孔 洋，汪璋淳，何 寧,2，何 斌，張中流，周彥章,2

(1.南京水利科學(xué)研究院，江蘇 南京 210029； 2.水利部水庫(kù)大壩安全重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210029)

抗拔樁是建（構(gòu)）筑物的一種重要基礎(chǔ)形式，預(yù)應(yīng)力抗拔管樁常用于地庫(kù)抗浮或抗壓兼抗拔情況，具有應(yīng)用范圍廣、經(jīng)濟(jì)性高與承載性能好等特點(diǎn)[1]。預(yù)應(yīng)力抗拔管樁需經(jīng)預(yù)應(yīng)力張拉、離心成型及高溫養(yǎng)護(hù)等特殊工藝制作，亦需經(jīng)過(guò)靜壓法壓樁入土、接樁與抱箍焊接等工序施工，傳統(tǒng)樁身應(yīng)力應(yīng)變測(cè)量元件很難提前預(yù)埋，且成活率較低[1-3]。分布式光纖傳感技術(shù)可彌補(bǔ)傳統(tǒng)點(diǎn)式測(cè)量技術(shù)的不足，滿(mǎn)足現(xiàn)代化工程監(jiān)測(cè)與檢測(cè)的需求，近十幾年來(lái)發(fā)展迅速，已在地基基礎(chǔ)工程、橋梁隧道工程及水利水電工程中廣泛應(yīng)用[4-6]。其中，布里淵光時(shí)域分析技術(shù)（BOTDA）因其分布式測(cè)量、耐久性好、量程范圍大、電磁干擾小、可植入性強(qiáng)與實(shí)時(shí)遠(yuǎn)程監(jiān)控等優(yōu)勢(shì)[7-8]，結(jié)合特殊植纖工藝，可保證與測(cè)試構(gòu)件的變形協(xié)調(diào)一致，在樁基工程監(jiān)測(cè)領(lǐng)域取得了良好應(yīng)用效果。目前，BOTDA 廣泛應(yīng)用于抗壓管樁樁身?yè)隙确植糩9]、灌注樁承載特性[10]、復(fù)合地基承載力分析[11]、鋼板樁施工過(guò)程演化規(guī)律[12]等工程領(lǐng)域，但BOTDA 在預(yù)應(yīng)力管樁抗拔承載特性研究方面的文獻(xiàn)較少。

本文介紹一種基于BOTDA 的管樁抗拔靜載試驗(yàn)原位監(jiān)測(cè)方法，針對(duì)長(zhǎng)江下游地區(qū)特殊厚層砂土地基情況（埋深普遍大于40 m），將BOTDA 應(yīng)用于抗拔樁原位靜載試驗(yàn)研究，探究樁身荷載傳遞機(jī)理與豎向抗拔受力性能，分析施工因素對(duì)預(yù)應(yīng)力管樁抗拔承載特性的影響。

1 樁基抗拔測(cè)試原理

布里淵光時(shí)域分析技術(shù)（BOTDA）是在光纖兩端分別注入脈沖光信號(hào)與連續(xù)探測(cè)光，測(cè)量布里淵散射光的頻移，當(dāng)布里淵頻移與兩種注入光信號(hào)的頻率相等時(shí)，制造布里淵放大效應(yīng)[7]，根據(jù)布里淵頻移與光纖局部軸向應(yīng)變、溫度變化的線(xiàn)性關(guān)系（見(jiàn)式（1））得到光纖沿線(xiàn)溫度和應(yīng)變信息[2,10,13]，BOTDA 可在溫度補(bǔ)償?shù)墓r下得到構(gòu)件分布式應(yīng)變測(cè)量值。

式中： ?vB(ε,T) 為 布里淵頻移量； ?εB、 ?TB分別為光纖的局部應(yīng)變、溫度變化量； α 、 β分別為傳感光纖布里淵頻移的應(yīng)變系數(shù)與溫度系數(shù)。

在抗拔樁的樁身表層布設(shè)應(yīng)變光纖，基于應(yīng)變光纖與樁身協(xié)同變形原理，運(yùn)用BOTDA 測(cè)量樁身在分級(jí)拉拔荷載作用下的應(yīng)變分布，經(jīng)過(guò)數(shù)據(jù)優(yōu)化處理后，得到樁身軸力分布曲線(xiàn)，并計(jì)算樁側(cè)摩阻力分布，抗拔管樁樁身應(yīng)變光纖測(cè)量線(xiàn)路構(gòu)成示意圖見(jiàn)圖1。

圖1 抗拔管樁樁身應(yīng)變光纖測(cè)量線(xiàn)路示意Fig.1 Schematic depiction illustrating the process of measuring strain in fiber cycles of anti-uplift piles

基于BOTDA 獲得試驗(yàn)管樁抗拔靜載荷試驗(yàn)中每級(jí)拉拔荷載作用下的全樁身應(yīng)變分布，在已知樁身彈性模量、截面積與周長(zhǎng)的基礎(chǔ)上，可由樁身應(yīng)變推算各級(jí)拉拔荷載作用下樁身軸力與樁側(cè)摩阻力，計(jì)算式[14]如下：

式中： 為 斷面的樁身軸力； 為 斷面的平均應(yīng)變； 為 斷面的彈性模量； 為 斷面的樁身橫截面面積；為 與 斷面間的樁側(cè)摩阻力； 為 與 斷面間的樁長(zhǎng)； 為管樁外壁周長(zhǎng)。

Ni iεi iEi iAi i qs,i i i+1li i i+1u

2 抗拔靜載試驗(yàn)實(shí)施方案

本文采用BOTDA 分布式光纖傳感技術(shù)開(kāi)展長(zhǎng)江下游地區(qū)厚層砂土地基抗拔管樁豎向抗拔靜載試驗(yàn)研究，試驗(yàn)地點(diǎn)位于泰州市海陵區(qū)泰州大道東側(cè)、海軍大道北側(cè)地段。抗拔試驗(yàn)樁總計(jì)3 根，分別標(biāo)號(hào)為SYP-1、SYP-2 與SYP-3，為同一生產(chǎn)批次的試驗(yàn)樁。如圖集《先張法預(yù)應(yīng)力混凝土抗拔管樁》（Q/321183 JH002—2019）所示，該類(lèi)試驗(yàn)樁型號(hào)為PHA 500 AB 110-24，即：管樁外徑500 mm、AB 樁型（上下樁型）、抱箍式連接、管壁厚110 mm、整樁長(zhǎng)24 m。

根據(jù)地勘報(bào)告，該地區(qū)有厚層砂土分布，地層自上而下分別為：①層表土，②層粉土夾粉砂，③-1 層粉砂，③-2 層粉砂，③-3 層粉砂，③-4 層粉砂，③-4A 層粉土夾粉質(zhì)黏土，④-1 層粉質(zhì)黏土，④-2 層粉質(zhì)黏土夾黏土，⑤層粉砂夾粉質(zhì)黏土與⑥層粉細(xì)砂。試驗(yàn)場(chǎng)地平整，廠(chǎng)區(qū)內(nèi)無(wú)液化土層分布，各土層物理參數(shù)見(jiàn)表1（其中：?h為層厚，C為黏聚力，φ為內(nèi)摩擦角，w為含水率，r為重度，qc為錐尖阻力，fs為側(cè)壁摩阻力）。

表1 試驗(yàn)段土層物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil layers within test region

針對(duì)抗拔靜載試驗(yàn)的特殊性，設(shè)計(jì)了如下光纖植入工藝：

（1）樁身布設(shè)的分布式應(yīng)變傳感光纖應(yīng)構(gòu)成測(cè)量回路（見(jiàn)圖1），試驗(yàn)時(shí)在試驗(yàn)管樁180°方向2 個(gè)位置，用切割工具在樁身表面沿著管樁加工廠(chǎng)模具拼接縫處開(kāi)槽（樁底部分開(kāi)U 型槽），槽寬和槽深以能放入光纖為準(zhǔn)；用鉆孔工具在樁頂設(shè)計(jì)位置（距樁頂50 cm 處）開(kāi)孔，孔徑以能放入光纖為準(zhǔn)，光纖通過(guò)開(kāi)孔于樁筒內(nèi)由樁頂引出。

（2）刻槽內(nèi)用鋼刷與毛刷清潔2 遍，保持干凈；光纖布設(shè)在刻槽內(nèi)后用環(huán)氧樹(shù)脂充填入槽內(nèi)進(jìn)行光纖粘貼，使其與樁身結(jié)合成一體；用玻璃膠進(jìn)行二次填充與表面保護(hù)，防止管樁在貫入時(shí)割破光纖；光纖布設(shè)完成后熔接光纖與尾纖，進(jìn)行光纖成活性檢驗(yàn)。

（3）將已布設(shè)好應(yīng)變光纖的試驗(yàn)管樁按上下樁順序依次打入，在樁基施工對(duì)接時(shí)，首先將下樁光纖穿入上樁內(nèi)腔，由人工懸線(xiàn)牽引并隨上樁貫入，通過(guò)上樁樁筒內(nèi)由樁頂引出。

針對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土管樁無(wú)法提前預(yù)埋測(cè)量元件的特殊情況，以高強(qiáng)環(huán)氧樹(shù)脂為粘結(jié)材料，通過(guò)特殊設(shè)計(jì)的植纖工藝，可最大限度保證分布式光纖與測(cè)試構(gòu)件的變形協(xié)調(diào)一致，保障植入光纖變形監(jiān)測(cè)的有效性?？拱喂軜稑渡響?yīng)變光纖植入工藝如圖2 所示。

圖2 抗拔管樁樁身應(yīng)變光纖植入工藝Fig.2 Methods for embedding strain fibers into anti-uplift pipe piles

根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2018)，砂土地基抗拔試驗(yàn)休止期為7 d。管樁豎向抗拔承載特性試驗(yàn)執(zhí)行標(biāo)準(zhǔn)為《建筑基樁檢測(cè)技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)，原位試驗(yàn)基于支墩-反力架裝置，由千斤頂反力加載，大量程百分表測(cè)讀樁頂上拔位移量的試驗(yàn)方法，采用慢速維持法進(jìn)行分級(jí)加卸載試驗(yàn)。根據(jù)《建筑地基基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB 50007—2011），由表1 計(jì)算得到試樁單樁豎向抗拔承載力設(shè)計(jì)值為1 030 kN，在管樁抗拔靜載試驗(yàn)中，每級(jí)加載為預(yù)定最大荷載的1/10，故各分級(jí)荷載均為103 kN。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 樁頂荷載-位移曲線(xiàn)特征

樁頂軸向位移S與上拔荷載Q的關(guān)系曲線(xiàn)見(jiàn)圖3。由圖3 可知，試樁樁頂位移S隨上拔荷載增加而增大，當(dāng)荷載Q<300 kN 時(shí)，3 根試驗(yàn)樁Q-S曲線(xiàn)基本一致，此時(shí)曲線(xiàn)基本為線(xiàn)性發(fā)展階段；當(dāng)荷載Q>300 kN 時(shí)，隨荷載增加，3 根試驗(yàn)樁非線(xiàn)性發(fā)展趨勢(shì)逐漸顯著。

圖3 樁頂軸向位移S 與上拔荷載Q 關(guān)系曲線(xiàn)Fig.3 The correlation curve depicting the relationship between axial displacement (S) and uplift load (Q) at the top of the pile

抗拔試驗(yàn)樁的樁頂軸向位移與上拔荷載關(guān)系曲線(xiàn)形式符合突變型發(fā)展曲線(xiàn)，即當(dāng)SYP-1、SYP-2 與SYP-3 管樁的最大上拔荷載分別為1 030、1 133 與1 030 kN 時(shí)，試驗(yàn)樁的抗拔極限承載力Qt為前一級(jí)荷載，即分別為927、1 030 與927 kN。3 根試驗(yàn)管樁中，僅SYP-2 管樁達(dá)到豎向抗拔承載力設(shè)計(jì)值，下文將對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的影響因素進(jìn)行分析。

3.2 軸力與摩阻力分布特征

圖4 為試驗(yàn)管樁在不同上拔荷載等級(jí)工況下軸力與摩阻力分布曲線(xiàn)。在各級(jí)荷載作用下，試驗(yàn)樁樁身軸力沿著樁身方向逐漸減小，且樁側(cè)摩阻力隨著樁頂荷載的增加而逐漸增大。

圖4 管樁軸力與摩阻力分布曲線(xiàn)Fig.4 Curves illustrating the distribution of axial force and sidelateral soil resistance along the piles

通過(guò)分析試驗(yàn)樁軸力和側(cè)摩阻力曲線(xiàn)特征，可知：

（1）在較低的上拔荷載作用下，軸力沿樁身的遞減曲線(xiàn)較為均勻，隨上拔荷載的增加，樁身軸力的遞減曲線(xiàn)變得不再均勻，同時(shí)斜率越來(lái)越大，樁身下部表現(xiàn)得尤為明顯。根據(jù)上述分析可知，抗拔樁隨上拔荷載的增加，軸力逐漸向下傳遞，向下傳遞的軸力主要由樁身側(cè)摩阻力承擔(dān)。

（2）試驗(yàn)管樁側(cè)摩阻力在下樁發(fā)揮效果較好，其上樁側(cè)摩阻力值較?。ㄗ畲笾稻∮?0 kPa），全樁長(zhǎng)側(cè)摩阻力最大值在樁底。沿樁身方向，側(cè)摩阻力分布總體呈現(xiàn)緩增-平穩(wěn)-陡增的三階段曲線(xiàn)形式。以最大上拔荷載與抗拔極限承載力工況為例，SYP-1 管樁的側(cè)摩阻力最大值分別為66.85 與57.81 kPa；SYP-2 管樁的分別為74.58 與68.72 kPa；SYP-3 管樁的分別為60.95 與56.20 kPa。

（3）試樁樁頂附近一定范圍均存在負(fù)摩阻力，當(dāng)上拔荷載作用于樁頂時(shí)，樁周土體的累積位移將使土體在近地表處對(duì)試樁產(chǎn)生向上的摩阻力，使得其軸力在一定范圍內(nèi)上升，即產(chǎn)生負(fù)摩阻力；土體累積位移越大，負(fù)摩阻力現(xiàn)象也越明顯，但因淺層土體自身承載力較小，負(fù)摩阻力無(wú)法進(jìn)一步提升。因此，表現(xiàn)為負(fù)摩阻力隨上拔荷載增大而影響范圍增加，但峰值變化不大。

（4）SYP-1 管樁下樁貫入過(guò)程照片（如圖5(a)東南方向）直觀(guān)反映了施工過(guò)程機(jī)械振動(dòng)與擺動(dòng)產(chǎn)生的部分?jǐn)U孔效應(yīng)，砂土地層在休止期滿(mǎn)后，變形未恢復(fù)，因此其側(cè)摩阻力發(fā)揮效果差于SYP-2 管樁。SYP-3 管樁因未焊接抱箍（如圖5(b)所示），荷載傳遞受到顯著影響，其樁身全長(zhǎng)范圍內(nèi)側(cè)摩阻力值均明顯低于SYP-1 與SYP-2 管樁。

圖5 管樁抗拔承載性能施工影響因素Fig.5 The impact of construction factors on the bearing characteristics of anti-uplift pipes

3.3 施工因素對(duì)側(cè)摩阻力測(cè)試結(jié)果的影響

SYP-2 試樁施工較為嚴(yán)格，SYP-1 與SYP-3 試樁的側(cè)摩阻力沿樁長(zhǎng)范圍與SYP-2 試樁相比有一定程度的降低。以SPY-2 試樁試驗(yàn)結(jié)果為基準(zhǔn)，將SYP-1 與SYP-3 試樁樁側(cè)摩阻力與SPY-2 試樁的樁側(cè)摩阻力相對(duì)誤差值計(jì)為離散性值，給出試樁在相同荷載條件下的側(cè)摩阻力離散性分布曲線(xiàn)（圖6）。

圖6 試樁側(cè)摩阻力離散性分析Fig.6 Analysis of the discretization of side soil resistance in the test pile

由圖6 可見(jiàn)，試樁測(cè)量差異性主要集中于樁頂1～3 m 內(nèi)，這主要是由于樁頂側(cè)摩阻力較小，且施工、加載等因素對(duì)樁頂擾動(dòng)影響最為明顯，因此該段樁身側(cè)摩阻力表現(xiàn)出顯著離散性；隨著測(cè)量深度的增加，側(cè)摩阻力離散性逐步減小。但不同上拔荷載作用下，樁身側(cè)摩阻力離散性也存在一定差異，主要表現(xiàn)為：整體離散性隨上拔荷載的增加而減小。其中，荷載為309 kN 時(shí)，樁身側(cè)摩阻力離散性最大，樁身3～10 m 范圍內(nèi)SYP-1側(cè)摩阻力與SYP-2 相比離散性增加約30%，而 SYP-2 與SYP-3 相比離散性增加約40%，主要是因?yàn)樾『奢d條件下，試樁施工誤差及樁身所在土層非均質(zhì)性對(duì)測(cè)量結(jié)果影響較大；當(dāng)荷載為 618 kN 時(shí)，STP-1與SYP-2 相比離散性增加約為20%，SYP-2 與SYP-3 相比離散性增加約30%；當(dāng)達(dá)到927kN 時(shí)，SYP-1 與SYP-2 相比離散性增加 10%，SYP-2 與SYP-3 相比離散性增加約20%， 說(shuō)明隨著荷載的增加，地層非均質(zhì)性及施工誤差所造成的測(cè)量誤差逐漸弱化。

4 結(jié) 語(yǔ)

將BOTDA 分布式光纖傳感技術(shù)應(yīng)用于厚層砂土地基PHA 混凝土抗拔管樁原位靜載試驗(yàn)，在上拔荷載作用下，試驗(yàn)樁樁身軸力沿樁身方向逐漸減??；樁側(cè)摩阻力在下樁發(fā)揮效果較好，上樁側(cè)摩阻力值較小，全樁長(zhǎng)側(cè)摩阻力最大值在樁底。沿樁身方向，試驗(yàn)樁側(cè)摩阻力分布總體呈現(xiàn)緩增-平穩(wěn)-陡增的三階段曲線(xiàn)形式；抗拔樁隨上拔荷載的增加，軸力逐漸向下傳遞，向下傳遞的軸力主要由預(yù)應(yīng)力管樁樁側(cè)摩阻力承擔(dān)。上拔過(guò)程樁頂附近存在負(fù)側(cè)摩阻力，其影響范圍隨荷載增加而增加，但峰值變化不大，本文工況下，負(fù)摩阻力對(duì)試樁承載力影響較小。

研究表明，分布式光纖應(yīng)變光纖傳感技術(shù)實(shí)現(xiàn)了預(yù)應(yīng)力管樁在拉拔過(guò)程中樁身受力變形狀態(tài)的分布式測(cè)量與數(shù)據(jù)精確定位，該測(cè)試方法可在其他類(lèi)型抗拔樁監(jiān)測(cè)項(xiàng)目中推廣應(yīng)用。建議厚層砂土地基場(chǎng)區(qū)使用混凝土樁尖一體化管樁，并減小抱箍厚度，樁身施工中應(yīng)注意控制樁身貫入垂直度、嚴(yán)格遵循操作工藝。