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25、铁路路基支挡结构设计规范（TB 10025-2019）.pdf

①D对于直线滑面型滑坡，当取同个安全系数K时，显式解 与隐式解出口推力比值等于K。当出口推力相等时，显式解和隐 式解的安全系数有如下对应关系：

说明表13.2.32 K.=1.0时,K.,K，对应关系

建筑设计防火规范GB50016-2006显式解和隐式解安全系数计算出口

对于折线型滑面，说明表13.2.3一2中的安全系数对应关系 不完全成立。按隐式解安全系数计算的出口推力大于显式解出口

13.2.5水的作用包括渗透力静水压力、浮力、孔隙水

考虑降雨人渗后形成的扬压力和超孔隙水压力。 13.2.6当抗滑桩受到滑坡推力的作用产生变形时，部分滑坡 推力通过桩体传给锚固段地层，另一部分传给桩前体。但是，桩 前滑体本身的抗力与滑坡的性质和桩前滑体的大小等因素有关。 试验表明桩前滑体的体积愈大，抗剪强度愈高，滑动面愈平缓、愈 粗糙，桩前滑体抗力愈大：反之愈小。另外，还与是否存在多层滑 面有关。对某一滑坡，当抗滑桩受到滑坡推力的作用产生变形时， 骨动面以上桩前滑体抗力大于桩体所能提供的极限抗力时，桩前 滑体将产生隆起破坏，如成都狮子山2号抗滑桩破坏试验，或沿桩 前滑体中某一薄弱面产生剪切破坏，如大海哨抗滑桩破坏试验。 按极限平衡推力曲线确定桩前抗力：作用在抗滑桩上的滑坡 推力和桩前滑体抗力，由设计滑坡推力曲线确定如本规范 图13.2.6。若抗滑桩设在滑坡的第四分块末端，该处设计滑坡推 力曲线的竖直高度T，即为作用于桩上的滑坡推力。极限平衡时

说明表 13. 2. 6—1下滑力和柱前重心高度汇总

*号者表示以千斤顶和杠杆施加的外荷载

（说明13.2.7—1)

(说明13.2.7—2)

（说明13.2.7—4）

时，地层抗力均成两个对顶的二角形，桩底弯矩为零，桩底支承条 件符合自由端。通过进步的试算表明，在狮子山2号试桩锚固段 地基系数取0.3×10°kPa/m，在大海哨试桩锚固段地基系数取 0.2x10°kPa/m，柱底支承条件按自由端考虑时，桩身变位和弯矩的 计算值与实测值基本吻合。证明桩底支承条件按自由端考虑是符 合实际的。（2）当锚固段上部为土层，桩底嵌一定深度的较完整 基岩时，此情况与桩下部嵌人定深度的完整基岩时相类似。但考 感到自前这种边界条件的实测资料较少和过去的计算寸惯，保留了 桩底为铰支端的支承条件，可按两种桩底支承条件中的任何种情 况计算。当采用自由端时，各层的地基系数必须根据具体情况选 用：当采用铰支端计算时，需把计算“铰支点”选在嵌入段基岩的顶 面，并根据嵌入段的地层反力计算嵌入段的深度。 13.2.9第1款，对于较完整的岩质及半岩质岩层的地基，桩身作 用于围岩的侧向压应力，一般不大于容许抗压强度。桩周围岩的 厕向容许抗压强度，必要时可直接在现场试验取得，一般按岩石的 完整程度、层理或片理产状、层间的胶结物与胶结程度、节理裂隙 的密度和充填物、各种构造裂面的性质和产状及其贯通程度等情 况，分别采用垂直允许抗压强度的0.5~1.0倍。当围岩为密实土 或砂层时其值为0.5倍，较完整的半岩质岩层为0.60~0.75倍， 块状或厚层少裂隙的岩层为0.75~1.0倍。 第2款，对于一般土层或风化成土、砂砾状的岩层地基，抗滑 桩在侧向荷载作用下发生转动变位时，桩前的土体产生被动土压 力，而在桩后的土体产生主动士压力。桩身对地基土体的侧向压 应力一般不能大于被动土压力与主动压力之差。在工程设计 中，要使锚固段完全满足要求，有时会很困难，所以根据多年的工 程经验，满足滑动面以下深度h/3和h（滑动面以下桩长）处的 横向压应力需小于或等于被动土压力与主动土压力之差即可。此 时滑动面以下h/3深度范围内进入塑性区。 对于全埋式抗滑桩，当地面无横坡或横坡较小时，地基点的

横向容许承载力按下式计算

（说明13.2.91)

13.2.11抗滑桩无特殊要求时，可以不进行裂缝觉度验算。

而设置弯起钢筋，或为了抗剪要求而设置斜筋。只能截断钢筋 以较密的箍筋提高抗剪能力。

3.3.5抗滑桩桩身一般在十儿米以上，工人必须在基坑内上下 业，不要设置过多的箍筋肢数，因此，规定不采用多于4肢的封 用箍筋，并充许箍筋在一行上所箍的受拉筋不受限制。箍筋的间 巨不大于40cm。

3.3.6为使钢筋骨架有足够的刚度和便于人工作业，对箍筋、

13.3.6为使钢筋骨架有足够的刚度和便于人工作业，对箍

3.3.6为使钢筋骨架有足够的刚度和便于人工作业，对箍筋、 立筋和纵向分布钢筋的最小直径作了一定限制。为使桩截面 为四周形成钢筋网，以提高混凝土抗剪能力，本条文对箍筋和纵

会出现土体超挖的情况，采用翼缘板后置板可减少士体开挖量。 当施工出现超挖时，则需采用有效措施对超挖部分进行回填并碾 压密实，回填士的抗剪强度指标不低手设计值，挡土板为预制结 构，为了便于吊装和运输，其截面尺寸不要过大，通常宽度采用 0.5m,厚度一般采用0.3m~0.45m。 14.1.4桩板式挡土墙截面过大、锚固段太长或桩顶位移很大时， 在桩上加设预应力锚索可改善桩身受力状况，起到减小桩身截面 积、锚固段长度和限制桩顶位移的作用。 14.1.5作用在桩板墙的力除士体直接作用的土压力之外，轨道 及列车活载、周边设备、施工临时荷载等其他荷载虽然没有直接作 用在桩板墙上，但其作用通过土体传递到桩板墙上，也对土压力产 生影响。土的膨胀、冻胀等因素也会使土压力发生改变。在结构 受力计算时，要根据本规范第4.1节的要求把所列的作用及影响 桩板式挡土墙受力的各种因素考虑周全。 14.2.1桩板式挡土墙用于支挡工程或边坡加固时，承受侧向土 压力，通过大量的测试，表明桩实测土压力比理论主动土压力更 大，这是由于桩身变位不足以达到产生库仑主动士压力的状况，根 据试验和理论分析，计算荷载可按主动土压力的1.1～1.2倍 计算。 南昆线某桩板墙工点实测表明，轨道及列车荷载引起的土压 力影响范围主要集中分布在路基面以下定深度，并随深度衰减 较快：中铁二院在“高速铁路动力荷载及临时荷载对路肩墙、路堤 墙的影响研究”中曾经进行了室内模型试验，并在胶济线DK45+ 130~190段进行了现场试验，实测应力分布曲线也有相同的规 律。这与采用弹性理论计算的应力分布基本上是一致的。 14.2.3挡土板所受土压应力从上到下逐渐增大，设计中一般将 悬臂高度分为几个区域，每个区域对应一种挡土板类型，每种类型 挡土板采用所在区域中的最大土压应力作为计算土压应力，一方 面可保证结构设计的安全性另一方面分区域可减少挡十板

14.1.5作用在桩板墙的力除士体直接作用的土压力之外，

及列车活载、周边设备、施工临时荷载等其他荷载虽然没有直 用在桩板墙上，但其作用通过土体传递到桩板墙上，也对土压 生影响。土的膨胀、冻胀等因素也会使土压力发生改变。在 受力计算时，要根据本规范第4.1节的要求把所列的作用及 桩板式挡士墙受力的各种因素考虑周全

桩板式挡土墙受力的各种因素考虑周全。 14.2.1桩板式挡土墙用于支挡工程或边坡加固时，承受侧向土 压力，通过大量的测试，表明桩实测土压力比理论主动土压力更 大，这是由于身变位不足以达到产生库仑主动士压力的状况，根 据试验和理论分析，计算荷载可按主动土压力的1.1~1.2倍 计算。 南昆线某桩板墙工点实测表明，轨道及列车荷载引起的土压 力影响范围主要集中分布在路基面以下定深度，并随深度衰减 较快：中铁二院在“高速铁路动力荷载及临时荷载对路肩墙、路堤 墙的影响研究”中曾经进行了室内模型试验，并在胶济线DK45+ 130~190段进行了现场试验，实测应力分布曲线也有相同的规 律。这与采用弹性理论计算的应力分布基本上是一致的。 14.2.3挡土板所受土压应力从上到下逐渐增大，设计中一般将 E 亚

14.2.1桩板式挡土墙用于支挡工程或边坡加固时,承受侧

14.2.3挡土板所受土压应力从上到下逐渐增大设计中一

悬臂高度分为几个区域，每个区域对应一种挡土板类型，每种类型 当土板采用所在区域中的最大土压应力作为计算土压应力，一方 面可保证结构设计的安全性，另一方面分区域可减少挡土板

+.Z.5 对于态臂式抗有桩，地面无横坡蚁横圾牧小的，地塞的 横向容许承载力按下式计算：

式中a 地基的横向容许承载力（kPa）； Ppk 锚固段所受被动土压力（kPa）； Pak 锚固段所受主动土压力（kPa）； 桩前地面至计算点的距离（m）； y1 y2 桩后地面至计算点的距离（m）。 土体的重度（kN/m3）。

S Ppk =yyi tan 45°+ +2cXtan ( 45°+ 2 2

(说明14.2.5—2)

（说明14.2.5—3)

锚固段桩身内力及变形采用地基系数法计算时，可根据岩王 条件选用“K法”或“m法”。当锚固段岩士层为较完整的岩层和 硬黏土时，地基系数可视为常数，此时可选用“K法”进行计算。 当镭锚固段岩士层为硬塑一半十硬的砂黏土及碎石类土、风化破碎 的岩块时，地基系数可视为三角形分布或梯形分布（桩前锚固点 以上有覆盖士时），选用“m法”进行计算。 锚固点是指锚固段顶部位置，按襟边宽度和理深要求确定 禁边宽度是指桩前地面为斜坡时，锚固点与地面的水平距离，如 图14.2.1所示。锚固点和襟边宽度选取条件是桩前锚固段岩王 能提供设计采用的侧向抗压强度。地层为岩层时，襟边觉度通常 按岩层的风化程度取3m~6m。地层为士层时，襟边宽度不小于 7m，桩承担的推力越大，襟边宽度越大。当地层为膨胀土时，要考 虑降雨对地基强度降低的影响，将锚固点适当下移， 14.2.7设置与路堤地段的锚拉式桩板结构.防正止由于填料下沉 而在锚索（杆）内产生次生应力是十分重要的。从理论上讲，当锚 索（杆）上承受很小的竖向荷载时，在其中将产生巨大的轴向拉 力，故需尽量避免填料压在锚索（杆）上。采用在锚索位置设置盖 槽或导管，以避免填料下沉对锚索（杆）产生次应力。 14.2.8荷载组合效为基本组合时，根据“铁路路基支挡结构极 限状态设计方法研究”课题研究成果有如下结论：对于路肩或路 提桩板式挡土墙，当永久荷载效应分项系数为1.35时，桩板墙目 标可靠指标满足或接近需求：当永久荷载效应分项系数为1.5时， 桩板墙目标可靠指标很大，分项系数有优化的余地。一般情况下 对于路肩桩板式挡土墙永久荷载效应分项系数可采用1.35~ 1.45，对于路堑桩板墙考虑到高边坡对可靠度指标的影响，其永久 荷载效应分项系数可采用1.351.5。高路堤或深路暂，桩悬臂较 大或者路堑边坡为高边坡时，桩荷载变异性大，此时取大值，反之 桩荷载变异性小，取小值。为了降低高边坡对路堑桩板式挡土墙 可靠度指标的影响，采用放缓边坡、分级升挖边坡，每级边

锚固段桩身内力及变形采用地基系数法计算时，可根据岩士 条件选用“K法”或“m法”。当锚固段岩士层为较完整的岩层和 硬黏土时，地基系数可视为常数，此时可选用“K法”进行计算。 当锚固段岩士层为硬塑一半十硬的砂黏土及碎石类土、风化破碎 的岩块时，地基系数可视为三角形分布或梯形分布（桩前锚固点 以上有覆盖士时），选用“m法”进行计算。 锚固点是指锚固段顶部位置，按襟边宽度和理深要求确定 禁边宽度是指桩前地面为斜坡时，锚固点与地面的水平距离，如 图14.2.1所示。锚固点和襟边宽度选取条件是桩前锚固段岩王 能提供设计采用的侧向抗压强度。地层为岩层时，襟边宽度通常 按岩层的风化程度取3m~6m。地层为士层时，襟边宽度不小于 7m，桩承担的推力越大，襟边宽度越大。当地层为膨胀土时，要考 虑降雨对地基强度降低的影响，将锚固点适当下移。

14.2.7设置与路堤地段的锚拉式桩板结构，防止由于填料

而在锚索（杆）内产生次生应力是十分重要的。从理论上讲，当销 索（杆）上承受很小的竖向荷载时，在其中将产生巨大的轴向拉 力，故需尽量避免填料压在锚索（杆）上。采用在锚索位置设置盖 槽或导管，以避免填料下沉对锚索（杆）产生次应力

14.2.8荷载组合效为基本组合时，根据“铁路路基支挡结构极

限状态设计方法研究”课题研究成果有如下结论：对于路肩或路 提桩板式挡土墙，当永久荷载效应分项系数为1.35时，桩板墙目 标可靠指标满足或接近需求；当永久荷载效应分项系数为1.5时， 桩板墙目标可靠指标很大，分项系数有优化的余地。一般情况下 对于路肩桩板式挡土墙永久荷载效应分项系数可采用1.35~ 1.45，对于路堑桩板墙考虑到高边坡对可靠度指标的影响，其永久 荷载效应分项系数可采用1.35~1.5。高路堤或深路堑，桩悬臂较 大或者路堑边坡为高边坡时，桩荷载变异性大，此时取大值，反之 桩荷载变异性小，取小值。为了降低高边坡对路堑桩板式挡土墙 同靠度指标的影响，采用放缓边坡、分级开挖边坡，每级边

14.2.9第1 款参考现行《建分

车通道及客车停车库中的汽车荷载的准永久系数取0.6，考虑铁 路路基可变荷载作用频率比汽车通道的低或相近.本条对可变荷 载的准永久系数一般取0.6，也可根据观测资料和工程经验取用， 但一般不小于0.6。 第2款，高速铁路对路基变形控制要求较高，为了限制高速铁 路路肩桩板墙的活载产生的桩顶变形，对恒载和活载产生的变形 进行了大量计算统计分析，提出高速铁路路肩桩板墙的桩顶位移 不宜大于60mm的要求。 14.3.3本条来源于《建筑边坡工程技术规范》GB 503302013

14.3.4泄水孔的设置将减弱泄水孔位置处的挡士板截面抗剪强

14.3.4泄水孔的设置将减弱泄水

度，并具有一定应力集中效应，而挡土板板端处剪力最天，跨中处 的弯矩最大。另外泄水孔兼做吊装孔，位置的选择会影响吊装时 板内力分布，因此泄水孔至板端的距离按1/4板长确定。

15.1.1桩基托梁重力式挡土墙由重力式挡土墙、托梁和桩基组

成，桩基托梁来源于建筑桩基和桥梁桩基，应用于挡士墙基础主要 开始于20世纪60年代的成昆铁路，由于桩基托梁挡土墙在西南 山区陡坡地段和既有线改扩建工程中的使用效果良好，在后

来的大瑞铁路、云桂铁路、遂渝二线等路基设计中得以广泛应用。 桩基托梁挡士墙的出现，解决了地基承载力不足和挡墙基础加深 杰难等尚题，扩大了挡士墙的使用范围，其是陡坡路基填方或朗 有铁路增建第二线帮填地段，当地基承载力不够，或由于其他原 因，挡土墙基础需要加深时，采用桩基托梁基础，就可以大大减少 基础开挖和对既有线路基本体稳定性的影响，保证陡坡路基和睛 有线路的安全。根据工程经验该组合结构也可用于河岸严重冲 刷、陡坡、地表覆士稳定性较差和紧邻既有线等路堤地段。 15.1.2一般地区和浸水地区托梁以上挡土墙采用重力式、衡重 式：地震地区采用重力式。桩基采用挖孔桩或钻孔桩，桩基的布置 采用单排、双排或多排。当桩基锚固点以上不稳定地层较厚，桩上 受力较大时，桩顶附近加设锚索。根据收坡需要，桩基托梁挡土墙 可设置于路肩或路堤边坡。 15.2.2根据中铁二院“桩基托梁挡土墙力学作用机理研究”科 研成果，得出结论：托梁顶面剪应力基本上都为向墙前的剪应力 墙高不同时，剪应力分布规律类似，剪应力随墙高的增大而增大， 单线列车荷载时的应力小于双线荷载的情况。剪应力在梁顶截面 的积分值与墙背十压力的数值相当，说明墙背十压力通过挡十墙 墙底传到了托梁的顶面。 根据托梁位置、岩土类型（土基、岩基、半土半岩）和托梁外边 坡襟边宽度等实际情况，托梁承受的水平推力有时需考托梁承 受的侧向士压力，土压力计算时包括托梁高度范围内的土压力。

15.2.2根据中铁二院“桩基托梁挡土墙力学作用机理研究”科 研成果，得出结论：托梁顶面剪应力基本上都为向墙前的剪应力 墙高不同时，剪应力分布规律类似，剪应力随墙高的增大前增大。 单线列车荷载时的应力小于双线荷载的情况。剪应力在梁顶截面 的积分值与墙背土压力的数值相当，说明墙背土压力通过挡土墙 墙底传到了托梁的顶面。 根据托梁位置、岩土类型（土基、岩基、半土半岩）和托梁外边 坡襟边宽度等实际情况，托梁承受的水平推力有时需考托梁承 受的侧向土压力，压力计算时包括托梁高度范围内的土压力。

15.2.3作用在托梁结构上的外部荷载分布形式按均匀分

中铁二院“桩基托梁挡土墙力学作用机理研究”科研成果的 结论：挡土墙墙底竖向合力通过偏心传到了托梁顶面，托梁顶面竖 可正应力基本上都为压应力，在桩顶对应位置有明显的应力集中 并向四周逐渐扩散，至托梁边缘及跨中附近趋近于零，应力沿托梁 长度方向呈马鞍形分布。地基情况相同时，竖向最大压应力随墙

不考虑其之上的挡土墙的刚度，其挠度也不控制设计，故设计时可 不进行挠度验算。

16.1.1组合桩结构适用于一般地区、地震地区、浸水地区的路 堤、路堑，其中桩基悬臂式挡土墙和桩基扶壁式挡土墙一般用于路 堤地段的收坡

16.1.2常规的支挡结构在处理一些特殊工程时，往往存在排

抗能力或变形能力较弱的问题，近年来，出现了诸多组合型支 挡结构，包括桩基悬臂式挡土墙、桩基扶壁式挡土墙、椅式桩 （h型桩）、框架桩等，组合桩结构的连系梁包括横梁、次梁及 冠梁等。

桩基础与上部的悬臂式挡土墙和扶壁式挡土墙的连接，不仅能解 决地基竖向承载力不足的问题，还能解决地基不均匀沉降避免传 统支挡结构变形不协调问题，近年来在车站高填方地基直立收坡 中广泛应用：椅式桩（h型桩）和框架桩由钢筋混凝土桩与横梁刚 性连接而成，整体刚度大，受力性能好，椅式桩（h型桩）适用于高 路堤或者深路堑的收坡：框架桩适用于天型岩堆、滑坡体内深路堑 的收坡。

16.1.4本规范规定悬臂式挡墙的高度不大于6m

臂式挡墙的整体刚度和强度较大，桩基具有较好的抗滑移和抗倾 覆作用，最大高度可适当放宽，根据工程经验，最大墙高不超过10 m；下部桩基可根据工程需要采用双排桩或多排桩，挡土墙底板和 下部桩基采用刚性连接时，能更好地发挥组合结构的整体作用，增 强结构的变形协调能力。下部桩基础宜采用钻孔灌注桩，有条件 时也可采用挖孔桩。

性连接，形成整体结构，通过协调变形和受力，极大地增强了结构 整体稳定性和刚度，最大高度不超过15m，当受力较大时锚固桩 采用挖孔桩，受力较小时也可采用钻孔灌注桩。

椅式桩结构间的桩间距是指沿线路行进方向的纵向布置间距，其设计值参考一般抗滑桩和桩板墙进行设置。对于椅式桩结构纵向桩间距的计算，将双排桩简化为单排桩进行粗略估算，通过计算确定最大间距：或依据经验进行确定，根据相关科研成果，一般取3~5倍的桩径或桩宽,或者5m~8m。当横向间距L极小甚至为零时，两排桩基可视为叠合桩，其刚度为2倍单排桩；当横向间距L大于临界桩距Lo时，滑裂面位于两排桩之间，此时双排桩结构类似于拉锚结构：当0≤L≤L时，由于横梁的协调作用，使椅式桩的双桩能够协同工作，共同分担结构后侧土压力，随着横向间距的增加，后排桩承受的土压力减小、前排桩承受的土压力增大（说明图16.1.5）。土质坡体土质坡体土质坡体基岩基岩基岩30°30°30(a)叠合桩(b)组合桩(c)拉锚桩说明图16.1.5桩横向间距对双排桩变形特性影响示意图16.2.3因组合桩结构为超静定结构.故优先采用有限元软件进行整体建模计算。16.2.5底板板带上的均布荷载，对于纵横板带均按作用在各计算板带宽度上的实际均布荷载数值，并考虑最不利布置来计算。板带上的集中荷载，当集中荷载作用在纵向（横向）桩轴线上时纵向（横向）板带按实际荷载计算内力：当集中荷载不作用在纵向（横向）桩轴线上时，近似按简支梁分配原则，将荷载分配至相邻两纵向（横向）板带上，然后分开计算两个板带各自的内力，两个板带的内力之和即为该荷载的纵向（横向）内力（说明图 16. 2. 5) 。: 241 :

支挡结构物，与衡重式挡土墙类似。由于短卸荷板式挡士墙墙体 较薄，截面较小，为提高其抗剪强度，墙体推荐采用混凝土或片石 混凝土，材料强度等级提高一级。当墙身截面强度控制时，提高材 料强度等级要比增加墙身体积经济

17.1.4上墙的受力机理与衡重式挡土墙完全相同，因此上墙的 土压力可按第二破裂面的方法计算，两破裂面交点在卸荷板悬 臂端。

17.1.4上墙的受力机理与衡重式挡土墙完全相同，因此上墙

根据原铁道部科技发展计划项自“路肩短卸荷板式挡士墙的 研究”成果，认为：下墙墙背士压力的计算采用力多边形法是较为 合适的。由于力多边形法考虑了上墙对下墙土压力的影响，理论 上较为严谨，而延长墙背法和较正墙背法误差较大，未考感上墙对 下墙士压力的影响，而直墙鐘和卸荷板未端连线与下墙实际墙背 间的一块土体无法考虑。土压力分布的规律为上下两头小，中间 大，作用点位置约为下墙高度的0.52倍左右，考虑到力作用点对 挡士墙的倾覆稳定、偏心矩和基底应力均有较大影响，因此建议短 卸荷板式挡土墙下墙土压力强度按矩形分布，作用点位置为下墙 墙高的二分之处，这样既接近实际情况，又简化计算过程， 17.1.5为卸荷板配筋和检算卸荷板上方斜截面的剪应力，需 要知道卸荷板上的土压力及土压力对卸荷板固定端的弯矩 “路肩短卸荷板式挡土墙”研究中进行了离心模型试验，实测试 验值与下述“经验算法”（参照悬臂式挡土墙底板土压力的计算 方法）计算值吻合，说明此“经验算法”是可取的，故推荐此法 即：先计算第二破裂面上的竖直分力，短卸荷板承受其长度相应 部分垂直投影的竖直分力：再计算二裂面以下，卸荷板之上的士 体重量，两者叠加则为短卸荷板的竖直压力，为计算方便，在板 上按均勾分布。

17.1.5为卸荷板配筋和检算卸荷板上方斜截面的剪应力.

17.1.6在短卸荷板挡土墙设计中，由于按第二破裂面法和力

17.1.6在短卸荷板挡土墙设计中，由于按第二破裂面法和力多 边形法导出黏性土土压力的计算公式非常复杂，而直计算出的士 压力偏小，因此，为计算方便和安全起见，仍采用由综合内摩

擦角计算上下墙土压力来进行挡土墙稳定性及截面强度的检算。 但采用一个定值的综合内摩擦角Po代替黏性土指标c、β时，黏聚 力c越大，则士压力的计算值“失真”越严重：挡土墙越高，则危险 性越大。若有条件时,墙背填料应通过试验测定其力学指标c、β， 然后通过抗剪强度相等原则换算综合内摩擦角，换算方法可采用 以下公式：

C (Po=arctan) tanp+ H/

（说明17.1.6）

17.1.7在工程设计中，由于种种原因，填料往往缺乏试验数据 为适应此实际情况，根据“路肩短卸荷板式挡土墙的研究成果 认为：当填料无实验数据时，可根据填料种类按表6.2.2选用综合 内摩擦角。 17.1.9短卸荷板式挡土墙上下墙之间，即卸荷板处墙身截面变 化较大，是这种墙型的薄弱截面。卸荷板固定端上方的一段产生 的应力水平很高，是上墙各点应力水平最高的一段：而卸荷板下方 靠墙背处，不仅应力水平很高，且等值线非常密集，变化快。因此 在设计时，应进行墙身截面强度检算。同时检算台阶上部处墙身 截面的法向拉应力和水平剪应力。 在进行以上墙身截面强度检算中，需获得上墙墙背土压力值。 由于卸荷板挡土墙达到主动极限状态时，上墙产生第二破裂 面，该破裂面与上墙墙背间的块土体位移很少，始终不可能达到 主动极限状态，因此上墙墙背承受的土压力是大于主动土压力的。 根据“路肩短卸荷板式挡土墙”的研究结果，认为：上墙承受 的土压力是介于主动土压力与静止土压力之间的某一数值，考虑 到这个值很难计算，但均为主动土压力的1.31～1.43和1.27~ 1.41，为简化计算，建议上墙墙背的水平土压力按实际墙背用库仑 公式的计算值乘以1.4的增大系数来求算。考虑到此时墙背摩擦 力不能充分发挥和偏于安全起见，竖直土压力不乘增大系数。 I一I和I一I水平截面的检算方法可按《铁路工程设计

技术手册·路基》中的有关公式进行。如果1一1截面不能通 过，则放缓上墙墙背坡度，如果一一直截面不能通过，则放缓下墙 墙背坡度。要注意II截面承受的土压力是上墙实际墙背承受 的土压力，而ⅡⅡ截面承受的土压力则是第二破裂面上的土压 力，但如果这个土压力小于实际墙背上的土压力，为安全起见，则 仍用实际墙背上的士压力。 I一和V一V斜截面剪应力的检算，按《铁路工程设计技 术手册·路基》设计手册介绍的方法进行，先求最危险截面与水 平面的夹角β，然后求出该斜截面上的剪应力Tmax，应小于或等于 墙身材料的容许剪应力「T]，如不满足强度要求，则采取改善措 施，这两个斜截面上承受的外力分别为检算1I和ⅡⅡ截面 时的士压力。 ⅢⅢ截面穿过钢筋混凝土卸荷板侵人墙体，考虑到板的厚 度较小，该斜截面文是控制截面，为安全起见，不考虑钢筋混凝士 的容许剪应力，全部截面按墙体材料的容许剪应力检算。 卸荷板悬臂端作用着较大的竖直压力，上墙经卸荷板固定端 部为起点的斜截面√V应进行剪应力检算，该截面与水平面成 β角。β可由下式确定：

tanβ= tanα±/tan’α+1

(说明 17. 1.9)

式中α上墙墙背倾角。 17.1.10卸荷板长度是控制下墙土压力大小的关键。在挡土墙 检算过程中，不仅要调整基底宽度，而且要调整卸荷板长度来满足 检算的要求，这样才能使短卸荷板挡土墙的截面最小，因为基底宽 度与卸荷板长度文互相有影响，所以检算过程实际上也是优化过 程。要达到墙身截面和卸荷板长度的优化，采用手算的办法是很 困难的，因此，短卸荷板挡土墙的设计计算宜通过编制设计计算的 优化程序来进行。 17.1.12短卸荷板式挡土墙墙体较薄，尤其是卸荷板与上墙底部

中，所以除了满足强度检算要求外，根据侯月线实践经验，在构造 上要采取如下加强措施： 1）卸荷板与上墙墙体接触面，沿纵向每隔30cm~40cm插 人长度35cm的短钢筋，以增强接触面的抗剪强度。 （2）上、下要垫以20cm厚的钢筋混凝土垫板，长度可为卸荷 板伸入墙体2/3，采用构造钢筋纵向布置。

上要采取如下加强措施： （1）卸荷板与上墙墙体接触面，沿纵向每隔30cm~40cm插 人长度35cm的短钢筋，以增强接触面的抗剪强度。 （2）上、下要垫以20cm厚的钢筋混凝土垫板，长度可为卸荷 板伸入墙体2/3，采用构造钢筋纵向布置。 17.1.13根据侯月线工程实例的经验认为：在条件容许时，其卸 荷板的施工方法要优先采用现浇，其优点是卸荷板与上、下墙体连 接良好，并避免卸荷板吊装的困难，但如工期紧，施工场地也有大 型吊装机械进场和吊装条件时，也可采用预制的施工方法，但要注 意预制时，在板的上、下面不可放置油毛毡，避免卸荷板与上、下墙 接触不良，在卸荷板中安放吊装环，不可超出板面等，卸荷板及垫 板表面要有一定粗糙度，铺设时，要铺垫砂浆，使其与墙体连接 稳固。 17.2.2锚定板挡土墙由墙面系、拉杆、锚定板及填土共同组成 墙面的结构形式可采用肋柱式墙面板和无肋柱墙面板，肋柱式由 肋柱和挡土板拼装而成。 17.2.3为便于施工及养护维修，在双级锚定板挡土墙的上、下两 级墙之间要设置不小于2.0m宽的平台。对肋柱式锚定板挡土墙 根据工程实践经验，为避免上墙肋柱基础下沉使下墙拉杆产生过 大的次应力。因此，条文规定上、下两级墙的肋柱沿线路方向应相 互错开。 17.2.4墙面板所受的土压力由墙背填料产生的土压力与填料表 面轨道及列车荷载产生的土压力两部分叠加而成。由于墙面板 拉杆、锚定板及填土的相互作用，土压力比较复杂，它与填料性质 玉实程度、拉杆位置及其长度、锚定板大小等许多因素有关。为

17.2.3为便于施工及养护维修,在双级锚定板挡土墙的上、

级墙之间要设置不小于2.0m宽的平台。对肋柱式锚定板挡 根据工程实践经验，为避免上墙肋柱基础下沉使下墙拉杆产生 大的次应力。因此，条文规定上、下两级墙的肋柱沿线路方向尽 互错开。

17.2.4墙面板所受的土压力由墙背填料产生的土压力与填米

面轨道及列车荷载产生的土压力两部分叠加而成。由于墙面板 立杆、锚定板及填土的相互作用，土压力比较复杂，它与填料性质 玉实程度、拉杆位置及其长度、锚定板大小等许多因素有关。为 比，曾进行过大量的室内外实测与试验。实测与试验结果表明，锚 定板挡土墙墙面板实际所受填料产生的土压力大于按库仑理论计 算的主动土压力，说明表17.2.4为部分工点实测土压力与计算

值的比较。说明表17.2.4无列车荷载情况下实测土压力值与库仑土压力计算比较项目库仑主动土实测土实测值填高压力计算值压力值与计算备注(m)地点(kN/m)(kN/m)值之比南平10.0172221.241.29实测值为施工结束后测得鱼圈5.2594. 6116.41.23实测值为铺轨道10个月后测得三家店5.042.565. 81. 55实测值为竣工1年后西南交大等66. 680.51.21模型试验因此，根据实测结果对墙面板所受填料产的士压力规定按库仑主动土压力乘以1.2~1.4的增大系数β。对结构位移要求较严时，土压力增大系数取大值。实测的土压力分布图形与通常采用的三角形分布也不相同。例如鱼圈锚定板挡土墙实测土压力沿墙面的分布曲线接近抛物线形。如说明图17.2.4所示。铺轨10个月后实测土压力(u)潭施工结束后实测土压力墙01020304050607080α(kN/m)说明图17.2.4鲮鱼圈锚定板挡士墙实测土压力分布:247.

为了简化计算，填料产生的土压力建议采用说明图17.2.4所 的分布图形，该图形的面积要等于库仑主动土压力的水平分力 乘以土压力增大系数β。即：

（说明17.2.4）

列车荷载对墙面板土压力的影响：根据实测资料列车荷 土压力的影响不，而且只对上层拉杆有影响。实测列车荷季 生的土压力值其结果远小于现行路基支挡规范规定计算列车 产生的土压力。因此，列车荷载产生的土压力，仍按重力式挡 有关规定计算，不再乘增大系数，

17.2.5锚定板挡土墙的整体稳定检算是保证挡土墙安全使用的

17.2.5锚定板挡土墙的整体稳定检算是保证挡土墙安全使

关键，也是决定拉杆长度的依据，因此，必须慎重对待。 整体稳定检算可采用折线裂面法（即Kranz法）或整体土墙方 法计算，可根据锚定板设置的具体条件选择其中一种方法。如缺 乏经验，要同时以两种方法进行分析比较，采用偏于安全的计算 结果。 整体稳定检算时，假想墙背上的主动土压力值不乘增大系数。 锚定板挡土墙一般不需进行抗倾覆检算。

17.2.6肋柱的内力计算可根据肋柱上设置的拉杆层数，肋柱与

考虑到肋柱的支点为其后端与锚定板连接的理埋在填土中的拉 汗，实为弹性支承DGJ32-J184-2016装配式结构工程施工质量验收规程附条文.pdf，各支承点变形是由填土和拉杆的变形组成，一般 请况下各支点变形量是不相同的，因而要按弹性支承连续梁计算肋 注内力。由于填土的不均匀且土体变形十分复杂。因而各支点柔 度系数变化较大，很难准确计算。同时，考虑到肋柱在搬运吊装及 施工过程中拉杆受力不均匀等情况，以及上述可能出现的各种不利 因素，故在肋柱计算中，要同时按刚性支承连续梁和弹性支承连续

梁计算。并按两种情况计算所得的最不利弯矩、剪力进行肋柱截面 设计和配筋。保证肋柱有足够的安全度并防止出现裂缝。 17.2.8锚定板面积要根据拉杆设计拉力及锚定板容许抗拔力， 按式(说明 17.2. 8)确定,

（说明17.2.8）

式中FA 锚定板面积（m）； [P]一一锚定板单位面积容许抗拨力（kPa）。 17.2.17 由于锚定板挡土墙为拼装结构，为避免产生过大的位 移，故规定肋柱安装时不得前倾，并适当后仰，其后仰倾斜度宜为 20：1。 F.0.1本规范给出了矩形截面的最大裂缝宽度计算公式。圆形 截面的钢筋混凝土受弯构件按式（说明F.0.1一1）~式（说明 F.0.1一一5）计算最大裂缝宽度。参照《水运工程混凝土结构设计 规范》JTS151一2011的相关规定。

O sg c+deq E. (0.30+1.4pre

（说明F.0.1—3)

J.2.4根据《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》

）(u)9“(,m/NX)ou 回000 08 ~ 000 0F000 0Z1 ~ 000 08半1Hu(,/)000 02~000 08采Hu一00008~000 0F长A Hu中辛（2661)《1000 021~000 08（66））》000 08 ~ 000 0Hu但±("/)(u)01~9000 0Z ~ 000 01Hu回(,u/NX)000000～=Hu回(,"/NY)(uu)01~g（0000~00000(,U/NX)2序号65:256:

DB 50／ 848-2018 农村生活污水集中处理设施水污染物排放标准()zI~9E~S'T8~9~E~7000 SE~000 000 001 ~ 000 SE(,/)000 9~00S z000 ~000 9(uu)(,"/)000 9~00S 000 01~000 9000 ~000 0122（0>>60~0=(0>>S0）（)()(>>0)序号234257.