鄭愛榮，肖大平，諸葛愛軍，陳舉

（1.中交天津港灣工程研究院有限公司，港口巖土工程技術(shù)交通行業(yè)重點實驗室，天津市港口巖土工程技術(shù)重點實驗室，天津300222；2.中國建筑科學(xué)研究院，北京100013）

0 引言

樁底沉渣和樁側(cè)泥皮是影響泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁樁端阻力與樁側(cè)摩擦力發(fā)揮的兩個固有缺陷[1～2]，后注漿技術(shù)因?qū)ζ渚哂辛己玫募庸绦Ч?，?yīng)用越來越廣泛，后注漿灌注樁承載性能和加固機理的研究也越來越深入[3～7]。本文應(yīng)用二維有限元軟件PLAXISV8及其小應(yīng)變硬化土模型，在現(xiàn)場試樁試驗的基礎(chǔ)上，分析樁端樁側(cè)聯(lián)合后注漿灌注樁的豎向承載性能。

1 考慮小應(yīng)變剛度的數(shù)值分析模型

1.1 土體本構(gòu)模型選擇

采用硬化土模型進(jìn)行靜載試樁的有限元模擬，樁體沉降量尤其加載初期沉降量往往大于實測值，為解決這個問題，考慮小應(yīng)變時土體剛度較大，對比小應(yīng)變硬化土模型（HSSmall）與一般硬化土模型（HS）計算結(jié)果，分析小應(yīng)變剛度對樁基承載性能模擬的影響。

1.1.1 HS模型與HSSmall模型

硬化土模型以塑性理論為基礎(chǔ)，考慮了土體的剪脹性，并引入一個蓋帽型屈服面，是一個可以模擬包括軟土和硬土在內(nèi)的不同類型土體行為的先進(jìn)模型[8]。其屈服面在主應(yīng)力空間不是固定的，而是由于塑性應(yīng)變的產(chǎn)生而膨脹。硬化土模型包括土的兩種主要硬化方式，剪切硬化和壓縮硬化，前者主要用于模擬主偏量加載帶來的不可逆塑性應(yīng)變，后者用于模擬固結(jié)儀加載和各向同性加載中主壓縮帶來的不可逆塑性應(yīng)變。

PLAXISV8.4版本增加了小應(yīng)變硬化土模型，該模型基于小應(yīng)變水平下土體剛度顯著高于一般工程應(yīng)變水平下的剛度（如圖1[9]），結(jié)合小應(yīng)變剛度與一般硬化土模型一同考慮土體變形性能。其準(zhǔn)彈性切線剪切模量根據(jù)實際的剪切應(yīng)力增量通過積分變形曲線的割線剪切模量求得，當(dāng)切線剪切模量小于循環(huán)加載剪切模量時，設(shè)為常數(shù)，之后的剛度變形滿足硬化土模型的硬化塑性，如圖2。該模型在硬化土模型參數(shù)的基礎(chǔ)上，添加了應(yīng)力相關(guān)的小應(yīng)變（應(yīng)變小于10-6）剪切模量、剪切剛度為小應(yīng)變剪切剛度0.7倍時的剪切應(yīng)變γ0.7，這兩個參數(shù)均可以通過試驗求得。

圖1 試驗及工程應(yīng)用典型應(yīng)變范圍內(nèi)土的剛度應(yīng)變關(guān)系

圖2 小應(yīng)變硬化土模型剛度應(yīng)變關(guān)系

1.1.2 模型對比分析

設(shè)樁周土層均一，樁長10m，樁徑0.8m，材料參數(shù)如表1，對樁周土體分別采用小應(yīng)變硬化土模型和一般硬化土模型的荷載沉降曲線進(jìn)行對比，如圖3。相比較一般硬化土模型，考慮土的小應(yīng)變剛度后，無論黏土還是砂土在加載初期沉降量計算結(jié)果都有明顯的降低，最終沉降量也有一定程度的降低，說明此模型在解決靜載試樁數(shù)值模擬沉降量偏大方面是有一定作用的。

表1 材料參數(shù)表

圖3 樁的Q-S曲線

1.2 計算模型

根據(jù)球形擴張理論，樁端注漿加固體為以注漿壓力源為球心的球體[10]，壓力源為伸出樁端400mm的注漿閥。樁端注漿加固體直徑D為[11]：

式中：n為樁端土孔隙率；d為灌注樁直徑；V為注漿量。

樁側(cè)注漿，在注漿位置形成漿泡，水泥固結(jié)體將泥皮層完全置換，并產(chǎn)生“擴徑效應(yīng)”，樁土界面外擴至樁側(cè)水泥固結(jié)體與土體之間[12]。樁周土體通過注漿的“滲透固結(jié)效應(yīng)”、“充填擠密效應(yīng)”、“劈裂加筋效應(yīng)”強度也得以提高[13-14]。設(shè)界面強度折減系數(shù)為0.9，材料參數(shù)如表2、表3，軸對稱計算模型如圖4。

表2 材料參數(shù)表

表3 材料參數(shù)表

圖4 有限元計算模型

2 后注漿灌注樁試樁試驗

首都國際機場三號航站樓總建筑面積約96萬m2，采用泥漿護(hù)壁鉆孔灌注樁基礎(chǔ)，共布樁18 000余根，為提高樁基承載力，通過樁端、樁側(cè)聯(lián)合注漿改善成樁質(zhì)量，是國內(nèi)建設(shè)項目中后注漿技術(shù)應(yīng)用規(guī)模最大的一次。樁端注漿量為1 000 kg，樁側(cè)依據(jù)樁長的不同采用不同的注漿方式，樁長在30m以內(nèi)的設(shè)1道樁側(cè)注漿，注漿量為600 kg，樁長超過30m的設(shè)2道樁側(cè)注漿，每道注漿量為400 kg。

共進(jìn)行了66根后注漿樁和6根非注漿樁的破壞性靜載試驗，部分樁型承載力特征值平均值如表4，注漿后豎向承載力提高分別達(dá)144%，120%和97%。

表4 試樁承載力特征值

3 計算結(jié)果與分析

3.1 計算結(jié)果與試驗結(jié)果對比

為進(jìn)一步對比HSSmall與Harding Soil模型，對樁端樁側(cè)聯(lián)合后注漿灌注樁（SD-TP2、5）分別采用兩種模型進(jìn)行了有限元計算，灌注樁的荷載沉降曲線和軸力分布結(jié)果如圖5、圖6。采用HSSmall本構(gòu)模型的數(shù)值分析結(jié)果與實測值吻合較好，證明了此方法分析后注漿灌注樁承載性能的有效性，而相同荷載下采用HS本構(gòu)模型的沉降量則明顯偏大，進(jìn)一步驗證了考慮土體的小應(yīng)變剛度的必要性。

圖5 樁的Q-S曲線

圖6 后注漿灌注樁軸力分布

3.2 軸力傳遞特性

不同加載階段樁身截面軸力沿樁體埋深分布如圖6、圖7。樁身截面軸力隨荷載的增加而增加，在同一級荷載作用下隨深度增加逐漸減小，在不同的土層和不同的加載階段遞減速率不同。其表現(xiàn)為軸力曲線的斜率存在差異，軸力曲線的斜率反映了樁側(cè)阻力的大小，斜率越小，層面間軸力差越大，即樁側(cè)摩阻力越大[15]。對比注漿前后樁的軸力圖，當(dāng)兩根試樁樁頂荷載接近最大加載值時，后注漿灌注樁的軸力曲線斜率較未注漿樁小，表明注漿后，樁側(cè)土體的摩阻力比未注漿時高。

圖7 未注漿灌注樁軸力分布

3.3 樁端阻力發(fā)揮特性

后注漿對樁端阻力發(fā)揮亦有較大影響，如圖8、圖9。當(dāng)未注漿樁NE-TP4、5樁頂荷載超過8 000 kN后，樁端阻力曲線的斜率突然變大，樁頂荷載的增量全部由樁端阻力承擔(dān)。后注漿樁SD-TP2、5的樁端阻力與樁頂荷載的曲線斜率變化不明顯，這是由于樁側(cè)摩阻力未到達(dá)極限值，端阻力與側(cè)阻力仍在同時增長的緣故。另外，相同樁端位移下，后注漿樁的樁端阻力明顯大于未注漿樁，注漿樁只需較小的樁端位移就能發(fā)揮較大的端阻力，樁端阻力發(fā)揮提前，與樁側(cè)摩阻力發(fā)揮的時間差異性減小。

圖8 樁端阻力與荷載關(guān)系

圖9 樁端阻力與樁端位移關(guān)系

3.4 樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性

樁側(cè)摩阻力與荷載、樁頂位移之間的關(guān)系如圖10、圖11。較小荷載作用下，注漿前后樁側(cè)摩阻力差距較小，與荷載呈線性關(guān)系。加載至8000 kN時，未注漿樁NE-TP4、5樁側(cè)摩阻力隨荷載增長變化減弱，沉降量突增，最終達(dá)到極限側(cè)摩阻力，與圖5分析結(jié)果相吻合。后注漿樁SDTP2、5加載過程中樁側(cè)摩阻力與樁頂荷載基本保持線性關(guān)系，與樁頂位移關(guān)系曲線變化也較為平緩，未達(dá)峰值，這是由于后注漿大大的提高了樁周界面條件及樁側(cè)土體的極限摩阻力，從而提高了樁側(cè)摩阻力。

圖10 樁側(cè)摩阻力與荷載關(guān)系曲線

圖11 樁側(cè)摩阻力與樁頂位移關(guān)系曲線

4 結(jié)論

1）考慮土體的小應(yīng)變剛度，采用PLAXISHSSmall本構(gòu)模型，可以減小靜載試樁數(shù)值模擬加載初期沉降量，計算結(jié)果更接近于實測結(jié)果。

2）試樁試驗結(jié)果表明：樁端樁側(cè)聯(lián)合注漿灌注樁相比較未注漿灌注樁在豎向荷載作用下沉降量明顯減小，承載力有較大程度的提高。

3）注漿后，樁周土體強度的提高及樁土界面條件的改善使得樁側(cè)摩阻力明顯增大，在較大的樁頂荷載下仍與荷載保持線性關(guān)系，并且減小了樁土的相對位移。

4）沉渣的加固及樁端持力層強度的提高，大大降低了樁端位移，只需較小的樁端位移就能發(fā)揮較大的端阻力，發(fā)揮提前，與樁側(cè)摩阻力發(fā)揮的時間差異性減小，兩者可以更協(xié)調(diào)地承擔(dān)樁頂荷載，從而提高樁的豎向承載性能。

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