吳育萍，李俊虎，豆紅強(qiáng)，蔣森輝，姚永鶴

(1.金華職業(yè)技術(shù)學(xué)院，浙江 金華 321007；2.福州大學(xué)，福建 福州 350108)

作為一種新型支擋結(jié)構(gòu)，樁板式擋土墻已被廣泛應(yīng)用于邊坡加固工程之中[1-2]。與常規(guī)抗滑樁相比，樁板墻因樁間加設(shè)擋板，避免了樁間土體直接裸露而處于臨空狀態(tài)，可防止樁間土體發(fā)生繞流、垮塌等局部失穩(wěn)現(xiàn)象[3-4]。但與此同時(shí)，樁間擋板的存在亦約束樁間土體的側(cè)向位移，影響土拱效應(yīng)的發(fā)揮，致使樁、板等受荷趨于復(fù)雜。目前，即便對(duì)抗滑樁而言，其設(shè)計(jì)參數(shù)的也多基于工程經(jīng)驗(yàn)，缺少嚴(yán)格的理論支撐[5-6]，更遑論受荷較為復(fù)雜的樁板式擋土墻。

為此，眾多學(xué)者開(kāi)展了諸多研究，楊明等[7]通過(guò)離心模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)樁截面寬度和樁間距對(duì)土拱承載力起控制作用；黃治云、梁瑤等[8-9]同樣基于室內(nèi)模型試驗(yàn)探究了樁板墻土拱效應(yīng)和土壓力傳遞特性，亦得出樁間距、擋板的布置方式等對(duì)土拱效應(yīng)的發(fā)揮有具有較大影響；趙明華等[10]基于已有條件推導(dǎo)得到土體內(nèi)摩擦角、黏聚力和樁徑與土拱效應(yīng)呈正相關(guān)關(guān)系，亦獲得了圓形抗滑樁合理樁間距計(jì)算公式；張成武等[11]建立了一個(gè)土拱計(jì)算模型，并推導(dǎo)了考慮滑坡推力作用的樁間擋土板土壓力計(jì)算公式；CHEN、張建華等[12-13]建立了抗滑樁數(shù)值計(jì)算模型，在分析抗滑樁抗滑機(jī)理的基礎(chǔ)上，模擬滑坡中抗滑樁產(chǎn)生土拱的過(guò)程和條件。盡管如此，由于規(guī)范中暫無(wú)樁板式擋土墻合理樁間距的計(jì)算方法，其合理樁間距的確定仍依賴于工程設(shè)計(jì)人員的經(jīng)驗(yàn)。

同時(shí)，上述研究對(duì)樁板墻土拱效應(yīng)和土壓力分布特征尚未有統(tǒng)一表述。樁間距和擋板的布置方式對(duì)樁板墻背側(cè)土壓力影響規(guī)律的研究不多，且在研究土拱效應(yīng)的成拱規(guī)律過(guò)程中，大多未考慮樁間板的影響。然而合理的樁間距和置板形式又是樁板式擋土墻工程設(shè)計(jì)安全性與經(jīng)濟(jì)性的重要指標(biāo)。

鑒于此，本文通過(guò)開(kāi)展室內(nèi)模型試驗(yàn)，研究在不同樁間距和置板工況下懸臂式樁板墻水平受荷特性，獲取樁、板與其后填土土壓力分布特征，并結(jié)合ABAQUS數(shù)值計(jì)算軟件對(duì)模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，藉此分析不同樁間距下土拱效應(yīng)空間演化特征和樁-板-土之間相互作用，進(jìn)而為樁板式擋土墻的工程設(shè)計(jì)提供科學(xué)依據(jù)。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)內(nèi)容

工程實(shí)踐表明，抗滑樁樁間距和樁間擋土板布設(shè)位置顯著影響樁后填土土拱效應(yīng)形成與其影響區(qū)域。為此，參考筆者前述已開(kāi)展樁板式擋土墻模型試驗(yàn)[14-15]，擬考慮兩種典型置板工況(樁前置板和樁后置板)，抗滑樁樁間距(L)分別設(shè)置為4倍、5倍、6倍樁截面寬度(b)即L=4b、5b、6b，共開(kāi)展6組模型試驗(yàn)，樁間擋土板置板位置如圖1所示。試驗(yàn)過(guò)程中通過(guò)在填土和抗滑樁上布設(shè)傳感器以監(jiān)測(cè)土壓力變化規(guī)律。并通過(guò)觀測(cè)樁后土體破壞特征，探究抗滑樁樁間距對(duì)土拱效應(yīng)影響的一般規(guī)律。

(a)樁前置板

1.2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ团c材料制備

試驗(yàn)以某實(shí)際工程案例為依托，其抗滑樁截面為1 m×1.5 m，樁全長(zhǎng)35 m，埋入深度15 m，根據(jù)相似準(zhǔn)則，取其幾何相似系數(shù)CL=1∶50。為此，設(shè)計(jì)模型箱整體尺寸為1 000 mm×800 mm×600 mm，并采用20 mm×30 mm×700 mm鋁方管模擬樁板墻中的抗滑樁，其下部埋入巖土層部分為30 cm，懸臂部分長(zhǎng)40 cm。此外，樁板墻常受水平方向荷載作用形成樁間土拱(水平拱)，其受重力影響甚微，因此，為模擬其自然工作狀態(tài)取其物理相似系數(shù)Cp=1，并通過(guò)對(duì)模型箱內(nèi)土體施加水平推力模擬水平拱的演化過(guò)程。

該試驗(yàn)?zāi)Ｐ脱b置由五大部分組成，模型箱、模型樁、傳力擋板、水平推力裝置與監(jiān)測(cè)系統(tǒng)。其中，模型箱主體為鋼骨架和透明鋼化玻璃，側(cè)面設(shè)置有多條豎向鋼管增加其側(cè)向剛度；采用透明鋼化玻璃實(shí)現(xiàn)試驗(yàn)可視化并保證了模型箱的支撐強(qiáng)度，并在側(cè)壁表面涂凡士林以減輕側(cè)壁摩阻力的影響。此外為實(shí)現(xiàn)不同樁間距、嵌固段深度等的試驗(yàn)需求，于模型箱底部設(shè)置有多種嵌固段卡槽。同時(shí)，將整個(gè)模型箱通過(guò)4根膨脹螺栓固定于地面，避免試驗(yàn)過(guò)程中發(fā)生移動(dòng)。

為保證樁間土體存在一定相對(duì)位移且成拱自然，采用表面光滑、力學(xué)性質(zhì)均勻且柔度好厚度為3 mm的高密度板模擬傳力擋板，并采用玻璃膠黏連板與鋁方管以還原樁板體系。采用分體式千斤頂結(jié)合10 mm厚的鋼板模擬水平加載裝置，通過(guò)衡量千斤頂?shù)耐七M(jìn)位移，作為試驗(yàn)分級(jí)加載的依據(jù)，以累積推進(jìn)2.1 cm作為第一次加載，累積推進(jìn)4.2 cm作為第二次加載。

此外，為保證樁間成拱效應(yīng)明顯，本次試驗(yàn)選取標(biāo)準(zhǔn)砂與細(xì)砂以1∶3比例混合作為模型材料，其顆粒級(jí)配如圖2所示。相關(guān)參數(shù)如下：Cu為2.5，Cc為0.83，ρdmax為1.84 g/cm3，wopt為8.76%，φ為28°。

圖2 填土顆粒級(jí)配分布曲線

1.3 模型填筑與監(jiān)測(cè)元件布設(shè)

該模型試驗(yàn)采用LY-350應(yīng)變式微型土壓力盒和YE2533靜態(tài)應(yīng)變儀器來(lái)監(jiān)測(cè)填土中的土壓力變化。為盡量減輕土壓力盒和連接線對(duì)試驗(yàn)的影響，同時(shí)減緩模型箱邊界對(duì)試驗(yàn)結(jié)果的干擾，監(jiān)測(cè)元器件的布設(shè)采用對(duì)稱設(shè)計(jì)，布置在模型箱中心位置，僅分別在跨中樁土接觸面、擋板跨中位置和填土跨中分別布置5、3、9個(gè)微型土壓力盒，數(shù)顯百分表則布設(shè)在樁身臨空面，具體布設(shè)形式如圖3所示。

(a)樁、板土壓力盒和百分表布置

填筑過(guò)程中采用每次填筑10 cm的分層填筑方法，待各測(cè)點(diǎn)數(shù)值穩(wěn)定后開(kāi)始試驗(yàn)。有必要指出的是，每級(jí)荷載加載完成后，均待數(shù)值基本穩(wěn)定并持續(xù)一段時(shí)間后記錄各個(gè)測(cè)點(diǎn)數(shù)值。為避免堆載過(guò)程中因不均勻受力導(dǎo)致樁-板發(fā)生整體傾斜和變形，堆載過(guò)程采用同步填筑的方法，即樁板支護(hù)體系主動(dòng)區(qū)和被動(dòng)區(qū)的填土同步填筑，以避免堆載過(guò)程中因不均勻受力導(dǎo)致的樁-板發(fā)生整體傾斜和變形。

2 試驗(yàn)結(jié)果和分析

2.1 樁-板土壓力和位移分布特征

圖4為填筑完成和兩次加載完成后，樁前置板條件下不同樁間距樁背側(cè)土壓力分布規(guī)律圖。由圖4可知，填筑完成后，在不同樁間距的試驗(yàn)中，樁身具有相似的土壓力分布規(guī)律，均表現(xiàn)為樁身兩側(cè)土壓力隨埋置深度近似呈線性增加，較為接近靜止土壓力的分布規(guī)律，表明上述試驗(yàn)填筑方案是合理可行的。

(a)填筑完成

隨著試驗(yàn)的進(jìn)行，抗滑樁兩側(cè)土壓力隨之快速增長(zhǎng)，在第2級(jí)加載完成后，抗滑樁中部即距地面高度約40cm處達(dá)到峰值，且隨著抗滑樁間距的增加峰值越大，即6倍樁間距工況在兩級(jí)加載過(guò)程中均作用有更大的峰值土壓力。此外，在水平推力的持續(xù)作用下，總體上抗滑樁背側(cè)的土壓力分布從填筑完成后隨埋深增加表現(xiàn)的常規(guī)線性增長(zhǎng)模式，逐漸發(fā)展為先增加后減小又緩步增長(zhǎng)的趨勢(shì)，這與豆紅強(qiáng)等[14]、TANG等[16]試驗(yàn)和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果具有相似的發(fā)展模式。這是因?yàn)樵诔掷m(xù)的水平推力作用下，樁前土體隆起，進(jìn)而導(dǎo)致樁體上部土壓力激增，而后又隨著填土深度的減小而減小。

圖5為樁后置板工況下不同樁間距樁背側(cè)土壓力分布規(guī)律圖。對(duì)比圖5與圖4可知，不同樁間距與樁間置板條件下的抗滑樁樁后土壓力發(fā)展趨勢(shì)基本相同，且在水平推力作用下，土壓力峰值基本出現(xiàn)在距地面高度約40 cm處，抗滑樁懸臂部分的土壓力也同樣表現(xiàn)出隨樁間距的增大而增大的特點(diǎn)。不同的是，在不同樁間距下，樁前置板樁背側(cè)土壓力所達(dá)到的峰值均大于樁后置板工況，并且受樁間擋板對(duì)土體側(cè)向位移的限制作用，同一高度下樁前置板土壓力均稍微高于樁后置板。具體地說(shuō)，樁間填土的側(cè)向位移有助于土拱效應(yīng)的產(chǎn)生，而在樁后置板工況下，擋土板一定程度限制了樁間填土的側(cè)向位移，也削弱了樁間土拱效應(yīng)產(chǎn)生的條件，進(jìn)而導(dǎo)致樁前置板工況下樁背側(cè)所承受的土壓力相對(duì)較小，這也恰恰說(shuō)明樁前置板工況更有利于土拱效應(yīng)的發(fā)揮。

由圖5進(jìn)一步可知，隨著樁間距的增加，兩種樁間置板工況下的抗滑樁懸臂部分的土壓力均有增長(zhǎng)，進(jìn)一步說(shuō)明樁間距與樁后土拱效應(yīng)的正相關(guān)特征。同時(shí)，樁背側(cè)承受更多由土拱效應(yīng)傳遞而來(lái)的水平荷載，這仍是由于樁間擋土板的側(cè)向約束作用減弱了樁間距增大導(dǎo)致的樁間填土局部土拱破壞，擴(kuò)大了樁間填土土拱形成所需的最大合理樁間距。

(a)填筑完成

此外，圖6亦給出了不同樁間距工況下樁間擋土板的土壓力分布特征。由圖可知，相較于抗滑樁背側(cè)土壓力的分布特征，擋土板背側(cè)的土壓力均較小，說(shuō)明不同條件下樁間土拱效應(yīng)均有不同程度的發(fā)揮，并將樁間填土壓力通過(guò)拱軸線傳遞至抗滑樁。具體地說(shuō)，不同抗滑樁間距和樁間置板條件下，樁間擋土板土壓力分布與筆者前述試驗(yàn)研究[14]較為接近，近似呈梯形分布；并且隨著抗滑樁間距的增加，在相同加載條件下，樁前置板擋土板背側(cè)土壓力均有所降低，6倍樁間距擋土板背側(cè)土壓力明顯低于4倍樁間距，也即是6倍樁間距最有利于土拱效應(yīng)的發(fā)揮；而在樁后置板工況下，同樣是6倍樁間距最為有利。

(a)樁前置板

根據(jù)百分表監(jiān)測(cè)結(jié)果亦可得到如圖7所示的樁間擋板位移監(jiān)測(cè)變化曲線。圖7(a)與圖7(b)分別為樁前、后置板工況下位移變化曲線，相較而言，兩者變形量基本相同，均為上部位移大下部位移小的近似線性分布。但在不同樁間距條件下，樁間擋板位移則呈現(xiàn)為樁間距越大，位移越大的特點(diǎn)?？偟膩?lái)說(shuō)，樁間擋板的位移特征亦說(shuō)明該樁板支護(hù)體系的破壞模式為傾覆破壞。

(a)樁前置板

2.2 填土內(nèi)土壓力分布特征

在填土跨中位置所在平面亦安裝9個(gè)微型土壓力盒，根據(jù)其監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可繪制不同樁間距各加載階段土壓力等值線云圖，圖8即為不同樁間距填土內(nèi)土壓力等值線云圖，圖中“點(diǎn)”為填土中土壓力盒布設(shè)位置。由圖可知，三類樁間距填土填筑完成后土壓力分布基本相同，云圖呈層狀分布，說(shuō)明土壓力隨深度線性增長(zhǎng)，即采用前述試驗(yàn)方案開(kāi)展填土填筑具有較好效果。再者，隨著水平推力的持續(xù)作用，填土內(nèi)土壓力持續(xù)上升，第一次加載完成后均表現(xiàn)為隨著樁背距離的增加、土壓力先增加后減少的特點(diǎn)，而在第二次加載完成后，不同樁間距在距地面高度40～50 cm處，填土土壓力增長(zhǎng)最顯著，這與前述抗滑樁和擋土板土壓力在距地面高度40～50 cm處出現(xiàn)峰值相呼應(yīng)，說(shuō)明在該范圍內(nèi)土拱效應(yīng)效果最好。同一加載條件下，同一高度不同樁間距土壓力相差不大，但仍有細(xì)微差別。具體來(lái)說(shuō)，隨著樁間距的增加，填土內(nèi)土壓力峰值具有向土體深處與遠(yuǎn)離樁背方向發(fā)展的趨勢(shì)，且同一高度填土內(nèi)土壓力也有減小的趨勢(shì)；這就說(shuō)明在一定樁間距范圍內(nèi)，樁間距越大抗滑樁承擔(dān)土壓力越多，越有利擋土板后土拱效應(yīng)的發(fā)揮，但仍需預(yù)防樁間填土發(fā)生局部坍塌破壞。

(a)L= 4b

3 數(shù)值分析

3.1 數(shù)值模型的建立

基于前述室內(nèi)模型試驗(yàn)已初步了解樁板式擋土墻土壓力分布特征與其土拱效應(yīng)，但受限于模型尺寸和監(jiān)測(cè)儀器，難以充分考慮不同樁間距、擋板剛度與土體力學(xué)參數(shù)等的影響。因此，通過(guò)數(shù)值計(jì)算對(duì)模型試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，彌補(bǔ)室內(nèi)模型試驗(yàn)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)的不足，以期對(duì)樁板墻空間拱效應(yīng)演化規(guī)律進(jìn)行更加深入研究分析，進(jìn)而探究抗滑樁樁間距對(duì)土拱效應(yīng)影響的一般規(guī)律。

擬依托大型通用有限元軟件ABAQUS建立相應(yīng)數(shù)值模型并開(kāi)展相關(guān)計(jì)算。數(shù)值模型以室內(nèi)試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑閰⒖迹瑘D9即為相應(yīng)的模型幾何尺寸，模型物理力學(xué)參數(shù)均通過(guò)室內(nèi)試驗(yàn)獲得，詳細(xì)參數(shù)見(jiàn)表1。其中，采用線彈性本構(gòu)模型模擬抗滑樁和樁間擋土板，樁后填土則采用修正的Mohr-Coulomb本構(gòu)模型予以模擬。同時(shí)，抗滑樁與填土采用C3D8R實(shí)體單元，樁間擋板則采用S4R殼單元，并采用結(jié)構(gòu)網(wǎng)格劃分方法劃分網(wǎng)格?？够瑯杜c填土、樁間擋土板與填土的接觸面法向設(shè)置為硬接觸，切向摩擦系數(shù)設(shè)為0.2；抗滑樁和樁間擋土板則采用不考慮兩者相對(duì)位移的Tie接觸。此外，模型的邊界條件為：模型底面為X、Y、Z三向固定約束，模型左右兩側(cè)設(shè)置Y向約束，模型前后兩側(cè)設(shè)置X向約束，并通過(guò)在荷載施加分析步中施加位移荷載模擬樁后分級(jí)加載過(guò)程。需要指出的是，室內(nèi)試驗(yàn)填土填筑過(guò)程中邊加水邊壓實(shí)使得填筑完成后填土處于低含水率狀態(tài)，對(duì)外表現(xiàn)為存在假黏聚力，因此為盡量還原室內(nèi)試驗(yàn)，在數(shù)值計(jì)算中同樣賦予土體較小的黏聚力。

圖9 模型幾何尺寸

表1 模型參數(shù)Table 1 Model parameters類別ρ/(kg·m-3)E/MPaνc/kPaφ/(°)砂質(zhì)土1 842.730.00.305.030抗滑樁2 700.069 000.00.33——擋土板790.02 454.00.20——

3.2 數(shù)值模型的驗(yàn)證

為驗(yàn)證三維數(shù)值模型的合理性，以樁前置板工況下樁間距為5倍樁截面寬度的樁板墻監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)和數(shù)值分析結(jié)果進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證。

圖10和圖11分別給出了室內(nèi)模型試驗(yàn)與ABAQUS數(shù)值計(jì)算所得的樁背側(cè)土壓力和擋板跨中土壓力的對(duì)比分析。由圖可知，填土填筑完成后數(shù)值計(jì)算結(jié)果與室內(nèi)模型試驗(yàn)樁、板背側(cè)土壓力均具有相近的數(shù)值和基本一致的發(fā)展趨勢(shì)，且隨著水平推力的增加，數(shù)值分析結(jié)果僅部分土壓力大小存在差異，樁、板背側(cè)土壓力總體趨勢(shì)與室內(nèi)試驗(yàn)基本保持一致。結(jié)果表明采用上述數(shù)值模型探究樁板墻空間拱效應(yīng)的形成與演化是合理可行的。

圖10 樁背側(cè)土壓力

圖11 板背側(cè)跨中土壓力

3.3 樁間距影響規(guī)律分析

基于上述已驗(yàn)證的數(shù)值計(jì)算模型，其抗滑樁尺寸為20 mm×30 mm，擋板厚度3 mm，分別建立樁間距為4、5、6倍樁截面寬度的數(shù)值計(jì)算模型。在相同的加載條件下，補(bǔ)充室內(nèi)模型試驗(yàn)中未能監(jiān)測(cè)的數(shù)據(jù)，彌補(bǔ)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)不足的缺陷，進(jìn)一步探究樁間距對(duì)土拱效應(yīng)的影響規(guī)律。受限于篇幅僅先考慮樁前置板工況。

圖12即為不同樁間距下的樁-板應(yīng)力云圖。選取云圖為樁-板應(yīng)力峰值所在截面，即距離地面40 cm的土層截面。由圖可以看出，各模型樁板墻后產(chǎn)生有明顯的土拱效應(yīng)，主應(yīng)力自樁后向樁前逐漸減小，樁背較跨中具有更大的土壓力。由此亦可說(shuō)明，在土拱效應(yīng)作用下，樁后的推力可沿著拱軸線部分轉(zhuǎn)移至抗滑樁上，且從隨著樁間距L=4b增加至6b，樁背土壓力等值線愈發(fā)密集。

(a)L=4b

另一方面，土拱效應(yīng)的發(fā)揮程度可通過(guò)樁背側(cè)和擋土板背側(cè)土體Y向剖面土體的X向主應(yīng)力S11分布情況予以描述，圖13為不同樁間距下樁板背側(cè)的S11分布。由圖13可知，不同樁間距下樁背側(cè)主應(yīng)力S11均由中間擋土板向兩側(cè)逐漸增大，進(jìn)一步說(shuō)明，在土拱效應(yīng)作用下，兩側(cè)抗滑樁承受有來(lái)自于拱軸線的水平推力，擋板上的土壓力相對(duì)與樁體土壓力明顯減小。綜合兩圖可以看出，隨著樁間距的增大，樁板背側(cè)S11應(yīng)力曲線從中間向樁兩側(cè)斜率逐漸加大，應(yīng)力突變更為顯著，表明抗滑樁承擔(dān)更多來(lái)自樁后的土壓力，土拱效應(yīng)向兩側(cè)傳遞水平推力的能力逐漸增強(qiáng)。這就說(shuō)明在一定樁間距范圍內(nèi)，樁間距與樁后土拱效應(yīng)的發(fā)揮程度表現(xiàn)為正相關(guān)。

(a)樁背橫剖面處S11分布

此外，拱矢的高度可通過(guò)獲取樁板墻樁間中心剖面進(jìn)行分析。具體來(lái)說(shuō)，由于樁間中心縱向剖面拱矢位置與Y向主應(yīng)力S22峰值點(diǎn)位置一致，因此拱矢的高度可由樁間中心縱剖面處S22應(yīng)力分布表示，如圖14所示。從圖中可以看出，主應(yīng)力S22在靠近樁后側(cè)一定位置后急劇減小，而后變?yōu)橹饾u減少，藉此可確定其拱矢高度約在0.028 m附近，且隨樁間距增大仍有些許增長(zhǎng)?？梢?jiàn)，隨著樁間距的增加，樁板后填土土拱的拱矢逐漸增大，表明在一定樁間距范圍內(nèi)，樁間距愈大，樁后的土拱效應(yīng)愈顯著。

圖14 樁間中心縱剖面處S22分布

4 結(jié)論

本文綜合運(yùn)用室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值模擬開(kāi)展樁板式擋土墻土壓力分布特征的研究，得到如下結(jié)論：

a.隨著水平推力的持續(xù)施加，抗滑樁兩側(cè)土壓力快速增長(zhǎng)，在第二級(jí)加載完成后，抗滑樁中部即距地面高度40 cm處達(dá)到峰值，且隨著抗滑樁間距的增加峰值越大；當(dāng)水平推力達(dá)到一定程度后，樁前土體發(fā)生隆起，表現(xiàn)為樁體上部土壓力激增，而后又隨著填土深度的減小而減小。

b.在不同樁間距下，樁前置板工況的樁背側(cè)土壓力所達(dá)到的峰值均大于樁后置板工況，且由于樁間擋板對(duì)土體側(cè)向位移的限制作用，同一高度下樁前置板土壓力均高于樁后置板；同時(shí)，隨著樁間距的增加，兩種置板工況下的抗滑樁懸臂部分的土壓力均有增長(zhǎng)，樁背側(cè)則承受更多由土拱效應(yīng)傳遞而來(lái)的推力荷載。樁間擋土板的側(cè)向約束作用減弱了由于樁間距增大而導(dǎo)致的樁間填土局部的土拱破壞，致使樁間擋板位移隨之增大，進(jìn)一步擴(kuò)大了樁間土拱形成所需的最大合理樁間距。

c.隨著樁間距的增加，填土內(nèi)土壓力峰值向土體深處與遠(yuǎn)離樁背方向發(fā)展，且同一高度填土內(nèi)的土壓力也表現(xiàn)出減小趨勢(shì)；在一定樁間距范圍內(nèi)，樁間距愈大，抗滑樁所承擔(dān)的土壓力愈多，愈有利板后土拱效應(yīng)的發(fā)揮。

d.數(shù)值模型計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)?zāi)Ｐ突疽恢?，?shù)值模擬結(jié)果亦表明隨著樁間距的增加，土拱的拱矢逐漸增高，樁背側(cè)承擔(dān)更多的水平荷載，即在一定范圍內(nèi)，樁間距的增加有利于拱效應(yīng)的發(fā)揮。

e.盡管通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)和數(shù)值分析揭示了樁板式擋土墻土壓力的分布特征，對(duì)其土拱效應(yīng)的形成和演化過(guò)程有了一定的認(rèn)識(shí)，但仍未能定量的給出樁板式擋土墻的合理樁間距，這些仍有待于進(jìn)一步的研究。