李來龍

［同濟大學建筑設計研究院（集團）有限公司，上海市 200092］

0 引 言

在以往的工程中，傳統(tǒng)樁基承載力測試方法采用堆載或者反力架法測試，隨著橋梁規(guī)模和跨徑的增大，樁基礎的單樁極限承載力也越來越大，傳統(tǒng)測試樁方法越來越困難，成本越來越高。

同時，對于樁底注漿的大噸位樁基，更是無法測試其承載力及注漿的效果，導致基樁的潛力不能合理發(fā)揮。自平衡法正好改進傳統(tǒng)靜載試驗的缺點，很好地適應于長大直徑樁承載力的測試。而采用雙荷載箱的自平衡法又在單荷載箱的基礎進一步節(jié)約成本、并能測試樁底注漿對樁承載力的提高程度。

圖1 為樁身荷載傳遞示意圖。

圖1 樁身荷載傳遞示意圖

1 雙荷載箱自平衡法試驗原理

1.1 傳統(tǒng)自平衡法

自平衡法的基本出發(fā)點是利用試樁自身反力平衡的原則，在樁端附近或樁身某截面處預埋經特別設計可用于加載的荷載箱，將樁身分為兩段。試驗時，在地面上通過油泵加壓，隨著壓力增加，荷載箱將同時向上、向下發(fā)生變位，促使樁側阻力和樁端阻力的發(fā)揮[1]。此時，上下樁段的反力大小相等、方向相反，從而達到試樁自身反力平衡加載的目的。隨著荷載箱壓力不斷增加，試樁樁土作用破壞，試驗終止。通過上下樁段的Q—s 曲線及相應的S—lgt 曲線，采用合理的數(shù)據(jù)轉換方法和承載力判定方法，即可確定試樁的極限承載力、樁側及樁段阻力的分布情況[2]。

樁基噸位越大、樁型越復雜，自平衡法靜載試驗的可操作性和經濟性等優(yōu)勢就更加明顯。但是，傳統(tǒng)的單荷載箱形式的自平衡法也存在以下幾點不足：

（1）荷載箱的理論埋設位置應當位于兩段樁極限承載力相等的位置，但是由于實際地質情況的多變性，根據(jù)勘察報告計算參數(shù)預先估算的平衡點位置肯定會存在一定的偏差，導致上、下兩段樁不可能同時達到破壞，從而導致上、下兩段樁的極限承載力不相等，由此判定的極限承載力小于真實的極限承載力，故結果偏于保守。

（2）荷載箱為一次性投入，不可回收重復利用，隨著加載噸位的增加，其自身造價也在不斷增加。當樁基承載力較大時，滿足試驗要求的荷載箱需求尺寸也較大，在大幅增加造價的同時也為荷載箱的埋設增加了施工困難。

（3）設計中經常會采用樁底注漿的形式來提高樁基承載力、減少基礎沉降。但樁底注漿后，樁身的平衡點位置就發(fā)生了改變，傳統(tǒng)單荷載箱的形式難以對注漿后的樁基承載力和注漿效果進行測試。

1.2 雙荷載箱自平衡法試驗原理

為克服傳統(tǒng)單荷載箱法的不足，提出采用雙荷載箱的加載形式，即在樁身相應位置埋設兩個荷載箱，將樁身劃分為三個部分，見圖2 所示。兩個荷載箱埋設位置滿足三個要求：（1）Qb＜Qu+Qm，（2）Qm＜Qu，（3）Qu＜Qb+Qm（Qu、Qm、Qb分別為按地質報告計算的上、中、下三節(jié)樁的極限承載力）。雙荷載箱自平衡法加載示意如圖3 所示。

圖2 雙荷載箱埋設示意圖

圖3 雙荷載箱自平衡法試驗步驟示意圖

（1）步驟一：將上荷載箱臨時鎖死，將上段樁和中段樁合成一個整體，對下荷載箱充油加壓。由于Qb＜Qu+Qm，下段樁先發(fā)生破壞，得到下段樁的樁側阻力和端阻力極限值。

（2）步驟二：下荷載箱保持打開，此時中段樁和下段樁為斷開狀態(tài)，對上荷載箱充油加壓。由于Qm＜Qu，中段樁先發(fā)生破壞，得到中段樁的樁側阻力極限值。

（3）步驟三：將下荷載箱臨時鎖死，將中段樁和下段樁合成一個整體，對上荷載箱充油加壓。由于Qu＜Qb+Qm，上段樁先發(fā)生破壞，得到上段樁的樁側阻力極限值。

1.3 雙荷載箱自平衡法的特點

通過雙荷載箱自平衡法的工作機理，可以看出該優(yōu)化方法具備以下特點：

（1）對于大噸位樁基，埋設兩個小規(guī)格荷載箱的造價投入常常低于埋設一個大規(guī)格的荷載箱。

（2）荷載箱的埋設位置無需考慮樁身自身的平衡點位置，只需埋設在每個加載步驟試驗需求的范圍內即可。

（3）上、中、下三節(jié)樁在測試過程中都達到極限破壞，測試成果準確。

（4）由于荷載箱埋設位置的靈活性，可對樁底注漿前后分別對樁基承載力進行加載試驗，可以直觀有效地測試樁底注漿對樁基承載力的提高作用。

2 實際應用

2.1 工程概況

上海某跨越黃浦江的大橋主橋采用（49.55+75.45+296+75.45+49.55）m 雙塔雙索面半漂浮體系預應力混凝土斜拉橋。每個主墩設置60 根樁長81 m的Φ1.8 m 鉆孔灌注樁，以⑨2粉砂層為樁基持力層。為控制沉降、提高樁基的承載力，每根樁均采用樁底注漿工藝。

根據(jù)地質報告計算，按規(guī)范估算樁基極限承載能力值如表1 所列。

表1 樁基極限承載力估算表

2.2 荷載箱的埋設

樁身內設置兩個荷載箱，考慮進行注漿前、后分別測試極限承載力，根據(jù)測試原理和試驗目的，荷載箱埋設位置如圖4 所示。

根據(jù)地質報告計算，注漿前、后 Qu、Qm、Qb的數(shù)值如表2 所列。

由上表可知，荷載箱的埋設位置（見圖4）滿足Qb＜Qu+Qm、Qm＜Qu、Qu＜Qb+Qm三個條件。由此，確定兩個荷載箱最大預估加載值為2×20 000 kN。

圖4 荷載箱埋設位置圖（單位：m）

表2 注漿前、后樁身承載力估算表

2.3 試驗過程

樁身強度達到設計要求時，進行自平衡法試樁。加載方式采用慢速維持荷載法，逐級加載，每級加載預估加載值的1/15，第一級按兩倍荷載分級加載。每級荷載作用下，上、下兩段樁均達到相對穩(wěn)定后再加下一級荷載，直到試樁破壞或者達到荷載箱極限加載值。卸載也分級進行，每級卸載為3 倍加載荷載等級。每級荷載卸載后，觀測兩段樁的回彈量，穩(wěn)定后，再卸下一級荷載[3]。

表3 為分級加、卸載數(shù)值表，圖5 為現(xiàn)場試驗之實景。

表3 分級加、卸載數(shù)值表

2.4 試驗結果

2.4.1 各節(jié)樁極限承載力試驗數(shù)據(jù)

由于樁底注漿對上段樁不產生影響，因此上段樁僅需測試一次即可，該項試驗上段樁的極限承載力在樁底注漿后進行測試。各節(jié)樁極限承載力自平衡法的測試結果如表4 所列。

圖5 現(xiàn)場試驗之實景

表4 各節(jié)樁極限承載力試驗數(shù)據(jù)一覽表

2.4.2 自平衡法樁基承載力計算公式

自平衡法測出的上段樁側阻力方向向下，與常規(guī)側阻力方向相反，反向側阻力將使土層減壓松散，故該法測出的側阻力小于常規(guī)側阻力，需要進行修正。因此，自平衡法樁基承載力計算公式為：

式中：Qu、Qm、Qb分別為上、中、下三段樁的加載極限值；Wu為上段樁自重；γ 為上段樁抗拔修正系數(shù)，根據(jù)土層選用，該工程γ=0.8。

2.4.3 試驗結果

對試驗數(shù)據(jù)進行匯總，樁基極限承載能力試驗值如表5 所列，試驗值轉換后的Q-s 曲線如圖6 所示。

2.4.4 試驗數(shù)據(jù)分析

（1）試樁壓漿前單樁豎向抗壓極限承載力為33 673 kN，壓漿后為47 473 kN，提高了40%的承載能力，與規(guī)范計算值基本一致，充分說明了樁底注漿技術是提高樁基承載能力的一項有效措施。

表5 樁基極限承載力試驗值一覽表

圖6 Q-s 曲線轉換圖

（2）試驗數(shù)據(jù)相對于理論計算數(shù)據(jù)偏小，主要的原因為樁底沉渣的影響較大，對樁底承載力比理論值減小較多。同時，在施工過程中對底部部分土層產生了一定擾動，對土層的摩阻力產生了一定的影響。通過樁底注漿提高了樁基承載力，彌補了施工中可能產生的各種問題，確保橋梁的安全。

3 結 論

（1）該工程的樁基樁底注漿后滿足設計要求，是理論計算值的1.2 倍，增加值不是太大，同時試驗的數(shù)量較少，不宜對樁長進行較大優(yōu)化。

（2）該工程完成了50 000 kN 鉆孔灌注樁的靜載試驗，這是常規(guī)方法很難實現(xiàn)的。且試驗簡單，試驗費用省，與傳統(tǒng)方法相比可節(jié)省試驗總費用的30%左右。

（3）在試驗中，上荷載箱最大加載值為19 200 kN，下荷載箱最大加載值為16 800 kN，如果采用單荷載箱進行試驗，則至少需要在合適的位置配置20 000 kN（測注漿前）和28 000 kN（測注漿后）的荷載箱各一個。雙荷載箱法有效減小了試驗所投入設備的規(guī)模。

（4）國內目前對長大直徑樁、樁底注漿樁等自平衡試驗數(shù)據(jù)還較少。未來，隨著雙荷載箱，甚至多荷載箱技術的發(fā)展，根據(jù)大量可靠的試驗數(shù)據(jù)結果，人們也能更加深入地了解樁底注漿的具體效果，從而達到更加合理有效的優(yōu)化設計的目的。