徐 燕，張靜嫻，何 晶，刁 鈺

（1. 天津市建筑科學(xué)研究院有限公司，天津 300000；2. 天津大學(xué) 土木系，天津 300072）

1 引 言

近些年來城市建設(shè)飛速發(fā)展，建筑工程中遇到越來越多的建筑改擴(kuò)建、建筑用途的改變或建筑結(jié)構(gòu)的改變，需要在原有老基礎(chǔ)內(nèi)或地下室底板上進(jìn)行樁基承載力檢測。還有某些工程，如超深大基坑、攔水大壩、山梁工程或嵌巖樁等，要求在特殊場地進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)。這些工程由于場地及工作條件有所限制，無法進(jìn)行常規(guī)基樁靜載試驗(yàn)。本文提出一種新方法——植筋錨固技術(shù)來解決上述問題，即將高強(qiáng)螺紋鋼筋植入建筑物底板（或巖石）中，并將鋼筋與反力梁錨固連接作為錨拉反力裝置，在基樁靜載試驗(yàn)過程中，由主體結(jié)構(gòu)（或巖體）-錨筋-橫梁裝置來提供反力。

目前國內(nèi)對于基樁靜載試驗(yàn)反力裝置已有研究，如采用樁底錨桿提供反力的基樁自錨靜載研究[1－3]，采用螺旋地錨作為反力裝置的抗拔靜載試驗(yàn)研究[4]，采用預(yù)應(yīng)力錨索作為反力裝置的靜載研究[5]等，但是，植筋錨固技術(shù)尚未有在靜載試驗(yàn)中應(yīng)用的實(shí)例。實(shí)際上，植筋錨固技術(shù)已在大量的既有建筑和新建房屋結(jié)構(gòu)加固補(bǔ)強(qiáng)處理中得到廣泛的應(yīng)用和發(fā)展，國內(nèi)外對植筋法的設(shè)計(jì)理論、破壞形態(tài)、施工方法和施工質(zhì)量都進(jìn)行了研究[6－10]。筆者等將植筋錨固技術(shù)用于基樁靜載試驗(yàn)，探索一種新型的靜載試驗(yàn)反力裝置。

以天津市內(nèi)某工程為例，通過理論計(jì)算和有限元分析，對植筋錨固技術(shù)應(yīng)用在基樁靜載試驗(yàn)中進(jìn)行研究，并通過現(xiàn)場試驗(yàn)得到驗(yàn)證，同時(shí)在現(xiàn)場試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，對植入鋼筋的受力機(jī)制做了進(jìn)一步的研究。

2 工程概況與試驗(yàn)方案

2.1 工程概況

本次試驗(yàn)對象為高層建筑樁基礎(chǔ)，其主體結(jié)構(gòu)15年前已施工完成，且已有3層地下室。由于種種原因，現(xiàn)需在負(fù)3層底板上進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)。工程樁采用鉆孔灌注樁，樁型為φ800 mm ×48.5 m，設(shè)計(jì)單樁豎向抗壓極限承載力為8400 kN。基礎(chǔ)底板厚1.5～2.0 m，采用C45混凝土，底板配筋采用HRB400鋼筋，直徑為32 mm，間距為200 mm，網(wǎng)狀布置。底板以下場地各土層分布及主要物理力學(xué)指標(biāo)見表1。

由于本工程具有特殊性，基樁靜載試驗(yàn)受現(xiàn)場場地條件、施工機(jī)械作業(yè)條件、工程造價(jià)等多種因素的影響，具有一定的難度，本次對堆載式、錨樁橫梁式等多種基樁靜載試驗(yàn)方法的可行性進(jìn)行了對比。由于條件限制，采用傳統(tǒng)的堆載法、錨樁反力梁法進(jìn)行試驗(yàn)都不可行，最終采用植筋錨固技術(shù)來進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)。即將鋼筋植入建筑物底板，由底板等構(gòu)件（各層地下室樓板、梁、柱）的自重以及與底板連接的工程樁（樁自重及摩阻力）來提供反力，并將植筋-錨筋-反力梁錨固連接作為錨拉反力裝置來進(jìn)行靜載試驗(yàn)。本次試驗(yàn)擬定植筋軸向受拉承載力設(shè)計(jì)值為12000 kN。

表1 各土層主要物理力學(xué)指標(biāo)Table1 Primary physico-mechanical indices of soil layers

2.2 植筋布置方案設(shè)計(jì)

基樁靜載試驗(yàn)設(shè)計(jì)植筋受拉承載力為12000 kN，植入鋼筋選用φ25 mm高強(qiáng)螺紋鋼筋（級別：JL540，屈服強(qiáng)度大于等于 540 MPa，抗拉強(qiáng)度大于等于835 MPa）。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計(jì)規(guī)范》等規(guī)范[11-13]，單根植筋錨固的承載力設(shè)計(jì)值應(yīng)符合下列規(guī)定：

表2 植筋布置計(jì)算值Table2 Calculated values of planting reinforcing bar arrangement

3 有限元分析

3.1 有限元模型的建立

理論計(jì)算僅能使植筋布置在強(qiáng)度方面滿足基樁靜載試驗(yàn)的要求，缺乏對底板及植筋應(yīng)力應(yīng)變的精確計(jì)算。為了分析植筋反力裝置在實(shí)際應(yīng)用時(shí)對建筑物現(xiàn)有結(jié)構(gòu)的影響，本文通過有限元方法模擬了植筋法反力裝置的工作狀態(tài)[14-17]，參數(shù)如下。

（1）模型參數(shù)

模型主要由底板、主梁、次梁、植筋組成。底板內(nèi)上下設(shè)鋼筋網(wǎng)，植筋間設(shè)連梁。考慮到植筋的影響范圍，選取試樁點(diǎn)周圍15 m×15 m的區(qū)域進(jìn)行計(jì)算，主要進(jìn)行底板抗彎驗(yàn)算和植筋內(nèi)力驗(yàn)算。由于模型為工作極限狀態(tài)以下，故主梁、次梁及底板均采用線彈性模型進(jìn)行模擬。為了考察植筋應(yīng)力的離散性和受力不均勻程度，并得到應(yīng)力最大值，植筋采用線彈性模型，以便為工程提供參考。

主梁和次梁皆為Q345（16 Mn）鋼箱形截面梁，截面尺寸分別為600 mm×1100 mm×6.5 m和400 mm×800 mm×5.0 m，彈性模量取200 GPa，泊松比取0.15。底板主體材料 C45混凝土，重度為 25 kN/m3，厚1.5 m，計(jì)算范圍為15 m×15 m，彈性模量取33.5 GPa，泊松比取0.20。植筋屈服強(qiáng)度為 400 N/mm2，彈性模量取200 GPa，泊松比取0.15。連梁為鋼材，彈性模量取200 GPa，泊松比取0.15。

植筋反力裝置在工作中的荷載傳遞為：千斤頂、鋼梁、植筋、底板及其相連構(gòu)件。模擬時(shí)，按不利情況分析，不考慮底板下原有工程樁的抗拔作用，設(shè)置工程樁與底板為剛性連接。由于工作中荷載主要作用于底板混凝土，故不考慮土層分布。

（2）邊界條件

模型中約束底板四個(gè)側(cè)邊界的各方向位移，即按嵌固邊界處理。主梁、次梁、連梁和植筋相互連接處位移相同，即按剛接處理。植筋錨固段與底板連接采用剛接處理，不考慮二者之間的滑移?？紤]底板作用重力，忽略梁和植筋構(gòu)成的加載系統(tǒng)的重量，該假設(shè)對控制底板變形不利。荷載以均布力考慮。

3.2 計(jì)算結(jié)果

圖2為有限元計(jì)算得到的底板各單元最大拉應(yīng)力分布。由圖可見，試驗(yàn)過程中，靠近試樁點(diǎn)中心區(qū)域的底板最先受力，最大拉應(yīng)力為1.47 MPa。距離中心點(diǎn)越遠(yuǎn)，拉應(yīng)力越小，且應(yīng)力分布基本呈對稱分布，對稱軸為過板中心與主梁平行和垂直的兩條直線。由于底板為C45混凝土，最大抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值為1.80 MPa。試驗(yàn)過程中底板滿足抗拉要求。

圖3為計(jì)算得到的底板變形分布圖，圖4為沿著路徑a、b、c三個(gè)方向底板變形圖。由圖4可見，3個(gè)路徑的變形曲線基本重合。底板的最大上升值為1.22 mm，位置為中心點(diǎn)（實(shí)際中應(yīng)為貼近試樁最近的底板邊緣），距離中心點(diǎn)越遠(yuǎn)，則抬升量越小，且以中心為圓心呈放射狀減小。此外，圖4還標(biāo)出了 3組試樁中，距試樁中心最近的原工程樁（樁 1～3）位置處的底板上升量。由圖中可見，3根樁樁頂處底板上升量均在1 mm以下。上述分析表明，按照植筋布置方案來進(jìn)行試驗(yàn)，對底板變形影響不大。

圖3 底板變形圖（單位：m）Fig.3 Deformation diagram of baseplate(unit:m)

圖4 不同路徑底板變形圖Fig.4 Deformation diagram of baseplate of different paths

植筋應(yīng)力分布同樣沿與主梁平行和垂直的兩條直線對稱分布，圖5為鋼筋應(yīng)力分布圖。從圖中可見，靠近試樁點(diǎn)中心區(qū)域的鋼筋最先受力，應(yīng)力最大值為513 MPa。隨著離中心點(diǎn)距離的增大，鋼筋應(yīng)力逐漸減小，靠近對稱軸的鋼筋拉力較大，遠(yuǎn)離對稱軸的鋼筋拉力較小，且最大值已超過植筋的抗拉強(qiáng)度設(shè)計(jì)值。

圖5 鋼筋應(yīng)力分布圖Fig.5 Distribution diagram of reinforced steel bar stress

4 試驗(yàn)過程及結(jié)果分析

4.1 試驗(yàn)過程

根據(jù)有限元分析，靠近對稱軸的植筋先受力，且對稱軸附近的鋼筋出現(xiàn)應(yīng)力超出屈服強(qiáng)度的的情況，而遠(yuǎn)離對稱軸的鋼筋強(qiáng)度尚未完全發(fā)揮。因此，采用錨筋與次梁連接時(shí)松緊不一的方式來調(diào)節(jié)植筋受力。即將遠(yuǎn)離對稱軸的外圍鋼筋調(diào)緊，靠近對稱軸的鋼筋調(diào)松。

圖6為基樁靜載試驗(yàn)示意圖。試驗(yàn)前，進(jìn)行了植筋現(xiàn)場拉拔試驗(yàn)。結(jié)果表明，植入深度為700 mm時(shí)，單根鋼筋植入底板混凝土的黏結(jié)抗拉強(qiáng)度不小于400 MPa。

圖6 基樁靜載試驗(yàn)裝置示意圖Fig.6 Device sketch of static load test

試驗(yàn)過程中，按照圖3中路徑a、b、c布置了監(jiān)測點(diǎn)，對底板變形進(jìn)行了監(jiān)測。每條路徑設(shè)置 3個(gè)監(jiān)測點(diǎn)，分別距中心點(diǎn)為0.4（試樁邊緣）、3.5、7 m，并將圖1中編號1-7的錨筋側(cè)面貼應(yīng)變片，隨時(shí)監(jiān)測鋼筋應(yīng)力變化情況。

4.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

圖7為現(xiàn)場基樁靜載試驗(yàn)的荷載位移曲線。S1、S2樁為原有基礎(chǔ)樁，S3樁為新打入樁。3根樁皆在相同條件下進(jìn)行試驗(yàn)。由圖可見，S1、S2樁曲線基本為直線，位移較小，而新樁S3樁曲線較陡，沉降速率和沉降量都較大，這是由于老基礎(chǔ)樁周圍土體已沉降固結(jié)，其樁側(cè)土阻力遠(yuǎn)大于新樁，使樁承載能力提高。3根樁試驗(yàn)過程正常，表明主體結(jié)構(gòu)-錨筋-橫梁裝置能作為反力裝置，應(yīng)用植筋錨固技術(shù)進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)是可行的。

圖7 基樁靜載試驗(yàn)荷載-位移曲線Fig.7 Load-displacement curves of static load test

圖8為基樁靜載試驗(yàn)的不同路徑底板變形圖。由圖可見，現(xiàn)場試驗(yàn)所得的底板變形趨勢與有限元分析基本一致。3條路徑的底板變形曲線基本重合，試樁邊緣的底板抬升值最大，為0.83 mm。隨著距離試樁邊緣漸遠(yuǎn)，底板抬升值逐漸減小，在距中心點(diǎn)7 m時(shí)，底板抬升值基本為0。與有限元計(jì)算相比，實(shí)際試驗(yàn)中得到的變形較小。這表明，除底板外，與底板相連的其他構(gòu)件也承擔(dān)了部分荷載，且預(yù)先調(diào)節(jié)鋼筋松緊程度減小了底板中心區(qū)域拉應(yīng)力，從而使底板變形減小。

圖8 基樁靜載試驗(yàn)不同路徑底板變形圖Fig.8 Deformation curves of baseplate of different stress paths of static load test

圖 9為基樁靜載試驗(yàn)過程中的植筋應(yīng)力變化圖。由圖可見，隨著荷載的增加，植筋應(yīng)力逐漸增大。加載的初期階段，由于鋼筋的松緊程度不一，植筋受力不均，故植筋應(yīng)力離散性較大；加載至中后期，植筋受力重新分配，各植筋應(yīng)力離散性逐漸減小，受力較均勻；加載至末期時(shí)，由于植筋的錨固力不相同，植筋應(yīng)力離散性又出現(xiàn)逐漸增大的趨勢，此時(shí)植筋應(yīng)力最大值為 299 MPa，最小值為284 MPa。圖10為植筋應(yīng)力變異系數(shù)隨荷載變化曲線。由圖可見，變異系數(shù)最大值為 12.4%，最小值僅為2.2%，表明植筋應(yīng)力的離散性相對較小，可以認(rèn)為植筋受力整體上是均勻的。與有限元計(jì)算相比，加載至末期時(shí)，內(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)力值小于計(jì)算值，外側(cè)鋼筋大于計(jì)算值。這表明，預(yù)先調(diào)緊外側(cè)鋼筋能使外側(cè)鋼筋強(qiáng)度利用程度提高，從而減少內(nèi)側(cè)鋼筋的應(yīng)力，使試驗(yàn)過程中各鋼筋受力整體上較均勻，避免了單根鋼筋受力過大而斷裂。

圖9 基樁靜載試驗(yàn)植筋應(yīng)力變化圖Fig.9 Variation curves of reinforcing steel bar stress of static load test

圖10 植筋應(yīng)力變異系數(shù)變化圖Fig.10 Variation curves of coefficient of variation of the reinforcing steel bar stress

5 結(jié) 論

（1）按照理論計(jì)算進(jìn)行植筋布置，能滿足原有底板的強(qiáng)度和變形要求，且原有工程樁變形亦在允許范圍內(nèi)，保證試驗(yàn)對原有建筑物是安全的。主體結(jié)構(gòu)-錨筋-橫梁裝置能作為反力裝置，應(yīng)用植筋錨固技術(shù)進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)是可行的。

（2）試驗(yàn)過程中，試樁邊緣的底板抬升值最大，距離試樁邊緣越遠(yuǎn)，抬升值越小。試驗(yàn)對底板的變形影響范圍為距中心點(diǎn)7 m的區(qū)域。試驗(yàn)前，預(yù)先調(diào)緊外側(cè)鋼筋，可使試驗(yàn)過程中植筋受力均勻，有利于減少底板變形，并避免了單根鋼筋受力過大的問題，防止了某根植筋抗拉強(qiáng)度過大而植筋斷裂的情況。

（3）應(yīng)用植筋錨固技術(shù)進(jìn)行基樁靜載試驗(yàn)，具有試驗(yàn)方法簡便、安全和經(jīng)濟(jì)的優(yōu)點(diǎn)，是普通基樁靜載試驗(yàn)的補(bǔ)充，作為一種新的反力裝置，可作為特殊條件下的選擇。

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