1、錨定板擋土墻1概述錨定板擋土墻由墻面系、 鋼拉桿及錨定板和填料共同組成。 肋柱和擋土板拼裝，或者直接用預制的鋼筋混凝土面板拼裝而成。 柱或者面板連接，而內端與錨定板連接， 抗拔力來維持填土墻的穩定。土墻的區別是：墻面系由預制的鋼筋混凝土 鋼拉桿外端與墻面系的肋 通過鋼拉桿，依靠埋置在填料中的錨定板所提供的錨定板擋土墻是一種適用于填土的輕型擋土結構，它與錨桿擋抗拔力不是靠鋼拉桿與填料的摩阻力來提供，而是由錨定板來提供。錨定板橋臺或港口碼頭的護岸。錨定板擋土墻和加筋土擋土墻一樣都是一種適 但二者的當土原理不同。 錨定板擋土結構是依靠填土與錨定板接觸面 不需要利用鋼拉桿與填土之間的摩擦力。因此它的鋼

2、拉二填料也不必限用摩擦系數較 錨定板擋土結構都有較大的優結構可用作擋土墻、 用于填土的輕型結構， 上的側向承載力來維持結構的平衡，桿長度可以較短，鋼拉桿的表面可以用瀝青玻璃布包扎防銹， 大的砂性土。從防銹、節省鋼材和適應各種填料三方面比較， 越性，但施工程序較加筋土擋墻復雜一些。2錨定板的類型錨定板擋土墻錨定板擋土墻按其使用情況可分為路肩墻、腳墻等，如圖所示。按墻面的結構形式可分為肋柱式和無肋柱式，路堤墻、貨場墻、碼頭墻和坡 如圖所示，肋柱式錨定板擋土墻的墻面系由肋柱和擋土板組成，一般為雙層拉桿，錨定板的面積較大，拉桿較長，擋土墻變形較小。無肋柱式錨定板擋土墻的墻面系由鋼筋混凝土面板組成。外表

3、美觀、整齊、 施工簡便，多用于城市交通的支擋結構物工程。錨定板擋土墻是錨定板擋土結構中的一種， 本節將以肋柱式錨定板擋土墻為例介紹這種支擋結構的設計計算方法。貨場. Lr運河填土71 riA 土_亠地面1址面LTH*尸*#吒填土地面3設計原理如前所述，錨定板擋土墻是由墻面系、鋼拉桿及錨定板和填料共同組成的，這是一個整體結構。在這個這個整體結構內部，在這個整體結構內部。存在著作用在墻面上的土壓力、 錨桿拉力、錨定板抗拔力等互相作用的內力。這些內力必須互相平衡， 才能保證結構內部的穩定。與此同時，在錨定板結構的周圍邊界上，還存在著從周圍邊界以外傳來的土壓力、活 荷載及其他重物荷載，以及結構自重所產

4、生的反作用力和摩擦力。這些邊界上的作用力也必須互相平衡，才能保證錨定板結構的整體穩定，防止發生滑動或蠕動變形。由此可見，錨定板結構設計計算的基本原理是錨定板有足夠的抗拔力才能確保錨定板結構的整體穩定。主要設計內容：確定墻面土壓力、錨定板抗拔力計算、整體穩定性驗算用以確定鋼拉桿的長度、 肋柱、拉桿、面板等結構的內力計算、基礎設計等。4設計設計的主要內容：墻背土壓力計算，肋柱、錨定板、拉桿、擋土板的內力計算及配筋設 計，以及錨定板擋土墻的整體穩定計算。由于擋土板、拉桿、錨 壓實程度、拉桿位置及長 目前一般作一些假定和1）土壓力計算錨定板擋土墻墻面板所受的土壓力系由墻后填料及外荷載引起。 定板及填料

5、的相互作用， 影響土壓力的因素很多， 例如填料性質、 度、錨定板大小等，是一個很復雜并涉及土與結構相互作用的問題，簡化來加以計算。大量的現場實測及模型試驗表明，土壓力大于庫侖主動土壓力公式的計算值，故鐵路路基支擋結構設計規范中規定：填料引起的土壓力，采用庫侖主動土壓力公式計算，然后乘以增大系數 卩的法。對于位移要求較嚴格的結構， 土壓力增大系數應取大 值。試驗表明，填料所產生的土壓力分布圖形為拋物線圖形，為了簡化計算，采用由三角形 和矩形組合的圖形，如圖所示。圖中：H唏式中：H 水平土壓力；Ex庫倫主動土壓力的水平分力（kN/m）;3 土壓力增大系數；H墻高（m），當為雙級墻時，H為上下墻之和

6、。列車荷載對墻面板無土壓力的影響：根據實測資料，列車荷載對對土壓力的影響不大， 而且只對上層拉桿有影響。實測列車荷載產生的土壓力值，其結果遠小于現行路基支擋范規定的計算列車荷載產生的土壓力。因此列車荷載產生的土壓力，仍按重力式擋土墻有關規定計算，不再乘以增大系數。其他外荷載所產生的土壓力，限于目前積累的資料不多，也按重力式擋土墻有關規定計算。將各種荷載所產生的土壓力迭加起來就是墻面板所承受的總的土 壓力。2）錨定板容許抗拔力當錨定板受拉桿牽動向前位移時，錨定板要向前方土體施加壓力，而前方土體受壓縮所提供的抗力則維持錨定板的穩定。因此錨定板抗力計算是一個很復雜的問題，與錨定板的埋深、填土的力學特

7、性、填土的密實度、墻面系的變形情況等有關。錨定板單位面積容許抗拔力應根據現場拉拔試驗確定，如無現場試驗資料， 可根據經驗按下列三種方法選用，如缺乏經驗，可同時考慮這三種方法，采用偏于安全的計算結果。（1）鐵科院建議的容許抗拔力為了解決實際工程中錨定板抗拔力問題，鐵道部科學研究院和協作單位共同進行了大量現場原形試驗，通過對原形試驗資料的分析研究，并在多處實際工程中應用驗證后，提出錨定板單位面積容許抗拔力P按以下數值選用：當錨定板埋置深度為 510m時，P=130150kPa ;當錨定板埋置深度為 35m時，P=100120kPa ;當錨定板埋置深度小于 3m時，錨定板的穩定不是由抗拔力控制，而是

8、由錨定板前被動 抗力阻止板前土體破壞來控制。這時錨定板的“抗拔力”應按下式計算：p hi2( pa) B2KP式中：P不是單位面積容許抗拔力，為了和深埋錨定板的容許抗拔力保持一致，將 視作單塊錨定板的容許抗拔力；h 錨定板埋置深度;B錨定板邊長；K 安全系數，不小于 2； 填料重度；p, a庫倫被動土壓力和主動土壓力系數。(2)鐵三院建議的經驗計算式資料為依據，并用部分現場資料校核鐵三院以室內模型試驗(填料采用龍口石英砂) 歸納，建議錨定板容許抗拔力可按下式計算：PPfKPf arcln5.7(?) 01 In(H)1hh式中：P錨定板容許抗拔力(kN)；K 安全系數，可采用 23；Pf 錨定

9、板極限抗拔力(kN)；H 錨定板的埋深。為填土頂面到錨定板底面之距離(cm)；h 錨定板高度(cm)。當旦hcr時，以cr值帶入經驗式中。其中，錨定板臨界埋深比(H)cr 20.2h 0307，錨定板尺寸系數hh、2.66100韋)，10cm。錨定板尺寸60 X 6070 X 7080 X 8090X 90100X100110X110(H /h)cr5.755.485.265.074.914.7730.8510.5650.3960.2900.2190.170(3)鐵四院根據室內模型試驗，推薦的經驗計算式各錨定板尺寸的臨界深度比和錨定板尺寸系數值如表錨定板臨界深度比和錨定板尺寸系數值P 0.01

10、GES式中:P 錨定板單位面積容許抗拔力(kPa)；Kb 無量綱系數，其數值按 Kb b確定（b為用米表示時矩形錨定板的短邊長度）；Kh 與錨定板埋深比有關的系數；H2 拉桿至柱底的距離（m）；h錨定板高度Es 填土試驗壓縮模量（kPa），無試驗資料時，對一般粘性土填料，根據拉桿至柱底的距離H2，參照下列數值采用:H2 3m時，Es 40006000kPaH2 3m時，Es 6000 8000kPa卩一一與錨定板埋設位置有關的折減系數。當 l H1cot (a b)時,1.0，否則可按下式計算:H1 cot (a b)式中：I拉桿長度H 1拉桿至填土表面的距離m）；a，b矩形錨定板的長、寬度(

11、m).cotKranz根據大量的計算得出如下結論：當拉桿力BCD（由BC和CD兩段直線所B點是墻面的下端，C點是錨定板的底部，而 CD段是錨定板其中:3）穩定性分析目前常用的整體穩定分析方法有Kranz法（折線裂面法）、鐵科院建議折線滑面法、整體土墻法等。我國鐵路路基支擋結構設計規范推薦使用Kranz法和整體土墻法。（1）Kranz法，也稱為折線裂面法該方法由Kranz于1953年提出。下面介紹單層和雙層錨定板的穩定性分析方法。 單層錨定板的整體穩定分析 圖表示一種最簡單的單層錨定板結構。作用于錨定板時，在經過可能產生的所有滑面中，折線滑面 組成）是最危險的滑面。其中 后方的主動土壓裂面。Kr

12、an zde分析方法采取隔離土體ABC為對象，并分析其各個邊界上所受的外力和平衡關系，如圖r圖中：CV通過C點的豎直隔離墻；W土體ABCV的重力；RBC面上的反力，其方向與豎直線的夾角為Ea, Ea 作用在AB面和CV面上的主動土壓力；T拉桿的設計拉力，即實際拉力值；Tm 從力多邊形求得的拉桿最大拉力；EAh, Eah,Tmh,Th Ea、Ea 和 Tm、T 的水平分力；滑面BC段的傾角；拉桿的傾角；墻背摩擦角；填土的內摩擦角。Tm,并認為土體ABCV的抗從土體ABCV的靜力平衡條件中求拉桿所能承受的最大拉力滑安全系數Fs應等于Tm與T之比值。從圖中的力多邊形中可見：W、Ea和Ea的數值均可按

13、結構的尺寸求得，Tm和R的方向為已知，但其數值需根據力多邊形的幾何關系計算如下:M W (EAh Eah)ta nN M tan( a) Q W (EAh Eah)tan tan( ) QQ Tmh tantan(a)若令從上式可推導求得:11 tanta n()TmhfE AhEah N由此可計算土體ABCV的抗滑安全系數Fs:FsTmh /Th雙層錨定板結構的第一種情況上層拉桿的長度不大于下層拉桿的長度。圖表示雙層錨定板結構的第一種情況。其下 層錨定板的滑面應為 BCD，因而下層錨定板穩定性分析的隔離體和力多邊形與圖完全相同,可以用公式計算其抗滑安全系數。但其中T h T2。對于圖上層錨定

14、板的滑面,Kranz假定為BGU，因而其穩定性分析索取的隔離體為ABCM，其力多邊形如圖圖中：W 土體ABCiVi的重力；Ea CiVi面上所受的主動土壓力;Ri BCi滑面上所受的反力；T和T2 拉桿的設計應力;Tm 在BC!畫面的平衡條件下（即土體ABC!的平衡條件）上層拉桿所能承受的最大拉力；Eah，Tmh, Th 各有關力的分力;BCi的傾角;ea,，意義均與圖相同。在圖中，W）、Ea和Ea的數值均可按結構尺寸計算求得，Tm和Ri的方向為已知，但其數值需根據力多邊形的幾何關系計算如下:Wi(EAhEah)tanN M tan()W (EAh Eah)tan tan(Tmh tan ta

15、n(TmhEAH Eah N Q若令tan tan(從式可推導求得TmhfoEAh Eah N 由此可計算土體 ABCiVi抗滑安全系數,亦即 BCi滑面上的抗滑安全系數Fs:FsTmh /Tlh雙層錨定板結構的第二種情況如圖按照Kranz假定，上上層拉桿比下層拉桿長，但上層錨定板的位置在下層滑面CD之內,在這種情況下，應該分別檢算上層錨定板和下層錨定板的穩定性。層錨定板Ci的滑面為BCiDi，下層錨定板C的滑面為BCD。下層錨定板的抗滑安全系數可按照圖的力多邊形和公式至公式計算，但令T Ti T2。上層錨定板的穩定分析，如果BC的傾角，則與圖的力多邊形及公式至公式的計算方法相同。但如果仍按圖

16、及其有關公式計算，此時T Ti 。雙層錨定板結構的第三種情況上層拉桿比下層拉桿長， 而且上層錨定板的位置超出下層滑面CD線之外，如圖。在這種情況下，除了分別檢算上層錨定板和下層錨定板的穩定性以外，還需要檢算這個結構整體在BCC1D1滑面上的穩定性。關于各層錨定板穩定性的分別檢算，見圖和圖及其有關公式。下層錨定板的抗滑安全系數應按照圖及其有關公式檢計算，并令公式中的T T2。上層錨定板的抗滑安全系數應視其滑面BC1傾角大于或小于而分別采用土或圖的計算方法，此時T T1 。*7關于這個結構整體在 BCC1D1滑面上的穩定性分析，可取隔離體ABCCM為穩定性分析的對象，并將其分為ABCV和VCCiV

17、i兩部分，如圖。這兩部分土體邊界上所受的外力及 其極限平衡的力多邊形分別如圖。圖為土體ABCV的力多邊形，其中 W、EA和R意義與圖的相同。Evc為VC面上所受的主動土壓力， Tm可按照圖和公式計算方法求得。圖為土體VCCVi的力多邊形，其中 W2為土體VCCM的重力，Ri為作用在CCi滑段 上的反力，Tm為土體VCCiVi所能提供的拉桿最大拉力。Tm可按圖和公式計算方法求得。土體ABCCiVi所提供的拉桿最大拉力應等于以上所求的兩部分之和，即Tm Tm。因此，這個結構整體在BCC1D1滑面上的抗滑安全系數 Fs應為：(2) 折線滑面法1基本假定(1) 假定下層錨定板前方土體的臨界滑裂面通過墻

18、面底端，圖中的B點；(2) 假定上層錨定板前方土體的臨界滑裂面通過被分析的錨定板以下拉桿與墻面的交點，圖中的Bi點;D圖(3) 假定錨定板邊界后方土體應力狀態為朗肯主動土壓力狀態。 分析圖示根據以上假定可畫出本方法的基本分析圖式，見圖圖中，BCD為下層錨定板前方土體的臨界滑裂面；BiCiDi為上層錨定板前方土體的臨界滑裂面；Bi點為所分析的錨定板相鄰下層錨桿與墻面的交點；CD、CiDi均為朗金主動土壓破裂面；Ea、Eai分別為CV、CVi豎直面上主動土壓力； R、R分別為BC、BQi滑裂 面上的反作用力；G、Gi分別為土體 ABCV和ABC的質量；、i分別為BC段、BiCi 的傾角； 為填土坡

19、面的傾角； 為填土的內摩擦角； H、h、0、L、Li分別為擋土 墻的各部分尺寸。計算公式根據以上假定及分析圖示，分三種不同情況進行推導：上層拉桿長度小于或等于下層拉桿長度，見圖。由朗金理淪知，滑動面CD段和滑動面CiDi段與水平面的交角都是。(45-) tarcsin 江)22sin由圖知，下層錨定板 C和上層錨定板C1的穩定性分析圖式基本相似，現以下層錨定板C的穩定計算公式為例進行推導，其上層錨定板Ci的穩定性公式也可仿此進行。圖中表示墻面及土體 ABCV所受的外力情況。其中，土壓力Ea對土體ABCV產生滑Ea計算公動力；而土體重力 G在BC面上產生摩阻力抵抗滑動，按朗肯理論的主動土壓力式中

20、:填土容重;KaCOSKa COS COS郎肯主動土壓力系數。COS2cos22COS2cos土壓力Ea的方向可取與填土表面平行，因而Ea在BC滑動面上的滑動力為Eacos() tan sin( )，同時，土體重力 G在BC面上的摩阻力分量為G(tan cos sin )。其中：G (H h) L2因此，錨定板的抗滑穩定性安全系數Ks為：1XG(ta n cos sin )KsEacos( ) tan sin( )(ta n cossi n ) L(H h)cos( ) tan sin( )h2K當填土表面水平，0,上式為K tan( ) L(H h)KS,2tan 2(45) h2(2)上層

21、拉桿比下層拉桿長，但上層錨定板位于下層滑裂面CD之間，如圖。此時，對于上層錨定板C!的分析與前一種情況相同。其臨界滑動面為BQ!。！，其抗滑安全系數 Ks為sin Li(Hihi)sin( i)hi2 K下層錨定板穩定性分析如圖，下層錨定板C的滑動面為BCD，其穩定性應分析計算土體ABCCVi各邊界上所受的外力及其平衡條件；其中C；點為通過Ci豎直面與滑動面 CD的交點。Ea為作用在CiVi面上的主動土壓力，G為ABCV的重力，Gi為土體VCCiVi的重 力， 為滑動面的傾角，為滑動面CC1的傾角。對于滑動面 BC來說，力Ea及G1在BC面上產生的分量為滑動力，G在BC面上產生的分量為抗滑力。則得出下層錨定板抗滑安全系數Ks:G(ta n cos sin )KsEacos() tan sin( ) G1(sintan cos )cos( ) tan sin()1式中：G L(H h)21Gi(Li L)(h hi)1 2Ea 2 g)2Ka上層拉桿比下層拉桿長，且上層錨定板位置超出下層錨定板滑面CD以外，如圖上層錨定板 G的穩定性分析仍與前面相同， 其臨界滑裂面 B,GD1，其抗滑安全系數 Ks 可按式計算下層錨定板穩定性分析圖如圖。Ea為作用于C1V1面上的主動土壓