勁芯水泥土樁復合地基承載路堤失穩破壞模型試驗

張 振， 李凌旭， 葉觀寶， 王 萌， 肖 彥

（1. 同濟大學 土木工程學院，上海 200092；2. 同濟大學 巖土及地下工程教育部重點實驗室，上海 200092；3. 華東建筑設計研究院有限公司，上海 200011；4. 廣州市城市建設開發有限公司，廣東 廣州 510600）

隨著地基處理技術的發展，組合型和復合型地基處理技術由于其良好的經濟性和適用性，已成為地基處理技術的發展趨勢。勁芯水泥土樁是近年發展起來的一種新型復合樁[1-2］。它是在水泥土樁初凝前，將小于水泥土樁直徑的預制樁插入樁中心，利用強度和剛度較高的混凝土芯樁承擔豎向荷載，利用強度和剛度次之的水泥土樁提供側摩阻力，再由水泥土樁將荷載傳遞到強度和剛度更低的樁周土體[3-4］。研究表明[5-6］，勁芯水泥土樁可以有效提高地基承載力，減少地基沉降和提高邊坡穩定性，在軟土地區工程建設中具有廣闊的應用前景。

目前，對于勁芯水泥土樁的研究主要集中在其豎向受荷條件下的工程特性上[7-8］。鐘佳男[9］探討了荷載等級、復合樁體置換率、墊層厚度、樁端土模量等因素對勁芯復合樁工作特性的影響。Nguyen等[10］揭示了路堤荷載下勁芯水泥土樁的荷載傳遞規律。在理論研究方面，葉觀寶等[11］提出了剛性基礎下勁芯水泥土樁復合地基荷載分擔計算方法。Ye等[12］基于EBGEO 法提出一種改進的勁芯復合樁土拱效應計算方法。Zhang 等[13］提出了豎向荷載下勁芯復合樁復合地基的固結度計算方法。

在軟土地區修建路堤時，路堤的穩定性是工程技術人員關注的關鍵問題之一。Kivelo[14］和Broms[15］研究發現在路堤荷載下樁體會出現彎曲、剪切、受拉和傾覆等多種破壞模式，且與相對于路堤的位置有關。鄭剛等[16］進一步將路堤下樁體破壞劃分為拉彎區、彎剪區、壓彎區和承壓區。俞建霖等[17］也提出了類似的路堤下樁體破壞分區。Zhang 等[18］指出隨著水泥土樁模量的提高，樁體將從彎曲破壞逐漸轉變為傾倒破壞。鄭剛等[19］也指出樁體剛度不同將導致路堤失穩時樁體的破壞模式不同。然而，目前人們對路堤荷載下勁芯水泥土樁的破壞模式尚缺乏統一認識。張振等[20-21］提出了路堤荷載下勁芯水泥土樁的破壞模式，但主要還是通過數值分析方法或樁體破壞后的形態進行推測，并未從樁體荷載傳遞、樁身應變發展和樁體破壞形態等方面綜合分析判定勁芯樁破壞模式，同時缺少與傳統攪拌樁的對比分析。

為進一步揭示勁芯復合樁增強路堤穩定性的機理，本文開展1g 重力場室內縮尺模型試驗，對比分析路堤荷載下天然地基、水泥土樁復合地基和勁芯水泥土樁復合地基的路堤穩定性和失穩破壞特性，揭示不同位置處樁體性能的發揮區別?；谠囼灲Y果，評價現有穩定性計算方法對勁芯水泥土樁復合地基承載路堤穩定性計算的適用性。

1 室內模型試驗

1.1 試驗材料

模型試驗以某工程試驗段[6］為參考原型，并進行合理簡化。按照實際工況和試驗條件，確定1g重力場模型試驗的重力加速度相似系數Cg=1，幾何尺寸相似系數Cl=15。模型箱內部尺寸為3 000mm×990mm×1 800mm（長×寬×高）。模型箱外部鋼結構框架由工字鋼焊接而成，三面側壁和底部均采用8mm 加厚鋼板密封，正面為10mm 厚度透明鋼化玻璃，便于試驗過程中觀察和相機記錄。箱體內壁涂抹潤滑油并貼有聚四氟乙烯薄膜，以減少邊界效應和側壁摩擦。

圖1 為模型試驗示意圖。根據路堤對稱性，模型試驗選取路堤的一半進行模擬。路堤、軟土層及持力層厚度依次為280 mm、680 mm 和400 mm，路堤頂部寬度為780 mm，坡比為1：1.86。水泥土樁直徑為63 mm；勁芯水泥土樁外樁直徑為63 mm，芯樁直徑為25 mm。兩種樁的樁長均為700 mm，嵌入持力層20 mm，樁間距為220 mm，采用正方形布樁。

圖1 模型試驗示意圖（單位：mm）Fig. 1 Schematic diagram of model test (unit: mm)

路堤填土選用粒徑0.2mm 的石英砂。軟土層選用體積比為1：1：0.03的熔融石英砂、EPS顆粒和甘油混合而成。砂層選用級配良好的黃砂模擬。水泥土樁和勁芯水泥土樁外樁采用石膏、高嶺土、重晶石、水、甘油按質量比0.2：0.9：0.2：0.8：0.2 配制而成；芯樁采用石膏、石英砂、水、甘油按質量比1：1.5：1：0.2 配制而成。表1 為試驗各材料的物理力學參數，材料的主要參數均滿足相似理論。

表1 模型物理力學參數表Tab. 1 Physical and mechanical model parameters

1.2 試驗方案

在模型箱底部鋪設400mm 厚砂層，分層壓實，并且保證壓實度達到98%。通過定位板固定樁體位置，將模型樁放置在砂層頂端，嵌入砂層20 mm。通過體積質量控制樁間軟土的密度為0.66g·m-3，分層填筑至樁頂。路堤填土按90%壓實度分層回填壓實至設計高度，并控制坡高比為1：1.86。路堤回填完成后，將6塊獨立加載板并排放置于路堤頂面，如圖1 所示。加載板底面寬度為125 mm，板與板間留有5 mm間隔。每個加載板上連接一個液壓千斤頂，通過千斤頂的并聯設計模擬路面的均布荷載。

為監測加載過程中路堤的整體失穩破壞，在路堤頂面和路堤外地表布置位移計；在A3排模型樁和樁間土上布置微型土壓力盒，并沿芯樁樁身粘貼應變片；在A4 排模型樁芯樁上嵌入鋁箔形成回路，外接發光二極管，鋁箔受拉時極易斷裂，若樁身發生彎曲破壞會導致鋁箔拉斷，導電回路斷開，二極管熄滅。因此，可通過二極管熄滅的順序判斷樁體破壞次序。模型試驗過程中通過攝像和PIV技術分析有機玻璃一側路堤的位移場變化情況。

設計了3 組模型試驗，見表2，分別為T-1 天然地基、T-2水泥土樁復合地基和T-3勁芯水泥土樁復合地基。試驗時，6個千斤頂同步持續加載直至路堤失穩破壞。整個過程中，記錄監測元件數據，并間隔1s持續拍照。

表2 模型試驗方案Tab. 2 Model test scheme

2 試驗結果與分析

2.1 位移

圖2為路堤頂面沉降和坡外隆起隨路面荷載變化的s－lgP曲線。由圖可知，3組試驗的路面沉降和坡外隆起均隨路面荷載的增加而增加，但3組試驗發生差異沉降時對應的路面荷載不同。當路面荷載較小時，路面各監測點沉降發展基本一致，坡外地基隆起隨距坡趾的距離增加而減小。當路面荷載超過某值時，路堤頂面靠近路肩位置（S2、S3）與中心位置（S1）差異沉降增大，坡外隆起也同時出現差異隆起增大（S4、S5與S6）。將出現明顯差異沉降/隆起時的路面荷載作為臨界失穩荷載，T-1天然地基、T-2水泥土樁復合地基和T-3勁芯水泥土樁復合地基對應的臨界失穩荷載分別為40kPa、45kPa和75kPa。相較于水泥土樁，勁芯水泥土樁復合地基失穩臨界荷載從45kPa提高至75kPa。由于芯樁的插入，勁芯水泥土樁顯著提高了路堤的穩定性。

圖2 路面荷載—位移曲線Fig. 2 Pavement surcharge vs. displacement

表3統計了各試驗組在所對應臨界失穩荷載下路堤頂面沉降和坡外隆起位移。在臨界失穩荷載下，天然地基與水泥土樁復合地基路面沉降相近。這可能是因為水泥土樁復合地基的置換率僅為6%，相對于天然地基的整體剛度提升有限。T-2的坡腳隆起大于T-1，這是由于T-2的滑動面深度較T-1淺，且水泥土樁對樁周土體的約束作用較小，導致地基土滑動產生的塑性變形更易導致坡外隆起。勁芯水泥土樁復合地基的路堤頂面沉降和坡外隆起均小于其他兩組試驗，表明勁芯樁可顯著約束地基土的變形。在45kPa和75kPa路堤頂面荷載下，T-3的路堤頂面沉降為T-2試驗組的61%～71%，坡外隆起為其12%～46%。

表3 臨界失穩荷載對應的位移Tab. 3 Displacement under critical loading

2.2 樁頂應力

圖3 為T-3 試驗組樁頂處豎向應力隨路堤頂面荷載的變化，其中外樁樁頂應力為兩個土壓力盒監測值的平均值，個別監測點由于土壓力盒損壞導致數據缺失。#1～4 號水泥土外樁樁頂應力增長至峰值90～120kPa 后，逐漸降低至穩定值。峰值應力與水泥土的無側限抗壓強度接近，說明外樁材料性能已充分發揮。不同位置的外樁達到峰值應力時所對應的路面荷載并不一致，表明外樁破壞并非同時發生。#2～#4 號芯樁的峰值應力為300～360kPa，隨后逐漸下降至穩定值。

圖3 T-3路面荷載—樁頂豎向應力曲線Fig. 3 Pavement surcharge vs. vertical stress on column top

邊坡位置的#5號樁的豎向應力較小，外樁豎向應力最大值約為4kPa，芯樁豎向應力最大值約為8kPa，表明該位置下的樁體未發揮豎向承載作用。

圖4 為各樁應力集中系數（樁頂應力與路堤頂面荷載之比）隨路堤頂面荷載的變化。T-3中芯樁#2～#4 應力集中系數顯著高于T-2 水泥土樁和T-3外樁。T-3 芯樁峰值應力集中系數在5.1～5.7，外樁峰值應力集中系數在1.8～2.4；而T-2 水泥土樁的峰值應力集中系數在2.6～3.5，表明更多路堤荷載向芯樁集中。T-3 試驗組中，外樁應力集中系數下降后，芯樁應力集中系數出現二次上升，說明外樁承載能力下降后，路堤荷載將進一步向芯樁集中。隨著路面荷載的增加，T-3 試驗組芯樁的應力集中系數始終大于1，而外樁和T-2試驗組的水泥土樁的應力集中系數會減小至1 以下。路堤失穩破壞后，路堤頂面下方的芯樁（#1～#4）仍能發揮一定的承載作用，而水泥土樁已喪失承載能力。兩組試驗的#5號樁應力集中系數接近于0，表明#5 號樁幾乎不承受豎向荷載。

圖4 應力集中系數隨路面荷載變化Fig. 4 Pavement surcharge vs. stress ratio

由以上分析可知，樁體位置與其性能的發揮有密切關系。#1～4號樁發揮了承擔豎向荷載的作用，初期路面荷載向樁體集中，當樁體發生屈服后，荷載向樁間土傳遞；而#5～6號樁未發揮豎向承載作用。

2.3 樁體應變

圖5為勁芯水泥土樁不同深度處的芯樁軸向應變，靠近路堤中心為內側，遠離路堤中心為外側。#3號樁中各深度的軸向應變均為負值，芯樁兩側均為壓應變，且內外側的壓應變差異較小，說明樁體主要承擔豎向荷載。

圖5 不同深度芯樁樁身應變Fig. 5 Strain of core pile at different depths

#4～#6 號樁存在內外兩側應變異號情況，即樁體一側承受拉應變，另一側承受壓應變，說明樁體承受彎矩作用。#4 號樁所受彎矩主要集中在樁身中上部，且發生向內彎曲；樁身中下部均為壓應變，發生軸向壓縮。#5 號樁距樁頂50mm 處為拉應變，樁身兩側受拉且外側拉伸變形略大于內側；距樁頂250mm處，樁體外側受拉、內側受壓，距樁頂450mm處，外側受壓、內側受拉；距樁頂650mm 處應變較小，基本不發生變形。#6 號樁距樁頂50mm 處應變近似為0，距樁頂250mm與450mm處與#5號樁情況類似，距樁頂650mm 處，外側應變幾乎為0，而內側為拉應變。#5號和#6號樁主要承受彎矩，樁體中上部向內彎曲，中下部向外彎曲。

通過芯樁樁身應變分析可知，各樁所受彎矩作用位置不同，表明路堤下不同位置的樁體彎曲破壞模式存在差異。

2.4 樁體破壞形態

試驗結束后，小心開挖樁間土，當樁體完全露出后，記錄樁體形態，并小心從模型箱中取出，在地面還原定位。圖6 為T-2 和T-3 試驗組還原后的樁體破壞形態。

圖6 樁體破壞形態Fig. 6 Failure modes of columns

T-2 試驗組：#1～2 號樁樁體基本完整，并發生明顯的豎向壓縮變形，未發生明顯水平位移，樁身破壞面為水平方向且無相對錯動；#3號樁樁體基本完整，發生明顯的豎向變形和傾斜，在樁體中部有剪切破壞面；#4 號樁樁身分離成三段，發生剪切錯開和彎曲；#5～6 號樁樁身上部斷裂成兩段，樁身發生彎曲破壞，但未發生明顯的壓縮變形。

在T-3 試驗組：#1～2 號樁樁身完整，樁頂處芯樁刺出約20mm，樁體無明顯水平變形，樁身破壞面為水平方向且無相對錯動；#3 號樁樁身完整，樁頂芯樁刺出，且樁體向坡外傾覆；#4～6 號樁樁身發生多處斷裂，裂口形態和錯動特征表現為彎曲破壞。

由以上分析可知，T-2 和T-3 試驗組#4～6 號樁發生彎曲破壞。表4為T-2和T-3試驗組#4～6號樁二極管熄滅對應的路面荷載。結果表明，邊坡下方樁體自坡腳向路堤內側發生漸進破壞。該結果與Kitazume等[22-23］的離心試驗結果一致。

表4 樁體導電通路熄滅時對應的路面荷載Tab. 4 Surcharge corresponding to the LED failure

結合樁頂應力、樁身應變和樁體破壞形態分析，T-2水泥土樁復合地基：#1～2號樁發生受壓破壞，#3 號樁發生壓剪破壞，#4 號樁發生壓彎/剪破壞，#5～6 號樁發生彎曲破壞；T-3 勁芯水泥土樁復合地基：#1～3 號樁發生受壓破壞，#4 號樁發生壓彎破壞，#5～6 號樁發生彎曲破壞。與T-2 試驗組不同，T-3 試驗組中#4 號樁未出現壓剪破壞，這可能是由于芯樁的插入，使樁體剛度顯著提高，更易發生彎曲破壞[16］。

2.5 路堤失穩模式

根據路堤失穩破壞后路堤沉降和坡外隆起量測，確定失穩滑動的范圍。通過PIV圖像獲得的路堤位移矢量確定滑動面剪切入口位置，并沿剪入口追蹤矢量箭頭指向變化，再結合樁體的破壞形態和坡外隆起范圍確定滑動面位置。圖7為試驗前后T-3試驗組照片、位移矢量圖及滑動面形態。

圖7 路堤模型實拍Fig. 7 Actual photos of embankment model

根據滑動面位置和樁體破壞形態，繪制路堤失穩模式示意圖（如圖8 所示）。3 組試驗的滑動面形態差異明顯，T-3試驗組滑動面深度更淺，坡外隆影響范圍更小，表明勁芯水泥土樁約束地基變形能力優于水泥土樁復合地基，地基土深層滑動更難發生。T-2和T-3試驗組的滑動面穿過坡面下3根樁（#4～6），但樁體斷裂位置并未與滑動面重合。

圖8 路堤失穩模式示意圖（單位：mm）Fig. 8 Schematic diagram of embankment instability(unit: mm)

圖9 穩定性分析結果Fig. 9 Results of stability analysis

3 現有穩定性計算方法評價

以T-1、T-2和T-3試驗組的臨界失穩荷載為路面荷載，此時路堤的安全系數應接近1。采用《復合地基技術規范》（GB/T 50783-2012）[24］、《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）[25］和等效抗剪強度法[16］，基于GEO-SLOPE分析不同方法對水泥土樁復合地基和勁芯水泥土樁復合地基穩定性分析的適用性。

《復合地基技術規范》（GB/T 50783-2012）規定：對于柔性樁復合地基，最危險滑動面上的總剪切力由傳至復合地基面上的總荷載確定，最危險滑動面上的總抗剪切力可采用復合土體綜合抗剪強度指標計算；對于剛性樁復合地基最危險滑動面以上的下滑力，可只考慮傳遞至復合地基樁間土地基面上的荷載，而滑動面上的總抗剪切力只考慮加固區樁間土和未加固區天然地基的貢獻。對于T-2 試驗組，復合土體的綜合抗剪強度指標由表1 中軟土和水泥土樁的抗剪強度指標按水泥土樁置換率進行復合；對于T-3試驗組，作用在地基面上的荷載為臨界失穩荷載減去實測的樁頂荷載。

《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）中規定：柔性樁和剛性樁復合地基取樁斷裂后滑動面的摩擦性能確定抗剪強度指標。根據滑動面及樁體破壞情況，T-2與T-3中#4～#6號樁均發生斷裂。以表1的樁體殘余抗剪強度指標作為樁斷裂后滑動面的抗剪強度指標，再根據等效樁墻法[26］計算樁墻的綜合抗剪強度指標。

等效抗剪強度法規定剛性樁體在滑動面位置處達到其抗彎強度并發生彎曲破壞，將其抗彎強度所提供的抗滑貢獻等效為樁與滑動面相交截面上由等效抗剪強度提供的抗滑貢獻。由此確定對應樁的等效抗剪強度，再利用此等效抗剪強度與樁間土抗剪強度計算復合抗剪強度。由表1中樁體的抗拉強度計算勁芯樁的純彎曲強度，根據樁體位置與滑動面位置計算綜合抗滑力矩，將抗滑力矩等效為等效抗剪強度，再結合等效樁墻法計算復合內摩擦角與黏聚力。

表5為各分析方法計算所用參數。將參數結果導入GEO-SLOPE極限平衡分析軟件進行穩定性計算。

表5 參數計算結果Tab. 5 Parameter calculation results

表6 安全系數計算結果Tab. 6 Calculated factors of safety

T-1試驗組安全系數接近1.0，與模型試驗結果吻合。對于T-2試驗組，《復合地基技術規范》（GB/T 50783-2012）的計算安全系數偏于危險且最危險滑動面偏淺，而《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）偏于保守但最危險滑動面基本符合。#4～#6號水泥土樁實際發生彎曲或彎剪破壞?！稄秃系鼗夹g規范》（GB/T 50783-2012）和《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）仍以抗剪強度指標計算樁體抗滑貢獻，較難準確評估路堤實際穩定性。

對于T-3 試驗組，《復合地基技術規范》（GB/T 50783-2012）計算安全系數偏于危險，《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）最為保守，等效抗剪強度法相對保守?！稄秃系鼗夹g規范》（GB/T 50783-2012）僅考慮到了樁體所起到的荷載分擔作用，《建筑地基處理技術規范》（JGJ 79-2012）以樁斷裂后滑動面的摩擦性能確定抗剪強度指標，忽略了剛性樁抵抗滑動的貢獻?！督ㄖ鼗幚砑夹g規范》（JGJ 79-2012）以樁斷裂后滑動面的摩擦性確定樁體抗滑貢獻，忽略了樁體實際的抗彎滑動貢獻，造成計算結果的偏差。等效抗剪強度法考慮了樁體的彎曲破壞模式，但該法假設樁體的抗彎強度作為樁體抗滑貢獻的控制因素，未考慮路基中樁體實際的受力狀態。

4 結 論

本文基于1g重力場室內模型試驗，對比研究路堤荷載下天然地基、水泥土樁復合地基和勁芯水泥土樁復合地基路堤失穩破壞特性，得出以下結論：

（1）相較于水泥土樁，勁芯水泥土樁大幅提升了路堤的穩定性。勁芯水泥土樁能有效約束地基土的變形，路面沉降約為水泥土樁承載路堤的61%～71%，坡外隆起約為其12%～46%。

（2）路堤下不同位置的樁體承載性能不同。路堤頂面下方樁體主要發揮豎向承載作用，邊坡下方樁體主要發揮抗水平荷載作用。路堤失穩破壞后，路堤頂面下方的芯樁仍能發揮一定的承載作用，而水泥土樁已喪失承載能力。

（3）樁體表現出漸進式失穩破壞，破壞模式與樁體剛度和相對于路堤位置有關。路堤荷載下水泥土樁可發生純壓破壞、壓剪破壞和彎曲破壞；勁芯樁可發生純壓破壞、壓彎破壞和彎曲破壞。樁體斷裂位置與滑動面位置并不重合。

（4）等效抗剪強度法考慮了樁體的抗彎抗滑貢獻，對于勁芯水泥土樁復合地基具有一定的適用性，但該法假設樁體的抗彎強度作為樁體抗滑貢獻的控制因素，未考慮路基中樁體實際的受力狀態。

作者貢獻聲明：

張 振：論文整體結構與研究方法指導，論文修改，論文審定，基金支持；

李凌旭：資料收集，理論計算，圖表繪制，論文撰寫；

葉觀寶：論文審定，論文整體結構與研究方法指導，基金支持；

王 萌：資料收集，圖表繪制，試驗開展，理論計算；

肖 彥：資料收集，試驗開展。