锚杆长度（通用3篇）
锚杆长度 篇1
摘要：通过对预应力锚杆加固软岩巷道时加固参数锚杆长度变化的模拟得到其对锚固效果的影响曲线, 对比了不同影响参数的影响曲线图, 并根据曲线确定了影响参数和径向位移之间的函数式;进而对变形最小时的影响参数给出分析评价、对比了参数对锚杆加固软岩巷道和加固基坑的影响效果。
关键词：锚杆长度,锚杆,软岩,位移
前言
预应力锚固是一种先进的岩土加固技术, 它具有锚固深度大、承载能力高、可施加较大的预紧力等特点, 因而可获得理想的支护加固效果。但是, 由于预应力支护技术在地下工程中的应用起步较晚, 加之人们对预应力锚杆支护机理还没有完全弄清, 因此预应力锚杆支护的设计目前在很大程度上仍依赖于工程经验, 这就必须选择最适用于实例的经验公式了。锚杆长度是锚杆工程设计必须确定的主要参数, 是锚杆布置的主要问题。目前对锚杆长度的选择各国、各行业都有规定。
从各种规定总的来看, 锚杆长度主要与巷道跨度和围岩性质有关, 在不同的巷道断面形状和尺寸条件下, 不管采用那种支护理论, 都需要首先确定锚杆要支护的围岩松动范围及所需的支护强度, 而围岩的松动范围及巷道的巷道支护所需要的支护强度主要受巷道跨度和围岩性质决定。
本文针对具体的实例, 通过对其加固时所用参数的模拟, 在此基础上确定锚杆长度对径向位移 (ur) 的影响, 从而确定其对软岩巷道变形的影响, 为一些经验公式里参数的选择提供一定的理论基础。
1 模拟计算
在一些基本假定下, 按照开挖影响范围建立平面模型, 约束为三边铰接。单元选取按照各个部分的特性选取;本构关系为各向同性的线性结构模型;结合之前对预应力模拟计算的曲线, 选取最佳预应力值。在此基础上以锚杆长度大小为变量, 在给定不同锚杆长度大小情况下, 通过数值模拟的方法确定不同锚杆长度条件下支护控制指标的变化, 主要是周边关键及特殊点的最大径向位移、应力及巷道的变形图。这里取锚杆长度就按照用节点定义锚杆单元的方法每次多定义一个锚杆单元。这里选取的锚杆单元长度是:1.7、2.0、2.3、2.6、2.9几组 (这里锚杆长度指的是其有效长度, 单位m) 。
材料的本构关系选用线弹性材料模型, 其弹模、泊松比取值大小及依据:锚杆的按照其材质选择采用钢材的力学参数;围岩结合实例的地质条件和GB50218-94里不同类别围岩的物理力学参数惊醒选取;喷层单元是混凝土, 参数就取其力学参数了。
2 计算
节点是划分网格生成的, 划分时考虑模型的对称性, 本文模拟中将半圆拱形巷道以中心角π/30 rad进行单元划分, 并在其左侧或右侧选取一半的节点作为关键点, 其在平面单元的极坐标为 (r, kπ/30 rad 0≤k≤15) 。从节点中选取部分作为关键点 (本文选择了其中的8个节点) 来进行数据处理。
进而从中取出上面提到的关键点的位移, 并计算出开挖支护引起的关键点竖向位移。 (数据选取及计算略)
关键点确定后, 其在不同锚杆长度条件下的位移以及与竖直方向的夹角就很容易确定了。径向位移就可通过下式求得了:
式中:
ur-关键点 (选取的节点) 径向位移;
uy-关键点 (选取的节点) 竖向位移;
α-锚杆的锚固角, 锚固方向与竖直方向的夹角。
数据处理中, “-”表示位移的方向。作图时转化为“+”, 并采用“mm”来计量位移。由此可得出关键点的变形锚杆长度之间的关系曲线图。
2.1 最优预应力条件下, (由之前模拟计算图得出) 同一锚杆长度下, 不同关键点径向位移曲线图, 图1。
2.2 最优预应力条件下, 不同锚杆长度下, 同一关键点的径向位移曲线如图2。
巷道顶部点的竖向、径向位移曲线的大致走向基本相同。这说明在同一支护条件下, 巷道顶部各个点的位移变形并不相同, 它们呈现出从拱顶到边帮部逐渐减小的趋势。这在一定程度上说明了在软岩巷道支护中存在薄弱环节, 及易发生变形破坏的部位。也就是支护中常提到的关键部位。
图1与参数预应力模拟计算结果图 (见文献9) 说明的问题相同。它们均反映了软岩巷道支护中存在关键部位。应该采取一定的措施, 加强支护。只是曲线的斜率不同, 这反映两个影响因素的影响程度不一, 锚杆长度初期曲线较预应力初期曲线斜率大些, 说明其影响较预应力大些。线条的疏密反应影响因素的影响范围, 预应力的影响曲线疏些反映其影响范围大些, 而锚杆长度曲线后两条考的很近, 反应这两个长度影响效果基本相同, 及锚杆长度达到一定数值后, 增加长度对加固效果几乎没有影响, 而增加长度还会使得施工工艺的复杂和成本的加大。
图2反映了锚杆长度大小对支护效果的影响, 从图上我们可以看出锚杆长度对巷道顶部各个点的变形影响曲线大致平行。很明显随着锚杆长度数值的增加, 各点的位移变形量逐渐减小的。并且锚杆较短时减小较快;锚杆较长时减小的较慢;锚杆长度再增加时变化较小, 趋于稳定。
预应力锚杆支护软岩巷道和支护基坑的原理基本相同, 所以它们得出的结论也大致相同。量化关系当然会有差别的。
3 结论及讨论
锚杆长度大小对锚固效果具有很大的影响。但是它们之间并不是一味的正比关系。必须确定适当的锚杆长度, 达到即起到良好的加固效果又经济。
软岩巷道开挖过程中存在薄弱部位, 对支护来说是要采取一定加强措施的关键部位。关键部位支护处理的得当与否从某种程度上来说决定了软岩巷道支护的成功与否。对于关键部位的处理, 锚杆长度是应该考虑的一个因素。
软岩巷道拱顶关键点的竖向位移和径向位移均可以反映巷道支护的效果。径向位移在一定程度上反映了断面的利用率, 更客观、更直接些。
锚杆锚固到岩体中, 除了起到径向和切向锚固力的作用, 即限制围岩的径向位移和切向滑移;还起到改善围岩力学特性的作用。
本文针对具体的软岩巷道做了简单的二维数值模拟, 是在对预应力进行模拟计算的基础上进行的。可以再进一步研究其他参数的影响, 不同影响参数之间的函数式如何反应, 或者取三维模型的结果, 或选择不同数值分析软件的同一模型的结果进行更为系统的对比。
参考文献
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锚杆长度 篇2
众多的有关岩壁吊车梁的有限元和试验的研究结果都表明[1,2,3,4,5]:岩壁吊车梁主要靠上2排斜拉锚杆承受钢筋混凝土吊车梁自重和吊车荷载作用。最下排锚杆一般仅作为构造之用;斜拉锚杆的拉应力分布规律是:在钢筋混凝土吊车梁中, 斜拉锚杆的始端的拉应力一般不是很大, 但随后斜拉锚杆的拉应力会逐渐增大, 而且增大速度越来越快, 在吊车梁和岩壁接触缝处斜拉锚杆的拉应力达到最大;过了吊车梁与岩壁接触缝, 斜拉锚杆拉应力会迅速减小, 一般锚杆深入岩体约4 m距离以后, 斜拉锚杆的拉应力已经非常小, 此后锚杆的拉应力基本保持在这个非常低的水平, 变化的幅度非常小。因此在一些实际工程经常对斜拉锚杆采取一些较为特殊的工程措施, 例如可以在斜拉锚杆深入岩体的起始部分涂抹沥青或设置一定长度的套筒, 使斜拉锚杆所受的拉应力尽可能传递到斜拉锚杆远端的新鲜岩体内, 进而降低吊车梁与岩壁接触缝处斜拉锚杆的拉应力, 减小表面岩体内的应力, 利于围岩的稳定。但设置套筒过长, 也带来诸多不利因素, 因此套筒设置长度是采取该措施的关键环节。本文通过有限元方法对此问题进行敏感性分析研究, 以期为设计提供参考依据。
1基本原理
1.1非线性有限元分析
由有限元的基本原理可得结点位移增量与结点荷载增量的关系:
式中:[K]为刚度矩阵;{Δδ}t为位移向量;{ΔF}t为整体荷载向量。
根据弹黏塑性势理论, 时刻t的应变增量为:
或
式中:{Δεe}为弹性应变增量;{Δεvp}为黏塑性应变增量。
其中的隐式弹性矩阵和黏塑性应变率表为:
式中:Δt为时间步长;[D]及[H]分别是弹性矩阵和隐式矩阵;γ为流动参数;F为屈服函数;Q为势函数;Θ为隐式参数。
当F=Q时, 称黏塑性流动是关联的, 否则为非关联。当Θ≥0.5时, 时步离散格式为无条件稳定。当Θ=0时, 称时步离散格式为显式, 此时:
而式 (2) 则退化为:
式中:[D]为弹性矩阵。显格式简单, 但有稳定条件的限制, 时间步长Δt过大会引起计算发散。
根据Owen和Hinton等人的研究, 若流动参数γ可由室内外试验确定, 则可利用弹粘塑性计算推求应力应变随时间变化的实际过程, 并求出最终的稳态应力应变;当流动参数γ无法确定时, 可取γ=1, 由此计算的应力应变过程为虚拟过程, 但最终求得的稳态应力应变与弹塑性解一致。
1.2节理岩体力学模型
锚固件与节理岩体的相互作用机理和力学模型是加固节理岩体研究的基础之一。锚杆对已有或可能产生的节理裂隙的限剪和限裂作用是其加固作用的主要机理, 力学模型应能加以反映。陈胜宏教授与英国Swansea大学及瑞士联邦理工学院联合研究提出一种新的流变模型[6]。该模型隐含如下4条基本原则:①应变迭加原则;②应力分担原则;③应力一致原则;④应变一致原则。
首先建立各组分的隐式弹黏塑性本构关系, 然后按流变模型的4原则进行组合, 即可建立加锚节理岩体的隐式弹黏塑性本构关系。
2基本资料
作者选取某水电站地下厂房岩壁吊车梁为背景开展相应的研究, 岩壁吊车梁细部尺寸如图1所示。主要考虑了吊车荷载和吊车梁自重2种荷载。吊车荷载分为垂直轮压和水平刹车制动力 (见图1) 。其中垂直轮压Py=356.45 kN, 水平刹车制动力Px=39.47 kN。围岩参数见表1, 混凝土及锚固件力学参数见表2。
3有限元模型
选取如图2所示范围建立有限元模型, 共计9 853个单元, 9 976个节点。模型左侧为水平约束, 底、顶部为竖向约束。水平向右指向下游为x轴正方向, 铅直向上指向硐室顶部为y轴正方向。锚杆和接触缝采用本文介绍的加锚节理力学模型模拟。
4计算工况
根据斜拉锚杆深入岩体的起始部分套筒长度, 考虑了3种工况。①工况一:在斜拉锚杆的长度范围内不设套筒;②工况二:在斜拉锚杆的锚入岩体的起始部分设置1.5 m长的套筒;③工况三:在斜拉锚杆的锚入岩体的起始部分设置2.0 m长的套筒。设置套筒的局部网格划分见图3。
5结果与分析
(1) 套筒对吊车梁变形的影响。
工况一～工况三吊车梁上各自的最大水平位移分别为0.107、0.123、0.125 mm, 均指向吊车梁外侧临空面;最大铅直向位移分别为0.272、0.288、0.291 mm, 从吊车梁外侧向岩壁侧逐渐减小, 方向均铅直向下。说明设置套筒后, 吊车梁的变形有一定增加, 套筒长度越大, 变形愈大。
(2) 套筒围岩应力的影响。
设置套筒后明显的效果就是能够将集中应力区向围岩深处扩散, 使靠近岩壁接触缝处的应力集中程度减小, 而且套筒越长扩散影响的区域越大, 应力减小的程度将越大。
(3) 套筒对锚杆应力的影响。
工况一～工况三锚杆轴向应力分布规律如图4所示。由图4可以看出, 在锚杆锚入岩体的起始段设置套筒前后上2排斜拉锚杆的应力分布规律差异明显, 下排受压锚杆的应力分布规律差异很小。其分布规律为:
①工况一上2排斜拉锚杆全杆长都受拉, 下面的斜压锚杆全杆长受压;在吊车梁内部, 锚杆起始端的应力约1.0～1.5 MPa, 随后, 沿杆长锚杆应力逐渐增大, 而且增长的速度越来越快, 在接触缝位置锚杆的应力达到最大, 上、中、下3排锚杆在接触缝处的轴向应力分别为15.965 (拉) 、5.570 (拉) 、16.451 MPa (压) , 此后锚杆应力又迅速降低, 在深入岩体约4 m以后应力值减小到1.000 MPa左右, 再往岩体深处锚杆的应力变化幅度不大。
②工况二、工况三和工况一相比, 接触缝处锚杆的最大应力明显减小, 对工况二, 第1排斜拉锚杆为6.910 MPa, 第2排斜拉锚杆为7.208 MPa;对工况三, 第1排斜拉锚杆为5.961 MPa, 第2排斜拉锚杆为3.820 MPa;工况二、工况三的套筒段锚杆应力基本维持在接触缝处锚杆的应力水平, 比工况一锚杆的峰值应力小很多。
③对比工况三与工况二, 工况三设置的套筒比工况二更长, 工况三接触缝处的锚杆最大应力比工况二小。
由此可见, 设置套筒后降低了锚杆在接触缝处的峰值应力, 将吊车荷载和吊车梁自重引起的锚杆应力更有效传递到锚杆远端的岩体中。
(4) 套筒对吊车梁与岩壁接缝面应力的影响。
工况一～工况三接触缝上法向应力分布规律如图5所示。
①设置套筒前 (工况一) , 竖直和倾斜接触缝的正应力变化比较平缓;在竖直接触缝上正应力在接触缝顶部最大, 达到1.350 MPa;往下正应力值逐渐减小, 应力曲线也渐趋平缓, 在竖直接触缝底部只有0.100 MPa;倾斜接触缝与竖直接触缝交接的部位有较小的拉应力分布, 向下逐渐转化为压应力, 在倾斜接触缝底部吊车梁鼻坎处最大压应力达到1.380 MPa。
②设置套筒后 (工况二、工况三) , 倾斜接触缝和竖直接触缝部位附近的拉应力有所增加, 工况二、工况三竖直接触缝顶部的拉应力分别为1.424、1.423 MPa;在倾斜接触缝底部吊车梁鼻坎处压应力有所增加, 工况二、工况三鼻坎处最大压应力分别为1.472、1.486 MPa。
工况一～工况三接触缝上剪应力分布规律如图6所示。
③设置套筒前 (工况一) , 工况一竖直接触缝顶部的最大剪应力为0.781 MPa, 设置套筒后 (工况二、工况三) 分别增大到1.317 MPa和1.364 MPa, 方向是使吊车梁沿接触缝向下滑动;工况一～工况三在倾斜接触缝底部的最大剪应力分别为0.509、0.533、0.537 MPa。
由此可见, 设置套筒对接触缝的剪应力有明显的影响, 套筒过长对接触面是不利的。
6结论
综上所述, 可以得出如下结论:
(1) 在锚杆锚入岩体的起始段设置套筒能够较好地将由吊车荷载和吊车梁自重引起的锚杆应力传递到锚杆远端的岩体中, 锚杆在接触缝附近的峰值拉应力明显减小, 有利于锚杆的锚固。
(2) 由于设置套筒, 使得套筒内部的锚杆对竖直接触缝的约束作用减弱, 接触缝上的正应力和剪应力都有所增大, 这些因素将不利于吊车梁的稳定。
(3) 设置套筒后可以有效地将拉应力传递到远端较新鲜的岩体中, 有利于围岩的稳定, 但如果设置套筒或涂抹沥青的长度过长, 对吊车梁的变形和稳定又不利。结合工程实践经验及有限元分析结果, 涂抹沥青或包裹塑料布或设置套筒的长度在2 m以内是合适的。
参考文献
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锚杆长度 篇3
预应力锚固是指由钻孔穿过软弱岩层或滑动面, 把锚杆 (索) 一端锚固在坚硬的岩层中 (内锚头) , 在另一个自由端 (外锚头) 进行张拉, 从而对岩层施加压力对不稳定岩土体进行锚固的一种方法。与传统的边坡治理方法相比, 具有如下优点。
1) 经济性好。锚固技术既可单独使用 (充分利用岩土体自身强度, 从而节省大量工程材料) , 也可与其他结构物组合使用, 改善其受力状态, 具有显著经济效益。
2) 深层加固。根据工程需要, 加固深度可达数十米之深。
3) 主动加固。能够主动控制岩土体变形, 调整岩土体应力状态, 有利于岩土体的稳定性。预应力锚索结构是在岩土体及被加固结构物产生变形之前发挥作用, 这与挡土墙、抗滑桩等支挡结构在岩土体变形后才发挥作用的被动受力状态有着本质区别。
4) 施工快捷灵活。施工采用机械化作业, 具有工艺灵巧、工期短、施工安全等特点, 用于应急抢险更具有独特优势。
5) 随机补强、应用范围广。既可对有缺陷或存在病害的既有结构物、支挡结构进行加固补强, 又可在新建工程中显示其独特的功能, 具有应用范围广的特点。
2 预应力锚杆 (索) 锚固段设计分析
青岛胶州湾隧道是国内第2条已建成大型海底隧道, 也是目前我国最长的海底隧道。隧道路线等级为城市快速路, 设计基准期为100 a。工程于2006年12月27日正式开工建设, 2010年底实现全线贯通, 2011年6月正式开通运营。隧道北岸接线端敞口段, 路堑高差最大约12 m。因现状基坑开挖两侧建筑拆迁困难, 管线复杂, 难以在预定的时间内迁移, 而工程进度要求该段支挡结构必须按计划完成。经方案比选, 确定采用能控制现状地面变形, 保证尚未拆迁的建筑、管线正常使用不受影响的预应力锚杆 (索) 挡墙。
基于市政工程中预应力永久锚杆挡墙工程经验较少, 本着百年大计、安全第一原则, 在采用JTG D30—2004《公路路基设计规范》 (以下简称《公规》) 计算锚固段长度 (锚固体的承载能力由注浆体与锚孔壁的黏结强度、锚杆与注浆体的黏结强度及锚杆强度等3部分控制, 设计时取小值) 后, 又采用GB 50330—2002《建筑边坡工程技术规范》 (以下简称《建规》) 复核设计结果。结果发现:在设计锚杆轴向力及各参数取值完全相同情况下, 两者的锚杆锚固体与地层的锚固长度结果明显不一致, 且差异较大 (见表1, 表1中岩规为CECS 22:2005《岩土锚杆 (索) 技术规程》) 。
《公规》5.5.4-2:Lr=K·Pd/ (ξ·π·d·frb) , 再配以构造设计 (锚固段长度≥3 m, 且不宜>10 m) 。
《建规》7.2.3:La≥Nak/ (ζ1·π·D·frb) , 同样配以构造设计 (土层锚杆的锚固段长度≥4 m, 且≤10 m, 岩石锚杆的锚固段长度≥3 m, 且≤55D和8 m) 。
上述式中:Lr、La为地层与注浆体间黏结长度, m;K为安全系数, 此处选2.0;Pd、Nak分别为锚杆轴力设计值、标准值, k N;ξ、ζ1为锚固体与地层黏结工作条件系数, 对永久性锚杆 (锚杆服务年限>2 a) 取1.00, 对临时性锚杆 (锚杆服务年限≤2 a) 取1.33;d、D为锚固段钻孔直径, m;frb为地层与注浆体间黏结强度, k Pa。
对比计算公式, 均以锚杆注浆体接触面积、地层与注浆体间黏结强度控制, 原理、参数取值完全相同, 但《公规》荷载取值乘以安全系数K, 对于永久性锚杆取1.6~2.2。在锚杆钢筋面积基本相同, 锚杆的锚固段长度 (含锚固体与地层的锚固长度、锚杆钢筋与锚固砂浆间的锚固长度) 却直接翻倍。
计算结果不禁让人质疑设计的准确性。另取《岩规》重新复核计算, 计算结果也见表1。
《岩规》7.5.1-1:La>K·Nt/ (π·D·fmg·ψ) , 式中除fmg (锚固体与地层的黏结强度标准值) 取值存在明显差别外, 其他基本相同。
各规范锚杆锚固体与地层的黏结强度对比表见表2。
《建规》中规定frb根据锚杆基本试验, 确定锚固体与岩土层间黏结强度特征值。它规定:试验中取各锚杆极限承载力中最小值作为锚杆的极限承载力标准值, 再将极限黏结强度标准值除以2.2~2.7 (对硬质岩取大值, 对软岩、极软岩和土取小值, 当试验的锚固长度与设计长度相同时取小值, 反之取大值) 为黏结强度特征值。即它已包含至少为2的安全系数。
《岩规》中规定fmg (锚固体与地层的黏结强度标准值) 是取极限承载力标准值, 并没有除以安全系数, 这样《建规》和《岩规》计算结果较统一。
《公规》既采用与《建规》相同的锚固体与岩土层间黏结强度特征值 (包含2的安全系数) , 又采用与《岩规》相同的计算公式, 再乘以安全系数K (永久性锚杆取1.6~2.2) , 导致锚固段计算长度很长。因此, 在相同地质条件下, 相同的锚固段长度 (控制锚固段长度≤10 m) , 按照《公规》计算水平力小、轴向拉力受限的情况下, 锚杆 (索) 立面布置间距较密, 需要锚杆 (索) 数量多, 投资大。
一般设计遵循技术规范分为3个层次, 第一层次为国家标准, 第二层次为行业标准, 第三层次为地方标准。其中以国家标准层次最高, 要求最低, 必须满足;地方标准层次最低, 但要求最高。从表1计算结果看, 作为国标的《建规》计算结果最小, 作为行业标准的《岩规》、《公规》计算结果较大, 其中《公规》计算结果最大。以上都符合技术规范的层次要求。
《建规》适用范围为:30 m以下的岩质及15 m以下的非软土类建筑及市政工程边坡。计算原则及计算方法按GB 50068—2001《建筑结构设计统一标准》的基本原则及概率极限状态法。岩土体与锚固体的黏结强度采用特征值, 由黏结强度标准值折算。《公规》规范适用范围为土质路堑边坡高度≤20 m、岩质路堑边坡高度≤30 m新建、改建公路的路基设计, 包括防护支挡加固设施。总体来说, 《建规》适应的工程对象一般在改造程度较高的市镇、中心区;《公规》适应的工程一般在改造程度较低的野外, 位置分散, 自然条件较差。
3 建议
从设计角度, 不同行业间有各自不同的要求 (工程环境、设计年限、施工水平、动荷载、变形、养护条件等) , 但同一层次规范差别不宜过大。采用任一体系标准计算所得结果差异过大, 可能导致设计的不严谨。目前各行业现行规范在锚固设计方法上存在各自为阵, 混用设计值、标准值、特征值等, 术语定义不准确情况, 极易造成设计人员的误解, 其结果要么造成浪费, 要么影响工程的安全性。不同行业规范计算的内锚固长度差异较大, 反映出不同行业对岩土锚固安全度认识上的差异, 建议有关部门在以后修订规范时, 能考虑上述问题, 尽量缩小差异, 以便使规范更好地服务设计[1]。
计算锚固体长度公式中重要力学参数是黏结强度, 各类文献提供的表格中仅仅是岩石名称和黏结强度的对应, 对于黏结强度的试验方法、注浆体强度、岩体强度和结构等都不得而知。现场试验法比较符合工程的实际情况[2]。因此, 在岩土锚杆 (索) 设计中, 进行基本试验 (破坏性试验, 要求锚固体与地层间首先破坏, 确定锚固体与岩土层黏结强度特征值或极限承载力标准值、锚杆设计参数和施工工艺) 意义重大, 对重要工程应进行基本试验, 取得可靠参数, 保证工程安全。
目前, GB 50330—2013《建筑边坡工程技术规范》 (2014-06-01实施) 已对原规范进行修订:将锚杆有关计算由原规范的概率极限状态法转换为安全系数法, 与国家现行岩土工程类标准基本保持一致, 将地层与锚固体间黏结强度特征值由黏结强度极限标准值替代, 并对不同安全等级对应的安全系数进行规定。
4 结语
经过规范间的对比分析, 找出差异原因, 确保预应力锚杆 (索) 挡墙工程结构的安全。设计中预应力锚杆 (索) 避开现状和规划管线, 将锚杆长度控制在用地红线内, 结合规划对周边项目开发提出保护内锚头锚固体的措施和要求, 为以后城市中的类似工程积累经验。该工程已建成运营数年, 运行情况良好。
摘要：介绍城市中采用预应力锚固技术进行支挡设计的方法, 阐述该技术的优势和在城市环境中的受限条件。以青岛胶州湾海底隧道连接线洞口接地段实际工程为例, 发现采用不同现行规范得出的锚杆 (索) 锚固体与地层的锚固长度计算结果有较大差异, 分析、比较其原因, 着重从设计、试验角度, 区分锚固体与岩土层间黏结强度特征值与极限承载力标准值, 提出合理控制安全系数、锚固体长度, 加强基本试验的建议。
关键词：锚杆,预应力锚固技术,市政工程,黏结强度特征值,极限承载力标准值
参考文献
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