综合试桩（精选7篇）
综合试桩 篇1
1 工程概况
拟建电厂上部结构和设备荷载大, 对地基土的强度和变形要求较高, 主厂房、烟囱及一些重要建 (构) 筑物采用桩基础。为了选择合适的桩型、桩长, 满足桩基优化设计的需要, 有必要进行有针对性的综合试桩工作。所谓综合试桩, 是指将试桩集中布置, 充分利用场地条件, 有针对性地对各组试桩进行多项试验, 以达到节省投资、获取桩基参数的目的。试桩区的地层分布如表1所示, 承载力及桩基参数如表2所示。场地中的地下水类型主要为第四系孔隙水, 赋存于新近回填的碎石和淤泥中, 直接受大气降水和海水渗入补给, 水位变化潮汐影响, 水质等同海水, 具有高矿化度。稳定地下水位随潮汐变化, 水位埋深在3 m~7 m。
2 试桩概况
本次试桩包括了成孔质量检测、高低应力测试、竖向抗压及水平向静载荷试验, 试桩区采用锚桩法集中布置。试桩参数见表3。
3 嵌岩灌注桩施工
根据场地条件, 本次灌注桩施工采用冲孔方式进行成孔。由于场地上部有6 m~7 m的回填碎石层, 且其下存在较厚的淤泥层, 因此在冲孔灌注桩施工时可能会对冲击锤产生“粘阻”效应, 造成冲孔困难, 此外, 回填层在冲孔时还可能发生局部坍塌, 造成扩孔。针对以上情况, 在钻进过程中, 采用泥浆护壁, 并采用孔口护筒, 护筒用8 mm钢板制作, 其外径为1 200 mm和1 600 mm, 其上部开设1个~2个溢浆孔, 护筒的埋设深度为2 m~3 m。对于部分桩孔, 为防止泥浆上浮和回填层塌孔, 采用在护筒内侧再增加跟深钢护筒方法进行处理。直径800 mm的桩跟深钢护筒采用6 mm钢板制作, 其内径850 mm, 直径1 400 mm的桩跟深钢护筒采用8 mm钢板制作, 其内径1 450 mm。清孔过程中, 不断置换泥浆, 直至孔底500 mm以内的泥浆相对密度小于1.25, 含砂率不大于8%, 粘度不大于28 s。经过统计, 每根桩的施工时间平均约70 h, 沉渣厚度4 cm~7 cm。
4 试验成果
4.1 单桩竖向抗压静载荷试验
T1~T3试桩的Q—s曲线如图1所示, 三根试桩的最大加载均为10 824 k N, 因达到了设计需要承载力而停止试验, Q—s曲线均未出现陡降段, 判定其极限承载力不小于10 824 k N, 其承载力特征值不小于5 412 k N, 有关桩顶沉降数据见表4。T4~T6试桩的Q—s曲线如图2所示, 三根试桩的最大加载均为16 500 k N, 因达到了设计需要承载力而停止试验, Q—s曲线均未出现陡降段, 判定其极限承载力不小于16 500 k N, 其承载力特征值不小于8 250 k N, 有关桩顶沉降数据见表5。
4.2 单桩水平静载荷试验
T1~T6试桩均是在累积水平位移超过40 mm后停止试验, 其水平力与位移梯度的关系曲线分别如图3所示。根据试验曲线, 可以得到各试桩的水平临界荷载和水平极限承载力, 进而根据桩身是否有裂缝的条件得到相应的单桩水平承载力特征值, 列于表6中。
k N
影响单桩水平承载力和位移的因素包括桩身截面抗弯刚度、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度、桩顶约束条件等, 对于低配筋率的灌注桩, 通常是桩身先出现裂缝, 随后断裂破坏, 此时单桩水平承载力由桩身强度控制, 对于高配筋率的灌注桩, 则是由桩侧土体的水平变形作为确定桩水平承载力的标准。本次试验中, 桩身材料在加载过程中均未出现破损, 可视为刚性体, 因此桩身位移即为桩侧土体位移, 完全符合高配筋率灌注桩的水平加载模式。
5 结语
本次综合试桩采用锚桩法集中布置, 对两组直径分别为800 mm和1 400 mm的嵌岩灌注桩进行了单桩竖向及水平静载荷试验, 得到了设计所需的各项数据。在单桩竖向静载荷试验中, 未发生地基破坏或桩身强度破坏, 试验因加载能力达到极限而终止, 最大加载值已经超过了设计所需承载力。在单桩水平静载荷试验中, 两组试桩均因累计水平位移超过40 mm而终止加载, 根据桩身是否允许有裂缝给出了不同条件下的水平承载力特征值。
需要注意的是, 本工程场地回填有较厚的开山碎石, 其下为性质极差的淤泥, 工程桩施工时, 有必要采用一定长度的跟深护筒, 避免成孔时上部坍塌, 以及淤泥层对桩锤产生的“粘滞”效应。此外, 对于嵌岩桩而言, 桩端全断面进入中等风化基岩的深度是影响其承载力的关键, 只有在成孔结束后验岩时严格把关, 才能保证成桩质量, 尤其是大型构筑物的基础, 只有每根桩的质量都有保障, 方能将整个结构的沉降差控制在合理范围内。
摘要：通过对某大型电厂嵌岩灌注桩综合试桩过程及成果的分析, 总结了在软土地区回填场地上进行嵌岩灌注桩设计和施工的有关结论, 指出试桩得到的单桩竖向及水平承载力均满足设计要求, 并根据场地条件和试桩情况, 对工程桩施工提出了合理建议。
关键词：嵌岩灌注桩,综合试桩,承载力,试验
参考文献
[1]JGJ#space2;#94—2008, 建筑桩基技术规范[S].
[2]GB#space2;#50007—2011, 建筑地基基础设计规范[S].
某工程灌注桩试桩结果分析 篇2
某工程根据设计图纸,基础采用钻孔灌注桩,成孔工艺为回转、冲击,桩身混凝土强度等级为C40,基桩参数及承载力特征值见表1。
2 场地工程地质条件
场地所处地貌单元为汾河西岸Ⅰ级阶地。根据本次勘察揭露的地层及其沉积旋回特征,结合区域地质资料综合分析,本次勘探深度范围内场地地基土沉积时代及成因类型自上而下依次为:第四系全新统冲洪积层(Q
第①层:粉质黏土(Q
第②层:粉质黏土(Q
第③层:粉土、粉细砂(Q
第③1层:粉土(Q
第③2层:粉细砂(Q
第④层:粉质黏土(Q
第⑤层:粉土(Q
第⑤1层:粉土(Q
第⑤2层:粉土(Q
第⑥层:粉细砂(Q
第⑦层:细中砂(Q
3 单桩竖向抗压静载试验
3.1 反力提供方式
采用压重平台反力装置;检测设备为RS-JYB桩基静载荷测试分析系统。
3.2试验结果
根据8根(回转成孔)试桩的单桩竖向抗压静载试验结果,依据JGJ 106-2003建筑基桩检测技术规范第4.4.3条规定,本批试桩的单桩竖向抗压极限承载力平均值为6 849.5 kN,极差为1 259 kN,其极差不超过平均值的30%,取其平均值6 849.5 kN为该8根试桩的单桩竖向抗压极限承载力统计值。
根据5根(冲击成孔)试桩的单桩竖向抗压静载试验结果,依据JGJ 106-2003建筑基桩检测技术规范第4.4.3条规定,本批试桩的单桩竖向抗压极限承载力平均值为7 514 kN,极差为630 kN,其极差不超过平均值的30%,取其平均值7 514 kN为该5根试桩的单桩竖向抗压极限承载力统计值。
4结果分析
根据试验结果,场地回转成孔工艺所成的桩的承载力明显低于冲击成孔所成的桩。其原因是场地地层大部分为砂性土,回转成孔泥皮厚,清孔不彻底,造成土的承载力未能充分发挥,所以在选择施工工艺时应根据场地地层情况,选用合理的施工工艺,保证承载力的实现,为建筑物安全使用提供基础。
参考文献
南埔电厂试桩方案设计及结果分析 篇3
关键词：设计性试桩,方案,可靠性
1 概述
试桩是保证桩基工程质量的重要环节。根据试桩工作所在的阶段,分为设计阶段的试桩和施工阶段的试桩。设计阶段的设计性试桩,其目的是验证勘察资料的准确性,为设计提供依据,验证所选的桩型、桩规格是否满足设计要求,对桩基工程的设计参数进行检验,为桩基的设计提供可靠依据,进一步优化设计参数[1]。
2 工程概况及试桩内容
南埔电厂二期拟建场地属滨海丘陵,地形起伏较大。场地内地层岩性主要为:人工填土,海积淤泥、淤泥质中粗砂;冲洪积和坡积粘性土、砂土;混合二长花岗岩残积土及风化基岩。考虑到预制桩和PHC桩穿透素填土及强风化基岩的难度较大以及建构筑物荷重和变形的要求,因此桩基类型拟选用冲击成孔嵌岩灌注桩,桩端持力层为中风化基岩。
在试桩场地布置2组钻(冲)孔嵌岩灌注桩试桩:第一组D=1000mm桩,单桩竖向极限承载力9400kN,桩端全断面应进入中等风化基岩不少于1.0m,单桩水平承载力特征值280kN;第二组D=800mm桩,单桩竖向极限承载力6200kN,桩端全断面应进入中等风化基岩不少于0.8m,单桩水平承载力特征值140kN。为全面了解基桩的性能,为设计提供充分数据,决定对6根试桩进行竖向抗压静载试验、桩身应力测试、水平静载试验、低应变动测、抽芯试验和高应变动力测试等多种试验。初步的检测安排见表1。
3 试桩方案设计
南埔电厂设计性试桩内容多,工期紧,同一桩要先后完成六个试验项目,整个现场试验要求在20天左右完成,合理设计试桩方案尤为重要。
3.1 试验组织设计
试桩方案按以下两个原则进行:
(1)试桩方案应确保前一种试桩完成后,对后续的试桩不形成实质性影响或影响的结果明确可控。因此,在桩身强度达到设计要求(成桩28天)后,先进行低应变动测,即安排静载荷试验,再进行高应变测试,这些都是无损或无重大损害试验,试验后桩身接近施工时的状态。而水平静载试验为破坏性试验,要求桩身达到破坏状态或水平位移大于30mm,之后进行低应变动测和抽芯试验。基本的试验流程图见图1。假如静载荷试验在预估的最大荷载下发生破坏,应尽快进行低应变动测和抽芯试验,查明原因,为其它桩的试验作参考。
(2)试桩应结合现场条件和当地气候条件进行。南埔电厂试桩现场地势平坦,上部为填土层,正常情况下每种试验均可完成。考虑到静载试验只需少量开挖,高应变及水平静载试验需要较大范围开挖,因此先进行静载试验是合适的。气候影响也是个不容忽视的问题。福建沿海地区七八月份多台风暴雨,可能对部分试验造成严重影响,导致工期延误和各种风险产生[2]。如果天气适宜,先进行受天气影响大的如静载试验。抽芯试验工期长,设备小,受天气条件制约相对小,因此,抽芯试验安排在最后一个工序是合适的。
3.2 方案可靠性评价
静载荷试验时,试桩在预估的最大荷载下均未达到极限状态,由于桩头加用1m钢护筒,高应变动力测试后,部分桩头局部轻微受损,产生竖向裂缝,但基本不影响水平静载。水平静载完成后,进行低应变动测,确定桩身产生裂缝的位置,取芯时再进行综合判断桩身完整性,这样确保各种试验均接近桩施工后的初始状态,较真实反映桩的受力特性。
南埔电厂试桩顺利进行,期间未发生影响试验进展的天气变化,试验在预定工期内完成,数据符合规律,试验结果详实有效,取得满意效果。
4 水平静载试验结果分析
单桩水平荷载试验结果见表2。从表2中的试验结果发
现,水平静载后,桩身上部均产生明显缺陷,地基土水平抗力系数的比例系数m值变化较大,分析认为是由于回填土厚度不均、成分不一、密实程度变化较大所致。因此,对水平承载力要求较高的地段可对上部土体进行密实处理。水平静载前桩身完整性较好,试桩结果临界荷载与极限荷载基本上超过预估的承载力范围。
5 动静对比
由于上部土层起伏较大,交错复杂,每层土体厚度不大,冲孔过程难于甑别,并且试桩位置基岩面的埋深均小于8m,因此在埋设钢筋应力计时把强风化基岩顶面以上的土体按回填土处理,S1#、S2#、、S5#、S6#四根试桩的钢筋笼上均安装4个测量截面的钢弦式应变计,测点位置位于桩顶下0.5m处(标定面)、桩填土层底面、强风化基岩底面和桩底标定面上安装4个钢筋计。由应力应变测试结果反映,由于本工程4根试验桩均远未达到极限状态,故未能测出各主要土层桩侧极限摩阻力和桩端极限端承力。
由于桩身完整性好,桩端未见明显的沉碴,试验采用15kN的重锤锤击能量充分,高应变动力测试的极限承载力均高于静载荷试验的结果。高应变动力测试与静载试验结果如表3所示。
从试桩的结果可以看出:(1)高应变的侧阻力所占的比例52.2%~55.2%,静载荷试验的侧阻力所占的比例为63.1%~73.9%,高应变的侧阻力所占的比例小于静载荷试验,在动力测试中,嵌岩桩的端阻力发挥比较充分。
(2)由于静载荷试验试桩均未达到破坏状态,桩侧阻力上部发挥比较充分,与地质勘察情况及规范值基本吻合,中下部基岩的侧阻力明显低于勘察报告及规范的建议值。高应变测试上下两部分的侧阻力大于静载荷试验的结果,而中部偏小。不管锤击能量是否充分,高应变测试结果的承载力大于或小于静载荷试验,中间部分侧阻力偏小,这在文献[3][4]中均有体现。
6 小结
(1)设计性试桩为设计者提供承载力设计依据和确定施工工艺,对工程质量有重要作用;
(2)试桩方案应结合各种现场条件及可能出现的风险意外因素,合理安排;同一根桩进行多种不同的试桩方法,应优化试桩方案,确保前一种试桩完成后,对后续的试验不形成实质性影响或者影响结果明确可控,有利于对试桩结果正确评价,确保可靠性;
(3)南埔电厂试桩的方案设计方法恰当,方案适用,试桩取得满意的效果。
参考文献
[1]石立国.小议试桩.勘察测试与分析,2000.12
[2]黄德棋.工期延误的成本分析.福建建设科技,2007.2
[3]季鹏,刘松玉等.桥梁桩基桩身荷载量测与应力波法测试中的参数.公路交通科技,2000.8
自平衡试桩法测试桩基承载力研究 篇4
1 测试原理
自平衡试桩法是接近于竖向抗压 (拔) 桩的实际工作条件的试验方法。其主要装置是一种特制的荷载箱, 它与钢筋笼连接而安置于桩身下部。试验时, 从桩顶通过输压管对荷载箱内腔施加压力, 箱盖与箱底被推开, 从而调动桩周土的摩阻力与端阻力, 直至破坏。将桩侧土摩阻力与桩底土阻力迭加而得到单桩抗压承载力, 其测试原理如图1所示。
1.1 试验方法
1) 试验加载方式:采用慢速维持荷载法, 即逐级加载, 每级荷载达到相对稳定后方可加下一级荷载, 直到试桩破坏, 然后分级卸载到零。当考虑结合实际工程桩的荷载特征, 可采用多循环加、卸载法 (每级荷载达到相对稳定后卸载到零) 。当考虑缩短试验时间, 对于工程桩作检验性试验, 可采用快速维持荷载法, 即一般每隔一小时加一级荷载。
2) 加卸载与位移观测:
加载分级:每级加载为预估极限荷载的1/10~1/15, 第一级可按2倍分级荷载加荷。
位移观测:每级加载后在第1h内应在5、15、30、45、60 (min) 测读一次, 以后每隔30min测读一次, 每次测读值记入试验记录表 (h、min分别表示小时及min) 。
位移相对稳定标准:每一小时的位移不超过0.1mm并连续出现两次 (由1.5h内连续三次观测值计算) , 认为已达到相对稳定, 可加下一级荷载。
终止加载条件:当出现下载情况之一时, 即可终止加载。
(1) 已达到极限加载值;
(2) 某级荷载作用下, 桩的位移量为前一级荷载作用下位移量的5倍;
(3) 某级荷载作用下, 桩的位移量大于前一级荷载作用下位移量的2倍, 且经24h尚未达到相对稳定;
(4) 累计上拔量超过100mm。
卸载与卸载位移观测:每级卸载值为每级加载值的2倍。每级卸载后隔15min测读一次残余沉降, 读两次后, 隔30min再读一次, 即可卸下一级荷载, 全部卸载后, 隔3~4h再读一次。
1.2 单桩竖向极限承载力的确定
1) 根据位移随荷载的变化特征确定极限承载力, 对于陡变型Q-S曲线取Q-S曲线发生明显陡变的起始点。
2) 对缓变形Q-S曲线, 按位移值确定极限值, 极限侧阻取对应于向上位移S上=40~60mm对应的荷载;极限端阻取S下=40~60mm对应荷载, 或大直径桩的S下= (0.03~0.06) D (D为桩端直径, 大桩径取低值, 小桩径取高值) 的对应荷载。
3) 根据位移随时间的变化特征确定极限承载力, 下段桩取S-lgt曲线尾部出现明显向下弯曲的前一级荷载值, 上段桩取S-lgt曲线尾部出现明显向上弯曲的前一级荷载值。
分别求得上、下段桩的极限承载力Qu上、Qu下, 然后考虑桩自重影响, 得出单桩竖向抗压极限承载力为
式中:W———荷载箱上部桩自重;
对于粘性土、粉土γ=0.8;对于砂土γ=0.7。单桩竖向抗拔极限承载力为:Qu=Qu上
4) 单桩竖向极限承载力标准值应根据试桩位置、实际地质条件、施工情况等综合确定, 当各试桩条件基本相同时, 单桩竖向极限承载力标准值可按下列步骤与方法确定。
计算试桩结果统计特征值:
1) 按上述方法, 确定n根正常条件试桩的极限承载力实测值Qui。
2) 按下式计算n根试桩实测极限承载力平均值Qum。
3) 按下式计算每根试桩的极限承载力实测值与平均值之比αi
下标i根据Qui值由小到大的顺序确定。
4) 按下式计算αi的标准差Sn
确定单桩竖向极限承载力标准值Quk:
(1) 当Sn≤0.15时, Quk=Qum;
(2) 当Sn>0.15时, Quk=λQum;
2 与传统静载试桩法的优缺点比较
2.1 自平衡测桩法具有的优点:
1) 装置简单, 不占用场地、不需运入数百吨或数千吨物料, 不需构筑笨重的反力架;试验时十分安全, 无污染。
2) 利用桩的侧阻与端阻互为反力, 直接测得桩侧阻力与端阻力。
3) 试桩准备工作省时省力。
4) 试验费用较省, 与传统方法相比可节省试验费约30%~40%, 具体比例视桩与地质条件而定。
5) 试验后试桩仍可作为工程桩使用, 必要时可利用输压管对桩底进行压力灌浆。
6) 在水上试桩、坡地试桩、基坑底试桩、狭窄场地试桩、斜桩、嵌岩桩、抗拔桩等情况下, 该法更显示其优越性。
经过多项工程的成功应用, 表明了该项技术的可靠性和显著的技术经济效益。
2.2 自平衡测桩法存在的不足:
1) 假设的“位移相等”并不准确。
2) “平衡点位置“的寻找是关键的问题, 也是一个困难而复杂的问题, 凭已有资料和试桩经验来确定所谓的平衡点存在一定的误差。
3) 桩端阻力和桩端上部摩阻力存在相互影响现象, 但荷载箱的埋设改变了区部位的传力条件, 割断了二者的影响。
3 小结
总的来说自平衡测试桩基承载力是基础工程技术的进步, 它不受场地的制约, 特别是在桥梁桩基检测和水上试桩中较好地解决了传统法试验困难的问题, 节省了国家的人力、财力和物力, 具有建设节约型社会的意义。
摘要：目前国外对该法测试值如何得出抗压桩承载力的方法也不相同。有些国家将上, 下两段实测值相迭加作为桩抗压极限承载力, 这样偏于安全、保守。
关键词：桩基承载力,自平衡法,传统法
参考文献
[1]《建筑桩基技术规范》JCJ94-95[S]北京:中国建筑工业出版社, 1995.
[2]阳吉宝.超长桩承载机理分析与有效桩长确定[J].力学与实践, 1995, 17 (5) .
[3]黄明聪, 龚晓南, 赵善锐.钻孔灌注长桩试验曲线型式及破坏机理探讨[J].铁道学报, 1998, 20 (4) .
综合试桩 篇5
GB 50011-2010建筑抗震设计规范要求承受水平荷载的建筑物进行水平力验算[1]。JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供了预制桩水平承载力的估算公式[2], 其中桩顶允许水平位移的取值对估算影响很大, 本文通过天津地区30根预应力管桩的水平静载荷试桩结果, 分析天津地区预应力管桩水平承载力特征值规律、对应的水平位移值及桩顶允许水平位移的取值。
2 单桩水平静载荷试验方法简介
天津市DB 29-38-2002建筑基桩检测技术规程明确规定[3], 单桩水平静载荷试验采用卧式千斤顶施加水平力, 施加的水平荷载分级一般取预估水平极限荷载的1/10~1/15, 每级荷载施加后, 恒载4 min测桩的水平位移值, 然后卸载至0, 停2 min测出桩的残余水平位移值, 至此完成一个加卸载循环, 如此循环5次便完成一级荷载的试验观测。多级加荷后, 出现下列情况之一时可停止试验:1) 桩身折断;2) 水平位移超过40 mm或达到设计要求的水平位移允许值。当桩身应力达到极限强度时的桩顶水平力使使桩桩顶顶水水平平位位移移超超过过2200 mmmm~~3300 mmmm, , 或或桩桩侧侧土土体体破破坏坏的的前前一一级级水平荷载, 即是单桩水平极限承载力标准值[4,5]。
3 单桩水平承载力特征值确定方法
JGJ 94-2008建筑桩基技术规范5.7.2条规定, 预应力管桩可根据静载试验结果取地面处水平位移为10 mm (对于水平位移敏感的建筑物取水平位移6 mm) 所对应的荷载为单桩水平承载力特征值[2]。当桩的水平承载力由水平位移控制, 且缺少单桩水平静载试验资料时, JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供了下列公式估算预应力管桩的单桩水平承载力特征值。
其中, EI为桩身抗弯刚度, MNm2;Xoa为桩顶允许水平位移, mm;υx为桩顶水平位移系数;α为桩的水平变形系数, 1/m, 可按下式计算确定:
其中, m为桩侧土水平抗力系数的比例系数, MN/m4;b0为桩身身的的计计算算宽宽度度, , mm, , bb00==00..99 ( (11..55dd++00..55) ) 。。
从计算公式可看出, 影响单桩水平承载力特征值的因素较多, 包括桩身抗弯刚度、水平位移系数及允许水平位移值、材料强度、桩侧土质条件、桩的入土深度、桩顶约束情况等, 很难准确估算, 一般应通过单桩静载荷试验确定[5]。
4 试桩结果及分析
4.1 试桩结果
11个场地30根预应力管桩水平载荷试验结果见表1[6]。
4.2 水平承载力特征值分析
从表1可看出, 预应力管桩单桩水平承载力特征值与桩径、桩长、桩顶土性等密切相关。
1) 桩顶土性。
汉沽、咸水沽、华明镇三个场地桩顶土质均为软土, 由淤泥质土组成。10 mm标准时, Rha介于26 k N~72 k N, 平均值为50.2 k N, 6 mm标准时, Rha介于21 k N~48 k N, 平均值为37.1 k N;其余场地桩顶土质为非软土, 由粘性土组成。10 mm标准时, Rha介于90 k N~188 k N, 平均值为138.7 k N, 6 mm标准时, Rha介于79 k N~161 k N, 平均值为119.7 k N。
从以上分析可以看出, 预应力管桩的单桩水平承载力特征值普遍较低, 受桩顶土质影响较大。软土地区, Rha在40 k N~50 k N左右, 非软土地区Rha在120 k N~140 k N左右。
2) 桩径。
根据表1试桩结果, 单桩水平承载力特征值与桩径的关系见表2。
由表2可以看出, Rha随着桩径的增大而增大。这一规律也验证了水平承载力特征值的计算公式 (1) 。
3) 桩长。
由表1试桩结果, 软土区域, 本次桩长介于13 m~23 m, Rha大小与桩长关系不明显;非软土区域, 本次桩长介于15 m~36 m, Rha大小与桩长关系亦不明显。
4.3 特征值对应的水平位移分析
1) 软土地区。由表1可知, 10 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于4.2 mm~7.7 mm, 平均值为5.55 mm;6 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于2.1 mm~4.6 mm, 平均值为2.99 mm。2) 非软土地区。由表1可知, 10 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于3.2 mm~5.5 mm, 平均值为4.49 mm;6 mm标准时, Rha所对应的水平位移值介于1.7 mm~4.5 mm, 平均值为2.77 mm。3) 软土地区与非软土地区水平位移值的比较。软土地区与非软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移的比较情况见表3。
从表3对比可看出:预应力管桩在软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移比非软土地区略大, 水平位移10 mm时的比值为1.236, 水平位移为6 mm时的比值为1.079。
4.4 桩顶允许水平位移值分析
根据试桩结果, 反算公式中的xoa, 以便在计算Rha时xoa取值合理, 反算结果见表4, 表5。
从表4, 表5可以看出, 软土地区, 位移标准10 mm时, 反算的xoa平均值为2.45 mm (实测为5.55 mm) ;位移标准6 mm时, 反算的xoa平均值为1.81 mm (实测为2.99 mm) , 与实测结果相比, 反算值偏小40%~55%。非软土地区, 位移标准10 mm时, 反算的xoa平均值为4.15 mm (实测为4.49 mm) ;位移标准6 mm时, 反算的xoa平均值为3.40 mm (实测为2.77 mm) , 与实测结果相当接近。使用式 (1) 时xoa取值可参考表6。
5 结语
1) 预应力管桩水平承载力特征值普遍较低, 与桩顶土质、桩径密切相关, 其中受桩顶土质影响较大。软土地区, 单桩水平承载力特征值在40 k N~50 k N左右, 非软土地区, 单桩水平承载力特征值在120 k N~140 k N左右;单桩水平承载力特征值随着桩径的增大而增大;单桩水平承载力特征值与桩长关系不明显。
2) 根据预应力管桩水平静载荷试验结果分析, 软土地区, 10 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为5.55 mm, 6 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为2.99 mm;非软土地区, 10 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为4.49 mm, 6 mm标准时, 水平承载力特征值对应的水平位移值平均值为2.77 mm;上述数值对于天津地区采用JGJ 94-2008建筑桩基技术规范5.7.2-2式估算单桩水平承载力特征值具有重要的参考价值。
3) 预应力管桩在软土地区确定单桩水平承载力特征值所对应的水平位移比非软土地区略大, 水平位移10 mm时的比值为1.236, 水平位移为6 mm时的比值为1.079。
4) 通过式 (1) 计算预应力管桩水平承载力时, 桩顶允许水平位移xoa取值可参考表6采用。
摘要：通过天津地区30根预应力管桩的水平静载荷试桩结果, 分析了天津地区预应力管桩水平承载力特征值和对应的水平位移值, 并对JGJ 94-2008建筑桩基技术规范提供的预应力管桩水平承载力估算公式中桩顶允许水平位移值在天津地区的取值进行了总结, 以供参考。
关键词：预应力管桩,承载力,水平静载荷试桩
参考文献
[1]GB 50011-2010, 建筑抗震设计规范[S].
[2]JGJ 94-2008, 建筑桩基技术规范[S].
[3]DB 29-38-2002, 建筑基桩检测技术规程[S].
[4]黄强.注册岩土工程师专业考试复习教程[M].北京:中国建筑工业出版社, 2002:248-251.
[5]李连营, 詹斌, 戴斌.预应力管桩水平承载力的研究[J].岩土工程界, 2003 (12) :69-71.
自平衡试桩法在基桩检测中的应用 篇6
1 桩基检测发展的现状
1.1 桩基检测技术方法
由于桩基广泛应用于市政、交通、水利、房屋建筑等各项工程领域, 又是构筑物的重要组成部分, 对工程结构质量起着相当重要的作用。所以桩基检测已引起社会各界的高度重视。通过桩基检测对单桩承载力和桩身质量等内容进行全面评价, 以便及时对不合格桩采取补强措施。
在我国桩基检测技术作为一门新兴行业, 起源于20世纪80年代末, 当时的检测方法主要采用声波透射法来抽检。目前, 通过国内外许多学者、研究人员和工程技术人员在不同的途径进行探索和实践, 发展了很多基桩承载力检测的方法, 大致可分为三大类:静荷载试验、动力检测技术和静-动联合的试验方法, 包括 (1) 静荷载试验 (锚桩法、堆载法、锚桩-堆载法) ; (2) 低应变动力测试 (动力参效法、机械阻抗法、共振法、水电效应法、瞬态导纳调整系数法等) ; (3) 高应变动力测试 (动力打桩公式、锤击贯入法、实测曲线拟合法等) ; (4) 静-动试桩法。这些方法已经在大量的工程实践中得到了应用, 并取得了一定的成果。
1.2 桩基检测面临的问题
尽管试桩方法种类较多、发展也较为完善, 但各个方法都存在一定的缺陷和不足。多年来的桩基工程静、动检测研究和工程实践表明, 目前国内外的动力检测方法精度还较低并带有一定经验成份, 还是一种处于发展阶段的新兴技术, 尚在不断完善之中, 只能是静载试验的一种补充, 可作为工程桩验收的手段之一, 还不能代替桩的静载试验。而面对近年来大跨度、高层建筑工程的不断发展, 限于特殊的地质条件, 为提高单桩极限承载能力、减小桩基沉降量, 桩基工程出现了两个大的特点:一是超大吨位, 二是超长。很多工程单桩设计承载力超过几万千牛, 且还在不断提高, 现有的方法都已不能检测其承载力, 而且超长桩的理论研究表明, 动力测桩技术已经不再适用, 这为我国基桩承载力检测技术提出了更高的要求。为此, 迫切需要探索研究一种新的试验方法来解决目前试桩方法所面临的困境。
2 自平衡测试法
2.1 自平衡测试法的试验原理
美国西北大学教授Jorj.o.osterberg于20世纪80年代中期开展了桩承载力自平衡试验方法的研究, 称其为Osterberg试桩法, 也称为桩端加载试桩法。目前此法己在美、日、加拿大、菲律宾、新加坡等10国及我国香港、台湾等地广泛应用, 并成功应用于钻孔灌注桩、人工挖孔桩、管桩、沉管灌注桩中。
该法的基本出发点是利用桩自身反力平衡原则, 加载设备采用特别设计的荷载箱, 它与钢筋笼焊接在一起后安装在桩身的合理部位, 荷载箱位移方向与桩身轴线夹角不小于5°, 同时将高压油管和位移棒引到地面。试验时, 在地面上用高压油泵通过高压油管对荷载箱内腔施加压力, 随着压力逐渐增加, 箱顶与箱底被推开, 荷载箱上下分离, 产生向上和向下的推力, 渐渐促使上段桩的桩侧摩阻力的发挥和下段桩的桩周土的侧阻力和桩端土的端阻力的发挥。随着荷载箱压力的不断增大, 直至试桩破坏, 达到桩的极限承载能力状态。自平衡测试法最终目的是建立单桩桩顶的Q-S曲线, 并依据传统静载试验Q-S曲线的数据分析方法, 判定单桩的极限承载力。
2.2 自平衡测试法的测试系统
自平衡测试法的主要装置是荷载箱, 根据桩型、桩径、截面尺寸和荷载大小等因素分别设计制作。荷载箱主要由活塞、顶盖、底盖及箱壁四部分组成, 其它设备还包括电动高压油泵、电子百分表、数据采集仪等。
桩基加载系统采用荷载箱, 通过高压油泵输油加载, 试桩的位移量测采用电子百分表。可归纳为加载系统、位移测试系统、内力测试三大系统。荷载箱加载时, 电子百分表对桩顶位移、荷载箱向上、向下位移进行量测记录。经应变仪与电脑相联, 由电脑控制量测并在电脑屏幕上实时显示 (Q-S) 曲线和 (S-lgT) 曲线和 (S-lgQ) 曲线。
轴向应力测试系统采用的仪器设备为振弦式钢筋应力计和频率接收仪基桩自平衡试验开始后, 荷载箱产生的荷载沿着桩身轴向往上、往下传递。假设基桩受荷后, 桩身结构完好 (无破损, 混凝土无离析、断裂现象) , 则在各级荷载作用下混凝土产生的应变量等于钢筋产生的应变量, 通过量测预先埋置在桩体内的钢筋计, 可以实测到各钢筋应力计在每级荷载作用下所得的应力一应变关系, 可以推出相应桩截面的应力一应变关系, 相应桩截面微分单元内的应变量亦可求得。由此便可求得在各级荷载作用下各桩截面的桩身轴力值及轴力、摩阻力随荷载和深度变化的传递规律。
2.3 自平衡测试法的试验方法
2.3.1 试验加载方式
试验采用慢速维持荷载法。逐级加载, 每级荷载达到相对稳定后方可进行下一级加载, 直至试桩破坏, 然后分级卸载至零。若仅对工程桩做检验性试验, 考虑缩短试验时间, 可采用快速维持荷载法, 初始加载量为预估极限承载力的5%, 每级加载后分1、2、4、8min各测读1次, 然后进行下一级加载, 直到加至预估极限荷载。卸载阶段应至少有四级荷载一位移数据点。以下为慢速维持荷载法试验规则。
根据工程要求, 可进行多次加卸载循环, 且最后一次循环之前的加载量应控制在设计极限荷载70%以下。
2.3.2 加卸载及位移观测
(1) 加载分级每级加载为预估极限荷载的1/10-1/15, 当桩端埋入巨粒土、粗粒土以及坚硬的粘性土中时, 第一级可按2倍分级荷载施加。
(2) 位移观测每级加载完毕后第一小时每隔15min测读一次, 以后每隔30min测读一次。
(3) 位移相对稳定标准在每级荷载作用下, 若桩身位移量在每小时内小于0.lmm, 或试桩的位移速率随未达到小于0.1m/h, 但在连续观测的30min位移量中, 出现相邻三次平均位移速率 (由1.5小时内连续观测的4次位移量计算) 呈现衰减, 即可认为该级荷载的位移已经稳定。
2.3.3 终止加载条件当出现下列情况之一时, 即可终止加载:
总位移量虽未达到40mm, 但已达到极限加载能力或试验规定荷载;总位移量大于或等于40mm, 本级荷载下的位移量大于或等于前一级荷载下位移量的5倍;总位移量大于或等于40mm, 本级荷载下位移24h未达稳定;总位移量达到40mm, 继续增加二级或二级以上荷载仍无陡变。
2.3.4 卸载与卸载回弹观测
卸载分级为加载分级的2倍, 每级卸载后每隔15min测读一次残余沉降, 读两次后, 隔30min再读一次, 即可卸下一级荷载, 全部卸载后隔3-4h再读一次。
2.4自平衡测试法的优势
该测试方法装置较简单, 试验方便, 费用低, 不占用场地, 不需运入数百吨或数千吨物料, 不需构筑笨重的反力架, 并可多根桩同时测试, 试桩准备工作省时、省力、安全, 尤其适合于超大荷载桩基。当设置传统的堆载平台或锚桩反力架特别困难或特别花钱时, 该法更显示其优势。
3 结束语
随着城市高楼大厦、大跨度桥梁、火力发电厂等一些高大建筑物的建设发展, 对承载力要求越来越高, 传统静载试验费时、费力、试验费用高且对试验场地有着极高的要求, 已逐渐满足不了行业的需要, 作为一种新兴的单桩极限承载力测试技术-自平衡试桩法, 它所凸现的优越性, 已使之成为公认的进行基桩静荷载试验的首选方法, 相信随着自平衡测试技术及理论研究的不断完善, 必将有着广泛的应用前景。
摘要：近年来随着建筑业技术的不断更新, 越来越多的建筑体量朝着超大规模发展, 作为基础的桩基也向着高承载力、超长桩方向不断迈进, 试验吨位的加载难度己使得基桩的静载试验根本无法进行。作为一种新兴的单桩承载力测试技术-自平衡试桩法, 在测试技术上凸显出的优越性, 已使其在一定程度上得到了检测行业的认可和推广。
关键词：自平衡,基桩检测
参考文献
[1]《桩基工程手册》编写委员会.桩基工程手册.北京:中国建筑工业出版社, 1995.
[2]刘利民, 舒翔, 熊巨华.桩基工程的理论进展与工程实践[M].北京:中国建材工业出版社, 2002.
[3]刘金砺.桩基设计与计算[M].北京:中国建筑工业出版社, 1994.
综合试桩 篇7
港珠澳大桥跨越珠江口伶仃洋海域, 是连接香港、珠海、澳门的超级跨海通道, 大桥详勘阶段在青州航道桥附近离桥梁设计轴线北侧约150 m处进行了一组钢管桩试桩, 共2根, 编号分别为SZ1, SZ2, 桩顶标高均为+5.0 m, 桩底标高均为-80.0 m, 桩长85 m, 桩 (内) 径为170 cm, 壁厚为25 mm/22 mm。为配合桥梁试桩施工及试验研究, 在试桩区进行了地质勘察工作, 以便查明工程地质条件, 为地基基础设计、施工提供工程地质资料和岩土设计参数, 在试桩位置布设2个钻孔, 终孔条件为进入中风化岩10 m~15 m或微风化岩5 m~10 m。
2 试桩区地层岩性
试桩桩位地层岩性见表1, 表2, 由于桥梁试桩补勘与桥梁详勘分别为不同勘察单位施工, 虽然大的地层层序一致, 但各家在具体分层上存在差别, 为增加可比性, 选择本次详勘距离试桩位置最近的61号等墩台钻孔揭露地层与试桩位置地层进行对比, 通过岩土现场描述、岩土物理力学指标找出两者地层对应关系见表1, 表2, 经研究发现试桩区第 (4) 大层中的混卵石地层分布明显少于青州航道桥段的部分墩段 (如56号、57号、58号、59号墩, 青州航道桥段不同墩位间也存在差异) 。
3 钢管桩试桩研究报告分析[1]
具体分析锚桩反力架法试验结果可以发现, SZ1与SZ2试桩的极限承载力分别为20 500 k N, 18 760 k N, 相差1 740 k N。SZ1试桩起始加载为5 360 k N, 荷载级别共11级, 其中1级~6级级差为2 680 k N, 7级级差为740 k N, 8级~11级级差为1 000 k N, 共加荷载23 500 k N。SZ2试桩起始加载也为5 360 k N, 荷载级别共7级, 级差均为2 680 k N, 共加荷载21 440 k N, 由于在第7级加载时未能及时根据Q—s曲线调整试验荷载的级差, 导致SZ2试桩确定的极限承载力偏低。
根据SZ1, SZ2两个桩位地质钻孔资料, 采用JGJ 94-2008建筑桩基技术规范第5.3.7条规定的公式计算钢管桩单桩竖向极限承载力标准值Quk, SZ1单桩竖向极限承载力标准值应为22 072 k N, 试桩的试验结果为20 500 k N, 小于此值要求。SZ2单桩竖向极限承载力标准值应为21 404 k N, SZ2试桩的试验结果为18 760 k N, 小于此值要求。
SZ1桩端进入 (8) 2层强风化混合花岗岩0.90 m, 地质资料提供的钢管桩单桩极限端阻力标准值为5 500 k Pa, 桩端阻力容许值理论计算值为2 478 k N, 其极限值的计算值为4 956 k N, 而SZ1在施加20 500 k N的极限荷载时, 对应的桩端轴力测试值为1 811 k N, 进一步可反向计算出实际 (8) 2层强风化混合花岗岩提供的钢管桩单桩极限端阻力标准值为2 010 k Pa。
SZ2桩端进入 (8) 2层强风化混合花岗岩1.08 m, 地质资料提供的钢管桩单桩极限端阻力标准值为5 500 k Pa, 桩端阻力容许值理论计算值为2 164 k N, 其极限值的计算值为4 328 k N, 而SZ2在施加18 760 k N的极限荷载时, 对应的桩端轴力测试值为990 k N, 进一步可反向计算出实际 (8) 2层强风化混合花岗岩提供的钢管桩单桩极限端阻力标准值为1 258 k Pa。
试桩承载力从锚桩反力架法试验结果与理论计算对比分析, 二者产生差异的原因试桩报告认为是桩端闭塞效应与理论计算不符所致;从地质角度分析, SZ1, SZ2试桩均以 (8) 2层强风化混合花岗岩作为桩端持力层, 桩 (内) 径为170 cm, 而两根试桩进入持力层均约1 m, 进入持力层的深度不够, 难以有效发挥出 (8) 2层强风化混合花岗岩对桩的承载力 (包括侧阻力和端阻力) , 因此导致锚桩反力架法试验结果得出的单桩竖向极限承载力标准值、桩端阻力极限值比理论计算值低。
4 试桩研究报告与勘察报告成果对比分析
SZ1, SZ2试桩结果得到的与详勘报告提供的桩侧摩阻力标准值的对比见表1, 表2, 下面将SZ1, SZ2试桩根据荷载试验得到的与详勘报告提供的桩侧摩阻力值进行具体对比分析。
(1) 1层淤泥试桩得到的数值为10 k Pa~15 k Pa, 详勘报告提供的数值为10 k Pa, 两者差值在正常范围, 产生差异的原因在于淤泥的含水量变化较大, 从而导致其能提供给钢管桩的侧阻力大小有别。
(1) 2层淤泥试桩得到的数值为15 k Pa, 详勘报告提供的数值为12 k Pa, 两者数据基本吻合。
(1) 3层淤泥质土试桩得到的数值为17 k Pa~18 k Pa, 详勘报告提供的数值为18 k Pa, 两者几乎一致, 吻合的很好, 说明详勘报告通过对该层土的室内土工试验数据、现场原位测试成果分析评估并结合地区经验提供的桩基参数比较可靠、比较符合实际情况。
(3) 31层粉质粘土混砂试桩得到的数值为35 k Pa~39 k Pa, 粘土混砂试桩得到的数值为45 k Pa;详勘报告提供的数值为35 k Pa;除粘土混砂层桩侧摩阻力外两者数据基本吻合;试桩区 (3) 31层粘土混砂状态为软塑且混较多粉细砂, 而详勘报告中 (3) 31层粘土混砂状态为流塑且局部混粉细砂;根据地质经验, 粘土状态由软变硬则所能提供的桩侧阻力也随之提高, 粘土混砂量增加也会提高桩侧阻力, 因此试桩区 (3) 31层粘土混砂由于状态稍好、含砂量较高从而导致其能提供给钢管桩的侧阻力比详勘报告中 (3) 31层粘土混砂提供的要高。
(4) 1层粉细砂试桩得到的数值为35 k Pa~39 k Pa, 详勘报告提供的数值为40 k Pa~50 k Pa, 两者存在一定的差异。试桩区 (4) 1层粉细砂密实度以稍密~中密为主且夹薄层粘性土, 而详勘报告中 (4) 1层粉砂密实度为中密, 不夹薄层粘性土;根据经验砂土状态由松散至密实则所能提供的桩侧阻力也随之提高, 同样密实度的砂土由于夹薄层粘性土可能导致其提供的侧阻力偏低, 因此试桩区 (4) 1层粉细砂由于状态稍差、夹薄层粘性土从而导致其能提供给钢管桩的侧阻力比详勘报告中 (4) 1层粉砂提供的要低。
(4) 31层中砂试桩得到的数值为70 k Pa, 详勘报告提供的数值为65 k Pa~75 k Pa, 两者数据基本吻合。
(4) 52层圆砾试桩得到的数值为125 k Pa~130 k Pa, 详勘报告提供的数值为120 k Pa~140 k Pa, 两者数据基本吻合。
由于SZ2试桩在第7级加载时未能及时根据Q—s曲线调整试验荷载的级差, 导致试桩确定的极限承载力偏低。从加强数据的可对比性分析, 下面层位仅将SZ1试桩根据荷载试验得到的与详勘报告提供的桩侧摩阻力值进行具体对比分析。
(4) 5层粗砂试桩得到的数值为98 k Pa~100 k Pa, 详勘报告提供的数值为95 k Pa~110 k Pa, 两者数据基本吻合。
(8) 21层强风化混合花岗岩试桩得到的数值为63 k Pa, 详勘报告提供的数值为150 k Pa, 两者数值差异很大, 分析原因, 如前所述, SZ1试桩进入 (8) 2层强风化混合花岗岩只有0.90 m, 进入持力层的深度不够, 难以有效发挥出对桩的承载力 (包括侧阻力和端阻力) , 因此还是以详勘报告提供的桩侧摩阻力标准值作为设计依据为宜。
参考文献
[1]广东省长大公路工程有限公司, 交通运输部公路科学研究所.港珠澳大桥主体工程桥梁钢管桩试桩报告[R].2011.
[2]江苏省水文地质海洋地质勘查院, 中交公路规划设计院有限公司.港珠澳大桥主体工程桥梁DB01标段施工图设计工程地质勘察报告[R].2011.
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