關曉迪 李榮建 江子龍 秦澤軒 曹捷宇

(西安理工大學巖土工程研究所，西安 710048)

土工織物袋是處理特殊地基的常用方法[1-6]。由于織物袋具有抗老化、抗紫外線、透水保土、便于綠化等特點[7]，因此，研究織物袋坎墻護坡機理具有重要意義。

織物袋護坡技術，目前已有了大量的研究成果。陳曙東等介紹了土工織物的選擇、堤身設計和施工方法等，使用織物袋充填技術對珠江河口進行了整治，實踐證明織物袋筑堤具有較高的經(jīng)濟效益和社會效益[8]。竇寶松等分析了土工材料的特性，針對汛期最可能出現(xiàn)的險情，提出了相應的搶護方法及施工要點，指出土工織物用于防汛搶險新技術有著重要意義[9]。李光錄等選用織物袋筑坎作為梯田的替代材料，經(jīng)在陜西商洛黑山鎮(zhèn)雙廟示范點的推廣和應用，初步驗證了織物袋用于梯田筑坎具有成本低、使用壽命長、易施工和綠化、不易滑塌等優(yōu)點[10-11]。別宗霖等利用土工編織袋填筑溝塘，經(jīng)對壓實度監(jiān)測、沉降觀測和減振效果的分析，證明了土工編織袋填筑溝塘的可行性[12]。楊晨輝等通過對織物袋梯田田坎上種植的5種草本植物根-土復合體試樣的直剪試驗結(jié)果，與織物袋充填無根土樣的抗剪強度結(jié)果對照，分析了5種草本植物對土體抗剪強度的增強作用，旨在篩選出最佳的護坎植物[13]。董鑫等基于Bishop非飽和土抗剪強度理論，計算了天然非飽和狀態(tài)下織物袋坎墻土壓力，分析了雨水入滲條件下墻后膨脹土自由完全膨脹時坎墻的穩(wěn)定性，評價了降雨作用下織物袋坎墻及墻后填土的膨脹特性[14]。上述研究成果均有益地推進了一級邊坡織物袋筑坎技術的應用和推廣。

但上述研究主要針對一級邊坡開展研究，而對山地梯田區(qū)域中典型多級邊坡織物袋坎墻的側(cè)向承載特性還缺乏系統(tǒng)的研究。基于此，將對4種織物袋坎墻支護和3種坡比條件下的二級邊坡側(cè)向加載模型展開試驗，分析側(cè)向加載下邊坡位移和土壓力的變化，研究織物袋坎墻的側(cè)向變形特性，評價邊坡的承載能力。

1 試驗概況

1.1 試驗材料

試驗以陜南梯田為原型，針對陜南梯田坡高普遍在2 m以內(nèi)，將原型與模型邊坡的幾何相似比設定Cl= 1，模型采用二級黃土邊坡，模型邊坡尺寸為202 cm×64 cm×110 cm，黃土的物理性質(zhì)參數(shù)如表1所示。

表1 黃土的物理性質(zhì)參數(shù)Table 1 Physical property indexes of loess

織物袋尺寸為11.0 cm×20.5 cm，將黃土裝入袋中，填充度約為80%[15]，其中兩層織物袋間用連接扣連接，連接扣由圖釘和木板制成(圖1)，將圖釘延木板縱軸線一上一下交替按入木板中，試驗所用連接扣如圖1所示，其尺寸為10.0 cm×4.0 cm×1.5 cm。

圖1 連接扣Fig.1 Geotextile buckles

1.2 試驗方案

試驗主要采用新型側(cè)向非均勻加載方式的邊坡模型箱和監(jiān)測設備，監(jiān)測設備包括邊坡位移監(jiān)測和墻后土壓力監(jiān)測。通過模型箱的側(cè)向非均勻加載系統(tǒng)可較真實地模擬現(xiàn)實情況下黃土區(qū)斜坡改梯田中柔性坎墻的變形情況。

試驗基于坡比1∶0.5的邊坡，采用4種織物袋坎墻支護(無支護、單坎型、L坎型、反坡L坎型)以及基于單坎型織物袋坎墻支護邊坡，采用3種坡比(1∶0.3、1∶0.5、1∶0.75)的二級黃土邊坡，通過側(cè)向非均勻加載系統(tǒng)，開展二級邊坡的側(cè)向加載模型試驗。加載過程中以邊坡底腳為軸，側(cè)向非均勻加載側(cè)壓板頂部，共推進6級位移，每級位移推進5 cm，其中4種織物袋坎墻支護邊坡的位移傳感器和土壓力盒埋設如圖2所示，3種坡比的位移傳感器和土壓力盒埋設如圖3所示，Pn表示土壓力盒，An表示位移傳感器。

a—無支護；b—單坎型支護；c—L坎型支護；d—反坡L坎型支護。圖2 不同支護條件下傳感器埋設 cmFig.2 Sensor arrangements in different support conditions

a—坡比1∶0.3;b—坡比1∶0.5;c—坡比1∶0.75。圖3 不同坡比條件下傳感器埋設 cmFig.3 Sensor arrangements at different slope rates

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 不同織物袋坎墻支護邊坡的試驗結(jié)果及分析

2.1.1不同支護條件對試驗現(xiàn)象的影響分析

圖4為無支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象。由圖4a、4b可知：距第一級邊坡坡腳高度約29 cm至第二級邊坡坡頂之間出現(xiàn)貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有2.2 cm左右的拱起。由圖4c可知：邊坡發(fā)生滑裂破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂27.8 cm，前緣位于第二級邊坡坡腳；第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂24.2 cm，前緣距第一級邊坡坡腳29.2 cm。圖5為單坎型織物袋坎墻支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象。由圖5a、5b可知：在距第一級邊坡坡腳高度約21 cm至第二級邊坡坡頂之間出現(xiàn)貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有2.7 cm左右的拱起。由圖5c可知：邊坡發(fā)生滑動型破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂20.6 cm，裂縫貫通后，后緣距第二級邊坡坡頂約19.6 cm，前緣距第二級邊坡坡腳18.5 cm；第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂14.6 cm，前緣距第一級邊坡坡腳21.8 cm。圖6為L坎型織物袋坎墻支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象。由圖6a、6b可知：在距第一級邊坡坡腳高度約17 cm至第二級邊坡坡頂之間出現(xiàn)貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有3.3 cm左右的隆起。由圖6c可知：邊坡發(fā)生滑動型破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂27.1 cm，裂縫貫通后，緣距第二級邊坡坡頂23.6 cm，前緣位于第二級邊坡坡腳；第一級邊坡滑裂面后緣距坡頂19.5 cm，前緣距第一級邊坡坡腳17.4 cm。圖7為反坡L坎型織物袋坎墻支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象。由圖7a、7b可知：在距第一級邊坡坡腳高度約13 cm至第二級邊坡坡頂之間出現(xiàn)貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有4.3 cm左右的隆起；由圖7c可知：邊坡發(fā)生滑裂破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂31.1 cm，貫通裂縫后緣距第二級邊坡坡頂26.8 cm；前緣位于第二級邊坡坡腳，第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂26.1 cm，前緣距第一級邊坡坡腳12.7 cm。

a—側(cè)向變形；b—坡面裂縫;c—滑裂面位置，cm。圖4 無支護邊坡試驗現(xiàn)象Fig.4 Test phenomena of slopes without supporting

a—側(cè)向變形；b—坡面裂縫;c—滑裂面位置，cm。圖5 單坎型支護邊坡試驗現(xiàn)象Fig.5 Test phenomena of slopes in support of inclined type supporting

a—側(cè)向變形；b—坡面裂縫;c—滑裂面位置，cm。圖6 L坎型支護邊坡試驗現(xiàn)象Fig.6 Test phenomena of slopes in support of L-shaped supporting

a—側(cè)向變形；b—坡頂隆起;c—滑裂面位置，cm。圖7 反坡L坎型支護邊坡試驗現(xiàn)象Fig.7 Test phenomena of slopes in support of L-shaped supporting with notched sills

可見，上述各個試驗中第二級邊坡均為滑裂破壞，滑裂面均為圓弧形；第二級邊坡的破壞程度較第一級邊坡更嚴重，且裂縫均大致產(chǎn)生于坡腳和距坡腳1/3～1/2高度處；以無支護邊坡的坡頂隆起高度作為參照，單坎型、L坎型及反坡L坎型織物袋坎墻支護的二級邊坡坡頂拱起高度分別增大22.7%、50.0%和95.5%。

圖8為無支護邊坡的坡體水平位移變化曲線。可知：前三級側(cè)推位移施加時，第二級邊坡的坡頂、坡腳位移增量分別為3.9,3.5 cm，第四級側(cè)推位移施加后，第二級邊坡的坡頂、坡腳位移為17.7，12.5 cm，第六級側(cè)推位移施加后，第二級邊坡坡頂位移為24.3 cm。圖9為單坎型織物袋坎墻支護邊坡的坡體水平位移變化曲線?？芍呵八募墏?cè)推位移施加時，第二級邊坡坡頂、坡腳位移增量分別為3.6，2.8 cm，第一級邊坡增量為2.1 cm，第六級側(cè)推位移施加后，第一、二級邊坡坡頂位移為10.2，22.2 cm。圖10為L坎型支護邊坡的坡體水平位移變化曲線?？芍呵八募墏?cè)推位移施加時，第二級邊坡坡頂、坡腳的位移增量分別為3.1，2.7 cm，第一級邊坡坡頂增量為1.8 cm；第六級側(cè)推位移施加后，第一、二級邊坡的坡頂位移為9.2，21.1 cm。由圖11反坡L坎型支護邊坡的坡體水平位移變化曲線可知：施加前四級側(cè)推位移時，第二級邊坡的坡頂、坡腳位移增量分別為3.2,2.7 cm，第一級邊坡的坡頂位移增量為1.6 cm，第六級側(cè)推位移施加后，第二、一級邊坡坡頂位移為20.3,8.3 cm。

a—距坡腳不同高度水平位移；b—坡頂側(cè)推位移。圖8 無支護邊坡水平位移變化曲線Fig.8 Horizontal displacement curves of slopes without support

a—距坡腳不同高度水平位移；b—坡頂側(cè)推位移。圖9 單坎型支護邊坡水平位移變化曲線Fig.9 Horizontal displacement curves of slopes in support of inclined type supporting

2.1.2不同支護條件對坡體水平位移的影響分析

a—距坡腳不同高度水平位移；b—坡頂側(cè)推位移。圖10 L坎型支護邊坡水平位移變化曲線Fig.10 Horizontal displacement curves of slopes in support of L-shaped supporting

a—距坡腳不同高度水平位移；b—坡頂側(cè)推位移。圖11 反坡L坎型支護邊坡水平位移變化曲線Fig.11 Horizontal displacement curves of slopes in support of L-shaped supporting with notched sills

可見，第二級邊坡的水平位移明顯較第一級邊坡的大，且第一、二級邊坡的最大水平位移均位于坡頂處；以無支護邊坡的坡頂水平位移作為參照，單坎型、L坎型及反坡L坎型織物袋坎墻支護條件下第二級邊坡的坡頂水平位移分別減小了8.6%、13.2%和16.5%，表明在單坎型、L坎型及反坡L坎型織物袋坎墻支護下第二級邊坡破壞程度依次減小，抵抗側(cè)向變形的能力依次增強。

2.1.3不同支護條件對墻后土壓力的影響分析

圖12為無支護邊坡墻后土壓力變化曲線。可知：前四級側(cè)推位移施加時，第一、二級邊坡連接位置P3處由于土體擠壓嚴重使得土壓力最大，P2處土壓力次之，P1處最??；第一級邊坡P6處土壓力最大，P4、P5處土壓力依次減小，且P3處土壓力增幅最大，特別是在第四級側(cè)推位移施加后，邊坡產(chǎn)生貫通裂縫，使得位于貫通裂縫附近的P1、P2和P4產(chǎn)生“裂縫阻斷效應”產(chǎn)生最大土壓力且分別為1.97，3.82，4.12 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P5和P6土壓力值分別為16.12，4.17，7.85 kPa。圖13為單坎型織物袋坎墻支護邊坡的墻后土壓力變化曲線。可知：第五級側(cè)推位移施加后，P1、P2和P5處土壓力分別為4.12，6.79，5.43 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P4和P6處土壓力分別為19.23，7.45，9.47 kPa。圖14為L坎型支護邊坡的墻后土壓力變化曲線?？芍旱谖寮墏?cè)推位移施加時，P1、P2和P4處土壓力分別為7.04，13.67，8.66 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P5和P6處土壓力分別為21.37，7.97，11.81 kPa。圖15為反坡L坎型支護邊坡的墻后土壓力變化曲線?？芍旱谖寮墏?cè)推位移施加時，P2、P4處土壓力分別為15.21，10.73 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P5和P6處土壓力分別為22.93，10.23，12.86 kPa。

a—距坡腳不同高度處土壓力；b—不同測點處土壓力。圖12 無支護邊坡土壓力變化曲線Fig.12 Earth pressure curves of slopes without supporting

a—距坡腳不同高度處土壓力；b—不同測點處土壓力。圖13 單坎型支護邊坡土壓力變化曲線Fig.13 Earth pressure curves of slopes in support of inclined type supporting

a—距坡腳不同高度處土壓力；b—不同測點處土壓力。圖14 L坎型支護邊坡土壓力變化曲線Fig.14 Earth pressure curves of slopes in support of L-shaped supporting

a—距坡腳不同高度處土壓力；b—不同測點處土壓力。圖15 反坡L坎型支護邊坡土壓力變化曲線Fig.15 Earth pressure curves of slopes in support of L-shaped supporting with notched sills

可見，第一、二級邊坡墻后土壓力均隨墻高呈增大趨勢，且第一級邊坡坡頂處土體對第一、二級邊坡連接處土體的側(cè)向變形具有約束作用，致使該處土體擠壓嚴重，土壓力激增而產(chǎn)生最大土壓力；以無支護邊坡的墻后土壓力為參照，在單坎型、L坎型及反坡L坎型織物袋坎墻支護下第二級邊坡P3處土壓力分別增大了19.3%、32.6%和42.2%，第一級邊坡P6處土壓力分別增大了20.6%、50.4%和63.8%，表明無支護、單坎型、L坎型及反坡L坎型支護的第二級邊坡抵抗側(cè)向土壓力能力依次增強，承載能力依次提高。

a—側(cè)向變形；b—坡頂裂縫；c—滑裂面位置，cm。圖16 坡比為1∶0.3的邊坡試驗現(xiàn)象Fig.16 Test phenomena of slopes at a slope rate of 1∶0.3

2.2 不同坡比的試驗結(jié)果及分析

2.2.1不同坡比對試驗現(xiàn)象的影響分析

圖16為坡比為1∶0.3的單坎型織物袋坎墻支護邊坡加載后的試驗現(xiàn)象。由圖16a、16b可知：在距第一級邊坡坡腳高度約25 cm至第二級邊坡坡頂間出現(xiàn)了貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有2.3 cm左右的拱起，且距坎墻10 cm左右處出現(xiàn)了寬1.5 cm的開裂，第一級邊坡頂中心處拱起約3 cm，且裂縫延伸至約2 cm寬，7 cm長。由圖16c可知：邊坡發(fā)生傾倒型破壞，滑裂面呈折線形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂34.3 cm，前緣位于第二級邊坡坡腳；第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂37.7 cm，前緣距第一級邊坡坡腳13.7 cm。圖17為坡比為1∶0.5的單坎型支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象?？芍哼吰掳l(fā)生滑裂破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂20.6 cm，前緣距第二級邊坡坡腳18.5 cm；第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂14.6 cm，前緣第一級邊坡距坡腳21.8 cm。圖18為坡比為1∶0.75的單坎型支護邊坡加載后試驗現(xiàn)象。由圖18a、18b可知：在距第一級邊坡坡腳約16 cm至第二級邊坡坡頂間出現(xiàn)貫通裂縫及多條裂縫，第二級邊坡坡頂有高3.1 cm左右的隆起。由圖18c可知：邊坡發(fā)生滑裂破壞，滑裂面呈圓弧形，第二級邊坡滑裂面后緣距第二級邊坡坡頂26.8 cm，前緣距第二級邊坡坡腳17.3 cm，第一級邊坡滑裂面后緣距第一級邊坡坡頂23.3 cm，前緣距第一級邊坡坡腳15.9 cm。

a—側(cè)向變形；b—坡頂裂縫；c—滑裂面位置，cm。圖17 坡比為1∶0.5的邊坡試驗現(xiàn)象Fig.17 Test phenomena of slopes at a slope rate of 1∶0.5

a—側(cè)向變形；b—坡頂裂縫；c—滑裂面位置，cm。圖18 坡比為1∶0.75的邊坡試驗現(xiàn)象Fig.18 Test phenomena of slopes at a slope rate of 1∶0.75

試驗現(xiàn)象表明：以坡比為1∶0.3的邊坡的坡頂拱起高度作為參照，坡比為1∶0.5、1∶0.75的第二級邊坡坡頂隆起高度分別增大了18.2%、34.8%；同時隨著坡比減小，第二級邊坡破壞形式逐漸由傾倒型向滑動型變化，滑裂面由圓弧形向折線形變化。

2.2.2不同坡比對坡體水平位移的影響分析

圖19為坡比為1∶0.3的單坎型織物袋坎墻支護邊坡的坡體水平位移變化曲線。可知：前三級側(cè)推位移施加時，第二級邊坡坡頂、坡腳位移增量分別為3.8,3.2 cm，第一級邊坡坡頂位移增量2.5 cm，第四級側(cè)推位移施加后，第二級邊坡坡頂、坡腳位移分別為17.6,11.9 cm，第一級邊坡坡頂位移8.2 cm，第六級側(cè)推位移施加后，第一、二級邊坡坡頂位移分別為11.8，23.9 cm。圖20為坡比為1∶0.5的單坎型支護邊坡的坡體水平位移變化曲線?？芍旱诹墏?cè)推位移施加后，第一、二級邊坡坡頂位移分別為10.2，22.2 cm。圖21為坡比為1∶0.75的單坎型支護邊坡的坡體水平位移變化曲線?？芍呵八募墏?cè)推位移施加時，第二級邊坡坡頂、坡腳位移增量分別為3.4，2.8 cm；第六級側(cè)推位移施加后，第一、二級邊坡坡頂位移分別為8.9，21.3 cm。

a—距坡腳不同高度處坡；b—坡體水平位移。圖19 坡比為1∶0.3的坡體水平位移變化曲線Fig.19 Horizontal displacement curves of slopes at a slope rate of 1∶0.3

a—距坡腳不同高度處坡；b—坡體水平位移。圖20 坡比為1∶0.5的坡體水平位移變化曲線Fig.20 Horizontal displacement curves of slopes with a slope rate of 1∶0.5

a—距坡腳不同高度處坡；b—坡體水平位移。圖21 坡比為1∶0.75的坡體水平位移變化曲線Fig.21 Horizontal displacement curves of slopes at a slope rate of 1∶0.75

綜上所述，以坡比為1∶0.3的單坎型織物袋坎墻支護邊坡為參照，坡比為1∶0.5、1∶0.75的第二級邊坡坡頂水平位移分別減小了7.1%和10.9%，第一級邊坡坡頂水平位移分別減小了13.6%和24.6%，表明坡比越小，邊坡抵抗側(cè)向變形能力越大，破壞程度越小。

2.2.3不同坡比對墻后土壓力的影響分析

a—距坡腳不同高度處；b—不同測點處土壓力。圖22 坡比為1∶0.3的邊坡土壓力變化曲線Fig.22 Earth pressure curves of slopes at a slope rate of 1∶0.3

圖22為坡比為1∶0.3單坎型織物袋坎墻支護邊坡的墻后土壓力變化曲線?？芍旱谝患墏?cè)推位移施加后，第二級邊坡與第一級邊坡連接位置P3處由于土體擠壓嚴重使得土壓力最大，P2處土壓力次之，P1處最小，第一級邊坡P6處土壓力最大，P4、P5處土壓力遞減；第四級側(cè)推位移施加后，邊坡出現(xiàn)貫通裂縫，P1、P2和P5因裂縫阻斷效應產(chǎn)生最大土壓力且分別為3.17，5.28，3.49 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P4和P6土壓力最大且分別為17.84，6.37，8.34 kPa。圖23為坡比為1∶0.5單坎型支護邊坡的墻后土壓力變化曲線?？芍旱诹墏?cè)推位移施加后，P3、P4和P6處土壓力最大且分別為19.23，7.45，9.47 kPa。圖24為坡比為1∶0.75單坎型支護邊坡的墻后土壓力變化曲線。可知：第四級側(cè)推位移施加后，P1處土壓力最大且為5.47 kPa；第五級側(cè)推位移施加時，邊坡出現(xiàn)貫通裂縫，P2、P4處土壓力最大且分別為8.58，9.07 kPa；第六級側(cè)推位移施加后，P3、P4和P6處土壓力最大且分別為21.96 Pa，6.68 和10.78 kPa。

a—距坡腳不同高度處；b—不同測點處土壓力。圖23 坡比為1∶0.5的邊坡土壓力變化曲線Fig.23 Earth pressure curves of slopes at a slope rate of 1∶0.5

a—距坡腳不同高度處；b—不同測點處土壓力。圖24 坡比為1∶0.75的邊坡土壓力曲線Fig.24 Earth pressure curves of slopes at a slope rate of 1∶0.75

可見，以坡比為1∶0.3的單坎型織物袋坎墻支護邊坡墻后土壓力為參照，坡比為1∶0.5、1∶0.75的第二級邊坡P3處土壓力分別增大了7.8%和23.1%，第一級邊坡P6處土壓力分別增大了13.5%和29.3%，表明坡比越小，柔性坎墻抵抗側(cè)向土壓力能力越大、承載能力越高。

3 結(jié)束語

1)在側(cè)推位移作用下，裂縫均產(chǎn)生于坡腳和距坡腳1/3～1/2高度處，第二級邊坡先于第一級邊坡發(fā)生破壞且破壞程度更嚴重；同時在4種織物袋坎墻支護條件下第二級邊坡均為滑動型破壞，滑裂面均為圓弧形，且隨著坡比減小，第二級邊坡破壞形式逐漸由傾倒型向滑動型變化，滑裂面由圓弧形向折線形變化。

2)在側(cè)推位移作用下，第二級邊坡水平位移明顯大于第一級邊坡，且第一、二級邊坡的最大水平位移均位于坡頂處；以無支護邊坡作為參照，單坎型、L坎型及反坡L坎型支護下第二級邊坡坡頂水平位移分別減小8.6%、13.2%和16.5%，表明反坡L坎型支護的第二級邊坡抵抗側(cè)向變形的能力最強，L坎型、單坎型、無支護邊坡抵抗側(cè)向變形能力依次減小；同時以坡比為1∶0.3的單坎型織物袋坎墻支護邊坡作為參照，坡比為1∶0.5、1∶0.75的第二級邊坡坡頂水平位移分別減小7.1%和10.9%，表明坡比越小，邊坡抵抗側(cè)向變形能力越大，破壞程度越小。

3)在側(cè)推位移作用下，第一、二級邊坡墻后土壓力均隨墻高呈增大趨勢，且第一級邊坡坡頂處土體對第一、二級邊坡連接處土體的側(cè)向變形產(chǎn)生約束作用，致使該處土壓力最大；以無支護邊坡作為參照條件下，單坎型、L坎型及反坡L坎型織物袋坎墻支護的第二級邊坡坡腳處土壓力分別增大了19.3%、32.6%和42.2%，表明反坡L坎型支護下第二級邊坡抵抗側(cè)向土壓力能力最強，L坎型、單坎型、無支護邊坡的抗側(cè)向土壓力和承載能力依次減?。灰云卤葹?∶0.3的單坎型支護邊坡作為參照，坡比為1∶0.5、1∶0.75的第二級邊坡坡腳處土壓力分別增大了7.8%和23.1%，表明坡比越小，柔性坎墻抵抗側(cè)向土壓力能力越大、承載能力越高。