風化巖基大直徑灌注樁后注漿承載性能試驗研究

白曉宇，牟洋洋，張明義，閆楠，王建剛

(1.青島理工大學 土木工程學院，山東 青島，266033；2. 青島大學 環(huán)境科學與工程學院，山東 青島，266071； 3. 中建八局第四建設(shè)有限公司，山東 青島，266071)

近年來，由于大直徑泥漿護壁鉆孔灌注樁(D≥800 mm)在工程實踐中表現(xiàn)出承載力高、變形小、施工方便等良好性狀，被廣泛應(yīng)用于高速公路、鐵路、大跨橋梁、高層建筑等樁基工程中[1]。為使理論研究跟上應(yīng)用的發(fā)展，陳小鈺等[2]對人工挖孔嵌巖灌注樁進行現(xiàn)場靜載荷和樁身內(nèi)力測試，分析了其承載特性；閆楠等[3]分別對陸域和海域區(qū)3根超長沖孔灌注試樁進行豎向抗壓載荷試驗，研究了其荷載傳遞機理及承載特性；Li等[4]通過理論和試驗研究方法，探究了超長灌注樁樁土在樁頂荷載下的承載特性；王旭等[5]通過地溫測試及現(xiàn)場豎向靜載荷試驗，研究了多年凍土地基中大直徑鉆孔灌注樁未回凍的承載性狀及變形特性；Omer等[6]進行了梅西亞泥巖地基大直徑樁的載荷試驗，分析和評價了關(guān)于此類條件下樁的現(xiàn)行設(shè)計方法；Thiyyakkandi等[7]采用試驗和數(shù)值模擬手段探討了無粉質(zhì)黏土中樁側(cè)后注漿樁的荷載傳遞機制及影響因素；Xing等[8]通過光纖、光柵測試技術(shù)探究了超大直徑嵌巖灌注樁的承載性狀，分析了側(cè)阻與位移變化規(guī)律及模式；趙春風等[9]通過現(xiàn)場靜載荷試驗，分析了軟土地區(qū)大直徑超長鉆孔灌注樁不同土層樁側(cè)摩阻力與樁土相對位移的關(guān)系；Balakrishnan等[10]基于原位風化巖變形特性測試、現(xiàn)場單樁靜載荷試驗，探究了風化巖基單根灌注樁荷載變形特征預(yù)測方法；Zhou等[11]通過室內(nèi)模型試驗探究了預(yù)鉆孔灌漿樁在拉、壓荷載作用下的行為特性；Xu等[12]探究了大直徑(8.0 m)大規(guī)模深挖孔樁的施工過程；李永輝等[13]基于樁土剪切作用性狀及樁側(cè)摩阻力發(fā)揮過程，建立了廣義剪切模型，并利用該模型以傳遞矩陣增量方式得到大直徑超長灌注樁沉降計算方法。

相關(guān)研究主要集中在特殊土或軟土地基中的超長鉆孔或沖孔，采用樁端后注漿施工工藝的大直徑灌注樁，而對樁端嵌入全風化與強風化花崗片麻巖基，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的大直徑鉆孔灌注樁的承載性狀與變形特性、樁側(cè)后注漿對樁身泥皮的處理效果以及關(guān)于現(xiàn)行規(guī)范中推薦的樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)、后注漿樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)的研究與實測還鮮有報道。為此，本文結(jié)合日照市某擬建建筑物地基處理項目，對6根大直徑泥漿護壁鉆孔灌注樁進行了單樁豎向抗壓靜載荷及樁身力學測試。其中，采用樁側(cè)后注漿施工工藝試樁3根，對比分析了它們的承載性狀、變形特性及影響因素，并與現(xiàn)行規(guī)范及勘察報告推薦值對比，得到大直徑鉆孔灌注樁樁側(cè)極限側(cè)摩阻力、樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)、后注漿樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)。

1 工程概況

試驗場區(qū)位于日照市南部，SZ1～SZ6為泥漿護壁鉆孔灌注樁，對其中SZ2、SZ4、SZ6進行了樁側(cè)后注漿處理，注漿管位置分別在樁身8.0、16.0、24 m處，SZ1～SZ6樁端均嵌入全風化和強風化花崗片麻巖，其標準貫入錘擊數(shù)分別為13.1、29.3擊，承載力特征值分別為250、260 kPa，壓縮模量6.5、20.0 MPa。樁身混凝土強度為C30，漿液采用42.5#普通硅酸鹽水泥制備，水灰比0.55～0.70，直徑1.0、0.8 m的單樁樁側(cè)后注漿水泥用量分別為2.0、1.5 t，流量控制在40～50 L/min，風化巖的注漿壓力為5.0 MPa，其他土層為2.0 MPa，采用注漿量控制為主和終止泵送壓力為輔的雙控方法控制后注漿標準。樁側(cè)后注漿的質(zhì)量檢查及驗收按《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)執(zhí)行。試樁的設(shè)置情況見表1，試樁及鉆孔平面布置情況見圖1。巖基上土層結(jié)構(gòu)相對簡單，主要為第四系雜填土、粉質(zhì)黏土和砂土，穩(wěn)定地下水位平均約為1.5 m，各土層物理力學性質(zhì)指標見表2。

表1 試樁的設(shè)置情況Table 1 Parameters of test piles

圖1 試樁及鉆孔平面布置圖Fig.1 Plane distribution of pile and

表2 土層物理力學性質(zhì)指標Table 2 Parameters of soils

2 試驗方案

2.1 試驗方法

單樁豎向抗壓靜載荷試驗采用錨樁法提供反力，試驗時以慢速維持荷載法加載，卸載時每級卸載值為每級加載值的2倍。4個位移傳感器對稱支設(shè)在樁頂，試驗時測試樁頂沉降和殘余沉降。

低應(yīng)變樁身完整性檢測與單樁豎向抗壓靜載荷試驗均嚴格執(zhí)行《建筑基樁檢測技術(shù)規(guī)范》(JGJ 106—2014)[14]中的相關(guān)規(guī)定。

2.2 傳感器布設(shè)

在單樁靜載荷試驗的樁身內(nèi)力測試過程中，傳感器采用鋼弦式鋼筋應(yīng)力計，其型號為JTM-V1000，量程為0～20 kN。測試導(dǎo)線沿樁身全長整根引出，中間不設(shè)接頭，引出后用軟包扎予以保護，將帶有接長桿的傳感器對稱焊接到測試斷面處的主筋上，焊接時采取隔熱措施以防損壞傳感器。SZ1～SZ6的傳感器埋設(shè)位置均位于樁身2、5、8、11、14、17、20、23 m處。

3 試驗結(jié)果與分析

3.1 單樁抗壓靜載荷試驗測試結(jié)果

6根試樁的荷載-位移(Q-s)曲線，見圖2。試樁的最大加載量、最大沉降量、端阻比與回彈率等見表3。

圖2 試樁的Q -s曲線

由圖2可知，對于大直徑嵌巖泥漿護壁鉆孔灌注樁(長徑比(L/D)25～34，嵌巖深度5D～8D))，Q-s曲線呈緩變型。6根試樁經(jīng)低應(yīng)變樁身完整性檢測為I類樁。根據(jù)文獻[14]的4.4.2中單樁豎向抗壓極限承載力確定方法，當SZ1、SZ2、SZ3加載至10 500 kN時，錨樁出現(xiàn)明顯上拔，僅SZ1最大沉降量超過40 mm，可判斷其單樁豎向抗壓極限承載力分別為9 378、10 500、10 500 kN；當SZ4、SZ5、SZ6分別加載至9 000、9 700、10 000 kN時，錨樁出現(xiàn)明顯上拔，僅SZ6最大沉降量小于40 mm，可判斷其單樁豎向抗壓極限承載力分別為8 597、9 000、10 000 kN。

從圖2還可以看出，嵌巖深度和長徑比趨同的SZ1與SZ3差異較大。究其原因，與其他樁相比，SZ1在初始加載期沉降量增長較大且較快，表明非嵌巖段土層側(cè)向約束較小，樁土相對位移較大。表現(xiàn)為在樁頂荷載下Q-s曲線呈近直線，當荷載超過6 000 kN后，Q-s曲線有變緩趨勢，此時土層樁側(cè)摩阻力即將發(fā)揮，樁土相對位移減小，樁頂沉降量主要取決于樁端沉降；隨著荷載的增加，SZ3的Q-s曲線斜率變化緩慢，樁側(cè)土層法向約束較大，樁土相對位移較小，樁頂沉降主要來自于樁身的彈性壓縮，終止加載后嵌巖段樁側(cè)摩阻力還未充分發(fā)揮。在相同巖土層條件下，長徑比和嵌巖深度趨同且經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的SZ4及長徑比和嵌巖深度均較小的SZ1表現(xiàn)出與SZ5的Q-s曲線變化規(guī)律趨同，究其原因，在SZ4樁身24 m處，受樁側(cè)后注漿施工質(zhì)量的影響(注漿壓力和水灰比較大)，嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力被削弱發(fā)揮有限，荷載主要由風化巖上覆土層側(cè)摩阻力承擔，樁端與樁側(cè)荷載分擔比約1/4；直徑1.0 m的SZ1表現(xiàn)出摩擦端承樁性狀，第四層粉質(zhì)黏土以下巖土層受灌注樁施工質(zhì)量影響,樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮有限，樁端與樁側(cè)荷載分擔比約為1～2，表現(xiàn)出承載力低，沉降較大。SZ1在加載1級，SZ5在加載2級后，表現(xiàn)出荷載與沉降呈近線性變化特征，表明樁頂荷載主要由樁端承擔且樁側(cè)和樁端承載能力差異較大。SZ4在施加第1級荷載后，隨著荷載的增加，呈折線變化，斜率隨之增大，當加載至9 000 kN時，樁頂沉降超過規(guī)范允許值。同等巖土層條件下，長徑比和嵌巖深度均較小的SZ3和經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的SZ6，Q-s曲線變化規(guī)律趨同，與SZ1、SZ4、SZ5相比，曲線變化較緩。究其原因，試樁SZ3與SZ6相比，樁端阻力較早地開始發(fā)揮作用，分擔的樁頂荷載比例較大，SZ6樁側(cè)摩阻力較大，樁端阻力仍有余力發(fā)揮。在加載后期嵌巖段樁側(cè)摩阻力開始發(fā)揮，使得承載力較大，樁頂沉降主要來自于樁身彈性壓縮。SZ2的Q-s曲線隨著荷載增加曲線斜率逐漸增大，與SZ3相比，樁側(cè)后注漿處理顯著提高了樁側(cè)摩阻力，改善了樁周土層強度。終止加載后，錨樁上拔，曲線末端出現(xiàn)明顯上揚，這表明樁身存在較大的殘余應(yīng)力，樁身彈性壓縮量較大。由圖2可知，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的SZ4與SZ6，在長徑比和嵌巖深度趨同的條件下，Q-s曲線差異較大。究其原因，試樁均為I類樁，樁體完整性好，從圖中也不難推測，SZ4即將破壞，在相同施工條件和注漿標準下，試樁SZ4的嵌巖深度小是導(dǎo)致其沉降大的一個主要因素，與試樁SZ5、SZ6相比，嵌巖深度幾乎減小1.0 m。

表3 試樁的承載力和變形Table 3 Deformation and capacity of test piles

大直徑鉆孔灌注樁的長徑比、嵌巖深度、施工工藝和成樁質(zhì)量對樁的變形特性影響較大[15-18]。在L/D為25～33及嵌巖深度在5D～8D范圍內(nèi)，以及相同巖土層分布條件下，經(jīng)后注漿處理的樁與未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的樁相比，單樁極限抗壓承載力提高1.40%～15.3%，最大沉降量降低35.1%～65.6%，回彈率提高13.1%～82.4%，控制樁頂沉降能力顯著。在保證注漿效果的前提下，經(jīng)樁側(cè)后注漿的SZ6與SZ2相比，在L/D和嵌巖深度分別增加30.1%和18.3%的條件下，單樁極限承載力降低24.9%，最大沉降量增大47.5%，回彈率提高24.7%，這表明經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的樁，承載力和變形特性受長徑比影響較大，SZ6樁身彈性工作較明顯。究其原因，在該試驗條件下，2根試樁的嵌巖深度較大(合理嵌巖深度為2D～3D)，加載過程中，SZ2嵌巖段樁側(cè)摩阻力還未充分發(fā)揮，沉降量的增長均主要來自樁身彈性壓縮(回彈率均較大)，而SZ6的樁徑較小，樁端阻力較小，承載力降低；在該試驗條件下，未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的SZ5和SZ1與SZ3相比，當L/D增加32%和1.79%，嵌巖深度增加26.4%和8.07%時，承載力降低27.7%和0%，最大沉降量增長82.1%和75.9%，回彈率降低22.7%和28.5%。綜上，SZ1的樁頂沉降量主要來自樁端壓縮量，樁端較早地承擔了樁頂荷載，樁端阻力較大，樁端處樁土相對位移增大，樁側(cè)摩阻力較?。籗Z5的沉降量主要來自樁端沉降，與SZ1相比，樁側(cè)泥皮強度較大，嵌巖段以上土層樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較早，承載力降低，樁身回彈量降低。上述表明，長徑比對未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的樁的承載力影響較大，而變形特性受嵌巖深度影響較大。

3.2 樁身應(yīng)力測試結(jié)果

鋼筋計在埋設(shè)前先進行標定，在靜態(tài)逐級加載過程中，使用DP-YT-DSY-406A頻率讀數(shù)儀在樁頂位移測試時刻記錄鋼筋計的讀數(shù)，即在試驗前讀取初始讀數(shù)，在試驗過程中施加荷載后讀數(shù)，假設(shè)在測試過程中鋼筋與混凝土的應(yīng)變協(xié)調(diào)，根據(jù)頻率變化計算鋼筋計所受的力，進而得到樁身軸力分布特征。根據(jù)每次測得的頻率數(shù)值，按式(1)計算量測點的應(yīng)力值[17]。

(1)

式中：σsi為鋼筋計第i次應(yīng)力量；k為鋼筋計率定系數(shù)；F0為鋼筋計零頻率；Fi為鋼筋計實測頻率。

鋼筋應(yīng)變表示為

εi=σsi/Es

(2)

式中：εi為鋼筋計第i次應(yīng)變量；Es為鋼筋彈性模量。

樁身混凝土應(yīng)力表示為

σci=Ec·εi

(3)

式中：σci為i截面混凝土正應(yīng)力；εi為i截面混凝土應(yīng)變；Ec為混凝土彈性模量。

假設(shè)在測試過程中鋼筋與混凝土的應(yīng)變協(xié)調(diào)，則樁身某截面處第i次測試時的軸力Fi可以表示為

Fi=Asiσsi+Aciσci

(4)

式中：Asi為i截面上鋼筋面積；Aci為i截面上混凝土面積。

通過兩相鄰斷面的樁身軸力差就可以求得兩斷面間平均側(cè)摩阻力，即

qi=(Fi-Fi-1)/hiUp

(5)

式中：qi為第i層土的平均側(cè)摩阻力；Fi、Fi-1為第i層土上、下面樁身軸力；hi為第i層土的厚度；Up為樁身截面周長。

經(jīng)測試，試驗中鋼筋計的成活率為92%，試驗過程中，通過6根試樁樁身預(yù)埋鋼筋計頻率的變化，根據(jù)式(1)～式(4)，得到每級荷載下每根試樁的樁身軸力Pz，由式(5)得到樁側(cè)平均側(cè)摩阻力qs，樁側(cè)總阻力Qs和樁端阻力Qp分別由式(6)、式(7)求得。

(6)

Qp=Q-Qs

(7)

式中：Qs為樁側(cè)總阻力；Qp為樁端阻力；Q為樁頂荷載。

每根試樁的Pz沿樁身的變化規(guī)律見圖3；每根試樁qs沿樁身的變化規(guī)律見圖4；每根試樁每級荷載下Qs和Qp與樁頂沉降關(guān)系曲線見圖5。

圖3 樁身軸力沿樁身分布Fig.3 The distribution curve of axial force along

圖4 樁側(cè)摩阻力沿深度分布Fig.4 The distribution of pile side friction along

由圖3可知，6根大直徑嵌巖灌注樁樁身軸力沿樁身的分布規(guī)律趨同，自上而下逐漸衰減，衰減曲線呈內(nèi)凹型和外凸型。其變化規(guī)律與樁的長徑比、樁周和樁端土層性質(zhì)、嵌巖深度、成樁方式、質(zhì)量及施工工藝等有關(guān)[17,19]。

通過對相鄰?fù)翆娱g樁身軸力的平均相對衰減率統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，當長徑比和嵌巖深度趨同及保證成樁質(zhì)量時，比較SZ1～SZ6發(fā)現(xiàn)，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理與未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的灌注樁相比，樁身軸力的平均相對衰減率提高幅度較大。中粗砂層(松散)可提高66.7%～50%，中粗砂層(稍密～中密)可提高33.3%～150%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)可提高-1.62%～30%，相對降幅較小，中粗砂層(中密)可提高-55.6%～-5.88%，相對降幅較大，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)可提高-20.8%～44%，相對降幅較小，后注漿對嵌巖層以上土層增強作用較大。比較SZ2、SZ4、SZ6發(fā)現(xiàn)，在樁頂以下約6D～8D范圍內(nèi)，即第一注漿斷面影響范圍，根據(jù)《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ 94—2008)[20]注漿斷面影響范圍為各樁側(cè)注漿斷面以上12 m且扣除重疊部分，同一土層樁身軸力相對衰減率可提高19%～150%，平均提高52.2%；在樁頂以下約8D～20D中部較密實土層中，即第二注漿斷面影響范圍，可提高1.82%～141%，平均提高55.7%，減小12.6%～34.4%；在下部較軟弱的土層及風化巖層，即第三注漿斷面影響范圍，可提高11.4%～203%，平均提高105%，降低5.4%～14%；樁側(cè)后注漿處理對樁側(cè)摩阻力的增強作用較大，削弱作用較小。注漿效果對樁身軸力的影響較為顯著，由注漿斷面自下而上衰減并在重疊部分降低幅度較大，可降低40%～53%；比較SZ1、SZ3、SZ5發(fā)現(xiàn)，泥漿護壁鉆孔的成樁質(zhì)量對樁身軸力的衰減影響較大，在長徑比和嵌巖深度趨同的條件下，當成樁質(zhì)量較差(由圖3中試樁SZ1與SZ5樁身軸力沿深度衰減緩慢不難推斷樁側(cè)存在較厚泥皮，強度較低)時，在樁頂下約6D～8D的淺部土層中，樁身軸力相對衰減率可降低20.5%～34%，在10D～20D中下部較密實的土層中，可降低18.5%～60%，平均降低39.3%。在全風化巖層，可降低51.1%，強風化層段降低70.7%；當成樁質(zhì)量較好時，中部土層可提高1.49%，全風化巖層提高89%，強風化巖層提高175%，可見，成樁質(zhì)量對軸力影響明顯。

從圖4可以看出，樁側(cè)摩阻力沿樁身豎向的變化規(guī)律表現(xiàn)為，在軟硬土層交界處，樁側(cè)摩阻力發(fā)生突變。橫向的變化規(guī)律為，樁側(cè)摩阻力隨樁頂荷載的增加，先成線性增加，后逐漸表現(xiàn)出非線性，在達到極限側(cè)摩阻力后減小并趨于穩(wěn)定。對于泥漿護壁鉆孔灌注樁(嵌巖深度為5D～8D)，在全風化和強風化巖層，注漿與非注漿樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮模式為上小下大模式。

比較試樁SZ1～SZ6發(fā)現(xiàn)，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理與未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理相比，樁側(cè)摩阻力在素填土層可提高31.25%～35%，降幅較??；中粗砂層(松散)可提高0.68%～150%，中粗砂層(稍密～中密)可提高19.1%～145%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)可提高19%～71%，中粗砂層(中密)可提高-1.71%～23.9%，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)可提高10%～52%，嵌巖樁樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較小，這表明后注漿對全風化和強風化片麻巖層以上樁側(cè)摩阻力增強作用相對較大。未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，當長徑比和嵌巖深度趨同時，施工質(zhì)量較好的樁(I類樁，不存在較厚泥皮)，素填土層的樁側(cè)摩阻力可提高17.6%～77.8%；中粗砂層(松散)可提高24.1%～148%，中粗砂層(稍密～中密)可提高1.44%～11.2%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)可提高4.71%～8.11%，中粗砂層(中密)可提高17%～129%，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)可提高19%～228%，全風化巖段可提高51%～124%，降低48%～305%，強風化巖段可提高141%～177%。當長徑比和嵌巖深度趨同時，好的注漿效果(注漿壓力和水灰比達到注漿標準，不至過大)可使素填土層的樁側(cè)摩阻力提高59.1%～63.6%；中粗砂層(松散)可提高48.8%～165%，中粗砂層(稍密～中密)可提高42.9%～105%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)可提高42.5%～43.7%，降低29.8%～30.4%，相對降幅較小，中粗砂層(中密)可提高26.1%～59.3%，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)可提高20.9%～67%，降低27.6%，相對降幅較小，全風化巖層可提高7.14%～50%，降低28.6%，強風化巖層可提高7.14%～78.6%。因此，樁側(cè)后注漿處理對嵌巖段樁側(cè)摩阻力的增強作用較弱，這是由于該試驗條件下嵌巖段注漿壓力和水灰比過大，導(dǎo)致水泥漿在一定程度上產(chǎn)生離析，進而削弱了界面抗剪強度，限制了嵌巖段樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮。因此，在長徑比和嵌巖深度趨同的條件下，試樁SZ5與SZ4和SZ6相比，嵌巖段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較大。

圖5 摩阻力與樁頂沉降關(guān)系曲線Fig.5 The curves of friction resistance and

由圖5可知，SZ1表現(xiàn)出摩擦端承樁性狀，隨著樁頂沉降量的增加，樁端阻力呈線性增長，樁頂荷載主要由樁端承擔，嵌巖段及樁頂以下12D～20D范圍內(nèi)殘積黏性土和中粗砂層的樁側(cè)極限摩阻力較小，先于樁身中部和上部土層發(fā)揮，因而在樁頂沉降超過25 mm時，總樁側(cè)摩阻力逐漸增長，但增長幅度較小，樁頂沉降主要來自于樁端沉降；SZ2、SZ4、SZ6表現(xiàn)出端承摩擦樁的性狀，與未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁相比，樁側(cè)摩阻力發(fā)揮較大。SZ2和SZ3變化規(guī)律一致，曲線變化較陡，隨著樁頂荷載的增加，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力變化曲線的豎向間距呈先增大，后減小，再增大的趨勢。究其原因，嵌巖段以上樁側(cè)極限摩阻力逐漸增大，樁端阻力發(fā)揮受限；隨著荷載繼續(xù)增加，嵌巖段以上樁側(cè)極限摩阻力開始發(fā)揮，樁側(cè)阻力增大，隨后嵌巖段開始承擔主要荷載，樁端阻力發(fā)揮受限。SZ4和SZ5變化規(guī)律一致，曲線變化較緩，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力變化曲線的豎向間距較小且變化均勻，樁側(cè)摩阻力分擔荷載的能力有限，樁端阻力發(fā)揮較早，承載力較低，沉降較大。SZ6曲線變化較陡，樁側(cè)摩阻力和樁端阻力變化曲線的豎向間距逐漸增大，樁端阻力未得到充分發(fā)揮，仍有一定的安全儲備，樁側(cè)摩阻力隨著樁頂沉降而增加，前期增長較快且增幅較大，后期極限摩阻力發(fā)揮，嵌巖段樁側(cè)摩阻力被注漿弱化，曲線增長變緩。

各試樁在荷載作用下的樁側(cè)與等效樁端阻力分擔比及嵌巖段樁側(cè)極限摩阻力占總極限側(cè)摩阻力的比例，與長徑比和嵌巖深度的關(guān)系曲線見圖6、圖7。

圖6 荷載分擔比與長徑比關(guān)系曲線Fig.6 The curves of load sharing ratio and aspect

圖7 荷載分擔比與嵌巖深度關(guān)系曲線Fig.7 The curves of load sharing ratio and rocking

由圖6、圖7可知，該試驗條件下，不考慮SZ2(嵌巖段樁側(cè)摩阻力未充分發(fā)揮)，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理后，長徑比和嵌巖深度的變化對試樁嵌巖段分擔樁側(cè)摩阻力比(qgs/qs)影響較小，而當長徑比增長29.7%和嵌巖深度增長16.9%時，未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，qgs/qs增幅為218%，表明SZ5嵌巖段具有一定樁側(cè)泥皮強度，其嵌巖段的法向約束較大，成樁質(zhì)量較好，受長徑比和嵌巖深度影響較大。比較各試樁發(fā)現(xiàn)，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，樁端阻力分擔比(Qp/Q)隨長徑比(增幅24.8%～30.1%)的增加呈減小趨勢，降幅(21.3%～39.0%)較大，隨嵌巖深度(增幅18.1%)的增加降低22.4%；未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，長徑比增幅29.7%及嵌巖深度增幅16.9%，Qp/Q降幅37.0%，表明無論是否經(jīng)樁側(cè)后注漿處理，Qp/Q受嵌巖深度影響較為顯著。該試驗條件下，未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，樁側(cè)摩阻力分擔比(Qs/Q)隨長徑比(增幅29.7%)和嵌巖深度(增幅16.9%)的增加而增大70.8%；經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，Qs/Q隨長徑比(增幅24.8%～30.1%)的增加而增大，增幅(14.8%～27.0%)較大，嵌巖深度的增幅為18.3%，Qs/Q增幅(10.7%)較小。表明經(jīng)樁側(cè)后注漿處理后，Qs/Q受長徑比和嵌巖深度影響更小，而未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，Qs/Q受嵌巖深度影響更大。

3.3 測試結(jié)果與現(xiàn)行規(guī)范值對比

樁側(cè)極限摩阻力實測值與勘察報告建議值的對比，后注漿樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)與《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94—2008)[20]推薦值的對比，大直徑樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)與《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JGJ94—2008)[20]推薦值的對比，分別如圖8～圖10所示。

由圖8可知，對泥漿護壁鉆孔灌注樁，在保證成樁質(zhì)量(泥皮厚度、泥漿持續(xù)時間、泥漿稠度)的前提下，結(jié)合圖4(a)、(b)以及其摩擦端承樁的特性，不難判斷，SZ1部分樁側(cè)存在較厚泥皮，其部分土層的實測樁側(cè)極限摩阻力與規(guī)范值相比偏大，具體地，中粗砂層(松散)可提高17.9%～46.4%，中粗砂層(稍密～中密)可提高71.8%～91.1%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)可提高46.9%～53.8%，中粗砂層(中密)可提高74.2%～120%，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)，可提高7.02%～21.8%。由圖8可知，與勘察報告建議值相比，僅SZ5的全風化巖層和強風化巖層樁側(cè)摩阻力分別提高了15.4%和-5%。究其原因，結(jié)合圖4，SZ1樁側(cè)極限摩阻力發(fā)揮有限，嵌巖段強度比一般土層低；SZ2因錨樁上拔，其嵌巖段并未完全發(fā)揮；SZ3在達到最大加載量時，錨樁上拔，圖5顯示試樁SZ3樁端阻力發(fā)揮較大，強風化巖層樁側(cè)摩阻力已開始發(fā)揮，而全風化巖層在上部土層發(fā)揮作用時并沒有明顯增長，而是發(fā)揮潛力有限，受施工質(zhì)量影響較大；SZ4、SZ6受注漿質(zhì)量影響，由于注漿壓力較大致使嵌巖段樁側(cè)摩阻力被削弱。圖9顯示，對于灌注樁(D=1.0 m)，樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在砂土中可提高17.9%～120%，平均提高67%，提高幅度較顯著；在黏性土中可提高7.01%～53.9%，平均提高30.5%，降低幅度(61.2%)較大，但仍以提高為主。對于樁徑為0.8 m的灌注樁，樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在砂土中可提高69.8%～74.2%，平均提高72.0%，仍以提高為主,且較為顯著，在黏性土中可提高21.8%～36.0%，表明實測值在很大程度上高于規(guī)范值。圖10顯示，經(jīng)樁側(cè)后注漿處理后，樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)通過比較實測樁側(cè)摩阻力值與按《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》(JG J94—2008)[20]中第5.3.5條確定的初始極限側(cè)摩阻力標準值發(fā)現(xiàn)，在中粗砂層可提高8.43%～106.7%，黏性土層可提高2.8%～46.1%，表明實測值均高于規(guī)范值推薦值。

圖8 不同土層樁側(cè)極限摩阻力實測值與勘察報告建議值的比較Fig.8 Pile shaft skin ultimate friction and code value in different soil

圖9 不同土層樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)與規(guī)范值對比Fig.9 Size effect coefficient of pile side and code value in different soil

圖10 不同土層后注漿樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)與規(guī)范值對比Fig.10 Side friction resistance enhancement factor of the post-grouting pile and code value in different soil

4 結(jié)論

1)對于大直徑嵌巖泥漿護壁鉆孔灌注樁，長徑比25～34，嵌巖深度5D～8D，Q-s曲線呈緩變型。經(jīng)后注漿處理與未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁相比，單樁極限抗壓承載力提高1.40%～15.3%，最大沉降量降低35.1%～65.6%，回彈率提高13.1%～82.4%，控制樁頂沉降效果顯著。該試驗條件下，6根試樁的承載力和變形特性受長徑比和嵌巖深度影響較大。

2)該試驗條件下，大直徑泥漿護壁鉆孔灌注樁樁身軸力衰減曲線呈內(nèi)凹型；注漿效果對樁身軸力的影響顯著，由注漿斷面自下而上逐漸衰減，并在重疊部分降低幅度較大(40%～53%)。

3)經(jīng)樁側(cè)后注漿處理后，嵌巖段分擔樁側(cè)摩阻力比(qgs/qs)受長徑比和嵌巖深度影響較小；無論是否經(jīng)樁側(cè)后注漿處理，樁端阻力分擔比(Qp/Q)受嵌巖深度影響顯著；經(jīng)樁側(cè)后注漿處理后，樁側(cè)摩阻力分擔比(Qs/Q)受長徑比和嵌巖深度影響更小，而未經(jīng)樁側(cè)后注漿處理的試樁，Qs/Q受嵌巖深度影響更大。

4)部分土層的實測樁側(cè)極限摩阻力與勘察報告推薦值相比，對無黏性土而言，樁側(cè)注漿效果顯著，樁側(cè)摩阻力提高幅度較大。在中粗砂層(松散)可提高17.9%～46.4%，中粗砂層(稍密～中密)提高71.8%～91.1%，粉質(zhì)黏土層(可塑，IL=0.47)提高46.9%～53.8%，中粗砂層(中密)提高74.2%～120%，殘積黏性土層(硬塑，IL=0.4)可提高7.02%～21.8%。

5)對于樁徑為1.0 m的灌注樁，樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在砂土中提高(17.9%～120%)顯著，在黏性土中可提高7.01%～53.9%；樁徑為0.8 m的灌注樁，樁側(cè)尺寸效應(yīng)系數(shù)在砂土中提高(69.8%～74.2%)顯著，在黏性土中可提高21.8%～36.0%；在砂土層中后注漿樁側(cè)摩阻力增強系數(shù)可提高8.43%～106.7%，黏性土中可提高2.8%～46.1%。