基于新型人工软土技术的加筋碎石桩复合地基承载特性模型试验

李良勇1，陈建峰，彭 铭

(1.海南大学 土木建筑工程学院， 海口 570228；2.同济大学 地下建筑与工程系，上海 200092)

1 研究背景

加筋碎石桩又称土工织物散体桩，是采用土工织物套筒将碎石桩桩体包裹起来，从而限制碎石桩体的鼓胀变形，并保留碎石桩体的竖向排水性能，因而能大幅提高复合地基的承载力,减小沉降[1-4]。从20世纪90年代开始，加筋碎石桩已在一些软土路堤或堤坝等工程中得到了成功应用。但目前尚缺少加筋碎石桩处理软土地基路堤的设计计算方法，原因是对其变形和破坏机理还未清晰，尚需积累更多的试验研究和理论分析成果。

国内外对加筋碎石桩复合地基路堤已开展了一些研究。Elsawy[5]采用二维有限元软件模拟路堤荷载下的碎石桩和加筋碎石桩复合地基，分析了碎石桩和加筋碎石桩的沉降、鼓胀、超孔压及应力分布。Tandel等[6]采用三维有限元软件分析了桩体距径比、桩体模量、土体模量、筋材刚度等参数对加筋碎石桩路堤性能的影响，提出了与桩体距径比、土体变形模量和筋材刚度有关的沉降提高系数拟合公式。Yoo[7]通过三维数值模拟分析了土性、筋材长度和刚度、路堤高度及面积置换率等参数对加筋碎石桩路堤性状的影响。Pandey等[8]通过数值分析发现桩土应力比随筋材刚度的增加而增大，随软土厚度的增加而减小。陈建峰等[9-11]通过室内模型试验和离心模型试验发现路堤中心的桩体发生的是鼓胀变形，而路堤坡面下的桩体发生的是向路堤外的弯曲变形。

上述研究均假设加筋碎石桩桩体完全排水，没有考虑桩体可能被淤堵的情况。实际工程和试验研究均表明[12-14]，袋装砂井、塑料排水板等土工合成材料竖向排水体等都可能出现被软土细颗粒淤堵而大幅降低或全部丧失排水性能的情况。而碎石桩桩体本身也可能被软土细颗粒淤堵而失去排水功能。McKenna等[15]曾报道一例采用碎石桩处理的软土地基路堤，桩体由于被淤堵而发生滑移破坏。由此，加筋碎石桩桩体也可能在实际工程中被淤堵而未能排水或排水不畅，此时桩间土的强度未得到有效提高，桩体只起到承载的作用。

本文配置了一种新型的人工软土地基，该软土具有强度可调节以及试验前后强度变化很小的特性，可以用来模拟地基不排水或排水不畅的工况条件。采用该人工软土地基进行了4组模型试验，以研究不同筋材刚度和长度下加筋碎石桩复合地基在路堤堆载过程中的沉降、桩土应力比的变化规律，并探讨了路堤荷载下桩体的变形和破坏模式。

2 模型试验

2.1 模型尺寸及加载方法

模型试验原型为一加筋碎石桩复合地基路堤，软土地基厚度H=10 m，桩体采用格栅套筒加筋，桩长L=10 m，桩径D=0.8 m，桩间距s=2.5 m，正方形布置，则加筋碎石桩复合地基面积置换率为as=8%。

为便于在实际工程中应用，模型试验和原型试验间要满足相似准则。本文模型试验采用的相似比n=25，即模型试验软土地基厚度为400 mm，桩长400 mm，桩径32 mm，桩间距100 mm。具体布置如图1所示，为便于观察土体变形，模型箱前后两面为透明有机玻璃，由于路堤的对称性，取其一半进行试验。

图1 模型试验示意图

由于模型试验尺寸较小，如果仅采用相对密度较小的砂子堆砌路堤，其路堤荷载过小，不足以使复合地基产生较大的变形，故本次模型试验先在复合地基上铺设5 cm厚的平潭标准砂垫层，而后在其上铺设小尺寸钢块砝码，以增大荷重。每个钢块砝码尺寸为5 cm×5 cm×2 cm (长×宽×高)，质量为380 g。钢块砝码分5级堆载，如图2所示，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ级荷载分别堆4、7、10层砝码，在路堤边坡位置则相应减少砝码以形成路堤，Ⅳ、Ⅴ级荷载在路堤顶部分别堆成13、16层当作超载。按砝码重量和尺寸，对应Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ级荷载，作用在路堤顶宽范围砝码底部的竖向应力分别为6.08、10.64、15.2、19.76、24.32 kPa。砝码下5 cm厚度的标准砂既起到了复合地基砂垫层的作用，又可使砝码块体重量以更接近柔性荷载的形式作用到复合地基表面。

2.2 模拟材料及制备

2.2.1 地基土及填土

本文配置了一种新型人工土来模拟地基软土，该人工土采用钠基膨润土和甘油混合而成，表现出类似黏土的性质[16]。其优点是：①混合物的刚度和抗剪强度等可以随两者的质量比进行调节；②该地基土在试验中无需固结，当达到稳态的不排水剪切强度时，其所用时间较少，节省试验时间；③具有稳定的物理力学性质，没有挥发性和腐蚀性，且可以重复利用，避免试验材料的浪费。

为了模拟软土地基，将钠基膨润土和甘油按1∶1的质量比混合[17]，采用搅拌机把称得的膨润土和甘油充分混合搅匀，然后把搅拌均匀的土分层放入模型箱中，模型箱有机玻璃前侧每隔5 cm用记号笔画一层标记线，用木锤将36.48 kg的人工土压实至5 cm刻度线处，即密度为1.52 g/cm3，重复此步骤，直到人工土厚度达到40 cm。然后采用陈建峰等[18]研制的小型静力触探仪进行贯入试验，测定土体的不排水抗剪强度约为5.6 kPa，试验完成后对土体仍然进行静力触探试验，发现试验前后土体的强度变化很小(图3)，说明其试验前后性质稳定。陈建峰等[9]采用聚酰胺方格网(G1)筋材在高岭土地基上开展过类似试验，高岭土的初始不排水抗剪强度为5 kPa左右，与本文人工土地基强度接近。

模型试验中，铺设在复合地基表面的平潭标准砂为级配均匀的中砂，平均粒径d50=0.34 mm，密度ρ=1.56 g/cm3，不均匀系数Cu=1.542，曲率系数Cc=1.104。根据直剪试验得出其内摩擦角φ=27.3°，黏聚力c=0。

2.2.2 筋 材

本文选取文献[9]中的G1筋材作为第一种模型试验筋材，其极限抗拉强度为14.78 kN/m，刚度为239 kN/m；选取文献[19]中强度较低的尼龙灰窗纱(G2)作为第二种模型试验筋材，其极限抗拉强度为2.4 kN/m，刚度为35.4 kN/m。还原成原型时G2的刚度为22 125 kN/m，在实际商用土工合成材料刚度范围内，G1的刚度为149 375 kN/m，大于实际商用土工合成材料刚度，但其仅作为对比试验用，用以说明筋材刚度的影响。

2.2.3 桩体材料

模型加筋碎石桩桩体材料采用粒径为2.5～3 mm的石英砂，平均粒径d50=2.64 mm，密度ρ=1.75 g/cm3，不均匀系数Cu=1.891，曲率系数Cc=0.857。根据直剪试验得出其内摩擦角φ=38°，黏聚力c=0。

2.3 仪器埋设及布置

在靠近路堤中心线附近桩顶平面上布置4个BW型土压力计，其中2个(t1、t2)布置在桩顶，2个(t3、t4)布置在桩间土上。土压力计直径16 mm，厚度5 mm，其中布置在桩顶上的2个土压力计量程为500 kPa，系统精度为1 kPa，布置在桩间土上的2个土压力计量程为100 kPa，系统精度为0.2 kPa。土压力计具体埋设位置如图1所示。

2.4 试验方案及过程

共进行4组加筋碎石桩复合地基路堤模型试验(见表1)：G1和G2全长加筋情况各1组，以比较筋材刚度的影响；G2筋材加筋长度为0.5L、0.75L情况各1组，并与G2全长加筋情况一起分析，以比较筋材长度的影响。

表1 模型试验方案

模型试验过程如下：

(1)贴膜。在模型箱内壁布设2层聚四氟乙烯膜(观测面有机玻璃内壁不布设)以消除箱壁摩阻力。

(2)填土。将配置好的人工软土倒入模型箱内分层压实，深度达到40 cm后采用小型静力触探仪进行贯入试验。

(3)打桩。将事先制作好的定位板置于人工土地基表面，将壁厚0.8 mm、内径32 mm的无缝钢管从桩位孔中插入到地基土内，采用取土器取出钢管内的土体并用试管刷清理孔壁，然后放入模型筋材套管，在套管内插入中空的PVC击实杆贯入石英砂，每贯入7 cm左右用击实杆击实40下，然后拔管，保证钢管底部与石英砂顶面有2 cm的重叠。重复此步骤直至桩体完成，然后将高出地基土表面的加筋碎石桩部分修剪齐平。

(4)传感器埋设及堆载。在桩顶和桩间土分别埋设2个土压计，然后在复合地基上铺设5 cm厚度的平潭标准砂垫层，再在其上分5级铺设钢块砝码以模拟路堤荷载，如图2所示。

图2 路堤荷载加载示意图

图3 小型静力触探试验结果

(5)数据采集。在路堤堆载过程中，采用单反相机持续拍照，并通过应变仪实时监测土压变化情况。

3 试验结果

3.1 不同加载阶段试验结果分析

以G2全长加筋碎石桩复合地基路堤为例分析其在不同加载阶段的变形情况。图4为每级荷载施加后的地基变形。由图4可见，在前4级荷载下，路堤和地基变形正常，而在Ⅴ级荷载下路堤后仰，地基产生明显的滑移变形。

图4 各级荷载地基变形

图5 不同荷载下G2全长加筋情况复合地基沉降曲线

图5为对图4进行图像分析后得到的不同荷载等级下地基土表面沉降曲线。由图5可以看出，在前4级荷载作用下，路堤下的沉降量和坡脚外的隆起量随荷载逐步增大，最大沉降量出现在路堤中心处，而在Ⅴ级荷载下地基沉降量和隆起量急剧增加，最大沉降发生在距路堤中心10 cm左右滑动面经过处，其值约为130 mm。Ⅴ级荷载下路堤中心处的桩体发生了弯折，其他桩体则发生了向路堤内的弯曲变形，破坏模式分析将在3.4节中作进一步的讨论。

3.2 筋材刚度影响

比较G1和G2全长加筋碎石桩复合地基路堤的试验结果，以分析筋材刚度的影响。图6为Ⅲ级荷载下地基土表面沉降曲线。图7为路堤中心处G1和G2全长加筋情况荷载-沉降曲线。图8为G1和G2全长加筋情况下桩顶和桩间土应力以及桩土应力比随路堤荷载变化曲线。由图6—图8可知，G1全长加筋复合地基的沉降量和隆起量明显小于G2全长加筋时的沉降量和隆起量，且前者的桩顶应力较后者明显增大，这是因为G1的刚度较G2的刚度大，使得荷载更多地向桩顶集中，作用于桩间土上的应力减小，从而导致沉降量和隆起量均减小。

图6 Ⅲ级荷载下G1和G2全长加筋情况复合地基沉降曲线

图7 G1和G2全长加筋情况复合地基路堤中心荷载-沉降曲线

图8 G1和G2全长加筋情况应力特性曲线

桩土应力比定义为桩顶应力与桩间土应力的比值。由图8(c)可知，G1全长加筋的桩土应力比随荷载持续增大，而G2全长加筋的桩土应力比在Ⅲ级荷载后增长缓慢。Ⅴ级荷载下，G1和G2加筋的桩土应力比分别约为77和22，前者是后者的3.5倍左右。陈建峰等[9]采用相同的模型尺寸、模型材料、加载方式等进行了排水条件下的类似试验，发现G1全长加筋时的桩土应力比为15.7，仅为本文不排水条件下桩土应力比的20%左右，这是由于桩体排水使得桩间土强度增长，以至有更多的荷载转移到桩间土上使得桩土应力比减小。

3.3 筋材长度影响

比较不同长度G2加筋的碎石桩复合地基路堤的试验结果，以分析筋材长度的影响。图9为Ⅲ级荷载下地基土表面沉降曲线。由图9可知，加筋长度增大，其约束范围也增大，由碎石鼓胀引起的沉降量和隆起量也相应减小。G2全长加筋地基地表的最大沉降量和最大隆起量分别为23 mm和11 mm，G2半长加筋地基地表的最大沉降量和最大隆起量分别为44 mm和21 mm，前者是后者的一半左右。

图9 不同筋材长度复合地基沉降曲线

图10 不同筋材长度荷载-沉降曲线

图10为路堤中心处不同长度G2加筋的碎石桩复合地基路堤的荷载-沉降曲线。从图10可看出，在前2级荷载作用下，由于荷载较小，沉降较为接近，从第Ⅲ级荷载开始，部分加筋的碎石桩开始出现屈服，全长加筋和部分加筋的沉降差开始急剧增大。Ⅴ级荷载时，G2半长加筋和3/4桩长加筋的沉降量分别为200 mm和180 mm，两者较为接近，而G2全长加筋的沉降量为84 mm，不到部分加筋沉降量的一半。由此可见，全长加筋的性能明显优于部分加筋的性能，而对于部分加筋的情况，加筋长度增加并不能有效减小复合地基的沉降。Lee等[20]通过单桩的现场载荷试验发现，2～3倍桩径的加筋长度已足够减小碎石桩的变形，但对于路堤荷载下的加筋碎石桩复合地基，6倍和9倍桩径的加筋长度(分别对应0.5L和0.75L)并不能有效减少复合地基的沉降，因此应对桩体进行全长加筋以有效减小复合地基的沉降。

图11为不同长度G2加筋情况下桩顶和桩间土应力以及桩土应力比随路堤荷载变化曲线。

图11 不同长度G2加筋情况应力特性曲线

由图11(a)和11(b)可知，在前2级荷载阶段，由于荷载较小，地基沉降较为接近，桩顶应力基本一致。但随着荷载的增加，传递到桩体下部的荷载不断增大，导致未加筋部分桩体发生鼓胀[21]，沉降增大，使得部分加筋的桩顶应力小于全长加筋的桩顶应力，而部分加筋时的桩间土应力要大于全长加筋时的桩间土应力。

图11 (c)为模型试验桩土应力比随路堤荷载变化曲线，由图可知，全长加筋时，桩土应力比随荷载的增大而增大，而部分加筋时，桩土应力比随荷载的增大先增大，到达Ⅲ级荷载后由于桩体屈服使得桩土应力比开始减小并趋于稳定。Ⅴ级荷载下，G2全长和半长加筋的桩土应力比分别约为22和10，前者是后者的2.2倍，而未加筋的普通碎石桩的桩土应力比一般在2～5之间，说明对碎石桩体进行部分加筋还是能较明显地提高复合地基的桩土应力比。

3.4 桩体变形和破坏模式

试验结束后，挖除桩周土体并拍照。图12为挖除土体后4组试验的桩体变形。

图12 不同加筋长度下桩体变形

3.4.1 不同筋材刚度下桩体变形

对比图12(a)和图12(b)可知，筋材刚度不同，各桩体的变形也不同。当筋材刚度较大时，加筋碎石桩会表现出半刚性桩的特点[22]，但在较大的路堤荷载作用下，路堤中心的桩体仍然会发生屈曲，产生较大变形，而其他桩体则由于桩周土体侧限不足产生向路堤外的整体倾斜变形，如图12(a)所示；而当筋材刚度较低时，加筋碎石桩仍然属于柔性桩，在较大路堤荷载作用下，路堤中心的桩体发生弯折，其他桩体在滑动面经过位置变形最大，桩体产生向路堤内的弯曲变形，如图12(b)所示。

图13 G1全长加筋桩体变形

3.4.2 不同加筋长度下桩体变形

对比图12(b)、图12(c)和图12(d)可以看出，不同长度加筋的桩体的变形趋势大致相同，但可以发现部分加筋的每根桩的变形与全长加筋时的变形还是有所不同。路堤中心的4号桩在全长加筋时，刚度较大，荷载更多地向桩顶集中，当荷载较大时桩体发生折断；而对于部分加筋的4号桩体，当荷载传递到未加筋部分时，使得该部分桩体产生很大的压缩变形，导致桩顶荷载减小，桩体并没有发生折断，而是发生弯曲变形。其余3根桩体在全长加筋时全桩发生弯曲变形，但在部分加筋时，加筋部位与未加筋部位(图中椭圆标注部位)变形完全不同，弯曲变形发生在加筋部位，而未加筋部位发生的是鼓胀变形。

3.4.3 不同排水条件下桩体变形

陈建峰等[9]采用G1筋材在高岭土地基上开展的类似试验得到了另一种形态的桩体变形，如图13所示。高岭土的初始不排水抗剪强度为5 kPa左右，与本文人工土地基强度接近。但加筋碎石桩的排水效果很好，高岭土在排水后强度增长很快，提供的侧向约束力较大，在路堤荷载下，中心桩体几乎没有发生侧向变形，仅有少许压缩变形，其他桩体在桩顶处产生向路堤外的弯曲变形，这与本文不排水情况的如图12(a)所示的试验结果有所不同，后者由于土体强度未增长，桩间土对桩体的约束能力不足，故桩体发生整体的倾斜变形。

现阶段对于软土地基上路堤的稳定性分析，均采用传统的散体材料桩复合地基的整体稳定极限平衡分析方法[23-25]。但根据本文的研究，加筋碎石桩无一发生剪切破坏，且加筋碎石桩的变形及破坏模式与筋材刚度、长度和排水条件有关，因此应在今后加筋碎石桩复合地基稳定性分析方法研究中考虑这些因素。本文研究结果也表明，对于路堤荷载下的加筋碎石桩复合地基，应采用刚度较大的筋材对碎石桩体进行全长加筋，并保证地基的排水，可大幅提高路堤的稳定性。

4 结 论

本文采用新型配置的人工软土进行了4组加筋碎石桩复合地基路堤试验，以研究在地基不排水或排水不畅条件下筋材刚度和长度对复合地基承载特性的影响，并与排水条件下的试验结果进行了对比分析，得出如下结论：

(1)采用钠基膨润土和甘油配置了一种具有黏土特性的新型人工软土，具有无需固结、试验前后强度几乎不变、无毒、无挥发、无腐蚀性、可重复利用等优点，可以用于制作由于地基不排水或排水不畅使得土体强度未能增长工况下的模型地基。

(2)加筋碎石桩复合地基沉降随筋材刚度的增大而减小明显，其桩土应力比远大于排水条件下的桩土应力比；筋材刚度较大时，桩体发生向路堤外的整体倾斜变形，而筋材刚度较小时，桩体则发生向路堤内的弯曲变形。

(3)部分加筋碎石桩复合地基的沉降明显大于全长加筋情况，且其桩土应力比小于全长加筋时的桩土应力比，但仍大于普通碎石桩的桩土应力比。对于部分加筋情况，加筋长度增大并不能有效减小复合地基的沉降，应对其进行全长加筋。不同加筋长度碎石桩桩体均在其加筋范围内发生弯曲变形，在未加筋部位发生鼓胀变形。

(4)排水条件对加筋碎石桩桩体变形和稳定性有显著影响。排水条件好，桩间土强度增长快，对桩体提供的侧向约束大，桩体弯曲变形小；反之，桩体则发生显著的弯曲变形。

(5)对于路堤荷载下的加筋碎石桩复合地基，应采用刚度较大的筋材对碎石桩体进行全长加筋，并保证地基的排水，可大幅提高路堤的稳定性。

研究结果对揭示加筋碎石桩的变形规律和破坏模式提供了一定的参考，但缩尺试验的应力状态和实际工程存在较大差距，后续可开展离心机试验以进一步研究在真实应力条件下加筋碎石桩复合地基路堤的受力、变形和破坏模式等特性。