肋板形狀對肋板式擋墻穩(wěn)定性影響試驗分析

梅明明，羅強，李元昊，張良，蔣良濰

肋板形狀對肋板式擋墻穩(wěn)定性影響試驗分析

梅明明1, 2，羅強1, 2，李元昊1, 2，張良1, 2，蔣良濰1, 2

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031；2. 西南交通大學(xué) 高速鐵路線路工程教育部重點實驗室，四川 成都 610031)

肋板式擋墻是一種依靠肋板與肋板間土體的摩擦效應(yīng)平衡墻背土壓力的新(輕)型支擋結(jié)構(gòu)，其穩(wěn)定性受肋板形狀的影響顯著。開展由紙質(zhì)肋板和有機玻璃面板構(gòu)成的肋板式擋墻砂箱模型試驗，研究3種典型肋板形狀對肋板式擋墻穩(wěn)定性影響規(guī)律，分析在極限穩(wěn)定狀態(tài)下肋板形狀與肋板面積的內(nèi)在關(guān)系。試驗結(jié)果表明：肋板形狀為上小下大的正立三角形肋板面積最小，其次為上大下小的倒三角形肋板，而矩形時所需的肋板面積最大。相對于矩形肋板，正立三角形肋板的面積節(jié)約率均值約為25.5%，底部約束的倒三角形肋板約為12.7%，倒三角形肋板約為6.3%；矩形、正立三角形和底部約束的倒三角形肋板式擋墻均為繞墻趾轉(zhuǎn)動的傾覆破壞模式，倒三角形肋板式擋墻則隨肋板間距減小由沿墻底滑移破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)閮A覆破壞；墻體肋板布置間距由疏至密變化，處于極限穩(wěn)定狀態(tài)的肋板式擋墻所需肋板長度呈非線性減小趨勢，最終趨于穩(wěn)定。

肋板式擋墻；肋板形狀；極限穩(wěn)定狀態(tài)；砂箱模型試驗；破壞模式

支擋結(jié)構(gòu)在土木工程中有廣泛運用。隨著工程技術(shù)的快速發(fā)展，支擋結(jié)構(gòu)的形式已從單純依靠墻身自重維持穩(wěn)定的重力式擋墻，發(fā)展為采用支撐、土筋復(fù)合結(jié)構(gòu)以及錨固技術(shù)等多種新(輕)型支擋結(jié)構(gòu)形式，如現(xiàn)有的懸臂式、扶壁式、加筋土式、錨定板式等新型擋墻以及樁板墻、抗滑樁等新型支擋結(jié)構(gòu)。這類新型支擋結(jié)構(gòu)具有結(jié)構(gòu)輕、強度高、穩(wěn)定性好、節(jié)省材料和便于機械化施工等優(yōu)點[1]。圍繞新型支擋結(jié)構(gòu)形式，許多學(xué)者開展了深入探討。王多銀等[2]研究了一種新型護岸結(jié)構(gòu)——預(yù)應(yīng)力錨桿無底扶壁擋土墻結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)由立板、肋板和防滑齒墩及預(yù)應(yīng)力錨桿體系組成，適用于巖石地基，尤其是岸坡地形陡峭、無法進行大面積開挖(或進行大面積開挖不經(jīng)濟)地段的良好新型護岸結(jié)構(gòu)。Matsuoka等[3-5]分析的土工袋擋土墻是一種新型加筋土擋土墻結(jié)構(gòu)，具有常規(guī)加筋土擋土墻的優(yōu)勢，同時擁有一定的柔性，在墻后土體壓力作用下，墻體能夠產(chǎn)生一定的變形，能有效減小墻后土壓力。WANG等[6]研究了預(yù)應(yīng)力錨桿復(fù)合土釘支護結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)將單一的土釘支護置換或增加一定數(shù)量的預(yù)應(yīng)力錨桿，在基坑工程實踐中得到了廣泛運用，具有工程造價低、控制變形好、便與信息化施工等優(yōu)點。楊佳樺等[7]針對建筑高陡填方邊坡土壓力巨大，建筑空間有限時，普通懸臂抗滑樁難以滿足要求這一問題提出了桁架式抗滑樁，該結(jié)構(gòu)由主樁、副樁和連系梁組成。肋板式擋墻是一種由墻面板與垂直固定連接在墻面板上的肋板組成的新(輕)型支擋結(jié)構(gòu)，主要依靠肋板與肋板間土體產(chǎn)生的摩擦力來平衡作用在墻面板上的土壓力，從而實現(xiàn)墻后土體的穩(wěn)定。姚陽等[8-9]基于砂箱模型試驗分析了柔性面板、剛性面板條件下矩形肋板式擋墻的肋板間距合理布置方式，提出了肋板式擋墻隨著肋板布置間距由疏到密分別呈現(xiàn)出摩擦錨固型、整體土墻型2種力學(xué)作用模式。肋板式擋墻作為一種新型支擋結(jié)構(gòu)，肋板與土體間的相互作用復(fù)雜，穩(wěn)定條件及影響因素有待深入研究。鑒于此，為探究肋板形狀對肋板式擋墻穩(wěn)定性的影響，開展室內(nèi)砂箱模型試驗，研究在剛性面板條件下矩形、正立三角形和倒三角形肋板式擋墻處于極限穩(wěn)定狀態(tài)下，所需肋板面積的大小變化規(guī)律，以及破壞模式。通過破裂面觀察試驗，得到肋板間距對矩形肋板式擋墻的破裂面位置影響規(guī)律。研究成果可為肋板式擋墻在實際工程應(yīng)用中提供一定參考。

1 試驗設(shè)計

1.1 模型砂箱

小型的砂箱模型試驗廣泛運用于工程模擬中，操作簡單，成本低廉，并且可以觀察到結(jié)構(gòu)的變形特征[10]。試驗采用的模型砂箱幾何尺寸為：內(nèi)部凈空間長750 mm，寬500 mm，高500 mm，面板為可拆卸有機玻璃板，箱體側(cè)板與底板均為10 mm厚有機玻璃板，砂箱開口處有一塊可拆卸擋板。為防止模型箱變形對實驗結(jié)果產(chǎn)生影響，在砂箱四周采用不銹鋼方管焊接形成鋼架，并在距砂箱前方開口60 mm處焊接有U形不銹鋼方管，如圖1所示。

圖1 模型砂箱結(jié)構(gòu)示意圖

擋墻面板采用500 mm×500 mm有機玻璃板，板厚度為10 mm。擋墻肋板采用800 g/m2的全灰紙板，紙板厚度為0.15 mm。肋板與墻面板為剛性黏結(jié)方式，采用3M雙面膠黏接形成模型擋墻。

1.2 砂箱模型擋墻后填土基本物理力學(xué)指標

砂箱模型擋墻后填土為干燥的標準砂。采用量瓶法進行了顆粒密度s試驗，采用振動錘擊法和量筒法分別測定填土的最大干密度dmax和最小干密度dmin，計算得最大孔隙比max、最小孔隙比min，如表1所列。采用篩析法得級配曲線如圖2所示?？芍?，填土平均粒徑50=0.35 mm，不均勻系數(shù)u=1.9，曲率系數(shù)c=1.2，試驗所用標準砂為級配均勻的中砂[11-12]。

表1 相對密度及顆粒密度試驗

圖2 粒徑級配曲線

控制砂箱模型擋墻后填土處于中密狀態(tài)，相對密度r=0.60，對應(yīng)的干砂填入干密度為d=1.57 g/cm3。通過直剪試驗得到填料的抗剪強度≈0，=32.7°。

2 模型試驗原理及方案

2.1 模型試驗原理

基于砂箱模型的肋板式擋墻試驗基本假設(shè)： 1) 墻后的填土是理想的散粒體，黏聚力=0；2) 滑動破壞面為一平面；3) 滑動土楔體視為剛體。依據(jù)庫倫土壓力理論[13]，填土處于極限穩(wěn)定狀態(tài)時，填土內(nèi)產(chǎn)生通過墻踵的破裂面，破裂面將土體分為滑動區(qū)和穩(wěn)定區(qū)，如圖3所示。

肋板式擋墻在“長肋疏布”[8]條件下，破壞模式為摩擦錨固型，肋板式擋墻處于穩(wěn)定的力學(xué)機理是墻背受到側(cè)向土壓力作用，通過墻面板與肋板的連接，將側(cè)向土壓力傳遞至肋板并依靠位于穩(wěn)定區(qū)的肋板與穩(wěn)定區(qū)土體的摩擦來平衡作用在面板上的土壓力。僅改變肋板形狀，使得位于穩(wěn)定區(qū)的肋板面積增大，滑動區(qū)面積減小，增大了肋板與肋板間土體的摩擦，可提高肋板式擋墻的整體穩(wěn)定性，如圖3所示的正立三角形肋板。

圖3 肋板形狀與破裂面關(guān)系示意

肋板式擋墻在“短肋密布”[8]條件下，破壞模式為整體土墻型，墻面板、肋板、肋間土體形成整體結(jié)構(gòu)。此時，矩形肋板式擋墻受到力的作用形式類似于墻背垂直的重力式擋墻，如圖4(a)所示，肋板式擋墻主要受到墻后填土作用于假想墻背的主動土壓力a、自身重力、來自地基的支持力+y以及與地基的摩擦力(+y)。

肋板面積保持不變，改變墻背的傾斜角，如圖4(b)所示，此時肋板式擋墻類似于墻背俯斜的重力式擋墻。根據(jù)庫倫主動土壓力理論[13]，隨著墻背由垂直向俯斜轉(zhuǎn)變，墻體所承受的土壓力相應(yīng)增大，圖4(b)擋墻的假想墻背受到的土壓力a’大于圖4(a)擋墻假想墻背的土壓力a。由文獻[14]可知，在一定范圍內(nèi)增大墻背傾角，可增加擋墻的抗傾覆力矩，增大抗傾覆穩(wěn)定性。

建立了如圖5所示的矩形、正立三角形、倒三角形和底部約束的倒三角形4種肋板式擋墻模型，分別記為模型Ⅰ，模型Ⅱ，模型Ⅲ和模型Ⅳ。其中，模型Ⅰ~模型Ⅲ可在模型箱底板上自由水平移動，可發(fā)生滑移和傾覆破壞2種模式；模型Ⅳ墻面板前緣設(shè)有水平向位移約束構(gòu)件，僅可發(fā)生傾覆轉(zhuǎn)動 破壞。

圖4 短肋密布條件下肋板式擋墻受力簡圖

圖5 4種擋墻模型示意圖

2.2 模型試驗方案及步驟

為探究肋板形狀對肋板式擋墻穩(wěn)定性的影響，需得到不同形狀肋板的肋板式擋墻在極限穩(wěn)定狀態(tài)下的肋板長度。將肋板按設(shè)計形狀及尺寸進行裁剪并黏接固定在墻面板上，形成肋板式擋墻模型。試驗時先將擋板固定，將擋墻模型放入模型箱內(nèi)，使面板與擋板緊密貼合。分層填筑模型擋墻，每層填筑10 cm，共5層，墻后填土密度按1.57 g/cm3控制。填筑完成后緩慢移去擋板，觀察并記錄墻體模型是否穩(wěn)定及破壞形式。試驗方案如表2所列。

表2 試驗方案

在剛性面板的肋板式擋墻的砂箱模型試驗中，肋板布置采用等分面板中線法，如圖6所示，為肋板數(shù)量，為面板長度。

圖6 肋板布置方式示意圖

3 試驗結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

3.1 不同肋板形狀模型試驗

對3種肋板形狀的肋板式擋墻砂箱模型試驗，肋板長度按表2所列設(shè)計尺寸依次遞減，直至填筑模型完成并移除擋板后擋墻失穩(wěn)。共進行了79組模型試驗，其中模型Ⅰ與模型Ⅱ的肋板數(shù)量為1~6塊，模型Ⅲ與模型Ⅳ的肋板數(shù)量為1~8塊。

肋板高度與模型墻高相同。定義肋板的長度系數(shù)=肋板長度/肋板高度。模型Ⅰ肋板形狀為矩形，肋板面積=肋板長度×肋板高度×肋板數(shù)量；模型Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ肋板形狀為三角形，肋板長度為三角形底邊長度，肋板面積=肋板長度×肋板高度×肋板數(shù)量/2。試驗結(jié)果如表3~4所列。

取各模型試驗在極限穩(wěn)定狀態(tài)下所需的肋板長度為極限肋板長度。圖7為4種模型的肋板數(shù)量與極限肋板長度及長度系數(shù)變化曲線?？芍?，隨著肋板數(shù)量的增加，4種模型的極限肋板長度逐漸減小最終趨于一個穩(wěn)定值，模型Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ分別為10，14，16和14 cm，對應(yīng)長度系數(shù)分別為0.2，0.28，0.32和0.28。肋板的長度系數(shù)滿足模型Ⅲ＞模型Ⅳ＞模型Ⅱ＞模型Ⅰ，即模型Ⅰ肋板的長度系數(shù)最小，模型Ⅱ，模型Ⅲ和模型Ⅳ肋板的長度系數(shù)分別為模型Ⅰ的1.4~1.6倍，1.7~2.2倍和1.6~2.0倍。

表3 模型Ⅰ試驗結(jié)果

極限穩(wěn)定狀態(tài)下，肋板式擋墻的力學(xué)模式為摩擦錨固型時，隨著肋板間距的減小，肋板對肋間土體的約束效應(yīng)逐漸增強，肋板的長度系數(shù)隨著肋板數(shù)量的增加而變小。力學(xué)模式為整體土墻時，保持整體土墻的穩(wěn)定存在一個最小墻厚，所需肋板的長度系數(shù)不再隨肋板數(shù)量的改變而變化。因此，模型Ⅰ與模型Ⅱ的肋板數(shù)量在1到4塊、模型Ⅲ與模型Ⅳ的肋板數(shù)量在1到6塊時，對應(yīng)模型的力學(xué)作用模式為“長肋疏布”的摩擦錨固型；當模型Ⅰ與模型Ⅱ的肋板數(shù)量到達5塊、模型Ⅲ與模型Ⅳ的肋板數(shù)量到達7塊時，對應(yīng)模型的力學(xué)作用模式為“短肋密布”的整體土墻型。

表4 模型Ⅱ~模型Ⅳ試驗結(jié)果

圖7 肋板數(shù)量與肋板長度及長度系數(shù)關(guān)系

圖8為4種模型在極限穩(wěn)定狀態(tài)下肋板數(shù)量與肋板面積之間的關(guān)系。可得，隨著肋板數(shù)量的增加，4種模型在極限穩(wěn)定狀態(tài)下肋板面積呈近似線性增加。當肋板數(shù)量相同時，肋板面積滿足：模型Ⅰ＞模型Ⅲ＞模型Ⅳ＞模型Ⅱ。

根據(jù)極限肋板長度對應(yīng)的肋板面積，分別計算模型Ⅱ，模型Ⅲ和模型Ⅳ相對模型Ⅰ的肋板面積節(jié)約率。

肋板面積節(jié)約率=(模型Ⅱ或Ⅲ或Ⅳ肋板面積-模型Ⅰ肋板面積)/模型Ⅰ肋板面積×100%，如表5所列。計算結(jié)果表明，模型Ⅰ所需肋板面積最大，其中模型Ⅱ相對模型Ⅰ的面積節(jié)約率在21.4%~ 30%，模型Ⅲ相對模型Ⅰ的面積節(jié)約率在-5.3%~ 15%，模型Ⅳ相對模型Ⅰ的肋板面積節(jié)約率在0%~ 20%。

4種擋墻模型的破壞模式有傾覆轉(zhuǎn)動、基底滑移2種，如圖9所示。模型Ⅰ與模型Ⅱ的抗滑移穩(wěn)定性大于抗傾覆穩(wěn)定性，破壞模式均為傾覆轉(zhuǎn)動；由于模型Ⅳ的擋墻底部設(shè)有約束構(gòu)件，其破壞模式為傾覆轉(zhuǎn)動；對于模型Ⅲ，隨著肋板間距由大到小逐漸變化，破壞模式由基底滑移過渡為傾覆轉(zhuǎn)動。主要原因為肋板間距較大時，上大下小的三角形肋板擋墻底部約束不強，表現(xiàn)出基底滑移的破壞模式。肋板間距較小時，肋板與肋板間土體形成類似于仰斜墻背的重力式土墻結(jié)構(gòu)，基底抗滑移能力增強，墻體表現(xiàn)出傾覆轉(zhuǎn)動的破壞模式。

圖8 肋板數(shù)量與肋板面積關(guān)系

表5 模型Ⅱ~模型Ⅳ肋板面積節(jié)約率

圖9 破壞模式簡圖

3.2 肋板間距對破裂面位置影響

研究對象為矩形肋板式擋墻，不同肋板間距下的肋板長度采用極限肋板長度，試驗步驟在分層填筑的基礎(chǔ)上，于透明有機玻璃板側(cè)壁每10 cm高度處鋪設(shè)一層約0.5 cm厚的染色砂，如圖10所示。

圖10 破裂面位置觀察圖

緩慢撤離擋板，觀察并記錄填土表面破裂面位置以及側(cè)面染色砂錯動位置。記兩側(cè)面染色砂錯動處距墻面板位置的平均水平距離為，染色砂錯動處距模型箱底板豎直距離，肋板數(shù)量為，肋板間距為。試驗統(tǒng)計結(jié)果見表6。

表6 模型Ⅰ破裂面位置

根據(jù)表6的統(tǒng)計數(shù)據(jù)用直線連接各破裂點，結(jié)果如圖11所示。在模型試驗中，由于模型箱尺寸的限制，模型箱的側(cè)壁存在摩擦約束作用，且土體離側(cè)壁越近該現(xiàn)象越明顯[15-16]，填土表面的破裂面呈現(xiàn)出曲線的形式，如圖10(a)所示，故通過透明有機玻璃板側(cè)壁記錄的破裂面傾斜角比實際破裂面傾斜角大。

由圖11可知，當肋板間距≤16.7 cm時，破裂面位置有明顯往墻后移動的現(xiàn)象，且基本滿足隨著肋板間距的減小，破裂面位置逐漸遠離墻背的趨勢。這一現(xiàn)象符合文獻[8]提出的肋板式擋墻隨肋板間距由疏至密呈現(xiàn)出摩擦錨固型、整體土墻型2種力學(xué)作用模式，試驗結(jié)果進一步驗證了該規(guī)律。

圖11 破裂面分布圖

4 結(jié)論

1) 極限穩(wěn)定狀態(tài)下，正立三角形肋板式擋墻所需肋板面積最小，矩形肋板式擋墻最大，倒三角形肋板式擋墻居中。相對于矩形肋板，正立三角形肋板的面積節(jié)約率約21.4%~30%，底部錨固的倒三角形肋板節(jié)約率約0%~20%，倒三角形肋板節(jié)約率約-5.3%~15%。

2) 矩形肋板式擋墻、正立三角形肋板式擋墻及底部約束的倒三角形肋板式擋墻破壞模式均為繞墻趾轉(zhuǎn)動的傾覆破壞；對于倒三角形肋板式擋墻，隨著肋板布置間距逐漸減小，其破壞模式由基底滑移破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閮A覆轉(zhuǎn)動破壞。

3) 隨著肋板布置間距由疏至密，極限穩(wěn)定狀態(tài)下所需肋板長度逐漸減小最后趨于一個穩(wěn)定值，最小值約為墻高的0.2~0.32倍，肋板面積呈近似線性增加，相應(yīng)的肋板式擋墻作用模式由摩擦錨固型轉(zhuǎn)變?yōu)檎w土墻型。

[1] 李海光. 新型支擋結(jié)構(gòu)設(shè)計與工程實例[M]. 北京: 人民交通出版社, 2011. LI Haiguang. Design and engineering practices of new retaining structure[M]. Beijing: China Communications Press, 2011.

[2] 王多銀, 蘭超, 楊斌, 等. 預(yù)應(yīng)力錨桿無底扶壁結(jié)構(gòu)構(gòu)造設(shè)計[J]. 中國港灣建設(shè), 2005, 25(2): 28-31. WANG Duoyin, LAN Chao, YANG Bin, et al. Approach to structure design of unbased buttressed structure with prestressing anchors[J]. China Harbour Engineering, 2005, 25(2): 28-31.

[3] Matsuoka H, LIU Sihong. New earth reinforcement method by soilbags (“donow”)[J]. Soils and Foundations, 2003, 43(6): 173-188.

[4] LIU Sihong, FAN Kewei, XU Siyuan. Field study of a retaining wall constructed with clay-filled soilbags[J]. Geotextiles and Geomembranes, 2019, 47(1): 87-94.

[5] CHENG Hongyang, Yamamoto H, Thoeni K. Numerical study on stress states and fabric anisotropies in soilbags using the DEM[J]. Computers and Geotechnics, 2016, 76: 170-183.

[6] WANG Hui, CHENG Jianhua, GUO Yuancheng, et al. Failure mechanism of soil nail: prestressed anchor composite retaining structure[J]. Geotechnical and Geological Engineering, 2016, 34(6): 1889-1898.

[7] 楊佳樺, 王凱, 鄧麗華, 等. 桁架式抗滑樁與兩種抗滑樁結(jié)構(gòu)內(nèi)力分析對比[J]. 地下空間與工程學(xué)報, 2015, 11(增 2): 607-610. YANG Jiahua, WANG Kai, DENG Lihua, et al. Comparison and analysis of internal force of trussed slide resistant pile’s structure with two kinds of anti-slide pile’s[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2015, 11(Suppl 2): 607-610.

[8] 姚陽, 羅強, 謝濤, 等. 基于砂箱模型試驗的肋板式擋墻穩(wěn)定性及合理布置方式分析[J]. 鐵道科學(xué)與工程學(xué)報, 2016, 13(8): 1499-1506. YAO Yang, LUO Qiang, XIE Tao, et al. The stability and arrangement of ribbed slab retaining wall based on sandbox model test[J]. Journal of Railway Science and Engineering, 2016, 13(8): 1499-1506.

[9] 姚陽. 基于砂箱模型試驗的肋板式擋土墻穩(wěn)定性及破壞模式研究[D]. 成都: 西南交通大學(xué), 2017. YAO Yang. Experiment on stability and failure mode of ribbed slab retaining wall based on sand box model test[D]. Chengdu: Southwest Jiaotong University, 2017.

[10] TONG Hengmao. Sandbox modeling of fault formation and evolution in the Weixinan Sag, Beibuwan Basin, China[J]. Petroleum Science, 2012, 9(2): 121-128.

[11] TB 10102—2004,鐵路工程土工試驗規(guī)程[S]. TB 10102—2004, Code of soil test of railway engineering[S].

[12] TB 10001—1999, 鐵路路基設(shè)計規(guī)范[S]. TB 10001—1999, Code for design on subgrade of railway[S].

[13] 吳曙光. 土力學(xué)[M]. 重慶: 重慶大學(xué)出版社, 2016: 170-179. WU Shuguang. Soil mechanics[M]. Chongqing: Chongqing University Press, 2016: 170-179.

[14] 任波, 魏新平. 不同形式擋土墻的穩(wěn)定性分析[J]. 路基工程, 2014(2): 148-152. REN Bo, WEI Xinping. Analysis on stability of retaining wall in different forms[J]. Subgrade Engineering, 2014(2): 148-152.

[15] 徐光明, 章為民. 離心模型中的粒徑效應(yīng)和邊界效應(yīng)研究[J]. 巖土工程學(xué)報, 1996, 18(3): 80-86. XU Guangming, ZHANG Weimin. Particle size effect and boundary effect research of centrifugal model[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 1996, 18(3): 80-86.

[16] 姚燕明, 周順華, 李堯臣. 離心模型試驗邊界效應(yīng)分析[J]. 力學(xué)季刊, 2004, 25(2): 291-296. YAO Yanming, ZHOU Shunhua, LI Yaochen. Boundary effect analysis of centrifuge test[J]. Chinese Quarterly of Mechanics, 2004, 25(2): 291-296.

Experiment for the influence of rib shape on the stability of ribbed slab retaining wall

MEI Mingming1, 2, LUO Qiang1, 2, LI Yuanhao1, 2, ZHANG Liang1, 2, JIANG Liangwei1, 2

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2. MOE Key Laboratory of High-speed Railway Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China)

The ribbed slab retaining wall is a new and light retaining structure, which balances the earth pressure behind the wall by friction effect caused by the ribs and soil mass. The stability of the ribbed slab retaining wall is significantly affected by the shape of the ribs. This paper analyzed the intrinsic relationship between ribs and its area under the limit stable state by a sandbox model of ribbed retaining wall. The result shows that: the smallest area of ribs is the up triangular, and the second is the down triangular, and the rectangular is the largest. Compared with the rectangular rib, the up triangular saves area about 25.5%, the bottom constrained down triangular rib saves about 12.7%, and the down triangular rib saves about 6.3%. Besides, failure mode of the rectangular, the up triangle and the bottom constraint down triangle ribbed retaining wall is overturn around the wall foot, and the down triangular ribbed retaining wall changes from slippage mode along the bottom of the wall to overturning failure with the decrease of rib spacing. With the rib spacing becoming bigger, the length of rib required for the ribbed retaining wall in limit stable state tends to decrease in nonlinear and eventually to be stable.

ribbed slab retaining wall; rib shape; limit stable state; sandbox model experiment; failure mode

10.19713/j.cnki.43-1423/u. T20190289

TU476

A

1672 - 7029(2020)01 - 0039 - 09

2019-04-11

國家自然科學(xué)基金資助項目(51878560)

羅強(1963-)，男，四川宜賓人，教授，博士，從事高速鐵路路基工程研究；E-mail：LQROCK@swjtu.edu.cn

(編輯 涂鵬)