摘 要:本文結合工程實例,分析土方開挖造成基樁偏斜的成因,采用低應變動測和孔內攝像技術準確評定樁身斷裂情況,計算分析偏心荷載作用下基樁豎向承載力,為設計人員處理基樁偏斜事故提供有益的借鑒。
關鍵詞: 預應力混凝土管樁 基樁偏斜 孔內攝像 豎向承載力
1 引言
預應力高強混凝土管樁( PHC樁)是我省當前建設工程中使用最為廣泛的樁基類型。由于預應力混凝土管樁的壁較薄,抵御水平荷載的能力較差,常會因為樁基施工或現場基坑開挖不當造成基樁偏斜,導致基樁樁身斷裂等質量事故發(fā)生,嚴重影響基樁的豎向承載力,無法滿足設計要求。如何正確分析基樁偏斜事故的原因,準確評定樁身斷裂情況,分析基樁豎向承載力的影響程度,成為設計人員在事故處理中必須解決的問題。本文結合工程實例,分析造成基樁偏斜的原因,采用低應變動測和孔內攝像技術準確評定樁身斷裂情況,計算分析偏心荷載作用下基樁豎向承載力,為設計人員處理基樁偏斜事故提供有益的借鑒。
2 工程概況
某電廠鍋爐房工程,樁基礎采用PHC樁,樁徑500mm,壁厚100mm,設計樁端持力層為強風化花崗巖,采用靜壓法施工。場地土層分布為:
1. 素填土:松散狀,干～稍濕,厚度2. 6～3. 8m;
2. 淤泥:飽和,軟塑,厚度5. 3～11. 1m;
3. 中砂:松散～中密,飽和,厚度0. 5～6. 8m;
4. 粉質粘土:飽和,可塑～硬塑,厚度0. 5～3. 8m;
5. 淤泥質土層:飽和,軟塑,厚度0. 9～2. 1m;
6. 殘積砂質粘土:濕,可塑～硬塑,厚度1. 7～11. 0m;
7. 全風化花崗巖:濕,堅硬,厚度0. 4～15. 7m;
8. 強風化花崗巖:濕,堅硬,厚度2. 2～19. 5m。
9. 微風化花崗巖:巖體基本等級為II級,部分揭露。
各土層物理力學指標和設計計算參數見表1。
該工程基樁施工時,樁頂未按設計要求壓至設計標高,樁頭露出開挖面1～2m左右,基坑開挖深度為2. 5m,未采取任何措施一挖到底。當基坑土方開挖全部結束后砍樁之前,發(fā)現部分基樁發(fā)生偏斜,基坑周邊的基樁偏斜較為嚴重,最大偏斜量達到1000mm,基坑中部基樁偏斜較小或沒有偏斜。經基樁低應變動測檢測,總樁數為83根,其中Ⅰ類樁38根,占46%; Ⅱ類樁14根,占17%; Ⅲ類樁31根,占37% ,斷裂位置均在樁頂下8～9m左右。
3 基樁偏斜的原因
設計要求承臺開挖深度為2. 5m,基坑開挖后形成的臨空面較高,一方面由于上部土層均為新近填土,土體松散、欠固結、含水量高,又加上場地連日下雨,土體強度及穩(wěn)定性明顯降低;另一方面由于樁基施工,引起地基土一定程度的擾動,基坑底面淤泥層靈敏度高,受擾動后強度明顯下降;更為主要的是樁基施工時所產生的擠土效應,使得樁側土的側向推力明顯增大。
由于PHC樁的壁較薄,抵御水平荷載的能力較差,在較大的側向主動土壓力和擠土效應產生的側向推力的作用下,樁極易產生側向位移,當側向位移量超過一定數量時, PHC樁樁身將出現斷裂現象。基樁低應變動測測出部分基樁出現偏斜,基坑周邊的基樁偏斜較為嚴重,證實了以上偏斜原因的推斷是正確的。偏斜基樁的斷裂均在樁頂下8～9m左右,為基坑下淤泥層與中砂層的交界處,這正是基坑土體側向力作用下樁身產生最大彎矩的相對位置。
4 樁身斷裂情況的評價
采用基樁低應變動測能較為準確地判斷受偏斜的基樁的樁身完整性。但由于低應變動測只能進行定性判斷,當樁身出現裂縫判為Ⅱ或Ⅲ類樁時,無法對樁身裂縫的寬度進行定量分析,因而無法進一步對樁身結構影響程度進行分析。本工程采用基樁孔內攝像技術對樁身裂縫情況進行識別,為樁身結構影響分析提供實測數據。基樁孔內攝像技術方法是:在預制有樁身豎向孔的預制樁或鉆有豎向孔的灌注樁上采用防水攝像頭及其配套設備按一定的速度對整根樁或樁身的局部進行拍攝,并記錄拍攝過程。通過現場觀察及后期逐幀觀察,可識別樁身的缺陷位置、形式及大小,據此分析樁身的完整性并能準確定位缺陷位置。所用儀器為福建省建筑科學研究院研制的GS - 1型基樁孔內攝像儀,該儀器有較好的防水能力、充足的照度、清晰的成像效果及充足的拍攝時長。
基樁孔內攝像技術檢測樁身完整分類方法為:
Ⅰ類:樁身未發(fā)現可見缺陷;
Ⅱ類:樁身有輕微缺陷; (缺陷寬度較小或寬度中等但僅局部掃描截面存在) ;
Ⅲ類:樁身有明顯缺陷; (缺陷寬度中等、全掃描截面存在)
Ⅳ類:樁身存在嚴重缺陷。(缺陷寬度較大、甚至出現錯位)
本次對有偏斜的動測判為Ⅱ、Ⅲ類樁的基樁進行孔內攝像試驗,現將部分典型基樁低應變動測和孔內攝像試驗結果對比如表2,部分基樁孔內攝像缺陷位置照片見圖1。從結果對比情況來看,低應變動測確定樁身缺陷的類型和位置與孔內攝像實測情況基本一致,說明低應變動測具有較高的準確性;部分基樁在低應變動測判為Ⅲ類樁時, 經孔內攝像試驗進行實測觀察, 可識別樁身的裂縫位置、形式及大小, 并根據實測裂縫情況對樁身完整性類別進行修改, 從而更為準確地判斷樁身完整性的類別。通過低應變動測和孔內攝像試驗的對比試驗, 能準確判別受偏斜基樁的樁身完整性, 確定偏斜基樁的可用程度, 為設計人員進行事故處理提供有效的實測數據。
5 偏斜樁樁身豎向承載力計算
當偏斜基樁低應變動測判定為Ⅰ、Ⅱ類樁時,其樁身結構基本不受影響,可滿足設計要求。然而,樁受偏斜,其樁身豎向承載力肯定受到影響,其影響程度是如何? 當偏斜量為多少時對應的樁身豎向承載力為多少? 是設計人員處理此類事故首要必須解決的問題。
發(fā)生偏斜已經產生橫向位移的基樁,其樁身承受豎向荷載的計算模式可以簡化為承受豎向荷載又加上一個偏心矩,這個偏心矩的大小為豎向荷載與偏心距的乘積,如圖2。此時樁身的豎向承載力可按文獻[ 2 ]中環(huán)形截面偏心受壓構件的計算公式進行計算,樁身正截面受壓承載力應符合以下公式(1)和(2)要求。
式中各符號的定義詳文獻[ 2 ]。文獻[ 2 ]的條文解釋說明,運用上述公式(1)和(2)不需要區(qū)分大小偏心受壓,式中α表示受壓區(qū)混凝土截面面積與全截面面積的比值。令α =1 - i/18, i = 0, 1, 2⋯⋯18,依次計算公式(1)和(2) ,并使偏心距增大系數η = 1,可得樁頂偏心力、偏心彎矩和相對應的偏心距。也可求得樁身極限彎矩及相應的豎向承載力和偏心距。
本工程使用Φ500A 型PHC樁,外徑與內徑分別為500和300mm,混凝土強度等級為C80, fc = 35. 9N /mm2 , ftk = 3.11N /mm2 ,混凝土彈性模量Eh = 3. 8 ×104N /mm2 ,預應力鋼筋為10Φ9. 0,鋼筋彈性模量Eg = 2. 0 ×105N /mm2 ,鋼筋所在圓的直徑Dp = 410mm,有效預壓應力σpc = 3. 9MPa。將以上已知條件代入公式(1)和(2) ,并使偏心矩增大系數η = 1,可得樁身豎向承載力、樁身彎矩和相對應的偏心距的關系,計算結果如圖3所示。由圖3可知,當基樁發(fā)生偏斜,其偏斜量有多少,可從圖中計算出其單樁樁身豎向極限承載力的對應值。
圖3表明,隨豎向力偏心距的增大,樁身豎向承載力在減小,而樁身彎矩在增大,當偏心距達到173mm時,樁身彎矩達到極限值293kN. m,隨后,樁身彎矩也隨偏心距的增大而減小。
樁身的豎向極限承載力、抗裂彎矩、極限彎矩等力學指標尚應滿足國標GB13476 - 1999標準和相關標準圖的要求。
6 偏斜樁處理方案
根據現場實測基樁偏斜量,采用以上的承載力計算方法,對樁身未破壞的Ⅰ、Ⅱ類樁繼續(xù)利用其剩余承載力,計算出每根樁的實際豎向承載力。
補樁處理按每個承臺進行,對每個承臺內的各個基樁實際承載力進行評定后,得出每個基樁的豎向承載力特征值,求和得出承臺群樁的豎向承載力特征值。復核相應于荷載效應標準組合作用于承臺頂面的豎向力與樁基承臺和承臺上土自重標準值之和與承臺群樁的豎向承載力特征值的差值,按照此差值進行補樁設計。
本工程補樁采用鉆孔灌注樁,根據承臺樁基承載力差值進行補樁承載力設計,每個承臺補1～2根樁,樁端持力層進入中風化花崗巖層0. 5m。
7 結語
⑴場地工程地質情況、樁基施工及基坑開挖措施是本工程造成部分基樁偏斜的主要原因。在受樁基施工擾動的欠固結新填土和軟土層進行基坑開挖施工時,應采取必要的措施,方能保證基坑內基樁的安全。
⑵采用基樁低應變動測和基樁孔內攝像技術聯合試驗,可識別樁身的裂縫位置、形式及大小,能準確判別受偏斜基樁的樁身完整性類別,確定偏斜基樁的可用程度,為設計人員進行事故處理提供有效的實測數據。
⑶運用本文對偏斜樁樁身豎向承載力的計算方法,可得預應力高強混凝土管樁在偏心荷載作用下樁身豎向極限承載力、樁身彎矩和相對應的偏心距關系曲線,為準確評價偏斜樁豎向承載力提供直觀、有效的手段。
⑷本文對偏斜PHC樁的分析方法也適用偏心荷載作用下其他類型的樁。
8 參考文獻
1. 中華人民共和國國家標準《先張法預應力混凝土管樁》(GB13476 - 1999) [ S]
2. 中華人民共和國國家標準《混凝土結構設計規(guī)范》(GB50010 - 2002) [ S]
3. 張耀年,橫向受荷樁的通解[ J ]巖土工程學報, 1998年第20卷第1期, pp84～86
4. 許國平,靜壓PHC樁的荷載傳遞試驗研究[ J ]建筑結構, 2005年第35卷第7期, pp32～36
