吳賢國， 戴小松， 張凱南， 劉 洋， 凌 誠

(1. 華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院， 湖北 武漢 430074； 2. 中建三局基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)投資有限公司，湖北 武漢 430064； 3. 武漢大學(xué) 中南醫(yī)院， 湖北 武漢 400071)

在軟土地基修建高速公路和鐵路需面臨兩個(gè)關(guān)鍵性問題，一是路堤在填筑過程中地基穩(wěn)定性的保障，二是控制地基路基的變形量、不均勻沉降量[1]。因剛性樁具有較大的抗彎強(qiáng)度、剛度和抗剪強(qiáng)度，地基承載力大幅提高，可調(diào)性強(qiáng)，質(zhì)量容易控制，施工速度快，工程造價(jià)低廉[2]，近年來剛性樁加固處理軟土基得到國內(nèi)外廣泛應(yīng)用。

導(dǎo)致剛性樁地基路基事故的主要原因是對(duì)剛性樁及剛性樁地基路基破壞模式認(rèn)識(shí)不清，一些學(xué)者在現(xiàn)有案例下采用數(shù)值模擬分析對(duì)剛性樁的應(yīng)力-位移規(guī)律、破壞模式、抗彎性能以及路基穩(wěn)定性有所研究。夏元友等[3]對(duì)采集到的路基孔隙水壓力和樁土相對(duì)位移數(shù)據(jù)進(jìn)行分析處理，驗(yàn)證了剛性樁豎向土拱的存在性；劉吉福等[4]基于大量公路路基軟基試驗(yàn)和監(jiān)測工程，提出了根據(jù)復(fù)合地基沉降得到樁身彎矩的簡易方法；楊德健等[5]探討天津軟土地區(qū)剛性樁復(fù)合地基、土、墊層共同作用的特點(diǎn)，分析不同荷載作用下剛性樁復(fù)合地基樁土位移場及樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律；鄭剛等[6]對(duì)單樁位于路堤下不同位置時(shí)的路堤穩(wěn)定性進(jìn)行了研究，并與傳統(tǒng)復(fù)合抗剪強(qiáng)度極限平衡法穩(wěn)定分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比；王長丹等[7]根據(jù)e-lgp曲線法計(jì)算地基沉降的方法對(duì)高速鐵路剛性樁樁網(wǎng)復(fù)合地基進(jìn)行沉降計(jì)算，并與現(xiàn)有復(fù)合地基計(jì)算方法及現(xiàn)場實(shí)測數(shù)據(jù)進(jìn)行對(duì)比分析；符云峰[8]深入探討剛性樁復(fù)合地基的荷載傳遞機(jī)理，引入分級(jí)加載的思想提出了一種剛性樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比的計(jì)算方法；佟建興等[9]通過與天然地基對(duì)比分析，獲得了剛性樁復(fù)合地基的側(cè)向土壓力特性及分布規(guī)律。

截止目前為止，關(guān)于剛性樁地基的離心模型試驗(yàn)研究在國內(nèi)外研究較少，本文以離心模型試驗(yàn)為工程背景，通過七個(gè)剛性樁地基模型試驗(yàn)結(jié)果分析剛性樁的破壞模式、位移-加速度、沉降量彎矩等規(guī)律，得到提高路基穩(wěn)定性方法。

1 離心模型試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)方案

離心模型試驗(yàn)是將土工模型置于高速旋轉(zhuǎn)的離心機(jī)中，讓模型承受大于重力加速度的離心加速度的作用，補(bǔ)償因模型縮尺帶來的土工構(gòu)筑物自重?fù)p失。它比通常在靜力(重力加速度)條件下的物理模擬更接近于實(shí)際。土是一種非線性變形材料,它的性狀受應(yīng)力水平的影響。當(dāng)對(duì)土工構(gòu)筑物進(jìn)行物理模擬時(shí)，首要條件是保證模型的應(yīng)力水平與原型相同。利用高速旋轉(zhuǎn)的離心機(jī)，在模型上施加超過重力n倍的離心慣性力，補(bǔ)償模型因縮尺1/n所造成的自重應(yīng)力的損失，達(dá)到與原型相同的應(yīng)力水平，這樣就可以在模型中再現(xiàn)原狀土工構(gòu)筑物的性狀。根據(jù)近代相對(duì)論的原理，重力與慣性力是等效的，而土的性質(zhì)又不因加速度的變化而改變，因此，離心模擬技術(shù)對(duì)于以重力為主要荷載的土工構(gòu)筑物來說就特別有效。離心模型試驗(yàn)采用南京水利科學(xué)研究院土工離心模型試驗(yàn)室 NHRI 400 g-ton 土工離心機(jī)(圖1)。試驗(yàn)方案見表1，試驗(yàn)?zāi)Ｐ腿鐖D2～8。

圖1 NHRI 400 g-ton 大型土工離心機(jī)

圖2 M1模型尺寸/mm

圖3 M2模型尺寸/mm

圖4 M3模型尺寸/mm

圖5 M4模型尺寸/mm

圖6 M5模型尺寸/mm

圖7 M6模型尺寸/mm

圖8 M7模型尺寸/mm

表1 試驗(yàn)方案

1.2 模型制作

(1)土層制作

如圖9，其中土層的平均密度、含水率、干密度如表2，粉質(zhì)粘土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)如表3。

圖9 軟土層制作

表2 土層平均密度、含水率、干密度

表3 粉質(zhì)黏土抗剪強(qiáng)度指標(biāo)

(2)模型樁

M2～M4試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆恫捎猛鈴?0 mm、壁厚1 mm的空心鋁管代替。測試土壓力的方樁邊長15 mm(圖10)。

圖10 模型樁制作

2 離心模型試驗(yàn)結(jié)果

以M2離心模型為例，從剛性樁的位移、樁身彎矩、樁身水平土壓力和樁身軸力角度闡述試驗(yàn)結(jié)果。

2.1 M2模型離心試驗(yàn)的位移

M2模型的離心試驗(yàn)的變形和位移如圖11，剛性管樁的傾斜情況如圖12，13為位移與離心加速度關(guān)系。

圖11 變形照片和位移場

圖12 管樁傾斜情況

圖13 位移-加速度關(guān)系曲線

由圖11～ 13可知：

(1)從加載開始至路基破壞，地基和路堤均向左側(cè)產(chǎn)生水平位移；豎向位移則基本以左側(cè)坡腳為界，左側(cè)坡腳以內(nèi)發(fā)生沉降；左側(cè)坡腳以外發(fā)生隆起。

(2)路堤開裂之前，路堤以豎向位移為主，地基以水平位移為主，且位移主要發(fā)生在坡腳內(nèi)側(cè)及坡腳外局部范圍內(nèi)。隨著加速度增大，發(fā)生較大位移的區(qū)域逐漸擴(kuò)大，坡腳外隆起范圍也不斷擴(kuò)大。

(3)最大水平位移大于最大地基沉降，水平位移面積大于地基沉降面積的主要原因是沉降面積統(tǒng)計(jì)不完整。試驗(yàn)結(jié)束后地基頂面線對(duì)應(yīng)的沉降面積(106.0 cm2)大于隆起面積(82.4 cm2)。

(4)初始滑動(dòng)面與最終滑動(dòng)面不完全相同，初始滑動(dòng)面經(jīng)過路基中線附近，但其誘發(fā)滑動(dòng)面后壁發(fā)生牽引式滑動(dòng)，最終滑動(dòng)面經(jīng)過右側(cè)坡肩附近。

(5)坡腳內(nèi)側(cè)0.16倍邊坡寬度處水平位移最大，最大位移在軟土層厚度的0.2倍處。

(6)滑動(dòng)面之內(nèi)管樁樁底端基本未發(fā)生沉降，樁頂降低主要是傾斜造成的，邊坡范圍的3根樁樁頂與樁間土基本齊平或低于樁間土，其他管樁頂高于樁間土。

(7)左邊坡及坡肩附近的樁身上部位移大于樁間土位移，樁身中下部位移小于樁間土位移?？拷坊芯€樁身位移大于樁間土位移。

(8)隆起量與加速度基本成線性關(guān)系。路堤開裂之后(30g左右)，沉降、水平位移與加速度的斜率增大；60g之后斜率又變緩，是路基滑動(dòng)后達(dá)到新的平衡狀態(tài)所致。

(9)路基破壞過程應(yīng)為：樁間土荷載逐漸增大→樁間土位移逐漸增大→管樁逐漸傾倒→樁間距增大或樁承載力降低→樁間荷載進(jìn)一步增大→路基滑塌。因此路基破壞的根源是樁間土荷載過大導(dǎo)致管樁傾倒。

2.2 M2模型離心試驗(yàn)樁身彎矩

如圖14，15為樁身彎矩與深度和加速度的關(guān)系，從圖可以看出：

(1)管樁負(fù)彎矩(樁體內(nèi)側(cè)受拉)較小且在較小荷載下就開始出現(xiàn)正彎矩(樁體外側(cè)受拉)，說明管樁進(jìn)入硬土層長度較小時(shí)錨固效果差、容易傾斜。

(2)彎矩-加速度曲線拐點(diǎn)或峰值對(duì)應(yīng)的加速度多為40g，與路堤開裂時(shí)機(jī)基本吻合。

圖14 樁身彎矩-深度關(guān)系曲線

圖15 樁身彎矩-加速度關(guān)系曲線

2.3 M2模型離心試驗(yàn)樁身水平土壓力

圖16，17是嵌入方樁的微型土壓力盒(土壓力盒朝向路基中線一側(cè))測試的水平土壓力。由圖17可以看出：

(1)加速度10g時(shí)水平土壓力與深度基本成線性，說明測試的土壓力規(guī)律性較好。其后水平土壓力隨深度增大而增大，隨著加速度的增大而增大；

(2)加速度在40g(4-2樁)或50g(4-1樁)之后，水平土壓力隨加速度增大的速率增大；13 cm范圍內(nèi)，深度越大，水平土壓力與加速度的斜率越大，說明樁間土繞流趨勢逐漸增大，特別是軟土中部趨勢更明顯。

圖16 樁身水平土壓力-深度關(guān)系曲線

圖17 樁身水平土壓力-加速度關(guān)系曲線

(3)加速度大于10g后，樁身下部水平土壓力與深度的斜率大于樁身上部，說明樁土存在負(fù)摩擦力，越靠近樁頂端，樁土相對(duì)位移越大，負(fù)摩擦力發(fā)揮越充分。

2.4 M2模型離心試驗(yàn)樁身軸力

由圖18，19樁身軸力與深度、與加速度關(guān)系圖可見：

(1)樁身軸力不大，說明樁間土承擔(dān)較多荷載；

圖18 樁身軸力-深度關(guān)系曲線

圖19 樁身軸力-加速度關(guān)系曲線

(2)總體而言，隨著加速度增大，樁身某個(gè)深度的軸力先增大后減小，加速度達(dá)到40g～50g時(shí)樁身軸力達(dá)到最大值，稍遲于路堤開裂時(shí)間；

(3)加速度小于20g時(shí)，樁身軸力沿深度有增大的趨勢，其后變化規(guī)律不明顯。

3 試驗(yàn)綜合分析

試驗(yàn)的綜合分析將從剛性樁斷裂與豎向荷載實(shí)效關(guān)系分析、七種模型試驗(yàn)位移對(duì)比和受力對(duì)比三個(gè)角度來闡述。

3.1 剛性樁斷裂與豎向承載失效關(guān)系分析

表4是各階段對(duì)應(yīng)的加速度。由表4可知，軸力峰值與路基開裂對(duì)應(yīng)的加速度值接近，因此軸力衰減可以預(yù)警路基穩(wěn)定性。

表4 不同階段對(duì)應(yīng)的加速度

表5是剛性樁地基路基離心模型試驗(yàn)中剛性樁軸力峰值對(duì)應(yīng)的最大水平位移，剛性樁軸力峰值對(duì)應(yīng)的最大水平位移與軟土深度的比值為5.4%～14.9%，剛性樁軸力峰值前一級(jí)對(duì)應(yīng)的最大水平位移與軟土深度的比值為2.1%～7.45%。表6是CFG樁地基路基離心模型試驗(yàn)結(jié)束后路中線附近斷裂CFG樁處的實(shí)測最大水平位移，CFG樁斷裂時(shí)對(duì)應(yīng)的最大水平位移可能小于表中數(shù)值。

表5 剛性樁軸力峰值對(duì)應(yīng)最大水平位移

對(duì)比表5，6可知，剛性樁軸力峰值對(duì)應(yīng)的最大水平位移大于樁斷裂對(duì)應(yīng)的最大水平位移。因此剛性樁受彎斷裂后豎向承載力不一定馬上失效，路基也不會(huì)馬上失穩(wěn)，只有繼續(xù)加載、位移繼續(xù)加大才會(huì)導(dǎo)致剛性樁豎向承載力失效、路基失穩(wěn)。

表6 M5、M6路中線附近混凝土樁對(duì)應(yīng)最大水平位移

3.2 位移對(duì)比

(1)管樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移對(duì)比

圖20為管樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移對(duì)比圖，由圖20可知：

圖20 管樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移對(duì)比

1) 各模型軟土不排水抗剪強(qiáng)度從小到大依次為：M3，M2，M1，M4，M3-1；沉降、隆起從小到大依次為M3-1，M3，M4，M2，M1；側(cè)向位移從小到大依次為M3-1，M4，M3，M2，M1。

2)M2，M3沉降、隆起、側(cè)向位移小于M1，而其強(qiáng)度也小于M1，說明復(fù)合地基穩(wěn)定性大于天然地基。

3)M3軟土強(qiáng)度小于M2，M1，M4，而沉降、隆起小于M2，M1，M4，說明樁頂設(shè)置連梁有利于路基穩(wěn)定。

4)M4沉降、隆起大于M3，但是軟土強(qiáng)度大于M3，說明增加強(qiáng)度深度的作用不如樁頂設(shè)置連梁。

(5)M2沉降、隆起大于M4，同時(shí)M2軟土強(qiáng)度大于M4，因此無法說明增加嵌固深度對(duì)路基穩(wěn)定的作用。

(2)CFG樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移對(duì)比

圖21為和CFG樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移的對(duì)比，由圖21可知：

1)軟土不排水抗剪強(qiáng)度由小到大依次為M6，M7，M1，M5，M4；隆起量、側(cè)向位移、沉降由小到大依次為M4，M6，M5，M7，M1。

2)M1隆起和沉降均大于M6，M7，且M1軟土不排水抗剪強(qiáng)度大于M6，M7，因此CFG樁復(fù)合地基相對(duì)天然地基的穩(wěn)定性高。

3)M6隆起量、側(cè)向位移、沉降小于M5，但M6軟土不排水抗剪強(qiáng)度小于M5，因此軟基厚度減小有利于復(fù)合地基穩(wěn)定性。

圖21 CFG樁復(fù)合地基軟土強(qiáng)度與位移對(duì)比

4)M7隆起量、側(cè)向位移、沉降大于M6，但M7軟土不排水抗剪強(qiáng)度大于M6，因此，剛性樁存在斷裂缺陷會(huì)降低路基穩(wěn)定性。

5)雖然M4的沉降和隆起均小于M6，但是M4軟土不排水抗剪強(qiáng)度大于M6，因此不能說明管樁復(fù)合地基穩(wěn)定性大于參數(shù)相同的CFG樁復(fù)合地基。

3.3 受力對(duì)比

七組離心模型試驗(yàn)的受力對(duì)比主要參照表7。

表7 不同試驗(yàn)的彎矩對(duì)比

由表7可以看出：

(1)由M2，M3，M3-1可知，嵌固深度為2d(d為剛性樁直徑)時(shí)，最大正彎矩大于最大負(fù)彎矩；由M4～M7可知，嵌固深度為7d時(shí)，最大負(fù)彎矩大于最大正彎矩。

(2)由M2，M3，M3-1可知，樁間土繞流時(shí)，軟土強(qiáng)度越大，繞流阻力越大，導(dǎo)致樁身彎矩越大。

4 結(jié) 論

論文基于七組離心模型試驗(yàn)，從試驗(yàn)方案、模型制作、試驗(yàn)結(jié)果和綜合分析，分析七個(gè)離心模型剛性樁斷裂時(shí)豎向承載失效關(guān)系、軟土地基沉降對(duì)比、剛性樁樁身彎矩對(duì)比，結(jié)果表明：

(1)剛性樁常見破壞模式為樁身傾倒和受彎斷裂，樁身最大正、負(fù)彎矩絕對(duì)值隨著加速度的增大而增大，當(dāng)樁身斷裂或傾倒時(shí)樁身彎矩變化規(guī)律差。而CFG樁通常受彎斷裂，軟硬土層交界處樁身彎矩可能大于樁身上部彎矩，CFG樁通常在該處和軟土層中部附近發(fā)生斷裂?；瑒?dòng)面由三段直線組成，滑動(dòng)面中部最明顯且最早出現(xiàn)，兩端不明顯。前端接近于被動(dòng)區(qū)，后端接近于主動(dòng)區(qū)。初始滑動(dòng)面后壁往往誘發(fā)滑動(dòng)面外側(cè)土體變形和坍塌。

(2)通常情況下坡腳內(nèi)側(cè)發(fā)生沉降，坡腳外側(cè)發(fā)生隆起；路基兩側(cè)軟土水平位移受到約束時(shí)，坡腳內(nèi)一定范圍內(nèi)也發(fā)生隆起。路基隆起量、沉降量、水平位移等與加速度基本呈線性關(guān)系，路基開裂對(duì)其影響不明顯；樁身軸力、水平土壓力隨加速度的變化規(guī)律在路基開裂前后產(chǎn)生變化。

(3)剛性樁復(fù)合地基可以有效提高路基穩(wěn)定性，增大嵌固深度、樁頂設(shè)置連梁均可提高路基穩(wěn)定性，樁頂設(shè)置連梁作用大于增大嵌固深度。加速度較小時(shí)，樁身斷樁缺陷并未影響樁身軸力的傳遞，但會(huì)降低路基穩(wěn)定性，軟土厚度變小可以提高路基穩(wěn)定性。剛性樁軸力峰值對(duì)應(yīng)的最大水平位移大于樁斷裂對(duì)應(yīng)的最大水平位移，剛性樁受彎斷裂后豎向承載力不一定馬上失效，路基也不會(huì)馬上失穩(wěn)。