肖 東，蔣關(guān)魯，林展展，陳虹羽，孫圣杰

過渡段地基加固作用對橋臺樁工作性狀的影響分析

肖 東1,2，蔣關(guān)魯1,2，林展展1,2，陳虹羽1,2，孫圣杰1,2

(1.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都，610031；
2.西南交通大學(xué)高速鐵路線路工程教育部重點試驗室，四川成都，610031)

為研究過渡段地基加固作用(樁間距為3d，4d，5d和6d，d為CFG樁徑)對鄰近橋臺樁工作性狀的影響，進行離心模型試驗及三維數(shù)值模擬。研究結(jié)果表明：過渡段地基加固作用對橋臺樁受力變形影響表現(xiàn)為在豎向上利用CFG樁荷載深層傳遞作用改變軟土地基沉降變形特性，在水平方向上CFG樁對軟土的側(cè)向流動起顯著阻攔作用；隨著CFG樁間距增大，受負摩阻力作用的橋臺樁中性點位置下移，最大軸力增大，樁端阻力隨之增大；樁身彎矩最大值隨CFG樁間距增加而增大，其位置(最危險截面)從樁長1/2處逐漸轉(zhuǎn)移至樁頂；樁身剪力分布大致呈“反S”型，2處拐點分別位于土層界面及CFG樁端平面，且隨著CFG樁間距增加，土層界面處樁身剪力增大而CFG樁端平面處剪力減?。粯蚺_樁水平位移隨樁間距增加以一固定點呈旋轉(zhuǎn)式增大，樁身撓曲也越明顯，而橋臺轉(zhuǎn)角及水平位移隨樁間距近似線性增加；與天然地基相比，CFG樁在一定程度上限制了路基荷載下土體蠕變特性的發(fā)揮。

軟土；CFG樁間距；橋臺樁；工作性狀；離心機試驗

在軟土地基上，橋頭路基填土對鄰近橋臺樁基的影響較復(fù)雜，路基荷載會導(dǎo)致下臥軟土層側(cè)向流動而擠壓樁身，使其發(fā)生屈曲甚至斷裂[1]；此外，會引起地基土壓縮固結(jié)，在橋臺樁側(cè)面產(chǎn)生負摩阻力，直接導(dǎo)致樁身軸力發(fā)生新的變化，繼而使承臺產(chǎn)生不均勻沉降，這都不利于橋臺及上部結(jié)構(gòu)的正常使用[2]。橋臺樁受影響程度同樣受多種因素如土性、軟土分布、路基高度、填筑速率、路橋施工順序、成樁工藝及土體非線性等的影響。故在軟土地基上修建橋梁時，臺背路基填土對橋臺樁產(chǎn)生變形及受力產(chǎn)生影響。STEWART等[3?4]進行了離心模型試驗，研究了由橋頭路基填筑引起的軟土層側(cè)向移動對橋臺樁附加影響規(guī)律；JEONG等[5]借助平面應(yīng)變有限元分析研究了樁土相互作用并考慮了軟土繞樁流動的特性。BRANSBY等[6?8]采用三維有限元法研究了臺后路堤填筑下土體側(cè)向流動對橋臺樁基的受力變形影響。然而，以上研究在分析橋臺樁受力及樁土相互作用時橋頭路基填筑大多是直接作用于天然軟土地基之上，由此得到的橋臺樁變形受力顯然是最不利情況。在工程實踐中，填筑路基前往往需要對軟土地基進行加固處理，以減小過渡段路基沉降及路橋差異沉降[9]。蔣關(guān)魯?shù)萚10?11]借助數(shù)值仿真分析手段研究了過渡段地基不同樁間距下路橋變形耦合特性，并提出了過渡段路基收斂沉降的概念，不過并未對過渡段地基不同樁間距下橋臺樁的受力變形特性進行研究?；诖?，本文作者采用離心模型試驗及FLAC3D三維數(shù)值模擬手段，在驗證所建立的數(shù)值模型可靠性前提下研究臺后路基荷載下過渡段地基不同加固程度(樁間距為3d，4d，5d和6d，d為CFG樁徑)對鄰近橋臺樁工作性狀的影響，由此得到的橋臺樁受力變形規(guī)律更加符合實際工程情況。

1 離心模型試驗研究

1.1試驗設(shè)備

本次試驗在西南交通大學(xué)100 g·t土工離心機(TLJ?2型)上進行。該離心機的基本參數(shù)如下：有效旋轉(zhuǎn)半徑為2.7m，最大離心加速度為200g(1g=9.8 m/s2)，模型箱內(nèi)壁長×寬×高為0.8m×0.6m×0.6m。

1.2 模擬對象

模擬對象為1個典型的路橋過渡段結(jié)構(gòu)物，地基土上層為厚8m粉質(zhì)黏土，下層為厚20m黏土；臺后路基為高度6m、頂寬8m、坡率1:1.5級的配碎石路堤，褥墊層厚為56 cm，褥墊層中布設(shè)了雙向加筋土工格柵，復(fù)合地基采用CFG樁處理。設(shè)計樁徑為0.48m，樁長為14m；橋臺樁基為鋁合金管樁，呈3×4分布，共12根，樁外徑為0.96m，內(nèi)徑為0.80m，樁長為15.60m。進行4組離心模型試驗，模擬過渡段地基不同加固程度，即CFG樁間距分別為3d，4d，5d和6d這4種工況，見表1。試驗采用模型率80，按模型率80縮小原型的模型尺寸如圖1所示。

表1 離心試驗工況Table1 Centrifuge testing conditions

圖1 離心機試驗?zāi)Ｐ虵ig.1 Models of centrifugalmodel tests

1.3 模型材料及制備

模型地基土樣取自成都平原地區(qū)，是具有區(qū)域代表性的軟土地層，模型地基土主要控制指標(biāo)基本與取樣地層的物性參數(shù)相同，如表2所示。將粉質(zhì)黏土與黏土土樣風(fēng)干、碾碎，然后過孔徑2mm的篩，篩后與水分別按含水率30%和27%充分拌勻并悶24 h以上。過渡段路堤模型采用級配碎石制作。為減弱巨顆粒材料的粒徑效應(yīng)，將原型級配碎石按等量替代法[12]進行縮尺后摻5%32.5R型水泥來配制，填筑時取含水量為8%，密度為2.3 g/cm3。具體方法如下：先將石英砂過孔徑依次為5.000，2.000，1.000，0.500，0.250和0.075mm的篩，然后取孔徑為2.000，1.000，0.500，0.250，0.075及小于0.075mm的篩上的砂子，再按質(zhì)量比35:17:7:19:16:6配合比進行配置，這滿足填料級配要求。普通路堤模型的AB組填料采用現(xiàn)場級配良好過2mm篩的碎石土樣，根據(jù)“鐵路土工試驗規(guī)程”，采用重型擊實儀進行擊實試驗，擊實試驗曲線見圖2。測得最佳含水率為7.5%，最大干密度為2.23 g/cm3，其壓實度為95%，濕密度為2.3 g/cm3。

表2 模型土主要控制指標(biāo)Table2 Main controlling indices ofmodel soil

模型土工格柵選用塑料紗網(wǎng)，砂墊層為過孔徑1.25mm篩子的級配砂，其堆積密度為1.24 g/cm3；模型CFG樁若按模型比尺縮小無法實現(xiàn)，本次試驗采用直徑為6mm、壁厚為1mm的中空部灌注石英砂的鋁合金管[13]替代，并用三棱銼刀對側(cè)面進行打磨處理，以達到摩擦性能等效的目的。

圖2 級配碎石土擊實試驗曲線Fig.2 Curve of compaction testof graded crushed stone

采用水泥、水、石英砂按一定質(zhì)量配合比(1.0:0.4:1.0)配制的水泥砂漿模擬模型承臺，模型樁基選用直徑為12mm、壁厚為1mm側(cè)面經(jīng)打磨處理的鋁合金管，且在其表面涂抹粘結(jié)劑外裹石英砂來模擬樁土間的摩擦特性。為實現(xiàn)承臺與基樁的剛性連接，預(yù)先在承臺樁位處鉆制2 cm深的圓孔，擠入AB膠，并插入模型基樁，將其垂直固定待膠硬化即可。

1.4 樁身應(yīng)變量測

選取1根橋臺基樁作為測試樁，樁身測點布置圖見圖3。沿著樁長方向?qū)ΨQ粘貼5對高精度泊式電阻應(yīng)變片，其型號為TML-GFLA-3-70，量程為0～3%，以獲得樁身截面彎矩和軸力；粘貼應(yīng)變片時采用502專業(yè)膠水，環(huán)氧樹脂防水，半橋路連接。

鋁合金管模型樁的彈性模量Ep為70GPa，模型基樁的抗壓剛度EmAm和抗彎剛度EmIm分別為2 419 kN和36N·m2(試驗?zāi)Ｐ捅瘸咭姳?)。在原型比尺中，EpAp和EpIp分別為15 482MN和1 474MN·m2。橋臺樁身軸力N= EA·(ε1+ε2)/2，彎矩M= EI·(ε1-ε2)/ D (式中：ε1和ε2分別為橋臺樁某一測試截面右、左邊緣的應(yīng)變，D為橋臺樁外徑)。代入采集的應(yīng)變和原型比尺下的樁體抗壓剛度、抗彎剛度及樁外徑可得到原型條件下的橋臺樁軸力和彎矩。

圖3 橋臺測試樁及應(yīng)變片布置Fig.3 Layoutof testpile and strain gauges

表3 模型相似比Table3 Scaling laws in centrifuge

1.5 試驗流程

1)在模型箱側(cè)壁涂抹凡士林以減小側(cè)壁摩阻力，在模型箱4個角上各放置1個高為40.0 cm、直徑為7.6 cm的不銹鋼管，用于儲存地基固結(jié)過程中排出的孔隙水。

2)將粉質(zhì)黏土及黏土與水以設(shè)計質(zhì)量比配置地基土，分12層在模型箱中制成35 cm厚的地基土。

3)將地基土在80g離心力作用下運轉(zhuǎn)2.0 h，模擬1.5 a的正常固結(jié)黏土，使模型地基土達到與原型相近的應(yīng)力狀態(tài)和密實度。

4)停機，利用千斤頂將橋臺壓入設(shè)計位置，并對過渡段軟土地基按某一樁間距進行CFG樁處理，在其上鋪6mm厚級配碎石墊層，塑料紗網(wǎng)布置在砂墊層中部，再在其上填筑碎石土路堤。

5)采用變加速度法來模擬過渡段路基的3級填筑，加速度分別26.7g,53.3g和80g，以模擬高度為2，4和6m的路基堆載，每一級堆載完成后休止1月。

6)以此為初始時刻進行數(shù)據(jù)采集，繼續(xù)維持80g加速度運行4.8h，即原型中填筑完成后的3.5a。

2 數(shù)值分析

為了更深入地研究過渡段地基加固程度對橋臺樁工作性狀的影響，建立了與離心試驗?zāi)Ｐ拖嗨频娜S有限差分數(shù)值模型，從而克服離心模型試驗測試點稀疏及樁體變形難以測讀等缺點。本文采用的是巖土領(lǐng)域應(yīng)用廣泛的FLAC3D軟件。

2.1 網(wǎng)格及邊界條件

圖4所示為路橋過渡段三維模型網(wǎng)格，其幾何尺寸與離心試驗?zāi)Ｐ痛嬖谙嗨脐P(guān)系。為了分析路基填筑引起的地基軟土層固結(jié)變形特性，采用流固耦合計算模式。地基土、路基及橋臺采用實體單元網(wǎng)格，橋臺基樁和CFG樁采用樁單元進行模擬。模型力學(xué)邊界條件為：在網(wǎng)格4個側(cè)面上施加滾動支座，約束x和y向的位移，放松z向位移；而網(wǎng)格底面施加固定支座，同時約束x，y和z向位移。模型排水邊界條件如下：模型四周設(shè)置為透水邊界，底部為不透水邊界。

圖4 三維網(wǎng)格Fig.4 Three-dimensionalmesh

2.2 本構(gòu)模型及材料參數(shù)

地基土本構(gòu)模型采用滿足摩爾庫侖破壞準(zhǔn)則的理想彈塑性模型，AB組填料和砂墊層屬于散粒體材料，采用摩爾庫侖模型模擬，而級配碎石由于摻和5%水泥具備固體材料的特性，故采用材料參數(shù)少、運行速度快的彈性模型模擬。各巖土材料計算參數(shù)取值與離心模型試驗參數(shù)值相同，見表4。對于模型樁，以各向同性的線彈性模型來模擬，樁體彈性模量、密度和泊松比分別為70GPa，2.7 t/m3和0.2。樁土之間的相互作用依靠剪切耦合彈簧單位長度上的內(nèi)聚力與耦合彈簧的摩擦角來實現(xiàn)。橋臺與填土界面通過設(shè)置柔性接觸面單元模擬二者之間可能出現(xiàn)的滑移。

表4 巖土材料計算參數(shù)Table4 Calculated parameters of geo-materials

2.3 數(shù)值計算步驟

每一組數(shù)值分析都遵循離心模型試驗相同的試驗步驟：首先建立地基網(wǎng)格，設(shè)定邊界條件，生成初始地應(yīng)力場；然后建立橋臺及樁基礎(chǔ)，再次進行平衡計算；待橋臺穩(wěn)定后，設(shè)置CFG樁及墊層，進行路基三級填筑，并記錄時間在3.5 a內(nèi)的橋臺基樁側(cè)向變形及內(nèi)力等。

3 試驗結(jié)果

下面給出的所有離心試驗結(jié)果均已換算成原型條件下的結(jié)果。此外，定義橋臺樁水平位移以遠離臺后路基方向為正，樁身軸力以受壓為正，樁身彎矩在樁體靠近路基一側(cè)受拉時為正，樁身剪力以遠離路基方向為正，即此時的剪力使樁體產(chǎn)生正向的水平位移[3?6,9]。

3.1 樁身軸力

圖5 離心模型試驗得到的橋臺樁身軸力分布曲線Fig.5 Axial force distributions forabutmentpile versuspile length by centrifuge

在不同CFG樁間距下，在路基填筑完成后，通過離心模型試驗得到的過渡段地基在不同時刻的橋臺樁身軸力沿樁長的變化曲線如圖5所示。。從整體上看，橋臺樁身軸力沿樁長的分布呈先增大后減小的變化趨勢，這說明橋臺樁受到負摩阻力的作用。實際上，由于本文試驗數(shù)據(jù)采集是在路基填筑完成之后進行的，橋臺樁身軸力已扣除由橋臺及上部結(jié)構(gòu)自重所引起的那一部分，全部由樁側(cè)負摩阻力所引起。從圖5可以看出：在CFG樁間距較小時(3d和4d)，樁身軸力分布曲線變化并不明顯，只是最大軸力有所增大，當(dāng)樁間距增至5d和6d時，軸力分布形態(tài)有明顯變化，中性點位置出現(xiàn)下移，同時最大軸力也增大；最大軸力有所增加，且中性點位置(最大軸力處)明顯下移。其原因是路基荷載下CFG樁間距增大意味著樁間土承擔(dān)的路基荷載比例增大，其壓縮變形量及影響深度也增大，在橋臺樁身壓縮沉降量不變的情況下，樁身中性點位置下移，樁側(cè)負摩阻力的作用長度增加，從而樁身軸力最大值也有所增大。從時間上看，在臺后路基填筑完成后3.5 a，橋臺樁軸力隨時間依然有增大趨勢，這主要是路基填土荷載下軟土產(chǎn)生的蠕變特性所致。

由FLAC3D計算得到的最后時刻不同CFG樁間距下橋臺樁身軸力分布曲線與離心機試驗結(jié)果對比見圖6，圖中標(biāo)出了中性點位置及最大軸力。從圖6可見：由FLAC3D得到的4種工況下橋臺樁軸力分布曲線與離心試驗結(jié)果較吻合；從數(shù)值計算結(jié)果看，CFG樁間距從3d到6d，中性點位置依次為0.32，0.38，0.51和0.70倍樁長深度，樁身最大軸力依次為409，462，524和562 kN；隨著CFG樁間距增大，橋臺樁頂處軸力變化不大，而樁底處軸力則明顯增大，這意味著樁端阻力也隨之增大。這是由于樁頂處軸力的產(chǎn)生是由臺背及承臺側(cè)面負摩阻力引起的，CFG樁間距的變化對其影響不大，而樁底處軸力在樁頂軸力不變的情況下受樁側(cè)摩阻力的影響；當(dāng)CFG樁間距的增大時，正摩阻力越不足以平衡負摩阻力，此時樁端阻力就越大。

不同CFG樁間距下在路基填筑完成后橋臺樁身最大軸力隨時間的變化曲線如圖7所示。從圖7可以看出：FLAC3D所得軸力隨時間的變化與離心機試驗結(jié)果整體上較吻合；在路基填筑完成后，橋臺樁身最大軸力隨時間逐漸增大，在填筑完成以后2 a左右增大較快，之后開始逐漸變緩趨于收斂。律文田等[14?15]也得出橋臺樁的受力不僅發(fā)生在填筑期，而且填筑完成相當(dāng)一段時間仍會增大，這是在臺后路基填筑完成后軟土固結(jié)蠕變特性所致。為了分析CFG樁間距對土體蠕變特性的影響，研究不同CFG樁間距下最大軸力隨時間增量，見表5。從表5可以看出：在臺后路基填筑完成后樁身軸力有較大幅度增加，且其增量隨樁間距的增加而增大?？梢姡号c天然地基相比，CFG樁的存在在一定程度上限制了臺后路基荷載下軟土地基固結(jié)蠕變特性的充分發(fā)揮。

3.2 樁身彎矩

通過離心機試驗得到的不同CFG樁間距下在路基填筑完成后不同時刻橋臺樁身彎矩沿樁長的變化曲線見圖8，樁身彎矩的分布曲線大致呈“？”型[15]。由于基樁與承臺的嵌固作用，在土體側(cè)向流動下靠近樁頂?shù)奈恢贸霈F(xiàn)負彎矩；隨著深度增加，彎矩逐漸增大至正彎矩最大值，其出現(xiàn)位置在1/2樁長附近，然后逐漸減小至0 kN·m；隨著CFG樁間距增加，靠近樁頂?shù)奈恢秘搹澗刂饾u增大，樁長1/2處的正彎矩則逐漸減??；在CFG樁間距較小(3d和4d)時，樁身彎矩最大值出現(xiàn)在1/2樁長處的正彎矩部分，而在CFG樁間距較大(5d和6d)時，樁身彎矩最大值則出現(xiàn)在樁頂?shù)呢搹澗夭糠?。這是因為CFG樁間距越小，在樁長影響范圍(淺層土體)內(nèi)對土體側(cè)向流動阻攔作用越大，對橋臺樁影響越??；而在CFG樁端處，側(cè)向擠出越明顯，對橋臺樁影響反而越大。從時間效應(yīng)看，樁身彎矩隨時間逐漸增大的趨勢仍然存在。

圖6 由FLAC3D與離心試驗得到的最終時刻橋臺樁軸力對比Fig.6 Comparison of axial force distributionsof abutmentpile betw een by FLAC3D and centrifuge at lastmoment

圖7 不同樁間距下橋臺樁最大軸力隨時間的變化曲線Fig.7 Curvesof themaximum axial force of abutmentpile w ith time at differentCFG pile spacings

表5 不同樁間距下橋臺樁最大軸力Tab le 5 Themaximum axial force of abutmentpile

圖8 離心模型試驗得到的橋臺樁身彎矩分布曲線Fig.8 Bendingmoment distributions for the abutmentpile versus pile length by centrifuge

由FLAC3D及離心機試驗得到的最后時刻不同CFG樁間距下橋臺樁身彎矩隨樁長的變化對比曲線見圖9。從圖9可見：在4種工況下，F(xiàn)LAC3D與離心機試驗得到的橋臺樁身彎矩分布規(guī)律均較吻合。結(jié)合圖6和圖7，說明本文所建立的路橋過渡段三維數(shù)值模型是可靠的，可用于分析臺后路基荷載對鄰近橋臺樁工作性狀的影響。圖9中彎矩的分布與BRANSBY等[6,16]通過離心模型試驗得到的橋臺后排樁彎矩分布規(guī)律類似。由于BRANSBY等[6,16]的研究對象是天然軟土地基，故與圖9中6d時的彎矩分布曲線最接近。從計算結(jié)果可以看出：隨著CFG樁間距增大，樁身最大彎矩值逐漸從樁長1/2處轉(zhuǎn)移到樁頂位置，而且曲線形態(tài)上也有差別，特別是在樁頂附近；當(dāng)CFG樁間距較小(3d和4d)時，樁頂負彎矩隨樁長迅速減小至0 kN·m并過渡至正彎矩；當(dāng)樁間距增至6d時，樁頂負彎矩先是緩慢變化再迅速減小，承臺對基樁固接作用越明顯。

3.3 樁身剪力

圖10所示為FLAC3D計算得到的最后時刻不同CFG樁間距下橋臺樁身剪力隨樁長的變化曲線，橋臺樁身剪力沿樁長的分布大致呈“反S型”。BRANSBY等[16?17]在研究天然軟土地基側(cè)向流動對樁體影響時得到的樁身剪力分布有相同的規(guī)律。從圖10可見樁身剪力沿樁長的分布可劃分為3段。

第1段為樁頂至土層分界面(樁長4m處)，剪力的分布呈直線型，在3d時，樁頂剪力最大，剪力隨樁長緩慢減小；隨著CFG樁間距的增大，樁頂剪力逐漸減小，且隨樁長的變化過渡為線性增大，土層界面處達到正剪力最大值。這是由于土體在土層界面處出現(xiàn)了較大側(cè)向流動，在土層界面之上，土體側(cè)向位移大于樁體水平位移，樁體法向土壓力作用下(方向為遠離路基方向)樁身剪力呈現(xiàn)正值，且隨深度逐漸增大；而在土層界面以下，土體側(cè)向位移小于樁體水平位移，樁體法向土壓力方向相反(方向為遠離橋臺方向)，剪力則逐漸減小。

第2段為土層界面到CFG樁端平面(樁長10m處)，剪力分布大致呈直線減小，在樁長7m附近減小至0(此處出現(xiàn)彎矩極大值，見圖9)，往下繼續(xù)減小，至CFG樁端處附近開始呈現(xiàn)非線性，且達到負剪力最大值。

第3段為從CFG樁端平面至樁底(樁長15.6m)，剪力呈非線性變化，從負剪力最大值逐漸減小至0 kN。

橋臺樁身剪力可以間接反映橋臺樁與樁周軟土相對位移關(guān)系[9]。路基荷載下軟土在土層分界面處會產(chǎn)生較大側(cè)向流動，而CFG樁的存在對土體的側(cè)向流動起著阻攔作用。故隨著CFG樁間距增大，土體側(cè)向流動受阻攔作用越小，對橋臺樁的側(cè)向壓力就越大，樁身剪力也就越大；相反，在CFG樁端平面，由于CFG樁對路基荷載的深層傳遞[18?19]導(dǎo)致在樁端平面的土層應(yīng)力突增，從而加大樁端附近軟土的側(cè)向擠出。故隨著CFG樁間距增大，CFG樁端處軟土側(cè)向流動減弱，橋臺樁身剪力也越小。

3.4 樁體變形

圖9 由FLAC3D與離心試驗得到的最終時刻橋臺樁彎矩對比Fig.9 Comparison ofbendingmomentdistributions of abutmentpile obtained by FLAC3D and final centrifuge test

圖10 最后時刻橋臺樁身剪力隨樁長的變化曲線Fig.10 Curvesof shear for abutment pile w ith pile length at lastmoment

圖11最后時刻橋臺樁水平位移隨樁長的變化曲線圖Fig.11 Variation of horizontal displacementof abutmentpile versus pile length at lastmoment

圖11 所示為通過FLAC3D得到的最后時刻不同CFG樁間距下橋臺樁體水平位移沿樁長的變化曲線。從圖11可見：橋臺樁頂處水平位移最大，隨著樁長呈近似線性遞減，至樁底出現(xiàn)較小的負位移；隨著CFG樁間距增大，樁體各深度處的水平位移以一固定點(樁長11m處)旋轉(zhuǎn)式增大，即樁體在遠離路基方向產(chǎn)生的傾斜度越大，而且樁身產(chǎn)生的撓曲變形也越明顯，尤其在樁頂位置。由于承臺對樁頂?shù)墓探幼饔檬沟脴渡韽澢孰S著CFG樁間距的增大而增大，樁身彎矩也越大，這與圖8和圖9所反映的規(guī)律一致。

圖12所示為由FLAC3D計算得到的橋臺樁頂水平位移與樁頂轉(zhuǎn)角隨CFG樁間距的變化曲線?？紤]到橋臺剛度大且與基樁固接，樁頂水平位移及轉(zhuǎn)角與橋臺底面的水平位移及轉(zhuǎn)角相同。從圖12可見：橋臺水平位移及轉(zhuǎn)角隨CFG樁間距增大呈近似線性增大，增長比率分別為2.3和4.5；橋臺轉(zhuǎn)角對CFG樁間距的改變更敏感。增強過渡段地基的處理程度可有效減小橋臺變位。這是由于隨著過渡段地基加固程度提高，CFG樁更有效地限制軟土側(cè)向流動，橋臺所受土體側(cè)向擠壓力也隨之減小。

Fig.12 Curvesof horizontal disp lacement and tilting angle ofabutment pile versusCFG pile spacingsat the lastmoment

4 結(jié)論

1)隨著過渡段地基CFG樁間距增大，路基荷載下樁間軟土壓縮沉降及影響深度增大，使一定深度處地基土沉降大于樁的沉降，從而使受負摩阻力作用的橋臺樁中性點位置下移，樁身最大軸力增大，樁端阻力也隨之增大。

2)CFG樁對路基荷載下軟土地基側(cè)向流動起阻攔作用，橋臺樁彎矩最大值隨CFG樁間距增大而增大，且其位置(最危險截面)從樁長1/2處轉(zhuǎn)移至樁頂；樁身剪力分布大致呈“反S”型，2處拐點分別位于土層界面及CFG樁端平面，且隨著CFG樁間距增大，土層界面處樁身剪力值增大而CFG樁端平面處剪力減小。

3)隨CFG樁間距增大，橋臺樁水平位移以1個固定點呈旋轉(zhuǎn)式增大，樁身撓曲變形越明顯，而橋臺轉(zhuǎn)角及水平位移隨樁間距近似線性增加。加大過渡段地基的加固程度可有效減小鄰近橋臺及樁體的變形。

4)與天然地基相比，CFG樁在一定程度上限制了路基荷載下土體蠕變特性的發(fā)揮。

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(編輯 陳燦華)

Analysison working propertiesof abutment piles considering foundation reinforcementof approach embankment

XIAODong1,2,JIANGGuanlu1,2,LIN Zhanzhan1,2,CHEN Hongyu1,2,SUN Shengjie1,2

(1.School of Civil Engineering,Southwest Jiaotong University,Chengdu 610031,China; 2.Key Laboratory of High-speed Railw ay Engineering,M inistry of Education,Southw est Jiaotong University, Chengdu 610031,China)

A series of 3D centrifugalmodel tests and numerical analysis were carried out to investigate the effects of foundation reinforcement(pile spacingswere 3d,4d,5d,6d,d was diameter of CFG pile)of approach embankment on behaviors of abutment piles on soft clay.The results show that,behaviors of settlementof soft soil are changed by CFG deep transferring function of load vertically,CFG piles generate significant shield effect on lateral displacement of soft soil horizontally.W hen CFG pile spacing increases,the neutral point of abutment piles subjected to negative skin friction shifts down and themaximum of axial force increases,so does the pile tip resistance.The location where themaximum of the bendingmoment(themost dangerous cross section)occurs transfers from 1/2 pile length to pile head,whose value increases with the increase of the CFG pile spacing.The distribution of shear force along the pile length corresponds approximately to“anti-S”shape,inflection points occurs atboth interface of soil layers and plane of CFG pile end.With the increase of CFG pile spacing,shear force at interface of soil layers increases w hile one at plane of CFG pile end decreases.Lateral displacement of abutment piles increases rotarily at a fixing point and the flexural deformation ismore significantw ith the increase of CFG pile spacing.The property of creep of soft soil is inhibited by the existence of CFG piles comparedw ith natural foundation.

soft soil;CFG pile spacing;abutmentpiles;working properties;centrifugeexperiment

TU473

A

1672?7207(2017)03?0820?10

10.11817/j.issn.1672-7207.2017.03.033

2016?04?10；

2016?06?22

鐵道部科技研究開發(fā)計劃項目(2010G003-F)(Project(2010G003-F)supported by the Research and Development Program forTechnology of the Chinese M inistry of Railway)

蔣關(guān)魯，博士，教授，從事道路與鐵道工程研究；E-mail:wgljiang@sw jtu.edu.cn