陳賀， 李興慶， 李桂林, 李亞軍， 李果

(1.云南省交通規(guī)劃設(shè)計研究院 陸地交通氣象災(zāi)害防治技術(shù)國家工程實驗室， 云南 昆明 650041；2.楚雄州楚南一級公路建設(shè)指揮部)

1 引言

傳統(tǒng)碎石樁因其具有造價低、就地取材、施工簡單、排水固結(jié)性能好等優(yōu)點而被廣泛應(yīng)用于各類工程構(gòu)筑物的軟基處理中。然而，路堤荷載作用下，當樁周土強度較低而不能提供足夠的側(cè)向約束力時，傳統(tǒng)碎石樁極易在樁頂附近產(chǎn)生較大側(cè)向變形而發(fā)生鼓脹破壞。為了解決該問題，Van Impe首先提出了土工材料包裹碎石樁的新理念，又稱為加筋碎石樁，其是在土工材料套筒內(nèi)填充碎石，依靠高強度的土工材料套筒所提供的側(cè)向約束力來限制碎石樁的側(cè)向鼓脹變形。目前，土工材料包裹碎石樁已應(yīng)用于鐵路、公路等軟基處置中，并取得了良好的工程效果。

為了更好地將包裹碎石樁應(yīng)用于實際工程，國內(nèi)外學(xué)者就土工材料剛度對復(fù)合地基的承載變形特性開展了研究。PRISCO等,歐陽芳等通過分析室內(nèi)模型試驗結(jié)果指出，土工材料套筒的剛度越大，包裹碎石樁的極限承載力和剛度越大；趙明華等通過室內(nèi)試驗對比分析了包裹碎石樁與傳統(tǒng)碎石樁的承載變形特性，探討了包裹碎石樁的包裹機理和鼓脹變形模式；YOO,陳建峰等,Kaliakin等建立了三維包裹碎石樁復(fù)合地基有限元數(shù)值計算模型，探討了土工材料剛度對沉降、應(yīng)力、側(cè)向變形的影響規(guī)律；陳建峰等開展了兩組不同土工材料剛度包裹碎石樁復(fù)合地基路堤小型模型試驗；張玲等考慮到樁-土工材料的應(yīng)力與變形協(xié)調(diào)，推導(dǎo)出了包裹碎石樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比計算解析解，得到了土工材料剛度對樁土應(yīng)力比的影響規(guī)律；Murugesan和Rajagopal、Ali等、Afshar和Ghazavi、Chen等采用模型試驗研究了包裹碎石樁復(fù)合地基路堤的破壞模式；然而，目前更多地采用數(shù)值計算研究不同剛度的土工材料包裹碎石樁復(fù)合地基的承載變形特征，試驗研究成果還有待于進一步完善。

該文基于現(xiàn)場試驗和室內(nèi)離心模型試驗，通過沉降、超孔隙水壓力、應(yīng)力、地基變形等在試驗過程中的變化規(guī)律，探討不包裹、不同土工材料包裹碎石樁復(fù)合地基的承載變形性能。

2 現(xiàn)場試驗研究

2.1 工程地質(zhì)條件

楚雄至南華一級公路位于云南省中部楚雄彝族自治州，屬國道G320線上海至瑞麗公路的一段，路線全長約55.2 km?，F(xiàn)場試驗場地位于K29+300～K29+580段，地處山地斜坡洼地地形地貌單元，地形起伏不大，地勢較平坦，橫坡稍陡，多為水田與旱地。根據(jù)工程地質(zhì)勘察資料，試驗段的主要地層自上而下分別為：① 第四系沖洪積粉質(zhì)黏土，灰黃、灰褐、灰白、淺灰、紫紅色，可塑狀，稍濕，局部浸水呈軟塑狀，土質(zhì)較均，含少量礫砂，表層20～30 cm為耕植土，厚度1.4～8.1 m；② 第四系沖洪積有機質(zhì)土，灰黑色，軟塑狀，土質(zhì)均勻，含有機質(zhì)及腐殖質(zhì)，有機質(zhì)含量4.6%～10.1%，厚度0.3～1.5 m；③ 第四系沖洪積粉質(zhì)黏土，褐灰、灰黃色，可塑狀，土質(zhì)均勻，切面光滑，干強度高，厚度4.5～5.6 m；④ 侏?系妥甸組薄～中厚層狀粉砂質(zhì)泥巖，褐紅、紫紅、灰紫、灰綠、淺灰色，上部呈碎石土狀，下部呈碎塊狀，節(jié)理較發(fā)育，巖體較完整，巖質(zhì)總體較軟，受水浸泡易軟化、失水風干后易崩解。地下水位埋深0.5～3.6 m。試驗段各土層的物理力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 試驗段各土層的物理力學(xué)參數(shù)

2.2 現(xiàn)場試驗及監(jiān)測方案

為了對比分析表征包裹碎石樁和傳統(tǒng)碎石樁的承載性能參數(shù)的變化規(guī)律，在現(xiàn)場試驗區(qū)分別施工了包裹碎石樁和傳統(tǒng)碎石樁。K29+360～K29+440段布設(shè)包裹碎石樁，樁間距1.6 m，樁長13 m，樁徑50 cm，采用滌綸長絲機織土工織物縫合的套筒通長包裹，土工織物套筒抗拉強度不低于100 kN/m，抗拉強度下的延伸率不大于25%；K29+300～K29+360和K29+440～K29+580兩段均布設(shè)了傳統(tǒng)碎石樁，樁長分別為11和13 m，樁間距均為1.2 m，樁徑均為50 cm。包裹和傳統(tǒng)碎石樁均采用振動沉管施工完成，嵌入粉砂質(zhì)泥巖約0.5 m。

包裹碎石樁區(qū)域的監(jiān)測剖面里程號為K29+375，傳統(tǒng)碎石樁的監(jiān)測剖面里程號為K29+500，監(jiān)測元件的布置如圖1所示。兩個監(jiān)測剖面上分別布置了5個土壓力計、1個孔隙水壓力計和1個測斜管，土壓力計和孔隙水壓力計布置在路堤中線位置，測斜管布置在路基的左側(cè)；3個土壓力計布置在樁頂，2個土壓力計布置在樁間，孔隙水壓力埋設(shè)在地表以下4 m處，監(jiān)測剖面1和2左側(cè)測斜管的埋深分別為8、8.5 m。

圖1 監(jiān)測元件布置(單位：m)

路堤堆載過程如圖2所示。

由圖2可知：包裹碎石樁區(qū)基本分兩級填筑堆載，歷時218 d，填筑高度為9.4 m；傳統(tǒng)碎石樁區(qū)的填筑堆載也分兩級，歷時171 d，堆載高度為12.2 m。

2.3 試驗結(jié)果分析

2.3.1 超孔隙水壓力

樁間4 m深度處K點超孔隙水壓力隨時間的變化關(guān)系如圖3所示。

由圖3可以看出：在堆載期，超孔隙水壓力隨著路堤荷載的增加而增大，在間歇期，超孔隙水壓力逐漸消散，填筑結(jié)束后，超孔隙水壓力迅速消散；間歇期和填筑結(jié)束后，兩個剖面的超孔隙水壓力曲線基本平行，說明包裹與傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基的孔壓消散速率基本相同，具有很好的排水性能，能較快消散樁間土中的超孔隙水壓力。

2.3.2 應(yīng)力

圖4、5分別為土壓力計測得的包裹和傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基樁頂與樁間土上的應(yīng)力隨時間的變化曲線。

圖2 路堤堆載歷程

圖3 超孔隙水壓力與時間的關(guān)系

圖4 包裹碎石樁復(fù)合地基土壓力與時間的關(guān)系

圖5 傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基土壓力與時間的關(guān)系

由圖4、5可以看出：包裹和傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基中的樁頂應(yīng)力隨時間的變化規(guī)律較為相似，隨著路堤的分級填筑而呈階梯式增大，堆載期，增大速率較快，間歇期，增大速率緩慢，填土完成后，土壓力基本趨于穩(wěn)定；兩種復(fù)合地基的樁間土應(yīng)力-時間曲線特征不同，對于包裹碎石樁復(fù)合地基，第一級堆載結(jié)束后，隨著時間的增加，樁間土應(yīng)力的變化幅度較小，而傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基樁間土應(yīng)力隨著路基荷載的增加呈階梯式增大，與樁頂應(yīng)力變化規(guī)律基本相同。因此，當包裹碎石樁復(fù)合地基填筑高度達到一定量值時，上覆荷載的增加量主要由樁頂承擔，樁間土幾乎不再承擔增大的荷載，可能是由于包裹碎石樁復(fù)合地基中形成的土拱效應(yīng)造成的。

樁土應(yīng)力比值隨時間的變化曲線如圖6所示。

圖6 樁土應(yīng)力比與時間的關(guān)系

由圖6可知：傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比在路堤填高從0 m到4.5 m過程中增幅較大，在路堤填高從4.5 m到12.2 m過程中增幅較小，堆載結(jié)束后，有小幅度的增加，最終達到2.27；包裹碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比隨填土高度增加不斷增大，填筑過程中從1.0增加至4.7，填筑完成后從4.7增大到5.0，是傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比的2.2倍；但是，在間歇期，兩種復(fù)合地基樁土應(yīng)力都略有下降，主要是由于間歇期孔隙水壓力消散和樁間土的固結(jié)，致使土體模量增大，部分路堤荷載向土體轉(zhuǎn)移的結(jié)果，這一現(xiàn)象在工程實踐、模型試驗中均得到了驗證。

3 離心模型試驗研究

相比于現(xiàn)場試驗，離心模型試驗條件更容易控制，能持續(xù)加載至地基發(fā)生破壞，固結(jié)時間短，所需費用少。因此，采用離心模型試驗進一步研究不同土工材料包裹碎石樁復(fù)合地基的沉降、超孔隙水壓力和應(yīng)力變化規(guī)律，探討土工材料套筒對碎石樁復(fù)合地基承載變形性能的影響。

3.1 模型試驗材料及方案

模型地基土選用800目高嶺土制備，其液限為54.2%，塑限為34.3%，塑性指數(shù)19.9，壓縮系數(shù)為0.35 MPa-1，有效黏聚力為0，有效內(nèi)摩擦角為27.7°。樁體采用2.5～3 mm粒徑的石英砂制備，其不均勻系數(shù)為1.891，曲率系數(shù)為0.857，平均粒徑為2.64 mm，密度為1.75 g/cm3，內(nèi)摩擦角為38°，黏聚力為0。路堤填土采用粒徑為0.5～2 mm的鐵礦砂，最大和最小干密度分別為1.8和2.3 g/cm3，內(nèi)摩擦角為35°，黏聚力為0。試驗選取聚酰胺方格網(wǎng)(E1)和尼龍灰窗紗(E2)作為包裹材料。其中，包裹材料的具體力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 土工包裹材料力學(xué)參數(shù) kN/m

注：剛度定義為5%拉伸率時的拉伸力與5%拉伸率的比值。

如表3所示，共設(shè)置了3組離心模型試驗，主要研究包裹和不包裹以及不同包裹材料對碎石樁復(fù)合地基承載性能的影響。

表3 包裹碎石樁離心模型試驗參數(shù)

3.2 模型試驗監(jiān)測和加載方案

如圖7所示，在靠近路堤中心線附近地表布置4個土壓力計，其中，t1和t2位于樁頂，t3和t4位于樁間土；在距地表10、20 cm處的樁內(nèi)部各埋設(shè)一個孔壓計k1、k2，在4樁中間距地表20 cm處埋設(shè)一個孔壓計k3，在樁頂和樁間土上各埋設(shè)1個沉降標；路堤頂面布置2個差動式位移計w1、w2，地基頂面布置2個差動式位移計w3、w4。

圖7 模型尺寸和傳感器布設(shè)(單位:cm)

傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基采用一級加載，即5 min內(nèi)加速到25g并穩(wěn)定10 min；考慮到包裹碎石樁復(fù)合地基的沉降較小，故采用二級加載，即5 min內(nèi)加速到25g并穩(wěn)定10 min，然后2 min內(nèi)加速到50g再穩(wěn)定10 min，具體加速曲線見圖8。

圖8 加速度與時間的關(guān)系曲線

3.3 離心模型試驗結(jié)果分析

3.3.1 沉降

圖9為沉降穩(wěn)定后經(jīng)圖像分析得到的3組試驗地表沉降曲線。

圖9 地基土表面沉降曲線

由圖9可知：從路堤中心至坡腳范圍內(nèi)地基以沉降為主；傳統(tǒng)碎石樁地基沉降均勻，但沉降量最為顯著，約為70 mm；E1和E2包裹地基沉降量較小但不均勻，坡腳處的沉降最大，約為70 mm，E1包裹地表沉降量最??；坡腳以外范圍的地基主要以隆起變形為主，傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基的隆起量最大，E1和E2包裹地基沉降量較小，且量值基本一致。由此可見，相同上覆荷載作用下，土工材料包裹碎石樁復(fù)合地基在路堤至坡腳位置的沉降和坡腳以外的隆起比傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基要小得多，且隨土工材料的強度和剛度的增加而減小，該結(jié)論與文獻[10]試驗結(jié)果較為一致。

由于樁頂、樁間土和路堤頂面的沉降變化規(guī)律基本一致，因此，選取樁頂沉降隨時間的變化關(guān)系來說明筋材對沉降的影響，結(jié)果如圖10所示。

圖10 不同筋材的樁頂沉降與時間的關(guān)系曲線

由圖10可知：一級荷載作用下樁頂?shù)淖畲蟪两盗考s為45 mm，比包裹情況下二級荷載作用下的沉降量還要大，說明包裹能顯著減小地基沉降量。二級荷載作用下，E1包裹的最大樁頂沉降量約為E2包裹的最大樁頂沉降量的1/2，主要是由于筋材E1的剛度大于E2的剛度所致。

3.3.2 超孔隙水壓力

由于k1、k2、k3這3點的超孔隙水壓力變化規(guī)律基本一致，故僅分析k1點超孔隙水壓力的變化特征，結(jié)果如圖11所示。

圖11 k1量測的超孔隙水壓力與時間的關(guān)系曲線

由圖11可知：超孔隙水壓力在加速過程中迅速增大，在間歇期不斷消散，且二級荷載時的消散速率稍大于一級荷載時的消散速率；筋材剛度越大，產(chǎn)生的超孔隙水壓力越小。

3.3.3 應(yīng)力

圖12為不同筋材情況下復(fù)合地基樁頂應(yīng)力隨時間的變化曲線。樁頂應(yīng)力取土壓計t1和t2量測的均值。

圖12 不同筋材的樁頂應(yīng)力與時間的關(guān)系曲線

由圖12可以看出：樁頂應(yīng)力在加速過程中不斷增大，在間歇期趨于穩(wěn)定或略微減??；樁頂應(yīng)力隨筋材剛度增大而增加；在間歇期，不包裹和E2包裹時樁頂應(yīng)力略有減小，而E1包裹時樁頂應(yīng)力趨于穩(wěn)定，在二級荷載后，E1和E2包裹時的樁頂應(yīng)力均有減小，且E2包裹的減小幅度大于E1包裹，可能是由于此時不包裹和E2包裹時樁體剛度不足，出現(xiàn)了部分屈服所導(dǎo)致。

圖13為不同筋材剛度情況下樁間土應(yīng)力隨時間的變化曲線。樁間土應(yīng)力取土壓計t3和t4量測的均值。

圖13 不同筋材的樁間土應(yīng)力與時間的關(guān)系曲線

由圖13可以看出：樁間土應(yīng)力在加速過程中不斷增大，在間歇期緩慢增長并趨于穩(wěn)定；筋材剛度越大，荷載向樁頂轉(zhuǎn)移得越多，導(dǎo)致傳遞到樁間土的應(yīng)力越小，與現(xiàn)場試驗(圖4、5)顯示結(jié)果較一致。

圖14為樁土應(yīng)力比隨時間的變化曲線。

由圖14可知：樁土應(yīng)力比在加速過程中不斷增大，間歇期，樁土應(yīng)力比有所減小，在二級荷載施加后期，E1和E2包裹時的樁土應(yīng)力比也有所減小，且幅度隨剛度增加而減小，與現(xiàn)場試驗(圖6)顯示的結(jié)果較一致。一級荷載作用下E1包裹和E2包裹時的樁土應(yīng)力比分別穩(wěn)定在6.5和4.0左右，分別是不包裹碎石樁復(fù)合地基的3.25和2.0倍，二級荷載作用下E1包裹和E2包裹時的樁土應(yīng)力比分別穩(wěn)定在11和7，主要是因為E1剛度最大，導(dǎo)致其樁頂應(yīng)力最大，樁土應(yīng)力比也最大。

圖14 不同筋材的樁土應(yīng)力比與時間的關(guān)系曲線

4 路堤穩(wěn)定性

圖15為用測斜儀量測到的現(xiàn)場試驗過程中深部水平位移曲線。

圖15 不同斷面水平位移與深度的關(guān)系

由圖15可知：軟土路基的水平位移主要發(fā)生在路堤填筑施工期；路基土水平位移隨路堤填筑高度增大而增大，路基表層的水平位移較大，深層水平位移較小；除了地表位移較大之外，在深度3.0～6.0 m處的水平位移較明顯，由地層分布可知，該深度范圍的土體是物理力學(xué)性質(zhì)較差的有機質(zhì)土，在上覆荷載作用下，發(fā)生較大的位移；K29+375斷面在填土高度從4 m到5 m的過程中水平位移發(fā)展較快，K29+500斷面在填土高度從4 m到8 m的過程中水平位移發(fā)展較快，但K29+375斷面(包裹碎石樁處治)的水平位移比K29+500斷面(傳統(tǒng)碎石樁處治)要小，說明包裹碎石樁復(fù)合地基整體強度得到提高，豎向包裹能夠約束地基的側(cè)向變形。

5 結(jié)論

(1) 復(fù)合地基路堤中心至坡腳范圍內(nèi)的地基均發(fā)生沉降變形，坡腳以外的地基均發(fā)生隆起變形，變形量隨著土工材料剛度的增加而顯著減小。

(2) 隨著土工材料剛度的增加，樁頂?shù)某两盗匡@著減小，超孔隙水壓力減小。

(3) 樁頂、樁間土應(yīng)力隨著荷載的增大均呈階梯式增大，但樁土應(yīng)力比隨土工包裹材料的剛度增大而增加，包裹碎石樁復(fù)合地基樁土應(yīng)力比達到傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基的2.0倍以上。

(4) 土工材料豎向包裹能夠約束碎石樁復(fù)合地基的側(cè)向變形，提高路堤的整體穩(wěn)定性。