椅式桩板墙加固土质高边坡地段高填方路基模型试验研究

李 婷，苏 谦，崔雅莉，郭惠芹

(1.石家庄铁道大学 土木工程学院，河北 石家庄 050043； 2. 西南交通大学 土木工程学院，四川 成都 610031)

近年来随着我国西部大开发战略的实施，越来越多的铁路、公路等交通基础设施被建设在西部山区[1]。由于西部山区地形起伏大、地质条件复杂，常存在覆土厚度较大的高边坡[2]，高边坡上的填方或挖方路基结构极易导致工程滑坡，严重影响行车安全，因此，在山区修建基础设施，支挡结构的设置尤为重要。

在基础设施建设中，桩基托梁、桩板墙[3-6]等支挡结构常用于山区斜坡地段路基结构的支挡和加固。但当路基地段存在高填方或下覆较厚土层时，一般需要增大桩基托梁或桩板墙的桩身截面、增加锚固段长度等控制高边坡地段路基的侧向变形，保持线路稳定性。但对现有支挡结构进行改进不仅会增加基础设施建设费用，在实际工程中也极有可能大幅超过现行规范与经验推荐值，如叙大线龙山车站附近某段路堤填方高度最高达17 m，下覆土层厚度在14～20 m之间，超过了我国规范TB 10025—2019《铁路路基支挡结构设计规范》[7]中桩板墙悬臂段的长度不宜大于15 m的规定。椅式桩板墙作为一种新型支挡结构，综合了悬臂式桩板墙和双排抗滑桩的优点，具有抗变形与抗滑能力强、施工简便等特点[8]，尤其适用于高大路堤边坡支护工程，其支挡和加固作用在山区高边坡地段具有显著的优势。

目前部分学者对新型椅式桩板墙结构的受力变形机制进行了研究。白皓等[8]通过开展室内模型试验，研究分析了铁路软岩陡坡路基中椅式桩板墙的受力变形特性。刘宝[9]采用有限元模型研究了椅式桩板墙的排间距、纵向桩间距等设计参数。姚裕春等[10]研究了椅式桩板墙结构的受力模式与计算方法。椅式桩板墙的受力变形特性和支挡加固性能极其复杂，尽管其加固性能在软岩陡坡路基地段已被验证[8]，但山区地段存在大量土质高边坡，在土质高边坡地段建设高大路堤边坡工程时，采用椅式桩板墙进行支挡和加固可有效控制线路下部结构侧向变形，保持线路稳定性，但目前国内外鲜有该新型支挡结构椅式桩板墙加固土质高边坡地段高填方路基受力变形特性的研究。

综上所述，为了研究新型支挡结构椅式桩板墙在土质高边坡地段高填方路基中的受力变形特性，本文通过缩尺试验，建立了椅式桩板墙和土体的室内模型，分析了不同等级的推力荷载作用下椅式桩板墙的变形、受力及土压力的分布规律，为椅式桩板墙在土质高边坡地段高填方路基中的加固应用提供了参考意义。

1 模型设计

1.1 模型比尺设计

相似理论通过相似比尺将实际工程和理论模型联系起来，从而将模型试验中得到的结论和规律推广到实际工程中[11]。

自Iai[12]推导出1g重力场中的相似比尺后，其被大量应用于抗滑支挡的静载缩尺模型试验设计中[13-14]。相似常数为原型物理量与模型物理量的比值，即

(1)

式中：λ为相似常数；λp为原型物理量；λm为模型物理量。

模型试验选取长度、密度和应变为三个基本物理量[13]。考虑到试验场地大小，取长度相似常数为20，密度和应变相似常数为1。根据文献[12]，得到本模型试验主要涉及的相似常数，见表1。

表1 模型试验相似常数

1.2 模型制作

(1)试验槽制作

试验槽内壁尺寸为4.0 m×2.5 m×2.3 m(长×宽×高)。试验槽内壁用砂浆抹平，并涂抹凡士林以降低内壁与土体的摩擦力，同时用沙袋对模型槽外壁进行加固，保证模型槽的刚度。

(2)椅式桩板墙制作

椅式桩板墙主要由主桩、副桩、横梁、挡土板与承载板构成，见图1。原型主桩、副桩和横梁通过C30混凝土浇筑构成椅式桩整体，实现滑坡加固功能，挡土板和承载板采用C30混凝土进行预制，其中挡土板的设置可实现对路基本体的支挡作用。

图1 椅式桩板墙结构示意

考虑到椅式桩板墙的抗弯刚度对结构的支挡能力影响显著，模型试验中按照表1中的几何相似和抗弯刚度相似对椅式桩板墙模型进行制作。主桩、副桩和横梁原型与模型的尺寸见表2，其中原型截面尺寸为2 m×2.75 m。根据相似关系，模型的截面尺寸为0.1 m×0.137 5 m。然而，实际制作过程中采用C30混凝土进行浇筑，难以精细到1 mm的量级，因此，在实际制作中，模型截面尺寸均制作为0.1 m×0.14 m。原型中主桩与副桩间距为9 m，沿线路纵向的桩间距为6 m；在模型试验中，主桩与副桩间距为45 cm，沿线路纵向的桩间距为30 cm。

表2 主、副桩和横梁几何尺寸

按表1中的相似准则进行换算，模型混凝土挡土板和承载板厚度仅为5 mm。为了避免小体积混凝土构件浇筑施工影响结构自身力学性能，对挡土板和承载板按照抗弯刚度等效原则，采用厚度为15 mm的木板作为模型材料。

为了便于桩身内力的测试，考虑到理论计算得到的直径为4 mm的钢筋不便于应变片的粘贴，实际制作主、副桩时，在满足其他设计相似比(抗弯刚度、配筋率)的条件下，对部分钢筋采用薄钢片进行替代，并在薄钢片上进行应变片的布置。

(3)边坡、路基制作

基岩主要对主、副桩起锚固作用，因此其强度与刚度尤为重要。模型试验中为了保证基岩的整体性，浇筑C15素混凝土模拟基岩，基岩密度为2 080 kg/m3。

原型中粉质黏土的覆土厚度为14.2 m，斜坡倾角为30°，采用现场粉质黏土进行土质边坡的模拟。填筑前事先将粉质黏土进行晒干并粉碎，后过孔径2 mm铁筛。按现场测试获得的填土重度与含水率等指标进行填筑与压实，直至设计高度。粉质黏土的物理力学参数见表3。

表3 粉质黏土物理力学参数

试验原型中路基的填方高度为14.6 m，填料为碎石土，最大粒径为45 mm，设计摩擦角为38°，重度为20 kN/m3，压实系数大于等于0.92。根据表1所示的相似准则，模型试验中采用中粗砂模拟路基填料，中粗砂的最大粒径为2 mm，摩擦角为35°，重度为20 kN/m3，按原型的压实标准进行填筑。

(4)模型加载及测试

模型加载前，为模拟路基面上部荷载，根据相似比进行换算，在路基面施加质量为173 kg的铸铁块。

尽管实际加载推力主要受滑体重力的影响，但在现有的1g重力场的模型试验中可采用外部推力力模拟实际推力[15-16]。本模型试验中采用地锚桁架作为反力架，借助液压千斤顶在模型右侧进行水平向加载来模拟上部滑坡水平推力的作用。加载水平依次为10、20、30、40、50、60 kPa。模型试验布置见图2。

图2 模型试验布置

为测量椅式桩板墙在土质高边坡地段高填方路基中的受力变形特性，在模型内部布置的传感器见图3。试验主要测试位移、应变与土压力。利用位移计来测试结构的变形情况，主要将位移计布设于主桩坡面以上的悬臂段以及挡土板背离填料的一侧，位移测点用W和W′表示；利用应变片来测试结构的受力情况，应变片主要布设于主桩、副桩和横梁内部，应变测点用Y表示；在主桩、副桩及挡土板跨中靠近填料一侧布置土压力盒，来测试岩土体与结构的相互作用情况，土压力测点用T和T′表示，W、W′、Y、T、T′后的数字为测点编号。利用DH3810静态数据采集仪进行数据采集。

图3 模型测试传感器布置(单位：mm)

在模型填筑完成并于模型顶端放置好铸铁块后，将采集系统的数据清零，以此为起点，开始进行加载并采集数据。

2 试验结果与分析

在模型试验加载完成后，通过对测试结果进行处理，分析椅式桩板墙结构的变形、内力和土压力。

2.1 结构变形

加载推力作用下椅式桩板墙的主桩悬臂段水平位移变化规律见图4。该水平位移变化规律呈现三个阶段：

图4 悬臂段水平位移随加载推力变化规律

(1)当加载推力从0 kPa增大至20 kPa时，悬臂段水平位移增长趋势不明显，各测点的变形值沿深度方向大小相近，将此阶段定义为缓慢增长阶段。

(2)当加载推力从20 kPa增大至40 kPa时，悬臂段水平位移明显增大，各测点的变形值沿深度方向出现差异，将此阶段定义为平稳增长阶段。

(3)当加载推力从40 kPa增大至60 kPa时，悬臂段水平位移迅速增大，沿深度方向各测点的变形值差异更加明显，将此阶段定义为迅速增长阶段。

挡土板跨中断面的水平位移在加载推力作用下的变化规律见图5。该规律与悬臂段水平位移变化规律相同，同样可分为三个阶段，仅是位移数值稍大于悬臂段水平位移数值，其可能的原因为挡土板抗弯刚度小于主桩抗弯刚度，且跨中截面弯矩荷载相对较大。

图5 挡土板水平位移随加载推力变化规律

加载推力为30 kPa时，挡土板板顶的水平位移为3.68 mm，根据相似准则，此时原型板顶水平位移为7.36 cm；加载推力增大为40 kPa时，挡土板板顶的水平位移为8.13 mm，此时原型板顶水平位移为16.26 cm。文献[7]规定普通桩板式挡土墙墙顶水平不宜大于10 cm。由于水平位移是体现支挡结构支护能力的重要指标，因此，同样将该限值用于椅式桩板墙，则可认为当加载推力达到40 kPa时，椅式桩板墙水平位移已超过规范限值。

根据悬臂段和挡土板三个阶段水平位移随加载推力作用的变化规律，可分析椅式桩板墙在加载推力作用下的受力与变形机制。第一阶段悬臂段水平位移随加载推力的增大线性增大，但增大值较小，主要原因是此时推力较小，结构主要发生线弹性的变形；第二阶段变形明显增大，主要原因是在此加载推力下结构开始转动，逐渐产生塑性变形；第三阶段变形急剧增大，呈现明显的非线性，主要原因是此时结构转动更加明显，发生了较大的塑性变形。

2.2 结构内力

根据胡克定律与弯曲理论[17]，通过对主桩、副桩和横梁中应变片测得的应变进行变换求得主、副桩弯矩和横梁轴力。弯矩M与轴力Q的计算式为

(2)

(3)

主桩、副桩弯矩的变化规律见图6。以路基填筑完成时的状态为基准，定义主、副桩在加载推力作用下右侧受拉为正值，左侧受拉为负值。

图6 主桩与副桩弯矩随高度变化规律

由图6(a)可知主桩弯矩变化规律为：

(1)当加载推力不大于40 kPa时，横梁位置以上的主桩部分右侧受拉，近似呈三角形分布，符合悬臂梁的受力特性。横梁位置以下的主桩弯矩从上至下呈多次弯曲状态，极值点分别出现在横梁附近与岩土交界面(滑动面)附近。

(2)当加载推力大于40 kPa时，主桩从桩顶至坡面位置的弯矩变化规律与加载推力较小时相同，仅是随加载推力变大，弯矩值变大。

(3)主桩弯矩从上至下整体近似呈顺时针旋转90°后的“M”状分布。

由图6(b)可知，当加载推力不大于40 kPa时，副桩呈现右侧受拉状态，在岩土交界面(滑动面)处出现极大值；当加载推力大于40 kPa时，岩土交界面处的极大值随加载推力的增大而增大。副桩的弯矩由桩顶到岩土交界面处近似呈三角形分布，岩土交界面以下近似呈倒梯形分布。

加载推力作用下横梁轴力的变化规律见图7。横梁轴力沿长度方向分布相对均匀，随加载推力的增大，轴力不断增大。当加载推力大于40 kPa后，由于结构出现过大的变形，轴力增加趋势不再明显。

图7 横梁轴力随长度变化规律

2.3 土压力

土压力的正负号规定为：以路基填筑完成时的状态为基准，由于加载推力的增大而增大的土压力值为正值，由于加载推力的增大而减小的土压力值为负值。加载推力作用下挡土板土压力的变化规律见图8。

图8 挡土板土压力随深度变化规律

由图8可知，挡土板土压力的变化规律为：

(1)沿板深度方向整体呈先轻微减小后迅速增大的分布形式。

(2)在挡土板顶部，即T′1测点位置，随加载推力的增大，土压力值呈先增大后减小的趋势，可能的原因为：当加载推力较小(小于40 kPa)时，板顶水平位移增大趋势不明显，则随着加载推力的增大，土压力值增大；当加载推力较大(大于等于40 kPa)时，板顶水平位移明显增大，则由于变形的增大导致土压力值减小。

(3)在挡土板底部，即T′3测点位置，随加载推力的增大，土压力值呈不断增大的趋势，主要原因可能为：板底变形相对较小，加载推力通过土体传递至挡土板的土压力增值大于变形导致的土压力卸载值所致。

主桩与副桩两侧的土压力变化规律见图9。

图9 主副桩土压力随高度变化规律

由图9可知，主桩悬臂段右侧土压力与图8所示的挡土板的土压力变化形式相似，不同点在于当加载推力较大(大于40 kPa)时，主桩悬臂段土压力值稍大于挡土板跨中土压力值。

T′3位置处挡土板跨中与主桩悬臂段的土压力值见图10,当加载推力为30 kPa时，T′3测点位置的挡土板跨中与主桩悬臂段土压力值相差不大，当加载推力为60 kPa时，主桩悬臂段土压力值明显大于挡土板跨中土压力值，出现该现象的原因可能为主桩的刚度大于挡土板的刚度，当加载推力较大时，出现了土拱效应。

图10 T′3位置处挡土板跨中与主桩悬臂段的土压力值

当加载推力不大于40 kPa时，主桩左侧土压力值在岩土交界面(滑动面)处出现极大值；主桩右侧土压力值在岩土交界面处出现负值，说明此时加载推力作用下主桩右侧与基岩的接触状态减弱；副桩左侧的土压力在岩土交界面处出现极小值；副桩右侧与主桩右侧的土压力分布形式相似。当加载推力大于40 kPa时，主桩左侧土压力在岩土交界面处迅速增大，土压力值沿桩深度方向近似呈抛物线形分布；主桩右侧土压力的分布形式几乎不变；副桩左侧桩顶的土压力值减小，右侧土压力分布形式不变。

在加载推力作用下，主桩挤压左侧土体，因此，左侧土体呈被动状态。当加载推力大于40 kPa时，图9中主桩和副桩左侧顶部土压力值突然减小，结合此时主桩悬臂段和挡土板的位移迅速增大(见图4、图5)，可推测此时主桩和副桩左侧浅层的粉质黏土可能发生滑动。

对比主桩与副桩的土压力和内力值大小可知，尽管副桩更接近推力施加位置，但受挡土板和悬臂段对路基面荷载和加载推力的传递作用，主桩土压力值和弯矩值整体大于副桩，因而对于本文中的椅式桩板墙，主桩成为主要承载结构。

3 结论

本文通过室内模型试验，对新型支挡结构椅式桩板墙加固土质高边坡地段高填方路基的结构变形、结构内力和土压力进行了测试分析，主要得到以下结论：

(1)随加载推力的增大，本文所述椅式桩板墙的位移增大趋势呈三个变化阶段；当加载推力大于40 kPa后，位移陡增，换算得到的水平位移值超过规范限值。

(2)椅式桩板墙主桩从上至下多次弯曲，弯矩近似呈顺时针旋转90°后的“M”状分布；副桩的弯矩由桩顶到岩土交界面处近似呈三角形分布，岩土交界面以下近似呈倒梯形分布。

(3)受土拱效应的影响，当加载推力大于40 kPa后，主桩悬臂段土压力值和挡土板跨中土压力值出现明显差别。

(4)椅式桩板墙的挡土板土压力沿板深度方向呈先减小后增大的分布形式，受挡土板和悬臂段对荷载传递的影响，椅式桩板墙的主桩土压力值与内力值均大于副桩值，从而使主桩成为主要承载结构。