李傳寶，程謙恭，梁 鑫, ，張世亮

（1.中鐵第四勘察設計院集團有限公司，武漢 430063；2.西南交通大學 地質(zhì)工程系，成都 610031；3.廣西科技大學 土木工程學院，廣西 柳州 545006）

1 引 言

高速鐵路建設標準、技術要求非常高，必須嚴格控制線下結構物的沉降變形。鐵路選線時對于地下礦層大量開采、采空區(qū)面積很大的采空區(qū)路段，一般采取繞避措施，但對于小型采空區(qū)或者采空巷道分布的采空區(qū)路段，則對采空區(qū)的地基采取注漿加固，或者對穿越采空區(qū)的工程結構基礎采取加固措施。設計時速350 km 的合-福高速鐵路，于江西上饒境內(nèi)的采空區(qū)路段，在采空巷道上方的路基工程中采取樁板結構形式加固地基，以便控制其上方路基工程的變形。樁板結構作為一種新型的路基處理技術已經(jīng)在國內(nèi)多條高速鐵路上采用，例如，京津城際客運專線[1-2]、京滬高鐵[3-4]和武廣高鐵[5]的軟土路基處理，鄭西高鐵[6]的濕陷性黃土路基處理以及遂渝高鐵[7]的川東紅土路基處理等。這些路基的處理都已取得良好的工程效果，但樁板結構用于路基工程下方采空區(qū)的基礎，目前尚未多見，其相應的研究成果鮮見報道，因此，十分有必要對樁板結構穿越采空區(qū)控制路基變形的技術進行深入研究，為同類工程的設計施工提供可靠的理論依據(jù)。合福高鐵五府山車站位于江西省上饒市四十八鎮(zhèn)，路基下方為民國及20 世紀80年代采煤形成的采空巷道。本文以五府山車站采空區(qū)路基為研究對象，通過物理模型試驗，對采空區(qū)樁板結構復合地基的沉降特征、荷載傳遞機制、樁板作用機制進行研究。

2 工程概況

五府山車站位于上饒縣城正南37 km 處48 鎮(zhèn)，屬于丘陵區(qū)，地勢起伏。五府山車站（DK499+763.83～DK500+835.00）為4 車道設計，前（合肥方向）接官山底特大橋，后（福州方向）接四十八鎮(zhèn)1號大橋。本區(qū)主要的含煤地層為二疊系中統(tǒng)霧林山組（P2w）灰黑色中薄層石英砂巖、灰質(zhì)頁巖夾泥巖、炭質(zhì)頁巖及煤層，車站周圍以80年代的私采小煤窯為主，開采深度不大，一般為30～50 m。由于地質(zhì)歷史時期多起斷裂活動，煤層呈雞窩狀分布，村民自發(fā)開采，巷道分布規(guī)律性差。小型淺埋采空區(qū)塌陷前多無明顯征兆，傳統(tǒng)的采空區(qū)地基加固方法（如注漿法、回填法等）加固效果難以控制，無砟軌道高速鐵路對沉降控制嚴格，一旦出現(xiàn)沉降病害后果不堪設想，因此，采用剛性的地基處理方案，路基采用C35 混凝土灌注樁與C35鋼筋混凝土承臺板亦即樁板結構加固，確保高速鐵路安全運營。

本次物理模型試驗原型為DK499+940 處斷面，車站地層從上到下為：層①全風化砂巖；層②強風化砂巖；層③弱風化灰?guī)r。斷面左側(cè)埋深10.5～12.5 m為1 號采空巷道，高2.0 m，底部寬2.5 m；中部19.8～22.6 m 埋深為2 號采空巷道，高2.8 m，底部寬2.5 m。斷面承臺板厚1.2 m，承臺板以上路堤填料采用摻3%水泥級配碎石，高3.0 m，路堤邊坡坡比為1:1.5。地層、采空巷道及灌注樁位置如圖1(a)所示。圖中，A～D為軌道編號。樁位編號從左至右依此為I～VII 號，相應樁的長度依次為12、20、25、24、25、25、25 m。樁板人工挖孔灌注樁樁徑為1.0 m，樁間距為5.0 m。車站樁板結構布置平面圖如圖1(b)所示。斷面各樁樁長及穿越地層見表1。

圖1 原型斷面的地層、采空巷道與樁板結構(單位:m)Fig.1 Location of strata,goafs and pile-plank arrangement(unit:m)

表1 原型斷面樁長及穿越地層Table 1 Pile length and traversing strata at prototype section

3 模型試驗

3.1 模型相似常數(shù)的確定

本次物理模型試驗中涉及到主要的相關參數(shù)有應力、應變、內(nèi)摩擦角、黏聚力、重度、彈性模量、泊松比、均布面力荷載、長度、位移，根據(jù)相似理論，高速鐵路采空區(qū)路基變形物理模型相關參數(shù)表達式為

參數(shù)總數(shù)n=10，基本量綱數(shù)m=2（對靜力學問題，基本量綱為F、L）。根據(jù)π 定理，獨立的π項有8 個，其π 函數(shù)可表示為

本試驗采用縮尺模型，選取幾何相似常數(shù) Cl為第一基本量，取 Cl=25。選重度相似常數(shù)Cγ作為第二基本量，取Cγ=1.5。確定上述2 個基本相似常數(shù)后，根據(jù)π 定理導出本模型試驗的其他物理量的相似常數(shù)，見表2。

表2 物理量的相似常數(shù)Table 2 Similar constants of physical quantity

3.2 模型尺寸與幾何邊界

根據(jù)模型幾何相似常數(shù) Cl=25，得到模型中有關結構的幾何參數(shù)，見表3。

表3 模型幾何參數(shù)Table 3 Geometry parameters of model

與原型比較，模型試驗最顯著特征就是試驗過程及結果要受其邊界條件影響。對于模型試驗邊界效應，張四平等[8]指出，日本的岸田英明通過對砂箱中的物理模型進行專門研究提出當模型箱的寬度與樁徑之比 B/D ≥10、樁底部到模型箱底部的距離與樁徑之比 Z/D≥6 時，可以忽略模型箱的側(cè)壁和底板對試驗結果的影響。謝濤等[9]則結合現(xiàn)場群樁基礎的埋深、承臺板的幾何尺寸及樁體和土體應力的影響范圍等的關系，考慮邊界效應，平面影響范圍取承臺板尺寸的3 倍，樁體深度應力影響范圍為樁徑D 的15 倍。文華等[10]在地下連續(xù)墻模型試驗的過程中，對于邊界條件的影響，采取的是平面影響范圍，取承臺板尺寸的3 倍以上，連續(xù)墻深度應力影響范圍按樁基沉降計算中的最大計算深度進行估算。

借鑒以上3 種確定依據(jù)，考慮盡量消除邊界效應所帶來誤差，本次模型試驗的模型箱尺寸：取模型箱的寬度與樁徑之比 B/D=10，樁底部到模型箱底部的距離取15D。模型沿線路延伸方向?qū)挾热?排樁的距離，并增加平面影響范圍；模型垂直于線路延伸方向的寬度為兩側(cè)路基坡腳距離，并增加平面影響范圍。考慮了消除邊界效應后的模型箱內(nèi)部尺寸見表4。

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

3.3 模型材料

樁在實際工作中主要為彈性變形，故模型試驗中主要考慮其彈性模量。C35 混凝土彈性模量為31.5 GPa，模型樁彈性模量 Emp=3.15×104/37.5=0.84 GPa。最接近于模型樁彈性模量的材料是由一定級配的骨料、水泥和水配合而成的微混凝土，但本次模型試驗結構尺寸小，微混凝土不容易制作成模型中所需要的尺寸，故選取與其彈性模量較為接近的塑料材料來模擬混凝土灌注樁。通過多種材料試驗對比和彈性模量測試，最終選擇外徑為32 mm，內(nèi)徑為23 mm，彈性模量為0.962 GPa 的PPR（pentatrico peptide repeats，無規(guī)共聚聚丙烯）普通熱水管為混凝土灌注樁的模型材料。普通熱水管（PPR）彈性模量測定試驗結果見表5?；炷脸信_板模型采用現(xiàn)澆混凝土來模擬，以增強模型中樁與承臺的整體性。

表5 普通熱水管彈性模量測定試驗結果Table 5 Elastic modulus of PPR pipe used as model pile

原型現(xiàn)場巖土體分3 種類型：全風化砂巖、強風化砂巖和弱風化灰?guī)r。全風化砂巖和強風化砂巖主要提供樁側(cè)摩阻力，在模型試驗中主要考慮重度和內(nèi)摩擦角2 個參數(shù)。全風化砂巖和強風化砂巖分別采用級配均勻的細砂和粗砂進行模擬。原型中路堤填料采用的是級配碎石，對路堤填料的模擬以重度控制為標準，而對于模型填料本身的級配、壓實度等物理指標要求可以適當放寬，填料采用細砂模擬。全風化砂巖、強風化砂巖和路堤填料原型參數(shù)、模擬材料參數(shù)及相似要求見表6。

表6 全風化砂巖、強風化砂巖和路堤填料原型及模擬材料參數(shù)Table 6 Parameters of prototype and model materials of whole weathered sandstone,highly weathered sandstone and roadbed filling

由相似理論計算得出的最佳模擬材料其重度和內(nèi)摩擦角參數(shù)如表6 所列的相似要求。對比可見，本次模型試驗中采用細砂來模擬全風化的砂巖、路堤填料，用粗砂來模擬強風化的砂巖是完全可行的。

弱風化灰?guī)r主要分布在部分樁的底部作為持力層，故在模型試驗中，模擬材料的抗壓強度和彈性模量是主要考慮因素。借鑒相似材料模擬研究成果[11-14]，并根據(jù)本試驗原型材料特征，本次試驗采用中粗砂為骨料，用石膏和水泥為膠結物，采取6組配比材料進行制樣。每個配比做3 個試樣，材料混合均勻后加入直徑為5 cm、長10 cm 的PVC 管，搗實制作試塊。試塊養(yǎng)護14 d 后，在其中部表面黏貼應變片，在壓力機上加壓，測量試樣的彈性模量和抗壓強度。各配比材料配合比與力學參數(shù)，見表7。

表7 弱風化灰?guī)r各配比材料配合比與力學參數(shù)Table 7 Model material ratio of weak weathered limestone and mechanical parameters

根據(jù)現(xiàn)場勘察資料，弱風化灰?guī)r的彈性模量E=16 GPa，單軸抗壓強度P=65 MPa。根據(jù)相似理論，最佳模型材料的彈性模量E=16 000/37.5=427 MPa，單軸抗壓強度P=65/37.5=1.73 MPa，故選擇配比編號為5 的配比材料作為弱風化灰?guī)r的模型材料。

3.4 模型制作

砌筑完模型槽后按配比拌制模擬材料，按地層分布位置進行澆筑，到樁底標高和采空區(qū)后分別進行樁的定位安裝和采空巷道的制作。對于采空巷道的模擬，首先用與灰?guī)r相同的模型材料預制采空巷道頂板；然后在灰?guī)r模擬材料填筑過程中，先制作形成巷道，再將預制好的頂板與巷道相結合，即完成模擬采空巷道的制作（見圖2）。地層澆筑和樁安裝完成后采用現(xiàn)澆混凝土制作承臺。待模型養(yǎng)護完成后即可進行加載。

3.5 監(jiān)測儀器布置

模型承臺板面積為1.4 m2，監(jiān)測點的布設目的是為了獲取3 類數(shù)據(jù)：（1）樁的內(nèi)力；（2）土的應力；（3）樁、承臺板、土和采空巷道頂板的沉降。本次模型試驗所用電阻應變片電阻值為(119.9±0.1) Ω，靈敏系數(shù)K=(2.08±1)%。試驗中樁間土和樁底選取的是量程為50 kPa 的微型土壓力盒，樁頂選取的是量程400 kPa 的微型土壓力盒。沉降采用觀測標配合千分表用來監(jiān)測，采用千分表量程為0～5 mm，精度為0.001 mm。

圖2 采空巷道的制作Fig.2 Fabrication of goafs

元器件布設和監(jiān)測內(nèi)容：（1）在承臺板下方兩樁之間和4 樁之間的巖土體頂端安裝微型土壓力盒，監(jiān)測樁間土應力，編號為T1～T4。（2）在1、2 號采空巷道頂板底端布置沉降監(jiān)測點監(jiān)測采空巷道頂板的豎向位移，編號分別為Cj1，Cj2。（3）在承臺板下方兩樁之間和4 樁之間土體頂端布置沉降監(jiān)測點監(jiān)測承臺板下方土體的豎向位移，編號為Cj3～Cj6。（4）在承臺板上表面布置4 個沉降監(jiān)測點監(jiān)測承臺板頂端的豎向位移，編號為Cj7～Cj10。（5）選擇具有代表性的1～4 號樁沿樁身貼應變片，并于樁頂及樁底安裝微型土壓力盒，土壓力盒編號為T5～T8（同一根樁采用同一編號，按樁頂樁底標注）。

監(jiān)測點布置平面圖如圖3(a)所示，模型樁應變片及樁土壓力盒布置如圖3(b)所示，模型中4 根監(jiān)測樁樁長及穿越模擬地層詳細情況見表8。

3.6 模型荷載

試驗荷載包括承臺板以上路堤填料、無砟軌道系統(tǒng)自重、列車荷載及附加荷載。五府山車站軌道形式為CRTSⅠ型雙塊式無砟軌道，由鋼軌、彈性扣件、雙塊式軌枕、道床板、支承層等組成。道床板采用鋼筋混凝土結構，現(xiàn)場澆筑成型，混凝土強度等級為C40。列車荷載參考規(guī)范取值[15]，車站設計為4 車道，最大靜荷載應考慮4 列列車同時?？?，將列車和軌道荷載換算成相應高度的土柱荷載。對于列車行駛時輪載力通過上部結構傳遞到路基面上的動應力即動荷載，可通過式（3）來確定。

圖3 模型試驗監(jiān)測點布置圖Fig.3 Monitoring points arrangement

表8 監(jiān)測樁樁長及穿越模擬地層Table 8 Monitoring piles length and traversing strata

式中：Pd為動輪載；α為動載系數(shù)，對于設計時速300 km 線路，取3.0；Pj為靜輪載。為更好地研究模型加載后的受力及變形規(guī)律，荷載分為8 級，其中施工路堤填料3 級，列車荷載3 級，超過正常荷載的附加荷載分為兩級。具體荷載分級情況及加載方式見表9。

值得指出的是，列車荷載以動力波的形式通過道床傳遞到基床面，再向深層傳播的過程中動應力隨著深度的增加而衰減。鐵道科學研究院和西南交通大學等單位的許多實測資料表明[16]，路基面以下0.6 m 范圍內(nèi)的衰減最為急劇，已衰減了40%～60%。日本的資料[16]認為，路基面下3.0 m 處的動應力約為自重應力的10%，并認為動應力對3.0 m以下路基變形的影響很小[16]。由于本模型試驗的主要目的在于研究采空巷道上方樁板結構路基的性狀，樁板結構均位于路基面下方3.0 m 以下的地層深處（見圖1），根據(jù)式（3）確定等效列車動荷載是可行的。

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

4 試驗結果及分析

4.1 樁身軸力

1～4 號樁樁身軸力如圖4 所示。1 號樁樁長48 cm，樁身軸力如圖4(a)所示。在荷載作用下樁身軸力變化趨勢是從樁頂?shù)綐兜字饾u減小，樁軸力在采空巷道范圍內(nèi)為定值。在1、2 級荷載下，樁身軸力較小，樁底部一定范圍內(nèi)軸力為0 kN；在最大8級荷載作用下樁身軸力在樁底48.0 cm 處為 0.061 kN，而樁頂軸力為0.114 kN，此時樁的端阻力發(fā)揮占總荷載的53.5%。

2 號樁樁長96 cm，樁身軸力如圖4(b)所示，樁身軸力變化趨勢與1 號樁相同，采空巷道內(nèi)樁身軸力不變。從第8 級6.30 kN 荷載曲線可知，樁身軸力在樁底96.0 cm 處為0.047 kN，樁頂軸力為0.119 kN，樁的端阻力發(fā)揮占總荷載的39.5%，總側(cè)摩阻力占荷載的60.5%，可見隨著樁長增加，側(cè)摩阻力承擔了大部分的荷載。該軸力分布規(guī)律與詹永祥等[5]和蘇謙等[6]研究成果中軸力分布規(guī)律相似，不同的是本次試驗存在采空巷道，采空巷道段軸力不變。

3、4 號樁樁長均為100 cm，地層無采空區(qū)，軸力分別如圖4(c)、4(d)所示。整體上看，樁身軸力從樁頂?shù)綐兜诪檫B續(xù)遞減，遞減的速率明顯超過1、2 號樁，是因為1、2 號樁樁底部分相似材料為模擬灰?guī)r，3、4 號樁樁底部分相似材料為粗砂，3、4號樁與土層的相對變形量更大，側(cè)摩阻力的發(fā)揮更為充分。當荷載較小時，樁身軸力較小，例如，3號樁在第1 級荷載1.12 kN 時，樁頂處的軸力僅為0.006 kN，48.0 cm 以下軸力基本為0 kN；3～8 級荷載作用下樁頂軸力有顯著的區(qū)別，但樁底軸力差別不明顯，均為0.02 kN 左右。4 號樁樁身軸力變化規(guī)律雖沒有3 號樁明顯，但規(guī)律基本相同。

4.2 樁側(cè)摩阻力

1～4 號樁側(cè)摩阻力如圖5 所示。圖5(a)顯示，1 號樁側(cè)摩阻力從樁頂?shù)綐兜走f減，采空巷道為0；在第8 級荷載6.30 kN 作用下，2.0～16.0 cm 段側(cè)摩阻力為2.07 kPa，16.0～32.0 cm 段側(cè)摩阻力為1.05 kPa，到達采空巷道的40.0～48.0 cm 段側(cè)摩阻力為0 kPa；總側(cè)摩阻力占荷載的46.5%，與端阻力發(fā)揮相當，端阻力略大。由圖5(b)可見，2 號樁總側(cè)摩阻力占荷載的60.5%，樁端阻力和側(cè)摩阻力的變化規(guī)律與1 號樁基本相同，但1、2 號樁樁長差異較大，兩根樁都穿過采空巷道，深度不同。兩根樁地層巖性相同，但地層分布的深度位置與厚度不同，所以端阻力和側(cè)摩阻力承擔荷載比例有顯著區(qū)別。兩樁樁身軸力從上到下變化趨勢相同，均不斷減小，在采空巷道樁軸力恒定，都有明顯的端阻力；由于2 號樁樁長較長，側(cè)摩阻力發(fā)揮效果較1 號樁明顯，使得樁的端阻力分擔的荷載比例由1 號樁的53.5%降低到2 號樁的39.5%。兩樁的側(cè)摩阻力從上到下的變化趨勢也是相同，均不斷減小，到達采空巷道段為0；但在荷載較小時，2 號樁下半部分沒有側(cè)摩阻力，隨著荷載的增加，下半部分的側(cè)摩阻力才逐漸得到發(fā)揮。3、4 號樁側(cè)摩阻力分布見圖5(c)和圖5(d)。兩樁側(cè)摩阻力從樁頂?shù)綐兜走f減，由3 號樁在第8 級6.30 kN 荷載作用下曲線可知，樁的端阻力發(fā)揮占總荷載的11.6%左右，總側(cè)摩阻力占荷載的88.4%左右，側(cè)摩阻力承擔了絕大部分的荷載，該側(cè)摩阻力分布規(guī)律與蘇謙[6]等研究成果分布規(guī)律相似，不同之處僅在于樁到達采空巷道部分，側(cè)摩阻力為0。4 號樁側(cè)摩阻力規(guī)律與3 號樁基本相同，3、4 號樁長度相同，地層情況相似，只是樁的空間位置不同，兩樁的軸力和側(cè)摩阻力分布規(guī)律基本一致。從圖4 還可以看出，4 根樁的頂部均未出現(xiàn)軟土地基樁板結構中的樁側(cè)負摩阻力[17]。

圖4 樁身軸力分布Fig.4 Distribution of axial force of piles

圖5 樁側(cè)摩阻力分布Fig.5 Skin friction of piles

4.3 樁土應力

樁間土的應力大小隨荷載增加而變化的規(guī)律如圖6 所示。從圖中可以看出，隨著荷載的增加，樁間土應力變化分為4 個階段：當荷載從0～3.36 kN時，樁間土應力平穩(wěn)增大；當荷載從3.36～4.03 kN時，樁間土應力增大速率加快；當荷載從4.03～4.70 kN 時，增大速率又放緩；當荷載從4.70～6.30 kN 時，增大速率加快到一穩(wěn)定值，并以此較穩(wěn)定的速率增加，說明在加載過程中樁間土應力在經(jīng)過一段時間的調(diào)整后，隨著荷載的增加，增大速率趨于定值。

在承臺板的不同位置，樁間土應力很接近，但還是有細微的差別。兩樁中心和4 樁中心的土應力隨荷載增加變化規(guī)律逐步一致，但在承臺板的中部和兩側(cè)靠邊的位置，土應力大小有所不同，亦即中部的應力要稍微大于兩側(cè)的應力（圖6 中承臺中部T2、T3兩點的應力大于承臺兩側(cè)T1、T4兩點的應力）。承臺板總體受力比較均勻，樁與其間的土體，沒有表現(xiàn)出在軟土樁網(wǎng)復合地基[18-19]中出現(xiàn)的應力傳遞的土拱效應。

圖6 樁間土應力Fig.6 Soil stress between piles

樁頂應力、樁端應力與樁間土應力比較如圖7所示。由圖可以看出，加載初期樁頂應力隨著荷載的增加而迅速增大，之后以一穩(wěn)定的速率逐漸遞增。例如，1 號樁在荷載從1.12 kN 增長到4.03 kN 的過程中，樁頂土應力由 12.36 kPa 左右增大至147.89 kPa，增長速率明顯增大；在荷載從4.03 kN增長到6.30 kN 的過程中，樁頂應力由147.89 kPa左右增大至246.68 kPa 左右，增長速率相對比較穩(wěn)定，說明隨著荷載的增加，樁所承擔的荷載在迅速增長。

荷載較小時，樁底應力為0；隨著荷載逐漸增大，一部分荷載傳遞到樁端，樁底應力開始增大；隨著荷載的繼續(xù)增大，樁底應力也穩(wěn)定增大。1、2號樁樁底應力大于3、4 號樁樁底應力，因為這4根樁承擔的荷載大小接近，且1、2 號樁樁側(cè)摩阻力的大小要小于3、4 號樁，1、2 號樁的樁端阻力必定大于3、4 號樁。同理，1 號樁長度比2 號樁短，側(cè)摩阻力發(fā)揮不如2 號樁，1 號樁樁底應力大于2號樁樁底應力。

樁頂應力和樁間土應力相差較大，且樁頂應力增長很快，這是由于樁的彈性模量較土體來說要大很多，在相同變形的情況下樁的荷載增加速率較快造成的。

圖7 樁頂應力、樁端應力與樁間土應力比較Fig.7 Comparison of stress on top,bottom and middle of piles

樁土應力比如圖8 所示。數(shù)值采用所有監(jiān)測樁的樁頂應力平均值與樁間土應力平均值之比。由圖可以看出，隨著荷載的增加，樁土應力比從荷載為1.12 kN 時的31 增加到30 kN 時的127，增長較快，說明隨著荷載的增加，樁體開始承擔更多的荷載。本次試驗的最終樁土應力比明顯大于京滬高鐵軟土樁板結構路基中最終樁土應力比31.1[3]。

圖8 樁土應力比Fig.8 Pile-soil stress ratio

4.4 樁土荷載分擔比

樁土荷載分擔比如圖9 所示。從圖中可以看出，隨著荷載的增加，樁體所承擔的荷載的比率也在逐漸增加。在荷載為1.12 kN 時，樁體承擔荷載占總荷載的23.6%，因為荷載較小，產(chǎn)生的變形較小，此時樁間土承擔了大部分的荷載；隨著荷載的增加，變形增大，樁體彈性模量大的優(yōu)勢顯現(xiàn)出來，樁體應力迅速增大，使得樁體所承擔的荷載在荷載為4.03 kN 時就增加到50.6%；隨著荷載的繼續(xù)增大，土體開始發(fā)揮作用，土體承擔的荷載有所增加，對樁體荷載分擔比的增大產(chǎn)生一定的影響，使得樁體荷載分擔比例增長速率放緩，最終荷載作用下樁體荷載分擔比為55.8%。從圖9 中還可以看出，樁荷載分擔比與樁土荷載分擔比兩條曲線相交，是由于荷載達到4 kN 時兩種荷載分擔比均達到50%，表明此時各個樁以及樁間土承擔的荷載相同。

圖9 樁土荷載分擔比Fig.9 Pile-soil load share ratio

4.5 沉降分析

圖10 監(jiān)測點沉降Fig.10 Monitoring points settlements

模型監(jiān)測點沉降特征如圖10 所示。從整體上看，模型承臺板和樁間土的沉降量都很小，與原型設計對沉降量要求十分嚴格是一致的。荷載從1.12 kN 增加到6.30 kN 時，承臺板表面沉降和樁間土頂沉降均從0 逐漸增大到0.13 mm 以上。承臺板各處的沉降量雖有差異，但相對于總體的沉降，差異很小，剛度較大的承臺板很好地控制了地基不均勻沉降；1 號和2 號采空巷道頂板底部基本沒有沉降?？梢婋S著上部荷載增大，樁間土和承臺板的沉降都逐漸增大，且二者沉降量始終很接近，該沉降規(guī)律與魏永幸[20]在客運專線無砟軌道樁板結構軟弱地基加固得出的規(guī)律一致。對于采空巷道，由于樁板結構樁數(shù)量和承臺板面積都很大，有效減少了地基應力，而且采空巷道位于樁底，地基附加應力很小，本次縮尺試驗中測得的采空巷道頂板基本沒有變形。對一般采空巷道而言，采空巷道頂板處于冒落帶最底端，頂板最底部沉降量最大[21]，但在本次樁板結構路基研究中，采空巷道整個頂板的變形規(guī)律與一般地層相同，即變形上大下小，樁加固有效地限制了巷道頂板的變形，進而消除了巷道頂板冒落甚至誘發(fā)塌陷的隱患。

4.6 板的作用

由圖4 可見，1～4 號樁樁身軸力還有一個規(guī)律，即在同一級荷載下4 根樁樁頂軸力大小基本一致，如在第8 級荷載6.30 kN 作用下4 樁樁頂軸力大小均在0.11～0.12 kN 之間，樁長及在樁板結構布置位置中差異明顯，但樁所承受的荷載大小基本相同，說明承臺板剛度較大，在同級荷載下很均勻地將上部荷載傳遞給樁基。另一方面，從圖10 還可以看出，除了承臺板表面邊緣的監(jiān)測點（CJ9、CJ10）外，承臺板表面的其他監(jiān)測點其沉降量極為接近，且均小于承臺板底部樁間土體的沉降量，說明承臺板使路基基底與地基的接觸關系從柔性接觸轉(zhuǎn)化為剛性接觸，有效地協(xié)調(diào)了路基整體沉降，使得橫向不均勻沉降得到了有效的控制。鋼筋混凝土板的作用效果與京津城際[2]、京滬高速鐵路[4]無砟軌道樁板結構現(xiàn)場監(jiān)測結果相一致。

5 結 論

（1）樁頂處軸力最大，樁身軸力在樁的上部減小較快，采空巷道段軸力恒定，同一級荷載下樁頂軸力大小基本一致。

（2）樁的上段側(cè)摩阻力較大，在采空巷道側(cè)摩阻力為0，樁未出現(xiàn)軟土地基樁板結構中的樁側(cè)負摩阻力。

（3）樁土應力比與樁體荷載分擔比變化規(guī)律相似。隨著荷載的增大，樁所分擔的荷載的增加速率逐漸變慢直至某一穩(wěn)定值，本次試驗的最終樁土應力比明顯大于京滬高鐵軟土樁板結構路基中最終樁土應力比。

（4）承臺板和樁間土的沉降曲線都是由陡變緩，最終趨于穩(wěn)定增長。

（5）同級加載作用下各樁頂軸力基本相同，剛度較大的承臺板起到了平均分配上部荷載的作用，同時承臺板總體沉降量很小，在采空區(qū)和非采空區(qū)上方的沉降基本相同。

（6）試驗中測得采空巷道頂板最底端基本沒有變形，說明樁加固有效地限制了巷道頂板的變形，消除了巷道頂板冒落甚至誘發(fā)塌陷的隱患。

從試驗結果來看，剛性路基設計理念，不等樁長和厚承臺板設計很好地滿足了采空區(qū)路基的加固要求，加固效果良好。

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