胡 濤 萬(wàn)志輝 戴國(guó)亮 龔維明 朱 錚

(東南大學(xué)混凝土及預(yù)應(yīng)力混凝土結(jié)構(gòu)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 南京 211189)(東南大學(xué)土木工程學(xué)院， 南京 211189)

隨著高層建筑和大型橋梁的不斷出現(xiàn)，其采用的鉆孔灌注樁基礎(chǔ)形式越發(fā)普遍[1-3].然而，鉆孔灌注樁開挖后會(huì)在樁底留下碎渣，并使樁側(cè)土體產(chǎn)生應(yīng)力松弛現(xiàn)象.為解決這些問題，后注漿技術(shù)被廣泛應(yīng)用于鉆孔灌注樁的施工建造中.后注漿技術(shù)通過將水泥漿液壓入土層，有效增強(qiáng)樁側(cè)及樁端土層的力學(xué)性質(zhì)，提高單樁承載力，并減少樁基沉降量，具有較高的經(jīng)濟(jì)效益[4-6].在眾多注漿參數(shù)中，注漿壓力是保證后注漿鉆孔灌注樁承載力達(dá)到設(shè)計(jì)值的關(guān)鍵.注漿壓力過小，會(huì)導(dǎo)致注漿量無(wú)法達(dá)到設(shè)計(jì)要求，使水泥漿難以壓實(shí)和注入土層，影響后注漿樁基承載性能的發(fā)揮[7].注漿壓力過高不僅會(huì)導(dǎo)致注漿量過大，產(chǎn)生經(jīng)濟(jì)浪費(fèi)，而且會(huì)使樁身上浮，對(duì)樁側(cè)土體強(qiáng)度及樁基承載力造成損害[8].因此，合理確定注漿壓力，對(duì)樁基后注漿工程的研究及應(yīng)用有著重要意義.文獻(xiàn)[9-10]發(fā)現(xiàn)注漿壓力對(duì)樁端承載力的發(fā)揮有著顯著影響，且注漿壓力應(yīng)受到樁側(cè)阻力強(qiáng)度的限制.文獻(xiàn)[11-13]利用數(shù)學(xué)統(tǒng)計(jì)方法，分析現(xiàn)場(chǎng)后注漿樁數(shù)據(jù)，研究樁徑、樁長(zhǎng)和土層性質(zhì)對(duì)注漿參數(shù)的影響.現(xiàn)行規(guī)范《公路橋梁灌注樁后注漿技術(shù)規(guī)程》[14]依靠統(tǒng)計(jì)方法分析工程實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，總結(jié)出基于土層性質(zhì)考慮的注漿壓力計(jì)算公式.文獻(xiàn)[15-16]指出樁基注漿領(lǐng)域的注漿壓力通常受到土體參數(shù)的影響，而巖石注漿領(lǐng)域的注漿壓力主要受節(jié)理形態(tài)的影響[17-18].

目前，樁基注漿領(lǐng)域的注漿壓力設(shè)計(jì)方法多以經(jīng)驗(yàn)總結(jié)為主，缺少相應(yīng)的計(jì)算理論.現(xiàn)行規(guī)范的注漿壓力計(jì)算公式雖有一定的適用性，但在特定地質(zhì)條件下適用性較差.鑒于此，本文收集了黃河流域下游地區(qū)1 715根工程樁注漿數(shù)據(jù)，基于莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度理論及土體的極限平衡條件，引入多個(gè)土體參數(shù)，對(duì)現(xiàn)行規(guī)范中的注漿壓力計(jì)算公式進(jìn)行多因素優(yōu)化，給出適用于該地區(qū)飽和土層的注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)取值范圍.通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，對(duì)本文提出的注漿壓力計(jì)算公式進(jìn)行驗(yàn)證分析，以期為黃河流域下游地區(qū)樁基后注漿工程提供一定的指導(dǎo)作用.

1 工程簡(jiǎn)介及地質(zhì)概況

本文以寧梁高速東平湖滯洪區(qū)特大橋?yàn)楣こ瘫尘埃瑯蛑穮^(qū)位于黃河流域下游.該橋梁總長(zhǎng)度為21.586 km，是目前國(guó)內(nèi)最長(zhǎng)的公路旱橋.為優(yōu)化設(shè)計(jì)樁長(zhǎng)，提高樁基承載力并節(jié)約工程造價(jià)，工程全線共計(jì)1 715根灌注樁，采用樁端樁側(cè)組合注漿工藝.地質(zhì)勘探范圍內(nèi)各土層物理指標(biāo)見表1.各土層位于地下水位線以下均為飽和土層.表中，ρ為土的密度；fa0為樁端處土的承載力基本容許值；qsa為樁側(cè)摩阻力標(biāo)準(zhǔn)值；c、φ分別為土的黏聚力和內(nèi)摩擦角.樁側(cè)和樁端注漿處土層的注漿壓力樣本數(shù)據(jù)分別為4 389和4 630個(gè)，詳細(xì)的注漿數(shù)據(jù)參見文獻(xiàn)[19].樁端注漿裝置處土層主要為粉質(zhì)黏土，占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的64.1%；其次為中砂，占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的26.7%；其余土層為分布較少的粉細(xì)砂、粉土和粗砂，分別占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的 5.42%、2.01%和1.69%.樁側(cè)注漿處土層主要為粉質(zhì)黏土，占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的73.3%；其次為粉細(xì)砂和中砂，分別占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的12.1%和11.8%；其余土層為分布較少的粉土和粗砂，分別占統(tǒng)計(jì)樣品總質(zhì)量的2.51%和0.27%.水泥漿液水灰質(zhì)量比為0.5.

表1 地基土的基本性質(zhì)

本工程采用智能注漿系統(tǒng)對(duì)工程樁注漿數(shù)據(jù)進(jìn)行實(shí)時(shí)記錄，通過數(shù)理分析方法對(duì)所得注漿數(shù)據(jù)進(jìn)行篩選處理.首先，計(jì)算出數(shù)據(jù)平均值Xm、標(biāo)準(zhǔn)值Xk、標(biāo)準(zhǔn)差σ及變異系數(shù)δ，再將計(jì)算得到的Xm、Xk與第i個(gè)樣本數(shù)據(jù)Xi進(jìn)行對(duì)比，舍棄偏差較大的樣本數(shù)據(jù).當(dāng)數(shù)據(jù)Xi∈[Xm-3σ,Xm+3σ]且Xi∈[Xk-3σ,Xk+3σ]時(shí)，認(rèn)為數(shù)值正常，保留該樣本數(shù)據(jù)；否則，認(rèn)為數(shù)值異常并舍棄，求得最終Xm、Xk、δ.變異系數(shù)δ為評(píng)價(jià)概率分布離散程度的歸一化量度，可用于對(duì)比不同指標(biāo)下樣本的變異性.為提升統(tǒng)計(jì)結(jié)果精確度，引入置信度1-α作為對(duì)數(shù)據(jù)處理精確性的評(píng)價(jià)，詳細(xì)的數(shù)理分析參見文獻(xiàn)[20].

2 注漿壓力回歸分析及優(yōu)化

從土體的極限平衡條件出發(fā)，同時(shí)引入土體物理力學(xué)指標(biāo)參數(shù)黏聚力c及內(nèi)摩擦角φ，對(duì)當(dāng)前規(guī)范《公路橋梁灌注樁后注漿技術(shù)規(guī)程》[14]中廣泛應(yīng)用的注漿壓力公式Pc=Pw+ξr∑ρjLj開展進(jìn)一步優(yōu)化.其中，Pc為注漿壓力；Pw為靜水壓力；ξr為注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)；ρj為注漿點(diǎn)以上第j層土的有效密度；Lj、rj為注漿點(diǎn)以上第j層土的厚度和有效密度.

2.1 注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的優(yōu)化

根據(jù)莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度理論，可以推導(dǎo)出土體中任意一點(diǎn)的極限平衡條件.針對(duì)平面應(yīng)變問題，土體的極限平衡條件為

(1)

式中，σ1為作用于單元土體上的大主應(yīng)力；σ3為作用于單元土體上的小主應(yīng)力；對(duì)于無(wú)黏性土，黏聚力c=0.

為保證漿液能克服土層的初始應(yīng)力和抗剪強(qiáng)度，使其壓入土層并向土層內(nèi)部擴(kuò)散，需控制漿液，破壞原有土體結(jié)構(gòu)，突破土體極限平衡條件，即注漿壓力應(yīng)不小于極限大主應(yīng)力值.以注漿管出漿方向?yàn)檩S，取任一平面，將注漿處土體的三維應(yīng)力狀態(tài)簡(jiǎn)化為平面應(yīng)力狀態(tài)(見圖1).設(shè)出漿口處注漿壓力Pc為大主應(yīng)力σ1；土體有效應(yīng)力a′為小主應(yīng)力σ3；靜水壓力為Pw，并假定靜水壓力及黏聚力的后注漿影響系數(shù)值為1，結(jié)合土體極限平衡條件式(1)，給出優(yōu)化后的注漿壓力計(jì)算公式為

(2)

a′=∑γjLj

(3)

圖1 注漿劈裂土體過程圖

為確定式(2)中ξr的取值范圍，反算ξr值，采用第1節(jié)中的數(shù)理分析方法對(duì)其取值范圍進(jìn)行優(yōu)化分析，即

(4)

計(jì)算結(jié)果的平均值、標(biāo)準(zhǔn)差、取值范圍和變異系數(shù)見表2和表3.中砂、粗砂土層不考慮黏聚力的影響.由于缺少樁側(cè)粗砂土層及樁端粉細(xì)砂土層的黏聚力及內(nèi)摩擦角樣本數(shù)據(jù)，故未對(duì)其注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)進(jìn)行分析.樁側(cè)和樁端的壓漿裝置不同，樁側(cè)和樁端的漿液出口方向也不同，若對(duì)樁側(cè)及樁端進(jìn)行統(tǒng)一分析，會(huì)導(dǎo)致壓漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)變異性增高.因此，本文采取與現(xiàn)行《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計(jì)規(guī)范》相同的處理方式[20]，分別對(duì)樁端注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)ξrp和樁側(cè)注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)ξrs進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析.對(duì)統(tǒng)計(jì)所得不同土層的ξrs及ξrp取值范圍進(jìn)行處理，給出適用于山東地區(qū)各飽和土層的ξr取值范圍.對(duì)于ξrs，粉質(zhì)黏土、粉土取3.6～5.0，粉細(xì)砂取4.5～5.2，中砂取3.7～4.2；對(duì)于ξrp，粉質(zhì)黏土、粉土取3.1～4.3，中砂取6.1～6.8，粗砂取7.0～7.6.本工程注漿壓力取值偏大，后續(xù)工程參考式(2)對(duì)注漿壓力進(jìn)行實(shí)際計(jì)算時(shí)，ξr值可取所給推薦范圍內(nèi)的較小值.

表2 不同土層樁側(cè)注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的取值范圍

表3 不同土層樁端注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的取值范圍

2.2 飽和土層中黏聚力修正系數(shù)

式(2)假定土層黏聚力完全發(fā)揮.為進(jìn)一步研究注漿過程中飽和土層黏聚力對(duì)注漿壓力的影響以及注漿后飽和土層黏聚力的發(fā)揮效果，可假定注漿前后飽和土層內(nèi)摩擦角φ均為0，將內(nèi)摩擦角φ對(duì)注漿壓力的影響隔離，同時(shí)為黏聚力c添加修正系數(shù)λ，進(jìn)一步形成新的注漿壓力計(jì)算公式為

Pc=ξr∑ρjLj+Pw+λc

(5)

令Pc-Pw為應(yīng)變量y，∑ρjLj為自變量x1，c為自變量x2，則有

y=ξrx1+λx2

(6)

表4 各土層變量的回歸性統(tǒng)計(jì)表

表5 注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)的回歸分析表

表6 黏聚力修正系數(shù)的回歸分析表

F檢驗(yàn)為一種假設(shè)檢驗(yàn)，通常采用F檢驗(yàn)對(duì)多元線性回歸方程的有效性進(jìn)行顯著性檢驗(yàn).F檢驗(yàn)顯著性越高，則所設(shè)的多元線性回歸方程準(zhǔn)確度越高.F檢驗(yàn)中的Pf值與F檢驗(yàn)的顯著性密切相關(guān)，Pf值越小則變量的關(guān)聯(lián)性越強(qiáng)，多元線性回歸方程顯著性越高.在數(shù)理統(tǒng)計(jì)中，Pf=0.05通常被認(rèn)為是可接受過錯(cuò)的邊界程度, 即常用的顯著性水平.表4中，各土層F檢驗(yàn)所得Pf值均遠(yuǎn)小于0.05，說(shuō)明該線性回歸方程中自變量x對(duì)因變量y的回歸效果顯著.

t檢驗(yàn)同樣為一種假設(shè)檢驗(yàn)，用于對(duì)回歸系數(shù)的顯著性檢驗(yàn).t檢驗(yàn)中的Pt值與t檢驗(yàn)的顯著性密切相關(guān)，Pt值越小，回歸系數(shù)顯著性越強(qiáng)，方程中解釋變量對(duì)被解釋變量的影響越大.同樣，在t檢驗(yàn)中，Pt=0.05是常用的顯著性水平.由表5和表6可知，除粉土層外，其余土層Pt值均遠(yuǎn)小于 0.05，表明回歸系數(shù)ξr對(duì)注漿壓力的影響顯著.然而，樁側(cè)粉土層ξr的Pt值大于0.05，回歸系數(shù)ξr不顯著；樁端粉土層ξr的回歸數(shù)值為負(fù)數(shù)，與土壓力理論相悖；樁端樁側(cè)λ的回歸數(shù)值過高與實(shí)際狀況不符.這可能是因?yàn)楸竟こ讨蟹弁翆臃植剂闵ⅲ腋鞴こ虆^(qū)域內(nèi)粉土層級(jí)配差距較大.因此，無(wú)需對(duì)樁端及樁側(cè)粉土層相關(guān)參數(shù)進(jìn)行進(jìn)一步分析.此外，樁側(cè)粗砂層觀測(cè)值較少，故不開展進(jìn)一步分析.

從表5中的數(shù)據(jù)可知，ξr值隨著土層中黏粒量的減少而增加，粉質(zhì)黏土、中砂和粗砂土層的回歸結(jié)果良好，標(biāo)準(zhǔn)誤差小.樁側(cè)粉質(zhì)黏土、中砂和粗砂的置信區(qū)間分別為[3.98, 4.73]、[6.14, 6.78]和[6.70, 8.31]，樁端粉質(zhì)黏土、中砂和粗砂的置信區(qū)間分別為[3.65, 4.73]、[6.39, 6.68]和[7.17, 7.53]，置信區(qū)間范圍小.究其原因在于，粉細(xì)砂黏粒含量介于粉質(zhì)黏土及中粗砂之間，當(dāng)黏粒含量稍大時(shí)展現(xiàn)出粉質(zhì)黏土的特性，當(dāng)黏粒含量稍小時(shí)則表現(xiàn)出中粗砂的特性.本工程地質(zhì)條件中粉細(xì)砂土層分布較廣，地勘報(bào)告中粉細(xì)砂土層的塑性指數(shù)范圍為1.1～24.3，變異系數(shù)達(dá)1.37，黏粒含量變化較大，導(dǎo)致對(duì)粉細(xì)砂土層ξr回歸分析時(shí)出現(xiàn)置信區(qū)間范圍較大的情況.由表6可知，雖然λ值的回歸分析結(jié)果較差，標(biāo)準(zhǔn)誤差大，置信區(qū)間范圍大，但是粉質(zhì)黏土及粉細(xì)砂的λ值較為接近，根據(jù)回歸分析結(jié)果可得，λ的取值范圍為 17.0～18.5.

為研究黏聚力的發(fā)揮效果，計(jì)算式(2)中黏聚力c的分項(xiàng)系數(shù)2tan(45°+φ/2)，得到粉質(zhì)黏土的分項(xiàng)系數(shù)值為2.45～2.71，粉細(xì)砂分項(xiàng)系數(shù)值為2.38.假定不考慮注漿后內(nèi)摩擦角φ的影響，從保守角度計(jì)算出式(5)中的黏聚力修正系數(shù)λ值約為式(2)中黏聚力分項(xiàng)系數(shù)2tan(45°+φ/2)的6.8倍.究其原因在于，當(dāng)注漿進(jìn)入終止階段時(shí)，注漿處土層在水泥漿液的滲透、壓密等作用下，土體顆粒間的相互作用得到強(qiáng)化，黏聚力增加，故終止注漿時(shí)土層黏聚力值大幅提升.由于式(5)簡(jiǎn)化掉注漿后飽和土層摩擦角φ值增加對(duì)黏聚力分項(xiàng)系數(shù)的提高作用，因此本文得出的黏聚力的發(fā)揮程度結(jié)論在一定程度上是偏保守的，在未來(lái)的工作中還需進(jìn)一步改進(jìn)分析方法以開展更深入的研究.

3 工程實(shí)例驗(yàn)證分析

為驗(yàn)證本文所提注漿壓力計(jì)算公式的合理性和適用性，分別按照式(5)和當(dāng)前規(guī)范[14]中公式所得注漿壓力對(duì)實(shí)驗(yàn)組試樁SZ1、對(duì)照組試樁SZ2進(jìn)行后注漿作業(yè).2個(gè)試樁樁長(zhǎng)38 m，直徑為1.6 m，設(shè)計(jì)單樁承載力特征值為6.3 MN.單個(gè)試樁設(shè)有3道樁側(cè)注漿環(huán)管和4根樁端注漿直管，其中樁側(cè)環(huán)管間距為10 m，且最底層環(huán)管距樁端10 m.2個(gè)試樁地質(zhì)條件相同，詳細(xì)地質(zhì)情況見表1和圖2.兩個(gè)試樁樁端處土層均為粗砂層，其中黏性土體積占總體積的15%.樁基后注漿作業(yè)完成28 d后，分別對(duì)試樁SZ1和SZ2進(jìn)行單樁豎向抗壓靜載試驗(yàn)檢測(cè).

圖2 試驗(yàn)場(chǎng)地土層剖面與光纖應(yīng)力計(jì)布置圖

注漿數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)見表7.表中，ZC1～ZC3為樁側(cè)注漿管編號(hào)；ZD1～ZD4為樁端注漿管編號(hào).由表可知，當(dāng)前規(guī)范所得壓力值普遍低于式(5)所得壓力值，且在樁端注漿數(shù)據(jù)中最為明顯.受注漿壓力影響，試樁SZ2的樁端注漿量?jī)H為設(shè)計(jì)注漿量的65%，而試樁SZ1的樁端注漿量滿足設(shè)計(jì)要求.試樁SZ2的樁側(cè)和樁端注漿總量分別為試樁SZ1的88%和60%.

表7 注漿數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)

3.1 現(xiàn)場(chǎng)堆載試驗(yàn)

各試樁的樁頂荷載Q-樁頂位移s曲線見圖3.由圖可知，在最大試驗(yàn)荷載下，試樁SZ1和SZ2的樁頂位移未達(dá)40 mm，Q-s曲線未出現(xiàn)明顯破壞現(xiàn)象.2個(gè)試樁的最大試驗(yàn)荷載均為12.6 MN，承載力均滿足設(shè)計(jì)要求.然而，2個(gè)試樁的Q-s曲線變化形態(tài)存在明顯差異，試樁SZ1為緩變型曲線，而試樁SZ2的Q-s曲線在加載初期即出現(xiàn)陡降，隨后趨于平緩.

圖3 注漿后試樁實(shí)測(cè)Q-s曲線

最大荷載下試樁各斷面樁側(cè)阻力分布對(duì)比見圖4.由圖可知，注漿后各試樁在不同土層的側(cè)阻力實(shí)測(cè)值為地勘報(bào)告中側(cè)阻力特征值的1.2～1.9倍，說(shuō)明后注漿對(duì)樁側(cè)阻力的增強(qiáng)效果顯著.各試樁的樁側(cè)土層地質(zhì)條件相同，因此各試樁在不同深度的最大側(cè)阻力值相近.各試樁的樁側(cè)阻力-樁土相對(duì)位移曲線見圖5.受樁側(cè)和樁端注漿量的影響，試樁SZ2在不同深度發(fā)揮最大側(cè)阻力所需的樁土位移明顯大于試樁SZ1.

圖4 最大荷載下試樁各斷面樁側(cè)阻力分布對(duì)比

各試樁的樁端阻力qb-樁端位移sb曲線見圖6.由圖可知，各試樁的qb-sb曲線變化趨勢(shì)與Q-s曲線類似，試樁SZ1的qb-sb曲線為平緩-陡降型.試樁SZ2的qb-sb曲線在加載初期出現(xiàn)陡降，整體上表現(xiàn)為陡降-平緩-陡降型.相同樁端位移下，試樁SZ1調(diào)動(dòng)的端阻力遠(yuǎn)大于對(duì)照組試樁SZ2.在最大荷載作用下，試樁SZ1的端阻力約為試樁SZ2的2.1倍.注漿后試樁SZ1和SZ2的承載力均明顯提升，試驗(yàn)荷載下的后注漿試樁承載力為原設(shè)計(jì)值的2倍.試樁SZ1較試樁SZ2具有更快的承載力響應(yīng)速度，能更好地控制樁頂沉降.究其原因在于，采用現(xiàn)行規(guī)范公式進(jìn)行后注漿作業(yè)的試樁SZ2的樁端注漿壓力偏低，導(dǎo)致樁端注漿量?jī)H為設(shè)計(jì)值的65%，未達(dá)到設(shè)計(jì)要求，水泥漿液未能有效地充填、加固樁端土層和樁底沉渣，同時(shí)偏少的注漿量無(wú)法在樁底充分?jǐn)U散以形成漿泡，試樁SZ2的樁端土層無(wú)法得到有效壓密.另一方面，由于試樁SZ2的樁端注漿壓力偏低，使得水泥漿液在樁底產(chǎn)生的雙向壓力值偏低，無(wú)法使樁身合理上浮來(lái)預(yù)先調(diào)動(dòng)樁側(cè)負(fù)摩阻力，造成試樁SZ2的注漿效果不理想.而采用式(5)進(jìn)行后注漿作業(yè)的試樁SZ1，其樁端及樁側(cè)注漿壓力大小合適，樁側(cè)及樁端注漿量滿足設(shè)計(jì)要求，因此試樁SZ1的承載力更高，且樁頂沉降更小.靜載試驗(yàn)結(jié)果表明，采用現(xiàn)行規(guī)范公式進(jìn)行后注漿作業(yè)時(shí)，應(yīng)遵照注漿壓力和注漿量雙控原則進(jìn)行后注漿作業(yè).若出現(xiàn)注漿量未達(dá)標(biāo)的情況，應(yīng)適時(shí)參照式(5)對(duì)注漿壓力進(jìn)行調(diào)整，以保證注漿量最終達(dá)到設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)，使后注漿樁基承載性能得以充分發(fā)揮.

(a) SZ1

(b) SZ2

圖6 樁端阻力-樁端位移曲線

3.2 鉆芯取樣檢測(cè)分析

樁基后注漿施工為地下隱蔽性工程，施工時(shí)無(wú)法直接觀察地下注漿情況.為檢驗(yàn)樁基后注漿效果，對(duì)試樁SZ1和SZ2進(jìn)行樁基鉆芯取樣檢測(cè)，觀察水泥漿液在土層中的分布擴(kuò)散情況，以判斷注漿效果.根據(jù)鉆孔取芯報(bào)告，樁底取芯位置在各試樁正中心布置1個(gè)孔位，樁側(cè)取芯在各試樁的樁周均勻布置4個(gè)孔位，鉆孔深度為39 m，樁基鉆芯取樣檢測(cè)結(jié)果見圖7.

(a) SZ1樁端

(b) SZ1樁側(cè)

(c) SZ2樁端

(d) SZ2樁側(cè)

由圖7可知，試樁SZ1樁端以下0.8 m內(nèi)土層取芯試樣為水泥結(jié)塊，樁端以下水泥分布范圍較深，存在明顯的水泥-土結(jié)合體，可見節(jié)長(zhǎng)7～11 cm水泥柱.而試樁SZ2的樁端中心以下0.3 m內(nèi)取芯試樣僅偶見粒徑3～6 cm的水泥顆粒.說(shuō)明對(duì)于試樁SZ2，由于其樁端注漿壓力較低，水泥漿液難以對(duì)樁端土體產(chǎn)生劈裂效果，只能集中分布在注漿閥附近土層而無(wú)法擴(kuò)散，最終未形成明顯的水泥土擴(kuò)大頭.試樁SZ1在樁側(cè)埋深15～25 m范圍內(nèi)可見水泥塊或水泥柱，而試樁SZ2樁側(cè)4個(gè)孔內(nèi)均未見水泥結(jié)塊，說(shuō)明試樁SZ1的注漿效果明顯優(yōu)于試樁SZ2，與現(xiàn)場(chǎng)堆載試驗(yàn)結(jié)果一致.結(jié)果表明，在黃河流域下游地區(qū)飽和土層中進(jìn)行后注漿作業(yè)時(shí)，直接運(yùn)用現(xiàn)行規(guī)范公式所得的注漿壓力值偏低，不利于水泥漿液在土層中的擴(kuò)散，而運(yùn)用式(5)所得的注漿壓力值滿足設(shè)計(jì)要求.相較于現(xiàn)行規(guī)范，本文所提公式在黃河流域下游地區(qū)飽和土層中具有更好的適用性.

4 結(jié)論

1) 基于莫爾-庫(kù)倫強(qiáng)度理論及土體的極限平衡條件，引入黏聚力及內(nèi)摩擦角，對(duì)現(xiàn)行規(guī)范中注漿壓力計(jì)算公式進(jìn)行優(yōu)化，給出了適用于黃河流域下游地區(qū)飽和土體的注漿阻力經(jīng)驗(yàn)系數(shù)ξr的取值范圍.以黏聚力及有效密度為變量，對(duì)注漿壓力進(jìn)行二元回歸分析，得到黏聚力修正系數(shù)λ的取值范圍.結(jié)果表明，后注漿技術(shù)可使黏聚力的發(fā)揮效果提升了6.8倍.

2) 分別使用本文公式和規(guī)范公式對(duì)試樁SZ1、SZ2進(jìn)行后注漿作業(yè)，發(fā)現(xiàn)試樁SZ2的注漿壓力偏低，造成其樁端注漿量?jī)H為設(shè)計(jì)值65%，而試樁SZ1樁端注漿量滿足設(shè)計(jì)要求.后注漿作業(yè)中應(yīng)遵照注漿壓力和注漿量雙控原則，參照本文公式和規(guī)范公式對(duì)注漿壓力進(jìn)行調(diào)整，以保證注漿量達(dá)到設(shè)計(jì)要求，實(shí)現(xiàn)后注漿樁基承載性能充分發(fā)揮.

3) 現(xiàn)場(chǎng)靜載試驗(yàn)和鉆芯取樣檢測(cè)結(jié)果表明，相較于規(guī)范公式，本文公式在黃河流域下游地區(qū)適用性更好.相較于對(duì)照組試樁SZ2，實(shí)驗(yàn)組試樁SZ1能充分預(yù)先調(diào)動(dòng)樁側(cè)負(fù)摩阻力，其水泥漿液在土層中擴(kuò)散范圍更廣，且對(duì)樁端土層壓密效果更好，因此試樁SZ1的承載力響應(yīng)速度更快，樁頂沉降控制能力更好.