定的影響，樁基在實際應用中也會受到溫度應力、風力、汽車制動力、波流力、甚至會受到船撞力等因素的影響，故建立截面位置、鋼管壁厚及剪力環間距不同的樁基模型，施加如表2所示的復雜荷載，以研究在復雜荷載作用下樁身參數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，其余建模參數與45號樁的相同，施加表2中荷載。提取計算結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出一致的規律，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的規律一致，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遠大于其他樁水平位移，這是因為等截面樁未設置鋼管，而其他模型中變截面以上樁段均設置有鋼管，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置不僅能增強樁基的承載性能，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)進行建模，其余建模參數均與45 號樁的一致，施加表2所示復雜荷載。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：在復雜荷載作用下，不同鋼管厚度樁身水平位移表現出一致的規律，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到了2.40 cm 和2.63 cm，遠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，均呈現鋼管壁厚越大，位移越小的規律。但在現實中，并不是要無限地追求最小位移，還是要根據位移控制標準結合材料用量選擇合適的鋼管壁厚，在安全的前提下達到最優。

4.3 剪力環間距的影響

在45 號樁的基礎上，分別選取剪力環間距為2.5，5.0，10.0 m以及無剪力環4種工況(即工況9～12)進行建模，其余建模參數均與45 號樁的一致，施加表2所示荷載。由于剪力環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。不設置剪力環的樁水平位移則明顯大于設置剪力環的樁水平位移，說明剪力環的設置能夠增加鋼管復合樁橫向剛度，減小水平位移。繪制不同剪力環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剪力環間距越密、水平位移越小的規律，說明剪力環間距越密對于鋼管約束作用越強，對樁身抗彎剛度增強作用越大。

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

5 結論

1)大直徑超長變截面鋼管復合樁的現場試驗可以以橋梁墩身及箱梁自身重力為上部荷載，并應用光纖監測技術進行監測。

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

3)樁身軸力模型計算結果與實測值較為吻合，說明模型建立方法，參數選取得當。

4)鋼管壁厚越厚、剪力環間距越密，鋼管復合樁的橫向剛度增加越明顯，樁基水平位移越小；變截面位置并不是大直徑段占比越大，樁身性能越優，比例得當才能使樁身性能發揮最好。