抗拔桩检测技术

抗拔桩检测技术（精选7篇）

抗拔桩检测技术 第1篇

当前钻孔灌注桩在工业与民用建筑中应用较多,但由于其存在桩底虚土、桩侧泥皮等缺陷对桩身完整性以及桩的承载力均有一定程度的削弱。

后压力注浆技术可以改变桩底虚土的组成结构和桩土界面环境,提高桩的承载力的有效途径[1]。

该技术是在一定强度的混凝土灌注桩的桩侧或桩端注入水泥浆等胶结材料,由于浆体的渗入和劈裂作用使之注入桩底和桩侧一定范围的土体中,使水泥浆填充桩底沉渣土层和桩周土体,改善桩周土体的结构和性质,提高桩体承载力。

2 工程概况

该地下车库工程紧邻马路,建筑场地开阔,周边无高大建筑物,地下车库上方周围为待建小区空地,地下车库为地下一层,框架结构,设计±0.000标高为21.60m(黄海高程),地下室板面标高为-4.000m,基础板厚5 50mm,基坑开挖平均深度为5 45m,其中基坑东侧开挖深度7.45m,地下室呈不规则形状,周长600m,面积近11007m2。由于该工程仅有一层地下室,上部荷载较小,而地下水位较高。结构抗浮要求高。

3 地质水文概况

3.1 地质概况

该车库所处地段的地质构造为剥蚀残丘地貌单元,场地西部有冲沟发育,地形略有起伏,地面高程在19.0～30.5m之间。拟建场地在勘察深度范围内地层主要为三叠系石灰石,燕山期闪长岩及第四系堆积层。地下车库所处场地各土层主要为如下成分。

(1)素填土:杂色,以红色为主,呈干-湿,松散状态,以开山弃土(砂、石含量高)、石块为主,为勘察期间回填,层底及场地中东部为灰色耕植土、含植物根。

(2)粉质粘土:黄色、灰黄色,软-可塑状态,含少量砂、高岭土。场地中西部原冲沟地段分布。

(3)粉质粘土:杂色,以黄、灰色为主,软-软可塑状态,含砂、砾、碎石约15%,少量铁锰质结核,土质不均一,场地中西部原冲沟地段分布。

(4)粘土:黄褐色,硬可塑-硬塑状态,含铁锰质结核,少量高岭土、砂、砾。场地东部残丘地段分布。

(5)粘土:红褐色、褐红色,可塑状态,含高岭土、少量砂、砾。场地东部残丘地段分布。

(6)粘土:红褐色、褐红色,软-可塑状态,含高岭土、少量砂、砾。分布于基岩面之上,分布范围无规律。

3.2 水文概况

场区地下水为上层滞水和裂隙水两种,上层滞水赋存于(1)层杂填土,无隔水顶板,与大气降水和地表水体有密切水动力联系,主要受地表水体的侧向渗透补给。(2)-(6)层粘性土为隔水层,基岩裂隙水赋存于下伏基岩节理裂隙(溶洞)中,地下水水量和水头、运动无规律。此外,根据地下水水质分析,表明场地地下水对混凝土及和泥土中钢筋无腐蚀性。

该工程基础采用抗拔桩1449根,成桩后采用桩端后压力注浆加固桩体以提高桩体完整性并增强其抗拔承载力。抗拔桩采用等截面钻孔灌注桩,桩径为420mm,纵筋为64Φ14mm,采用通长配筋,且沿桩身周边均匀布置,且锚入承台40d (d为钢筋直径),为防止钢筋腐蚀,钢筋笼侧壁保护层厚为50mm,钢筋笼底端保护层为0.1m,采用螺旋箍筋,非加密区为Φ8@250,加密区为Φ8@100,加径箍为Φ12@2000,单桩抗拔承载力特征值为100kN,抗拔极限承载力≥200kN。桩体混凝土设计强度为C25,桩体结构如图1,2所示。

每根桩钢筋笼内固定1根内径为25mm的不锈钢管作为注浆管,钢管下部开4排直径为3mm的注浆孔,毎排2眼,用于后压力注浆。并用编织袋将管底口及小孔包扎封牢,将注浆管绑扎在钢筋笼中间,同步放入孔内,伸至孔底,顶部露出桩顶50cm。

4 桩端后压力注浆的施工

本工程抗拔桩底和桩侧均为粘土、粉质粘土等细粒土,注入的水泥浆对土体产生劈裂加筋效应并与其形成强度和刚度较高的网状加筋复合土体。增强桩体与周围土体的粘接结合,从而提高了桩侧摩阻力。压力注浆的施工工序如下。

(1)安装注浆设备。

注浆管上部安装摒浆阀和进浆回浆管。注浆设备选用额定工作压力8MPa,流量90L/min的SGB—Ⅰ型注浆泵和ZJ-800,400A型制浆机。

(2)清水冲孔。

待成桩2d后,以约2MPa压力的清水冲开管底封口,随即开始注浆。

(3)压力注浆。

水泥采用标号为32.5的矿渣水泥,水灰比w/c为0.75,为保证注浆效果,要做好注浆压力、注浆量及异常情况的记录,及时处理发现的问题。

5 问题与分析

(1)为保证注浆管接头的牢实和底端临时封闭能顺利开塞,注浆管接头应焊接良好,底部包扎紧密,顶部临时封堵,确保管内不落入杂物或漏入泥浆。

(2)控制合理的注浆压力。在桩端后压力注浆施工过程中,由于设计压力和注浆速度之间存在一定相关性,若压力过大,注浆速度过快,可能导致冒浆、跑浆或桩体的上拔量过大;如果注浆压力过小,则浆液流速过慢,可能导致水泥浆体在管路中初凝并发生管路堵塞,或者浆体无法通过劈裂-压密作用加固桩侧土体[2]。所以须控制合理的注浆压力,以确保注浆质量,提高桩体的完整性和抗拔力。该工程中由于该桩体埋深较小,经试验后确定注浆压力为1.2～2.5MPa,注浆压力可通过桩端压力表控制。一般在注浆初始阶段,采用较小压力,待注浆结束阶段,由于浆液已经充满地层,此时所需要的压力较大。以使浆体充分挤密桩土间空隙[3]。

(3)为避免发生桩底串浆及漏浆,应分块施工、分块注浆,且按照先周边桩、后中间桩的顺序,中间成片的桩要采用梅花形间隔注浆,某一区块的桩开塞后,应及时对这一区块全部注浆,以免浆液倒灌进其它桩的注浆管而导致堵塞。桩位较密处注浆易出现冒浆,应跳位注浆,距离不得<3m,或暂停4-6h后再注到要求的单桩注浆量。当某根桩的注浆量不能满足设计要求,可加大其周围桩的注浆量,以保证桩基的整体强度。

6 结束语

注浆后20d,对桩取样50%采用小应变法检测桩体完整性,并抽取1%测定桩的抗拔承载力。检测结果显示桩的完整性、单桩抗拔极限承载力标准值均达到设计要求,结合现场变形观察未发现上移现象。

实践证明,对于在地下水位较高地区的地下建筑物的抗拔桩采用后压力注浆加固桩体来提高结构抗浮能力,技术和经济适用性较好,具有较高的推广应用价值。

参考文献

[1]李应保.钻孔压浆桩的工程实践与探讨[J]建筑结构，2002，32(2):48-49.

[2l张忠苗，张乾青.注浆抗压桩受力性状的试验研究皿岩石力学与工程学报，2009，(3):475-482·

抗拔桩检测技术 第2篇

关键词：后张法预应力,抗拔桩,张拉

1 前言

随着地下空间的大量开发利用, 作为高层建筑配套的纯地下建筑部分 (如车库) 越来越普遍。在基础埋置深度较深的纯地下结构的设计中, 由于结构自重及覆土重无法补偿开挖去的原地基土的重量, 对于地下水位埋深较浅的地质情况, 按照抗浮设防水位计算时, 纯地下结构就存在抗浮无法满足设计要求, 需采用抗拔桩的情况较多。

抗拔桩的设计应依据《建筑桩基技术规范》JGJ94-94中的有关规定进行, 设计需验算如下三个问题: (1) 抗拔桩的抗拔承载力满足要求, 并进行单桩非整体破坏和群桩整体破坏验算; (2) 桩身抗拉承载力满足要求; (3) 桩身混凝土的抗裂满足要求。

为满足抗裂要求, 桩身配筋量一般较大, 单方含钢量在150 kg/m3～250 kg/m3范围, 对于相同的混凝土方量, 桩径相对越小提供的侧阻力越多, 即抗拔力越大, 然而由于含钢量较高, 为满足构造要求的最小钢筋间距, 许多情况下钢筋无法全布下, 鉴于这种情况, 需采用后张法预应力技术来解决这个问题。

2工程概况

某商业广场工程包括居民休闲中心广场、展览中心和地下停车场, 基础均采用抗拔灌注桩。中心广场工程:其单桩抗拔力极限值为5 400 KN, 按照正常配筋计算, 为满足裂缝小于0.2 m的要求, ф800直径的桩需配40ф32, 由于钢筋太多太密, 无法满足构造要求, 只有加大桩的直径。考虑经济合理的因素, 采用后张法无粘结预应力技术, 以减少钢筋用量。展览中心:该工程单桩抗拔承载力特征值为1 500 KN, 由于桩直径ф650直径较小, 桩长较长, 为减少钢筋用量, 减少裂缝宽度, 采用后张法无粘结预应力技术。地下停车场:由于场地地下水具有弱-中等腐蚀性, 为保证钢筋的耐久性, 需控制桩身裂缝宽度, 因此采用后张法无粘结预应力技术。抗拔桩的设计与施工参数列于下表1。

3抗拔桩的设计计算

以中心广场ϕ800的抗拔桩为例, 桩长26m, 配筋12ϕ25, 钢绞线12ϕS15.2, 根据《建筑桩基技术规范》JGJ94-94的规定, 承受抗拔桩的桩基需验算以下几个部分:

(1) 桩侧阻力和自重:桩侧阻力和自重满足抗拔极限承载力标准值要求 (由于本工程桩间距大于5d, 故不需群桩验算) :

Y0N=UK/YS+GP (1)

UK=ΣλiqsikUiLi=0.7×70×1.7×3.14×0.8×26=5440kN

采用桩侧两道后注浆, 桩侧阻力提高1.7倍。

Y0N=1.1×3272=3600kN≤UK/YS+GP=5440/1.62+25×0.5×26=3683kN,

满足要求。

(2) 桩身主筋和预应力;依据《混凝土结构设计规范》GB50010-2002, 桩身主筋和预应力筋满足抗拔承载力要求。

N≤fyAs+fpyAp (2)

N=3272kN≤fyAs+fpyAp= (300×12×490.9+1320×12×139) /1000=3969kN, 满足要求。

(3) 桩身混凝土依据《混凝土结构设计规范》GB50010-2002, 桩身混凝土满足抗裂要求:

最大裂缝宽度:

ωmax=αcrΨσsk/Es (1.9c+0.08dep/ρte) (3)

受拉区纵向钢筋等效直径:

dep=Σnidi2/Σnividi=26.25mm

纵向受拉钢筋配筋率:

ρte= (As+AP) /Ate=0.015

取C=65, αcr=2.2, Es=2.0×105N/mm2;

纵向受拉钢筋的等效应力:

σsk= (Nk-Np) / (Ap+As) =98.5N/mm2

预应力筋及非预应力筋合力:

Np=σpe×Ap-σ15×As=1955.74kN,

受拉区预应力筋合力点处混凝土收缩和徐变引起的预应力损失值:

σ15= (35+280×σpe/fcu) / (1+15ρ) =63.84N/mm2,

Ψ=1.1-0.65×ftk/ (ρte-σsk) =0.132<0.2, 取值0.2,

将以上结果代入式 (3) , 得最大裂缝宽度ωmax=0.057mm<0.2mm, 满足规范要求。以上各公式中符号意义详见有关规范。

中心广场工程ϕ80抗拔桩静荷载试验荷载变形T-U曲线见图1

4 施工过程常见问题的处理

4.1 桩顶标高处, 钢绞线与钢筋的间距不均匀

无粘结预应力钢绞线一般在现场加工, 当钢筋笼绑扎完毕后, 将钢绞线分束绑扎在钢筋笼上, 应采用双扎丝绑扎, 严格按照设计图纸的位置和标高控制。常见问题是桩头凿除完毕后, 在桩顶标高处, 钢绞线与钢筋的间距不均匀, 导致桩顶的张拉工作不能正常进行, 因为定尺的锚板无法就位, 不得不另外加工尺寸不一的钢板, 以满足张拉的要求。为此, 建议于桩顶以下300 mm左右加设ф16加劲箍筋, 将钢筋焊接定位, 预应力筋用双扎丝牢固绑扎定位, 以避免上述问题出现。

4.2 钢筋笼不居中

在灌注桩的施工中, 无论哪一种施工工艺, 其施工过程都连泥带水。地下隐蔽工程, 不像上部结构梁柱是可见的, 因此, 虽然钢筋笼的保护垫块都安放无误, 仍然保证不了钢筋笼的安全居中。对于泥浆护壁先下笼后灌注混凝土的施工工艺, 这个问题还好一些, 对于长螺旋泵送混凝土先灌注后插笼工艺, 钢筋笼不居中问题相对突出, 尤其是桩顶标高位于施工作业面下超过2 m时。钢筋笼的偏移, 导致钢绞线张拉时桩顶混凝土的局部压应力过大, 影响张拉。因此, 实施桩顶张拉带来的问题相对较多, 为此, 建议后插笼工艺待混凝土浇注后, 增加一次钢筋定位检查和纠编工序。

4.3 预应力筋的张拉问题

预应力筋一般采用ϕj15.24高强低松弛预应力筋钢绞线, 抗拉强度标准值fptk=1 860 MPa, 张拉控制应力为0.5fptk～0.75fptk。实际张拉力按设计要求的预应力筋张拉控制应力进行3%的超张拉。张拉前测量外露无粘结筋的长度作为原始长度, 张拉后, 再次测量无粘结筋的外露长度, 减去原始长度, 所得之差即为实际伸长值。张拉应对称进行, 有时伸长值略大于预估值。

4.4 张拉端的构造

这三个工程抗拔桩的张拉端构造如图2、图3、图4所示

4.5 张拉端的防水问题

张拉端的防水做法是难点, 由于张拉锚具的突出, 一方面与底板钢筋形成交叉;另一方面二次浇注形成是防水薄弱环节。因此, 在中心广场工程中, 张拉端剔凿成图2的边槽构造, 锚具等在桩顶标高以下5 cm～10 cm, 待张拉结束后, 切去多余的预应力筋, 然后采用高强灌浆料将桩顶浇注平整, 这使得防水做法与常规灌注桩桩顶防水做法一致。

5 结论和建议

(1) 对于采用后张预应力抗拔灌注桩, 钢筋保护层厚度宜适当加大, 如加大至100 mm。

(2) 如采用先下钢筋后灌注砼成桩工艺, 预应力筋的锚固端宜采用锚板;如采用先灌注砼后插钢筋笼成桩工艺, 预应力筋的锚固端宜采用挤压锚头和部分长度预应力筋粘结来提供锚固力。

(3) 张拉端宜设置在基础底板顶标高处。

(4) 张拉端防水构造一般采用高强灌浆料将张拉端的锚具埋在结构防水面以下的办法处理。

(5) 后张法预应力技术在抗拔桩中的应用目前刚刚起步, 关于预应力的松弛、损失等方面的问题有待今后进一步研究。

参考文献

[1]《建筑桩基技术规范》JGJ94-94, 北京:中国建筑工业出版社, 1995.

[2]《混凝土结构设计规范》GB50010-2002, 北京, 中国建筑工业出版社, 2002.

某地铁车站抗拔桩设计 第3篇

1 工程概况

车站为11. 5 m岛式车站, 设有单渡线, 标准段采用单柱双跨 ( 局部双柱三跨) 地下2 层现浇框架结构, 标准段宽度20. 6 m, 总长290. 6 m。车站覆土深度1. 3 m ~ 4. 1 m, 中心里程处覆土约3. 0 m。

2 地质条件

①-1杂填土: 黄褐、灰褐等杂色, 松散~ 稍密, 干燥~ 稍湿。主要由混凝土、沥青、碎石及少量黏性土等组成, 局部地段由泥岩岩块组成。本段内均有分布, 层厚0. 50 m ~ 17. 10 m, 为新近回填土, 回填时间小于5 年, 该层均一性差, 多为欠压密土, 自重固结尚未完成, 结构疏松, 具强度较低、压缩性高、荷重易变形等特点。④-9卵石土: 灰黄色, 湿~ 饱和, 稍密~ 密实为主, 局部松散。卵石成分以岩浆岩、变质岩类岩石为主。磨圆度较好, 以亚圆形为主, 少量圆形, 分选性差, 一般呈中风化~ 微风化, 少量呈强风化。卵石含量一般为60% ~ 70% , 粒径以2 cm ~ 20 cm为主, 最大粒径30 cm以上, 充填物主要为黏性土、细、中砂及圆砾。⑤-2强风化泥岩: 暗红色、紫红色。岩质软, 敲击声闷, 泥质结构, 块状构造。产状一般呈水平状, 水平节理较发育, 局部地段产状为345°∠34°。岩芯多呈碎块状, 少量短柱状, 岩芯手可折断。层厚0. 30 m ~12. 50 m, 层顶标高447. 71 m ~ 506. 76 m。根据室内试验, 含水率ω = 14. 2% ; 天然密度 ρ = 2. 11 g / cm3。设计参数建议值见表1。

3 抗浮计算

3. 1 抗拔桩参与抗浮前

根据地勘报告, 取覆土最浅, 地面高程为485. 2 m, 顶板覆土厚2. 254 m处, 按每延米进行验算, 抗浮设防水位高程为485 m, 相对于地面以下0. 2 m。车站结构外缘宽24. 3 m, 高14. 27 m。

结构自重: W = 2 516. 43 k N。

覆土有效重力:G= (0.2×20+2.054×10) ×24.3×1=596.322 k N。

水浮力:W水=10×14.27×24.3×1=3 467.61 k N。

不满足抗浮要求, 需压顶梁及抗拔桩同时作为抗浮措施参与抗浮。

3. 2 抗拔桩参与抗浮后

结构自重: W = 2 516. 43 k N。

覆土有效重力: G = ( 0. 2 × 20 + 2. 054 × 10) × 24. 3 × 1 =596. 322 k N。

桩自重: W桩= 237. 247 k N。

冠梁及压顶梁自重:W梁=55.25 k N。

桩侧摩阻力:W侧摩阻力=822.526 k N。

水浮力:W水=10×14.27×24.3×1=3 467.61 k N。

满足抗浮要求。

4 抗拔桩计算

抗拔桩按使用年限100 年进行设计, 抗拔桩用轴向拉力设计值计算承载力, 用轴向拉力标准值进行裂缝宽度验算, 抗拔桩最大裂缝宽度限值为0. 20。

于车站后期须凿除围护桩段设置 1 800 抗拔桩, 抗拔桩持力层位于⑤-2强风化泥岩层和⑤-3中风化泥岩中, 该土层水下钻孔桩的极限侧阻力标准值为: qsik= 107 k Pa。

则每延米抗拔桩提供的抗拔力设计为:

4. 1 KBZ1

KBZ1 按7. 3 m间距进行计算, 由计算得:

需抗拔桩提供抗拔力为:

FKB=[1. 15 × 水浮力- ( 结构自重+ 覆土重) ] × 7. 3 =[1. 15 × 3 368. 04 - ( 2 402. 32 + 78. 64) ]× 7. 3 = 10 163. 69 k N。

抗拔桩有效长度为:

故取抗拔桩有效长度为15 m, 单根抗拔桩轴向拉力标准值为:

单根抗拔桩轴向拉力设计值为:

配筋计算:

抗拔桩强度理论配筋值为:

抗拔桩实际配筋为50E32, As= 40 212 mm2, 最大裂缝宽度ω = 0. 187 < 0. 2。

4. 2 KBZ2 ( 标准段)

KBZ2 按9. 6 m间距进行计算, 由计算得:

需抗拔桩提供抗拔力为:

FKB=[1. 15 × 水浮力- ( 结构自重+ 覆土重) ]× 9. 6 = ( 1. 15 ×2 731. 56 - 2 405. 55) × 9. 6 = 7 063. 14 k N。

抗拔桩有效长度为:

故取抗拔桩有效长度为21 m。

单根抗拔桩轴向拉力标准值为:

单根抗拔桩轴向拉力设计值为:

配筋计算:

抗拔桩强度理论配筋值为:

抗拔桩实际配筋为65E32, As= 52 260 mm2, 最大裂缝宽度ω = 0. 194 < 0. 2。

5 结语

根据地质勘察报告, 车站覆土深度等现有条件, 通过计算, 车站抗浮不满足规范要求, 通过计算, 在设置压顶梁的同时, 设置抗拔桩参与抗浮, 其中KBZ1 有效长度为15 m, KBZ2 有效长度为21 m, 同时进行了配筋计算及裂缝宽度验算。通过以上计算, 车站在设置压顶梁及抗拔桩同时参与抗浮的情况下, 满足抗浮要求。参考文献:

摘要：以某地铁车站为例, 介绍了该车站所在区域的地质条件, 针对车站抗浮不满足规范要求的情况, 提出了设置压顶梁及抗拔桩同时参与抗浮的设计方案, 通过计算分析, 指出该方案的采用可满足车站的抗浮要求。

关键词：地铁车站,抗拔桩,抗浮

参考文献

[1]叶俊能, 刘干斌.考虑围护摩阻力的地铁车站结构抗浮安全设计[J].岩土力学, 2010 (sup) :279-283.

[2]张景花.地铁车站的抗浮设计[J].山西建筑, 2010, 36 (8) :122-123.

[3]袁正如.地下工程的抗浮设计[J].地下空间, 2004, 24 (1) :41-43.

[4]李广信, 吴剑敏.关于地下结构浮力计算的若干问题[J].土工基础, 2003, 17 (3) :39-41.

山前地带抗拔桩施工工艺探讨 第4篇

拿铁城项目由16栋17~33层的高层住宅, 1栋6层办公用房组成。地下1层, 局部地下2层。总面积约38×104m2, 其中地下室约10.6×104m2。上部采用剪力墙结构 (办公用房为框架结构) 。纯地下室采用框架结构, 典型柱网8.4m×8.4m。±0.000相当于黄海高程3.200m, 室外地面-0.100m, 地下室顶板面-1.100m, 地下1层底板面-5.100m, 地下2层底板面-9.000m。单层地下室每柱所需抗拔力800k N, 两层地下室每柱所需抗拔力2 700k N。

2 工程地质特点

拟建场地在地貌上属宁波滨海平原, 地貌类型单一, 地表浅部为第四纪全新世中晚期河口海相和海相堆积, 其下分布有第四纪晚更新世河相、海相和湖相混合堆积以及第四纪中更新世陆相沉积。场地东南角有一小山包突出地面, 属山前地带。场地地势较平坦, 但下伏地貌较复杂, 场地类别种类多, 且场地存在软弱土, 属抗震不利地段, 基础位于地下水位以下, 场地复杂程度等级为一级;地基土种类较多, 均匀性差, 性质变化大。

根据建筑物本身的荷载、变形要求, 本工程选用桩基础。残积土等上部松软土层不能作为桩基持力层, 而选工程性能较好的粉质黏土层、卵石层、中风化岩作桩基持力层。根据地质条件, 桩基分为A~E区。本文着重讨论D区 (2层纯地下室部分) 的抗拔桩选型及其施工工艺。

D区10-2强风化凝灰岩层顶板埋深为黄海高程-5.20~-24.90m, 层厚0.7~2.1m。10-3中风化凝灰岩层顶板埋深黄海高程-6.80~-26.20m, 岩体完整, 岩石单轴饱和抗压强度标准值frk为45.28MPa。10-2层、10-3岩面起伏大, 最大处接近60°。典型地质剖面见图1。

从工程的稳定性考虑, 取10-3层中风化凝灰岩作为桩基持力层。

3 抗拔桩桩型选择

桩型选择要做到经济合理、技术可行, 除应满足建筑物荷载、变形的要求, 同时需考虑成桩的可行性以及对环境的影响。由于场地基岩面以上以淤泥质黏土为主, 基岩强度高, 岩面极陡, 地下水位高, 局部存在承压水, 部分区域桩长超过20m, 故本工程不宜采用人工挖孔桩。基岩起伏大, 且场地中分布原有建筑物的基础和桩, 会给预制桩的送桩和配桩带来一定的困难, 另外预制桩桩身光滑, 不利抗拔, 预制桩也不是理想桩型。因此本工程抗拔桩采用灌注桩, 可采用以下几种沉桩工艺。

1) 上部回转钻成孔, 下部牙轮钻成孔灌注桩;

2) 冲击钻成孔灌注桩;

3) 多功能凿岩机成孔灌注桩。

4 成桩可行性评价及其对环境的影响

4.1 上部回转钻成孔, 下部牙轮钻成孔灌注桩

该工艺在淤泥土及黏土部分采用普通的回转钻机成孔, 入岩后改为牙轮钻成孔。由于10-3层岩石抗压强度高, 入岩速度较慢, 一般入岩1m, 3~4d才能完成1根桩, 且中途要更换钻头, 施工比较麻烦。全断面入岩控制较难 (部分地岩面段极陡) 。局部长度小于6m, 为墩基础, 需加大直径。对环境的影响主要是有大量的泥浆排放污染环境, 其次也有噪声污染问题。为验证此工艺用于抗拔桩的实际效果, 在设计前做了两枚工艺试桩, U-δ曲线见图2。抗拔承载力实测值与经验公式计算值差别很大 (8#, 9#试桩计算值分别为1 000k N, 1 200k N) 。经分析, 实测值与进入10-2层1m时的经验公式计算值十分吻合。在实际施工中, 存在持力层误判的可能, 该误判可能导致承载力的下降, 使得工程存在较大风险。

4.2 冲击钻成孔灌注桩

冲击钻成孔依靠冲击锤进行冲砸, 掏渣筒掏渣, 上下往复冲击将土石劈裂、砸碎, 部分被挤入孔壁内, 普通泥浆护。该工艺成孔直径不易控制, 充盈系数大;桩长大于30m时难成孔。在中风化基岩中进尺缓慢, 击锤容易损坏, 容易斜偏卡钻。劳动强度大, 外运泥浆沙土量大, 施工噪声大, 环境评价差。

4.3 多功能凿岩机成孔灌注桩

该技术以长螺旋多功能桩机做桩架 (见图3) , 以长螺旋动力头做旋转动力, 在特制的钻杆下悬挂风动式潜孔锤, 潜孔锤冲击破碎岩石的同时, 动力头带动钻杆及潜孔锤进行适度的钻压与回转钻进, 既能研磨刻碎岩石, 又能使潜孔锤击打位置不停的变化, 使潜孔锤底部的合金突出点每次都击打在不同位置, 风动潜孔锤的空气既能冷却钻头 (见图4) , 又能将破碎的岩屑吹离孔底并排出孔口, 达到快速破碎岩石的作用。

该工艺采用全套管成孔, 成孔后没有泥浆、没有沉渣, 桩头浮浆少, 可以保证成孔质量和桩身质量 (见图5) ;施工速度快, 是冲击成孔的20~30倍;凿岩能力强 (每小时凿岩速度约4m) ;在坡度较大的岩面上施工不偏孔, 不漏渣;通过吹出来的岩样能准确判断持力层度, 噪声小。

该工艺的缺点是施工设备价值高, 工艺复杂, 施工成本高, 成孔深度有限, 一般不宜超过45m。

5 可选工艺经济性比较

参考宁波类似场地的工程, 桩径700mm。

采用3种工艺灌注桩的技术经济比较分析见表1。

6 综合评价

采用上部回转钻+下部牙轮钻成孔, 桩基部分造价略比后两种工艺低, 但是每个柱下需要3~6根桩, 承台很大, 工期较长。因基岩极陡, 很难判断每个柱下的基岩埋深, 准确计算每柱所需的抗拔桩数量, 需逐柱超前钻探。

采用冲击钻成孔和多功能凿岩机工艺桩数相同, 基本为每个柱下2根桩, 但冲击成孔的充盈系数较大, 且属部分挤土桩, 承台较大, 故造价要高。且冲击钻成孔噪声大, 对周围居民小区影响较大。

因此, 我们首选多功能凿岩机成孔灌注桩。保证桩长大于6m。当施工至10-3层顶面时, 应当提钻确认持力层后再按设计要求的入岩深度施工。

7 结论

山前地带, 一般基岩埋深起伏较大, 当选择基岩作为抗拔桩持力层时, 因根据工程荷载、地质条件、施工环境及工期等要求, 具体情况具体分析, 才能做到安全可靠、经济合理、技术可行。

摘要：以拿铁城项目为例, 为解决山前地带基岩埋深起伏大、抗拔灌注桩入岩速度慢等问题, 提出几种可能的施工工艺, 并进行成桩可行性、安全性、经济性对比。

关键词：山前地带,沉桩工艺,灌注桩,多功能凿岩机

参考文献

[1]苏庚种.复杂地质条件的桩基选型分析[J].探矿工程, 2003 (S1) :38-40.

[2]GB94—2008建筑桩基技术规范[S].

预应力抗拔桩的研究进展 第5篇

1 预应力抗拔桩的优点

预应力抗拔桩相对于普通等截面抗拔桩有如下优势:

1) 预应力抗拔桩提高了桩体力学性质。通过预先埋设在桩体内的预应力钢绞线给桩施加预应力, 提高了抗拔桩的力学性质, 使桩体在受拉过程中桩内部处于受压状态;

2) 预应力抗拔桩改变了普通抗拔桩的受力路径。通过预留钢绞线自由段的方式使得上拔力着力点在桩的下部, 从而使桩侧土摩阻力从下至上随荷载的增大而逐渐发挥, 避免了普通抗拔桩因上拔力过大而使桩顶混凝土产生裂纹失效的弊端;

3) 预应力抗拔桩提高了抗拔承载能力。在不改变桩身截面形状的情况下也可以最大限度的提高桩的抗拔承载力;

4) 节约成本。从结构的角度而言, 预应力高强钢绞线使用在抗拔桩上, 可以有效地提高桩的刚度, 减少配筋数量, 减小桩结构尺寸, 从而节省大量投资;

5) 有效控制结构物的上拔位移量。预应力抗拔桩在承受抗拔力之前在抗拔桩上施加一定的预应力, 使桩体产生一定的初始变形, 这种预先的变形, 使桩侧和土体之间在桩承受上拔载荷以前就发生相互的作用, 更有利于桩发挥其全部承载力, 能够减少桩顶的位移直至达到基础上部结构物所能容许的程度。

2 预应力抗拔桩研究进展

2.1 理论研究

早期的抗拔桩是按抗压桩的理论为基础来设计的, 刘祖德[1] (1995年) 以抗压桩的侧摩阻力值引入一个折减系数来计算抗拔桩的承载力, 这样设计的抗压桩一般桩长比较长、桩径比较粗, 钢骨架材料一般为钢筋。随抗拔桩应用的越来越多, 对抗拔桩的研究也越来越多。王维雅[2] (1998年) 通过现场原型抗拔试验, 研究了钻孔灌注桩抗拔时荷载的传递机理, 由实测桩身内力确定了荷载沿桩深度的变化、桩侧摩阻力沿桩深度的分布规律及桩的荷载传递函数。随着对抗拔桩研究的深入, 并根据抗拔桩的荷载传递机理和抗拔桩的特点, 为更好地发挥抗拔桩的效果, 特别是防止桩身混凝土的破坏和提高桩侧摩阻力的利用效率, 于是提出了在抗拔桩上施加预应力的想法, 如郭增强等[3] (2003年) 。

张季如等[4] (1996年) 指出:

1) 不管土属于何种类型以及桩直径、长度和施工方法有怎样的分歧, 充分发挥桩侧摩阻力所需的桩与土之间相对位移值总是在4 mm～10 mm的阶段;

2) 应力以及桩与土界面的相对位移值太小和改变方向对荷载传递有很大影响;

3) 桩的侧摩阻力主要是属于摩擦的性质, 其大小与作用在桩侧面的有效法向应力有关。杜广印、黄锋、李广信[5] (2000年) 定量研究土的剪胀性及主应力方向旋转对侧阻的影响, 得到了相应的影响系数和侧阻的预测公式。何思明[6] (2001年) 在国内外众多抗拔桩原位及室内测试资料的基础上, 建立了抗拔桩桩周土体的破裂面方程, 并提出了一个极值原理。张尚根等[7] (2002年) 推导了抗拔桩的荷载与位移关系的理论解。吴兴序等[8] (2002年) 提出了改进的计算岩层中抗拔桩承载力的公式和计算参数的确定方法。李■、李峰[9] (2003年) 对抗拔桩设计荷载条件、抗浮桩单桩承载力设计进行了阐述。丁佩民、黄堂松、肖志斌[10] (2003年) 认为造成抗拔桩和抗压桩之间侧摩阻力差异的主要因素有:荷载方向、桩土界面间的摩擦作用的剪胀 (剪缩) 性能、桩体的泊松比效应以及荷载反向引起桩周土体颗粒重排导致的桩土界面摩擦角变化。姜伟[11] (2002年) , 张洁、尚岳全、林旭武[12] (2004年) 对影响扩底桩抗拔极限承载力的因素进行了研究。颜可珍、夏唐代、高国朋[13] (2005年) 建立荷载传递物理模型, 推导出抗拔桩荷载与位移关系的理论解。朱碧堂、杨敏[14] (2006年) 推导了基于轴向Winkle地基模型的抗拔桩弹性解答和基于统一极限摩阻分布的弹塑性差分求解方法。

2.2 试验研究

许宏发等[15] (2003年) 通过对抗拔桩与抗压桩的作用机理进行比较, 提出了抗拔桩具有“越拉越松”, 而抗压桩具有“越压越紧”特性的结论。这一结论体现在上拔和下压过程中, 桩受到的侧压力并不是恒定不变的, 而是动态变化的。对于抗拔桩, 侧压力有减小的趋势, 对于抗压桩, 侧压力却有增大的趋势。史鸿林等[16] (1996年) 结合湖闸加固工程的要求对桩的抗拔承载力、安全度、载荷传递机理、桩的断裂规律、上拔桩对土体的影响范围, 以及合理的桩距等问题进行了原型试验研究, 发现试桩在载荷传递中未达到极限承载力时已经出现裂缝, 随着载荷的增加, 沿深度裂缝不断增加。王维雅[2] (1998年) 通过钻孔灌注桩的现场原型抗拔试验, 研究了钻孔灌注桩抗拔时荷载的传递机理, 指出:1) 抗拔桩的轴向力分布特点为沿桩身自上而下逐渐减小, 且轴向力在通过各土层时减小的幅度与土的性质有关;2) 在荷载的传递过程中, 抗拔桩桩侧摩阻力的分布规律主要表现为首先在桩的上部发挥, 随着荷载的增加及时间的推移, 桩侧摩阻力逐渐沿桩深度向下转移而在桩身的全长上进一步得以发挥;3) 仅在桩身开裂前, 摩阻力与上拔位移成正比, 而桩身出现裂缝时, 桩侧摩阻力尚未充分发挥。

庄平辉[17] (2000年) 的研究结果表明:1) 抗拔桩的承载力可以参照抗压桩的摩阻力计算方法求得基本值;2) 由于抗拔桩的泊松效应以及上拔状态下的其他不利因素, 桩的实际抗拔力应在基本值的基础上乘一个上拔折减系数。该系数与桩长有直接关系, 桩越长, 折减越少, 一般位于0.6～0.8之间;3) 土质和桩土界面特性对抗拔承载力影响明显, 砂性土有利于抗拔力的发挥;4) 桩土界面注浆可提高桩的抗拔承载力, 桩施工期间地面隆起会降低桩的抗拔承载力;5) 桩周土的破坏形态和桩长有关。林红武[18] (2004年) 指出, 在许可的条件下尽可能将桩的上拔力着力点设在桩的下部, 最好是桩底。张洁、尚岳全、林旭武[19] (2005年) 提出了考虑上拔力作用点位置影响的抗拔桩机理分析模型, 并对抗拔桩刚度进行了综合分析, 预测了抗拔桩临界桩长, 并对上拔力作用点位置进行了优化, 得出了不同上拔力作用点下摩阻力分布、桩顶荷载位移、作用点截面荷载位移解析解。

3 结语

预应力抗拔桩问题还没有真正解决, 目前的研究仍处于经验性阶段, 必须加强基础研究。这些研究应包括:

1) 预应力抗拔桩的荷载传递机理与极限抗拔力的预测;

2) 研究永久性抗拔桩桩身混凝土的裂缝问题;

3) 研究平衡预应力钢绞线和结构性配筋的比例问题以及预应力和上拔力的比例问题, 更好地发挥了桩侧土体的摩阻力, 提高抗拔桩的承载效率;

4) 针对临时性的抗拔桩, 研究可拆卸体内钢绞线, 回收钢材的预应力抗拔桩, 以节约资源;

浅议抗拔桩配筋设计及裂缝控制 第6篇

在进行钻孔灌注桩设计时，特别是在正常使用极限状态和承载能力极限状态计算桩身正截面轴心受拉时，如何进行抗拔桩配筋设计和裂缝控制，容易出现概念混淆。本文就此问题进行简要讨论。

2 关于抗拔桩承载力的基本概念及设计基本原则

2.1 抗拔桩承载力的基本概念

2.1.1 单桩竖向极限承载力（Qu)

单桩在竖向荷载（上拔荷载）作用下达到破坏状态前或出现不适于继续承载的变形时所对应的最大荷载，它取决于土对桩的支承阻力和桩身承载力。

2.1.2 单桩竖向极限承载力标准值（Quk)

对实测值通过统计方法进行修正得到的承载力，用规范规定的方法估算。

1）对于设计等级为甲级和乙级建筑桩基，基桩的抗拔极限承载力应通过现场单桩上拔静载荷实验确定。

(1）单桩竖向抗拔极限极限承载力统计值的确定应符合下列规定：

参加统计的试桩结果，当满足其极差不超过平均值的30%时，取其平均值为单桩竖向抗拔极限承载力。

(2）当极差超过平均值的30%时，应分析极差过大的原因，结合工程具体情况综合确定，必要时可增加试桩数量。

(3）对桩数为3根或3根以下的柱下承台，或工程桩抽检数量少于3根时，应取低值。

2）群桩基础及设计等级为丙级的建筑桩基，基桩的抗拔极限承载力标准值按下式计算：

由于篇幅有限，本文仅就单桩桩基进行讨论。

2.1.3 单桩竖向承载力特征值（Ra)

单桩竖向极限承载力标准值（统计值）除以安全系数K后的承载力值，K=2。

2.2 桩的设计基本原则

1)桩基础应按承载能力极限状态验算桩基最大承载力、整体失稳或发生不适于继续承载的变形。

2)按正常使用极限状态验算桩基达到建筑物正常使用所规定的变形限值或达到耐久性要求的某项限值。

3 桩的配筋及裂缝控制

事实上，抗拔桩的设计焦点往往归结到它的配筋设计；而其配筋设计又往往与其裂缝控制有很大关系；抗拔桩的裂缝控制则与抗拔桩的破坏形态有关。当考虑桩身承受轴心受拉作用时，应分别按正常使用极限状态和承载能力极限状态进行考虑。通常情况下，桩身因水浮力、地震作用以及冻胀或膨胀力作用都会呈现受拉状态，根据《建筑桩基技术规范》[1]4.1.1条要求，“应等截面或变截面通常配筋”。

3.1 承载能力极限状态下的抗拔桩的配筋设计

当桩身直径为300mm～2000mm时，正截面配筋率可取0.65%～0.2%（小直径桩取高值）。抗拔桩为钢筋混凝土轴心受拉构件，其配筋计算应满足承载能力极限状态下受拉承载力的要求。在不考虑预应力钢筋作用的情况下，轴心受拉构件正截面受拉承载力应按下式计算：

根据《建筑基桩检测技术规范》[2]5.3.2条当桩顶上拨荷载达到钢筋强度标准值的0.9倍时应终止加载，可取某级荷载下抗拔钢筋断裂时的前一级荷载值为单桩竖向抗拔极限承载力。因此，通常设计过程中，取轴心受拉构件正截面受拉承载力

式中，N为荷载效应基本组合下桩顶轴向拉力设计值；fy为普通钢筋抗拉强度设计值，As为普通钢筋的截面面积。

3.2 裂缝控制

3.2.1 水浮力作用下的裂缝控制

抗拔桩通常用于抵抗地下构筑物的水浮力作用，对于这种正常使用极限状态下的桩基础设计，需要通过现场单桩上拔静载荷实验确定或根据桩侧地基土的极限侧阻力标准值估算基桩抗拔极限承载力标准值。

一般来说，在正常使用状态下，满足裂缝控制要求的配筋量大于满足桩身钢筋强度要求的配筋量。由于裂缝控制主要目的之一是为了避免钢筋锈蚀而影响其耐久性，因此《建筑桩基技术规范》对不同环境类别下的基桩的最大裂缝宽度限值规定也有所不同(见表1)。

根据《混凝土结构设计规范》[3](GB50010-2010)矩形、T型、倒T型和I型截面的钢筋混凝土受拉计算公式：

式中，αcr为构件受力特征系数；φ为裂缝间纵向受拉钢筋应变不均匀系数；Es为钢筋的弹性模量；cs为最外层纵向受拉钢筋外边缘至受拉区底边的距离；ρte为按有效受拉混凝土截面面积计算的纵向受拉钢筋配筋率；deq为受拉区纵向钢筋的等效直径。《混凝土结构设计规范》中将σs由原来的按标准组合计算的钢筋混凝土构件纵向受拉普通钢筋应力修订为按准永久组合计算，裂缝宽度计算略有放松。但对于对于抗浮工程桩，由于标准值是对实测值通过统计方法进行修正得到的承载力，用规范规定的方法估算所得，因而在裂缝验算时，仍应取桩身极限承载力特征值Ra。此时，地下水位应按地堪报告中所提供抗浮设计水位进行计算。

3.2.2 地震作用效应下的裂缝控制

在地震作用效应下，质量分布明显不均匀或受较大弯矩的高耸的建筑物基础也会出现基桩承受上拔荷载作用的状态。根据《建筑抗震设计规范》[4](GB50011—2010)4.4.2条，当地面下无液化层，且桩承台周围无淤泥、淤泥质土和地基承载力特征值不大于100kPa的填土时，一般的单层厂房和单层空旷房屋，不超过8层且高度在24m以下的一般民用框架房屋以及规范中规定可不进行上部结构抗震验算的建筑等可不进行桩基抗震承载力验算。除此之外，处于抗震设防区的基桩，应进行桩基抗震承载力验算。地震作用属于承载能力极限状态计算范畴，因而在进行抗拔桩设计裂缝验算时，不应考虑SATWE地震荷载作用，但需要满足最大承载力要求，此时，单桩竖向抗震承载力特征值可比非抗震设计时提高25%，在轴心竖向力作用下，

式中，NEK为地震作用效应和荷载效应标准组合下，基桩的平均竖向力。

4 工程算例

某工程位于7度区，地震加速度0.15g，土层主要物理学指标见表2，基桩设计等级为丙级，按三级裂缝控制。采用直径600mm的配筋钻孔灌注桩，桩身混凝土强度等级选用C40，截面配筋7C16，，桩顶标高1.65m，桩长26m，抗浮设防水位1.74m。桩承台顶标高位于黏土层(4)层，地基承载力特征值90kPa，不大于100kPa。桩端进入粉质黏土层9a层。

正截面配筋率：

ftk=2.39MPa,C40混凝土轴心抗拉强度标准值，

1）单桩抗拔极限承载力标准值

Gp为基桩自重，地下水位以下取浮重度

Nk为按荷载效应标准组合计算的基桩抗拔力。

2）桩身轴心受拉正截面受拉承载力，即桩身强度，

fy=360MPa,HRB400普通钢筋强度设计值。

3)当按裂缝控制时

4）在地震作用效应下，

从上述计算过程可知，满足裂缝控制要求时桩所能承受轴心受拉荷载（283.7kN）<桩身强度（455.9kN）<基桩抗拔极限承载力标准值（677.17kN）<地震作用效应和荷载效应标准组合下基桩的平均竖向力（846.46kN）。即在正常使用极限状态下，为满足抗浮要求，基桩上拔荷载不得大于按裂缝控制时桩身所能承受荷载；在承载能力极限状态下，基桩上拔荷载不得大于桩身强度和地基土所能提供的基桩抗拔极限承载力[5]。

5 结语

本文依据现行设计规范，阐明了抗拔桩的配筋设计及裂缝控制，通过工程算例对比分析不同极限状态下抗拔桩的承载力，从而为抗拔桩的设计与计算的安全准确提供依据。

摘要：依据现行设计规范,论述正常使用极限状态下和承载能力极限状态下桩身承受轴心拉力时配筋设计和裂缝控制。并结合工程实例,讨论抗拔桩设计的计算方法,从而为抗拔桩的设计与计算的安全准确提供依据。

关键词：抗拔桩,抗拔承载能力,裂缝控制,地震作用

参考文献

[1]JGJ94—2008建筑桩基技术规范[S].

[2]JGJ106—2003建筑基床检测技术规范[S].

[3]GB50010—2010混凝土结构设计规范[S].

[4]GB50011—2010建筑抗震设计规范[S].

某地下车库抗拔桩优化设计及分析 第7篇

某定销商品房项目位于江苏省昆山市312国道附近, 原为农场, 周边无重要保护建筑和道路, 项目设有1层地下车库, 埋深约5.0 m。由于区域地下水水位较高, 根据规范地下车库具有抗浮设计要求, 在抗浮设计中采用桩进行抗浮最为普遍, 抗拔桩的选型主要根据工程地质条件情况, 施工条件和周围环境等来确定[1], 一般而言, 抗拔桩可选用灌注桩或预制桩。结合本项目特点, 拟采用ZH-45-16C预制实心方桩作为抗拔桩, 采用锤击施工, 桩顶绝对标高为-2.40 m, 桩端持力层选择第 (7) 层粉质粘土, 工程桩有效桩长为16.0 m, 单桩竖向抗拔承载力设计值为600 k N, 总桩数为1 487根。

2 拟建场地工程地质条件

根据该项目岩土工程勘察报告, 拟建场地地貌形态单一, 地貌单元属长江三角洲冲积平原, 场地地形平坦, 一般地面标高在1.36 m~2.68 m之间。根据地基土的成因、年代及物理力学性质, 场地勘察范围内的土体主要为第四系沉积物, 主要为粘性土、淤泥质土、粉土, 本场地土层分布情况如表1所示, 场地典型地层及静力触探 (Ps) 曲线如图1所示[2]。

3 原抗拔桩设计及施工

根据桩基参数及地层条件, 设计单位参照JGJ 94—2008建筑桩基技术规范第5.4.5和第5.4.6条规定, 单桩竖向抗拔桩承载力设计值计算公式如下[3]:

以图1的地层条件为例, 计算本工程的单桩竖向抗拔承载力设计值为610 k N, 原桩基设计方案可满足地下车库抗浮需要, 符合规范要求。通过审图后现场开始实施工程桩施工, 桩基施工采用的是锤击施工。在初始沉桩过程中, 发现沉桩十分困难, 无法沉桩到位, 部分桩头破损, 先行施工的10组工程桩均有5.0 m~6.0 m桩长无法贯入到设计标高, 考虑到工程风险, 现场停止施工。

4 抗拔桩优化设计

为确保本工程顺利开展, 建设单位邀请相关参建单位及咨询单位对该地下车库的抗拔桩施工提供建议, 并对抗拔桩设计进行咨询工作, 以确定合理的桩型及桩长, 控制好工程风险。

通过分析场地工程地质条件和结合类似工作经验, 各方一致认为拟建场地浅部土层主要以软~可塑的粘性土、流塑的淤泥质土为主, 第 (5) 层土以上的土层沉桩困难不大, 但由于第 (5) 层主要为中密状的粉土, 第 (6) 层主要为中密状的粉砂, 原设计抗拔桩桩长16.0 m, 需穿越第 (5) 层土和第 (6) 层土, 进入第 (7) 层土约5.0 m以上, 这样沉桩就会遇到较大阻力, 沉桩会十分困难, 出现桩基无法贯入到设计标高的现象是正常的, 一般此类情况可考虑引孔施工, 但引孔施工造价较高且有可能造成桩侧摩阻力损失, 有一定的工程风险, 建议根据现场实际情况调整桩基设计。

本项目岩土工程勘察报告中给出的各土层中预制桩桩侧极限摩阻力标准值、桩端极限端阻力标准值以及抗拔承载力系数, 这些参数都是符合规范要求的。

由于地基土为非均质体, 均匀性差, 土性变化较大, 土体力学性能指标较为离散, 规范推荐参数时综合考虑了不同场地的统计变异系数, 并使单桩承载力计算具有统计意义上的保证率[4]。为保证有较高的可靠度, 现行勘察规范规定的桩基设计参数经验取值和据此估算确定的桩基承载能力, 一般均小于桩基实际具有的承载能力。这一点得到了大量验证性试桩成果和一定数量破坏性试桩成果 (以获取桩的实际承载力为目的的桩基承载能力检测试验) 的验证。另外, 地基土桩基承载能力与具体桩基方案有一定相关性, 如桩端土端阻力的发挥与桩端进入持力层深度有关, 而桩端阻力的发挥又对桩侧土侧阻力的发挥有一定影响。考虑到此类影响, 根据现场初始的沉桩数据, 按勘察报告提供的参数估算的单桩竖向承载力有一定潜力可挖, 从实践中看, 根据土体原位测试指标如静力触探和标准贯入试验成果等并结合类似工程试桩成果, 可适当优化并提高各土层的桩基设计参数[5]。

JGJ 94—2008建筑桩基技术规范的第5.3条第2款规定, 可根据静力触探资料确定预制桩的单桩竖向极限承载力, 预制桩桩侧极限侧摩阻力标准值可按下列公式确定:

粘性土:

当Ps≤1 000 k Pa时, fs=Ps/20;

当Ps>1 000 k Pa时, fs=0.025Ps+25。

粉性土及砂土:

根据上述规范公式, 咨询单位建议本项目抗拔桩桩基深度范围内的土层的单桩竖向承载力计算参数可按表2取值, 同时桩长由16.0 m减短为10.0 m, 布桩形式和桩基数量不变, 以减少结构设计和审图工作量。

参照规范公式, 仍以图1的地层条件为例, 优化后的单桩抗拔桩承载力设计值计算为617 k N, 桩基优化设计方案可满足地下车库抗浮需要, 也符合规范要求。为了准确确定该工程抗拔桩的竖向抗拔承载力, 各方一致建议本工程应通过现场静载荷试验来确定优化后的单桩抗拔承载力设计值, 以确保工程安全。

5 试桩检测及桩基优化经济效益分析

根据本工程岩土工程勘察报告, 整个场地内地层分布相对比较稳定, 现场试桩共设6组, 在场地均匀布置, 试桩桩型与原设计一致, 为方便后期试桩静载荷试验, 试桩桩长加长至14.0 m, 即桩顶绝对标高为+1.60 m, 确保工程桩有效桩长为10.0 m, 考虑到上部4.0 m土层的侧摩阻力, 试桩最大抗拔加载量取1 500 k N。

试桩施工满足休止期28 d后, 检测单位采用慢速维持荷载法在现场进行了桩基静载荷试验, 6组试桩的U—δ曲线如图2所示[6]。

试桩静载荷试验结果表明, 6组试桩在加荷至1 500 k N时, 相应累计上拔量均小于10.0 mm, 桩顶位移均达到相对稳定, 因此根据规范判断, 6组试桩的单桩竖向抗拔极限承载力均不小于1 500 k N。考虑到试桩上部还有4.0 m的土层, 扣除上部4.0 m的土层侧摩阻力后, 试桩的单桩竖向抗拔极限承载力不小于1 300 k N, 即优化后的抗拔桩单桩竖向抗拔承载力设计值取600 k N是可以满足抗浮需要的。

根据试桩检测结果, 设计单位重新调整了桩基设计图纸并通过审图, 现场随即按优化后的桩长进行大面积工程桩施工, 沉桩顺利未再出现沉桩不到位现象。

本工程抗拔桩经过优化, 在桩基布置形式和总桩数1 487根不变的情况下, 桩长由16.0 m减短为10.0 m, 共可节约工程造价285万元左右 (ZH-45-C型实心方桩综合单价按320元/m计量) , 节约比例37.5%, 经过优化, 该项目取得了十分可观和直接的经济效益。

6 结语

1) 抗拔桩的选型应综合考虑场地的工程地质条件, 施工条件和周围环境等各类影响因素, 以确定合理的桩型及桩长。

2) 根据勘察资料确定的桩基承载能力, 一般均小于桩基实际具有的承载能力, 实际工程中可根据土体原位测试指标并结合类似工程试桩成果, 适当优化和提高各土层的桩基设计参数, 有利于节约工程造价。

3) 对于地层条件复杂或项目要求特殊的桩基工程, 应通过现场静载荷试验来确定桩基的实际承载力, 以确保工程安全。

参考文献

[1]陈艳.浅谈抗浮桩、灌注桩与预应力管桩的优缺点[J].价值工程, 2015 (25) :143-145.

[2]江苏省第二地质工程勘察院.昆山正仪林场定销商品房项目岩土工程勘察报告 (详勘) [R].2011.

[3]JGJ 94—2008, 建筑桩基技术规范[S].

[4]GB 50021—2001, 岩土工程勘察规范[S].

[5]陈红玲, 谢富仁, 曹庆霞.桩基优化设计经济效益分析[J].探矿工程 (岩土钻掘工程) , 2014, 41 (7) :70-72.