超固结膨胀土地基桩网结构路基承载特性现场试验研究

潘高峰，刘先峰，袁胜洋,3，王一博，孙丹曦，蒋关鲁

(1. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031；
2.西南交通大学 高速铁路线路工程教育部重点实验室，四川 成都 610031；
3.成都理工大学 地质灾害防治与地质环境保护国家重点实验室，四川 成都 610059)

桩网结构路基广泛应用于软土、黄土及中等压缩性土地区[1-3]，具有施工速度快、路基变形易控制且稳定性高等优点[1,3-4]，其结构体系包括路堤填土、格栅垫层、桩(帽)和桩间土。已有研究[3-6]表明，桩网结构路基的沉降涉及多结构的协调变形，其主要工作原理依赖于路基土拱效应和垫层拉膜效应。

路基土拱效应方面，肖宏等[7]通过离心机模型试验证明了桩网结构路基体系柔性拱效应的存在且能有效降低无砟轨道路基沉降。土拱效应的形成主要受路基填高[8]、桩间距以及桩土差异沉降[2]的影响。研究表明，随着路基填高与桩间距比值的增加，土拱效应会经历从初步产生到逐步发展完整的演变过程[8]。土拱形态也会随之变化，通常初始为三角形，随着沉降差的增加，土拱形态由三角形逐渐向半圆形转变[2]，这个结论被RUI等[9]利用 PIV 光学测量技术所证实。此外，荷载类型也会对土拱效应的发挥产生影响，徐超等[10]研究发现循环荷载对土拱效应具有削弱作用，且循环荷载频率越大，削弱作用越明显。但陈仁朋等[11]在桩网结构路基室内动力荷载试验中发现土拱效应在长期动荷载作用下的弱化并不明显。

拉膜效应方面，二维分析时通常假设相邻桩间的格栅变形曲线为抛物线[12]或者圆弧线[13]，三维空间分析时Halvordson 等[14]将格栅变形曲面假设为三维索网，而徐超等[15]通过张拉膜效应模型试验发现将格栅变形后的形态用抛物柱面和空间抛物面相结合的形式表示更为合理。格栅拉力方面，徐超等[15]通过三维张拉膜效应模型试验发现格栅上的拉力分布非常不均匀。庄妍等[16]通过三维数值计算分析，发现加筋体中的最大拉力位于桩帽边缘，且其值是相邻两桩对角线中点处加筋体中拉力的 2～3倍。蔡德钩等[17]也通过试验研究证实了这一结论，还发现当垫层为双层格栅时，下层格栅的应变大于上层，边坡下方的格栅应变大于路基中心下方。

桩网结构路基通常由土拱效应和拉膜效应共同作用实现沉降控制。虽然拉膜效应可以有效降低桩土差异沉降[18]，从而导致土拱效应发挥程度降低，但加筋垫层设置会改变路堤变形模式，且加筋体能为土拱提供稳定的拱脚，使土拱效应的发挥程度提高[19]。

上述研究[7-19]主要通过室内模型试验和理论分析等研究方法获得，考虑到室内缩尺模型试验的尺寸效应影响以及理论分析模型的局限性，部分学者开展了现场足尺模型试验研究。夏元友等[20]通过现场试验分析，从应力和应变角度验证了土拱效应的存在，并发现桩帽对土拱效应的形成具有明显促进作用。费康等[21]发现路基土拱效应可将路基荷载分担至桩顶，再传递到桩周土体和基底，从而达到减小桩间土和地基孔隙水压的效果。曹卫平等[22]发现土拱效应主要在路堤填筑期形成，但路堤填筑完毕后地基的固结过程仍然会引起桩土应力比变化。郑俊杰等[3]发现在路基横断面上不同位置土拱效应的发挥程度不同，中心轴处土拱效应为主，路肩位置处拉膜效应更强。徐正中等[23]发现桩网结构路基的桩体是否打穿软土层会影响桩土荷载分担比，但不影响路基中土拱的高度。WANG等[24]基于室内足尺桩网结构路基动力加载模型试验，开展了针对列车动力荷载和地下水位变化对桩网结构路基荷载传递影响的系统性研究。

近年来，随着我国高速铁路网的全面建设，大量膨胀土地区的高速铁路线路也采用了桩网结构路基，但目前的理论研究成果主要集中在软土和黄土地区，针对膨胀土地基桩网结构路基的相关研究却少见报道。本文通过现场试验，对超固结膨胀土区高速铁路桩网结构路基的变形规律和作用机制开展研究。需要特别说明的是，由于铁路路基填筑时间较短，其间气候变化不明显，没有观测到由于降雨和地下水位变动引起的地基胀缩变形。因此，地基胀缩变形对桩网结构路基荷载传递规律的影响本文暂不讨论。

1.1 试验段路基概况

表1 试验段土层物理力学参数

1.2 现场试验设计

以南昆高速铁路为依托，开展CFG桩网结构路基现场填筑试验。试验段路基填高分别为4.49、9.82、10.53 m，顶面宽13.6 m。边坡为两级边坡(坡率分别为1∶1.5、1∶1.75)并设有2 m宽的护道。垫层为0.6 m碎石垫层夹两层土工格栅(间隔为0.2 m)，格栅纵、横向抗拉强度为80 kN/m，网孔边长为50 mm。桩身采用CFG材料，正方形布桩，桩间距1.8～2.0m，桩长为8～15 m，桩径为0.5 m，并设置直径为1 m、厚度为0.6 m的圆形桩帽。对典型试验断面S1：DK619 + 430、S2：DK620 + 230、S3：DK620 + 250、S4：DK620 + 300填筑过程中的地基沉降、孔隙水压、格栅拉力以及桩顶应力和桩间土压力进行实时监测，路基填高及桩的布置情况见表2。整个观测周期约为460 d，观测频率依据变形速率而定，在填筑期通常为1次/d，数据快速变化期加密观测频率为3次/d。在静置期和稳定期的观测频率分别为1次/3 d、1次/7 d。本次现场试验断面概况如图1所示，所用仪器型号规格具体见表3。限于篇幅，本文仅针对桩土沉降和应力、地基反力以及格栅变形规律进行分析。

表2 试验断面概况 m

图1 试验段监测仪器布置(单位：m)

表3 传感器埋设位置及参数

2.1 沉降规律

图2为试验断面路基填筑高度和路基中心处的桩顶沉降随时间的变化关系。由图2可知，观测过程主要由两个填筑期(Ⅰ、Ⅲ阶段)和两个静置期(Ⅱ、Ⅳ阶段)组成:填筑周期分别约为150、100 d，平均填筑速率均约为0.04 m/d；
静置期均约为120 d。随着填高的增加，桩顶沉降逐渐增大，不同断面的沉降发展趋势相似。第一次填筑期结束，各断面桩顶沉降(约30 mm)相差不大，沉降速率发展相对缓慢(S1～S4依次为0.201、0.275、0.243、0.193 mm/d)。此过程土拱效应相对较小，桩顶分荷作用未得到充分发挥，桩土共同承担上覆荷载增量。在第二次填筑期中，路基土拱效应和拉膜效应充分发挥，上覆荷载被主要分担在桩顶，从而导致桩顶沉降快速发展(S2～S4依次为0.345、0.253、0.251 mm/d)，最终沉降量随着桩长的增加而减小，S2～S4分别为98.2、74.9、70.4 mm。

图2 桩顶沉降变化曲线

桩间土的沉降变化规律与桩顶沉降类似，如图3所示，随着填高的增加，桩间土逐渐产生沉降，由于桩间土的超固结特性，不同断面在较小填高时的沉降相差不大，在土拱效应形成后表现为桩越长，桩间土沉降越小的规律，这主要是因为桩在沉降过程中会带动桩间土的沉降所致。在第二次填筑过程中桩间土沉降得到进一步发展，这是由于桩顶产生了较大的沉降，导致上部荷载增量再次分担到桩间土上，最终沉降量随着桩长的增加而减小，因此S2的最终沉降量(111.2mm)最大，S3、S4相对较小(92.2、83.1 mm)。

图3 桩间土沉降变化曲线

在桩网结构路基中，土拱效应主要由桩土差异沉降导致。图4给出了不同断面路基中心桩土差异沉降随填筑时间的变化规律。从图4可以看到，随着填高的增加，各断面的桩土差异沉降迅速增大，当H> 1.4(s-d)后，差异沉降增大速率明显减缓，达到H= 4×(s-d)时，桩土差异沉降达到峰值，随后逐渐下降。这是由于土拱效应逐渐形成，桩顶沉降逐渐增大所致。其中S2～S4的峰值大小相差不大，约为12 mm，而S1的峰值相对较小，约为8 mm。在静置期，桩土差异沉降略有增加，这与桩间土在上覆压力下的固结过程有关，说明地基土的固结过程会引起桩土沉降差变化，但变化幅度较小，这与文献[22]的研究成果相吻合。在第二次填筑过程中，土拱效应增强，土拱形态变化导致桩间土压缩，桩土差异沉降再次迅速增大，且桩越长增大越明显，S2～S4分别为1.8、3.2、3.7 mm。Ⅳ阶段的沉降差波动则说明在完整土拱形成后，桩、土的沉降发展也并非同步，而是一个动态协调变形过程。可以推测在整个填筑过程中(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ)，土拱将经历从填筑过程的形成到稳定，到再次填筑的增强以及最后的动态稳定过程。

图4 桩土差异沉降变化曲线

图5为S2路基横断面桩间土沉降与时间和填高的关系。由图5可知，不同位置处桩间土的沉降规律相似，均随着路基填高的增加而增大，路基中心沉降最大为115 mm，而坡脚位置处沉降最小为22 mm，左右路肩沉降量基本一致为83 mm。在静置期由于地基固结和路基应力重分布共同作用导致沉降有所增大。在第二次填筑过程中地基土的沉降再次增大，这与文献[25-26]中认为的完整土拱高度以上的路堤荷载全部由桩承担，桩间土不再承担此部分路堤荷载结果不同，这是由于文献[25-26]中的关于土拱效应的计算通常未考虑桩顶沉降对土拱效应的影响，而实测数据表明桩顶会由于桩身的压缩变形和桩端土层压缩而产生明显的位移，从而引起土拱效应的演变。

图5 S2路基横断面桩间土沉降变化曲线

2.2 桩、土压力变化规律

图6和图7分别为桩顶应力和桩间土压力随时间的变化曲线。从图6和图7中可以看到，在填筑初期(H< 1.4(s-d))，桩顶应力较小，各断面相差不大。当H> 1.4(s-d)后，随着土拱效应的产生，荷载被逐渐分担到桩顶，导致桩顶应力快速增大而桩间土压力增加速率变缓，当H> 4(s-d)后，在土拱效应的作用下桩间土压力几乎保持不变而桩顶应力继续增大。在第二次填筑过程中，各断面桩顶及桩间土压力均有所增大，且桩顶应力的增加幅度与桩长成正比(S2～S4应力增量分别为92、331、395.9 kPa)，桩间土压力增大幅度与桩长成反比。对比S4与S2、S3可以发现，在第一次填筑过程中，桩越长，桩间土压力越早达到稳定，且稳定时的土压力越小。这主要是由于桩长越大，桩顶沉降越小，土拱形态稳定更快所致。对比S1和S3可以发现，S1的桩间土压力大于S3，S3的桩顶应力大于S1，说明增加桩间距会减小桩的承载效率，导致地基土压力增大。

图6 桩顶应力变化曲线

图7 桩间土压力变化曲线

桩土应力比是反映土拱效应强度的重要指标。桩土应力比随标准化填高变化曲线见图8。从图8可以看到，随着标准化填高H/(s-d)的增加，桩土应力比n呈阶段性增大。在开始阶段，由于填筑高度较小，桩土应力比受施工作业影响而不具有规律性。随着填高的增加，初级土拱效应形成，桩顶应力逐渐大于桩间土压力。但这种土拱效应由于填筑高度较小不能形成完整的土拱形态，桩土应力差主要由桩土刚度差导致。当H> 4(s-d)后完整土拱效应形成，桩土应力比快速增大，桩顶沉降发展速率加快，此时桩土差异沉降达到最大值(图5)。在第二次填筑过程中，S3和S4具有明显土拱效应加强现象，而S2的土拱效应加强效果不明显。这是由于S2的桩长较小，在二次填筑过程中发生较大的沉降，桩身荷载承担效率无法再次提高，导致上覆荷载再次被分担到桩间土上，这也是导致S2的桩间土压力在二次填筑过程中明显增大(图8)的原因。

图8 桩土应力比随标准化填高变化曲线

值得说明的是，关于形成完整土拱的临界高度有不同的研究结论[22,26-27]，主要集中在1.4(s-d)～4(s-d)，原因在于对桩身位移的假设不同和是否考虑平面空间土拱拱脚支撑的连续性，说明桩顶的沉降发展对土拱的形成具有明显影响作用，桩顶沉降就越大，形成完整土拱的填筑高度越大，这与本文的试验结果相符。

图9为桩间土的强度折减(σs/γH)随标准化填高H/(s-d)的变化曲线，σs为土应力，γ为土重度。在填筑初期，强度折减值明显大于1，这是由于施工过程中产生的瞬时地基反力所致，对比S1和S3可以看出这种瞬时地基反力随着桩间距的增加而增大。随着填高的增加，在土拱效应形成后强度折减迅速降低，最后达到相对稳定状态，4根桩最终强度折减值分别为0.81、0.56、0.46、0.31。说明桩长和桩间距对桩间土的强度折减效应均有明显影响，桩越长强度折减效应越明显，桩间距越大，强度折减效应越明显。

图9 桩间土的强度折减效应与标准化填高的关系

图10为桩顶荷载承担比Ep变化曲线。其中Ep计算式为

( 1 )

式中：σs、σp分别为桩间土、桩顶平均应力；
As、Ap分别为桩帽面积、桩间土面积。

图10 桩体荷载承担比变化曲线

从图10中可以看到，在第一次填筑过程中，随着标准化填高H/(s-d)的增加，Ep先增大而后逐渐趋于稳定。在静置期间Ep由于应力重分布而有所增大。第二次填筑过程中，Ep再次迅速增大后趋于稳定，桩长越大增加越明显，S1～S4的Ep值最终依次为0.334、0.482、0.646、0.785，即增加桩长可以提高桩的荷载承载效率，同时也表明，经过静置期的应力重分布和桩间土的固结过程，再次加载会导致土拱效应加强，这种加强作用主要与桩的承载力有关。

图11为Ep与标准化桩长L/(s-d)的关系曲线，引用文献[2]中类似工况数据进行对比分析。从图11可以看出，随着标准化桩长的增加，Ep先快速增加而后逐渐稳定，最终稳定值均约为80%。其中S1断面Ep值较小，这主要是由于相对S2～S4断面，S1的桩间距较大，土拱效应强度相对较小所导致。表明在相同的地基条件下，增加桩长可以提高桩结构的荷载承担比Ep，但当Ep达到80%后，仅增加桩长对Ep值的提高效果不明显。

为了评价土拱效应的发展状态，从文献[26]中引入土拱系数Cc为

( 2 )

根据文献[26]，对端承式桩

( 3 )

对摩擦型桩

( 4 )

图11 Ep与L/(s-d) 关系曲线

图12为土拱系数Cc的发展规律。由图12可知，填筑初期各个断面土拱系数Cc均表现出类似摩擦型桩的特性，S1～S4的Cc值相差不大，随着H/d的增加保持线性增大。而当经历一段时间静置期后再次填筑，在桩间土和桩端土层的固结作用下，S3和S4的土拱系数曲线逐渐从摩擦型桩向端承式桩过渡，而S2的土拱系数曲线依然沿着摩擦型桩的土拱系数曲线保持线性增加。说明在超固结地基中，增加桩长到足够长度可以使得摩擦型桩的土拱系数Cc从摩擦型桩过渡到端承式桩，但这种过渡仅在较高填筑荷载下产生。

图12 土拱系数Cc随H/d变化曲线

2.3 格栅变形

图13为S2路基横断面不同位置处的格栅变形量随路基填筑高度的变化关系。从图13可以看出，不同位置处的格栅变形量均随着路基填高的增加迅速增大，在桩土差异沉降达到最大值后保持平稳。在二次填筑过程中，路基中心横向和边坡位置的格栅变形量有所增加，但路肩位置基本保持不变，路基中心纵向格栅变形量减小。这主要是由于在填筑初期，土拱未完全形成，桩土差异沉降较大，格栅由于较大的兜拉作用而产生变形。在土拱完全形成后，路基荷载主要分担在桩顶，桩间土压力增加较小，格栅变形量相对稳定。在土拱加强区，格栅的变形则主要由路基横断面是整体差异变形导致，而路基纵向由于无明显差异沉降导致格栅变形相对稳定甚至有减小的趋势。

图13 S2断面不同位置处的格栅变形量

图14为不同断面格栅变形与填高的关系。从图14可以看出，不同断面中心位置处的格栅变形发展规律相似，均随着路基的填高的增加先增大后稳定，而后在土拱加强区再次增加并稳定。对比不同断面格栅变形规律可知，在第一次填筑过程中，格栅变形与桩土差异沉降呈正相关，第二次填筑过程中的变形则主要由复合地基的整体沉降所致，因此随着桩长的增加，二次填筑过程的格栅变形增量逐渐减小(S2～S4分别为0.68、0.24、0.17 mm)。

图14 S1～S4断面路基中心格栅变形量

2.4 地基反力

图15为桩间土压力σs均值与沉降δs关系。如图15所示，随着沉降的发展，桩间土压力在开始阶段近似线性增大，且各断面土压力增大斜率相差不大(Δσs/ Δδs= 2.7)，这是由于前期桩的位移相对较小，在没有形成完整土拱效应前，各断面桩间土沉降主要为上部路基荷载作用下产生的压缩变形。而在土拱效应及拉膜效应的共同作用下，桩的沉降增大，带动桩间土沉降，因此桩间土压力增加速度趋于平缓。在二次填筑过程中，由于桩的沉降导致桩间土压力再次增大，此过程中桩间土的沉降主要由地基土自身压缩和桩身沉降带动整体地基沉降而引起。

图15 桩间土压力随沉降的变化曲线

2.5 理论计算

从土拱的发展过程可以看到，土拱形成后并未立即进入极限状态，而是需要经过逐渐的加强后才能稳定。文献[2]考虑土拱效应强度和桩间土的地基压力分布因素，提出了一种改进的桩土应力比计算方法，桩间土压力σs(3D)在空间上可表达为

( 5 )

式中：Kp为朗肯被动土压力系数；
α为土拱塑性状态系数；
β为桩间土压力分布系数。

则桩土应力比为

( 6 )

式中:σp为桩顶应力。

通过几何分析得到桩体荷载分担比Ep为

( 7 )

式中：Ae为正方形布桩下，每4根桩围成的单元面积。

2.6 现场实测与理论计算对比

引用文献[2]中的计算方法，对既有规范和理论计算结果与现场实测结果进行对比分析，具体参数取值见表4。

表4 对比分析中参数取值

为了便于对比，将复合地基的几何尺寸进行换算为

( 8 )

( 9 )

式中：ds为方形桩帽边长；
dt为圆形桩帽直径；
ss为方形布桩的桩间距；
st为三角形布桩的桩间距。

实测及理论计算Ep随标准化填高H/(s-d)发展对比如图16所示。由图16可知，各理论计算值与实测值的变化规律相似，均随着填高的增加先增大而后趋于平稳。对比实测值与7种理论计算结果[2,5-6,28-31]可以发现，第一次填筑过程中，相对其他计算值，文献[2]改进方法的计算结果与S2实测结果整体吻合较好，表明考虑土拱塑性状态系数α和桩间土压力分布系数β能够使计算精度有所提高。但第二次填筑过程中，由于土拱效应加强，导致计算值偏小，在S3和S4中均出现了类似的规律，且不难发现桩长越大，ΔEp越大(S2～S4分别为6%、10%、13%)。因此现有理论方法都不能直接预测土拱的增强效应。

图16 S2实测及理论Ep随标准化填高H/(s-d)变化对比曲线

究其原因，是由于在第一次填筑过程中，桩间土处于超固结状态，在第二次填筑过程中，桩间超固结土层进入正常固结状态，导致桩土差异沉降增大、土拱效应增强。限于篇幅，以S2断面为例，不考虑成桩过程对桩间土超固结度的影响，结合室内压缩试验和Casagrande作图法确定的前期固结压力σc沿地基深度的分布曲线如图17所示。从图17可以看出，地基超固结土层深度约为15 m，当一次填筑结束后，超固结土层深度约为5.86 m。开始二次填筑后，桩间土层快速进入正常固结状态，当填高达到8.72 m时地基土范围土层全部进入正常固结状态，此后桩土差异沉降进一步发展，土拱效应得到增强。这与图4中所示的规律一致。

图17 地基应力沿深度分布

文献[2]也监测到了随着桩长的增加ΔEp增大的现象，如图18所示，随着标准化桩长的增加，ΔEp先增大而后趋于稳定，稳定值约为14%。同时可以根据拟合曲线推测，当标准桩长值小于5则无明显土拱效应加强现象，标准桩长值大于12后加强效果不再增加。

图18 ΔEp与L/(s-d)的关系曲线

本文通过现场填筑试验，对膨胀土地区桩-网复合地基在路堤荷载下的变形及土拱效应发展规律进行了分析，结论如下：

(1)随着填高的增加、桩土差异沉降的发展，土拱效应会经历初级土拱-完整土拱-增强土拱的演变过程；
土拱效应的增强与地基的超固结特性和静置期间的应力重分布有关，二次填筑过程会导致长桩(S3和S4)的土拱系数曲线从摩擦型桩过渡到端承式桩，而短桩(S2)的过渡现象不明显。

(2)桩的承载效率随着桩长的增加而增大，最终稳定值约为80%；
在填筑初期会产生较大的瞬时地基反力，导致桩间土的强度折减效应(σs/γH)波动，随着土拱效应的产生强度折减迅速减小并趋于稳定，S1～S4的稳定值分别为0.81、0.56、0.46、0.31。

(3)在路基填筑过程中土工格栅变形主要发生在填筑初期，由于土拱效应未完全形成产生明显的兜拉效应，土拱效应形成后变形相对稳定。二次填筑过程中的变形增量主要由复合地基整体沉降导致。

(4)通过对比分析不同土拱计算理论，发现同时考虑地基反力的影响及土拱塑性系数和等效土压力系数能够较好地预测该地区土拱形成过程，但现有理论方法均无法直接预测土拱的增强效应。

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