高速鐵路土工格柵加筋土擋墻服役期力學行為研究

趙云斐，楊廣慶，周詩廣，王 賀，丁軍霞，吳連海

(1. 石家莊鐵道大學 交通運輸學院，河北 石家莊 050043；2. 石家莊鐵道大學 土木工程學院，河北 石家莊 050043；3. 河北省交通安全與控制重點實驗室，河北 石家莊 050043；4. 中國鐵道學會，北京 100844；5.中國鐵路設計集團有限公司，天津 300142)

土工合成材料加筋土擋墻由于其具有較好的結構穩定性、高效的施工以及較為經濟的成本已經廣泛用于公路、鐵路、水利等多個工程領域。我國工程建設中應用加筋土擋墻始于20世紀70年代末，鐵路系統的第一座加筋土擋墻建于1980 年。考慮到鐵路運輸對國民經濟的重要性，鐵路部門對加筋土擋墻的推廣應用十分謹慎。目前，從加筋土擋墻在鐵路中的應用來看，普通鐵路線路中應用較多，如我國的張唐、梅坎、株六、橫南、贛龍、新長、渝懷、成昆鐵路等，而在高速鐵路中的應用很少，僅在秦沈、青榮客運專線等部分有砟軌道線路中有所應用。

國內外對加筋土擋墻進行了大量的室內及現場試驗研究。Won等[1]對一座修建在軟基上高度為5.0 m的土工布/土工格柵加筋土擋墻模型進行了長期研究，其面板為包裹式墻面及現澆混凝土墻面板，擋墻模型建成12年后依然保持較好的狀態，工后12年左右包裹式墻面最大水平變形約為80 mm，約為墻高的1.6%，剛性的混凝土面板并未發生明顯變形；墻頂沉降量達到了250 mm，為墻高的5.0%；側向土壓力系數從墻頂至墻高1/3處由主動土壓力系數逐漸過渡到靜止土壓力系數。Bathurst等[2-3]通過對歐洲、美洲等地的20余座加筋土擋墻的現場狀態分析，指出所調查的擋墻中服役使用期最長的已達25年，仍保持良好的內外部穩定性，筋材應變與墻面變形較小；對于大型模型試驗，在設計明顯不足的條件下，也能夠展現出較好的使用狀態；通過現場測試數據與相應設計方案的對比，認為美國AASHTO加筋土擋墻規范中的簡化計算方法較為保守。包承綱等[4-5]以國內外實測資料說明基于極限平衡法的設計方法是較為保守的。

Berg等[6]通過現場試驗研究，認為加筋土擋墻側向土壓力系數Kr應為主動土壓力系數乘以一個因數。Holtz[7]認為朗肯主動土壓力理論與加筋土結構實際的應力分布是相違背的，由于填土黏聚力的影響，實際測得的側向土壓力系數Kh往往小于朗肯主動土壓力系數Ka。汪承志等[8-9]對公路臺階式土工格柵加筋土擋墻進行了測試并總結出擋墻的基底應力在空間上呈非線性分布，在時間上趨于直線分布，墻面板背部側向土壓力沿墻高呈非線性分布且小于朗肯主動土壓力，土工格柵拉力隨時間變化逐漸減小等規律。肖成志等[10-11]則通過有限元分析及室內模型試驗得出了加筋黏性土擋墻的土工格柵應變量隨時間均有增長，豎向應力僅為自重及頂部荷載1/3左右且逐漸趨于穩定等結論。陳華[12]以云南思小高速公路和水麻高速公路為工程依托開展了3種常用形式土工格柵加筋土擋墻的現場試驗，研究得到了土工格柵加筋土擋墻墻底豎向應力分布規律、筋材應變和拉力分布規律、擋墻潛在破裂面形狀等靜力響應情況。楊廣慶、王賀等[13-15]通過加筋土擋墻的室內及現場試驗，發現側向土壓力及基底應力呈非線性分布規律，施工結束后一段時間側向土壓力趨于穩定、筋材應變逐漸增大。

高速鐵路由于其工程的特殊性，加筋土擋墻在服役期的力學行為仍需進行大量理論及試驗研究。在進行擋墻施工期間力學行為研究的同時，對擋墻在服役期間的力學行為進行監測與研究，可更好地了解加筋土擋墻的應力狀態與應力分布規律，從而合理地判斷加筋土擋墻內外部的穩定性、耐久性，并對今后的加筋土擋墻的設計與施工提供參考，這也是本文的主要工作目的和內容。

1 工程背景及試驗方案

1.1 工程背景

青(島)榮(成)城際鐵路位于山東省東部，是山東省內修建的第一條設計速度為250 km/h的區域性高速鐵路。青榮城際鐵路即(墨)榮(成)段于2014年9月開始鋪軌，同年12月28日正式通車運行。本文以青榮城際鐵路(即榮段)榮成站的模塊式土工格柵加筋土擋墻為工程依托，進行結構服役期遠程觀測試驗研究，服役期遠程監測自加筋土擋墻施工完成時(2014年9月)開始。

圖1 青榮城際鐵路榮成站加筋土擋墻

選取DK315+913斷面線路青島方向(左側)及榮成方向(右側)加筋土擋墻進行監測數據分析(圖1)。

線路左側擋墻墻高8.4 m，墻面坡率為1∶0.05，自下而上1～3層為TGDG EG170R型HDPE單向拉伸塑料土工格柵，筋長8.0 m；4～27層為TGDG EG130R型HDPE單向拉伸塑料土工格柵，筋長8.0～10.5 m；土工格柵豎向間距為0.3 m。線路右側擋墻墻高8.4 m，墻面坡率為1∶0.3，自下而上1～3層為TGDG EG170R型HDPE單向拉伸塑料土工格柵，筋長8.0 m；4～28層為TGDG EG130R型HDPE單向拉伸塑料土工格柵，筋長8.0～10.5 m；土工格柵豎向間距為0.3 m。土工格柵的主要技術指標如表1所示。

表1 HDPE土工格柵技術指標

加筋土擋墻地基采用CFG樁復合地基處理，墻高為8.4 m，擋墻模塊面板外形尺寸為0.5 m×0.3 m×0.3 m，采用C30混凝土預制，模塊內預埋HDPE單向拉伸塑料土工格柵。擋墻填料為碎石土，顆粒級配曲線如圖2所示，填料不均勻系數Cu=17.48，曲率系數Cc=0.54，為碎石土B組填料。

圖2 擋墻碎石土填料顆粒分析曲線

1.2 試驗方案

為了解土工格柵加筋土擋墻服役期力學行為狀態，對加筋土擋墻進行了一系列現場測試，包括擋墻側向土壓力、基地應力、墻體內豎向應力及土工格柵應變等。現場埋設了鋼弦式土壓力盒、柔性位移計、單點沉降計(圖3)等觀測元件，在施工及運營階段對擋墻狀態進行監測，監測斷面儀器布置方案如圖4所示。

2 試驗結果與分析

2.1 加筋土擋墻側向土壓力分布規律2.1.1 墻面板背部

加筋土擋墻墻面板背部側向土壓力沿墻高分布如圖5所示。從圖中可以看出：

(1)施工結束后48個月內，測試斷面兩側擋墻墻面板背部的側向土壓力沿墻高呈現非線性分布。隨時間的推移測試數據均保持較好的穩定性，工后48個月墻面板背部的側向土壓力值大小約為竣工時的98.2%，未出現壓力值變化較大的情況。

(2)側向土壓力計算方法有靜止土壓力理論、朗肯土壓力理論、庫倫土壓力理論以及TB 10025—2006《鐵路路基支擋結構設計規范》[16](以下簡稱“鐵標”)中規定的計算方法。將實測得到的墻面背部側向土壓力數據與上述四種方法計算得到的土壓力值進行了比較，左側擋墻墻面背部側向土壓力實測值約為靜止土壓力的34.9%，約為朗肯主動土壓力的57.4%，約為庫倫主動土壓力的55.5%，約為“鐵標”土壓力計算值的47.6%。右側擋墻墻面背部側向土壓力實測值約為靜止土壓力的34.7%，約為朗肯主動土壓力的57.1%，約為庫倫主動土壓力的94.7%，約為“鐵標”土壓力計算值的46.7%。

出現此現象的原因在于上述靜止土壓力理論是基于剛性支擋結構理論，認為擋土墻是在完全沒有側向位移、偏轉和自身彎曲變形情況下作用在墻背的土壓力；朗肯主動土壓力則假定墻背光滑，忽略了墻背與填土之間的摩擦作用；兩種理論均以墻體背部土體的性質為參數進行計算，并未研究支擋結構的剛度、墻面傾角等參數對于土壓力的影響。庫倫主動土壓力理論能夠適用于較為復雜的邊界條件，但適用范圍有一定的局限性；“鐵標”中的土壓力系數算法是半理論半經驗的方法。而加筋土擋墻是柔性的支擋結構，通過在土中加入土工格柵等材料以達到提高土體抗拉強度及抗剪強度、增強土體穩定性的目的。上述三種經典土壓力理論的適用條件與加筋土擋墻的實際狀況存在差異，故在理論與實測數據進行比較時會出現偏差較大的情況，由于以上經典土壓力理論的計算結果保守可靠，現階段利用其作為加筋結構物側向土壓力的設計計算值是可行的，但仍存在相當的冗余量。

(3)在施工結束后的一段時間內墻面板背部的側向土壓力出現了輕微波動的現象。一方面，在側向土壓力由內向外傳遞至墻面板背部的過程中，擋墻面板在側向土壓力的作用下會以水平位移的方式釋放部分側向土壓力，來保持墻體的穩定；另一方面，墻面板與填料之間的摩擦作用以及相鄰兩層筋材由于受力不同應變不均使得層間土體產生相應的形變進而出現橫向的“土拱效應”[18]，使得墻面板背部的側向土壓力出現一定的減小。

(4)根據庫倫主動土壓力理論，作用在墻面的側向土壓力沿墻高自上而下呈線性分布，墻面的坡率與作用在墻面的側向土壓力水平成正比。但是從實際的監測結果來看，兩側加筋土擋墻墻面背部的側向土壓力沿墻高的分布規律均呈現出較為明顯的非線性分布，工后48個月的左側擋墻墻面背部位置的側向土壓力數值約為右側擋墻同位置側向土壓力值的109.8%。

圖5 墻面背板位置側向土壓力沿墻高分布

2.1.2 墻體內

加筋土擋墻墻體內(筋材中部，距離墻面4.0 m位置)的側向土壓力沿墻高分布如圖6所示。從圖中可以看出：

(1)施工結束至工后48個月期間，加筋土擋墻墻體內部的側向土壓力沿墻高呈現非線性分布。工后48個月墻體內部的側向土壓力值大小約為施工完成時數值的111.0%，工后墻體內部的側向土壓力數值變化明顯。

(2)與墻面板背部穩定的側向土壓力不同，在施工結束后的一段時間內墻體內部的側向土壓力出現增長，施工完成至工后48個月期間墻內側向土壓力的最大值達到了施工完成時數值的121.3%。一方面，來自墻體背部的側向土壓力由內向外傳遞引起了墻體內部側向土壓力的增長；另一方面，土工格柵的加筋約束作用，也是引起墻體內部側向土壓力變化的因素之一。

(3)左側擋墻內部位置側向土壓力值約為靜止土壓力的24.7%，約為朗肯主動土壓力的40.7%，約為庫倫主動土壓力的39.4%，約為“鐵標”土壓力計算值的38.1%。右側擋墻內部位置側向土壓力值約為靜止土壓力的40.5%，約為朗肯主動土壓力的66.7%，約為庫倫主動土壓力的110.6%，約為“鐵標”土壓力計算值的57.7%。

圖6 墻體內側向土壓力沿墻高分布

2.1.3 擋墻墻背

擋墻墻背(筋材末端，距離墻面8.0 m位置)的側向土壓力沿墻高分布及隨時間變化如圖8所示。從圖中可看出：

(1)加筋土擋墻不同位置處沿墻高的側向土壓力分布規律均呈現為非線性分布。工后48個月墻體背部的側向土壓力值大小約為竣工時數值的129.5%，側向土壓力的變化更為明顯。

(2)與墻面或墻體內不同，工后48個月墻背側向土壓力約為施工完成時的129.5%，工后墻背側向土壓力了有明顯增長。這與墻后非加筋土體的變形是密切相關的，在墻后土體的擠壓下，墻背處側向土壓力出現增長，而同時期的墻體內部至墻面位置側向土壓力則呈現出減小的狀態，表明土工格柵對擋墻的加筋約束作用，使得加筋土擋墻對于側向土壓力的抵抗與傳遞作用明顯。

(3)左側擋墻墻背位置側向土壓力值約為靜止土壓力的25.5%，約為朗肯主動土壓力的42.0%，約為庫倫主動土壓力的40.6%，約為“鐵標”土壓力計算值的36.2%。右側擋墻墻背位置側向土壓力值約為靜止土壓力的38.7%，約為朗肯主動土壓力的63.7%，約為庫倫主動土壓力的105.6%，約為“鐵標”土壓力計算值的54.5%。

圖7 擋墻背部側向土壓力沿墻高分布

從加筋土擋墻各位置的側向土壓力分布規律(圖5～圖7)可以看出：

(1)實測得到的加筋土擋墻側向土壓力由于擋墻位移模式等因素的影響，與經典的主動土壓力理論分布情況存在一定的偏差，沿墻高呈現非線性分布規律。

(2)由于擋墻上部荷載等因素，擋墻墻頂附近的實測側向土壓力值存在大于朗肯主動土壓力數值的情況，而擋墻中下部土體加筋形成復合加筋體，復合加筋體相較土體結構的內摩擦角基本不變因而增加了似黏聚力，即靜止土壓力系數基本不變，主動土壓力系數減小，故實測側向土壓力值明顯小于朗肯主動土壓力數值。為保證加筋土擋墻的結構穩定性，防止擋墻因側向土壓力過大而出現破壞，建議在設計計算擋墻墻頂附近側向土壓力時增加安全系數。

(3)墻面坡率更陡(1∶0.05)的左側加筋土擋墻與墻面坡率較緩(1∶0.3)的右側擋墻相比，墻面背部的側向土壓力水平相近；墻體內部及加筋土背部的側向土壓力，左側擋墻約為右側擋墻同位置的71.1%，說明左側擋墻更易向墻外傳遞側向土壓力，而右側擋墻對于側向土壓力的抵抗能力較強。

對于左側擋墻，墻體內各個位置的側向土壓力隨時間的變化幅度明顯，在工后24個月左右達到最終的穩定狀態；右側擋墻則更加穩定，側向土壓力的曲線分布更為集中，工后48個月內無明顯的變化，表明右側擋墻在服役期間的狀態更為穩定。

2.2 加筋土擋墻豎向應力分布規律

測試斷面兩側加筋土擋墻的基底豎向應力沿筋長分布如圖9所示。從圖9中可以看出：

(1)施工結束至工后48個月期間，基底應力沿筋長方向呈非線性分布，與彈性土堤法、比例荷載法及均布荷載法[17]等設計計算方法中所認為的曲線型分布、梯形分布、均勻分布等分布規律存在差異。隨著工后時間的推移測試數據保持穩定，工后48個月擋墻基地應力大小約為施工完成時基地應力數值的95.1%。

(2)加筋土擋墻墻面板背部的基底應力出現輕微減小。一方面，擋墻墻面板背部附近的土體不可使用重型機械碾壓，導致墻面板附近的填料壓實程度較其他位置處偏低；另一方面，墻面板與填料之間的摩擦作用也會引起基底應力的減小。

擋墻墻體內部及背部的基底應力出現輕微減小。一方面，墻體在自重作用下密實程度進一步增加，并且隨著筋材應變逐漸增大，土工格柵的抗拉性能也得到進一步發揮，加筋效果逐漸增強，加筋復合體的整體剛度逐漸提升，對于荷載的承載能力逐漸增大；另一方面，加筋土體與非加筋土體的差異變形等因素也使得擋墻背部土工格柵對于土體的承托作用愈加增強。

(3)加筋土擋墻豎向應力的計算常采用γh值進行計算，而檢算擋墻基底應力時常選用Meyerhof法。從圖9中可以看出，加筋土擋墻基底應力出現了明顯大于γh值的情況，實測基底應力最大值達到了γh值的174.5%，但小于根據Meyerhof法所求得的基底最大壓力值，僅為其的66.2%。從基底應力的分布情況來看，基地應力大于γh值的位置出現于加筋體距離面板2.0 m及背部位置。根據Meyerhof法，擋墻基底偏心距e，即擋墻的合力作用點距離墻面約為2.5 m，故距離墻面2.0 m位置處的基底應力會偏大的情況；而加筋體背部位置并非擋墻合力作用點位置，該位置壓力偏大主要原因是由于墻后非加筋土體的主動土壓力引起豎向應力偏大。

圖9 基底豎向應力沿筋長的分布

左右兩側擋墻墻體內的豎向應力分布如圖10所示。從圖10中能夠看出：

施工結束至工后48個月期間，測試斷面兩側擋墻墻體內的豎向應力沿筋長由擋墻面板向墻體背部呈現非線性分布規律。隨著工后時間的推移測試數據保持較好的穩定性，工后48個月墻體豎向應力大小約為施工完成時數值的95.1%。

從墻內豎向應力的分布情況來看，豎向應力于加筋體背部位置出現偏高情況，約為γh值的140.7%。陳華[12]認為，出現此類情況的原因主要是由于擋墻在施工過程中所出現的應力集中現象，以及加筋土擋墻背部非加筋土體的主動土壓力所導致的豎向應力水平較高。綜合基底應力及墻體內豎向應力的分布規律，可以認為墻后非加筋土體的主動土壓力是引起擋墻內部豎向應力偏大的主要原因。

2.3 側向土壓力系數分布規律

加筋土擋墻工后48個月內的實測平均側向土壓力系數與土力學理論中的側向土壓力系數沿墻高分布規律如圖11所示。從圖11中可以看出：

(1)左側擋墻的實測側向土壓力系數沿墻高呈非線性分布，左側墻面側向土壓力系數平均值為0.26，墻背側向土壓力系數平均值為0.07，除個別監測點外，多數監測點位置的側向土壓力系數小于庫倫土壓力理論、朗肯土壓力理論，靜止土壓力理論及“鐵標”中的側向土壓力系數。

由于墻趾位置的豎向應力較小，以及條形基礎對于墻趾變形的約束作用導致該位置側向土壓力較大，墻底位置的側向土壓力系數達到了0.45，大于上述四種土壓力算法所得的土壓力系數；在墻高中部高度位置由于側向土壓力水平較高，出現了另一個側向土壓力系數的峰值，而其他墻高位置的土壓力系數與朗肯主動土壓力系數及庫倫主動土壓力系數的數值較為接近，說明在墻面接近垂直的條件下由經典土力學理論計算得到的土壓力系數是合理的。

(2)右側擋墻的實測側向土壓力系數沿墻高呈現出非線性分布規律，墻面側向土壓力系數平均值為0.24，墻背側向土壓力系數平均值為0.08；多數監測點位置的側向土壓力系數小于靜止土壓力理論及“鐵標”中的側向土壓力系數。

右側墻面坡率較小，庫倫主動土壓力系數僅為0.13。由于施工機械設備影響以及筋材的“網兜效應”等因素導致墻面背部各高度實測豎向應力相較γh明顯偏小，且墻面背部側向土壓力在墻后填土的土壓力、土工格柵的加筋約束等因素的作用下，部分墻高位置的側向土壓力值相對較大，實測側向土壓力系數大于庫倫主動土壓力系數或朗肯主動土壓力系數的情況。

圖11 側向土壓力系數

對于非垂直墻體的加筋土擋墻，即使在墻面坡率較大的條件下，經典土壓力理論的應用仍存在一定的局限。

2.4 筋材拉力與側向土壓力的關系

加筋土擋墻在側向土壓力的作用下會出現變形，若變形過大則會發生破壞。土工格柵對擋墻的加筋約束作用，使得加筋土擋墻對于側向土壓力的抵抗與傳遞作用明顯，擋墻的側向土壓力由墻內土體自重及土工格柵的筋材拉力共同承擔。隨著工后時間的推移，筋材拉力逐漸增大，對于擋墻側向土壓力的承擔比例也發生了變化。

墻面板背部的側向土壓力與筋材拉力變化如圖12所示。從圖12中可以看出：

(1)在施工完成至工后12個月期間，墻面板背部的側向土壓力數值逐漸增大至峰值，而筋材拉力大小保持平穩；在工后12個月至工后48個月期間，筋材拉力隨著工后時間的推移增長明顯，墻面板背部的側向土壓力數值則逐漸減小，最終側向土壓力與筋材拉力達到穩定。工后48個月墻面板背部的筋材拉力大小約為施工完成時數值的147.9%，為墻面板背部側向土壓力數值的98.2%，筋材所提供的拉力是維持墻面結構穩定的主要因素。

(2)擋墻墻面板背部的側向土壓力在施工完成至工后48個月出現數次波動。一方面，墻內及墻后土體壓縮變形而產生的壓力由墻體內部傳遞至墻面，墻面的變形僅能釋放部分側向土壓力，造成在墻面板背部的側向土壓力值出現變化；另一方面，筋材拉力的變化對墻面板背部的側向土壓力波動變化有顯著影響。

圖12 墻面板背部位置側向土壓力及筋材拉力變化

圖13 墻背位置側向土壓力及筋材拉力變化

墻體背部側向土壓力與筋材拉力變化如圖13所示。從圖13中可以看出：

(1)在施工完成至工后48個月期間，墻體背部的側向土壓力數值隨工后時間推移出現波動變化，筋材拉力逐漸增大，墻體背部筋材拉力的大小約為墻體背部側向土壓力數值的43.0%。

(2)墻體背部的側向土壓力與筋材拉力的數值差距較大。一方面，在筋材的加筋約束作用下，加筋土擋墻的墻體整體性較好，對于來自墻后的側向土壓力有較好的抵抗作用；另一方面，在筋材的加筋約束作用下擋墻對于側向土壓力的傳遞作用明顯，部分側向土壓力自墻體背部向墻面板處傳遞，筋材拉力僅需滿足維持擋墻結構穩定的需要。

2.5 加筋土擋墻工后變形規律

加筋土擋墻在工后48個月期間的水平變形量隨時間變化如圖14所示。從圖14中可看出：

(1)加筋土擋墻的工后水平變形未有明顯變化，最大工后水平位移值為0.10 mm，與墻高的比值為0.001%，遠小于國內外普遍認為的0.3%的控制指標。在墻面施工完成后至鋪軌通車的3個月時間內，墻面水平位移并未受到鋪軌施工的影響，墻體保持了高度的穩定，工后48個月的墻面水平位移約為施工完成時的104.5%，表明加筋土擋墻在工后的結構是穩定的且服役性能可靠。

(2)由于兩側擋墻的坡率不同，其工后水平位移量也存在較大的差距，左側擋墻具有更陡的墻面坡率(1∶0.05)，墻面的水平位移較右側擋墻墻面(1∶0.3)偏大。雖然兩座擋墻的工后變形量均很小，但右側擋墻在工后48個月的時間內變形更小，更穩定。

圖14 墻面水平變形變化

加筋土擋墻在工后48個月期間的沉降變形隨時間變化如圖15所示。從圖15中可看出：

(1)加筋土擋墻在工后48個月時間內的沉降已基本達到穩定，最大沉降量為28.45 mm，小于TB10621—2014《高速鐵路設計規范》[19]中關于有砟軌道正線路基工后沉降不大于100 mm的規定，表明加筋土擋墻能夠滿足高速鐵路對于路基工后變形的要求。

(2)基底在工后一年的時間內仍以較大的速率發生沉降，工后12個月的基底沉降量約為總沉降量的76.9%；工后24個月的沉降量約為總沉降量的90.7%，地基沉降基本完成。

(3)墻頂的沉降規律與基底相似，沉降在48個月的時間內左右兩側墻頂沉降分別穩定在28.57 mm和28.07 mm；工后12個月沉降量達到墻頂總沉降量的80.9%，工后24個月約為總沉降量的90.8%，沉降基本完成。

(4)左右兩側的加筋土擋墻在沉降方面并無明顯差距，墻面坡率對于沉降幾乎無影響。

圖15 墻體工后沉降變形曲線圖

3 結論

通過對高速鐵路加筋土擋墻的長期遠程觀測試驗，對加筋土擋墻的服役期力學行為進行了分析，結論如下：

(1) 高速鐵路模塊式加筋土擋墻在施工完成至工后48個月期間的力學行為穩定，力學狀態未出現明顯改變，表明加筋土擋墻能夠滿足高速鐵路對于支擋結構穩定性及變形的要求。

(2) 加筋土擋墻的側向土壓力沿墻高呈非線性分布，工后測試數據保持基本穩定。工后48個月墻面板背部的側向土壓力數值約為施工完成時的側向土壓力值的98.2%，墻體內及墻體背部的側向土壓力數值出現小幅增長。

(3) 加筋土擋墻的工后48個月豎向應力值約為施工完成時的豎向應力值的95.1%。加筋土擋墻基底合力偏心距以及墻背非加筋土體產生的土壓力是造成豎向應力出現部分位置偏大的影響因素。

(4) 加筋土擋墻在工后時間內的側向土壓力系數沿墻高呈非線性分布，除墻趾位置外，其余各位置的側向土壓力系數大多小于TB 10025—2006《鐵路路基支擋結構設計規范》[16]的計算值；墻面坡率不同并未對墻面實測側向土壓力系數產生影響。

(5) 加筋土墻面板背部筋材拉力大小約為側向土壓力數值的98.2%，表明筋材拉力是維持墻面穩定主要因素；揭示了加筋土擋墻對于墻后側向土壓力的抵抗和傳遞作用是墻體背部筋材拉力與側向土壓力存在差異的原因。

(6) 加筋土擋墻在工后48個月的時間內水平位移微小，工后水平變形僅為墻高的0.01%，墻體能夠保持穩定；作為高速鐵路路基，擋墻的最大工后沉降為28.57 mm，能夠滿足鐵路規范中相關要求，并且工后兩年內，沉降量達到總沉降量的90%左右，變形基本完成。

(7) 左右兩側擋墻在服役期間保持了良好的力學狀態、穩定性好。而墻面坡率較緩的右側擋墻無論是在工后力學性能，還是在工后的變形量，較左側較陡坡率的擋墻而言更為穩定，其在工后48個月期間的服役狀態更好。