短芯劲芯水泥土桩承载路堤失稳破坏模型试验*

张 振 陈云龙 叶观宝 肖 彦 王 萌

( ①同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室 上海 200092)

( ②同济大学地下建筑与工程系 上海 200092)

0 引 言

在我国东部沿海地区分布有深厚的软土。由于软土地基的抗剪强度低、渗透性差和压缩性高等特点，给高等级交通基础设施建设带来了极大挑战。水泥土搅拌桩是一种应用广泛的软土地基加固方法( Ye et al.，2013) 。这种加固方法由于其施工简便，价格低廉，对周围环境影响较小，所以应用十分广泛。

但是，水泥土搅拌桩同样存在一些难以克服的工程问题。徐超等( 2005) 通过研究水泥土搅拌桩多桩复合地基载荷试验结果和路堤荷载下桩土的变形和受力特性，认为只有端承条件较好的长桩才能更好地起到控制地基变形以及分担上部荷载的作用。徐超等( 2005) 和吴雄志( 2004) 研究发现，水泥搅拌桩存在有效桩长问题，当桩长超过一定大小时，增加桩长不能增加其承载力。劲芯水泥土桩通过在水泥土搅拌桩外桩施工完成后插入预制的混凝土芯桩制成，它结合了搅拌桩外壳大桩身面积和高强度芯桩良好承载能力的优点，是一种经济实用的组合桩型。在20 世纪90 年代，我国便开始了劲芯水泥土桩的现场试验( 王驰，2014) ，此后国内外学者进行了众多研究。

对于劲芯水泥土桩良好的承载性能，董平等( 2004) ，Zhao et al. ( 2010) 发现芯桩的长度和截面尺寸对承载力有显著的影响，在此基础上，叶观宝等( 2016) 通过理论分析提出竖向荷载下劲芯水泥土桩复合地基的桩土应力比随含芯率，芯长比以及外桩桩长增加而增加，Jamsawang et al. ( 2008) 通过对不同芯长比的研究指出，只有在芯长比大于0.75 的时候，芯桩才有明显的承载力提高效果。

国内外学者还对其水平荷载下工作性能进行了一定的研究。Bergado et al. ( 2011) 开展了劲芯水泥土桩水平荷载承载性能足尺试验，发现插入了混凝土芯桩之后劲芯水泥土桩其水平荷载承载能力随含芯率的提高而有显著提升，而芯长比的影响则很小。还有学者通过数值分析指出同等条件下的劲芯水泥土桩其抗拉强度为水泥搅拌桩的100 倍左右，同样发现了劲芯水泥土桩水平荷载承载能力随含芯率的提高而有显著提升，而只有在芯桩长度较小的范围时，增加芯长比可以对水平荷载承载能力有提升作用( Voottipruex et al.，2011) 。

对于劲芯水泥土桩的荷载传递规律，国内外的学者研究指出，当桩顶有竖向荷载作用时，由于劲芯水泥土桩中的芯桩的刚度和强度相对较高，所以在上部荷载作用下应力会集中在劲芯部位，并承担了绝大部分的荷载( Dong et al.，2004; 丁永君等，2010; 李俊才等，2009; 王驰，2014) 。此时，一部分荷载通过芯桩与外桩之间的剪切应力传递到外桩，然后由外桩通过发挥侧摩阻力传递给桩侧土，另一部分再由芯桩传递到更深的水泥土层当中，由于劲水泥土桩中水泥搅拌桩外壳的大表面积，所以使得桩间土很难发生剪切破坏，劲芯水泥土桩全长范围内的侧阻力和桩端阻力都可以得到充分发挥。

董平等( 2002) 研究了劲芯水泥土桩承受竖向荷载下的破坏模式，将其分为渐进式破坏与急进性破坏。Wonglert et al. ( 2015) 通过室内模型试验，总结了竖向荷载下的劲芯水泥土桩的3 种典型的破坏模式:水泥搅拌桩桩头破坏、劲芯桩桩端破坏以及桩间土破坏。熊传祥等( 2017) 开展了刚性桩路堤失稳破坏数值模拟。通过以上分析表明，目前尚未见路堤荷载下劲芯水泥土桩的破坏模式和路堤整体失稳规律的研究成果发表，亟待开展相关研究。

本文通过室内模型试验，开展短芯劲芯水泥土桩承载路堤失稳破坏模式研究。通过监测芯桩导电通路变化、芯桩桩身应变和桩土竖向应力，并结合PIV 技术，综合分析桩体渐进式破坏模式和路堤整体失稳规律。

1 模型试验方案

1.1 试验准备与试验材料

如图1a 所示，本次模型试验采用的模型箱其内部尺寸为3000 mm×1000 mm×1800 mm( 长×宽×高) :模型箱三面为钢板，正面为透明有机玻璃板，外侧有工字钢加固。为了减小边界效应，在模型箱侧面和背面的壁上贴上一层聚四氟乙烯膜，并在膜上涂抹凡士林，同时在模型箱正面的钢化玻璃内侧涂抹润滑油以降低侧壁摩擦力。按照实际工况确定模型试验的相似常数n=15。模型示意图如1a、图2b 所示，按照路堤对称性，建立一半路堤模型，路堤外地基为1.25 倍路堤宽度，可忽略模型的边界效应。

图1 模型试验示意图( 单位:mm)Fig. 1 Schematic diagram of model test( unit: mm)

模型桩的芯桩和外桩芯长比为0.75。劲芯水泥土桩是由水泥搅拌桩和预制混凝土芯桩组成的二元复合桩，因此模型桩的外桩和芯桩分别选用不同材料，结合已有的关于模拟桩体的相似材料研究成果( 史小萌等，2015; 周承京等，2015; 黄戡等，2018) ，模型外桩以石膏、重晶石粉、高岭土和水按一定质量比配置而成，制作完成后的模型桩7 d 龄期抗压强度为0.1 MPa。模型芯桩材料为石膏，石英砂，水，甘油按一定比例配比，7 d 龄期抗压强度为2.5 MPa。

桩间土以1 ～2 mm 粒径熔融石英砂为骨架，填充相同粒径EPS 颗粒，加上少量甘油( 丙三醇) 按照体积比1︰1︰0.03 均匀搅拌后形成的地基模型土体，其密度和强度参数均满足相似理论。路堤填土选用粒径为0.2 mm 石英砂，地基土持力层选择粒径0.1～5 mm 的粗砂。各模型材料的物理力学参数见表1。

表1 模型土物理力学参数表Table 1 Physical and mechanical parameters of model soil

模型制作时，先利用模具制作好模型桩，待成型后脱模，再将模型桩放置在设定位置，最后填上桩间土。

1.2 试验方案

模型桩外桩直径为63 mm，桩长为700 mm，桩间距为220 mm; 芯桩的直径和桩长分别为25 mm和525 mm，芯长比为0.75。路堤填砂高度为280 mm，坡度为1︰1.86。加载方式为液压加载，在路基上方设置6 个独立的并联油泵，对6 个独立条形荷载施加荷载，直至路堤发生失稳破坏。

在试验过程中，通过相机摄影和PIV 技术获得路堤失稳发展规律。在模型路堤中布置了土压力盒和位移计，监测桩土应力和路堤位移情况。在L2 行桩身上布置导电通路检测桩体破坏顺序，L3 行桩身内外侧分别布置应变片，如图1b 所示。

2 试验结果与分析

2.1 桩土应力

芯桩桩顶应力用桩中心土压力计监测，外桩应力为两侧土压力计的平均值。图2a 为外桩桩顶竖向应力变化曲线，初始阶段，1、2 号桩外桩桩顶竖向应力随着附加应力的增大而增加，但是在附加应力达到80 kPa 后增长变缓，后续阶段基本保持稳定。3、4 号桩在附加应力较小时，外桩桩顶应力增加较为明显，并在40 kPa 时外桩桩顶应力达到峰值，后续阶段随着附加应力增加桩顶应力逐渐减小。5 号桩和6 号桩外桩几乎不承担竖向荷载。

图2 桩顶应力曲线Fig. 2 Stress curve of pile top

图2b 为芯桩桩顶竖向应力变化曲线，1、2 号桩芯桩桩顶竖向应力先迅速增加，在附加应力达到80 kPa 时，桩顶应力缓慢减小，最后逐渐稳定。3 号桩在附加应力小于80 kPa 时与1、2 号桩桩顶应力几乎一致，但是在附加应力达到80 kPa 以后发生明显差异，桩顶应力逐渐减小，最终值远小于前者。4号桩芯桩承担的竖向荷载较小，在附加应力达到100 kPa 时出现峰值并逐渐减小。5、6 号桩芯桩承担的竖向荷载同样很小，在试验过程中几乎不发生变化。

图3 芯桩与外桩桩顶应力比曲线Fig. 3 Stress ratio curve of core pile top and socket top

图4 芯桩－土应力比曲线Fig. 4 Stress ratio curve of core pile and soil

图3 为芯桩与外桩桩顶竖向应力比曲线，其中1～3 号桩应力比曲线十分接近，在附加应力达到80 kPa 时桩身应力比达到峰值，芯桩应力为外桩3～4 倍，随着附加应力增加芯桩荷载分担作用减弱。在加载过程中，1～3 号桩的芯桩端部与外桩的界面可能发生破坏从而使得芯桩端承条件变差，荷载分担作用降低。4、5 号桩桩身应力比随着附加应力增加有逐渐增加，直到附加应力达到120 kPa 时才出现下降。

以上试验结果表明:( 1) 在路堤顶面下方，芯桩承受应力大于外桩，外桩由于强度低，先于芯桩破坏; ( 2) 在路堤顶面下方，待芯桩桩顶应力达到峰值后，芯桩－外桩的荷载分担发生变化，芯桩外桩桩身应力比开始下降，芯桩的荷载分担作用开始明显下降; 芯桩桩土应力比始终大于3，桩身在破坏后仍能发挥承载作用; ( 3) 位于路堤不同位置处的芯桩和外桩应力分配规律不尽相同。1、2、3 号桩都主要承担竖向荷载，芯桩和外桩应力分配规律基本一致，4号桩承担部分竖向荷载，5、6 号桩几乎不承担竖向荷载。

2.2 路基位移

图5为路堤沉降和路堤外地基隆起随着附加应力的变化规律。随着附加应力增加，路面下各位置地表沉降持续增加。当附加应力小于80 kPa 时，D1、D2、D3 监测得到的沉降数值和变化规律几乎一致。在附加应力达到80 kPa，位于坡肩位置( D3) 地表沉降速率增加，路堤中心位置( D2) 沉降速率减小。坡外隆起随着附加应力增加，隆起量持续增加，并在附加应力达到80 kPa 时隆起速率增大。但是，不同位置处的数值大小差异明显，距离坡趾30 cm位置处隆起量最大，距离坡外60 cm 位置处隆起量明显小于其他位置。说明在加载过程中，当附加应力小于80 kPa 时，地基土主要发生竖向变形。当附加应力大于80 kPa 时，坡外产生显著隆起，路堤逐渐发生失稳破坏。

图5 地基附加应力－变形曲线Fig. 5 Add-stresses of foundation-deformation curve

2.3 桩体破坏形态

图6 展示了试验结束后取出的L5 排劲芯桩最终破坏形态，图7 展示了不同位置处短芯劲芯水泥土桩破坏模式的示意图。

1、2 号桩为受压破坏，破坏形态仅表现为竖向变形，芯桩端部有明显鼓胀变形，桩身无水平变形，桩身破坏面为水平方向，桩身无相对错动，在芯桩端部有水平破裂面。

3 号桩整体保持竖直，无水平变形，芯桩出露。在芯桩上部分有与1、2 号桩相同的水平破裂面，不同的是在芯桩端部位置的外桩存在剪切破坏面。加载过程中，其桩顶应力与桩土应力比曲线变化趋势与1、2 基本一致，但数值较小。因此认为3 号桩存在受压和剪切的复合破坏模式。

图6 L5 排短芯劲芯桩破坏形态Fig. 6 Failure form of short-cored stiffened deep cement mixed columns of L5

图7 L5 排不同位置处劲芯桩破坏模式示意图Fig. 7 Schematic diagram of failure mode of L5 row short-cored stiffened deep cement mixed columns

4、5、6 号桩形态接近，均发生明显水平变形，芯桩未出露。在接近滑动面位置存在水平张性断裂面，上下部分桩身不存在明显错动和脱开的现象。在芯桩端部位置的破坏面外侧张开，内侧闭合，表现为由坡外向内侧发展的迹象。加载过程中，桩顶应力和桩土应力比很小，桩体几乎不承受竖向荷载。因此，将4、5、6 号桩划分为弯曲破坏。

根据以上分析，得到不同位置桩体在路堤整体失稳过程中的作用如下:

( 1) 位于路面下方的1、2 号桩整体都是发生受压破坏，桩体仅发生竖向变形，说明该位置的桩仅发挥对附加应力的荷载分担作用。

( 2) 在靠近滑动面位置的3 号桩，除了具有荷载分担作用以外，还具有抵抗水平向土压力的作用，起到阻滑作用，从而增加路堤失稳的抗滑力。

(3) 位于滑动面以内的劲芯水泥土桩( 4、5、6 号桩) ，本身荷载分担作用很小，主要承受路堤荷载在土中产生的水平推力。劲芯桩在滑体内不同位置均发生弯曲破坏，但是在滑体出口区的劲芯水泥土桩存在弯曲导致的受拉破坏。

2.4 滑动面形态

为了得到劲芯桩复合地基破坏的过程和滑动面的发展，本实验采取了高速摄影和PIV 技术对实验进行了分析。

图7为初始状态至路堤失稳破坏最终时刻地基的矢量位移情况。从矢量位移的分布规律来看，在路面正下方位置的部分，路堤填土和地基土只存在竖向变形。而在坡面以外的部分，复合地基内土体和桩体都存在明显滑动的迹象。在4 号桩所在位置出现了朝向坡外的水平矢量位移，说明边坡下部的劲芯桩也发生了明显的侧向位移。最危险滑动面以外位置的矢量位移也表明，最危险滑动面以外的复合地基中仍然有其他滑体和滑动面产生。

图8 地基矢量位移图Fig. 8 Vector displacement map of foundation

根据高速摄影和PIV 分析的结果，得到劲芯桩复合地基路堤失稳破坏的最终形态( 图9) ，滑动面的入口位置在3、4 号桩之间，最危险滑动面沿着4～6 号桩的破坏面发展并向坡外延伸。在最危险滑动面内侧区域，路堤产生了明显破坏，坡肩处土体沿着斜坡下滑，并且该范围内的桩和桩间土都产生了显著的水平位移，坡外竖向隆起量较小。在最危险滑动面外侧区域，地基表面的桩土差异沉降巨大，并且1～3 号桩芯桩从外桩出露，刺入路堤填土中。最危险滑动面以外位置的矢量位移也表明，最危险滑动面以外的复合地基中仍然有其他滑体和滑动面产生。

3 结 论

图9 劲芯桩复合地基路堤失稳破坏模型Fig. 9 Failure mode of short-cored stiffened deep cement mixed columns-supported embankment

( 1) 在路堤整体失稳过程中，路堤顶面下方的劲芯水泥土桩主要承担竖向荷载，并主要由芯桩承担; 随着超载增加，芯桩的荷载分担作用开始明显下降，路堤失稳后芯桩仍具有一定荷载分担作用。坡面下的桩主要承受路堤荷载在土中产生的水平推力。

( 2) 在路堤失稳破坏过程中，路堤下桩体表现出受压破坏且芯桩底部局部鼓胀破坏，坡面下桩体表现出压弯和拉弯破坏模式。

( 3) 当附加应力小于80 kPa 时，地基土主要发生竖向变形。当附加应力大于80 kPa 时，坡外产生显著隆起，路堤逐渐发生失稳破坏。地基滑动面并不完全穿过桩体破坏位置。