基于BOTDA 的砂土地基预应力管桩抗拔静载试验研究

孔 洋，汪璋淳，何 宁,2，何 斌，张中流，周彦章,2

(1.南京水利科学研究院，江苏 南京 210029； 2.水利部水库大坝安全重点实验室，江苏 南京 210029)

抗拔桩是建（构）筑物的一种重要基础形式，预应力抗拔管桩常用于地库抗浮或抗压兼抗拔情况，具有应用范围广、经济性高与承载性能好等特点[1]。预应力抗拔管桩需经预应力张拉、离心成型及高温养护等特殊工艺制作，亦需经过静压法压桩入土、接桩与抱箍焊接等工序施工，传统桩身应力应变测量元件很难提前预埋，且成活率较低[1-3]。分布式光纤传感技术可弥补传统点式测量技术的不足，满足现代化工程监测与检测的需求，近十几年来发展迅速，已在地基基础工程、桥梁隧道工程及水利水电工程中广泛应用[4-6]。其中，布里渊光时域分析技术（BOTDA）因其分布式测量、耐久性好、量程范围大、电磁干扰小、可植入性强与实时远程监控等优势[7-8]，结合特殊植纤工艺，可保证与测试构件的变形协调一致，在桩基工程监测领域取得了良好应用效果。目前，BOTDA 广泛应用于抗压管桩桩身挠度分布[9]、灌注桩承载特性[10]、复合地基承载力分析[11]、钢板桩施工过程演化规律[12]等工程领域，但BOTDA 在预应力管桩抗拔承载特性研究方面的文献较少。

本文介绍一种基于BOTDA 的管桩抗拔静载试验原位监测方法，针对长江下游地区特殊厚层砂土地基情况（埋深普遍大于40 m），将BOTDA 应用于抗拔桩原位静载试验研究，探究桩身荷载传递机理与竖向抗拔受力性能，分析施工因素对预应力管桩抗拔承载特性的影响。

1 桩基抗拔测试原理

布里渊光时域分析技术（BOTDA）是在光纤两端分别注入脉冲光信号与连续探测光，测量布里渊散射光的频移，当布里渊频移与两种注入光信号的频率相等时，制造布里渊放大效应[7]，根据布里渊频移与光纤局部轴向应变、温度变化的线性关系（见式（1））得到光纤沿线温度和应变信息[2,10,13]，BOTDA 可在温度补偿的工况下得到构件分布式应变测量值。

式中： ∆vB(ε,T) 为 布里渊频移量； ∆εB、 ∆TB分别为光纤的局部应变、温度变化量； α 、 β分别为传感光纤布里渊频移的应变系数与温度系数。

在抗拔桩的桩身表层布设应变光纤，基于应变光纤与桩身协同变形原理，运用BOTDA 测量桩身在分级拉拔荷载作用下的应变分布，经过数据优化处理后，得到桩身轴力分布曲线，并计算桩侧摩阻力分布，抗拔管桩桩身应变光纤测量线路构成示意图见图1。

图1 抗拔管桩桩身应变光纤测量线路示意Fig.1 Schematic depiction illustrating the process of measuring strain in fiber cycles of anti-uplift piles

基于BOTDA 获得试验管桩抗拔静载荷试验中每级拉拔荷载作用下的全桩身应变分布，在已知桩身弹性模量、截面积与周长的基础上，可由桩身应变推算各级拉拔荷载作用下桩身轴力与桩侧摩阻力，计算式[14]如下：

式中： 为 断面的桩身轴力； 为 断面的平均应变； 为 断面的弹性模量； 为 断面的桩身横截面面积；为 与 断面间的桩侧摩阻力； 为 与 断面间的桩长； 为管桩外壁周长。

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2 抗拔静载试验实施方案

本文采用BOTDA 分布式光纤传感技术开展长江下游地区厚层砂土地基抗拔管桩竖向抗拔静载试验研究，试验地点位于泰州市海陵区泰州大道东侧、海军大道北侧地段。抗拔试验桩总计3 根，分别标号为SYP-1、SYP-2 与SYP-3，为同一生产批次的试验桩。如图集《先张法预应力混凝土抗拔管桩》（Q/321183 JH002—2019）所示，该类试验桩型号为PHA 500 AB 110-24，即：管桩外径500 mm、AB 桩型（上下桩型）、抱箍式连接、管壁厚110 mm、整桩长24 m。

根据地勘报告，该地区有厚层砂土分布，地层自上而下分别为：①层表土，②层粉土夹粉砂，③-1 层粉砂，③-2 层粉砂，③-3 层粉砂，③-4 层粉砂，③-4A 层粉土夹粉质黏土，④-1 层粉质黏土，④-2 层粉质黏土夹黏土，⑤层粉砂夹粉质黏土与⑥层粉细砂。试验场地平整，厂区内无液化土层分布，各土层物理参数见表1（其中：∆h为层厚，C为黏聚力，φ为内摩擦角，w为含水率，r为重度，qc为锥尖阻力，fs为侧壁摩阻力）。

表1 试验段土层物理力学参数Tab.1 Physical and mechanical parameters of soil layers within test region

针对抗拔静载试验的特殊性，设计了如下光纤植入工艺：

（1）桩身布设的分布式应变传感光纤应构成测量回路（见图1），试验时在试验管桩180°方向2 个位置，用切割工具在桩身表面沿着管桩加工厂模具拼接缝处开槽（桩底部分开U 型槽），槽宽和槽深以能放入光纤为准；用钻孔工具在桩顶设计位置（距桩顶50 cm 处）开孔，孔径以能放入光纤为准，光纤通过开孔于桩筒内由桩顶引出。

（2）刻槽内用钢刷与毛刷清洁2 遍，保持干净；光纤布设在刻槽内后用环氧树脂充填入槽内进行光纤粘贴，使其与桩身结合成一体；用玻璃胶进行二次填充与表面保护，防止管桩在贯入时割破光纤；光纤布设完成后熔接光纤与尾纤，进行光纤成活性检验。

（3）将已布设好应变光纤的试验管桩按上下桩顺序依次打入，在桩基施工对接时，首先将下桩光纤穿入上桩内腔，由人工悬线牵引并随上桩贯入，通过上桩桩筒内由桩顶引出。

针对预应力混凝土管桩无法提前预埋测量元件的特殊情况，以高强环氧树脂为粘结材料，通过特殊设计的植纤工艺，可最大限度保证分布式光纤与测试构件的变形协调一致，保障植入光纤变形监测的有效性。抗拔管桩桩身应变光纤植入工艺如图2 所示。

图2 抗拔管桩桩身应变光纤植入工艺Fig.2 Methods for embedding strain fibers into anti-uplift pipe piles

根据《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2018)，砂土地基抗拔试验休止期为7 d。管桩竖向抗拔承载特性试验执行标准为《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106—2014)，原位试验基于支墩-反力架装置，由千斤顶反力加载，大量程百分表测读桩顶上拔位移量的试验方法，采用慢速维持法进行分级加卸载试验。根据《建筑地基基础设计规范》（GB 50007—2011），由表1 计算得到试桩单桩竖向抗拔承载力设计值为1 030 kN，在管桩抗拔静载试验中，每级加载为预定最大荷载的1/10，故各分级荷载均为103 kN。

3 试验结果与分析

3.1 桩顶荷载-位移曲线特征

桩顶轴向位移S与上拔荷载Q的关系曲线见图3。由图3 可知，试桩桩顶位移S随上拔荷载增加而增大，当荷载Q<300 kN 时，3 根试验桩Q-S曲线基本一致，此时曲线基本为线性发展阶段；当荷载Q>300 kN 时，随荷载增加，3 根试验桩非线性发展趋势逐渐显著。

图3 桩顶轴向位移S 与上拔荷载Q 关系曲线Fig.3 The correlation curve depicting the relationship between axial displacement (S) and uplift load (Q) at the top of the pile

抗拔试验桩的桩顶轴向位移与上拔荷载关系曲线形式符合突变型发展曲线，即当SYP-1、SYP-2 与SYP-3 管桩的最大上拔荷载分别为1 030、1 133 与1 030 kN 时，试验桩的抗拔极限承载力Qt为前一级荷载，即分别为927、1 030 与927 kN。3 根试验管桩中，仅SYP-2 管桩达到竖向抗拔承载力设计值，下文将对试验结果的影响因素进行分析。

3.2 轴力与摩阻力分布特征

图4 为试验管桩在不同上拔荷载等级工况下轴力与摩阻力分布曲线。在各级荷载作用下，试验桩桩身轴力沿着桩身方向逐渐减小，且桩侧摩阻力随着桩顶荷载的增加而逐渐增大。

图4 管桩轴力与摩阻力分布曲线Fig.4 Curves illustrating the distribution of axial force and sidelateral soil resistance along the piles

通过分析试验桩轴力和侧摩阻力曲线特征，可知：

（1）在较低的上拔荷载作用下，轴力沿桩身的递减曲线较为均匀，随上拔荷载的增加，桩身轴力的递减曲线变得不再均匀，同时斜率越来越大，桩身下部表现得尤为明显。根据上述分析可知，抗拔桩随上拔荷载的增加，轴力逐渐向下传递，向下传递的轴力主要由桩身侧摩阻力承担。

（2）试验管桩侧摩阻力在下桩发挥效果较好，其上桩侧摩阻力值较小（最大值均小于20 kPa），全桩长侧摩阻力最大值在桩底。沿桩身方向，侧摩阻力分布总体呈现缓增-平稳-陡增的三阶段曲线形式。以最大上拔荷载与抗拔极限承载力工况为例，SYP-1 管桩的侧摩阻力最大值分别为66.85 与57.81 kPa；SYP-2 管桩的分别为74.58 与68.72 kPa；SYP-3 管桩的分别为60.95 与56.20 kPa。

（3）试桩桩顶附近一定范围均存在负摩阻力，当上拔荷载作用于桩顶时，桩周土体的累积位移将使土体在近地表处对试桩产生向上的摩阻力，使得其轴力在一定范围内上升，即产生负摩阻力；土体累积位移越大，负摩阻力现象也越明显，但因浅层土体自身承载力较小，负摩阻力无法进一步提升。因此，表现为负摩阻力随上拔荷载增大而影响范围增加，但峰值变化不大。

（4）SYP-1 管桩下桩贯入过程照片（如图5(a)东南方向）直观反映了施工过程机械振动与摆动产生的部分扩孔效应，砂土地层在休止期满后，变形未恢复，因此其侧摩阻力发挥效果差于SYP-2 管桩。SYP-3 管桩因未焊接抱箍（如图5(b)所示），荷载传递受到显著影响，其桩身全长范围内侧摩阻力值均明显低于SYP-1 与SYP-2 管桩。

图5 管桩抗拔承载性能施工影响因素Fig.5 The impact of construction factors on the bearing characteristics of anti-uplift pipes

3.3 施工因素对侧摩阻力测试结果的影响

SYP-2 试桩施工较为严格，SYP-1 与SYP-3 试桩的侧摩阻力沿桩长范围与SYP-2 试桩相比有一定程度的降低。以SPY-2 试桩试验结果为基准，将SYP-1 与SYP-3 试桩桩侧摩阻力与SPY-2 试桩的桩侧摩阻力相对误差值计为离散性值，给出试桩在相同荷载条件下的侧摩阻力离散性分布曲线（图6）。

图6 试桩侧摩阻力离散性分析Fig.6 Analysis of the discretization of side soil resistance in the test pile

由图6 可见，试桩测量差异性主要集中于桩顶1～3 m 内，这主要是由于桩顶侧摩阻力较小，且施工、加载等因素对桩顶扰动影响最为明显，因此该段桩身侧摩阻力表现出显著离散性；随着测量深度的增加，侧摩阻力离散性逐步减小。但不同上拔荷载作用下，桩身侧摩阻力离散性也存在一定差异，主要表现为：整体离散性随上拔荷载的增加而减小。其中，荷载为309 kN 时，桩身侧摩阻力离散性最大，桩身3～10 m 范围内SYP-1侧摩阻力与SYP-2 相比离散性增加约30%，而 SYP-2 与SYP-3 相比离散性增加约40%，主要是因为小荷载条件下，试桩施工误差及桩身所在土层非均质性对测量结果影响较大；当荷载为 618 kN 时，STP-1与SYP-2 相比离散性增加约为20%，SYP-2 与SYP-3 相比离散性增加约30%；当达到927kN 时，SYP-1 与SYP-2 相比离散性增加 10%，SYP-2 与SYP-3 相比离散性增加约20%， 说明随着荷载的增加，地层非均质性及施工误差所造成的测量误差逐渐弱化。

4 结 语

将BOTDA 分布式光纤传感技术应用于厚层砂土地基PHA 混凝土抗拔管桩原位静载试验，在上拔荷载作用下，试验桩桩身轴力沿桩身方向逐渐减小；桩侧摩阻力在下桩发挥效果较好，上桩侧摩阻力值较小，全桩长侧摩阻力最大值在桩底。沿桩身方向，试验桩侧摩阻力分布总体呈现缓增-平稳-陡增的三阶段曲线形式；抗拔桩随上拔荷载的增加，轴力逐渐向下传递，向下传递的轴力主要由预应力管桩桩侧摩阻力承担。上拔过程桩顶附近存在负侧摩阻力，其影响范围随荷载增加而增加，但峰值变化不大，本文工况下，负摩阻力对试桩承载力影响较小。

研究表明，分布式光纤应变光纤传感技术实现了预应力管桩在拉拔过程中桩身受力变形状态的分布式测量与数据精确定位，该测试方法可在其他类型抗拔桩监测项目中推广应用。建议厚层砂土地基场区使用混凝土桩尖一体化管桩，并减小抱箍厚度，桩身施工中应注意控制桩身贯入垂直度、严格遵循操作工艺。