TB 10025-2019标准规范下载简介
TB 10025-2019铁路路基支挡结构设计规范_（高清-无水印）.pdf13.2.7滑坡推力的分布对抗滑桩的设计影响很大，出于影啊因 紧很多，很难给出各类滑坡推力的分布图形。在计算滑坡推力时， 通常假定滑坡体沿滑动面均匀下滑。当滑体为砾石类土或块石类 让时，下滑力采三角形分布：当滑体为黏性士时，米用矩形分布： 介扩两者之间时，采用梯形分布。此外，根据铁二院两种模拟游体 的抗滑模型试验结果，当滑体为松激介质时，下滑力的重心约在 请动面上桩长1/4处，当滑体为黏性土时，蛋比松微介质稍高，伴 也未超过滑动面以上桩长的1/3。另外，从多次实验的结果可看 出，滑体的完整性越好，其下滑力的量心越低。综考惠规定滑坡 推力采用三角形、梯形或矩形分布是安全可行的。 在计算滑动面以.上的桩身内力时。对桩前滑体抗力的分布图 形未作具体规定，可采用与下滑力相同的分布图形，也可采用抛物 线的分布图形。尚采用与下滑力相同的分布图形时，桩身内力可 根据一般结构力学公式真接计算：当来用抛物线的分布图形时，要 当首先确定证前游体抗力合力的重心高度，按式（说明13.2.6 1）及说明（13.2.6一2）计算P，和P2，然后按下式计算桩身内力。 当丫≤h.时
说明13.2.7—1）
JGJ144-2019 外墙外保温工程技术标准说明13. 2. 7—3)
(说明 13. 2. 74)
桩项至任意计算点的距离(m). 其余符号慈义同航。 3.2.8第1款，较完整的君层和硬黏士的地基系数为常数K，此 时可选用“K法”进行计算。镭固段为硬塑一半于硬砂黏土及碎 在类士，风化破碎的君块时，当前群动面以上无滑玻体和超载 时，地基系数为三角形分布：当前滑动面以上有滑坡体和超载 时，地基系数为梯形分衔。地基系数分布为二角形和梯形时可选 甜m法”进行计算。 第2款，当抗滑挺产生水平位移变形时，桩身宽度范围内拼侧 土受挤压，赶身觉度以外一定范围内的土体受影谢共同参与工作 提供抗力的士体范将超过桩身的正面宽度。该范围与桩边长或 拼径等因素有关。在算水平向受荷桩的内力与位移时，不是置 接采用桩的设计宽度或直轻，而是格空间受力简化为平面受力，换 算成实际工作条件下相当于矩形截面桩的宽度，称为桩身计算 宽度 第3款和第4款中抗弯刚度打折的原内是，由于混凝土不是 弹性均质材料，且截面通常是带裂缝工作的，敏戴面抗弯刚度不为 常斑。该道的影啊因素非常复杂：截面工的短大小、截面有效高 度，混凝土强度等级，截面受拉钢筋的配筋率以及截面的形式、现 烧耀注桩的质意，在荷载长期作用下受拉区混凝汇的徐变和受压 这混凝土的成力松弛，以及受拉区混凝士与钢筋间的滑移使受拉 这滤凝土不断地退地工作，因而钢筋的平均应变随时间而增大，此 外，出于纵尚受拉钢周摄混凝士的收缩受到钢筋的抑制，当受压 这纵向钢筋用量较小时，受正这凝土可较乳冉地产生收缩变形 这些因素均将导致刚度的降低 第5款，桩底支承一般采用自由端或铰支端的原因：（1）根据抗 滑桩破坏试验和室内模型试验，当锚固段为松救介质或较完整的基
君时，地层抗力均成两个对顶的角形，桩底弯矩为零，桩底支承条 件符合自由端。通过进一步的试算表明，在狮子山2号试锚固段 地基系数取0.3×10°kPa/m，在大海试锚固段地基系数取 0.2×10Pm，柱底支承条件按自妞端考虑时身变位和弯短矩的 计算值与实测值基本吻合，证明研底支承条件按美由端考感是符 合实际的。（2）当锚固段上部为土层，桩底假入一定深度的较完整 基爱时，此情况与桩下部嵌人一定深度的完整基君时类似。但考 愁到薄前这称边界茶件的实测资料教少和过去的计穿寸惯，保留了 证底对较支端的支承条件，可按两种桩底支承条件中的任一种惟 说计算。当来用同用端时，备层的地基系数必须根据具体情况选 用：当采用较支端计算时，筛把计算“铰支点”选在嵌入段基岩的项 面，并根据嵌入段的地层反力计算接人段的深度。 13.2.9第1款，对较完整的岩质及半岩质岩层的地基，桩身作 打于街岩的尚压应力，一般不大容许抗压强度，耕周围君的 向餐许抗压强度，必要时可直接在现场试验取得，一般按岩石的 完程度、层理或片理产状，层间的胶结物与胶结程度、节理裂 的舒度和充填物、备种构造裂面的性质和产状及其贯通程度等情 况，分别采用垂真充许抗压强度的0.5~1.0倍：当询为密实 或砂层时其值为0.5假较整的半岩质岩层为0.60~0.75假， 块状或厚少沙裂隙的岩层为0.75～1.0倍。 第2款，对于一般土层或风化成工、砂砾状的岩层地基，抗滑 拼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 打，而在桩后的土体产生主动土乐力。身对地基土体的侧问压 垃力一般不能大于被动土压力与主动土压力之差。在工程设计 力，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3和（滑动面以下桩长）处的 廣向乐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3探度范围内进人塑性区， 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
[(,h, +2y) tangp+c] coSt
(说明13.2.9—1)
式中，一一地基的横向容许承载力(kPa)： Y1——游动面以上土体的重度(kN/m); 2—滑动面以下土体的重度(kN/m); 中一一谢动面以下土体的内摩擦角(“); t一滑动面以下土体的黏聚力（kPu)： ,一一设桩处滑面至地面的阳离（m）; 一一滑动面至计算点的距离（m）)。 13.2.10本条给出了抗滑桩在持久设计状况下下桩身抗弯和抗 剪的极限状态设计式，适用于路暂地段。不同设计状况下的设计 式来源于科研报告“路基支挡结构极限状态设计自洽性及相关问 题研究"（中铁二院2017年）：永久载分项系数1.35是现行设 计抗滑耕和预加固桩常带用的系数。 13.2.11抗滑桩无特殊要求时，可以不进行裂缝宽度验算。处于 产重的腐蚀性环境中时，考虑进行裂缝宽度验算，如果对裂展 升宽度不限制，将无法满足耐久性的要求。 抗桩一般充许有较大的变形。拼身裂缝超过充许值时，用 于其保护层较厚，虽然裂缝宽度的计算俏较大，们较大的混凝士保 护层厚度，对防止钢筋锈蚀是有利的，且钢筋局部锈蚀，对桩的强 度不会有很大的影响，因此本条允许一般情况下不作桩的裂缝和 挠度等检算。抗滑桩是火型结构，奶果严格按照其他结构的要求 来控制最大裂缝宽度，钢筋增加数鼠太大，通常超过按强度控制计 算的钢筋最50%。根据以往设置抗滑桩的实毁经验，对裂缝宽度 的允许值可作适当的放大，并辅以适当的防魔晰加措施 对于阅形截面钻孔灌注桩，建筑基坑支护技术规程》JCJ 120一2012由于总则中明确了只适用于一般地质条件下临时性建
13.3.4由于抗滑桩是在地下施工的结构，桩内不能为广节雀
13.3.6为使钢筋臂架有足够的刚度和便于人工作业.对箍筋、 架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 的四周形成钢筋网，以提高混凝土抗剪能力，本条文对筛筋和纵
会出现土体超挖的情况，采用翼缘板后暂板可織少士体开挖量 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碱 压懿实，问土的抗剪强度指标不低于设计值。挡土板为预制结 构，为了便于吊装利运输，其而尺寸不要过大，通常宽度采扌 0.5m,厚度一般采用0.3m~0.45m。 14.1.4桩板式挡土截面过大、锚周段太长或桩预位移很大时 在桩上加设预应力锚索可改善身受力状况，起到减小桩身截面 积，锚間段长度和限制桩顶位移的作用。 14.1.5作在桩板播的方除上体直接作用的土压力之外，轨道 及列车活载，周边设备，施工临时御载等其他荷载量然没有直接作 在桩板墙上，但其作用通过土体传递到板瑞上，也对土拆力产 生影啊。土的账、冻胀等闪系地会便土压力发生改变：在结崧 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 进板式挡土墙受力的各称内系考周全， 14.2.1板式挡土瑞用于支挡工程或边坡加固时，承受侧向士 乐力，通过大录的测试，表桩实测土压力比理论主动土压力更 大，这是由产身变位不足以达到产库仑主动土压力的状况，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 力影响范阀主要集中分布在路基面以下一定深度，洗随深度技减 较快：中铁二院在“高速铁路动力荷载及临时荷对路肩，路堤 瑙的影厨研究*中曾经进行了室内模型试验，托在胶济线DK45+ 130~190段进行了现场试验，实测应力分布抽线也有相商的规 律。这与采用弹性理论计筛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 感穿离度分为儿个这域，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的般大土压应力作为计算上压应力，一方
虑摩擦拱。当桩后形成压密的士拱后，设计时可利用土拱的自稳 能力，仅计算士拱之内的土压力对结构的影啦。
针对滑坡考土拱效应的土压力计算，可以推厂于士质边坡 及全强风化岩质边坡采用桩加固时的其他边坡情况。桩间水平土 洪仪考虑端承拱，形状宜采取等腰兰角形，如说明图14.2.3一2所 示。拱轴线方及土拱高度h可由图中所示的桩截面宽度a、桩 间净距d、拱轴线夹角α及土性系数u确定。
=u: : tanα (说明14.2.3—1)
续说明表 14. 2.3
注：内难操角越大，杜取位越小，同一种土体的值可依据其特定的内障摩擦角儿凡何 内插族役，
说明图14.2.3一2(b)的含义是墙背土压力由ABED围成的 破裂棱体内的岩土压力产生，DE面光滑。E，、破裂棱体自重W和 破裂面BE，上的反力R平衡，经推导可得考虑御荷拱后的背每 延米主动土压力计算公式如下：
dE 同样,将式(说明14.2.3一3)两边对0求导，令 0求得 动土压力E。，则水平E，=C6·E. 14.2.4锚拉式桩墙结构内力计算时,其锚索与桩应满足变形协 调条件，即在索的锚头支座处，铺索的水平位移等于桩身的水平 位移。当计算的变形不协调时，由于桩身内力和变形对锚索的变 形相当敏感，实际内力利变形会与设计计算结果差异很大，有可能 出现符号相反的值。计算模型的假设要尽间能符合实际，并考虑 到施丁和使用过程对桩身应力的影响变化因紧，使桩身结构设计 满足实际应力的变化。 14.2.5对于愁臂式抗滑桩，当地面无横坡或横坡较小时.地基的 描向签许承裁力按下式计堂
14.2.5对于悬臂式抗滑桩，当地面无横坡或横坡较小
P pk =yyi tan? 145°+ +2cxtan|45°+ + 2
450 ? 2cxtanl 45° 4 2
[说明 14. 2. 52
武中 地基的横向容许承载力（kPa）： Ppk 锚固段所受被动土压力（kPa); Pak 锚周段所受主动土压力（kPa） 桩前地面至计算点的距离（m）： 桩后地面至计算点的距离（m）。 Y 土体的重度(kN/m²)。
铺固段桩身内力及变形采用地基系数法计算时，可根据岩土 条件选用法或“法”。当镭固段岩土层为较完整的层利 硬黏士时，地基系数可视为常带数，此时可选册“K法“进行计算。 当锚固段君土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 以上有短孟上时），选用“m法进行计算。 锚固点是指锚固段项部位置，按漆边宽度和理深要求确定。 擦边宽度是指桩前地面为斜坡时，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段岩士 能提供设计采用的侧问抗主强度。地层为爱层时，探边宽度通带 君层的风化程度取3m一6m地层为土层时，擦边宽度不小于 7m，桩承扭的推力越大，樣边宽度越大。堂地层为膨胀土时，要考 慧降雨对地基强度降低的影响，将锚固点适当下移。 14.2.7设置与路地段的锚拉式桩板缩构，防止出于填料沉 而在锚紧（杆）内产生次生应力是分重要的。从理论1讲，当错 紧（杆）上承受很小的竖向荷载时，在其中将产生巨大的轴尚拉 力，做需尽量避免填料压在锚索（杆）上。采用在锚素位置设置盖 请或导誉，以避免填料下沉对锚（杆）产生次应力。 14.2.8荷载组合效为基本组合附，根据“铁路路基支挡结构极 限状态设计方法研究，课题研究成集有如下结论：对路肩或路 提桩板式挡土墙，当永久商载效应分项系数为1.35时，桩板墙自 示可报指标满足或接近弱求：当永久荷载效应分项系数为1.5时 班板增自标可靠指标很大，分项系数有优化的余地。一般情况下 对于路桩板式挡永久荷载效应分项系效可采用1.35~ 1.45，对于路堑板考到离边坡对可载度指标的影响，其永久 荷载效应分项系数可采用1.35~1.5商路堤或深路堑，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 进荷载变异性小，取小值。为广降低高边坡对路墅桩板式挡土瑙 可带度指标的影陶采用放缘边坡分级开控边坡每级边
14.3.4泄水孔的设置将减弱泄水孔位置处的挡土板截面抗剪 度，托具有一定应力集中效应，而挡土板板端处剪力最大，跨中 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 板内力分布，因此泄水孔至板端的离按1/4板长确定。
成，桩基托染来源于建筑桩基和桥梁桩基，应用于挡土墙基础主要 开始于20世纪60年代的成昆铁路，出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，云佳铁路，遂渝二线等路基设计得以广泛应用。 桩基托梁挡士墙的出现，解决广地基承载力不足和挡瑞基础加深 困难等问题，扩大了挡土墙的使用范围，尤其是健坡路基填方或既 有铁路增建第二线帮填地段，当地基承载力不够，或于其他原 因，挡土墙基础需要加深时，采用栅基托梁基础.就可以大大减少 基础开挖和对斯有线路基本体稳定性的影响，保证陡坡路基和现 有线路的安全。根据工程经验该合结构也可用于河岸严重剂 刷、健坡、地表土稳定性较差和紧邻既有线等路堤地段， 15.1.2一般地区租漫水地区托以.挡上瑞采用重力式、衡重 武：地袭地区采力式，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。当桩基锚周点以上不稳定地层较厚，桩上 受力较大时，桩项附近加设锚紧.根据收坡需要，桩基托染挡上墙 可设置于路屑或路堤边坡。 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：托梁项面剪应力基本上都为问墙前的剪应力， 墙高不同时，剪应力分布规律类似，剪应力随墙离的增大而增大。 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 的积分值与瑙背土压力的数值相当，说明瑙背土压力通过挡土墙 墙底传到了托染的项面： 报据托菜位罩，岩土类型（土基、岩基、半土平君）和托楽外边 坡棕边宽度等实你情况，托梁承受的水平推力有时需考您托梁承 受的侧问土压力，土压力计算时包括托高度范谢内的士压力，
5.2.3作用在托染结构上的外部荷载分布形式按均勾分相
中铁二院“玺托染挡士瑙力学作用机理研究科研成巢的 装论：挡土璃墙底竖向含力通过偏心传到了托梁顶面，托染顶面竖 向正应力基本上都为压应力，在桩项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 长度方向皇马鞍形分布，地基情况相同时，竖向最大压应力随墙
高的增大而增大。列车荷载为单线时，竖向应力较双线荷载时小。 托染顶面在不同荷载分布型式及不同支座情况下，托染剪力基本 不变，但托梁弯矩变化较大。桩基托梁结构可视为埋人地基中的 平面刚架，忽略托梁底地基摩擦力和地基反力的作用，按结构力学 原理进行计算。 托梁荷载理论计算值9为纵向竖直平面内挡土墙墙底合力与 托梁自重之和。托梁顶荷载实际分布可简化为如说明 图15.2.31所示。托梁自重分布荷载为9l，根据等效原理，托 梁支点荷载可按式（说明15.2.3一1)计算
(说明 15. 2. 3一1)
92 = 2g +9
式中92——托梁顶支点处荷载压应力(kPa)。 托梁内力可按支端恐出简支梁或平面钢架结构计算，当按平 面钢架结构计算时,托染的基本结构如说明图 15. 2.3一2 所示,内 力计算按式( 说明 15. 2. 3一2) ~式( 说明 15. 2. 3一4)计算。
9221 9141 Qo= 2 EI. 9222 3g,27 M.=β L, 24 24 EI 922 5g,2, Mo=β L 8 24
(说明15. 2. 32)
E—混凝土的弹性模最： 1——托梁的截面惯性矩; β——支座处的转角("); 421, 5q14, Y 24 F1 Yu =pa+j
Doe + C fou L 说明图15.2.3—2 证设内力计管均
EI Yu =pa+:
Ps——桩顶刚度系数,其值参照铁路 桥溯地基和基础设计规范》TB 10093一2017 附录 1) 进行计算,
Ps——桩顶刚度系数,其值参照(铁路 桥溯地基和基础设计规范》TB 10093一2017 附录 1) 进行计算。
15.2.4根据中铁二院“桩基托梁拦土瑙力学作用机理研究” 科研成果，得出结论：托梁底面竖向正应力和水平向剪应力在 桩顶位置都有更加明品的应力集中，托梁底面的压应力实测值 比计算值小，尤其在桩基周围更撤明显，说明桩承担了托染传 速下来的大部分荷载：当地基情况相同时，最大应力基本都随 增高的增大而增大。单线列车荷载时的应力小于双线荷载的 情况。 15.2.5由于托梁以工挡士墙传来的荷载是综合的数值，动荷 载和静荷载产生的作用效应不易分开，故荷载分项系数采用 1.35一1.4也是综合的写法，填料士出力占总土压力份额多，按 .35取值，路基面以.上荷载占总土压力多，则可取1.4。由于传 到托梁或底板的荷载主要具备了重力荷载的特性，重力荷载的 变异性很小，故按1.35或1.4的分项系数设计的结构可靠指标 均很大，且对于钢筋混凝土构件，在分项系数小于1.7时钢肠配 置一般按裂缝控制·故实际的配筋结果大于按分项系数配筋 结果。 托梁挠摄不做验算，是因为托梁虽然是弹性构件，但由于和挡 七墙连在一起，纵尚刚度是很大的，根据以往设计经验可知，即便
不考其之上的挡土墙的刚度，其度也不控制设计，故设计时 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 堤，路，其中桩基悬臂式挡土墙和桩基扶壁式挡土塔一般用于 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，
抗能力或变形能力较弱的向题，近年来，出现了诺多组合型 挡结构，包括桩基悬臂式挡上墙，桩基扶壁式挡土墙，椅式 （h型桩）、框架桩等，组合桩结构的连系梁包括横染、次梁 冠梁等
h型）、框架桩等，组合桩结构的连系梁包括横梁、次梁及 冠梁等。 16.1.3桩基感臂式挡土、桩基扶壁式挡土瑙，通过钢筋混凝土 进基础与上部的悬臀式挡土墙和扶壁式挡土的连接，不仅能解 快地基竖尚承载力不足的问题，还能解决地基不均匀抗降避免传 统支挡结构变形不协调问题，近年来在车站高填方地基置立收坡 广泛应用：椅式桩（h型桩）和框架桩街钢筋混凝上桩与横梁 性莲接而戒，整体刚度大，受力性能好，椅式桩（型桩）适用于尚 路堤或者深路软的收坡：框架斑适用于大型器堆，滑坡体内深路墅 的收坡。 16.1.4本规范规定悬臂式挡墙的高度不大于6m，但是桩基忘 黛式挡墙的整体刚度和强度较大，桩基真较好的抗滑移和抗倾 霞作用册，最大高度可适当放宽，根据工释经验，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.七瑞底板和 下都桩基米用刚性连接时，能更好地发挥组合绍构的整体作用，增 强结构的变形协调能力，下部基础宜来用钻孔注耕，有杀件 时也川采挖孔桩。 16.1.5椅式桩（h型桩）和框架桩结构通过横梁将前桩和后桩刚 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
椅式桩结构间的桩间距是指沿线路行进方向的纵向布聋间 距，其设计值参考一般抗滑拼和桩板墙进行设置。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 针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 当横向间距极小甚至为零时.两排耕基可视为叠合桩，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≤1o时，由 横梁的协调作用，使椅式桩的双桩能够协固工作，共同分担结格 后侧土压力，随者横尚间距的增加，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）。
1.5桩横向间更对双排性变形特长
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。
16.2.3因组合结构为超静定结构.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问 （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) 。
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莅载数值并老虑船不利布留来计管
说期图16.2.5底板简化为平面刚架计算模型
16.2.6桃基感臂式及桩基扶壁式挡土墙桩顶荷载为底板传递至 桩基各桩顶的轴力、剪力和弯矩，参照桥梁桩基承台的方法 计算。 16.3.4组合桩结构多位于室外环境，且大部分构件未长期埋鼠 于水中或者上，根据《铁路混凝土结构耐久性设计规范TB 10050一2010中关丁环境作用等级的划分，至少满足T2碳化环 境，故组合支挡结构钢筋混凝士最低等级为C35。 17.1.1所谓短卸荷板式挡土增是卸荷板末端在下墙破裂梭体 内，以填土重和墙身自重共同抵抗土体侧压力的土墙。短卸 荷板式挡士瑞端的御荷板长度可以任意调整，使其基底偏心矩接近 零，基底应力分布比较均勾，墙身截面积较小，较衡重式挡土墙截 珀减少30%左右。经筷月线工程实践和经济比较，短卸荷板式挡 墙可节省T程费10%~20%：墙高大于6m时，短卸荷板式挡土墙 与衡重式挡土墙相比开始显示经济效益.瑞越高经济效益越大。 故条文提出适金6前以的挡瑙。文因实践经验尚少，故要求 墙高一般不宜超过12m，以保证安全。 17.1.2短御荷板式挡上墙是由上墙、下墙和卸荷板组成的
支挡结构物，与衡重式挡土增类似。册于短卸荷板式挡士搬搬体 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。当培身截面强度控制时，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增完全相尚，因此上墙的 土压力可按彩二破裂面的方法订算，两破裂面交点在卸荷板悬 烤端。 根据原铁道部科技发展计划项目“路屑短卸荷板式挡土墙的 研究，成果，认为：下瑶背土压力的计算采用力多边形法感较为 合适的。由于力多边形法考您了上墙对下端土压力的影响，理论 上较为严谨，而延长背法和较正墙背法读差较大，未考虑上墙对 下墙土压力的影响，而耳墙鐘和卸衙板末端连线与下增实际增駕 可的一块土体无法考虑。士压力分狗的规律为上下两头小，中间 大，作用点位置约对下塔商度的0.52倍左右，考虑到力作点对 挡土墙的倾凝稳定，偏心矩和基底应力均有较大影啊，因此建议短 卸荷板式挡土墙下瑞土压力强度按矩形分布，作用点位置为下墙 墙高的二分之一处，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，露 要知道卸荷板上的土压力及土压力对卿荷板固定端的湾矩。 “路肩短卸板式挡士墙“研究中进行了离心模型试验，实测试 验值与下述“经验算法”（参照悬臂式找土增底板士压力的计算 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，荷板之上的土 体前量，两者叠加则为短御荷板的竖真压力，为计算方便，在板 上按均匀分布，
17.1.4上墙的受力机理与衡重式挡土塔完全相尚，因此上地
17.1.6在短御荷板挡士墙设计中，由于按第二破裂面
边形祛导出黏性土土压力的计算公式非常复杂.而且计算出的 压力偏小，因此，为计算方便和安全起见，仍采用由综合上
擦角计算上下墙土压力来行挡土愁定性及截面强度的检算 日采用一个定值的综合内擦角中代替黏性土指标c、中时，黏 力c越大，则土压力的计算值“失真”越严重；挡土墙越商，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、中， 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 tang+ YH/
【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“路肩短卸荷板式玛土瑞”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 内魔擦角。 17.1.9短低荷板式挡土墙.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。御荷板固定端上方的一段产生 的应力水平很，是上增备点应力水平最的一段：而卸荷板下方 露墙背处，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，应进行墙身面强度检算。同时检算台阶上：部处增墙身 戴面的法尚拉应力和水平剪应力。 在进行以上墙身截面强度检算中，需获得上墙瑙背.上压力值。 雨于荷板挡土瑙达到主动极限状态时，上墙产生第二破裂 面，该破裂面与上瑙瑙背间的一块土体位移很少，始终不可能达到 主动极限状态，因此上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。考虑到此附墙背摩擦 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。 【一I和Ⅱ一Ⅱ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面不能通 过，放缓上增瑙背坡度，如果一截面不能通过，则放绶下增 墙背坡度。要注意1一【截面承受的土压力是上墙实际墙背承受 的土压力，而Ⅱ一Ⅱ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瑙背上的土压力，为安全起见，则 奶用实陈增背上的土压力。 Ⅲ一Ⅲ和V一N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T，应小于或等于 够身材料的容许应力丁1，如不满足强度要求，则采取改摘 施，这两个斜截面上承受的外力分别为检算1一1和一！截面 时的士压力。 日一切截面穿过钢筋混凝土卸荷板摄入墙体，考虑到板的厚 度较小，该斜截面又是控制截面，为安全起见，不考虑钢筋混凝士 的容许剪应力，全部截面按瑙体材料的容许剪应力检算。 荷板臂端作用较大的竖真压力，上瑙经卸荷板固定端 部为起点的斜截面V一V应进行剪应力检算，该截面与水平面放 B角，B可由下式确定
tanβ= tana+/uan'α+! （说明17.1. 9
tanβ= tana+Van'a+
(说明17.1.9)
式中α一一上墙墙背倾角 .1.10卸荷板长度是控制下墙土压力大小的关键。在挡士墙 验算过程，不仅要调整基底宽度，面要谢整卸荷板长度来满足 抢算的要求，这样才能使短御荷板挡搅的截面最小，因为基底宽 复与卸荷板长度又互相有影响，所以检算过程实际上也是优化过 翟，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 困雄的，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短卸荷板式挡土墙端体较薄，尤其是卸荷板与1:墙底部 及下墙顶部的接触面处 班为游弱，同时，其应力又集
中，所以除了满足强度检算要求外，根据候月线实践经验，在构邀 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30cml~40cm插 入长度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，长度可为解荷 板佛人墙体2/3，采用构造钢筋纵向布置。 17.1.13根据侯月线T程实例的经验认为：在条件容许时，其卸 荷板的施丁方法要优先采用现浇，其优点是御荷板与上、下墙体连 接良好，并避免卸衙板吊装的困难，但如工期紧，施工场地有大 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，在卸荷板出安放吊装坏，不可超出板面等，卸荷板及垫 板表面要有一定粗箍度，铺设时，要铺热砂浆，使具与增体连接 稳周。 17.2.2锚定板挡土墙由墙面系、拉杆、锚定板及填土共尚组成。 橘面的结构形式问采用肋柱式增面板利无肋柱墙面板，肋柱式田 助柱和挡土板拼装而。 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。对助柱式铺定板挡土墙 根据工程实践经验，为避免上墙肋柱基砌下沉便下墙拉杆产生过 大的次应力因业务文规定上下商级偿的助杜没线整方向应相
7.2.3为便于施工及养护维修，在双级锚定板挡土墙的上，下
及墙之间要设置不小于2.0m宽的平台。对肋柱式锚定板挡土均 限据工程实践经验，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、下两级的助柱沿线路方向应 直错开
面轨道及列车荷载产生的土压力两部分加而成。由于墙面板， 立杆，锚定板及填土的相互作用，土压力比较复茶，它与填料性质， 玉实程度，拉杆位及其长度、定板大小等许多因素有关。为 比，曾进行过大的室内外实测与试验。实测与试验结果表明，锚 全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
刻车荷载情况下实测土压力值与库仑
因此，根据实测结果对播面板所受填料产生的土压力规定按 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。 例如皱鱼圈锚定板挡土墙实测土压力沿墙面的分布脚线接近抛物 线形。如说明图 17.2.4所示
2.4鲮鱼圖锚定板挡上端实测土压
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 示的分布图形，该图形的面积要等于库仑主动土压力的水平分力 E,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载对 压力的影啊不大，而且只对上层拉杆有影啊。实测列车荷载产 三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荷载 生的土压力。此，列车荷载产生的土压力，仍按重力式挡土 有关规定计算，不再乘增大系数。
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
考到历柱的支点为其后端与错定板连接的理在填土中的拉 托，实为弹性支承，各支承点变形是由填土和拉杆的变形组成，一般 俏况下各支点变形盘是不相同的，因而要按弹性支承连续梁计算助 理内力。国于斑士的不均均具土体变形十分复杂。因而各支点柔 变系数变化较大，很难雅确计算。同时，考虑到肋柱在搬运吊装及 施工过秘拉杆受力不均匀等情况，以及上述可能出现的各种不利 因索，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F一一锚定板面积(m); R一拉杆设计拉力(kN)： 『P一锚定板单位面积容许抗拔（kPa）。 17.2.17于锚定板挡工墙为拼装结构，为避免产生过大的位 移，故规定助柱安装时不得前倾，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）~武（说明 F.0.1一5)计算最大裂缝宽度。参照水运工.程混凝土结构设计 规范》JTS1512011的相关规定。
ctdon E (0. 30+ 1. 4p
DB37／T 3177.2-2018 田园综合体建设规范 第2部分：规划编制指南(说明 F. 0. 1一1)
H.0.2《铁路路基支挡结构设计规范）TB10025一2006与锚杆 喷射混凝土支护技术规范》GB50086一2001对钢筋、钢绞线与水 泥砂浆之间的黏结强度的称呼不一样，前者为设计值，后者为标准 值，但在数值上很接近。本次规范采用了原《铁路路基支挡结构 设计规范》中的数值，但将“设计值”改称“标准值”，并与《锚杆喷 射混凝土支护技术规范》一样，设计值为0.8倍标准值。
.2.4根据君王镭杆与喷射混密王支护丁程技术规范 0086一2015对多循环张拉方式的加荷，持荷和卸街模式 定，黏性土巾的锚杆每级荷载持荷时间宜为10min，砂性土、 1宜为5min。起始荷载宜为最大试验荷载T，的0.1倍，分 及加载到最大试验荷载。
级加载到最大试验荷载。 J.4.2~J.4.4本条来源于《岩土锚杆与喷射混凝土支护1.程技 术规范》CGB 50086一2015。在（建筑边坡T.的程技术规范》GB 50330一2013中验收试验荷载对永久性锚杆取铺杆拉力设计值取 1.5/1.2。
J.4.7本条来源手《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》
耕锚固段位于土层地基时，锚固段地基系数较大，锚固点处的位秘 一般不会大于限定值：当悬臂桩的锚固段位于土层地基，丑地基系 数较低时，锚固点处的位移一般会大于限定值，可采取增大桩截 面，增加罐固段长度等措施解快。 地基系数及其相应的物理力学指标的选取，对桩内力的计算 至关重要。 （1）国内各标准及专著对土质地基系数随深度变化的比例系 数的规定有所差异，见说明表L.0.2一1~说明表L0.2一3。 可见，我国各行业关于m值可分为四类：桩体在地面处水 平位移为10mm的m值，长期受水平荷载的铁路路基支挡多采用 此值说明表1.0.2一1；②桩体在地面处水平位移为6mm的m 值，桥梁专业多采用此值，说明表L.0.2一1：③以建筑桩基为代表 的m值，根据实际二单桩水平荷载试验得到，说明表L.0.2一2 4建筑基坑的m值，根据经验公式得到，说明表L.0.2一3。 （2）竖直项m值与水平项m值规定 铁路行业关于水平方向m与竖直项m。的取值有明显不同 主要分以下三种情况：水平方向m值较竖直方向m值有明显 的打折，如（铁路路基支挡结构设计规范》TB10025一2006水平项 mμ 值是按照竖向比例系数的 0.5~0. 7 倍得到的;②水平方向 mH 与竖直方向m值相同，如《公路桥地基与基础设计规范》JTC D63一2007、（铁路桥涵地基和基础设计规范）TB10093一2017：3 只给水平项m值，但水平项机值与铁路路基支挡结构设计 规范》及铁路桥涵地基和基础设计规范》的竖问一致，如（工 醒地质手册》（第三版）（1992）。 建筑行业及港门行业只给出了水平方向mH值，未给出竖直 顶m值。 （3）水平项m值超过计算条件时要打折
DB31T 329.4-2019 重点单位重要部位安全技术防范系统要求 第4部分：公共供水.pdf(S =2'0# =由 )00S 8tt政o1于系不(S =3"SE =0 )00S I!移位水21:(,U/N):umm(力反(SZ =2 0 =由1009ww01=水构的分a2E8相水中2式明说号序: 258: