1.4 桩板类、卸荷板类支挡结构土压力研究现状

1.4.1 概述

作用在支挡结构上的土压力是挡土结构的主要荷载，确定土压力的分布是进行挡土结构设计的工作基础[14][26][27]。衡重式桩板挡墙在结构类型上同（锚索）桩板挡墙和卸荷板挡土墙（包括衡重式挡土墙）有一定的相似性，为研究分析衡重式桩板挡墙的受力特性，可从了解（锚索）桩板挡土墙与卸荷板挡土墙等几种支挡结构土压力的研究入手。

1.4.2 （锚索）桩板墙土压力研究现状

（1）用静力模型试验的手段研究（锚索）桩板墙土压力

静力模型试验一直是研究土压力的重要手段，从Terzaghi利用模型试验研究经典土压力开始，一直到现在，一些复杂抗滑桩的荷载特性也是通过模型试验的方法来研究的。

Rowe（1952～1957）[28]～[32]进行了小比例尺锚杆桩板墙模型试验，试验结果表明：①土压力为近三角形分布，并且最大弯矩随着桩柔性的增加而减小。②在开挖面以下，由于变形受到限制，土压力分布与经典土压力分布形式有着明显的不同，在临近开挖面区域，被动区土压力大于经典土压力值。③桩底部的主动土压力值大于经典土压力值。④当锚杆变形受限时，在锚杆附近主动土压力值将增大，在开挖面以下主动土压力值亦将增大，被动区上部土压力增大，而下部土压力明显小于经典土压力值。Rowe认为结构的变形是造成上述土压力分布现象的主要原因。

Lasebnik（1969）[33]通过高度1.65m的模型试验对板桩墙进行了研究，模型试验中使用了不同密度的砂和不同柔度的板桩作为回填材料和基础。试验结果表明：①柔性挡墙上的主动土压力合力较刚性挡墙上的小25%～30%。②桩前被动土压力呈非三角形分布，其分布模式与Tschebotarioff（1948）[34]的柔性挡墙模型试验结果基本一致，与Rowe[28]～[32]的模型试验结果有一些差别，Lasebnik认为形成这种土压力分布模式的原因是土拱效应。③桩板墙墙背的粗糙程度对主动土压力的大小与分布模式没有影响。④桩板墙的柔度以及填土的密实度对结构弯矩与锚索拉力有很大的影响。柔度系数κ在0.2～0.6时（,H与D意义如图1-3所示），结构弯矩显著减小；在刚性墙上的锚索拉力比在柔性墙上的锚索拉力大30%～40%。

Michael等（1998）[35]为验证桩板墙主动土压力的几种计算公式，包括Teng（1962）[36]提出的“弹性解法”、美国海军所使用的挡墙设计手册中的“库伦土压力分析法”[37]、Beton（1983）[38]提出的土压力计算方法以及Cernica（1995）[39]提出的“45°荷载分布法”（图1-4），在模型箱（长120cm，深50cm，宽30cm）内对条形荷载条件下的桩板挡墙主动土压力进行模型试验研究。研究表明，在条形外荷载情况下，桩板墙的主动土压力的计算适用设计手册中“库伦土压力分析法”和“45°荷载分布法”，实测与理论计算值的误差在20%内。

Tsinker（1983）[40]通过对一系列桩板墙围护结构模型试验的总结，发现该类柔性挡墙墙后填土条件和墙前开挖的条件有着本质的不同，这两种工况条件对结构的土压力大小及分布有着较大的影响。

励国良等（1993）[41]在5m×3m×3m的模型槽内进行了预应力锚索抗滑桩模型试验（模型桩采用钢筋砼，锚索采用铁丝，滑床采用夯填黄土，滑带采用松散黄土，滑体采用夯填黄土）。研究结果表明，锚索张拉阶段的计算，可用一般地基系数法，不需要考虑滑面存在的影响；滑坡推力作用后的工作阶段的计算，需考虑滑体位移的影响，可用修改后的地基系数法进行计算。

刘晓立等（1999）[42]通过大型室内实验，研究了悬臂桩挡墙及单锚桩板挡墙的土压力分布模式。研究结果表明：悬臂板桩的土压力值与朗肯理论土压力值明显不同，实测总主动土压力值为朗肯理论值的75%左右，实测总被动土压力值为朗肯理论值的60%左右；单锚板桩的土压力值与朗肯理论值亦明显不同，实测总主动土压力值为朗肯理论值的70%左右，实测总被动土压力值为朗肯理论值的35%。作者推荐两种挡墙的土压力分布模式（图1-5）。

曾德荣等（1999）[43]对预应力锚索抗滑桩结构在（长×宽×高）5.5m×3.0m×2.2m的模型箱中进行了2组大比例尺的室内试验（滑床采用均匀软塑状黏土，滑体采用重庆地区常见坡积物，模型桩采用钢筋砼，锚索采用φ14的钢筋模拟），研究的重点是桩身弯矩分布规律，与结构的受力特点，并对比了相同条件下锚索抗滑桩与悬臂抗滑桩的受力和桩顶变位情况。研究结果表明：①预应力锚索改变了桩的力学模型，使桩由悬臂改变成了（弹性）简支，或一端弹性支承另一端固定的结构。②由于预应力的施加，对土体产生了“主动”的反压力，因此改变了土压力的分布规律，即由悬臂桩的三角形土压力分布改变成了近似的梯形土压力分布。③预应力锚索抗滑结构的受力是自适应的动态平衡过程与其他抗滑结构相比，具有优越性。

张金民等（2002）[44]通过自制的模型箱，在砂土条件下进行了锚索桩板墙支护体系的模型试验，试验结果表明：①桩锚挡墙体系中挡板后土压力分布规律与经典土压力理论得出的分布规律有较大差别，具体表现为实测土压力值只相当于经典土压力的1/3～1/2，挡土板后的土压力峰值出现在距填土表面H/3处，在H/3以下处土压力基本不再增大。②沿水平方向板跨中土压力最大，往两边依次减小，这主要是由于土拱的作用把大多数土压力传到锚桩上，挡板只承受卸荷拱内土体的侧向土压力。

曾云华等（2003）[45]通过相似比为100:1的预应力锚索抗滑桩室内模型试验（滑体1采用比例为5:5:1的石英粉、细砂、油混合料，滑体2采用石英粉加细砂或纯细砂，滑床采用1:4的水泥砂浆，滑面采用塑料薄膜，模型抗滑桩采用矩形木条，采用铜芯导线模拟预应力锚索)，主要研究了锚索抗滑桩的受力分布规律。研究结果表明，滑坡推力大致呈矩形分布；锚索中的预应力作用使桩前的一部分土体受压，该受压区的c、φ值增大，从而会增大抗滑力。

肖世国（2003）[46]在西南交通大学岩土中心试验室的地质力学模型试验槽（长6m，宽0.9m，高3m）内进了30:1的锚索桩板墙结构缩尺模型试验（地梁及抗滑桩采用石膏：白水泥：铁粉：乳胶：水=20:10:6:1:20的混合物模拟；锚索相似材料则选用4根φ0.5的软铝丝；坡面喷浆相似材料则采用水：石膏：白乳胶=1:0.6:0.08的混合浆液；锚索孔注浆采用水：石膏：白乳胶=1:0.8:0.08的混合浆液模拟），试验主要研究了作用于加固支挡结构上的压力分布规律。研究结果表明，桩在滑面以上段所受的坡体压力可以近似拟合成抛物线型分布，而且最大值出现在抛物线的下半部分。

窦斌等（2003）[47]通过对高填方路堤互锚式薄壁挡墙进行了室内模型试验，研究了这种结构的土压力分布特征。研究结果表明：模型试验中土压力分布与朗肯理论土压力值明显不同，实测土压力的分布趋势在深度方向上与朗肯静止土压力的分布非常相似，但在数值上，实测土压力值比理论静止土压力值高出30%左右。该文作者认为产生这种现象的主要原因是在填土夯实的过程中，挡土面板本身的挡土能力已经得到了充分的发挥，并且在拉筋的作用下，挡土面板的挡土能力已经从静止土压力状态向被动土压力状态过渡。

高志辉（2005）[48]对桩基托梁挡土墙结构进行了缩尺比例为25:1的模型试验研究（模型范围为1.2m×0.4m×1.5m，挡土墙、托梁及桩基均用石膏模拟，填土采用体积比为2:1的石子与白砂混合料）。研究结果表明：①嵌固在基岩中的桩基对挡土墙的变位有制约作用。②土压力最大值出现在挡土墙上墙底部。③桩基应力值最大位置发生在中部，顶部应力值大于底部，说明桩受弯矩作用。

（2）用数值模拟的手段研究（锚索）桩板墙土压力

受造价、尺寸等因素的影响，模型试验有一定的局限性，数值模拟可有效避免模型尺寸、形状、荷载等参数的限制，进行多种工况的分析研究。

富海鹰等（2003）[49]对锚拉式桩板墙进行了数值模拟研究。研究结果表明：土压力随填土厚度（墙高）增大，但不是经典理论土压力的线性关系。在大部分墙段，土压力介于朗肯主动土压力与静止土压力之间，土压力在墙高10～18m范围内有所减小，在1/3墙高附近最小，该处位于土压力合力作用点附近，也是实际工程中柔性挡墙的外凸部分，这符合土压力随位移变化的规律，即当挡墙位移发展到一定程度以后，墙后土体处于极限平衡状态，土压力为朗肯主动土压力，土压力值最小。

甘建国等（2007）[50]对预应力锚索桩板墙进行数值模拟研究。数值模拟研究结果表明，实测土压力与数值计算土压力相比，前者的合力大小略小于后者，前者合力作用点也略低于后者，但总体来说比较接近。与传统的库仑理论及静止土压力理论相比，实测土压力与数值计算土压力的合力大小均介于两者中间，接近于静止土压力，但合力作用点均高于静止土压力的合力作用点。

李中国（2010）[14]对预应力锚索桩板墙进行了数值模拟分析。数值分析结果表明：填土的侧向压力为曲线形分布，由于原地面对底部填土的约束作用，靠近填方底面位置土压力减小，土压力呈凸曲线分布。在填方中间1/3的高度范围内土压力强度介于主动土压力和静止土压力之间，上部1/3的填方高度范围内土压力大于静止土压力计算结果且接近梯形分布。产生这种土压力的分布主要有三个原因：①在土体的回填过程中，后续填土推动墙体向前移动，对前期填土形成的土压力具有释放作用，因此在填方的中部土压力减小小于静止土压力。②后续填土层逐层碾压过程中填土变形土压力得到重新的调整，因此填土顶面受压实作用影响的范围内土压力大于静止土压力计算结果。③靠近底面位置附近由于填土受到地面的约束作用所以土压力小于静止土压力，且小于中部土压力。

（3）用离心模型试验的手段研究（锚索）桩板墙土压力

离心模型试验是20世纪60年代发展起来的，它利用离心率重现原型的应力状态，可以在一个很小的尺度里面，模拟填土高度很大的情况，是现代土工发展有利的试验方法。

张家国（2002）[51]对桩基托梁挡土墙进行了40:1的离心模型试验研究（挡土墙由5mm厚的钢板加工而成），主要对挡土墙的受力及变形特性进行了研究。研究结果表明，上墙墙背土压力沿墙高成三角形分布，下墙墙背土压力沿墙高为抛物线分布；提高填料的压实系数可以减小表面沉降值和不均匀沉降。

钱立平（2004）[52]以昆洛路垂直高边坡预应力锚索桩板墙支护工程为原型，在西南交大土工离心机室进行了60:1的离心机试验（模型填料采用从现场取回的原型土样，模型桩采用水泥砂浆预制桩，锚索采用自行车刹车钢丝模拟，挡板模拟材料采用有机玻璃，预应力限于条件未做模拟）。离心试验结果表明，未加预应力的锚索桩能够在一定程度上限制桩的变形，但其抗风险能力会因为外界条件（降雨等）的改变而大大降低。

杨柳等（2009）[53]对锚索桩板墙进行了离心模型研究。研究结果表明：以桩在正常工作状态下（60g）为例，可把桩后锚固段以上的土压力分布图形近似简化为上部三角形、下部矩形的分布，桩后锚固段以下为梯形的分布；桩前土压力为三角形的分布图式，挡板后的土压力可简化为矩形分布。

（4）用现场试验的手段研究（锚索）桩板墙土压力

通过模型试验与数值模拟得到的挡土墙土压力，往往要通过现场试验来验证。

Hakman and Buse（r 1962）[54]进行了锚索桩板墙的现场试验研究，试验所得土压力值小于Tschebotarioff（1948）[34]的柔性挡墙模型试验结果。

Matich, et.al.（1964）[55]对锚索桩板墙进行了现场试验研究，研究发现结构受力与变形关系密切。

Casagrandle（1973）[56]在分析了德国和巴拿马运河的一系列锚拉式挡土墙破坏实例后指出，作用在各种柔性支挡结构上的土压力通常比按传统的库仑方法确定的主动土压力大，其数值接近静止土压力，并建议使用静止土压力系数作为各种柔性支挡结构的土压力系数。

Baggett and Buttlin（g 1977）[57]对锚索桩板墙进行了现场试验研究，试验结果表明结构受力与锚索锚固点的位置密切相关。

铁道部第二勘察设计院科研所对广大铁路DK129预应力锚索桩板墙进行了科研试验（1997）[58]。研究结果表明，列车荷载产生的土压力按弹性理论求解，其总和占总土压力的5.5%左右；挡土板实测总土压力值为静止土压力理论计算值的0.75倍，约为计算库伦公式水平总土压力的1.36倍。挡土板上土压力并不是很小，经分析认为，主要原因可能是挡土板的厚度较大，板后填方碾压得很密实，难以形成卸荷“土拱”。

铁道部第二勘察设计院科研所以南昆铁路石头寨车站(DK421+758~+958)工程为依托（1999）[59]，对锚拉式桩板墙进行了现场试验研究。研究结果表明：实测28#桩上总土压力为库伦公式总土压力计算值的1.39倍，为静止土压力理论计算值的0.73倍。实测29#桩上总土压力为库伦公式总土压力计算值的1.21倍，为静止土压力理论计算值的0.63倍，两桩平均土压力为计算库伦公式总土压力的1.30倍，为静止土压力理论计算值的0.68倍。挡土板上及桩上实测总土压力为库伦公式总土压力计算值的1.19倍，为静止土压力理论计算值的0.62倍。分析原因，可能是由于锚索的限制，桩身位移达不到主动土压力条件所需的位移值，使得土压力介于静止土压力与库伦主动土压力之间。

钱立平（2004）[52]依托混洛路垂直高边坡支护工程，对预应力锚索桩板墙支护进行了现场试验研究。研究结果表明，锚索—桩—土相互之间的作用是结构受力的动态平衡过程，桩和挡板后土压力呈近似抛物线形状，其实测值较理论值小。

铁道部科研项目《影响支挡结构安全性因素分析》报告的结论指出（2005）[60]：根据理论计算与实测结果分析，路肩式桩板墙墙背实际土压力为库仑主动土压力的1.1～1.4倍。在桩的设计中，当土压力按库仑主动土压力计算时，计算结果应乘以1.1～1.2土压力增大系数。如果桩上有锚索，宜采用1.3～1.4土压力增大系数。

蒋忠信等（2005）[61]对南昆铁路路基工程中路堤锚拉式桩板墙的主动土压力实测资料进行了拟合分析，他认为土压力的大小等于1.28倍主动库伦土压力值，合力作用点位于0.4倍的墙高处；并认为桩板墙的主动土压力分布符合抛物线分布，推得该地层条件下主动土压力关系式满足p=377.14(y0.666-y)0.8371（y=(H-h)/H, H为全墙高度，h为挡墙悬臂段高度，y即为归一化高度），同时给出了该地层条件下路堤锚拉式桩板墙的主动土压力分布图（图1-6）。

蒋楚生等（2006）[62]对路肩及路堤式锚索桩板挡墙进行了现场试验研究。作者通过实测资料分析认为路肩（堤）式锚索桩板挡墙的土压力分布如图1-7所示。

甘建国等（2007）[50]对预应力锚索桩板墙进行了现场试验研究。现场试验研究结果表明，预应力锚索的限位作用不但改变了土压力沿墙高的分布形式，也使得合力的大小与合力作用点的位置发生了明显的改变。预应力锚索桩板墙土压力沿墙高的分布呈“B”字形，且墙顶土压力大于零，其合力大小接近静止土压力；相对来说预应力锚索桩板墙土压力的合力作用点高于一般悬臂式桩板墙土压力的合力作用点。

孔德惠等（2008）[63]对桩基挡墙的墙后土压力、桩基稳定性及桩基挡墙施工进行了研究。研究结果表明，墙后土压力宜采用库伦土压力理论计算；桩基稳定性按照单排桩进行桩顶荷载、桩身弯矩、桩身剪力的计算。

李中国等（2008）[64]对某高速公路锚索桩板墙进行了原型测试与分析。试验结果表明：①在FI工况下（第一排锚索张拉前），桩身嵌固段产生了类似于绕靠近桩底部的某点转动的变形，此时桩底的约束条件应为可以自由变形的条件，这主要是由于嵌固段的地基刚度小无法形成有效约束引起的。该工况下土压力分布大于主动土压力而小于静止土压力。②TII工况（第一排锚索加载后立即对第二排锚索进行加载）时锚索加载引起土压力增加的同时桩身位移和弯矩减小，土压力在上部填方3/4高度接近静止土压力分布。③TⅢ工况（第三排锚索加载完毕后）锚索的张拉引起第二排及第一排锚索拉力的降低且距离张拉锚索近的锚索产生的变化大，而越远的锚索变化越小。④填方完成后的长期观测过程中，桩顶位移及弯矩略有增加，但增加的幅度较小，土压力及锚索拉力呈小幅波动变化，各测量结果总体上趋于稳定，土压力的合力约为静止土压力的1.2倍，最终桩身最大弯矩为FI工况结束时弯矩的80%，最终锚索拉力相比加载锁定值增加了约28%，可见地层刚度小时锚索拉力的增量是比较大的。

莫世民等（2009）[65]对锚拉式柱板墙挡板背土压力进行了现场实验研究。研究结果表明：土压力与填土深度并非线性关系，当达到一定深度后反而减小。土压力计算值相对于实测值偏大，最大值都出现在墙高的2/3位置。实测墙背土压力合力作用点比理论合力作用点有所上移，在0.41倍的填土高度处。

（5）用理论计算的手段研究（锚索）桩板墙土压力

Terzaghi & Peck（1967）[66]通过引入力矩平衡条件来计算土压力作用点位置对土压力大小的影响。他们假定锚拉式或悬臂式挡土结构的土压力分布为梯形，合力作用点大致在中间，采用类似边坡稳定分析的方法计算了柔性支挡结构上的土压力，并据此提出了一套经验系数，已被国外工程界广泛使用。

王浩芬等（1987）[67]用m法计算了锚索桩板挡墙的桩前抗力。计算结果表明：m法计算所得桩前抗力与实测值较接近。说明采用m法计算的地基系数能较好地反映土抗力的实际状态。

李海光[2]对锚索桩板墙的土压力计算考虑了土拱效应的作用，认为土拱的拱高远小于两桩之间的净跨，从而可忽略卸荷拱两侧水平应力产生的向上摩擦力，计算出板上的土压力为库伦土压力的20%左右。本文作者认为此值过小，设计中不可取。

美国国防部使用的《海堤、船坞岸壁与码头岸壁手册》[68]提到一种卸荷板挡墙与桩基联合使用的挡土结构，手册中建议的土压力计算如图1-8。该挡土结构中卸荷板与桩基不是一个整体，不能传递弯矩。

《铁路路基支挡结构设计规范》[69]中，预应力锚索桩板墙背后的土压力取主动朗肯土压力的1.1～1.4倍计算，其土压力分布模式按三角形选取。

美国《公路工程手册-基础设施的建造和维护》[70]指出对于自下而上（填方）施工的带锚挡墙的土压力受到施工方式和施工顺序的影响，这两方面的内容必须要明确指出，施工方式及施工顺序产生的土压力要详细说明。对于单锚墙土压力采用主动土压力计算的三角形分布；对于多锚墙要将主动土压力计算结果增加1/3后，再换算成沿墙高的矩形均匀分布。

（6）小结

根据前人的研究，（锚索）桩板挡墙结构的研究方法以及主要研究进展如下。

1）研究（锚索）桩板挡墙墙后土压力的手段主要有静力模型试验、数值模拟、现场试验、离心模型试验等。这些手段各有优缺点，模型试验可以改变填土的方式（即改变应力路径），但受到尺寸的限制，往往不能够模拟多工况的情形；数值模拟可以看到应力应变场，但其精度受本构模型、土体参数的影响；现场试验测得的数据最接近真实状态，但数据一般比较离散，不易总结出规律；离心试验可看到受力、变形的总体规律，但得到的土压力值一般与理论计算值相差甚远。从本文中各种手段研究（锚索）桩板挡墙结构土压力的效果来看，采用模型试验、离心模型试验与现场试验相结合的方法来研究（锚索）板挡墙的土压力分布是较为有效的。

2）土压力的大小依赖于土的物理性质、应力路径、土-结构接触面的相互作用以及土-结构系统的变形大小和特性。

3）带支撑或者锚拉的柔性挡土结构土压力的分布模式与经典土压力不同，与结构的位移有关，因此该类结构上土压力分布的确定更为复杂。研究结果表明，带支撑或者锚拉的柔性挡墙土压力分布主要有三角形、矩形、梯形以及抛物线形等形式。

1.4.3 卸荷板挡土墙土压力研究现状

（1）用静力模型试验手段研究卸荷板挡墙土压力

原苏联敖德萨海运工程学院Р∙В∙Лубенов教授（1962）[71]进行了卸荷板模型土压力试验，但是没有能给出明确的结果。

德国的Prommersberger（1985）[72]进行了卸荷板试验，试验结果表明卸荷板可有效减小荷载20%～30%。

日本东京大学的福冈正己教授（1985）[73]用模型试验研究凹形墙后卸荷板的卸荷效应，研究结果表明，卸荷板可有效减小墙后土压力并节省圬工。

周镜等（1963）[74]进行了衡重式挡墙模型试验（模型箱长×宽×高为40cm×35cm×4.5cm，模型墙高25cm，采用铝制；墙背砂粒用直径2.8mm、3.4mm，长4.35cm的铝棍代替），研究平面应变条件下衡重式挡墙墙后纯松散填料的滑动网特征，以及局部荷载对滑动网出现范围的影响和规律。指出了在计算衡重台以上部分的土压力时，应当考虑土体中第二破裂面的存在。最后作者结合铁路路基挡墙的各种边界条件，在库伦理论的基础上考虑第二破裂面，推导了有关计算最不利滑动面倾角及相应的最大水平土压力的公式，推导了铁路路堤墙和路肩墙等不同条件下，区分滑动面出现范围的边界方程式。

魏元友等（1986）[75]对扶壁式及L型挡墙模型进行了土压力试验研究（试验槽长宽高为5m×2.5m×2m，模型缩尺比例为10:1，模型制作采用细骨料无筋混凝土）。模型试验结果证实了立板、肋板摩擦减压效应的存在，并根据实测成果提出了简化的按梯形分布图式计算扶壁墙的土压力。试验结果还表明填料的密度不均对土压力的传递有较大的影响。

姚辉等（1991）[76]在天津大学土力学试验室的模型槽内（长×宽×高为4m×1.4m×1.2m）对不同长度的卸荷板进行了主动土压力试验研究（模型卸荷板采用木板，填料为细砂）。研究结果表明，卸荷板的卸荷效果明显，卸荷板越长，卸荷效应越大；当卸荷板长度与卸荷板底到墙身底的距离之比大于15/70=0.214时，卸荷区与底部土压力收缩区连在一起。

田树山等（1991）[77]对卸荷板和增稳板同时并存的挡土墙进行了缩尺比例为15:1的模型试验（试验槽200cm×100cm×100cm），结合土压力计算理论，讨论分析了其土压力分布和卸荷效应。分析结果表明：①只有一块卸荷板时，卸荷作用效果明显，且可按朗肯土压力理论计算结构所受土压力。②增稳板与卸荷板同时存在且相互连接时，卸荷板可改变土压力分布，但增稳板将使其上部卸荷板失去减小墙背土压力的效果。③增稳板与卸荷板同时存在且相互脱离时，上部卸荷板和下部增稳板均具有卸荷作用，但增稳板位置较低时和填土与底面有摩擦作用，使墙底部的土压力远比理论计算值小，所以增稳板对其下的土压力减小的效果是不显著的。④加设一块卸荷板，卸荷效果可达12%左右，若再加设增稳板而增稳板又不与墙体接触，其卸荷效率可达30%，与理论计算结果一致。

天津大学郭鸿仪等（1993）[78]对卸荷板的卸荷效应做了模型试验，试验在玻璃壁钢构槽（长×宽×高为6.0m×1.20m×1.3m）内进行，模型材料为木质。试验结果表明，卸荷效率随卸荷板长度的增加而增加，但有一定限度；静止状态的卸荷区域轮廓清晰，可以分别计算不同卸荷因素的作用大小，主动状态的卸荷区因受融汇影响而界限模糊，综合卸荷效应很高。

（2）用数值模拟手段研究卸荷板挡墙土压力

王运球等（1991）[79]对码头重力式卸荷板挡墙进行了动压力数值模拟分析。分析结果表明，卸荷板码头动土压力（增量）沿墙高明显地呈三级分布，卸荷板以上胸墙台阶部位受结构间水平摩擦力的影响，动土压力呈区段性曲线分布。卸荷板厚度范围内因受应力集中影响，动土压力发生突变。卸荷板以下动土压力呈两头小中间大的非线性分布，表明了卸荷作用明显存在。

郭子红等（2007）[80]对卸荷板式挡土墙进行了数值模拟分析。分析计算得卸荷板底部的土压力（ϕ为砂土的内摩擦角，q0为路面荷载）；当土层泊松比µ为0.27时，模拟得到卸荷板底部的土压应力接近于q=0.10155q0。

戴自航（2009）[81]提出了通过将基底摩擦系数进行折减，按与传统刚塑性体极限平衡理论相对应的变形体极限平衡理论，采用有限元接触模拟算法对L型挡土墙主动土压力进行了计算。按照该方法，利用非线性有限元分析软件ABAQUS进行了实例计算，以数值模拟手段揭示了挡墙后第二滑裂面的存在，证实了理论上的假设。揭示了L型挡土墙墙后填土中第一和第二滑裂面的位置，且发现土中可能出现第三滑裂面。该算例计算结果表明，该文提出的计算方法可更为准确合理地计算出L型挡土墙立板上主动土压力的分布形式及大小，较现行朗肯理论计算的抗滑移稳定安全系数偏于保守，但抗倾覆稳定安全系数偏于危险。该文的研究虽然不是针对卸荷板挡墙，但对卸荷板挡墙的研究有借鉴意义。

（3）用离心试验手段研究卸荷板挡墙土压力

陶志平（1993）[82]为弄清短卸荷板挡土墙的受力模式及其计算方法，进行了60:1的墙体位移可控式离心模型试验（模型墙由3mm厚的钢板电焊成中空结构，中空结构有减轻墙体自重的优点；模型土体为由湿法配制的17.8%重塑土，17.8%为最优含水量）。研究结果表明，卸荷板的长短对上、下墙的土压力作用点位置影响明显；力多边形法计算的作用点位置偏于危险，建议下墙土压力分布采用矩形模式。

王云球（1993）[83]等对用于码头的卸荷板挡墙进行了动力试验研究（缩尺比例为33:1，模型箱尺寸长宽高为117cm×41cm×44.7cm，模型箱采用12mm厚高强合金铝板制成，其中一侧采用10cm厚的透明有机玻璃；抛石基床采用粒径为0.2～0.5cm的碎石，墙后回填土采用粒径为0.1～0.2mm、摩擦角ϕ=30°的标准砂）。研究结果表明，动土压力增量在卸荷板上下形成三级分布，卸荷板以上为曲线分布，卸荷板厚度范围突出增大，呈矩形，卸荷板以下呈两头小中间大的曲线分布，卸荷板的卸荷作用明显存在，但不如静态时的卸荷范围大，卸荷范围随振动加速度的增大而减小。

（4）用现场试验手段研究卸荷板挡墙土压力

施大震（1996）[84]选择候月线IDK103+685～816段左侧的路肩短卸荷板式挡土墙，通过埋设量测元件进行了墙背和卸荷板上受力状态的研究（试验段以15m高挡墙为对象，墙体为浆砌片石，卸荷板为混凝土，墙后填土为均质砂粘土）。研究结果表明：①实测上墙土压力分布大体呈上小下大，下墙土压力分布呈两头小中间大。②上部活荷载对上墙及卸荷板土压力影响较大，对下墙土压力影响较小。③短卸荷板的土压力计算长卸荷板的土压力计算方法不同。④建议短卸荷板挡墙土压力的计算采用保守的基于库伦理论的多边形法，采用该方法计算土压力时并不能充分反映卸荷板的工作机理，因而在应用力多变形法设计计算卸荷板挡墙的受力状态时，最好事先采用有限元法计算其土压力分布。

王绪绛（2000）[85]对路肩短卸荷板式挡土墙进行了现场试验研究。试验结果表明：①卸荷板的遮帘作用可有效减小下墙侧压力。②卸荷板的长度与挡墙高度、填土性质，以及路肩上部荷载大小有关系。

张庆武（2002）[86]对卸荷板挡土墙在堤防加固工程的应用进行了研究。研究结果表明，卸荷板的减压作用明显，使开挖量大大减小，同时也减少了回填量。

（5）用理论计算的手段研究卸荷板挡墙土压力

陈仲颐所著《土力学》[87]中提出带卸荷平台的挡墙土压力采用经典朗肯土压力理论计算，其计算见图1-9。

《铁路路基支挡结构设计规范》[69]中说明，卸荷板墙后的土压力可按库伦理论法计算，其中上墙可按第二破裂面法计算，两破裂面的交点在短卸荷板悬臂端；下墙可按力多边形法计算，土压力强度可简化为矩形分布，作用点为下墙墙高的1/2处。计算作用于短卸荷板上的竖向压力时，可先计算第二破裂面上的竖向分力，短卸荷板承受其长度相应部分投影的应力，再计算第二破裂面以下土体的重量，两者叠加为短卸荷板上的竖向压力，在板上均匀分布(图1-10)。

（6）卸荷板挡墙设计计算研究现状

孙经龙（1981）[88]对重力式码头卸荷板的设计计算问题进行了研究。经过研究计算，对于卸荷板悬臂长度的确定，作者推荐采用《港口工程桩基规范》中的计算方法，并提出了卸荷板强度的计算模式。

黄小峰（1983）[89]对方块码头卸荷板的卸荷作用、卸荷板埋设位置及卸荷板长度进行了研究。作者通过多个实例工程的统计分析，得出卸荷板的埋设深度与卸荷板的长度比值小于0.4，并基于经验统计分析提出了卸荷板悬臂长度的估算公式：B=mH(m=0.12～0.15), H为壁岸全高。

许锡宾（1991）[90]对方块码头卸荷板的悬臂长度及位置进行了研究。研究表明，在卸荷效果相同的情况下，降低卸荷板的位置可以缩短卸荷板的悬臂长度，当卸荷板悬臂长度相同时，卸荷板位置降低后，墙后主动土压力可进一步减小，同时，抗滑和抗倾稳定性相应增加，且基底应力分布不均程度也有所改善。

赵新宇（1995）[91]对重力式码头的卸荷板位置进行了计算研究。作者建立了卸荷板位置与码头设计指标（抗滑系数、抗倾安全系数、基底应力）的方程式，通过该方程式对实例计算表明，卸荷板位置应在保证板上断面稳定合理的前提下尽可能地降低。计算结果还表明，卸荷板位置的调整对提高抗滑安全系数、增大码头后踵应力十分有效；当抗倾安全系数与最大基底应力不满足关系式时，不应过多地依赖调整卸荷板位置。

张文青（1996）[92]对卸荷板挡土墙进行了计算（计算简图见图1-11）及应用方面的研究。计算结果表明带卸荷板的板墙式挡土墙借助于卸荷板的减载作用，减小了墙背土压力，进而缩小了墙基断面。实践应用表明，由于卸荷板的卸荷作用，减少了大量基础开挖量，对于水利工程中的滨河挡土墙具有特殊的意义。

李安洪（1996）[93]对卸荷板—托盘路肩挡土墙的计算方法（计算简图见图1-12）做了一些研究，研究表明，托盘愈高，挑檐斜出越多，但同时托盘受力也越大，所需钢筋混凝土也随之增多。卸荷板长度越大，墙下土压力减小越多，但是板长度有一定限制。

黄明俊（1997）[94]对卸荷板方块码头挡墙断面进行了合理计算分析，并编制了计算程序。通过优化程序求解，得到了最优设计断面，节省了投资。

王行淑（1998）[95]对重力式码头卸荷板的合理长度进行了计算研究。研究表明，随着卸荷板悬臂长度的增加，其最大稳定力矩也相应增加，而最大倾覆力矩是递减的，同时抗倾、抗滑安全系数相应增大。在合理地选择卸荷板长度时，需适当增加后踵应力在基床中的扩散宽度，并在施工工序上进行合理的安排。作者通过大量的实例分析，还提出了码头全高H、码头底宽B、卸荷板总长L、卸荷板悬臂长B′之间的经验系数关系式。

王成才等（2002）[96]对卸荷板式挡土墙的受力情况进行了分析，认为卸荷板挡墙的土压力分布模式如图1-13所示。分析结果表明，设置卸荷板会产生两个结果，卸荷板端头力矩增加，立臂危险截面力矩减小。卸荷板式挡墙的稳定性和危险截面的受力性能显著优于相应的悬臂式挡墙。

姚远方（2003）[97]将卸荷板挡土墙与重力式挡土墙的受力情况及特点进行了比较，分析结果表明，卸荷板挡土结构比重力式挡土墙减少约20%的体积，节约了经费；卸荷板重力式结构的施工方法较传统重力式挡土墙更为方便，因卸荷板部分可采用预制。

李伟（2003）[98]对卸荷板挡土墙进行了一些研究。研究结果表明，卸荷板可以降低土压力，减小挡土墙断面尺寸。

于桂云等（2006）[99]对部分卸荷扶壁式挡土墙进行了研究，认为卸荷板挡墙的土压力分布如图1-14所示。研究结果表明，底板宽度可取墙高的50%，底板厚度可取墙后填土高度的7%～8%。卸荷板的长度B与下墙墙高L之间的关系可取。

颜彦（2006）[100]对卸荷板挡墙与悬臂式挡土墙进行了比较分析。分析结果表明在同等条件下，卸荷板式挡土墙较悬臂式挡土墙墙壁根部之处弯矩要小，相应的可减小挡墙墙壁及底板的厚度和配筋；同等条件下，卸荷板式挡土墙墙壁所受的倾覆力矩较小，从而可减小挡墙底板的厚度，如此可减少土方开挖量且在现场条件限制悬臂挡墙底板的宽度时可考虑运用卸荷式挡土墙。

方家强（2006）[101]对卸荷板式挡墙的设计计算进行了研究，指出其需要进行抗倾覆验算、抗滑移验算、整体稳定性验算、墙底地基承载力验算、墙身应力及卸荷平台应力验算和挡墙变形计算（其受力计算见图1-15）。作者通过图1-15的计算模式设计了这种卸荷板式挡墙，并应用到实例当中，取得了成功。但该挡墙中的卸荷板与桩体并不是刚性连接，不能传递弯矩，主要是靠挡土墙的重力来承受压力，挡土墙桩基部分的截面仍然较大。

（7）小结

根据前人的研究，卸荷板式挡土结构的研究方法以及主要研究成果如下。

1）研究卸荷板挡墙墙后土压力的手段主要有静力模型试验、数值模拟、现场试验、离心试验等。从本文中各种手段研究卸荷板土压力的效果来看，采用模型试验与现场试验相结合的方法来研究卸荷板挡墙的土压力分布是较为有效的。

2）用来计算衡重台以上部分的土压力方法有：实际墙背法、二点连线法、分层计算法和第二破裂面法。这些方法基本上都是以库伦理论为基础的，其主要差别在于对衡重台以上部分土体中出现破裂面位置的假设不同。

3）卸荷板的位置对第二破裂面没有影响，但是卸荷板的宽度对第二破裂面的影响较大。其影响主要从第二破裂面倾角与第二破裂面是否出现这两个方面来考虑。

4）卸荷板挡墙墙身移动的方式影响着第二破裂面的倾角；外荷载在墙顶的分布位置，对第二破裂面的位置以及全墙土压力的分布有较大的影响。

5）卸荷板挡墙的卸荷扩散角一般为45°+φ/2。

6）墙背填土破裂面的形成主要与挡墙截形状、卸荷板的埋深同宽度之比以及墙背填土的密实度等因素有关。

7）卸荷板板下填料密度的均匀性对土压力的传递有较大影响，且影响挡墙后期运营过程中的土压力分布。

8）卸荷板的卸荷作用明显，其宽度与位置影响着全墙的土压力分布。

9）板下侧墙土压力主要有两种不同的计算模式，分别见图1-13与图1-14。