黏土中樁端后注漿單樁抗壓承載特性室內(nèi)模型試驗研究

趙春風(fēng) ，吳 悅 ，趙 程 ，費 逸 ，王有寶

(1. 同濟大學(xué)巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092；2. 同濟大學(xué)地下建筑與工程系，上海 200092)

隨著工程建設(shè)的不斷發(fā)展，樁基礎(chǔ)在工程建設(shè)領(lǐng)域得到大量應(yīng)用[1-4].鉆孔灌注樁具有施工簡單、噪音和振動少、單樁承載力高、地層適應(yīng)性強等優(yōu)點，因此在房建、橋梁、道路等建設(shè)項目中得到廣泛應(yīng)用.但在施工成孔過程中具有一定缺陷，特別是在軟土地區(qū)，需要采用泥漿護壁成孔工藝，會產(chǎn)生樁底沉渣和樁周泥皮，對樁端阻力和樁側(cè)摩阻力造成不利影響，并且會增加樁頂沉降量.因此如何改善鉆孔灌注樁的承載特性成為急需解決的問題，而樁端后注漿技術(shù)能很好地解決上述問題，尤其是當(dāng)應(yīng)用于大直徑超長鉆孔灌注樁時，能顯著改善其豎向承載性能，減少樁頂沉降量[5-13].

國內(nèi)外很多學(xué)者通過現(xiàn)場試驗、室內(nèi)模型試驗、理論分析和數(shù)值模擬等方法研究了樁端后注漿對樁承載特性的影響.Ruiz等[14]通過現(xiàn)場試驗發(fā)現(xiàn)樁端后注漿通過改善樁端土體，類似擴底樁的效果進而提高樁端承載力.Liu等[15]通過現(xiàn)場后注漿樁與普通樁破壞對比試驗更加準確得到后注漿樁極限承載力和沉降.趙春風(fēng)等[10]通過對廣東軟土地區(qū)超長旋挖灌注樁后注漿試驗，提出了計算大直徑超長后注漿單樁極限承載力的建議方法.Satoshi等[16]通過室內(nèi)離心機試驗研究樁端壓密注漿對樁土之間應(yīng)力改變的影響.Thiyyakkandi等[9]通過室內(nèi)模型試驗和數(shù)值模擬的方法研究了砂土中注漿樁豎向承載特性.Mullings等[7]結(jié)合現(xiàn)場試驗給出了無黏性土中后注漿樁樁端承載力提高系數(shù)的等值線圖，通過該方法可以得到后注漿樁承載力的提高系數(shù).張忠苗等[17]基于球形空腔擴張及一維徑向固結(jié)理論，對樁端后注漿樁的樁端注漿殘余應(yīng)力進行理論研究，分析了殘余應(yīng)力的消散過程.房凱等[18]采用雙曲線荷載傳遞函數(shù)，推導(dǎo)了后注漿樁樁身荷載和沉降關(guān)系的迭代模型，給出了成層地基中后注漿單樁的迭代求解方法，據(jù)此預(yù)測豎向荷載下后注漿樁的承載變形特性.Youn等[19]采用有限單元軟件 PLAXIS模擬分析后注漿對樁的承載力影響，并且通過與現(xiàn)場后注漿樁靜載試驗結(jié)果進行對比評價有限元模擬結(jié)果的合理性.

當(dāng)前，對于后注漿灌注樁的試驗研究多集中于現(xiàn)場試驗，室內(nèi)模型試驗相對較少，而室內(nèi)模型試驗具有參數(shù)可控、試驗可重復(fù)性強等優(yōu)點.之前學(xué)者做過的室內(nèi)模型樁后注漿試驗，試樁多采用預(yù)制樁預(yù)埋的方法，簡單易行，但不能很好地模擬現(xiàn)場灌注樁特性；并且大部分試驗使用的試樁長徑比小，缺少對于現(xiàn)場大規(guī)模使用的具有大長徑比的超大型鉆孔灌注樁的試驗?zāi)M.注漿方法也多采用預(yù)埋注漿體或樁體以外另插管路將漿液直接注入預(yù)定土層中，跟現(xiàn)場注漿工藝區(qū)別明顯.因此，本文采用課題組自行研發(fā)的室內(nèi)模型樁鉆機鉆孔澆筑模型灌注樁，模擬現(xiàn)場鉆孔灌注樁施工過程進行黏土中大長徑比樁端后注漿試驗.通過 1根未注漿樁和 4根不同樁端注漿量試樁豎向抗壓靜載試驗，對比研究注漿樁和未注漿樁以及注漿量變化對單樁抗壓承載特性的影響，并通過試驗后土體開挖觀察分析注漿后樁端和樁側(cè)土體性狀，對試驗結(jié)果進行分析.

圖1 模型樁鉆機Fig.1 Model drilling rig

1 模型試驗

1.1 試驗裝置及測試方法

1.1.1 模型樁參數(shù)

本次試驗采用的模型樁為用自主研發(fā)的模型樁鉆機(見圖 1)鉆孔澆筑灌注樁，全套施工工藝能夠完全模擬工程現(xiàn)場灌注樁流程.具體流程為先在模型槽內(nèi)鉆孔，然后插入樁芯，最后灌入細石混凝土.灌注樁樁芯由拆分為15mm×15mm×1mm兩片L形角鋁組成，在角鋁內(nèi)側(cè)粘貼測量樁身應(yīng)變的應(yīng)變片，貼片后粘結(jié)成封閉“口”字形空管，在管側(cè)一邊開小口將數(shù)據(jù)線引出，貼片處采用 703膠粘貼，并用環(huán)氧樹脂密封樁芯，為了避免在混凝土澆筑過程中進水，接縫處及數(shù)據(jù)線出口用硅膠密封，在樁芯內(nèi)事先封進注漿鋼管，以充分模擬現(xiàn)場樁端后注漿施工工藝.注漿鋼管內(nèi)徑為 8mm，長度為 1.9mm，在樁底伸出0.05m，在樁頂露出 0.15m，樁頂露出部分與注漿裝置的管路連接.試樁長為 1.7m，入土深度為 1.6m，試樁設(shè)計直徑為0.046m，樁的具體參數(shù)如表1所示.

表1 模型灌注樁參數(shù)Tab.1 Parameters of the model bored pile

1.1.2 模型槽和模型樁的布置

本次樁端后注漿灌注樁室內(nèi)模型試驗所使用的模型槽(見圖 2)位于同濟大學(xué)巖土與地下工程教育部重點實驗室內(nèi)，模型槽凈尺寸為 3.0m×2.1m×3.0m(長×寬×深)，槽底及槽壁均采用鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)，壁厚 0.3m.模型灌注樁的平面布置如圖 3所示：共有6根模型灌注樁，其中1根預(yù)試驗試注樁，1根未注漿樁(標號為 Z0)和 4根不同樁端注漿量樁(標號為 ZJ1～ZJ4，注漿量分別為 1.0L、2.0L、2.5L和 3.0L).模型樁間距和距離槽壁間距均足以消除邊界效應(yīng)影響以及滿足側(cè)向變形的需要[20].

圖2 模型槽Fig.2 Model chamber

圖3 模型灌注樁平面布置Fig.3 Plane layout of model bored piles

1.1.3 注漿裝置和注漿參數(shù)設(shè)計

本模型試驗樁采用課題組自主研發(fā)的裝置進行注漿，裝置原理見圖 4.空氣壓縮機提供注漿壓力將注漿罐內(nèi)水泥漿液通過注漿管路注入樁端.綜合考慮漿液的流動性和可注性，通過試注試驗確定水泥型號選用P.O.32.5普通硅酸鹽水泥，水泥漿液水灰比確定為 0.5，為加強注漿效果在水泥漿液中可以適當(dāng)摻入部分外加劑，主要添加減水劑和膨脹劑.

《建筑樁基技術(shù)規(guī)范》[21]和《公路橋涵地基與基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》[22]規(guī)定，樁端后注漿的注漿量設(shè)計應(yīng)根據(jù)樁徑、樁長、樁端樁側(cè)土層性質(zhì)、單樁承載力增幅及是否復(fù)式注漿等因素確定，根據(jù)這兩種規(guī)范計算出的室內(nèi)模型樁注漿量過大，因此不適用于室內(nèi)模型樁后注漿的注漿量設(shè)計.通過試注試驗后確定注漿量在 1～3L范圍內(nèi)變化能滿足本試驗要求.注漿壓力至今尚沒有統(tǒng)一的確定方法.對于注漿壓力的要求是在保證設(shè)計注漿量的前提下，壓力引起的地表變形和樁身上抬量在允許范圍內(nèi)，并綜合考慮樁端土層性狀、樁身尺寸及設(shè)計承載力水平等因素.參考此前課題組室內(nèi)試驗經(jīng)驗以及本次試注漿試驗結(jié)果，設(shè)定本次室內(nèi)試驗樁端后注漿壓力為 0.5MPa，通過控制注漿泵使注漿壓力維持在 0.5MPa左右將漿液注入樁端.

圖4 注漿裝置原理Fig.4 Schematic of the grouted device

1.1.4 加載裝置和測試儀器

考慮到模型試驗樁的承載力相對較小，綜合考慮采用堆載更加簡便，有利于室內(nèi)試驗操作，因此使用堆載加載方式.試驗開始前先在樁頂架設(shè)橫梁和空加載箱.加載箱邊緣一側(cè)以模型槽的外墻為條狀支點，樁頂為另一支點，從而形成條形支撐與點支撐的平衡狀態(tài).利用杠桿原理即可將加載箱中所加的荷載轉(zhuǎn)化為樁頂豎向荷載.加載箱下鋪設(shè)剛性橫梁，箱底固定多根交叉木條，在樁頂處設(shè)置力傳感器，測定樁頂荷載.使用土體進行堆載，事先將每級荷載所需土體均勻填入數(shù)個標準容積圓桶內(nèi)，加載時將填土圓桶按照計算預(yù)定位置依次放入加載箱內(nèi)，樁頂所受豎向荷載由樁頂處設(shè)置的力傳感器測定.百分表布置在樁頂?shù)臋M梁兩端，將測得的數(shù)據(jù)平均后得出樁頂位移，樁身應(yīng)變數(shù)據(jù)通過事先預(yù)埋的樁身應(yīng)變片通過應(yīng)變采集儀連接到電腦進行數(shù)據(jù)采集，第 N7號應(yīng)變片用于近似測試樁端阻力，其余6組應(yīng)變片用于測試換算樁側(cè)摩阻力.加載裝置及應(yīng)變片布置見圖5.

1.2 模型土的配置

本次室內(nèi)樁端后注漿模型試驗中模型土體的配制所依據(jù)的原狀土選用廣東某高速公路高架橋段CZK24鉆孔位置處第 10層黏土的主要土體物理性質(zhì)指標作為參考按照相似理論進行配制，原狀土的物理力學(xué)性質(zhì)指標見表 2.配置好的模型黏土物理力學(xué)性質(zhì)指標見表 3.模型土進行分層填筑，每層 0.1m均勻填入模型槽并壓實，壓實后刨毛并填下一層黏土.為加速固結(jié)并保證上層土體的密實度，填滿后預(yù)壓 10d，壓力 5kPa.然后在自重下固結(jié)并進行沉降觀測.51d后沉降基本穩(wěn)定不再增長(連續(xù) 3d沉降值沒有變化)，54d后開始進行鉆孔澆筑模型灌注樁.

圖5 加載裝置和應(yīng)變片布置示意Fig.5Schematic of the test loading system and the distribution of strain gages

表2 原狀土物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)Tab.2 Physico-mechanical parameters of undisturbed clay

表3 模型黏土物理力學(xué)性質(zhì)參數(shù)Tab.3 Physico-mechanical parameters of model clay

1.3 試驗加載方案

本次室內(nèi)模型試驗采用快速維持荷載法進行分級加載，根據(jù)之前課題組進行的室內(nèi)模型樁試驗規(guī)律來看，預(yù)估本次試驗未注漿模型樁的極限承載力約為2000N，樁端后注漿模型樁的承載力根據(jù)不同注漿量預(yù)計為 2500～3500N，劃分為 10級進行加載據(jù)此確定每級加載量.每級荷載施加后按第 5min、15min、30min測讀百分表讀數(shù)以確定樁頂沉降量，以后每隔30min測讀1次，每加載5s應(yīng)變儀自動采集記錄 1次樁身應(yīng)變數(shù)據(jù).每小時內(nèi)樁頂?shù)某两盗坎怀^0.1mm并連續(xù)出現(xiàn)2次，認為模型樁沉降達到相對穩(wěn)定，施加下一級荷載.加載時直接向加載箱內(nèi)加荷載，直至出現(xiàn)下列情況之一時，可以判定模型樁已達到極限狀態(tài)，終止加載，取前一級荷載作為試樁的極限承載力：

(1) 某級荷載作用下，樁頂沉降量大于前一級荷載作用下沉降量的5倍；

(2) 樁頂總沉降量大于40mm.

2 模型試驗結(jié)果與分析

2.1 不同注漿量下單樁豎向承載特性分析

圖 6是 5根模型灌注樁樁頂荷載-沉降關(guān)系曲線.由圖6可知，5根試樁荷載-沉降關(guān)系曲線均有明顯拐點，曲線末端出現(xiàn)陡降段，5根試樁 Z0、ZJ1～ZJ4的豎向極限承載力分別為 1.6kN、2.2kN、2.6kN、3.0kN、3.4kN.當(dāng)樁頂荷載較小時，5根試樁荷載-沉降關(guān)系曲線近似呈線性；隨著荷載增大，荷載-沉降關(guān)系曲線逐漸變?yōu)榉蔷€性.與未注漿的Z0試樁相比，4根不同注漿量試樁豎向抗壓極限承載力均有明顯提高，本文試驗條件下，不同樁端注漿量試樁的單樁極限承載力較未注漿試樁提高幅度在37.5%～112.5%之間，且在同一樁頂荷載作用下，注漿試樁樁頂沉降量明顯小于未注漿試樁.如在樁頂荷載為 1.8kN時，未注漿的 Z0試樁樁頂沉降量為21.35mm，而 4根注漿試樁 ZJ1、ZJ2、ZJ3和 ZJ4樁頂沉降量分別為 7.10mm、3.61mm、3.60mm 和3.85mm，遠小于未注漿試樁樁頂沉降量.

圖6 樁頂荷載-沉降關(guān)系曲線Fig.6 Pile top load-settlement curves

2.2 各級荷載下樁身軸力分析

5根試樁在各級荷載作用下的樁身軸力分布可以通過埋設(shè)在樁身角鋁內(nèi) 7個斷面處的應(yīng)變片通過應(yīng)變采集儀獲得的樁身應(yīng)變換算得到.角鋁和模型樁混凝土澆筑在一起，假定二者變形一致，即任一斷面角鋁和混凝土具有相同的應(yīng)變值，因此樁身軸力

式中：Ep為模型樁彈性模量，為 24.5GPa；Ap為樁體橫截面面積，為 0.00166m2；εi為第 i斷面處應(yīng)變片測定的樁身應(yīng)變值.

通過計算得到的 5根試樁在各級荷載下樁身軸力見圖 7.從圖 7可以看出，5根試樁在各級荷載作用下樁身軸力均隨著深度增加而減小，相鄰兩級荷載下對應(yīng)的樁身軸力增量也隨著深度的增加而減小.當(dāng)樁頂施加的荷載較小時，靠近樁端深度處樁身軸力接近于 0，說明此時主要依靠樁側(cè)摩阻力提供承載力，樁端阻力尚未發(fā)揮；隨著樁頂荷載的增加，端阻開始發(fā)揮作用.4根不同注漿量的試樁軸力曲線在某一深度出現(xiàn)拐點，在此拐點以下曲線斜率明顯減小，且注漿量越大，曲線斜率越小，而未注漿試樁則沒有這種現(xiàn)象.說明樁端后注漿通過漿液上返能夠在樁端以上一定深度內(nèi)提高樁側(cè)摩阻力，并且提高幅度與注漿量呈正相關(guān).

圖7 各級荷載下試樁樁身軸力Fig.7 Axial forces of test piles under different loads

在未注漿 Z0試樁極限荷載(1.6 kN)下，不同注漿量下試樁樁身軸力曲線對比見圖8.從圖8可以看出，4根注漿試樁樁端以上一定深度范圍內(nèi)軸力明顯小于未注漿試樁，且軸力隨著注漿量的增大而減小.未注漿 Z0試樁樁端軸力約為樁頂荷載的 60.6%，而4根注漿試樁樁端軸力占樁頂荷載比例均小于50%.說明通過樁端后注漿能夠降低樁身軸力提高樁側(cè)摩阻力.

圖8 未注漿試樁極限荷載(1.6 kN)下 5根試樁樁身軸力對比Fig.8 Axial forces of five test piles under the limit load(1.6 kN)of the non-grouted pile

2.3 各級荷載下樁身側(cè)摩阻力分析

通過樁身軸力和樁體截面參數(shù)可以得到 5根試樁沿不同深度的樁身側(cè)摩阻力分布，見圖 9.從圖 9可以看出，5根試樁樁身側(cè)摩阻力發(fā)揮是一個異步過程，上部土體范圍內(nèi)樁身側(cè)摩阻力先發(fā)揮，隨著樁頂荷載等級增加，樁身壓縮量增大，樁土相對位移增大，上部土體范圍內(nèi)樁身側(cè)摩阻力趨于穩(wěn)定.最后一級荷載下各單樁樁身側(cè)摩阻力相比上一級荷載作用下減小，說明樁身側(cè)摩阻力已過峰值狀態(tài)而出現(xiàn)軟化現(xiàn)象.樁頂荷載較小時，4根注漿試樁靠近樁端處樁身側(cè)摩阻力接近于零，隨著樁頂荷載增大，靠近樁端處樁身側(cè)摩阻力逐漸發(fā)揮.當(dāng)樁頂荷載大于 1.0kN時，隨著樁頂荷載的增大，樁端以上一定深度范圍內(nèi)樁身側(cè)摩阻力急劇增加，而對于未注漿試樁 Z0其樁身側(cè)摩阻力沒有出現(xiàn)這種現(xiàn)象.

圖10為不同注漿量試樁在未注漿試樁達到極限荷載(1.6kN)下樁身平均側(cè)摩阻力分布.從圖 10可以看出5根試樁樁身上部側(cè)摩阻力分布基本一致，從下部深度約1.0m位置處開始Z0試樁和4根注漿試樁側(cè)摩阻力分布出現(xiàn)較大差異，而注漿量的多少主要影響其深度范圍內(nèi)側(cè)摩阻力值大小，對側(cè)摩阻力加強深度影響較小，這可能與試驗中采用同一注漿壓力進行注漿有關(guān).綜合分析圖7～圖10可以認為，靠近樁端處樁身側(cè)摩阻力增大的深度范圍約為樁端以上0.65m 范圍內(nèi)(約 14倍樁徑)，據(jù)此從試驗角度推斷樁端后注漿漿液上返高度約為樁端以上14倍樁徑.

圖9 各級荷載下試樁樁身各斷面平均側(cè)摩阻力Fig.9Average side resistances of every section of test piles under different loads

圖10 未注漿試樁極限荷載(1.6 kN)下 5根試樁平均側(cè)摩阻力對比Fig.10 Average side resistances of five test piles under the limit load(1.6 kN)of the non-grouted pile

2.4 不同注漿量下漿液上返段樁側(cè)摩阻力發(fā)揮特性分析

為了進一步分析不同注漿量下樁端以上漿液上返深度范圍內(nèi)樁側(cè)摩阻力發(fā)揮情況，根據(jù)前面分析得出的樁身平均側(cè)摩阻力分布曲線以及漿液上返深度范圍，得到各級荷載下樁身在埋深 1250～1550mm以及 950～1250mm 范圍內(nèi)平均樁側(cè)摩阻力與注漿量關(guān)系曲線，見圖11和圖12.分析圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，在樁頂荷載較小(400N)時，在漿液上返段深度范圍內(nèi)，4根不同注漿量試樁平均側(cè)摩阻力高于未注漿試樁但增長幅度受注漿量影響很小.隨著樁頂荷載的增大，注漿試樁在該深度范圍內(nèi)樁側(cè)平均摩阻力遠大于未注漿試樁且注漿試樁樁側(cè)平均摩阻力隨著注漿量的增大而增大.綜合分析圖 11和圖 12，可以發(fā)現(xiàn)無論是注漿試樁還是未注漿試樁，樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮均是異步過程.正是樁側(cè)摩阻力的異步發(fā)揮機制，導(dǎo)致在樁頂荷載較小情況下，出現(xiàn)不同注漿量試樁樁端附近一定深度范圍內(nèi)樁側(cè)平均摩阻力與未注漿試樁相比增長幅度不大的現(xiàn)象.

圖11 各級荷載下埋深 1 250～1 550 mm范圍內(nèi)平均樁側(cè)摩阻力與注漿量關(guān)系曲線Fig.11 Curves of the average side resistances of five pilesgrouted volumes at 1 250—1 550 mm depth under different loads

圖12 各級荷載下埋深 950～1 250 mm范圍內(nèi)平均樁側(cè)摩阻力與注漿量關(guān)系曲線Fig.12 Curves of the average side resistances of five pilesgrouted volumes at 950—1 250 mm depth under different loads

2.5 各級荷載下樁端阻力發(fā)揮特性分析

各級樁頂荷載下樁端阻力可以通過預(yù)埋在樁端附近(深度 1550mm)處的應(yīng)變片測定的樁身應(yīng)變換算出的樁身軸力等效代替樁端阻力.計算得到的 5根試樁在各級樁頂荷載下樁端阻力發(fā)揮比例見圖13.從圖13可以發(fā)現(xiàn)，在相同樁頂荷載下，未注漿試樁的端阻力占總荷載比例要大于注漿試樁，且端阻力發(fā)揮比例隨著樁頂荷載增大逐漸大于 50%，表現(xiàn)出摩擦端承樁的特性.而對于 4根不同樁端注漿量的試樁，端阻力發(fā)揮比例隨著樁頂荷載的增加基本保持在 50%以下，表現(xiàn)出端承摩擦樁的特性.在同一樁頂荷載下端阻力發(fā)揮比例隨著注漿量的增加而減小.通過前面的分析可知，由于漿液上返，樁端以上一定深度范圍內(nèi)，各級樁頂荷載下的注漿試樁樁側(cè)平均摩阻力隨著注漿量的增大而增大，因此在樁頂荷載一定的情況下，樁端阻力發(fā)揮比例隨著注漿量的增加而減小.

樁端后注漿漿液在樁底以下按照壓密注漿形式擴散時類似于土體中的小孔擴張過程[23]，在同一注漿壓力和漿液類型下最終形成的漿體擴散半徑應(yīng)當(dāng)是一定值，漿液對樁端承載力的提高可歸結(jié)為漿液對土體的壓密作用和漿液形成的樁端擴大頭產(chǎn)生的擴底作用[14].同一注漿壓力和漿液類型下，不同注漿量對樁端下注漿影響深度及水平范圍可分為3種情況：①當(dāng)注漿量不足以最終形成樁底擴孔的漿體體積時，考慮到漿液沿樁身的上返，其對樁端承載力提高幅度較小，樁端以下漿液影響深度和水平范圍較?。虎诋?dāng)注漿量能夠滿足所需最終形成樁底擴孔的漿體體積時，漿液在樁端下注漿影響深度及水平范圍達到最大值；③當(dāng)注漿量超過最終形成樁底擴孔的漿體體積時，漿液在樁端下注漿影響深度及水平范圍與情況②基本一致，注漿量增加對樁端下注漿影響深度及水平范圍幾乎不產(chǎn)生影響，漿液主要以漿液上返的形式進入樁側(cè)或者漿液將難以注入，要進一步擴大樁端下注漿影響深度和水平范圍要通過增大注漿壓力等措施來實現(xiàn).

圖13 各級荷載下端阻力發(fā)揮比例Fig.13 Ratio of pile end-bearing resistance to pile top load under different loads

3 樁端后注漿后續(xù)土體開挖分析

在試驗完成后，對模型槽內(nèi)土體進行開挖觀察樁端注漿后樁端土體和樁側(cè)土體狀況.開挖出的樁端水泥土結(jié)石體和漿液沿樁側(cè)上返后樁側(cè)水泥土體性狀見圖14和圖15.

通過觀察樁端土的結(jié)石體可知，水泥漿液在樁端除了形成團塊之外，同時存在于土體裂隙之間，即樁端注漿時漿液分散擴散至樁端土體間隙中，對樁端土體產(chǎn)生劈裂作用，從開挖出的樁端土體中可以看到明顯的漿液劈裂尖端面.因此在黏土中的樁端后注漿主要以劈裂注漿和壓密注漿為主.此外，在樁端以上一定深度范圍土層中存在漿液固結(jié)體，說明樁端后注漿漿液在壓力作用下沿樁身上返一定高度，并且4根注漿試樁樁身漿液上返高度基本一致，約為 0.6m左右，這與前面分析的試驗結(jié)果基本一致.隨著注漿量的增大，沿樁徑方向土體內(nèi)水泥漿濃度增大，從而對提高樁-土界面強度參數(shù)起到積極作用，因此提高了樁端以上一定深度范圍內(nèi)樁側(cè)摩阻力，并且驗證了上文中樁端以上一定深度范圍內(nèi)樁側(cè)摩阻力隨著注漿量增大而增大的試驗現(xiàn)象.

圖14 樁端以下水泥土結(jié)石體Fig.14 Cement soil under the pile end

圖15 樁側(cè)水泥土結(jié)石體Fig.15 Cement soil of the shaft pile

4 結(jié) 論

本文通過自行研發(fā)的模型樁鉆機以及室內(nèi)注漿裝置，進行了5種不同注漿量下黏土地基中大長徑比模型灌注樁樁端后注漿豎向抗壓承載特性室內(nèi)模型試驗，主要得出結(jié)論如下.

(1) 在本文試驗條件下，不同樁端注漿量試樁的單樁極限承載力較未注漿試樁提高幅度在 37.5%～112.5%之間，承載力提高幅度與注漿量呈正相關(guān).相同樁頂荷載下后注漿試樁樁頂沉降量明顯小于未注漿試樁.

(2) 各級荷載下樁身軸力均隨著深度增加而減小，相鄰兩級荷載下對應(yīng)的樁身軸力增量同樣隨著深度的增加而減小.荷載較小時，靠近樁端深度處樁身軸力接近于 0，隨著樁頂荷載的增加，端阻力開始發(fā)揮作用.

(3) 樁身側(cè)摩阻力發(fā)揮是一個異步過程.樁頂荷載較小時，在漿液上返段深度范圍內(nèi)，4根不同注漿量試樁平均側(cè)摩阻力高于未注漿試樁但增長幅度受注漿量影響很??；隨著樁頂荷載增大，該深度范圍內(nèi)注漿試樁樁側(cè)平均摩阻力遠大于未注漿試樁且其值隨著注漿量的增大而增大.

(4) 在相同注漿壓力條件下，不同樁端注漿量主要影響樁端漿液上返深度范圍內(nèi)樁身側(cè)摩阻力值大小，對上返高度影響較小.對比注漿和未注漿試樁樁身軸力和側(cè)摩阻力分布圖，推定樁端后注漿漿液上返高度約為樁端以上14倍樁徑.

(5) 各級樁頂荷載下未注漿試樁的端阻力占總荷載比例大于注漿試樁，表現(xiàn)出摩擦端承樁的特性.而 4根不同樁端注漿量的試樁均表現(xiàn)出端承摩擦樁的特性.在同一樁頂荷載下端阻力發(fā)揮比例隨著注漿量的增大而減小.

(6) 黏土中灌注樁樁端后注漿主要通過壓密和劈裂作用于樁端和樁側(cè)土體，水泥漿液和土體共同組成復(fù)合水泥結(jié)石體，從而提高了樁-土界面強度參數(shù)，改善了樁端持力層條件，提高樁基承載力減少樁頂沉降.