詹偉達(dá)，歐紅亮，王 幸，婁學(xué)謙，劉日煒

(1. 中交第四航務(wù)工程局有限公司，廣東 廣州 510290；2. 中交四航工程研究院有限公司，廣東 廣州 510230)

0 引言

樁基礎(chǔ)是橋梁基礎(chǔ)的重要形式，鉆孔灌注樁具有承載力高、適用范圍廣等優(yōu)點，在橋梁樁基礎(chǔ)中得到了廣泛的應(yīng)用[1]。鉆孔灌注樁施工時，往往需要采用泥漿護(hù)壁成孔工藝，樁端沉渣、樁周泥皮、土體擾動在所難免，樁端阻力和樁側(cè)摩阻力發(fā)揮受到影響，同時樁頂沉降量也會有所增加[2-5]。后注漿技術(shù)是解決這一問題的主要手段之一，該技術(shù)指運(yùn)用高壓注漿泵，通過樁內(nèi)預(yù)埋注漿管將以水泥為主的漿液注入到鉆孔灌注樁的樁側(cè)或樁底，通過滲透固結(jié)、膠結(jié)泥皮、充填擠密、劈裂加筋等作用固化樁端沉渣和樁側(cè)泥皮，從而達(dá)到消除傳統(tǒng)成孔工藝的固有缺陷并提高樁承載力、加強(qiáng)樁質(zhì)量、減小樁基沉降的目的，已逐漸列入規(guī)范并在工程中得到了越來越多的應(yīng)用[6-11]。

目前對后注漿法加固機(jī)理已有一定的研究和成果，如通過理論分析法建立漿液流變方程，分析樁端注漿漿液上返高度[12]，采用有限元模擬注漿加固效果或顆粒流程序模擬注漿過程[13]，通過室內(nèi)模型試驗開展注漿后土體開挖來分析樁端后注漿漿液上返高度和漿液在土體中的擴(kuò)散模式[2]，從可視化角度檢測后壓漿固結(jié)體在地層中的形態(tài)分布，評價后壓漿的加固效果[14]，這些研究均為進(jìn)一步研究后壓漿的加固機(jī)理提供依據(jù)。

室內(nèi)模型試驗與真實地層尚有差異，而施工原位可視化技術(shù)(鉆孔取芯法、超聲波CT法、電磁波CT技術(shù)等)等也不盡成熟，因此注漿前后承載力對比等宏觀現(xiàn)象方面的研究仍是近期研究的熱點。

但是，大多數(shù)的試驗與理論研究僅以采用樁端注漿或普通樁型為研究對象，對同時進(jìn)行樁端樁側(cè)后注漿的長細(xì)比超過50的超長灌注樁的研究較少，對樁端樁側(cè)后注漿超長樁承載力發(fā)揮特性及增長機(jī)理的理論及試驗成果仍不完善[15]。

本研究基于樂清228國道黃華高架橋橋梁工程4根超長灌注樁自平衡承載力試驗數(shù)據(jù)，通過對比分析未注漿樁與后注漿樁實測結(jié)果，研究樁端和樁側(cè)注漿對超長灌注樁承載特性的影響特征，試驗樁采用多層振弦式鋼筋計采集樁身內(nèi)力，數(shù)據(jù)穩(wěn)定可靠，深入分析了樁端和樁側(cè)后注漿對超長灌注樁承載變形、荷載傳遞及樁端阻力和樁側(cè)摩阻力參數(shù)等方面影響規(guī)律，以期為超長灌注樁設(shè)計與施工提供參考。

1 工程地質(zhì)和試驗樁概況

228國道樂清樂成至黃華段項目全長約18.408 km，其中，黃華高架橋工程位于柳市鎮(zhèn)黃華社區(qū)，接甌江北口大橋下層，共30跨，總長933.50 m，設(shè)計寬度為32.50 m，為特大橋。大橋基礎(chǔ)均采用超長鉆孔灌注樁，樁身混凝土設(shè)計強(qiáng)度等級為C40。根據(jù)勘察報告結(jié)果，橋址區(qū)上部為淤泥及淤泥質(zhì)軟土，中下部以黏土、粉質(zhì)黏土為主，粉細(xì)砂不連續(xù)分布，多缺失，或與黏性土交相切割疊布分布，局部底部揭露有坡積的混合土及中風(fēng)化基巖。場地工程地質(zhì)條件復(fù)雜，大部分區(qū)域淺部無良好的基礎(chǔ)持力層。為了積累指導(dǎo)樁基設(shè)計的數(shù)據(jù)，對該工程開展試驗樁樁端樁側(cè)組合后注漿技術(shù)的研究。試驗樁范圍內(nèi)巖土層分布如圖1所示，各土層的主要物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 各土層主要物理力學(xué)參數(shù)Tab.1 Physical and mechanics parameters of each soil layer

圖1 試驗樁處場地地質(zhì)圖 (單位：m)Fig.1 Geologic map of pile tests area(unit：m)

試驗樁包括4根直徑1 200 mm的鉆孔灌注樁，試驗樁采用沖擊鉆反循環(huán)成孔工藝，成孔后進(jìn)行成孔質(zhì)量檢測，成樁后采用樁端樁側(cè)組合后注漿技術(shù)注漿。4根試驗樁基本概況如表2所示。樁號S1-1和S1-2的試驗樁為參考同一地質(zhì)鉆孔的端承樁，持力層為中風(fēng)化凝灰?guī)r，飽和單軸抗壓強(qiáng)度為43.8 MPa；樁號S2-1和S2-2的試驗樁為參考同一地質(zhì)鉆孔的摩擦樁。S1-2和S2-1樁分別在注漿前和注漿后進(jìn)行承載力試驗，S1-1和 S2-2樁為注漿后進(jìn)行承載力試驗。

表2 試驗樁概況Tab.2 Overview of test piles

2 現(xiàn)場試驗概況

2.1 靜載試驗

根據(jù)試驗樁長度范圍內(nèi)土層分布、試驗樁長及樁徑等參數(shù)估算，試驗樁中注漿后樁的極限承載力最大值可能超過40 000 kN，為節(jié)約試驗成本，本次試驗樁承載力試驗采用自平衡法進(jìn)行。

本工程樁基既受壓又受拔，以受壓為主，預(yù)估摩擦樁的極限端阻力小于極限側(cè)摩阻力，端承樁的極限端阻力大于極限側(cè)摩阻力。根據(jù)《基樁靜載試驗規(guī)范-自平衡法》(JT/T 738—2009)[16]的規(guī)定，擬將摩擦樁的荷載箱置于樁身“平衡點”處，端承樁的荷載箱置于樁端以上1倍樁徑處。其中，“平衡點”依據(jù)表1土層參數(shù)計算，上段樁和下段樁反力分別參考《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(JTG 3363—2019)[10]對單樁豎向抗拔承載力標(biāo)準(zhǔn)值Tuk和抗壓承載力標(biāo)準(zhǔn)值Quk進(jìn)行計算。取Tuk略大于Quk的位置作為荷載箱張開面位置。

根據(jù)試驗樁處場地土層分布，沿樁身布置BGK4911型振弦式鋼筋應(yīng)變計(每個斷面2只)量測樁身應(yīng)變，進(jìn)而計算樁身軸力及樁側(cè)摩阻力，其中，端承樁S1-1，S1-2樁身選取10個斷面，摩擦樁S2-1，S2-2樁身選取9個斷面。荷載箱和鋼筋應(yīng)變計的埋設(shè)位置如圖1所示。

在試驗樁頂及荷載箱上、下面板位移桿上端分別安裝2只大量程百分表測量試驗樁頂位移及荷載箱的上、下面板的位移。試驗采用慢速維持荷載法，加卸載步驟按照《基樁靜載試驗規(guī)范-自平衡法》(JT/T 738—2009)。

試驗樁S1-2和S2-1的靜載荷試驗參考戴國亮等[17]的研究方法進(jìn)行，分為注漿前后兩個階段：第1階段：在成樁后樁身混凝土強(qiáng)度達(dá)到要求后對試驗樁進(jìn)行注漿前的靜載荷試驗；第2階段：在注漿結(jié)束且經(jīng)養(yǎng)護(hù)水泥漿液強(qiáng)度達(dá)到要求對試驗樁進(jìn)行注漿后的靜載荷試驗，兩個階段間隔不少于20 d的休止時間。同時，為了豐富注漿后靜載荷試驗成果，且積累對成樁后直接注漿樁承載特性的認(rèn)識，對試驗樁S1-1和S2-2，只在成樁后先注漿，同時滿足注漿和混凝土齡期后再進(jìn)行加載。

在靜載荷試驗前，進(jìn)行跨孔超聲波及低應(yīng)變樁身完整性檢測，結(jié)果表明樁身完整無缺陷。

2.2 后注漿施工

樁端注漿裝置采用直管法，樁側(cè)注漿裝置采用環(huán)管法，注漿漿管規(guī)格為φ32×2.5 mm的鋼導(dǎo)管；端承試驗樁S1-1，S1-2內(nèi)布置3根樁端注漿管和6根樁側(cè)注漿環(huán)管(編號自上至下為SZ1～SZ6)，摩擦試驗樁S2-1，S2-2內(nèi)布置3根樁端注漿管和5根樁側(cè)注漿環(huán)管(編號自上至下為SZ1～SZ5)，采用開式注漿；在樁基首灌混凝土澆注完成后12～24 h內(nèi)，使用注漿泵壓入清水開塞，若水壓突然下降，表明單向閥已打開，應(yīng)立即停泵，封閉閥門5 min，以消散壓力。若觀察到有水外噴現(xiàn)象，應(yīng)繼續(xù)關(guān)閉閥門，每2～5 min后再次觀察，直至管內(nèi)壓力消散；采用42.5 R的普通硅酸鹽水泥，水泥漿強(qiáng)度要求7 d強(qiáng)度不宜小于10 MPa，對于飽和土水灰比宜為0.45～0.65，對于非飽和土水灰比宜為0.7～0.9，可摻適量外加劑，保證漿液具有較好的流動性和穩(wěn)定性，嚴(yán)格控制漿液配比，攪拌時間不少于2 min，漿液具有良好的流動性，不離析，不沉淀；注漿順序先樁側(cè)后樁端，樁側(cè)注漿自上至下，樁側(cè)樁端注漿間隔時間不小于2 h。在注漿過程中，采用自動控制及數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)控制和記錄注漿過程中的參數(shù)，主要包括注漿壓力、注漿流量和注漿水泥用量等關(guān)鍵參數(shù)與時間的關(guān)系曲線。各試驗樁注漿關(guān)鍵參數(shù)實測值如表3～4所示。

表3 端承樁注漿參數(shù)Tab.3 Grouting parameters of end bearing piles

表4 摩擦樁注漿參數(shù)Tab.4 Grouting parameters of friction piles

3 試驗樁靜載試驗結(jié)果分析

3.1 荷載-位移特征分析

4根試驗樁加載過程的Q-s曲線如圖2所示，其中位移向上為正，向下為負(fù)。圖2(a)～(b)為端承樁的Q-s曲線，可以看出：兩根端承樁在各級荷載下，上面板的位移增加量均較小，而在最大加載級時，下面板的位移增加量均較大，累計最大位移均超過40 mm，下段樁均發(fā)生了破壞。其中S1-1樁注漿后未發(fā)生破壞的最大荷載為18 000 kN，S1-2樁注漿前和注漿后未發(fā)生破壞的最大荷載分別為9 000 kN，13 500 kN。通過Q-s曲線可以看出，端承樁的上部側(cè)阻力未完全得以發(fā)揮。通過對比S1-2樁注漿前和注漿后的Q-s曲線，注漿后的Q-s曲線相比注漿前明顯變緩，相同加載量時的位移明顯更小。

圖2 試驗樁的Q-s曲線Fig.2 Q-s curves of test piles

圖2(c)～(d)為摩擦樁的Q-s曲線，可以看出：S2-1樁在各級荷載作用下，上面板的位移量均不大，但在最大加載時，下面板的位移量較大，累計最大位移均超過40 mm，下段樁發(fā)生了破壞；S2-2樁在各級荷載作用下，上面板和下面板位移增加量均不大，加載過程中未發(fā)生破壞，加載達(dá)到設(shè)備的最大加載能力時終止。其中S2-1樁注漿前未發(fā)生破壞的最大荷載為8 000 kN，S2-1樁注漿后未發(fā)生破壞的最大荷載為11 200 kN，S2-2樁注漿后未發(fā)生破壞的最大荷載為12 000 kN。通過Q-s曲線可以得知，摩擦樁的上部側(cè)阻力未完全得以發(fā)揮。通過分析S2-1樁注漿前和注漿后未達(dá)到最大試驗荷載之前的Q-s曲線，注漿后的Q-s曲線相比注漿前明顯變緩，相同荷載時的位移明顯變小。

依據(jù)4根灌注樁的6次自平衡靜載試驗結(jié)果，后注漿能明顯增大灌注樁的極限承載力，減小樁的沉降。

根據(jù)《基樁靜載試驗規(guī)范-自平衡法》(JT/T 738—2009)附錄B的規(guī)定將自平衡測得的上下段樁Q-s曲線，等效轉(zhuǎn)換為常規(guī)方法樁頂加載的一條等效曲線。4根灌注樁的等效轉(zhuǎn)換曲線如圖3所示。

圖3 等效樁頂荷載-位移曲線Fig.3 Load-displacement curves of equivalent pile tops

S1-1樁注漿后的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為39 698.8 kN，樁頂位移值為55.09 mm。S1-2樁注漿前的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為18 926.3 kN，樁頂位移值為27.35 mm。S1-2樁注漿后的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為29 676.3 kN，樁頂位移值為40.26 mm。

S2-1樁注漿前的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為17 378.8 kN，樁頂位移值為31.28 mm。S2-1樁注漿后的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為24 328.8 kN，樁頂位移值為41.15 mm。S2-2樁注漿后的極限承載力對應(yīng)的等效曲線最大荷載為25 941.3 kN，樁頂位移值為32.57 mm。

3.2 樁側(cè)阻力發(fā)揮特性

各級荷載作用下，通過預(yù)埋在樁身的鋼筋計的測試數(shù)據(jù)，可以獲取4根試驗樁的樁身軸力。

某級荷載作用下第i斷面鋼筋軸力，可根據(jù)儀器標(biāo)定證書如式(1)所示：

(1)

式中，K為標(biāo)定系數(shù)；f1i為某級荷載作用下i斷面鋼弦振動頻率；f0i為鋼弦初始振動頻率；G為溫度系數(shù)；T1i為某一級荷載作用下i斷面鋼筋計溫度；T0i為鋼弦初始溫度。

假定加載過程中鋼筋與混凝土協(xié)調(diào)變形，鋼筋應(yīng)變即為斷面混凝土應(yīng)變[18]。根據(jù)材料力學(xué)彈性變形公式，可進(jìn)一步計算出試驗樁各測試斷面處樁身軸力。各測試斷面之間樁側(cè)土層平均單位摩阻力fsi可按式(2)進(jìn)行計算：

(2)

式中，F(xiàn)i，F(xiàn)i+1為第i，i+1測試斷面處樁軸力；Ai為第i與i+1測試斷面間的樁側(cè)面積。

根據(jù)4根樁的6次試驗結(jié)果可知，荷載箱上部樁側(cè)土層摩阻力發(fā)揮均未達(dá)到極限，S1-1，S1-2，S2-1樁荷載箱下部的樁側(cè)土層摩阻力以及端阻力基本已達(dá)極限，S2-2樁由于加載設(shè)備能力限制，承載力未達(dá)到極限。

樁周各土層側(cè)摩阻力沿樁身高程的分布如圖4所示，其中側(cè)阻力向上為正，向下為負(fù)，圖4(a)～(c)為端承樁樁身單位側(cè)阻力分布圖，圖4(d)～(f)為摩擦樁樁身單位側(cè)阻力分布圖。

圖4 樁身側(cè)摩阻力分布圖Fig.4 Distributions of pile shaft lateral friction resistance

端承樁的荷載箱埋設(shè)在樁底附近，從圖4(a)～(c)可以看出，靠近荷載箱位置的土層單位側(cè)阻力測得的值較大，荷載箱上部遠(yuǎn)離荷載箱位置的土層側(cè)阻力明顯較小，尤其是淺部土層，測得單位側(cè)阻力較小，一方面與樁身所處的地層有關(guān)；另一方面與樁身的受力特性相關(guān)，靠近荷載箱的土層側(cè)摩阻力較距離遠(yuǎn)的土層先發(fā)揮。在荷載箱下部出現(xiàn)破壞之前的各級荷載下，荷載箱上下部的位移較小，側(cè)阻力未得以充分發(fā)揮。

摩擦樁的荷載箱埋設(shè)在預(yù)估的樁身“平衡點”，距離樁底一段位置，由圖4(d)～(f)可以看出，靠近荷載箱的單位側(cè)阻力較大，由于荷載箱埋設(shè)位置比端承樁淺，樁頂淺部土層單位側(cè)阻力發(fā)揮明顯比端承樁淺部土層大。雖然S2-1樁注漿前和注漿后都由于荷載箱下部先破壞，荷載箱上部土層側(cè)阻力仍未完全發(fā)揮，但相對于端承樁，相同土層的單位側(cè)阻力發(fā)揮值明顯更大。

經(jīng)過注漿后，灌注樁樁側(cè)單位側(cè)阻力有明顯的提高，為更好地指導(dǎo)此類條件下的灌注樁設(shè)計，實測得4根試驗樁共計6次試驗加載未破壞時的樁身各土層側(cè)摩阻力發(fā)揮值匯總?cè)绫?～6所示，由于荷載箱所處的土層上部和下部土層側(cè)阻力發(fā)揮方向不一致，為統(tǒng)一比對注漿前后的提高效果，將荷載箱所處土層的側(cè)阻力發(fā)揮值加權(quán)平均換算為向上發(fā)揮的側(cè)阻力值。

表5 端承樁各土層側(cè)摩阻力提升效果Tab.5 Improving effect of lateral friction resistance on each soil layer of end bearing piles

端承樁S1-1和S1-2的樁端持力層為中風(fēng)化凝灰?guī)r。由表5可以看出，后注漿對端承樁的各土層單位側(cè)阻力提高效果明顯，但同一樁的不同土層，以及同土層中的不同樁，提高的幅度均有一定差異。此外，由于上段樁上部離荷載箱位置較遠(yuǎn)，后注漿前端承樁因下段樁在較小加載情況下先發(fā)生了破壞，上段樁上部樁側(cè)摩阻力發(fā)揮不理想，造成S1-2上段樁上部注漿后比S1-2注漿前的提高效果偏離經(jīng)驗值，對該段土層僅以S1-1注漿后比S1-2注漿前的提升效果作為參考定性分析。

摩擦樁S2-1和S2-2的樁端持力層為含黏性土角礫。由表6可以看出，摩擦樁試驗數(shù)據(jù)穩(wěn)定性較好，為便于表述，采用S2-1和S2-2注漿后均值，比S2-1注漿前的提高效果進(jìn)行分析。S2-1樁的各土層在注漿后單位側(cè)阻力提高效果也較明顯，但同一樁的不同土層，以及同土層中的不同樁，提高的幅度均有一定差異。淤泥層中后注漿對灌注樁的側(cè)摩阻力提高效果不明顯。

結(jié)合表5～6還可以看出，雖然樁側(cè)后注漿能提高單位樁側(cè)摩阻力，但同一樁的不同土層，以及同土層中的不同樁，提高的幅度均有一定差異，在忽略其他因素影響下，總體上表現(xiàn)為粗粒土的提高幅度大于細(xì)粒土的提高幅度，樁側(cè)后注漿宜以改善樁側(cè)粗粒土阻力為主。

3.3 樁端阻力發(fā)揮特性

試驗樁S1-1和S1-2荷載箱埋設(shè)高程為-62.92 m，距離樁底1.8 m，最下層鋼筋計高程為-63.52 m，距離樁底1.2 m。試驗樁S2-1和試驗樁S2-2荷載箱埋設(shè)高程為-46.60 m，距離樁底10.12 m，最下層鋼筋計高程為-55.52 m，距離樁底1.2 m。為簡化分析，將由最下層鋼筋計測得的樁身軸力近似作為樁端阻力，如圖5所示。試驗樁S1-1和S1-2的樁端阻力隨著加載值的增加基本呈線性增加，由于荷載箱距離樁底較近，荷載箱的加載值絕大部分由樁端承擔(dān)。試驗樁S2-1和S2-2的樁端阻力隨著加載值的增加呈曲線上升增加，由于荷載箱距離樁底較遠(yuǎn)，下段樁的側(cè)阻力先樁端阻力發(fā)揮，樁端阻力占比隨著荷載的增加而增加。由于注漿后側(cè)阻力增加較多，在較大荷載時，摩擦樁注漿前的樁端阻力占比較注漿后的占比高。根據(jù)端承樁和摩擦樁的最大未破壞試驗荷載，可大致估計后注漿對端承樁的端阻力的提高效果為50%～100%，對摩擦樁的樁端阻力提高效果為50%～68%。根據(jù)荷載箱下面板的位移可知，注漿后相同荷載下的樁端位移也明顯減小。

圖5 試驗樁樁端阻力-樁端位移曲線Fig.5 Resistance-displacement curves of test pile tips

4 結(jié)論

(1)通過樁端和樁側(cè)后注漿，可顯著提高超長灌注樁的軸向承載力，在同樣的荷載作用下，樁的軸向位移明顯降低，地質(zhì)條件、注漿參數(shù)等的差異性，容易導(dǎo)致注漿效果產(chǎn)生一定差異，建議針對不同項目特點開展注漿工藝驗證，并考慮差異因素開展精細(xì)化注漿。

(2)樁側(cè)后注漿能提高單位樁側(cè)摩阻力，但同一樁的不同土層，以及同土層中的不同樁，提高的幅度均有一定差異，總體上表現(xiàn)為粗粒土的提高幅度大于細(xì)粒土的提高幅度，樁側(cè)后注漿宜以改善樁側(cè)粗粒土阻力為主。

(3)試驗場地條件下，對端承樁，樁端后注漿可提高樁端阻力約為50%～100%，對摩擦樁，可提高樁端阻力約為50%～68%，樁端后注漿影響深度有限，樁端后注漿宜主要用于改善端承樁沉淀層及附近土層特性。

(4)注漿前后，超長灌注樁的荷載傳遞規(guī)律未發(fā)生改變，土阻力仍表現(xiàn)為自加載點開始分層逐漸發(fā)揮，但后注漿使得樁身荷載-位移關(guān)系變緩，對于超長灌注樁，宜首選進(jìn)行樁側(cè)后注漿，以同時達(dá)到提高基樁承載力和減小樁身沉降的目的。

(5)自平衡法所謂“平衡點”實際上較難確定，荷載箱上下段樁承載力很難同時完全發(fā)揮，一定程度上限制了注漿前后樁承載力提高效果的判斷，建議采用自平衡法對后注漿樁承載特性影響研究時，以定性判斷為主，定量判斷為輔，以用于初步設(shè)計階段的樁基優(yōu)化為主，有條件的情況下，可采用傳統(tǒng)靜載試驗法開展試驗研究。