強(qiáng)夯碎石墩處治“山地型”軟土路基的變形特征研究*

豆紅強(qiáng) 李鵬宇 王 浩 聶文峰

(①福州大學(xué)紫金地質(zhì)與礦業(yè)學(xué)院，福州 350116，中國(guó))

(②自然資源部丘陵山地地質(zhì)災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，福州 350002，中國(guó))

(③中鐵二院昆明勘察設(shè)計(jì)研究院有限責(zé)任公司，昆明 650200，中國(guó))

0 引 言

在我國(guó)西南山區(qū)或丘陵區(qū)，軟巖風(fēng)化產(chǎn)物和地表有機(jī)物經(jīng)水流搬運(yùn)沉積于地形低洼處，經(jīng)長(zhǎng)期泡水軟化及微生物分解，形成了典型的山地型軟土。當(dāng)前高等級(jí)鐵路、公路等逐步向西南山區(qū)延伸，由此在山地型軟弱地基上產(chǎn)生了大量高填方工程。此時(shí)，如何合理控制填方路堤荷載下軟弱地基的變形與其整體穩(wěn)定性一直是設(shè)計(jì)人員關(guān)注的焦點(diǎn)。

強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基法又稱強(qiáng)夯置換墩法，因其具有設(shè)備簡(jiǎn)易、工期短、施工簡(jiǎn)單以及特別適用于處置飽和軟土(尤其是淤泥質(zhì)軟土)等優(yōu)點(diǎn)，已在山區(qū)公路、鐵路、機(jī)場(chǎng)等軟基處理中有所應(yīng)用(龔曉南，2014；蔣鑫等，2015；陳建峰等，2019)。與此同時(shí)，眾多學(xué)者亦對(duì)其開展了相關(guān)研究，王宏祥等(2009)、董偉等(2009)依托海滿高速公路，結(jié)合數(shù)值分析探討了強(qiáng)夯碎石墩加固軟基的作用機(jī)制及其加固效果；曾慶軍等(2002)、羅嗣海等(2002)以及滕凱(2008)著重研究了強(qiáng)夯碎石墩的置換深度；魏蕓等(2011)則借助數(shù)值模擬細(xì)致剖析了強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的承載機(jī)理及其破壞過程；鄭凌逶等(2014)利用自行設(shè)計(jì)的強(qiáng)夯置換半模型箱研究了碎石墩的形成機(jī)制。上述研究及工程實(shí)踐表明，強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基可有效解決軟基承載力不足及沉降過大的問題。

然而在實(shí)際工程中，經(jīng)碎石墩處治的軟弱路基，在路堤荷載作用下仍發(fā)生多起填方路堤失穩(wěn)的案例(曹衛(wèi)平等，2007；劉人瑜等，2014)。事實(shí)上，碎石墩作為一種典型的散體材料樁，其在路堤荷載下的不同位置表現(xiàn)出不同的變形特征，如鼓脹變形、刺入變形以及側(cè)向彎曲變形等。而已有研究表明，碎石樁墩的變形特征顯著影響其受荷模式與承載能力，如魏蕓等(2008)指出碎石墩體的側(cè)向變形直接影響墩間土的承載性能，進(jìn)而影響其失穩(wěn)破壞模式；趙明華等(2014)基于室內(nèi)模型試驗(yàn)證實(shí)了借助豎向土工加筋體可約束碎石樁的側(cè)向變形，進(jìn)而有效提高其承載能力；Basack et al.(2017)則指出碎石墩復(fù)合地基的樁體應(yīng)力比受其側(cè)向變形的顯著影響?？梢?，在評(píng)估路堤荷載下碎石墩復(fù)合地基的穩(wěn)定性時(shí)，有必要考慮不同位置墩體的變形特征。當(dāng)前已有部分學(xué)者針對(duì)剛性樁復(fù)合地基探討了其變形特征(尤其是側(cè)向變形)對(duì)路堤失穩(wěn)破壞的影響(劉吉福等，2013；黃俊杰等，2018)，但對(duì)路堤荷載下碎石墩的變形特征與其路堤穩(wěn)定性的內(nèi)在關(guān)聯(lián)仍缺乏相應(yīng)的研究。

為此，本文擬以某高速鐵路強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基處治山地型軟土為工程背景，通過現(xiàn)場(chǎng)反饋、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)并結(jié)合三維數(shù)值模型來剖析路堤荷載下強(qiáng)夯碎石墩的鼓脹變形與側(cè)向彎曲變形特征，進(jìn)一步揭示不同位置碎石墩的受荷特性與其破壞模式。

1 工程概況與問題的提出

1.1 工程概況

表1 各土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of soil layers

該站點(diǎn)路基擬以高填方的形式(約21.6im)通過，由于其基底分布著厚度高達(dá)11.3im的淤泥質(zhì)土層，擬采用強(qiáng)夯碎石墩予以處治，其中碎石墩設(shè)計(jì)墩徑為1.5im，樁長(zhǎng)12im，樁間距為3im，按三角形布樁。地基表面鋪設(shè)60icm厚的碎石墊層并夾屈服強(qiáng)度為80ikN·m-1的兩層土工格柵，路堤填土則選用《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10001-2016)所規(guī)定的A、B組填料，并將其壓實(shí)度控制在90%以上。與此同時(shí)，在該斷面路堤兩側(cè)埋設(shè)兩個(gè)位移觀測(cè)樁，在路基中心線埋設(shè)一個(gè)沉降板。相應(yīng)工程地質(zhì)剖面圖與監(jiān)測(cè)元件布置圖見圖1。

1.2 強(qiáng)夯碎石墩試樁與路堤滑移現(xiàn)象

為確定強(qiáng)夯碎石墩的適用性和處理效果，根據(jù)該強(qiáng)夯碎石墩加固工點(diǎn)情況，選取了一個(gè)20im×20im試驗(yàn)區(qū)，如圖2所示。試樁夯擊能為6000ikN·m，夯錘直徑為1.25im，試樁以最后兩擊的夯沉量平均值小于100imm控制。通過對(duì)3根強(qiáng)夯碎石墩進(jìn)行鉆芯檢測(cè)，平均鉆芯長(zhǎng)度約為13.0im，進(jìn)入持力層平均厚度約為1.1im。同時(shí)從碎石墩中心往外0.75im處鉆探，結(jié)果表明該位置處底部還存在1im左右的淤泥；從碎石墩中心往外1.5im處鉆探，結(jié)果表明該位置處底部還存在3～4im的淤泥。

另一方面，對(duì)樁間土進(jìn)行靜力觸探，終止深度約為1.8im，實(shí)測(cè)的靜力觸探比貫入阻力隨貫入深度的分布規(guī)律如圖3所示。其中：靜力觸探比貫入阻力在深度1.8im處已達(dá)3.8iMPa。進(jìn)一步地，基于《鐵路工程地質(zhì)原位測(cè)試規(guī)程》(TB10018-2003)并依托當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)，靜力觸探比貫入阻力與基本承載力之間的經(jīng)驗(yàn)公式為：

σ0=0.112ps+5

(1)

式中：σ0為基本承載力(kPa)；ps為靜力觸探比貫入阻力(kPa)。則終止位置基本承載力約為430ikPa，表明在此深度范圍內(nèi)，樁間土已基本被碎石置換。同時(shí)，又通過挖掘試樁區(qū)角部(樁中心向外5～6im)，發(fā)現(xiàn)地表以下5im范圍內(nèi)基本被碎石置換。上述現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)結(jié)果表明：碎石墩大致呈現(xiàn)出上大下小的形狀，底部樁徑小于設(shè)計(jì)直徑1.5im。

進(jìn)一步地，對(duì)1-2、1-3、1-4 3根試樁進(jìn)行了動(dòng)力觸探試驗(yàn)，其錘擊數(shù)與貫入深度分布規(guī)律如圖4所示。又根據(jù)當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)，重型動(dòng)力觸探擊數(shù)/10icm與承載力的經(jīng)驗(yàn)公式為：

σ0=78.5N63.5+30

(2)

式中：N63.5為重型動(dòng)力觸探擊數(shù)/10icm。由此可知，3根樁分別于距樁頂1.5im、1.6im、1.9im處的承載力達(dá)到1930ikPa、1670ikPa、1930ikPa。同時(shí)，對(duì)1-7、1-10、2-5 3根碎石墩進(jìn)行了復(fù)合地基載荷板試驗(yàn)，檢測(cè)結(jié)果表明該段地基極限承載力大于360ikPa。上述試樁結(jié)果均表明強(qiáng)夯碎石墩具有良好的加固效果。

但遺憾的是，在路堤填筑至18im左右且即將開始最后一級(jí)填筑時(shí)，路堤表面逐漸出現(xiàn)多條裂縫，如圖5所示。這些跡象表明高填方路堤發(fā)生了側(cè)向滑移，但難以判定該滑移是發(fā)生在路基填方中的側(cè)滑，還是因?yàn)槠湎碌能浕庸滩蛔愣a(chǎn)生的深層滑移，進(jìn)而致使設(shè)計(jì)人員難以采取合適的補(bǔ)救措施。同時(shí)，國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者又指出碎石樁的側(cè)向變形顯著影響其承載特性和破壞模式，進(jìn)而影響填方路堤的失穩(wěn)模式(魏蕓等，2011；Hanna et al.，2013；Basack et al.，2017)。因此，有必要依托該高填方工程開展相關(guān)研究，以期弄清該路堤發(fā)生側(cè)向滑移的原因，并進(jìn)一步深入探討高填方荷載下不同位置的強(qiáng)夯碎石墩側(cè)向變形與受荷機(jī)制。

2 數(shù)值建模

2.1 幾何模型及邊界條件

為簡(jiǎn)化計(jì)算模型，考慮其對(duì)稱性選取圖1所示剖面的右側(cè)區(qū)域建立數(shù)值模型；為消除邊界條件的影響，計(jì)算區(qū)域長(zhǎng)度應(yīng)不小于填土中最長(zhǎng)土工格柵(38im)長(zhǎng)度的2倍。同時(shí)，考慮到人工填土層與粗圓礫土層的厚度較小，對(duì)模型計(jì)算結(jié)果影響有限，為簡(jiǎn)便起見，在此對(duì)其忽略。此時(shí)，根據(jù)場(chǎng)地工程地質(zhì)條件及布樁特征，現(xiàn)選取試驗(yàn)段中典型三維條形區(qū)域(200im(長(zhǎng))×60im(深)×2.6im(寬))作為該數(shù)值模型的計(jì)算區(qū)域。模型中前后布置兩排半樁共78.5 根，樁間距為3im，相應(yīng)的計(jì)算模型及其網(wǎng)格如圖6所示。其中：采用M3D4膜單元來模擬土工格柵，地基土采用C3D8P單元以模擬填筑與工后的固結(jié)變形，樁、路堤填土以及碎石墊層則采用C3D8R單元。考慮到薄膜狀的土工格柵與褥墊層中的碎石填料存在嵌鎖作用，筋土間的接觸采用Embedded Region方式(豆紅強(qiáng)等，2020)。模型中考慮地基土體的排水固結(jié)，將原始地表面設(shè)置為排水面邊界。

2.2 計(jì)算模型及參數(shù)

地基土采用經(jīng)典的Mohr-Coulomb本構(gòu)模型，其計(jì)算參數(shù)可根據(jù)表1中的參數(shù)換算取得。其中淤泥質(zhì)土、粉質(zhì)黏土的彈性模量E則依據(jù)其與壓縮模量的關(guān)系：E=(1.5～3.5)Es予以確定，本文經(jīng)試算后取E=2.0Es。填料和碎石墩同樣采用Mohr-Coulomb模型，其參數(shù)結(jié)合當(dāng)?shù)亟?jīng)驗(yàn)和借鑒先前研究予以確定(Han，2014)，土工格柵則采用線彈性模型。另一方面，若在模型中考慮強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的固結(jié)特性，則需模擬樁及樁間土的真實(shí)滲透特性。而本文所建模型較為復(fù)雜，且包含79根強(qiáng)夯碎石墩，若要如此處理，則需在樁土界面處設(shè)置排水邊界，由此將產(chǎn)生巨大的計(jì)算規(guī)模，甚至出現(xiàn)不收斂情況。為此，借鑒復(fù)合地基等效滲透系數(shù)的概念(畢佳蕾等，2017)，以此代替碎石樁及其樁間土的綜合滲透特性，如式(3)所示。

Ksp=mKp+(1-m)Ks

(3)

式中：Ksp為復(fù)合地基的等效滲透系數(shù)；Ks為樁間土滲透系數(shù)；Kp為碎石墩滲透系數(shù)；m為面積置換率。綜上所述，計(jì)算模型所需參數(shù)如表2所示。

表2 計(jì)算參數(shù)Table 2 Calculating parameters

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 數(shù)值模型的驗(yàn)證

初始地應(yīng)力是巖土工程數(shù)值模擬時(shí)必需考慮的重要因素。為此，利用ABAQUS自平衡法生成該數(shù)值模型的初始應(yīng)力場(chǎng)，如圖7所示。由圖可知，其豎向應(yīng)力基本呈線性分布，而其豎向位移的數(shù)量級(jí)處于10-9m。也即是說，經(jīng)地應(yīng)力平衡后，獲得一個(gè)存在初始應(yīng)力而無初始應(yīng)變的狀態(tài)。

為驗(yàn)證計(jì)算參數(shù)的合理性，首先根據(jù)復(fù)合地基載荷板試驗(yàn)，建立了以位移為加載控制變量的單樁復(fù)合地基承載力的二維數(shù)值模型，圖8即給出了單樁強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基荷載-沉降曲線的現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)與數(shù)值計(jì)算結(jié)果。由圖可知，兩者總體變化趨勢(shì)基本一致，由數(shù)值模型所得的復(fù)合地基極限承載力約為390ikPa，僅大于載荷板試驗(yàn)所得結(jié)果的8.33%。

進(jìn)一步地，借助前述所建路堤荷載下強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的三維數(shù)值模型(圖6)與路基中心點(diǎn)處的沉降板(累積監(jiān)測(cè)243id)，圖9給出了路基中心點(diǎn)處的沉降變形隨堆載高度的變化趨勢(shì)。由圖可知，在堆載過程中，路基中心點(diǎn)處的沉降值的計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果整體上均表現(xiàn)為近似線性增長(zhǎng)，且沉降值相差不大。另一方面，樁土應(yīng)力比可反映樁和樁間土荷載分擔(dān)的情況。圖10即為路堤施工5ia后不同位置下強(qiáng)夯碎石墩的樁土應(yīng)力變化曲線，其值基本在2.8附近波動(dòng)。該值較傳統(tǒng)碎石樁復(fù)合地基的樁土應(yīng)力比(一般為3.0～4.0左右)偏小(韓杰等，1993)，但這是由于本文所研究強(qiáng)夯碎石墩的樁徑較大且樁土置換率較高的緣故。綜上可見，本文數(shù)值模型和所取參數(shù)基本合理，整體上可反映路堤荷載作用下強(qiáng)夯碎石墩的變形和力學(xué)行為。

3.2 鼓脹變形規(guī)律

樁體的鼓脹破壞是碎石樁復(fù)合地基的常見破壞形式，尤其是當(dāng)上部荷載較大時(shí)，淺層的樁周土難以提供有效的側(cè)向約束，極易引起上部樁體發(fā)生徑向變形。為研究高填方路堤下大直徑碎石墩的鼓脹變形特征，定義η為鼓脹率：

(4)

其中：d為強(qiáng)夯碎石墩設(shè)計(jì)直徑；d′為填筑完成后強(qiáng)夯碎石墩直徑。

選取路堤中心處(35#、40#墩體)、路堤坡腳處(4#墩體)以及15#、17#墩體，分別提取其鼓脹變形段所對(duì)應(yīng)的最大鼓脹率及其對(duì)應(yīng)的埋深，并對(duì)其進(jìn)行歸一化處理，結(jié)果如圖11所示。同時(shí)圖11還給出了張玲(2012)基于雙向增強(qiáng)復(fù)合地基室內(nèi)模型試驗(yàn)所得的碎石樁鼓脹變形實(shí)測(cè)值和趙明華等(2017)利用樁身荷載傳遞規(guī)律所得的柔性基礎(chǔ)下碎石樁鼓脹變形的計(jì)算值。盡管前述研究與本文實(shí)際工況有一定差別，但研究對(duì)象與其受荷特征基本一致，對(duì)研究成果也進(jìn)行了歸一化處理。由圖可知，高填方路堤荷載下不同位置的強(qiáng)夯碎石墩最大鼓脹率顯著不同，其中路堤坡腳處墩體(4#)的最小，其鼓脹率僅為0.13%；而15#與17#墩體的鼓脹率最大，且與趙明華等(2017)的計(jì)算值和張玲(2012)的實(shí)測(cè)值相差無幾。與此同時(shí)，強(qiáng)夯碎石墩的最大鼓脹變形形成區(qū)域也主要集中在樁端1～2倍樁直徑范圍內(nèi)，這與先前研究所得結(jié)論均較為一致。

進(jìn)一步地，為詳細(xì)探討高填方路堤荷載下不同位置強(qiáng)夯碎石墩的鼓脹率，圖12給出了不同位置下碎石墩最大鼓脹率與其對(duì)應(yīng)樁號(hào)的變化曲線。由圖可知，該強(qiáng)夯碎石墩的鼓脹變形區(qū)主要集中在路堤中線至路堤坡肩范圍內(nèi)，尤其在20#樁至15#樁之間的區(qū)域內(nèi)，其鼓脹變形最為顯著，最大鼓脹率高達(dá)0.75%左右；而在坡肩至坡腳的范圍內(nèi)，其墩體鼓脹率呈線性迅速降低，尤其是坡腳處的碎石墩甚至不產(chǎn)生鼓脹變形。

3.3 側(cè)向彎曲變形規(guī)律

為研究路堤荷載作用下大直徑強(qiáng)夯碎石墩的側(cè)向變形規(guī)律，圖13首先給出了路堤填筑完成后3#墩體樁身側(cè)向變形沿深度的變形示意圖。事實(shí)上，該側(cè)向變形特征與先前學(xué)者研究成果基本一致，即在路堤荷載下不論是柔性樁復(fù)合地基還是剛性樁復(fù)合地基的樁身側(cè)向變形曲線大都沿地基深度近似呈“弓形”分布，且其最大側(cè)向位移并非發(fā)生在地基表面。另一方面，先前研究也已證實(shí)路堤荷載作用下沿路堤中心至路堤坡腳的碎石樁，其側(cè)向變形逐漸增大，其側(cè)向變形彎曲特征亦愈發(fā)顯著(陳建峰等，2018)，進(jìn)而顯著影響其承載特性。但目前卻鮮有研究對(duì)碎石墩側(cè)向變形的彎曲程度予以量化，為此，本文基于墩體樁身側(cè)向變形的典型特征曲線(圖13)，令其樁頂與樁端兩點(diǎn)首尾相連，即為線段AB，進(jìn)而求解其與樁中心軸線的最大水平位移差Δmax，以此來描述該大直徑強(qiáng)夯碎石墩側(cè)向變形的彎曲程度，則：

(5)

式中：Δmax為所求樁的最大側(cè)向彎曲變形值；sz為樁深z處的樁體側(cè)向位移；uA和uB分別為樁頂和樁端處的側(cè)向位移；l為樁長(zhǎng)；z為對(duì)應(yīng)的樁體埋深。

圖14即反映了路堤填筑完成后各強(qiáng)夯碎石墩的側(cè)向彎曲變形的發(fā)展規(guī)律。如圖可知，沿著路堤中心至路堤坡腳，其墩體的Δmax逐漸增加，其增長(zhǎng)規(guī)律可近似地采用三段線予以描述，其中17#墩體和2#墩體為該三折線的兩個(gè)拐點(diǎn)。具體來說，40#～17#墩體的側(cè)向彎曲變形隨著距路堤中心距離的增加而緩慢增加，但該區(qū)間碎石墩的側(cè)向彎曲變形量整體上仍較?。欢?7#～2#墩體所在的范圍內(nèi)，其側(cè)向彎曲變形開始迅速發(fā)展，尤其是2#墩體的側(cè)向彎曲變形驟然增加，這是由于1#墩體無上覆路堤荷載，亦無土工格柵對(duì)其約束。

3.4 路堤塑性區(qū)發(fā)展及其失穩(wěn)模式

路堤荷載作用下強(qiáng)夯碎石墩的鼓脹變形和側(cè)向彎曲變形如若持續(xù)發(fā)展將最終致使填方路堤出現(xiàn)整體失穩(wěn)，圖15a首先給出了路堤堆載完成后的塑性區(qū)分布云圖，由圖可知，路堤坡腳處的下半段碎石墩以及路堤坡肩范圍內(nèi)的墩體受剪力作用率先進(jìn)入塑性屈服狀態(tài)，同時(shí)因其側(cè)向變形的發(fā)展致使路堤表面產(chǎn)生裂縫(圖5)。圖15b則為基于有限元強(qiáng)度折減法所得的路堤塑性區(qū)分布云圖，較圖15a可知，隨著路堤坡腳處墩體的失效，強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的塑性區(qū)域繼續(xù)發(fā)展，內(nèi)部相鄰墩體相繼發(fā)生屈服剪切破壞，至此，坡腳位置下半部墩體形成一集中的塑性屈服破壞區(qū)；同時(shí)，坡肩范圍內(nèi)的碎石墩以及上覆填土中的塑性區(qū)域也迅速開展，兩者與坡腳處的塑性區(qū)連接貫通，最終導(dǎo)致路堤的整體失穩(wěn)滑移。而由有限元強(qiáng)度折減法所得的安全系數(shù)約為1.175左右，并不能滿足《鐵路路基設(shè)計(jì)規(guī)范》(TB10001-2016)的要求。綜上可知，路堤表面所出現(xiàn)的多條裂縫表明該高填方路堤因碎石墩剪切破壞已發(fā)生深層滑移。

4 討 論

4.1 變形機(jī)制分析

事實(shí)上，路堤荷載下不同位置強(qiáng)夯碎石墩的鼓脹變形與側(cè)向彎曲變形可直接反映其受荷特性。以路堤中心處的碎石墩為例，直觀上講，因其主要承擔(dān)豎向路堤荷載，由此產(chǎn)生的鼓脹變形量理應(yīng)最大。但由圖11和圖12可知，隨著距路堤中心距離的增加，強(qiáng)夯碎石墩墩體的最大鼓脹變形呈現(xiàn)出先少許降低，而后又快速增加，最后又驟然下降的趨勢(shì)，且其最大鼓脹變形發(fā)生于17#墩體。為闡釋這一現(xiàn)象，由圖15可知，17#墩體恰好是因剪力作用而率先進(jìn)入塑性屈服狀態(tài)的，且在有限元強(qiáng)度折減階段，17#墩體所處位置又恰好為填方路堤與軟弱路基塑性區(qū)貫通交界處，即強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基潛在滑裂面的剪入口。此時(shí)，可推斷17#與其附近墩體的鼓脹變形應(yīng)由兩部分組成：由上覆路堤荷載所產(chǎn)生的壓縮鼓脹和路堤側(cè)滑所產(chǎn)生的滑動(dòng)剪切鼓脹。而由圖14可知，17#墩體又是描述碎石墩側(cè)向彎曲變形的三折線中的重要拐點(diǎn)?？梢?，17#與其附近墩體為路堤穩(wěn)定控制的關(guān)鍵構(gòu)件。

另一方面，由圖11可知，本文計(jì)算所得的路堤中心處以及路堤坡腳處的強(qiáng)夯碎石墩鼓脹變形遠(yuǎn)小于張玲(2012)的實(shí)測(cè)值與趙明華等(2017)的計(jì)算值，而15#與17#墩體的最大鼓脹變形量又與上述值相接近。這是由于上述實(shí)測(cè)值和計(jì)算值均是基于碎石樁處于承載極限狀態(tài)所得的，而本文強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的承載力已滿足設(shè)計(jì)要求(圖8)，也即是路堤中心處的碎石墩并未達(dá)到承載極限狀態(tài)，不會(huì)發(fā)生壓縮鼓脹破壞。綜上所述，可大致確定路堤荷載下不同區(qū)域大直徑強(qiáng)夯碎石墩的變形示意圖及其產(chǎn)生機(jī)理，如圖16所示。

4.2 工程補(bǔ)救措施

至此，本文已基本弄清路堤表面出現(xiàn)裂縫的原因，即軟弱地基中強(qiáng)夯碎石墩的滑動(dòng)剪切破壞致使該高填方路堤發(fā)生深層滑移所產(chǎn)生的拉裂縫?；诼返淌Х€(wěn)后的補(bǔ)勘工程資料，采取的處理措施主要是于坡腳處增設(shè)了一排側(cè)向約束樁，其截面尺寸為1.75im×2.5im，長(zhǎng)24im，且樁間距為6im，如圖17所示。經(jīng)驗(yàn)算，其安全系數(shù)約為1.30，滿足規(guī)范要求，且后期反饋效果良好。

同時(shí)有必要指出的是，碎石墩作為一種散體材料樁，因其無黏結(jié)強(qiáng)度，難以為路基提供抗滑阻力，因此，其在處治“山地型”軟土?xí)r(尤其對(duì)軟基下伏傾斜基巖面的工況)，應(yīng)配合其他加固措施以確保高填方路堤的整體穩(wěn)定性，如采用可提高關(guān)鍵樁抗彎能力的剛?cè)峤M合式復(fù)合地基、增設(shè)側(cè)向約束樁或聯(lián)合抗滑樁等。

5 結(jié) 論

以采用強(qiáng)夯碎石墩處治“山地型”軟弱路基的某高速鐵路站點(diǎn)的高填方工程為依托，細(xì)致剖析了強(qiáng)夯碎石墩的變形特征及高填方路堤的失穩(wěn)原因，得到以下結(jié)論：

(1)通過對(duì)比由現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)與三維數(shù)值模型所得的強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基承載力、路堤沉降以及樁土應(yīng)力比等指標(biāo)，證實(shí)本文所建立的數(shù)值模型可整體描述路堤荷載作用下強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基的變形特征與其力學(xué)行為。

(2)路堤荷載下不同位置碎石墩的鼓脹變形主要由上覆路堤荷載所產(chǎn)生壓縮鼓脹和路堤側(cè)滑所產(chǎn)生滑動(dòng)剪切鼓脹所組成。其中：位于強(qiáng)夯碎石墩復(fù)合地基潛在滑裂面剪入口附近墩體(如17#)的鼓脹變形量最大，且其鼓脹變形以路堤滑移引起的剪切鼓脹變形為主。同時(shí)，沿路堤中心線向外不同位置的強(qiáng)夯碎石墩墩體的最大側(cè)向彎曲變形的發(fā)展規(guī)律近似呈三段線模式，17#墩體為其側(cè)向彎曲變形開始陡增的重要拐點(diǎn)，表明17#與其附近墩體為路堤側(cè)向變形與穩(wěn)定控制的關(guān)鍵構(gòu)件。

(3)路堤填筑過程中所出現(xiàn)的數(shù)條裂縫可能是由于強(qiáng)夯碎石墩的剪切破壞而致使路堤整體失穩(wěn)滑移所引起的。為確保工程安全，最終在坡腳處布設(shè)一排剛度較大的側(cè)向約束樁，且后期效果良好。建議在采用散體材料樁復(fù)合地基處治“山地型”軟弱地基時(shí)，應(yīng)配合其他加固措施。

(4)碎石墩的變形特征顯著影響其受荷特性，但當(dāng)前相關(guān)碎石墩復(fù)合地基的設(shè)計(jì)理論尚未對(duì)其考慮，如計(jì)算極限承載力時(shí)忽略其鼓脹變形的影響，計(jì)算穩(wěn)定性時(shí)則采用復(fù)合抗剪強(qiáng)度理論忽略墩體自身變形的影響。而這些都有待進(jìn)一步的研究。