椅式樁板墻加固土質高邊坡地段高填方路基模型試驗研究

李 婷，蘇 謙，崔雅莉，郭惠芹

(1.石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043； 2. 西南交通大學 土木工程學院，四川 成都 610031)

近年來隨著我國西部大開發戰略的實施，越來越多的鐵路、公路等交通基礎設施被建設在西部山區[1]。由于西部山區地形起伏大、地質條件復雜，常存在覆土厚度較大的高邊坡[2]，高邊坡上的填方或挖方路基結構極易導致工程滑坡，嚴重影響行車安全，因此，在山區修建基礎設施，支擋結構的設置尤為重要。

在基礎設施建設中，樁基托梁、樁板墻[3-6]等支擋結構常用于山區斜坡地段路基結構的支擋和加固。但當路基地段存在高填方或下覆較厚土層時，一般需要增大樁基托梁或樁板墻的樁身截面、增加錨固段長度等控制高邊坡地段路基的側向變形，保持線路穩定性。但對現有支擋結構進行改進不僅會增加基礎設施建設費用，在實際工程中也極有可能大幅超過現行規范與經驗推薦值，如敘大線龍山車站附近某段路堤填方高度最高達17 m，下覆土層厚度在14～20 m之間，超過了我國規范TB 10025—2019《鐵路路基支擋結構設計規范》[7]中樁板墻懸臂段的長度不宜大于15 m的規定。椅式樁板墻作為一種新型支擋結構，綜合了懸臂式樁板墻和雙排抗滑樁的優點，具有抗變形與抗滑能力強、施工簡便等特點[8]，尤其適用于高大路堤邊坡支護工程，其支擋和加固作用在山區高邊坡地段具有顯著的優勢。

目前部分學者對新型椅式樁板墻結構的受力變形機制進行了研究。白皓等[8]通過開展室內模型試驗，研究分析了鐵路軟巖陡坡路基中椅式樁板墻的受力變形特性。劉寶[9]采用有限元模型研究了椅式樁板墻的排間距、縱向樁間距等設計參數。姚裕春等[10]研究了椅式樁板墻結構的受力模式與計算方法。椅式樁板墻的受力變形特性和支擋加固性能極其復雜，盡管其加固性能在軟巖陡坡路基地段已被驗證[8]，但山區地段存在大量土質高邊坡，在土質高邊坡地段建設高大路堤邊坡工程時，采用椅式樁板墻進行支擋和加固可有效控制線路下部結構側向變形，保持線路穩定性，但目前國內外鮮有該新型支擋結構椅式樁板墻加固土質高邊坡地段高填方路基受力變形特性的研究。

綜上所述，為了研究新型支擋結構椅式樁板墻在土質高邊坡地段高填方路基中的受力變形特性，本文通過縮尺試驗，建立了椅式樁板墻和土體的室內模型，分析了不同等級的推力荷載作用下椅式樁板墻的變形、受力及土壓力的分布規律，為椅式樁板墻在土質高邊坡地段高填方路基中的加固應用提供了參考意義。

1 模型設計

1.1 模型比尺設計

相似理論通過相似比尺將實際工程和理論模型聯系起來，從而將模型試驗中得到的結論和規律推廣到實際工程中[11]。

自Iai[12]推導出1g重力場中的相似比尺后，其被大量應用于抗滑支擋的靜載縮尺模型試驗設計中[13-14]。相似常數為原型物理量與模型物理量的比值，即

(1)

式中：λ為相似常數；λp為原型物理量；λm為模型物理量。

模型試驗選取長度、密度和應變為三個基本物理量[13]。考慮到試驗場地大小，取長度相似常數為20，密度和應變相似常數為1。根據文獻[12]，得到本模型試驗主要涉及的相似常數，見表1。

表1 模型試驗相似常數

1.2 模型制作

(1)試驗槽制作

試驗槽內壁尺寸為4.0 m×2.5 m×2.3 m(長×寬×高)。試驗槽內壁用砂漿抹平，并涂抹凡士林以降低內壁與土體的摩擦力，同時用沙袋對模型槽外壁進行加固，保證模型槽的剛度。

(2)椅式樁板墻制作

椅式樁板墻主要由主樁、副樁、橫梁、擋土板與承載板構成，見圖1。原型主樁、副樁和橫梁通過C30混凝土澆筑構成椅式樁整體，實現滑坡加固功能，擋土板和承載板采用C30混凝土進行預制，其中擋土板的設置可實現對路基本體的支擋作用。

圖1 椅式樁板墻結構示意

考慮到椅式樁板墻的抗彎剛度對結構的支擋能力影響顯著，模型試驗中按照表1中的幾何相似和抗彎剛度相似對椅式樁板墻模型進行制作。主樁、副樁和橫梁原型與模型的尺寸見表2，其中原型截面尺寸為2 m×2.75 m。根據相似關系，模型的截面尺寸為0.1 m×0.137 5 m。然而，實際制作過程中采用C30混凝土進行澆筑，難以精細到1 mm的量級，因此，在實際制作中，模型截面尺寸均制作為0.1 m×0.14 m。原型中主樁與副樁間距為9 m，沿線路縱向的樁間距為6 m；在模型試驗中，主樁與副樁間距為45 cm，沿線路縱向的樁間距為30 cm。

表2 主、副樁和橫梁幾何尺寸

按表1中的相似準則進行換算，模型混凝土擋土板和承載板厚度僅為5 mm。為了避免小體積混凝土構件澆筑施工影響結構自身力學性能，對擋土板和承載板按照抗彎剛度等效原則，采用厚度為15 mm的木板作為模型材料。

為了便于樁身內力的測試，考慮到理論計算得到的直徑為4 mm的鋼筋不便于應變片的粘貼，實際制作主、副樁時，在滿足其他設計相似比(抗彎剛度、配筋率)的條件下，對部分鋼筋采用薄鋼片進行替代，并在薄鋼片上進行應變片的布置。

(3)邊坡、路基制作

基巖主要對主、副樁起錨固作用，因此其強度與剛度尤為重要。模型試驗中為了保證基巖的整體性，澆筑C15素混凝土模擬基巖，基巖密度為2 080 kg/m3。

原型中粉質黏土的覆土厚度為14.2 m，斜坡傾角為30°，采用現場粉質黏土進行土質邊坡的模擬。填筑前事先將粉質黏土進行曬干并粉碎，后過孔徑2 mm鐵篩。按現場測試獲得的填土重度與含水率等指標進行填筑與壓實，直至設計高度。粉質黏土的物理力學參數見表3。

表3 粉質黏土物理力學參數

試驗原型中路基的填方高度為14.6 m，填料為碎石土，最大粒徑為45 mm，設計摩擦角為38°，重度為20 kN/m3，壓實系數大于等于0.92。根據表1所示的相似準則，模型試驗中采用中粗砂模擬路基填料，中粗砂的最大粒徑為2 mm，摩擦角為35°，重度為20 kN/m3，按原型的壓實標準進行填筑。

(4)模型加載及測試

模型加載前，為模擬路基面上部荷載，根據相似比進行換算，在路基面施加質量為173 kg的鑄鐵塊。

盡管實際加載推力主要受滑體重力的影響，但在現有的1g重力場的模型試驗中可采用外部推力力模擬實際推力[15-16]。本模型試驗中采用地錨桁架作為反力架，借助液壓千斤頂在模型右側進行水平向加載來模擬上部滑坡水平推力的作用。加載水平依次為10、20、30、40、50、60 kPa。模型試驗布置見圖2。

圖2 模型試驗布置

為測量椅式樁板墻在土質高邊坡地段高填方路基中的受力變形特性，在模型內部布置的傳感器見圖3。試驗主要測試位移、應變與土壓力。利用位移計來測試結構的變形情況，主要將位移計布設于主樁坡面以上的懸臂段以及擋土板背離填料的一側，位移測點用W和W′表示；利用應變片來測試結構的受力情況，應變片主要布設于主樁、副樁和橫梁內部，應變測點用Y表示；在主樁、副樁及擋土板跨中靠近填料一側布置土壓力盒，來測試巖土體與結構的相互作用情況，土壓力測點用T和T′表示，W、W′、Y、T、T′后的數字為測點編號。利用DH3810靜態數據采集儀進行數據采集。

圖3 模型測試傳感器布置(單位：mm)

在模型填筑完成并于模型頂端放置好鑄鐵塊后，將采集系統的數據清零，以此為起點，開始進行加載并采集數據。

2 試驗結果與分析

在模型試驗加載完成后，通過對測試結果進行處理，分析椅式樁板墻結構的變形、內力和土壓力。

2.1 結構變形

加載推力作用下椅式樁板墻的主樁懸臂段水平位移變化規律見圖4。該水平位移變化規律呈現三個階段：

圖4 懸臂段水平位移隨加載推力變化規律

(1)當加載推力從0 kPa增大至20 kPa時，懸臂段水平位移增長趨勢不明顯，各測點的變形值沿深度方向大小相近，將此階段定義為緩慢增長階段。

(2)當加載推力從20 kPa增大至40 kPa時，懸臂段水平位移明顯增大，各測點的變形值沿深度方向出現差異，將此階段定義為平穩增長階段。

(3)當加載推力從40 kPa增大至60 kPa時，懸臂段水平位移迅速增大，沿深度方向各測點的變形值差異更加明顯，將此階段定義為迅速增長階段。

擋土板跨中斷面的水平位移在加載推力作用下的變化規律見圖5。該規律與懸臂段水平位移變化規律相同，同樣可分為三個階段，僅是位移數值稍大于懸臂段水平位移數值，其可能的原因為擋土板抗彎剛度小于主樁抗彎剛度，且跨中截面彎矩荷載相對較大。

圖5 擋土板水平位移隨加載推力變化規律

加載推力為30 kPa時，擋土板板頂的水平位移為3.68 mm，根據相似準則，此時原型板頂水平位移為7.36 cm；加載推力增大為40 kPa時，擋土板板頂的水平位移為8.13 mm，此時原型板頂水平位移為16.26 cm。文獻[7]規定普通樁板式擋土墻墻頂水平不宜大于10 cm。由于水平位移是體現支擋結構支護能力的重要指標，因此，同樣將該限值用于椅式樁板墻，則可認為當加載推力達到40 kPa時，椅式樁板墻水平位移已超過規范限值。

根據懸臂段和擋土板三個階段水平位移隨加載推力作用的變化規律，可分析椅式樁板墻在加載推力作用下的受力與變形機制。第一階段懸臂段水平位移隨加載推力的增大線性增大，但增大值較小，主要原因是此時推力較小，結構主要發生線彈性的變形；第二階段變形明顯增大，主要原因是在此加載推力下結構開始轉動，逐漸產生塑性變形；第三階段變形急劇增大，呈現明顯的非線性，主要原因是此時結構轉動更加明顯，發生了較大的塑性變形。

2.2 結構內力

根據胡克定律與彎曲理論[17]，通過對主樁、副樁和橫梁中應變片測得的應變進行變換求得主、副樁彎矩和橫梁軸力。彎矩M與軸力Q的計算式為

(2)

(3)

主樁、副樁彎矩的變化規律見圖6。以路基填筑完成時的狀態為基準，定義主、副樁在加載推力作用下右側受拉為正值，左側受拉為負值。

圖6 主樁與副樁彎矩隨高度變化規律

由圖6(a)可知主樁彎矩變化規律為：

(1)當加載推力不大于40 kPa時，橫梁位置以上的主樁部分右側受拉，近似呈三角形分布，符合懸臂梁的受力特性。橫梁位置以下的主樁彎矩從上至下呈多次彎曲狀態，極值點分別出現在橫梁附近與巖土交界面(滑動面)附近。

(2)當加載推力大于40 kPa時，主樁從樁頂至坡面位置的彎矩變化規律與加載推力較小時相同，僅是隨加載推力變大，彎矩值變大。

(3)主樁彎矩從上至下整體近似呈順時針旋轉90°后的“M”狀分布。

由圖6(b)可知，當加載推力不大于40 kPa時，副樁呈現右側受拉狀態，在巖土交界面(滑動面)處出現極大值；當加載推力大于40 kPa時，巖土交界面處的極大值隨加載推力的增大而增大。副樁的彎矩由樁頂到巖土交界面處近似呈三角形分布，巖土交界面以下近似呈倒梯形分布。

加載推力作用下橫梁軸力的變化規律見圖7。橫梁軸力沿長度方向分布相對均勻，隨加載推力的增大，軸力不斷增大。當加載推力大于40 kPa后，由于結構出現過大的變形，軸力增加趨勢不再明顯。

圖7 橫梁軸力隨長度變化規律

2.3 土壓力

土壓力的正負號規定為：以路基填筑完成時的狀態為基準，由于加載推力的增大而增大的土壓力值為正值，由于加載推力的增大而減小的土壓力值為負值。加載推力作用下擋土板土壓力的變化規律見圖8。

圖8 擋土板土壓力隨深度變化規律

由圖8可知，擋土板土壓力的變化規律為：

(1)沿板深度方向整體呈先輕微減小后迅速增大的分布形式。

(2)在擋土板頂部，即T′1測點位置，隨加載推力的增大，土壓力值呈先增大后減小的趨勢，可能的原因為：當加載推力較小(小于40 kPa)時，板頂水平位移增大趨勢不明顯，則隨著加載推力的增大，土壓力值增大；當加載推力較大(大于等于40 kPa)時，板頂水平位移明顯增大，則由于變形的增大導致土壓力值減小。

(3)在擋土板底部，即T′3測點位置，隨加載推力的增大，土壓力值呈不斷增大的趨勢，主要原因可能為：板底變形相對較小，加載推力通過土體傳遞至擋土板的土壓力增值大于變形導致的土壓力卸載值所致。

主樁與副樁兩側的土壓力變化規律見圖9。

圖9 主副樁土壓力隨高度變化規律

由圖9可知，主樁懸臂段右側土壓力與圖8所示的擋土板的土壓力變化形式相似，不同點在于當加載推力較大(大于40 kPa)時，主樁懸臂段土壓力值稍大于擋土板跨中土壓力值。

T′3位置處擋土板跨中與主樁懸臂段的土壓力值見圖10,當加載推力為30 kPa時，T′3測點位置的擋土板跨中與主樁懸臂段土壓力值相差不大，當加載推力為60 kPa時，主樁懸臂段土壓力值明顯大于擋土板跨中土壓力值，出現該現象的原因可能為主樁的剛度大于擋土板的剛度，當加載推力較大時，出現了土拱效應。

圖10 T′3位置處擋土板跨中與主樁懸臂段的土壓力值

當加載推力不大于40 kPa時，主樁左側土壓力值在巖土交界面(滑動面)處出現極大值；主樁右側土壓力值在巖土交界面處出現負值，說明此時加載推力作用下主樁右側與基巖的接觸狀態減弱；副樁左側的土壓力在巖土交界面處出現極小值；副樁右側與主樁右側的土壓力分布形式相似。當加載推力大于40 kPa時，主樁左側土壓力在巖土交界面處迅速增大，土壓力值沿樁深度方向近似呈拋物線形分布；主樁右側土壓力的分布形式幾乎不變；副樁左側樁頂的土壓力值減小，右側土壓力分布形式不變。

在加載推力作用下，主樁擠壓左側土體，因此，左側土體呈被動狀態。當加載推力大于40 kPa時，圖9中主樁和副樁左側頂部土壓力值突然減小，結合此時主樁懸臂段和擋土板的位移迅速增大(見圖4、圖5)，可推測此時主樁和副樁左側淺層的粉質黏土可能發生滑動。

對比主樁與副樁的土壓力和內力值大小可知，盡管副樁更接近推力施加位置，但受擋土板和懸臂段對路基面荷載和加載推力的傳遞作用，主樁土壓力值和彎矩值整體大于副樁，因而對于本文中的椅式樁板墻，主樁成為主要承載結構。

3 結論

本文通過室內模型試驗，對新型支擋結構椅式樁板墻加固土質高邊坡地段高填方路基的結構變形、結構內力和土壓力進行了測試分析，主要得到以下結論：

(1)隨加載推力的增大，本文所述椅式樁板墻的位移增大趨勢呈三個變化階段；當加載推力大于40 kPa后，位移陡增，換算得到的水平位移值超過規范限值。

(2)椅式樁板墻主樁從上至下多次彎曲，彎矩近似呈順時針旋轉90°后的“M”狀分布；副樁的彎矩由樁頂到巖土交界面處近似呈三角形分布，巖土交界面以下近似呈倒梯形分布。

(3)受土拱效應的影響，當加載推力大于40 kPa后，主樁懸臂段土壓力值和擋土板跨中土壓力值出現明顯差別。

(4)椅式樁板墻的擋土板土壓力沿板深度方向呈先減小后增大的分布形式，受擋土板和懸臂段對荷載傳遞的影響，椅式樁板墻的主樁土壓力值與內力值均大于副樁值，從而使主樁成為主要承載結構。