孟凡偉，蔣建平

(上海海事大學 海洋科學與工程學院，上海 201306)

0 引言

鉆孔灌注樁技術具有成本經(jīng)濟、施工便捷及地層適應方面的優(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阻力的發(fā)揮，二者因此成為該施工技術中的兩大缺點。而后注漿技術通過成樁后的壓力通道，將水泥漿液壓入樁端或樁側，經(jīng)過滲透、壓密、填充而后凝結，有效改善了樁底沉渣及樁側泥皮的情況，減少了樁體沉降和應力松弛，并提高了承載力的發(fā)揮。因而，后注漿與鉆孔灌注樁技術的聯(lián)合應用，成為基礎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摩阻力發(fā)揮和樁土相對位移的關系，其中非破壞樁上部土層隨荷載增加易出現(xiàn)側摩阻力軟化現(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摩阻力的承載特性，并驗證樁側摩阻力承擔了大部分荷載。

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，細砂及黏土中漿液相對難以固結；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，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。

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

Thiyyakkandi S等[9-10]通過研究，提出了一種預測樁端樁側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、側摩阻力及荷載沉降反應的方法。

目前關于樁側摩阻力變化的研究，多為靜載下分析樁端后注漿樁側摩阻力隨荷載變化的影響，以及同樁端阻力荷載分擔等影響。而樁端樁側組合后注漿的相關研究相對較少，因此關于樁側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建立單樁復合地基模型，基于不同強化體性質，討論了注漿位置變化對樁端樁側后注漿超長灌注樁的側阻力分布的影響，為相關的工程設計及分析提供參考。

1 工程地質條件及計算模型

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側阻力標準值Qsik/kPa①素填土9.780.640.25251.8520.020②粉質黏土13.442.020.3291.7910.532③淤泥質粉質黏土9.5119.200.32121.8215.020④粉質黏土9.7510.470.3291.8010.524⑤粉質黏土10.1113.230.3291.8010.530⑥粉質黏土10.503.940.3291.8010.538⑦粉細砂50.006.410.30201.8030.060⑧強風化粉細砂巖55.004.450.25232.4060.0120⑨中風化粉細砂巖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)，構建ABAQUS單樁有限元模型。樁周各地層的本構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、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力平衡，分步撤除護壁約束并沉樁。

強化體的本構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取0.5d，樁端注漿加固體根據(jù)球面擴散理論相關統(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下的承載及側阻力分布情況?？紤]到地層參數(shù)、漿液配比等對強化體結構的影響，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構的滲透及壓密作用；

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)過反復試算，將模型計算與現(xiàn)場試樁結果[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單土層注漿、樁端及樁側單土層注漿、樁側分層逐級注漿和樁端及樁側分層逐級后注漿的強化作用及影響。

2 樁側單層注漿位置及強化體剛度對側阻力分布的影響

2.1 樁側單土層注漿

本階段試驗在原有地層條件基礎上，分別在除樁頂外的每一層樁側置換強化體建立模型，并分析其側阻力分布規(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設置對比。強化體粘聚力、內(nèi)摩擦角分別取45 kPa和35°。

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

由圖3可知，對于不同強化體位置，當強化體剛度為150 MPa時，第3至6層注漿側阻力在對應土層的分布，部分或整體均明顯優(yōu)于未注漿時；第7層注漿在對應土層的側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地層位置分布的最大側阻力均達到最優(yōu)狀態(tài)，之后隨強化體剛度增加優(yōu)勢顯著減小，兩端側阻力逐漸集中；第7層側阻力分布呈現(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；其余各層側阻力分布與未注漿時基本一致。

注漿后側阻力分布增幅最明顯的是第5、6層強化體，其最大側阻力相比于未注漿時分別提升至90 kPa、150 kPa。結合這兩層和第4層都是粉質粘土，可以發(fā)現(xiàn)其越靠近上部土層的強化體，對應最大側阻力分布提升越小。由于局部注漿導致樁徑有所變化，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，對應地層與強化體間的側阻力會產(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層最大側阻力出現(xiàn)在中段，隨著強化體剛度提升，該層中段側阻力從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。相鄰土層邊緣側阻力有所增加，說明側阻力有向強化體兩端傳遞集中的趨勢。

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

結果表明，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層及以下所分布側阻力提升或集中效果均更明顯。當強化體剛度為150 MPa時，粉質粘土中側阻力表現(xiàn)出優(yōu)勢，最大側阻力出現(xiàn)在第6層，粉細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層的側阻力始終保持了提升與集中。可見，對側阻力分布的影響效果與作用位置及樁側地層參數(shù)均有一定影響。

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

2.2 樁端及樁側單土層注漿

本階段試驗，在除持力層外，樁側單土層注漿所建各模型的基礎上，分別設置樁端強化體建立模型進行對照，強化體性質與前例一致，剛度依舊采用50 MPa梯度進行設置。綜合分析樁端注漿情況下，樁側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，當強化體剛度為150 MPa時，第5至6層強化體側阻力在對應土層的分布，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 樁端及樁側單層注漿側阻力分布對比
Fig.4 Comparison of distribution of lateral resistance of both end and side grouting pile with single layer

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

結果顯示，相比于樁側單層注漿，當樁端設置同樣強化體作用后，各層強化體對側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阻力軟化衰減與應力傳遞集中均進一步加強。

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

3 逐級注漿位置及強化體剛度變化對側阻力分布的影響

3.1 樁側分層逐級注漿

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

由圖5可知，由樁側從樁端附近逐級向上注漿，側阻力分布提升非常顯著，樁側分布的最大側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。當注漿到第4層以上即樁身的上部時，樁端附近側阻力分布趨勢不再發(fā)生明顯變化，樁身側阻力分布基本一致，整體呈現(xiàn)為“R”型分布。

隨著注漿接近頂部土層，當注漿至第4、5層土，強化體附近粉質粘土層粘聚力最小，強化體作用段也較長，對應在層中的分布優(yōu)勢均明顯。強化體剛度從150 MPa梯度增加后，側阻力分布整體開始向樁端趨近，粉質粘土層峰值由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。當注漿至第3層時，對應土層上部側阻力出現(xiàn)明顯衰減而側阻力分布與注漿至4層時變化不大，說明此時對應側阻力已充分發(fā)揮，這種衰減也隨強化體剛度增加向下轉移。

圖5 樁側分層逐級注漿側阻力分布對比圖
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阻力，逐級設置強化體后樁側所呈現(xiàn)的“R”型側阻力分布曲線在第4、5層處也即是粉質粘土層，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左右樁深處最大側阻力最大增幅也提升了約196%。

結果表明，樁側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，隨著強化體逐級設置，側阻力分布在中下段粉質粘土中呈現(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，樁身側阻力“R”型分布向樁端方向趨進。

3.2 樁端樁側分層逐級注漿

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

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

圖6 含樁端分層逐級注漿側阻力分布對比圖
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，樁端注漿且逐級設置強化體后樁側所呈現(xiàn)的“R”型側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左右樁深處最大側阻力最大增幅由90 kPa提升到551 kPa左右，增加了約512%。

結果顯示，樁端樁側后注漿相比于僅樁側注漿，對整體側阻力分布均有影響，側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，樁身最大側阻力增幅均先在注漿至第4、5層粉質粘土層時出現(xiàn)，而第7層粉細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，樁端附近的側阻力越發(fā)向樁端集中，側阻力分布從“R”型向樁端方向趨進的趨勢，相較于僅樁側逐級注漿時基本保持不變。與圖4樁端及單層樁側注漿時所呈現(xiàn)的對比，這種側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)當從樁端開始逐級注漿時，樁端附近側阻力獲得極大增幅。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，說明適當壓力下的充分注漿對樁端附近側阻力提升影響巨大。

4 結論

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)，對其進行側阻力分布分析，得出以下幾點結論：

1) 單層注漿時，單層強化體對側阻力的影響具有一定獨立性。樁中下段第6層側阻力增幅最大，隨著注漿強化體剛度提升，原始樁基表面與強化體間的側阻力會有所衰減并向兩端傳遞集中，整體側阻力的傳遞集中會向樁端附近土層趨近。當樁端也設置有注漿強化體時，側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樁端注漿中依然存在，但側阻力的傳遞與集中在逐級注漿中得到更具體的體現(xiàn)。

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

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