李鋒，王康超，朱珊珊，周志軍

(1.陜西省交通建設集團公司，陜西 西安 710075；2.長安大學 公路學院，陜西 西安 710064；3.山東省建筑工程質(zhì)量檢驗檢測中心有限公司，山東 濟南 250031）

后注漿技術(shù)具有彌補樁身缺陷、提高樁基承載力和降低沉降等優(yōu)點，在樁基工程中得到廣泛應用。以往對于樁基后注漿的研究多集中于單樁，以開展靜載試驗為主，主要研究后注漿技術(shù)對單樁承載力的貢獻以及壓漿后的樁基承載特性[1-2]，而目前后注漿技術(shù)已逐漸應用于群樁基礎(chǔ)中。后注漿群樁在上部荷載作用下，群樁承載特性會發(fā)生變化。楊有蓮等[3]采用自平衡靜載荷法對樁端注漿前后群樁承載特性進行對比，發(fā)現(xiàn)注漿后樁端阻力和樁側(cè)阻力得到提高，群樁由摩擦型樁變?yōu)槎顺心Σ列蜆?。何少華等[4-6]基于某超大群樁工程，運用有限元軟件建立深厚軟土層中九樁高承臺群樁在樁端注漿前后的三維模型，發(fā)現(xiàn)注漿后各基樁樁頂反力角樁最大，邊樁次之，中樁最小，樁端注漿對改善和平衡群樁中各基樁之間不均勻受力效果明顯。ZHOU等[7]提出采用后注漿群樁法解決巖溶地區(qū)群樁施工問題，效果顯著，并且當樁端加固體直徑為2d(樁徑)時，群樁承載力幾乎不再變化。XIANG等[8]通過現(xiàn)場邊坡試驗研究注漿管樁群樁在橫向荷載下的受力性能，分析土壤-樁-梁相互作用下群樁的力學性能。鄒力等[9-11]通過有限元軟件模擬不同注漿加固區(qū)和土體彈性模量對注漿群樁承載特性的影響，發(fā)現(xiàn)當加固區(qū)范圍和彈性模量較大時，對控制沉降效果較好。林群仙等[12-14]運用有限元軟件研究不同樁間距、樁端土模量和漿泡尺寸對注漿群樁承載力影響，結(jié)果表明承載力隨著漿泡尺寸和樁端土模量的增大而增大，隨樁間距增加，群樁效應減弱，但群樁承載力提高并不明顯。朱楠[15]建立后注漿群樁模型，采用正交法對影響注漿群樁承載特性的因素進行分析，發(fā)現(xiàn)影響沉降的主次順序為距徑比、長徑比、承臺厚度、注漿范圍、變形模量比?？梢钥闯鲆酝槍ψ{群樁的承載特性研究較少，主要對注漿提高群樁承載性能進行驗證，且研究方法多為數(shù)值模擬和常規(guī)縮尺試驗，往往使結(jié)果與實際產(chǎn)生誤差。本文以吳起-定邊高速公路項目中注漿前后單樁為原型，采用離心模型實驗對樁基進行模擬，并將單樁試驗結(jié)果與現(xiàn)場試驗結(jié)果對比，在驗證模型參數(shù)的適用性后，對注漿群樁進行模擬。試驗中通過改變影響注漿群樁承載性狀最顯著的樁間距和樁數(shù)2個因素，分析注漿前后群樁承載特性，并對群樁承載力公式進行修正，使其適用于樁端后注漿群樁承載力計算，該研究可為橋梁樁基設計提供參考。

1 試驗概況

1.1 原型單樁工程概況

吳起-定邊高速公路項目試驗地點位于陜西省榆林市，該地區(qū)為黃土溝壑工程地質(zhì)區(qū)地貌，鉆探50 m范圍內(nèi)無地表水和地下水分布，土層物理性質(zhì)指標如表1所示。樁基采用旋挖鉆成孔，并采用錨樁法進行靜載荷試驗。2根試樁(一根樁端注漿，一根樁端不注漿)直徑為1.5 m，長度為25 m，試樁高出地面1.5 m進行靜載試驗，樁身由C30混凝土澆筑而成，其彈性模量為31.5 GPa，樁身應力和位移分別由鋼筋應力計和位移計測得，現(xiàn)場基本概況如圖1所示。

圖1 樁位布置圖Fig.1 Pile location layout

表1 現(xiàn)場土物理力學參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of field soil

1.2 離心試驗設計

試驗在長安大學60-gt LJ-3型土工離心機上進行，如圖2所示。本次試驗選用與現(xiàn)場樁物理力學性質(zhì)相同的鋁合金空心管，彈性模量為69 GPa，長25 cm，外圈半徑0.75 cm，內(nèi)圈半徑0.55 cm，且滿足式(1)抗壓剛度的要求：

圖2 離心機示意圖Fig.2 Diagram of centrifuge

式中：Em為模型樁的彈性模量；Am是模型樁的橫截面積；Ep為原型樁的彈性模量；Ap是原型樁的截面積；n為相似比，取100。經(jīng)驗算，模型樁換算后的抗壓剛度為53.9 GN，與現(xiàn)場原型樁53 GN接近，故選取該尺寸的模型樁較為合理。

由于離心模型試驗對注漿工藝的模擬較為困難，所以本次試驗在模型樁底部澆筑一個直徑為2.5 cm的球形水泥漿擴大頭模擬樁端注漿效果，并在樁側(cè)涂抹砂土來近似模擬漿液上返對樁側(cè)摩阻力的影響。擴大頭尺寸是通過球形擴張理論，計算出實際漿液的樁端土影響范圍而確定的。

模型土取自吳定高速試驗現(xiàn)場重塑土，在保證土樣物質(zhì)成分相同的情況下，通過改變含水率和壓實度來模擬現(xiàn)場地基土。將土的含水率配到9%，悶料后分7次裝箱，每層土需攤鋪擊實且厚度為5 cm，則重量為23.3 kg，密度為1.85 g/cm3。對處理后的黃土經(jīng)過直剪試驗和固結(jié)試驗測得的物理力學參數(shù)見表2。樁在指定高度埋入，埋樁結(jié)束后樁頂高出地面3 cm，便于加載。

表2 重塑土物理力學參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of remolded soil

試驗時，通過在樁上堆疊鐵片來施加荷載，考慮到群樁荷載較大，采用的鐵片每張200 N，換算成原型為2 000 kN。由于模型樁尺寸較小，在樁身內(nèi)側(cè)黏貼應變片需縱向剖開，破壞其完整性，影響試驗數(shù)據(jù)的準確率，所以試驗在樁身外側(cè)截面對稱黏貼應變片測量應力，取其平均值以減少誤差。激光位移計測量樁頂沉降，該傳感器型號為HG-C1030，量程為10 mm，精度為0.01 mm。微型土壓力盒測量樁端阻力。試驗概況如圖3所示。

圖3 實驗概況Fig.3 Experiment overview

1.3 單樁模型與現(xiàn)場結(jié)果對比

模型單樁與現(xiàn)場單樁的P-S曲線繪于圖4中?，F(xiàn)場實測的注漿樁和不注漿樁的P-S曲線均為陡降型，極限承載力分別為9 000 kN和15 000 kN，離心試驗得到的P-S曲線為緩變型，將其數(shù)據(jù)按照相似比換算為原型單樁，其中，沉降換算后的精度為1 mm，滿足要求。取位移達到樁徑的5%處(即s=75 mm)的荷載為極限承載力，此時模型不注漿樁和注漿樁的極限承載力分別為8 600 kN和14 500 kN，與現(xiàn)場實測值對比，承載力相差不大，因此，本實驗設置的模型參數(shù)較為合理，可應用于注漿群樁的模擬。

圖4 現(xiàn)場與模型樁P-S曲線對比Fig.4 Comparison of P-S curves between site and model pile

1.4 注漿前后群樁模型設計

結(jié)合本試驗的目的，在模型箱內(nèi)設置如表3中的7種群樁工況，考慮樁距和樁數(shù)對群樁注漿前后的影響。其中，d為樁徑，2×2群樁樁身設置5個深度的應變片，由于離心機數(shù)據(jù)通道的限制，3×3群樁在樁身設置3個深度的應變片。

表3 群樁模擬試驗工況Table 3 Simulation test conditions of pile group

2 實驗結(jié)果分析

2.1 荷載-沉降曲線

由圖5可看出，各群樁P-S曲線無明顯的轉(zhuǎn)折點，為緩降型。2×2群樁和3×3群樁注漿后沉降明顯減小。單樁、2×2群樁、3×3群樁注漿后承載力分別提高68%，64%，62%，說明隨著樁數(shù)的增加，注漿提高承載力的效果減弱，當樁數(shù)較少時，注漿提高樁基承載力的效果較為顯著。

圖5(c)為注漿2×2群樁不同樁間距的荷載沉降曲線，可看出樁間距不同，沉降量不同，但沉降趨勢較一致。對比可知，注漿群樁的沉降量隨樁間距增大先減小后增大，在5d時達到最小，即注漿群樁的承載力在5d時達到最大，這與普通群樁承載力隨樁間距增大而增大的現(xiàn)象不同，其原因在于樁間距在3～5d之間時，樁端加固體的存在使樁端平面樁和土之間聯(lián)系緊密，樁端阻力較大，與此同時隨著樁間距增大，群樁效應減小，樁基上部樁土共同沉降減弱，使得樁基上部側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮，在5d時，樁端加固體和群樁效應的聯(lián)合作用使其達到最大的承載力。當樁間距大于5d時，漿泡之間作用減弱，承載力逐漸下降。

圖5 群樁P-S曲線Fig.5 P-S curves of pile group

2.2 軸力和側(cè)摩阻力分布規(guī)律

1)2×2 群樁注漿前后基樁軸力和側(cè)阻力分析

由于試驗采用分級加載(如表3所示)，且由圖5可知各群樁的極限荷載大小。故將注漿前后的2×2群樁在接近極限荷載下(不注漿3 000 N，注漿5 000 N)的基樁軸力和側(cè)摩阻力數(shù)據(jù)繪制于圖6?？梢钥闯?，在荷載較小時(即1 800 N)，不注漿2×2群樁樁身上部軸力衰減較快，下部衰減較慢。說明剛開始加載時，樁側(cè)摩阻力首先從樁身上部發(fā)揮，隨荷載增大(即3 000 N時)，側(cè)摩阻力逐漸向下發(fā)揮。這是因為樁間距較小時，樁身帶動土體一起沉降，此時樁身上部側(cè)摩阻力發(fā)揮較少，主要集中在樁身下部，最后表現(xiàn)為樁側(cè)摩阻力沿著樁深遞增，荷載傳遞到樁端，發(fā)生局部剪切破壞，側(cè)摩阻力減小。

圖6 2×2群樁注漿前后基樁軸力和側(cè)摩阻力Fig.6 Axial and side friction of 2×2 group piles before and after grouting

由圖6(b)可知，樁間距3d的2×2注漿樁，其樁側(cè)摩阻力也是隨荷載的增大逐漸向下發(fā)揮。但到達樁端加固體上方5 cm時，樁側(cè)摩阻力有所下降，隨后繼續(xù)增加，這主要是因為樁間距較小時，樁對樁間土產(chǎn)生隔斷，樁與樁間土一起沉降，使得樁上部側(cè)摩阻力不能充分發(fā)揮，這時樁下部側(cè)摩阻力發(fā)揮較多，此時由于3d群樁在樁端設置了注漿加固體，使得樁端平面以上一段深度范圍內(nèi)的土體相對位移受到限制，所以在樁端范圍內(nèi)側(cè)摩阻力表現(xiàn)為先減小后增大的趨勢。

2)3×3 群樁注漿前后軸力和側(cè)摩阻力分析

將注漿前后的3×3群樁在接近極限荷載下(不注漿7 000 N，注漿11 200 N)的各基樁軸力和側(cè)摩阻力數(shù)據(jù)繪制于圖7。圖7(a)中，由于樁土相互作用，群樁在整個樁深范圍內(nèi)各基樁軸力分布不均[16]，無論注漿前還是注漿后，同一深度的樁截面，角樁軸力最大，邊樁次之，中樁最小。一般來說，各基樁軸力不均勻程度會隨承臺剛度增加而減小[17]，所以工程中在滿足經(jīng)濟效益的同時盡量增加承臺剛度。群樁注漿后，各樁軸力衰減速率大于不注漿時，一方面是因為模擬漿液上返效果時，在樁身涂抹粗砂粒，增大了樁側(cè)摩阻力，另一方面樁端加固體的存在對樁間土起到了封閉作用，使得樁與樁間土作為一個整體沉降，增大了側(cè)摩阻力作用面，所以軸力衰減較快。

在圖7(b)中，角樁和邊樁的樁側(cè)摩阻力大于中樁，這是因為邊樁、角樁和土形成整體對中樁產(chǎn)生夾持作用，使樁側(cè)摩阻力首先在角樁和邊樁處發(fā)揮，當荷載不斷傳遞給角樁和邊樁時，樁側(cè)摩阻力在樁和樁間土這一個整體的外側(cè)邊緣充分發(fā)揮出來，所以角樁處的側(cè)摩阻力是最大的。另外，無論注漿前后，其樁側(cè)摩阻力都是逐步增大的，這與2×2群樁不同，主要是因為3×3群樁樁身應變片設置較少，跨度較大，所以側(cè)摩阻力劃分的精度沒有2×2群樁高，在總體上呈現(xiàn)出樁身最下部側(cè)摩阻力仍繼續(xù)增大的現(xiàn)象。

圖7 3×3群樁注漿前后各基樁軸力和側(cè)摩阻力Fig.7 Axial and side friction of 3×3 pile group before and after grouting

3)不同樁距2×2注漿群樁軸力和側(cè)摩阻力分析

將不同樁距的2×2注漿群樁在接近極限荷載下(3d和4d為5 000 N，5d和6d為6 000 N)的基樁軸力和側(cè)摩阻力數(shù)據(jù)繪制于圖8。可以看出，樁間距為3d時，樁側(cè)摩阻力先增大再減小再增大的現(xiàn)象明顯，隨著樁間距增大，樁側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮。在6d時這種現(xiàn)象消失，說明群樁效應以及樁端加固體對群樁承載性狀影響減小，其承載性狀類似于注漿單樁。且隨著樁間距增加，樁側(cè)摩阻力占比增大，樁端阻力占比減小。

圖8 不同樁間距2×2注漿群樁基樁軸力和側(cè)摩阻力Fig.8 Axial and side friction of 2×2 grouting groups with different pile spacing

2.3 各單樁和群樁樁端阻力分析

由圖9(a)可知，樁數(shù)越多，端阻比越大。這是因為小間距群樁樁數(shù)越多，樁對樁間土的遮擋作用明顯，群樁效應大，樁土共同沉降顯著，樁側(cè)摩阻力不能充分發(fā)揮，端阻比增加。由圖9(b)可知，隨樁間距增大，端阻比減小，側(cè)阻比增大。這是因為隨樁間距增大，樁端加固體對樁間土封閉作用減弱，樁和樁間土不能形成一個整體，樁端阻力減小，側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮出來。

圖9 端阻比變化Fig.9 Change of end resistance ratio

2.4 群樁效應系數(shù)分析

將各樁型的極限承載力換算為原型結(jié)果，并計算群樁效應系數(shù)列于表4?？梢园l(fā)現(xiàn)，相同樁間距群樁注漿后群樁效應系數(shù)減小，且隨樁間距增大，群樁效應系數(shù)先增后減，在5d時最大。但各群樁效應系數(shù)均小于1，所以在工程中，計算注漿群樁承載力時需考慮群樁效應影響，群樁效應系數(shù)的合理取值對承載力計算尤為重要。

表4 群樁效應系數(shù)Table 4 Effect coefficient of pile group

3 樁端后注漿群樁承載力計算

本文考慮將《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》JGJ94—2008[18]中注漿單樁極限承載力公式(式(2))與分項群樁效應系數(shù)法中群樁極限承載力公式結(jié)合，計算注漿群樁極限承載力。然而，由表4可知注漿后群樁效應系數(shù)減小，所以根據(jù)模型實驗得到的群樁注漿前后的群樁效應系數(shù)變化情況，對式(3)中未注漿群樁群樁效應系數(shù)ηsp進行修正，得到注漿群樁極限承載力公式(式(3))，具體如下：

其中：Pu為注漿群樁極限承載力；Quk為注漿單樁極限承載力；ξ為樁端后注漿群樁效應系數(shù)修正系數(shù)，即模型試驗中注漿群樁的群樁效應系數(shù)ηsp2和不注漿群樁群樁效應系數(shù)ηsp1之比，取2×2和3×3群樁注漿后修正系數(shù)平均值0. 968；n為樁數(shù)；ηsp為不注漿群樁群樁效應系數(shù)，可查樁基工程手冊[19]；其他參數(shù)可參考《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》[20]。

式(2)中各參數(shù)參考《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》JGJ94—2008取值。將各公式計算結(jié)果列于表5，以模型試驗結(jié)果為參考作對比，可以看出，本文的計算公式相較于等代墩基法和建筑樁基技術(shù)規(guī)范法更準確，說明用本文提出的方法來計算注漿群樁的承載力是可行的。但是由于試驗工況和次數(shù)較少，本文所得到的修正系數(shù)0.968和實際存在差別，這需要進行更多的試驗以得到更為全面和準確的修正系數(shù)，后期仍需開展更深入的研究。

表5 群樁模擬試驗工況Table 5 simulated test conditions of pile groups

4 結(jié)論

1)樁端注漿后各單樁和群樁的沉降明顯減小。單樁、2×2群樁、3×3群樁注漿后承載力分別提高68%，64%，62%左右，說明隨著樁數(shù)增加，注漿提高承載力的效果逐漸減弱。隨著樁間距增大，2×2注漿群樁的極限承載力由大到小為5d，6d，4d和3d，在5d時承載力最大。

2)注漿后樁基側(cè)摩阻力普遍增加，當6d樁間距群樁注漿時，其樁側(cè)摩阻力分布模式類似于注漿單樁；當3d樁間距群樁不注漿時，樁側(cè)摩阻力表現(xiàn)為“中間大，兩頭小”的分布模式；當同時滿足樁間距較小和樁端注漿時，由于樁身上部樁土共同沉降，使得側(cè)摩阻力在樁身上部不能充分發(fā)揮，主要集中在下部，又由于樁端加固體對樁端上部土體的封閉作用，使樁端以上部分土體的樁土相對位移減少，側(cè)摩阻力先增再減后增。

3)各群樁注漿后樁端阻力比樁側(cè)摩阻力提高幅度大，樁端注漿有助于群樁樁端阻力的發(fā)揮。隨樁數(shù)增加，端阻比增加。隨著樁間距增大，端阻比減小，側(cè)摩阻力增加。

4)將《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》JGJ94—2008與分項群樁效應系數(shù)法相結(jié)合，并根據(jù)群樁注漿前后群樁效應系數(shù)的變化情況，給出群樁效應的修正系數(shù)，并用于計算。估算結(jié)果與模型試驗結(jié)果非常接近，較其他計算方法的結(jié)果，其精度也更高，本方法可為今后注漿群樁承載力的計算提供參考。