深厚回填土中嵌巖灌注樁承載性狀現(xiàn)場試驗研究

陳小鈺，張明義, 2，白曉宇, 2，閆楠，桑松魁, 2

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深厚回填土中嵌巖灌注樁承載性狀現(xiàn)場試驗研究

陳小鈺1，張明義1, 2，白曉宇1, 2，閆楠3，桑松魁1, 2

(1. 青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島，266033；2. 青島理工大學(xué) 藍(lán)色經(jīng)濟(jì)區(qū)工程建設(shè)與安全協(xié)同創(chuàng)新中心，山東 青島，266033；3. 青島大學(xué) 環(huán)境科學(xué)與工程學(xué)院，山東 青島 266071)

以青島某重點工程為依托，對6根沖孔嵌巖灌注樁進(jìn)行大噸位豎向靜載荷試驗與樁身內(nèi)力測試(其中3根試樁加載至極限狀態(tài))，探討深厚回填土中(厚度為10 m)嵌巖灌注樁的荷載傳遞機(jī)理與豎向承載特性，分析強(qiáng)夯預(yù)處理技術(shù)對深厚回填土承載力的影響，總結(jié)現(xiàn)存嵌巖段極限側(cè)摩阻力估算方法并評估其在本場地條件下的適用性。研究結(jié)果表明：6根試樁荷載?沉降曲線均為緩慢型，沉降與樁頂荷載呈非線性關(guān)系；樁頂沉降介于23~60 mm，且卸載回彈率較大，多數(shù)超過50%，嵌巖灌注樁的彈性工作性狀較明顯；在極限荷載狀態(tài)下，樁端分擔(dān)的樁頂荷載高達(dá)50%，嵌巖段側(cè)摩阻力高達(dá)750 kPa。強(qiáng)夯后回填土層的樁側(cè)摩阻力由30 kPa上升至120 kPa，樁頂沉降平均值約為21 mm，約為未強(qiáng)夯處理回填土層中基樁沉降的50%；與采用Hoek?Brown破壞準(zhǔn)則的理論估算法相比，基于巖石單軸抗壓強(qiáng)度(UCS)的經(jīng)驗法較簡單且能提供較為合理的估算值，且當(dāng)折減系數(shù)取0.200~0.225時，誤差率小于10%。

沖孔嵌巖灌注樁；深厚回填土；軸力；極限側(cè)摩阻力

隨著近些年來沿海地區(qū)經(jīng)濟(jì)的發(fā)展與城市化進(jìn)程的加快，嵌巖樁因其承載力高、沉降量均勻且小、安全性高等優(yōu)點被廣泛應(yīng)用于國內(nèi)外橋梁、大型建筑、碼頭海港等工程中。尤其在上部覆蓋深厚回填土、下覆泥質(zhì)粉砂巖等軟巖沿海填海地區(qū)，嵌巖灌注樁應(yīng)用更為廣泛。以青島市為例，由于其獨(dú)特的地理特征，99%左右的樁基均采用嵌巖樁。與此同時，嵌巖樁的廣泛應(yīng)用也吸引了眾多研究者關(guān)注。龔成中等[1]通過5組室內(nèi)模型試驗，分析了深嵌巖樁在樁端存在沉渣和密實2種情況下孔壁粗糙度因子對樁頂極限承載力、樁側(cè)摩阻力和樁端阻力的影響。XING等[2]通過室內(nèi)模型試驗?zāi)M不同嵌巖深度和樁長情況下的嵌巖樁，其研究結(jié)果表明，對于超長嵌巖樁，樁端也分擔(dān)部分上部荷載，樁端阻力與樁側(cè)阻力異步發(fā)揮。ARMAGHANI等[3]建立了基于基因表達(dá)式編程的模型來預(yù)測嵌巖樁的極限承載力，并結(jié)合工程實踐驗證其可靠性。ZHANG 等[4]根據(jù)非線性統(tǒng)一強(qiáng)度準(zhǔn)則對極限端阻力進(jìn)行預(yù)測及分析。趙明華等[5]基于樁–巖結(jié)構(gòu)面剪切函數(shù)，建立了考慮軟巖剪脹效應(yīng)的嵌巖段樁身荷載傳遞方程，推導(dǎo)出嵌巖樁樁身荷載傳遞表達(dá)式。然而，上述模型試驗與理論分析均與現(xiàn)場試驗狀況有所區(qū)別：在一定狀態(tài)下，模型試驗得到的最大荷載與位移均比現(xiàn)場試驗實測值大[6]。近年來，國內(nèi)研究者開始嘗試?yán)么笮同F(xiàn)場試驗來探討嵌巖樁受力特性及機(jī)理。羅勇等[7?9]通過安裝應(yīng)力計或分布式光纖的嵌巖灌注樁進(jìn)行靜載試驗或自平衡試驗，探討嵌入軟巖灌注樁的荷載傳遞機(jī)理與承載能力，其研究結(jié)果表明：即使嵌入軟巖，嵌巖樁仍有良好的承載潛力與變形控制能力；在加載過程中，嵌巖樁樁端承擔(dān)上部荷載比一般為10%~30%。但由于嵌巖樁樁端阻力過大以及施工成本、技術(shù)、場地的局限性，大多現(xiàn)場靜載荷試驗無法加載至樁基規(guī)范破壞標(biāo)準(zhǔn)[10]，因此，無法充分發(fā)揮嵌巖段側(cè)摩阻力與端阻力，確定極限承載力。為此，本文作者選取青島地區(qū)2組共6根沖孔嵌巖灌注樁進(jìn)行大噸位靜載荷試驗與樁身內(nèi)力測試，探討嵌巖樁的承載特性與荷載傳遞機(jī)理；證實強(qiáng)夯預(yù)處理技術(shù)處理上覆深厚回填土層的可行性與有效性；評估現(xiàn)有嵌巖段極限側(cè)摩阻力估算方法的可靠性，以期為工程樁提供設(shè)計依據(jù)，并為相似地質(zhì)條件下的嵌巖樁實踐與理論研究提供參考。

1 試驗概況

1.1 場地概況

青島某大型工程位于青島經(jīng)濟(jì)技術(shù)開發(fā)區(qū)濱海大道以南，靈山灣北側(cè)，包括影視產(chǎn)業(yè)園、酒店群以及住宅宿舍等多個項目。綜合勘察報告及設(shè)計要求，基礎(chǔ)樁型選取沖孔嵌巖灌注樁，樁端持力層為中等風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖。

場區(qū)地形總體較平坦，近岸淺海，海底較為平緩，整體自北向南緩傾，海底標(biāo)高為?11~?9 m，后經(jīng)人工回填改造。場區(qū)第4系厚度較大，以全新統(tǒng)人工填土層、海相沼澤化層以及上更新統(tǒng)陸相洪沖積層為主，地層結(jié)構(gòu)簡單，層序清晰。場區(qū)基巖主要為白堊系萊陽群楊家群組泥質(zhì)粉砂巖，煌斑巖、花崗斑巖呈脈狀穿插其間，局部揭露構(gòu)造帶、節(jié)理裂隙帶。場區(qū)有穩(wěn)定分布的地下水，主要受海水及大氣降水補(bǔ)給，穩(wěn)定水位埋深為1.90~4.20 m。

場地共揭示5個標(biāo)準(zhǔn)層，7個亞層，各巖土層分布特征及其物理力學(xué)性質(zhì)按地質(zhì)年代由新到老、自上而下排列，結(jié)果如表1所示。其中，土層物理力學(xué)指標(biāo)通過土樣的壓縮、直剪、顆粒分析等土工試驗獲得。另外，通過對巖芯進(jìn)行點荷載試驗，確定強(qiáng)風(fēng)化、中風(fēng)化巖石單軸抗壓強(qiáng)度平均值分別為3.5 MPa和11.5 MPa。

由表1可以看出：泥質(zhì)粉砂中風(fēng)化帶穩(wěn)定性相對較強(qiáng)，是很好的樁端持力層，修正的地基承載力可高達(dá)2 000 kPa , 約為強(qiáng)風(fēng)化帶的4倍。由于其下覆厚度較大，按樁基考慮，樁端持力層以下地基可視為均勻性地基；上部碎石填土與淤泥填土成分不均，工程性狀較差，尚未完成自身固結(jié)。場區(qū)屬二類環(huán)境類型，地下水、填土材料及場區(qū)淤泥包區(qū)域填土對混凝土結(jié)構(gòu)、鋼筋具有腐蝕性，具體參見文獻(xiàn)[11]。

表1 巖土參數(shù)

注：ak為地基承載力特征值；為變形模量；為天然重度；為等效內(nèi)摩擦角。

1.2 試樁概況與應(yīng)力計安裝

試樁共6根，分為A和B 2組，分別分布于酒店群和住宅區(qū)，每組各3根，樁徑均為800 mm，樁長介于17~23 m，樁身混凝土強(qiáng)度等級為C45；成樁后均進(jìn)行樁端后注漿處理，樁端后注漿漿液采用標(biāo)號為P.O 42.5普通硅酸鹽水泥配置，水灰質(zhì)量比為0.6，單樁后注漿水泥用量為1.2 t；注漿壓力為5 MPa，分2次注漿，其中，第1次70%，第2次30%，2次注漿間隔2 h。經(jīng)樁身低應(yīng)變檢測后6根試樁樁身結(jié)構(gòu)均較為完整：A組試樁為Ⅱ類樁，B組試樁為Ⅰ類樁。為降低上覆未固結(jié)回填土層對基樁承載性能的影響，A組試樁場地在施工前經(jīng)過8 MN?m能級強(qiáng)夯處理, 有效加固深度約為10 m；B組經(jīng)強(qiáng)夯處理。2組試樁雖場地不一，地層性質(zhì)略有差異，但樁周巖土層分布與物理力學(xué)性質(zhì)基本相同，可以進(jìn)行對比研究。各試樁參數(shù)如表2所示。

由表2可知：樁端后注漿技術(shù)能有效控制灌注樁樁底沉渣厚度。鉆芯結(jié)果表明試樁A組均無沉渣，試樁B組雖有少量沉渣，但平均沉渣量約為8 mm，遠(yuǎn)小于規(guī)范[10]中的推薦值100 mm。

為提高試驗精準(zhǔn)性與可操作性，在6根試樁樁身與樁頂相應(yīng)位置分別安裝JTM?V1000型振弦式鋼筋應(yīng)力計。A和B組每根試樁分別安裝6組鋼筋應(yīng)力 計，分別置于樁身不同位置，如圖1所示。每一截面安裝4個鋼筋應(yīng)力計，每個截面鋼筋應(yīng)力計呈90°安裝，鋼筋應(yīng)力計在安裝時采用同軸搭接焊，安裝示意圖如圖2所示。

表2 試樁參數(shù)

(a) A組；(b) B組

圖2 鋼筋應(yīng)力計安裝示意圖

1.3 試驗方案

靜載荷試驗中最大加載量應(yīng)大于單樁抗壓承載力特征值的2倍[10]，6根試樁最大加載量均為17.6 MN，當(dāng)加載到最大荷載時，6根試樁均未產(chǎn)生明顯破壞。

靜載試驗采用混凝土配重堆載方式，使用4臺規(guī)格為5.0 MN的千斤頂施加反力，荷載試驗儀通過安裝在千斤頂上的壓力傳感器與安裝在樁頭上的沉降傳感器控制加載量，自動記錄樁頂沉降。靜載試驗采用慢速維持荷載法，首次施加兩級荷載為3.2 MN, 以后每級加載1.6 MN。在每級加載前后分別記錄鋼筋應(yīng)力計頻率值，進(jìn)一步求得加載過程中的樁身軸力、樁側(cè)摩阻力與樁端阻力。靜載試驗現(xiàn)場圖如圖3所示。

圖3 靜載試驗現(xiàn)場圖

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 Q?s曲線分析

?(荷載?沉降)曲線從宏觀上表明了荷載傳遞性狀、樁土相互作用及樁受荷載破壞模式，因此，對?曲線進(jìn)行分析有助于對樁身豎向承載力的分析[7?9]。試驗區(qū)6根試樁?曲線如圖4所示，試樁抗壓靜載試驗結(jié)果如表3所示。

表3 試樁抗壓靜載結(jié)果

1—AP1試樁；2—AP2試樁；3—AP3試樁；4—BP1試樁；5—BP2試樁；6—BP3試樁。

Fig 4?curves of testing piles

由圖4可知：在各級荷載作用下，6根試樁荷載?沉降曲線大致相同；當(dāng)荷載較小時，6根試樁沉降均較小，沉降隨荷載基本呈線性分布；當(dāng)荷載增至 9.6 MN時，沉降速率隨樁頂荷載作用不斷增大，沉降與荷載加載值表現(xiàn)為非線性關(guān)系；不同試樁樁頂沉降有一定差別，且隨樁頂豎向荷載水平的增大沉降差距不斷增大；當(dāng)荷載水平為17.6 MN 時，6根試樁樁頂沉降量差別較大，最大差距約為40 mm。即使在相同場地、施工工藝及樁身尺寸下(如A組試樁)，不同的試樁所對應(yīng)的樁頂沉降量也有一定差別：當(dāng)樁頂沉降為15 mm時，試樁AP1(樁長=22.19 m)所需豎向荷載為15.0 MN，而試樁AP3(=22.68 m)所需荷載僅為 9.8 MN，這是因為成樁質(zhì)量是不同的[12]。6根試樁殘余變形較小，卸載回彈率介于46%~76%，且多數(shù)大于50%，說明嵌巖樁的彈性工作特性較明顯，且具有一定的可壓縮性。強(qiáng)夯后試樁平均卸載回彈率約為0.69，大于未經(jīng)強(qiáng)夯處理的試樁回彈率，約為未強(qiáng)夯試樁的1.5倍。

試樁BP2在第10級荷載(17.6 MN)下樁頂沉降發(fā)生突變，樁頂沉降由34.38 mm.上升至61.48 mm，且24 h內(nèi)沉降無法穩(wěn)定，17.6 MN荷載下的?lg(其中為樁頂沉降，為加載時間)曲線尾部明顯下彎，按文獻(xiàn)[10]可確定BP2單樁豎向抗壓極限承載力為16.0 MN，單樁豎向抗壓承載力特征值為8.0 MN；試樁BP1和BP3樁頂?曲線雖然未出現(xiàn)陡降，但在最大加載(17.6 MN)作用下，樁頂總沉降量已超40 mm，根據(jù)文獻(xiàn)[10]，按=40 mm時對應(yīng)的荷載確定極限承載為16.0 MN，單樁豎向抗壓承載力特征值為8.0 MN。A組試樁?曲線均為緩慢型，無陡降段，總樁頂沉降量較小，均小于40 mm，說明其均有一定的承載潛力。

根據(jù)文獻(xiàn)[10]可確定A組試樁單樁豎向抗壓承載力極限值大于16.0 MN，而B組試樁的承載力極限值為16.0 MN。2組試樁雖均滿足設(shè)計承載力要求，但B組試樁承載力明顯小于A組試樁承載力，說明強(qiáng)夯預(yù)處理地基是有效的。

A和B組試樁平均樁頂沉降隨上部豎向荷載水平的變化如圖5所示。從圖5可以看出：在荷載加載初期，2組試樁樁頂沉降大體一致，差別不大；而當(dāng)荷載上升至6.4 MN 時，2組試樁樁頂平均沉降出現(xiàn)差異，A組試樁沉降較B組沉降上升較為平緩，且沉降較小，隨荷載增大，二者沉降差不斷增大；當(dāng)荷載達(dá)到約12.8 MN時，2組試樁沉降曲線趨于平行；在最大荷載作用下(19.2 MN)，平均沉降差為22 mm，說明強(qiáng)夯預(yù)處理技術(shù)能顯著降低樁頂沉降，提高樁身承 載力。

1—A組；2—B組。

2.2 樁身軸力分布

假設(shè)鋼筋與混凝土在荷載作用下變形一致，根據(jù)鋼筋應(yīng)力計頻率、樁身各截面混凝土剛度與樁身實際尺寸，計算樁身每一截面處軸力分布[13]。由于每組試樁軸力分布曲線大致相同，下面以AP1與BP1軸力分布曲線為例進(jìn)行分析，二者軸力分布曲線如圖6所示。試樁側(cè)摩阻力平均值如表4所示。

(a) AP1；(b) BP1

從圖6可以看出：在有效樁長范圍內(nèi)，2組試樁軸力分布大體一致：在特定荷載級數(shù)下，軸力分布沿試樁樁身逐漸遞減，軸力分布斜率逐漸減小，在基巖層軸力下降速率最快。由表4可知：隨著荷載增大，土側(cè)摩阻力分擔(dān)上部荷載的比值由51%下降至17%，；嵌巖段側(cè)摩阻力分擔(dān)上部荷載的比值上升幅度為18%~34%；而對于端阻，其荷載承擔(dān)比隨荷載增大，由23%上升至49%。

對于極限狀態(tài)下的B組試樁，端阻分擔(dān)上部荷載比例高達(dá)50%，遠(yuǎn)大于其他研究中的實測值。這是由于此試樁加載至極限值，樁端阻力發(fā)揮較完全。即使在較小初始荷載下(樁頂沉降僅為2 mm左右)，2組端阻占比均大于20%，這是嵌巖樁下覆承載力高導(dǎo)致[14]；在工作荷載下，2組試樁樁頂沉降均小于10 mm，可滿足工程實際使用要求。

表4 試樁側(cè)摩阻力平均值

注：為樁頂荷載；ss為上覆回填土層總阻力；s為各土層總阻力；r為嵌巖段側(cè)摩阻力；b為端阻力。

在上覆回填土層范圍內(nèi)，BP1試樁軸力分布在分級荷載下幾乎相互平行，斜率隨荷載增大稍有增大，但不明顯，而經(jīng)強(qiáng)夯預(yù)處理地基中的試樁AP1軸力分布則較為陡峭，斜率較小，說明試樁AP1上部填土層能平衡較多荷載。從表4還可以看出：在工作荷載下(8.0 MN)，A組試樁上覆回填土層總阻力ss為 1.685 MN，占比約為22%，遠(yuǎn)大于B組試樁ss；在最大荷載作用下，A組試樁上覆土層阻力發(fā)揮程度約為B組試樁的1.5~2.5倍。這從細(xì)觀角度證明了強(qiáng)夯預(yù)處理技術(shù)可改善上覆回填土層，增大上覆土層承載力的有效性。值得注意的是，A組試樁上覆土層占樁長比為33%，遠(yuǎn)小于B組試樁比例63%，所以，單位長度內(nèi)樁身軸力差更大，強(qiáng)夯效果更顯著。

2.3 樁身側(cè)摩阻力分布

為深入研究樁身荷載傳遞機(jī)制，設(shè)樁側(cè)摩阻力沿樁身均勻分布，根據(jù)樁身軸力及樁身尺寸求得各土巖界面樁身側(cè)摩阻力，如圖7所示。由圖7可知：上覆土層側(cè)摩阻力變化范圍較小，均在0~200 kPa之間，且在最大加載下側(cè)摩阻力約為基巖層側(cè)摩阻力的1/3；對于試樁BP1，當(dāng)荷載較小時，側(cè)摩阻力峰值出現(xiàn)在基巖層中部，為200~350 kPa；當(dāng)加載至第3級(4 800 kPa)荷載時，基巖層下部側(cè)摩阻力被充分發(fā)揮出來，峰值逐漸下移至基巖層下部，緊靠樁端阻力的位置，此時峰值約為750 kPa。

各地層側(cè)摩阻力分布如圖8所示。對于強(qiáng)夯預(yù)處理地基中的試樁AP1, 上覆碎石層側(cè)摩阻力在第4級荷載(8.0 MN)下達(dá)到極限值約120 kPa, 隨著荷載增大側(cè)摩阻力值基本不變；而對于BP1，在荷載加載初期，其碎石層側(cè)摩阻力就已達(dá)到極限且在第7級(14.4 MN)荷載下略有軟化，軟化幅度約為10%。

在最大荷載下，A和B組試樁樁身側(cè)摩阻力平均值如表5所示。由上述可知，在碎石段中，A組試樁側(cè)摩阻力約為B組的3倍，且接近于密實碎石側(cè)阻規(guī)范值(140 kPa)[10]，與軸力分布相對應(yīng)，證明強(qiáng)夯效果的可行性。

表5 樁側(cè)摩阻力平均實測值

(a) AP1；(b) BP1

(a) AP1；(b) BP1

2.4 極限側(cè)摩阻力估算方法總結(jié)及評估

樁側(cè)極限側(cè)摩阻力為樁頂承受極限荷載時，樁身側(cè)表面所發(fā)生的巖土阻力。根據(jù)JGJ 106—2014“建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范”[10]，一般將樁頂沉降為40 mm時所對應(yīng)的側(cè)摩阻力定義為極限摩阻力；而國際上一般將樁頂沉降為0.1(為樁身半徑)時所對應(yīng)的側(cè)摩阻力定義為極限摩阻力[15]，說明樁徑越大，以“建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范”[10]為極限依據(jù)的取值相對越保守。鑒于此工程的重要性以及對沉降控制的嚴(yán)格性，以JGJ 106—2014“建筑樁基檢測技術(shù)規(guī)范”[10]為依據(jù)，取極限側(cè)摩阻力。

目前人們對土層極限側(cè)摩阻力的研究已經(jīng)比較全面，而對于嵌巖段側(cè)摩阻力，由于現(xiàn)場試驗數(shù)據(jù)稀少以及嵌巖段承載力復(fù)雜，人們對其研究與評估較少[16]。

在實際工程中，巖石裂縫以及粗糙度很難測量[18]。

基于Hoek?Brown破壞準(zhǔn)則的理論估算方法起始于1980年，該方法假設(shè)巖石強(qiáng)度等于嵌巖樁強(qiáng)度，巖體周邊均質(zhì)，巖體出現(xiàn)破壞等。此方法涉及多項巖石、土體指標(biāo)，較經(jīng)驗法雖較準(zhǔn)確但指標(biāo)取值較困難。該方法的基本表達(dá)式為[19]

事實上，寫作成了卡夫卡向父親宣示反抗的方式，成了卡夫卡精神未長成的“奶嘴”，“奶嘴”的安全感和歸屬感讓卡夫卡不禁把它當(dāng)成了生命的一部分，而且是相當(dāng)重要甚至超過婚姻的一部分。

表6 嵌巖段側(cè)摩阻力實測值與估算值對比

注: 1)min為樁土極限側(cè)摩阻力估算最小值；max為樁土極限側(cè)摩阻力估算最大值。2) 根據(jù)公式參數(shù)，和b的不同，理論值也分為估算最小值與最小值。3) 由于經(jīng)驗法系數(shù)取值過多，本文只選用部分符合本工程實際狀況以及指標(biāo)簡單易得的公式。

其中，理論公式中：

3 結(jié)論

1) 6根試樁荷載?沉降曲線均為緩慢型，與上部荷載呈非線性分布，樁頂沉降為22.8~60.0 mm，卸載回彈率較大，在40%~70%之間，且大多數(shù)超過50%，嵌巖樁彈性工作特性明顯。

2) 在極限荷載作用下，樁端阻力分擔(dān)上部荷載比例高達(dá)50%，遠(yuǎn)大于工作狀態(tài)下的荷載分擔(dān)比例；中風(fēng)化泥質(zhì)粉砂巖段側(cè)摩阻力極限值高達(dá)750 kPa；樁側(cè)摩阻力自上而下異步發(fā)揮，部分土層有軟化現(xiàn)象。

3) 強(qiáng)夯預(yù)處理技術(shù)能有效改良上部未固結(jié)厚重回填土，在最大荷載下，回填土層側(cè)摩阻力為強(qiáng)夯土層的4倍，平均樁頂沉降為20 mm，遠(yuǎn)低于未經(jīng)處理地基中試樁沉降值45 mm，且樁頂卸載回彈率增大。

4) 對于嵌入泥質(zhì)粉砂巖的沖孔灌注樁，采用巖石單軸抗壓強(qiáng)度的經(jīng)驗法能提供較好的嵌巖段極限側(cè)摩阻力估算值，且當(dāng)折減系數(shù)為0.2~0.225，指數(shù)變量為0.5時，估算誤差小于10%。

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Study on field test of bearing capacity of punching rock-socket pile covered by deep backfill

CHEN Xiaoyu1, ZHANG Mingyi1, 2, BAI Xiaoyu1, 2, YAN Nan3, SANG Songkui1, 2

(1. School of Civil Engineering, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China; 2. Collaborative Innovation Center of Engineering Construction and Safety in Shandong Blue Economic Zone, Qingdao University of Technology, Qingdao 266033, China; 3. College of Environmental Science and Engineering, Qingdao University, Qingdao 266071, China)

Based on an important project in Qingdao, static compression tests were performed on six well-instrumented bored rock-socked testing piles, in which three piles were conducted to ultimate status. Transfer mechanism and vertical bearing capacity of testing piles installed in deep backfill were discussed, and effects of the dynamic compression pretreatment technology on the bearing capacity of the deep backfill were analyzed. Conventional methods of estimating rock rocket side resistance were summarized and their applicability on this site condition was assessed. The results show that load-displace curves of six testing piles are in slow type, and their displacement increases nonlinearly with applied loads. The head settlement is between 23?60 mm, with high unload resilience rate of more than 50%, indicating the resilience ability of testing piles. The rate of head load provided by base resistance is up to 50% at ultimate condition, and the average ultimate side resistance along shaft installed into rock is up to 750 kPa. The average lower head displacement of testing piles covered by after-treated backfill is 21 mm, which is half of the regular piles, and its resistance friction of backfill increases from 30 kPa to 120 kPa. Empirical correlation based on uniaxial compression strength (UCS) provides more reasonable and practical estimation than the theoretical assessment using Hoek?Brown criterion, and the error rate of estimation value is less than 10% when reduction coefficient ranges from 0.200 to 0.225.

punching rock-socket pile; deep backfill; axial force; ultimate side resistance

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.07.029

TU473.1

A

1672?7207(2018)07?1799?09

2017?07?08；

2017?09?02

國家自然科學(xué)基金資助項目(51708316，51778312)；山東省重點研發(fā)計劃項目(2017GSF16107，2018GSF117008)；山東省自然科學(xué)基金資助項目(ZR2016EEQ08，ZR2017PEE006)；山東省高等學(xué)校科技計劃項目(J16LG02)；青島市應(yīng)用基礎(chǔ)研究計劃項目(16-5-1-39-jch)；中國博士后科學(xué)基金資助項目(2018M632641) (Projects(51708316, 51778312) supported by the National Natural Science Foundation of China; Projects(2017GSF16107, 2018GSF117008) supported by the Key Research and Development Program of Shandong Province; Projects(ZR2016EEQ08, ZR2017PEE006) supported by Natural Science Foundation of Shandong Province; Project(J16LG02) supported by the Higher Educational Science and Technology Program of Shandong Province; Project(16-5-1-39-jch) supported by the Applied Basic Research Programs of Qingdao; Project(2018M632641) supported by the National Science Foundation for Post-doctoral Scientists of China)

白曉宇，博士(后)，副教授，從事地基基礎(chǔ)與地下工程研究；E-mail: baixiaoyu538@163.com

(編輯 伍錦花)