王永洪， 劉俊偉， 朱 娜， 趙國曉， 王明明

(1. 青島理工大學土木工程學院 青島，266033) (2. 山東省高等學校藍色經濟區(qū)工程建設與安全協(xié)同創(chuàng)新中心 青島，266033)

引 言

預制管樁已成為我國最主要的樁型之一，使用范圍覆蓋了工業(yè)民用建筑、港口、鐵路以及水利等工程建設各個領域[1]。預制管樁施工前選擇樁型和沉樁設備，需要準確預估其沉樁阻力，否則沉樁過程易造成預制管樁樁身被折斷、接樁處斷裂等現(xiàn)象[2-3]。工程應用中，預制管樁端部敞口形式居多，管樁底部會有土體擠入形成土柱，稱之為“土塞效應”，此為引起沉樁阻力重要組成部分。國外學者較早地研究了“土塞效應”。文獻[4-5]進行足尺模型試驗，揭示了土塞性狀受土體性狀影響、土塞側阻土壓力系數(shù)和土塞發(fā)揮高度的分布規(guī)律。Heerema等[6]提出土塞模型由彈簧和質點組成，并將此命名為“樁中樁”，樁-土之間有復雜的相互作用，認為沉樁過程分析時應把樁節(jié)點與土節(jié)點的相互摩擦作用考慮進去。Paikowsky等[7]和Brucy等[8]通過試驗研究描述土塞形成的全過程：沉樁初期樁體內土塞高度Lp與樁體貫入深度L相等，貫入深度增加土體與開口管樁內壁摩擦增加，土塞形成速度較樁體貫入速度減小，土塞生成高度小于樁體貫入深度。Paik等[9]將開口管樁沉入不同砂土中，研究不同土壤條件對開口管樁荷載傳遞機理的影響，測量出開口管樁承載力包含外側摩阻力、樁端阻力和內側摩阻力3個部分。Lehane等[10]和Paik等[11]通過室內模型試驗研究了土塞高度和土塞增量填充率隨樁體打入深度的變化規(guī)律及開口管樁和閉口管樁在沉樁和靜載試驗過程中土塞的影響。國內學者對此也進行了研究。陸昭球等[12]通過對大量的鋼管樁試驗數(shù)據(jù)采集分析，土塞高度受表層土體性質的影響，表層土體越硬，土塞高度越小。鄭俊杰等[13]利用圓孔擴張理論得到了樁周土體應力場和位移場解析解，分析了擠土效應和土塞效應。謝永健等[14]分析了上海地區(qū)典型軟土地基不同場地44根開口管樁土塞測量數(shù)據(jù)，初始貫入時不同樁型樁體內土塞高度較為接近，隨著樁體打入深度的增加，土塞高度增加緩慢。張忠苗等[15]對不同土層條件下混凝土管樁的土塞效應進行試驗研究，現(xiàn)場試驗和室內試驗結果顯示，土層越堅硬，土塞形成高度越大，上軟下硬土層易造成土塞滑動，上硬下軟土層易形成閉塞。劉潤等[16]提出研究大直徑鋼管樁土塞閉塞效應的擬靜力平衡法，通過室內小比例尺模型試驗與實際工程中鋼管樁土塞閉塞效應進行對比分析，驗證了靜力平衡法對大直徑鋼管樁土塞效應判斷的實用性。

對預制管樁進行土塞效應模型試驗，分離其在貫入過程中“土塞阻力”，有助于加深對預制管樁土塞性狀的認識。管樁貫入時樁側及樁底內壁均與土體接觸，模型試驗尺寸小，土塞阻力小，對傳感器的尺寸和靈敏性要求更高，電測類傳感器無法滿足測試要求，因此管樁模型的土塞效應測試難度很大。光纖光柵作為一種新的研究領域的光纖傳感技術，光纖光柵傳感器易于光纖熔接，可以多個光柵同時寫入，實現(xiàn)分布式傳感，且具有體積小、精度高和抗電磁干擾能力強等優(yōu)點[17-19]。國內已將光纖光柵傳感技術應用于各種實際工程中[20-23]，但在樁基工程特別是管樁的測試方面少有報道。筆者利用大尺度模型試驗箱，采用光纖布拉格光柵(fiber Bragg grating，簡稱FBG)應變傳感器，通過改變樁端形式，同時進行管樁開口和閉口對比試驗，進行了靜壓雙壁開口管樁的土塞效應測試試驗。通過實時采集FBG應變傳感器數(shù)據(jù)，分析了不同情況下管樁的土塞高度、樁內側摩阻力和樁外側單位摩阻力等特性，研究了靜壓雙壁開口管樁的土塞效應規(guī)律。

1 FBG傳感器原理及土塞效應測試理論

1.1 FBG傳感器原理

光纖光柵是利用折射率發(fā)生周期性變化的光柵，滿足波長條件的光被反射回去，其余光穿過光柵，光纖光柵傳感器工作原理如圖1所示。圖中纖芯的明暗交替表示折射率的周期性變化，波長反射條件[24]為

λb=2neffΛ

(1)

其中：λb為光纖光柵中心波長；neff為光纖纖芯有效折射率；Λ為光柵周期。

圖1 光纖光柵傳感器工作原理圖Fig.1 The working schematic diagram of FBG sensors

室內試驗溫度變化不大可以忽略不計，因此不考慮外界溫度變化時[25]

(2)

其中：Δλ為光纖光柵波長變化；p11與p12為光彈效應常數(shù)；υ為泊松比；ε為光纖軸向應變。

Δλ=Kεε

(3)

其中：Kε為光纖光柵應變靈敏度系數(shù)。

本試驗選用增敏微型FBG應變傳感器，其兩端帶有夾持式支座，可以通過改變夾持支座之間距離L及夾持套管之間的光纖光柵距離Lf，調節(jié)傳感器的靈敏度系數(shù)。增敏微型FBG應變傳感器結構示意圖如圖2所示。增敏微型FBG應變傳感器工作原理如圖3所示。增敏微型FBG傳感器技術參數(shù)如表1所示。

圖2 增敏微型FBG應變傳感器結構示意圖Fig.2 The structure schematic diagram of miniature FBG strain sensor with enhanced sensitivity

圖3 夾持式傳感器工作原理Fig.3 Working principle of clamping sensor

表1增敏微型FBG傳感器技術參數(shù)

Tab.1TechnicalparametersofminiatureFBGsensorwithenhancedsensitivity

3dB帶寬典型值/nm波長間距/nm波長范圍/nm量程/με標距/mm分辨率/με0.2±31 510～1 590±1 500231

1.2 土塞效應測試理論

靜壓開口管樁沉樁阻力包括樁外側摩阻力、樁內側摩阻力和樁端阻力，靜壓閉口管樁沉樁阻力包括樁外側摩阻力和樁端阻力。沉樁阻力會使管樁發(fā)生壓縮，致使管樁樁壁產生豎向變形，豎向變形可通過測試得到，試驗中采用FBG傳感器測試沿樁長范圍內軸向應變變化，樁內、外側摩阻力利用式(4)，(5)計算出兩截面上的樁身軸力差值，與兩截面內樁周面積之比得到。樁身截面軸力[15]為

Ni=EεiA

(4)

其中：Ni為第i截面軸力(kN)；E為樁身彈性模量(kPa)；εi為第i截面實測應變；A為樁身面積(m2)。

樁內、外側摩阻力可根據(jù)樁身截面軸力求得

Fi=Ni-Ni+1

(5)

各相鄰樁身截面的樁內、外側平均摩阻力為

(6)

其中：Fi為第i層樁內、外側摩阻力(kPa)；Ni，Ni+1為第i和i+1截面軸力(kN)；fi為第i層樁內、外側平均摩阻力(kPa)；U為樁身截面周長(m)；li為第i截面與第i+1截面之間的距離(m)。

閉口樁端承載力為

(7)

其中：qp為樁端承載力(kPa)；Nn為樁端軸向力(kN)；A0為樁端面積(mm2)。

2 試驗方案

2.1 試驗設計

試驗在大尺度模型箱中進行，模型箱長為3km、寬為3km、高為2km，模型箱上面為加載系統(tǒng)，可實現(xiàn)前后、左右移動。為實現(xiàn)分離管樁外壁和管樁內壁的摩擦，研究土塞形成規(guī)律，試驗選用雙壁開口模型管樁，總長度為1065 mm，雙壁開口模型管樁由兩個同心的內、外薄壁圓管組成，圓管選用鋁質材料。試驗采用青島海砂(干砂)，模型箱內砂樣的相對密實度為73%，處于密實狀態(tài)。模型管樁內管、外管參數(shù)如表2所示。雙壁開口模型管樁內、外管如圖4所示。

表2模型管樁內管、外管參數(shù)

Tab.2Internalandexternaltubeparametersofmodepipepile

名稱長度/mm半徑/mm厚度/mm彈性模量/GPa泊松比外管1 000673720.3內管1 000573720.3

圖4 雙壁開口模型管樁內、外管(單位：mm)Fig.4 Internal and external tube of double-walled open mode pipe pile(unit: mm)

2.2 應變測試技術

本次試驗沿外管和內管長度方向布置傳感器，為防止外管傳感器在沉樁過程破壞，在外管表面兩側對稱開槽，開槽寬度為2 mm，深度為2 mm。先將傳感器一端夾持套管粘到槽體底部，另一端向外側預拉伸0.2～0.8 nm后用膠固定，最后用環(huán)氧樹脂封裝。內管傳感器對稱粘貼到兩側管壁，并用704膠覆蓋保護傳感器。沿外管和內管全長各分別對稱布置12個和14個傳感器，外管傳感器等間距布置，內管底部傳感器間距減小。FBG應變傳感器布置圖如圖5所示。模型管樁傳感器安裝詳圖如圖6所示。模型管樁上部開孔安裝滑輪，滑輪上端連接MPS拉線位移傳感器，用MPS拉線位移傳感器實時記錄樁體沉降和土塞生成高度，傳感器安裝過程連接光纖光柵解調儀，實時測試每個傳感器的波長，光纖光柵解調儀選用FS 2200RM-Rack-Mountable Bragg Meter解調儀，其參數(shù)指標如表3所示。

圖5 光纖光柵應變傳感器布置圖(單位: mm)Fig.5 Arrangement of FBG strain sensors (unit: mm)

圖6 模型管樁傳感器安裝詳圖Fig.6 Sensor installation detailing of mode pipe pile

表3 光纖光柵解調儀參數(shù)指標

3 試驗結果分析

為了研究樁端形式對管樁土塞效應的影響，在其他因素相同時，采用4種不同形式樁靴：PO-1試驗樁為內30度樁靴、PO-2試驗樁為無樁靴、PO-3試驗樁為外30度樁靴、PC試驗樁為閉口平面樁靴。

3.1 土塞高度變化

土塞高度隨貫入深度變化曲線如圖7所示。其中：PO-1試驗樁土塞高度為555 mm，PO-2試驗樁相比較PO-1試驗樁土塞高度減小約19.9 mm，PO-3試驗樁相比較PO-2試驗樁土塞高度減小約20.9 mm，PC試驗樁無土塞高度形成?？梢?，樁靴形式對管樁土塞高度有顯著影響。土塞高度與沉樁深度之比為土塞率，3種不同樁靴形式土塞率分別為0.77，0.75，0.72，內30°樁靴土塞率最大，外30°樁靴土塞率最小，無樁靴土塞率居中。

圖7 土塞高度隨貫入深度變化曲線Fig.7 Curves of pluging height with the sink pile depth

3.2 樁內、外側摩阻力測試

圖8 PO-1試驗樁內、外側單位摩阻力樁身分布曲線Fig.8 Variation of internal and external unit friction of PO-1 test pile with depth

圖9 PO-2試驗樁內、外側單位摩阻力樁身分布曲線Fig.9 Variation of internal and external unit friction of PO-2 test pile with depth

圖10 PO-3試驗樁內、外側單位摩阻力樁身分布曲線Fig.10 Variation of internal and external unit friction of PO-3 test pile with depth

圖11 PC試驗樁樁外側單位摩阻力沿深度分布曲線Fig.11 Variation of external unit friction of PC test pile with depth

通過光纖光柵應變變化得到沉樁過程樁外側摩阻力和樁內側摩阻力變化。PO-1試驗樁、PO-2試驗樁、PO-3試驗樁內、外側單位摩阻力沿深度分布曲線如圖8～10所示。PC試驗樁外側單位摩阻力沿深度分布曲線如圖11所示。開口管樁沉樁過程中，一部分土體被管樁擠到周圍產生擠土效應，隨著樁身下管樁外壁與樁周土體相互剪切，形成剪切力，即樁外側摩阻力；部分土體進入管內形成土塞，沉樁過程中土塞與樁體相互剪切，產生樁內側摩阻力。由圖8～10可知，在相同貫入深度下，試驗樁由上至下樁內、外側單位摩阻力呈增大趨勢；貫入深度越大，樁內、外側單位摩阻力也越大，隨著沉樁深度的增加，樁內、外側摩阻力逐漸發(fā)揮。由圖11可知，因閉口管樁沒有“土塞效應”，閉口管樁產生最大樁外側單位摩阻力為63.65kPa，顯著大于開口管樁外側單位摩阻力。沉樁深度較大時，隨貫入深度的增加，相同土層樁內、外側單位摩阻力出現(xiàn)弱化現(xiàn)象，可見大直徑開口管樁內、外側摩阻力同樣存在“側阻退化效應”。

4 結 論

1) 樁靴影響土塞生成，PO-1，PO-2，PO-3試驗土塞的生成高度分別為555，535.1和514 mm，內30°樁靴向內部傾斜更易生成高度較大的土塞，外30°樁靴向外部傾斜所生成的土塞高度最小。土塞高度和土塞增量填充率值隨樁體貫入深度的增加而波動較大，但總體呈現(xiàn)降低的趨勢，土塞趨于閉塞。

2) 沉樁結束時，樁體PO-1，PO-2，PO-3樁內側摩阻力分別為48.33，40.84和35.36 kPa，樁外側摩阻力分別為42.78，46.39 和50.78 kPa，PC樁外側摩阻力為63.65 kPa，可見樁靴對樁內、外側摩阻力產生明顯影響。

3) 相同貫入深度下，樁內、外側摩阻力沿深度非均勻分布，深度越大，單位摩阻力越大；沉樁深度較大時，隨著樁體貫入深度的繼續(xù)增加，相同土層單位側摩阻力出現(xiàn)弱化現(xiàn)象?？梢?，大直徑開口管樁樁內、外側單位摩阻力存在“側阻退化效應”。