Enhancement of compaction grouting on a compaction-grouted soil nail in sand
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摘要: 注浆压密效应是影响新型压密注浆土钉抗拔性能的一个重要因素。基于大型模型箱,开展了有压密效应和无压密效应的两组对比拉拔试验,研究了注浆压密效应对新型土钉性能的影响。另外,针对抗拔力随拉拔位移的演化规律,提出了抗拔力计算的双曲模型。研究表明：注浆压密效应对拉拔前期的抗拔力影响较大,而对最终抗拔力影响甚微。当土体条件发生变化时,注浆压密效应对抗拔力的影响取决于注浆压力,而非节泡直径。注浆压密效应引起的土体响应差异,其中包括垂直剪胀效应以及垂直和水平的挤压效应,是引起两种试验条件下抗拔力增加速率差异的根源。引入压缩模量和极限拉拔应力两个参数,建立的抗拔力计算双曲模型,可对新型压密注浆土钉的抗拔力进行有效计算。Abstract: The compaction grouting is an important factor in enhancing the performance of the newly developed compaction-grouted soil nail. Based on the self-developed large-scale model system, two series of pull-out tests with and without compaction grouting are carried out, and their results are compared to study the influences of compaction grouting on the enhancement of the pull-out force of the new soil nail. In addition, a hyperbolic model that can well describe the evolution of pull-out force with displacement is proposed. The study shows that: (1) The compaction grouting has significant influence on the pullout force within small pullout displacement, while it has small influence on the final pullout force. Moreover, when the soil conditions change, the compaction grouting (leading to soil densification) on the performance of soil nails depends on the grouting pressure rather than the diameter of the grout bulb. (2) The differences in soil responses caused by the compaction grouting, including vertical dilatation, the vertical and horizontal squeezing effects, are the main causes that lead to the difference in the increase rate of the pullout force of soil nails. (3) By introducing two parameters, the compression modulus and the ultimate pullout stress, a hyperbolic pullout model is proposed. After verification, the pullout forces can be calculated for the given diameter of grout bulb and pullout displacement.
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0. 引言
成都市主城八区均下伏中等风化泥岩,埋深一般为-0.5～-35m,层厚十几米到几十米不等[1-2],工程性质差,承载力估算困难。随着成渝地区双城经济圈建设的深度推进,成都地区已开建或筹建的高层、超高层建筑的基础持力层均涉及中等风化泥岩,研究该类岩体的承载能力具有一定的工程意义。
江苏[3]、广东[4]、重庆[5]等地在实践中逐渐修正了规范[6]对软岩地基承载力的取值建议,提出了不同岩石单轴抗压强度分区所对应的折减系数及承载力；长沙、兰州等地以岩基载荷试验为主,辅以点荷载试验、旁压试验等,提出了泥岩承载力的界定标准[7-9]；并通过不同类型试验结果的对比,探讨了影响地基承载力取值的因素[10-11],指出确定地基承载力时应考虑岩体的物理力学性质、成因、年代、地下水及其变化情况、建筑物对沉降及差异沉降的要求等[12]。成都地标DB51/T5026—2001[13]建议中等风化泥岩地基承载力特征值为500～1000 kPa,也可根据室内天然单轴抗压强度折减法确定地基承载力,工程实践表明规范条文存在两点不足。一方面是建议的承载力取值偏低,成都地区中风化泥岩极限承载力值试验值普遍分布在2000～6000 kPa,且主要集中在4000～6000 kPa[14],按照安全系数3考虑,其承载力特征值亦大于1000 kPa；另一方面,折减法确定承载力合宜性差,折减系数ψ的取值无既定条款可循,往往带有过多的人为因素,即使对同一类型、同一条件、同一环境的地基岩体,不同的设计人员也会取不同的ψ值,有时甚至出入较大,在没有原位试验的情况下,所提出的承载力缺乏依据,带有一定的随意性,对工程的安全性没有切实保障。在成都地区更为合理的取值研究至今鲜有突破,受到不少诟病。
综上,本文通过对24个场地约100余处原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验工程案例进行对比分析,讨论了成都地区中等风化泥岩计算公式中ψ值取值及其与承载力特征值的相关关系。进一步,结合成都高新区在建的某超高层建筑项目,采用原位平板载荷试验（9组）联合钻孔旁压试验法（17孔）针对性的探讨了该类岩体承载力特性,并分析了承压板尺寸等因素对承载能力发挥程度的影响。以上研究旨在探寻单轴抗压强度或旁压试验结果作为承载力设计依据的可能。
1. 成都中等风化泥岩特性
成都地区红层属于盆西小区[15],是最具代表性的近水平红层分布区。区内中等风化泥岩以J3p侏罗系蓬莱镇组上统和K2g白垩系中统灌口组为主（见图1）,其中J3p泥岩大范围的分布在成都天府新区高楼山—秦皇寺中央商务区—倒石桥一带,其他区域均为K2g泥岩,从城区东南方至西北方埋深为10～30 m,深度逐渐加深。
区内中等风化泥岩呈紫红色,层理清晰,风化裂隙较发育,巨厚层构造,整体结构。锤击易碎、声哑,用镐难挖掘,岩芯钻方可钻进。岩芯采取率达90%以上（图2）。通过对岩芯的X衍射和矿物成份分析,可知区内泥岩及其风化物含有超50%的SiO2、Al2O3、Fe2O3,其不同的组合构成了以蒙脱石、伊利石为主的片状黏土矿物。表1为岩体物理力学参数统计表。
表 1 中等风化泥岩物理力学性质统计表Table 1. Physical and mechanical properties of rock统计指标 天然密度/(g·cm-3) 单轴抗压强度/MPa 黏聚力/MPa 内摩擦角/(°) 天然状态 饱和状态 天然状态 饱和状态 天然状态 饱和状态 最大值 2.62 9.67 8.20 1.2 0.85 40.1 38.6 最小值 2.30 2.71 1.56 0.4 0.23 33.7 31.4 平均值 2.48 6.00 3.88 0.8 0.49 37.9 35.5 样本容量 141 51 39 28 17 28 17 2. 原位平板载荷试验与岩石单轴抗压强度试验对比
目前成都地区确定岩石地基承载力特征值主要为岩石单轴抗压强度折减法和原位平板岩基载荷试验法：①第一种方法简便但计算结果与实际地基承载力有较大出入；②第二种计算方法得到的结果普遍被认为是真实的,但费时费力。
笔者整理了24个工程实例中约100个中等风化泥岩的原位平板载荷试验点的相关测试数据,开展了2种方法确定地基承载力的对比分析,结果见表2,试验点覆盖了成都主城八区,具有较好的代表性。需要说明的是,文中所示意的原位平板载荷试验点绝大多数未达到明显的极限荷载,因此岩基的承载力特征值确定标准：①极限荷载fu/3与比例界限荷载的较小值；②未达到极限状态取比例界限荷载。
表 2 岩基载荷试验与单轴抗压强度试验对比Table 2. Comparison between load tests and uniaxial compressive strength tests工程名称 工程地点 frk/MPa fa/kPa ψ 停载位移/mm 点数 隆鑫 成华区 4.00 2044 0.51 5.420 3 润都科技 成华区 4.00 1981 0.49 6.760 3 蓉华·上林 成华区 3.05 1841 0.60 3.990 8 1773 0.58 9.730 1861 0.61 8.680 科创中心 成华区 5.00 2263 0.45 18.370 8 东方荟 锦江区 5.00 2157 0.43 3.640 4 东大街项目 锦江区 3.07 1900 0.62 3.520 3 仁恒置地广场 锦江区 3.43 1990 0.58 — 2 航天科技大厦 锦江区 6.00 2880 0.48 — 3 西部国金 锦江区 1.48 843 0.57 10.410 3 融御大楼 锦江区 7.30 3010 0.41 0.562 3 海桐三期 锦江区 7.90 2959 0.37 8.300 4 滨江30号地块 高新区 6.80 2740 0.40 10.700 3 半岛城邦 高新区 4.50 2021 0.45 6.600 9 龙湖世纪城 高新区 2.79 1800 0.65 33.190 8 川大科技园 双流区 3.92 1894 0.48 5.290 3 水电·云立方 龙泉驿 5.98 2400 0.40 5.500 3 视高天府公园 天府新区 6.48 2400 0.37 7.320 3 学府城 天府新区 4.99 2290 0.46 1.420 4 2266 0.45 2.720 2 仁中风华一期 天府新区 5.64 2400 0.43 5.980 6 驿都水岸丽园 天府新区 5.58 2524 0.45 17.500 1 5.00 2162 0.43 18.630 2 东方希望天祥 武侯区 4.39 2000 0.50 1.160 3 海洋乐园 武侯区 6.55 2500 0.38 4.260 6 中邮金融中心 武侯区 5.74 2400 0.42 2.200 3 田园晶品 新都区 3.1 1697 0.55 3.720 6 注： frk为岩石天然单轴抗压强度标准值；fa为承载力特征值；ψ为折减系数。表2中,成都主城八区中等风化泥岩地基承载力特征值试验值70%以上集中在1500～2500 kPa,较规范DB51T5026建议最大值普遍大1.5倍以上,统计原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验结果得出折减系数分布在0.37～0.70,总体值大于0.5（表3）；综合可见,折减系数呈现出随单轴抗压强度增加而递减的趋势。
表 3 折减系数和承载力特征值建议值Table 3. Recommended values of reduction coefficient and characteristic value of bearing capacityfrk/MPa ψ fa/kPa 说明 <2 0.7 500~1400 符号意义同表2,岩石单轴抗压强度为天然状态 2~4 0.5~0.7 1400~2000 4~6 0.4~0.5 2000~2400 6~8 0.37~0.4 2400~3000 >8 0.37 >3000 表3所列的统计结果对于岩石单轴抗压强度小于2 MPa和大于8 MPa的岩体,由于没有试验样本,可分别取统计数据中折减系数最高区段和最低区段的ψ值,即取0.7,0.37,承载力特征值最小值按现行规范[12]最小值500 kPa考虑。同时,上述统计结果多数是在未加载到岩基破坏的试验条件下得到的,实际的折减系数比该统计值还要大。但是,仍要注意的是,表3中岩石单轴抗压强度为天然状态,若当基岩浸水软化时,需要适当考虑折减系数减小。
3. 承载力的影响因素分析
进一步依托成都高新区在建的某超高层建筑项目,探讨不同承压板直径对研究区中等风化泥岩地基承载力取值的影响。
3.1 场地条件
该超高层建筑位于成都市南部天府新区秦皇寺中央商务区。场地地貌单元属宽缓浅丘,为剥蚀型浅丘陵地貌,建筑基础底板持力层为侏罗系蓬莱镇组（J3p）中等风化泥岩。泥岩天然密度2.48 g/cm3、自然状态下单轴抗压强度平均值6.00 MPa、饱和状态单轴抗压强度平均值3.88 MPa。三轴天然抗剪强度参数平均值内摩擦角为37.9°,黏聚力为0.8 MPa。同时,根据钻孔波速测得岩体波速为2200～3200 m/s；室内岩块波速平均值为2370 m/s。
3.2 试验方案
承压板载荷试验在场地开挖的3口深井平硐中进行（编号分别为SJ01,SJ02,SJ03）。试验点点位见图3所示。
图3中,SJ01深30 m（高程459.06 m）、SJ02深36 m（高程451.15 m）、SJ03深39 m（高程447.57 m）,井底平硐长×宽×高为2 m×2 m×8 m。每一平硐内分别开展承压板直径R为300,500,800 mm的载荷试验各1组,共9组。载荷试验操作过程严格参考规范[16],开挖至目标层后对试验点进行粗砂找平,放置承压板、千斤顶、百分表等试验设备。检查无误后采用慢速维持加载法加载,加载分8～12级,每级加载后连续三次读数之差均不大于0.01 mm可施加下一级荷载；当某级荷载下24 h变形速率不能达到相对稳定标准或本级荷载的变形量大于前级荷载变形量的5倍或承压板周边的岩土出现明显隆起或径向裂缝持续发展等现象终止加载。试验现场照片见图4。
试验数据绘制p–s曲线,曲线起始直线段终点的前一级荷载为比例界限荷载；终载前一级荷载为极限荷载。将极限荷载除以3的安全系数,所得值与对应于比例界限的荷载相比较,取小值定为承载力特征值。
3.3 试验结果分析
典型p–s曲线见图5所示。
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图 5 p–s曲线（以02深井300 mm承压板为例）Figure 5. p–s curves (deep well No. 2, plate diameter 300 mm)（1）曲线整体上表现出变形随着荷载的增大而逐渐增大。
（2）以SJ02中直径300 mm载荷试验结果为例,试验荷载分12级加载,试验结束荷载为7800 kPa。加载结束时,位移持续增加且不能稳定,累计变形量为4.182 mm。从曲线上均可直接读出比例界限荷载和极限荷载。曲线第一个拐点（2400 kPa）对应的前一级荷载（2100 kPa）为比例界限荷载；极限荷载为曲线第二个拐点（7800 kPa）对应的前一级荷载（6300 kPa）。极限荷载的1/3与比例界限荷载对比取小值为承载力特征值,即为2100 kPa。
承载板直径与承载力特征值之间的关系见图6所示。其他试验点试验结果统计见表4所示。
表 4 研究区中等风化泥岩承载力特征值试验值统计表（承压板载荷试验）Table 4. In-suit test values of bearing capacity of moderately weathered mudstone in study area试验点号
竖井编号承压板直径D/mm 原位试验 极限值/3对应荷载fa/kPa 岩体完整性指数Kv 最大加载量/kPa 比例界限对应荷载/kPa 终止条件 裂缝情况 SJ01
（459.06 m）300 9000 3000 趋近试验装置系统极限 无 2400 0.46 500 9600 2400 位移持续增大,不能稳定 无 2400 0.46 800 6300 2700 沉降增大,大于前一级沉降量的5倍 有 2300 0.43 SJ02
（451.15 m）300 7800 2400 变形不能保持稳定 有 2100 0.39 500 10800 2400 变形不能保持稳定 无 2000 0.39 800 11700 2700 沉降增大,大于前一级沉降量的2倍 有 2100 0.39 SJ03
（447.54 m）300 11800 3600 趋近试验装置系统极限 有 2800 0.49 500 9600 3000 趋近试验装置系统极限 有 3000 0.50 800 10800 3600 支硐上壁无法提供足够反力 无 2700 0.43 对于同一平硐,中等风化泥岩地基承载力特征值差异小于10%。具体来说,SJ01深井泥岩承载力特征值为2300～2400 kPa；SJ02深井泥岩承载力特征值为2000～2100 kPa；SJ03深井泥岩承载力特征值为2700～3000 kPa。说明,相似性状的泥岩,载荷板尺寸对于其地基承载力性能影响程度不大（见图7所示）,可推测基础宽度对于同一性状的中等风化泥岩地基承载力的影响不明显。
不同平硐内试验结果略有差异,与岩体个体差异尤其是岩体完整性和矿物组分不无关系,试验表明：三口平硐内泥岩岩体完整性指数分别为0.43～0.46,0.39,0.43～0.50；黏土矿物含量分别为29%～30%,36%～47%,17%～25%。上述差异导致不同平硐内中等风化泥岩地基承载性能出现差异。另外,岩石地基承载性能差异亦是试验环境条件、操作人为误差等因素综合影响所造成,需进一步详细甄别和探讨。
4. 承载力确定方法讨论
4.1 承载力特征值修正折减法
上述超高层建筑项目中,3口深井平硐中进行承压板载荷试验同时亦在300 mm压板试验点位附近各取3个试样进行了室内单轴抗压强度试验（试验参照规范[16]）,对修正折减系数法进行验证验证。根据（DB51/T5026—2001）[13]和（GB50007—2011）[6]中确定承载力特征值
fa 公式为fa=ψfrk, (1) 式中,
fa 为岩石地基承载力特征值（kPa）,frk 为岩石饱和单轴抗压强度标准值（kPa）,软岩取为天然单轴抗压强度标准值）,ψ 为折减系数,由当地经验确定。结合前述研究,对式（1）参数进行修正,得
fa=ψ′frk, (2) 式中,
fa 为岩石地基承载力特征值（kPa）,frk 为岩石饱和单轴抗压强度标准值（kPa,软岩取为天然单轴抗压强度标准值）,ψ′ 为修正折减系数（按表3选取）。试验及验证结果见表5所示。
表 5 修正折减系数法验证结果Table 5. Test results of modified reduction coefficient method竖井编号 编号 fa/kPa frk/MPa 平均frk/MPa ψ 计算值 差异/% SJ01 1 2400 4.9 5.96 0.40 2384 0.6 2 5.8 3 7.19 SJ02 1 2100 3.47 4 0.50 2000 4.7 2 3.78 3 4.39 SJ03 1 2800 6.89 7.1 0.39 2769 1.1 2 8.31 3 8.41 从表5中计算结果可见,本文所提出的折减系数修正法所估算的岩基承载力特征值与原位载荷试验结果相近,差异在5%以内,效果较好,可以作为承载力计算的依据。根据单轴抗压强度分区不同其修正系数可按表3选取,取值区间可采用线性内插来确定。
4.2 旁压试验适宜性探讨
旁压试验其实质是横向载荷试验。软岩中旁压临塑荷载既与岩石单轴抗压强度有关又与岩体的裂隙发育程度有关,利用旁压试验能更好地反映工程岩体的实际强度[10-11]。近年来,在长沙等地得到广泛应用,然而其在成都地区中等风化泥岩中的适宜性仍需进一步探讨。在上述项目场地中14口勘察钻孔+3口对比钻孔中旁压试验（见图5）,测试深度15～30 m不等。其中,3口对比钻孔TL05,JK14,JK12紧邻SJ01,SJ02,SJ03使试验结果具有可对比性。
采用PM-2B型预钻式旁压仪进行试验（见图7）,主机尺寸23 cm×36 cm×90 cm,最大压力6 MPa,试验操作严格参考规范[17,18],根据试验结果绘制P–V曲线,进一步确定初始压力P0和临塑压力Pf。两个压力差值为承载力特征值fak。
旁压试验结果见表6所示。
表 6 旁压试验结果统计表Table 6. Results of pressuremeter tests钻孔编号 测试深度/m Pf/kPa P0/kPa fa/kPa 钻孔波速/(m·s-1) 岩体完整性指数Kv JK04 28.5 3002.4 625.2 2377.2 2465 0.380 JK03 21.0 1399.5 350.0 1049.5 1873 0.231 JK10 20.0 1294.2 310.5 983.7 2023 0.256 JK12 13.0 1495.5 311.2 1184.3 2160 0.292 JK12 20.0 2670.0 698.5 1971.5 2204 0.304 JK14 28.0 3753.0 850.6 2902.4 2912 0.507 TL01 26.5 3790.2 849.6 2940.6 2445 0.414 TL03 18.5 4085.1 1120.3 2964.8 2754 0.530 TL05 28.0 2828.4 475.6 2352.8 2542 0.447 TL11 20.5 3715.9 850.6 2865.3 3013 0.469 TL13 16.5 3342.3 942.3 2400.0 2555 0.452 TL13 23.0 2209.1 487.2 1721.9 2241 0.348 TL14 17.5 2300.5 422.1 1878.4 2613 0.473 TL16 14.5 2489.0 475.6 2013.4 2178 0.296 TL16 20.5 2737.9 475.6 2262.3 2824 0.498 TL18 23.0 2590.6 432.2 2158.4 2523 0.441 TL22 23.0 2856.7 511.2 2345.5 2930 0.415 TL25 24.5 2707.0 530.1 2176.9 2347 0.381 TL25 26.0 4773.5 681.2 4092.3 3094 0.663 TL35 23.0 3032.5 625.2 2407.3 2659 0.490 TL37 18.0 2494.4 550.0 1944.4 2690 0.501 从表6中可见,中等风化泥岩地基承载力特征值测试结果最小值为983.7 kPa,最大值为4092.3 kPa,范围较大,这与每一测试孔测试时周围环境、成孔质量、岩体质量、测试深度等有一定关系。因测试时环境和成孔质量属于随机无量化指标的影响因素。进一步对比表4,6中深井及其对比钻孔试验结果,以探究旁压试验适宜性。以深井平硐内的承压板试验结果为基准。对比结果见图8所示。
对比结果显示,各测点的泥岩均为中等风化泥岩,测试深度、岩体完整性均相似,两种方法测试结果极为相近。尤其是深井SJ01和钻孔TL05,测试深度分别为30 m和28 m,岩体完整性指数均为0.46左右,得到的地基承载力特征值2300 kPa范围,可以认为采用承压板载荷试验、钻孔旁压试验确定的泥岩地基承载力特征值fa可互为印证。
5. 结论
本文通过对24个场地约100个原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验工程案例进行对比分析,讨论了成都地区中等风化泥岩计算公式中折减系数取值。进一步,依托成都高新区在建的某超高层建筑项目,探讨了修正折减系数法和旁压试验结果作为设计依据的建议。
（1）成都主城八区中等风化泥岩地基承载力特征值主要集中在1500～2500 kPa。
（2）统计原位平板载荷试验与同条件岩石单轴抗压强度试验结果得出折减系数分布在0.37～0.70,总体值大于0.5。
（3）本文所提出的折减系数修正法所估算的岩基承载力特征值在实际工程中实用性较强,其估算结果与原位载荷试验结果差异在5%以内,效果较好,可以作为承载力计算的依据。
（4）对于相似性状的泥岩,泥岩地基承载力受承压板直径影响不显著；且承压板载荷试验、钻孔旁压试验确定的地基承载力特征值可互为印证；
（5）上述成果,可用于该地区同类岩石地基参考,但是岩土体物理力学参数间的相关性取决于样本容量,对上述相关内容的细化有待更多的试验对比和检验及完善。
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图 5 不同拉拔位移下的抗拔力之差
Figure 5. Difference in pullout forces at different pullout displacements
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图 6 不同注浆压力和饱和度时不同拉拔位移的抗拔力
Figure 6. Pullout forces at different pullout displacements under different grouting pressures and degrees of saturation
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图 7 注浆压力为800 kPa时竖向土压力变化
Figure 7. Variation of vertical soil pressure under grouting pressure of 800 kPa
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图 8 不同注浆压力下竖向土压力的增加
Figure 8. Increases of vertical soil pressure under different grouting pressures
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图 9 注浆压力为800 kPa时S6处的竖向土压力
Figure 9. Vertical soil pressure at S6 under grouting pressure of 800 kPa
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图 10 不同注浆压力下S6处竖向土压力的变化
Figure 10. Increase of vertical soil pressure at S6 under different grouting pressures
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图 11 注浆压力为800 kPa时S2-4处的水平土压力
Figure 11. Horizontal soil pressure at S2-4 under grouting pressure of 800 kPa
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图 12 不同注浆压力下S2和S4处水平土压力的变化
Figure 12. Increase of horizontal soil pressure at S2-4 under different grouting pressures
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图 14 拉拔应力与拔出位移的双曲线关系
Figure 14. Hyperbolic relationship of pullout stress and displacement
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图 15 无压密效应试验的抗拔力计算与试验结果
Figure 15. Comparison of calculated and experimental pullout forces without grouting
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图 16 有压密效应试验的抗拔力计算和试验结果
Figure 16. Comparison of calculated and experimental pullout forces with grouting
表 1 砂的矿物成分
Table 1 Mineral compositions of sand
矿物成分 石英 岩石碎片 锆石 钛铁矿 金红石 百分比 98.82% 0.8% 0.21% 0.11% 0.06% 
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