加筋土挡墙的修建高度在不断增加，高度加筋土挡墙(高度超过20m)在工程实践中的应用也在逐步增多。但中国《公路加筋土工程设计规范》(JTJ015-91)〔1〕因高大加筋土挡墙的现场测试资料可借鉴利用的资料太少，而无法作有关规定或论述;另外1997年美观联邦公路局最新出版的加筋土设计与施工指南也未对特高大加筋土挡墙的设计于施工进行专门论述。由于这些原因导致工程技术人员在设计高大加筋土挡墙是沿用一般高度的加筋土挡墙设计理论与方法，要么使有的方面过于保守，要么使有的方面不安全。为满足工程设计的实际需要，对于高大加筋土挡墙的研究已迫在眉睫。

　　1.试验研究概况

　　笔者进行了室内模型试验和现场原型高大加筋土挡墙的试验研究，对高大加筋土挡墙的垂直土压力、侧向土压力和筋带拉力进行了测试分析。

　　原型墙为云南楚大高速公路1号高大加筋土路肩墙。该墙总高度43.75m，后因测试导线被破坏，其测试部分高度为H=30.75m筋带水平间距(Sr)与竖直间距(Sy)均为0.5m，填料为碎石土，其等效内摩擦角=35°，容量γ=20kn/m3，mɑ=tg(45°-2)=0.5206，Kц=0.271，如图1所示。室内模型墙是对1号加筋土挡墙按1：15所修。

　　2.高大加筋土挡墙设计方法

　　2.1墙背破裂面的型式

　　现有的设计规范的设计方法都不能反映破裂面与填料性质之间的关系，利用极限荷载法求出的理论破裂面则能反映出破裂面几何尺寸h1、h2、b与填料性质的关系。用极限荷载法所求得的破裂面几何尺寸间图2

　　对于路堤墙，H1=H+H2，H为墙高(m)ho为车辆荷载的等价土厚度(m)，Hz为加筋体上路堤填土高度Hf的等价荷载高度，即衡载(cm);γ分别为填料的容重(KN/m3)和摩阻角(°)

　　2.2筋带拉力计算方法

　　根据试验研究和能量方法，在极限荷载法得出的破裂面基础上，推导得埋深hì处拉筋的拉力Tì计算式如下

　　(KN);Kì为测压系数;hì为计算来临的拉筋距墙顶距离(埋深)(m);Sr、Sy分别为拉筋距墙顶(埋深)(m);ì为计算拉筋的层位号(从上至下)，且ì=hì/Sy;b为破裂体顶宽(m);GAì为车辆荷载分布在第ì层表面的垂直压应力(KPa);其余符号意义同前。

　　2.3垂直土压力

　　在室内模型试验中，下层垂直土压力平均较理论土柱压力值小39%。为此，从安全角度考虑，建议在计算时，上部1/3墙高范围内垂直土压力按rhì理论值折减30%，即垂直土压力可用式(6)、(7)计算

　　这一“土拱”现象使得靠筋带与土体之间摩擦来稳定土体的加筋土挡墙来说，是不利的。也就是说，在高大加筋土挡墙的设计时，底部筋带与土体的摩擦力要进行折减，才能安全地确定筋带的长度。同时，这一“土拱”现象对于高填土下的涵洞却是非常有利的，即按土柱压力rhì计算高填土涵洞顶的垂直压力过于安全。

　　由式(6)、(7)计算可得本研究的理论计算值，与原型墙实测结果和土柱压力rhì的对比分析见表1.由表1可知，本研究推荐的垂直土压力计算方法所计算的垂直土压力于实测垂直土压力相比较是合理的，与rhì理论计算值相比则更接近实测值，同时它也是安全的。

　　在现场原型墙的测试资料还表明;垂直土压力曲线在两个台阶分层高度处，也有两个台阶，这反映了由于加载形式的变化对垂直压力所产生的影响，即由于分台阶使土柱压力所产生的变化，这种变化使得下层土压力相对上层土压力增长速率减小，这有利于整个路堤的稳定。

　　2.4面板后侧压力计算

　　由室内模型试验得到面板侧压力与筋带最大拉力之比约为0.8，则由此可得到面板侧压力计算式

　　根据1号原型墙的有关参数按式(8)、(9)所得的面板侧压力计算值与原型墙的现场实测值的对比见表2.计算时

　　由表2可知，本研究推荐的理论计算方法所得到的侧向土压力与实测值相比，又能更好的接近实测值，由此证明本研究提出的计算式基本可行。

　　(1)面板实测侧压力在上部1/3墙高范围内随墙高的增加呈线性增长;在中部1/3墙高范围内面板侧压力随墙高依然增长，但增长速率趋缓;在下部1/3墙高范围内面板侧压力随墙高增加反而减小，这反映了拉筋在替在破裂体整体受力过程中所起的作用。

　　(2)如表2所示，在接近分台阶处，随墙高的增加，土体侧压力均有一个突变性减少的过程，这说

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