1 工程概況 某地下停車庫總建筑面積為3450m2，可停放116輛小汽車，為III類單層地下車庫。平面尺寸為64.2m×52.8m，柱網開間為8.1m。汽車庫埋深為自然地坪以下4.5m，車庫底板厚0.4m，頂板厚0.25m。汽車庫上部局部停車，局部為花壇。場地土層分布自上而下為：1）素填土層,厚0.25~0.90m；2）粉質粘土層，厚0.70~2.10m；3）淤泥質粉質粘土層，厚1.50~3.10m；4）淤泥質粘土層，厚4.60~6.20m；5）淤泥質粉質粘土層，厚9.40~12.0m；6）粉土、粉質粘土層，厚0.40~5.0m；7）礫砂層，厚0.70~4.10m；8）粉質粘土層，厚0.30~5.40m；9）礫砂層，厚0.40~6.30m；10）粉質粘土夾礫砂層，厚1.70~11.30m；11）粉質粘土層，未揭穿。 由于3.4.5層土的滲透性較好，又要考慮到大氣降水的影響，因此為了防止地下車庫上浮，避免結構變形損壞，根據建筑物設計使用年限內可能產生的最高水位，對地下車庫的柱下設置了抗拔樁。由于抗拔柱要做抗拔試驗，特地在非柱子部位打了兩根抗拔樁，用它們來做抗拔試驗。由于本工程工期較緊，工程樁和試驗樁是同時施工。本工程抗拔樁采用Φ600泥漿護壁鉆孔灌注樁，混凝土等級為C30，樁長27.55m，鋼筋籠主筋8Φ16，且通長配置。按工程勘察報告提供單樁抗拔承載力可按抗壓承載力中樁側摩阻力的80%計算，不考慮樁端阻力，按此估算單樁抗拔 續上表
174#上拔荷載——樁頂上拔量匯總表 表2
注：當荷載加至810KN時，5分鐘，上拔量為53.46mm，繼續加載時，上拔量超過100mm且千斤頂無法穩定，試驗終止。 圖1.1 173#樁上拔荷載— 圖1.2 173#樁樁頂上拔量— 樁頂上拔量（U-δ）曲線 時間對數（δ-lgt）曲線 圖2.1 174#樁上拔荷載— 圖2.2 174#樁樁頂上拔量— 樁頂上拔量（U-δ）曲線 時間對數（δ-lgt）曲線 地選定一個定值，而是應對不同土質分別取值。 3.3 抗拔樁上拔承載力計算理論 抗拔樁的承載力由三部分組成：側阻力、樁自重、樁端真空吸力。由于真空吸力所占比例不大，可以忽略；且樁身自重在地下水位以下部分，應取浮重度，所以樁的側阻力的確定就成了抗拔樁承載力計算的關鍵。根據抗拔樁等載面直樁的圓周破壞面假定，抗拔樁極限承載力Qt=πDΣfili，式中D為樁的直徑，fi為各土層的抗拔側阻力，li為各層厚度。根據研究，可以有兩種方法方法計算側阻力，即總應力法和有效應力法，但這兩種方法使用起來不太方便。所以說求出抗拔樁的側阻力不是簡單的套取抗壓樁的側阻力就行了。而目前還在使用的《建筑樁基技術規范》（JGJ94-94）就是用一個抗拔系數λ來表示折減系數，對粘性土、粉土，λ=0.7~0.8；對砂性土，λ=0.5~0.7；當樁長與樁徑之比小于20時，λ取小值。這里的折減系數λ也是一般常采用的對抗壓樁側阻力的折減來求抗拔樁的側阻力，所以說《建筑樁基技術規范》所涉及的抗拔樁設計，較為簡略，精度也不高，不足以滿足設計要求。 3.4 分析產生抗拔樁承載力高低的原因 本工程的樁型為泥漿護壁鉆孔灌注樁，按《建筑基樁檢測技術規范》的規定，這種樁型應適當延長承載力檢測前的休止時間。因為應當考慮到的有利因素是軟土地區的摩擦型樁的承載力隨時間有增加的現象。另外由于先設計好施工圖，后檢測抗拔樁的承載力，采用了不常用的快速維持荷載法，所以有可能使測得的結果偏低。若是要為設計提供依據，則必須按規范規定的慢速維持荷載法的加載方式。綜合抗拔樁的受力特點，其破壞機理更接近于純摩擦樁，單樁抗拔承載力主要與樁側土層的物理力學性能有關，也與樁體材料、樁身尺寸（樁長、樁身橫截面形狀和尺寸等）、樁位平面布置和施工工藝、成樁質量等諸多因素有關。另外還要考慮到拔壓比對承載力的影響（灌注樁的拔壓比高于預制樁，因此相同條件下灌注樁的抗拔系數要高于預制樁；長樁的拔壓比高于短樁，因此相同條件下長樁的抗拔系數要高于短樁）；土層液化對承載力的影響；土層自重固結產生的負摩阻力對承載力的影響（這對抗拔樁來說是有利影響）；地下水位高低變化對承載力的影響；對于某些條件下的群樁基礎宜考慮由群樁和土相互作用產生的群樁效應等。 | 承載力特征值為450KN。 2 靜載試驗 2.1 試驗概況 本次豎向抗拔靜載試驗上拔力，由錨樁反力及地基反力共同提供，用200噸千斤頂分級施加至樁頂，上拔荷載由荷重傳感器測讀，上拔量由2只對稱分布的量程50.00mm的計電位移計測讀，荷重及上拔變形直接通過JCQ-302靜力載荷測試儀顯示和存儲，所用測試設備的精度滿足相關規范要求。試驗執行標準：《建筑基樁檢測技術規范》（JGJ106-2003）。加載方式：快速維持荷載法。按《建筑基樁檢測技術規范》§4.3.4條的規定進行試驗加卸載，按§4.3.7條的規定進行快速維持荷載試驗。 2.2 試驗結果 試驗的上拔荷載—樁頂上拔量匯總表見表1~2，試驗結果繪成U-δ曲線及δ-lgt曲線見圖1.1~2.2。 173#樁上拔荷載—樁頂上拔量匯總表 表1
2.3 結果評價 173#試驗樁U-δ曲線呈緩變型，δ-lgt曲線無明顯變陡現象，故取最大試驗荷載720KN為該單樁豎向抗拔極限承載力。174#試驗樁U-δ曲線呈陡變型，δ-lgt曲線斜率在810KN時明顯彎曲，故取該前一級荷載720KN為該單樁豎向抗拔極限承載力，因此參照《建筑地基基礎設計規范》（GB5007-2002）附錄Q的做法，上述抗拔樁的單樁抗拔承載力特征值為720/2=360KN，與原來估算的單樁承載力特征值450KN相差（450-360）/450×100%=20%。因此原工程地質勘察報告提供的算法值得商榷。 3 下面從抗拔樁與抗壓樁不同工作機理出發，對確定抗拔樁抗拔承載力需要考慮的一些因素進行綜述。 3.1 抗拔樁、抗壓樁側阻力分布特點 圖3是抗拔樁、抗壓樁及 理想的線性側阻力分布示意圖， 是利用有限元分析得到的均質 砂土中的抗拔樁、抗壓樁側阻 力分布特征，圖中抗壓樁側阻 力在鄰近樁端時突然減少，可 圖3 抗拔樁和抗壓樁側阻 以認為是樁端對側阻力的影響。 分布模式 上述抗拔樁和抗壓樁的側阻力分布模式與眾多實測和試驗結果相吻合，因此可以說圖3代表了抗拔樁和抗壓樁側阻力的典型分布。 3.2 抗拔樁、抗壓樁的側阻力對比 所謂側阻力fmax，即樁土間破壞面上摩阻力的極限值。模型試驗和現場實測結果表明，在相同條件下，抗拔樁的極限側阻力f tmax小于抗壓樁的極限側阻力fcmax，比值一般在0.5~1.0之間，根據莫爾一庫倫抗剪強度理論的觀點，任何引起樁土界面法向有效應力的бh?變化的因素都將導致極限側阻力的變化。造成抗拔樁、抗壓樁兩者極限側阻力差異的原因主要有：樁體的泊松比效應（抗拔樁受拉荷載作用后樁體趨向收縮，減少了水平有效應力）；土體應力場應力水平的變化（拉力荷載減少了土體豎向應力水平，間接影響了水平有效應力）；樁周土體單元主應力軸旋轉，以及因為作用荷載方向與樁基的貫入方向相反造成的側阻力減損等。由于抗拔樁的單位側阻力比抗壓樁的要小，所以抗拔樁總的側阻力也比抗壓樁總的側阻力小，將抗拔樁與抗壓樁側阻力的比值記為λ，則λ多在0.5~1.0之間，粘性土中比值大，砂性土中比值小。由于土質分層的差異性，在確定抗拔樁的側阻力所選定的λ系數，不能籠統 4 結語 隨著城市地下空間開發利用程度的提高，純地下結構會越來越多，其埋置深度也將會增大，這就不可避免地設置抗拔樁來解決地下結構的上浮問題。科學合理地確定抗拔樁承載力，在確保建筑物安全和合理控制投資成本方面起著舉足輕重的作用。建議處理好以下幾個方面的問題： （1）抗拔樁的抗拔系數λ不能籠統地取一定值。 （2）在設計抗拔樁時，應在施工圖設計前現場做樁基承載力試驗以取得準確、可靠的設計參數，避免造成浪費或工程事故。 （3）盡早修訂出臺新的《建筑樁基技術規范》，使抗拔樁的設計內容更加具體化，更易掌握、操作。 參 考 文 獻 [1]建筑樁基技術規范（JGJ94-94）[S].北京：中國建筑工業出版社，1995. [2]建筑地基基礎設計規范（GB50010-2001）[S].北京：中國建筑工業出版社，2002. [3]建筑基樁檢測技術規范（JGJ106-2003）[S].北京：中國建筑工業出版社，2003. [4]丁佩民等.索膜結構抗拔樁錨固基礎工作機理和設計理論[J]建筑結構，2003（11）：3-4 | |||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||||
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