高速铁路土工格栅加筋土挡墙服役期力学行为研究

赵云斐，杨广庆，周诗广，王 贺，丁军霞，吴连海

(1. 石家庄铁道大学 交通运输学院，河北 石家庄 050043；2. 石家庄铁道大学 土木工程学院，河北 石家庄 050043；3. 河北省交通安全与控制重点实验室，河北 石家庄 050043；4. 中国铁道学会，北京 100844；5.中国铁路设计集团有限公司，天津 300142)

土工合成材料加筋土挡墙由于其具有较好的结构稳定性、高效的施工以及较为经济的成本已经广泛用于公路、铁路、水利等多个工程领域。我国工程建设中应用加筋土挡墙始于20世纪70年代末，铁路系统的第一座加筋土挡墙建于1980 年。考虑到铁路运输对国民经济的重要性，铁路部门对加筋土挡墙的推广应用十分谨慎。目前，从加筋土挡墙在铁路中的应用来看，普通铁路线路中应用较多，如我国的张唐、梅坎、株六、横南、赣龙、新长、渝怀、成昆铁路等，而在高速铁路中的应用很少，仅在秦沈、青荣客运专线等部分有砟轨道线路中有所应用。

国内外对加筋土挡墙进行了大量的室内及现场试验研究。Won等[1]对一座修建在软基上高度为5.0 m的土工布/土工格栅加筋土挡墙模型进行了长期研究，其面板为包裹式墙面及现浇混凝土墙面板，挡墙模型建成12年后依然保持较好的状态，工后12年左右包裹式墙面最大水平变形约为80 mm，约为墙高的1.6%，刚性的混凝土面板并未发生明显变形；墙顶沉降量达到了250 mm，为墙高的5.0%；侧向土压力系数从墙顶至墙高1/3处由主动土压力系数逐渐过渡到静止土压力系数。Bathurst等[2-3]通过对欧洲、美洲等地的20余座加筋土挡墙的现场状态分析，指出所调查的挡墙中服役使用期最长的已达25年，仍保持良好的内外部稳定性，筋材应变与墙面变形较小；对于大型模型试验，在设计明显不足的条件下，也能够展现出较好的使用状态；通过现场测试数据与相应设计方案的对比，认为美国AASHTO加筋土挡墙规范中的简化计算方法较为保守。包承纲等[4-5]以国内外实测资料说明基于极限平衡法的设计方法是较为保守的。

Berg等[6]通过现场试验研究，认为加筋土挡墙侧向土压力系数Kr应为主动土压力系数乘以一个因数。Holtz[7]认为朗肯主动土压力理论与加筋土结构实际的应力分布是相违背的，由于填土黏聚力的影响，实际测得的侧向土压力系数Kh往往小于朗肯主动土压力系数Ka。汪承志等[8-9]对公路台阶式土工格栅加筋土挡墙进行了测试并总结出挡墙的基底应力在空间上呈非线性分布，在时间上趋于直线分布，墙面板背部侧向土压力沿墙高呈非线性分布且小于朗肯主动土压力，土工格栅拉力随时间变化逐渐减小等规律。肖成志等[10-11]则通过有限元分析及室内模型试验得出了加筋黏性土挡墙的土工格栅应变量随时间均有增长，竖向应力仅为自重及顶部荷载1/3左右且逐渐趋于稳定等结论。陈华[12]以云南思小高速公路和水麻高速公路为工程依托开展了3种常用形式土工格栅加筋土挡墙的现场试验，研究得到了土工格栅加筋土挡墙墙底竖向应力分布规律、筋材应变和拉力分布规律、挡墙潜在破裂面形状等静力响应情况。杨广庆、王贺等[13-15]通过加筋土挡墙的室内及现场试验，发现侧向土压力及基底应力呈非线性分布规律，施工结束后一段时间侧向土压力趋于稳定、筋材应变逐渐增大。

高速铁路由于其工程的特殊性，加筋土挡墙在服役期的力学行为仍需进行大量理论及试验研究。在进行挡墙施工期间力学行为研究的同时，对挡墙在服役期间的力学行为进行监测与研究，可更好地了解加筋土挡墙的应力状态与应力分布规律，从而合理地判断加筋土挡墙内外部的稳定性、耐久性，并对今后的加筋土挡墙的设计与施工提供参考，这也是本文的主要工作目的和内容。

1 工程背景及试验方案

1.1 工程背景

青(岛)荣(成)城际铁路位于山东省东部，是山东省内修建的第一条设计速度为250 km/h的区域性高速铁路。青荣城际铁路即(墨)荣(成)段于2014年9月开始铺轨，同年12月28日正式通车运行。本文以青荣城际铁路(即荣段)荣成站的模块式土工格栅加筋土挡墙为工程依托，进行结构服役期远程观测试验研究，服役期远程监测自加筋土挡墙施工完成时(2014年9月)开始。

图1 青荣城际铁路荣成站加筋土挡墙

选取DK315+913断面线路青岛方向(左侧)及荣成方向(右侧)加筋土挡墙进行监测数据分析(图1)。

线路左侧挡墙墙高8.4 m，墙面坡率为1∶0.05，自下而上1～3层为TGDG EG170R型HDPE单向拉伸塑料土工格栅，筋长8.0 m；4～27层为TGDG EG130R型HDPE单向拉伸塑料土工格栅，筋长8.0～10.5 m；土工格栅竖向间距为0.3 m。线路右侧挡墙墙高8.4 m，墙面坡率为1∶0.3，自下而上1～3层为TGDG EG170R型HDPE单向拉伸塑料土工格栅，筋长8.0 m；4～28层为TGDG EG130R型HDPE单向拉伸塑料土工格栅，筋长8.0～10.5 m；土工格栅竖向间距为0.3 m。土工格栅的主要技术指标如表1所示。

表1 HDPE土工格栅技术指标

加筋土挡墙地基采用CFG桩复合地基处理，墙高为8.4 m，挡墙模块面板外形尺寸为0.5 m×0.3 m×0.3 m，采用C30混凝土预制，模块内预埋HDPE单向拉伸塑料土工格栅。挡墙填料为碎石土，颗粒级配曲线如图2所示，填料不均匀系数Cu=17.48，曲率系数Cc=0.54，为碎石土B组填料。

图2 挡墙碎石土填料颗粒分析曲线

1.2 试验方案

为了解土工格栅加筋土挡墙服役期力学行为状态，对加筋土挡墙进行了一系列现场测试，包括挡墙侧向土压力、基地应力、墙体内竖向应力及土工格栅应变等。现场埋设了钢弦式土压力盒、柔性位移计、单点沉降计(图3)等观测元件，在施工及运营阶段对挡墙状态进行监测，监测断面仪器布置方案如图4所示。

2 试验结果与分析

2.1 加筋土挡墙侧向土压力分布规律2.1.1 墙面板背部

加筋土挡墙墙面板背部侧向土压力沿墙高分布如图5所示。从图中可以看出：

(1)施工结束后48个月内，测试断面两侧挡墙墙面板背部的侧向土压力沿墙高呈现非线性分布。随时间的推移测试数据均保持较好的稳定性，工后48个月墙面板背部的侧向土压力值大小约为竣工时的98.2%，未出现压力值变化较大的情况。

(2)侧向土压力计算方法有静止土压力理论、朗肯土压力理论、库伦土压力理论以及TB 10025—2006《铁路路基支挡结构设计规范》[16](以下简称“铁标”)中规定的计算方法。将实测得到的墙面背部侧向土压力数据与上述四种方法计算得到的土压力值进行了比较，左侧挡墙墙面背部侧向土压力实测值约为静止土压力的34.9%，约为朗肯主动土压力的57.4%，约为库伦主动土压力的55.5%，约为“铁标”土压力计算值的47.6%。右侧挡墙墙面背部侧向土压力实测值约为静止土压力的34.7%，约为朗肯主动土压力的57.1%，约为库伦主动土压力的94.7%，约为“铁标”土压力计算值的46.7%。

出现此现象的原因在于上述静止土压力理论是基于刚性支挡结构理论，认为挡土墙是在完全没有侧向位移、偏转和自身弯曲变形情况下作用在墙背的土压力；朗肯主动土压力则假定墙背光滑，忽略了墙背与填土之间的摩擦作用；两种理论均以墙体背部土体的性质为参数进行计算，并未研究支挡结构的刚度、墙面倾角等参数对于土压力的影响。库伦主动土压力理论能够适用于较为复杂的边界条件，但适用范围有一定的局限性；“铁标”中的土压力系数算法是半理论半经验的方法。而加筋土挡墙是柔性的支挡结构，通过在土中加入土工格栅等材料以达到提高土体抗拉强度及抗剪强度、增强土体稳定性的目的。上述三种经典土压力理论的适用条件与加筋土挡墙的实际状况存在差异，故在理论与实测数据进行比较时会出现偏差较大的情况，由于以上经典土压力理论的计算结果保守可靠，现阶段利用其作为加筋结构物侧向土压力的设计计算值是可行的，但仍存在相当的冗余量。

(3)在施工结束后的一段时间内墙面板背部的侧向土压力出现了轻微波动的现象。一方面，在侧向土压力由内向外传递至墙面板背部的过程中，挡墙面板在侧向土压力的作用下会以水平位移的方式释放部分侧向土压力，来保持墙体的稳定；另一方面，墙面板与填料之间的摩擦作用以及相邻两层筋材由于受力不同应变不均使得层间土体产生相应的形变进而出现横向的“土拱效应”[18]，使得墙面板背部的侧向土压力出现一定的减小。

(4)根据库伦主动土压力理论，作用在墙面的侧向土压力沿墙高自上而下呈线性分布，墙面的坡率与作用在墙面的侧向土压力水平成正比。但是从实际的监测结果来看，两侧加筋土挡墙墙面背部的侧向土压力沿墙高的分布规律均呈现出较为明显的非线性分布，工后48个月的左侧挡墙墙面背部位置的侧向土压力数值约为右侧挡墙同位置侧向土压力值的109.8%。

图5 墙面背板位置侧向土压力沿墙高分布

2.1.2 墙体内

加筋土挡墙墙体内(筋材中部，距离墙面4.0 m位置)的侧向土压力沿墙高分布如图6所示。从图中可以看出：

(1)施工结束至工后48个月期间，加筋土挡墙墙体内部的侧向土压力沿墙高呈现非线性分布。工后48个月墙体内部的侧向土压力值大小约为施工完成时数值的111.0%，工后墙体内部的侧向土压力数值变化明显。

(2)与墙面板背部稳定的侧向土压力不同，在施工结束后的一段时间内墙体内部的侧向土压力出现增长，施工完成至工后48个月期间墙内侧向土压力的最大值达到了施工完成时数值的121.3%。一方面，来自墙体背部的侧向土压力由内向外传递引起了墙体内部侧向土压力的增长；另一方面，土工格栅的加筋约束作用，也是引起墙体内部侧向土压力变化的因素之一。

(3)左侧挡墙内部位置侧向土压力值约为静止土压力的24.7%，约为朗肯主动土压力的40.7%，约为库伦主动土压力的39.4%，约为“铁标”土压力计算值的38.1%。右侧挡墙内部位置侧向土压力值约为静止土压力的40.5%，约为朗肯主动土压力的66.7%，约为库伦主动土压力的110.6%，约为“铁标”土压力计算值的57.7%。

图6 墙体内侧向土压力沿墙高分布

2.1.3 挡墙墙背

挡墙墙背(筋材末端，距离墙面8.0 m位置)的侧向土压力沿墙高分布及随时间变化如图8所示。从图中可看出：

(1)加筋土挡墙不同位置处沿墙高的侧向土压力分布规律均呈现为非线性分布。工后48个月墙体背部的侧向土压力值大小约为竣工时数值的129.5%，侧向土压力的变化更为明显。

(2)与墙面或墙体内不同，工后48个月墙背侧向土压力约为施工完成时的129.5%，工后墙背侧向土压力了有明显增长。这与墙后非加筋土体的变形是密切相关的，在墙后土体的挤压下，墙背处侧向土压力出现增长，而同时期的墙体内部至墙面位置侧向土压力则呈现出减小的状态，表明土工格栅对挡墙的加筋约束作用，使得加筋土挡墙对于侧向土压力的抵抗与传递作用明显。

(3)左侧挡墙墙背位置侧向土压力值约为静止土压力的25.5%，约为朗肯主动土压力的42.0%，约为库伦主动土压力的40.6%，约为“铁标”土压力计算值的36.2%。右侧挡墙墙背位置侧向土压力值约为静止土压力的38.7%，约为朗肯主动土压力的63.7%，约为库伦主动土压力的105.6%，约为“铁标”土压力计算值的54.5%。

图7 挡墙背部侧向土压力沿墙高分布

从加筋土挡墙各位置的侧向土压力分布规律(图5～图7)可以看出：

(1)实测得到的加筋土挡墙侧向土压力由于挡墙位移模式等因素的影响，与经典的主动土压力理论分布情况存在一定的偏差，沿墙高呈现非线性分布规律。

(2)由于挡墙上部荷载等因素，挡墙墙顶附近的实测侧向土压力值存在大于朗肯主动土压力数值的情况，而挡墙中下部土体加筋形成复合加筋体，复合加筋体相较土体结构的内摩擦角基本不变因而增加了似黏聚力，即静止土压力系数基本不变，主动土压力系数减小，故实测侧向土压力值明显小于朗肯主动土压力数值。为保证加筋土挡墙的结构稳定性，防止挡墙因侧向土压力过大而出现破坏，建议在设计计算挡墙墙顶附近侧向土压力时增加安全系数。

(3)墙面坡率更陡(1∶0.05)的左侧加筋土挡墙与墙面坡率较缓(1∶0.3)的右侧挡墙相比，墙面背部的侧向土压力水平相近；墙体内部及加筋土背部的侧向土压力，左侧挡墙约为右侧挡墙同位置的71.1%，说明左侧挡墙更易向墙外传递侧向土压力，而右侧挡墙对于侧向土压力的抵抗能力较强。

对于左侧挡墙，墙体内各个位置的侧向土压力随时间的变化幅度明显，在工后24个月左右达到最终的稳定状态；右侧挡墙则更加稳定，侧向土压力的曲线分布更为集中，工后48个月内无明显的变化，表明右侧挡墙在服役期间的状态更为稳定。

2.2 加筋土挡墙竖向应力分布规律

测试断面两侧加筋土挡墙的基底竖向应力沿筋长分布如图9所示。从图9中可以看出：

(1)施工结束至工后48个月期间，基底应力沿筋长方向呈非线性分布，与弹性土堤法、比例荷载法及均布荷载法[17]等设计计算方法中所认为的曲线型分布、梯形分布、均匀分布等分布规律存在差异。随着工后时间的推移测试数据保持稳定，工后48个月挡墙基地应力大小约为施工完成时基地应力数值的95.1%。

(2)加筋土挡墙墙面板背部的基底应力出现轻微减小。一方面，挡墙墙面板背部附近的土体不可使用重型机械碾压，导致墙面板附近的填料压实程度较其他位置处偏低；另一方面，墙面板与填料之间的摩擦作用也会引起基底应力的减小。

挡墙墙体内部及背部的基底应力出现轻微减小。一方面，墙体在自重作用下密实程度进一步增加，并且随着筋材应变逐渐增大，土工格栅的抗拉性能也得到进一步发挥，加筋效果逐渐增强，加筋复合体的整体刚度逐渐提升，对于荷载的承载能力逐渐增大；另一方面，加筋土体与非加筋土体的差异变形等因素也使得挡墙背部土工格栅对于土体的承托作用愈加增强。

(3)加筋土挡墙竖向应力的计算常采用γh值进行计算，而检算挡墙基底应力时常选用Meyerhof法。从图9中可以看出，加筋土挡墙基底应力出现了明显大于γh值的情况，实测基底应力最大值达到了γh值的174.5%，但小于根据Meyerhof法所求得的基底最大压力值，仅为其的66.2%。从基底应力的分布情况来看，基地应力大于γh值的位置出现于加筋体距离面板2.0 m及背部位置。根据Meyerhof法，挡墙基底偏心距e，即挡墙的合力作用点距离墙面约为2.5 m，故距离墙面2.0 m位置处的基底应力会偏大的情况；而加筋体背部位置并非挡墙合力作用点位置，该位置压力偏大主要原因是由于墙后非加筋土体的主动土压力引起竖向应力偏大。

图9 基底竖向应力沿筋长的分布

左右两侧挡墙墙体内的竖向应力分布如图10所示。从图10中能够看出：

施工结束至工后48个月期间，测试断面两侧挡墙墙体内的竖向应力沿筋长由挡墙面板向墙体背部呈现非线性分布规律。随着工后时间的推移测试数据保持较好的稳定性，工后48个月墙体竖向应力大小约为施工完成时数值的95.1%。

从墙内竖向应力的分布情况来看，竖向应力于加筋体背部位置出现偏高情况，约为γh值的140.7%。陈华[12]认为，出现此类情况的原因主要是由于挡墙在施工过程中所出现的应力集中现象，以及加筋土挡墙背部非加筋土体的主动土压力所导致的竖向应力水平较高。综合基底应力及墙体内竖向应力的分布规律，可以认为墙后非加筋土体的主动土压力是引起挡墙内部竖向应力偏大的主要原因。

2.3 侧向土压力系数分布规律

加筋土挡墙工后48个月内的实测平均侧向土压力系数与土力学理论中的侧向土压力系数沿墙高分布规律如图11所示。从图11中可以看出：

(1)左侧挡墙的实测侧向土压力系数沿墙高呈非线性分布，左侧墙面侧向土压力系数平均值为0.26，墙背侧向土压力系数平均值为0.07，除个别监测点外，多数监测点位置的侧向土压力系数小于库伦土压力理论、朗肯土压力理论，静止土压力理论及“铁标”中的侧向土压力系数。

由于墙趾位置的竖向应力较小，以及条形基础对于墙趾变形的约束作用导致该位置侧向土压力较大，墙底位置的侧向土压力系数达到了0.45，大于上述四种土压力算法所得的土压力系数；在墙高中部高度位置由于侧向土压力水平较高，出现了另一个侧向土压力系数的峰值，而其他墙高位置的土压力系数与朗肯主动土压力系数及库伦主动土压力系数的数值较为接近，说明在墙面接近垂直的条件下由经典土力学理论计算得到的土压力系数是合理的。

(2)右侧挡墙的实测侧向土压力系数沿墙高呈现出非线性分布规律，墙面侧向土压力系数平均值为0.24，墙背侧向土压力系数平均值为0.08；多数监测点位置的侧向土压力系数小于静止土压力理论及“铁标”中的侧向土压力系数。

右侧墙面坡率较小，库伦主动土压力系数仅为0.13。由于施工机械设备影响以及筋材的“网兜效应”等因素导致墙面背部各高度实测竖向应力相较γh明显偏小，且墙面背部侧向土压力在墙后填土的土压力、土工格栅的加筋约束等因素的作用下，部分墙高位置的侧向土压力值相对较大，实测侧向土压力系数大于库伦主动土压力系数或朗肯主动土压力系数的情况。

图11 侧向土压力系数

对于非垂直墙体的加筋土挡墙，即使在墙面坡率较大的条件下，经典土压力理论的应用仍存在一定的局限。

2.4 筋材拉力与侧向土压力的关系

加筋土挡墙在侧向土压力的作用下会出现变形，若变形过大则会发生破坏。土工格栅对挡墙的加筋约束作用，使得加筋土挡墙对于侧向土压力的抵抗与传递作用明显，挡墙的侧向土压力由墙内土体自重及土工格栅的筋材拉力共同承担。随着工后时间的推移，筋材拉力逐渐增大，对于挡墙侧向土压力的承担比例也发生了变化。

墙面板背部的侧向土压力与筋材拉力变化如图12所示。从图12中可以看出：

(1)在施工完成至工后12个月期间，墙面板背部的侧向土压力数值逐渐增大至峰值，而筋材拉力大小保持平稳；在工后12个月至工后48个月期间，筋材拉力随着工后时间的推移增长明显，墙面板背部的侧向土压力数值则逐渐减小，最终侧向土压力与筋材拉力达到稳定。工后48个月墙面板背部的筋材拉力大小约为施工完成时数值的147.9%，为墙面板背部侧向土压力数值的98.2%，筋材所提供的拉力是维持墙面结构稳定的主要因素。

(2)挡墙墙面板背部的侧向土压力在施工完成至工后48个月出现数次波动。一方面，墙内及墙后土体压缩变形而产生的压力由墙体内部传递至墙面，墙面的变形仅能释放部分侧向土压力，造成在墙面板背部的侧向土压力值出现变化；另一方面，筋材拉力的变化对墙面板背部的侧向土压力波动变化有显著影响。

图12 墙面板背部位置侧向土压力及筋材拉力变化

图13 墙背位置侧向土压力及筋材拉力变化

墙体背部侧向土压力与筋材拉力变化如图13所示。从图13中可以看出：

(1)在施工完成至工后48个月期间，墙体背部的侧向土压力数值随工后时间推移出现波动变化，筋材拉力逐渐增大，墙体背部筋材拉力的大小约为墙体背部侧向土压力数值的43.0%。

(2)墙体背部的侧向土压力与筋材拉力的数值差距较大。一方面，在筋材的加筋约束作用下，加筋土挡墙的墙体整体性较好，对于来自墙后的侧向土压力有较好的抵抗作用；另一方面，在筋材的加筋约束作用下挡墙对于侧向土压力的传递作用明显，部分侧向土压力自墙体背部向墙面板处传递，筋材拉力仅需满足维持挡墙结构稳定的需要。

2.5 加筋土挡墙工后变形规律

加筋土挡墙在工后48个月期间的水平变形量随时间变化如图14所示。从图14中可看出：

(1)加筋土挡墙的工后水平变形未有明显变化，最大工后水平位移值为0.10 mm，与墙高的比值为0.001%，远小于国内外普遍认为的0.3%的控制指标。在墙面施工完成后至铺轨通车的3个月时间内，墙面水平位移并未受到铺轨施工的影响，墙体保持了高度的稳定，工后48个月的墙面水平位移约为施工完成时的104.5%，表明加筋土挡墙在工后的结构是稳定的且服役性能可靠。

(2)由于两侧挡墙的坡率不同，其工后水平位移量也存在较大的差距，左侧挡墙具有更陡的墙面坡率(1∶0.05)，墙面的水平位移较右侧挡墙墙面(1∶0.3)偏大。虽然两座挡墙的工后变形量均很小，但右侧挡墙在工后48个月的时间内变形更小，更稳定。

图14 墙面水平变形变化

加筋土挡墙在工后48个月期间的沉降变形随时间变化如图15所示。从图15中可看出：

(1)加筋土挡墙在工后48个月时间内的沉降已基本达到稳定，最大沉降量为28.45 mm，小于TB10621—2014《高速铁路设计规范》[19]中关于有砟轨道正线路基工后沉降不大于100 mm的规定，表明加筋土挡墙能够满足高速铁路对于路基工后变形的要求。

(2)基底在工后一年的时间内仍以较大的速率发生沉降，工后12个月的基底沉降量约为总沉降量的76.9%；工后24个月的沉降量约为总沉降量的90.7%，地基沉降基本完成。

(3)墙顶的沉降规律与基底相似，沉降在48个月的时间内左右两侧墙顶沉降分别稳定在28.57 mm和28.07 mm；工后12个月沉降量达到墙顶总沉降量的80.9%，工后24个月约为总沉降量的90.8%，沉降基本完成。

(4)左右两侧的加筋土挡墙在沉降方面并无明显差距，墙面坡率对于沉降几乎无影响。

图15 墙体工后沉降变形曲线图

3 结论

通过对高速铁路加筋土挡墙的长期远程观测试验，对加筋土挡墙的服役期力学行为进行了分析，结论如下：

(1) 高速铁路模块式加筋土挡墙在施工完成至工后48个月期间的力学行为稳定，力学状态未出现明显改变，表明加筋土挡墙能够满足高速铁路对于支挡结构稳定性及变形的要求。

(2) 加筋土挡墙的侧向土压力沿墙高呈非线性分布，工后测试数据保持基本稳定。工后48个月墙面板背部的侧向土压力数值约为施工完成时的侧向土压力值的98.2%，墙体内及墙体背部的侧向土压力数值出现小幅增长。

(3) 加筋土挡墙的工后48个月竖向应力值约为施工完成时的竖向应力值的95.1%。加筋土挡墙基底合力偏心距以及墙背非加筋土体产生的土压力是造成竖向应力出现部分位置偏大的影响因素。

(4) 加筋土挡墙在工后时间内的侧向土压力系数沿墙高呈非线性分布，除墙趾位置外，其余各位置的侧向土压力系数大多小于TB 10025—2006《铁路路基支挡结构设计规范》[16]的计算值；墙面坡率不同并未对墙面实测侧向土压力系数产生影响。

(5) 加筋土墙面板背部筋材拉力大小约为侧向土压力数值的98.2%，表明筋材拉力是维持墙面稳定主要因素；揭示了加筋土挡墙对于墙后侧向土压力的抵抗和传递作用是墙体背部筋材拉力与侧向土压力存在差异的原因。

(6) 加筋土挡墙在工后48个月的时间内水平位移微小，工后水平变形仅为墙高的0.01%，墙体能够保持稳定；作为高速铁路路基，挡墙的最大工后沉降为28.57 mm，能够满足铁路规范中相关要求，并且工后两年内，沉降量达到总沉降量的90%左右，变形基本完成。

(7) 左右两侧挡墙在服役期间保持了良好的力学状态、稳定性好。而墙面坡率较缓的右侧挡墙无论是在工后力学性能，还是在工后的变形量，较左侧较陡坡率的挡墙而言更为稳定，其在工后48个月期间的服役状态更好。