案例透析：加筋路堤和加筋挡土墙
Insights from case histories:reinforced embandments and retaining walls
R.Kerry Rowe and Allen Lunzhu Li
GeoEngineering Centre at Queen’s-RMC
Department of Civil Engineering, Queen’s University, Kingston, Ontario, Canada

摘要：本论文将回顾许多已经发表的关于土工合成材料加筋路堤和挡土墙的实地案例记录，其中包括一些最近的案例。通过对21个案例记录的关键特征的研究，将阐述以下一些问题：包括加筋结构实际发挥的应变与设计中预计应变的差异，土工合成材料加筋与预制垂直排水的混合运用，施工速度的影响，加筋路堤的时效性，泥炭基础上的加筋路堤。文中将分析目前设计方法的保守性，并探讨设计中泥炭地基的抗剪强度指标的选择。明确使得路堤中加筋结构应变发挥低的因素。通过对12个加筋土墙案例记录的回顾，将阐明回填砂土和粘土时加筋挡土墙的性能。并将讨论加筋的蠕变性与非刚性地基对加筋挡土墙性能的影响。将从此论文引用的实际案例记录中得到一些关键发现，并基于这些发现对土工合成材料加筋建筑物的性能和设计考虑提出一些结论。

    1  前言
在过去四十年里，土工合成材料加筋和垂直排水被广泛地运用于土工结构物中，例如路堤和挡土墙。土工合成材料的运用显著地降低了结构的造价，并增强了土体对体表运动的承受能力，同时增强了软弱地基上土体结构建造的可行性。
基于实地案例，许多研究者研究了加筋路堤和挡土墙的性能(例如：Haliburton et al.1980;Rowe et al.1984a;Fowler and Edris JR 1987;Bassett and Yeo 1988;Simac et al. 1995; Allen et al.1991;Delmas et al. 1992;Fishman et al.1993;Litwinowicz et al. 1994;Rowe et al. 1995;Rowe and Mylleville 1996;Carrubba et al. 1999; Karpurapu and Bathurst 1992;Li and rowe 1999a, b and others).对加筋路堤和挡土墙性能的早期研究已为改善设计方法提供了基础。目前的设计方法通常基于极限平衡分析，而极限平衡分析虽然简单但是不能充分地反映土体——结构的相互作用。
众多实地纪录表明，由于目前设计方法的简单化，加筋路堤实际性能与设计拟定有显著的差别(例如Duarte nad satterlee 1989;bassett and Yeo 1988;Fritzinger 1990; Litwinowicz et al. 1994)。研究同时表明目前的设计方法趋于保守(Mitchell 1987;Rowe and Ho 1992;Bathurst et al.2000).导致保守性的一个显著因素可能是设计时选定的土体和加筋材料两者的强度偏低。造成设计偏保守也部分由于不确定因素，如i)土体和加筋的应力-应变-时间特征，ii)土体和加筋之间的相互作用，iii)破坏模式和，iv)忽略了一些有利于稳定的条件，如地基土的部分固结对路堤稳定的影响和挡土墙方向对挡土墙稳定的影响。
尽管已经出版了许多研究文献，但土工合成材料加筋路堤和加筋挡土墙的性能的一些方面仍然没有得到全面的了解，例如时效性和加筋土结构不同单元间的相互作用的研究相对缺乏。本论文回顾了一些关于加筋路堤和挡土墙的案例纪录，并对从中得到的了解进行了总结。
2．软土上的加筋路堤
已证明基本的土工合成加筋材料(包括由聚酯，聚乙烯和聚丙烯制成的织物或格栅形式的材料)
可确保在软粘土上经济地建造路堤(Humphrey and Holtz 1987;Fowler and Koerner 1987;rowe 1997)。加筋中的张拉力有助于增加施工期末的稳定。基于承载力考虑，加筋可增加路堤的刚性，降低地基上的向外剪切应力。如果得到有效加筋，路堤性能更象一个大致刚性的基石(Jewell 1988)，而且能以按弹性理论预测的最大可能增加承载力(Rowe and Soderman 1987b)。
众多的实地案例报道，加筋路堤的实际破坏高度通常比经典承载力理论得到的理论破坏高度要大(Prandtl 1920)。这主要是因为在天然沉积土中随深度增加不排水强度有明显的提高，并且(或者)因为软层下面相对较浅的深度有坚硬的土层(Humphrey and Holtz 1986;Rowe and soderman 1987b)。有限元分析表明运用加筋结构的路堤要比非加筋路堤有更大更深的破坏表面。这突出了强度随深度增加而提高的有利影响，也增加了天然软土地基沉积的有限深度(Rowe and Soderman 1987b; Li and Rowe 2000).
由于从软土到软粘土类的地基土的低抗剪强度和低渗透性，路堤通常采用分阶段施工或控制施工速度来保证地基土中超孔隙水压的消散，因此地基土在部分排水条件下增加的强度提高了稳定性。加筋结构的采用也增强了地基中强度提高的有利影响(Rowe and Li 1999;Li and Rowe 2000)。
除了用于加筋外，土工合成材料还被用作预制竖直排水(PVDs)加以速速软土沉积层在路堤荷载下的固结(Hansbo et al. 1981; Jamiolkowski et al.1983;Holtz et al.1991)。混合运用土工合成材料加筋和预制竖直排水使得有可能在比传统施工方法更短的时间里建造起高得多的路堤(例如Lockett and Mattox 1987; schimelfenyg et al. 1990;Li and Rowe 2000)。运用加筋，可免去采用分阶段施工的必要或减少分阶段施工所要求的阶段数(Lockett and Mattox 1987;Li and Rowe 1999a).
2.1运用加筋的优势
案例纪录：某公路路基(Lockett and Mattox 1987)
在美国阿拉巴马州，Mobile,一条6.62米高，15.9米宽，边坡坡度为1:3的桥的入口段路堤建造于软弱的沼泽沉积土上，其施工采用了5种不同的土工合成材料。用了6层高密度的聚乙烯单向土工格栅(从其生产说明推测Tult=79KN/m,J5%=1080KN/m)米加筋路堤，从而使得金路堤高度的施工一次完成，避免了分阶段施工。采用竖直排水以加速固结和保证在进度计划内完工。地基包括一软淤泥粘土层，其下为淤泥砂层和粘质砂层。淤泥粘土层厚度在2.74米到5.18米之间，报道的天然含水量为45-105%，液限为32-55%，塑限为9-30%。这一层土的不排水抗剪强度在顶部的8kPa到底部的11kPa间变化。
主要的加筋土工格栅提供了设计所要求的安全系数，并在压缩性沼泽沉积土的加载临界时间内维护了所需的稳定，没有观察到路堤的侧向变形。由于竖直排水和沙土铺盖形成短排水路径，从而超孔隙水压力消散很快。
关键发现：
相比传统的改善土体的方法，采用加筋，为项目带来了显著的节约。
采用加筋免去了分段施工。
混合运用加筋结构和竖直排水极大的改善了路堤的性能。
案例：曼谷软粘土上的路堤
在泰国曼谷，在由2米的碎石和8米厚的软粘土组成的软粘土沉积土上，三座足尺路堤很快地施工完成后又破坏了。其中两条路堤加筋，第三条不加筋作为控制路堤。两种加筋路堤中的一条(路堤)用一层最终张拉强度(Tult)为200KN/m的高强度土工织物加筋。另一条(路堤B)用四层低刚度针刺的非纺织土工布加筋，这四层中的第一层土工布Tult=18KN/m(基于非孤立试验)，其他三层Tult=18KN/m，总的组合强度大约为43kN/m。
控制路堤在填筑到4米高时破坏，而加筋的两条路堤，路堤A、路堤B分别在填筑到6米、4.62米时才破坏。因此加筋结构使路堤A的破坏高度提高了50%。B路堤提高了15%。在加筋路堤施工末观察到路堤的竖直变形和地基的水平变形，比起差不多同一高度的非加筋路堤的要小。路堤A在高度3米以下时没有观察到土工布的明显的应变，在4米高度时土工布的应变增加到了2%到3.5%之间。在路堤A破坏(源于加筋结构的破坏)时记录到最大应变13%而路堤B，第一层土工布在破坏前最大应变为6%，其他三种在破坏时最大应变3%。
关键性发现：
在地基土变塑性后，发挥的张力增加了路堤的稳定性，明显地增加了路堤的破坏高度。
在一定的路堤高度下，加筋作用减小了地基土的侧向变形。
高强度和高刚性的土工织物比起强度和硬度小得多的非纺织物土工布有效得多。
基于所获的证据，表明采用高强度加筋的路堤A的破坏是由于达到加筋结构的破坏强度，而路堤B可能由于下层加筋体系没能充分发挥其加筋强度。
案例：某弯道路堤（Mattox and Fugua 1995）
此公路路堤建于—红树湿地上，此湿地由高度有机土组成，这里以前曾有一非加筋路堤在6米高度时破坏。作为一补救措施，此含4米厚的粗粒填土，再加上1.5米的路堤，分两阶段施工，并且采用三层单向土工格栅(Tult=79kN/m，J5%=1080kN/m)。此路堤的红树地基包括上层4米厚的低塑性砂质粘土(液限56%，塑限32%)和下部13.5米厚的塑性更高的有机质粘土(平均液限76%，塑限29%)。设计时采用有效应力分析。基于从历史破坏路堤回算得到的倾向保守的土性参数而进行的稳定分析显示，要提供可接受的安全系数，需要三层这种单向土工格栅。在实际施工过程中，第一阶段路堤填筑厚度在3.12米-3.4米之间。结果由于超孔隙水压力和比预计的消散快，50天(原计划是130天)之后便填筑了第二阶段1.24米-1.84米左右厚度的土层。
关键发现：
运用土工格栅加筋，同时采用每层控制填筑速度的分阶段施工，能保证在先前建造非加筋路堤失败的软沉积土上成功完成路堤建筑。
第一阶段施工中量测到的孔隙水压力比设计计算时预测地明显更小。这是由于设计中固结系数选取得倾于保守。
讨论：
从上述的实地案例中，能明显地看到运用基本的土工合成材料加筋能增强路堤的稳定性，并且减小路堤的变形。采用土工材料加筋的优点包括改善路堤的性能，降低工程费用，增加了路堤建造的可行性，在一些情况下能避免分阶段施工。在最后一个案例中，设计者似乎过于谨慎了，本可以不必分阶段施工就能安全地完成本路堤的建造的。
2.2 实地加筋结构应力和设计值的比较
案例：用一试验(Fowler and Edris Jr 1987;Duarte and Satterlee 1989)
在美国路易斯安那州的Plaquemine Parish,一条高强度有纺土工布加筋路堤试验截面被建以增高已有的防飓风堤。在新堤中心部位增高了3.8米。土层包括低塑性有机质淤泥，其土靠近地表覆盖有高塑性软粘土，而此软粘土层夹杂含水量从25%到285%不等的淤泥和砂透镜快。这些土大部分的硬度在中等到偏软之间。地基土的不排水抗剪强度在从地表的7.2KPa到18米深处的21.5kPa之间变化。
边坡稳定分析表明，要保证对循环破坏和非循环破坏的安全系数均为1.3，需要的加筋强度为210kN/m。选用了极限强度为Tult=664kN/m,5%应变刚度J为5950kN/m的高强度有纺土工布作为基础加筋。
在土工布上贴变形测量器以监控2年内加筋的变形。并用沉降计、压力计、测斜仪监控路堤的工作性能。施工期末在堤边坡下观测到的最大水平位移和最大沉降分别为大约2.5m和30cm。在施工期末观测到的土工布最大应变量为2%，完工400天后增加到3.5%。对照实地得到的土工布荷载应变曲线，3.5%的应变量对应于57.6kN/m的拉力。与之相比，用楔块分析方法在安全系数为1的情况下预测需要117kN/m的加筋力，因此预测的土工布的拉力比量测值大了2.03倍，而设计值210kN/m比实测值大了3.65倍。这表明加筋堤防的性能比用极限平衡分析预测的要好。
关键发现：
测试断面的土工布应力、应变大小要比设计时预测的小得多。
设计方法和稳定分析过于保守。
如果能更好地理解复合断面的力学性能，设计将可以更准确、更经济。
运用土工合成材料加筋技术使工程费用比传统施工方法下的费用节约了1/2到2/3。
由于运用高强度土工布，减小了堤防的规模和占地量。
案例：威斯敏斯特堤防(Hadj-Hamou and Rakeer 1991)
这条长106.7m高3.05m的堤防测试断面建于美国路易斯安那州的Jefferson Parish，密西西比河西岸的Marrero镇。用了两层单向，挤压成形的高密度聚乙烯土工格栅(Tult=79kN/m,J5%=1080kN/m)作为加筋。地基顶层4.6米为带有机土的，硬度在极软到很软之间的粘土，往下为直到17米深处的硬度在很软到软之间的粘土，再往下至26米深度为中软粘土和硬度在硬到很硬之间的超固结粘土。有机质粘土的天然含水量在40%到350%之间，软粘土的天然含水量在40%到80%之间。上部6.1m的不排水抗剪强度大约为7.2kN/m，之后强度随深度增加以1.12kPa/m的比例提高。设计计算预计土工格栅的应变在下层为2%，上层为1.8%，然而，施工完成后量测到的土工格栅的了大应变上层为0.57%，下层为1.7%。
关键发现：
土工合成材料发挥的最大强度只有设计强度(34.3kN/m)的73%。
运用土工合成材料显著的减少了湿地的开挖和回填。
案例：日本某路堤(Hashizume et al.2000)
在日本shimanto-地区，在15米厚的软地基上，用8个月的时间建造了一条13.2米高的加筋路堤。这条路堤的设计拟用破坏应变10%下的极限强度为700kN/m的土工合成加筋材料提供所需加筋力450kN/m。观测到加筋拉力(大约60kN/m)只是设计值的13%。施工期末的最大水平位移和沉降分别为25cm和80cm。
关键发现：
在施工期末土工合成材料发挥的强度远比设计预计的小。
讨论：
目前加筋路堤的设计方法通常基于极限平衡分析(Jewell 1982;Ingold 1982;Milligan and La Rochelle 1984;Fowler and Koerner 1987;Leshchinsky 1987;Mylleville and Rowe 1988;Holtz et al. 1997and others)。其他设计方法包括运用塑性解(Rowe and Soderman 1987a;Jewell 1988)和设计图表(例如Hird 1986;Low et al. 1990 and others)对于有粘聚强度的软沉积土上的路堤通常认为地基土在施工期为不排水状态，并且基于稳定性考虑通常认为临界时间在施工期末。
总的来说，加筋路堤的设计考虑四种主要的破坏机理(即，承载力破坏，通过加筋结构的路堤基础滑动，和与加筋损伤或者拉拔有关的极限平衡破坏)。大多数设计采用的是最后一种破坏机理。通常把边坡稳定分析中的传统圆弧裂面法进行修正，加入由于土体提供的回复力矩而产生的加筋张力的恢复力矩(例如Jewell 1982;Holtz et al 1997)。
由于设计中的简化和假设，如上述案例所示，加筋路堤的实地性能会与设计预计的有显著的差别。在一些案例中，加筋结构发挥的强度只是在设计中预计的一小部分。随着更深入的了解土工加筋路堤的性能和设计假定、分析中的保守性，目前的设计方法将可以得到改善，以期更加准确、经济。造成设计中偏于保守的因素将在下面的一个章节里更详细地加以讨论。
2.3混合运用预制竖直排水
案例：某防洪堤防(Lau & Cowland 2000)
在中国深圳河靠香港一边的岸上，作为防洪工程的一部分的一条10km长4m高的堤防建于软地基上。地基土为6-12米深的河泥和冲积土。河泥为硬度为很软到软不等的淤泥质粘土，不时有干壳和砂镜层，粘土的厚度从6米到10米不等，孔隙率高达3.冲积粘土(PI=49%)为厚度1米到9米不等的坚硬的砂质到粒质不等的粘土。
实地剪切板试验表明这12米厚的软土强度从7.5kPa到16kpa不等。基于保证短期稳定的不排水分析，运用典型强度为200kN/m的有纺土工布来增强短期稳定性，但仅此一项不足以保证所需的安全系数。因此设置间距1.5米呈三角形分布的预制竖直排水来缩短固结时间以使强度迅速提高。此堤防分三阶段施工。最后一阶段在固结度达到75%后开始。用锥形穿透试验测到的不排水抗剪强度表明正如预测的那样，最后施工期末提高的强度足以保证所需的安全系数。
压力计监控表明施工过程中超孔隙水压力消散明显。倾角计结果表明在边道下离地表约2米深度处的累计水平位移为83mm。堤防中部附近的沉降在施工结束5个月后稳定在大约0.65m。
关键发现：
要把堤防施工到设计高度，仅用加筋或仅用PVDS都是不够的。加筋和竖直排水的共同作用增加了短期稳定性，同时使堤防施工能保证所需的安全系数。
监控超孔隙水压力的消散保证了对堤防施工速度的控制。
运用PVDS并控制施工速度，有效的减低了施工期间的超孔隙水压力，并加速了其完工后的消散。
由于预制竖直排水引起的部分固结作用，软弱土强度增加很快，很显著。
由于混合运用加筋和PVDS，量测到的软土的最大水平移动相对较小。
使用土工加筋证明是经济的。
案例：某织物加筋堤防(Schimelfenyg et al.1990)
在麻萨诸塞州New Bedford，一高5米的加筋堤防建以容纳从New Bedford 港底挖出来的污染沉淀物。这一工程建于一大的平坦的，部分淹没的沿海低地，地基土为砂质和有机质粘土层。有机质粘土层厚度从1.2米到5.2米不等，平均含水量为105%，液限为106%，塑性指数为73%。通过现场十字板剪切试验得到的软粘土的不排水抗剪强度随深度增加在近1.2Kpa到11.5Kpa间变化。使用单层高强度聚酯土工布，在织物经向和填筑方向的极限张拉强度分别约为880KN/m和200KN/m，割线模量为5%的延展率在两个主应力方向上分别对应8800KN/m和2000KN/m的拉力。同时间距1.5米的竖直排水系统用以缩短固结时间。
堤防分两阶段施工。不排水稳定分析表明不加筋的安全系数为0.6，而加筋时发挥350KN/m的张力(5%应变)则安全系数达1.6。在第一阶段(填筑最初的1.2米)量测到的应变为0.6%-2.2%，设置竖直排水时降低0.1-0.5%。在第一阶段固结期应变0.5-3.5%，第二阶段施工期 (填筑3.8米)应变0-0.8%，而第二阶段固结期0.1-1.5%。应变增长的速率相当缓慢。最终发挥应变7%超过了设计值。第一阶段施工期观测到明显的河泥波动，总沉降在0.9米至1.2米之间，比设计时预计的10个月的主固结期的沉降值1.5米到1.8米要小。
关键发现：
在第一阶段(铺设PVDS之间)观测到明显的加筋结构的应变和河泥的波动；然而在第二阶段(铺设PVDS后)加筋结构的应变量增加很少。这一差别可归功于设计PVDS后有助于孔隙水压力消散，从而提高了抗剪强度。
使用PVDS减小了施工期的地基的抬升和水平剪切变形。
固结期间的固结沉降差造成了加筋结构中应变的显著增加。
混合使用加筋和PVDS能保证在不排水强度极低的地基土上建造相对比较高的堤防。然而由于高堤防的塑性和固结变形，加紧结构产生的应变可能比较大。这一观测结果和Li和Rowe(2001a)用FEEM分析预测的结果一致。
讨论：
在这一节中讨论的实地案例表明，混合使用土工加筋和预制竖直排水比起传统施工方法来，能保证在短得多的时间内经济地建造高得多的堤防。这是因为加筋张力和由PVDS的部分固结作用产生的地基土的强度提高的共同作用，比起任何一种的单独作用更加明显，而且运用加筋促进了部分固结的堤防稳定上的有利影响(Rowe and Li 1999;Li and Rowe 1999b)。PVDS和加筋都能减少地基变形，抬升和竖直剪切深降。相比没有PVDS的情况，采用PVDS减少了加筋结构的应变。
堤防施工期的地基土部分固结作用明显，因此相对没设PVDS的情况，加筋结构的应变减少了。Li和Rowe(2000,2001a)表明对于设置PVDS的地基土来说在施工期末的平均固结度随施工速度和间距不同的20%到45%之间变化。LI和Rowe(2000a)提出了一个考虑PVDS和加筋的混合作用的设计程度。
2.4造成加筋结构应变发挥低的因素
由于典型设计方案采用安全系数1.3(或者更大)，所以这些设计方案基于的极限平衡实质上是设计加筋力与比现场不排水抗剪强度小25%的土体之间的极限平衡。因此设计张力并不是对实地张力的预测。要预测发挥的张力，得用预计的强度(假定安全系数为1)。这将比设计值(采用的安全系数大于1)小，并且只要现场强度与预计强度相似，现场发挥的拉力可以预测要比设计值小。然而，正如下面要阐明的，加筋拉力通常要比基于预测强度和安全系数为1情况下的小。
案例：某堤防试验段(Varuso et al.1999)
美国Army Corps of Engineers的New Orleans区建造了一些土工合成材料加筋的堤防测验断面，以期获得一种新方法，这种方法将能充分考虑由于施工期和完工后短期内的固结作用产生的软地基土的抗剪强度的增加。这个实验堤防，长274.5米，建于美国路易期安纳州密西西比河西岸。25米厚的地基土为硬度从软到中等，夹杂淤泥镜状和有机质的粘土，下为含水量相对较高的软至极软的粘土，在下面为夹杂一些淤泥的中等密度的粘土。三个实验堤防长9.5米，使用加筋结构：第一个用单层土工布5%应变的设计应力值T5%=85KN/m。第二个用单层单向土工格栅，其T5%=85KN/m，第三个用双层土工格栅，上层T5%=57KN/m，下层T5%=17.5KN/m。
堤防设计采用楔块方法分析，土体的强度采用不固结强度(UU)，土工合成材料采用5%应变强度，安全系数为1。堤防平均施工速度为1m/月。堤防1、2、3的加筋结构最大应变在施工期末分别为2.63%,2。15%,1。97%,完工400天后分别为3.6%,2.6%,3%.2.7米深度处的最大水平位移不到50mm，这未超过类似建造在软地基的堤防下侧向位移的预测范围。估计加筋中的张力大约为设计值(84KN/m)的48%。观测到的加筋结构的应变和水平位移表明堤防是稳定的，尽管设计时采用不排水条件，和UU强度，并且安全系数为1。对完工后的钻孔土样进行了实验室测试，结果表明在上部3米土层的不排水抗剪强度比初始强度提高了135%，下面几层的土体强度增加在50%-67%之间。
关键发现：
尽管采用安全系数为1进行设计，但是加筋堤防性能稳定，由此可看出设计方法或采用的参数偏于保守，或者两者都偏于保守。有一个因素可能是不固结不排水强度试验通常测得得不排水强度偏小(由于扰动)。
孔隙水压力，沉降和完工后钻孔试验的数据表明由于软地基土的固结，抗剪强度增长迅速而且显著。
施工期的部分固结作用产生的抗剪强度的增加提高了堤防的稳定性，降低了地基剪应变。因而施工期的部分固结作用可能同时造成了加筋结构发挥的应变远比设计应变值5%来得小。
由于控制施工速度，保证超孔隙水压的消散，由部分固结作用产生的强度提高，路堤稳定性提高。
案例：Wilmingtom港口堤防(Fritzinger 1990)
此堤防建在Delaware Wilmington，地基土为厚度7.5米至30.5米不等，软弱高压缩性淤泥、粘土，下为1.5米到6.0米厚的密实砂砾。三个主要的细颗粒状地基土地段分别为6米、6米、18米厚，不排水强度分别为大约4.8Kpa、7.2KPa、4Kpa。地段1由于其初始不排水强度很低而受到特别关注。设计采用wide bermde型堤防，用高强度土工布作为加筋，并设竖直排水(3米间距的三角形布置)来提高地基土强度。加筋物为有纺聚酯土工布，刚度为J=3300KN/m，张拉强度为T5ult=260KN/m。
路堤施工分两阶段。第一阶段填充3米厚，180米宽，边坡坡度为12.5:1。第二阶段填筑3米高，边歧坡度3:1，顶宽3.7米。1、2阶段施工期记录到的土工布的纵向和竖直向的应变比设计时假定的5%要小得多。量测到的堤防沉降与设计预计一致。倾角计量测到的基础微小位移可忽略不计。
关键发现：
由于运用竖直排水。施工期的固结作用十分明显。
加筋结构发挥的应变量远小于设计值5%。
案例：马来西亚Muar粘土上的试验路堤(Chai and Bergado 1993)
一个土工格栅加筋的试验路堤建筑在软Muar粘土上，并在地基中采用竖直带状排水。为了在固结结束之后达到设计的最终高度6米，路堤在施工期末建到了8.5米的高度。两层土工格栅加筋在11.2%顶点应变时张拉强度110KN/m，设置在0.5米厚的砂铺盖中的平整表面上，竖直间距0.15米，保证施工期末最小安全系数为1.3。土层包括2米厚的风干土层(Su=10-20Kpa，Wn=60%),5米厚的极软淤泥质粘土层(Su=10-16Kpa，Wn=80-105%)和10米厚的软粘土层(Su=18-30Kpa，Wn=50-100%)。在这些粘土层下是大约0.6米厚的泥炭。再往下为中等密度到密实的厚粘持淤泥砂层。施工期400天，分三阶段完工。由于固结作用显著，其施工期末的沉降量为1.5米。观测到的侧向水平位移在堤趾处为350mm，而在地表下5米处地基土处为450mm。估计每层土工格栅加筋结构的最大张拉力和应变量分别为13KN/m和2%。
关键发现：
由于使用PVDS和分阶段施工，在施工期末产生较大的固结沉降。
由于采用PVDS和分阶段施工而产生的强度提高，增强了路堤的稳定性。从而加筋结构的应变量没能达到预计的设计值。
认论：
上述讨论的案例记录表明，既然工作条件下加筋路堤的实地性能要比设计预计的好，那么可看出目前的设计方法倾于保守。比起保证所需安全系数的设计值和假定土体的不排水强度充分发挥达到平衡时的预计值，观测到的加筋的应变和产生的张力通常更小。这主要由于三个因素。首先，假定路堤施工期间地基土不排水。然而事实上，在通常的施工速度下能产生显著的部分固结。若在前几阶段加荷时土体呈超固结，这将有可能发生，而有采用竖直排水来改善排水条件时这点尤为显著(Leroueil et al. 1978;Rowe et al. 1995;Li and Rowe 1999a; Leroueil and Rowe 2001)。随之而来的部分固结作用对稳定性的有利影响对于加筋路堤相比于非加筋路堤要显著得多(Li and Rowe 1999a)。
第二个保守性源自对地基土不排水抗剪强度的选取。由于与地基土in-suti operational抗剪强度有关的不确定性，使得从in-suti和实验室试验得到的设计强度通常选择得过于保守。导致加筋应变比设计值小的第三个因素在于路堤设计中，通常设计方法采用大于1的总体安全系数而倾于保守或在极限状态设计方法中采用地基土的计算强度。在工作状态下，除非设计时过高地估计了地基土的抗剪强度，加筋的应变和经和将会比设计值低。
2.5施工速度和分阶段施工的影响
案例：hubey公路路堤(Rowe and Mylleville 1996)
这座1.3米和1.7米厚的路堤采用双向拉伸PP土工格栅(Tu lt=19。2KN/KN/m，J5%=280KN/m)作为基础加筋。地基包括1.8米到1.9米厚的硬度的硬度为软到硬不等的黑色纤维状泥炭，下为厚度在2.2米到2.4米之间，夹杂许多shell的极软有机质淤泥，再下为0.4米到0.6米厚的软细有机质淤泥。在有机质淤泥下遇到了带有一些粘土的细度为细到中等的砂和坚硬的砂持淤泥。黑色纤维状淤泥的有机质含水量在250%到700%之间，有机质含量在76%到90%之间。极软有机质淤泥的含水量在250%到480%之间，有机质含量在13%到34%之间。
施工的第一阶段在软有机质土的根部垫层上铺设土工格栅，然后在土工格栅上填筑1.5米厚的粗粒土。施工期末观测到最大沉降0.49米，平均沉降0.28米。固结11个月(从第一阶段施工期末算起)之后，最大沉降1.5米，平均沉降1.1米。在填筑后10天内应变量达到最大，测量值在0.25%到1.75%之间。Rowe和Soderman(1985b)对考虑泥炭上建筑路堤过程产生的超孔隙水压大小的重要性进行了控讨，并推荐控制施工速度以使Bmax(最大超孔隙水压力与竖直路堤荷载的比)水于或等于0.34。然而没有证据表明在Bmax量测达到0.34至0.38之间(Rowe和Soderman(1985b)建议的最大值)的断面附近出现问题。然而另一个断面的施工速度过快，以致产生的超孔隙水压力达到Bmax=0.7(远远大于推荐值)。结果这个断面发生了大规模的旋转破坏。
关键发现：
控制施工速度对泥炭地基上路堤的短期稳定很重要。
建议控制施工速度以保证孔压参数Bmax保持于0.34以下。然而在一个断面的施工之间没有采纳这一建议，当孔压系数Bmax达到0.7(＞0.34)时发生了破坏。
由于在填筑之前根部垫层中产生了一些大的张拉裂缝，因此在填筑过程中土工格栅加筋起了十分有利的作用。
案例：Grassy Sound高速公路路堤(Volk et al.1994)
这一2KM长的高速公路路堤建于root mat，下有6-7米厚的极软的有机质沼泽粘土。地基中设置竖直排水，其间矩为0.76米的三角形形式。此路堤分四阶段施工，高度到2.8米至4.7米。极软粘土的不排水强度在上层为1.4Kpa，至底部为4.8Kpa，Wu=90-400%，LL=90-200%,PL=30-80%和PI=50-130%。在极软有机质粘土层下是硬的砂质泥质粘土/粘质淤泥层，厚度为0.8米至1.5米不等，这上下两土层分别采用一层高强度聚酯土工布，强度分别为Tult=438KN/m,J=3500KN/m和Tult=438KN/m,J=3500KN/m。
承载能力分析表明路堤建筑上升的速度不得高于每阶段1.4米厚，稳定性分析表明在施工期末要保证1.3的安全系数需要Treq=335KN/m。运用两层土工布，5%应变时下层土工布的张力为292KN/m,上层175KN/m（ ），因此若假定线性变化和两层应变相同便可得到设计应变3.6%。观测至的总沉降为1.8米到2.7米，最大水平位移从0.4米到0.5米不等。在主固结期末，下层的土工布的应变为4.6%，上层为2.2%。假定土工布应力应变曲线呈线性，可得应力值为346KN/m，这比保证安全系数1.3的应力值略大。然而两层的应变都低于设计值5%，上下两层的应变差值表明路堤出现一定弯曲。没有发现有泥波或路堤开裂。
关键发现：
施工分四个阶段，以便软有机质地基强度可增加到足够大的值，以保证施工到设计的高度并且加筋应变不超过设计值。
高强度土工布的实际应变比设计值小，但固结后的应力设计值预计的大。
竖直沉降比预计值小。
监控加筋应变的同时采用分阶段施工，以确保加筋的应变不超过许可值。
两层中的应变并不一致，下层的应变比上层的变变的2倍还大。
案例：某公路路堤(Shimel & Gertij 1997)
此4.3米高的加筋路堤是为在华盛顿Tacoma建造一条公路而修筑的实验路堤。路堤的稳定和施工进度是关注的重点。地基土为一层相对较薄的砂质填料层，下为9到15米厚的极软到软不等的粘质淤泥(LL=32-74%，Su=10-19kPa)。由于软土层较厚，路堤不能一次施工到所需的高度。所以采用分阶段施工和高强度土工布加筋以确保在短时间内完工。两层张拉强度为200kN/m的高强度有纺聚酯土工布铺设在实验路堤的底部。
施工期末的最大沉降为0.7m(为路堤高度的0.5%)，量测到的最大基础侧向移动为大约5.8cm。除了在一个填筑速度过快的地方发生了一起事故，在施工过程中整个路堤性能良好。在这个事故中，当时观测到孔压迅速上升，并有明为的侧向位移。
关键发现：
由于采用高强度加筋和分阶段施工，而得以在施工进度表内完成软粘土地基上的路堤施工。
为维持稳定，控制路堤的施工速度，并用监控孔压和水平位移来控制填筑速度。
讨论：
由于极软粘土的不排水强度低，通常在路堤施工过程中保证超孔隙水压力消散是必不可少的。在许多时候凝聚性土层下存在相对透水层。因此在天然的双面排水条件下，可控制填筑速度以求在施工期内达到部分固结。许多非加筑路堤的实地案例(Leroueil et al. 1978;Croods et al.1984)和上面引述的加筋路堤案例表明由于在路堤施工期内产生的部分固结作用，施工期产生的孔压比加载的路堤压力要小很多。有限元分析(Rowe and Li 1999;Li and Rowe 2001a)表明加筋使固结作用更明显，同时施工期的部分固结作用能有助于施工到加筋路堤无法达到的高度。因此控制施工速度以保证施工期超孔隙水压消散对确保软地基上的路堤稳定是一条有用的途径。
2.6在对速度敏感的土层上修建加筋路堤
案例：Sackville路堤(rowe et al.1995;Rowe & Hinchberger 1998)
在加拿大，New Brunswick, Sackville，一座充分量测，同时有加筋和非加筋部分的路堤建于可压缩的粘土淤泥上。Root mat下的地基土包括最上面几米为平均十字板剪切强度近乎22-26kPa的许多，到10米深处强度提高到大约40kPa。天然含水量为40%到70%，液限为42%到76%，塑限为15%到23%，深度1米至6米的液性指数超过了1。加筋为聚酯有纺土工布，13%破坏应变下的Tult=216KN/m，5%应变下的Jsec=1466KN/m。
实地监控显示一直填筑到大约2.4米高，路堤呈弹性，但路堤施工从5米高到5.7米高时土体有明显的塑性变形。非加筋路堤在高度约6.1米时破坏，加筋部分在8.2米高时破坏。Rowe et al(1995)认为Sackville试验路堤的破坏为粘性破坏。施工期间，填筑高度大于2.4米后，记录到加筋的应变在填筑每升高一层后随时间有显著的增加。事实证明，在施工停止期发生的路堤变形随时间变化可以用弹粘塑性理论结构模型进行模拟。
关键发现：
在一定的填筑高度下，运用加筋结构提高了路堤破坏高度，减小了地基土的粘塑性变形(相比非加筋路堤而言)。
由于对速度敏感的土层的不排水条件下的蠕变，施工期末的变形和超孔隙水压有所增加。
非加筋路堤的破坏高度比预计的低。
加载速度对不排水强度参数有影响。
由于应变速率对速度敏感性的粘性土不排水强度的影响，十字板剪切试验过高地估计了施工期的强度。
稳定的临界时间有可能不在施工期间，而是在施工后某一个时间。
甚至当加筋结构看上去已经破坏了时，也没有出现突然的或脆性的破坏，而是相当缓慢的破坏。这部分由于土体能承受过载而缓慢达到破坏。
在速度敏感性土上建造路堤应特别的谨慎。
讨论：
众所周知，天然软粘聚性土有显著的时效性，天然软粘土的不排水强度则是与应变速率有关的(Casagrande and Wilson 1951;Perloff and Osterberh 1963;Bjerrum 1972;Graham et al. 1983;Leroueil and Marques 1996;Scheahan et al. 1996)。由于一些软粘地基土的粘塑性，通常路堤施工后会出现明显的蠕变，或者由于超孔压增加或保持在完工后的水平而产生破坏(Croods et al. 1984;Kabbaj et al. 1988;Rowe et al. 1996)。软地基土对速率敏感的特征对加筋路堤的性能有巨大的影响(Rowe and Hinchberger 1998;Li 2000)。在施工期末加筋发挥的张力可能和用保守的设计方法预计的大不相同(Rowe and Li 200)。
Rowe和Hinchberger（1998）把Sackville路堤的时效性归结于敏感的地基土的粘塑性。有限元分析表明由于地基土的蠕变，加筋的应变在施工期末会明显增大(Li 2000)。事实表明基于现场十字板剪切试验可能过高地估计了速度敏感性土的实际不排水强度(Rowe and Hinchberger 1998;Rowe and Li 2000)。实测不排水强度应加以修正后再运用于速度敏感性土体上的路堤设计。Li和Rowe(2000)提出使用反映应变速率对地基土实际强度影响的修正系数。
2.7完工后加筋结构应变的增加
案例：某加筋路堤(Litwinowicz et al.1994)
在澳大利亚，这座2.8米高的路堤建于4-10米深的极软到软的海粘土上，下有砂质土层。天然含水量在40-120%之间；液性指数为1.5到2.5；不排水强度5-12Kpa，随深度线性增加。两个路堤中的一个用HDPE土工格栅(Tult=200kN/m，3%应变下的Jsec=3500KN/m)加筋。另一个用聚酯土工格栅（3%应变下的Tult=200KN/m,Jsec=2100KN/m）加筋。在保证安全系数1.3下，假定应变约3%时加筋设计强度为Treq=60KN/m。
施工期末聚酯土工格栅和HDPE土工格栅的最大应变分别为1.65%和0.4%。相应发挥的强度，土工格栅为26KN/m，土工布为28KN/m。这些实测结果实质上比设计值小或只有设计值的一半。完工后HDPE土工格栅的最大应变增加了100%，而PET土工布应变增加较小。
关键发现：
在恒定的路堤荷载下，HDPE土工格栅应变的增加主要是来自蠕变。然而应变增加值(0.5%)比用同时蠕变曲线预测的值2.5%要小得多。这可能是由于事实上当路堤处于工作状态下时，土体能限制加筋结构的蠕变(Li and Rowe 2001b)。
由于固结期间地基的变形，两个断面的加筋的应变和应力均有少量的增加。
在相同厚度下两个路堤断面加筋发挥的强度相近，但都明显小于设计值。
由于施工期的部分固结作用和填筑强度，两类加筋中发挥的应变均较低。
案例：某试验路堤(Bassett & Yeo 1988)
此高7米的试验路堤用单向HDPE土工格栅(Tult=79kN/m， J5%=1080KN/m)加筋，建造于4.5米厚的软粘土/泥炭土/软粘土地基上，地基中设竖直排水。施工期末土工格栅的最大应变和应力分别为2%和14KN/m。加筋应力量测片的数据显示，施工期间应力迅速增长(Tult=14kN/m),并且在完工后监控的400天里随时间继续增加(Tult=16kN/m)。这一现象的设计假定相反，设计认为加筋最大应力发生在施工期末，随后应力松驰，荷载缓慢下降。应变从2%增加到3%(增长了50%)，土工格栅中同一点的应力增加了10%。尽管完工后加筋结构的应变应力继续增长，但相比应变设计值5%和应力设计值25kN/m到30kN/m之间还是偏小。
关键发现：
完工后加筋结构的变应力有所增加，与设计预测相反。
讨论：
事实表明，加筋的应变并不总是在施工期末达到最大，而且在不少实地案例中应变在完工后仍有所增加。在Reach A试验路堤的案例(Fowler & Edris Jr 1987)和New Bedford dike (Schimelfenyg et al.1990)中，加筋的应变增加主要是由于地基固结变形对加筋变形的影响。在Sackville路堤(Rowe et al.1995)中，由于地基土的蠕变，在恒定填筑厚度下试验路堤中的高强度聚脂加筋出现显著的应变增加。如上所述案例所示，除了固结作用和地基蠕变，在恒定填筑厚度下土工合成材料的粘滞性同样会导致完工后加筋的应变增加。在这两个案例中加筋应变应力的增长趋势和用FEM分析法得到的发现一致(Li and Rowe 2001b)。总之，应变的增加可能与加筋的蠕变有关，与地基土的蠕变有关，与固结作用有关(固结沉降差)。地基变形产生的应变增加将相应地引起加筋应力的增加。
2.8泥炭土上的路堤
案例：Bloomington公路路堤(Rowe et al.1984a,b)
在加拿大Ontario Aurora,此1-1.5米高的土工布加筋的路堤(填筑厚度5.7米)分三阶段用1年时间建造于高压缩性泥炭土层上。此层泥炭厚度从5米到7.6米不等。两个调查的断面，断面A、断面B下泥炭的平均含水量分别为445%和785%，泥炭层下为淤泥质砂和砂。断面A用有纺土工布(Tult=41kN/m)加筋，断面B用另一种有纺土工布(Tult=178kN/m)加筋。对断面A、B，观测到的最大竖向沉降分别为3.2米和4.6米，量测到的加筋应变分别为21%和5%。
关键发现：
断面B用高模量土工布加筋减小了侧向位移。
随着地基中局部塑性区范围的增加，加筋在降低剪切变形和增加稳定方面起着越来越重要的作用。
甚至一种极高模量土工布也不能阻止此泥炭上路堤的巨大固结沉降。
在分析路堤性能中运用有效变形和有效强度参数(联合孔隙压力)提供了计算和实测的性能间的最好统一。
案例：某试验高速公路路堤(Matichard et al.1994)
一条5.8米高的试验路堤建造在法国一高速公路道旁的泥炭沼泽上，工期为20天。地基土包括1.5-3米厚的泥炭层，下为1-2米厚的粘土层和1-1.8米厚的粘质砂砾层，再下为岩床。泥炭的含水量在150%到319%之间，粘土含水量在4%到86%之间且不排水强度为40-60Kpa。采用两层Tult大于120KN/m的土工布加筋来防止预测的若不采用加筋在设计高度将发生的旋转破坏。此预测认为在路堤施工期，路堤的泥炭层会有一巨大的滑块产生测向位移。
施工期末的最大沉降为0.4米，完工100天后由于固结作用沉降量增加到0.6米。路堤基底的最大水平位移为50mm，100天后增加到82mm。施工期末上层土工布的最大应变为0.7%，完工100天后为0.8%；下层土工布施工期末的最大应变为1.3%，完工100天后为1.75%。
关键发现：
最初设想靠击实移走泥炭，但没成功。这可能是由于超孔隙水压力消散相对快，泥炭有效应力增加造成。
施工期沉降约占量测到的总沉降的67%。
采用土工布加筋确保了路堤施工到设计的高度，并未破坏。
用平均应变计算得到的下层土工布的最大张力约为20KN/m；这只是设计值的1/3左右。
加筋应变上下层差别大(比值为2)。
案例：某公路路堤(Oikawa 1996 et al.)
此路堤建于厚度从1.2米到11.3米不等的泥炭层上。路堤典型截面为高6米宽12米，而地基典型截面为4.4米-7.3米厚的纤维状的无定形泥炭层，1.7米-3米厚的粘质淤泥层，1.5米厚砂质淤泥和砂砾层。纤维状淤泥层天然含水量Wn=400%，另报道平均无侧限压缩强度Su=11Kpa，但此纤维状泥炭强度值的可靠性值得怀疑。无定形泥炭Wn=260%，Su=20Kpa。下面的粘质淤泥Wn=90%，Su=28Kpa，砂质淤泥Wn=35%，报道称Su=127Kpa(若是砂质淤泥这同样值得怀疑)。稳定性分析表明不用加筋路堤只能填筑到1.8米。在设计高度6米，采用加筋使施工期末的安全系数从0.46增加到所需的1.15。采用五层土工格栅加筋，并同时分两阶段施工。
一层土工格栅张拉强度17.7KN/m，直接铺在地表上。另四层土工格栅，每层强度Tult=108kN/m，在1米厚的砂工作平台上以60cm的竖直间距设置。第一阶段施工在约一个月内填筑1.8米高(这一高度是预计的非加筋路堤的破坏高度)。采用了两层土工格栅加筋置于堤内，一层置于地表。填筑了这最初的1.8米后没出现旋转破坏、张拉裂缝和大的表面波动。第一阶段施工期末，在地表3米下纤维状和无定形泥炭的分界处量测到的最大向外水平位移约为2-3cm，并且在固结期内几乎没有变化。在第一阶段只观测到了坡脚5cm的抬升。
第二阶段在第一阶段完工10个月后开工，用时约一个月。铺设了另外两层加筋，填筑到设计高度6米。在第二阶段的一个月施工期内，观测到3米深处最大水平位移6-8cm，坡脚处有小量抬升(10cm)。施工的两个阶段都观测到中心线下和两肩下的沉降量几乎一样。加筋路堤呈现刚性，沉降相对一致。施工期末的沉降约为175cm，为路堤高度的29%。在两个阶段的填筑过程中，沉降均发展迅速，此间的沉降量达到最终沉降量的70%多。此路堤分两个施工阶段安全地建造到设计高度。
关键发现：
采用多层土工合成材料加筋路堤使得能在泥炭层上建造相对较高的路堤。
在相对较厚的泥炭层上，运用加筋使得路堤工作性能呈刚性。
由于泥炭层中超孔隙水压消散快，大部分固结沉降在施工期间完成。
由于加筋与泥炭的快速固结的共同作用，填筑期间和填筑之后地基下层的剪切变形相对较小。
案例：某高速公司路堤(Kerr et al.2001)
在加拿大Ontario Port Severn以北，平行于已建双道高速公路，于泥炭地基上建造一双道高速公路路堤，路堤连同超高厚5米。地基土层包括2.5米厚的饱和泥炭，下为2.5米到5.5米厚的软至硬的粘土，再下为岩床。泥炭呈深褐色至黑色，含水量在92%-518%之间，平均值为320%，不排水强度约为5Kpa。软至硬粘土含水量随深度从60%递减到10%，不排水强度上部为5Kpa，下部为10Kpa。加筋采用单向HDPE土工格栅，设计强度为61.3Kpa，应变2%下的割线刚度为21.9Kpa。路堤设计最小安全系数1.4。施工中路堤稳定，其间未出现危险的迹象。完工近10个月后由于不均匀固结沉降，观测到一张拉裂缝。19个月后观测到1.02米的最大总沉降。然而，在施工期间就几乎完成了总沉降的一半。监测期内施工对周围已有的路堤没有严重的影响。
关键发现：
运用土工合成材料加筋，在泥炭层上安全地完成了施工，并且没有影响附近高速公路的路堤。
运用加筋免除了置换泥炭层，并把工期缩短了一半。
土工合成材料加筋路堤缓和了一系列的环境压力，如减小了对湿地的影响，避免了挖掘和移置地基土，避免了对地下水的污染，若现有地基土被扰动，则这些不利影响均有可能发生。
讨论：
泥炭通常天然含水量高(50到2000%)，孔隙率高(5至15，但也有可能高达25)，压缩性大。泥炭通常在高孔隙率下渗透系数较大，但随着压缩，渗透系数急剧下降。由于泥炭的多孔性，通常在一般的施工速度下施工期内超孔隙水压力能消散一部分。所以泥炭地基由于不排水承载力而破坏的情况较少。泥炭上路堤破坏通常由于路堤过大剪切变形导致，而不是明显的表面滑动破坏。事实表明施工速度和孔隙水压的消散速度对维持路堤稳定很关键(Rowe and Mylleville 1996)。由于泥炭中的初始有效应力小，若加载过快，那么可用于承载的抗剪强度只有低值的表面凝聚力(由泥炭中纤维的张拉力提供)和垫层的张拉强度。相比基于不排水强度的总应力分析，有效应力分析法更适合于泥炭地基的路堤，能提供较好的预测(Rowe et al.1984b).
2.9总结
运用土工合成材料，在软地基上已成功的修建了大量的路堤。在此节里讨论的实地案例证明了土工合成材料加筋的有效性，也验证了从软地基上路堤施工中土工布，土工格栅加筋和预制竖直排水的运用中得到的关键发现。地基土通常含水量高，并且要么由细粒组织，要么有机质含量高。土工合成材料加筋和/或PVDS确保了在这些棘手的地基土上施工能在预定的施工期内完成，并且工作性能符合要求。
加筋提高了防止旋转破坏的安全系数，并有利于维护路堤的结构整体性。地基土的承载力也由于加筋得到提高。由于通常会遇到地基土不排水强度随深度显著提高并且/或者在软粘土层下相对较浅处存在坚硬地层，加筋路堤破坏高度通常比基于经典承载力理论计算得到的值大，经典理论针对无限深均质粘土层(Hf=5.14Su)上条形基础采用Prandtl解。仪器显示运用高张拉强度，高模量的土工合成材料，有效的减少了地表高度的位移，尽可能减少了侧向延展，降低了不均匀固结沉降。
要施工到设计高度，有时候得混合采用加筋和分阶段施工，以确保地基土强度能增加到足以承载最终路堤荷载。事实表明，使用土工合成材料加筋增强了由于部分固结作用产生的地基土强度提高的作用。同时表明，加筋路堤的性能对施工速度敏感。在一般的施工速度下部分固结作用十分明显，尤其是当设置了PVDS或当地基中有纤维状泥炭层时更是如此。由此产生的地基土强度的增加有效地降低了施工期末加筋的应变。因此实地监测对于控制施工速度以确保施工期超孔隙水压能有效消散是必不可少的。
加筋发挥的应变应力大小比目前在许多建设在常规软土上的路堤的设计方法采用和预测的值要小得多。这主要是由于目前设计方法中假定的不排水条件和土体强度倾于保守。
建在速率敏感性土上的加筋路堤尤其应该引起注意。对于这些地基土，路堤稳定的关键时间可能在完工后的某个时间，而不是在施工期间。因此加筋的应变应力由于地基土的蠕变会随时间显著的增加。影响加筋路堤的时效性的一个因素是土工合成材料的粘滞性，尤其是那些用高密度聚乙烯、聚丙烯制成的土工材料。在这些情况下由于土工合成材料在恒定路堤荷载下的蠕变，加筋应变似乎随时间不断增加。大量数据表明完工后加筋出现应力松驰。这被认为是因为完工后地基土由于蠕变而产生水平变形，并且固结变形造成的加筋应力的增加也补偿了加筋的应力松驰(Li and Rowe 2001b)
3．加筋挡土墙
在过去的30年，关于加筋土结构以及它们在设计的使用年限中的性状，无论从理论上还是实验上都已经得到了广泛的研究。典型的加筋挡土墙结构有4种型式的护面单元，即全高度面板、分层预制面析预制标准组件面板和包裹式墙面。加筋挡土墙的破坏模式在文献中被粗略地分类为内部或者外部两种模式。典型的内部破坏模式包括加筋的破坏或者拔出。外部破坏模式则包括：(a)加筋土体的滑动；(b)由于承载力的破坏；(c)挡土墙的转动；(d)任意滑动面破坏。
极限平衡法被广泛地应用于加筋土墙的设计。经典的土力学方法已被发现在加筋土结构的外部稳定分析方面是令人满意的。内部稳定性的考虑，则要求加筋能承受土体传递的拉力而不被拉裂。同时，加筋和土体在抗力区域必须有足够的结合，使得加筋上的力能够充分地发展至要求的大小而不被拔出。内部设计的基础，就是估计加筋需要的间隔和长度，从而满足上述的条件。极限平衡分析中传统的锚定楔体法，被广泛地应用于设计土工合成材料加强的挡土墙(特别是在北美大陆)。内部设计的一个附加考虑就是加筋的耐久性。加筋的老化来自侵蚀、蠕变和对不同加筋材料的化学和生物破坏。
许多领域的案例表明，传统的设计方法偏于保守。这可能是由与土工合成材料的随时间变化特性有关的不确定性，加上由于加筋挡土墙不同成分之间的相互作用而带来的复杂行为，以及施工的不确定性等引起的。粗粒回填土的加筋挡土墙已经得到了广泛的研究。但是，粘性回填土的加筋挡土墙的性状却还没有得到完全的掌握。类似地，关于建造在不是很坚实的地基上的挡土墙的研究工作做得很少。土工合成材料加筋的蠕变可以归因于加筋土时间依赖行为的复杂性。下面的部分将回顾许多现场的案例，以突出与这些事情相关的一些因素。
3.1粗粒回填土的挡土墙
案例历史纪录：阿尔冈琴足尺试验墙(Simacet.al.1990)
一个足尺的6.1米高，15米宽的土工格栅加筋土试验墙，建在美国伊利诺期州的阿尔冈琴的一个采石场。这座墙采用了连续的细丝聚酯土工格栅和200毫米高的分层护面单元。土工格栅加筋的最终抗拉强度是39千牛/米，相对应的破坏应变为15%。它的长期允许设计荷载为15.5千牛/米。格栅共有8层，每层长为4.3米，层之间的平均间隔为0.75米。加筋通过它们之间的摩擦连接到护面系统。试验墙在假设为锚定楔块模型后，用极限平衡计算得出的安全系数很低(例如，长期的内部安全系数在没有施加附加荷载时小于1.1)。一个有斜坡的2.1米高的超载的墙建好后施加于墙上104天，以便在监控的过程中使系统产生加筋上的拉力。
墙的施工过程中从测斜仪得到的数据表明，土体有整体的转动，同时墙顶加筋土的前面和后面各有最大为37mm和20mm的侧向移动。从土体中推导出来的侧向应变在0.5%和1%之间。斜坡超载下的加筋层的应变分布的测量结果表明，最大加筋力的位置与理论的朗肯破坏面是一致的。在2米高的土工格栅层，最大的加筋的应变在施加附加超载后为0.95%(与9.2千牛/米的拉力一致)，并且在施加后没有明显的变化。在长达15个月的监控程序中，没有观察到土工格栅的加筋应变有明显的随时间的变化。土压力测量则显示了墙底有相对均匀的荷载压力分布。
主要发现：
•测量仪器的数据确认了使用极限平衡分析和锚定楔块模型的设计方法的适用性。
•聚酯土工格栅加筋没有发生明显的随时间的变形。
•预制组合护面系统的摩擦式的护面连接工作得很好。
•和墙的施工相关的应变使朗肯主动土压力得到了充分的发展。朗肯应力分布看来与最大的加筋力的大小和位置极其接近。
案例历史纪录：Highbury大街挡土墙(Bathurst1991)
在加拿大安大略省的伦敦建有一座长为125米、最大高度为7.1米的装有测量仪器的挡土墙。墙面的护面由安装时有支撑的全高度钢筋混凝土面板和压实粗粒土组成。被挡住的回填土由粗砂构成，并用单向聚乙烯土工格栅层加筋，直接连接于面板后面。连接于面板后1.5米的测斜仪的读数变化表明，潜在的朗肯破坏面很合理地说明了有明显变表的土体体积。该破坏面产生于墙趾，并向上发展费穿了土体。在长达631天的监测期间发现，对面板的支撑去掉后，挡土墙的变形随时间在增大。施工后挡土墙最大的非均匀位移大约为面板高的1.2%。记录下来的最大加筋应变为3.5%，并且发现了很高的结合处应变。高结合应变是由下沉的土体和相对刚性的护面之间的相对运动引起的。
主要发现：
•刚性板护面提高了加筋中的结合应变。
•挡土墙的侧向移动的大小，看来对施工质量比对面板高度更敏感。
•沿潜在朗肯破坏面位置的土工格栅的应变，在施工完成后随时间增加，这是由于加筋的蠕变造成的。
•加筋的蠕变造成了挡土墙的随时间变形。
案例历史纪录：一座设有测量仪器的土工格栅加筋墙(Fishman et al. 1993)
在美国亚利桑那州的图森建有一座具有全高度混凝土护面的土墙，它是用4.72米的单向拉拔高密度聚乙烯土工格栅(Tult=79kN/m， J5%=1.80KN/m，Tallow=19.3千牛/米)加筋的。3.66米长的土工格栅层机械连接于混凝土护面面板的不同高度处。设计时假设没有侧向土压力传递到墙体表面，因为该力应该被传到土工格栅上作为拉力。但是经测量，作用于墙体护面的侧向土压力在墙底部附近有12千帕，在墙体中间高度处有2.5千帕，在顶部附近还有5千帕。
土工格栅内的拉应变的范围在0.3%与0.8%之间，对应的拉力在3.3与8.7千牛/米之间。上述实际应力显著小于这种特殊的土工格栅加筋的允许设计强度19.3千牛/米。由设计议程得出的加筋的应变比测量值要大一些，与下部格栅层比较，计算应变更接近于上部格栅层的测量值。有证据表明，土和土工格栅在墙表面附近有相对运动。
主要发现：
•设计方法偏于保守，这由测量值小于预计的土中实际的加筋力可以说明。
•全高度刚性混凝土护面可以承受侧向土压力，并部分地抑制荷载在土和可延长的加筋之间的传递。
案例历史纪录：RMC加筋墙(Bathurst1999;Bathurst et al.2000)
一个含有10座以上的足尺挡土墙的长期研究项目在加拿大安大略省的金斯敦的皇家军事学院中进行。这些挡土墙都是用土工合成材料加强的，并且都建在刚性(混凝土)基础上。其中有6座墙的情况曾由Bathurst(1999)和Bathurst et al.(2000)报导过了。这六座墙包括一座3米高的全高度整体面板墙。一座3米高的分段预制的面板墙，一座3.6米高的包裹式加筋挡土墙，和三座3.6米高的由预制混凝土块组合面档挡土墙。具有不同强度和刚度的较弱双向聚丙烯土工格栅，分别设置不同的层数来加强挡土墙。全高度和分层面板墙有抗拉强度12千牛/米的4层加筋；包裹式墙和第一座组合面板墙装有抗拉强度为14千帕的6层加筋；第二座组合墙装有强度为7千牛/米的6层加筋；第三座则有强度与第一座组织面板墙相同的4层加筋。所有墙都通过一个加载装置施加了一个附加荷载。这个装置使得加载水平充分地超过了工作荷载条件。
监控程序包括监控加筋应变、墙体偏移、加筋结合处荷载，以及作用于墙趾的水平荷载和作用于墙底的竖向压力。一般来说，系统变形随着附加荷载的大小而增加，而加筋引起的随时间的变形则在常荷载下增加。从全高度而板墙分分段预制面板墙所观察到的破坏平面，与库伦楔块预计的结果是一致的。对全高度面板墙而言，观察到的最大应变在墙后加筋连接处，并且其附加荷载承载力比分层面板墙更高一些，这是由前者护面的刚性而来的结果。被限制的墙趾吸收了作用于全高度面板墙背的侧向土压力的相当可观的一部分。
在施工和加载的过程中，第一座组合面板墙上观察到了每一次增加荷载时产生的蠕变变形；在施工末期还在连接处观察到了最大的加筋应变。第二座包裹式墙在常载期间观察到了显著的随时间变化的加筋应变。在最高附加荷载下，所有三座组合墙的加筋层的峰值应分布显示出对数螺旋破坏面，这种破坏面在实践中可以用简单的库伦破坏平面来近似。组织面板墙在施工末期护面柱顶端的偏移量为墙高的2%-4%。包裹式墙比其他墙的水平位移更大些，其加筋应变则是可比较的第一座组织面板墙在施工末期纪录的最大加筋应变的4倍。
主要发现：
•组织面板墙的连接荷载最大。
•墙趾承担了回填土作用于墙护面而产生的水平力的相当一部分。这部分承载力(设计时忽略了)引起了现在设计方法的保守性。
•由于土体的向下的拉力，作用于墙趾的竖向荷载比混凝土块的自重大得多。
•需要从大比例、很好地设置了测量设备的土工合成材料加筋土墙上获得高质量的数据，用来为发展分析和设计这些结构的合理方法提供指导作用。
•聚丙烯土工格栅加筋在常载作用下的应变因蠕变而随时间增大。
•相对刚性墙护面减少了加筋应变，而这种应变将在包裹式墙中得到发展。
3.2粘性回填土墙
案例历史纪录：土工格栅加筋挡土墙(Burwash and Frost,1991)
一座9米高、用单向拉拔高密度聚乙烯土工格栅(Tult=79kN/m， J5%=1080KN/m)挡土墙于1984年春天建在加拿大阿尔伯达省的卡尔加里。地基土由很坚硬而低塑性的粘性冰碛土深层沉积而成，其地下水位恰在地表面下。由低塑性粘性冰碛土(25%砂，50%粉土，25%粘土)组成的回填土被夯实至95%的标准普氏干密度这一最小值。设计中，在计算基于朗肯理论的侧向土压力时，把回填土作为内摩擦角为30°的摩擦材料。挡土墙是用达10层、长达6.8米的土工格栅来加强的。格栅长度(L)和墙度(H)的比值(L/H)至少为0.7。1.5的安全系数应用于设计长期荷载，以提供允许强度。这个强度用来进行内部稳定计算，以确定加筋层间隔。传统的稳定分析显示，对于整体或深层破坏安全系数应不小于1.5，对于整体转动不小于2.9。
挡土墙令人满意地工作了16个月，这时墙后填土中首次观察到了沉降迹象。状况逐渐恶化，在接下灰的22个月过后，回填土沉降在某一处达到了0.9米。挡土墙顶部绕墙趾向外转了2°。上部3米深的粘性回填土的平均含水量由10.5%上升到16.5-17.5%，这比标准普氏最优含水量高了1.5%-3.0%。
主要发现：
•粘性回填土的饱和与随之产生的土体强度的丧失，使挡土墙发生了问题。
•由于水分渗透引起的粘性回填土的塌陷，导致了没有预测到的挡土墙的大幅沉降。
•可能夯实不够会促使墙的变形增大。
•为粘性回填土提供表面排水是重要的，因为在上述例子中，墙体表面际近的浸水使土达到了饱和。
案例历史纪录：加筋土墙(Itoh et al.1994)
一座足尺的7.5米高，15米宽的土工格栅加筋土墙由粘性土建成，目的是评价粘土的适用性。回填土由23.3%的砂、53.3%的粉土和23.4%的粘土(Wopt=25.4%，LL=54.6%，PH=26.8%)组成，并由11层的土工格栅(Tult=79kN/m， J5%=1080KN/m)混合6层无编织土工织物作为水平排水层来加强。护面是用砂袋压的土工格栅包裹。有一层厚1米超载在加筋墙施工完毕时被置于填土上。
墙体表现出了高度的时间依存性。土工格栅在接近墙体完工时的最大应变约为0.6%,而过了5个月后增大至3.1%。上述应变对应于40千牛/米的拉力，这个拉力比设计值31.4千牛/米更高一些。经观察，所有土工格栅层产生最大应变的部位均靠近于护面。护面的变形在墙完工后的期间逐渐增大，从完工后15天的120mm，达到完工后5个月的380mm。5个月后，回填土的沉降在离墙表面3.5米处为58cm，在墙表面处为88cm。孔隙水压力测量显示，墙完工时孔隙水压力时负值，但5个月后由于大幅降雨在墙中部附近增大到约29千帕。假定的双直线楔块滑动表面后的填土经历了明为的变形，而且护面和填土的沉降有着明显的不同。
主要发现：
•加筋土墙能用粘土安全建造，虽然变形可能比预计值更大一些。
•加筋粘土墙表现出了显著的时间依存性。填土中由于降雨引起的孔压变化和加筋蠕变都可能导致墙体的随时间变形。
•这座墙在完工后的变形表明，加筋土墙设计中普遍假定的双直线楔块滑动表面，可能对粘性填土墙不适用。
案例历史纪录：丹佛的两座测试墙(Wu，1991)
美国丹佛科罗拉多大学建有两座3米高、1.2米宽的土工合成材料加筋墙，其中一座是粘性回填土墙，另一座则是粗粒土墙。两座墙都有支撑护面，并由12层无编织热粘聚丙烯土工织物加强。加筋土工织布固定在了墙体的表面上。粗粒回填土是浑圆渥太华二氧化硅砂，而粘性回填土则是少量由细到粗的粉粒和粘土的混合物，其LL=37%，P=19%，Wn=19.3%。两座墙允许在100小时内产生蠕变；此后将加载，直到产生破坏或达到机械的加载能力。粗粒回填土墙当加载从186到207千帕时，经历了相对较大的变形；墙中部高度处的最大位移为198mm。粘性回填土墙最大变形发生于加载从207到227千帕其间；在墙中间高度处最大位移达241mm。加筋应变测量表明，粗粒土中土工织物的蠕变应变在36小时之间不很显著；而粘性土当加载达10千帕时，在100小时内将有显著的蠕变应变产生。当荷载为186千帕时，粗粒土墙在0.15倍墙高的土工材料层处产生6.0%的最大应变，而粘性土墙则在227千帕荷载下，在0.88倍墙高的层中产生5.5%的最大应变。
主要发现：
•两座墙的破坏荷载都远高于现在的设计方法得出的设计值。
•有良好控制的全比例测试墙，对分析模型和设计方法的确立，都很有帮助。
案例历史纪录：Barren河流购物中心挡土墙(Leonards et al.1994)
在美国肯塔基州的格拉斯哥建有一座高度在3米到6米变化的土工格栅加筋挡土墙，作为一个购物中心延伸的一部分。墙由嵌缝石护面，墙体夯实的粘性回填土斜坡为1:2。此前，挡土墙地基由7.5-10米厚的土层组成，土质由粉质粘土到粘质粉土，基岩表面还有一些砂粒。粉质粘土属于高塑性土，其液限范围是50-65%，塑限为25-35，天然含水量仅比塑限稍低。尽管墙最初设计时假定回填土为粗粒土，但由于当地没有粗粒土材料，所以回填材料为细粒土。在完工之后不久，回填土坡上就发现了危险。这与墙的大幅变形有关，而变形则与大量的降雨和填土的膨胀性有关。墙某一区域的相对位移大约为0.28米，底部的所有位移至少为0.6米。墙体稳定状况的随时间的恶化，最终导致了21米区域的坍塌。
主要发现：
•墙体一个区域的倒塌，是漏掉了上部的土工格栅加筋的缘故。
•由于没有很好的夯实控制，土工格栅后的回填土没有达到夯实规格。结果，回填土被偏干压实，这导致了大幅降雨期间强度的大幅丧失。
•墙的其他区域的大幅外移，是由于土工格栅层的错误放置引起的，而倾斜的基岩则是错误放置的原因。
•当进行一个合适的现场调查时，其土体、地下水、表面径流条件的特性和变化必须得到准确的确定。
•加筋土工格栅被推荐使用时，并没有充分的认识到施工所需要的空间。
•必须小心夯实来控制含水量和密度，以避免墙建好后的工作失效。
讨论：
在加筋土墙的施工过程中如果特别小心的话，使用粘性土回填是可行的。上面引用的例子表明，加筋土墙完工后的工作情况，很大程度上取决于粘性回填的夯实质量，尤其是有膨胀性的回填土(应该将之夯实至大雨后没有或膨胀量最小)。不好的压实将因水流渗透的墙完工后产生很大的变形。粘性回填土的饱和与随之而来的土体强度的丧失，将导致挡土墙的破坏。要减少下雨期间雨水的渗透，设置表面排水设施是必要的，它能减少积水和加快雨水的排出。
3.3具有对蠕变敏感的加筋挡土墙
案例历史纪录：西雅图挡土墙(Allen et al. 1991)
一座12.6米高的包裹式土工织物加筋墙建在华盛顿州的西雅图，以挡住将来作为桥墩的高于5米的附加填方荷载。土基由6米厚的密实粗粒材料、紧接于其下的1-15米厚的软质粉质粘土和粘质粉土，以及下面的非常密实的冰川沉积物组成。四种类型的土工织物按相同的0.38米的垂直间距，分别用于不同的墙高处。墙的较高部分刚度较大，较低部分则较小。设计基于传统的锚定分析，最大的加筋应变在施加最终荷载后预计在2.5%到3.5%之间。
墙完工9.5个月后，墙的护面在中间高度处发生了最大为150mm的水平位移，在墙顶部则为90mm。完工后墙面在墙的底部附近偏移很小，但在顶部附近却增加了约30mm。同时也观察到了显著的沉降，这很可能是由地基土料的固结引起的。沉降在墙表面最大，而在加筋区域中部附近则最小。这与测量到的墙底的竖向应力的大小一致。由应变片测得的最大加筋应变为0.5%，而基于机械式应变计的应变范围则从0.7-1%。观察到的应变显著地小于设计值。附加荷载在较低的加筋层中引起了相对较小的应变增量(例如小于0.05%)，在较高的层中则引起了相对大一些的增量(如从0.1%-0.2%)。土中测得的水平应变为12%，附加荷载下墙表面最大的土体应变大于7%。加筋和土体应变的不同表明，土与加筋之间产生了一些滑移。应变测量表明，墙完工后土工合成材料产生了蠕变。但是，蠕变应变的值小于基于蠕变测试的预计值。
主要发现：
•观察到的加筋应变表明，对于相对较高的土墙，设计方法偏于保守。
•测得的现场加筋蠕变率比基于蠕变试验的蠕变率要小。
•加筋层位置越高，发挥的拉车越大，建后蠕变应变越大，墙表面建后变形也越大。
•加筋蠕变对墙底的竖向应力没有影响。
•土工织物层中峰值应变的地方存在一个弯曲面。
案例历史纪录：一座斜面板墙(Knight and Valsangkar,1993)
一座6.1米高、389.5米长的墙建于加拿大新不伦瑞克省的佛雷德里克顿。它采用了单向高度密度聚乙烯土工格栅加筋，和单独的预制分格式混凝土斜立面板。主要的土工格栅加筋以竖向间隔为1.22米的标准，机械连接于面板上。附加有未连接于面板的土工格栅加筋，被放置于连接的格栅之间，以增加内部的稳定性。根据设计时的计算，总共需要8层中等强度(120年设计强度为16千牛/米)和一层低强度(120年设计强度为8千牛/米)的单向高密度聚乙烯土工格栅。观察到的最大的加筋应变在施工末期小于0.5%，14个月的监控期后达1.4%。在建后14个月内，墙面板由最初的偏向回填土2%的坡度变为近乎垂直。
从施工期间的观察来看，侧向墙压力略低于预计的朗肯理论值，并且随深度相对稳定。但是，在监控期间，墙中间高度处的侧向土压力逐渐增至或大于预计值，但是墙底的压力仍然很低。
主要发现：
•加筋应变的增加部分是由土工合成材料的蠕变引起的。
•由于荷载被传至加筋上，作用于墙护面的侧向墙压力在施工期间和完工后接下来的时间里起初很小。但是，完工一段时间后，墙中间高度附近的侧向压力随时间有了相当可观的增加。
•加筋的应力松驰也可能有助于作用在墙上的侧向土压力的随时间增加。
案例历史纪录：两座加筋墙(Carrubba et al.1999,2000)
2座4米高的加筋土墙建在意大利的维琴察附近。其中一座是用3层抗拉强度为45千牛/米的高密度聚乙稀土工格栅加强，另一座则是用3层抗拉强度为20千牛/米的聚丙烯土工格栅加强。墙完工后，两座墙都用了3.5米厚的回填土层作为附加荷载，分三个阶段加载至破坏。后来，加筋应变的发展被监测了约2年。结果证实了两种不同的破坏机制：高密度聚乙烯土工格栅加筋墙的拔出破坏，以及聚丙烯加筋墙的加筋的抗拉破坏。
主要发现：
•加筋应变和附加荷载应力水平与土工格栅的蠕变特性均有关。
•在附加荷载下待续时间增加时，加筋应变显得明显起来。
•蠕变应变率随总应变水平线性增加。
•记录到的聚丙烯土工格栅的最大应变率为1.25%(总应变为4%)，这比高密度聚乙烯格栅(0.2%/年，总应变为1.5%)要更大一些。
•破坏面上加筋应变随时间增加的现象非常明显。
•上部的加筋蠕变化比下部的大。
讨论：
上述案例表明，土工合成材料加筋的粘滞性，将对加筋土墙完工后的工作情况产生显著的影响。土工合成材料加筋的蠕变和应力松驰，可以把荷载从土工材料转移到土墙护面，这将增加墙承受的侧向土压力。随后，将使墙产生随时间的变形。所以，选择具有合适的长期强度的土工合成材料加筋是很重要的。既然蠕变应变随应力水平增国(如拉力荷载越大，建后加筋应变的蠕变越大)，那么降低工作应力水平将明显地减少筋材的蠕变应变。
3.4软土地基上的加筋土墙
案例历史纪录：具有混凝土护面的土工织物加筋土墙(Nakajima et al. 1996)
有这样的一座8米高的加筋试验墙：它具有混凝土块护面，并被施加了0.5米高的碎石超载；其地基由上至下依次为2.5米的粗粒填土材料、1.6米后关东垆坶(日本关东火山灰质粘土)，与1.3米的粘土层、砂层。墙用11层6米长的土工织物加强。基于所用的设计手册所预计的安全系数近似为1。
施工末期墙中间高度附近的最大水平位移约为65mm，再加上由于地基移动引起的水平位移约20mm。建后161天期间，该处水平位移增至约95mm。护面底部沉降在施工末期为60mm，并在完工后160天期间增至约78mm。160天后墙的移动事实上已经停止了。
在每一层的应力分布表明，接近加筋与护面结合处的应变最大。加筋在施工末期最大的应变值约为1%，转换成拉力的话约为9千牛/米。这远比设计强度29.4千牛/米为小，故施工阶段没有任何安全问题。
竖向压力测量指出，在远离护面区域，竖向压力等或小于填土重量引起的压力；而护面下面的竖向应力，则远大于因混凝土块自重引起的压力。
主要发现：
•分层预制的混凝土板的刚性面板增加了墙中间高度处的水平位移的最大值。
•建后墙的水平全移随地基沉降而增加表明，墙的水平位移与地基在墙体荷载下的固结期间的位移有关。
•最大的加筋应变相对较小，并直接发生于墙后加筋被机械连接于混凝土护面块的地方。在这些稳定条件下，基于楔块分析理论预计的最大加筋应变，被连接处的高加筋应变值掩盖了。
•相对刚性护面增加了混凝土护面底部竖向应力的最大值。
讨论：
文献中关于建在软地基上的加筋挡土墙的案例不是很多。从上面所引用的案例来看，地基土的沉降对建后挡土墙侧向变形有影响。相对较软的地基土的固结和潜在的粘滞行为，看来增加了建在这种地基上的土墙中的加筋的相互作用的复杂性。加筋墙完工后的工作情况的好坏，取决于地基土随时间变形的特性。未来的研究需要调查软土地基对加筋土墙工作情况的影响。
3.5总结
上面回顾了12个土工合成材料加筋土墙的案例历史纪录。这些墙的工作情况，对于各种回填土、加筋、护面、使用仪器和施工顺序等，已经做了重点的介绍，其中的主要发现也已经作了总结。
具有粗粒回填土的加筋挡土墙，基于现在的设计方法，在工作条件下其筋材发挥的应变是较小的。但是，墙的位移相当显著，足以在土体中产生主动土压力。一旦回填土达到主动土压力状态，加筋提供绝大部分抗拉能力以保持结构的稳定性。破坏面或最大加筋应变处，能被一般设计方法中的朗肯或库化理论合理地描述。如前面所指出的，通过测得的现场实测的低水平加筋力，可知现在的设计方法常常是保守的，并且破坏时的附加荷载压力一致大于设计方法的预计值。保守来自于几个因素，包括看待土和加筋特性时的不确定性，和不能完全解释回填土、加筋、护面和地基土之间的相互作用。足尺实验数据表明，墙护面的趾部承受了回填土作用于墙护面的水平力的相当显著的一部分(Bathurst et al.2000)上述水平荷载承载力是现在设计方法偏于保守的一个来源。
前面的历史纪录已经表明，加筋墙的承载力受护面的刚性影响。最大的加筋力的分布也受到护面类型的不同的影响(例如，刚性护面看来能导致紧靠护面单元后的筋材中产生较高的加筋力)。相对刚性墙护面减少了加筋应变，而这个应变在包裹式挡土墙上将得到发展。全高度刚性面板护面墙倾向于提高上层加筋中的连结处的结合应变；相对柔性的标准包裹式护面能容纳墙的偏斜，并且其结合应变通常比潜在破破面上的应变小得多。全高度刚性混凝土护面也可以承受侧向土压力，并能减少转移到加筋压力荷载。在春墙趾处传递连接荷载看来是护面系统刚性的功能。
锚定楔块模型对于粗粒回填材料而言，相当好地描述了其工作性状。但是，从具有粘性回填土的墙中观察到的变形的大小和方式来看，与粗粒回填土的墙有着显著的不同。粘性回填土随时间的变形，趋于比粗粒回填土墙大得多。用粘性回填土建造的加筋土墙在施工末期(这是，非饱和回填土中具有负孔压)的安全因数比完工后要大一些。负孔压随着水分渗透将有明显的消散，并且在回填土达到饱和(例如由于暴雨和较差的排水条件而产生)时成为正孔压。粘性回填土的饱和将导致土中抗剪强度的丧失，并随之危及挡土墙。如此而言，高质量的夯实和合适的排水条件，对于限制完工后变形是必要的。这对具有膨胀特性的回填粘性土尤其重要。
加筋墙完工后的变形也是土工合成材料粘滞行为的一个结果。现场案例现实，加筋(尤其是沿潜在破坏面的)中发挥的力越大，完工后的蠕变应变越大，变形也越大。加筋的时间依赖特性并没有对墙底竖向应力有什么显著的影响。但是，完工后加筋的蠕变和应力松驰能增加作用于刚性墙表面的侧向压力。聚酯土工格栅加筋对蠕变的敏感程度，比高密度聚乙烯或聚丙烯加筋更小一些；因此，坚硬的聚酯加筋将有助于减少墙的随时间变形。对于建在软沉积土地基上的墙而言，墙与地基土的与剪切和固结相关的位移将非常显著。
4 结论
这次对案例历史纪录的总结过程中，在看待纪录报告本身上，也产生了一些争论。许多案例看来低估了地基的抗剪强度，这是由于这些测试(如不固结不排水)可能没有很好地测量到有效的不排水强度而引起的。在评价抗剪强度的时候，通过比较有无加筋时的预期行为。从而采用最可能的强度，也是很重要的。
有些情况下用不排水剪强度指标确实存在问题。例如，含纤维泥炭土和砂质粉土(含有可忽略的粘土)是不能用不排水剪强度很好地描述的。所在回顾的土体数据(包括天然含水量、液塑限和灵敏度)的报告，将允许读者去评价数据一致性。
当报告现场数据的时候，辨认极软土的有些情况时很重要的。在这些情况中，测斜仪的数据可能是具有欺骗性的(即软土可能绕着斜度计流动，除非在其中设置特殊装置)。同样，指出加筋应力的测量方法，并且承认由于应变片的使用引起的荷载硬化会导致低估实际产生于加筋的应变，也是很重要的。
这篇论文中总结的加筋路堤和挡土墙的现场工作情况，提供了看待这些结构在施工期间和完工后的工作情况的洞察力。对于建在软地基上路堤，其行为主要取决于土工合成材料加筋和地基土随时间变化的行为。部分固结提高了土工合成材料加筋的作用，这些作用包括减少变形、提高稳定性等。然而，地基蠕变将导致加筋应变在完工后显著提高。塑料竖向排水的使用、分层施工，以及施工速率的控制，能显著地增加路堤的稳定性，这是因为施工期间地基土有了部分固结。土工合成材料加筋路堤建好之后，加筋应变由于土工合成材料本身的蠕变可能会有所增加。但是，其大小可能会比从蠕变测试数据预计的值要小一些。
对于加筋土墙，前文已经显示了，其现场工作情况取决于加筋、护面、回填土和地基土的不同类型。现在的设计方法能合理地预测具有粗粒回填土的加筋墙在施工末期的行为。但是，土工合成材料长期的工作情况证明我们需要更多的思考。同样，具有粘性回填土，或者建于无刚性地基土，或者二者兼而有之的挡土墙，需要更多的研究。
基于许多案例历史纪录的回顾，我们能得到下面的结论：
•土工合成材料和塑料竖向排水能实质上增加建于软地基上的路堤的稳定性。
•土工合成材料加强路堤的建造比传统的建造方法更经济
•塑料竖向排水加快了地基土的固结，并增加路堤的稳定性，这是由于建造过程中伴随着固结，强度显著提高。
•当路堤建于软地基上时，缓慢的施工和分层施工能明显地增加路堤的稳定性。
•通过使用加筋和适当的施工速度，路堤能安全地建于泥炭土上。
•现场观察到的工作条件下的加筋应变通过小于设计值，并且确实很有代表性地低于假定的用不排水剪强度的极限平衡法所预计的值。
•低水平的加筋应变发挥可以归因于下面几点：设计时采用的低抗剪强度、施工期间地基土的部分固结，以及工作的应力水平。
•纵然施工期间的加筋应变可能较低，但是当地基土对施工速率敏感，并且加筋对蠕变敏感时，加筋应变将有显著的增加。
•当路堤建于对施工速率敏感的地基土上时，就其稳定性而言，最危险的时候可能发生于施工后的一段时间内。
•对于具有粗粒回填土的加筋土墙，观察到的加筋应变通常小于预计值。
•朗肯和库仑理论能合理地预计粗粒回填土的最大加筋应变的部位，但却高估了其数值。
•预制组合墙面的连接荷载可能比全高度面板墙的大一些，这是受护面刚性的影响的结果。
•具有粘性回填土的加筋墙的性状对夯实质量非常敏感，并随由于水分渗透引起的含水量变化而变化。
•当使用对蠕变敏感的土工合成材料加筋时，施工后加筋将产生蠕变。
清华大学，李广信•吴剑敏•吴俊杰译自“International Symposium on Earth Reinforcement(IS Kyshu 2001)Keynote Lecture.”