1. 引言
随着我国铁路快速发展，既有线改造及扩建项目日益增多。由于受到运营条件、地形和环境限制，在改扩建工程中会出现既有支档结构与新建支档结构并存且共同承担荷载的现象。
桩板墙是一种抗滑支挡结构，利用深埋入稳定地层的桩体与桩周岩土体的相互嵌制作用，将上部岩土体剩余下滑推力(或土压力)传递至稳定地层，利用稳定地层的锚固作用和被动抗力来保证岩土体整体稳定性 [1]。
刘洋 [2] 通过桩板墙的受力与施工分析，得出桩板墙有抗滑桩和挡土墙的双重作用。张钦鹏、梁庆国、刘璐等人 [3] 在模型试验中对桩板墙有桩和无桩两种不同工况下的受力机理及变形情况，以及整体边坡的稳定性进行分析对比。蒲建军、梁庆国、刘璐等人 [4] 以1/25比例的室内模型试验，对比分析了在横向荷载作用下抗滑桩和桩板墙两种支护结构的受力特性和变形规律。张成武、豆红强、黄真萍等人 [5] 采用优化的卸荷拱模型计算了T型桩板墙挡土板的土压力。豆红强、孙永鑫、王浩等人 [6] 采用室内物理模型试验，研究了桩–板土压力的传力规律和特性。李梅和刘校 [7] 研究了改变桩间距和挡土板强度等参数时桩板墙加固边坡的加固效果和桩板结构各自的受力和变形规律等。李珠军、吴顺川、韩文涛 [8] 针对山区高速公路拓宽工程，提出了路肩式悬臂桩板墙的支护方案。梁桥、陈翔、周文权 [9] 探讨了两级垛式新型悬臂式挡墙的土压力计算方法。侯卫红和侯永峰 [10] 采用有限元法，在考虑挡墙与地基之间相互作用的情况下，得出了悬臂式挡墙墙背所受的剪力和弯矩，并将结果与朗金理论计算结果进行了对比。
综上所述，目前的研究主要针对单个支挡结构，组合支档结构的研究处于起步阶段，研究成果较少，没有形成完整的体系化的研究成果。
2. 工程概况
中兰客专引入兰州枢纽新建三四线DK7 + 831.755~DK10 + 133.64段路基左线占用既有柳家营货线，右线在货线右侧边坡上帮填修建。为了保证新建帮填路基的稳定性，在货线右侧边坡范围内设置桩板墙。柳家营货线南邻兰新线相，北邻城市主干道，为避免占压城市主干道，货线已在右侧边坡坡脚处了设置桩板式、悬臂式、衡重式、L型挡土墙进行收坡，与新建线路桩板墙组成了复合支档结构，如图1所示。
Figure 1. Actual working condition section
图1. 实际工况断面
3. 试验设计
3.1. 试验方案
试验在模型箱中进行，其尺寸为长90 cm，宽57 cm，高115 cm，由角钢焊接边框，箱体四周镶嵌1 cm厚有机玻璃板，模型箱底部焊接1 cm厚钢板防止变形，在模型箱顶部安装加载反力架，如图2所示。
Figure 2. Schematic diagram of the model box
图2. 模型箱示意图
根据模型箱尺寸及现场实际，确定模型试验各构件尺寸为：悬臂墙高0.2 m，墙长0.2 m，墙厚0.02 m，墙体埋深4 cm；桩板墙桩长1.05 m，桩间距均为0.06 m，桩体截面尺寸为0.02 m × 0.03 m，桩身锚固段0.93 m；挡土板截面尺寸0.008 m × 0.012 m，板长0.06 m；桩身与悬臂式挡墙踵板边缘距离为2 cm。模型试验布置方案如图3所示。桩板墙与悬臂式挡墙均采用有机玻璃制作，通过试验测得有机玻璃弹性模量为3.14 Gpa。
根据实际情况，模型试验填土采用黄土。按照《铁路工程土工试验规范》对土样进行了击实试验，得到击实曲线如图4所示，确定填土最优含水率ωop = 16.91%，对应的最大干密度ρ = 1.85 g/cm3，模型试验填筑过程中压实度控制在93%以上。
桩身应变片布设如图5所示，在5、6、7号桩两侧对称布设应变片，悬臂段应变片间距为50 mm，锚固段应变片间距为100 mm、150 mm和200 mm。
(a) 测试桩编号(cm) 
(b) 应变片排布图(mm) 
(c) 应变片测点编号位置
Figure 5. Pile body strain gauge layout
图5. 桩身应变片布设
悬臂式挡墙立壁板和踵板均布设应变片，采用沿中线等距离均匀布设，方案如图6所示。
(a) 沿高度方向布设图(b) 沿长度方向布设图
Figure 6. Suspension wall strain gauge layout
图6. 悬壁墙应变片布设
在5、6、7号桩架设百分表，每根桩悬臂段布设三个位移计，分别在悬臂段顶、中间和底部，悬臂段测点布置编号如图7所示。悬臂墙不同位置百分表布设方案如图8所示。
Figure 7. Pile body dial indicator layout
图7. 桩身百分表布设
Figure 8. Cantilever wall dial indicator layout
图8. 悬臂墙百分表布设
为研究桩板墙和悬臂墙组合支挡结构之间荷载的传递特性，分别在悬壁墙和桩板墙挡土板背面等间距布设土压力盒，布设方案如图9所示。
(a) 悬臂式挡墙土压力盒布设(b) 桩板墙土压力盒布设
Figure 9. Earth pressure cell layout
图9. 土压力盒布设
3.2. 模型填筑及加载
3.2.1. 模型填筑
试验模型自下向上分层填筑，每层填筑10 cm，待土铺平后进行人工夯实。在底层土填筑完成后，按设定好的位置将试验桩放入，确保桩身垂直后再继续填筑。待土体填筑至相应高度时，将有机玻璃挡土板固定在桩身后缘，如图10所示。填土完成后用塑料布盖好，静置24 h。在设计位置架设磁性表座，安装百分表，并且确保百分表水平放置，如图11所示。
3.2.2. 加载系统
本次加载所需设备有液压千斤顶、反力架、荷载板等，加载设备布置如图12所示，荷载板安放之前，在土体表面均匀撒铺一层细沙，确保板上集中荷载能均匀的分摊到钢板上并由钢板均匀传递给填土。为准确控制每级增加荷载量，在反力架和千斤顶之间安装一个荷载传感器。采用静压法逐级加载，钢板截面积A = 0.09 m2，计划每级加载4 kPa，即千斤顶每级加载352N (荷载传感器对应数值36 kg)，应变仪每2 min记录保存一次数据，百分表按每级加载后5、15、30、45、60分钟读数五次，待累计位移小于0.1 mm时施加下一级荷载。
4. 试验结果分析
4.1. 模型试验应力分析
4.1.1. 试验桩应力分析
三根试验桩应力应变结果趋势相似，此处列举6号桩各级荷载下桩身最大应力分布如图13所示，横轴左半轴为桩身反面应力曲线，右半轴桩身正面应力曲线。
由图可知，桩身在受拉和受压侧产生应力应变曲线总体呈对称趋势，且均随着加载值的增大而增加，在64 kPa等效荷载作用下结构边坡未被破坏，边坡未失稳。加载至第8级荷载之前，反-1至反-11号应力曲线均随荷载逐级递增且发展趋势相似，每级荷载下应力值接近，试验桩整体受力；加载至第8级荷载后，反-8、反-9、反-10、反-11号继续呈线性增长，在加载到第16级荷载时达到最大应力值，而反-1至反-7号各级荷载下应力增大速度提高，在第16级荷载达到最大应力值。加载至第5级荷载之前，正-1至正-11号应力曲线均随荷载逐级递增且发展趋势相似，每级荷载下应力值接近，试验桩整体受力；加载至第5级荷载后，正-4、正-5、正-6、正-7号均继续呈线性增长，在加载到第16级荷载时达到最大应力值，而正-1、正-2、正-3、正-8、正-9、正-10、正-11号应力曲线斜率减小，在第16级荷载达到最大应力值。
分析拉应力大于对称点压应力的原因：① 试验数据采集过程中测试结果存在误差；② 从理论变形的角度分析，桩身的拉应变不仅由桩身弯曲引起，同时还因荷载施加后，应力通过土体传递给桩正侧，对应变片产生挤压，此时应变片的实际变形由桩弯曲拉伸和土体挤压两部分产生；同理反侧应变片受压，实际应变为桩弯曲变形—被动土体挤压变形，故拉应变累积值小于压应变累积值；③ 温度等其他因素。
根据各测点应力可计算出各截面桩身弯矩，如图14所示。左轴为测点至桩顶距离，右轴为测点编号，下轴为累积弯矩值，由图可见，在施加16级最大荷载时，1~6号测点桩身弯矩沿深度方迅速增大，在6号测点即距离桩顶0.32 m处达到最大弯矩，分别为左桩13.43 × 10−4 kN∙m、中桩13.08 k × 10−4 kN∙m、右桩13.67 × 10−4 kN∙m。而7、8、9号测点桩身弯矩沿深度方向迅速减小，9号测点即距离桩顶0.67 m以下，桩身弯矩基本不发生变化。
总体而言，分级荷载增加到64 kPa时桩身对应的弯矩均逐渐增大，边坡结构未失稳，桩身处于弹性变形范围。
Figure 14. Distribution characteristics of bending moment at each measuring point of pile body
图14. 桩体各测点弯矩分布特征
4.1.2. 悬臂墙应力分析
悬臂墙立壁部分各测点编号从墙顶至墙趾分别为1-1、1-2、1-3、1-4、1-5、1-6，踵板部分从墙趾至板边缘依次编号为2-1、2-2、2-3、2-4。
通过测得的应变，可计算出悬臂墙立壁和踵板的应力，如图15所示。上轴为应变累计值、下轴为与其对应的应力、左轴为加载时间、右轴为分级荷载累积值。由图可知，应力随荷载的增加而增大，加载至64 kPa时分别达到最大值521.584 kPa、365.51 kPa。
(a) 悬臂墙立壁板应力结果
(b) 悬臂墙踵板应力结果
Figure 15. Cantilever wall stress strain diagram
图15. 悬臂墙应力应变图
图16为悬臂墙立壁各测点弯矩随荷载的变化曲线，由图可知从墙顶至墙底弯矩均先增大再减小，最大值出现位置到墙顶的竖向距离为0.14 m，最大弯矩为3.477 × 10−3 kN∙m。
图17为悬臂墙踵板弯矩随荷载的变化曲线，由图可知，踵板弯矩随着荷载的增加而增大，并且在同级荷载作用下测点2-1、2-2、2-3、2-4的弯矩逐渐减小，即从立壁向踵板边缘逐渐减小；当荷载为64 kPa时，2-1号测点最大弯矩为2.437 × 10−3 kN∙m，2-4号测点最小弯矩为1.534 × 10−3 kN∙m。
Figure 16. Distribution characteristics of bending moment of cantilever wall standing siding
图16. 悬臂墙立壁板弯矩分布特征
Figure 17. Distribution characteristics of bending moment of cantilever wall heel plate
图17. 悬臂墙踵板弯矩分布特征
4.2. 模型试验位移分析
4.2.1. 试验桩位移分析
对三根试验桩位移数据进行分析处理，发现三根桩位移结果大致相同，此处只列举6号桩位移分析结果。如图18所示，桩身位移随荷载的增大而增大，中1、中2、中3号位移曲线在第4级荷载之前整体呈阶梯形线性增长，在第4级荷载之后，位移曲线虽然仍呈线性增长，但是每一级的位移量较之前明显提高，其中中1号在12级荷载之后每级位移量较之前进一步提高且增加速率提高，在16级荷载达到最大位移量1.46 mm；中2、中3号最大位移量为1.19 mm、1.02 mm。总体而言，随着荷载的施加，桩身的位移初期增大的很慢，后续增加的较快，说明组合支挡结构主要经历了压缩、变形两个阶段。桩顶位移最大，中间次之，底部位移最小。
Figure 18. Horizontal displacement results of the cantilever section of the No. 6 pile
图18. 6号桩悬臂段水平位移结果
4.2.2. 悬臂墙位移分析
图19为悬臂墙立壁位移，由图可知，在64 kpa最大荷载作用下，墙体水平位移达到最大，立壁板顶部位移为0.38 mm，立壁中部位移为0.28 mm，立壁底部位移为0.14 mm。从宏观上分析，符合悬臂墙位移变形特征，且悬臂式挡墙抗滑移稳定性满足要求。
Figure 19. Cantilever wall horizontal displacement results
图19. 悬臂墙水平位移结果
在等效列车荷载54.1 kpa作用下，试验桩与悬臂墙顶部最大水平位移平均值分别为0.42 mm和0.06 mm，位移变形比为7:1，说明正常条件下，组合支挡结构中荷载对桩板墙产生的影响大于悬臂墙。
4.3. 模型试验土压力分析
4.3.1
. 桩板墙土压力结果
土压力盒在中桩对应的位置挡土板范围内自上而下依次等间距放置，编号为1、2、3。图20(a)为桩板墙后各测点压力变化曲线，由图可知，压力随荷载的增加而增大，从上至下，压力逐渐增大，加载到64 kPa时，盒-1至盒-3的压力值分别为2.864 kPa、10.649 kPa、14.783 kPa，底部土压力值大约为顶部的三倍。图20(b)为桩板墙土压力沿深度方向分布情况，可知悬臂段中部和底部土压力增长速率明显大于顶部，这是由于土体作用使得土压力随深度增加。
(a) 桩板墙各测点土压力变化曲线
(b) 桩板墙土压力沿深度方向分布图
Figure 20. Pile-sheet wall earth pressure results
图20. 桩板墙土压力结果
4.3.2
. 悬臂墙土压力结果
如图21(a)为悬臂墙墙后各测点压力值，由图可知，随着荷载的增加，墙后各位置压力逐渐增大，从上至下，压力逐渐增大，且呈线性分布。加载到64 kPa时，盒-1至盒-3的压力值分别为3.821 kPa、5.461 kPa，7.577 kPa。图21(b)为悬臂墙土压力沿深度方向分布情况，可以看出，立壁板顶部位置土压力值增长速率保持稳定，靠近立壁板底位置土压力值增长速率逐渐变大。
(a) 悬臂墙各测点土压力变化曲线
(b) 悬臂墙土压力沿深度方向分布图
Figure 21. Cantilever wall earth pressure results
图21. 悬臂墙土压力结果
总体对比而言，将各级荷载下悬臂墙与桩板墙最大土压力做比值进行分担比计算，得到如图22所示结果，可以看出，每一级荷载下最大土压力分担比都趋近于1:2。
Figure 22. Maximum earth pressure sharing ratio of all levels of load
图22. 各级荷载最大土压力分担比
5. 结论
本文通过模型试验，分析了组合支挡结构在竖向分级荷载作用下的受力状态和变形特点，得出以下结论：
1) 总体上各级荷载下桩体正面位置应力大于相同位置处反面，即受拉侧应力大于受压侧应力；不同级别的荷载下，桩体应力增长速率也不同；最大应力均出现在正、反6号测点即距离桩顶0.32 m附近；在64 kPa等效荷载作用下结构边坡未被破坏，边坡未失稳；
2) 从三根桩水平位移结果来看，桩顶位移最大，中间次之，底部位移最小，其变形结果符合悬臂梁悬臂段变形机理；在前13级荷载，内侧桩体位移小于外侧桩体；自第13级荷载开始，外侧桩体位移开始大于内侧桩体；
3) 桩身水平位移比悬臂墙大很多，位移变形比为7:1，说明组合支挡结构中荷载对桩板墙产生的影响大于悬臂式挡墙。根据规范计算悬臂桩顶水平位移允许值为12 cm/100 = 1.2 mm，而正常轨道列车荷载对桩顶产生的水平位移均小于允许值1.2 mm，故在正常荷载作用下桩顶位移变形不超限，从宏观上判断悬臂墙抗滑移稳定性满足要求；
4) 在等效列车荷载作用下悬臂墙承担的水平土压力最大值在6.190 kPa~6.471 kPa范围内，桩板墙承担的水平土压力最大值在12.29 kPa~12.784 kPa范围内，作用点分别出现在立壁板底和挡土板底；
5) 桩身和立壁最大拉应力和最大弯矩分担比分别为1.67:1和3.77:1，各级荷载下土压力的分担比均接近2:1，说明边坡组合支挡结构中桩板墙承担了较多的土压力；悬臂式挡墙承担了水平土压力的1/3，证明其支挡作用还非常明显，仍有较大的利用价值。