潘高峰，劉先峰，袁勝洋,3，王一博，孫丹曦，蔣關魯

(1. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031；2.西南交通大學 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031；3.成都理工大學 地質災害防治與地質環(huán)境保護國家重點實驗室，四川 成都 610059)

樁網(wǎng)結構路基廣泛應用于軟土、黃土及中等壓縮性土地區(qū)[1-3]，具有施工速度快、路基變形易控制且穩(wěn)定性高等優(yōu)點[1,3-4]，其結構體系包括路堤填土、格柵墊層、樁(帽)和樁間土。已有研究[3-6]表明，樁網(wǎng)結構路基的沉降涉及多結構的協(xié)調變形，其主要工作原理依賴于路基土拱效應和墊層拉膜效應。

路基土拱效應方面，肖宏等[7]通過離心機模型試驗證明了樁網(wǎng)結構路基體系柔性拱效應的存在且能有效降低無砟軌道路基沉降。土拱效應的形成主要受路基填高[8]、樁間距以及樁土差異沉降[2]的影響。研究表明，隨著路基填高與樁間距比值的增加，土拱效應會經(jīng)歷從初步產(chǎn)生到逐步發(fā)展完整的演變過程[8]。土拱形態(tài)也會隨之變化，通常初始為三角形，隨著沉降差的增加，土拱形態(tài)由三角形逐漸向半圓形轉變[2]，這個結論被RUI等[9]利用 PIV 光學測量技術所證實。此外，荷載類型也會對土拱效應的發(fā)揮產(chǎn)生影響，徐超等[10]研究發(fā)現(xiàn)循環(huán)荷載對土拱效應具有削弱作用，且循環(huán)荷載頻率越大，削弱作用越明顯。但陳仁朋等[11]在樁網(wǎng)結構路基室內動力荷載試驗中發(fā)現(xiàn)土拱效應在長期動荷載作用下的弱化并不明顯。

拉膜效應方面，二維分析時通常假設相鄰樁間的格柵變形曲線為拋物線[12]或者圓弧線[13]，三維空間分析時Halvordson 等[14]將格柵變形曲面假設為三維索網(wǎng)，而徐超等[15]通過張拉膜效應模型試驗發(fā)現(xiàn)將格柵變形后的形態(tài)用拋物柱面和空間拋物面相結合的形式表示更為合理。格柵拉力方面，徐超等[15]通過三維張拉膜效應模型試驗發(fā)現(xiàn)格柵上的拉力分布非常不均勻。莊妍等[16]通過三維數(shù)值計算分析，發(fā)現(xiàn)加筋體中的最大拉力位于樁帽邊緣，且其值是相鄰兩樁對角線中點處加筋體中拉力的 2～3倍。蔡德鉤等[17]也通過試驗研究證實了這一結論，還發(fā)現(xiàn)當墊層為雙層格柵時，下層格柵的應變大于上層，邊坡下方的格柵應變大于路基中心下方。

樁網(wǎng)結構路基通常由土拱效應和拉膜效應共同作用實現(xiàn)沉降控制。雖然拉膜效應可以有效降低樁土差異沉降[18]，從而導致土拱效應發(fā)揮程度降低，但加筋墊層設置會改變路堤變形模式，且加筋體能為土拱提供穩(wěn)定的拱腳，使土拱效應的發(fā)揮程度提高[19]。

上述研究[7-19]主要通過室內模型試驗和理論分析等研究方法獲得，考慮到室內縮尺模型試驗的尺寸效應影響以及理論分析模型的局限性，部分學者開展了現(xiàn)場足尺模型試驗研究。夏元友等[20]通過現(xiàn)場試驗分析，從應力和應變角度驗證了土拱效應的存在，并發(fā)現(xiàn)樁帽對土拱效應的形成具有明顯促進作用。費康等[21]發(fā)現(xiàn)路基土拱效應可將路基荷載分擔至樁頂，再傳遞到樁周土體和基底，從而達到減小樁間土和地基孔隙水壓的效果。曹衛(wèi)平等[22]發(fā)現(xiàn)土拱效應主要在路堤填筑期形成，但路堤填筑完畢后地基的固結過程仍然會引起樁土應力比變化。鄭俊杰等[3]發(fā)現(xiàn)在路基橫斷面上不同位置土拱效應的發(fā)揮程度不同，中心軸處土拱效應為主，路肩位置處拉膜效應更強。徐正中等[23]發(fā)現(xiàn)樁網(wǎng)結構路基的樁體是否打穿軟土層會影響樁土荷載分擔比，但不影響路基中土拱的高度。WANG等[24]基于室內足尺樁網(wǎng)結構路基動力加載模型試驗，開展了針對列車動力荷載和地下水位變化對樁網(wǎng)結構路基荷載傳遞影響的系統(tǒng)性研究。

近年來，隨著我國高速鐵路網(wǎng)的全面建設，大量膨脹土地區(qū)的高速鐵路線路也采用了樁網(wǎng)結構路基，但目前的理論研究成果主要集中在軟土和黃土地區(qū)，針對膨脹土地基樁網(wǎng)結構路基的相關研究卻少見報道。本文通過現(xiàn)場試驗，對超固結膨脹土區(qū)高速鐵路樁網(wǎng)結構路基的變形規(guī)律和作用機制開展研究。需要特別說明的是，由于鐵路路基填筑時間較短，其間氣候變化不明顯，沒有觀測到由于降雨和地下水位變動引起的地基脹縮變形。因此，地基脹縮變形對樁網(wǎng)結構路基荷載傳遞規(guī)律的影響本文暫不討論。

1 試驗段路基概況及試驗方案

1.1 試驗段路基概況

表1 試驗段土層物理力學參數(shù)

1.2 現(xiàn)場試驗設計

以南昆高速鐵路為依托，開展CFG樁網(wǎng)結構路基現(xiàn)場填筑試驗。試驗段路基填高分別為4.49、9.82、10.53 m，頂面寬13.6 m。邊坡為兩級邊坡(坡率分別為1∶1.5、1∶1.75)并設有2 m寬的護道。墊層為0.6 m碎石墊層夾兩層土工格柵(間隔為0.2 m)，格柵縱、橫向抗拉強度為80 kN/m，網(wǎng)孔邊長為50 mm。樁身采用CFG材料，正方形布樁，樁間距1.8～2.0m，樁長為8～15 m，樁徑為0.5 m，并設置直徑為1 m、厚度為0.6 m的圓形樁帽。對典型試驗斷面S1：DK619 + 430、S2：DK620 + 230、S3：DK620 + 250、S4：DK620 + 300填筑過程中的地基沉降、孔隙水壓、格柵拉力以及樁頂應力和樁間土壓力進行實時監(jiān)測，路基填高及樁的布置情況見表2。整個觀測周期約為460 d，觀測頻率依據(jù)變形速率而定，在填筑期通常為1次/d，數(shù)據(jù)快速變化期加密觀測頻率為3次/d。在靜置期和穩(wěn)定期的觀測頻率分別為1次/3 d、1次/7 d。本次現(xiàn)場試驗斷面概況如圖1所示，所用儀器型號規(guī)格具體見表3。限于篇幅，本文僅針對樁土沉降和應力、地基反力以及格柵變形規(guī)律進行分析。

表2 試驗斷面概況 m

圖1 試驗段監(jiān)測儀器布置(單位：m)

表3 傳感器埋設位置及參數(shù)

2 試驗結果分析

2.1 沉降規(guī)律

圖2為試驗斷面路基填筑高度和路基中心處的樁頂沉降隨時間的變化關系。由圖2可知，觀測過程主要由兩個填筑期(Ⅰ、Ⅲ階段)和兩個靜置期(Ⅱ、Ⅳ階段)組成:填筑周期分別約為150、100 d，平均填筑速率均約為0.04 m/d；靜置期均約為120 d。隨著填高的增加，樁頂沉降逐漸增大，不同斷面的沉降發(fā)展趨勢相似。第一次填筑期結束，各斷面樁頂沉降(約30 mm)相差不大，沉降速率發(fā)展相對緩慢(S1～S4依次為0.201、0.275、0.243、0.193 mm/d)。此過程土拱效應相對較小，樁頂分荷作用未得到充分發(fā)揮，樁土共同承擔上覆荷載增量。在第二次填筑期中，路基土拱效應和拉膜效應充分發(fā)揮，上覆荷載被主要分擔在樁頂，從而導致樁頂沉降快速發(fā)展(S2～S4依次為0.345、0.253、0.251 mm/d)，最終沉降量隨著樁長的增加而減小，S2～S4分別為98.2、74.9、70.4 mm。

圖2 樁頂沉降變化曲線

樁間土的沉降變化規(guī)律與樁頂沉降類似，如圖3所示，隨著填高的增加，樁間土逐漸產(chǎn)生沉降，由于樁間土的超固結特性，不同斷面在較小填高時的沉降相差不大，在土拱效應形成后表現(xiàn)為樁越長，樁間土沉降越小的規(guī)律，這主要是因為樁在沉降過程中會帶動樁間土的沉降所致。在第二次填筑過程中樁間土沉降得到進一步發(fā)展，這是由于樁頂產(chǎn)生了較大的沉降，導致上部荷載增量再次分擔到樁間土上，最終沉降量隨著樁長的增加而減小，因此S2的最終沉降量(111.2mm)最大，S3、S4相對較小(92.2、83.1 mm)。

圖3 樁間土沉降變化曲線

在樁網(wǎng)結構路基中，土拱效應主要由樁土差異沉降導致。圖4給出了不同斷面路基中心樁土差異沉降隨填筑時間的變化規(guī)律。從圖4可以看到，隨著填高的增加，各斷面的樁土差異沉降迅速增大，當H> 1.4(s-d)后，差異沉降增大速率明顯減緩，達到H= 4×(s-d)時，樁土差異沉降達到峰值，隨后逐漸下降。這是由于土拱效應逐漸形成，樁頂沉降逐漸增大所致。其中S2～S4的峰值大小相差不大，約為12 mm，而S1的峰值相對較小，約為8 mm。在靜置期，樁土差異沉降略有增加，這與樁間土在上覆壓力下的固結過程有關，說明地基土的固結過程會引起樁土沉降差變化，但變化幅度較小，這與文獻[22]的研究成果相吻合。在第二次填筑過程中，土拱效應增強，土拱形態(tài)變化導致樁間土壓縮，樁土差異沉降再次迅速增大，且樁越長增大越明顯，S2～S4分別為1.8、3.2、3.7 mm。Ⅳ階段的沉降差波動則說明在完整土拱形成后，樁、土的沉降發(fā)展也并非同步，而是一個動態(tài)協(xié)調變形過程?？梢酝茰y在整個填筑過程中(Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ)，土拱將經(jīng)歷從填筑過程的形成到穩(wěn)定，到再次填筑的增強以及最后的動態(tài)穩(wěn)定過程。

圖4 樁土差異沉降變化曲線

圖5為S2路基橫斷面樁間土沉降與時間和填高的關系。由圖5可知，不同位置處樁間土的沉降規(guī)律相似，均隨著路基填高的增加而增大，路基中心沉降最大為115 mm，而坡腳位置處沉降最小為22 mm，左右路肩沉降量基本一致為83 mm。在靜置期由于地基固結和路基應力重分布共同作用導致沉降有所增大。在第二次填筑過程中地基土的沉降再次增大，這與文獻[25-26]中認為的完整土拱高度以上的路堤荷載全部由樁承擔，樁間土不再承擔此部分路堤荷載結果不同，這是由于文獻[25-26]中的關于土拱效應的計算通常未考慮樁頂沉降對土拱效應的影響，而實測數(shù)據(jù)表明樁頂會由于樁身的壓縮變形和樁端土層壓縮而產(chǎn)生明顯的位移，從而引起土拱效應的演變。

圖5 S2路基橫斷面樁間土沉降變化曲線

2.2 樁、土壓力變化規(guī)律

圖6和圖7分別為樁頂應力和樁間土壓力隨時間的變化曲線。從圖6和圖7中可以看到，在填筑初期(H< 1.4(s-d))，樁頂應力較小，各斷面相差不大。當H> 1.4(s-d)后，隨著土拱效應的產(chǎn)生，荷載被逐漸分擔到樁頂，導致樁頂應力快速增大而樁間土壓力增加速率變緩，當H> 4(s-d)后，在土拱效應的作用下樁間土壓力幾乎保持不變而樁頂應力繼續(xù)增大。在第二次填筑過程中，各斷面樁頂及樁間土壓力均有所增大，且樁頂應力的增加幅度與樁長成正比(S2～S4應力增量分別為92、331、395.9 kPa)，樁間土壓力增大幅度與樁長成反比。對比S4與S2、S3可以發(fā)現(xiàn)，在第一次填筑過程中，樁越長，樁間土壓力越早達到穩(wěn)定，且穩(wěn)定時的土壓力越小。這主要是由于樁長越大，樁頂沉降越小，土拱形態(tài)穩(wěn)定更快所致。對比S1和S3可以發(fā)現(xiàn)，S1的樁間土壓力大于S3，S3的樁頂應力大于S1，說明增加樁間距會減小樁的承載效率，導致地基土壓力增大。

圖6 樁頂應力變化曲線

圖7 樁間土壓力變化曲線

樁土應力比是反映土拱效應強度的重要指標。樁土應力比隨標準化填高變化曲線見圖8。從圖8可以看到，隨著標準化填高H/(s-d)的增加，樁土應力比n呈階段性增大。在開始階段，由于填筑高度較小，樁土應力比受施工作業(yè)影響而不具有規(guī)律性。隨著填高的增加，初級土拱效應形成，樁頂應力逐漸大于樁間土壓力。但這種土拱效應由于填筑高度較小不能形成完整的土拱形態(tài)，樁土應力差主要由樁土剛度差導致。當H> 4(s-d)后完整土拱效應形成，樁土應力比快速增大，樁頂沉降發(fā)展速率加快，此時樁土差異沉降達到最大值(圖5)。在第二次填筑過程中，S3和S4具有明顯土拱效應加強現(xiàn)象，而S2的土拱效應加強效果不明顯。這是由于S2的樁長較小，在二次填筑過程中發(fā)生較大的沉降，樁身荷載承擔效率無法再次提高，導致上覆荷載再次被分擔到樁間土上，這也是導致S2的樁間土壓力在二次填筑過程中明顯增大(圖8)的原因。

圖8 樁土應力比隨標準化填高變化曲線

值得說明的是，關于形成完整土拱的臨界高度有不同的研究結論[22,26-27]，主要集中在1.4(s-d)～4(s-d)，原因在于對樁身位移的假設不同和是否考慮平面空間土拱拱腳支撐的連續(xù)性，說明樁頂?shù)某两蛋l(fā)展對土拱的形成具有明顯影響作用，樁頂沉降就越大，形成完整土拱的填筑高度越大，這與本文的試驗結果相符。

圖9為樁間土的強度折減(σs/γH)隨標準化填高H/(s-d)的變化曲線，σs為土應力，γ為土重度。在填筑初期，強度折減值明顯大于1，這是由于施工過程中產(chǎn)生的瞬時地基反力所致，對比S1和S3可以看出這種瞬時地基反力隨著樁間距的增加而增大。隨著填高的增加，在土拱效應形成后強度折減迅速降低，最后達到相對穩(wěn)定狀態(tài)，4根樁最終強度折減值分別為0.81、0.56、0.46、0.31。說明樁長和樁間距對樁間土的強度折減效應均有明顯影響，樁越長強度折減效應越明顯，樁間距越大，強度折減效應越明顯。

圖9 樁間土的強度折減效應與標準化填高的關系

圖10為樁頂荷載承擔比Ep變化曲線。其中Ep計算式為

( 1 )

式中：σs、σp分別為樁間土、樁頂平均應力；As、Ap分別為樁帽面積、樁間土面積。

圖10 樁體荷載承擔比變化曲線

從圖10中可以看到，在第一次填筑過程中，隨著標準化填高H/(s-d)的增加，Ep先增大而后逐漸趨于穩(wěn)定。在靜置期間Ep由于應力重分布而有所增大。第二次填筑過程中，Ep再次迅速增大后趨于穩(wěn)定，樁長越大增加越明顯，S1～S4的Ep值最終依次為0.334、0.482、0.646、0.785，即增加樁長可以提高樁的荷載承載效率，同時也表明，經(jīng)過靜置期的應力重分布和樁間土的固結過程，再次加載會導致土拱效應加強，這種加強作用主要與樁的承載力有關。

圖11為Ep與標準化樁長L/(s-d)的關系曲線，引用文獻[2]中類似工況數(shù)據(jù)進行對比分析。從圖11可以看出，隨著標準化樁長的增加，Ep先快速增加而后逐漸穩(wěn)定，最終穩(wěn)定值均約為80%。其中S1斷面Ep值較小，這主要是由于相對S2～S4斷面，S1的樁間距較大，土拱效應強度相對較小所導致。表明在相同的地基條件下，增加樁長可以提高樁結構的荷載承擔比Ep，但當Ep達到80%后，僅增加樁長對Ep值的提高效果不明顯。

為了評價土拱效應的發(fā)展狀態(tài)，從文獻[26]中引入土拱系數(shù)Cc為

( 2 )

根據(jù)文獻[26]，對端承式樁

( 3 )

對摩擦型樁

( 4 )

圖11 Ep與L/(s-d) 關系曲線

圖12為土拱系數(shù)Cc的發(fā)展規(guī)律。由圖12可知，填筑初期各個斷面土拱系數(shù)Cc均表現(xiàn)出類似摩擦型樁的特性，S1～S4的Cc值相差不大，隨著H/d的增加保持線性增大。而當經(jīng)歷一段時間靜置期后再次填筑，在樁間土和樁端土層的固結作用下，S3和S4的土拱系數(shù)曲線逐漸從摩擦型樁向端承式樁過渡，而S2的土拱系數(shù)曲線依然沿著摩擦型樁的土拱系數(shù)曲線保持線性增加。說明在超固結地基中，增加樁長到足夠長度可以使得摩擦型樁的土拱系數(shù)Cc從摩擦型樁過渡到端承式樁，但這種過渡僅在較高填筑荷載下產(chǎn)生。

圖12 土拱系數(shù)Cc隨H/d變化曲線

2.3 格柵變形

圖13為S2路基橫斷面不同位置處的格柵變形量隨路基填筑高度的變化關系。從圖13可以看出，不同位置處的格柵變形量均隨著路基填高的增加迅速增大，在樁土差異沉降達到最大值后保持平穩(wěn)。在二次填筑過程中，路基中心橫向和邊坡位置的格柵變形量有所增加，但路肩位置基本保持不變，路基中心縱向格柵變形量減小。這主要是由于在填筑初期，土拱未完全形成，樁土差異沉降較大，格柵由于較大的兜拉作用而產(chǎn)生變形。在土拱完全形成后，路基荷載主要分擔在樁頂，樁間土壓力增加較小，格柵變形量相對穩(wěn)定。在土拱加強區(qū)，格柵的變形則主要由路基橫斷面是整體差異變形導致，而路基縱向由于無明顯差異沉降導致格柵變形相對穩(wěn)定甚至有減小的趨勢。

圖13 S2斷面不同位置處的格柵變形量

圖14為不同斷面格柵變形與填高的關系。從圖14可以看出，不同斷面中心位置處的格柵變形發(fā)展規(guī)律相似，均隨著路基的填高的增加先增大后穩(wěn)定，而后在土拱加強區(qū)再次增加并穩(wěn)定。對比不同斷面格柵變形規(guī)律可知，在第一次填筑過程中，格柵變形與樁土差異沉降呈正相關，第二次填筑過程中的變形則主要由復合地基的整體沉降所致，因此隨著樁長的增加，二次填筑過程的格柵變形增量逐漸減小(S2～S4分別為0.68、0.24、0.17 mm)。

圖14 S1～S4斷面路基中心格柵變形量

2.4 地基反力

圖15為樁間土壓力σs均值與沉降δs關系。如圖15所示，隨著沉降的發(fā)展，樁間土壓力在開始階段近似線性增大，且各斷面土壓力增大斜率相差不大(Δσs/ Δδs= 2.7)，這是由于前期樁的位移相對較小，在沒有形成完整土拱效應前，各斷面樁間土沉降主要為上部路基荷載作用下產(chǎn)生的壓縮變形。而在土拱效應及拉膜效應的共同作用下，樁的沉降增大，帶動樁間土沉降，因此樁間土壓力增加速度趨于平緩。在二次填筑過程中，由于樁的沉降導致樁間土壓力再次增大，此過程中樁間土的沉降主要由地基土自身壓縮和樁身沉降帶動整體地基沉降而引起。

圖15 樁間土壓力隨沉降的變化曲線

2.5 理論計算

從土拱的發(fā)展過程可以看到，土拱形成后并未立即進入極限狀態(tài)，而是需要經(jīng)過逐漸的加強后才能穩(wěn)定。文獻[2]考慮土拱效應強度和樁間土的地基壓力分布因素，提出了一種改進的樁土應力比計算方法，樁間土壓力σs(3D)在空間上可表達為

( 5 )

式中：Kp為朗肯被動土壓力系數(shù)；α為土拱塑性狀態(tài)系數(shù)；β為樁間土壓力分布系數(shù)。

則樁土應力比為

( 6 )

式中:σp為樁頂應力。

通過幾何分析得到樁體荷載分擔比Ep為

( 7 )

式中：Ae為正方形布樁下，每4根樁圍成的單元面積。

2.6 現(xiàn)場實測與理論計算對比

引用文獻[2]中的計算方法，對既有規(guī)范和理論計算結果與現(xiàn)場實測結果進行對比分析，具體參數(shù)取值見表4。

表4 對比分析中參數(shù)取值

為了便于對比，將復合地基的幾何尺寸進行換算為

( 8 )

( 9 )

式中：ds為方形樁帽邊長；dt為圓形樁帽直徑；ss為方形布樁的樁間距；st為三角形布樁的樁間距。

實測及理論計算Ep隨標準化填高H/(s-d)發(fā)展對比如圖16所示。由圖16可知，各理論計算值與實測值的變化規(guī)律相似，均隨著填高的增加先增大而后趨于平穩(wěn)。對比實測值與7種理論計算結果[2,5-6,28-31]可以發(fā)現(xiàn)，第一次填筑過程中，相對其他計算值，文獻[2]改進方法的計算結果與S2實測結果整體吻合較好，表明考慮土拱塑性狀態(tài)系數(shù)α和樁間土壓力分布系數(shù)β能夠使計算精度有所提高。但第二次填筑過程中，由于土拱效應加強，導致計算值偏小，在S3和S4中均出現(xiàn)了類似的規(guī)律，且不難發(fā)現(xiàn)樁長越大，ΔEp越大(S2～S4分別為6%、10%、13%)。因此現(xiàn)有理論方法都不能直接預測土拱的增強效應。

圖16 S2實測及理論Ep隨標準化填高H/(s-d)變化對比曲線

究其原因，是由于在第一次填筑過程中，樁間土處于超固結狀態(tài)，在第二次填筑過程中，樁間超固結土層進入正常固結狀態(tài)，導致樁土差異沉降增大、土拱效應增強。限于篇幅，以S2斷面為例，不考慮成樁過程對樁間土超固結度的影響，結合室內壓縮試驗和Casagrande作圖法確定的前期固結壓力σc沿地基深度的分布曲線如圖17所示。從圖17可以看出，地基超固結土層深度約為15 m，當一次填筑結束后，超固結土層深度約為5.86 m。開始二次填筑后，樁間土層快速進入正常固結狀態(tài)，當填高達到8.72 m時地基土范圍土層全部進入正常固結狀態(tài)，此后樁土差異沉降進一步發(fā)展，土拱效應得到增強。這與圖4中所示的規(guī)律一致。

圖17 地基應力沿深度分布

文獻[2]也監(jiān)測到了隨著樁長的增加ΔEp增大的現(xiàn)象，如圖18所示，隨著標準化樁長的增加，ΔEp先增大而后趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定值約為14%。同時可以根據(jù)擬合曲線推測，當標準樁長值小于5則無明顯土拱效應加強現(xiàn)象，標準樁長值大于12后加強效果不再增加。

圖18 ΔEp與L/(s-d)的關系曲線

3 結論

本文通過現(xiàn)場填筑試驗，對膨脹土地區(qū)樁-網(wǎng)復合地基在路堤荷載下的變形及土拱效應發(fā)展規(guī)律進行了分析，結論如下：

(1)隨著填高的增加、樁土差異沉降的發(fā)展，土拱效應會經(jīng)歷初級土拱-完整土拱-增強土拱的演變過程；土拱效應的增強與地基的超固結特性和靜置期間的應力重分布有關，二次填筑過程會導致長樁(S3和S4)的土拱系數(shù)曲線從摩擦型樁過渡到端承式樁，而短樁(S2)的過渡現(xiàn)象不明顯。

(2)樁的承載效率隨著樁長的增加而增大，最終穩(wěn)定值約為80%；在填筑初期會產(chǎn)生較大的瞬時地基反力，導致樁間土的強度折減效應(σs/γH)波動，隨著土拱效應的產(chǎn)生強度折減迅速減小并趨于穩(wěn)定，S1～S4的穩(wěn)定值分別為0.81、0.56、0.46、0.31。

(3)在路基填筑過程中土工格柵變形主要發(fā)生在填筑初期，由于土拱效應未完全形成產(chǎn)生明顯的兜拉效應，土拱效應形成后變形相對穩(wěn)定。二次填筑過程中的變形增量主要由復合地基整體沉降導致。

(4)通過對比分析不同土拱計算理論，發(fā)現(xiàn)同時考慮地基反力的影響及土拱塑性系數(shù)和等效土壓力系數(shù)能夠較好地預測該地區(qū)土拱形成過程，但現(xiàn)有理論方法均無法直接預測土拱的增強效應。