應用植筋錨固技術進行基樁靜載試驗的可行性研究

徐 燕，張靜嫻，何 晶，刁 鈺

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

1 引 言

近些年來城市建設飛速發展，建筑工程中遇到越來越多的建筑改擴建、建筑用途的改變或建筑結構的改變，需要在原有老基礎內或地下室底板上進行樁基承載力檢測。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，要求在特殊場地進行基樁靜載試驗。這些工程由于場地及工作條件有所限制，無法進行常規基樁靜載試驗。本文提出一種新方法——植筋錨固技術來解決上述問題，即將高強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，在基樁靜載試驗過程中，由主體結構（或巖體）-錨筋-橫梁裝置來提供反力。

目前國內對于基樁靜載試驗反力裝置已有研究，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研究[4]，采用預應力錨索作為反力裝置的靜載研究[5]等，但是，植筋錨固技術尚未有在靜載試驗中應用的實例。實際上，植筋錨固技術已在大量的既有建筑和新建房屋結構加固補強處理中得到廣泛的應用和發展，國內外對植筋法的設計理論、破壞形態、施工方法和施工質量都進行了研究[6－10]。筆者等將植筋錨固技術用于基樁靜載試驗，探索一種新型的靜載試驗反力裝置。

以天津市內某工程為例，通過理論計算和有限元分析，對植筋錨固技術應用在基樁靜載試驗中進行研究，并通過現場試驗得到驗證，同時在現場試驗的基礎上，對植入鋼筋的受力機制做了進一步的研究。

2 工程概況與試驗方案

2.1 工程概況

本次試驗對象為高層建筑樁基礎，其主體結構15年前已施工完成，且已有3層地下室。由于種種原因，現需在負3層底板上進行基樁靜載試驗。工程樁采用鉆孔灌注樁，樁型為φ800 mm ×48.5 m，設計單樁豎向抗壓極限承載力為8400 kN?；A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，網狀布置。底板以下場地各土層分布及主要物理力學指標見表1。

由于本工程具有特殊性，基樁靜載試驗受現場場地條件、施工機械作業條件、工程造價等多種因素的影響，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方法的可行性進行了對比。由于條件限制，采用傳統的堆載法、錨樁反力梁法進行試驗都不可行，最終采用植筋錨固技術來進行基樁靜載試驗。即將鋼筋植入建筑物底板，由底板等構件（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行靜載試驗。本次試驗擬定植筋軸向受拉承載力設計值為12000 kN。

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

2.2 植筋布置方案設計

基樁靜載試驗設計植筋受拉承載力為12000 kN，植入鋼筋選用φ25 mm高強螺紋鋼筋（級別：JL540，屈服強度大于等于 540 MPa，抗拉強度大于等于835 MPa）。根據《混凝土結構加固設計規范》等規范[11-13]，單根植筋錨固的承載力設計值應符合下列規定：

表2 植筋布置計算值Table2 Calculated values of planting reinforcing bar arrangement

3 有限元分析

3.1 有限元模型的建立

理論計算僅能使植筋布置在強度方面滿足基樁靜載試驗的要求，缺乏對底板及植筋應力應變的精確計算。為了分析植筋反力裝置在實際應用時對建筑物現有結構的影響，本文通過有限元方法模擬了植筋法反力裝置的工作狀態[14-17]，參數如下。

（1）模型參數

模型主要由底板、主梁、次梁、植筋組成。底板內上下設鋼筋網，植筋間設連梁?？紤]到植筋的影響范圍，選取試樁點周圍15 m×15 m的區域進行計算，主要進行底板抗彎驗算和植筋內力驗算。由于模型為工作極限狀態以下，故主梁、次梁及底板均采用線彈性模型進行模擬。為了考察植筋應力的離散性和受力不均勻程度，并得到應力最大值，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、底板及其相連構件。模擬時，按不利情況分析，不考慮底板下原有工程樁的抗拔作用，設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側邊界的各方向位移，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，忽略梁和植筋構成的加載系統的重量，該假設對控制底板變形不利。荷載以均布力考慮。

3.2 計算結果

圖2為有限元計算得到的底板各單元最大拉應力分布。由圖可見，試驗過程中，靠近試樁點中心區域的底板最先受力，最大拉應力為1.47 MPa。距離中心點越遠，拉應力越小，且應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，最大抗拉強度設計值為1.80 MPa。試驗過程中底板滿足抗拉要求。

圖3為計算得到的底板變形分布圖，圖4為沿著路徑a、b、c三個方向底板變形圖。由圖4可見，3個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（實際中應為貼近試樁最近的底板邊緣），距離中心點越遠，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行試驗，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為鋼筋應力分布圖。從圖中可見，靠近試樁點中心區域的鋼筋最先受力，應力最大值為513 MPa。隨著離中心點距離的增大，鋼筋應力逐漸減小，靠近對稱軸的鋼筋拉力較大，遠離對稱軸的鋼筋拉力較小，且最大值已超過植筋的抗拉強度設計值。

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

4 試驗過程及結果分析

4.1 試驗過程

根據有限元分析，靠近對稱軸的植筋先受力，且對稱軸附近的鋼筋出現應力超出屈服強度的的情況，而遠離對稱軸的鋼筋強度尚未完全發揮。因此，采用錨筋與次梁連接時松緊不一的方式來調節植筋受力。即將遠離對稱軸的外圍鋼筋調緊，靠近對稱軸的鋼筋調松。

圖6為基樁靜載試驗示意圖。試驗前，進行了植筋現場拉拔試驗。結果表明，植入深度為700 mm時，單根鋼筋植入底板混凝土的黏結抗拉強度不小于400 MPa。

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

試驗過程中，按照圖3中路徑a、b、c布置了監測點，對底板變形進行了監測。每條路徑設置 3個監測點，分別距中心點為0.4（試樁邊緣）、3.5、7 m，并將圖1中編號1-7的錨筋側面貼應變片，隨時監測鋼筋應力變化情況。

4.2 試驗結果及分析

圖7為現場基樁靜載試驗的荷載位移曲線。S1、S2樁為原有基礎樁，S3樁為新打入樁。3根樁皆在相同條件下進行試驗。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，這是由于老基礎樁周圍土體已沉降固結，其樁側土阻力遠大于新樁，使樁承載能力提高。3根樁試驗過程正常，表明主體結構-錨筋-橫梁裝置能作為反力裝置，應用植筋錨固技術進行基樁靜載試驗是可行的。

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

圖8為基樁靜載試驗的不同路徑底板變形圖。由圖可見，現場試驗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，底板抬升值逐漸減小，在距中心點7 m時，底板抬升值基本為0。與有限元計算相比，實際試驗中得到的變形較小。這表明，除底板外，與底板相連的其他構件也承擔了部分荷載，且預先調節鋼筋松緊程度減小了底板中心區域拉應力，從而使底板變形減小。

圖8 基樁靜載試驗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為基樁靜載試驗過程中的植筋應力變化圖。由圖可見，隨著荷載的增加，植筋應力逐漸增大。加載的初期階段，由于鋼筋的松緊程度不一，植筋受力不均，故植筋應力離散性較大；加載至中后期，植筋受力重新分配，各植筋應力離散性逐漸減小，受力較均勻；加載至末期時，由于植筋的錨固力不相同，植筋應力離散性又出現逐漸增大的趨勢，此時植筋應力最大值為 299 MPa，最小值為284 MPa。圖10為植筋應力變異系數隨荷載變化曲線。由圖可見，變異系數最大值為 12.4%，最小值僅為2.2%，表明植筋應力的離散性相對較小，可以認為植筋受力整體上是均勻的。與有限元計算相比，加載至末期時，內側鋼筋應力值小于計算值，外側鋼筋大于計算值。這表明，預先調緊外側鋼筋能使外側鋼筋強度利用程度提高，從而減少內側鋼筋的應力，使試驗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 基樁靜載試驗植筋應力變化圖Fig.9 Variation curves of reinforcing steel bar stress of static load test

圖10 植筋應力變異系數變化圖Fig.10 Variation curves of coefficient of variation of the reinforcing steel bar stress

5 結 論

（1）按照理論計算進行植筋布置，能滿足原有底板的強度和變形要求，且原有工程樁變形亦在允許范圍內，保證試驗對原有建筑物是安全的。主體結構-錨筋-橫梁裝置能作為反力裝置，應用植筋錨固技術進行基樁靜載試驗是可行的。

（2）試驗過程中，試樁邊緣的底板抬升值最大，距離試樁邊緣越遠，抬升值越小。試驗對底板的變形影響范圍為距中心點7 m的區域。試驗前，預先調緊外側鋼筋，可使試驗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度過大而植筋斷裂的情況。

（3）應用植筋錨固技術進行基樁靜載試驗，具有試驗方法簡便、安全和經濟的優點，是普通基樁靜載試驗的補充，作為一種新的反力裝置，可作為特殊條件下的選擇。

[1]劉思思. 基樁自錨靜載測試技術的理論與試驗研究[博士論文D]. 長沙: 湖南大學,2010.

[2]鄒新軍,趙明華,張百全,等. 基樁豎向承載力自錨法測試技術研究與應用[C]//中國建筑學會地基基礎分會2004年學術年會論文集. 北京: [出版者不詳],2004:515－518.ZHOU Xin-jun,ZHAO Ming-hua,ZHANG Bai-quan,et al. Study and application on the self-anchorage testing technique of vertical bearing capacity of found pile[C]//Foundation Branch of Architectural Society of China 2004 Annual Conference Proceedings. Beijing:[s.n.]，2004: 515－518.

[3]黃利熊. 自錨試樁體系作業機理分析及其應用[碩士論文D]. 長沙: 湖南大學,2010.

[4]李曉芝,劉春原,劉明泉,等. 螺旋地錨抗拔力有限元分析[J]. 施工技術,2005,34(7): 66－67.LI Xiao-zhi,LIU Chun-yuan,LIU Ming-quan,et al.Finite element analysis of uplift force of spiral ground anchors[J]. Construction Technology,2005,34(7): 66－67.

[5]和志強. 預應力錨索在單樁豎向靜載試驗中的應用[J].探礦工程-巖土鉆掘工程,2009,36(8): 60－63.HE Zhi-qiang. Application of pre-stressed anchor cable in vertical static loading test of single pile[J]. Exploration Engineering-Rock & Soil Drilling and Tunneling,2009,36(8): 60－63.

[6]閻鋒,張惠英. 在鋼筋混凝土基材上植筋的拉拔試驗研究[J]. 建筑技術,2003,34(6): 442－444.YAN Feng,ZHANG Hui-ying. The research on the darwing test of planting bars in the reinforced[J].Architecture Technology,2003,34(6): 442－444.

[7]趙更歧. 植筋黏結錨固性能的試驗研究[碩士論文 D].鄭州: 鄭州大學,2001.

[8]張建榮,石麗忠,楊建華,等. 混凝土化學植筋錨固性能的試驗研究[J]. 建筑結構,2006,(3): 52－56.ZHANG Jian-rong,SHI Li-zhong,YANG Jian-hua,et al.Experimental research on the behavior of chemical adhesive steel bar in concrete under tensile load[J].Building Structure,2006,(3): 52－56.

[9]劉廣明. 化學植筋技術及應用試驗研究[J]. 鄭州工程學院學報,2003,24(1): 71－74.LIU Guang-ming. Test and study on technique of steel bar planting and its application[J]. Journal of Zhengzhou Institute of Technology,2003,24(1): 71－74.

[10]宋瑤. 混凝土植筋技術及工作性能的研究[碩士論文D].西安: 西安科技大學,2009.

[11]四川省建筑科學研究院. GB50367－2006混凝土結構加固設計規范[S]. 北京: 中國建筑工業出版社,2006.

[12]四川省建筑科學研究院,中國建筑科學研究院結構所.CECS25: 90混凝土結構加固技術規范[S]. 北京: 中國計劃出版社,2002.

[13]中國建筑科學研究院. JGJ145－2004混凝土結構后錨技術規程[S]. 北京: 中國建筑工業出版社,2004.

[14]劉向華. 植筋粘結錨固性能的試驗研究及可靠度分析:[碩士論文D]. 合肥: 合肥工業大學,2004.

[15]江見鯨,陸征平,葉列新. 鋼筋混凝土結構有限元分析[M]. 北京: 清華大學出版社,2005.

[16]朱伯芳. 有限單元法原理與應用[M]. 北京: 中國水利水電出版社,1998.

[17]沈聚敏,王傳志,江見鯨. 鋼筋混凝土有限元與板殼極限分析[M]. 北京: 清華大學出版社,1993.