中圖分類號(hào)：TU432 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：1003-5168（2025）12-0056-07

DOI：10.19968/j.cnki.hnkj.1003-5168.2025.12.011

Experimental Study on Non-Ultimate Soil Pressure of Rigid Retaining WallUnderCombined DisplacementMode

FENGXiaohui' XIA Qiong2 LUO Yihuan3

（1.Civil Engineering School，Lanzhou Jiaotong University，Lanzhou73O07o，China;2.Lanzhou Jiaotong UniversityCivilEngineeringNationalExperimental Teaching Demonstration Center，Lanzhou 73OO7O，China; 3.Yunnan Construction Infrastructure Investment Co.，Ltd.，Kunming 65o5oo， China）

Abstract： [Purposes] To investigate the influence of different displacement modes of retaining walls on thedistribution patern of non-ultimate active soil pressure on the wall.[Methods]A self-made model box was used to conduct experimental studies on non-ultimate active soil pressure under three displacement modes of retaining walls： translation （T mode），rotation around the botom of the wall with translation （RBT mode），and rotation around the top of the wall with translation （RTTmode）.[Findings] The experimental results indicate that non-ultimate active soil pressure is significantly influenced by both the displacement mode and magnitude of the retaining wall，and the non-ultimate active soil pressure Varies significantly with displacement at different zones; in Tmode，the soil pressure changes most significantly within the displacement range of 0＼～ .0.65s_c and 0～0.5H ; in RBT mode， the soil pressure changes most significantly within the range of displacement 0～0.55s_c and 0.2～0.8H ；In RTT mode， the soil pressure changes most significantly within the range of displacement 0～0.71s_c and 0.45～1H ; The RBT mode has thelargest displacement at 0.56%H ，followedbytheRTT modeat 0.44%H ，andtheTmodehasthe smallest displacement at 0.31%H. [Conclusions] Compare and analyze the measured values of soil pressure on retaining wals under three diferent displacement modes with the theoretical calculated values， and identify zones where the main erors may occur when using theoretical formulas for calculation in similar projects.

Keywords： active soil pressure; rigid retaining wall; displacement mode;non limit state; ultimate displacement

0 引言

擋土墻后填土的土壓力變化規(guī)律一直是土工支擋結(jié)構(gòu)研究中的重點(diǎn)和難點(diǎn)。在實(shí)際工程中，普遍采用經(jīng)典的朗肯或庫(kù)倫理論來(lái)計(jì)算墻后填土的土壓力。這兩種經(jīng)典土壓力計(jì)算方法僅適用于極限狀態(tài)土壓力，且在計(jì)算主動(dòng)土壓力時(shí)結(jié)果偏安全[1]。龔慈[2指出，在擋土墻服役的過(guò)程中，墻后填土?xí)扔伸o止?fàn)顟B(tài)進(jìn)入非極限狀態(tài)，而經(jīng)典土壓力理論無(wú)法計(jì)算非極限主動(dòng)土壓力。

在研究非極限主動(dòng)土壓力的計(jì)算時(shí)，主要考慮黏聚力和土體內(nèi)摩擦角所產(chǎn)生的影響，王雨波等[3]提出極限應(yīng)力僅出現(xiàn)在滑裂面上，而土體內(nèi)部單元仍為非極限狀態(tài)，而內(nèi)、外摩擦角對(duì)于土壓力分布、合力作用點(diǎn)位置、應(yīng)力狀態(tài)參數(shù)、土體主應(yīng)力偏轉(zhuǎn)角度等均會(huì)產(chǎn)生不同程度的影響。由于內(nèi)摩擦角在擋土墻服役的過(guò)程中是不斷發(fā)生變化的，陳建旭等[4-5]根據(jù)改善經(jīng)典土壓力理論來(lái)計(jì)算擋土墻非極限主動(dòng)土壓力，將土層間不斷變化的剪應(yīng)力作為計(jì)算非極限主動(dòng)土壓力的考慮因素。而引起剪應(yīng)力變化的原因是土體的土拱效應(yīng)，F(xiàn)rydman等研究發(fā)現(xiàn)墻后土體的壓力變化受土拱效應(yīng)影響，對(duì)于砂土這樣的顆粒土來(lái)說(shuō)，土拱效應(yīng)是自然現(xiàn)象;而后，有學(xué)者[7-8]考慮土拱效應(yīng)對(duì)墻后土壓力的影響推導(dǎo)出主動(dòng)土壓力的計(jì)算公式，并分析了土拱效應(yīng)對(duì)土壓力的影響。

除了土體自身的物理力學(xué)因素，擋土墻對(duì)土壓力的大小及分布規(guī)律也會(huì)產(chǎn)生一定的影響。張帆等[9]、Zhang等[]通過(guò)理論計(jì)算與模型試驗(yàn)得出支擋結(jié)構(gòu)的主動(dòng)土壓力分布形態(tài)及大小與擋土墻不同高度的位移量有關(guān)，并隨著位移量的增加呈指數(shù)函數(shù)降低，在計(jì)算擋土結(jié)構(gòu)土壓力時(shí)應(yīng)考慮擋土結(jié)構(gòu)位移的影響，關(guān)注結(jié)構(gòu)與土體的相互作用。Matsuo等[1]、Fang等[12]通過(guò)試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)擋土墻非極限主動(dòng)土壓力的變化會(huì)根據(jù)擋土墻不同位移模式而呈現(xiàn)不同的變化規(guī)律。有些學(xué)者[13-15]根據(jù)擋土墻不同的位移模式分別進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證，實(shí)測(cè)結(jié)果表明，土壓力大小及合力作用點(diǎn)與擋土墻的位移有關(guān)，在計(jì)算擋土結(jié)構(gòu)土壓力時(shí)應(yīng)考慮擋土結(jié)構(gòu)位移的影響，以及結(jié)構(gòu)與土體的相互作用。擋土墻后土體進(jìn)入極限主動(dòng)狀態(tài)時(shí)所需的位移量與擋土墻的墻高呈線性關(guān)系。而在不同位移模式下土壓力分布各不相同[16-17]，有些土壓力分布呈現(xiàn)明顯的非線性，說(shuō)明土壓力分布與擋土結(jié)構(gòu)位移有關(guān)，其具體關(guān)系有待進(jìn)一步研究。結(jié)合工程實(shí)際，陳亞美等[18]、袁小飛[9]研究了擋土墻在動(dòng)荷載下服役過(guò)程中的土壓力變化。

擋土墻的位移模式與位移均量影響擋土墻后土壓力，且不同位移模式下的擋土墻后土壓力的分布形式與變化規(guī)律均不同。針對(duì)墻后填土處于非極限狀態(tài)時(shí)所受的土壓力變化規(guī)律的理論研究成果較多，但組合位移模式下的擋土墻土壓力在理論研究及試驗(yàn)驗(yàn)證方面都較為欠缺。本研究通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)的方法，進(jìn)行擋土墻組合位移模式下砂土非極限主動(dòng)土壓力試驗(yàn)研究，并分析其變化規(guī)律，為類似工程應(yīng)用提供參考，同時(shí)為理論計(jì)算模型提供可靠的驗(yàn)證數(shù)據(jù)。

1室內(nèi)模型試驗(yàn)

在室內(nèi)模型試驗(yàn)中，本研究根據(jù)擋土墻在實(shí)際工程中的破壞形式，模擬擋土墻在工程服役中的位移模式分別為平動(dòng)（T模式）、繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)與平動(dòng)結(jié)合（RBT模式）和繞墻頂轉(zhuǎn)動(dòng)與平動(dòng)結(jié)合（RTT模式）。根據(jù)擋土墻位移模式的不同，自制一種能分別控制擋土墻位移模式及墻后填土寬度的模型箱進(jìn)行試驗(yàn)。

1.1 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)的主要裝置為自制模型箱，其能控制擋土墻位移模式及墻后填土寬度，如圖1所示。該模型箱前后裝有厚度為 7mm 的透明玻璃擋板，用以觀察試驗(yàn)過(guò)程中墻后填土的位移情況；左右由厚度為

2cm 的鋼板組成，四面擋板均通過(guò)焊接或螺栓連接。左側(cè)的擋板模擬剛性擋土墻，墻體頂部、底部均設(shè)有滑軌，墻體中部設(shè)有兩個(gè)螺栓作為位移控制裝置，用來(lái)實(shí)現(xiàn)擋土墻不同位移模式；右側(cè)的擋板通過(guò)限位器來(lái)控制試驗(yàn)填土寬度，兩側(cè)的擋板均為剛性。模型箱的寬高尺寸為 72.8cm×78cm ，該試驗(yàn)墻后均為半無(wú)限土體，因此試驗(yàn)過(guò)程中設(shè)定模型箱的長(zhǎng)度為 120cm 。

該試驗(yàn)使用磁力架將百分表固定在擋土墻的頂部與底部來(lái)測(cè)量擋土墻的水平位移量，試驗(yàn)過(guò)程中將位移作為測(cè)量數(shù)據(jù)采集間隔控制變量，以 0.5mm 為一個(gè)數(shù)據(jù)采集間隔。在擋墻接觸土體一側(cè)由上到下均勻地布設(shè)土壓力盒來(lái)測(cè)試土壓力，如圖2所示，土壓力盒連接數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)，可以自動(dòng)存儲(chǔ)數(shù)據(jù)。移動(dòng)擋土墻時(shí)觀察百分表的讀數(shù)，每移動(dòng) 0.5mm 位移時(shí)，采集并存儲(chǔ)土壓力數(shù)據(jù)。試驗(yàn)全程拍攝視瀕，記錄擋土墻后填土位移的動(dòng)態(tài)發(fā)展過(guò)程

1.2 試驗(yàn)填土

該試驗(yàn)主要研究墻后填土為無(wú)黏性土?xí)r擋土墻在不同位移模式下的非極限主動(dòng)土壓力，試驗(yàn)所用填料為干砂。試驗(yàn)中填筑砂土密度為 1.54g/cm³ ，孔隙比為0.31，通過(guò)直剪試驗(yàn)測(cè)得砂土內(nèi)摩擦角為36^° 。在該試驗(yàn)中，采用分層填筑法來(lái)完成模型箱內(nèi)砂土的填筑。

1.3 試驗(yàn)方案

在室內(nèi)模型試驗(yàn)中，設(shè)計(jì)3種擋土墻組合位移模式來(lái)對(duì)比分析試驗(yàn)結(jié)果，具體如圖3所示。

模型箱一側(cè)墻面連接的螺栓可以控制擋土墻的移動(dòng)，同一速度勻速轉(zhuǎn)動(dòng)擋土墻上下兩側(cè)的螺栓即可完成T模式的位移；按照計(jì)算比例以不同速度同時(shí)勻速轉(zhuǎn)動(dòng)上、下螺栓，即可實(shí)現(xiàn)RBT或RTT模式的位移。根據(jù)陳建旭等[20的研究，在轉(zhuǎn)動(dòng)時(shí)引入定義位移模式的參數(shù) n ，其計(jì)算見(jiàn)式（1）。

式中： 為墻頂位移， mm;S_b 為墻底位移， mm 擋土墻其他高度處的位移可以根據(jù)線性插值來(lái)計(jì)算，其計(jì)算見(jiàn)式（2）。

式中： z 為填土深度， m;H 為填土高度， m;n 為轉(zhuǎn)動(dòng)參數(shù)。通過(guò) n 值來(lái)表示轉(zhuǎn)動(dòng)程度的大小，當(dāng) n∈ （0，1） 時(shí)，擋土墻為RBT模式；當(dāng) n∈（-1，0） 時(shí)，擋土墻為RTT模式。 n 值不同，所得的土壓力數(shù)值與變化規(guī)律也不盡相同，故在該試驗(yàn)中固定RBT模式下 n 的大小為0.5，RTT模式下 n 的大小為 -0.5 。在試驗(yàn)過(guò)程中，由于墻面為一塊 2cm 厚的特制鋼板，對(duì)于墻后填土發(fā)生的移動(dòng)破壞來(lái)說(shuō)可視作墻體剛性，且在試驗(yàn)前，保證墻背垂直，墻后填土水平。

2試驗(yàn)結(jié)果分析

擋土墻由靜止?fàn)顟B(tài)開(kāi)始產(chǎn)生位移直到墻后土體發(fā)生主動(dòng)破壞過(guò)程中，其土壓力由靜止?fàn)顟B(tài)發(fā)展至非極限狀態(tài)，最后達(dá)到主動(dòng)極限破壞狀態(tài)。通過(guò)記錄不同埋深處土壓力隨擋墻位移的變化，對(duì)擋土墻在不同位移模式下的土體非極限主動(dòng)土壓力變化規(guī)律進(jìn)行分析，從而得出墻后填土在達(dá)到極限破壞狀態(tài)時(shí)實(shí)際所需的位移值。

2.1 T模式

以擋土墻端部最大位移量s與擋土墻高度 H 的比值作為橫坐標(biāo)，土壓力為縱坐標(biāo)，繪制T模式下不同埋深處的土壓力隨位移變化曲線，如圖4所示。由圖4可知，在T模式下，擋土墻所受土壓力隨著墻后土體埋深的增加而不斷增大。非極限主動(dòng)狀態(tài)下的土壓力隨擋土墻位移的增加而變化顯著，尤其在 z/H=3/16 以下的區(qū)域，填土埋深越大，土壓力隨位移變化越顯著。在 z/H=3/16 以上的區(qū)域，由于填土埋深較淺，土體自重應(yīng)力本就較小，故土壓力隨位移的變化并不明顯。隨著擋土墻位移量的不斷增加，土壓力變化受位移變化的影響不再明顯，此時(shí)墻后填土達(dá)到了極限破壞狀態(tài)。在 z/H= 5/16以上的區(qū)域，土壓力曲線在墻體位移量達(dá)到0.25%H 時(shí)率先變得平緩，說(shuō)明此時(shí)該區(qū)域填土先達(dá)到極限破壞狀態(tài)。在 z/H=5/16 以下的區(qū)域，土壓力曲線在墻體位移量達(dá)到 0.31%H 時(shí)變得平緩，故取極限破壞狀態(tài)所需的位移量為 s_c= 0.31%H 。在 0.58s_c 以內(nèi)，土壓力的降幅最大，0.58s_c 以后土壓力的降幅明顯減小，直至墻體位移達(dá)到 s_c 時(shí)為主動(dòng)土壓力，且基本不再隨墻體位移發(fā)生變化。

2.2 RBT模式

以擋土墻端部最大位移量 s 與擋土墻高度 H 的比值作為橫坐標(biāo)，繪制RBT模式下不同埋深處的土壓力隨位移變化曲線，如圖5所示。由圖5可知，在RBT模式下，由于繞墻底轉(zhuǎn)動(dòng)的位移模式，在墻底附近區(qū)域 （z/H=15/16 ），土壓力的變化幅值并不大，在擋土墻位移量達(dá)到 0.5%H 時(shí)土壓力變化已變得相對(duì)平緩，則認(rèn)為該區(qū)域的土體基本達(dá)到極限破壞狀態(tài)。 z/H=5/16～13/16 區(qū)域?yàn)閴Ω叻秶鷥?nèi)非極限主動(dòng)土壓力隨位移變化的明顯區(qū)，該區(qū)域填土埋深越大，則非極限主動(dòng)土壓力值越大，其隨位移變化的幅值也越大。

與T模式下的非極限主動(dòng)土壓力變化曲線進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，RBT模式下土壓力變化的幅值較小，且判斷擋土墻后填土是否達(dá)到極限破壞狀態(tài)僅可通過(guò)分析擋土墻中部非極限主動(dòng)土壓力變化明顯區(qū)的應(yīng)力變化情況便可知。在非極限主動(dòng)土壓力變化明顯區(qū)，擋土墻位移量達(dá)到 0.5%H 時(shí)土壓力的減小幅值已變?yōu)槠骄徻厔?shì)，故認(rèn)為此時(shí)墻后填王已達(dá)到極限破壞狀態(tài)，故取極限位移 s_c=0.5%H 。在 z/ H=3/16 以上的區(qū)域，當(dāng)位移量在 0.18%H 以內(nèi)時(shí)，該區(qū)域的土壓力減少幅值較大，而位移量達(dá)到 0.18%H 時(shí)，非極限主動(dòng)土壓力變化較為平緩，認(rèn)為該區(qū)域已達(dá)到了極限破壞狀態(tài)，此情況與T模式一致。

2.3 RTT模式

以擋土墻端部最大位移量 s 與擋土墻高度 H 的比值作為橫坐標(biāo)，繪制RTT模式下不同埋深處的主動(dòng)土壓力隨位移變化曲線，如圖6所示。由圖6可知，在RTT模式下，由于繞墻頂轉(zhuǎn)動(dòng)的位移模式，擋土墻上側(cè) ∠11=7116 以上）的主動(dòng)土壓力變化幅值并不大，并隨著測(cè)點(diǎn)埋深的增加，墻后土體先后達(dá)到極限破壞狀態(tài)，且填土埋深越淺，該區(qū)域土體越提前達(dá)到極限破壞狀態(tài)。沿墻高分布的非極限主動(dòng)土壓力變化明顯區(qū)主要在 z/H=9/16 以下的區(qū)域，該區(qū)域土體達(dá)到極限破壞狀態(tài)時(shí)所需的位移量大致相同。在擋土墻位移量增至 0.44%H 時(shí)，該區(qū)域土壓力已不發(fā)生明顯變化，故認(rèn)為此時(shí)土體已全部達(dá)到極限破壞狀態(tài)，故取極限位移為s_c=0.44%H_c 0

與T模式下的非極限主動(dòng)土壓力變化曲線進(jìn)行對(duì)比發(fā)現(xiàn)，RTT模式下非極限主動(dòng)土壓力變化明顯區(qū)域較小，但在兩個(gè)模式重合的非極限主動(dòng)土壓力變化明顯區(qū)中，非極限主動(dòng)土壓力減小趨勢(shì)較為類似，但RTT模式需要更多的位移量來(lái)達(dá)到極限破壞狀態(tài)。其中 z/H=13/16～15/16 區(qū)域內(nèi)的土壓力在 0.37%H～0.44%H 處土壓力值減小，直至小于 z/H=9/16～13/16 區(qū)域，這在T模式中是沒(méi)有出現(xiàn)的。

3理論與試驗(yàn)對(duì)比

試驗(yàn)結(jié)果表明，擋土墻位移模式不同，則達(dá)到極限破壞狀態(tài)所需的位移量不同，故引入位移比 η =s_max/s_c ，其中 s_max 為墻體水平方向的最大位移， s_c 為擋土墻后填土達(dá)到破壞時(shí)所需的墻體位移。對(duì)于主動(dòng)狀態(tài)下的T模式、RBT模式和RTT模式，將現(xiàn)有研究的計(jì)算理論值與試驗(yàn)所得結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析如下。

3.1 T模式

在T模式下，分別采用徐日慶等2與陳建旭等5提出的計(jì)算理論，將計(jì)算結(jié)果與該試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比。其中徐日慶等2僅考慮了層間剪應(yīng)力對(duì)非極限主動(dòng)土壓力的影響，而陳建旭等5既考慮了層間剪應(yīng)力的影響，還考慮了土拱效應(yīng)的影響，本研究將分別計(jì)算這兩種考慮因素對(duì)非極限主動(dòng)土壓力的影響。計(jì)算時(shí)取擋土墻高度 H=0.8m ，內(nèi)摩擦角 φ= 36^° ，填土重度 γ=15kN/m³ ，外加載荷 q=0kPa ，外摩擦角8在計(jì)算時(shí)保守取 φ/2 ，為與該試驗(yàn)一致，在計(jì)算時(shí)假定墻背垂直，填土水平，填土破裂面通過(guò)墻踵。

本研究分別計(jì)算位移比 η=0.2 和 η=0.5 時(shí)的非極限主動(dòng)土壓力值，將兩種位移比下?lián)跬翂λ艿闹鲃?dòng)土壓力沿墻高分布的規(guī)律整理如圖7所示。由圖7可知，在兩種位移比下，主動(dòng)土壓力的計(jì)算值與實(shí)測(cè)值沿深度分布的規(guī)律大致相同。在 0～ 0.56H 范圍內(nèi)，非極限主動(dòng)土壓力試驗(yàn)值的分布更接近考慮剪應(yīng)力與土拱效應(yīng)的計(jì)算值；在 0.56～1.0H 范圍內(nèi)，非極限主動(dòng)土壓力試驗(yàn)值更接近僅考慮剪應(yīng)力的計(jì)算值，說(shuō)明該區(qū)域剪應(yīng)力的影響對(duì)非極限主動(dòng)土壓力起主導(dǎo)作用。在 0.8～1.0H 區(qū)域內(nèi)非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值有誤差，應(yīng)考慮假設(shè)條件在擋土墻高度范圍的普適性。

3.2 組合位移模式

在計(jì)算組合位移模式非極限主動(dòng)土壓力時(shí)，采用陳奕柏等22]與陳建旭等[2]提出的計(jì)算理論，將計(jì)算結(jié)果與本文試驗(yàn)實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，在計(jì)算時(shí)考慮王拱效應(yīng)及位移差所產(chǎn)生的剪應(yīng)力對(duì)非極限主動(dòng)土壓力的影響，取 n=±0.5 來(lái)表示組合位移模式下轉(zhuǎn)動(dòng)模式的參與程度。計(jì)算時(shí)取 H=0.8m，φ=36^° ， γ= 15kN/m³，q=0kPa，δ 在計(jì)算時(shí)保守取 φ/2 ，與該試驗(yàn)一致，假設(shè)填土破裂面通過(guò)墻踵。

本研究分別用兩種方法計(jì)算 η=0.3 和 η=0.6 時(shí)的非極限主動(dòng)土壓力值，將其與實(shí)測(cè)值進(jìn)行對(duì)比，如圖8所示。由圖8可知，RBT模式下非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與兩種方法的計(jì)算值在兩種位移比下均較為一致，且在數(shù)值上更接近陳建旭等2的解。兩種計(jì)算方法均考慮了土拱效應(yīng)與剪應(yīng)力對(duì)非極限主動(dòng)土壓力的影響，僅在假設(shè)等效內(nèi)摩擦角時(shí)有所不同，陳奕柏等22]假設(shè)內(nèi)摩擦角隨位移的變化是直線增大的，但陳建旭等[20]則假設(shè)等效內(nèi)摩擦角隨位移變化是非線性變化的，這也說(shuō)明采用等效內(nèi)摩擦角隨位移非線性假設(shè)更合理。

RTT模式下理論解與試驗(yàn)值對(duì)比如圖9所示。由圖9可知，RTT模式下的非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值分布規(guī)律基本相似，但數(shù)值差距較大，在 0.75H 以上范圍內(nèi)非極限主動(dòng)土壓力增大的趨勢(shì)均一致，僅在數(shù)值上實(shí)測(cè)值略小于計(jì)算值。根據(jù)陳頁(yè)開(kāi)等23研究得出的結(jié)論，8值不同也會(huì)對(duì)非極限主動(dòng)土壓力值產(chǎn)生影響，8值越大，非極限主動(dòng)土壓力值越小，在該模式的計(jì)算中應(yīng)取較大的8值。當(dāng)η=0.6 時(shí)，RTT模式中非極限主動(dòng)土壓力在 0.75H 以下實(shí)測(cè)值較計(jì)算值大，但非極限主動(dòng)土壓力由增大趨勢(shì)變?yōu)闇p小趨勢(shì)的拐點(diǎn)高度均一致。非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值沿墻高的分布規(guī)律均呈向外側(cè)突出的曲線。

4結(jié)論

本研究通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)來(lái)分析擋土墻在3種不同位移模式下的非極限主動(dòng)土壓力變化規(guī)律，并將所得試驗(yàn)結(jié)果與現(xiàn)有理論計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得出以下結(jié)論。

① 擋土墻非極限主動(dòng)土壓力與墻體的位移模式及墻體位移大小均有關(guān)。墻體的位移模式不同，非極限主動(dòng)土壓力受位移影響明顯區(qū)域也不同。T模式下， z/H=3/16 以下范圍非極限主動(dòng)土壓力變化最明顯；RBT模式下， z/H=5/16～13/16 范圍非極限主動(dòng)土壓力變化最明顯；RTT模式下， z/H=9/16 范圍非極限主動(dòng)土壓力變化最明顯

② 不同墻體位移模式下，達(dá)到極限破壞狀態(tài)時(shí)所需的界限位移量也不相同，RBT模式最大為 0.5%H RTT模式次之，為 0.44%H. T模式最小，為 0.31%H

③ 將3種不同位移模式下?lián)跬翂λ芊菢O限主動(dòng)土壓力的實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值進(jìn)行對(duì)比分析可知，T模式與RBT模式下的非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值較為一致；RTT模式在 0.75H 以下非極限主動(dòng)土壓力實(shí)測(cè)值與計(jì)算值有較大誤差。

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