锚定板挡土墙

1.概述

锚定板挡土墙由墙面系、钢拉杆及锚定板和填料共同组成。墙面系由预制钢筋混凝土肋柱和挡土板拼装，或者直接用预制钢筋混凝土面板拼装而成。钢拉杆外端及墙面系肋柱或者面板连接，而内端及锚定板连接，通过钢拉杆，依靠埋置在填料中锚定板所提供抗拔力来维持填土墙稳定。锚定板挡土墙是一种适用于填土轻型挡土结构，它及锚杆挡土墙区别是：抗拔力不是靠钢拉杆及填料摩阻力来提供，而是由锚定板来提供。锚定板结构可用作挡土墙、桥台或港口码头护岸。锚定板挡土墙和加筋土挡土墙一样都是一种适用于填土轻型结构，但二者当土原理不同。锚定板挡土结构是依靠填土及锚定板接触面上侧向承载力来维持结构平衡，不需要利用钢拉杆及填土之间摩擦力。因此它钢拉杆长度可以较短，钢拉杆表面可以用沥青玻璃布包扎防锈，二填料也不必限用摩擦系数较大砂性土。从防锈、节省钢材和适应各种填料三方面比较，锚定板挡土结构都有较大优越性，但施工程序较加筋土挡墙复杂一些。 2.锚定板类型

锚定板挡土墙锚定板挡土墙按其使用情况可分为路肩墙、路堤墙、货场墙、码头墙和坡脚墙等，如图所示。按墙面结构形式可分为肋柱式和无肋柱式，如图所示，肋柱式锚定板挡土墙墙面系由肋柱和挡土板组成，一般为双层拉杆，锚定板面积较大，拉杆较长，挡土墙变形较小。无肋柱式锚定板挡土墙墙面系由钢筋混凝土面板组成。外表美观、整齐、施工简便，多用于城市交通支挡结构物工程。锚定板挡土墙是锚定板挡土结构中一种，本节将以肋柱式锚定板挡土墙为例介绍这种支挡结构设计计算方法。

3.设计原理

如前所述，锚定板挡土墙是由墙面系、钢拉杆及锚定板和填料共同组成，这是一个整体结构。在这个这个整体结构内部，在这个整体结构内部。存在着作用在墙面上土压力、锚杆拉力、锚定板抗拔力等互相作用内力。这些内力必须互相平衡，才能保证结构内部稳定。及此同时，在锚定板结构周围边界上，还存在着从周围边界以外传来土压力、活荷载及其他重物荷载，以及结构自重所产生反作用力和摩擦力。这些边界上作用力也必须互相平衡，才能保证锚定板结构整体稳定，防止发生滑动或蠕动变形。由此可见，锚定板结构设计计算基本原理是锚定板有足够抗拔力才能确保锚定板结构整体稳定。主要设计内容：确定墙面土压力、锚定板抗拔力计算、整体稳定性验算用以确定钢拉杆长度、肋柱、拉杆、面板等结构内力计算、基础设计等。 4．设计

设计主要内容：墙背土压力计算，肋柱、锚定板、拉杆、挡土板内力计算及配筋设计，

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以及锚定板挡土墙整体稳定计算。

1)土压力计算

锚定板挡土墙墙面板所受土压力系由墙后填料及外荷载引起。由于挡土板、拉杆、锚定板及填料相互作用，影响土压力因素很多，例如填料性质、压实程度、拉杆位置及长度、锚定板大小等，是一个很复杂并涉及土及结构相互作用问题，目前一般作一些假定和简化来加以计算。大量现场实测及模型试验表明，土压力大于库仑主动土压力公式计算值，故《铁路路基支挡结构设计规范》 中规定：填料引起土压力，采用库仑主动土压力公式计算，然后乘以增大系数β法。对于位移要求较严格结构，土压力增大系数应取大值。试验表明，填料所产生土压力分布图形为抛物线图形，为了简化计算，采用由三角形和矩形组合图形，如图所示。图中：

式中：H——水平土压力；

Ex——库伦主动土压力水平分力(kN/m);

β——土压力增大系数；

H——墙高(m)，当为双级墙时，H为上下墙之和。

列车荷载对墙面板无土压力影响：根据实测资料，列车荷载对对土压力影响不大，而且只对上层拉杆有影响。实测列车荷载产生土压力值，其结果远小于现行路基支挡范规定计算列车荷载产生土压力。因此列车荷载产生土压力，仍按重力式挡土墙有关规定计算，不再乘以增大系数。其他外荷载所产生土压力，限于目前积累资料不多，也按重力式挡土墙有关规定计算。将各种荷载所产生土压力迭加起来就是墙面板所承受总土压力。

2)锚定板容许抗拔力

当锚定板受拉杆牵动向前位移时，锚定板要向前方土体施加压力，而前方土体受压缩所提供抗力则维持锚定板稳定。因此锚定板抗力计算是一个很复杂问题，及锚定板埋深、填土力学特性、填土密实度、墙面系变形情况等有关。锚定板单位面积容许抗拔力应根据现场拉拔试验确定，如无现场试验资料，可根据经验按下列三种方法选用，如缺乏经验，可同时考虑这三种方法，采用偏于安全计算结果。

(1)铁科院建议容许抗拔力

为了解决实际工程中锚定板抗拔力问题，铁道部科学研究院和协作单位共同进行了大量现场原形试验，通过对原形试验资料分析研究，并在多处实际工程中应用验证后，提出锚定板单位面积容许抗拔力[P]按以下数值选用：

当锚定板埋置深度为5~10m时，[P]=130~150kPa ； 当锚定板埋置深度为3~5m时，[P]=100~120kPa；

当锚定板埋置深度小于3m时，锚定板稳定不是由抗拔力控制，而是由锚定板前被动抗力阻止板前土体破坏来控制。这时锚定板“抗拔力”应按下式计算：

[p]1hi2(pa)B 2K式中：[P]——不是单位面积容许抗拔力，为了和深埋锚定板容许抗拔力保持一致，将[P]视

作单块锚定板容许抗拔力； hi——锚定板埋置深度；

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B——锚定板边长；

K——安全系数，不小于2； ——填料重度；

p,a——库伦被动土压力和主动土压力系数。

(2)铁三院建议经验计算式

铁三院以室内模型试验（填料采用龙口石英砂）资料为依据，并用部分现场资料校核归纳，建议锚定板容许抗拔力可按下式计算：

Pfarcln[5.7(式中：[P]——锚定板容许抗拔力(kN)； K——安全系数，可采用2~3； Pf——锚定板极限抗拔力(kN)；

H0.41H)ln()]1 hh H——锚定板埋深。为填土顶面到锚定板底面之距离(cm)；

h——锚定板高度(cm)。

当时，以值带入经验式中。

其中，锚定板临界埋深比，锚定板尺寸系数，h10cm。 各锚定板尺寸临界深度比和锚定板尺寸系数值如表

锚定板临界深度比和锚定板尺寸系数值

'锚定板尺寸 (H/h)cr 60×60 5.75 0.851 70×70 5.48 0.565 80×80 5.26 0.396 90×90 5.07 0.290 100×100 4.91 0.219 110×110 4.77 0.170 β (3)铁四院根据室内模型试验,推荐经验计算式

[P']0.01KbKhEs

式中:[P]——锚定板单位面积容许抗拔力(kPa)；

Kb——无量纲系数，其数值按Kbb确定（b为用米表示时矩形锚定板短边长度）； Kh——及锚定板埋深比有关系数； H2——拉杆至柱底距离(m)； h——锚定板高度

Es——填土试验压缩模量(kPa)，无试验资料时，对一般粘性土填料，根据拉杆至柱底

距离H2，参照下列数值采用：

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H23m时，Es4000~6000kPaH23m时，Es6000~8000kPa β——及锚定板埋设位置有关折减系数。

当lH1cot(ab)时，1.0，否则可按下式计算：

式中：l——拉杆长度

H1——拉杆至填土表面距离（m）；

a，b——矩形锚定板长、宽度(m). 其中：

3)稳定性分析

目前常用整体稳定分析方法有Kranz法(折线裂面法)、铁科院建议折线滑面法、整体土墙法等。我国《铁路路基支挡结构设计规范》推荐使用Kranz法和整体土墙法。 (1)Kranz法，也称为折线裂面法

该方法由Kranz于1953年提出。下面介绍单层和双层锚定板稳定性分析方法。 单层锚定板整体稳定分析

图表示一种最简单单层锚定板结构。Kranz根据大量计算得出如下结论：当拉杆力作用于锚定板时，在经过可能产生所有滑面中，折线滑面BCD(由BC和CD两段直线所组成)是最危险滑面。其中B点是墙面下端，C点是锚定板底部，而CD段是锚定板后方主动土压裂面。

Kranzde 分析方法采取隔离土体ABCV为对象，并分析其各个边界上所受外力和平衡关系，如图

图中： CV——通过C点竖直隔离墙； W——土体ABCV重力；

R——BC面上反力，其方向及竖直线夹角为；

EA,Ea——作用在AB面和CV面上主动土压力；

T——拉杆设计拉力，即实际拉力值； Tm——从力多边形求得拉杆最大拉力；

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EAh,Eah,Tmh,Th——EA、Ea和Tm、T水平分力；

——滑面BC段倾角； ——拉杆倾角； ——墙背摩擦角； ——填土内摩擦角。

从土体ABCV静力平衡条件中求拉杆所能承受最大拉力Tm，并认为土体ABCV抗滑安全系数Fs应等于Tm及T之比值。从图中力多边形中可见：W、EA和Ea数值均可按结构尺寸求得，Tm和R方向为已知，但其数值需根据力多边形几何关系计算如下：

MW(EAhEah)tan

NMtan(a)Q[W(EAhEah)tan]tan()Q

QTmhtantan(a) TmhEAhNQEah

若令 f0从上式可推导求得：

Tmhf0[EAhEahN] 由此可计算土体ABCV抗滑安全系数Fs： FsTmh/Th

双层锚定板结构第一种情况

上层拉杆长度不大于下层拉杆长度。图表示双层锚定板结构第一种情况。其下层锚定板滑面应为BCD，因而下层锚定板稳定性分析隔离体和力多边形及图完全相同，可以用公式计算其抗滑安全系数。但其中TT1T2。

1

1tantan()5 / 12

对于图上层锚定板滑面，Kranz假定为BC1D1，因而其稳定性分析索取隔离体为ABC1V1，其力多边形如图

图中：W1——土体ABC1V1重力；

' Ea——C1V1面上所受主动土压力；

R1——BC1滑面上所受反力； T1和T2——拉杆设计应力；

' Tm——在BC1画面平衡条件下(即土体ABC1V1平衡条件)上层拉杆所能承受最

大拉力；

''Eah，Tmh，Tlh——各有关力分力；

——BC1倾角；

'EA，，，——意义均及图相同。

在图中，W1、EA和Ea数值均可按结构尺寸计算求得，Tm和R1方向为已知，但其数值需根据力多边形几何关系计算如下：

'M'W1(EAhEah)tan

'N'M'tan(')[W1(EAhEah)tan]tan(')

'Q'Tmhtantan(') ''TmhEAHEahN'Q' ''6 / 12

若令 f0从式可推导求得

'1 '1tantan()''Tmhf0'[EAhEahN']

由此可计算土体ABC1V1抗滑安全系数，亦即BC1滑面上抗滑安全系数Fs：

'Fs'Tmh/Tlh

'双层锚定板结构第二种情况

上层拉杆比下层拉杆长，但上层锚定板位置在下层滑面CD之内，如图

在这种情况下，应该分别检算上层锚定板和下层锚定板稳定性。按照Kranz假定，上层锚定板C1滑面为BC1D1，下层锚定板C滑面为BCD。下层锚定板抗滑安全系数可按照图力多边形和公式至公式计算，但令TT1T2。上层锚定板稳定分析，如果BC倾角

''，则及图力多边形及公式至公式计算方法相同。但如果'，则仍按图及其有关

公式计算，此时TT1。

双层锚定板结构第三种情况

上层拉杆比下层拉杆长，而且上层锚定板位置超出下层滑面CD线之外，如图。在这种情况下，除了分别检算上层锚定板和下层锚定板稳定性以外，还需要检算这个结构整体在

BCC1D1滑面上稳定性。关于各层锚定板稳定性分别检算，见图和图及其有关公式。下层锚

定板抗滑安全系数应按照图及其有关公式检计算，并令公式中TT2。上层锚定板抗滑安全系数应视其滑面BC1倾角大于或小于而分别采用土或图计算方法，此时TT1。

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关于这个结构整体在BCC1D1滑面上稳定性分析，可取隔离体ABCC1V1为稳定性分析对象，并将其分为ABCV和VCC1V1两部分，如图。这两部分土体边界上所受外力及其极限平衡力多边形分别如图。图为土体ABCV力多边形，其中W、EA和R意义及图相同。EVC为VC面上所受主动土压力，Tm可按照图和公式计算方法求得。

图为土体VCC1V1力多边形，其中W2为土体VCC1V1重力，R1为作用在CC1滑段上反力，Tm为土体VCC1V1所能提供拉杆最大拉力。Tm可按图和公式计算方法求得。土体

'ABCC1V1所提供拉杆最大拉力应等于以上所求两部分之和，即TmTm。因此，这个结构整

''体在BCC1D1滑面上抗滑安全系数Fs应为：

(2)折线滑面法

1.基本假定

(1)假定下层锚定板前方土体临界滑裂面通过墙面底端，图中B点；

(2)假定上层锚定板前方土体临界滑裂面通过被分析锚定板以下拉杆及墙面交点，图中

B1点；

图 8 / 12

(3)假定锚定板边界后方土体应力状态为朗肯主动土压力状态。 分析图示

根据以上假定可画出本方法基本分析图式，见图

图中，BCD为下层锚定板前方土体临界滑裂面；B1C1D1为上层锚定板前方土体临界滑裂面；

B1点为所分析锚定板相邻下层锚杆及墙面交点；CD、C1D1均为朗金主动土压破裂面；Ea、Eal分别为CV、CV1竖直面上主动土压力；R、R1分别为BC、B1C1滑裂面上反作用力；

G、G1分别为土体ABCV和ABC1V1质量；、1分别为BC段、B1C1倾角；为填土

坡面倾角；为填土内摩擦角；H、H1、h、h1、L、L1分别为挡土墙各部分尺寸。

计算公式

根据以上假定及分析图示，分三种不同情况进行推导：

上层拉杆长度小于或等于下层拉杆长度，见图。由朗金理沦知，滑动面CD 段和滑动面

C1D1段及水平面交角都是。

1sin(45)(arcsin)

22sin由图知，下层锚定板C和上层锚定板C1稳定性分析图式基本相似，现以下层锚定板C稳定计算公式为例进行推导，其上层锚定板C1稳定性公式也可仿此进行。

图中表示墙面及土体ABCV所受外力情况。其中，土压力Ea对土体ABCV产生滑动力；而土体重力G在BC面上产生摩阻力抵抗滑动，按朗肯理论主动土压力Ea计算公式

Kacos式中：——填土容重；

Ka——郎肯主动土压力系数。

coscos2cos2coscoscos22

土压力Ea方向可取及填土表面平行，因而Ea在BC滑动面上滑动力为

Ea[cos()tansin()]，同时，土体重力G在BC面上摩阻力分量为

G(tancossin)。

其中： 因此，锚定板抗滑稳定性安全系数Ks为：

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KsG(tancossin)

Ea[cos()tansin()](tancossin)L(Hh)

cos()tansin()h2K =

当填土表面水平，0，上式为

KsL(Hh) 2h2tan(45)2tan()(2)上层拉杆比下层拉杆长，但上层锚定板位于下层滑裂面CD之间，如图。此时，对于上层锚定板C1分析及前一种情况相同。其临界滑动面为B1C1D1，其抗滑安全系数Ks为

Kstancos1sinL(Hh)1211

cos(1)tansin(1)h1K

下层锚定板稳定性分析如图，下层锚定板C滑动面为BCD，其稳定性应分析计算土体

ABCC1'V1'各边界上所受外力及其平衡条件；其中C1'点为通过C1竖直面及滑动面CD交点。Ea为作用在C1'V1面上主动土压力，G为ABCV重力，G1为土体VCC1'V1重力，为滑动面

倾角，为滑动面CC1倾角。对于滑动面BC来说，力Ea及G1在BC面上产生分量为滑动力，G在BC面上产生分量为抗滑力。则得出下层锚定板抗滑安全系数Ks：

'KsG(tancossin)Ea[cos()tansin()]G1(sintancos)[cos()tansin()]式中： G11(L1L)(hh1') 2

上层拉杆比下层拉杆长，且上层锚定板位置超出下层锚定板滑面CD以外，如图

上层锚定板C1稳定性分析仍及前面相同，其临界滑裂面B1C1D1，其抗滑安全系数Ks可

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按式计算

Ea为作用于C1V1面上主动土压力，下层锚定板稳定性分析图如图。G为土体ABCV重

和1分别为滑裂面BC段和CC1段倾角。G1为土体VCC1V1重力，力，对于滑裂面BC段：

土压力Ea和重力G1作用在BC面分量为滑动力；G作用在BC面上分量为抗滑力。则下层锚定板抗滑安全系数Ks：

KsG(tancossin)Ea[cos()tansin()]G1(sin1tancos1)[cos(1)tansin(1)]式中： G1

当填土表面水平时，0，则有

1(L1L)(hh1) 2KsG(tancossin)

Ea[costansin]G1(sin1tancos1)[cos(1)tansin(1)]当填土表面水平并有活载时稳定性分析

此时，活载作用最危险位置在下层锚定板后方，如图

在第一种情况下，填土表面水平，并有活载h0(h0为活载换算土层高度)。下层锚定板稳定分析如图。土体ABCV受力情况及力三角形如图，Ea为滑动力，Gtan()为抗滑力，其抗滑安全系数Ks：

式中： Eah(h2h0)tan2(45) 22因而式可化为

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KsL(Hh)

h(h2h0)2tan(45)2tan()图为第三种情况下，填土表面水平并有活载锚定板结构。其下层锚定板稳定分析图所示土体ABCC1V1及其所受外力，对于滑裂面BC段，主动土压力Ea和力G1产生滑动力；而G在BC面上产生滑动力，其抗滑安全系数可用公式计算，但式中G1和Ea应按下式计算：

G1(L1L)2(hh12h0)

我国《铁路路基支挡结构规范》规定锚定板挡土墙抗滑安全系数不应小于1.8。

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