短芯勁芯水泥土樁承載路堤失穩破壞模型試驗*

張 振 陳云龍 葉觀寶 肖 彥 王 萌

( ①同濟大學巖土及地下工程教育部重點實驗室 上海 200092)

( ②同濟大學地下建筑與工程系 上海 200092)

0 引 言

在我國東部沿海地區分布有深厚的軟土。由于軟土地基的抗剪強度低、滲透性差和壓縮性高等特點，給高等級交通基礎設施建設帶來了極大挑戰。水泥土攪拌樁是一種應用廣泛的軟土地基加固方法( Ye et al.，2013) 。這種加固方法由于其施工簡便，價格低廉，對周圍環境影響較小，所以應用十分廣泛。

但是，水泥土攪拌樁同樣存在一些難以克服的工程問題。徐超等( 2005) 通過研究水泥土攪拌樁多樁復合地基載荷試驗結果和路堤荷載下樁土的變形和受力特性，認為只有端承條件較好的長樁才能更好地起到控制地基變形以及分擔上部荷載的作用。徐超等( 2005) 和吳雄志( 2004) 研究發現，水泥攪拌樁存在有效樁長問題，當樁長超過一定大小時，增加樁長不能增加其承載力。勁芯水泥土樁通過在水泥土攪拌樁外樁施工完成后插入預制的混凝土芯樁制成，它結合了攪拌樁外殼大樁身面積和高強度芯樁良好承載能力的優點，是一種經濟實用的組合樁型。在20 世紀90 年代，我國便開始了勁芯水泥土樁的現場試驗( 王馳，2014) ，此后國內外學者進行了眾多研究。

對于勁芯水泥土樁良好的承載性能，董平等( 2004) ，Zhao et al. ( 2010) 發現芯樁的長度和截面尺寸對承載力有顯著的影響，在此基礎上，葉觀寶等( 2016) 通過理論分析提出豎向荷載下勁芯水泥土樁復合地基的樁土應力比隨含芯率，芯長比以及外樁樁長增加而增加，Jamsawang et al. ( 2008) 通過對不同芯長比的研究指出，只有在芯長比大于0.75 的時候，芯樁才有明顯的承載力提高效果。

國內外學者還對其水平荷載下工作性能進行了一定的研究。Bergado et al. ( 2011) 開展了勁芯水泥土樁水平荷載承載性能足尺試驗，發現插入了混凝土芯樁之后勁芯水泥土樁其水平荷載承載能力隨含芯率的提高而有顯著提升，而芯長比的影響則很小。還有學者通過數值分析指出同等條件下的勁芯水泥土樁其抗拉強度為水泥攪拌樁的100 倍左右，同樣發現了勁芯水泥土樁水平荷載承載能力隨含芯率的提高而有顯著提升，而只有在芯樁長度較小的范圍時，增加芯長比可以對水平荷載承載能力有提升作用( Voottipruex et al.，2011) 。

對于勁芯水泥土樁的荷載傳遞規律，國內外的學者研究指出，當樁頂有豎向荷載作用時，由于勁芯水泥土樁中的芯樁的剛度和強度相對較高，所以在上部荷載作用下應力會集中在勁芯部位，并承擔了絕大部分的荷載( Dong et al.，2004; 丁永君等，2010; 李俊才等，2009; 王馳，2014) 。此時，一部分荷載通過芯樁與外樁之間的剪切應力傳遞到外樁，然后由外樁通過發揮側摩阻力傳遞給樁側土，另一部分再由芯樁傳遞到更深的水泥土層當中，由于勁水泥土樁中水泥攪拌樁外殼的大表面積，所以使得樁間土很難發生剪切破壞，勁芯水泥土樁全長范圍內的側阻力和樁端阻力都可以得到充分發揮。

董平等( 2002) 研究了勁芯水泥土樁承受豎向荷載下的破壞模式，將其分為漸進式破壞與急進性破壞。Wonglert et al. ( 2015) 通過室內模型試驗，總結了豎向荷載下的勁芯水泥土樁的3 種典型的破壞模式:水泥攪拌樁樁頭破壞、勁芯樁樁端破壞以及樁間土破壞。熊傳祥等( 2017) 開展了剛性樁路堤失穩破壞數值模擬。通過以上分析表明，目前尚未見路堤荷載下勁芯水泥土樁的破壞模式和路堤整體失穩規律的研究成果發表，亟待開展相關研究。

本文通過室內模型試驗，開展短芯勁芯水泥土樁承載路堤失穩破壞模式研究。通過監測芯樁導電通路變化、芯樁樁身應變和樁土豎向應力，并結合PIV 技術，綜合分析樁體漸進式破壞模式和路堤整體失穩規律。

1 模型試驗方案

1.1 試驗準備與試驗材料

如圖1a 所示，本次模型試驗采用的模型箱其內部尺寸為3000 mm×1000 mm×1800 mm( 長×寬×高) :模型箱三面為鋼板，正面為透明有機玻璃板，外側有工字鋼加固。為了減小邊界效應，在模型箱側面和背面的壁上貼上一層聚四氟乙烯膜，并在膜上涂抹凡士林，同時在模型箱正面的鋼化玻璃內側涂抹潤滑油以降低側壁摩擦力。按照實際工況確定模型試驗的相似常數n=15。模型示意圖如1a、圖2b 所示，按照路堤對稱性，建立一半路堤模型，路堤外地基為1.25 倍路堤寬度，可忽略模型的邊界效應。

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

模型樁的芯樁和外樁芯長比為0.75。勁芯水泥土樁是由水泥攪拌樁和預制混凝土芯樁組成的二元復合樁，因此模型樁的外樁和芯樁分別選用不同材料，結合已有的關于模擬樁體的相似材料研究成果( 史小萌等，2015; 周承京等，2015; 黃戡等，2018) ，模型外樁以石膏、重晶石粉、高嶺土和水按一定質量比配置而成，制作完成后的模型樁7 d 齡期抗壓強度為0.1 MPa。模型芯樁材料為石膏，石英砂，水，甘油按一定比例配比，7 d 齡期抗壓強度為2.5 MPa。

樁間土以1 ～2 mm 粒徑熔融石英砂為骨架，填充相同粒徑EPS 顆粒，加上少量甘油( 丙三醇) 按照體積比1︰1︰0.03 均勻攪拌后形成的地基模型土體，其密度和強度參數均滿足相似理論。路堤填土選用粒徑為0.2 mm 石英砂，地基土持力層選擇粒徑0.1～5 mm 的粗砂。各模型材料的物理力學參數見表1。

表1 模型土物理力學參數表Table 1 Physical and mechanical parameters of model soil

模型制作時，先利用模具制作好模型樁，待成型后脫模，再將模型樁放置在設定位置，最后填上樁間土。

1.2 試驗方案

模型樁外樁直徑為63 mm，樁長為700 mm，樁間距為220 mm; 芯樁的直徑和樁長分別為25 mm和525 mm，芯長比為0.75。路堤填砂高度為280 mm，坡度為1︰1.86。加載方式為液壓加載，在路基上方設置6 個獨立的并聯油泵，對6 個獨立條形荷載施加荷載，直至路堤發生失穩破壞。

在試驗過程中，通過相機攝影和PIV 技術獲得路堤失穩發展規律。在模型路堤中布置了土壓力盒和位移計，監測樁土應力和路堤位移情況。在L2 行樁身上布置導電通路檢測樁體破壞順序，L3 行樁身內外側分別布置應變片，如圖1b 所示。

2 試驗結果與分析

2.1 樁土應力

芯樁樁頂應力用樁中心土壓力計監測，外樁應力為兩側土壓力計的平均值。圖2a 為外樁樁頂豎向應力變化曲線，初始階段，1、2 號樁外樁樁頂豎向應力隨著附加應力的增大而增加，但是在附加應力達到80 kPa 后增長變緩，后續階段基本保持穩定。3、4 號樁在附加應力較小時，外樁樁頂應力增加較為明顯，并在40 kPa 時外樁樁頂應力達到峰值，后續階段隨著附加應力增加樁頂應力逐漸減小。5 號樁和6 號樁外樁幾乎不承擔豎向荷載。

圖2 樁頂應力曲線Fig. 2 Stress curve of pile top

圖2b 為芯樁樁頂豎向應力變化曲線，1、2 號樁芯樁樁頂豎向應力先迅速增加，在附加應力達到80 kPa 時，樁頂應力緩慢減小，最后逐漸穩定。3 號樁在附加應力小于80 kPa 時與1、2 號樁樁頂應力幾乎一致，但是在附加應力達到80 kPa 以后發生明顯差異，樁頂應力逐漸減小，最終值遠小于前者。4號樁芯樁承擔的豎向荷載較小，在附加應力達到100 kPa 時出現峰值并逐漸減小。5、6 號樁芯樁承擔的豎向荷載同樣很小，在試驗過程中幾乎不發生變化。

圖3 芯樁與外樁樁頂應力比曲線Fig. 3 Stress ratio curve of core pile top and socket top

圖4 芯樁－土應力比曲線Fig. 4 Stress ratio curve of core pile and soil

圖3 為芯樁與外樁樁頂豎向應力比曲線，其中1～3 號樁應力比曲線十分接近，在附加應力達到80 kPa 時樁身應力比達到峰值，芯樁應力為外樁3～4 倍，隨著附加應力增加芯樁荷載分擔作用減弱。在加載過程中，1～3 號樁的芯樁端部與外樁的界面可能發生破壞從而使得芯樁端承條件變差，荷載分擔作用降低。4、5 號樁樁身應力比隨著附加應力增加有逐漸增加，直到附加應力達到120 kPa 時才出現下降。

以上試驗結果表明:( 1) 在路堤頂面下方，芯樁承受應力大于外樁，外樁由于強度低，先于芯樁破壞; ( 2) 在路堤頂面下方，待芯樁樁頂應力達到峰值后，芯樁－外樁的荷載分擔發生變化，芯樁外樁樁身應力比開始下降，芯樁的荷載分擔作用開始明顯下降; 芯樁樁土應力比始終大于3，樁身在破壞后仍能發揮承載作用; ( 3) 位于路堤不同位置處的芯樁和外樁應力分配規律不盡相同。1、2、3 號樁都主要承擔豎向荷載，芯樁和外樁應力分配規律基本一致，4號樁承擔部分豎向荷載，5、6 號樁幾乎不承擔豎向荷載。

2.2 路基位移

圖5為路堤沉降和路堤外地基隆起隨著附加應力的變化規律。隨著附加應力增加，路面下各位置地表沉降持續增加。當附加應力小于80 kPa 時，D1、D2、D3 監測得到的沉降數值和變化規律幾乎一致。在附加應力達到80 kPa，位于坡肩位置( D3) 地表沉降速率增加，路堤中心位置( D2) 沉降速率減小。坡外隆起隨著附加應力增加，隆起量持續增加，并在附加應力達到80 kPa 時隆起速率增大。但是，不同位置處的數值大小差異明顯，距離坡趾30 cm位置處隆起量最大，距離坡外60 cm 位置處隆起量明顯小于其他位置。說明在加載過程中，當附加應力小于80 kPa 時，地基土主要發生豎向變形。當附加應力大于80 kPa 時，坡外產生顯著隆起，路堤逐漸發生失穩破壞。

圖5 地基附加應力－變形曲線Fig. 5 Add-stresses of foundation-deformation curve

2.3 樁體破壞形態

圖6 展示了試驗結束后取出的L5 排勁芯樁最終破壞形態，圖7 展示了不同位置處短芯勁芯水泥土樁破壞模式的示意圖。

1、2 號樁為受壓破壞，破壞形態僅表現為豎向變形，芯樁端部有明顯鼓脹變形，樁身無水平變形，樁身破壞面為水平方向，樁身無相對錯動，在芯樁端部有水平破裂面。

3 號樁整體保持豎直，無水平變形，芯樁出露。在芯樁上部分有與1、2 號樁相同的水平破裂面，不同的是在芯樁端部位置的外樁存在剪切破壞面。加載過程中，其樁頂應力與樁土應力比曲線變化趨勢與1、2 基本一致，但數值較小。因此認為3 號樁存在受壓和剪切的復合破壞模式。

圖6 L5 排短芯勁芯樁破壞形態Fig. 6 Failure form of short-cored stiffened deep cement mixed columns of L5

圖7 L5 排不同位置處勁芯樁破壞模式示意圖Fig. 7 Schematic diagram of failure mode of L5 row short-cored stiffened deep cement mixed columns

4、5、6 號樁形態接近，均發生明顯水平變形，芯樁未出露。在接近滑動面位置存在水平張性斷裂面，上下部分樁身不存在明顯錯動和脫開的現象。在芯樁端部位置的破壞面外側張開，內側閉合，表現為由坡外向內側發展的跡象。加載過程中，樁頂應力和樁土應力比很小，樁體幾乎不承受豎向荷載。因此，將4、5、6 號樁劃分為彎曲破壞。

根據以上分析，得到不同位置樁體在路堤整體失穩過程中的作用如下:

( 1) 位于路面下方的1、2 號樁整體都是發生受壓破壞，樁體僅發生豎向變形，說明該位置的樁僅發揮對附加應力的荷載分擔作用。

( 2) 在靠近滑動面位置的3 號樁，除了具有荷載分擔作用以外，還具有抵抗水平向土壓力的作用，起到阻滑作用，從而增加路堤失穩的抗滑力。

(3) 位于滑動面以內的勁芯水泥土樁( 4、5、6 號樁) ，本身荷載分擔作用很小，主要承受路堤荷載在土中產生的水平推力。勁芯樁在滑體內不同位置均發生彎曲破壞，但是在滑體出口區的勁芯水泥土樁存在彎曲導致的受拉破壞。

2.4 滑動面形態

為了得到勁芯樁復合地基破壞的過程和滑動面的發展，本實驗采取了高速攝影和PIV 技術對實驗進行了分析。

圖7為初始狀態至路堤失穩破壞最終時刻地基的矢量位移情況。從矢量位移的分布規律來看，在路面正下方位置的部分，路堤填土和地基土只存在豎向變形。而在坡面以外的部分，復合地基內土體和樁體都存在明顯滑動的跡象。在4 號樁所在位置出現了朝向坡外的水平矢量位移，說明邊坡下部的勁芯樁也發生了明顯的側向位移。最危險滑動面以外位置的矢量位移也表明，最危險滑動面以外的復合地基中仍然有其他滑體和滑動面產生。

圖8 地基矢量位移圖Fig. 8 Vector displacement map of foundation

根據高速攝影和PIV 分析的結果，得到勁芯樁復合地基路堤失穩破壞的最終形態( 圖9) ，滑動面的入口位置在3、4 號樁之間，最危險滑動面沿著4～6 號樁的破壞面發展并向坡外延伸。在最危險滑動面內側區域，路堤產生了明顯破壞，坡肩處土體沿著斜坡下滑，并且該范圍內的樁和樁間土都產生了顯著的水平位移，坡外豎向隆起量較小。在最危險滑動面外側區域，地基表面的樁土差異沉降巨大，并且1～3 號樁芯樁從外樁出露，刺入路堤填土中。最危險滑動面以外位置的矢量位移也表明，最危險滑動面以外的復合地基中仍然有其他滑體和滑動面產生。

3 結 論

圖9 勁芯樁復合地基路堤失穩破壞模型Fig. 9 Failure mode of short-cored stiffened deep cement mixed columns-supported embankment

( 1) 在路堤整體失穩過程中，路堤頂面下方的勁芯水泥土樁主要承擔豎向荷載，并主要由芯樁承擔; 隨著超載增加，芯樁的荷載分擔作用開始明顯下降，路堤失穩后芯樁仍具有一定荷載分擔作用。坡面下的樁主要承受路堤荷載在土中產生的水平推力。

( 2) 在路堤失穩破壞過程中，路堤下樁體表現出受壓破壞且芯樁底部局部鼓脹破壞，坡面下樁體表現出壓彎和拉彎破壞模式。

( 3) 當附加應力小于80 kPa 時，地基土主要發生豎向變形。當附加應力大于80 kPa 時，坡外產生顯著隆起，路堤逐漸發生失穩破壞。地基滑動面并不完全穿過樁體破壞位置。