采空巷道上方高速铁路桩板路基模型试验研究

李传宝，程谦恭，梁 鑫, ，张世亮

（1.中铁第四勘察设计院集团有限公司，武汉 430063；2.西南交通大学 地质工程系，成都 610031；3.广西科技大学 土木工程学院，广西 柳州 545006）

1 引 言

高速铁路建设标准、技术要求非常高，必须严格控制线下结构物的沉降变形。铁路选线时对于地下矿层大量开采、采空区面积很大的采空区路段，一般采取绕避措施，但对于小型采空区或者采空巷道分布的采空区路段，则对采空区的地基采取注浆加固，或者对穿越采空区的工程结构基础采取加固措施。设计时速350 km 的合-福高速铁路，于江西上饶境内的采空区路段，在采空巷道上方的路基工程中采取桩板结构形式加固地基，以便控制其上方路基工程的变形。桩板结构作为一种新型的路基处理技术已经在国内多条高速铁路上采用，例如，京津城际客运专线[1-2]、京沪高铁[3-4]和武广高铁[5]的软土路基处理，郑西高铁[6]的湿陷性黄土路基处理以及遂渝高铁[7]的川东红土路基处理等。这些路基的处理都已取得良好的工程效果，但桩板结构用于路基工程下方采空区的基础，目前尚未多见，其相应的研究成果鲜见报道，因此，十分有必要对桩板结构穿越采空区控制路基变形的技术进行深入研究，为同类工程的设计施工提供可靠的理论依据。合福高铁五府山车站位于江西省上饶市四十八镇，路基下方为民国及20 世纪80年代采煤形成的采空巷道。本文以五府山车站采空区路基为研究对象，通过物理模型试验，对采空区桩板结构复合地基的沉降特征、荷载传递机制、桩板作用机制进行研究。

2 工程概况

五府山车站位于上饶县城正南37 km 处48 镇，属于丘陵区，地势起伏。五府山车站（DK499+763.83～DK500+835.00）为4 车道设计，前（合肥方向）接官山底特大桥，后（福州方向）接四十八镇1号大桥。本区主要的含煤地层为二叠系中统雾林山组（P2w）灰黑色中薄层石英砂岩、灰质页岩夹泥岩、炭质页岩及煤层，车站周围以80年代的私采小煤窑为主，开采深度不大，一般为30～50 m。由于地质历史时期多起断裂活动，煤层呈鸡窝状分布，村民自发开采，巷道分布规律性差。小型浅埋采空区塌陷前多无明显征兆，传统的采空区地基加固方法（如注浆法、回填法等）加固效果难以控制，无砟轨道高速铁路对沉降控制严格，一旦出现沉降病害后果不堪设想，因此，采用刚性的地基处理方案，路基采用C35 混凝土灌注桩与C35钢筋混凝土承台板亦即桩板结构加固，确保高速铁路安全运营。

本次物理模型试验原型为DK499+940 处断面，车站地层从上到下为：层①全风化砂岩；层②强风化砂岩；层③弱风化灰岩。断面左侧埋深10.5～12.5 m为1 号采空巷道，高2.0 m，底部宽2.5 m；中部19.8～22.6 m 埋深为2 号采空巷道，高2.8 m，底部宽2.5 m。断面承台板厚1.2 m，承台板以上路堤填料采用掺3%水泥级配碎石，高3.0 m，路堤边坡坡比为1:1.5。地层、采空巷道及灌注桩位置如图1(a)所示。图中，A～D为轨道编号。桩位编号从左至右依此为I～VII 号，相应桩的长度依次为12、20、25、24、25、25、25 m。桩板人工挖孔灌注桩桩径为1.0 m，桩间距为5.0 m。车站桩板结构布置平面图如图1(b)所示。断面各桩桩长及穿越地层见表1。

图1 原型断面的地层、采空巷道与桩板结构(单位:m)Fig.1 Location of strata,goafs and pile-plank arrangement(unit:m)

表1 原型断面桩长及穿越地层Table 1 Pile length and traversing strata at prototype section

3 模型试验

3.1 模型相似常数的确定

本次物理模型试验中涉及到主要的相关参数有应力、应变、内摩擦角、黏聚力、重度、弹性模量、泊松比、均布面力荷载、长度、位移，根据相似理论，高速铁路采空区路基变形物理模型相关参数表达式为

参数总数n=10，基本量纲数m=2（对静力学问题，基本量纲为F、L）。根据π 定理，独立的π项有8 个，其π 函数可表示为

本试验采用缩尺模型，选取几何相似常数 Cl为第一基本量，取 Cl=25。选重度相似常数Cγ作为第二基本量，取Cγ=1.5。确定上述2 个基本相似常数后，根据π 定理导出本模型试验的其他物理量的相似常数，见表2。

表2 物理量的相似常数Table 2 Similar constants of physical quantity

3.2 模型尺寸与几何边界

根据模型几何相似常数 Cl=25，得到模型中有关结构的几何参数，见表3。

表3 模型几何参数Table 3 Geometry parameters of model

与原型比较，模型试验最显著特征就是试验过程及结果要受其边界条件影响。对于模型试验边界效应，张四平等[8]指出，日本的岸田英明通过对砂箱中的物理模型进行专门研究提出当模型箱的宽度与桩径之比 B/D ≥10、桩底部到模型箱底部的距离与桩径之比 Z/D≥6 时，可以忽略模型箱的侧壁和底板对试验结果的影响。谢涛等[9]则结合现场群桩基础的埋深、承台板的几何尺寸及桩体和土体应力的影响范围等的关系，考虑边界效应，平面影响范围取承台板尺寸的3 倍，桩体深度应力影响范围为桩径D 的15 倍。文华等[10]在地下连续墙模型试验的过程中，对于边界条件的影响，采取的是平面影响范围，取承台板尺寸的3 倍以上，连续墙深度应力影响范围按桩基沉降计算中的最大计算深度进行估算。

借鉴以上3 种确定依据，考虑尽量消除边界效应所带来误差，本次模型试验的模型箱尺寸：取模型箱的宽度与桩径之比 B/D=10，桩底部到模型箱底部的距离取15D。模型沿线路延伸方向宽度取5排桩的距离，并增加平面影响范围；模型垂直于线路延伸方向的宽度为两侧路基坡脚距离，并增加平面影响范围。考虑了消除边界效应后的模型箱内部尺寸见表4。

表4 原型及模型尺寸Table 4 Size of prototype and model

3.3 模型材料

桩在实际工作中主要为弹性变形，故模型试验中主要考虑其弹性模量。C35 混凝土弹性模量为31.5 GPa，模型桩弹性模量 Emp=3.15×104/37.5=0.84 GPa。最接近于模型桩弹性模量的材料是由一定级配的骨料、水泥和水配合而成的微混凝土，但本次模型试验结构尺寸小，微混凝土不容易制作成模型中所需要的尺寸，故选取与其弹性模量较为接近的塑料材料来模拟混凝土灌注桩。通过多种材料试验对比和弹性模量测试，最终选择外径为32 mm，内径为23 mm，弹性模量为0.962 GPa 的PPR（pentatrico peptide repeats，无规共聚聚丙烯）普通热水管为混凝土灌注桩的模型材料。普通热水管（PPR）弹性模量测定试验结果见表5。混凝土承台板模型采用现浇混凝土来模拟，以增强模型中桩与承台的整体性。

表5 普通热水管弹性模量测定试验结果Table 5 Elastic modulus of PPR pipe used as model pile

原型现场岩土体分3 种类型：全风化砂岩、强风化砂岩和弱风化灰岩。全风化砂岩和强风化砂岩主要提供桩侧摩阻力，在模型试验中主要考虑重度和内摩擦角2 个参数。全风化砂岩和强风化砂岩分别采用级配均匀的细砂和粗砂进行模拟。原型中路堤填料采用的是级配碎石，对路堤填料的模拟以重度控制为标准，而对于模型填料本身的级配、压实度等物理指标要求可以适当放宽，填料采用细砂模拟。全风化砂岩、强风化砂岩和路堤填料原型参数、模拟材料参数及相似要求见表6。

表6 全风化砂岩、强风化砂岩和路堤填料原型及模拟材料参数Table 6 Parameters of prototype and model materials of whole weathered sandstone,highly weathered sandstone and roadbed filling

由相似理论计算得出的最佳模拟材料其重度和内摩擦角参数如表6 所列的相似要求。对比可见，本次模型试验中采用细砂来模拟全风化的砂岩、路堤填料，用粗砂来模拟强风化的砂岩是完全可行的。

弱风化灰岩主要分布在部分桩的底部作为持力层，故在模型试验中，模拟材料的抗压强度和弹性模量是主要考虑因素。借鉴相似材料模拟研究成果[11-14]，并根据本试验原型材料特征，本次试验采用中粗砂为骨料，用石膏和水泥为胶结物，采取6组配比材料进行制样。每个配比做3 个试样，材料混合均匀后加入直径为5 cm、长10 cm 的PVC 管，捣实制作试块。试块养护14 d 后，在其中部表面黏贴应变片，在压力机上加压，测量试样的弹性模量和抗压强度。各配比材料配合比与力学参数，见表7。

表7 弱风化灰岩各配比材料配合比与力学参数Table 7 Model material ratio of weak weathered limestone and mechanical parameters

根据现场勘察资料，弱风化灰岩的弹性模量E=16 GPa，单轴抗压强度P=65 MPa。根据相似理论，最佳模型材料的弹性模量E=16 000/37.5=427 MPa，单轴抗压强度P=65/37.5=1.73 MPa，故选择配比编号为5 的配比材料作为弱风化灰岩的模型材料。

3.4 模型制作

砌筑完模型槽后按配比拌制模拟材料，按地层分布位置进行浇筑，到桩底标高和采空区后分别进行桩的定位安装和采空巷道的制作。对于采空巷道的模拟，首先用与灰岩相同的模型材料预制采空巷道顶板；然后在灰岩模拟材料填筑过程中，先制作形成巷道，再将预制好的顶板与巷道相结合，即完成模拟采空巷道的制作（见图2）。地层浇筑和桩安装完成后采用现浇混凝土制作承台。待模型养护完成后即可进行加载。

3.5 监测仪器布置

模型承台板面积为1.4 m2，监测点的布设目的是为了获取3 类数据：（1）桩的内力；（2）土的应力；（3）桩、承台板、土和采空巷道顶板的沉降。本次模型试验所用电阻应变片电阻值为(119.9±0.1) Ω，灵敏系数K=(2.08±1)%。试验中桩间土和桩底选取的是量程为50 kPa 的微型土压力盒，桩顶选取的是量程400 kPa 的微型土压力盒。沉降采用观测标配合千分表用来监测，采用千分表量程为0～5 mm，精度为0.001 mm。

图2 采空巷道的制作Fig.2 Fabrication of goafs

元器件布设和监测内容：（1）在承台板下方两桩之间和4 桩之间的岩土体顶端安装微型土压力盒，监测桩间土应力，编号为T1～T4。（2）在1、2 号采空巷道顶板底端布置沉降监测点监测采空巷道顶板的竖向位移，编号分别为Cj1，Cj2。（3）在承台板下方两桩之间和4 桩之间土体顶端布置沉降监测点监测承台板下方土体的竖向位移，编号为Cj3～Cj6。（4）在承台板上表面布置4 个沉降监测点监测承台板顶端的竖向位移，编号为Cj7～Cj10。（5）选择具有代表性的1～4 号桩沿桩身贴应变片，并于桩顶及桩底安装微型土压力盒，土压力盒编号为T5～T8（同一根桩采用同一编号，按桩顶桩底标注）。

监测点布置平面图如图3(a)所示，模型桩应变片及桩土压力盒布置如图3(b)所示，模型中4 根监测桩桩长及穿越模拟地层详细情况见表8。

3.6 模型荷载

试验荷载包括承台板以上路堤填料、无砟轨道系统自重、列车荷载及附加荷载。五府山车站轨道形式为CRTSⅠ型双块式无砟轨道，由钢轨、弹性扣件、双块式轨枕、道床板、支承层等组成。道床板采用钢筋混凝土结构，现场浇筑成型，混凝土强度等级为C40。列车荷载参考规范取值[15]，车站设计为4 车道，最大静荷载应考虑4 列列车同时停靠，将列车和轨道荷载换算成相应高度的土柱荷载。对于列车行驶时轮载力通过上部结构传递到路基面上的动应力即动荷载，可通过式（3）来确定。

图3 模型试验监测点布置图Fig.3 Monitoring points arrangement

表8 监测桩桩长及穿越模拟地层Table 8 Monitoring piles length and traversing strata

式中：Pd为动轮载；α为动载系数，对于设计时速300 km 线路，取3.0；Pj为静轮载。为更好地研究模型加载后的受力及变形规律，荷载分为8 级，其中施工路堤填料3 级，列车荷载3 级，超过正常荷载的附加荷载分为两级。具体荷载分级情况及加载方式见表9。

值得指出的是，列车荷载以动力波的形式通过道床传递到基床面，再向深层传播的过程中动应力随着深度的增加而衰减。铁道科学研究院和西南交通大学等单位的许多实测资料表明[16]，路基面以下0.6 m 范围内的衰减最为急剧，已衰减了40%～60%。日本的资料[16]认为，路基面下3.0 m 处的动应力约为自重应力的10%，并认为动应力对3.0 m以下路基变形的影响很小[16]。由于本模型试验的主要目的在于研究采空巷道上方桩板结构路基的性状，桩板结构均位于路基面下方3.0 m 以下的地层深处（见图1），根据式（3）确定等效列车动荷载是可行的。

表9 模型路堤荷载Table 9 Load on road embankment model

4 试验结果及分析

4.1 桩身轴力

1～4 号桩桩身轴力如图4 所示。1 号桩桩长48 cm，桩身轴力如图4(a)所示。在荷载作用下桩身轴力变化趋势是从桩顶到桩底逐渐减小，桩轴力在采空巷道范围内为定值。在1、2 级荷载下，桩身轴力较小，桩底部一定范围内轴力为0 kN；在最大8级荷载作用下桩身轴力在桩底48.0 cm 处为 0.061 kN，而桩顶轴力为0.114 kN，此时桩的端阻力发挥占总荷载的53.5%。

2 号桩桩长96 cm，桩身轴力如图4(b)所示，桩身轴力变化趋势与1 号桩相同，采空巷道内桩身轴力不变。从第8 级6.30 kN 荷载曲线可知，桩身轴力在桩底96.0 cm 处为0.047 kN，桩顶轴力为0.119 kN，桩的端阻力发挥占总荷载的39.5%，总侧摩阻力占荷载的60.5%，可见随着桩长增加，侧摩阻力承担了大部分的荷载。该轴力分布规律与詹永祥等[5]和苏谦等[6]研究成果中轴力分布规律相似，不同的是本次试验存在采空巷道，采空巷道段轴力不变。

3、4 号桩桩长均为100 cm，地层无采空区，轴力分别如图4(c)、4(d)所示。整体上看，桩身轴力从桩顶到桩底为连续递减，递减的速率明显超过1、2 号桩，是因为1、2 号桩桩底部分相似材料为模拟灰岩，3、4 号桩桩底部分相似材料为粗砂，3、4号桩与土层的相对变形量更大，侧摩阻力的发挥更为充分。当荷载较小时，桩身轴力较小，例如，3号桩在第1 级荷载1.12 kN 时，桩顶处的轴力仅为0.006 kN，48.0 cm 以下轴力基本为0 kN；3～8 级荷载作用下桩顶轴力有显著的区别，但桩底轴力差别不明显，均为0.02 kN 左右。4 号桩桩身轴力变化规律虽没有3 号桩明显，但规律基本相同。

4.2 桩侧摩阻力

1～4 号桩侧摩阻力如图5 所示。图5(a)显示，1 号桩侧摩阻力从桩顶到桩底递减，采空巷道为0；在第8 级荷载6.30 kN 作用下，2.0～16.0 cm 段侧摩阻力为2.07 kPa，16.0～32.0 cm 段侧摩阻力为1.05 kPa，到达采空巷道的40.0～48.0 cm 段侧摩阻力为0 kPa；总侧摩阻力占荷载的46.5%，与端阻力发挥相当，端阻力略大。由图5(b)可见，2 号桩总侧摩阻力占荷载的60.5%，桩端阻力和侧摩阻力的变化规律与1 号桩基本相同，但1、2 号桩桩长差异较大，两根桩都穿过采空巷道，深度不同。两根桩地层岩性相同，但地层分布的深度位置与厚度不同，所以端阻力和侧摩阻力承担荷载比例有显著区别。两桩桩身轴力从上到下变化趋势相同，均不断减小，在采空巷道桩轴力恒定，都有明显的端阻力；由于2 号桩桩长较长，侧摩阻力发挥效果较1 号桩明显，使得桩的端阻力分担的荷载比例由1 号桩的53.5%降低到2 号桩的39.5%。两桩的侧摩阻力从上到下的变化趋势也是相同，均不断减小，到达采空巷道段为0；但在荷载较小时，2 号桩下半部分没有侧摩阻力，随着荷载的增加，下半部分的侧摩阻力才逐渐得到发挥。3、4 号桩侧摩阻力分布见图5(c)和图5(d)。两桩侧摩阻力从桩顶到桩底递减，由3 号桩在第8 级6.30 kN 荷载作用下曲线可知，桩的端阻力发挥占总荷载的11.6%左右，总侧摩阻力占荷载的88.4%左右，侧摩阻力承担了绝大部分的荷载，该侧摩阻力分布规律与苏谦[6]等研究成果分布规律相似，不同之处仅在于桩到达采空巷道部分，侧摩阻力为0。4 号桩侧摩阻力规律与3 号桩基本相同，3、4 号桩长度相同，地层情况相似，只是桩的空间位置不同，两桩的轴力和侧摩阻力分布规律基本一致。从图4 还可以看出，4 根桩的顶部均未出现软土地基桩板结构中的桩侧负摩阻力[17]。

图4 桩身轴力分布Fig.4 Distribution of axial force of piles

图5 桩侧摩阻力分布Fig.5 Skin friction of piles

4.3 桩土应力

桩间土的应力大小随荷载增加而变化的规律如图6 所示。从图中可以看出，随着荷载的增加，桩间土应力变化分为4 个阶段：当荷载从0～3.36 kN时，桩间土应力平稳增大；当荷载从3.36～4.03 kN时，桩间土应力增大速率加快；当荷载从4.03～4.70 kN 时，增大速率又放缓；当荷载从4.70～6.30 kN 时，增大速率加快到一稳定值，并以此较稳定的速率增加，说明在加载过程中桩间土应力在经过一段时间的调整后，随着荷载的增加，增大速率趋于定值。

在承台板的不同位置，桩间土应力很接近，但还是有细微的差别。两桩中心和4 桩中心的土应力随荷载增加变化规律逐步一致，但在承台板的中部和两侧靠边的位置，土应力大小有所不同，亦即中部的应力要稍微大于两侧的应力（图6 中承台中部T2、T3两点的应力大于承台两侧T1、T4两点的应力）。承台板总体受力比较均匀，桩与其间的土体，没有表现出在软土桩网复合地基[18-19]中出现的应力传递的土拱效应。

图6 桩间土应力Fig.6 Soil stress between piles

桩顶应力、桩端应力与桩间土应力比较如图7所示。由图可以看出，加载初期桩顶应力随着荷载的增加而迅速增大，之后以一稳定的速率逐渐递增。例如，1 号桩在荷载从1.12 kN 增长到4.03 kN 的过程中，桩顶土应力由 12.36 kPa 左右增大至147.89 kPa，增长速率明显增大；在荷载从4.03 kN增长到6.30 kN 的过程中，桩顶应力由147.89 kPa左右增大至246.68 kPa 左右，增长速率相对比较稳定，说明随着荷载的增加，桩所承担的荷载在迅速增长。

荷载较小时，桩底应力为0；随着荷载逐渐增大，一部分荷载传递到桩端，桩底应力开始增大；随着荷载的继续增大，桩底应力也稳定增大。1、2号桩桩底应力大于3、4 号桩桩底应力，因为这4根桩承担的荷载大小接近，且1、2 号桩桩侧摩阻力的大小要小于3、4 号桩，1、2 号桩的桩端阻力必定大于3、4 号桩。同理，1 号桩长度比2 号桩短，侧摩阻力发挥不如2 号桩，1 号桩桩底应力大于2号桩桩底应力。

桩顶应力和桩间土应力相差较大，且桩顶应力增长很快，这是由于桩的弹性模量较土体来说要大很多，在相同变形的情况下桩的荷载增加速率较快造成的。

图7 桩顶应力、桩端应力与桩间土应力比较Fig.7 Comparison of stress on top,bottom and middle of piles

桩土应力比如图8 所示。数值采用所有监测桩的桩顶应力平均值与桩间土应力平均值之比。由图可以看出，随着荷载的增加，桩土应力比从荷载为1.12 kN 时的31 增加到30 kN 时的127，增长较快，说明随着荷载的增加，桩体开始承担更多的荷载。本次试验的最终桩土应力比明显大于京沪高铁软土桩板结构路基中最终桩土应力比31.1[3]。

图8 桩土应力比Fig.8 Pile-soil stress ratio

4.4 桩土荷载分担比

桩土荷载分担比如图9 所示。从图中可以看出，随着荷载的增加，桩体所承担的荷载的比率也在逐渐增加。在荷载为1.12 kN 时，桩体承担荷载占总荷载的23.6%，因为荷载较小，产生的变形较小，此时桩间土承担了大部分的荷载；随着荷载的增加，变形增大，桩体弹性模量大的优势显现出来，桩体应力迅速增大，使得桩体所承担的荷载在荷载为4.03 kN 时就增加到50.6%；随着荷载的继续增大，土体开始发挥作用，土体承担的荷载有所增加，对桩体荷载分担比的增大产生一定的影响，使得桩体荷载分担比例增长速率放缓，最终荷载作用下桩体荷载分担比为55.8%。从图9 中还可以看出，桩荷载分担比与桩土荷载分担比两条曲线相交，是由于荷载达到4 kN 时两种荷载分担比均达到50%，表明此时各个桩以及桩间土承担的荷载相同。

图9 桩土荷载分担比Fig.9 Pile-soil load share ratio

4.5 沉降分析

图10 监测点沉降Fig.10 Monitoring points settlements

模型监测点沉降特征如图10 所示。从整体上看，模型承台板和桩间土的沉降量都很小，与原型设计对沉降量要求十分严格是一致的。荷载从1.12 kN 增加到6.30 kN 时，承台板表面沉降和桩间土顶沉降均从0 逐渐增大到0.13 mm 以上。承台板各处的沉降量虽有差异，但相对于总体的沉降，差异很小，刚度较大的承台板很好地控制了地基不均匀沉降；1 号和2 号采空巷道顶板底部基本没有沉降。可见随着上部荷载增大，桩间土和承台板的沉降都逐渐增大，且二者沉降量始终很接近，该沉降规律与魏永幸[20]在客运专线无砟轨道桩板结构软弱地基加固得出的规律一致。对于采空巷道，由于桩板结构桩数量和承台板面积都很大，有效减少了地基应力，而且采空巷道位于桩底，地基附加应力很小，本次缩尺试验中测得的采空巷道顶板基本没有变形。对一般采空巷道而言，采空巷道顶板处于冒落带最底端，顶板最底部沉降量最大[21]，但在本次桩板结构路基研究中，采空巷道整个顶板的变形规律与一般地层相同，即变形上大下小，桩加固有效地限制了巷道顶板的变形，进而消除了巷道顶板冒落甚至诱发塌陷的隐患。

4.6 板的作用

由图4 可见，1～4 号桩桩身轴力还有一个规律，即在同一级荷载下4 根桩桩顶轴力大小基本一致，如在第8 级荷载6.30 kN 作用下4 桩桩顶轴力大小均在0.11～0.12 kN 之间，桩长及在桩板结构布置位置中差异明显，但桩所承受的荷载大小基本相同，说明承台板刚度较大，在同级荷载下很均匀地将上部荷载传递给桩基。另一方面，从图10 还可以看出，除了承台板表面边缘的监测点（CJ9、CJ10）外，承台板表面的其他监测点其沉降量极为接近，且均小于承台板底部桩间土体的沉降量，说明承台板使路基基底与地基的接触关系从柔性接触转化为刚性接触，有效地协调了路基整体沉降，使得横向不均匀沉降得到了有效的控制。钢筋混凝土板的作用效果与京津城际[2]、京沪高速铁路[4]无砟轨道桩板结构现场监测结果相一致。

5 结 论

（1）桩顶处轴力最大，桩身轴力在桩的上部减小较快，采空巷道段轴力恒定，同一级荷载下桩顶轴力大小基本一致。

（2）桩的上段侧摩阻力较大，在采空巷道侧摩阻力为0，桩未出现软土地基桩板结构中的桩侧负摩阻力。

（3）桩土应力比与桩体荷载分担比变化规律相似。随着荷载的增大，桩所分担的荷载的增加速率逐渐变慢直至某一稳定值，本次试验的最终桩土应力比明显大于京沪高铁软土桩板结构路基中最终桩土应力比。

（4）承台板和桩间土的沉降曲线都是由陡变缓，最终趋于稳定增长。

（5）同级加载作用下各桩顶轴力基本相同，刚度较大的承台板起到了平均分配上部荷载的作用，同时承台板总体沉降量很小，在采空区和非采空区上方的沉降基本相同。

（6）试验中测得采空巷道顶板最底端基本没有变形，说明桩加固有效地限制了巷道顶板的变形，消除了巷道顶板冒落甚至诱发塌陷的隐患。

从试验结果来看，刚性路基设计理念，不等桩长和厚承台板设计很好地满足了采空区路基的加固要求，加固效果良好。

[1]沈宇鹏,李小和,冯瑞玲,等.客运专线桩板结构复合地基的沉降特性[J].交通运输工程学报,2009,9(6):32-35.SHEN Yu-peng,LI Xiao-he,FENG Rui-ling,et al.Settlement properties of pile-plank composite foundation in passenger dedicated line[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering,2009,9(6):32-35.

[2]荆志东.深厚软基新型桩板结构路基结构设计研究[D].成都:西南交通大学,2006.

[3]张继文,曾俊铖,涂永明,等.京沪高速铁路CFG桩-筏复合地基现场试验研究[J].铁道学报,2011,33(1):83-88.ZHANG Ji-wen,ZENG Jun-cheng,TU Yong-ming,et al.Experimental study on CFG pile-raft composite foundation of Beijing-Shanghai high-speed railway[J].Journal of the China Railway Society,2011,33(1):83-88.

[4]徐林荣,王宏贵,左珅,等.高速铁路沉降控制复合桩基的性状试验研究[J].岩土力学,2012,33(9):2605-2612.XU Lin-rong,WANG Hong-gui,ZUO Shen,et al.Test study of performance of composite pile foundation of high-speed railway controlling settlement[J].Rock and Soil Mechanics,2012,33(9):2605-2612.

[5]詹永祥,蒋关鲁,牛国辉,等.武广线高边坡陡坡地段桩板结构路基的设计理论探讨[J].铁道工程学报,2007,24(增刊):94-101.ZHAN Yong-xiang,JIANG Guan-lu,NIU Guo-hui,et al.Theoretical exploration on design of pile-plate structure in steep slop section of high side slope on Wuchang-Guangzhou railway passenger dedicated line[J].Journal of Railway Engineering Society,2007,24(Supp.):94-101.

[6]苏谦,王武斌,白皓,等.非埋式桩板结构路基承载机制[J].交通运输工程学报,2012,2(1):19-24.SU Qian,WANG Wu-bin,BAI Hao,et al.Bearing capacity mechanism of non-embedded pile-plank structure subgrade[J].Journal of Traffic and Transportation Engineering,2012,12(1):19-24.

[7]詹永祥,蒋关鲁,牛国辉,等.桩板结构路基动力模型试验研究[J].岩土力学,2008,29(8):2097-2010.ZHAN Yong-xiang,JIANG Guan-lu,NIU Guo-hui,et al.Model experimental research on dynamic performance of pile-plank embankment[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(8):2097-2010.

[8]张四平,邓安福,李世蓉.软质岩中嵌岩桩模型试验技术的研究[J].重庆建筑工程学院学报,1990,12(3):68-75.ZHANG Si-ping,DENG An-fu,LI Shi-rong.Study on model testing technique for socketed piles in soft rock[J].Journal of Chongqing Institute of Architecture and Engineering,1990,12(3):68-75.

[9]谢涛,袁文忠,马庭林,等.水平承载下超大群桩受力变形特性的模型试验研究[J].岩石力学与工程学报,2005,24(9):1582-1587.XIE Tao,YUAN Wen-zhong,MA Ting-lin,et al.Model testing study on deformation behavior of super-large pile group under horizontal load[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(9):1582-1587.

[10]文华,程谦恭,陈晓东,等.矩形闭合地下连续墙桥梁基础竖向承载特性试验研究[J].岩土工程学报,2007,29(12):1823-1830.WEN Hua,CHENG Qian-gong,CHEN Xiao-dong,et al.Study on bearing performance of rectangular closed diaphragm walls as bridge foundation under vertical loading[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2007,29(12):1823-1830.

[11]左保成,陈从新,刘才华,等.相似材料试验研究[J].岩土力学,2004,25(11):1805-1808.ZUO Bao-cheng,CHEN Cong-xin,LIU Cai-hua,et al.Research on similar material of slope simulation experiment[J].Rock and Soil Mechanics,2004,25(11):1805-1808.

[12]杨俊杰.相似理论与结构模型试验[M].武汉:武汉理工大学出版社,2005.

[13]付志亮,牛学良,王素华,等.相似材料模拟试验定量化研究[J].固体力学学报,2006,27(增刊):169-173.FU Zhi-liang,NIU Xue-liang,WANG Su-hua,et al.Quantitative study on equivalent materials testing[J].Acta Mechanica Solida Sinica,2006,27(Supp.):169-173.

[14]雷金山,阳军生,周灿郎,等.广州轨道交通岩溶地质模型相似材料试验研究[J].铁道科学与工程学报,2007,4(4):73-77.LEI Jin-shan,YANG Jun-sheng,ZHOU Can-lang,et al.Study on simulating material test of karst geological model of Guangzhou railway traffic[J].Journal of Railway Science and Engineering,2007,4(4):73-77.

[15]铁道部第三勘察设计院集团有限公司,中铁第四勘察设计院集团有限公司,等.TB 10621-2009 高速铁路设计规范[S].北京:中国铁道出版社,2010.

[16]王其昌.高速铁路土木工程[M].成都:西南交通大学出版社,1999.

[17]荆志东,郭永春,邱恩喜,等.新型桩板结构对高速铁路软基沉降控制作用离心试验[J].岩土力学,2010,31(8):2565-2574.JING Zhi-dong,GUO Yong-chun,QIU En-xi,et al.Centrifuge test of new pile-plate structure embankment settlement of soft soil of high-speed railway[J].Rock and Soil Mechanics,2010,31(8):2565-2574.

[18]于进江,程谦恭,贺宏武,等.超大面积深厚软土桩-网复合地基承载性状模型试验研究[J].岩土力学,2012,11(33):3323-3330.YU Jin-jiang,CHENG Qian-gong,HE Hong-wu,et al.Model experimental research on dynamic performance of pile-plank embankment[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(8):2097-2010.

[19]刘俊飞,赵国堂,马建林.桩网复合地基桩顶土拱形态分析[J].铁道学报,2011,33(6):81-87.LIU Jun-fei,ZHAO Guo-tang,MA Jian-lin.Analysis of conformation of soil arch on the pile head of composite pile-net foundations[J].Journal of China Railway Society,2011,33(6):81-87.

[20]魏永幸.客运专线无砟轨道桩-板结构路基[J].铁道工程学报,2008,25(4):19-22.WEI Yong-xing.Study on pile-slab structure subgrade for ballastless track of passenger dedicated line[J].Journal of Railway Engineering Society,2008,25(4):19-22.

[21]张俊英,蔡美峰,张青.采空区地表新增荷载后地基应力的分布规律研究[J].岩土工程学报,2010,32(7):1096-1100.ZHANG Jun-ying,CAI Mei-feng,ZHANG Qing.Distribution laws of ground stress after newly increased load on surface above mined-out areas[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2010,32(7):1096-1100.