0.   引言

钻孔灌注桩是目前工程建设中广泛使用的桩基型式，钻孔施工中会对桩底及桩周土层造成扰动，产生桩底沉渣及桩侧泥皮，降低桩基承载力^[1]。在工程建设中，如何提高钻孔灌注桩的承载力、改善沉降变形及其优化设计是工程界面临的重要课题。大量的研究表明，桩端后注浆技术不仅能增强端阻，对其桩侧阻力的发挥亦能产生影响，提高桩基承载力，减小桩身沉降^[2-3]。

桩基后注浆技术于1958年在委内瑞拉的Maracaibo大桥中首次使用，至今已有60多年的研究历史。Bruce^[4]基于大量现场及模型试验研究了后注浆对桩基承载性状的影响。王旭等^[5]、房凯等^[6-7]和万志辉等^[8-10]分别研发出了不同的注浆装置及相应的注浆工艺，对不同持力层的桩端后注浆灌注桩的承载性能及加固机理进行了大量的研究。刘念武等^[11]和李永辉等^[12]基于现场试验，对大直径桩端后注浆灌注桩的承载变形及侧摩阻力与端阻的发挥特性进行分析。戴国亮等^[13-14]推导了基于黏度时变性的浆液上返高度模型，采用荷载传递法预测了后注浆灌注桩的荷载沉降关系。以上国内外研究人员针对灌注桩后注浆的注浆装置、注浆工艺及后注浆灌注桩的承载性状等方面取得了大量的研究成果。然而，已有的桩端注浆只是单一的开式注浆（桩底无储浆胶囊腔）或单一的闭式注浆（桩底有储浆胶囊腔），在一些地层开式注浆其浆液注域可控性较低，浆液在高压作用下可能会沿砂、土及碎石层中的裂隙随机流动，所注浆液并不一定集中在桩底，注浆压力和注浆量相对难以掌控。闭式注浆是通过钢筋笼底部的胶囊挤压桩端周围土体，通常以压密注浆为主。即单一的注浆形式无法较准确地控制注浆过程中的注浆区域、注浆压力及注浆量，可能导致注浆效果稳定性差，单桩承载力波动性大。

鉴于此，本文结合开式注浆与闭式注浆的各自优点，提出一种桩底复合式后注浆的技术，将浆液的劈裂、渗透和压密作用共同作用于桩底，可较好地控制注浆过程中的注浆区域、注浆压力及注浆量。在太原西北二环西陵井枢纽桥址开展灌注桩桩底复合式后注浆现场试验，研究桩底复合式后注浆过程中的注浆压力、注浆量及桩顶位移的动态响应规律及桩基的承载特性，揭示复合式后注浆对桩基阻力的增强机理。基于球孔扩张理论，结合广义SMP准则推导了桩端浆泡半径的解析式，考虑桩端扩大头效应并建立复合式后注浆灌注桩荷载–沉降的计算方法。

1.   试桩设计

1.1   场地工程地质及试验概况

太原西北二环高速，即G2003太原绕城高速公路义望至凌井店段，是国家高速公路网的重要组成部分。灌注桩桩底复合式后注浆现场试验选择在太原西北二环西陵井枢纽主线2号桥址。试验场地位于第四系中更新统洪积层（Q₂^pl），土性主要由粉土、粉质黏土及卵石土等组成，为正常固结土层，各土层参数见表 1。共进行2根试桩的现场试验，桩径均为0.8 m。为研究不同桩端持力层下桩底复合式后注浆注浆过程中注浆压力、注浆量及桩顶位移的动态响应规律及对桩基承载性能的影响，将桩端端持力层分别置于粉质黏土与粉土层。其中，SZ1桩桩长16 m，桩端持力层为粉质黏土，桩端进入粉质黏土层2.8 m；SZ2桩桩长15 m，桩端持力层为粉土，桩端进入粉土层2.2 m。试桩采用旋挖钻干法成孔，混凝土灌注成桩，桩身为C40混凝土。

表  1  试验场地土层参数

Table  1.  Parameters of soil layers in test site

桩号	层号	岩层	层厚/m	天然含水率/%	重度/(kN·m-3)	塑限${w_{\text{P}}}$	液限${w_{\text{L}}}$	孔隙率	黏聚力/kPa	内摩擦角/(°)	压缩模量/MPa	极限侧摩阻力标准值/kPa	承载力基本容许值/kPa
SZ1桩	1	粉土	2.2	12.4	17.0	16.8	24.8	0.81	13.0	25.8	4.4	30	150
	2	卵石	11.0								35.0	150	450
	3	粉质黏土	5.3	18.6	19.9	19.5	31.6	0.62	16.2	13.9	5.6	65	260
SZ2桩	1	粉土	8.4	13.1	16.2	16.8	25.1	0.89	13.0	25.5	4.3	30	150
	2	卵石	4.4								35.0	140	450
	3	粉土	5.2	16.8	18.2	16.8	25.3	0.74	14.0	26.6	8.5	55	220

下载: 导出CSV 

| 显示表格

1.2   桩底复合式后注浆试验

（1）复合式后注浆装置构造及注浆管路设计

桩底复合式后注浆装置主要包括：开式与闭式注浆管路及注浆器、中空式钢板、胶囊，如图 1所示。由图 1可以看出，中间有通过孔的环形钢板上方分别连接两根对称布置的开式注浆管，及两根闭式注浆管，4根注浆管均与钢筋笼焊接牢固，其中两根闭式注浆管可兼做声测管；胶囊固定在中空式钢板下方，在钢板内环边缘附近设置垂直环形挡板，三者形成中空环形结构，环形挡板可有效地避免在灌桩时胶囊被混凝土包裹；在胶囊内部有环形注浆管，上面均匀布置有4个单向阀，以防止储浆胶囊中的浆液回流。下吊钢筋笼前，将胶囊内空气排出呈收缩状态，以保证桩端混凝土的灌注质量。这种中空式钢板胶囊能保证桩端压密注浆的效果，可以在桩端形成水泥挤压扩大头，增大桩端的支承面积，并对桩底周围地层进行有效挤密。

图  1  桩底复合式注浆腔结构示意图

Figure  1.  Structural diagram of composite post-grouting cavity at pile tip

下载: 全尺寸图片 幻灯片

为使一定量的浆液留在桩底，一部分浆液能加固桩端一定范围内土层，试验中采用桩底复合式后注浆的技术，将整个的注浆过程划分为3个阶段：第一次开式注浆（胶囊外注浆），闭式注浆（胶囊内注浆），第二次开式注浆（胶囊外注浆）。其中在胶囊内预计注浆量为0.5 t左右。桩基浇筑完成7 d后开展桩底复合式后注浆，注浆实施前首先将清水压入注浆管，确保注浆管路畅通。

（2）浆液配置及注浆参数控制

注浆浆液采用一种特制的压浆料，主要由水泥、减水剂、一些矿物改性材料与高分子聚合物等构成，浆液水灰比为0.27。根据规范^[15]计算，SZ1、SZ2桩预计注浆量分别为2.64，2.72 t。采用油压泵及安装在注浆管路中的传感器来实时监测记录整个注浆过程中的注浆压力和注浆速率，在桩顶对称布设4个百分表来监测注浆过程中的桩顶位移，以防止桩土关系发生破坏。图 2为后注浆现场试验照片。

图  2  后注浆现场试验照片

Figure  2.  Field test photo of post-grouting

下载: 全尺寸图片 幻灯片

1.3   静载试验

现场采用堆载法进行后注浆灌注桩的竖向静载试验。按规范^[15]计算，试验中SZ1、SZ2桩的最大预计加荷值分别为8500，6400 kN。在试桩不同深度处的钢筋笼主筋上对称布设钢筋计2个（距桩端0.3 m处的钢筋计对称布设4个）。每级荷载达到稳定状态时测读并记录钢筋应力计频率值，间接获得桩身轴力、桩侧阻力及桩身不同位置处的桩-土相对位移等，钢筋计的布置图见图 3所示。

图  3  钢筋计布设位置及地质柱状图

Figure  3.  Layout of reinforcement gauges and geological histogram

下载: 全尺寸图片 幻灯片

根据钢筋计的读数，按下列公式推算桩身轴力、侧摩阻力分布规律：

式中K为钢筋计的标定系数；$f_0^{}$为钢筋计的加载前的初始频率；$f_i^{}$为i级荷载下钢筋计的频率；E_g，E_c为钢筋计、混凝土的弹性模量；A_g，A_c为钢筋、混凝土的截面面积；${Q_{i - 1}}$，${Q_i}$分别为i-1，i截面的轴力；U为桩身周长；${l_i}$为i-1和i截面之间的距离。

2.   试验结果与分析

2.1   注浆过程分析

注浆压力与注浆量是灌注桩后注浆施工质量的关键因素。在后注浆施工过程中，注浆压力的动态变化可反映土层的可灌性，较高的注浆压力能使土体的空隙劈裂张开，加固较弱地层，相同条件下注浆量越多注浆效果越好。但是，注浆压力过高或注浆量过大则可能导致桩基抬升位移较大。因此研究注浆压力、注浆量及桩顶位移的动态变化在桩底复合式后注浆过程中意义重大。SZ1和SZ2桩在整个注浆过程中注浆压力、注浆量（压浆料）及桩顶位移随时间的关系曲线如图 4所示。

图  4  注浆过程中注浆压力、注浆量、桩顶位移曲线

Figure  4.  Curves of grouting pressure, grouting quantity and pile-top displacement during grouting

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图 4（a），（b）可以看出，两根桩整个注浆过程的持续时间都较长，都是采用了“细流慢注”的间歇式注浆，在桩顶无较大位移的情况下SZ1与SZ2都达到了设计注浆量。对于SZ1桩：第一次开式注浆持续2.2 h，注浆1.55 t，桩顶累积位移为1.10 mm；闭式注浆持续1 h，注浆0.64 t，桩顶累积位移为1.43 mm；第二次开式注浆持续1.4 h，注浆0.52 t，桩顶累积位移为1.78 mm；整个过程共注浆2.71 t，终止注浆5 min内的平均注浆压力为6.5 MPa。对于SZ2桩：第一次开式注浆持续1.4 h，注浆1.60 t，桩顶累积位移为0.66 mm；闭式注浆阶段持续0.9 h，注浆0.53 t，桩顶累积位移为0.79 mm；第二次开式注浆持续0.9 h，注浆0.96 t，桩顶累积位移为1.01 mm；整个过程共注浆3.09 t，终止注浆5 min内的平均注浆压力为5.4 MPa。

由图还可以看到，SZ1与SZ2在注浆全过程中都有注浆压力突跃而后又下降的现象，是由于浆液的行进通道被阻塞，浆液遇到的阻力逐渐上升，待注浆压力逐渐增大使得浆液通道重新被打开，吃浆量激增，注浆压力短期迅速下降，这是劈裂、渗透和压密注浆形式交替进行的过程。在停止注浆间歇期间，注浆压力部分消散，桩顶位移有小幅度的减小。第一次胶囊外的开式注浆，注浆压力忽大忽小，主要以劈裂注浆为主，浆液沿桩侧上返，在桩端底部及一定深度的桩侧土体中形成浆脉，胶结固化桩端土；闭式注浆主要以压密注浆为主，胶囊随之膨胀形成扩大头，挤密桩端土层与水泥浆；最后进行第二次开式注浆，主要是进一步挤密加固桩端土层。本文采用的桩底复合式注浆技术可较好地控制注浆过程中的注浆区域、注浆压力及注浆量。

2.2   竖向承载特性

（1）荷载–沉降关系

图 5为SZ1和SZ2桩的荷载–沉降（Q–s）曲线。由图可以看出，SZ1桩的Q–s曲线近似呈一条直线，加载至最大一级荷载与前一级荷载未出现沉降量增大的趋势，加载至8500 kN时对应的桩顶沉降为14.52 mm，卸载回弹后残余沉降为8.82 mm，回弹率达到39.3%，因而可以认为该试桩的承载尚处于弹性状态，极限承载力大于最大加载值8500 kN。SZ2桩的Q–s曲线呈现一条缓变曲线，最大加载值6400 kN时对应的桩顶沉降为23.41 mm，卸载回弹后残余沉降为18.73 mm，回弹率20.0%。最大级荷载与前一级荷载作用下的本级沉降量分别为6.32，3.60 mm，即最大级荷载作用下桩顶沉降量小于前一级荷载作用下桩顶沉降的2倍且都在24 h之内达到稳定。根据规范^[16]判断可得：SZ2桩在最大加载值时未发生破坏，故极限承载力大于最大加载值6400 kN。

图  5  试桩的Q–s曲线

Figure  5.  Q–s curves of test piles

下载: 全尺寸图片 幻灯片

（2）桩身轴力及侧摩阻力

图 6（a），（b）为SZ1桩的桩身轴力、桩侧摩阻力分布规律。从图可以看出：在各级荷载作用下，桩身轴力均是随着桩身入土深度的增加逐渐减小，桩身8.8 m深度以上不同断面间的轴力差变化较小，而8.8 m深度以下桩的轴力变化很大，即桩的轴力主要是由下部土层承担；侧摩阻力沿深度先增大后减小，在桩长约2/3处发挥到最大，同时由于桩端后注浆压密加固桩端土层及浆液可能沿桩土界面上返，桩端一定范围内的桩侧摩阻有明显的增强。当加载至8500 kN时，桩端2.5 d范围内平均侧阻达到219.1 kPa，桩端荷载承担比为16%。

图  6  SZ1桩身轴力与侧摩阻力分布规律

Figure  6.  Distribution of axial force and side resistance of SZ1

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图 7（a），（b）为SZ2桩的桩身轴力与侧摩阻力分布曲线，与SZ1桩的测试结果规律相似，桩端一定范围内的桩侧摩阻有明显的增强。当加载至6400 kN时，桩端2.5倍桩径范围内平均侧阻达到189.7 kPa，桩端荷载承担比为22%。

图  7  SZ2桩身轴力与侧摩阻力分布规律

Figure  7.  Distribution of axial force and side resistance of SZ2

下载: 全尺寸图片 幻灯片

关于桩端附近的侧阻增强效应，董金荣在文献[17]中进行了系统总结，认为当桩端土强度较低时，侧阻不仅不会发生强化效应，反而会发生弱化效应。通过本试验结果表明，桩端持力层位于粉质黏土与粉土层中的灌注桩，经桩底“开式—闭式—开式”的复合式注浆后，亦会产生侧阻增强效应，且增强效应明显。经计算，在最大荷载作用下，SZ1、SZ2桩端2.5倍桩径范围内粉质黏土与粉土的侧阻增强系数达到3.37，3.45，端阻增强系数分别为3.28，5.37。

（3）桩基阻力与位移的关系

桩土相对位移是影响侧阻发挥及桩基承载性状的重要因素，在桩基承载的数值计算中往往需要需要这两者之间的对应关系。依据测试结果，桩土相对位移按下式计算：

式中${s_{i\,}}$为第i层土的桩土相对位移；${s_{{\text{p}}\,}}$为桩顶位移；H_j为第j层土的高度；Q_j为第j层土上部桩身轴力，Q_j+1为第j层土下部桩身轴力；E_p为桩的弹性模量；A_p为桩的横截面积。

为揭示桩底复合式后注浆灌注桩在轴向荷载作用下桩土相对位移对桩身侧摩阻力的影响规律，图 8（a），（b）分别给出了SZ1与SZ2桩不同深度侧阻随桩土相对位移变化的规律曲线。图 9为桩端位移与桩端阻力的关系曲线。

图  8  侧摩阻力与桩土相对位移关系曲线

Figure  8.  Relationship curves of friction resistance and relative displacement of piles and soil

下载: 全尺寸图片 幻灯片

图  9  桩端阻力与桩端位移关系曲线

Figure  9.  Relationship curves of resistance and displacement at pile tip

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图 8可以看出，SZ1与SZ2桩不同深度土层的侧阻随着相对位移的增大都逐渐增大，τ–${s_{\text{r}}}$曲线基本呈应变硬化型，双曲线函数$\tau = {s_i}/\,(a \cdot {s_i} + b)$能较好的拟合两者的对应关系；对于SZ1和SZ2桩都是桩端附近的侧阻达到极限，需要的相对位移最大，最大荷载作用下侧阻仍在增大未出现软化现象，即桩端一定范围处的侧阻并未完全发挥作用。由图 9可以看出，桩端位移与桩端阻力的关系亦可用双曲线函数${q_{\text{b}}} = {s_{\text{b}}}/$ $\,(c{s_{\text{b}}} + d)$较好的拟合。

3.   基于荷载传递理论的桩底复合式后注浆桩基荷载–沉降关系计算

3.1   桩端浆泡半径计算

假定桩底“开式—闭式—开式”3个阶段的浆液最终形成一个整体的球形“浆泡”，且所注浆液的水灰比较小，故将此复合式注浆简化为压密注浆。基于球孔扩孔理论及广义SMP（spatial mobilized plane）准则推导桩端浆泡半径与注浆压力相关的解析表达式。

球形扩孔问题的计算模型如图 10所示。在浆液压力p的作用下，球孔由初始半径r₀扩张为r_g，r_p为塑性区半径，u_rp为弹塑性交界面位移。球孔扩张问题的基本平衡微分方程为

图  10  球孔扩张计算模型

Figure  10.  Model for sphere cavity expansion

下载: 全尺寸图片 幻灯片

式中，${\sigma _r}$，${\sigma _\theta }$分别为径向正应力与环向正应力。

在三维应力状态下，SMP准则适用范围更广，又考虑了中间主应力的影响，能很好地描述土体的强度特性^[18]。Matsuoka和Sun引入黏结应力${\sigma _0} = c\tan \varphi$建立了适用于黏性土的广义SMP准则^[19]：

式中，A，B为关于土体本身c和$\varphi$的参数。

结合弹性力学中的几何方程、物理方程及边界条件可得弹性区内的应力及位移表达式为

式中，G为剪切模量，${p_{\text{y}}}$为临塑应力。将边界条件${\sigma _{r(r = rp)}} = {p_{\text{y}}}$及屈服准则式（6），（7）代入式（8）即可求得

由式（8）即可求得弹塑性交界面的位移u_rp为

将屈服准则式（6），（7）代入基本平衡微分方程式（5）可得塑性区的应力表达式：

式中，C₁为积分常数。

将塑性区边界条件${\sigma _{r(r = rg)}} = p$，${\sigma _{r(r = rp)}} = {p_{\text{y}}}$代入式（11）可得

化简式（12），即可得到r_g，r_p，p之间的相互关系：

球形扩张后的体积变化等于弹性区的体积变化与塑性区的体积变化之和，则有

式中，$\Delta$为塑性区平均体应变。

式（14）化简可得浆泡半径r_g的表达式为

式中，$X = {\left[ {\left( {p + \frac{B}{{A - 1}}} \right) \cdot {{\left( {\frac{{3A{p_0} + 2B}}{{2 + A}} + \frac{B}{{A - 1}}} \right)}^{ - 1}}} \right]^{\frac{A}{{2A - 2}}}}$，$Y={\left[\left(p+\frac{B}{A-1}\right)\cdot {\left(\frac{3A{p}_{0}+2B}{2+A}+\frac{B}{A-1}\right)}^{-1}\right]}^{\frac{A}{2A-2}}\cdot \frac{(A-1){p}_{0}+B}{2G(2+A)}。$考虑浆液在管道内的压力损失，桩端出口的压力值p可由下式估算^[13]：

式中${p_\text{t}}$为地表注浆压力；${p_{\text{g}}}$为浆液在管道内的静压力，${p_{\text{g}}} = {\gamma _{\text{g}}}S$，S为注浆管路长度；$\Delta p$为管路损失压力，Δp=0.037 S。

若忽略整个注浆过程中浆液的劈裂与渗透损失，依据现场实际注浆量可估算桩底注浆球形浆泡的半径${r'_{\text{g}}}$。引入修正系数β，则现场估算值与理论计算值${r'_{\text{g}}}$的满足以下关系：

式中，V为现场实际注浆量体积。

基于以上理论推导公式，假定桩端为各向同性的均质土体，可得SZ1和SZ2灌注桩桩底注浆后浆泡半径随注浆压力的变化曲线如图 11所示。由图可以看出，随着注浆压力增大，孔周土体发生塑性挤压，浆泡半径成非线性增大。

图  11  浆泡半径随注浆压力的变化曲线

Figure  11.  Variation curves of bubble radius with grouting pressure

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图 11可得，SZ1和SZ2灌注桩注浆后浆泡半径的现场估算值分别为0.80，0.84 m，理论计算值分别为0.62，0.51 m，进而可得$\beta$值分别为0.78，0.61。从$\beta$值的计算结果也可以看出桩底“开式—闭式—开式”的复合式注浆部分浆液经劈裂与渗透作用进入桩底持力土层，但压密注浆占主要部分。由于土层孔隙率及应力水平等因素的不同，导致粉土层比粉质黏土层对应的$\beta$值略小。在工程施工时可通过β值及现场注浆量预估复合式后压浆桩桩端扩大头的半径。

3.2   荷载–沉降关系计算

桩底复合式注浆后灌注桩的承载力与对应的沉降问题是评价注浆施工效果最直接的方法。本文将相对位移与侧摩阻力、桩端位移与桩端阻力的关系简化为双曲线的荷载传递函数，基于荷载传递理论推导桩底复合式后注浆桩灌注桩的荷载沉降关系。

在竖向荷载下，由桩单元的静力平衡可得

式中，U为桩身周长。

微单元的产生的弹性压缩量为

由式（18），（19）可得荷载传递微分方程为

对式（20）积分，可得任意深度处桩身轴力与相对位移的方程：

设桩长为l，边界条件为当z = l时，s = s_b，P(z)= P_b，可得

编制计算程序，对成层地基中桩底复合式后注浆桩基的荷载位移关系按下述步骤进行：①根据土层情况将桩土分成n段；②假定一个较小的桩端位移${s_{\text{b}}}$，结合图 9中的${q_{\text{b}}}$–${s_{\text{b}}}$关系式可得桩端反力${P_n}$与常数C；③假定第n段顶面的位移为${s_n}$，根据式（21）及图 8中的τ–${s_{\text{r}}}$关系式计算出第n分段顶面轴力${P_{\text{b}}}$；④第n分段的桩身压缩量为Δ${s_n}$=(P_b+P_n) Δl_n/(2E_pA_p)，核对|Δ${s_n}$-(${s_n} - {s_{\text{b}}}$)|的值是否小于10^-10，若不满足，重新假定${s_n}$，重复步骤③和④直至满足；⑤按照上述步骤依次计算各个分段顶面的轴力P_i；⑥假定不同的${s_{\text{b}}}$重复上述步骤即可得到不同荷载作用下桩底复合式后注浆桩基的荷载沉降关系曲线。

计算时灌注桩的弹性模量取32.5 GPa，各土层桩侧荷载传递函数中参数a，b的取值见图 8，桩端荷载传递函数中参数c，d的取值见图 9。考虑桩底扩大头效应时SZ1和SZ2桩底扩大头半径分别为0.62，0.51 m。其他计算参数见试桩设计参数及表 1。按以上方法分别计算得到了SZ1和SZ2桩的Q–s曲线，与现场试验值进行对比，结果见图 12所示。

图  12  计算值与实测值对比

Figure  12.  Comparison between calculated and measured values

下载: 全尺寸图片 幻灯片

由图 12可得，与不考虑扩大头效应的计算结果相比，考虑扩大头效应得到的Q–s曲线与现场实测数据吻合度较好。对于SZ1，在桩顶荷载6400 kN下的桩顶沉降实测值为23.4 mm，考虑扩大头效应与不考虑扩大头效应的计算值分别为26.1，34.7 mm，两者与实测值的误差分别为11.5%，48.3%。对于SZ2，在桩顶荷载8500 kN下的桩顶沉降实测值为14.5 mm，考虑扩大头效应与不考虑扩大头效应的计算值分别为14.2，21.6 mm，两者与实测值的误差分别为2.0%，49.0%。综上，可说明本文所采用的考虑扩大头效应得计算方法能较好地预测桩底复合式后注浆灌注桩的荷载–沉降关系。

4.   结论

提出一种灌注桩桩底复合式后注浆技术，进行了后注浆及桩基承载性能的现场试验，并结合试验数据建立了复合式后注浆桩基荷载–沉降关系的计算方法，主要得到以下4点结论。

（1）桩底“开式—闭式—开式”的复合式后注浆是劈裂、渗透和压密注浆形式交替进行的过程，采用间歇式细流慢注的方法SZ1和SZ2均达到设计注浆量，终止注浆时的注浆压力相对稳定，桩顶抬升位移较小。SZ1、SZ2桩实际总注浆量分别为2.71，3.09 t，其中胶囊内闭式注浆量分别为0.64，0.53 t，终止注浆5 min内的平均注浆压力分别为6.5，5.4 MPa，桩顶最大抬升位移分别为1.78，1.01 mm。

（2）SZ1和SZ2桩端以上一定范围内的侧阻都有明显的增强效应。最大荷载作用下桩端2.5倍桩径范围内的平均侧阻分别达到219.1，189.7 kPa，增强系数分别为3.38，3.45，端阻增强系数分别为3.28，5.37。

（3）将复合式注浆简化为球形浆泡的压密注浆，基于球孔扩孔理论及广义SMP准则推导的桩端浆泡半径与注浆压力相关的解析表达式，能较好地预测桩底复合式后注浆灌注桩的桩端浆泡半径。通过现场实际注浆量及$\beta$值也可预估复合式后注浆桩桩端扩大头的半径。

（4）采用双曲线的荷载传递函数能较好地反映桩底复合式后注浆灌注桩的侧阻–相对位移及端阻–桩端位移之间的对应关系。考虑桩端注浆扩大头效应，基于荷载传递法建立的复合式后注浆桩基承载力的计算方法，其计算值与现场试验值吻合较好，能较好地预测桩基荷载–沉降之间的关系。研究成果可为桩底后压浆灌注桩的优化设计提供借鉴与参考。