李良勇1，陳建峰，彭 銘

(1.海南大學(xué) 土木建筑工程學(xué)院， ?？?570228；2.同濟(jì)大學(xué) 地下建筑與工程系，上海 200092)

1 研究背景

加筋碎石樁又稱土工織物散體樁，是采用土工織物套筒將碎石樁樁體包裹起來，從而限制碎石樁體的鼓脹變形，并保留碎石樁體的豎向排水性能，因而能大幅提高復(fù)合地基的承載力,減小沉降[1-4]。從20世紀(jì)90年代開始，加筋碎石樁已在一些軟土路堤或堤壩等工程中得到了成功應(yīng)用。但目前尚缺少加筋碎石樁處理軟土地基路堤的設(shè)計(jì)計(jì)算方法，原因是對(duì)其變形和破壞機(jī)理還未清晰，尚需積累更多的試驗(yàn)研究和理論分析成果。

國內(nèi)外對(duì)加筋碎石樁復(fù)合地基路堤已開展了一些研究。Elsawy[5]采用二維有限元軟件模擬路堤荷載下的碎石樁和加筋碎石樁復(fù)合地基，分析了碎石樁和加筋碎石樁的沉降、鼓脹、超孔壓及應(yīng)力分布。Tandel等[6]采用三維有限元軟件分析了樁體距徑比、樁體模量、土體模量、筋材剛度等參數(shù)對(duì)加筋碎石樁路堤性能的影響，提出了與樁體距徑比、土體變形模量和筋材剛度有關(guān)的沉降提高系數(shù)擬合公式。Yoo[7]通過三維數(shù)值模擬分析了土性、筋材長度和剛度、路堤高度及面積置換率等參數(shù)對(duì)加筋碎石樁路堤性狀的影響。Pandey等[8]通過數(shù)值分析發(fā)現(xiàn)樁土應(yīng)力比隨筋材剛度的增加而增大，隨軟土厚度的增加而減小。陳建峰等[9-11]通過室內(nèi)模型試驗(yàn)和離心模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)路堤中心的樁體發(fā)生的是鼓脹變形，而路堤坡面下的樁體發(fā)生的是向路堤外的彎曲變形。

上述研究均假設(shè)加筋碎石樁樁體完全排水，沒有考慮樁體可能被淤堵的情況。實(shí)際工程和試驗(yàn)研究均表明[12-14]，袋裝砂井、塑料排水板等土工合成材料豎向排水體等都可能出現(xiàn)被軟土細(xì)顆粒淤堵而大幅降低或全部喪失排水性能的情況。而碎石樁樁體本身也可能被軟土細(xì)顆粒淤堵而失去排水功能。McKenna等[15]曾報(bào)道一例采用碎石樁處理的軟土地基路堤，樁體由于被淤堵而發(fā)生滑移破壞。由此，加筋碎石樁樁體也可能在實(shí)際工程中被淤堵而未能排水或排水不暢，此時(shí)樁間土的強(qiáng)度未得到有效提高，樁體只起到承載的作用。

本文配置了一種新型的人工軟土地基，該軟土具有強(qiáng)度可調(diào)節(jié)以及試驗(yàn)前后強(qiáng)度變化很小的特性，可以用來模擬地基不排水或排水不暢的工況條件。采用該人工軟土地基進(jìn)行了4組模型試驗(yàn)，以研究不同筋材剛度和長度下加筋碎石樁復(fù)合地基在路堤堆載過程中的沉降、樁土應(yīng)力比的變化規(guī)律，并探討了路堤荷載下樁體的變形和破壞模式。

2 模型試驗(yàn)

2.1 模型尺寸及加載方法

模型試驗(yàn)原型為一加筋碎石樁復(fù)合地基路堤，軟土地基厚度H=10 m，樁體采用格柵套筒加筋，樁長L=10 m，樁徑D=0.8 m，樁間距s=2.5 m，正方形布置，則加筋碎石樁復(fù)合地基面積置換率為as=8%。

為便于在實(shí)際工程中應(yīng)用，模型試驗(yàn)和原型試驗(yàn)間要滿足相似準(zhǔn)則。本文模型試驗(yàn)采用的相似比n=25，即模型試驗(yàn)軟土地基厚度為400 mm，樁長400 mm，樁徑32 mm，樁間距100 mm。具體布置如圖1所示，為便于觀察土體變形，模型箱前后兩面為透明有機(jī)玻璃，由于路堤的對(duì)稱性，取其一半進(jìn)行試驗(yàn)。

圖1 模型試驗(yàn)示意圖

由于模型試驗(yàn)尺寸較小，如果僅采用相對(duì)密度較小的砂子堆砌路堤，其路堤荷載過小，不足以使復(fù)合地基產(chǎn)生較大的變形，故本次模型試驗(yàn)先在復(fù)合地基上鋪設(shè)5 cm厚的平潭標(biāo)準(zhǔn)砂墊層，而后在其上鋪設(shè)小尺寸鋼塊砝碼，以增大荷重。每個(gè)鋼塊砝碼尺寸為5 cm×5 cm×2 cm (長×寬×高)，質(zhì)量為380 g。鋼塊砝碼分5級(jí)堆載，如圖2所示，Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ級(jí)荷載分別堆4、7、10層砝碼，在路堤邊坡位置則相應(yīng)減少砝碼以形成路堤，Ⅳ、Ⅴ級(jí)荷載在路堤頂部分別堆成13、16層當(dāng)作超載。按砝碼重量和尺寸，對(duì)應(yīng)Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ、Ⅴ級(jí)荷載，作用在路堤頂寬范圍砝碼底部的豎向應(yīng)力分別為6.08、10.64、15.2、19.76、24.32 kPa。砝碼下5 cm厚度的標(biāo)準(zhǔn)砂既起到了復(fù)合地基砂墊層的作用，又可使砝碼塊體重量以更接近柔性荷載的形式作用到復(fù)合地基表面。

2.2 模擬材料及制備

2.2.1 地基土及填土

本文配置了一種新型人工土來模擬地基軟土，該人工土采用鈉基膨潤土和甘油混合而成，表現(xiàn)出類似黏土的性質(zhì)[16]。其優(yōu)點(diǎn)是：①混合物的剛度和抗剪強(qiáng)度等可以隨兩者的質(zhì)量比進(jìn)行調(diào)節(jié)；②該地基土在試驗(yàn)中無需固結(jié)，當(dāng)達(dá)到穩(wěn)態(tài)的不排水剪切強(qiáng)度時(shí)，其所用時(shí)間較少，節(jié)省試驗(yàn)時(shí)間；③具有穩(wěn)定的物理力學(xué)性質(zhì)，沒有揮發(fā)性和腐蝕性，且可以重復(fù)利用，避免試驗(yàn)材料的浪費(fèi)。

為了模擬軟土地基，將鈉基膨潤土和甘油按1∶1的質(zhì)量比混合[17]，采用攪拌機(jī)把稱得的膨潤土和甘油充分混合攪勻，然后把攪拌均勻的土分層放入模型箱中，模型箱有機(jī)玻璃前側(cè)每隔5 cm用記號(hào)筆畫一層標(biāo)記線，用木錘將36.48 kg的人工土壓實(shí)至5 cm刻度線處，即密度為1.52 g/cm3，重復(fù)此步驟，直到人工土厚度達(dá)到40 cm。然后采用陳建峰等[18]研制的小型靜力觸探儀進(jìn)行貫入試驗(yàn)，測(cè)定土體的不排水抗剪強(qiáng)度約為5.6 kPa，試驗(yàn)完成后對(duì)土體仍然進(jìn)行靜力觸探試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)試驗(yàn)前后土體的強(qiáng)度變化很小(圖3)，說明其試驗(yàn)前后性質(zhì)穩(wěn)定。陳建峰等[9]采用聚酰胺方格網(wǎng)(G1)筋材在高嶺土地基上開展過類似試驗(yàn)，高嶺土的初始不排水抗剪強(qiáng)度為5 kPa左右，與本文人工土地基強(qiáng)度接近。

模型試驗(yàn)中，鋪設(shè)在復(fù)合地基表面的平潭標(biāo)準(zhǔn)砂為級(jí)配均勻的中砂，平均粒徑d50=0.34 mm，密度ρ=1.56 g/cm3，不均勻系數(shù)Cu=1.542，曲率系數(shù)Cc=1.104。根據(jù)直剪試驗(yàn)得出其內(nèi)摩擦角φ=27.3°，黏聚力c=0。

2.2.2 筋 材

本文選取文獻(xiàn)[9]中的G1筋材作為第一種模型試驗(yàn)筋材，其極限抗拉強(qiáng)度為14.78 kN/m，剛度為239 kN/m；選取文獻(xiàn)[19]中強(qiáng)度較低的尼龍灰窗紗(G2)作為第二種模型試驗(yàn)筋材，其極限抗拉強(qiáng)度為2.4 kN/m，剛度為35.4 kN/m。還原成原型時(shí)G2的剛度為22 125 kN/m，在實(shí)際商用土工合成材料剛度范圍內(nèi)，G1的剛度為149 375 kN/m，大于實(shí)際商用土工合成材料剛度，但其僅作為對(duì)比試驗(yàn)用，用以說明筋材剛度的影響。

2.2.3 樁體材料

模型加筋碎石樁樁體材料采用粒徑為2.5～3 mm的石英砂，平均粒徑d50=2.64 mm，密度ρ=1.75 g/cm3，不均勻系數(shù)Cu=1.891，曲率系數(shù)Cc=0.857。根據(jù)直剪試驗(yàn)得出其內(nèi)摩擦角φ=38°，黏聚力c=0。

2.3 儀器埋設(shè)及布置

在靠近路堤中心線附近樁頂平面上布置4個(gè)BW型土壓力計(jì)，其中2個(gè)(t1、t2)布置在樁頂，2個(gè)(t3、t4)布置在樁間土上。土壓力計(jì)直徑16 mm，厚度5 mm，其中布置在樁頂上的2個(gè)土壓力計(jì)量程為500 kPa，系統(tǒng)精度為1 kPa，布置在樁間土上的2個(gè)土壓力計(jì)量程為100 kPa，系統(tǒng)精度為0.2 kPa。土壓力計(jì)具體埋設(shè)位置如圖1所示。

2.4 試驗(yàn)方案及過程

共進(jìn)行4組加筋碎石樁復(fù)合地基路堤模型試驗(yàn)(見表1)：G1和G2全長加筋情況各1組，以比較筋材剛度的影響；G2筋材加筋長度為0.5L、0.75L情況各1組，并與G2全長加筋情況一起分析，以比較筋材長度的影響。

表1 模型試驗(yàn)方案

模型試驗(yàn)過程如下：

(1)貼膜。在模型箱內(nèi)壁布設(shè)2層聚四氟乙烯膜(觀測(cè)面有機(jī)玻璃內(nèi)壁不布設(shè))以消除箱壁摩阻力。

(2)填土。將配置好的人工軟土倒入模型箱內(nèi)分層壓實(shí)，深度達(dá)到40 cm后采用小型靜力觸探儀進(jìn)行貫入試驗(yàn)。

(3)打樁。將事先制作好的定位板置于人工土地基表面，將壁厚0.8 mm、內(nèi)徑32 mm的無縫鋼管從樁位孔中插入到地基土內(nèi)，采用取土器取出鋼管內(nèi)的土體并用試管刷清理孔壁，然后放入模型筋材套管，在套管內(nèi)插入中空的PVC擊實(shí)桿貫入石英砂，每貫入7 cm左右用擊實(shí)桿擊實(shí)40下，然后拔管，保證鋼管底部與石英砂頂面有2 cm的重疊。重復(fù)此步驟直至樁體完成，然后將高出地基土表面的加筋碎石樁部分修剪齊平。

(4)傳感器埋設(shè)及堆載。在樁頂和樁間土分別埋設(shè)2個(gè)土壓計(jì)，然后在復(fù)合地基上鋪設(shè)5 cm厚度的平潭標(biāo)準(zhǔn)砂墊層，再在其上分5級(jí)鋪設(shè)鋼塊砝碼以模擬路堤荷載，如圖2所示。

圖2 路堤荷載加載示意圖

圖3 小型靜力觸探試驗(yàn)結(jié)果

(5)數(shù)據(jù)采集。在路堤堆載過程中，采用單反相機(jī)持續(xù)拍照，并通過應(yīng)變儀實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)土壓變化情況。

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1 不同加載階段試驗(yàn)結(jié)果分析

以G2全長加筋碎石樁復(fù)合地基路堤為例分析其在不同加載階段的變形情況。圖4為每級(jí)荷載施加后的地基變形。由圖4可見，在前4級(jí)荷載下，路堤和地基變形正常，而在Ⅴ級(jí)荷載下路堤后仰，地基產(chǎn)生明顯的滑移變形。

圖4 各級(jí)荷載地基變形

圖5 不同荷載下G2全長加筋情況復(fù)合地基沉降曲線

圖5為對(duì)圖4進(jìn)行圖像分析后得到的不同荷載等級(jí)下地基土表面沉降曲線。由圖5可以看出，在前4級(jí)荷載作用下，路堤下的沉降量和坡腳外的隆起量隨荷載逐步增大，最大沉降量出現(xiàn)在路堤中心處，而在Ⅴ級(jí)荷載下地基沉降量和隆起量急劇增加，最大沉降發(fā)生在距路堤中心10 cm左右滑動(dòng)面經(jīng)過處，其值約為130 mm。Ⅴ級(jí)荷載下路堤中心處的樁體發(fā)生了彎折，其他樁體則發(fā)生了向路堤內(nèi)的彎曲變形，破壞模式分析將在3.4節(jié)中作進(jìn)一步的討論。

3.2 筋材剛度影響

比較G1和G2全長加筋碎石樁復(fù)合地基路堤的試驗(yàn)結(jié)果，以分析筋材剛度的影響。圖6為Ⅲ級(jí)荷載下地基土表面沉降曲線。圖7為路堤中心處G1和G2全長加筋情況荷載-沉降曲線。圖8為G1和G2全長加筋情況下樁頂和樁間土應(yīng)力以及樁土應(yīng)力比隨路堤荷載變化曲線。由圖6—圖8可知，G1全長加筋復(fù)合地基的沉降量和隆起量明顯小于G2全長加筋時(shí)的沉降量和隆起量，且前者的樁頂應(yīng)力較后者明顯增大，這是因?yàn)镚1的剛度較G2的剛度大，使得荷載更多地向樁頂集中，作用于樁間土上的應(yīng)力減小，從而導(dǎo)致沉降量和隆起量均減小。

圖6 Ⅲ級(jí)荷載下G1和G2全長加筋情況復(fù)合地基沉降曲線

圖7 G1和G2全長加筋情況復(fù)合地基路堤中心荷載-沉降曲線

圖8 G1和G2全長加筋情況應(yīng)力特性曲線

樁土應(yīng)力比定義為樁頂應(yīng)力與樁間土應(yīng)力的比值。由圖8(c)可知，G1全長加筋的樁土應(yīng)力比隨荷載持續(xù)增大，而G2全長加筋的樁土應(yīng)力比在Ⅲ級(jí)荷載后增長緩慢。Ⅴ級(jí)荷載下，G1和G2加筋的樁土應(yīng)力比分別約為77和22，前者是后者的3.5倍左右。陳建峰等[9]采用相同的模型尺寸、模型材料、加載方式等進(jìn)行了排水條件下的類似試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)G1全長加筋時(shí)的樁土應(yīng)力比為15.7，僅為本文不排水條件下樁土應(yīng)力比的20%左右，這是由于樁體排水使得樁間土強(qiáng)度增長，以至有更多的荷載轉(zhuǎn)移到樁間土上使得樁土應(yīng)力比減小。

3.3 筋材長度影響

比較不同長度G2加筋的碎石樁復(fù)合地基路堤的試驗(yàn)結(jié)果，以分析筋材長度的影響。圖9為Ⅲ級(jí)荷載下地基土表面沉降曲線。由圖9可知，加筋長度增大，其約束范圍也增大，由碎石鼓脹引起的沉降量和隆起量也相應(yīng)減小。G2全長加筋地基地表的最大沉降量和最大隆起量分別為23 mm和11 mm，G2半長加筋地基地表的最大沉降量和最大隆起量分別為44 mm和21 mm，前者是后者的一半左右。

圖9 不同筋材長度復(fù)合地基沉降曲線

圖10 不同筋材長度荷載-沉降曲線

圖10為路堤中心處不同長度G2加筋的碎石樁復(fù)合地基路堤的荷載-沉降曲線。從圖10可看出，在前2級(jí)荷載作用下，由于荷載較小，沉降較為接近，從第Ⅲ級(jí)荷載開始，部分加筋的碎石樁開始出現(xiàn)屈服，全長加筋和部分加筋的沉降差開始急劇增大。Ⅴ級(jí)荷載時(shí)，G2半長加筋和3/4樁長加筋的沉降量分別為200 mm和180 mm，兩者較為接近，而G2全長加筋的沉降量為84 mm，不到部分加筋沉降量的一半。由此可見，全長加筋的性能明顯優(yōu)于部分加筋的性能，而對(duì)于部分加筋的情況，加筋長度增加并不能有效減小復(fù)合地基的沉降。Lee等[20]通過單樁的現(xiàn)場載荷試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，2～3倍樁徑的加筋長度已足夠減小碎石樁的變形，但對(duì)于路堤荷載下的加筋碎石樁復(fù)合地基，6倍和9倍樁徑的加筋長度(分別對(duì)應(yīng)0.5L和0.75L)并不能有效減少復(fù)合地基的沉降，因此應(yīng)對(duì)樁體進(jìn)行全長加筋以有效減小復(fù)合地基的沉降。

圖11為不同長度G2加筋情況下樁頂和樁間土應(yīng)力以及樁土應(yīng)力比隨路堤荷載變化曲線。

圖11 不同長度G2加筋情況應(yīng)力特性曲線

由圖11(a)和11(b)可知，在前2級(jí)荷載階段，由于荷載較小，地基沉降較為接近，樁頂應(yīng)力基本一致。但隨著荷載的增加，傳遞到樁體下部的荷載不斷增大，導(dǎo)致未加筋部分樁體發(fā)生鼓脹[21]，沉降增大，使得部分加筋的樁頂應(yīng)力小于全長加筋的樁頂應(yīng)力，而部分加筋時(shí)的樁間土應(yīng)力要大于全長加筋時(shí)的樁間土應(yīng)力。

圖11 (c)為模型試驗(yàn)樁土應(yīng)力比隨路堤荷載變化曲線，由圖可知，全長加筋時(shí)，樁土應(yīng)力比隨荷載的增大而增大，而部分加筋時(shí)，樁土應(yīng)力比隨荷載的增大先增大，到達(dá)Ⅲ級(jí)荷載后由于樁體屈服使得樁土應(yīng)力比開始減小并趨于穩(wěn)定。Ⅴ級(jí)荷載下，G2全長和半長加筋的樁土應(yīng)力比分別約為22和10，前者是后者的2.2倍，而未加筋的普通碎石樁的樁土應(yīng)力比一般在2～5之間，說明對(duì)碎石樁體進(jìn)行部分加筋還是能較明顯地提高復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比。

3.4 樁體變形和破壞模式

試驗(yàn)結(jié)束后，挖除樁周土體并拍照。圖12為挖除土體后4組試驗(yàn)的樁體變形。

圖12 不同加筋長度下樁體變形

3.4.1 不同筋材剛度下樁體變形

對(duì)比圖12(a)和圖12(b)可知，筋材剛度不同，各樁體的變形也不同。當(dāng)筋材剛度較大時(shí)，加筋碎石樁會(huì)表現(xiàn)出半剛性樁的特點(diǎn)[22]，但在較大的路堤荷載作用下，路堤中心的樁體仍然會(huì)發(fā)生屈曲，產(chǎn)生較大變形，而其他樁體則由于樁周土體側(cè)限不足產(chǎn)生向路堤外的整體傾斜變形，如圖12(a)所示；而當(dāng)筋材剛度較低時(shí)，加筋碎石樁仍然屬于柔性樁，在較大路堤荷載作用下，路堤中心的樁體發(fā)生彎折，其他樁體在滑動(dòng)面經(jīng)過位置變形最大，樁體產(chǎn)生向路堤內(nèi)的彎曲變形，如圖12(b)所示。

圖13 G1全長加筋樁體變形

3.4.2 不同加筋長度下樁體變形

對(duì)比圖12(b)、圖12(c)和圖12(d)可以看出，不同長度加筋的樁體的變形趨勢(shì)大致相同，但可以發(fā)現(xiàn)部分加筋的每根樁的變形與全長加筋時(shí)的變形還是有所不同。路堤中心的4號(hào)樁在全長加筋時(shí)，剛度較大，荷載更多地向樁頂集中，當(dāng)荷載較大時(shí)樁體發(fā)生折斷；而對(duì)于部分加筋的4號(hào)樁體，當(dāng)荷載傳遞到未加筋部分時(shí)，使得該部分樁體產(chǎn)生很大的壓縮變形，導(dǎo)致樁頂荷載減小，樁體并沒有發(fā)生折斷，而是發(fā)生彎曲變形。其余3根樁體在全長加筋時(shí)全樁發(fā)生彎曲變形，但在部分加筋時(shí)，加筋部位與未加筋部位(圖中橢圓標(biāo)注部位)變形完全不同，彎曲變形發(fā)生在加筋部位，而未加筋部位發(fā)生的是鼓脹變形。

3.4.3 不同排水條件下樁體變形

陳建峰等[9]采用G1筋材在高嶺土地基上開展的類似試驗(yàn)得到了另一種形態(tài)的樁體變形，如圖13所示。高嶺土的初始不排水抗剪強(qiáng)度為5 kPa左右，與本文人工土地基強(qiáng)度接近。但加筋碎石樁的排水效果很好，高嶺土在排水后強(qiáng)度增長很快，提供的側(cè)向約束力較大，在路堤荷載下，中心樁體幾乎沒有發(fā)生側(cè)向變形，僅有少許壓縮變形，其他樁體在樁頂處產(chǎn)生向路堤外的彎曲變形，這與本文不排水情況的如圖12(a)所示的試驗(yàn)結(jié)果有所不同，后者由于土體強(qiáng)度未增長，樁間土對(duì)樁體的約束能力不足，故樁體發(fā)生整體的傾斜變形。

現(xiàn)階段對(duì)于軟土地基上路堤的穩(wěn)定性分析，均采用傳統(tǒng)的散體材料樁復(fù)合地基的整體穩(wěn)定極限平衡分析方法[23-25]。但根據(jù)本文的研究，加筋碎石樁無一發(fā)生剪切破壞，且加筋碎石樁的變形及破壞模式與筋材剛度、長度和排水條件有關(guān)，因此應(yīng)在今后加筋碎石樁復(fù)合地基穩(wěn)定性分析方法研究中考慮這些因素。本文研究結(jié)果也表明，對(duì)于路堤荷載下的加筋碎石樁復(fù)合地基，應(yīng)采用剛度較大的筋材對(duì)碎石樁體進(jìn)行全長加筋，并保證地基的排水，可大幅提高路堤的穩(wěn)定性。

4 結(jié) 論

本文采用新型配置的人工軟土進(jìn)行了4組加筋碎石樁復(fù)合地基路堤試驗(yàn)，以研究在地基不排水或排水不暢條件下筋材剛度和長度對(duì)復(fù)合地基承載特性的影響，并與排水條件下的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比分析，得出如下結(jié)論：

(1)采用鈉基膨潤土和甘油配置了一種具有黏土特性的新型人工軟土，具有無需固結(jié)、試驗(yàn)前后強(qiáng)度幾乎不變、無毒、無揮發(fā)、無腐蝕性、可重復(fù)利用等優(yōu)點(diǎn)，可以用于制作由于地基不排水或排水不暢使得土體強(qiáng)度未能增長工況下的模型地基。

(2)加筋碎石樁復(fù)合地基沉降隨筋材剛度的增大而減小明顯，其樁土應(yīng)力比遠(yuǎn)大于排水條件下的樁土應(yīng)力比；筋材剛度較大時(shí)，樁體發(fā)生向路堤外的整體傾斜變形，而筋材剛度較小時(shí)，樁體則發(fā)生向路堤內(nèi)的彎曲變形。

(3)部分加筋碎石樁復(fù)合地基的沉降明顯大于全長加筋情況，且其樁土應(yīng)力比小于全長加筋時(shí)的樁土應(yīng)力比，但仍大于普通碎石樁的樁土應(yīng)力比。對(duì)于部分加筋情況，加筋長度增大并不能有效減小復(fù)合地基的沉降，應(yīng)對(duì)其進(jìn)行全長加筋。不同加筋長度碎石樁樁體均在其加筋范圍內(nèi)發(fā)生彎曲變形，在未加筋部位發(fā)生鼓脹變形。

(4)排水條件對(duì)加筋碎石樁樁體變形和穩(wěn)定性有顯著影響。排水條件好，樁間土強(qiáng)度增長快，對(duì)樁體提供的側(cè)向約束大，樁體彎曲變形小；反之，樁體則發(fā)生顯著的彎曲變形。

(5)對(duì)于路堤荷載下的加筋碎石樁復(fù)合地基，應(yīng)采用剛度較大的筋材對(duì)碎石樁體進(jìn)行全長加筋，并保證地基的排水，可大幅提高路堤的穩(wěn)定性。

研究結(jié)果對(duì)揭示加筋碎石樁的變形規(guī)律和破壞模式提供了一定的參考，但縮尺試驗(yàn)的應(yīng)力狀態(tài)和實(shí)際工程存在較大差距，后續(xù)可開展離心機(jī)試驗(yàn)以進(jìn)一步研究在真實(shí)應(yīng)力條件下加筋碎石樁復(fù)合地基路堤的受力、變形和破壞模式等特性。