新建铁路CFG桩桩筏复合地基试验研究

蒋宗全，赵同生，朱 明，马建林，朱浩波

(1.中国水电集团，北京 100048;2.西南交通大学，成都 610081)

CFG桩复合地基由CFG桩体、桩间土和褥垫层三部分组成。目前，国内对于刚性基础下CFG桩复合地基的承载力、变形、桩土应力比、荷载传递规律、垫层效应、动力特性以及可靠度等方面进行了研究，取得了丰富的成果［1-3］，但关于柔性基础下复合地基工作性状的研究工作较少［4-6］。鉴于柔性荷载下CFG桩复合地基的作用机理、计算理论等尚未成熟，也没有相关经验可供参考，从我国新建铁路的发展现状来看，开展CFG桩的相关试验工作十分必要。开展CFG桩相关试验工作，一方面可优化CFG桩桩筏复合地基设计参数，指导CFG桩设计与施工;另一方面，可以通过试验工点的测试，研究分析提出柔性荷载作用下的CFG桩复合地基的计算方法和设计原则，验证目前采用设计计算方法的合理性，为编制相关规范提供依据，更好地为我国铁路建设事业在新时代的进一步跨越式发展作出贡献。

1 工程概况

新建铁路曲阜东站为全线CFG桩比较集中的区段，地形平坦，地势开阔，线路以填方通过，路堤填高为6.8～7.2 m。填方上预压土高度为3.5 m，分层填筑。自上而下主要地层情况见表1。

试验所选择的CFG桩复合地基设计参数为:桩径0.5 m，间距1.8 m，正方形布置，每排18根桩，共27排。桩顶高程 3.95 m，桩底高程 －19.4 m，桩顶设0.15 m厚碎石垫层，其上在中心23.9 m范围内设0.5 m厚钢筋混凝土板，钢筋混凝土板两侧各设置4.5 m宽、0.6 m厚的碎石垫层夹两层土工格栅。

本次现场试验研究采用液位沉降计、单点沉降计，沉降板监测CFG桩的沉降变形。

路基填筑及预压土施工期间荷载—时间曲线如图1和图2所示。

2 现场试验成果分析

2.1 液位沉降计

液位沉降计分别安装在路堤边坡、路肩、线路中心、路基中心左侧(两桩间)、路基中心右侧(四桩中心)、路基中心桩顶和路基中心桩间土处。根据各液位沉降计的测试数据，可得沉降曲线如图3所示。

表1 试验现场土层地质条件

图1 填筑期间荷载—时间曲线

图2 静置期间荷载—时间曲线

图3 液位沉降计测试结果

图3所示试验观测结果表明:

1)路基中心、左路肩和坡脚桩土沉降差依次增大，坡脚的沉降差远大于前两者。由于路堤结构所致，路基中心的填筑荷载最大，线路中心、路肩、边坡处依次递减。同时，坡脚处CFG桩身受力不均匀，桩顶处承受水平推力，所以边坡处桩土沉降差大，而路基中心处，桩土沉降差较小。

2)路基中心左侧桩顶与左路肩桩顶至卸载26 d时发生的沉降只有2.2 mm的差异。可以推断在钢筋混凝土板作用范围内，由于钢筋混凝土板的调整，桩顶发生的位移差别不大，钢筋混凝土板范围内CFG桩受力均匀。

3)两桩与四桩中心桩间土，由于桩体的约束作用，两桩中心土所受影响要比四桩中心大，故两桩中心能够承受较大的荷载，即两桩中心处应力应大于四桩中心，沉降要小于四桩中心桩间土。

4)主要沉降发生在加载期间，并且卸载后没有发生明显回弹。在填筑加载和静置期间桩顶与桩间土的沉降差基本保持不变。

5)根据图3，从路基中心线处沉降的发展可将上述沉降曲线发展过程分为3个阶段，如表2所示。

在第3阶段的平均沉降速率为0.019 m/d≤0.088 mm/d，满足高速铁路无砟轨道铺设的条件。

表2 沉降发展阶段表

2.2 单点沉降计

单点沉降计安装说明如表3所示。单点沉降计测试结果如图4所示。

从图4可见，桩端处和桩端下1 m处沉降差很小。除了可能的、施工带来的技术原因外，桩端持力层为细砂层，便于CFG桩灌注时水泥浆的浸透、传输和固化加固也是其重要原因。加固区及以下桩间土的压缩变形量情况见表4。

表4 加固区及以下桩间土的压缩变形量

将液位沉降计与单点沉降计测试结果进行比较得出:路基中心处，卸载26 d后，加固区桩间土沉降为10.23 mm，下卧层沉降为30.61 mm，CFG桩加固区的压缩沉降占最大沉降的23.7%，下卧层沉降占76.3%。

2.3 磁环式分层沉降管

磁环式分层沉降管测试结果如图5所示。当完成路堤及超载土层填筑后，上部磁环沉降量较大，下部沉降量较小。在静置时间2～3月以后，沉降量基本不再增加，趋于稳定，曲线呈重合状。预压土卸载后，沉降曲线无明显变化，基本保持原状。顶部磁环最大沉降量达50.3 mm，最底部磁环沉降量为14.4 mm。对于顶部最终沉降，填筑结束时的沉降为最终沉降的51%，静置两个月后达到88%。

图5 磁环式分层沉降管测试结果

预压土卸载结束后加固区与下卧层沉降百分比如图6所示。在卸载后，下卧层沉降量占到总沉降量的78.55%，几乎是加固区沉降量的4倍，可见桩将荷载传递至桩端较深的承载力较好的土层，在减少和控制沉降方面发挥了明显作用。

图6 预压土卸载结束后加固区与下卧层沉降百分比

2.4 沉降板

沉降板测试静置期间路基顶部的沉降变形如图7所示，可以看出路基面沉降曲线成锅形分布，中间沉降量较大，两侧较小。

路基本体260 d沉降值如表5所示。路基本体静置260 d时压缩沉降量为14.77 mm，为路堤填高的2.1‰。

2.5 土压力盒

平均桩土应力比和桩分担荷载百分比如图8和图9所示。可以看出，桩土应力比随着加载施工进展而增大，当加载结束后，桩土应力比趋于平缓。路堤填筑结束时，平均桩土应力比为55，桩荷载分担比为75%，即桩承担了3/4的荷载。此后，分担比基本保持稳定，略有增加，到卸载后26 d增加至78%。

图7 沉降板测试结果

表5 路基本体260 d沉降值mm

图8 平均桩土应力比

图9 桩分担荷载百分比

B区桩土应力比对比曲线如图10所示。可以看出，在施工及静置阶段，桩土应力比:路基中心处>路肩处>坡脚处。

2.6 孔压计

图10 桩土应力比对比曲线

孔压计测试包括地下水位和孔隙水压，为土层中超静水压的计算提供基础实测资料。在2008年春季，地下水位基本保持不变，位于2.0 m高程处。在雨季期间，降雨较多，使水位升高至3.1 m高程处，以后又逐渐减低。测点处孔隙水压变化情况实测曲线见图11。

通过上述孔隙水压实测值计算的超孔隙水压值较小，多数为负值，其原因可能有以下几点:

1)本试验段地层多数为粉砂、细砂、粉土、粉质黏土互层的“千层状”土层，富含透镜体，使得固结过程不明显;

2)加固区土层受CFG桩施工扰动，土体结构、渗透性等性质受到不同程度的改变，使得固结过程受到影响;

3)地下水位的季节性变化对孔隙水压测试有影响，而静水压力在这种“千层土”中的传递规律还是土力学理论未解决的难题。

由于上述原因的影响，加之超孔隙水压测试值较小，使得对超静水压的进一步分析无理论基础和实际意义，不便开展下一步讨论。

图11 孔压计测试结果

2.7 斜测管

测斜管测试该点处土水平位移随深度的变化情况如图12所示。在填筑路堤期间，测斜管管口水平位移迅速增加，到填筑结束时达到5.55 mm。随着路堤静置时间的推移至沉降基本稳定时，该水平位移增大至9.50 mm。此后再无明显变化。

图12 测斜管测试结果

总体来讲，由于CFG桩和桩顶碎石垫层的作用，使路堤填筑荷载大部分转至CFG桩承受，并传递至深层，使加固区土体受力明显减小，因而其水平位移也不大。

3 结论

通过现场实测资料，可以很好地了解CFG桩桩筏复合地基的工作性能，并得到以下成果:

1)液位沉降计测试结果得出，在路堤和预压土填筑期间，发生较大沉降，静置期间沉降速率逐渐降低，趋于稳定。其沉降曲线发展过程分为3个阶段，即:沉降快速发展阶段、沉降发展阶段和沉降基本稳定阶段。

2)桩顶最大沉降的56.6%在填筑期间发生，43.4%在静置开始至卸载后26 d发生。桩间土最大沉降的62.7%在填筑期间发生，37.3%在静置开始至卸载后26 d发生。

3)加固区压缩变形为10.23 mm，其中78.1%在填筑期间发生，21.9%在静置开始至卸载后26 d发生。加固区底面至底面下4 m范围内的压缩变形为5.72 mm，其中29%在填筑期间发生，71%在静置开始至卸载后26 d发生。

4)路堤中心沉降板静置260 d的沉降量为35.65 mm，同期同垂直轴线处 CFG桩桩顶沉降为 20.88 mm，即在预压土作用下，路堤填料的压缩变形等于14.77 mm，为路堤填高的2.1‰。

5)平均桩土应力比(桩/土)为66.29;荷载分担比(桩/土)为 3.76。

［1］阎明礼，张东刚.CFG桩复合地基技术及工程实践［M］.北京:中国水利水电出版社，2001.

［2］李海芳，温晓贵.路堤荷载下刚性桩复合地基的现场试验研究［J］.岩土工程学报，2004，26(3):419-421.

［3］李国维，杨涛.柔性基础下复合地基桩土应力比现场试验研究［J］.岩土力学，2005，26(2):265-269.

［4］刘俊飞，赵国堂.路基工程中 CFG桩桩筏复合地基与桩网复合地基对比［J］.铁道建筑，2009(7):31-35.

［5］赵国堂，马建林，彭声应，等.高速铁路 CFG桩不同结构形式下地基沉降—时间发展规律的试验研究与预测［J］.铁道建筑，2009(7):62-65.

［6］刘志丰，陈永光.复合地基桩土应力比的研究［J］.建筑技术，2002(12):924-925.