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(guī)基樁靜載試驗。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(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(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)尚未有在靜載試驗中應(yīng)用的實例。實際上，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)加固補強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)計理論、破壞形態(tài)、施工方法和施工質(zhì)量都進行了研究[6－10]。筆者等將植筋錨固技術(shù)用于基樁靜載試驗，探索一種新型的靜載試驗反力裝置。

以天津市內(nèi)某工程為例，通過理論計算和有限元分析，對植筋錨固技術(shù)應(yīng)用在基樁靜載試驗中進行研究，并通過現(xiàn)場試驗得到驗證，同時在現(xiàn)場試驗的基礎(chǔ)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(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(shè)計單樁豎向抗壓極限承載力為8400 kN?；A(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)指標見表1。

由于本工程具有特殊性，基樁靜載試驗受現(xiàn)場場地條件、施工機械作業(yè)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(tǒng)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(shù)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(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行靜載試驗。本次試驗擬定植筋軸向受拉承載力設(shè)計值為12000 kN。

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

2.2 植筋布置方案設(shè)計

基樁靜載試驗設(shè)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(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范》等規(guī)范[11-13]，單根植筋錨固的承載力設(shè)計值應(yīng)符合下列規(guī)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(yīng)力應(yīng)變的精確計算。為了分析植筋反力裝置在實際應(yīng)用時對建筑物現(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?？紤]到植筋的影響范圍，選取試樁點周圍15 m×15 m的區(qū)域進行計算，主要進行底板抗彎驗算和植筋內(nèi)力驗算。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(gòu)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(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 計算結(jié)果

圖2為有限元計算得到的底板各單元最大拉應(yīng)力分布。由圖可見，試驗過程中，靠近試樁點中心區(qū)域的底板最先受力，最大拉應(yīng)力為1.47 MPa。距離中心點越遠，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，最大抗拉強度設(shè)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(yīng)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(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(shè)計值。

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

4 試驗過程及結(jié)果分析

4.1 試驗過程

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)力超出屈服強度的的情況，而遠離對稱軸的鋼筋強度尚未完全發(fā)揮。因此，采用錨筋與次梁連接時松緊不一的方式來調(diào)節(jié)植筋受力。即將遠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為基樁靜載試驗示意圖。試驗前，進行了植筋現(xiàn)場拉拔試驗。結(jié)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(jié)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(jiān)測點，對底板變形進行了監(jiān)測。每條路徑設(shè)置 3個監(jiān)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(cè)面貼應(yīng)變片，隨時監(jiān)測鋼筋應(yīng)力變化情況。

4.2 試驗結(jié)果及分析

圖7為現(xiàn)場基樁靜載試驗的荷載位移曲線。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(chǔ)樁周圍土體已沉降固結(jié)，其樁側(cè)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(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(xiàn)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(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(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，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(nèi)側(cè)鋼筋應(yīng)力值小于計算值，外側(cè)鋼筋大于計算值。這表明，預(yù)先調(diào)緊外側(cè)鋼筋能使外側(cè)鋼筋強度利用程度提高，從而減少內(nèi)側(cè)鋼筋的應(yīng)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(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(nèi)，保證試驗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(qū)域。試驗前，預(yù)先調(diào)緊外側(cè)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(yīng)用植筋錨固技術(shù)進行基樁靜載試驗，具有試驗方法簡便、安全和經(jīng)濟的優(yōu)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(shù)的理論與試驗研究[博士論文D]. 長沙: 湖南大學(xué),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(shù)研究與應(yīng)用[C]//中國建筑學(xué)會地基基礎(chǔ)分會2004年學(xué)術(shù)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(yè)機理分析及其應(yīng)用[碩士論文D]. 長沙: 湖南大學(xué),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(shù),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(yù)應(yīng)力錨索在單樁豎向靜載試驗中的應(yīng)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(shù),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(jié)錨固性能的試驗研究[碩士論文 D].鄭州: 鄭州大學(xué),2001.

[8]張建榮,石麗忠,楊建華,等. 混凝土化學(xué)植筋錨固性能的試驗研究[J]. 建筑結(jié)構(gòu),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(xué)植筋技術(shù)及應(yīng)用試驗研究[J]. 鄭州工程學(xué)院學(xué)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(shù)及工作性能的研究[碩士論文D].西安: 西安科技大學(xué),2009.

[11]四川省建筑科學(xué)研究院. GB50367－2006混凝土結(jié)構(gòu)加固設(shè)計規(guī)范[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社,2006.

[12]四川省建筑科學(xué)研究院,中國建筑科學(xué)研究院結(jié)構(gòu)所.CECS25: 90混凝土結(jié)構(gòu)加固技術(shù)規(guī)范[S]. 北京: 中國計劃出版社,2002.

[13]中國建筑科學(xué)研究院. JGJ145－2004混凝土結(jié)構(gòu)后錨技術(shù)規(guī)程[S]. 北京: 中國建筑工業(yè)出版社,2004.

[14]劉向華. 植筋粘結(jié)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(yè)大學(xué),2004.

[15]江見鯨,陸征平,葉列新. 鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)有限元分析[M]. 北京: 清華大學(xué)出版社,2005.

[16]朱伯芳. 有限單元法原理與應(yīng)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(xué)出版社,1993.