DOI: 10.11817/j.issn.1672-7207.2017.03.033

过渡段地基加固作用对桥台桩工作性状的影响分析

肖东^{1, 2}，蒋关鲁^{1, 2}，林展展^{1, 2}，陈虹羽^{1, 2}，孙圣杰^{1, 2}

(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试验室，四川 成都，610031)

摘要：为研究过渡段地基加固作用(桩间距为3d，4d，5d和6d，d为CFG桩径)对邻近桥台桩工作性状的影响，进行离心模型试验及三维数值模拟。研究结果表明：过渡段地基加固作用对桥台桩受力变形影响表现为在竖向上利用CFG桩荷载深层传递作用改变软土地基沉降变形特性，在水平方向上CFG桩对软土的侧向流动起显著阻拦作用；随着CFG桩间距增大，受负摩阻力作用的桥台桩中性点位置下移，最大轴力增大，桩端阻力随之增大；桩身弯矩最大值随CFG桩间距增加而增大，其位置(最危险截面)从桩长1/2处逐渐转移至桩顶；桩身剪力分布大致呈“反S”型，2处拐点分别位于土层界面及CFG桩端平面，且随着CFG桩间距增加，土层界面处桩身剪力增大而CFG桩端平面处剪力减小；桥台桩水平位移随桩间距增加以一固定点呈旋转式增大，桩身挠曲也越明显，而桥台转角及水平位移随桩间距近似线性增加；与天然地基相比，CFG桩在一定程度上限制了路基荷载下土体蠕变特性的发挥。

关键词：软土；CFG桩间距；桥台桩；工作性状；离心机试验

中图分类号：TU473         文献标志码：A         文章编号：1672-7207(2017)03-0820-10

Analysis on working properties of abutment piles considering foundation reinforcement of approach embankment

XIAO Dong^{1, 2}, JIANG Guanlu^{1, 2}, LIN Zhanzhan^{1, 2}, CHEN Hongyu^{1, 2}, SUN Shengjie^{1, 2}

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;

2. Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Ministry of Education, Southwest Jiaotong University,

Chengdu 610031, China)

Abstract: A series of 3D centrifugal model tests and numerical analysis were carried out to investigate the effects of foundation reinforcement (pile spacings were 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 settlement of 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. When CFG pile spacing increases, the neutral point of abutment piles subjected to negative skin friction shifts down and the maximum of axial force increases, so does the pile tip resistance. The location where the maximum of the bending moment(the most 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 at both 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 while one at plane of CFG pile end decreases. Lateral displacement of abutment piles increases rotarily at a fixing point and the flexural deformation is more significant with the increase of CFG pile spacing. The property of creep of soft soil is inhibited by the existence of CFG piles compared with natural foundation.

Key words: soft soil; CFG pile spacing; abutment piles; working properties; centrifuge experiment

在软土地基上，桥头路基填土对邻近桥台桩基的影响较复杂，路基荷载会导致下卧软土层侧向流动而挤压桩身，使其发生屈曲甚至断裂^[1]；此外，会引起地基土压缩固结，在桥台桩侧面产生负摩阻力，直接导致桩身轴力发生新的变化，继而使承台产生不均匀沉降，这都不利于桥台及上部结构的正常使用^[2]。桥台桩受影响程度同样受多种因素如土性、软土分布、路基高度、填筑速率、路桥施工顺序、成桩工艺及土体非线性等的影响。故在软土地基上修建桥梁时，台背路基填土对桥台桩产生变形及受力产生影响。STEWART等^[3-4]进行了离心模型试验，研究了由桥头路基填筑引起的软土层侧向移动对桥台桩附加影响规律；JEONG等^[5]借助平面应变有限元分析研究了桩土相互作用并考虑了软土绕桩流动的特性。BRANSBY等^[6-8]采用三维有限元法研究了台后路堤填筑下土体侧向流动对桥台桩基的受力变形影响。然而，以上研究在分析桥台桩受力及桩土相互作用时桥头路基填筑大多是直接作用于天然软土地基之上，由此得到的桥台桩变形受力显然是最不利情况。在工程实践中，填筑路基前往往需要对软土地基进行加固处理，以减小过渡段路基沉降及路桥差异沉降^[9]。蒋关鲁等^[10-11]借助数值仿真分析手段研究了过渡段地基不同桩间距下路桥变形耦合特性，并提出了过渡段路基收敛沉降的概念，不过并未对过渡段地基不同桩间距下桥台桩的受力变形特性进行研究。基于此，本文作者采用离心模型试验及FLAC^3D三维数值模拟手段，在验证所建立的数值模型可靠性前提下研究台后路基荷载下过渡段地基不同加固程度(桩间距为3d，4d，5d和6d，d为CFG桩径)对邻近桥台桩工作性状的影响，由此得到的桥台桩受力变形规律更加符合实际工程情况。

1  离心模型试验研究

1.1  试验设备

本次试验在西南交通大学 100 g·t 土工离心机(TLJ-2型)上进行。该离心机的基本参数如下：有效旋转半径为2.7 m，最大离心加速度为200g(1g=9.8 m/s²)，模型箱内壁长×宽×高为0.8 m×0.6 m×0.6 m。

1.2  模拟对象

模拟对象为1个典型的路桥过渡段结构物，地基土上层为厚 8 m粉质黏土，下层为厚 20 m黏土；台后路基为高度 6 m、顶宽 8 m、坡率 1:1.5 级的配碎石路堤，褥垫层厚为56 cm，褥垫层中布设了双向加筋土工格栅，复合地基采用CFG桩处理。设计桩径为0.48 m，桩长为14 m；桥台桩基为铝合金管桩，呈3×4分布，共 12 根，桩外径为0.96 m，内径为0.80 m，桩长为15.60 m。进行4组离心模型试验，模拟过渡段地基不同加固程度，即CFG桩间距分别为3d，4d，5d和6d这4种工况，见表1。试验采用模型率80，按模型率80缩小原型的模型尺寸如图 1所示。

表1  离心试验工况

Table 1  Centrifuge testing conditions

图1  离心机试验模型

Fig. 1  Models of centrifugal model tests

1.3  模型材料及制备

模型地基土样取自成都平原地区，是具有区域代表性的软土地层，模型地基土主要控制指标基本与取样地层的物性参数相同，如表2所示。将粉质黏土与黏土土样风干、碾碎，然后过孔径2 mm的筛，筛后与水分别按含水率30%和27%充分拌匀并闷 24 h以上。过渡段路堤模型采用级配碎石制作。为减弱巨颗粒材料的粒径效应，将原型级配碎石按等量替代法^[12]进行缩尺后掺5% 32.5R型水泥来配制，填筑时取含水量 为8 %，密度为2.3 g/cm³。具体方法如下：先将石英砂过孔径依次为5.000，2.000，1.000，0.500，0.250和0.075 mm的筛，然后取孔径为2.000，1.000，0.500，0.250，0.075及小于0.075 mm的筛上的砂子，再按质量比35:17:7:19:16:6配合比进行配置，这满足填料级配要求。普通路堤模型的AB组填料采用现场级配良好过2 mm筛的碎石土样，根据“铁路土工试验规程”，采用重型击实仪进行击实试验，击实试验曲线见图2。测得最佳含水率为7.5 %，最大干密度为2.23 g/cm³，其压实度为95 %，湿密度为2.3 g/cm³。

表2  模型土主要控制指标

Table 2  Main controlling indices of model soil

模型土工格栅选用塑料纱网，砂垫层为过孔径 1.25 mm 筛子的级配砂，其堆积密度为 1.24 g/cm³；模型CFG桩若按模型比尺缩小无法实现，本次试验采用直径为6 mm、壁厚为1 mm的中空部灌注石英砂的铝合金管^[13]替代，并用三棱锉刀对侧面进行打磨处理，以达到摩擦性能等效的目的。

图2  级配碎石土击实试验曲线

Fig. 2  Curve of compaction test of graded crushed stone

采用水泥、水、石英砂按一定质量配合比(1.0:0.4:1.0)配制的水泥砂浆模拟模型承台，模型桩基选用直径为12 mm、壁厚为1 mm侧面经打磨处理的铝合金管，且在其表面涂抹粘结剂外裹石英砂来模拟桩土间的摩擦特性。为实现承台与基桩的刚性连接，预先在承台桩位处钻制2 cm深的圆孔，挤入AB胶，并插入模型基桩，将其垂直固定待胶硬化即可。

1.4  桩身应变量测

选取1根桥台基桩作为测试桩，桩身测点布置图见图3。沿着桩长方向对称粘贴5对高精度泊式电阻应变片，其型号为TML-GFLA-3-70，量程为0~3%，以获得桩身截面弯矩和轴力；粘贴应变片时采用502专业胶水，环氧树脂防水，半桥路连接。

铝合金管模型桩的弹性模量E_p为70 GPa，模型基桩的抗压刚度E_mA_m和抗弯刚度E_mI_m分别为2 419 kN和36 N·m²(试验模型比尺见表3)。在原型比尺中，E_pA_p和E_pI_p分别为15 482 MN和1 474 MN·m²。桥台桩身轴力，弯矩 (式中：和分别为桥台桩某一测试截面右、左边缘的应变，D为桥台桩外径)。代入采集的应变和原型比尺下的桩体抗压刚度、抗弯刚度及桩外径可得到原型条件下的桥台桩轴力和弯矩。

图3  桥台测试桩及应变片布置

Fig. 3  Layout of test pile and strain gauges

表3  模型相似比

Table 3  Scaling laws in centrifuge

1.5  试验流程

1) 在模型箱侧壁涂抹凡士林以减小侧壁摩阻力，在模型箱4个角上各放置1个高为40.0 cm、直径为7.6 cm的不锈钢管，用于储存地基固结过程中排出的孔隙水。

2) 将粉质黏土及黏土与水以设计质量比配置地基土，分12层在模型箱中制成 35 cm厚的地基土。

3) 将地基土在 80g离心力作用下运转2.0 h，模拟1.5 a的正常固结黏土，使模型地基土达到与原型相近的应力状态和密实度。

4) 停机，利用千斤顶将桥台压入设计位置，并对过渡段软土地基按某一桩间距进行CFG桩处理，在其上铺6 mm厚级配碎石垫层，塑料纱网布置在砂垫层中部，再在其上填筑碎石土路堤。

5) 采用变加速度法来模拟过渡段路基的3级填筑，加速度分别26.7g, 53.3g和80g，以模拟高度为2，4和6 m的路基堆载，每一级堆载完成后休止1月。

6) 以此为初始时刻进行数据采集，继续维持 80g加速度运行4.8 h，即原型中填筑完成后的3.5 a。

2  数值分析

为了更深入地研究过渡段地基加固程度对桥台桩工作性状的影响，建立了与离心试验模型相似的三维有限差分数值模型，从而克服离心模型试验测试点稀疏及桩体变形难以测读等缺点。本文采用的是岩土领域应用广泛的FLAC^3D软件。

2.1  网格及边界条件

图4所示为路桥过渡段三维模型网格，其几何尺寸与离心试验模型存在相似关系。为了分析路基填筑引起的地基软土层固结变形特性，采用流固耦合计算模式。地基土、路基及桥台采用实体单元网格，桥台基桩和CFG桩采用桩单元进行模拟。模型力学边界条件为：在网格4个侧面上施加滚动支座，约束x和y向的位移，放松z向位移；而网格底面施加固定支座，同时约束x，y和z向位移。模型排水边界条件如下：模型四周设置为透水边界，底部为不透水边界。

图4  三维网格

Fig. 4  Three-dimensional mesh

2.2  本构模型及材料参数

地基土本构模型采用满足摩尔库仑破坏准则的理想弹塑性模型，AB组填料和砂垫层属于散粒体材料，采用摩尔库仑模型模拟，而级配碎石由于掺和5%水泥具备固体材料的特性，故采用材料参数少、运行速度快的弹性模型模拟。各岩土材料计算参数取值与离心模型试验参数值相同，见表4。对于模型桩，以各向同性的线弹性模型来模拟，桩体弹性模量、密度和泊松比分别为70 GPa，2.7 t/m³和0.2。桩土之间的相互作用依靠剪切耦合弹簧单位长度上的内聚力与耦合弹簧的摩擦角来实现。桥台与填土界面通过设置柔性接触面单元模拟二者之间可能出现的滑移。

表4  岩土材料计算参数

Table 4  Calculated parameters of geo-materials

2.3  数值计算步骤

每一组数值分析都遵循离心模型试验相同的试验步骤：首先建立地基网格，设定边界条件，生成初始地应力场；然后建立桥台及桩基础，再次进行平衡计算；待桥台稳定后，设置CFG桩及垫层，进行路基三级填筑，并记录时间在3.5 a内的桥台基桩侧向变形及内力等。

3  试验结果

下面给出的所有离心试验结果均已换算成原型条件下的结果。此外，定义桥台桩水平位移以远离台后路基方向为正，桩身轴力以受压为正，桩身弯矩在桩体靠近路基一侧受拉时为正，桩身剪力以远离路基方向为正，即此时的剪力使桩体产生正向的水平位移^{[3-6, 9]}。

3.1  桩身轴力

在不同CFG桩间距下，在路基填筑完成后，通过离心模型试验得到的过渡段地基在不同时刻的桥台 桩身轴力沿桩长的变化曲线如图5所示。。从整体上看，桥台桩身轴力沿桩长的分布呈先增大后减小的变化趋势，这说明桥台桩受到负摩阻力的作用。实际上，由于本文试验数据采集是在路基填筑完成之后进行的，桥台桩身轴力已扣除由桥台及上部结构自重所引起的那一部分，全部由桩侧负摩阻力所引起。从图5可以看出：在CFG桩间距较小时(3d和4d)，桩身轴力分布曲线变化并不明显，只是最大轴力有所增大，当桩间距增至5d和6d时，轴力分布形态有明显变化，中性点位置出现下移，同时最大轴力也增大；最大轴力有所增加，且中性点位置(最大轴力处)明显下移。其原因是路基荷载下CFG桩间距增大意味着桩间土承担的路基荷载比例增大，其压缩变形量及影响深度也增大，在桥台桩身压缩沉降量不变的情况下，桩身中性点位置下移，桩侧负摩阻力的作用长度增加，从而桩身轴力最大值也有所增大。从时间上看，在台后路基填筑完成后3.5 a，桥台桩轴力随时间依然有增大趋势，这主要是路基填土荷载下软土产生的蠕变特性所致。

图5  离心模型试验得到的桥台桩身轴力分布曲线

Fig. 5  Axial force distributions for abutment pile versus pile length by centrifuge

由FLAC^3D计算得到的最后时刻不同CFG桩间距下桥台桩身轴力分布曲线与离心机试验结果对比见图6，图中标出了中性点位置及最大轴力。从图6可见：由FLAC^3D得到的4种工况下桥台桩轴力分布曲线与离心试验结果较吻合；从数值计算结果看，CFG桩间距从3d到6d，中性点位置依次为0.32，0.38，0.51和0.70倍桩长深度，桩身最大轴力依次为409，462，524和562 kN；随着CFG桩间距增大，桥台桩顶处轴力变化不大，而桩底处轴力则明显增大，这意味着桩端阻力也随之增大。这是由于桩顶处轴力的产生是由台背及承台侧面负摩阻力引起的，CFG桩间距的变化对其影响不大，而桩底处轴力在桩顶轴力不变的情况下受桩侧摩阻力的影响；当CFG桩间距的增大时，正摩阻力越不足以平衡负摩阻力，此时桩端阻力就越大。

不同CFG桩间距下在路基填筑完成后桥台桩身最大轴力随时间的变化曲线如图7所示。从图7可以看出：FLAC3D所得轴力随时间的变化与离心机试验结果整体上较吻合；在路基填筑完成后，桥台桩身最大轴力随时间逐渐增大，在填筑完成以后2 a左右增大较快，之后开始逐渐变缓趋于收敛。律文田等^[14-15]也得出桥台桩的受力不仅发生在填筑期，而且填筑完成相当一段时间仍会增大，这是在台后路基填筑完成后软土固结蠕变特性所致。为了分析CFG桩间距对土体蠕变特性的影响，研究不同CFG桩间距下最大轴力随时间增量，见表5。从表5可以看出：在台后路基填筑完成后桩身轴力有较大幅度增加，且其增量随桩间距的增加而增大。可见：与天然地基相比，CFG桩的存在在一定程度上限制了台后路基荷载下软土地基固结蠕变特性的充分发挥。

3.2  桩身弯矩

通过离心机试验得到的不同CFG桩间距下在路基填筑完成后不同时刻桥台桩身弯矩沿桩长的变化曲线见图8，桩身弯矩的分布曲线大致呈“？”型^[15]。由于基桩与承台的嵌固作用，在土体侧向流动下靠近桩顶的位置出现负弯矩；随着深度增加，弯矩逐渐增大至正弯矩最大值，其出现位置在1/2桩长附近，然后逐渐减小至0 kN·m；随着CFG桩间距增加，靠近桩顶的位置负弯矩逐渐增大，桩长1/2处的正弯矩则逐渐减小；在CFG桩间距较小(3d和4d)时，桩身弯矩最大值出现在1/2桩长处的正弯矩部分，而在CFG桩间距较大(5d和6d)时，桩身弯矩最大值则出现在桩顶的负弯矩部分。这是因为CFG桩间距越小，在桩长影响范围(浅层土体)内对土体侧向流动阻拦作用越大，对桥台桩影响越小；而在CFG桩端处，侧向挤出越明显，对桥台桩影响反而越大。从时间效应看，桩身弯矩随时间逐渐增大的趋势仍然存在。

图6  由FLAC3D与离心试验得到的最终时刻桥台桩轴力对比

Fig. 6  Comparison of axial force distributions of abutment pile between by FLAC3D and centrifuge at last moment

图7  不同桩间距下桥台桩最大轴力随时间的变化曲线

Fig. 7  Curves of the maximum axial force of abutment pile with time at different CFG pile spacings

表5  不同桩间距下桥台桩最大轴力

Table 5  The maximum axial force of abutment pile

图8  离心模型试验得到的桥台桩身弯矩分布曲线

Fig. 8  Bending moment distributions for the abutment pile versus pile length by centrifuge

由FLAC3D及离心机试验得到的最后时刻不同CFG桩间距下桥台桩身弯矩随桩长的变化对比曲线见图9。从图9可见：在4种工况下，FLAC^3D与离心机试验得到的桥台桩身弯矩分布规律均较吻合。结合图6和图7，说明本文所建立的路桥过渡段三维数值模型是可靠的，可用于分析台后路基荷载对邻近桥台桩工作性状的影响。图9中弯矩的分布与BRANSBY等^{[6, 16]}通过离心模型试验得到的桥台后排桩弯矩分布规律类似。由于BRANSBY等^{[6, 16]}的研究对象是天然软土地基，故与图9中6d时的弯矩分布曲线最接近。从计算结果可以看出：随着CFG桩间距增大，桩身最大弯矩值逐渐从桩长1/2处转移到桩顶位置，而且曲线形态上也有差别，特别是在桩顶附近；当CFG桩间距较小(3d和4d)时，桩顶负弯矩随桩长迅速减小至0 kN·m并过渡至正弯矩；当桩间距增至6d时，桩顶负弯矩先是缓慢变化再迅速减小，承台对基桩固接作用越明显。

3.3  桩身剪力

图10所示为FLAC3D计算得到的最后时刻不同CFG桩间距下桥台桩身剪力随桩长的变化曲线，桥台桩身剪力沿桩长的分布大致呈“反S型”。BRANSBY等^[16-17]在研究天然软土地基侧向流动对桩体影响时得到的桩身剪力分布有相同的规律。从图10可见桩身剪力沿桩长的分布可划分为3段。

第1段为桩顶至土层分界面(桩长4 m处)，剪力的分布呈直线型，在3d时，桩顶剪力最大，剪力随桩长缓慢减小；随着CFG桩间距的增大，桩顶剪力逐渐减小，且随桩长的变化过渡为线性增大，土层界面处达到正剪力最大值。这是由于土体在土层界面处出现了较大侧向流动，在土层界面之上，土体侧向位移大于桩体水平位移，桩体法向土压力作用下(方向为远离路基方向)桩身剪力呈现正值，且随深度逐渐增大；而在土层界面以下，土体侧向位移小于桩体水平位移，桩体法向土压力方向相反(方向为远离桥台方向)，剪力则逐渐减小。

第2段为土层界面到CFG桩端平面(桩长10 m处)，剪力分布大致呈直线减小，在桩长7 m附近减小至0(此处出现弯矩极大值，见图9)，往下继续减小，至CFG桩端处附近开始呈现非线性，且达到负剪力最大值。

第3段为从CFG桩端平面至桩底(桩长15.6 m)，剪力呈非线性变化，从负剪力最大值逐渐减小至0 kN。

桥台桩身剪力可以间接反映桥台桩与桩周软土相对位移关系^[9]。路基荷载下软土在土层分界面处会产生较大侧向流动，而CFG桩的存在对土体的侧向流动起着阻拦作用。故随着CFG桩间距增大，土体侧向流动受阻拦作用越小，对桥台桩的侧向压力就越大，桩身剪力也就越大；相反，在CFG桩端平面，由于CFG桩对路基荷载的深层传递^[18-19]导致在桩端平面的土层应力突增，从而加大桩端附近软土的侧向挤出。故随着CFG桩间距增大，CFG桩端处软土侧向流动减弱，桥台桩身剪力也越小。

3.4  桩体变形

图11所示为通过FLAC3D得到的最后时刻不同CFG桩间距下桥台桩体水平位移沿桩长的变化曲线。从图11可见：桥台桩顶处水平位移最大，随着桩长呈近似线性递减，至桩底出现较小的负位移；随着CFG桩间距增大，桩体各深度处的水平位移以一固定点(桩长11 m处)旋转式增大，即桩体在远离路基方向产生的倾斜度越大，而且桩身产生的挠曲变形也越明显，尤其在桩顶位置。由于承台对桩顶的固接作用使得桩身弯曲曲率随着CFG桩间距的增大而增大，桩身弯矩也越大，这与图8和图9所反映的规律一致。

图9  由FLAC3D与离心试验得到的最终时刻桥台桩弯矩对比

Fig. 9  Comparison of bending moment distributions of abutment pile obtained by FLAC3D and final centrifuge test

图10  最后时刻桥台桩身剪力随桩长的变化曲线

Fig. 10  Curves of shear for abutment pile with pile length at last moment

图11  最后时刻桥台桩水平位移随桩长的变化曲线图

Fig. 11  Variation of horizontal displacement of abutment pile versus pile length at last moment

图12所示为由FLAC^3D计算得到的桥台桩顶水平位移与桩顶转角随CFG桩间距的变化曲线。考虑到桥台刚度大且与基桩固接，桩顶水平位移及转角与桥台底面的水平位移及转角相同。从图12可见：桥台水平位移及转角随CFG桩间距增大呈近似线性增大，增长比率分别为2.3和4.5；桥台转角对CFG桩间距的改变更敏感。增强过渡段地基的处理程度可有效减小桥台变位。这是由于随着过渡段地基加固程度提高，CFG桩更有效地限制软土侧向流动，桥台所受土体侧向挤压力也随之减小。

图12  最后时刻桥台桩顶水平位移及转角随CFG桩间距变化

Fig. 12  Curves of horizontal displacement and tilting angle of abutment pile versus CFG pile spacings at the last moment

4  结论

1) 随着过渡段地基CFG桩间距增大，路基荷载下桩间软土压缩沉降及影响深度增大，使一定深度处地基土沉降大于桩的沉降，从而使受负摩阻力作用的桥台桩中性点位置下移，桩身最大轴力增大，桩端阻力也随之增大。

2) CFG桩对路基荷载下软土地基侧向流动起阻拦作用，桥台桩弯矩最大值随CFG桩间距增大而增大，且其位置(最危险截面)从桩长1/2处转移至桩顶；桩身剪力分布大致呈“反S”型，2处拐点分别位于土层界面及CFG桩端平面，且随着CFG桩间距增大，土层界面处桩身剪力值增大而CFG桩端平面处剪力减小。

3) 随CFG桩间距增大，桥台桩水平位移以1个固定点呈旋转式增大，桩身挠曲变形越明显，而桥台转角及水平位移随桩间距近似线性增加。加大过渡段地基的加固程度可有效减小邻近桥台及桩体的变形。

4) 与天然地基相比，CFG桩在一定程度上限制了路基荷载下土体蠕变特性的发挥。

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(编辑  陈灿华)

收稿日期：2016-04-10；修回日期：2016-06-22

基金项目(Foundation item)：铁道部科技研究开发计划项目(2010G003-F) (Project(2010G003-F) supported by the Research and Development Program for Technology of the Chinese Ministry of Railway)

通信作者：蒋关鲁，博士，教授，从事道路与铁道工程研究；E-mail: wgljiang@swjtu.edu.cn