哈尔滨市绕城高速公路加筋土挡墙于2004年10月底竣工, 于2012年9月对加筋土挡墙病害进行详细调查。调查段分别是:k41+800-k42+401、k42+920-k43+555、k44+700-k45+749、k60+300-k61+099、k61+924-k63+227、k63+232-k64+400、k73+248-k74+383、哈伊互通和群力互通段。加筋土挡墙路基宽为28 m, 高为4~10 m, 筋带为CAT30020B型钢塑复合材料, 规格为30 mm× 2 mm, 设计容许拉力为6.0 kN, 强度为100.0 MPa。基底承载力要求不小于200 KPa, 面板用C25混凝土预制。每隔20 m设一道沉降缝, 泄水管采用内径100 mm的铸铁管, 每10 m设一道。挡土墙采用直立式挡墙, 立面图如图1所示。挡土墙内填土: 墙面板两侧设置100 cm砂砾防冻层, 中间部分填土为江沙。挡土墙基础上层为60 cm厚C25混凝土, 下层为50 cm浆砌片石。

图1

Fig.1

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	图1 加筋土挡墙立面图Fig.1 Elevation drawing of reinforced retaining wall

本文分析的k62+188-k62+288段路基地质情况为:从上至下依次为3.3 m的粉质粘土、7 m的细砂、2 m的中砂、8.5 m的粗砂。地下水位线位于地面下方5 m处。

经现场检测, 哈尔滨市绕城高速公路九段加筋土挡墙均出现相似的病害, 只是程度不同, 为叙述方便, 以K62+188-K62+288段加筋土挡墙为例来阐述挡土墙的病害, 该段加筋土挡墙立面图, 如图2所示。

图2

Fig.2

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	图2 加筋土挡墙立面图(单位:m)Fig.2 Elevation drawing of reinforced retaining wall

挡土墙病害集中表现在以下几个方面。

(1)加筋土挡墙路面横、纵向裂缝

该段挡土墙路面横、纵裂缝如图3~6所示。

图3

Fig.3

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	图3 横向裂缝Fig.3 Transverse crack

图4

Fig.4

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	图4 纵向裂缝Fig.4 Longitudinal crack

图5

Fig.5

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	图5 K62+188-K62+288右幅裂缝位置图Fig.5 Cracking location of K62+188-K62+288(right)

图6

Fig.6

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	图6 K62+188-K62+288左幅裂缝位置图Fig.6 Cracking location of K62+188-K62+288(left)

纵缝多产生在距离防撞墙3~10 m内, 纵向裂缝长度为15~100 m, 宽度为8~15 mm; 路面横缝表现为横向贯通裂缝, 而横向裂缝几乎贯通横桥向, 裂缝间距为10~34 m, 裂缝宽度为5~17 mm。路面纵向裂缝由地基竖向沉降与挡墙外倾变形所致。

(2)挡土墙水平变形

运用吊锤法测量挡土墙水平变形, 以K62+188为起点, 沿道路纵向每隔5 m设置一个观测断面。在每个测试断面上, 沿挡土墙高度方向每0.5 m设一个测点。左、右幅挡土墙侧墙水平变形测点布置图, 如图7所示。挡土墙典型断面两侧面板水平变形测量结果, 如图8和图9所示。

图7

Fig.7

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	图7 侧墙测点布置立面图(单位:m)Fig.7 Elevation drawing of side wall sensor placement

图8

Fig.8

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	图8 K62+223面板水平变形Fig.8 K62+233 horizontal deformation of face plates

图9

Fig.9

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	图9 K62+188面板水平变形Fig.9 K62+188 horizontal deformation of face plates

挡土墙面板以外倾鼓肚变形为主, 根据挡墙施工技术规范, 当挡土墙小于10 m时, 外倾限值为+0.005H, 内倾限值为-0.01H; 当挡土墙大于10 m时, 外倾限值为+50 mm, 内倾限值为-100 mm^[11]。测量中外倾变形严重, 部分挡墙外倾量超过规范限值, 最大倾斜量大部分出现在距挡墙顶缘2/5H处, 挡土墙外倾严重的大部分集中在挡土墙高度大于6 m的路段。

(3)挡土墙沉降变形

各段挡土墙均发生不同的竖向沉降, 以K62+188-K62+288段挡土墙沉降为例, 与设计相比, 挡土墙的沉降情况见图10。

图10

Fig.10

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	图10 左、右幅挡土墙沉降量Fig.10 Settlement both left and right

由于桥台式挡土墙高程偏差限值为± 20 mm, 路堤或路肩式挡土墙高程偏差限值为± 50 mm^[11]。而实际挡土墙沉降较大, 相当一部分已超过施工技术规范规定^[11]。路面的横向裂缝主要是由地基竖向不均匀沉降所致。

(4)挡土墙脱空或不密实

采用地质雷达, 纵向测线在横断面内布置4条测线, 左幅距离防撞墙内墙0.25 m布设一道测线, 距第一道测线3 m布设第二道测线, 右幅测线对称布设, 如图11所示。对纵向测线发现较严重的位置, 采用横向侧切线, 在横向测线上测点间距为2 m, 对脱空位置进行加密观测。各段挡土墙填土均存一定程度的脱空区或不密实情况。典型不密实雷达影像见图12, 典型路段挡土墙填土密实区域体积分布见表1。

图11

Fig.11

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	图11 横断面图(单位:m)Fig.11 Cross-section profile

图12

Fig.12

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	图12 不密实雷达影像图Fig.12 Imperfect radar image

表1

Table 1

表1(Table 1)

表1 挡土墙脱空情况 Table 1 Void of retaining wall 编号 里程桩号 脱空区域体积/m3 病害类型 1 K62+224-K62+226 8.0 不密实 2 K62+234-K62+238 32.0 不密实 3 K62+276-K62+281 62.5 不密实 4 K62+268-K62+272 50.0 不密实 5 K62+277-K62+278 1.5 不密实

表1 挡土墙脱空情况 Table 1 Void of retaining wall

就各段挡土墙而言, 挡土墙填土脱空或不密实区较多, 大部分集中在路面以下0.5~5 m内, 脱空及不密实率一般不超过3%。

在分析加筋土挡墙时, 土体破坏采用Mohr-Coulomb屈服准则, 认为材料的破坏是剪切破坏, 即当任一平面上的剪应力等于材料的抗剪强度时该点就会发生破坏。土与筋带间采用土— 筋分离式的有限元分析法, 即土体和筋材分开考虑, 用界面单元考虑两者之间的相互作用效应, 分别考虑土、筋带及其接触面的应力-应变关系^[12]。

水渗流的流动法则遵从达西定律。认为土体的渗透具有均质各向同性特点。同时, 在考虑水对土的影响时不仅要考虑静水压力对淹没的土体有浮力作用影响, 还要考虑由于降水入渗, 水在土体内渗流的动水压力作用影响^[13]。这都会使挡土墙内填土的强度降低, 孔隙水压力上升和填土重量变化。单位面积的渗透流量公式如下:

q=ki1

式中: q为单位面积的渗透流量; k为渗透系数; i为水力坡度。

(1)有限元模型

本文采用有限元软件MIDAS-GTS NX建立K62+188-K62+288段加筋土挡墙的分析模型。因采用平面应变轴对称模型, 故取1/2模型分析。模型尺寸如下:高挡土墙长为10 m, 高为10 m, 宽为14 m, 面板厚0.12 m, 筋带长10 m, 采用矩形截面钢塑复合加筋带, 厚为2 mm, 筋带布置垂直间距为0.5 m, 水平间距为0.5 m, 编号由下至上为1~19号。加筋土挡墙横断面示意图如图13所示。挡土墙以下基础厚度采用3倍的挡土墙高度^[14]。

图13

Fig.13

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	图13 加筋土挡墙横断面示意图(单位:m)Fig.13 Cross-section profile of reinforced retaining wall

加筋土挡墙计算的材料参数, 见表2~表5。

表2

Table 2

表2(Table 2)

表2 土层物理力学参数 Table 2 Physical and mechanical parameters of soil 编号 名称 E/MPa μ γ /(kN· m-1) C/ (kN· m-1) φ /° 1 挡墙填土:粉砂 30.00 0.30 18.0 10 15.0 2 挡墙填土:砂砾 48.00 0.35 20.5 0 42 3 粉质粘土 14.19 0.35 19.0 23 12.7 4 细砂 37.00 0.25 18.0 6 38.0 5 中砂 46.00 0.25 18.5 3 40.0 6 粗砂 46.00 0.25 19.0 2 42.0

表2 土层物理力学参数 Table 2 Physical and mechanical parameters of soil

表3

Table 3

表3(Table 3)

表3 支护材料参数 Table 3 Parameters of support materials 名称 厚度/m E/MPa μ γ /(kN· m-3) 面板 0.12 28500 0.17 25

表3 支护材料参数 Table 3 Parameters of support materials

表4

Table 4

表4(Table 4)

表4 筋带参数 Table 4 Parameters of ribbon 名称 筋带厚度 /mm 筋带宽度 /mm E/MPa μ γ /(kN· m-3) 钢塑复合筋带 2 30 10000 0.3 14.8

表4 筋带参数 Table 4 Parameters of ribbon

土体采用四面体四节点实体单元, 筋带采用一维土工格栅线单元, 筋带节点采用预埋穿筋孔形式, 在MIDAS-GTS NX中筋带与面板的连接通过共用面板上同一节点实现, 进而可以实现筋带和面板共同工作。面板与填土、筋带之间设置Goodman接触单元。加筋土挡墙结构及基础网格划分较密, 地基土由上至下网格划分逐渐变疏。三维加筋土挡墙网格图, 如图14所示, 筋带网格如图15所示。基础的底部限制其3个方向的位移, 对称面约束其法向位移。

表5

Table 5

表5(Table 5)

表5 接触参数设置 Table 5 Set of contact parameters 名称 土体- 筋带 土体- 面板 土体- 基础 面板- 面板 面板- 基础 法向刚模量 /(kN· m-3) 109 2000 2000 2500 2500 切向刚模量 /(kN· m-3) 2300 20 20 20 20

表5 接触参数设置 Table 5 Set of contact parameters

图14

Fig.14

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	图14 三维加筋土挡墙网格图Fig.14 Three-dimensional trellis diagrams reinforced retaining wall

图15

Fig.15

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	图15 三维筋带网格图Fig.15 Three-dimensional trellis diagrams of reinforcement

(2)施工阶段模拟

加筋土挡墙的实际施工步骤是在浇筑好混凝土基础后, 逐层安设面板、铺设筋带、填筑土层、碾压直至达到墙顶, 最后面墙封顶, 浇筑帽石。整体结构自下而上分层施工, 逐层碾压。加筋土挡墙填土与筋带的铺设通过施工步骤中激活每一层的筋带单元来实现。为分析施工过程对挡墙变形的影响, 按施工阶段进行仿真分析。施工阶段完成后, 位移清零, 以研究荷载、渗水及填土性质等因素对挡墙的影响。

(1)填土性质

控制原模型中填土的内摩擦角15° 不变, 改变填土黏聚力 c为0、5、10、15、20、25、30 kPa。得到黏聚力与面板水平变形、筋带轴力间的关系曲线, 结果如图16~图18所示。

图16

Fig.16

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	图16 面板水平位移与黏聚力之间的关系曲线Fig.16 Relation curve between horizontal displacement of face plate and cohesion

图17

Fig.17

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	图17 不同黏聚力下面板最大水平位移Fig.17 Maximal Horizontal displacement of face plate under different cohesion

图18

Fig.18

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	图18 筋带最大轴力随黏聚力的变化曲线Fig.18 The change cuve of ribbon maximal axial force with cohesion

分析结果表明, 在 c一定时, 面板水平位移沿挡土墙高度呈“ 鼓肚” 形分布, 最大位置距挡墙顶缘2/5H处, 与实际检测结果相符; 随黏聚力的增加, 挡土墙同一位置的水平位移数值逐渐减小。当 c大于15 kPa时, c对面板水平位移影响不显著。在内摩擦角15° 时, c对筋带轴力的影响与面板水平位移具有相似的规律。

在黏聚力为10 kPa时, 改变填土内摩擦角为5° 、10° 、15° 、20° 、28° 、35° 。得到内摩擦角与面板水平变形、筋带轴力间的关系曲线, 结果如图19~图21所示。

图19

Fig.19

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图19 面板水平位移随内摩擦角的变化曲线Fig.19 The change cuve of face plate horizontal displacement with internal friction angle

图20

Fig.20

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	图20 不同内摩擦角下面板最大水平位移Fig.20 Maximal Horizontal displacement of face plate under with different internal friction angle

图21

Fig.21

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图21 筋带最大轴力随内摩擦角的变化曲线Fig.21 The change cuve of bar strip maximal axial force with internal friction angle

分析结果表明, 当 φ一定时, 面板水平位移沿挡土墙高度呈“ 鼓肚” 形分布, 最大位置距挡土墙顶缘2/5H处, 与实际检测结果相符; 随内摩擦角的增加, 挡土墙同一位置的水平位移数值逐渐减小。当 φ大于20° 时, φ对面板水平位移影响不显著。当黏聚力为10 kPa时, φ对筋带轴力的影响与面板水平位移具有相似的规律。

(2)填土脱空

模型中从上到下依次在距地面9.5、8.5、7.5、6.5、5.5、4.5、3.5、2.5、1.5、0.5 m的位置进行脱空模拟, 10个区域从上到下依次定义为位置1~位置10, 假设脱空中心在道路中线上, 从中点位置向两侧扩展, 如图22所示。每一位置考虑了0%、0.72%、1.44%、2.16%、2.88%、3.60%, 6种脱空率情况。脱空在有限元模型中, 通过杀死单元来实现。

图22

Fig.22

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图22 脱空区域示意图Fig.22 Void Region diagram

不同脱空位置及不同脱空率对面板水平位移和筋带轴力的影响见表6及表7。

表6

Table 6

表6(Table 6)

表6 脱空率对面板水平位移的影响 Table 6 Influence of void ratio on horizontal displacement of face plate mm 脱空 率/% 脱空位置 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0.00 32.7 51.6 58.5 57.4 51.7 43.1 32.4 20.7 9.8 1.7 0.72 36.5 60.3 67.9 66.4 59.3 48.5 35.7 22.4 10.5 2.0 1.44 36.9 61.4 69.7 68.3 60.8 49.4 36.1 22.6 10.5 2.1 2.16 37.5 62.7 71.6 70.5 62.5 50.3 36.5 22.8 10.6 2.2 2.88 38.4 64.4 74.0 73.2 64.8 51.6 37.2 23.1 10.7 2.2 3.60 39.3 66.6 76.6 76.0 67.1 53.1 37.9 23.5 10.8 2.3

表6 脱空率对面板水平位移的影响 Table 6 Influence of void ratio on horizontal displacement of face plate mm

表7

Table 7

表7(Table 7)

表7 脱空率对筋带轴力的影响 Table 7 Influence of void ratio on ribbon axial force kN 脱空 率/% 脱空位置 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0 1.4 2.8 3.6 4.1 3.8 3.4 2.8 2.1 1.3 0.6 0.72 1.4 2.7 3.4 3.8 3.7 3.2 2.7 2.0 1.2 0.6 1.44 1.3 2.6 3.2 3.6 3.6 3.1 2.6 2.0 1.2 0.6 2.16 1.3 2.6 3.0 3.4 3.4 2.9 2.5 1.9 1.2 0.5 2.88 1.2 2.5 2.9 3.3 3.2 2.8 2.4 1.8 1.1 0.5 3.60 1.2 2.4 2.8 3.1 3.1 2.7 2.3 1.8 1.1 0.4

表7 脱空率对筋带轴力的影响 Table 7 Influence of void ratio on ribbon axial force kN

由表6可知, 随着脱空率的增大, 同一位置的面板水平位移也增大; 在脱空率一定的条件下, 脱空位置由上到下, 面板水平位移增加至距上缘1/4H时, 面板水平位移最大, 然后随脱空位置下移, 面板水平位移减小。

由表7可知, 脱空率引起脱空位置轴力的增量为-0.2~-1.0 kN内。随着脱空率的增大, 同一脱空位置筋带轴力减小; 在脱空率一定的条件下, 距上缘1/2.8H处脱空引起该处筋带轴力损失最大。

(3)筋带断裂

a)筋带在轴力最大处断裂对结构的影响

在挡土墙填土自重作用下, 各筋带最大轴力位置, 如图23所示。我国公路加筋土工程规范关于破裂面的确定方法:破裂面在墙的下部接近朗金理论破裂, 上部则与面板近似平行, 交顶面距面板0.3H处^[15], 这与本文分析的筋带最大轴力位置相符。

图23

Fig.23

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	图23 各层筋带断裂位置Fig.23 Fracture point of every layer of ribbon

为研究筋带断裂位置的影响, 假设各层筋带在轴力最大处自下而上依次断裂, 每次仅考虑一处筋带断裂, 断裂前后面板的水平位移见表8。

表8

Table 8

表8(Table 8)

表8 筋带布置处面板的水平位移 Table 8 Horizontal displacement of face plates with ribbon mm 筋带号 断裂前 断裂后 增量 增幅 /% 筋带号 断裂前 断裂后 增量 增幅 /% 1 1.96 1.96 0.00 0.00 11 51.74 51.98 0.24 0.46 2 5.34 5.34 0.00 0.00 12 55.00 55.28 0.28 0.51 3 9.83 9.84 0.01 0.10 13 57.39 57.74 0.35 0.61 4 15.07 15.09 0.02 0.13 14 58.71 59.13 0.42 0.72 5 20.74 20.77 0.03 0.14 15 56.33 56.80 0.47 0.83 6 26.57 26.61 0.04 0.15 16 51.64 52.13 0.49 0.95 7 32.35 32.41 0.06 0.19 17 43.77 44.22 0.45 1.03 8 37.91 38.01 0.10 0.26 18 32.74 33.09 0.35 1.07 9 43.08 43.22 0.14 0.32 19 18.04 18.24 0.20 1.11 10 47.73 47.93 0.20 0.42

表8 筋带布置处面板的水平位移 Table 8 Horizontal displacement of face plates with ribbon mm

由表8可知, 断裂筋带的位置越高, 断裂筋带处面板的水平位移越大, 筋带断裂引起面板的水平位移最大增量为0.49 mm, 最大增幅1.11%。最大增幅发生在顶部筋带断裂处。最大增量出现在距顶端1/5H处。

b)筋带在面板连接处断裂对结构的影响

实际工程中, 由于筋带与面板扣环链接处应力集中, 常在此处发生断裂。哈尔滨东北环加筋土挡墙局部坍塌, 检查发现筋带均在面板扣环链接处断裂。为了模拟此类情况, 假设各层筋带自下而上逐一在面板连接处断裂, 表9列出了筋带断裂前后面板的水平位移。

表9

Table 9

表9(Table 9)

表9 筋带布置处面板的水平位移 Table 9 Horizontal displacement of face plates with ribbon mm 编号 断裂前 断裂后 增量 编号 断裂前 断裂后 增量 1 1.96 2.04 0.08 11 51.74 60.23 8.49 2 5.34 5.66 0.32 12 55.00 64.85 9.85 3 9.83 10.53 0.70 13 57.39 68.18 10.79 4 15.07 16.38 1.31 14 58.71 70.16 11.45 5 20.74 22.75 2.01 15 56.33 67.99 11.66 6 26.57 29.47 2.90 16 51.64 62.85 11.21 7 32.35 36.30 3.95 17 43.77 53.62 9.85 8 37.91 43.03 5.12 18 32.74 40.30 7.56 9 43.08 49.41 6.33 19 18.04 22.45 4.41 10 47.73 55.22 7.49

表9 筋带布置处面板的水平位移 Table 9 Horizontal displacement of face plates with ribbon mm

由表9可知, 筋带与面板连接处发生断裂后, 相应位置处面板水平变形有一定增幅, 1/4H处筋带断裂时, 引起面板位移增量最大, 其值达到11.66 mm。与筋带在轴力最大处断裂相比, 面板连接处筋带断裂对水平变形的影响更为显著。

(4)渗水因素

挡土墙在实际运营过程中, 路面开裂并时逢雨季, 特别是在暴雨的情况下, 雨水下渗, 一方面使得砂性土的含水量增大, 黏聚力下降; 另一方面, 水在下渗的过程会产生动水压力。从而会对挡土墙面板水平位移产生影响^[16]。

在挡土墙模型左、右两侧选中全部节点, 设置总水头高度为10 m; 选中挡土墙顶部所有节点, 设置压力水头高度为0 m, 模拟渗流由挡土墙顶向下部流动流径; 同时选择砂性填土为饱和状态, 以考虑含水量的影响。

在挡土墙及填土作用下, 考虑渗水与不考虑渗水两种情况下挡墙面板的水平变位沿挡土墙高度的分布情况, 如图24所示。

图24

Fig.24

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图24 渗水对面板水平位移的影响Fig.24 Effect of seepage on horizontal displacement of face plate

由图24可以看出, 渗水会引起挡土墙沿墙高各点水平变位的增加, 距墙顶1/3.3H处面板水平变位增量最大, 其值为3.03 mm, 与不考虑渗流时比, 面板水平变位增加了14.4%。

(5)面板刚度

弹性模量大小是刚度的直接体现, 分别选取弹性模量为2000、10 000、18 000、26 000、34 000、42 000 MPa, 分析面板刚度对挡土墙结构的影响, 摩擦角选用5° , 余下参数与2.2节模型相同。计算的加筋土挡墙面板水平位移和筋带最大轴力与 E的关系, 如图25所示。

图25

Fig.25

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图25 刚度与面板水平位移之间变化曲线Fig.25 The change curve between stiffness and horizontal displacement of face plate

由图25可以看出, 面板弹性模量越大, 同一高度处面板水平位移就越小。当面板弹性模量从26 000 MPa增加到34 000 MPa时, 面板水平位移从60.47 mm降至55.43 mm, 减少8.3%; 当面板弹性模量从34 000 MPa增加到42 000 MPa时, 面板水平位移从55.43 mm降至51.83 mm, 减少了6.4%。

(6)施工过程的影响

按挡土墙施工过程考虑, 在墙顶现浇混凝土及路面水泥混凝土达到强度前, 挡土墙为下端弹性固结, 沿墙高设置多道柔性拉杆的受力结构^[17], 施工阶段累计最大水平变位发生在墙顶, 最大变位为4.92 mm。如果施工阶段不做内倾处理, 竣工后就存在一定的外倾斜量。此变形量的分布为上大下小, 与挡土墙实际发生的水平变形规律不符。

(7)交通荷载

在设计加筋土挡墙时, 依据规范^[18], 汽车荷载的附加强度, 墙高小于2 m时, 取20 kPa; 墙高大于10m时, 取10 Pa; 墙高为2~10m时, 按直线内插。本文挡土墙高度为10 m, 设计时考虑的汽车荷载附加强度取10 kPa。考虑到实际运营时, 车辆会有一定的超载作用, 故考虑了0、10、11、12、13、14 kPa五种荷载情况。各级荷载作用下, 挡土墙面板的水平位移的分布曲线见图26所示。

图26

Fig.26

	Figure Option ViewDownloadNew Window
	图26 交通荷载对面板水平位移的影响Fig.26 Influence of traffic load on horizontal displacement of face plate

图26表明, 随着汽车荷载的附加强度的增大, 挡土墙的水平变形也增大; 最大水平变形出现在距墙顶1/5H处, 在设计汽车荷载的附加强度10 kPa时, 最大水平变形为17.26 mm; 汽车荷载的附加强度增加20%、40%时, 最大水平变形分别增加26%、53%。

(8)地基条件

为分析不同地基强度对加筋土挡土墙结构的影响, 选取5种不同参数的地基进行研究, 各种情况地基土的计算参数列于表10中。

表10

Table 10

表10(Table 10)

表10 地基土计算参数 Table 10 Calculation parameters of soil 编号 E/MPa μ γ /(kN· m-3) c/(kN· m-2) φ /(° ) 1 5 0.3 18 10 25 2 20 0.3 18 15 30 3 35 0.3 19 20 35 4 50 0.3 19 25 40 5 65 0.3 20 30 45

表10 地基土计算参数 Table 10 Calculation parameters of soil

加筋土挡墙在这5种强度地基上时, 其面板水平位移, 如图27所示。

图27

Fig.27

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	图27 地基强度对面板水平位移的影响Fig.27 Effect of foundation strength on horizontal displacement of face plate

由图27可知, 在5种地基土的情况下, 加筋土挡土墙面板变形均呈“ 鼓肚” 形, 且面板水平位移差值相差不大。地基弹性模量由5 MPa增加至65 MPa, 面板最大水平位移仅增加3.23 mm, 相对增量仅为5.4%。说明地基强度对挡土墙水平变位影响不敏感, 主要影响挡墙的竖向沉降。