在邻近滨海的软土地区中,许多钻孔灌注桩呈现超长、大直径的特点,承载力要求高,而承载力的充分发挥受到桩底沉渣和桩侧泥皮的影响。具体而言,桩底沉渣大幅度降低了灌注桩的桩端阻力,使其承载性能表现出较大的离散性;桩侧泥皮越厚、质量越好,桩侧摩阻力降低程度越大 ^[1]。后注浆技术是解决这一问题的有效方法,它通过浆液的渗透固结、充填挤密及劈裂等作用,可起到固化桩底沉渣和桩侧泥皮、加固周边土体的作用,在提高桩的承载力、减小沉降、提高施工质量方面作用明显。

　　 根据已有研究,后注浆对极限承载力的提高幅度一般在30%～150%之间,经济效益可观,运用范围也不断拓展,近年来在高层建筑、大型桥梁 ^[2]等方面运用广泛,如上海中心大厦采用直径1m、长度88 m的超长大直径灌注桩 ^[3],中国尊大厦采用直径1,1.2m的大直径旋挖钻孔灌注桩 ^[4],宁波环球航运广场主楼采用直径1m的超长后注浆桩,且桩入土深度近90m ^[5],两港公路大治河桥的超长大直径灌注桩直径1.5m、长度70m ^[6]等。

　　 然而,对于超长灌注桩的理论研究,目前依旧滞后于工程实践;关于后注浆技术的工程规范及其计算公式,大都建立在中短桩的研究成果之上,若将其用于超长桩,计算结果尚不理想,适用范围不广。故针对特定地区的超长后注浆灌注桩承载性能研究,是十分有必要的。如王石高等 ^[7]通过一栋20层高层建筑探究后注浆灌注桩在湖南地区的应用,柳天杰等 ^[8]通过普通灌注桩和桩端后注浆灌注桩的试验对比,探究了在湿陷性黄土中桩的承载性能,以上研究均将研究环境置于特定地区或某类土质,但对于超长桩而言,研究还有待深入。

　　 本文选取天津某超高层建筑工程的超长后注浆桩作为滨海软土后注浆桩的代表,通过静载试验成果,分析该类地区超长桩的承载性能,通过优化桩侧摩阻力公式计算参数,探究适应该类地区的桩侧摩阻力增强系数取值,并利用类似地区的工程实例的试验结果进行验证,可为滨海软土中的超长灌注桩后注浆设计与施工提供参考。

　　 天津某工程的主塔楼是核心筒结构的大型超高层建筑,地上96层,总高度530m;场地下设4层地下室,基底标高-29m(全文标高均是相对±0.00m的标高)。

　　 在详勘时对场地内埋深202m的范围进行了勘察,并将地基土分为14个工程地质层,地基土均属于第四纪松散沉积物,由勘察报告提供的地基土主要物理力学指标如表1所示。地层呈水平层状分布,层面坡度一般小于10%。场地内地势总体平坦,基本属均匀地基。根据《天津市地基土层序划分技术规程》(DB/T 29-191-2009),本场地内缺失②,③,⑤层。

　　 此96层塔楼荷载大,基底承受的压力大,所需单桩承载力较高,故该塔楼基础采用泥浆护壁钻孔灌注桩,并使用后注浆技术对桩底、全桩侧进行注浆。

　　 主塔楼部分的3根受压试验桩C1～C3,长度均为97.5m,设计桩径均为1 000mm,其他参数见表2。因在工程参数、地层结构上3根桩无明显差异,故以桩C1为例,研究其承载特性。试验采用锚桩法,锚桩共9根;采用慢速维持荷载法按双循环方式加载,即第一次循环分6个等级加载,从6 000kN加载至21 000kN,之后逐级卸载;第二次循环分9个等级加载,从6 000kN加载至30 000kN,之后逐级卸载。

　　 在标高-29m处(即有效桩顶处)设置沉降杆。标高-29m以上桩体采用双套筒来设置非摩擦段,以便于隔离桩土接触。桩的持力层选择为中更新统上组第Ⅳ海相层的第四亚层,该亚层顶板一般位于埋深约91.00～95.50m段,底板一般位于埋深约 97.80～104.50m段,以粉砂为主,力学分层号(14)₄。试验严格按照《建筑桩基技术规范》(JGJ 94—2008) ^[9](简称桩基规范)进行,限于篇幅,不再赘述。

　　 在桩身完整性方面,通过超声波透射法、低应变动测、钻孔取芯法检测,均评价为Ⅰ类;在桩身强度方面,混凝土芯样试件抗压强度代表值为45.10MPa,强度等级满足设计要求。因此测出的静载试验数据具有可靠性,有相应的参考和研究价值。

　　 根据静载试验数据,桩C1的桩顶(标高-0.8m处)和有效桩顶在两次循环加载中的荷载-沉降(Q-S)曲线均呈缓变型,如图1所示。在第一次循环中无明显拐点,在9 000～21 000kN阶段Q-S曲线呈近似线性变化,说明后注浆已改善了桩底沉渣和桩侧泥皮对承载性能的影响。

　　 根据Q-S曲线,沉降与回弹实测值可列入表3。因在回弹过程中,部分桩段的侧摩阻力反向,使桩身的弹性压缩变形在有限时间内难以完全回弹,故测得的残余沉降除了包含桩端沉降和桩身塑性压缩变形之外,还应有小部分未完全释放的弹性压缩变形。

　　 从数值上看,在试验荷载范围内的荷载均不能使桩C1发生破坏或明显变形,桩C1回弹率较大,说明桩身结构和桩周土体均未达到极限受力状态,该桩的单桩竖向抗压极限承载力至少不小于试桩中的最大加载量。根据《建筑基桩检测技术规范》(JGJ 106-014) ^[10],Q-S曲线为缓变型的试桩的极限承载力应适当考虑桩身弹性压缩变形后按沉降量确定,故可近似认为桩C1的极限抗压承载力为30 000kN。

　　 从桩顶与有效桩顶的Q-S曲线对比可知,在每级荷载下,桩顶的沉降均大于有效桩顶的沉降,二者之间的沉降差随着荷载的逐级增大而增大,说明标高-29m以上的非摩擦段,尽管不受侧摩阻力,但在荷载作用下也具有一定的桩身压缩量,且随着荷载而变化;对于整个超长桩桩体而言,由于桩身残余沉降较小,故桩身弹性压缩是桩顶产生沉降的主要原因 ^[11]。

　　 在静载试验时,设置了15个测量截面,如表4所示,每个截面对称布置2只应力计。

　　 若假定同一截面钢筋与混凝土变形协调、桩身在整段上的混凝土应力-应变关系相同、桩侧摩阻力为均布荷载,则根据应力计实测数据可算出在各级荷载下的桩身轴力、每两个截面之间的桩侧摩阻力。

　　 如图2所示,在第一次循环中,由于标高-29m以上为双套管设置的非摩擦段,桩侧摩阻力为零,故桩身轴力等于各级荷载值,桩侧摩阻力实际发挥作用的为标高-29m以下的有效桩长段;各级荷载下桩身轴力曲线近似平行,并随着荷载的增加而增大;同级荷载下桩身轴力均随着深度的增大而非线性地衰减,衰减速率受桩周土层性状的影响 ^[12],在标高-49～-57m时衰减约一半,到达桩底时桩端承担的荷载已经非常小。

　　 如图3所示,对于第二次循环中的桩身轴力而言,因回弹过程中桩顶上移,故靠近桩顶一定桩身长度内的桩侧摩阻力会反向,若此时在桩顶施加较小的荷载,如小于18 000kN,则该部分桩长的桩侧摩阻力尚不足以立即改变方向,即在桩的中部会出现桩身轴力大于桩顶荷载的情况。

　　 如图4所示,在第一次循环中,荷载传递与桩体的压缩与沉降同步进行,导致的相对滑动又使得桩侧摩阻力从上而下逐步得到了发挥,故标高-57m以下桩段相比于标高-57～-29m的桩段,其摩阻力的发挥表现出明显的滞后性,并在数值上随着荷载的增大而增大;对于各桩段的侧摩阻力,可通过最大加载时的轴力-标高曲线斜率来反映,其具体数值受到土层参数与桩体施工工艺的影响,而后注浆技术通过浆液对桩侧泥皮的渗透固结与挤密,增大了桩土接触面的摩擦系数,从而提高了后注浆桩的侧摩阻力。

　　 如图5所示,在第二次循环中的桩侧摩阻力特性与第一次循环类似;对于整个超长桩桩身而言,在桩顶最大荷载下,桩侧摩阻力也未达到极限值。标高约-49m以上桩段存在负摩阻力,C1桩在施工中的成孔孔径测量曲线表明其平均桩径为1 010mm,整个桩长范围内桩径并无较大的变化,且桩侧为全注浆,故标高约-49m以上桩段存在负摩阻力不宜归因于文献[13]中提出的固结体受竖向荷载作用在土体中产生临空区而对摩阻力造成影响,应主要考虑静载试验双循环加载过程引起的桩侧摩阻力反向这一因素。

　　 图6给出了第二循环桩顶位移与桩侧摩阻力的关系曲线。标高-49m以上的桩段,随桩顶位移增加,桩侧负摩阻力逐渐减小,待负摩阻力完全消除后,随桩顶位移的增加,桩侧摩阻力再发挥作用。结合图5分析,桩侧摩阻力在标高-57～-72m段增加最快,并在标高-76m处达到极大值,其中处于标高-57m黏土层的桩段表现出了略微的软化现象。

　　 通过对桩侧摩阻力的实测值与规范推荐计算值(简称规范推荐值)、勘察报告值分别求比值,可得各桩段的强化系数,见图7。在标高-29～-81.5m的桩段侧摩阻力表现为明显的强化现象。

　　 标高-52.5～-81.5m桩段强化系数明显较大,甚至达到3,其原因在于:标高-52.5～-81.5m桩段与其上段比较,其上段多为以黏土为主的地层,而标高-52.5～-81.5m桩段多为以黏土、粉砂为主的地层,土体颗粒相对略粗,在高压浆液对土层孔隙的充填渗透作用下,浆液的渗透范围相对更大,由注浆所产生的“直径膨胀效应” ^[14]更加突出,而浆液对桩侧泥皮的胶结作用,又使得土的物理力学性质如有效应力、内摩擦角、黏聚力和抗剪强度等得到更大的增强,大大改善了桩土接触面的摩擦特性,故而使得桩侧摩阻力的增加更加明显。

　　 标高-52.5～-81.5m桩段与其下段比较,其下段的强化系数在0.7～1左右,桩侧摩阻力明显未发挥到极限,这与试桩过程中桩顶最大荷载尚未达到极限状态有关。

　　 通过2.3节和2.4节对超长后注浆桩桩身的压缩、回弹、轴力、侧摩阻力的分析可知:桩顶荷载通过桩身轴力传递至桩端,使桩端沉渣先被微量压缩使其提供较小的桩端阻力,该阻力随着桩顶荷载的增加略有增大;桩身的沉降与压缩引起桩、土在接触面产生相对位移,使得桩侧摩阻力开始从上到下发挥作用,并逐步增长至极值。由于超长桩桩侧截面面积远大于桩端截面面积,故桩侧摩阻力的增长速率优于桩端阻力。

　　 在定量分析上,由于桩侧极限摩阻力的确定尚未有确切的方法 ^[15],可将桩顶最大荷载下各段桩侧摩阻力累加后,近似作为极限侧摩阻力,为29 138kN,将靠近桩端处的轴力近似作为桩端阻力,为879kN,将此二者之和与桩顶荷载相比,误差仅为0.06%;而端阻比仅为2.93%,说明超长桩C1桩身承受的压缩量较大,在桩侧摩阻力发挥到极限之前,桩端阻力增长不明显且未有效发挥;即在最大试验荷载下,因端阻比过小,更多地表现出摩擦桩的性质。

　　 后注浆钻孔灌注桩的单桩极限承载力的计算主要依据建筑、公路等领域相关规范和学者们的改进公式进行。选用常用方法对超长桩C1进行计算,结果如表5所示。

　　 根据桩基规范公式(5.3.5)计算得到的未注浆单桩极限承载力约为18 092kN,在勘察报告中给出的极限承载力范围18 000～20 000kN内。而在仅桩端注浆之后,极限承载力只提高了7.29%,可见仅桩端注浆对超长桩承载力的影响很不明显,这与文献[17]的结论一致;在桩端注浆同时施以全桩侧注浆,则其极限承载力约为30 755kN,提高幅度高达69.99%,效果明显。

　　 与静载试验结果相比,根据桩基规范公式(5.3.10)计算的桩端、全桩侧注浆的单桩极限承载力超出静载试验的单桩竖向极限承载力的2.5%,说明桩基规范后注浆桩承载力公式(5.3.10)用于软土计算时结果偏大;也有学者指出,该式更加适用于非软土地区桩基,且对于中短桩较适用 ^[16]。根据桩基规范公式(5.3.6)计算的单桩极限承载力偏小,其原因在于对尺寸效应进行了修正。张忠苗法 ^[16]计算的单桩极限承载力明显偏小,其原因在于该方法适用仅桩端注浆的情况,而用于滨海软土的超长钻孔灌注桩桩端、全桩侧注浆情况时,适用性有待考究。

　　 综上所示,后注浆对桩的极限承载性能提高较明显。但对于滨海软土中的超长后注浆桩,现有计算方法的单桩极限承载力计算值与试桩实测值还存在较大误差。

　　 由于桩基规范公式(5.3.6)考虑了尺寸效应系数,结合后注浆情况可优化为公式(1),该公式组成相对更为准确和完善,将其用于该场地超长后注浆桩的承载力计算较合理。

　　 $\begin{array}{l}Q{}_{\text{u}\text{k}}=Q{}_{\text{s}\text{k}}+Q{}_{\text{g}\text{s}\text{k}}+Q{}_{\text{g}\text{p}\text{k}}=\psi {}_{\text{s}}(u{\displaystyle \sum q}{}_{\text{s}j\text{k}}l{}_j+\\ u{\displaystyle \sum \beta }{}_{\text{s}i}q{}_{\text{s}i\text{k}}l{}_{\text{g}i})+\psi {}_{\text{p}}\beta {}_{\text{p}}q{}_{\text{p}\text{k}}A{}_{\text{p}}(1)\end{array}$

　　 式中:u为桩身周长,m;A_p为桩截面面积,m²;l_j,l_gi分别为后注浆非竖向增强段和增强段内土层厚度,m;q_sik,q_sjk分别为增强段和非增强段桩侧摩阻力标准值;q_pk为桩端阻力标准值;β_si,β_p分别为桩侧摩阻力、桩端阻力增强系数;ψ_s,ψ_p分别为大直径桩侧阻力尺寸效应系数、端阻力尺寸效应系数。

　　 因滨海软土地区以黏土、粉砂居多,故以2.4节的静载试桩数据为参照,在黏土、粉砂层选取不同的桩侧摩阻力增强系数,相互组合并试算,以期接近实测。将主要的3种组合列入表6。

　　 由表6不难看出,在当前地质条件的超长桩中,当桩侧摩阻力增强系数按优化组合2取值时,所得桩侧摩阻力与实测值最接近,将其定义为优化值。

　　 因温州同属于滨海软土地区,故本文另选朱向荣等 ^[18]在温州软土中的超长钻孔灌注桩静载试验数据,利用公式(1)计算单桩极限承载力,以验证3.2节桩侧摩阻力增强系数优化值的精确性。选择的S2桩的桩长98m、桩径1 000mm,其桩侧摩阻力与桩端阻力标准值按地质勘察报告取值,尺寸效应系数按桩基规范取值。单桩极限承载力计算结果及比较如表7所示。

　　 同理,本文再选陈雪奖等 ^[19]在浙江近海软土中的超长钻孔灌注桩进行分析,由于缺少实测的单桩极限承载力值,故在此将自平衡载荷试验结果与优化前后的侧摩阻力值单独进行对比验证。选择的N19-d1桩的桩长79.7m、桩径2 000mm。桩侧摩阻力计算结果及比较如表8所示。

　　 由表7和表8可见,对于滨海软土中的超长后注浆桩,用公式(1)和桩侧摩阻力增强系数优化值所得的单桩极限承载力理论计算值贴近于试验实测值,对同类地区工程有参考价值。但由于工艺选择、施工质量、参数选取等多方面的原因,误差不可避免,故在参考桩侧摩阻力增强系数优化值的同时应结合具体工程实际和施工经验确定桩侧摩阻力增强系数取值。

　　 (1)对于滨海软土中的超长后注浆桩,采用公式(1)且桩侧摩阻力增强系数取本文建议的优化值时,单桩极限承载力的计算结果与试验数据更为接近。

　　 (2)滨海软土中的超长后注浆桩在桩侧摩阻力总体发挥到极限之前,桩端阻力增长不明显且未达到极限;本文试桩在桩顶最大荷载水平下,端阻比还不及3%,更多地表现出摩擦桩的特性。

　　 (3)受静载试验加载过程引起的负摩阻力影响,滨海软土中超长后注浆桩在第二次循环开始时会出现部分桩段的桩身轴力大于桩顶荷载的情况。

　　 (4)该超长桩经过桩端、全桩侧注浆后,单桩极限承载力提高幅度较大;有效桩长段上部的后注浆强化作用明显,桩侧摩阻力充分发挥,而有效桩长段下部的侧摩阻力及桩端阻力尚未发挥到极限,安全储备较大。