0.   引言

CFG桩复合地基具有承载力高、变形小的技术特性，且工艺成熟，经济效益显著，在铁路和公路软土地基处理中得到广泛应用^[1-3]。然而，即使采用CFG桩加固，仍有路堤失稳事故发生^[4]，导致路堤发生失稳破坏的因素很多，如桩身质量、成桩工艺等，但对CFG桩复合地基的失稳特性认识不足也是原因之一。目前路基工程设计中没有明确的稳定性检算方法^[5]，尚未形成相关技术规范，若使用基于抗剪强度的传统极限平衡法^[6]检算桩身具有一定抗弯强度的CFG桩等复合地基稳定性，会高估其抗滑移破坏能力^[7-9]。因此，亟需开展路堤下CFG桩复合地基失稳破坏特性研究。

对于采用CFG桩及具有脆断破坏特性桩加固路堤的复合地基稳定性问题，如水泥土搅拌桩、石灰桩、素混凝土桩复合地基等，国内外学者已进行了较多研究。Kivelo等^[10]开展了路堤下水泥土桩复合地基离心模型试验，发现路堤荷载下桩体存在弯曲、受压、倾倒等多种破坏模式，并假定地基失稳后滑动面为三折线形而进行稳定分析。Kitazume等^[11]通过离心模型试验研究了路堤下低强度水泥搅拌桩加固的复合地基稳定性，发现桩体从坡脚向路基面方向逐渐发生弯折破坏，并假定桩体在同一深度破坏而建立稳定分析方法。Kivelo^[12]研究了路堤下石灰桩的受力特性，发现桩体承受水平荷载后存在弯曲、倾覆等破坏形式。Xu等^[13]开展了加筋路堤下刚性桩复合地基的离心模型试验，认为无论是否加筋，复合地基的潜在滑面均表现为直线和圆弧组成的复合滑面，并通过监测桩身弯矩得到桩体渐进破坏规律。郑刚等^[14]开展了较低抗弯刚度和强度的刚性桩复合地基离心模型试验，发现坡脚附近部分桩体首先在软硬土层交界面附近发生弯曲破坏，最后部分桩体发生整体倾覆或二次弯曲破坏而使路堤失稳；杨新煜^[15]通过离心模型试验对素混凝土桩复合地基研究发现，路堤下不同位置桩体的破坏具有先后顺序，路肩下桩体是维持路堤稳定的关键；Yu等^[16]通过刚性桩复合地基离心模型试验发现，路堤中心下方的桩体可能发生压缩破坏，而路肩和坡脚附近桩体则易发生弯曲破坏和拉弯破坏；Zheng等^[17]利用FLAC^3D软件模拟刚性桩的连续破坏现象，并提出路堤下复合地基关键桩的概念；国内东南沿海铁路某工点发生过一起CFG桩复合地基失稳破坏案例^[4]，路堤填筑期间在路基顶面发现细小裂缝，随后路堤一侧发生坍塌，右半幅向线路外整体滑移坍塌，开挖后发现桩身有明显的弯曲现象。

综上所述，现有研究侧重路堤下复合地基的承载特性及发生失稳滑动时的破坏特征，对路堤下CFG桩复合地基失稳破坏后桩体渐进破坏特性的试验研究相对匮乏，针对滑面形态的研究也相对较少。另一方面，现有研究较多关注桩帽对CFG桩复合地基的承载和变形特性的影响^[18-19]，而增设桩帽后，桩身轴力显著增大，有必要研究桩帽对桩体抗弯折能力和破坏后形态的影响；除此之外，进行路堤下复合地基离心模型试验时，应考虑路堤的分层填筑过程，从而更准确地反映软土地基实际应力状态的变化。

为此，使用自行研制的离心环境下路堤分层填筑装置，进行了CFG桩复合地基失稳破坏特性研究，针对布设CFG桩及增设桩帽条件下复合地基的承载与变形特性，开展了3组离心模型试验。通过在桩顶和桩间土安装微型土压力盒，监测路堤分层填筑过程中桩土荷载变化规律；采用砂浆包裹石墨芯制作模型桩，利用石墨芯的导电性实现模型桩渐进破坏过程监测；通过摄影测量技术分析极限状态下地基滑动面形态。研究工作可为进一步完善路基工程CFG桩复合地基的工程设计技术提供参考。

1.   试验设计及模型制作

1.1   离心机及路堤分层填筑装置

试验设备为西南交通大学的TLJ-2型土工离心机，加速范围为10g~200g，容量为100 g·t，有效半径约2.7 m，如图 1（a）所示。试验用模型箱有效内部尺寸为750 mm×700 mm×700 mm（长×宽×高）。

图  1  离心机及路堤分层填筑装置

Figure  1.  Centrifuge and apparatus for staged construction of embankment

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离心模型试验中路堤荷载模拟方法一般分为逐级升高加速度模拟路堤填筑过程、多次停机分层填筑模型路堤以及离心机运转过程中的砂雨法^[20–22]等。为更准确地模拟路堤荷载，反映路堤填筑过程中地基应力状态的真实变化，在模型箱顶部设计了一套能够在离心场下模拟路堤分层填筑的装置。装置采用滑板式泄砂方案，主要包括储砂箱、泄砂推拉机构、步进电机控制系统和摄像系统，如图 1（b）所示。通过控制步进电机，由泄砂推拉机构带动砂箱下方泄砂滑板前后运动，控制储砂箱内承力底板上的泄砂孔开启和闭合，填砂即可通过泄砂孔沿导流板降落至地基面，堆积、滑移后分层形成路堤，装置工作原理示意如图 2所示。

图  2  路堤分层填筑装置工作原理

Figure  2.  Working principles of apparatus for staged construction of embankment

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1.2   试验材料及方案

（1）试验材料

常规砂土密度较小，不适合用砂雨法模拟路堤，因此选用密度较大、内摩擦角与原型路堤相似的锆砂（陶瓷砂）作为模型路堤填料。锆砂主要成分为二氧化锆（ZrO₂）和二氧化硅（SiO₂），颗粒形状近似球形，硬度较高，相对质量密度为3.85，干燥状态下内摩擦角约为32°，粒径介于0.425~0.625 mm，自然堆积密度为2.20 g/cm³。

模型地基上层为取自某铁路工点的软黏土，经除杂、破碎后过2 mm孔径土工筛备用，由液塑限联合测定仪测得软土的液限、塑限分别为60.7%，44.1%；地基下卧层采用福建标准砂模拟，福建标准砂是一种均匀级配中砂，常用于离心模型试验中软黏土下卧层模拟，颗粒相对质量密度为2.69，粒径范围为0.25~0.5 mm，最大干密度为1.70 g/cm³，最小干密度为1.41 g/cm³，不均匀系数为1.62，曲率系数为1.08。

（2）试验方案

所模拟原型路堤高8 m，重度为20 kN/m³，路基面宽12 m，边坡坡度1∶60；地基软黏土厚15 m，下卧层厚10 m。试验基于桩体渐进破坏特征，分3组研究软土地基不同加固措施下路堤下CFG桩复合地基的承载与变形特性及滑动形态。其中M1不进行地基加固，仅在地基中心布置一排石墨测试桩用于监测未加固地基的破坏过程，对地基的整体强度几乎无影响；M2为CFG桩加固的复合地基，桩径0.5 m，桩间距2.5 m，正方形布桩，加固至软黏土层底面；M3为增设桩帽的CFG桩复合地基，正方形桩帽边长1.5 m，CFG桩布置参数与M2相同。受模型箱尺寸限制，试验比例尺为1∶1.5，方案如表 1所示，具体模型设计及传感器布置如图 3所示。由于离心环境下，锆砂降落至模型地基表面后密度增至2.30 g/cm³，根据基底压力（160 kPa）等效原则，锆砂模型路堤坡高115.9 mm，坡率降至1∶1.725。

表  1  试验方案

Table  1.  Test schemes

模型 分组	路堤高度/mm	桩长/mm	桩径/mm	桩中心距/mm	桩帽尺寸/mm
M1	115.9	—	—	—	—
M2	115.9	250	8.33	41.67	—
M3	115.9	250	8.33	41.67	25.0

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图  3  离心模型设计及传感器布置图

Figure  3.  Drawings for centrifugal model and arrangement of sensors

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1.3   模型制作及试验过程

（1）模型桩制作

几何相似条件下，以弯折强度等效为原则制作模型桩，原型CFG桩由水泥、粉煤灰和碎石拌合而成，桩身材料抗弯折强度基本与C20混凝土的轴心抗拉强度一致，约为1.54 MPa。因模型比例尺为1∶60，模型桩缩尺后桩径仅为8.33 mm，采用砂浆或石膏等模拟方法^[23-24]制作具有脆断特性的模型桩，桩体极易在制作过程或是压入软土地基过程中发生破坏，因此考虑在模型桩中内置低强度石墨棒，通过逐层在石墨棒表面包裹砂浆的方法制作小直径模型桩。另外，为研究路堤下不同位置处桩体的渐进破坏特征，在模型地基中轴线布置一排两端含有导线的石墨测试桩，将测试桩两端导线与离心机电压采集仪连接，使二者构成闭合回路，石墨棒随桩体破坏后电阻趋于无穷大，电压信号发生突变，据此判断模型桩破坏顺序。

模型桩制作过程如图 4（a），（b）所示，石墨棒外的包裹材料为标准砂和水性清漆，制桩时先在石墨棒外包裹一层水性清漆，然后黏结一层标准砂，反复数次即可制成相应尺寸的模型桩。考虑到试验过程中软黏土层含水率较高，为防止水分浸入模型桩，需在模型桩表面刷涂防水剂。将部分模型桩浸泡24 h后，进行三点弯曲试验，在95%保证率下模型桩的抗弯折强度标准值为1.85 MPa，与原型桩强度接近。M3所用桩帽由有机玻璃制作，几何尺寸及实物照片如图 4（c），（d）所示。

图  4  模型桩和桩帽制备

Figure  4.  Preparation of model piles and pile caps

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（2）模型地基制作及传感器安装

在地面采用砂雨法制作砂土持力层，控制砂层相对密实度为70%。为减弱边壁摩擦，在模型箱侧壁贴一层聚四氟乙烯薄膜，再喷涂一层雾化硅油。通过安装在模型箱顶面的纵、横向路径引导装置保证砂层均匀，控制砂层厚度为166.7 mm，然后刮平砂层表面，浸水饱和。将处理后的软黏土填料加水搅拌均匀后浸泡24 h，制成含水率为120%，约2倍液限的泥浆；缓慢将泥浆倒入模型箱，静置48 h后抽出表层清水，最后在软土表面覆盖50 mm厚排水砂层，并使用土工布包裹砂层；使用自制的固结装置在1g条件下进行分级加压排水固结，期间使用小型十字板剪切仪测量模型软土在内摩擦角为0°时的黏聚力，即软土的不排水抗剪强度c_u，十字板探头尺寸为15 mm×30 mm；待软黏土层中部不排水抗剪强度达到10~15 kPa时停止加压，完成初步固结；在60g条件下进行离心固结，制备完成后的模型地基软黏土不排水抗剪强度测试结果如图 5所示。

图  5  模型地基软土强度随深度变化

Figure  5.  Undrained shear strengths of soft clay along depth

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模型地基制作完成后布置模型桩，先使用薄壁铝管在预定位置间隔引孔后将模型桩压入模型地基，引孔和布桩时使用定位板和垂直引导架保证垂直度，安装桩帽时，在桩帽内注入强力结构胶，确保桩帽和桩头牢固连接，具体过程如图 6所示。根据图 3所示的传感器布置图，在地基表面安装3个或6个微型土压力盒，分别用于测量路堤中心附近桩顶平面的桩间和桩顶土压力，土压力盒表面与地基面平齐，其基本参数如表 2所示。

图  6  模型地基制作及土压力盒安装

Figure  6.  Fabrication of model foundation and installation of earth pressure cells

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表  2  传感器参数

Table  2.  Technical specifications of sensors

传感器 位置	量程 /kPa	直径 /mm	厚度 /mm	接线 方式	准确度 误差
地基土	100	12	4.8	全桥	≤0.5%F·S
桩(帽)顶	1000	12/16	4.8	全桥	≤0.5%F·S
注：桩顶土压力盒直径为12 mm，桩帽土压力盒直径为16 mm。

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试验中通过工业相机观测模型侧面的变形状态，布置完模型桩后拆除有机玻璃面板，在模型地基侧面布设反映地基变形的网格和图钉。网格边长为30 mm×30 mm，网格节点处安插直径9 mm平头图钉，并在侧面喷涂雾化硅油，如图 7所示。

图  7  模型地基侧面变形网格布置

Figure  7.  Layout of deformable side grid of foundation

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（3）路堤分层填筑过程

吊装模型箱至离心机吊篮，安装路堤分层填筑装置。启动离心机，达到60g加速度后稳定运行120 s，分3层进行路堤填筑模拟，填筑速度约为2.3 mm/s，单层填筑用时约17 s，每层填筑间隔720 s，约为原型的30 d。以M2为例，试验中拍摄的模型路堤分层填筑照片如图 8所示。

图  8  模型路堤分层填筑(M2)

Figure  8.  Staged construction of model embankment

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分层填筑过程中，地基变形逐渐增大，第三层路堤填筑完成时路堤出现明显失稳滑动，地基不均匀沉降显著，坡脚外出现较大隆起变形。结果表明，采用所研制的路堤分层填筑装置基本实现了路堤填筑过程模拟，达到了预期目标。

2.   试验数据及分析

2.1   桩土荷载分担及桩身轴力抗滑贡献

（1）桩土荷载分担

路堤中心附近所测量的桩间和桩顶土压力如图 9所示。M1中，随路堤分层填筑，路堤下地基面中心土压力依次为0，72.5，120.2，175.3 kPa，与理论上覆土柱压力较为接近，平均误差在20%以内，说明土压力盒工作状态良好，测试数据较为可靠。

图  9  基底中心土压力随模型路堤填高变化曲线

Figure  9.  Soil pressures at different construction stages

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M2为CFG桩复合地基，桩体置换率为3.14%。随路堤荷载增加，桩顶土压力增幅较大，桩间土压力基本与理论土柱压力相等；桩顶土压力在路堤填筑到92.75 mm时达到峰值534.5 kPa，此时桩间土压力为113.1 kPa，桩土应力比约为4.73；第3层路堤填筑完成后，桩顶和桩间土压力分别减小为416.8，172.9 kPa，桩土应力比降至2.41，表明地基在第3层路堤填筑期间发生破坏，此时对应的路堤填高为92.75 mm。M3为增设桩帽的CFG桩复合地基，桩体置换率仍为3.14%，桩帽覆盖率为36%。前两层路堤填筑过程中，桩顶土压力显著增大，桩间土压力增幅较小；第3层路堤填筑后，桩顶土压力略微增长，达到620.3 kPa，桩间土压力为56.9 kPa，此时土拱效应明显，桩土应力比达到10.9；随后桩顶土压力迅速衰减至253.9 kPa，桩间土压力增长到190.2 kPa，桩土应力比降至1.33，路堤中心桩体出现受压破坏。

（2）桩身轴力抗滑贡献

CFG桩抗压强度远大于抗拉强度，通常桩体稳定性受桩后拉应力控制，而桩体轴力可削弱桩后拉应力，提高桩体抗弯拉破坏能力。当滑面以上地基土对桩的水平作用力超过桩体极限抗弯力矩时，桩体发生弯拉破坏，桩身轴力抗滑分析如图 10所示。

图  10  弯拉破坏模式中桩身轴力抗滑贡献

Figure  10.  Anti-sliding effects of axial force of pile in a bending failure pattern

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根据抗滑段桩体的力平衡条件和桩截面处外力对潜在滑面圆心O的抗滑力矩等效原则，计算桩体所提供的综合抗滑力$P'$，其中F_x为桩体在竖向力F_y（桩身轴力和桩侧摩阻力之和）作用下桩身所能承受的最大水平土压力的合力。尽管滑面内土对桩的作用力为滑体内力，但桩体的自身平衡会使土对桩的作用力影响滑面处桩对滑体的抗滑力，进而间接影响滑体的稳定。M3中桩帽对桩土荷载分担影响显著，桩身轴力增大提高了滑面处桩体的综合抗滑力$P'$，有利于复合地基的稳定，在桩顶土压力发生突变时，路堤填高较M2有所增加，地基变形也显著减小。

2.2   地基变形及滑面形态

基于摄影测量技术，使用工业相机追踪模型地基侧面示踪图钉的位置变化，通过黏贴在有机玻璃面板内侧的坐标控制点进行坐标转换后得到地基表面位移及侧面变形分布。

（1）地基表面位移

在模型有机玻璃一侧靠近地基表面的第一排示踪图钉中，选取A~F共6个用于分析试验过程中模型地基表面的水平和竖向位移变化规律。由图 11可知，随路堤分层填筑高度增加，位于路基面中心附近A点的水平位移增幅较小；随地基加固措施增强，地基面水平位移逐渐减小，M1和M2中地基土最大水平位移出现在C点附近，而M3地基土最大水平位移位于D点附近；地基破坏后，M1和M2最大水平位移接近，分别约为55.8，52.2 mm，M3最大水平位移为22.0 mm。

图  11  地基面水平位移

Figure  11.  Horizontal displacements of foundation surface

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由图 12可知，随路堤分层填筑高度增加，不同位置地基的竖向位移逐渐增大，路堤范围内地基下沉，坡脚以外地基隆起，最大沉降出现在路肩和路基面中心附近（模型箱侧壁摩擦作用影响了附近土体的竖向变形），最大地基隆起量出现在坡脚以外的E和F点；地基破坏后，M1地基最大沉降约为59.5 mm，坡脚外地基最大隆起量约为28.4 mm，地基加固后的M2和M3地基最大沉降分别约为48.4，9.2 mm，坡脚外地基最大隆起量分别约为27.2，12.8 mm。

图  12  地基面竖向位移

Figure  12.  Vertical displacements of foundation surface

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试验数据表明，路堤荷载下，路基面中心附近地基主要以竖向沉降为主，边坡以下及坡脚附近的地基土以水平位移为主，坡脚以外地基土出现向上隆起变形；M2中CFG桩间距较大，对地基变形控制的效果不显著，相对M1，地基面最大水平位移仅减小6.5%，地基最大沉降和隆起量分别减少18.7%，4.2%；M3通过增设较大桩帽，使地基面最大水平位移减小60.6%，地基最大沉降和隆起量分别减小84.5%，54.9%。

（2）地基侧面变形及滑面形态

取路堤填筑前的模型地基照片和路堤填筑完成后模型地基破坏后的照片，绘制地基侧面位移场云图，如图 13所示。由二维矢量箭头大小及方向看出，路基面区域的地基主要以竖向沉降为主，边坡区域的地基土以水平位移为主，坡脚外地基发生倾斜向外的隆起变形；随地基加固措施增强，地基变形及路堤失稳形态明显改变，CFG桩加固后，M2地基沉降有所减小，但水平位移仍较大；CFG桩增设桩帽后，M3地基变形显著减小，主要以边坡区域的地基失稳滑动为主，路基面附近变形较小。

图  13  地基侧面位移场云图

Figure  13.  Contours of displacement at side of foundation

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根据位移云图和矢量箭头大小，在地基土变形差较显著界面大致绘出地基的滑动面，可看出无论是否有桩体加固，地基滑动面均表现出近似圆弧的形态；且经CFG桩和桩帽加固后，圆弧半径逐渐减小，圆弧中心逐渐由坡脚内侧向坡脚外移动，圆弧切入点由路基面向路肩方向移动，圆弧切出点也逐渐远离坡脚。

2.3   CFG桩渐进破坏特性及破坏形态

（1）渐进破坏特性

以M2为例，分析路堤下测试桩的破坏时刻及顺序。试验中采集到的测试桩两端电压信号数据如图 14所示，测试桩完好时电阻极小，电压信号稳定在0 mV，测试桩破坏后石墨芯断开，两端电阻趋于无穷大，电压信号出现非零波动，即判断桩体发生破坏，停机拆模后还应进一步检查桩身破坏情况。离心机加速到60g并稳定运行约120 s，随后分3层进行路堤填筑。第1层路堤填筑完成后没有测试桩发生破坏，第2层路堤填筑完成后，坡脚附近的^#1和^#2桩发生破坏，第3层路堤填筑期间，^#3桩发生破坏，而^#4和^#5桩相继在第3层路堤完全填筑后发生破坏。

图  14  M2中测试桩破坏时间

Figure  14.  Failure time of test piles in case M2

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同理，分析M1和M3采集的测试桩电压信号数据，得到离心试验中测试桩破坏顺序，如图 15所示。M1中，布置在模型地基中轴线的一排测试桩用于反映未加固地基的失稳破坏过程。在路堤第2层填筑期间，坡脚附近的^#2桩首先发生破坏，^#1桩则在第2层路堤填筑完成后破坏，第3层路堤填筑完成后，^#3和^#4桩相继发生破坏。结合摄影测量的模型断面变形特性，^#1桩破坏时地基变形较大，此时的路堤极限填高为48.8 mm。试验后开挖模型发现，M1中的^#5~^#7桩以及M2中的^#6，^#7桩桩身已发生破坏，但试验中未能测出破坏信号，主要因为路肩处测试桩桩身轴力相对较大，桩体发生破坏后，仍可能存在石墨芯搭接情况。根据相关分析，路肩附近的桩体发生弯折破坏应晚于坡脚附近^{[15, 17]}。

图  15  测试桩破坏顺序

Figure  15.  Failure sequence of test piles

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M3中，前两层路堤填筑完成后，无桩体发生破坏；第3层路堤填筑刚完成时，路基面中心附近的^#8、^#7、^#10桩几乎同时破坏，随后^#9桩破坏；^#9桩破坏后约106 s，地基土和桩体水平位移逐渐增大，路堤开始出现失稳滑动迹象，坡脚附近的^#1、^#2和^#3桩相继破坏。路肩附近^#4—^#6桩反映破坏的电压信号出现在停机减速阶段，估计在离心加载阶段，该区域桩承荷载相对较大，桩体发生弯曲破坏后，石墨芯仍有一定接触，离心机减速卸载后，上覆压力减小，地基土回弹导致石墨芯断开。以上分析表明M3因路堤中心附近的桩体发生受压破坏后，导致边坡范围桩体发生弯折破坏的路堤极限高度约为115.9 mm。

综上分析，路堤下地基变形的非均匀性将导致CFG桩破坏不同步，位于坡脚附近地基土体侧向位移较大，相应位置桩体首先失去抗滑能力，荷载转移引发相邻位置桩体相继破坏，并随路堤荷载增加，桩体破坏逐渐向路堤中心发展，最终致使整个地基发生滑移破坏。对设置桩帽的复合地基，当桩体布置较疏和桩帽覆盖率较大时，路堤荷载主要由桩体承担，路基面中心附近桩体可能先发生受压破坏，进而桩间土压力增大，导致地基水平位移增加，边坡下桩体发生由坡脚向路肩方向的渐进破坏。因此，对于CFG桩复合地基，路堤下不同位置桩体破坏时具有明显的先后顺序，桩身的抗滑贡献不能同时发挥，路堤稳定性分析应考虑桩体的渐进破坏特性。

（2）桩体破坏形态

因桩体破坏形态受桩身周围地基土不均匀变形影响，选取较为典型的坡脚下地基土标志点进行分析，绘制了坡脚下地基土变形曲线，如图 16所示。模型试验中，M1~M3地基均出现破坏现象，停机后开挖并对模型桩破坏形态进行观测，典型断面如图 17所示。

图  16  坡脚下地基土变形曲线

Figure  16.  Deformations of foundation soil at slope toe

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图  17  试验后模型地基中轴线附近剖面图

Figure  17.  Profile of model foundation near centerline at end of tests

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由图 16可知，M1坡脚下地基土在试验后呈“S”形，由于桩身变形受周围地基土约束，导致坡脚处桩体破坏形态也呈“S”形。由图 17可看出，边坡下^#1~^#6桩均有上述破坏形态，桩体在中上部出现上、下两个弯折点，由于下部深厚黏土层剪切应变较小，桩土水平位移较小，随路堤荷载增加，桩身弯矩增大，位于地基剪切应变较大的滑面附近桩体出现第一次弯折破坏，随后上部桩体整体向逆时针方向转动，而坡脚附近地基浅层受力较小，桩土水平位移较中部有所减小，滑面以上桩体在浅层发生二次弯折破坏；7^#和^#8桩上部向坡脚方向倾斜，仅发生一次弯折破坏；滑动面以外的^#9和^#10桩主要受竖向荷载，侧向变形较小，未发生破坏。

M2滑动面内的桩体破坏形态与M1中的^#1~^#6桩类似，桩身在两次弯折后分为三部分。其中，上覆荷载较小的^#1和^#2桩上半部分有明显向上的位移，由图 16可看出地基土存在明显斜向上的位移，说明该位置处模型桩受到滑动土体作用而发生拉弯破坏；^#3~^#7桩上半部分受到滑动土体斜向下的推力而发生较为典型的弯折破坏；^#8~^#10桩位于滑面以外，基本处于受压状态，侧向位移较小，未发生破坏。

M3边坡下^#1~^#3桩在深厚黏土层下部发生弯折破坏后，桩身上半部分主要随地基土发生侧向变形，由图 16可看出，M3坡脚下地基土最大水平位移出现在桩顶，附近桩体受地基变形约束而以一次弯折破坏为主；^#4~^#6桩位于路肩附近，桩顶侧移分别达到70，60，45 mm，所受路堤竖向荷载和地基土水平推力均较大，受力较为复杂，破坏过程示意如图 18所示。

图  18  M3中^#4~^#6桩受力模式及破坏特征示意

Figure  18.  Schematic diagram of load bearing and failure characteristics of test piles No. 4~6 in case M3

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随路堤填高增加，桩体位移逐渐增大，桩身发生逆时针倾斜，在桩体下部位置1处发生弯折破坏，桩体分为A、B两段；在桩帽传递的竖向荷载F_v、顺时针弯矩M和地基土水平力F_h共同作用下，A段桩体在位置2发生压弯破坏，分为A₁、A₂两段；随后A₁段桩体向A₂段传递斜向下的作用力N，引起A₂段桩体在位置3发生破坏；同样，A₁段桩体在竖向荷载F_v、弯矩M和水平推力F_h共同作用下，于位置4处再次破坏；滑面以外的^#7和^#8桩的桩顶存在一定侧向位移，分别为15，8 mm，^#9和^#10桩的桩体基本处于铅垂状态。在较大的路堤荷载下，^#7和^#8桩略先于^#9和^#10桩发生受压破坏，开挖后观察到部分桩体存在多个折断方向。

3.   结论

使用自行研制的路堤分层填筑装置，开展了3组CFG桩复合地基离心模型试验，研究了路堤荷载下地基承载与变形特性及失稳破坏特征，得到以下3点结论。

（1）路堤分层填筑过程中的地基变形，在路堤中心区域以竖向沉降为主，边坡范围主要发生水平位移，坡脚外出现向上隆起现象，最大水平位移出现在坡脚附近；复合地基发生失稳破坏时，均表现出近似圆弧的滑动面形态，并随加固措施增强，滑弧半径呈减小趋势，逐渐向坡脚侧移动。

（2）采用砂浆包裹石墨棒的模型桩制备技术，实现了对CFG桩断裂破坏顺序的监测，不同加固措施的地基中，首先发生破坏的桩体均位于水平位移最大的坡脚附近，并随路堤荷载增加桩体破坏逐渐向路基内侧发展，表现出渐进破坏特征；加设桩帽提高了桩体抗弯拉能力，增强了复合地基抗滑稳定性。

（3）路堤中心附近桩体主要承担竖向荷载，以受压破坏为主；滑动区桩体因土体侧滑承受较大水平推力，主导模式为弯折破坏，桩体断裂形态受地基不均匀变形特征控制；坡脚附近桩体轴力较小，随地基土隆起极易发生拉弯破坏；位于路肩附近且设置有桩帽的桩体，在复杂荷载作用下可能发生压弯破坏。