各外移模式的土壓係數與正規化土壓合力位置

為了不受不同擋土牆高度條件的影響、能方便使用或與其他研究 作比較，於是把單位厚度之牆所受的土壓合力以

γ H

H

h

由圖 4.22∼圖 4.25 可知牆水平外移過程中，土壓係數隨著擋土 牆的開始移動迅速減少，這是由於此模式的移動方式，讓牆後各深度 填土有足夠位移量來接近主動狀態，使得土壓合力大量減少。之後變 化量隨擋土牆移動而減少，最後土壓係數漸漸趨向一極限值，可知此 時背填土已達主動狀態，主動狀態的土壓係數於

D

75%、90%之試體分別為 0.335、0.265、0.2、0.2。可知作用的土壓合

力隨相對密度增加而減少，其中兩個較緊密土壤所作用的土壓合力相 當接近。

隨牆位移量增加而有不同的變化，在開始的階段， 很快遠 離牆底部而上升，之後逐漸降低，最後達一固定值（ 時為 0.344、 時為 0.347、 時為 0.345、 時為 0.353）。 可發現相對密度增加， 隨之上升，但它們相差並不是很大，其 比

例平均約為 0.35，與由 Rankine 土壓理論所求得的 =0.333 相當接 近。這是因為當位移量增加時，擋土牆背填土變形也隨之增加，由於 牆移動方式為水平移動，無論任一高度的土層在最後階段均已達到主 動狀態，所以兩者分佈形態及 與 Rankine 所求的都非常類似。

圖 4.26∼圖 4.29 為牆繞底外移模式，土壓係數隨著擋土牆的轉 動在一開始時減少，但減少的趨勢和速度較其他模式要小，所產生的 土壓係數漸漸減少最後達一定值，在 時為 0.42、 時 為 0.3、 時為 0.257、 時為 0.25。由於此模式很難使 得較深處的背填土達到主動狀態，所以土壓係數與其他模式比較相對 較高，與 Rankine 所求的主動土壓係數比較，也呈現較高的狀態，同 樣土壓合力隨相對密度增加而減少，其中相對密度較大的土壤其作用 的土壓合力也相當接近。

由於上部的土壤較易進入主動狀態，土壓分佈圖上方的土壓消散 較快，所以正規化土壓合力位置隨牆轉動量增加而下降，最後達一固 定值，在 時為 0.317、 時為 0.309、 時為 0.298、 時為 0.3， 始終低於一般靜水土壓理論所定在 1/3 牆高的土壓合力作用位置。

圖 4.22 牆水平外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.23 牆水平外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.24 牆水平外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.25 牆水平外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.26 牆繞底外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.27 牆繞底外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.28 牆繞底外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.29 牆繞底外移過程中土壓係數與正規化土壓合力 位置變化情形( ,平面破壞面假設)

圖 4.30∼圖 4.33 為牆繞頂外移模式的情形，土壓係數隨著擋土 牆轉動產生變化，在牆剛開始旋轉(0~5 )時，以很快的速度減少，

之後減少速度漸緩而趨近於一定值( 時為 0.36、 時為 0.28、 時為 0.2、 時為 0.21)。表示背填土對牆面作 用的土壓合力已不隨牆的轉動而有很大的變化，所以此時整個土體已 接近主動狀態，與 Rankine 的主動土壓係數比較( 時 為 0.27、 時為 0.25、 時為 0.23、 時為 0.22)，

可以發現在中等至非常緊密的背填土狀態下所求得的土壓係數和 Rankine 所推算的相當一致。土壓係數與相對密度增加成反比，也就 是土壓合力隨土壤強度增加而減少，這也和一般土壓理論與模型試驗 所求的趨勢相同（Fang,1986）。

牆繞頂外移的 在擋土牆未移動時，其靜止土壓合力作用在 1/3

牆高處，當擋土牆剛開始轉動，其 有上升的趨勢，此後牆體繼續轉 動合力作用點則向底部移動，在轉動達 0.001 時趨近一固定值；

背填土狀態為 時其 是 0.368、 時為 0.367、

時為 0.37、 時為 0.354，而土壓合力大小也隨之減少。與 Fang(1986)的模型試驗結果很類似，底部的土壓因外移而減少，使得

上移，相對密度愈高者，不但 位置愈高其起初上升幅度也會增 加。