雙荷載箱自平衡法樁基荷載試驗及樁底注漿效果研究

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揮。自平衡法正好改進傳統靜載試驗的缺點，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 傳統自平衡法

自平衡法的基本出發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、向下發生變位，促使樁側阻力和樁端阻力的發揮[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，采用合理的數據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勢就更加明顯。但是，傳統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，根據勘察報告計算參數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生了改變，傳統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，對上荷載箱充油加壓。由于Qm＜Qu，中段樁先發生破壞，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，可以看出該優化方法具備以下特點：

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

（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。

根據地質報告計算，按規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，根據測試原理和試驗目的，荷載箱埋設位置如圖4 所示。

根據地質報告計算，注漿前、后 Qu、Qm、Qb的數值如表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，穩定后，再卸下一級荷載[3]。

表3 為分級加、卸載數值表，圖5 為現場試驗之實景。

表3 分級加、卸載數值表

2.4 試驗結果

2.4.1 各節樁極限承載力試驗數據

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。各節樁極限承載力自平衡法的測試結果如表4 所列。

圖5 現場試驗之實景

表4 各節樁極限承載力試驗數據一覽表

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，根據土層選用，該工程γ=0.8。

2.4.3 試驗結果

對試驗數據進行匯總，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 試驗數據分析

（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）試驗數據相對于理論計算數據偏小，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，同時試驗的數量較少，不宜對樁長進行較大優化。

（2）該工程完成了50 000 kN 鉆孔灌注樁的靜載試驗，這是常規方法很難實現的。且試驗簡單，試驗費用省，與傳統方法相比可節省試驗總費用的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模。

（4）國內目前對長大直徑樁、樁底注漿樁等自平衡試驗數據還較少。未來，隨著雙荷載箱，甚至多荷載箱技術的發展，根據大量可靠的試驗數據結果，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化設計的目的。