随着关贸总协定TBT和世界贸易组织WTO的缔结，国际标准组织ISO的加速推进，特别是ISO2394《结构可靠性总原则》^[1]这一引领性国际标准规定，使设计从“规格规定型设计转换为性能型设计”，极限状态设计法成为世界主流^{[2, 3]}.

我国的建筑、港口和公路等部门的上部结构设计已逐步颁布、实施了极限状态设计法规范.为推进铁路工程设计标准国际化工作，2011年，铁道部对桥梁、隧道、路基、支挡结构及轨道专业作出了全面、系统的部署，要求2015年前建立极限状态法设计标准体系.

在由容许应力设计法向极限状态设计法过渡过程中，与上部结构相比，岩土工程的转轨工作难度非常大，原因在于：1)土工参数的不确定性，即场地地质条件的不确定性、岩土材料特性的不确定性和有限样本数估计中的不确定性；2)在多相、复杂的地质体中掺入外来物质和人为作用，使得它们之间的相互作用变得异常复杂，岩土工程的变形、破坏极限状态具有很大的不确定性；3)计算模型预测精度低，计算结果与实际反应之间存在不确定性.

相对于扩大基础和桩基础，由塑料带插板、砂桩、碎石桩、深层搅拌桩等地基处理形成的复合地基的变形特征和承载性能显得更为复杂.其中，复合地基的破坏模式及其机理分析是制定承载能力极限状态设计法的关键性问题.世界上最领先的Eurocode 7-1(2004)对扩大基础和桩基础的极限状态设计法设计作出了原则性的规定，但没有对地基处理的极限状态设计法作出规定，把这一难题留给了设计工程师^[4].

极限状态设计法要求必须满足即使受到了相当大的损伤，也不至于产生由于破坏而造成生命牺牲，不至于产生致命损伤的极限状态^[3].即，首要考虑的就是承载能力极限状态，满足结构物功能的安全性所对应的极限状态.因此，要进行复合地基的承载能力极限状态设计，前提必须首先要明确其可能的破坏模式.

复合地基的概念是日本学者在20世纪60年代提出的，是指在地基处理过程中，部分土体得到增强或被置换，或在地基中设置加筋材料，加固区是由基体和增强体两个部分组成的人工地基^[5].根据地基中增强体的方向可分为水平向增强体复合地基和竖向增强体复合地基两类.根据增强体的性质，竖向增强体复合地基可分为3类：散体材料桩复合地基、柔性桩复合地基和刚性桩复合地基.研究表明：影响复合地基的变形、破坏的因素有：置换率、桩径、桩长、桩长与软土地层深度之间的关系、桩的长径比、桩的刚度、桩与土层之间的相对刚度、作用的大小与频率以及施工质量等；破坏模式有鼓胀破坏、刺入破坏和整体剪切破坏等^[5-7].近年来，有学者提出了复合地基的屈曲破坏模式^[8-12], 但是，鉴于研究对象的不同及其复杂性，如有的是针对碎石桩的复合地基，有的是针对深层搅拌桩的复合地基，得出的破坏模式是不完全相同的，甚至有的是相反的结论，单桩(增强体)的破坏模式与多桩(增强体)的破坏模式又有不同，远未形成统一的认识.由于缺乏对复合地基屈曲破坏的认识，世界上尚无设计规范对其校核作出规定.迄今为止，尚未见到关于复合地基综合的、系统性的破坏模式及其机理分析.此问题已经成为制约基于极限状态设计法地基处理规范制定的瓶颈之一.

本文着重研究在承载能力极限状态下地基处理形成的竖向增强体复合地基的破坏模式，并试图从受力破坏机理上对其进行概括归类，为岩土工程极限状态设计法转轨规范的制定奠定基础.

1 复合地基破坏模式 1.1 概述

有学者利用不同技术来考察碎石桩地基处理的变形和破坏模式^{[6, 7]}.例如，Hughes和Withers(1974)利用X光来检测单桩和桩间土的变形发展情况.Rao和Reddy (1996)在加载实验之后，掏出桩间土直接观察碎石桩的变形情况.Wood等(2000)、Ambily和Gandhi (2007)、Shivashankar等(2010, 2011)、Nayak等(2011)、Deb等(2011)利用制模方法直接观察实验后桩体的破坏机理.McKelvey等(2004)、Sivakumar等^[8]利用透明材料在实验室里实时直接观察砂桩的变形和破坏.三笠等(1984)、Almeida等(1985)、渡部等(1990)、Takemura等(1991)、高田等(1990)、Ng等(1998)、Rahman等(2000)、髙橋^[10]和北詰^{[11, 12]}等人利用离心机实验，研究不同组合条件下复合地基的变形破坏模式.

对于单个散体材料桩，如碎石桩，有鼓胀破坏、剪切破坏和滑移破坏^{[6, 7]}.大于临界长度的碎石桩，无论是否着底，表现为鼓胀破坏.特别是在很软弱的薄层有机质土层中，应注意产生局部鼓胀破坏(Barksdale和Bachus (1983), Black等(2007)).对于小于临界长度的碎石桩，若桩底为坚硬持力层则为剪切破坏，若桩底为软土的悬挂式增强体则表现为刺入破坏(图 1).Madhav等(1994)认为相邻桩以鼓胀破坏为主.

因为邻桩之间的相互作用和膨胀制约，群桩破坏模式与单桩有所不同.Wood等(2000)发现，承台下的群桩处理地基具有同心状的鼓胀、剪切和侧向弯折现象，破坏深度随置换率的增大而加深，中心桩均匀鼓胀，而边桩则背离向外膨胀.McKelvey(2004)、Sivakumar等^[8]利用透明材料在实验室里再现了挤密砂桩的破坏模式，直接观察实验得出砂桩的破坏模式有鼓胀、刺入和屈曲破坏.短桩主要出现刺入破坏，长桩为鼓胀破坏，屈曲破坏主要出现在周边的桩体上.寺師等^[13]利用离心实验，获得了如图 2所示的破坏区域.主动楔形体出现在加载承台的正下方，楔形体周边的砂桩呈现大的水平位移，向外推挤，桩体弯曲，但没有出现整体的破坏.

1.2 破坏模式分类

基于国内外研究成果和作者对复合地基的理解，本文提出了图 3所示的复合地基破坏模式分类.首先，根据增强体、桩间土和复合地基的相互关系和破坏范围，将复合地基分为内部稳定性、外部稳定性和整体稳定性等三大破坏模式；其次，根据力学破坏机理，分为压缩、剪切、屈曲或滑动等破坏模式.

内部稳定性破坏是指桩(竖向增强体)的一部分或局部产生的变形和破坏；外部稳定性破坏是指由地基处理形成的加固体(层)作为一个整体产生的变形和破坏；整体稳定性破坏是指包括加固体、下卧层、周围的天然地基和基础(如路基)在内的整体变形和破坏.

2 内部稳定性破坏模式

按照发生破坏的先后顺序，复合地基的破坏模式可以分成下述两种情况：一种是桩间土首先破坏进而引发复合地基的破坏；另一种是桩体首先破坏进而引发复合地基的破坏.在实际工程中，桩间土和桩体同时达到破坏是很难遇到的.大多数情况下，由于桩体应力集中，桩体先破坏，继而发生复合地基的破坏.在复合地基中，桩(竖向增强体)的破坏模式有压缩/鼓胀破坏、剪切破坏(图 1)和屈曲/张拉破坏.

2.1 压缩/鼓胀破坏

对于刚性桩复合地基，当桩间土层极为软弱，桩身无约束或约束很小时，桩体(竖向增强体)在竖向集中应力作用下，所受应力超过桩体强度而发生压缩破坏.对于短桩，桩端又为坚硬的持力层的时候，更应注意这类压缩破坏类型.

对于散体材料桩复合地基、柔性桩复合地基，在路基等外荷载作用下，由于软弱的桩间土体不能提供给桩体足够的围压(被动抗力)，导致桩体过大的侧向变形而产生桩体的鼓胀破坏，如图 1(a)所示.鼓胀破坏出现在距桩顶端不深的范围内，桩体压溃，侧向膨胀呈喇叭型或鼓型，挤压周围土体.地基的破坏形式表现为沉降变形过大或产生持续的沉降变形，并不出现破裂滑动面.

鼓胀破坏出现在围压最小的桩顶附近，这一现象对研究竖向承载力具有重要意义.竖向增强体的承载力随桩长的增加而增加，但是增加到一定长度后，桩的承载力不会有实质性的增加.这一最小深度称为桩体的临界深度, Hughes和Withers (1974)、McKelvey等(2004)、Black等(2007)观察到临界深度约为桩径的4倍^[6]; Samadhiya等(2008)根据模型研究得出临界深度L为4~5倍桩径(D); Mitra和Cahttopadhyay (1999)认为最小深径比L/D=4.5；McKelvey等(2004)、Black等(2007)、Najjar等^[7]根据实验得出L/D=6.Sivakumar等^[8]认为鼓胀程度受土层的强度控制.

值得注意的是，尽管桩长超过临界深度后承载力不会增加，但是桩长还应根据沉降控制来确定，从而取得最优的合理桩长.

2.2 剪切破坏

桩体剪切破坏如图 1(b)所示.在荷载作用下，复合地基发生桩体剪切破坏，进而引起复合地基破坏.

高橋等^[14]利用离心机，对不同置换率、着底式、非着底式的地基处理深度和处理宽度等组合进行了7个系列的离心机实验.图 4为非着底式剪切破坏, 与图 2所示的着底式破坏类似，在刚性基础的正下方，也产生了主动楔形体，在楔形体两侧的桩体则产生了较大的水平位移，呈现出局部破坏而非整体、贯通的剪切破坏.

通过离心实验和有限元分析，复合地基剪切破坏机理可概括成图 5所示模式.在基础正下方的主动楔形体，由两侧的被动区的抗力和下方的压缩区的抗力来承担.被动区抗力的大小取决于桩体抗弯能力和土的抗剪强度.长桩时主要受桩体与桩间土的同步变形的抗力控制；短桩时主要受加固层下部土层的抗剪力的影响，此时的承载力就会相对较小.主动楔形体下方的压缩区，当加固区深度大，如着底式加固时，主要由下部的桩体压缩抗力来承担，在桩体内产生剪切面；当加固区深度小、为悬挂式加固时，主动楔形体内的桩体就会挤入到下卧软土中，会较大幅度地降低承载力^[10].

需要指出的是，图 5所示的破坏机理适用于刚性基础下的复合地基破坏情况.对于柔性基础下的复合地基，则较难出现比较典型的、一体化主动楔形体剪切破坏方式，但会产生桩体的剪切破坏.无论在刚性基础还是柔性基础下，低强度的柔性桩较易发生桩体剪切破坏，柔性基础下剪切破坏发生的可能性更大.

此外，还必须考虑另一种剪切破坏，如图 6所示.在路基外荷载作用下，在某一深度的复合地基可能产生剪切破坏^[15].实际上，此类剪切破坏很少出现，而是发生如下文所述的屈曲破坏.

2.3 屈曲破坏

近年来，日本学者^{[10-12, 14-16]}提出必须注重复合地基的屈曲破坏问题.

图 7为离心实验结束后桩体破坏情况.在很大的路基压力作用下，深层搅拌桩在数个地方出现张拉裂隙^[12].图 7(a)为在桩顶设置了由地基处理形成的加固板的情况。桩体不是呈现剪切破坏而是呈现屈曲破坏.桩体上出现数条张拉裂隙，第1~2排桩呈现逆时针方向的弯曲，第3~5排桩呈现顺时针方向的弯曲.桩体发生张拉裂隙的顺序是：随着曲率的增大，先上部再向下部传递；屈曲破坏的顺序是由外向内，外侧桩先破坏，内侧桩再发生破坏.图 7(b)为没有设置加固板、桩顶直接与路基接触的情况.桩体同样也表现为屈曲破坏而不是剪切破坏，只不过所有的桩均呈逆时针方向的屈曲破坏，并在2个深度发生张拉裂隙.对比图 7(a)和图 7(b)可以发现，设置有加固板的情况下，屈曲破坏的深度大，具有更大抗弯能力，加固板承受了一个很大的顺时针方向弯矩.总之，该复合地基的桩体不是呈现剪切破坏，而是呈现屈曲破坏.

根据复合地基的剪应变分布和桩体的位移破坏形状，提出了如图 8所示的屈曲模式.在偏心荷载作用下，桩间土会发生剪切破坏，但在高强度的桩体中产生的却不是剪切破坏，形成不了地基处理前那样的剪切滑动面，取而代之的是在某个深度发生屈曲破坏，从而达到最终极限状态.

3 外部稳定性破坏模式

外部稳定性是指在外力作用下，地基处理形成的加固层作为一个整体抵抗外力而保持稳定的性能，与此相关的破坏模式有：滑动破坏、倾倒破坏和承载力不足等.

3.1 滑动破坏

图 9为外部稳定性滑动破坏模式示意图.在水平土压力作用下，竖向增强体不改变其相对位置，与桩间土一起产生侧向水平滑动^[17].

滑动面出现的位置取决于竖向增强体、桩间土和下卧土层3者之间的相对强度.按照最小功原理，可能的滑动面组合有：模式A—滑动面出现在加固层与下卧层之间的界面；模式B—滑动面出现在加固层范围内部，在竖向增强体内和桩间土中产生剪切破坏；模式C—由桩端与下卧层的界面、加固层中的桩间土组合而产生剪切破坏，如图 10所示.

对比图 6和图 10(b)可发现，两者的破坏形式一样，剪切破坏和滑动破坏其实质均为竖向增强体和桩间土的剪切破坏.

3.2 倾倒破坏

图 11为外部稳定性倾倒破坏模式.在路基两侧不平衡土压力作用下，加固层在软土中发生倾斜^{[15, 17, 18]}.这种破坏可发生在周围天然土体软弱、侧向被动抗力小、竖向增强体深度较大的场合.

图 12为天然地基和置换率为28%复合地基的变形破坏对比图.未经地基处理的软基，在浅部发生了圆弧形剪切破坏，产生了很大的水平位移(图 12(a)).但是，在经过3列深层搅拌桩(宽度4.3 m)地基处理之后，在中、浅部产生了较大的位移，没有发生圆弧形剪切破坏，而是产生了桩体倾斜(图 12(b)).经过7列深层搅拌桩(宽度13.9 m)地基处理后，水平位移进一步减小，但也产生了桩体倾斜.在竖向荷载和水平荷载的复合作用下，复合地基呈现出多米诺骨牌式的倾斜^[17].

3.3 承载力不足

复合地基的承载力应考虑两种情况:模式A—由竖向增强体和桩间土构成的复合地基(加固层)的承载力的大小是否能够满足上部结构载荷的要求；模式B—加固层的下伏天然土层(下卧层)的承载力大小是否能够满足加固层底面的应力大小要求.对于前者，规范中都有具体的计算方法和规定^[18-20]，设计人员都比较重视.对于后者，特别是非着底式地基处理(或者相对好的薄夹层情况下)应引起足够的重视.

4 整体稳定性破坏模式

为研究复合地基的承载力和整体破坏模式，岡田等^[21]在海边软基上进行了大型原位试验(图 13).载荷试验得出：复合地基的极限压力为103.9 kPa；事后的钻孔验证和深部测斜结果均表明，复合地基呈现出圆弧形整体滑动破坏，且与假定应力比n=3~4、稳定系数为1.0时的圆弧滑动计算结果一致.此试验结果奠定了日本复合地基整体稳定性计算的基础.

为研究复合地基在承载能力极限状态下的变形破坏特性，高橋等^[16]对不同置换率、砂桩长度和地基处理宽度等组合进行了8个系列的离心实验.图 14为其中3个系列实验的最终位移矢量、实测滑动面和计算的圆弧滑动面.离心实验加速度为50g，地基处理置换率为50%.图 14(a)为着底式地基处理破坏情况.从实测的位移矢量关系曲线显示：着底式复合地基没有产生圆弧滑动面，这一点与其他研究成果是一致的.而计算搜索出的圆弧滑动面出现在地基的浅表处.由此表明：采用圆弧式滑动计算的复合地基稳定性结果和安全系数偏大，此时的破坏模式不是圆弧滑动破坏而是屈曲破坏.图 14(b)和(c)为非着底式地基处理破坏情况.尽管两者的地基处理深度不同，但滑动面均绕开了高强度的加固层，而在加固层底部通过.而且实测滑动面与搜索滑动面具有很好的一致性^[16].当然，当非着底式地基处理深度很大时，可能会出现与着底式复合地基一样的情况，不是圆弧滑动破坏而是屈曲破坏.

基于以上室内模型、现场大型试验结果及数值模拟分析结果，复合地基整体失稳模式可视为圆弧形剪切破坏，如图 15所示^[17].

5 结语

极限状态设计法首要考虑的是承载能力极限状态，满足结构物功能的安全性所对应的极限状态.在不同作用组合下，复合地基的滑动、倾倒、剪切、承载力都应满足上部结构物的稳定要求.

在承载能力极限状态下，可将复合地基的稳定性分为内部稳定性、外部稳定性和整体稳定性等类型.其中，内部稳定性涉及鼓胀破坏、剪切破坏和屈曲破坏；外部稳定性涉及滑动破坏、倾倒破坏和承载力不足等破坏；整体稳定性涉及包括加固体、下卧层、周围的天然地基和基础在内的整体剪切破坏.

在目前的允许应力设计法设计规范中，关于地基稳定性的校核仅限于剪切破坏和承载力两项，而没有对倾倒破坏和屈曲破坏作出具体的规定.近年来的研究成果表明，整体剪切破坏可能会造成过安全的评价，屈曲破坏的评价更切合实际.在极限状态设计法中，应考虑所有的可能破坏模式清单，再逐一进行校核.

致谢: 第一作者非常感谢日本一般财团法人土木研究中心、独立行政法人土木研究所接受他作为外国人交流研究员进行为期1年的访问研究，为其研究和生活提供了极大的便利，藉此深表谢意！