基于離散元模擬的不同擋土墻位移模式下非極限主動土壓力

張帆, 殷銘, 孫峰, 馮國輝, 孫佳政, 劉冠水, 林剛, 李強, 徐長節,7*

(1. 浙江省地礦勘察院有限公司, 杭州 310013; 2. 浙江省錢塘江管理局勘測設計院有限公司, 杭州 310016; 3.中鐵第四勘察設計院集團有限公司, 武漢 430061; 4. 浙大城市學院土木工程系, 杭州 310015; 5. 浙江大學濱海和城市巖土工程研究中心, 杭州 310058; 6. 浙江杭海城際鐵路有限公司, 嘉興 314000; 7.華東交通大學, 軌道交通基礎設施性能監測與保障國家重點實驗室, 南昌 330013)

擋土墻背離填土位移一定距離時,墻后土體的應力狀態達到主動極限狀態,此時作用在墻背上的土壓力稱為主動土壓力。實際工程中,由于擋土墻的主動位移被限制,墻后土體的應力狀態介于靜止狀態和主動極限狀態之間,即處于非極限主動狀態,此時作用在擋土墻上的土壓力被稱為非極限主動土壓力。如何預估擋土墻上非極限主動土壓力的大小對于工程的安全性和經濟性具有重要意義。

Chang[1]認為土體達到主動極限狀態的標志是土壓力合力達到最小值,且墻后土體中形成破壞楔體,此時擋土墻最大水平位移量稱為Sa。在理論計算中,文獻[2-5]以Sa作為臨界位移給出了砂土非極限主動土壓力的經驗公式。然而,文獻[6-8]的研究表明,Sa的大小與砂土密實度以及擋土墻主動位移模式有關,這意味著基于Sa建立的非極限主動土壓力計算公式只能針對某一種砂土,無法進行推廣應用。在此基礎上,Fang等[9]給出了另外一種臨界位移Sc的定義,即某一深度處土體達到主動極限狀態時對應深度處的水平位移。根據模型試驗結果,Fang等[9]認為Sc的取值與砂土密實度、擋土墻位移模式等因素無關,并給出了Sc的參考值為 0.000 3H(H為擋土墻高度)。但Matsuzawa等[10]的有限元模擬結果表明不同擋土墻位移模式下Sc的取值并不相同。另外,擋土墻平動(T)模式下擋土墻各深度水平位移量相同,此時Sa應與Sc近似相等,文獻[8,10-11]給出T模式下土體達到主動極限狀態時擋土墻位移量Sa在0.001H～0.003H之間,這意味著Sc并非Fang等[9]所說的定值。

在臨界位移研究的基礎上,如何將擋土墻位移與土體破壞機理聯系起來,很大程度上決定著擋土墻非極限土壓力計算理論是否合理。Bang[12]認為土體從靜止狀態到主動狀態的過程是漸變性的,認為非極限狀態下土壓力大小與土體的抗剪強度調動有關。Ichihara等[13-14]通過對試驗數據進行分析,發現當砂土處于主動極限狀態時,墻土摩擦角δ與內摩擦角φ會達到最大值。基于Fang等[9]的結論,眾多學者依據臨界位移Sc分別給出了非極限狀態下砂土摩擦角調動值的計算公式,但是他們忽略了擋土墻位移模式對于抗剪強度調動規律的影響。劉長春等[15]根據空間滑動面準則,進一步導出考慮中主應力影響的側向主動土壓力系數公式及主動土壓力分布公式,且計算結果能夠較好地符合試驗數據;王雪冰等[16]基于Lade-Duncan屈服準則Monte Carlo法,提出了考慮墻后填土泊松比變異性的擋土墻失穩概率分析模型,采用該模型獲得了一系列可服務于工程的建議。

不同擋土墻位移模式下抗剪強度及墻土摩擦角調動規律的差異,實際上反映了土體破壞過程和土體內部應力狀態變化不同。文獻[17-19]利用PIV(particle image velocimetry)技術對擋土墻主動位移過程中土體變形情況進行了研究,但是模型試驗無法觀測到土體內部應力狀態變化。Li等[20]利用離散元軟件對T模式下砂土的主動破壞過程進行了模擬,但他們未對土體中應力狀態進行分析。

通過以上分析可知,對于擋土墻上非極限土壓力的理論研究很多,但都基于較多的假定前提,使得其實際應用較難。而采用離散元的方法僅采用較少的假定,可充分考慮非極限狀態下土體抗剪強度及墻土摩擦角調動的規律,且尚有的離散元模型未考慮到擋土墻主動位移過程中土體應力狀態變化過程。基于此,本文利用離散元軟件分別對RB模式、RT模式和T模式下砂土非極限主動土壓力問題開展模擬研究,并基于模擬結果對土體破壞過程及土體內部應力狀態變化進行分析。

1 離散元模擬

Nadukuru等[21]學者采用離散單元法對砂土中剛性擋土墻主動土壓力問題進行了研究,證明了離散單元法在砂土應力狀態研究方面的適用性。本文利用商業離散元軟件PFC2D對剛性擋土墻主動位移模式下砂土的破壞過程進行了模擬。

1.1 模型參數

Ting[22]的研究表明,使用離散單元法模擬實際砂土時,由橢圓形顆粒建立的模型試樣強度與實際砂土較為接近。李立青等[23]使用橢圓形顆粒進行離散元模擬,也得到了較為合理的試驗結果。故本文中使用PFC2D中的顆粒簇功能擬合橢圓(橢圓長軸∶短軸=1.4∶1),得到以三個圓盤組成的剛性顆粒簇,如圖1所示,其中,r1和r2分別為不同顆粒半徑,兩顆粒中心距離為d,且滿足r1∶d∶r2=4∶4∶3。本文中以該顆粒簇為基本顆粒建立模型。

圖1 剛性顆粒簇模板Fig.1 Rigid particle cluster template

線性接觸模型是PFC2D中常用的顆粒間微觀接觸模型之一,相對于其他模型,其能夠滿足一般問題的計算精度,且能夠較好地提高計算效率,因此本文采用線性接觸模型模擬砂土之間和擋土墻與砂土之間的接觸。

線性接觸模型中基本的微觀參數包括顆粒接觸剛度和摩擦系數,其對土體宏觀力學參數如內摩擦角等有著很大的影響,因此合理選用微觀參數對于離散元模擬結果的可靠性至關重要。Goldneberg等[24]等建議,在進行離散元模擬時法向切向剛度比kn/ks取值介于1.0～1.5。申永福等[25]的研究表明,法向接觸剛度取值范圍在1.5×108～1.5×109N/m,摩擦系數取值范圍介于0.1～0.7時,試樣的宏觀力學參數與無黏性土接近。基于上述研究結論,現參考Jiang等[26]的離散元模型確定本文模型參數,具體如表1所示。顆粒簇參數按照體積相等原則與圓形顆粒進行換算。

表1 模型參數選取Table 1 Model parameters selection

在PFC2D中,一般通過雙軸試驗來獲得試樣內摩擦角的大小。現進行圍壓為30、50、100 kPa的三組雙軸試驗。其中,雙軸試驗試樣寬30 cm,高60 cm,采用分層欠壓實法[27]生成,如圖2所示,圖中σ1和σ3分別代表最大和最小壓應力。試驗過程中墻體摩擦系數設置為0。

圖2 雙軸試驗離散元模型Fig.2 Discrete element model of biaxial tests

雙軸試驗得到的應力-應變曲線如圖3所示,其中q=(σ1-σ3)/2,p=(σ1+σ3)/2,ε1為軸向應變,內摩擦角按φ=arcsin(q/p)計算。由圖3可以看出,不同圍壓情況下q/p的平均值約為0.43,由此計算出試樣的平均內摩擦角φ=25.47°。

圖3 雙軸試驗應力-應變曲線Fig.3 Simulated results from biaxial tests

1.2 模型建立

模型參數選取參考表1,本文建立的模型如圖4所示。其中模型左側擋墻為位移墻,墻高1.0 m,右側墻體為固定墻。模型下部設置保留墻,保留墻高度0.2 m。

圖4 非極限主動土壓力試驗離散元模型Fig.4 DEM model of non-limit active earth pressure tests

模型土體采用重力沉積法分6層生成,生成時通過調整顆粒摩擦系數控制試樣孔隙率,并將墻體摩擦系數設置為0來減小墻體對試樣參數影響。試樣生成后,將墻體摩擦系數調整為0.5并使模型循環達到平衡狀態。制樣結束后,分別使左側位移墻以6×10-4rad/s的角速度繞A點逆時針旋轉模擬RB模式下擋土墻位移過程;使左側位移墻以6×10-4rad/s的角速度繞O點順時針旋轉模擬RT模式下擋土墻位移過程;使左側位移墻以2×10-4m/s的速度向左水平移動模擬T模式下擋土墻主動位移過程。其中不同位移模式下擋土墻移動的速度參考Jiang等[26]的模擬過程進行確定,如果擋土墻移動速度太快,則模型不能滿足準靜態條件;如果擋土墻移動速度太慢,則會導致計算效率低下。

為測量擋土墻主動位移過程中左側位移墻上土壓力分布情況,將左側位移墻分解為10段0.1 m高測量墻,從下至上按1～10進行編號。由于PFC2D只能記錄作用在每段墻體上的合力,無法得到土壓力強度,故本文以每段測量墻上的水平接觸力除以測量墻長度來表示測量墻中點位置的土壓力強度。

生成試樣后,記錄各測量墻上靜止土壓力強度p0隨擋土墻z方向(圖4)發展的模擬值,并與Jacky經驗公式進行對比見圖5。從圖5看出,各測量墻中點處靜止土壓力強度模擬值與Jacky經驗公式計算值較為接近,這表明本文模型初始狀態合理。

圖5 靜止土壓力模擬值Fig.5 DEM results of at-rest earth pressure

然而,靜止土壓力強度模擬值在墻體下部要高于Jacky經驗公式計算值。Sherif等[28]指出,Jacky經驗公式只適用于計算最松散的無黏性土土壓力。本文離散元模型采用重力沉積法生成土體,這樣會使得上部土體的孔隙率要小于目標孔隙率,而下部土體孔隙率要大于目標孔隙率,因此圖5中上部測量墻測得的靜止土壓力強度接近于Jacky經驗公式結果,而底部測量墻中點處的模擬值要大于Jacky解。

2 模擬結果分析

基于離散元模擬結果,筆者對不同位移模式下剛性擋土墻主動位移過程中土壓力變化規律、墻土摩擦角變化規律、土體破壞過程及土體內部應力狀態進行分析。

為方便本文分析,定義無量綱參數Smax/H表示擋土墻位移量大小,其中Smax為擋土墻最大水平位移,H為位移墻整體高度。

2.1 土壓力合力及墻土摩擦角

圖6所示為三種位移模式下作用左側位移墻土壓力合力Pm隨墻體位移的變化規律,為便于比較,本文在圖中標出了庫倫主動土壓力。

圖6 土壓力合力隨墻體位移的變化規律Fig.6 Variation of total earth pressure with the wall displacement

從圖6中可以看出,隨著擋土墻主動位移量的增加,三種位移模式下土壓力合力均從初始值先快速下降,后變慢直至達到極限,即主動土壓力。當墻后土體達到主動極限狀態時,RT模式下擋土墻上主動土壓力最大,T模式下擋土墻上主動土壓力最小。

除此之外,不同位移模式下土壓力合力達到極限值時所需要的墻體位移量Smax/H,即Sa/H有明顯差異,RB模式下Sa/H約為0.7%,RT模式下Sa約為0.15%,而T模式下Sa/H約為0.1%。

設δm為墻土摩擦角調動值,其計算公式為

(1)

式(1)中:Pvm為作用在墻體上的豎向接觸力合力;Phm為作用在墻體上的水平接觸力合力。

圖7為三種位移模式下左側位移墻上墻土摩擦角調動值隨墻體位移的變化規律。由圖7可知,不同位移模式下擋土墻墻土摩擦角調動值隨著墻體位移量的增加逐漸變大直至達到極限值,三種模式下墻體摩擦角極限值相近,約為22°。

圖7 墻土摩擦角隨墻體位移的變化規律Fig.7 Variation of the soil-wall interface friction angle with the wall displacement

2.2 土壓力分布

圖8所示為三種位移模式下擋土墻土壓力分布曲線隨墻體位移的變化規律。由圖可知,當土體達到主動極限狀態時,T模式下土壓力分布曲線近似重心下移的拋物線,RT模式下土壓力分布曲線近似“R”型分布[29],而RB模式下土壓力分布曲線接近三角形分布。三種位移模式下土壓力分布曲線形式與許雷挺等[30]的模型試驗結果趨勢一致。

圖8 土壓力分布隨墻體位移的變化規律Fig.8 Variation of earth pressure distribution with wall displacement

通過對圖8的進一步分析,可以看到RB模式下,在墻體位移初始階段,擋土墻上部土壓力強度快速下降直至達到主動土壓力強度;隨著擋土墻繼續位移,下部土壓力強度下降速度加快,直至土壓力分布曲線接近于三角形的庫倫土壓力分布。RT模式下,在墻體位移過程中擋土墻上部土壓力強度基本保持不變,下部土壓力強度隨墻體位移快速下降。但在距離墻頂約0.33H處土壓力強度隨著墻體位移量增加先減小后增大。T模式下,隨著墻體位移,擋土墻上部和下部土壓力強度均快速減小。

2.3 各測量墻中點處土壓力強度及墻土摩擦角

2.3.1 各測量墻中點處土壓力強度

三種位移模式下各測量墻中點處土壓力強度隨擋土墻位移的變化規律如圖9所示。從圖9可以看出,在RB模式和T模式下,各測量墻中點處土壓力強度隨墻體位移量增加先快速下降,之后下降速度變慢并最終達到極限值。但是在RT模式下,隨著擋土墻位移量的增加,上部9號、10號測量墻中點處土壓力強度先增大后減小,7號測量墻中點處土壓力強度先減小后增加,對此Fang等[9]認為這是受到了墻后土體上部區域中土拱效應的影響。

圖9 各測量墻中點處土壓力強度隨墻體位移的變化規律Fig.9 Variation of earth pressure with wall displacement at the midpoint of each measured wall

從圖9中還可以看出,RB和T模式下,各測量墻中點處土壓力強度達到極限狀態時所需的最大水平位移Smax/H隨深度增加而增大, Khosravi等[11]、石位哲等[31]的模擬結果中也觀察到了同樣的現象。為研究不同位移模式下Sc取值規律,本文統計了三種位移模式下各測量墻中點處土壓力強度達到極限值時所需的最大水平位移Smax,并將其分別依據位移模式特點換算為對應深度處水平位移Sc如圖10所示。

圖10 各測量墻中點處土壓力強度達到極限值時所需的水平位移Fig.10 Horizontal displacement required when earth pressure reaches a limit value at the midpoint of each measured wall

圖10表明,RB模式下擋土墻不同深度處土壓力強度達到極限值時對應深度處的水平位移Sc近似相同,約為0.03%H,這與Sherif等[28]和Fang等[9]的研究結論相近。但是對于RT模式和T模式,擋土墻不同深度處土壓力強度達到極限值時對應深度處的水平位移Sc與0.03%H相差較大,其呈現出Sc隨著深度z的增加而增大的現象。

2.3.2 各測量墻中點處墻土摩擦角

三種位移模式下各測量墻中點處墻土摩擦角隨擋土墻位移的變化規律如圖11所示。從圖11中可以看出,RT模式和T模式下擋土墻上部9號、10號測量墻中點處墻土摩擦角調動值先減小至負值再增大至極限值,這意味著測量墻上的切應力方向在擋土墻位移過程中進行了反轉。其余測量墻中點處墻土摩擦角調動值隨著擋土墻位移增加而逐漸增大至極限值。RB模式下,各測量墻中點處墻土摩擦角調動值隨著擋土墻位移量的增加從零增大到極限值。

圖11 各測量墻中點處墻土摩擦角隨墻體位移的變化規律Fig.11 Variation of the soil-wall interface friction angle with the wall displacement at the midpoint of each measured wall

為研究不同位移模式下墻土-摩擦角達到極限值時水平位移Sδ的取值規律,本文統計了三種位移模式下各測量墻中點處墻土摩擦角達到極限值時所需的最大水平位移Smax,并將其分別依據位移模式特點換算為對應深度處水平位移Sδ,如圖12所示。由圖12可知,三種位移模式下各測量墻中點處墻土摩擦角達到極限值時對應的水平位移Sδ均表現出隨著深度z的增加而增大的現象。同一深度處,RB模式和T模式下Sδ大小相近,而RT模式下Sδ要略小。

圖12 各測量墻中點處墻土摩擦角達到極限值時所需的水平位移Fig.12 Horizontal displacement required when the soil-wall interface friction angle reaches a stable value at the midpoint of each measured wall

2.4 土體破壞云圖

在離散元模擬中,顆粒轉動的加劇和集中是剪切帶形成的標志[32],因此可以通過顆粒旋轉角度θ及分布情況來觀察土體內部變形和破壞情況。筆者給出了三種位移模式下顆粒旋轉云圖,如圖13所示。

圖13 土體內部顆粒旋轉云圖Fig.13 Nephograms of particles rotation in soil

由圖13可知,當土體達到主動極限狀態時,RB模式下土體中出現了多條連貫的直線滑裂面;RT和T模式下土體中形成了通過墻腳的連貫的曲線滑裂面,如圖13(b)、圖13(c)中黑色虛線所示,庫倫理論計算的直線滑動面如圖13中紅色虛線所示。除此之外,RB模式下土楔體中均發生了較大的顆粒旋轉,而RT和T模式下,顆粒旋轉主要發生在墻背側和滑裂面附近,土楔體內部顆粒旋轉角度較小。

從圖13中還可看出三種位移模式下土體破壞過程。RB模式下,當擋土墻開始位移時,墻頂附近土體最先達到主動極限狀態,隨著墻體位移量的增加,土楔體中形成多條連貫清晰的滑裂面并向墻腳發展,直至形成通過墻腳的滑裂面,土體破壞從墻頂開始,向墻底發展[10,18]。RT模式下,在墻腳處滑裂面和墻背側最先觀察到顆粒旋轉,隨著墻體位移量的增加,分別沿著擋土墻和滑裂面向土體表面發展。T模式下,顆粒旋轉最初分別出現在墻頂處墻背側與墻腳處滑裂面區域,隨著墻體位移量的增加,前者沿墻背側向墻腳發展,后者沿滑裂面向土體表面發展。

2.5 應力狀態

為了對試樣內部應力狀態變化過程進行分析,有必要對擋土墻主動位移過程中墻后土體中應力大小進行監測。但應力作為連續介質力學概念,在離散材料中無法進行直接測量。在離散元模型中,微觀顆粒之間的接觸力和顆粒位移可以直接得到,但是它們并不能直接轉化為連續介質材料的參數。PFC2D中采用的是Christoffersen等[33]提出的平均化方法將離散元模型中微觀參數轉化為連續介質模型參數,表達式為

(2)

PFC2D中的測量區域的劃分是通過測量圓功能來實現的。為了更加有效監測土體內部應力變化,本文中采用如圖14所示的布置方式,沿試樣高度方向和寬度方向上布置了多個測量圓。測量圓內應包含足夠數量的顆粒來保證平均化方法的計算精度,參考Jiang等[26]和張恒志等[34]的模型設置,本文中測量圓直徑為0.05 m。

圖14 測量圓布置方式Fig.14 Layout of measuring circles

當抗剪強度包線與應力莫爾圓相切時,土體處于極限平衡狀態,此時強度包線與水平軸的夾角為內摩擦角。當土體處于非極限狀態時,其應力莫爾圓大小隨σ3m變化,此時莫爾圓切線與水平軸的夾角即為內摩擦角調動值,如圖15所示,其中σ1f和σ3f分別為極限平衡點的大、小主應力;φ為強度包線與水平軸的傾角,φm為內摩擦角調動值,σ3m為內摩擦角調動值下的極限平衡小主應力,φ0為初始內摩擦角,σ30為初始內摩擦角調動值下的極限平衡小主應力。

圖15 莫爾圓示意圖Fig.15 Mohr circle diagram

此時,內摩擦角調動值計算公式為

(3)

圖16所示為擋土墻主動位移過程中墻后土體內部內摩擦角調動情況。從圖16中可以看到,RB模式下,土體內部內摩擦角從墻頂附近土體開始調動,當墻后土體達到主動極限狀態時,土楔體內部內摩擦角調動值均達到極限值。相比之下,隨著擋土墻主動位移,T模式下土楔體內部內摩擦角調動值均從初始值增加。但不同的是,當土體達到主動極限狀態時,只有滑裂面附近土體內摩擦角調動值達到極限值,土楔體內部內摩擦角調動值并未達到極限值。

圖16 內摩擦角調動云圖Fig.16 Nephograms of internal friction angle mobilization

對于RT模式,土楔體上部區域在擋土墻主動位移過程中出現了內摩擦角調動值相對于初始內摩擦角減小的情況,而在土楔體內部分區域內摩擦角調動值仍維持在初始內摩擦角大小,僅有滑裂面附近土體內摩擦角調動值隨擋土墻位移量的增加逐漸增大至極限值。

2.6 應力偏轉

文獻[6,35-36]表明,墻后土體中的土拱效應是主動土壓力分布呈現非線性的主要原因。在擋土墻主動位移過程中,由于墻土摩擦以及土體內部的剪切變形的影響,土體內部的主應力方向會發生偏轉,Handy[35]認為可以采用小主應力軌跡線來描述土拱效應。

圖17所示為三種位移模式下擋土墻主動位移過程中土體內部主應力偏轉情況。從圖17中可以看出,RB模式下,土體內的主應力偏轉主要發生在墻背側下部,滑裂面處并未觀察到明顯的主應力偏轉現象。RT和T模式下,在墻背側和滑裂面處都觀察到了較大的主應力偏轉角度,當土體中達到主動極限狀態時,土楔體中形成了拱形的小主應力軌跡線(圖中綠色線條所示)。

圖17 土體內部主應力方向偏轉Fig.17 Deflection of principal stress direction in soil

值得注意的是,RT模式下土楔體上部區域中主應力偏轉角度較大,Lin等[29]、張恒志等[34]也發現這一現象,并將其稱為大主應力軌跡線,如圖17(b)中藍色線條所示。圖16(b)中,RT模式下大主應力軌跡線所在區域,其內摩擦角調動值小于初始內摩擦角;從圖8(b)中也可以看出該區域擋土墻所受主動土壓力要大于靜止土壓力,這意味著三者有一定關聯性。

圖17(b)中,當擋土墻位移量Smax/H=0.03%時,墻背側上部主應力向背離土體方向發生偏轉,這與圖11(b)中上部9號、10號測量墻中點處墻土摩擦角調動值減小至負值的現象有一定關聯。Deng等[8]認為RT模式雖然限制了上部區域砂土變形,但導致了下部區域中產生砂土崩塌,這使得上部區域形成了更強烈的高應力區,這或許能為上述現象提供解釋。

3 結論

本文采用離散元軟件模擬了三種擋土墻主動位移模式下砂土的破壞過程,并基于模擬結果對土壓力、土體破壞特點和土體應力狀態變化進行了分析,主要得出以下結論。

(1)RB模式下擋土墻不同深度處土壓力強度達到極限值時對應深度處的水平位移Sc近似相同,約為0.03%H。但是對于RT模式和T模式,Sc呈現出隨著深度z的增加而增大的現象。

(2)三種位移模式下各測量墻中點處墻土摩擦角達到極限值時對應的水平位移Sδ均表現出隨著深度z的增加而增大的現象,同一深度處,RB模式和T模式下Sδ大小相近,而RT模式下Sδ要略小。

(3)擋土墻主動位移過程中,RB模式下土體中出現了多條連貫的直線滑裂面,土楔體中均發生了較大的顆粒旋轉,土體破壞從墻頂開始,向墻底發展。RT模式下,在墻腳處滑裂面和墻背側最先觀察到顆粒旋轉,隨著墻體位移量的增加,分別沿著擋土墻和滑裂面向土體表面發展。T模式下,顆粒旋轉最初分別出現在墻頂處墻背側與墻腳處滑裂面區域,隨著墻體位移量的增加,前者沿墻背側向墻腳發展,后者沿滑裂面向土體表面發展。

(4)當墻后土體達到主動極限狀態時,RB模式下土楔體內部內摩擦角調動值均達到極限值;T模式下只有滑裂面附近土體內摩擦角調動值達到極限值,土楔體內部內摩擦角調動值并未達到極限值;RT模式下,土楔體上部區域出現了內摩擦角調動值相對于初始內摩擦角減小的情況,而在土楔體內部分區域內摩擦角調動值仍維持在初始內摩擦角大小,僅有滑裂面附近土體內摩擦角調動值增大至極限值。

(5)擋土墻主動位移過程中,RB模式下,土楔體內只有靠近墻背側區域發生了主應力偏轉。而在RT和T模式下,在墻背側和滑裂面處都觀察到了較大的主應力偏轉角度,當土體中達到主動極限狀態時,土楔體中形成了拱形的小主應力軌跡線。其中RT模式下上部區域的大主應力拱導致了擋土墻上部土壓力強度大于庫倫主動土壓力強度。