在我国西部山区交通建设中，由于地形地貌起伏较大，地质条件也较为复杂，深挖高填路基日益增多，高路堤返包式加筋土结构越来越多地被采用。返包式加筋土结构^[1-2], 将坡面处筋材端部包裹、折回，土体侧压力通过筋带传递给内部土体，达到自身锚固，较刚性面板结构具有更好的适应土体变形的能力，填方高度更高，整体稳定性也较好。

相关学者通过理论分析^[3-4]、室内试验^[5-6]、现场监测^[7-8]和数值模拟^[9-10]研究了加筋土结构的力学特性和失稳破坏机理，其中现场监测被认为是能反映加筋土挡墙真实工作状态的手段，杨广庆^[11-13]对多级台阶式、返包式等多种不同形式的加筋土挡墙进行了现场试验研究，分析了加筋土挡墙受力、变形状态，作用机理，潜在破裂面形状等；陈建峰^[14]通过对某软土地基返包式土工格栅加筋黏性土挡墙的变形及受力进行现场测试，研究了软土地基加筋土挡墙的工作性状及其稳定性。此外，汪承志^[15]、王祥^[16-18]等学者都对加筋土挡墙开展了现场原位监测试验。上部有路肩填土作为超载的加筋土路堤是山区公路、铁路建设中一种独特但应用广泛的结构。然而，对上述结构施工期间和竣工后的性能和稳定性研究很少。

依托我国西南山区一典型的高路堤返包式加筋土挡墙，其上部为8 m高的未加筋路肩，下部为14 m高的土工格栅加筋路堤，开展为期1 a的现场监测，深入分析加筋土挡墙的垂直土压力、筋带应变以及潜在破裂面形式，揭示返包式加筋土挡墙的受力状态和筋土相互作用，以期为今后类似加筋土结构的优化设计和施工提供理论依据。

该高路堤返包式加筋土挡墙位于四川省甘孜州猫子坪-磨西改建公路工程K2+180-K2+299.5段，结构总高度为22 m (图 1)。下部为坡率1∶1，高14 m的加筋土路堤，上部为坡率1∶1.5，高8 m的未加筋路肩，路堤与路肩之间平台宽2 m。填料为西南山区分布广泛的强风化花岗岩碎石土，相关参数如表 1所示。填料不均匀系数C_u=10.6>5，曲率系数1 < C_c=1.2 < 3，土粒分布不均匀，级配良好，其砾粒(2 mm < d < 60 mm)，砂粒(0.075 mm < d < 2 mm)，细粒(d < 0.075 mm)含量分别为42.1%，54.6%，3.3%，根据《土的工程分类标准》(GB/T50145—2007)，应划分为级配良好的砂类土(SW)。相对于大部分细粒土填料，该类填料具有透水性能强、承载能力高、沉陷变形小、与筋带摩擦系数大等优点。筋材采用GATTDG-150聚丙烯土工格栅，其相关参数见表 2，共设置26层，竖向间距为0.5 m，下部10层长度为14 m，上部16层长度为18 m，每层土工格栅前端预留3 m作为回折包裹段，回折长度为2 m。

图 1 监测仪器布置横断面(单位：m) Fig. 1 Cross-section of layout of monitoring equipment (unit: m)

2015年6月加筋土挡墙开始施工，2016年1月竣工，测试工作于2015年6月开始，2016年7月结束(竣工后半年)，历经1 a^[19]。选用JMZX-50XXA土压力盒测试垂直土压力，JMDL-2405A柔性位移计测试土工格栅的拉伸位移，将监测仪器布置在第10，14，18，22，26层拉筋上，共设置30个垂直土压力监测点, 40个土工格栅变形监测点，加筋土挡墙内的监测仪器横断面布置，如图 1所示。

图 2为施工期和竣工后不同层位实测垂直土压力变化曲线。通过数据分析，可以得出以下结论：

图 2 不同层位垂直土压力曲线 Fig. 2 Curves of vertical earth pressure on different layers

(1) 垂直土压力随填土高度的增加而增加(图 2 a, c, e, g)，当填筑下部路堤时，筋材附近的填料被压密，垂直土压力的增长速率大致保持不变，但当填筑上部路肩时，增长速率明显降低，甚至出现了部分点位垂直土压力下降的现象，主要是由于柔性格栅埋置于土中后产生的网兜效应，在土工格栅中形成托举力^[1]，改善了筋土复合体内部的应力分布，导致实测垂直土压力增长较缓甚至不增长，该现象也说明了上部路肩超载对下部加筋路堤的应力状态影响很小；结构高度到达18 m后垂直土压力出现减小，这可能是由于施工后期加筋土体内部应力发生重分布导致的；竣工后垂直土压力基本不再变化(图 2b, d, f, h)，加筋土结构趋于稳定。

(2) 在施工期和竣工后，加筋土体内部垂直土压力实测值均小于σ_v=γh理论的值，且二者之差在施工期随着填高增加逐渐增大，这也验证了土工格栅能有效改善筋土复合体内部的应力分布，减小垂直土压力的理论^[1]。

(3) 垂直土压力沿土工格栅长度方向呈非线性分布(图 2a, c, e, g)。对垂直土压力沿筋长的分布规律进行分析发现，第14层距离坡面8 m以内(图 2c)、第18层距离坡面6 m以内(图 2e)，垂直土压力呈从坡面向边坡内部增长的趋势，第22层距离坡面6 m内垂直土压力大小基本一致，未出现增长(图 2g)，各层土压力在距离坡面8~10 m处均出现了快速增大的现象。根据这些现象及各监测点位上覆填土的特征，以各层位垂直土压力出现突增的点位为分界点，将加筋土体分为“斜坡荷载影响区”(简称“斜坡区”)和“垂直荷载影响区”(简称“垂直区”)，如图 3所示。

图 3 荷载区划分示意图 Fig. 3 Schematic diagram of division of load areas 注：箭头方向为主要荷载作用方向。

“斜坡区”的上覆填土为一斜坡，按照理论公式σ_v=γh计算，垂直土压力应呈从坡面向边坡内部增长的趋势，第14，18层“斜坡区”的垂直土压力分布规律与此吻合，而第10层在距坡面4 m的位置处，垂直土压力出现峰值，可能与该位置附近填料中大粒径颗粒引起的应力集中有关。

第22，26层靠近加筋土体内部的土压力盒位于“斜坡区”，是因为上部路肩对其产生的影响较大，而对于第10，14，18层靠近内部的土压力盒来说，受上部路肩的影响较小，认为其受垂直荷载。

各层位垂直土压力值在“斜坡区”和“垂直区”的分界位置附近出现了快速增大，是因为“斜坡区”和“垂直区”的上覆荷载存在差异，其分界面两侧存在沉降差(该结论从土工格栅应变曲线图 4中可证实)，导致该位置附近出现应力集中，表现为实测垂直土压力的突然增大。对于高路堤的“斜坡荷载影响区”和“垂直荷载影响区”的划分，为路肩式加筋土结构的筋土相互作用研究和工程设计提供重要参考。

图 4 不同层位筋材的应变分布曲线 Fig. 4 Curves of strain distribution of reinforcement at different layers

各层位末端垂直土压力出现减小，是因为加筋土体除了受上覆填土的垂直作用力外，在其后非加筋土体的侧向土压力作用下还将产生倾覆力矩^[12]。第10层筋带末端监测点出现小幅增加，主要是因为第10层恰好处于筋带长度改变的分界位置(第1~10层土工格栅长度为14 m，第11~26层土工格栅长度为18 m)，且第10层末端监测点位于台阶附近，该处存在应力集中使实测垂直土压力出现小幅度增加。

图 4是第10，14，18，26层位的土工格栅变形在施工期和竣工后的变化曲线，第22层位处监测仪器部分损坏，故未列出分析。通过对各层位土工格栅变形曲线进行分析可以发现：

(1) 在不同施工阶段，各层筋材受到的拉应力在筋材长度方向上均呈非线性分布，由图 2可知，垂直土压力沿筋长方向呈非均匀分布，这就导致同一层土工格栅在不同位置处，与土体的摩擦力不同，进而造成筋材拉应力的不均匀分布^[18]；不同层位土工格栅变形的分布形式大致相同，填筑下部路堤时随填土高度的增加而增大，而填筑上部路肩时随填高增加有所减小，表明筋带应力状态受上部路肩超载的影响较小。

(2) 各层筋带应变分布规律存在以下3个显著的特征：①坡面附近应变较大，往加筋土体内部快速减小，与张发春^[20]、杨广庆^[13]的结论相似。坡面附近的填土没有用重型机械碾压，而是采用轻型机械压实，压实度一般达不到要求。随填土高度的增加，坡面附近填土在上部荷载的作用下得到进一步压实并产生沉降，使墙面附近的筋带也产生较大的变形；②各层筋带应变值在中后部又逐渐增大，末端监测点出现峰值；③各层位土工格栅应变在中部附近也出现峰值，这与“斜坡区”和“垂直区”分界位置附近的土体存在沉降差异有关。

(3) 从竣工后的筋带变形曲线(图 4b, d, f, g)可以发现，最终各层位土工格栅应变最大值出现在临近坡面的监测点，且距坡面4 m以内的土工格栅应变值在竣工后有随时间增大的趋向，这是由于柔性墙面发生变形，使坡面附近的筋带应变略微增大，但最大拉伸应变仅为1.32%，不影响坡面浅表部的稳定性。此外，距离坡面6~12 m的土工格栅的应变值在竣工后随着时间的推移逐步减小，说明加筋土结构在工后已趋于安全稳定。

(4) 施工期间和竣工后的筋带最大拉伸应变为1.32 %，表明其受到的最大荷载不超过40 kN/m，小于其极限拉伸强度(165 kN/m)，且土工格栅的整体变形在工后趋于稳定。筋带在工作期间一直处于安全状态，没有被拉断的趋势。因此，该填方路堤土工格栅的加筋效果良好。

将各层测试筋带的最大变形位置点拟合连线^{[1, 5, 16]}，推算得到加筋路堤的潜在破裂面(图 5)，图上11 m(1.18 %)标注中，11 m为该条筋带最大的应变点位置距离坡面的水平距离，1.18 %为筋带的最大应变。距路堤底部6 m范围内的筋带变形由于施工条件限制并未监测，该部分的潜在破裂面通过延伸得到。同时，利用GeoStudio和Geo5数值计算软件，对原型加筋挡墙进行建模分析，填土采用莫尔-库仑弹塑性模型，筋材采用弹性模型，相关参数如表 1和表 2所示，模型底部和左侧均为固定边界。结合《公路土工合成材料应用技术规范》^[21](JTGT D32—2012)对于加筋土挡墙稳定性的要求，搜索最危险的潜在破裂面(滑动面)。将搜索得到的潜在破裂面与由实测筋带应变最大位置点连线推算的潜在破裂面进行对比，如图 5所示。

图 5 实测筋带应变推算的破裂面与数值计算破裂面的对比 Fig. 5 Comparison between potential rupture surface calculated from measured strain of reinforcement belt and numerically calculated one

由图 5可知，通过实测筋带变形推算的潜在破裂面与采用GeoStudio和Geo5数值方法计算的潜在破裂面趋势较为一致，但数值计算的潜在破裂面相对于实测推算更靠近加筋土体内部，由于潜在破裂面越靠近加筋土体内部越不容易破坏，路堤的整体稳定性更高，数值计算结果偏于安全。主要是因为数值计算中假定土体为均质材料，且未考虑现场施工及地下水的影响，使得回填土强度和密实程度比实际工程中要大，当要使加筋土路堤产生滑移或破坏则需要更大的下滑力，在上部路堤荷载相同时，潜在破裂面相对于实测推算更靠近加筋土体内部，加筋土路堤也就更加稳定。但由于现场试验实测筋带变形数据，更符合实际施工情况和填土条件，由此推算的潜在破裂面也更为合理。

通过对典型的高路堤返包式加筋土挡墙的现场试验，研究了路堤从施工之初到竣工后半年时间内加筋土体内部垂直土压力、土工格栅应变以及潜在破裂面等问题，主要得出以下结论：

(1) 柔性格栅的网兜效应在土体中形成托举力，导致加筋土体内部垂直土压力实测值小于σ_v=γh理论的数值，且两者之差在施工期随着填土高度的增加逐渐增大，说明土工格栅可以有效改善土体中的应力分布，减小垂直土压力。

(2) 对于上部有路肩填土作为超载的加筋路堤挡墙结构，其加筋土体内部可划分为：“斜坡荷载影响区”和“垂直荷载影响区”，两区分界位置附近的沉降存在差异，导致该处垂直土压力和土工格栅变形都较大。这一发现，为路肩式加筋土结构的筋土相互作用研究和工程设计提供重要参考。

(3) 土工格栅变形沿筋带长度方向呈非线性分布，在填筑下部路堤时随填土高度的增加而增大，而填筑上部路肩时随填土高度增加有所减小，表明土工格栅应力状态受上部路肩超载的影响较小。

(4) 距坡面4 m以内的土工格栅，其变形在工后有随时间增大的趋向，但最大拉伸应变仅为1.32%，表明筋带受到的最大荷载不超过40 kN/m，远小于其极限拉伸强度(165 kN/m)，不影响挡墙整体稳定性。

(5) 对于返包式加筋路堤挡墙，通过实测筋带变形推算的潜在破裂面与采用GeoStudio和Geo5数值方法计算的潜在破裂面趋势较为一致，但数值计算的潜在破裂面相对于实测推算更靠近加筋土体内部，路堤的整体稳定性更高。主要是由于数值计算中假定土体为均质材料，且未考虑现场施工及地下水的影响，使得数值计算结果偏于安全。