抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構開發

曹文昭，鄭俊杰，薛鵬鵬

(1.華中科技大學 巖土與地下工程研究所，湖北 武漢，430074；2.中冶建筑研究總院(深圳)有限公司，廣東 深圳，518055)

隨著我國交通基礎設施建設的持續推進，高速公路、高速鐵路不斷向西部地區延伸，修建在山區陡坡地形上的高填方路基和半填半挖路基也越來越多[1]。與此同時，國民經濟的發展和交通運輸量的快速增加也使原有的低等級公路面臨拓寬改造的問題。因此，有必要因地制宜，開發適合于山區陡坡地形上的路基修筑或拓寬方案。加筋土擋墻因具有自身重力小、整體性能好、對地基承載力要求低、變形協調能力強、施工簡便和易取材等諸多優點，應用于上述路基工程中具有明顯的優勢，不僅能顯著提高路基穩定性，還可以收縮坡腳、減少挖填工作量和降低工程造價[2]。由于山區陡坡地形上的填方路基勢必存在沿坡面下滑的趨勢，因此，需要采取有效措施提高加筋土擋墻的支擋效果和穩定性。目前，國內外學者提出的措施主要包括在加筋土擋墻中打設微型樁[3-4]或鋼板樁[5]進行加固，或是與其他形式的擋墻聯合使用，如衡重式擋墻[6]和扶壁式擋墻[7]，然而，上述措施均局限于對加筋土擋墻結構的自身形式進行改進，對于由山區陡坡上的軟弱覆蓋層或施工場地限制導致的加筋土擋墻穩定性不足[8]，上述措施的應用則受到了較多的限制。抗滑樁通過將樁體插入滑動面下的穩定地層，利用穩定地層的錨固作用和被動抗力來平衡滑坡推力，適用于淺層和中厚層滑坡的治理。蔣鑫等[9]采用抗滑樁對斜坡軟弱地基上路基的側向滑移和穩定性進行控制，數值模擬結果表明在下坡腳處打設抗滑樁可以有效約束斜坡軟土地基的側向滑移。年廷凱等[10]采用考慮樁-土-邊坡相互作用的強度折減有限元程序，有針對性地探討了抗滑樁設置參數對邊坡穩定安全系數及臨界滑動面的影響，以及不同樁頭約束下抗滑樁內力分布。王聰聰等[11]也采用數值模擬探討了抗滑樁-邊坡體系中抗滑樁設樁位置、樁長等因素對邊坡穩定安全系數、臨界滑移面及樁體內力、變形的影響。上述研究成果有力驗證了抗滑樁對邊坡的加固效果，揭示了不同抗滑樁設置參數的影響規律，可為抗滑樁的工程設計提供參考。本文作者針對山區陡坡地形上加筋土擋墻抗滑穩定性的不足，闡述了抗滑樁+剛/柔組合墻面加筋土擋墻組合支擋結構的研發思路、結構形式和技術特征。通過建立數值模型，對3種不同形式的抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構進行對比，以初步檢驗該組合支擋結構的優越性，并提出部分優化建議。

1 抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構

1.1 研發思路

圖1所示為現有的加筋土組合支擋結構。圖1(a)和(b)中的微型樁和鋼板樁都是在加筋土擋墻施工完成后才布設，無法提高加筋土擋墻在施工期間的穩定性，當邊坡較陡或筋材鋪設長度受限時，即使對邊坡進行臺階開挖，也往往不足以控制填方路基沿坡面的滑動，容易沿挖填交界面發生整體失穩，此時需要在加筋土擋墻施工過程中采取其他抗滑措施。圖1(c)和(d)中的衡重式加筋土擋墻和扶壁式加筋土擋墻雖然能夠綜合剛性擋土墻和柔性加筋土擋墻各自的優勢，約束墻后土體側向變形，降低墻背土壓力并有效增加支擋高度，但并未很好地解決山區陡坡地形上加筋土擋墻抗滑穩定性不足的問題，此外，對地基的承載力和變形也有較高的要求，施工相對復雜。

圖1 加筋土組合支擋結構Fig.1 Composed retaining structures of reinforced earth

抗滑樁施工快速、樁位靈活、土方量小且抗滑性能好，更重要的是，抗滑樁可以和其他邊坡治理措施靈活配合使用。為提供足夠的抗滑力，抗滑樁的錨固深度宜為樁長的1/3～2/5，且樁長一般不大于35 m。對于山區陡坡地形上的高填方路基，單一采用抗滑樁會導致樁長和錨固深度過大，進而極大地增加樁身截面積，增大施工難度，提升工程造價。唐曉松等[12]將錨索抗滑樁與加筋土擋墻聯合應用于某滑坡治理工程，取得了良好的治理效果。在為安置庫區移民而對滑坡進行的“開發性”治理時，也常利用抗滑樁形成平臺為移民遷建提供建筑場地。

傳統的返包式和模塊式加筋土擋墻的面板剛度較小，單級墻高一般在10 m以下，太高則易產生較大的墻面變形或整體失穩，同時容易因局部拉筋斷裂而產生較大范圍的坍塌。若采用整體現澆鋼筋混凝土面板，則傳統工序為先澆筑面板再填土，從而造成墻后填土壓實困難，面板和加筋土體之間的差異沉降較大，加筋材料直接連在面板上，也容易因填土壓實施工及過大的地基差異沉降而發生連接破壞[13]。TATSUOKA等[14]提出了一種全高剛性墻面加筋土擋墻，在包裹式加筋土擋墻外側現澆剛性混凝土面板，以約束墻后填土的側向變形，陳建峰等[15]稱之為剛/柔組合墻面加筋土擋墻。

針對單一抗滑樁或加筋土擋墻應用于山區陡坡地形上高填方路基支擋的不足，本文作者提出將抗滑樁與剛/柔組合墻面加筋土擋墻相結合，形成抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構[16]，以充分發揮抗滑樁和剛/柔組合墻面加筋土擋墻各自的優勢，形成抗滑穩定性高、墻面變形小、地形適應能力強且施工簡便的山區陡坡上高填方路基支擋結構。

1.2 結構形式

抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構的側視圖如圖2所示，自下而上，主要包括抗滑樁(短樁)、連系梁(承臺)、加筋土擋墻、剛性面板及連接件，具體形式如下。

1) 根據實際地形及坡面覆蓋層情況，決定是否設置短樁和承臺，抗滑樁(短樁)打穿覆蓋土層并錨固在穩定地層中，抗滑樁(短樁)頂部設置連系梁(承臺)；

圖2 抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構Fig.2 Retaining structures composed of anti-slide pile and reinforced earth retaining wall

2) 在連系梁(承臺)上分層建造返包式土工格柵加筋土擋墻，同時在加筋土擋墻內預埋連接件，墻面由袋裝碎石堆疊而成，連接件包括預埋錨固鋼筋和角鋼(圖2(b))；

3) 在加筋土擋墻外側架設鋼筋網并現澆混凝土，形成剛性面板，并通過鋼筋網與連接件牢固連接，形成整體性良好的剛/柔組合墻面加筋土擋墻。

1.3 技術特征

上述抗滑樁-加筋土擋墻組合支擋結構具有以下技術特征和突出優點：

1) 抗滑樁打穿覆蓋土層并錨固在穩定地層中，解決了山區覆蓋土層穩定性較差、承載力較低和穩定地層埋藏較深的問題，設置在樁頂的連系梁也為剛/柔組合墻面提供了穩固的基礎。

2) 后澆鋼筋混凝土剛性面板有效均化、減小了墻面水平變形，防止了表面沖刷、侵蝕和剝落，增強了加筋土擋墻的整體性、穩定性、耐久性和抗震性能。對于路肩式擋墻，剛性面板還可以作為道路附屬設施的堅固基礎，如護欄、聲屏障和接觸網支柱等，特別是能有效提高護欄的抗沖擊性能，提高護欄安全系數，保障生命財產安全。

3) 先建造加筋土擋墻，后澆筑剛性面板，從而允許加筋土擋墻在建造期充分沉降，避免了墻后填土壓實的困難，也避免了土工格柵與剛性面板直接連接時容易因填土的壓實施工及過大地基差異沉降而引起的連接破壞。

4) 通過預埋錨固鋼筋和角鋼，以及現澆混凝土剛性面板施工期間水泥砂漿透過返包土工格柵，進入袋裝碎石內產生漿固效果，有效保證了剛性面板與加筋土擋墻之間的連接。

2 組合支擋結構數值模型的建立

2.1 工程概況

貴州駕荔(駕歐—荔波)高速公路是《貴州省高速公路網規劃》中黔東南州至黔南州高速公路的重要組成部分，其中YK17+465～YK17+540拉耐隧道過渡段通過狹長溝谷，橫坡較陡，如圖3所示。原計劃采用橋梁方案，后來為了方便隧道進洞的施工組織和洞渣的就地消化，設計采用高填方路基通過，填方高度達20 m。由于加筋土擋墻對填料有嚴格的要求，無法采用洞渣填料，因此，通過對路堤墻、樁板墻和樁基承臺擋墻等多種支擋結構進行方案比選，最終采用抗滑樁+重力式擋墻組合支擋結構[17]，重力式擋墻高為10 m，抗滑樁截面長×寬為2.4 m×1.8 m。本文作者參與了該段高填陡坡路基的現場試驗工作，并建立三維數值模型對樁墻聯合支擋結構的極限狀態和穩定性進行了研究[18]。

圖3 駕荔高速現場試驗段Fig.3 Test field of Jia’ou—Libo expressway

2.2 組合支擋結構數值建模

將組合支擋結構應用于上述工程，對原試驗段高填陡坡路基進行簡化，取單根抗滑樁加固寬度為計算單元，采用FLAC3D有限差分程序，分別建立抗滑樁+剛/柔組合墻面加筋土擋墻(模型1)和抗滑樁+承臺+剛/柔組合墻面加筋土擋墻(模型2)的三維數值模型，如圖4所示。模型2中，為對比抗滑樁和承臺之間連接方式的影響，將固接記為模型 2(剛接)，栓接記為模型2(鉸接)。抗滑樁取2個半樁，樁長為12 m，樁間距為6 m，截面長×寬為2.4 m×1.8 m，單級加筋土擋墻高14.4 m，剛性面板(現澆鋼筋混凝土板)和柔性面板(袋裝碎石)厚度均為0.6 m，其余尺寸如圖4所示。

2種模型的建模順序為：1) 抗滑樁(短樁)和連系梁(承臺)施工；2) 土工格柵返包袋裝碎石，分層填筑、壓實填土(1.2 m/層)；3) 后澆鋼筋混凝土面板。為體現土工格柵對袋裝碎石的返包約束效果，重置了土工格柵與袋裝碎石連接處的 link，釋放了轉動約束而使位移協調。模型2中，短樁和承臺的施工需進行覆蓋層的開挖，為確保開挖過程中的邊坡穩定，需在開挖側對覆蓋層進行臨時支護(圖4(b))，然后，隨加筋土擋墻的分層填筑，逐層拆除臨時支護。數值模擬中對該過程進行了簡化，即先約束該開挖面節點的水平位移，然后逐層釋放。

由于剛性面板和加筋土擋墻通過預埋剛性連接件形成剛度較大的整體，在上覆荷載作用下，剛性連接件分擔的水平附加荷載比例甚至可高達60%[15]。但由于本文主要分析建造期組合支擋結構的工作性能，該過程中剛性連接件的影響有限(對格柵拉力分布的影響除外)，為簡化建模，本文2種模型的數值模型中均未設置剛性連接件。

圖4 組合支擋結構數值模型Fig.4 Numerical models of composite retaining structure

2.3 材料本構模型及參數

2種模型的數值建模中，地基土、覆蓋層和填土采用 Mohr-Coulomb模型，剛性面板、抗滑樁(短樁)和連系梁(承臺)均采用彈性模型，彈性模量E=30 GPa，泊松比ν=0.17，重度γ=25 kN/m3，其余材料參數見表1。為模擬2種性質差異較大材料之間的相對滑移和分離，在樁體與地基土、覆蓋層之間以及承臺與覆蓋層、填土之間均設置接觸面，接觸面的摩擦參數(c和φ)取相鄰土層參數的0.8倍，法向剛度kn和剪切剛度ks取接觸面相鄰區域“最硬”土層等效剛度的10倍[13]。

土工格柵采用Geogrid單元，設置于每層填土中間，在填土范圍內通長水平鋪設，共12層，層間距為1.2 m，格柵厚度為5 mm，彈性模量E=2.6 GPa，泊松比ν=0.33，耦合彈簧內聚力c=2 kPa，摩擦角φ=24°，單位面積剛度k=2.3 MPa。

表1 模型材料參數Table 1 Material properties of numerical models

3 數值計算結果分析

3.1 墻面水平位移

圖5 建造完成時墻面水平位移Fig.5 Horizontal displacements of wall facings at the end of construction

墻面水平位移是衡量加筋土擋墻變形和工作性能的重要指標之一。圖5所示為建造完成時不同高度處的墻面水平位移。從圖5可知：3種模型下的墻面水平位移模式均呈現明顯的“鼓肚”現象，模型1的最大墻面水平位移達 135.0 mm，遠大于模型 2的 63.0 mm(鉸接)和59.6 mm(剛接)，分別為2.1倍和2.3倍，發生高度依次為3.6，4.8和6.0 m，變化顯著。模型2中，抗滑樁與承臺剛接或鉸接對墻面水平位移的影響不大，主要體現在 6 m以下墻高位置，最大差值為12.4 mm，經分析認為主要由2種連接方式下抗滑樁樁頂的水平位移差異引起。

3.2 抗滑樁位移

圖6所示為建造完成時抗滑樁樁身水平位移隨深度的變化。從圖6可知：模型1和模型2(鉸接)的樁身水平位移隨深度增加而減小，最大樁身水平位移出現在樁頂，分別為43.9 mm和12.7 mm，而模型2(剛接)的樁身水平位移隨深度增加先增大后減小，最大樁身水平位移出現在2 m深度處，為7.7 mm，略大于樁頂水平位移。最小樁身水平位移均位于樁端，大小順序與樁頂位移剛好相反。3種模型中，模型1的樁身水平位移隨深度增加，其減小速率最快，幅度也最大，甚至出現了負值，而模型2的樁身水平位移始終為正。其原因是：模型1中抗滑樁僅受地基土和覆蓋層的側向約束作用，在上部加筋土擋墻填土荷載作用下，抗滑樁上部承受了很大的水平推力作用，而模型2中加筋土擋墻的填土荷載很大一部分通過承臺以豎向荷載的形式作用于抗滑樁，加上短樁的水平約束作用，因此，模型2的樁身上部水平位移遠比模型1的小。同時，抗滑樁與承臺的剛性連接對抗滑樁的水平位移形成了較強的約束作用，因此，模型2(剛接)的樁身水平位移和偏轉量最小。

圖6 建造完成時抗滑樁樁身水平位移Fig.6 Horizontal displacements of the anti-slide piles at the end of construction

圖7所示為建造過程中樁頂豎向位移隨加筋土擋墻填土高度的變化規律。從圖7可知：3種模型下樁頂豎向位移均隨填土高度的增加而增大，建造完成時樁頂豎向位移的大小順序與樁頂水平位移的大小順序剛好相反，模型2(剛接)最大，達20.2 mm，其次為模型2(鉸接)，為17.7 mm，模型1最小，為13.5 mm。上述分析進一步表明采用抗滑樁+承臺結構能夠更好地將上部加筋土擋墻荷載以豎向荷載的形式作用于抗滑樁，同時大幅度減小作用于樁頂的水平荷載。

鄭俊杰等[18]發現樁基擋墻結構的極限狀態由抗滑樁的抗剪承載力控制，因此，采用抗滑樁+承臺結構不僅可以大幅度提高組合支擋結構中抗滑樁的穩定性，還可極大提高組合支擋結構的承載力。相比于鉸接，抗滑樁與承臺剛性連接能夠使上述效應得到更好地發揮。

圖7 建造過程中抗滑樁樁頂豎向位移變化規律Fig.7 Vertical displacements of anti-slide pile heads during construction

3.3 抗滑樁樁身彎矩

圖8所示為建造完成時抗滑樁樁身彎矩分布。從圖8可知3種模型下的抗滑樁樁身彎矩和分布形態均呈現明顯的差異：模型1的樁身彎矩隨深度增加先增大后減小，均為正值，主要由樁頂水平推力引起，最大彎矩發生在樁深5.5 m處，為7.88 MN·m；模型2(剛接)的樁身彎矩最大值出現在樁頂，達9.45 MN·m，隨深度的增加而減小，且均為負值，分析認為主要與樁頂處承臺的轉動約束及偏心豎向荷載作用引起的集中力矩相關；模型 2(鉸接)的樁身彎矩存在明顯的反彎點，隨深度增加，樁身彎矩先由負轉正，再逐漸減小，最大樁身(負)彎矩位于樁頂，為 2.64 MN·m，主要由承臺傳遞的偏心豎向荷載引起。

圖8 建造完成時抗滑樁樁身彎矩Fig.8 Bending moments of anti-slide piles at the end of construction

上述分析表明：在抗滑樁頂部設置承臺可以在減小樁身水平位移的同時顯著改變抗滑樁內力分布形態，而改變抗滑樁與承臺的連接方式，同樣可以引起抗滑樁內力分布的大幅調整。抗滑樁正常工作狀態下的內力分布直接影響著包括樁長、截面、配筋和混凝土強度等級等抗滑樁參數的設計和選用，因此，在抗滑樁+承臺結構設計中，適當弱化抗滑樁和承臺的連接強度，雖然會引起樁身和墻面水平位移的部分增大，但可以大幅減小樁身彎矩峰值并改善樁身彎矩的分布，從而優化抗滑樁截面和配筋等重要參數，節省工程投資。

3.4 格柵拉力

選取建造完成時加筋土擋墻中第 3、6、9和 12層的格柵拉力進行分析(對應的墻高H分別為 3.0，6.6，10.2和13.8 m)，圖9所示為格柵拉力隨距墻面距離變化的分布。從圖9可知：3種模型中，第12層(頂層)格柵拉力出現負值，實際并不存在，因此，不進行分析，除此之外，其余各層格柵拉力均隨距墻面距離的增加而減小，最大拉力均發生在格柵與柔性面板(袋裝碎石)的連接處；模型 1中各層格柵最大拉力均明顯比模型2的大，而模型2中剛接和鉸接2種連接方式對各層格柵拉力的影響不大；隨著格柵鋪設高度的增加，3種模型的格柵拉力均顯著減小，對于第3層格柵，模型1的最大格柵拉力為85.2 kN/m，而模型2則僅為59.5 kN/m(剛接)和60.6 kN/m(鉸接)，減小幅度近30%。

圖9 建造完成時格柵拉力分布Fig.9 Distribution of tensile forces of geogrids at the end of construction

3.5 路基穩定性

相比于傳統的穩定性分析方法，強度折減法的最大優勢在于無需事先假定滑動面。采用 Fish語言對FLAC3D的強度折減法進行二次開發，以提高計算速度。FLAC3D中，判斷邊坡達到臨界失穩狀態的判據主要有3種：塑性區貫通、位移突變和計算不收斂，本文采用計算不收斂為判據，對建造完成時3種組合支擋結構模型的穩定性進行分析，路基穩定安全系數Fs見表2。

由表2可知：在抗滑樁頂部設置承臺可以有效提高路基的穩定性，但幅度不大，Fs僅增大了0.052，且改變抗滑樁與承臺連接方式對Fs沒有影響。根據JTG D30—2015“公路路基設計規范”[19]，正常模型下高速公路路基沿斜坡地基或軟弱層滑動的Fs不得小于1.30，顯然，3種模型的穩定性均滿足規范要求。需要說明的是，剛性連接件會使剛性面板和加筋土擋墻形成整體剛度較大的結構體，潛在滑動面下移[15]，進而提高Fs，由于本文的數值模型中均未設置剛性連接件，因此，穩定性分析結果均偏于安全。

表2 不同模型下的路基穩定安全系數Table 2 Safety factors of stability of different retaining cases

4 參數分析

4.1 抗滑樁樁長的影響

分別取抗滑樁樁長Lp為6，8，10和12 m，分析Lp對組合支擋結構建造完成時墻面和抗滑樁水平位移的影響，如圖10所示。從圖10可知：隨著Lp減小，2種模型的墻面和抗滑樁水平位移均顯著增大，其中模型 1的增幅越來越大，而模型 2(剛接)的增幅較均勻，甚至有所減小；當Lp從12 m減小至6 m時，模型1的墻面和抗滑樁水平位移峰值分別增大為2.3倍和4.2倍，而模型2(剛接)僅增大為1.42倍和3.0倍，表明設置承臺可以極大降低墻面和抗滑樁水平位移對Lp的依賴程度，從而增加抗滑樁布樁的靈活性，在實際工程中，可根據地形條件優化樁長的設計。

表3所示為抗滑樁樁長Lp對路基穩定安全系數Fs的影響。從表3可知：隨著Lp的減小，模型 1的Fs顯著降低，而模型2(剛接)的Fs僅略有降低。當Lp從12 m減小至6 m時，模型1中Fs的降幅達12.2%，而模型2(剛接)中Fs的降幅僅為0.3%，幾乎可以忽略，表明在抗滑樁頂部設置承臺可以有效減小抗滑樁樁長，同時確保路基的穩定性。

4.2 覆蓋層模量的影響

分別取覆蓋層模量E為2，4，6和8 MPa，分析E對組合支擋結構建造完成時墻面和抗滑樁水平位移的影響，如圖11所示。從圖11可知：2種模型的墻面和抗滑樁水平位移均隨著E的減小而增大，值得注意的是，模型2(剛接)的墻面水平位移沿擋墻高度的分布形態也發生了改變，以擋墻高度6 m為界，下部墻面水平位移增大而上部減小。當E從8 MPa減小至2 MPa時，模型1墻面和抗滑樁水平位移峰值分別增大69.5 mm和18.9 mm，而模型2(剛接)僅分別增大4.5 mm和1.2 mm，幾乎可以忽略。其原因是：E的減小會直接增大模型 1中作用在抗滑樁上部的水平推力，而模型2(剛接)中的填土荷載直接通過承臺和樁體傳遞至地基土，受E變化的影響不大。

表4所示為覆蓋層模量E對路基穩定安全系數Fs的影響。從表4可知：2種模型下的E變化均對Fs沒有影響，Fs保持不變，這是由于采用強度折減法進行穩定性分析時，僅對黏聚力和內摩擦角進行折減，與彈性模量無關。

圖10 抗滑樁樁長的影響Fig.10 Effect of length of anti-slide pile

表3 抗滑樁樁長對路基穩定安全系數的影響Table 3 Effect of length of anti-slide pile on safety factors of stability

表4 覆蓋層模量對路基穩定安全系數的影響Table 4 Effect of modulus of overburden on safety factors of stability

圖11 覆蓋層模量的影響Fig.11 Effect of modulus of overburden

4.3 上覆荷載的影響

分別取上覆荷載p為10，20，30和40 kPa，分析p對組合支擋結構建造完成時墻面和抗滑樁水平位移的影響，如圖12所示。從圖12可知：2種模型的墻面和抗滑樁水平位移均隨著p增大而增大，增幅都較為均勻，與減小Lp和E不同的是，墻面水平位移最大增幅位于擋墻頂部，當p從10 kPa增大至40 kPa時，模型1的墻頂水平位移從35.9 mm增大至99.9 mm，模型2(剛接)則從19.7 mm增大至38.6 mm，增幅非常顯著。

表5所示為上覆荷載對路基穩定安全系數Fs的影響。從表5可知：隨著p增大，2種模型的Fs均明顯降低，當p從10 kPa增大至40 kPa時，模型1中Fs的降幅為6.9%，模型2(剛接)中Fs的降幅為6.0%，兩者相差不大，表明上覆荷載作用下Fs的變化與下部支承結構關系不大，即便在抗滑樁頂部設置了承臺，仍需重視上覆荷載作用對路基穩定性的影響。

表5 上覆荷載對路基穩定安全系數的影響Table 5 Effect of surcharge load on safety factors of stability

圖12 上覆荷載的影響Fig.12 Effect of surcharge load

5 結論

1) 針對山區陡坡地形上加筋土擋墻抗滑穩定性的不足，提出了抗滑樁+剛/柔組合墻面加筋土擋墻組合支擋結構，可以充分發揮抗滑樁和剛/柔組合墻面加筋土擋墻各自的優勢，形成抗滑穩定性高、墻面變形小、地形適應能力強且施工簡便的山區陡坡上高填方路基支擋結構。

2) 在抗滑樁頂部設置承臺可以有效減小墻面水平位移、抗滑樁樁身水平位移和各層格柵最大拉力，顯著改變抗滑樁樁身彎矩分布形態，提高路基的穩定性，但樁頂豎向位移會小幅度增大。

3) 將抗滑樁和承臺的連接方式由剛接改成鉸接時，墻面水平位移、抗滑樁樁身水平位移和各層格柵最大拉力均小幅增大，而抗滑樁樁身彎矩顯著減小，分布形態也發生明顯改變，出現反彎點，但路基穩定性未發生變化。

4) 相比于抗滑樁+承臺(剛接)，未設置承臺時的墻面水平位移和抗滑樁樁身水平位移更容易受到抗滑樁樁長、覆蓋層模量和上覆荷載變化的不利影響。在抗滑樁頂部設置承臺，可以在確保路基穩定性的同時，減小對抗滑樁樁長的依賴。