李鋒，王康超，朱珊珊，周志軍

(1.陜西省交通建設(shè)集團(tuán)公司，陜西 西安 710075；2.長(zhǎng)安大學(xué) 公路學(xué)院，陜西 西安 710064；3.山東省建筑工程質(zhì)量檢驗(yàn)檢測(cè)中心有限公司，山東 濟(jì)南 250031）

后注漿技術(shù)具有彌補(bǔ)樁身缺陷、提高樁基承載力和降低沉降等優(yōu)點(diǎn)，在樁基工程中得到廣泛應(yīng)用。以往對(duì)于樁基后注漿的研究多集中于單樁，以開(kāi)展靜載試驗(yàn)為主，主要研究后注漿技術(shù)對(duì)單樁承載力的貢獻(xiàn)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(yīng)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(huì)發(fā)生變化。楊有蓮等[3]采用自平衡靜載荷法對(duì)樁端注漿前后群樁承載特性進(jìn)行對(duì)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(yùn)用有限元軟件建立深厚軟土層中九樁高承臺(tái)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(duì)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(wèn)題，效果顯著，并且當(dāng)樁端加固體直徑為2d(樁徑)時(shí)，群樁承載力幾乎不再變化。XIANG等[8]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)邊坡試驗(yàn)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(xué)性能。鄒力等[9-11]通過(guò)有限元軟件模擬不同注漿加固區(qū)和土體彈性模量對(duì)注漿群樁承載特性的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)加固區(qū)范圍和彈性模量較大時(shí)，對(duì)控制沉降效果較好。林群仙等[12-14]運(yùn)用有限元軟件研究不同樁間距、樁端土模量和漿泡尺寸對(duì)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(yīng)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(duì)影響注漿群樁承載特性的因素進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)影響沉降的主次順序?yàn)榫鄰奖?、長(zhǎng)徑比、承臺(tái)厚度、注漿范圍、變形模量比?？梢钥闯鲆酝槍?duì)注漿群樁的承載特性研究較少，主要對(duì)注漿提高群樁承載性能進(jìn)行驗(yàn)證，且研究方法多為數(shù)值模擬和常規(guī)縮尺試驗(yàn)，往往使結(jié)果與實(shí)際產(chǎn)生誤差。本文以吳起-定邊高速公路項(xiàng)目中注漿前后單樁為原型，采用離心模型實(shí)驗(yàn)對(duì)樁基進(jìn)行模擬，并將單樁試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，在驗(yàn)證模型參數(shù)的適用性后，對(duì)注漿群樁進(jìn)行模擬。試驗(yàn)中通過(guò)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(gè)因素，分析注漿前后群樁承載特性，并對(duì)群樁承載力公式進(jìn)行修正，使其適用于樁端后注漿群樁承載力計(jì)算，該研究可為橋梁樁基設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)概況

1.1 原型單樁工程概況

吳起-定邊高速公路項(xiàng)目試驗(yàn)地點(diǎn)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(wú)地表水和地下水分布，土層物理性質(zhì)指標(biāo)如表1所示。樁基采用旋挖鉆成孔，并采用錨樁法進(jìn)行靜載荷試驗(yàn)。2根試樁(一根樁端注漿，一根樁端不注漿)直徑為1.5 m，長(zhǎng)度為25 m，試樁高出地面1.5 m進(jìn)行靜載試驗(yàn)，樁身由C30混凝土澆筑而成，其彈性模量為31.5 GPa，樁身應(yīng)力和位移分別由鋼筋應(yīng)力計(jì)和位移計(jì)測(cè)得，現(xiàn)場(chǎng)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(chǎng)土物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of field soil

1.2 離心試驗(yàn)設(shè)計(jì)

試驗(yàn)在長(zhǎng)安大學(xué)60-gt LJ-3型土工離心機(jī)上進(jìn)行，如圖2所示。本次試驗(yàn)選用與現(xiàn)場(chǎng)樁物理力學(xué)性質(zhì)相同的鋁合金空心管，彈性模量為69 GPa，長(zhǎng)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(jī)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(yàn)算，模型樁換算后的抗壓剛度為53.9 GN，與現(xiàn)場(chǎng)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(yàn)對(duì)注漿工藝的模擬較為困難，所以本次試驗(yàn)在模型樁底部澆筑一個(gè)直徑為2.5 cm的球形水泥漿擴(kuò)大頭模擬樁端注漿效果，并在樁側(cè)涂抹砂土來(lái)近似模擬漿液上返對(duì)樁側(cè)摩阻力的影響。擴(kuò)大頭尺寸是通過(guò)球形擴(kuò)張理論，計(jì)算出實(shí)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(yàn)現(xiàn)場(chǎng)重塑土，在保證土樣物質(zhì)成分相同的情況下，通過(guò)改變含水率和壓實(shí)度來(lái)模擬現(xiàn)場(chǎng)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(shí)且厚度為5 cm，則重量為23.3 kg，密度為1.85 g/cm3。對(duì)處理后的黃土經(jīng)過(guò)直剪試驗(yàn)和固結(jié)試驗(yàn)測(cè)得的物理力學(xué)參數(shù)見(jiàn)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(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of remolded soil

試驗(yàn)時(shí)，通過(guò)在樁上堆疊鐵片來(lái)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(yīng)變片需縱向剖開(kāi)，破壞其完整性，影響試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確率，所以試驗(yàn)在樁身外側(cè)截面對(duì)稱黏貼應(yīng)變片測(cè)量應(yīng)力，取其平均值以減少誤差。激光位移計(jì)測(cè)量樁頂沉降，該傳感器型號(hào)為HG-C1030，量程為10 mm，精度為0.01 mm。微型土壓力盒測(cè)量樁端阻力。試驗(yàn)概況如圖3所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)概況Fig.3 Experiment overview

1.3 單樁模型與現(xiàn)場(chǎng)結(jié)果對(duì)比

模型單樁與現(xiàn)場(chǎng)單樁的P-S曲線繪于圖4中。現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)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(yàn)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(dá)到樁徑的5%處(即s=75 mm)的荷載為極限承載力，此時(shí)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(chǎng)實(shí)測(cè)值對(duì)比，承載力相差不大，因此，本實(shí)驗(yàn)設(shè)置的模型參數(shù)較為合理，可應(yīng)用于注漿群樁的模擬。

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

1.4 注漿前后群樁模型設(shè)計(jì)

結(jié)合本試驗(yàn)的目的，在模型箱內(nèi)設(shè)置如表3中的7種群樁工況，考慮樁距和樁數(shù)對(duì)群樁注漿前后的影響。其中，d為樁徑，2×2群樁樁身設(shè)置5個(gè)深度的應(yīng)變片，由于離心機(jī)數(shù)據(jù)通道的限制，3×3群樁在樁身設(shè)置3個(gè)深度的應(yīng)變片。

表3 群樁模擬試驗(yàn)工況Table 3 Simulation test conditions of pile group

2 實(shí)驗(yàn)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(wú)明顯的轉(zhuǎn)折點(diǎn)，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(shuō)明隨著樁數(shù)的增加，注漿提高承載力的效果減弱，當(dāng)樁數(shù)較少時(shí)，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(shì)較一致。對(duì)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(shí)達(dá)到最小，即注漿群樁的承載力在5d時(shí)達(dá)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(shí)，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(shí)隨著樁間距增大，群樁效應(yīng)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(shí)，樁端加固體和群樁效應(yīng)的聯(lián)合作用使其達(dá)到最大的承載力。當(dāng)樁間距大于5d時(shí)，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(yàn)采用分級(jí)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?？梢钥闯觯诤奢d較小時(shí)(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(shuō)明剛開(kāi)始加載時(shí)，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(shí))，側(cè)摩阻力逐漸向下發(fā)揮。這是因?yàn)闃堕g距較小時(shí)，樁身帶動(dòng)土體一起沉降，此時(shí)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(dá)樁端加固體上方5 cm時(shí)，樁側(cè)摩阻力有所下降，隨后繼續(xù)增加，這主要是因?yàn)闃堕g距較小時(shí)，樁對(duì)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(shí)樁下部側(cè)摩阻力發(fā)揮較多，此時(shí)由于3d群樁在樁端設(shè)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(duì)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(shì)。

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(gè)樁深范圍內(nèi)各基樁軸力分布不均[16]，無(wú)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(lái)說(shuō)，各基樁軸力不均勻程度會(huì)隨承臺(tái)剛度增加而減小[17]，所以工程中在滿足經(jīng)濟(jì)效益的同時(shí)盡量增加承臺(tái)剛度。群樁注漿后，各樁軸力衰減速率大于不注漿時(shí)，一方面是因?yàn)槟M漿液上返效果時(shí)，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(duì)樁間土起到了封閉作用，使得樁與樁間土作為一個(gè)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?yàn)檫厴?、角樁和土形成整體對(duì)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(dāng)荷載不斷傳遞給角樁和邊樁時(shí)，樁側(cè)摩阻力在樁和樁間土這一個(gè)整體的外側(cè)邊緣充分發(fā)揮出來(lái)，所以角樁處的側(cè)摩阻力是最大的。另外，無(wú)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?yàn)?×3群樁樁身應(yīng)變片設(shè)置較少，跨度較大，所以側(cè)摩阻力劃分的精度沒(méi)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(shí)，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(shí)這種現(xiàn)象消失，說(shuō)明群樁效應(yīng)以及樁端加固體對(duì)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?yàn)樾￠g距群樁樁數(shù)越多，樁對(duì)樁間土的遮擋作用明顯，群樁效應(yīng)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?yàn)殡S樁間距增大，樁端加固體對(duì)樁間土封閉作用減弱，樁和樁間土不能形成一個(gè)整體，樁端阻力減小，側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮出來(lái)。

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

2.4 群樁效應(yīng)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(jì)算群樁效應(yīng)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(yīng)系數(shù)減小，且隨樁間距增大，群樁效應(yīng)系數(shù)先增后減，在5d時(shí)最大。但各群樁效應(yīng)系數(shù)均小于1，所以在工程中，計(jì)算注漿群樁承載力時(shí)需考慮群樁效應(yīng)影響，群樁效應(yīng)系數(shù)的合理取值對(duì)承載力計(jì)算尤為重要。

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

3 樁端后注漿群樁承載力計(jì)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(xiàng)群樁效應(yīng)系數(shù)法中群樁極限承載力公式結(jié)合，計(jì)算注漿群樁極限承載力。然而，由表4可知注漿后群樁效應(yīng)系數(shù)減小，所以根據(jù)模型實(shí)驗(yàn)得到的群樁注漿前后的群樁效應(yīng)系數(shù)變化情況，對(duì)式(3)中未注漿群樁群樁效應(yīng)系數(shù)ηsp進(jìn)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(yīng)系數(shù)修正系數(shù)，即模型試驗(yàn)中注漿群樁的群樁效應(yīng)系數(shù)ηsp2和不注漿群樁群樁效應(yīng)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(yīng)系數(shù)，可查樁基工程手冊(cè)[19]；其他參數(shù)可參考《建筑基樁檢測(cè)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(jì)算結(jié)果列于表5，以模型試驗(yàn)結(jié)果為參考作對(duì)比，可以看出，本文的計(jì)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(zhǔn)確，說(shuō)明用本文提出的方法來(lái)計(jì)算注漿群樁的承載力是可行的。但是由于試驗(yàn)工況和次數(shù)較少，本文所得到的修正系數(shù)0.968和實(shí)際存在差別，這需要進(jìn)行更多的試驗(yàn)以得到更為全面和準(zhǔn)確的修正系數(shù)，后期仍需開(kāi)展更深入的研究。

表5 群樁模擬試驗(yàn)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(shuō)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(shí)承載力最大。

2)注漿后樁基側(cè)摩阻力普遍增加，當(dāng)6d樁間距群樁注漿時(shí)，其樁側(cè)摩阻力分布模式類似于注漿單樁；當(dāng)3d樁間距群樁不注漿時(shí)，樁側(cè)摩阻力表現(xiàn)為“中間大，兩頭小”的分布模式；當(dāng)同時(shí)滿足樁間距較小和樁端注漿時(shí)，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(duì)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(duì)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(xiàng)群樁效應(yīng)系數(shù)法相結(jié)合，并根據(jù)群樁注漿前后群樁效應(yīng)系數(shù)的變化情況，給出群樁效應(yīng)的修正系數(shù)，并用于計(jì)算。估算結(jié)果與模型試驗(yàn)結(jié)果非常接近，較其他計(jì)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(jì)算提供參考。