孟凡偉，蔣建平

(上海海事大學(xué) 海洋科學(xué)與工程學(xué)院，上海 201306)

0 引言

鉆孔灌注樁技術(shù)具有成本經(jīng)濟、施工便捷及地層適應(yīng)方面的優(yōu)越性，在高層建筑、橋梁及海洋平臺等大型工程構(gòu)筑物的建造中越發(fā)普及[1]。但鉆孔施工產(chǎn)生的樁底沉渣及泥漿護壁，分別影響了樁體端阻及側(cè)阻力的發(fā)揮，二者因此成為該施工技術(shù)中的兩大缺點。而后注漿技術(shù)通過成樁后的壓力通道，將水泥漿液壓入樁端或樁側(cè)，經(jīng)過滲透、壓密、填充而后凝結(jié)，有效改善了樁底沉渣及樁側(cè)泥皮的情況，減少了樁體沉降和應(yīng)力松弛，并提高了承載力的發(fā)揮。因而，后注漿與鉆孔灌注樁技術(shù)的聯(lián)合應(yīng)用，成為基礎(chǔ)工程最廣泛采用的地基處理方式之一。

張忠苗等[1-3]通過靜載試驗，分析了后注漿抗壓樁側(cè)摩阻力發(fā)揮和樁土相對位移的關(guān)系，其中非破壞樁上部土層隨荷載增加易出現(xiàn)側(cè)摩阻力軟化現(xiàn)象，而破壞樁全樁長范圍均會出現(xiàn)軟化。

劉開富等[4]通過靜載試驗，分析了后注漿擴底灌注樁注漿前后樁端阻力及樁側(cè)摩阻力的承載特性，并驗證樁側(cè)摩阻力承擔(dān)了大部分荷載。

程曄等[5]通過靜載、CT及取芯試驗等方法，明確了持力層為含礫中粗砂中注漿效果較好，細(xì)砂及黏土中漿液相對難以固結(jié)；同時驗證了樁的剛度會隨樁端后壓漿明顯提高，從而利于沉降控制。

王忠福等[6]基于現(xiàn)場試驗，分析了豎向受荷樁端后注漿超長灌注樁的荷載傳遞特性，對單樁承載力公式的側(cè)摩阻系數(shù)和端阻力系數(shù)進行了修正。

曾志軍等[7]通過靜載試驗針對差異化持力層性質(zhì)，對比觀察樁端注漿樁的受力特性，提出持力層對樁端后注漿樁具有顯著的增強效應(yīng)。

桑登峰等[8]通過靜載試驗，對比分析了樁側(cè)樁端同時后注漿對超長鉆孔灌注樁基承載力、沉降、側(cè)摩阻力、端阻力及荷載分擔(dān)比等的影響，驗證了樁側(cè)注漿在超長灌注樁的優(yōu)勢。

Thiyyakkandi S等[9-10]通過研究，提出了一種預(yù)測樁端樁側(cè)后注漿的新型帶膜噴射灌注樁在無黏土中注漿壓力、端阻力、側(cè)摩阻力及荷載沉降反應(yīng)的方法。

目前關(guān)于樁側(cè)摩阻力變化的研究，多為靜載下分析樁端后注漿樁側(cè)摩阻力隨荷載變化的影響，以及同樁端阻力荷載分擔(dān)等影響。而樁端樁側(cè)組合后注漿的相關(guān)研究相對較少，因此關(guān)于樁側(cè)摩阻力分布隨注漿方式改變的影響具有較強的現(xiàn)實意義。

本文采用南京河西地區(qū)的某試樁參數(shù)，通過有限元分析軟件ABAQUS建立單樁復(fù)合地基模型，基于不同強化體性質(zhì)，討論了注漿位置變化對樁端樁側(cè)后注漿超長灌注樁的側(cè)阻力分布的影響，為相關(guān)的工程設(shè)計及分析提供參考。

1 工程地質(zhì)條件及計算模型

1.1 工程概況

南京河西地區(qū)是位于長江下游的漫灘地貌，該處地質(zhì)條件多為軟塑至流塑的深厚軟土。趙升峰等[11]對該地區(qū)某工程進行了現(xiàn)場大直徑超長灌注單樁荷載試驗。其樁身采用C40混凝土，樁長63.17 m，樁徑800 mm，原始地層參數(shù)[12]根據(jù)GB 50218—94、JGJ 94—2008等相應(yīng)規(guī)范，整理后見表1。

表1 地層參數(shù)
Tab.1 Stratum parameters

地層成分彈性模量E/MPa層厚h/m泊松比ν內(nèi)摩擦角φ/(°)密度g/cm3粘聚力c/kPa側(cè)阻力標(biāo)準(zhǔn)值Qsik/kPa①素填土9.780.640.25251.8520.020②粉質(zhì)黏土13.442.020.3291.7910.532③淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土9.5119.200.32121.8215.020④粉質(zhì)黏土9.7510.470.3291.8010.524⑤粉質(zhì)黏土10.1113.230.3291.8010.530⑥粉質(zhì)黏土10.503.940.3291.8010.538⑦粉細(xì)砂50.006.410.30201.8030.060⑧強風(fēng)化粉細(xì)砂巖55.004.450.25232.4060.0120⑨中風(fēng)化粉細(xì)砂巖150.002.810.25252.50300.0—

1.2 樁土有限元模型

首先根據(jù)試樁參數(shù)，構(gòu)建ABAQUS單樁有限元模型。樁周各地層的本構(gòu)模型采用摩爾庫倫理論，樁身采用線彈性模型，參數(shù)按照C40混凝土進行選取。計算側(cè)、下邊界分別采取24倍、20倍樁徑，樁土間采用面-面接觸，接觸面采用庫侖摩擦，切向模型采用Penalty罰函數(shù)，摩擦系數(shù)選用為tanφ，樁端處采用綁定。為模擬試樁開挖，本模型對施加護壁的基坑進行地應(yīng)力平衡，分步撤除護壁約束并沉樁。

強化體的本構(gòu)模型同樣采用摩爾庫倫理論，厚度取值，即注漿影響范圍近似沿樁側(cè)取0.5d，樁端注漿加固體根據(jù)球面擴散理論相關(guān)統(tǒng)計[13-14]，近似取直徑3d，高4d的圓柱體。其中樁端處以上部分取高1.4 m，直徑2d的空心圓柱體，方便模型建立，土體及樁端強化體網(wǎng)格如圖1所示。由于地層多為軟塑流塑軟土且性質(zhì)相差較小，故不計不同地層樁土接觸面外移至注漿加固體與土體之間。樁身與與強化體間均采用硬接觸，考慮泥皮沉渣及應(yīng)力松弛影響，摩擦系數(shù)取1.25倍。

圖1 土體及樁端強化體網(wǎng)格模型
Fig.1 Mesh model of soil and grouting reinforcementat pile end

在樁頂處施加位移荷載，計算驗證后分別討論不同注漿工況與注漿體性質(zhì)下的承載及側(cè)阻力分布情況?？紤]到地層參數(shù)、漿液配比等對強化體結(jié)構(gòu)的影響，本次試驗采用梯度變化剛度，觀察各工況原始樁基表面的受力性狀。

為討論注漿對算例的影響，并減小誤差，采用以下基本假定：

1) 注漿強化體為理想且均質(zhì)的規(guī)則彈塑性體；

2) 不考慮劈裂注漿情況，僅考慮漿液沿樁身對附近地層結(jié)構(gòu)的滲透及壓密作用；

3) 注漿強化體沿樁周及樁身均勻分布，厚度依據(jù)經(jīng)驗取值。

經(jīng)過反復(fù)試算，將模型計算與現(xiàn)場試樁結(jié)果[11]驗證對比見圖2，可知荷載-位移曲線相對誤差較小，并且側(cè)阻力分布曲線的趨勢基本一致。因此所建模型的可靠性得以驗證，在此模型基礎(chǔ)上深化討論。

圖2 現(xiàn)場數(shù)據(jù)與模型計算對比
Fig.2 Comparison between field data and numerical results

由于原試樁試驗并未表現(xiàn)出極限荷載，本文對試樁模型驗證后，在樁頂上進一步施加均布荷載直到極限狀態(tài)，最終選取20 MN荷載以深化討論。本次試驗將分別討論樁側(cè)單土層注漿、樁端及樁側(cè)單土層注漿、樁側(cè)分層逐級注漿和樁端及樁側(cè)分層逐級后注漿的強化作用及影響。

2 樁側(cè)單層注漿位置及強化體剛度對側(cè)阻力分布的影響

2.1 樁側(cè)單土層注漿

本階段試驗在原有地層條件基礎(chǔ)上，分別在除樁頂外的每一層樁側(cè)置換強化體建立模型，并分析其側(cè)阻力分布規(guī)律。對于注漿量相同時，注漿壓力并非越大越好，未能填滿空腔或是刺入破壞土體均會影響承載力[15]。因此強化體剛度按照50 MPa的梯度,從150 MPa至300 MPa設(shè)置對比。強化體粘聚力、內(nèi)摩擦角分別取45 kPa和35°。

樁側(cè)單層注漿側(cè)阻力分布對比整理后如圖3所示，由于樁側(cè)第2、9層厚度較薄，且經(jīng)計算，對整體的側(cè)阻力分布影響較小，故從圖中略去。

由圖3可知，對于不同強化體位置，當(dāng)強化體剛度為150 MPa時，第3至6層注漿側(cè)阻力在對應(yīng)土層的分布，部分或整體均明顯優(yōu)于未注漿時；第7層注漿在對應(yīng)土層的側(cè)阻力分布相對于未注漿時優(yōu)勢并不明顯,甚至部分出現(xiàn)了衰減；而第8層注漿時，樁端附近的側(cè)阻力分布與未注漿時相比明顯提升。此時，第6層及以上強化體在對應(yīng)地層位置分布的最大側(cè)阻力均達到最優(yōu)狀態(tài)，之后隨強化體剛度增加優(yōu)勢顯著減小，兩端側(cè)阻力逐漸集中；第7層側(cè)阻力分布呈現(xiàn)中間衰減兩端集中；第8層強化時，樁端附近最大側(cè)阻力分布反而繼續(xù)提升，從強化體150 MPa時最小的150 kPa逐漸增至230 kPa；其余各層側(cè)阻力分布與未注漿時基本一致。

注漿后側(cè)阻力分布增幅最明顯的是第5、6層強化體，其最大側(cè)阻力相比于未注漿時分別提升至90 kPa、150 kPa。結(jié)合這兩層和第4層都是粉質(zhì)粘土，可以發(fā)現(xiàn)其越靠近上部土層的強化體，對應(yīng)最大側(cè)阻力分布提升越小。由于局部注漿導(dǎo)致樁徑有所變化，而提取的對象是原始樁基的表面，因此各層注漿時所提取的側(cè)阻力均有部分衰減和集中。

同時，單層強化體剛度越大，與原樁基間相對位移越小，對應(yīng)地層與強化體間的側(cè)阻力會產(chǎn)生不同程度軟化，這種軟化衰減作用隨強化體剛度放大越發(fā)明顯。如強化體150 MPa時，第3層最大側(cè)阻力出現(xiàn)在中段，隨著強化體剛度提升，該層中段側(cè)阻力從31 kPa逐漸衰減至10 kPa，而下端集中提升至36 kPa；第5層側(cè)阻力分布原本在該層中下段較為優(yōu)勢，最大90 kPa左右，而隨著強化體剛度提升下部迅速衰減，上邊緣相比未注漿時25 kPa左右提升至60 kPa左右，而后隨著強化體剛度提升逐漸穩(wěn)定。相鄰?fù)翆舆吘墏?cè)阻力有所增加，說明側(cè)阻力有向強化體兩端傳遞集中的趨勢。

圖3 樁側(cè)單層注漿側(cè)阻力分布對比
Fig.3 Comparison of distribution of lateral resistance of side grouting pile with single layer

結(jié)果表明，隨強化體剛度提升，各土層均不同程度地表現(xiàn)出整體的衰減和向兩端的傳遞集中。樁身下部特別是第5層及以下所分布側(cè)阻力提升或集中效果均更明顯。當(dāng)強化體剛度為150 MPa時，粉質(zhì)粘土中側(cè)阻力表現(xiàn)出優(yōu)勢，最大側(cè)阻力出現(xiàn)在第6層，粉細(xì)砂作為中間段衰減明顯。而隨著強化體剛度提升，雖然整體上各土層均出現(xiàn)一定衰減，但樁端附近第8層的側(cè)阻力始終保持了提升與集中?？梢?，對側(cè)阻力分布的影響效果與作用位置及樁側(cè)地層參數(shù)均有一定影響。

此外就整體而言，盡管各層強化體在對應(yīng)層作用時隨剛度增加有一定衰減，但樁端部分側(cè)阻力始終明顯優(yōu)于未注漿時。

2.2 樁端及樁側(cè)單土層注漿

本階段試驗，在除持力層外，樁側(cè)單土層注漿所建各模型的基礎(chǔ)上，分別設(shè)置樁端強化體建立模型進行對照，強化體性質(zhì)與前例一致，剛度依舊采用50 MPa梯度進行設(shè)置。綜合分析樁端注漿情況下，樁側(cè)單層注漿位置及注漿體剛度變化的影響，并與前例對比分析，整理如圖4所示。

由圖4可知，當(dāng)強化體剛度為150 MPa時，第5至6層強化體側(cè)阻力在對應(yīng)土層的分布，部分或整體仍明顯優(yōu)于未注漿時。其余各層側(cè)阻力分布趨勢與單層時基本一致，但整體均呈現(xiàn)出一定的衰減。而樁端8層最大側(cè)阻力分布仍保持在220 kPa甚至有所提高，明顯優(yōu)于未注漿時。

圖4 樁端及樁側(cè)單層注漿側(cè)阻力分布對比
Fig.4 Comparison of distribution of lateral resistance of both end and side grouting pile with single layer

注漿后，側(cè)阻力分布提升最明顯的依舊是第6層強化體。當(dāng)強化體剛度為150 MPa時，其最大側(cè)阻力相對于未注漿時40 kPa提升至120 kPa。側(cè)阻力集中和衰減最明顯的仍舊是第7層粉細(xì)砂層，中段側(cè)阻力由20 kPa衰減，但上接觸面應(yīng)力集中提升至80 kPa左右。

結(jié)果顯示，相比于樁側(cè)單層注漿，當(dāng)樁端設(shè)置同樣強化體作用后，各層強化體對側(cè)阻力分布的影響方式基本不變。但隨著強化體剛度增加，原始樁基和強化體間的側(cè)阻力軟化衰減與應(yīng)力傳遞集中均進一步加強。

結(jié)合兩者亦可得出，無論樁端是否注漿，樁側(cè)的單側(cè)強化體對該層側(cè)阻力的作用是相對獨立的，除了樁端附近側(cè)阻力穩(wěn)定提高外，對整體其余地層的側(cè)阻力分布規(guī)律影響并不大。

3 逐級注漿位置及強化體剛度變化對側(cè)阻力分布的影響

3.1 樁側(cè)分層逐級注漿

本階段試驗，在原有地層條件基礎(chǔ)上，分別在除持力層外的每一層樁側(cè)逐級置換強化體建立模型，強化體性質(zhì)與前例一致，剛度依舊梯度設(shè)置。討論樁側(cè)按地層逐級注漿對側(cè)阻力分布規(guī)律的影響，整理后如圖5所示。

由圖5可知，由樁側(cè)從樁端附近逐級向上注漿，側(cè)阻力分布提升非常顯著，樁側(cè)分布的最大側(cè)阻力從未注漿樁端處的90 kPa提升到330 kPa左右。注漿從第8層逐漸加至第5層過程中側(cè)阻力分布從原本的“L”型逐漸接近“R”型，而各層注漿的中段相應(yīng)均有所衰減并向兩端集中。這種衰減與單層注漿時有所相似，但中段沒有歸零，兩端的集中也更大。當(dāng)注漿到第4層以上即樁身的上部時，樁端附近側(cè)阻力分布趨勢不再發(fā)生明顯變化，樁身側(cè)阻力分布基本一致，整體呈現(xiàn)為“R”型分布。

隨著注漿接近頂部土層，當(dāng)注漿至第4、5層土，強化體附近粉質(zhì)粘土層粘聚力最小，強化體作用段也較長，對應(yīng)在層中的分布優(yōu)勢均明顯。強化體剛度從150 MPa梯度增加后，側(cè)阻力分布整體開始向樁端趨近，粉質(zhì)粘土層峰值由43 m逐漸到46 m位置，同時各強化體地層上部也表現(xiàn)出相同的軟化性質(zhì)。當(dāng)注漿至第3層時，對應(yīng)土層上部側(cè)阻力出現(xiàn)明顯衰減而側(cè)阻力分布與注漿至4層時變化不大，說明此時對應(yīng)側(cè)阻力已充分發(fā)揮，這種衰減也隨強化體剛度增加向下轉(zhuǎn)移。

圖5 樁側(cè)分層逐級注漿側(cè)阻力分布對比圖
Fig.5 Comparison of distribution of lateral resistance of side grouting pile layer by layer

相比于未注漿樁，不考慮接觸面集中的側(cè)阻力，逐級設(shè)置強化體后樁側(cè)所呈現(xiàn)的“R”型側(cè)阻力分布曲線在第4、5層處也即是粉質(zhì)粘土層，獲得最大增幅；隨強化體剛度增加分別在43、45、46、46 m樁深處從30 kPa提升到到最大161 kPa,增加約436%，樁端附近在61 m左右樁深處最大側(cè)阻力最大增幅也提升了約196%。

結(jié)果表明，樁側(cè)逐級注漿相比于單層注漿，依舊保有了樁與強化體接觸面?zhèn)茸柢浕奶匦?。同時，與單層注漿時相同，隨著強化體逐級設(shè)置，側(cè)阻力分布在中下段粉質(zhì)粘土中呈現(xiàn)出巨大優(yōu)勢，使分布曲線從“L”型逐漸趨于“R”型。此外，隨著強化體剛度增加，樁身側(cè)阻力“R”型分布向樁端方向趨進。

3.2 樁端樁側(cè)分層逐級注漿

本階段試驗，在除持力層外各層樁側(cè)逐級注漿模型的基礎(chǔ)上，設(shè)置樁端注漿體建立模型，強化體性質(zhì)與樁側(cè)及前例一致，剛度依舊梯度設(shè)置。討論樁端注漿時，按地層從樁端向上逐級注漿，對側(cè)阻力分布規(guī)律的影響整理后如圖6所示。

由圖6可知，當(dāng)樁端樁側(cè)共同分層逐級向上注漿時，側(cè)阻力沿樁側(cè)分布的趨勢除樁端附近外，與圖5基本一致。同時，樁端部分附近的最大側(cè)阻力顯著提高，從僅樁側(cè)逐級注漿時330 kPa左右提升至550 kPa左右。當(dāng)強化體與持力層剛度相同即150 MPa時，樁端附近最大側(cè)阻力隨注漿逐級變化從323 kPa提升至407 kPa；當(dāng)強化體梯度提升至持力層兩倍即300 MPa時，相應(yīng)樁端附近的最大側(cè)阻力從411 kPa提升至551 kPa。樁端附近最大側(cè)阻力均出現(xiàn)在累計注漿到第5層土?xí)r。同時，當(dāng)注漿到5層以上地層時，樁身下部包括樁端附近側(cè)阻力分布基本一致，整體呈現(xiàn)為“R”型分布，對應(yīng)的粉質(zhì)粘土層仍有巨大優(yōu)勢。當(dāng)注漿至第4、5層土?xí)r，隨著強化體剛度梯度變大，側(cè)阻力分布各層頂部軟化與樁端附近側(cè)阻力均逐漸增加。

圖6 含樁端分層逐級注漿側(cè)阻力分布對比圖
Fig.6 Comparison of distribution of lateral resistance of both end and side grouting pile layer by layer

相比于未注漿樁，樁端注漿且逐級設(shè)置強化體后樁側(cè)所呈現(xiàn)的“R”型側(cè)阻力分布曲線依舊在第4、5層處獲得較大增幅，隨強化體剛度增加分別在43、45、46、46 m樁深處從30 kPa提升到最大162 kPa,增加了約436%，而樁端附近在61 m左右樁深處最大側(cè)阻力最大增幅由90 kPa提升到551 kPa左右，增加了約512%。

結(jié)果顯示，樁端樁側(cè)后注漿相比于僅樁側(cè)注漿，對整體側(cè)阻力分布均有影響，側(cè)阻力分布不僅在各層充分發(fā)揮作用，也在樁端提升明顯。此外，通過對比以上案例，樁身最大側(cè)阻力增幅均先在注漿至第4、5層粉質(zhì)粘土層時出現(xiàn)，而第7層粉細(xì)砂層也同樣隨著強化體剛度增加也出現(xiàn)了一定增幅。這說明，逐級注漿時較軟弱地層側(cè)阻力提升整體仍有著巨大的優(yōu)勢。同時，隨著強化體剛度增加，樁端附近的側(cè)阻力越發(fā)向樁端集中，側(cè)阻力分布從“R”型向樁端方向趨進的趨勢，相較于僅樁側(cè)逐級注漿時基本保持不變。與圖4樁端及單層樁側(cè)注漿時所呈現(xiàn)的對比，這種側(cè)阻力分布的趨近也說明了逐級注漿時，原始樁基與強化體間應(yīng)力的軟化集中會沿樁身繼續(xù)傳遞下去，而非在各層獨立作用。

綜合以上兩種情況，可以發(fā)現(xiàn)當(dāng)從樁端開始逐級注漿時，樁端附近側(cè)阻力獲得極大增幅。同樣是樁端和附近的第8層強化體，不含樁端逐級注漿的增幅僅有后者的1/3左右，說明適當(dāng)壓力下的充分注漿對樁端附近側(cè)阻力提升影響巨大。

4 結(jié)論

本文通過數(shù)值模型試驗，基于南京河西地區(qū)超長現(xiàn)場灌注試樁，改變注漿位置及強化體參數(shù)，對其進行側(cè)阻力分布分析，得出以下幾點結(jié)論：

1) 單層注漿時，單層強化體對側(cè)阻力的影響具有一定獨立性。樁中下段第6層側(cè)阻力增幅最大，隨著注漿強化體剛度提升，原始樁基表面與強化體間的側(cè)阻力會有所衰減并向兩端傳遞集中，整體側(cè)阻力的傳遞集中會向樁端附近土層趨近。當(dāng)樁端也設(shè)置有注漿強化體時，側(cè)阻力的衰減軟化與傳遞集中均會得到進一步強化。這種衰減與強化作用在樁側(cè)樁端注漿中依然存在，但側(cè)阻力的傳遞與集中在逐級注漿中得到更具體的體現(xiàn)。

2) 樁側(cè)與樁端逐級注漿時，樁身側(cè)阻力分布由下向上傳遞，其在粘聚力較小的粉質(zhì)粘土層有更大優(yōu)勢，使得“L”型逐漸轉(zhuǎn)化為“R”型，此時側(cè)阻力最大增幅出現(xiàn)在第4、5層。當(dāng)注漿到達第4層后，該地層注漿體對側(cè)阻力的影響已充分發(fā)揮作用。同時，當(dāng)從樁端開始逐級注漿時，原始樁基表面分布的側(cè)阻力會隨應(yīng)力傳遞集中向樁端地層趨近。結(jié)合單層注漿時的情況，較軟土層在注漿后側(cè)阻力提升有明顯的優(yōu)勢。

3) 本文通過改變注漿地層位置，對樁端樁側(cè)共同注漿時的側(cè)阻力分布變化研究，得出南京河西地區(qū)該案例相對有效的注漿位置。分別與僅樁側(cè)注漿和單層注漿時進行對比，并計算了不同工況下側(cè)阻力分布變化的具體增幅，為相關(guān)實際工程施工提供一定參考，具有一定的經(jīng)濟效益。