软土桩基上拓宽路堤的变形破坏离心模型试验

2021-11-13陈达章陈天翼牟太平

建筑科学与工程学报 2021年6期

陈达章，陈天翼，牟太平，张嘎

(1. 广东省高速公路有限公司，广东广州 510623； 2. 清华大学土木水利学院，北京 100084)

0 引言

近年来，随着高速公路车流量增长迅猛，高速公路的建设重心逐渐由新建转向对既有公路的改扩建。高速公路改扩建工程质量与安全保障需求日益凸显[1-3]。在公路改扩建工程实践中，国内外学者已经采用现场试验、模型试验、数值模拟和理论分析等多种手段对相关科学技术问题开展了一些研究。Mu等[4]证明了土工合成材料能够有效抑制路堤变形，随着土工合成材料埋设间距的减小，变形区深度减小而水平宽度增大。Zhang等[5]在真空和堆载预压条件下对改良软土进行了大规模现场试验，揭示了地基土的沉降特性。孙立强等[6]在研究软土路基“波浪型”不均匀沉降的问题中，提出利用土工格栅的加筋作用来减小不均匀沉降。卢谅等[7]提出了一种置换减载与加筋相结合的复合路堤处理技术来解决路基不均匀沉降问题。高自理[8]研究了考虑结构刚度形成模式时不均匀沉降对于上部框架结构的影响并提出相应的处理措施建议。Viswanadham等[9]通过离心模型试验研究了土工织物加固边坡在差异沉降过程中的响应，并测量了土工织物应变来说明加固效果。Chen等[10]通过系列离心模型试验，研究了顶部荷载等多因素条件耦合情况下边坡的变形破坏规律。Rajesh等[11]采用数值模拟方法开展了土工格栅加筋土在不同沉降条件下的性能研究，分析了土工格栅轴向刚度、土-土工格栅界面摩阻力、覆盖层压力和覆盖层厚度等因素对土工格栅加筋性能的影响，结果与物理观测的离心试验结果符合良好。还有学者采用有限元法、有限差分法等数值模拟方法研究了地基沉降作用下土体的受力特性[12-15]。尽管在地基沉降特性和控制方法等方面取得了较丰富的研究成果，但总体来看，尚缺乏针对软基公路扩建工程实际特点的针对性研究，在软基公路扩建的一些关键问题上还没有形成深刻认识和行之有效的技术对策。

土工离心模型试验在保证原型与模型几何相似的条件下，保持它们的力学特性相似、破坏机理相同。依据控制方程进行量纲分析和力学相似规律分析，可以得到常用离心模型的相似规律。由于原型应力与模型应力相同，原型尺寸可以通过模型尺寸乘以试验所用离心加速度转换得到，因此，土工离心模型试验在以重力为主要荷载的岩土工程中得到了广泛应用，常用于研究不同的土体变形破坏特性[16-19]。

基于上述分析，软土桩基上拓宽路堤的变形破坏特性规律尚有待阐明。考虑到离心模型试验的优势，本文采用离心模型试验手段，以广州高速公路改扩建工程为背景建立模型，选用60g(g为重力加速度)的离心加速度制定相应尺寸的模型试验方案，模拟软土桩基上的新路堤拓宽过程。基于试验结果，研究软土桩基的变形破坏特性规律与机理。研究成果对于发展软基公路路基扩建的设计分析方法具有参考价值。

1 模型介绍

1.1 试验设备

试验依托清华大学土工离心机开展，土工离心机有效半径为2 m，运行最大加速度为250g。试验中使用铝合金的方形模型箱。模型箱长60 cm，宽20 cm，高45 cm。由于铝合金刚度很大，试验中模型箱自身变形可忽略不计。模型箱沿长度方向一侧为有机玻璃，离心机上距有机玻璃外侧一定距离安装有高速摄像机，可对试验过程中模型的变形情况进行实时观测与记录。

1.2 试验模型

试验模型如图1所示，模型底部为厚8.33 cm的持力层，持力层上部为厚25 cm的软土层，软土层上修建路堤。旧路堤坡高13.3 cm，坡度为1∶2，旧路堤顶宽13.3 cm。拓宽部分的新路堤用虚线表示。新路堤坡度为1∶1.5，顶部拓宽20 cm。

图1 试验模型示意图Fig.1 Schematic View of Test Model

根据广州高速公路工程选用相应的模型材料。持力层材料为标准砂，砂土采用粒径为0.08～0.5 mm的福建漳州标准砂，干密度为1.55 g·cm-3，相对密度为0.137。新、旧路堤均采用粉质黏土，液限为25%，塑限为18.5%，土粒相对密度为2.7。土的含水率为18%，干密度为1.6 g·cm-3。试验中采用分层击实的方法控制制样时的干密度。每一层土层厚度为5 cm，共8层。依据预定干密度得到每层土的质量，依照土层厚度分别击实，表面划毛后再倒入下层土。完成后卸去模型箱长度方向一侧的有机玻璃，削去多余的土得到试验模型(图2)。

图2 试验模型照片Fig.2 Photograph of Test Model

软土层的材料为饱和淤泥质粉质黏土，干密度为1.55 g·cm-3，塑限为27.8%，液限为38.3%，土粒相对密度为2.75。三轴固结不排水剪切试验得到的淤泥土黏聚力为6 kPa，内摩擦角为18°。取黏性土及足量水置于搅拌机中，然后在95 kPa真空度条件下搅拌约4 h，再浸泡约1 d，即可保证土样的饱和度和搅拌均匀程度满足试验要求。预先在模型箱中放入一定深度水，将搅拌饱和后的黏性土缓慢移入模型箱中，放置土样时要保证土样始终位于液面以下以保证土样的饱和。移入适量黏性土后，在黏性土层上加一排水垫层土工织物，垫层上压荷载板，采用液压千斤顶分层分级进行预压固结，固结压力分级施加。预压固结时压力按超固结10%左右施加。软土层分3层固结，上附压力逐级施加至设计压力，在设计压力下稳定24 h，最后2 h用百分表测量变形是否已经稳定。每层土固结完成后，在土体表面划毛，再加上1层淤泥土，相同方法固结，分3层固结完成后，在软土层老路堤范围内设置6个砂井，砂井采用1 cm厚玻璃管成孔，边灌砂边上提玻璃管，灌砂用砂土同持力层砂土。砂井间距为10 cm。

试验采用长桩和短桩2种管桩，管桩为铝合金质地，自身变形可忽略不计。管桩桩身直径6.5 mm，壁厚1 mm。长桩长36.7 cm，短桩长30 cm。管桩上有方形桩帽，桩帽长20 mm、宽20 mm、高6 mm，桩帽与桩身焊接。桩布置方式如图1所示，桩间距均为5 cm。

1.3 测量

制样时，在模型靠近有机玻璃的一侧随机嵌入白色碎瓷砖，在模型侧表面形成随机分布的灰度差(图2)。通过固定在离心机上的摄像机对嵌有白色碎瓷砖的模型侧面进行试验全过程的拍照、录像。试验采用Basler avA1600-50gm工业相机，图像分辨率为1 640×1 240像素。通过图像位移测量系统[20]对试验过程中带有标记点的照片进行对比，分析标记点的移动，从而得到模型所有区域的位移场分布。测量结果采用位移测量系统进行畸变修正[20]，精度可以达到0.03 mm。

本文中所有结果都以模型尺寸表示。根据分析需要，以新路堤坡脚为原点O建立平面直角坐标系，并规定水平向左为x轴正方向，竖直向上为y轴正方向(图1)。

1.4 试验过程

试验首先进行旧路堤的固结。旧路堤修建完成后，将模型箱固定在离心机吊篮内，逐渐增加离心加速度至60g。每10g稳定5 min，30g稳定10 min，60g稳定72 min(相当于原型180 d)，固结结束停机。

停机后修建新路堤，为更好地与旧路堤拼接，新、旧路堤拼接处设置台阶，台阶高1.66 cm，宽3.32 cm，共8层。先插入短桩，新路堤分层填土至二次施工平台后，插入长桩，再分层填土至新路堤坡顶。新路堤制样完成后固定在离心机吊篮内，离心加速度直接加至60g，稳定120 min，观察模型变形情况。

2 变形破坏特性

2.1 位移场

图3为新路堤修建完成后，新、旧路堤和软土地基的位移矢量图。图3中标注了桩的位置，同时用虚线标注了新、旧路堤的分界线。从桩体附近的位移分布可以看出，旧路堤主要发生竖向位移，新路堤除沉降外，还发生一定的水平位移。新路堤坡肩区域出现明显的向坡脚滑动趋势。在整个试验过程中，地基表现出向外滑动的趋势。

图3 位移矢量图Fig.3 Displacement Vectors

2.2 滑裂面特性

图4为试验结束后模型的照片。通过对全试验过程中记录的系列图像进行观察，结合图3的位移场分布，可以得到2条明显的滑裂面。从图4可以看出，新路堤中的滑裂面(滑裂面Ⅰ)从新路堤坡肩到短桩顶端，是一条光滑曲线。软土地基中的滑裂面(滑裂面Ⅱ)也呈曲线状，从旧路堤下的地基表面至新路堤坡脚下地基部分。

图4 滑裂面示意图Fig.4 Diagram of Slip Surface

采用点对分析法分析滑裂面的发展过程。点对是指滑裂面两侧相邻的一组点，可以将其相对位移分解为沿滑裂面切向和法向。

沿滑裂面Ⅰ选取4组点对A～D，点对位置如图4所示。4组点对沿所在滑裂面切向和法向的相对位移如图5(a)～(d)所示。可以看出，不同点对的位移随时间变化的规律相似。法向位移变化较小，切向位移随时间不断增长，说明新路堤内发生的是剪切破坏。试验初期切向位移基本保持不变，而后缓慢增加，从某一个时刻开始迅速增加。在图5中标记了切向位移迅速增加的位置，可认为是新路堤内部局部破坏发生的时刻。根据不同高程处发生局部破坏的时刻可以看出，新路堤内部发生的是自上而下的渐进破坏。靠近坡表处首先发生局部破坏，并逐渐延伸至坡脚。

沿滑裂面Ⅱ选6组点对a～f，点对位置如图4所示。其中4组点对沿所在滑裂面切向和法向的相对位移如图5(e)～(h)所示。可以看出，切向位移明显大于法向位移，说明沿滑裂面Ⅱ的破坏也是剪切破坏，图5中标出了切向位移快速增加的位置，代表局部破坏发生的时刻，可认为软土地基内部发生的是由内向外的渐进破坏。靠近旧路堤内部的区域首先发生破坏，逐渐发展至新路堤下部。

图5 滑裂面附近点对的相对位移时程Fig.5 Relative Displacement Time History of Point Pairs Near Slip Surface

根据荷载情况与时间的对应关系，可以得到不同位置发生局部破坏时的时刻。可以发现，破坏均发生在离心加速度增加的过程中。模型首先沿滑裂面Ⅰ发生局部破坏，在滑裂面Ⅰ发展的过程中，滑裂面Ⅱ发生局部破坏。滑裂面Ⅱ的发展速度较快。2条滑裂面几乎同时达到最终破坏状态。

2.3 管桩倾斜

管桩在加载过程中发生了一定程度的倾斜，通过试验全过程系列图像的观察可以得到管桩倾斜的示意图，如图6所示。管桩底部打入持力层，可基本认为不发生位移。长桩发生逆时针倾斜，短桩发生顺时针倾斜。这是由于当软土地基发生向路堤外侧的滑动时，长桩桩身受到土体向右的压力，而桩帽位移较小，故发生逆时针旋转；短桩桩帽受到土体向右滑移的压力，向外侧发生移动，故发生顺时针旋转。

图6 管桩倾斜示意图Fig.6 Schematic View of Pipe Inclination

图7给出了管桩旋转角度的变化时程。可以看出，长桩的旋转角度略大于短桩。长桩和短桩旋转角度随时间变化的规律相似。旋转角度随着时间的增加而增大，后逐渐趋于稳定。从某一时刻起，长桩和短桩的旋转角度都迅速增大，该位置在图7中用虚线标记。对比图5中局部破坏发生的时刻可以发现，该时刻发生在2条滑裂面发展之前。

图7 管桩旋转角度的变化时程Fig.7 Variation in Rotation Angle of Piles

3 破坏机理

3.1 变形发展特性

试验结果表明，新路堤内发生的是自上而下的渐进破坏，现有的极限平衡法不能满足渐进破坏的要求。为了研究滑裂面附近的变形分布特征，图8给出了不同高程水平线上新路堤的水平位移分布。

图8 不同高程处路堤沉降的水平分布Fig.8 Horizontal Distribution of Settlement at Different Elevations

从图8(a)～(c)可以看出，在同一高程，路堤内部土体的位移较小，随着逐渐接近路堤表面，土体位移开始增加。用点划线在图8(a)～(c)中位移开始增加的点进行标注，将不同高程处位移开始增加的点连接可得到一条光滑曲线。在该曲线与路堤自由表面之间的部分路堤受荷载影响开始产生位移，故将该曲线命名为“影响面”，在图4中用点划线标注了影响面。参照图5中局部滑裂面位置，在图8中用虚线进行标注，可以看出在滑裂面附近土体位移出现较快增长，说明土体变形在滑裂面附近集中。

采用相同方法分析软土地基内的变形分布特征，如图8(d)～(f)所示。可以看出，在软土地基内，变形也在滑裂面附近集中。

3.2 变形局部化

由上述分析可知，滑裂面附近出现了明显的变形集中，为了进一步分析土体在局部内的变形程度，引入位移差异度[21]，借鉴方差的概念按照式(1)计算。

(1)

式中：C为位移差异度；wi为测点位移；n为测点数；A为单元面积。

位移差异度越大，表示分析区域的变形越大。选取边长约为30 mm的单元，得到单元内的位移差异度，用单元中心的坐标表示该位移差异度的值对应的空间坐标，可以得到不同时刻不同高程处新路堤内和软土地基内水平位移的差异度分布，如图9所示。

图9 不同高程处路堤水平位移差异度分布Fig.9 Diversity Factor Distribution of Horizontal Displacement of Embankment at Different Elevations

从图9可以看出，水平位移差异度的峰值恰好位于局部滑裂面位置。这说明在局部滑裂面附近发生变形局部化，进而导致了局部破坏的发生。局部破坏发生后，可以看出水平位移差异度的峰值继续增长，说明局部破坏进一步加剧了新的变形局部化产生。变形局部化导致了局部发生破坏，而局部破坏促进了变形局部化的进一步发展，二者的耦合发展最终导致土体发生破坏。