肋锚式桩板墙砂箱模型试验研究

李元昊，罗强，冷伍明，梅明明，胡萧越

肋锚式桩板墙砂箱模型试验研究

李元昊1, 2，罗强1, 2，冷伍明3，梅明明1, 2，胡萧越1

(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实验室，四川 成都 610031；3. 中南大学 土木工程学院，湖南 长沙 410083)

肋锚式桩板墙是一种新型复合支挡结构。通过砂箱模型试验，获得肋锚式桩板墙保持稳定所需锚固段长度1与肋板长度2关系，分析肋板摩擦锚固与锚固段抗力锚固效应对墙体稳定作用模式影响，基于工程经济性原则探讨肋锚式桩板墙合理构造方式。试验结果表明，极限平衡状态下所需的锚固段长度随肋板由短至长变化呈非线性缩短趋势，即通过在悬臂段墙后土中增设抗倾覆滑移肋板可有效减小锚固桩埋深；随着肋板增长和锚固段缩短，挡墙保持稳定的控制因素由锚固段的抗力锚固效应逐渐转变为肋板的摩擦锚固效应，对应的力学作用模式为依次为“桩锚主导型”、“桩肋复合型”和“肋锚主导型”；对于单位长度锚固段与肋板造价比值＞0.637 5的肋锚优势区，采用长肋短锚构造方式的“肋锚主导型”挡墙具有较好的经济性，而≤0.637 5的桩锚优势区则宜选用短肋长锚的“桩肋复合型”。

肋锚式桩板墙；砂箱模型；极限平衡状态；作用模式；构造方式

随着现代化的推进，我国铁路等交通基础设施发展迅速。其中对于地形构造复杂、地质条件不良地区的工程建设，现有路基支挡结构因各自适用条件的差异均有一定的局限性。因此诸多学者进行了对新型支挡结构及各种复合型支挡结构的研 究[1−8]。垛式新型悬臂式挡墙[9]结合了传统悬臂式挡墙与卸荷板的优点，在减轻结构自重的同时，解决了悬臂式挡墙悬臂较长时，结构承受较大弯矩和剪力的缺陷，在高边坡路基支护工程中具有可观的应用前景。文献[10]中的扶壁式加筋挡墙，是一种由扶壁式挡墙和包裹式加筋挡墙复合形成的支挡结构，其中扶壁式挡墙能有效控制水平位移，包裹式土工格栅则分担大部分水平土压力。在两者的共同作用下，该种结构在高填土工况中具有良好的稳定性。在相关模型试验的基础上，姚阳等[11−12]提出了肋板式挡墙轻型支挡结构，其主要依靠肋板与土体间的摩擦作用平衡墙后土压力。但现阶段针对肋板式挡墙的研究尚不充分，其相关力学作用模式和设计计算方法还有待结合实际工况进行验证，与之相结合的复合支挡结构也亟需开拓创新。在肋板式挡墙的基础上，结合桩板墙的结构特点，提出了肋锚式桩板墙新型复合支挡结构，其基本结构如图1(a)所示。肋锚式桩板墙的主要受力原理为，通过埋入地基的锚固段提供的抗倾覆弯矩以及肋板与土体间的摩擦力来共同平衡作用于挡土板上的土压力a，如图1(b)所示。与现有的锚索式桩板墙相比，肋锚式桩板墙用肋板取代锚索，肋板不但可以嵌入稳定区土体产生锚拉效应，且位于滑动区土体的肋板也会对墙后填土形成约束，进而实现平衡土压力、减小倾覆力矩的作用。尤其是在路肩与路堤桩板墙后填土范围较宽工况下，采用肋锚式桩板墙可充分利用肋板与板间填土的摩擦效应稳定墙体，能有效弥补采用锚索式桩板墙存在的锚固区较远、锚索较长、锚固点不易选取和锚固成本高等缺陷。采用模型试验的方法[13−14]，通过观察记录肋锚式桩板墙在不同锚固桩间距、锚固段长度及肋板长度下的稳定与破坏情况，绘制极限平衡状态下挡墙所需锚固段长度与肋板长度的映射关系曲线，以验证通过增设肋板减小锚固段长度的方法是否有效可行，并据此分析肋锚式桩板墙的不同力学作用模式及相关的判别方法。比较肋锚式桩板墙在不同锚固段及肋板长度组合下经济性的差异，以此作为依据探讨其合理的构造方式，为掌握肋锚式桩板墙相关工程特性和设计计算方法提供参考。

(a) 基本构造；(b) 受力原理

1 砂箱模型设计与试验方案

1.1 砂箱模型设计

模型砂箱为“L”型棱柱体结构，箱体材料为10 mm厚有机玻璃板，于外侧焊接模型钢架和U形钢梁以保证砂箱刚度。根据填土的作用性质不同，箱体可分为2个部分，下部区域用于模拟地基，净空间尺寸为750 mm×500 mm×100 mm，上部则为500 mm×500 mm×400 mm的墙后填土区。模型挡墙由独立的单元体组成，单元体之间无连接措施，按设计尺寸制备完毕后置于砂箱开口处，其前部为可拆卸的临时挡板及钢闩，用于填筑过程中临时支撑模型挡墙。砂箱模型结构如图2所示。

单位：mm

肋锚式桩板墙模型单元体由挡土板、肋板及锚固桩组成。挡墙高度均为400 mm，挡土板材料为10 mm厚有机玻璃板，肋板材料为5 mm厚灰纸板。锚固桩为20 mm×30 mm的矩形截面桩，材料采用有机玻璃，可分为上部悬臂段和埋入地基的锚固段。按试验方案中所需的尺寸预制挡土板、肋板和锚固桩，并使用角钢与螺栓拼接固定。模型挡墙单元体结构如图3所示。

1.2 砂箱模型挡墙后填土基本物理力学指标

砂箱模型填料采用产自福建的干燥标准砂，由直剪试验可知填料黏聚力≈0，内摩擦角=32.7°，由环刀试验得容重=15.71 kN/m3，通过颗粒筛分试验所得的填料粒径分布曲线如图4所示。

单位：mm

图4 粒径分布曲线

可知，填料平均粒径50=0.35 mm，不均匀系数u=1.85，曲率系数c=1.22，为级配均匀的中 砂[15]。根据试验规程[16]，进行颗粒密度试验得到了填料的颗粒密度ρ=2.69 g/cm3，同时采用振动锤击法和量筒法分别测定了最大干密度dmax=1.70 g/cm3和最小干密度dmin=1.41 g/cm3。计算得最大孔隙比max，最小孔隙比min及相对密实度r，并判断其密实状态，结果如表1所示。

表1 计算结果

1.3 试验方案

肋锚式桩板墙的稳定性主要受填料强度，桩间距，锚固段长度1，肋板长度2和挡墙高度等因素的影响，因填料强度和挡墙高度的作用不在此次研究范围内，所以模型挡墙的墙高统一为400 mm并保证填料物性一致。在不同的锚固桩间距下，确定肋锚式桩板墙处于极限平衡状态时，锚固段长度1与肋板长度2的对应关系，分析桩间距，锚固段长度1及肋板长度2对肋锚式桩板墙稳定性的影响规律。

此次试验通过改变单元体数量控制锚固桩间距，按模型挡墙的单元体数量不同，试验分2个阶段进行。第1阶段设置3个单元体进行试验，在不同锚固段长度下，以10 mm为梯度递减肋板长度进行试验，直至模型挡墙垮塌失稳，取该组垮塌失稳模型与前一组稳定模型的中间状态作为极限平衡状态，对应的临界肋板长度取2组模型的均值，此时的锚固段长度为临界锚固长度。同理，第2阶段设置2个单元体，按照相同的方法进行试验，观察并记录模型稳定情况，直至得出极限平衡状态下的锚固段长度和肋板长度的对应关系。根据所述拟定如表2所列的试验方案。

表2 砂箱模型试验验方案

2 砂箱模型试验

2.1 试验步骤

首先，进行模型挡墙制作。按照试验方案预制所需尺寸的模型挡土板、肋板和锚固桩，并在相应位置使用角钢与螺栓拼接固定，制成所需数量的模型挡墙单元体，如图3所示。然后，进行模型填筑。在模型箱下部的地基模拟区填筑标准砂，并按设计锚固长度于砂箱开口处安置模型挡墙单元体，完成后用胶锤夯实地基模拟区填砂至中密状态；使用可拆卸的临时挡板及钢闩临时支撑模型挡墙；分4层向砂箱内的墙后填土区填筑标准砂，每层100 mm，并用胶锤和垫板夯实以保证墙后填土密实度均衡并处于中密状态。最后，观测挡墙稳定状态。撤去临时挡板及钢闩，观察并记录模型挡墙的稳定与破坏情况，如图5所示。

(a) 模型挡墙稳定；(b) 模型挡墙破坏

2.2 试验数据及分析

按试验方案及步骤完成试验，记录并汇总试验数据，如表3所列。极限平衡状态下，不同锚固段长度的模型挡墙所需的肋板长度变化曲线如图6 所示。

图6 肋板长度随锚固段长度变化曲线

试验结果表明：1) 极限平衡状态下，随肋板长度逐渐增加，肋锚式桩板墙所需的锚固段长度呈非线性降低的趋势，即在普通桩板墙的悬臂段增设抗倾覆的肋板可相应减小锚固桩的埋深；2) 肋板长度增加至85 mm(3个单元体)或115 mm(2个单元体) 后，桩的抗力锚固作用对肋锚式桩板墙稳定性的影响大幅降低，而起主导作用的是肋板的摩擦锚固效应，此时的肋板长度与墙高比值约为0.21~0.29； 3) 肋板较短时，肋锚式桩板墙维持稳定所需的锚固段长度与肋板长度呈近似的线性负相关性，肋板的摩擦锚固与桩的抗力锚固效应共同平衡墙后土压力作用。4) 随着锚固段增长，两曲线逐渐趋近并相交，表明肋板间距对稳定性的影响随肋板缩短不断弱化。肋板长度降低至零时，锚固桩的抗力锚固效应为抗倾覆稳定的主导因素，处于极限平衡状态所需的锚固段长度约为133 mm，相对于挡墙高度的比例约为1/3。

表3 砂箱模型试验验结果

2.3 肋锚式桩板墙作用模式分析

当肋板长度较大时，肋板对土体的约束作用较强，挡墙主要依靠肋板与肋板间土体的摩擦力平衡作用于挡土板上的土压力，对应的力学作用模式为“肋锚主导型”，如图7(a)所示。此时挡墙的肋板较长(2/≥0.21~0.29)，锚固段较短(1/≤0.15)，由锚固段提供的抗倾覆力矩对挡墙稳定性的影响显著弱于肋板的摩擦锚固作用。

(a) 肋锚主导型；(b) 桩肋复合型；(c) 桩锚主导型

当肋板长度较小(2/0.21~0.29)，极限平衡状态下所需锚固段相应增长(0.15<1/<1/3)，锚固桩提供的抗力锚固效应对挡墙稳定性的影响不可忽略，在锚固段的抗倾覆力矩与肋板的摩擦锚固效应复合作用下，肋锚式桩板墙保持稳定，相应的力学作用模式为“桩肋复合型”，如图7(b)所示。

当肋板长度为零时，挡墙保持稳定所需锚固段长度与墙高的比值1/≥1/3，此时肋锚式桩板墙退变为普通桩板墙，仅依靠锚固段的抗倾覆力矩平衡悬臂段的墙后土压力，对应的力学作用模式为“桩锚主导型”，如图7(c)所示。

3 肋锚式桩板墙合理构造方式探讨

3.1 肋锚式桩板墙经济性分析

肋锚式桩板墙是一种复合型支挡结构，抵抗墙后土体滑动失稳的构件包括锚固段与肋板两个部分。因其在施工难度、材料成本等方面存在的区别，极限平衡状态下不同的锚固段与肋板长度组合所需的施工费用不同，应采取分别计算后叠加的方法讨论在经济性上的差异。对于锚固段与肋板的施工费用，认为其分别与锚固段长度与肋板长度成线性关系。

定义造价系数为单位高度的肋锚式桩板墙所需的施工费用，极限平衡状态下，越小，肋锚式桩板墙所需的锚固段和肋板施工费用之和越小，经济性越好。的计算方法可表示为

3.2 基于经济性的肋锚式桩板墙合理构造方式

以第1阶段3个单元体试验为例，对于极限平衡状态下的肋锚式桩板墙，分别计算模型I~模型VI的造价系数。为使比较更加全面，将图6中假想延长线与横坐标交点作为模型P同时进行计算。结果如表4所列。各组模型的造价系数与单位长度锚固段与肋板造价比值的关系曲线如图8所示。

表4 造价系数C计算结果

结果表明：1) 当单位长度锚固段与肋板造价比值＞0.637 5时，模型VI(肋板式挡墙)的造价系数最小，经济性最好，为肋锚优势区。同理，≤0.637 5时为桩锚优势区，普通桩板墙的造价最低；2) 在肋锚优势区，随着肋板增长及锚固段缩短，系数变化曲线斜率逐渐减小，采用长肋短锚构造方式的“肋锚主导型”挡墙经济性普遍优于短肋长锚构造方式的“桩肋复合型”。反之，在桩锚优势区则为“桩肋复合型”优于“肋锚主导型”；3) 随着比值的增大，肋板式挡墙经济性的优势相对于普通桩板墙逐渐显现且不断扩大。处于肋锚优势区域的不同构造方式墙型经济性优劣关系表现为“肋板式挡墙”＞“肋锚主导型”＞“桩肋复合型”＞“桩锚主导型”。

图8 造价系数C与比值a关系曲线

4 结论

1) 随着肋板由短至长变化，肋锚式桩板墙处于极限平衡状态下所需的锚固段长度呈非线性减小的趋势。即通过加长肋板增强肋板的摩擦锚固效应，可相应降低锚固桩埋深。

2) 在肋板的摩擦锚固和桩的抗力锚固效应共同作用下保持稳定的肋锚式桩板墙，随着肋板增长和锚固段缩短，其力学作用模式按“桩锚主导型”、“桩肋复合型”、“肋锚主导型”逐渐转变。

3) 肋锚式桩板墙的合理构造方式受单位长度锚固段与肋板造价比值的影响显著。>0.637 5的肋锚优势区，采用长肋短锚构造方式的“肋锚主导型”挡墙经济性普遍优于短肋长锚的“桩肋复合型”，而≤0.637 5的桩锚优势区则相反。

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Sand box model experiment of sheet-pile retaining wall with rib anchor

LI Yuanhao1, 2, LUO Qiang1, 2, LENG Wuming3, MEI Mingming1, 2, HU Xiaoyue1

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;2. MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China;3. School of Civil Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

The sheet-pile retaining wall with rib anchor is a new kind of composite retaining structure. Through the sand box model test, the relationship between anchoring section length1and rib plate length2required for the stability of sheet-pile retaining wall with rib anchor was mastered, the influence of rib plate frictional anchoring effect and anchoring section resistant anchoring effect on the action mode when the wall is stable was analyzed, the reasonable structural method of sheet-pile retaining wall with rib anchor based on the principle of engineering economy was discussed. The experiment shows that, the length of anchoring section required in the state of limit equilibrium decreases nonlinearly with the increase of rib plate length. In other words, the buried depth of anchor pile can be effectively reduced by adding anti-overturning and anti-sliding rib plate in the soil behind the cantilever section of the retaining wall. With the increase of rib plate length and the decrease of anchoring section length, the controlling factor of retaining wall stability changes from resistant anchoring effect of anchoring section to frictional anchoring effect of rib plate, the corresponding mechanical action modes in order are “pile anchor type”, “pile-rib anchor type”, “rib anchor type”. For the rib anchor dominant area that the ratio of the cost of anchoring section to rib plate per unit length＞0.6375, the economy of retaining wall in “rib anchor type” that has the structure of long rib plate and short anchoring section is better, while for the pile anchor dominant area of≤0.637 5, retaining wall in “pile-rib anchor type” that has the structure of short rib plate and long anchoring section should be used.

sheet-pile retaining wall with rib anchor; sand box model; state of limit equilibrium; action mode; structural method

TU476

A

1672 − 7029(2020)08 − 1970 − 08

10.19713/j.cnki.43−1423/u.T20190936

2019−10−23

国家自然科学基金资助项目(51878560)

罗强(1963−)，男，四川宜宾人，教授，博士，从事高速铁路路基工程研究；E−mail：LQrock@swjtu.edu.cn

(编辑 涂鹏)