下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基破壞機理試驗

畢俊偉，高廣運，張建經

(1.同濟大學 地下建筑與工程系，上海 200092； 2.巖土及地下工程教育部重點實驗室(同濟大學)，上海 200092；3.西南交通大學 巖土工程系，成都 610031)

在中國經濟較為發達的東部沿海地區，以高鐵為主的鐵路網絡已基本建成，該地區廣泛分布深厚的飽和軟土，具有強度低、滲透性小、壓縮性高、流變性顯著等不良工程特性.由于地質構造等原因，在飽和軟土層下通常分布有一定傾斜角度的下覆地層，本文稱為下覆傾斜地層.對于下覆傾斜地層軟土地基，樁土復合地基因其承載力高、沉降小等特點為高鐵廣泛采用的基礎形式，且以樁-網復合地基為主[1].

對于上述下覆傾斜地層軟土地區較早修建的高速鐵路，考慮到設計、施工成本等因素，在滿足承載力前提下，其樁-網復合地基通常采用等長樁設計.這就使下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基設計中同時存在嵌固長度不同的嵌巖樁和摩擦樁.在上部荷載(樁-網復合地基上路堤、列車荷載，下同)作用下，下覆傾斜地層軟土地基中會產生較大的水平向推力，可能造成樁-網復合地基和路堤的失穩破壞.所以，下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基的受力、變形特征和破壞模式與水平成層地基相比存在較大差異.

為保障列車高速行駛的安全性和舒適性，中國對高鐵變形控制提出了嚴格要求.《TB10621—2014高速鐵路設計規范》[2]中規定，高速鐵路工后沉降不得大于10 cm(時速250 km/h)和5 cm(時速300，350 km/h)，沉降速率不得大于3 cm/a(時速250 km/h)和2 cm/a(時速300，350 km/h).然而，對于下覆傾斜地層軟土地基上的高速鐵路，路堤的不均勻沉降及側向變形同樣對高速鐵路的安全運行具有重要影響[3].

對于樁-網復合地基破壞模式，學者們進行了相關研究.Broms等[4]研究表明除剪切破壞之外，樁體的破壞模式還有彎曲破壞和受拉破壞.Hashizume[5]、Kitazume[6-7]和鄭剛等[8-9]借助模型試驗探討了復合地基中樁體的破壞模式，發現樁體的潛在破壞模式包括剪切破壞、彎剪破壞、彎拉破壞、傾倒、橫移以及樁間土的繞流破壞，且樁體的破壞模式與地基、外部荷載和樁體所在位置有關.Anjana和Won等[10-11]指出嵌巖樁和摩擦樁的工作及破壞機理有明顯的區別.上述研究均是針對水平成層土，而對于下覆傾斜地層樁-網復合地基的研究相對較少.劉晉南和蔣鑫等[12-14]對斜坡地基路堤的變形及加固措施展開研究，揭示了斜坡地基側向變形與豎向沉降的關系及樁基對斜坡地基的加固機理.顧行文等[15]通過土工離心機模型試驗對山區傾斜基底樁-網復合地基的破壞模式進行研究，指出樁體傾倒和樁間土繞流破壞與樁端嵌固長度、樁體所在位置、樁頂聯接條件等因素有關.

本文基于浙江沿海某高速鐵路工段典型斷面，開展土工離心機模型試驗研究，分析了下覆傾斜地層軟土中樁-網復合地基的變形特征、破壞模式.有關下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基同時存在不同嵌固長度的嵌巖樁和摩擦樁的研究鮮有報道，故本文成果可為相關問題的研究及工程設計提供借鑒.

1 工程原型概述

本試驗高速鐵路原型工段軟土場地下分布傾角為11°～27°不等的傾斜地層.該工段采用等長樁設計的樁-網復合結構對下覆傾斜地層軟土地基進行處理，采用間距為4倍樁徑的預應力管樁(詳見下文)，正方形布樁；網結構由兩層碎石墊層(厚度為0.25 m)夾一層土工格柵組成.

圖1 典型斷面示意(單位：m)

表1 土體物理力學參數

2 土工離心機模型試驗

2.1 試驗設備

土工離心機模型試驗通過在模型上施加離心力，使模型達到與原型相同的應力狀態[16].本試驗利用西南交通大學TLJ-2型土工離心機進行，其參數如表2示.

表2 TLJ-2型土工離心機參數

2.2 土工離心模型設計

2.2.1 相似設計

綜合考慮模型箱尺寸、邊界效應及試驗結果精度等因素，本試驗的相似比尺n取1/100.再通過量綱分析法確定其他物理量的相似常數，如表3.

表3 試驗相似常數

2.2.2 模型材料設計

圖2 路堤填料級配曲線

2)土工格柵模擬材料.既有研究成果表明，在土工離心機試驗中可采用窗紗對土工格柵進行模擬[18].本試驗選取Ⅰ、Ⅱ兩類窗紗材料作為原型土工格柵的備選模擬材料.原型土工格柵的極限抗拉強度為80 kN/m，最大延伸率約為10.9%.通過對這兩類窗紗進行抗拉試驗，得到Ⅰ類窗紗的極限抗拉強度為6.5 kN/m，最大延伸率19.0%；Ⅱ類窗紗的極限抗拉強度為23.6 kN/m，最大延伸率為24.3%.根據抗拉試驗結果，兩類窗紗均無法完全滿足相似關系，但制作更低強度的模擬材料存在較大困難，目前，這仍是離心機試驗研究中尚未解決的問題.綜合考慮各方面因素，選取Ⅰ類窗紗作為土工格柵的模擬材料.

3)模型樁體.原型樁體為外徑0.8 m、壁厚0.1 m的預應力管樁(PHC)，長度16.5 m.根據相似原理，本試驗在選擇模型樁體材料時主要考慮剛度相似.因此，選取外徑8.0 mm、壁厚0.5 mm的鋁管對原型預應力管樁進行模擬，其剛度換算關系如表4所示.可以看出，選用長度16.5 cm的鋁管作為模型樁可以滿足相似關系.在制作模型時為防止軟黏土灌入模型樁內，采用玻璃膠對模型樁兩端進行封堵，并通過在模型樁外側黏附細砂實現對樁側摩阻力的模擬.

表4 樁體剛度相似換算關系

2.3 模型設計及試驗方案

2.3.1 模型制作

基于所選取的典型斷面，按照幾何比尺(n=1/100)制作離心模型.首先在模型箱的內壁上標記出模型輪廓，對模型箱進行防水處理，并在內壁上涂抹凡士林以減小邊界效應對試驗結果的影響[19].然后進行下覆傾斜地層的填筑、夯實，待模型下覆地層達到強度之后再進行模型地基軟土的分層填筑.先填筑重塑粉質黏土，達到標記高度后將其表面進行刮毛處理，再進行重塑淤泥質黏土的填筑.

為使模型地基軟土與原場地保持一致，在模型土填筑完畢之后，以軟土不排水抗剪強度作為控制指標，利用土工離心機對模型進行預固結處理.處理結果表明，模型土不排水抗剪強度滿足試驗要求，如圖3所示.在模型地基表面標記出模型樁的位置，并利用水準尺將模型樁置入土體內，之后在樁基上鋪設兩層厚度為1.0 mm的細砂并將裁剪好的Ⅰ類窗紗置于兩層細砂之間.最后，以壓實系數為控制指標進行模型路堤的填筑，制作完成后的模型如圖4(a)所示.

圖3 不排水抗剪強度

2.3.2 傳感器及測點布置

為研究下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基的變形特征與破壞模式，選取多種傳感器監測模型的變形、受力等，傳感器布置如圖4(b)所示.利用差動式位移計(W1～W4)測量模型路堤頂面的豎向和水平位移.將模型樁進行編號并根據其所在位置的不同劃分為嵌巖樁、斜坡樁和摩擦樁，分別選取4#、7#和10# 3類樁分析其樁身彎矩.在淤泥質黏土與粉質黏土分界面處，通過豎向布置的土壓力計(T1～T6)在分界面不同位置監測軟黏土水平向土壓力.此外，通過淤泥質黏土和粉質黏土中的孔隙水壓力計(K1～K2)可得超靜孔隙水壓力的變化.

選取其中一列模型樁，在其朝向下覆地層平臺的一側用綠色彩砂標記(如圖5)，可分析樁間土的繞流.如圖6所示，選取兩列模型樁測量加載前后的樁頂豎向、水平相對位移，以研究樁體在下覆傾斜地層軟土地基中的變形特征及破壞模式.

圖4 土工離心模型與傳感器布置

圖5 彩砂樁示意

圖6 模型樁測點布置平面

2.3.3 加載方案

采用分級加載方式對路堤分級填筑施工及列車運行進行模擬，模型路堤高83 mm，路堤填筑過程分為4級進行加載，列車運行荷載由換算土柱法[20]等效為靜荷載進行施加.本試驗各級荷載對應的離心加速度均按照等效荷載法[21-22]進行計算.如圖7所示，路堤填筑各級荷載和列車運行等效荷載在復合地基表面產生的應力等于該級離心加速度下模型地基表面產生的應力，具體計算公式為

P=NγSm/Lm=γSp,h/Lp.

(1)

式中：γ為路堤土體重度；Sm為模型路堤側面積；Lm為模型路堤底面長度；Sp,h為各施工階段對應的原型路堤側面積；Lp為原型路堤底面長度.

通過式(1)得到各級荷載作用下對應的N，則該級荷載對應的離心加速度a為Ng，且此時超孔隙水壓的消散時間為原型地基的1/N2.具體加載工況如表5所示.

圖7 等效荷載法計算示意

表5 離心機加載工況

3 試驗結果及分析

試驗后對模型進行開挖、測量，主要從模型路堤、樁-網復合地基的變形以及模型樁彎矩、位移等方面分析下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基的變形及破壞特性.文中所提路堤頂面及樁體頂部的位移均已按幾何比尺換算為原型路堤及樁體的位移.

3.1 路堤變形

模型路堤頂面(豎向、水平)位移隨荷載的發展規律如圖8所示(以向下、向右的位移為正).隨荷載的不斷增加，路堤頂面的豎向及水平位移均不斷增長.截至試驗結束，路堤頂面最大豎向和水平位移分別為31.8 cm(W1)、35.7 cm(W2)和26.2 cm(W3).豎向和水平位移均主要發生在施工及工后靜置階段，分別占位移總量的67.3%(W1)、62.0%(W2)和57.3%(W3).進入運營階段之后，路堤頂面的豎向和水平位移隨運營時間均有明顯增長，但增長速率逐漸減小.截至運營滿3年，路堤頂面的工后沉降為10.4 cm(W1)和13.6 cm(W2)，均已超過規范規定限值[2].此外，由圖8可知，路堤頂面的豎向沉降差在施工階段隨上部荷載的增大逐漸減小；在工后靜置階段，豎向沉降差和水平位移基本保持穩定；而進入運營階段后，豎向沉降差隨運營時間的推移不斷發展，且試驗結束時模型路堤頂面的豎向沉降差有繼續增大的趨勢.這與實際工程反應的位移變化趨勢相契合.

圖8 模型路堤頂面位移

綜合模型開挖結果分析可知，在運營階段開始前，上部荷載較小，沉降主要由復合地基下臥層的壓縮引起，此時模型路堤頂面產生的豎向沉降差較小.投入運營后，上部荷載增大，復合地基中斜坡樁和摩擦樁出現不同程度的向上、向下刺入及傾倒破壞，造成路堤頂面的水平位移及豎向沉降差進一步增大，這將嚴重影響高速鐵路的運營安全.

3.2 超靜孔隙水壓力

淤泥質黏土層與粉質黏土層中超孔隙水壓力隨荷載和時間的變化如圖9所示.在施工階段，隨著每一級荷載的施加，軟土層中均出現超孔壓峰值，且粉質黏土層中的超孔壓大于淤泥黏土層，說明地基軟土中的超孔壓呈現沿深度方向逐漸增大的趨勢.運營階段超孔壓隨時間逐漸消散，淤泥質黏土層中超孔壓的消散速度大于粉質黏土層，這表明在運營初期地基軟土的沉降主要是上層淤泥質黏土層的固結引起.運營期滿3年，地基軟土中的超孔壓仍保持較高水平，說明運營車載的連續作用使得地基土的超孔壓將持續較長時間.這將對路基的沉降、沉降差及水平位移等造成不利影響.

圖9 超孔隙水壓力

3.3 樁-土復合地基變形

由試驗后模型開挖的結果可知，樁-網復合地基形成一個偏向傾斜地層斜坡向下一側的不對稱沉降盆，模型樁在荷載作用下出現不同程度的向下刺入破壞.為研究樁-網復合地基中的樁體變形，對模型樁樁頂的位移(豎向、水平)進行測量，如圖10所示.在荷載作用下，模型樁豎向位移的分布呈現先增長然后逐漸減小的趨勢，其中最大豎向位移出現在8#樁.由圖10(a)可以看出，模型樁頂部的豎向位移沿下覆地層斜坡向下方呈不對稱“V”字型分布.

由于下覆傾斜地層的存在，在上部荷載作用下地基中會產生水平向推力.由圖10(b)可以看出，樁頂的水平位移沿下覆地層斜坡向下方逐漸增大.由于斜坡樁的嵌固長度沿傾斜地層斜坡向下逐漸減小，錨固作用越來越弱，直至無任何錨固，在水平推力作用下斜坡樁出現了不同程度的傾倒.此外，由于樁端未嵌固，摩擦樁在水平推力作用下發生不同程度的整體橫移及傾倒.樁體的傾倒或橫移會加劇路堤的水平位移及豎向沉降差.

圖10 模型樁樁頂位移

如圖11所示，在斜坡樁(6#、7#、8#)區域的淤泥質黏土中可以清晰發現樁體一側的彩砂顆粒移動到另一側.這說明由于下覆傾斜地層的存在，斜坡樁周圍的淤泥質黏土發生了樁間土繞流破壞，而在嵌巖樁和摩擦樁區域并未發現明顯的淤泥質黏土繞樁流動現象.隨著斜坡樁嵌固長度的逐漸減小，淤泥質黏土繞樁流動的范圍也逐漸縮小.相較淤泥質黏土，粉質黏土具有較高的強度和黏聚力，故在試驗中并未發現粉質黏土繞樁流動現象.由此可知，樁間土的繞樁流動破壞與下覆地層傾斜程度、樁端嵌固條件及土體強度有關.

圖11 樁間土繞流示意

如圖12所示，由模型開挖觀察可知，路堤中心偏下覆地層斜坡向下一側模型樁樁頂處的土工格柵出現多處刺入破壞，且大多數破壞出現在斜坡樁樁頂處.土工格柵破壞及模型樁向上刺入會進一步加劇路堤頂面的豎向沉降差.

綜合分析可知，下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基的豎向沉降主要由3部分組成：上部荷載作用下樁-網復合地基下臥層的壓縮；樁體在上部荷載作用下出現向下、向上的刺入破壞；在地基土體水平推力的作用下，樁體傾倒或整體橫移引起的樁-網復合地基豎向沉降.

圖12 試驗后土工格柵破壞情況

3.4 樁身彎矩

4#嵌巖樁、7#斜坡樁和10#摩擦樁樁身彎矩M隨荷載的變化如圖13所示，Mu表示樁體的極限彎矩，定義樁身右側受拉為正，左側受拉為負，并采用M/Mu對樁體彎矩進行描述.隨著上部荷載的不斷增加，模型樁所受彎矩逐漸增大，位于路堤中心以下的7#斜坡樁樁身彎矩最大，10#摩擦樁最小.4#嵌巖樁樁身最大彎矩(M/Mu)約為0.60，位于粉質黏土與下覆傾斜地層交界處附近；7#斜坡樁和10#摩擦樁的最大彎矩(M/Mu)位于淤泥質黏土和粉質黏土交界處，分別為0.91和0.54.

從模型開挖結果分析可知，模型路堤及樁-網復合地基沿下覆地層斜坡向下方向發生明顯滑動.從斜坡樁到摩擦樁，樁體的傾倒程度隨樁端嵌固長度的減小逐漸增大，這與樁身彎矩的分布情況相契合.因此，在下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基中，樁身彎矩與樁端嵌固條件、下覆地層傾斜程度及上部荷載有關.

3.5 樁側土壓力

復合地基軟土分界面的不同位置處，淤泥質黏土與粉質黏土側向土壓力隨荷載的變化如圖14所示.由圖14(a)和(c)分析可知，對于嵌巖樁和摩擦樁區域，軟土分界面處淤泥質黏土與粉質黏土的水平推力隨上部荷載的增加不斷上升，且水平推力的差值隨時間增加逐漸減小并趨于穩定.其中，嵌巖樁區地基軟土分界面處水平推力的差值由運營初期的4.5 kPa減小到運營3年時的1.8 kPa；摩擦樁區，水平推力的差值由21.7 kPa減小至13.4 kPa.

圖13 模型樁彎矩

由圖14(b)可知，對于斜坡樁區，施工階段淤泥質黏土與粉質黏土分界面處水平推力的差值隨上部荷載的增加不斷增大.運營階段，地基土分界面處水平推力的差值隨運營時間推移由37.4 kPa增長到50.0 kPa.由于淤泥質黏土與粉質黏土土性的不同以及下覆傾斜地層的存在，斜坡樁區域軟土分界面處淤泥質黏土中的水平推力遠小于粉質黏土，這與地基中軟土繞樁流動的情況相符合.綜合開挖結果分析可知，路堤中心處的斜坡樁同時承擔彎矩和剪力，可能發生彎剪破壞.斜坡樁的嵌固長度沿下覆地層斜坡向下逐漸減小，此處樁體可能發生傾倒破壞.

圖14 軟黏土分界面的側向土壓力

在下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基中，由于嵌巖樁、斜坡樁及摩擦樁所處的位置不同，其變形、受力特征及破壞模式也不同.基于本文試驗結果及文獻[8-9]的研究成果可知，對于不同位置的嵌巖樁，越遠離路堤中心樁身彎矩越大，其潛在的破壞模式為彎拉破壞；越靠近路堤中心，由于下覆傾斜地層的存在，軟黏土分界面處水平推力差值逐漸增大，此處的少數嵌巖樁可能發生彎剪破壞.摩擦樁由于發生了剛性位移，樁身彎矩明顯減小，其潛在的破壞模式為傾倒及橫移破壞.對于斜坡樁，樁端的嵌固長度沿下覆地層斜坡向下不斷減小，其潛在的破壞模式為彎剪破壞或傾倒破壞.此外，由于東部沿海地區地下水位較高，對混凝土造成的中等溶出型侵蝕[23]會進一步削弱樁體的承載能力，從而可能導致復合地基和路堤的失穩破壞.

4 結 論

1)路堤頂面的豎向、水平位移主要發生在施工及工后靜置階段.進入運營階段后，路堤頂面水平位移及豎向沉降差隨運營時間仍有明顯發展，嚴重影響列車的安全運行.

2)隨傾斜地層埋深由小到大，依次為嵌巖樁、斜坡樁和摩擦樁，從嵌巖樁到摩擦樁，樁頂的水平位移逐漸增大，且斜坡樁出現了不同程度的淤泥質黏土繞流破壞；樁頂的豎向位移呈偏向下覆地層斜坡向下一側的不對稱“V”字型分布.路堤中心下斜坡樁樁頂處的土工格柵為刺入破壞，復合地基形成偏向下覆地層斜坡向下一側的不對稱沉降盆.

3)下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基的豎向沉降主要包括復合地基下臥層的壓縮、樁體向上及向下的刺入破壞和樁體傾倒、橫移及地基土體水平位移所造成的復合地基沉降.

4)嵌巖樁的潛在破壞模式主要為彎拉破壞；隨著樁端嵌固長度的逐漸減小，斜坡樁的潛在破壞模式為彎剪破壞或傾倒破壞；摩擦樁的潛在破壞模式為傾倒及橫移破壞.

通過本文的試驗研究發現，下覆傾斜地層軟土樁-網復合地基采用等長樁設計是不合理的，并對高鐵的安全運營造成威脅.并且，針對下覆傾斜地層樁-網復合地基的設計方法，以及這類既有鐵路地基的維護方案及有效加固措施亟待展開進一步深入研究.