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圖五、加勁材之設計長度 圖六、英國 BS8006 規範重力法臨界破壞面之土壓力分佈

R 0 K a
Lsmax

H
最大 ΣTreq
h 所在之破壞面
K i j
v σvj
Ls Le 6m Arc tan0.3
加勁材
Z

其中 法來分析設計。 核：
P
uj
σ' vj ：各層加勁材深度之垂直向應力 楔形穩定分析法 f f ≥ T j
力力 本方法係假設牆背側土壓力分佈為 pn
其中
S vj ：第 j 層加勁材之間距 主動土壓力 (Ka) 的情況做為分析加
：加勁材極限拉出抵抗
勁材斷裂強度之依據。即 P uj
S
而加勁材長度 (L dj ) 之決定可以下式 T = K σ′ vj vj f p ：加勁材拉出破壞之安全係數
a
pj
表示 圖五
其中 加勁材極限拉出抵抗為
FT
L = dj L + sj L = ej L + sj 2 ′ sp j T pj ：第 j 層之加勁材承受之拉力 (F/ P = 2 Bµσ′ L
tanδ
σ
vj
L) uj s vj ej
其中 其中
：第 j 層之加勁材深度之覆土壓
v j
：各層加勁材所需之長度
L dj μ：回填土 / 加勁材間之摩擦係數
力力
：各層加勁之破壞面與牆面的距
L sj B s ：加勁材與黏土間之接觸面積
S vj ：第 j 層之加勁材之間距
離
L ej ：破壞面上加勁材之錨定長度
：各層加勁材所需之錨定長度 若回填土具有凝聚力，則加勁材之
L ej
楔形穩定分析中除加勁材之斷裂及
( ≧ 1m) 拉力可予以折減，其折減值為
拉出破壞需檢核外，另需探討加勁
T j ：所需之各層加勁材張力強度 T = 2S vj C′ K a 土體之楔形穩定。一般而言，破壞
f
cj
δ：加勁材與回填土區間之摩擦角 其中 ms 面可能穿過牆面任意點，以破壞土
：抵抗拉出之安全係數 (=2.0) 楔之力平衡，求取作用於破壞面上
F sp C：有效凝聚力
之拉應力 T，於不同破壞面與牆面
：安全係數（極限應力狀況 =
f ms
由於最上層之加勁材所需之 Ls 最 之夾角情形，求取作用於破壞面之
1.6，工作應力狀況 = 1.0）
大為 Lsmax。再利用上式求出所需 最大拉應力，則此楔形土體即為潛
之錨定強度 Le，即可求得合乎內部 在破壞體。若加勁擋土牆頂端為水
加勁材拉應力 Tj 為
穩定要求之加勁材設計長度。 平，或有均勻超載，則破壞面大約
T = T − T cj 為(45-ψ/2)。若為加勁邊坡，則楔
pj
j
形破壞面則假設為雙楔形。
加勁材之拉應力不得大於材料容許
英國 BS 8006 (1995)
應力 :
英國 BS 8006 設計手冊用於加勁 重力法
T
擋土結構之內穩定分析提出兩種分 d ≥ T
f n j 於極限及工作應力情況下，作用於
析模式：楔形穩定分析法與重力 牆面之土壓力取為靜止土壓力 (K0)
其中
法，其各有不同的適用情況。一般 狀態，其土壓力係數隨牆深度之變
而言，楔形穩定分析法較適用於柔 T d ：加勁材設計強度力 化情況如 圖六。牆頂土壓力為靜止
性加勁材擋土牆，作用於牆面之土 f n ：安全係數，一般為 1.0，視加勁 狀態，隨深度遞減至主動狀態，此
壓力因牆之變形而較接近於主動狀 擋土結構而異。 深度為 6 公尺。至於加勁材間距及
態。至於硬性加勁材擋土牆面土壓 拉出破壞分析公式則與楔形體法雷
力則較接近於 Ko 情況，可以重力 加勁材之錨定拉出破壞可依下式檢 同。
NEW FAB ENGINEERING JOURNAL SEPTEMBTER 2013 15