岩石锚杆基础（共6篇）
岩石锚杆基础 篇1
0 引言
随着以往制约岩石锚杆基础在山区输电线路中应用推广的施工机具笨重、运输困难等问题的成功解决[1],岩石锚杆基础在我国许多地区已成功地应用于220kV和500kV的输电线路工程中[2,3,4,5],这对于提高施工机械化程度、减轻劳动强度、降低工程造价及保护自然植被具有重要的意义,符合国家电网公司“资源节约型、环境友好型”输电线路建设的目标,值得在山区输电线路工程中大力推广应用[6]。
然而,岩石锚杆基础在上拔荷载作用下,工作机理比较复杂,破坏机理尚不明确,影响其安全稳定的因素较多,特别是针对节理裂隙发育的岩体地基。为了更好地发挥岩石锚杆基础的优势,完善设计理论,结合现场真型试验,对岩石锚杆基础的受力机理和影响承载力的因素进行了系统研究,为其在输电线路工程中的设计与应用提供依据。
1 试验概括
1.1 工程地质条件
在北京房山区某500kV输电线路工程附近,选择一节理裂隙发育、层理密集的岩体作为试验场地,场地岩层的岩性主要为灰质板岩,板理发育,局部夹有灰岩透镜体;岩层产状为175°∠47°,岩体板理与岩层总体产状一致。
根据现场勘查和钻孔取芯的情况得知,板理间距3～5cm,岩体完整性较差。岩体不受扰动时,板理紧闭,岩体整体较密实;但是一经开挖扰动,岩体即沿着板理松动开裂,变得异常松散。
岩体自身重度γ=27.2kN/m 3,岩体层理面的抗剪强度参数为c=87kPa,φ=15°。
1.2 试验设计方案
本试验共设计单锚基础10座,直锚式群锚基础4座。其中单锚基础中采用8根42HPB 235钢筋与3根38HRB 400中空锚杆;群锚基础全部采用42HPB 235钢筋。具体设计尺寸及埋深见表1所示。
1.3 加载装置与测试系统
试验加载装置采用横梁式加载,主要包括油压千斤顶与反力钢梁等,试验反力装置采用枕木基垫型式,天然地基作为反力基座的承载体;试验测试装置采用RS-JYC静载仪与DH 3816应变测量仪。
对于输电线路岩石锚杆基础,加荷标准采用分级维持荷载沉降相对稳定法(常规慢速法)[7,8],加荷等级取8～10级,当试验对象为岩体时,间隔1min、2min、2min、5min测读一次沉降,以后每隔10min测读一次,当连续三次读数差小于等于0.01mm时,可认为沉降已达到相对稳定标准,方可施加下一级荷载。
2 试验结果分析
2.1 破坏荷载的确定
如表2所示,试验中根据测量锚筋锚头位置处的Q-s曲线与锚孔表面浇筑的细石混凝土的Q-s曲线来确定岩石锚杆基础的破坏荷载值。
根据《钢结构设计规范》[9]等相关资料,钢筋达到屈服强度时在一个较大的应变范围内,应力不会继续增加,其应变范围约从ε=0.15%增加到ε=2.5%。现场试验过程中,42的Q 235锚杆锚筋屈服荷载Tyk=325kN,锚杆锚头位移测量位置往往离地表0.4m,则在锚筋屈服阶段此段裸露的钢筋最大变形量Δl=0.4×2.35%=9.4mm
如图1所示,以D 2单锚基础为例进行分析,拉拔荷载为320kN时其锚头位移值为5.17mm,当拉拔荷载增加到340kN时,其锚头位移迅速增加至14.93mm,即在锚筋屈服阶段裸露于地面的钢筋变形量为9.76mm,与理论计算值基本一致,而锚孔表面细石混凝土的位移增量仅为0.06mm。
因此在现场试验中,当加荷值小于钢筋屈服强度时,可通过锚筋锚头的Q-s曲线判定锚杆基础的破坏荷载;当加荷值大于钢筋屈服强度时,由于钢筋自身的屈服伸长量不可忽略,不可采用锚筋锚头的Q-s曲线判定岩石锚杆基础的破坏荷载值。
根据上述计算分析,最终以锚孔表面的细石混凝土测量的Q-s曲线确定岩石锚杆基础的破坏荷载值,如表3所示。
2.2 有效锚固长度的确定
根据应变片上量测的应变值,埋深分别为1m、1.25m、1.5m、1.75m、2.25m、3m的单锚基础锚筋轴力沿埋深的分布规律如图2所示。
从图2中可以得出,随着锚杆长度的增加,锚杆轴力沿埋深并非均匀递减,也不是在锚杆长度范围内无限制的延伸;根据单锚基础的极限抗拔承载荷载来看,单纯增加锚杆长度不一定能有效提高锚杆的极限承载力。
根据输电线路工程相关规范[10]的规定,结合现场真型试验的数据[11],对于节理裂隙发育的中等风化灰质板岩,取锚筋的有效锚固长度l0=1.5m,锚桩的有效锚固深度h0=1.8m。
2.3 界面粘结强度的计算
根据规范[10]的规定,以单锚基础为例,锚筋与细石混凝土间的界面粘结强度为:
细石混凝土与岩体间的界面粘结强度为:
岩石等代极限剪切强度为:
根据上述42HPB 235圆钢的试验结果,针对节理裂隙发育的灰质板岩岩体地基,输电线路岩石锚杆基础设计参数取τa=1956kPa、τb=685kPa、τs=36kPa。
而对于38的HRB 400中空锚杆,其破坏荷载为42圆钢单锚基础破坏荷载的1.4倍,由于中空锚杆的表面具有螺纹构造,而钢筋外表面的粗糙程度可以提高钢筋与混凝土间的粘结强度,因此其极限荷载得到明显提高,试验结果也验证了上述分析。
2.4 群锚效应的比较分析
假设岩体整体破坏时为一倒置的90°的圆锥体,可知锚固体桩间距b只要大于2倍埋深,则群锚对单根锚筋承载力没有影响;若其间距小于2倍埋深,则会影响其承载力,这就称为群锚效应。针对输电线路杆塔结构与基础通过塔脚板连接的特殊性,锚固体桩间距b往往很小,因此群锚效应必然存在。
现场真型试验表明,对于的群锚基础,其破坏荷载为单锚基础的1.42倍;而对于的群锚基础,其破坏荷载为单锚基础的2.64倍。可见群锚效应严重影响单根锚筋承载力的发挥,且随着群锚基础锚筋数量的增多,单根锚筋的发挥程度也越来越小,因此在岩石锚杆基础设计时要密切关注群锚效应。
3 结语
⑴在满足锚筋自身强度的前提下,岩石锚杆基础破坏荷载的确定,要以锚孔表面混凝土的荷载位移曲线为标准。
⑵锚筋的有效锚固长度是岩石锚杆基础设计中的关键因素之一,当锚杆长度达到一定值后,继续增加锚杆长度对承载力的提高并不明显。
⑶在岩石锚杆基础设计中,可考虑改善与提高锚筋外表面的粗糙度,从而可适度提高锚筋与混凝土间的界面粘结强度。
⑷当锚固体桩间距较小时,多根锚杆组成的群锚基础对承载力提高的程度不多,群锚效应对单根锚筋的承载力发挥程度影响较大。
随着岩石锚杆基础在输电线路工程中的广泛应用,岩石锚杆基础的理论研究成果也需要更多的现场真型试验进行验证,这样才能更好地促进岩石锚杆基础在输电线路工程中的应用。
岩石锚杆基础 篇2
锚杆基础, 相比于传统基础型式, 一方面节约了混凝土、钢材用量, 降低了工程造价, 有较高的经济效益, 充分利用了下部岩石的高强度、低变形的特点, 可承受较大的竖向拉力和水平力;另一方面, 岩石锚杆基础土方开挖量小, 减少了对环境的破坏。
目前, 锚杆基础在工程中的运用已逐渐引起各位研究者的注意: (1) 宋永发[1]根据原型试验结果, 分析了强风化地区岩石锚杆基础的几种典型破坏模式:锚筋滑移与屈服、砂浆柱体拔出、岩体剪切破坏机理及破坏 (见图1) , 提出了因内力分配导致锚杆基础薄弱环节最先破坏的观点, 并为工程设计提供了依据; (2) 郑卫锋[2]基于这几种锚杆破坏模式从荷载传递理论的角度推导了岩石锚杆基础的工程临界锚固长度的解析计算公式, 并给出相关计算参数的经验取值范围;但是由于各地区岩石差异性较大, 相关参数的取值范围太宽泛, 特别是τb和τs, 取值影响因素很多, 这2个参数主要受岩石类型、岩体风化程度的影响, 在这方面, 各学者已针对各种岩体开展了一系列的现场试验, 并取得了一定的成果; (3) 费香泽等[3]选取华北地区最常见的花岗岩、片岩和灰岩3种典型岩石进行了单锚式和直锚式岩石锚杆基础试验, 并分析了不同风化程度条件下岩石锚杆基础的破坏形态和锚杆与岩石地基的黏结力的增长过程和方式; (4) 吴聂斌[4]选择了福建山区花岗岩和片麻岩2种典型的岩石进行锚杆基础真型试验, 得出了这2种典型岩石对应的试验参数; (5) 冯炳[5]针对强风化凝灰岩进行了一系列单锚和群锚真型试验。同时也有学者基于锚杆的这4种破坏模式, 通过采取一定措施, 对锚桩的承载力有很好的增强作用。
2 试验概况
2.1 工程地质条件
试验点位于武汉市黄陂区木兰湖旁较平缓的场地, 表层为粉质黏土, 厚度约为10cm;通过试验场地4个钻孔揭露下伏岩性一致, 片岩, 呈黑黄色, 鳞片状变晶结构, 片状构造, 主要矿物成分为黑云母、白云母, 岩芯呈块状和柱状, 最长约35cm, 节理裂隙发育, 中等风化, 饱和单轴抗压强度为14.87MPa。
2.2 试验布置
锚杆基础主要承受上拔荷载与水平荷载的共同作用, 在进行基础设计时, 根据“木桶理论”确定基础尺寸和锚杆数量, 同时考虑到锚筋强度、锚筋与砂浆黏结强度τa、砂浆与岩石黏结强度τb、岩石等代极限剪切强度τs4种条件, 试验锚杆基础及反力基础承台尺寸为1.2m×1.2m×1.0m, 每个试验锚杆基础中选2根锚杆按1m间隔安装钢筋应力计。锚杆采用C30自密实混凝土进行灌注, 群锚承台采用C25商品混凝土进行灌注。
试验锚杆基础及反力基础承台尺寸为1.2m×1.2m×1.0m, 每个试验锚杆基础中选两根锚杆按1m间隔安装钢筋应力计。锚杆采用C30自密实混凝土进行灌注, 群锚承台采用C25商品混凝土进行灌注。
3 试验结果及分析
3.1 带底部涨壳单锚试验结果分析
3根锚杆分别出现了3种破坏型式: (1) 1-D-1-ZQ发生τb破坏 (见图2) , 加载过程中并未听到有混凝土柱体断裂的声响, 底部张壳也完整, 破坏荷载为400k N;1-D-2-ZQ地表以下20cm处加载到280k N时发生混凝土柱体断裂, 加载至360k N时, 底部涨壳脱落, 加载400k N时, 位移持续增长, 最终将锚筋从混凝土柱中间拉出, 所以下部80cm的锚杆属τa破坏 (见图3) ; (2) 1-D-3-ZQ在荷载加到380k N时, 地表开始出现环型裂隙, 加到400k N时, 进入试验补压阶段, 随后油压急剧下降, 掉压至206.97k N, 岩体发生断裂, 地表环裂隙贯通, 图4a为剪切裂隙在上提过程中慢慢显露出来, 为了确认浅部破坏的范围, 将破坏岩块提出地面, 地表往下40cm岩体发生剪切破坏, 破坏面如图4b所示, 呈“船”形, 并未出现预估的从底部涨壳位置发生岩体剪切破坏, 破坏体的角度大致呈45°, 试验曲线如图5所示 (由于篇幅原因, 在此不逐一列出) 。虽然出现了3种不同的破坏形式, 但是破坏荷载均为400k N, 按《岩土锚杆 (索) 技术规程》 (CECS22—2005) 取破坏荷载的前一级荷载为极限承载力, 1m单锚的极限承载力标准值为360k N。
3根2m试验锚杆的破坏统一发生在混凝土体与岩体接触面上, 只是破坏荷载有区别, 1根破坏荷载为550k N, 另2根的破坏荷载为500k N, 按规定应取450k N作为2m试验锚杆的抗拉极限承载力, 但是在试验中发现, 当荷载刚加至440k N时地表即开始出现了放射状裂隙, 所以应取440k N作为2m试验锚杆的抗拉极限承载力, 与1m锚杆的抗拉极限承载力360k N相比, 得出锚杆长度对锚杆承载力的影响并非线性关系的结论, 与前人通过试验得出的结论相一致。
3.2 3~6m单锚试验结果
为了确定锚杆的临界锚固深度和荷载沿深度的传递规律, 每个长度的锚杆选取2根, 并每隔1m安置一个钢筋计。3m、4m、5m和6m的锚杆轴力分布分别如图6~图9所示, 从图上可以看出荷载主要在2m范围内进行传递, 因此, 可以得出结论:本试验场地单锚的临界锚固深度为3m。长度3m、4m、5m和6m的8根带钢筋计的锚杆统一的破坏形式都是1m处的连接丝口脱丝后锚筋从锚杆体中拔出, 破坏荷载均为397.92k N。而另外的长度分别为3m、4m、5m和6m的4根锚杆没有安装钢筋应力计, 锚筋通长没有薄弱环节, 破坏形式统一为锚筋发生屈服流动, 由于分级标准不同, 3m、4m、5m和6m的4根锚杆破坏荷载分别为450k N、480 k N、455.95k N和447.66k N, 根据规定和综合比较, 在本试验中风化片岩中锚杆大于3m后锚杆破坏均为锚筋屈服, 其单锚极限抗拉承载力为420k N, 典型试验曲线如图10所示。
试验中还分析了采用自密实混凝土和细石混凝土作为锚杆灌浆料对单锚承载力的影响, 3m长的细石混凝土锚杆的试验曲线如图11所示, 3根3m细石混凝土锚杆的破坏形式均为破坏, 从图11的试验曲线判读其极限承载力为440k N。经对比发现两种灌浆料对单锚承载力的影响并不大, 但是破坏形式有很大的区别, 3m自密实混凝土锚杆的破坏已完全由锚筋控制, 在自由段锚筋出现了应力集中, 而且自密实混凝土的流动性要强于细石混凝土, 在灌浆过程中浆体会沿岩体层理裂隙扩散, 大大提高了岩体强度。由此可得出, 中风化片岩中不同破坏型式对应的强度参数 (见表2) 。
3.3 群锚抗拔试验结果分析
由于在一些锚杆工程中仅靠单锚无法满足上部荷载的要求, 特别是在有水平荷载作用的工况下, 通常要求采用多根锚杆共同受力, 因此, 进行现场群锚基础真型试验对设计参数的取值有极高的参考价值。本次试验中3个纯竖向抗拔群锚基础的试验曲线分别如图12~图14所示, 在第1级到第8级荷载试验过程中, 承台的位移量都很细微, 到第9级荷载 (B-QM-1为第10级荷载) 位移持续增大并且迅速掉压, 3个群锚试验基础都是在破坏荷载补压过程中, 听到锚筋发出“嘭”的破坏性响声, 特别是安装了钢筋计的承台基础在破坏荷载补压过程承台底部以下1m处的钢筋计失效, 由于破坏具有突发性, 基础周边并未出现明显的变形或裂隙, 从曲线上可判读3个群锚基础的抗拔承载力分别为3240k N、2880k N、2880k N。
本次试验群锚承台锚间距为4D (D为锚杆直径) , 从3.2节分析中已经得出6m的单根锚杆极限承载力为420k N, 取群锚试验承载力为2880k N, 则群锚效应系数为0.76, 由于6m单锚试验的破坏形式为锚筋破坏, 所以实际的群锚效应系数还会小于0.76。冯炳在强风化凝灰岩区锚距为3.2D的群锚效应系数为0.81, 中南电力设计院在广西强风化泥质砂岩锚距为4D的群锚效应系数为0.80, 而片岩中群锚效应如此明显主要是因为水平向片理的原因。从图4的1-D-3-ZQ浅部岩体剪切破坏图中可以看出, 由于存在水平向片理, 荷载传递的范围会比无水平片理时要大, 造成各锚杆间的应力传递区域之间相互重叠, 加剧了应力集中。为了验证群锚效应的存在, 并比对同一群锚基础不同部位锚杆的受力差异, 本次试验在2个承台中分别在中心锚杆、边锚和角锚锚筋上安装钢筋应力计 (各锚杆位置见图15) 。对比图16和图17可发现, 群锚基础中心锚出现应力集中, 中心锚的荷载一直传递到锚杆底部, 边锚只传递到4m, 角锚仅传递到3m。这主要是由于中心锚周边岩体存在8个应力传递重叠区, 所以荷载传递深度最大, 与抗压桩承台桩顶反力显马鞍形分布得出相反的结论:群锚抗拔锚杆反力在平面上呈碟形分布, 中心锚最大、边锚次之, 角锚最小。
3.4 群锚抗拔+水平复合受载试验结果分析
通常锚杆基础在承受竖向上拔荷载的同时还承受风荷载等水平方向荷载的反复作用。通过以往的试验研究发现, 通常这种竖向和水平向复合受力对基础是最不利的, 中南电力设计院在广西强风化泥质砂岩中进行试验时发现群锚单纯抗拔试验抗拔极限承载力为1040k N, 群锚抗拔+水平复合试验抗拔极限承载力为920k N, 这说明在高荷载的时候, 维持竖向荷载不变, 反复施加水平力, 加速了锚杆竖向破坏的趋势[6]。本次试验中3个竖向抗拔+水平向复合试验时群锚基础的试验曲线分别如图18~图20所示。从图上可见, 试验前期往复水平荷载引起的位移变化很小, 当水平荷载增加到400k N时, 竖向位移也只增加了3mm;当竖向荷载加至3240k N时, 竖向位移开始持续增长;在施加了450k N的循环水平荷载后竖向位移加速增长, 降压明显, 随后听到锚筋发出“嘭”的破坏性响声, 试验终止。整个加载过程中水平方向的位移量很小, 水平位移曲线如图21所示, 最大水平位移量不超过8mm, 对群锚基础的竖向抗拔承载力影响不大, 从曲线上判读3个竖向抗拔+水平向复合试验群锚基础的竖向抗拔承载力均为2880k N[7]。
为了深入研究水平向往复荷载对锚杆基础荷载传递规律的影响, 沿水平荷载的作用方向对称两根锚杆的锚筋上每隔1m安装钢筋应力计, BS-QM-2群锚试验过程中的轴力变化如图22所示, 施加水平荷载对承台底部产生了附加力矩, 所以受压侧锚杆浅部1m处轴力略微减小, BS-QM-2群锚受压侧锚杆2m以下施加水平荷载后轴力增加, 而受拉侧锚杆3m以上的轴力在水平荷载作用后都明显增长, 说明往复水平荷载作用促使了荷载沿锚杆深度方向发生二次调配。另外对比两种边锚轴力图可发现, 同样是边锚, 纯竖向上拔受载时荷载传递的临界深度为4m, 而在竖向受荷的同时还承受往复的水平向荷载共同作用下, 荷载传递到了锚杆底部, 这也进一步证明了往复水平荷载作用促使了荷载沿锚杆深度方向进一步传递。
BS-QM-3群锚试验过程中的轴力变化如图23所示, 虽然两侧锚杆1m处轴力在水平荷载作用下变化都很明显, 特别是从第6级荷载开始, 1m处轴力变化值将近100k N, 但到2m处轴力变化就很细微了, 水平荷载对荷载传递的影响深度明显小于BS-QM-2群锚基础。
4 结语
本次在中风化片岩地区一共进行了7组单锚和2组群锚现场真型试验, 通过对试验结果进行分析总结可得出以下几点结论:
1) 中风化片岩中单锚的临界锚固深度为3m;锚固长度超过3m的单锚均出现锚筋破坏;在3m以内, 锚杆锚固长度对锚杆承载力也是非线性的;通过对锚杆轴力的分析得出, 锚杆基础的抗拔主要依靠上部岩层与杆体间的黏结力, 特别是在地表以下20~40cm的位置, 锚筋出现应力集中, 造成浅部混凝土柱体断裂或岩体剪切破坏, 由于水平向片理的原因, 岩体剪切破坏区域比规定中45°倒锥形区域要大;
2) 细石混凝土和自密实混凝土2种灌注料对岩层与锚杆混凝土柱体之间的剪切强度都有影响, 相对于细石混凝土, 自密实混凝土有更好的流动性, 浆体会沿岩体节理裂隙扩散, 可有效增强浅部岩体整体性, 并最终达到强化的效果;
3) 由于每根锚杆都存在一个应力扩散区, 当锚杆间距不够大时, 锚杆之间的应力扩散区会发生重叠, 在重叠区出现应力集中, 这种应力重叠区的确定是群锚效应的根源所在, 造成同一基础下各锚杆轴力非均匀分布, 在群锚基础各个部位锚杆的轴力监测发现, 基础中心的锚杆受力最大, 边锚次之, 角锚最小;
4) 往复水平荷载作用会促使荷载沿锚杆深度方向发生二次调配, 使荷载沿锚杆深度方向进一步传递, 但是在中风化页岩中最高450k N往复水平荷载不足于影响群锚的上拔极限承载力。
参考文献
[1]宋永发.送电线路岩石锚杆基础试验研究[J].岩土工程学报, 1995, 17 (4) :89-94.
[2]郑卫锋, 鲁先龙, 程永锋, 等.输电线路岩石锚杆基础工程临界锚固长度的研究[J].电力建设, 2009, 30 (9) :12-14.
[3]费香泽, 程永锋, 苏秀成, 等.华北地区输电线路岩石锚杆基础试验研究[J].电力建设, 2007, 28 (1) :26-28.
[4]吴聂斌.闽江大跨越塔岩石锚杆基础设计与真型试验研究[J].城市建筑, 2013 (14) :292-293.
[5]冯炳, 谢芳.强风化凝灰岩地质条件下岩石锚杆基础试验研究[J].电力建设, 2014, 35 (1) :46-49.
[6]孙长帅, 杨海巍, 徐光黎.岩石锚杆基础抗拔承载力计算方法探究[J].岩土力学, 2009, 30 (S1) :75-78.
煤矿岩石巷道锚杆支护力学分析 篇3
1 煤矿地质条件
该煤矿是一个位于贵州省黔西北的0. 3Mt/a的矿井, 开拓巷道围岩的地质特征: 顶板岩性, 粉砂质黏土岩, 岩层厚度20. 3m - 34. 6m, 平均27. 4m; 底板岩性, 粉砂岩及粉砂质黏土岩, 21. 21m - 32. 0m, 平均28. 6m。煤层地质特征: 0. 71m -1. 86m, 平均1. 09m, 煤系顶部的第一煤层, 夹1 - 3粉砂质黏土岩, 岩层厚度一般为0. 20m以下, 夹矸颜色较杂。
2 FLAC3D及数字建模
2. 1 软件FLAC3D
FLAC分析软件着重利用求偏微分或者常微分方程和方程组定解问题的数字解的方法来解决二维的、三维等问题, 与实验室、实地工程试验相比较, 常常具有花费时间短、费用低、不受外界环境干扰、效率高等优点, 广泛应用于材料机构分析、岩土机构分析、边坡治理、堤坝防护、岩土机构动态分析等。
2. 2 巷道二维机构模型
巷道二维机构模型: (1) 围岩刚性模量, 反映材料在弹性变形阶段内, 剪切应力与对应剪切应变的比值, 取值7. 0 × 106KPa; (2) 内摩擦角取值40°, 该参数作为岩体的两个重要参数之一, 是岩土抗剪强度的重要指标, 从另一面反映围岩的摩擦特性; (3) 内聚力, 反映出构成围岩结构单元之间相互作用, 增强围岩内聚综合效果的参数, 取值1. 7 ×103KPa; (4) 围岩体积模量, 反映材料的宏观特性 ( 物体的体应变与平均应力之间的关系) , 取值7.50 × 106KPa; 模型在围岩自身自重作用下进行变形, 重力加速度取值9. 81m/s2。模型详见图1。
3 围岩支护稳定性分析
3. 1 围岩最大不平衡力分析
在图2 无支护最大不平衡力中可见, 在步数0- 3000, 这一阶段最大不平衡力总体比较小, 平均最大不平衡力是5. 80 × 107KPa, 可见作为围岩结构单元受到各个方向的力, 不稳定, 方向各异, 给巷道维护增加了难度, 开拓巷道在打入锚杆后, 相同阶段里面, 这一阶段的最大不平衡力平均值5. 70 ×107KPa, 可见, 锚杆发挥着悬吊、组合梁作用, 巷道围岩稳定性得到增强, 阻止围岩下沉、垮落。
在图3 中, 在10000 - 20000 步之间, 伴随步数不断增加, 围岩结构单元所受的最大不平衡力逐渐增大, 各个时间点的最大不平衡力以斜率K =4. 64 成线性直线上下波动, 并逐渐上升, 两者进行参照对比, 没有打入锚杆的巷道围岩在步数达到20000 时, 最大不平衡力仍然在上下波动, 但是巷道围岩在有锚杆的支护作用下, 在步数达到20000时, 最大不平衡力已经趋于7. 0 × 107KPa, 煤矿巷道围岩趋于稳定, 锚杆支护作用明显。
3.2围岩支护位移等值线云图分析
从图4 和图5 可知, 距离巷道围岩两帮、拱顶处, 围岩在有锚杆的悬吊作用下, 巷道的顶板及两帮紧紧与较远处围岩相扣, 并且在巷道周围组合成整体的圆弧拱, 减弱了顶板向巷道的位移量, 防止部分围岩冒顶, 减少人员因顶板冒顶带来的伤亡; 在锚杆形成的近似拱外围, 位移等值线基本形成以巷道断面中轴线对称的拱形, 这个与无支护的情况相似; 巷道底部位移梯度变化明显, 而巷道顶部位移梯度变化不明显, 离巷道底部不远处, 位移量比较小, 位移量从3. 28mm ~ 3. 40mm, 主要是底板向巷道鼓起, 在巷道壁与巷道底板交会处位移变化有所减缓。
3. 4 巷道围岩弹塑性区域分布图分析
从图6, 在围岩巷道没有锚杆支护情况下, 围岩弹塑状态可知, Shear - n和Shear - p表明巷道中上部都处于受剪切应力作用而处于塑性状态, 主要是围岩受上部岩层的积压和围岩向巷道变形的影响. 而巷道底板主要呈现受拉应力作用而处于塑性状态, 小部分处于受剪切应力作用而处于塑性状态, 有小部分甚至处于完全的受拉应力而处于塑性状态。
从图7, 在围岩巷道有锚杆支护情况之下, 围岩弹塑状态可知, Shear - n和Shear - p表明巷道中上部主要都处于受剪切应力作用而处于塑性状态, 但是范围已经比没有锚杆支护要小, 又主要是围岩受上部岩层的积压和围岩向巷道变形的影响. 而巷道底板主要呈现受拉应力和剪切应力作用而处于塑性状态, 小部分原来和现在处于受拉应力作用而处于塑性状态, 可见锚杆对围岩巷道弹塑性区域分布有明显的影响。
4 结论
( 1) 与没有锚杆支护的巷道围岩相比较, 有锚杆支护的巷道围岩在较短时间内达到平衡, 围岩较快稳定下来, 并能保持较长时间的稳定。
( 2) 与没有锚杆支护的巷道围岩相比较, 有锚杆支护的巷道围岩顶部位移下沉量明显较少, 围岩下沉强度弱, 有利于巷道的维护。
( 3) 通过巷道支护前后对照, 在围岩巷道有锚杆支护情况之下, 从围岩弹塑状态可知, 巷道中上部主要都处于受剪切应力作用而处于塑性状态, 范围已经比没有锚杆支护要小, 又主要是围岩受上部岩层的积压和围岩向巷道变形的影响. 而巷道底板主要呈现受拉应力和剪切应力作用而处于塑性状态, 小部分原来和现在处于受拉应力作用而处于塑性状态, 可见锚杆对围岩巷道弹塑性区域分布有明显的影响。
摘要：针对贵州煤矿开拓阶段巷道实际采矿地质条件, 为了有效控制开拓巷道围岩的稳定, 按照实际地质条件建立相似数字模型, 分析最大不平衡力、垂直位移分布、巷道围岩弹塑性区域分布等特征, 然后通过向巷道围岩植入锚杆, 再分析以上参数, 并运用矿山压力与岩层控制理论分析巷道围岩稳定性特征, 为此类巷道围岩稳定性分析及围岩控制研究提供指导作用。
关键词：开拓巷道,数字模拟,力学分析
参考文献
[1]徐万军.浅谈我国煤矿锚杆支护技术的现状与发展[J].中小企业管理与科技, 2009, 8.
[2]康红普, 等.煤矿巷道锚杆支护应用实例分析[J].岩石力学与工程学报, 2010, 4.
[3]钱鸣高, 石平五.矿山压力与岩层控制[M].徐州:中国矿业大学出版社, 2003.
谈岩石锚杆抗拔试验分析 篇4
广州某通信有限公司一期工程项目地处广州科学城神舟路北与科翔路南交汇处以东地域, 总用地面积为36 888 m2。本次进行的一期工程主要由三栋4层~5层的研发楼、总部楼、天线部及辅助楼、设备机房、厂区市政道路、水池景观、园林绿化组成, 建筑面积为27 630 m2, 是集科研、办公为一体的综合性建筑。其中研发楼为地上5层, 建筑高度20 m, 建筑面积为14 950 m2;总部楼为地上5层, 建筑高度20 m, 建筑面积为6 220 m2;天线部及辅助楼为地上4层, 建筑高度19.5 m, 建筑面积为6 420 m2, 该项目地下室为1层, 局部地下2层, 上部为钢筋混凝土框架结构, 该项目建筑基础采用预应力管桩基础承台结构, 地下室采用锚杆基础作为抗浮措施。地岩土层自上而下划分为:人工填土厚度1.5 m~3.0 m;粘土~粉质粘土厚度0.7 m~4.5 m;砾粗砂厚度1.2 m~3.8 m;砂质粘土厚度1.7 m~4.2 m;中风化花岗层顶埋深6.1 m~15.8 m。
本工程施工岩石锚杆数量为820根, 锚杆最大试验荷载为700 k N, 根据国家、省的有关规定, 要求验收试验锚杆的数量取每种类型锚杆总数的5%, 且均不得少于5根, 并考虑本工程的具体情况, 确定本次试验共检测41根锚杆, 所检测的锚杆均由监理、设计、施工方共同确定, 目的是检测岩石锚杆的抗拔承载力, 为工程验收提供依据。
2 检测仪器设备、方法和标准
2.1 检测仪器设备及安装
采用DALQFZ30T型锚杆拉力计, 加载装置用穿在锚杆上的油压千斤顶逐级对试验锚杆进行加载, 每级荷载用穿心油压千斤顶的指示值换算, 在基础锚杆顶部对称安置2个大量程百分表进行锚头位移量测。安装如图1所示。
2.2 现场检测
1) 本次试验按最大试验荷载为700.0 k N。
2) 试验加卸载方式:加卸载均分级进行, 采用逐级等量加载, 初始荷载为最大试验荷载的10%, 之后每级加载量为最大试验荷载的15%, 每级卸载量取加载时分级荷载的2倍, 逐级等量卸载。加荷等级及位移测读时间如表1所示。
3) 试验步骤。a.每级荷载施加完毕后即测读位移量, 以后按每间隔5 min测读一次。b.位移相对稳定标准:30 min内岩石锚杆的锚头位移不大于0.05 mm。c.锚头位移达到相对稳定标准后再施加下一级荷载。d.卸载时, 每级荷载维持15 min, 按第5 min, 10 min, 15 min测读锚头位移。
4) 当出现下列情况之一时, 即可终止加载。a.在某级荷载作用下, 锚头位移不收敛, 岩石锚杆在1 h内未达到位移相对稳定标准。b.在某级荷载作用下, 荷载无法维持稳定。c.在某级荷载作用下, 基础锚杆杆体被拔断。d.已达到最大试验荷载要求, 锚头位移达到相对稳定标准。
2.3 检测标准
广东省标准DBJ 15—60—2008建筑地基基础检测规范的相关规定。
3 试验结果及结论
1) 试验结果。各根锚杆抗拔试验的结果详见表2, 表3, 相应的荷载—位移 (Q—δ) 曲线详见图2, 图3。
01号试验锚杆在各级荷载作用下锚头位移较均匀, 在最大荷载持荷时的位移增量均能达到相对稳定标准, 未出现破坏的现象。
02号试验锚杆当完成第2级荷载 (300.0 k N) 试验观测后向第3级荷载 (480.0 k N) 加载过程中, 当荷载最大值达到342 k N后, 荷载难以持续增加, 拔出位移显著增加, 锚杆根部呈明显的拔出状态, 停止试验, 该试验锚杆极限抗拔承载力为300.0 k N。
2) 结论。01号试验锚杆在最大试验荷载持荷时的位移增量均能达到相对稳定标准, 满足设计要求。
02号试验锚杆不能达到最大试验荷载, 不满足设计要求。
4 结语
岩石锚杆作为永久性基础工程的一部分, 质量的好坏直接影响到地下室质量情况, 由于岩石锚杆施工可靠性相对较低, 质量受各种情况影响, 如果岩石锚杆存在质量问题, 轻则出现漏水和地下室地板变形, 严重时可能使地下室上浮等严重质量事故, 因此只有掌握正确的检测方法, 提出准确的检测结果才能保证工程的质量安全, 把好最后的质量关。
摘要：通过介绍广州某通信有限公司一期工程项目岩石锚杆施工和抗拔试验分析的实施过程, 阐述了从施工和检测方面来控制岩石锚杆质量的方法, 着重对检测仪器、设备、现场检测步骤及标准进行了研究, 以满足工程质量的要求。
关键词：岩石锚杆,施工,抗拔试验
参考文献
[1]GB 50007—2002, 建筑地基基础设计规范[S].
[2]许明, 张永兴.锚固系统的质量管理与检测技术研究[J].重庆建筑大学学报, 2002 (1) :67-68.
[3]DBJ 15—60—2008, 建筑地基基础检测规范[S].
[4]王军民, 刘春生.锚杆锚固质量安全检测[J].安全与环境工程, 2003 (1) :88-89.
岩石锚杆基础 篇5
1.1 工程名称
贵州盘江精煤股份有限公司金佳矿原煤仓。
1.2 工程内容
原煤仓容积9042.8m3,直径22m,高度51m,钢筋砼伐板基础,钢筋砼筒体结构。原设计基础地基处理为72根直径Φ1000mm的人工挖孔灌注桩。
2 地质情况及地基处理方案
根据地质勘察报告和现场开挖情况可知:(1)杂填土及粘土混砂层厚度7.64m;(2)中风化泥质石灰岩厚度6～8m,其承载力特征值fu=2500KPa。岩石较厚可作为持力层。岩面起伏较大,地层倾角为15°,必须做地基处理。地下水位较高,涌水量大,不适宜人工挖孔桩的施工。为此,我提出将原设计72根人工挖孔桩改为锚杆毛石砼垫层换填地基。具体要求:锚杆采用Φ25mm@500 (双向)园钢长度1000mm,嵌入岩石长度500mm,往上伸入毛石砼垫层长度500mm,用以防止原煤仓整体滑移、倾覆。掺20%毛石,垫层砼强度等级C25。锚固锚杆的细石砼强度等级C30。
3 锚杆毛石砼垫层换填地基的施工方案
3.1 施工程序
挖掘机挖、汽车运土方→用空压机打锚杆孔Φ50mm@500 (双向)深度500mm→插入锚杆攻击Φ25mm@500 (双向)深度500mm,总长度1000mm→用C30细石砼灌锚杆周围缝隙→浇筑C25砼、掺20%毛石→浇水养护7～14d。
3.2 施工机械选择
2台反铲挖掘机;6台空压机;6台潜水泵;一套混凝土搅拌站及泵送机;4台平板振动器;8套插入式振动棒。
3.3 施工方法及工艺
3.3.1 混凝土的拌制
本工程选用泵送混凝土施工方法,混凝土是在现场搅拌站进行拌制。混凝土质量要求:在混凝土搅拌过程中,拌制的混凝土拌合物的均匀性应按要求进行检查。在检查混凝土均匀性时,应在搅拌机卸料过程中从卸料流出的1/4～1/3之间部位采取试样。检测结果应符合下列规定:(1)混凝土中砂浆密度,两次测值≤0.8%;(2)单位体积混凝土中粗骨料含量,两次测值的相对误差≤5%。混凝土搅拌时间,最短60s,最长120s,每一个工作班至少抽查两次。混凝土搅拌完毕后,应按下列要求检测混凝土拌合物的各项性能。
(1)混凝土拌合物的稠度,应在搅拌地点和浇注地点分别取样检测,每个工作班至少一次,评定时应以浇注地点为准。
(2)在检测塌落度时,还应观察混凝土拌合物的粘聚性和保水性。
3.3.2 混凝土的运输与浇筑
(1)混凝土的运输
泵送混凝土,因现场搅拌站紧靠原煤仓,故不使用混凝土搅拌运输车,而直接用混凝土输送泵将混凝土运输到浇筑地点原煤仓基坑。
泵送混凝土运输延续时间要求:1)未掺外加剂混凝土60～90s;2)掺木质素磺酸钙的混凝土60～90s;3)采用其它外加剂时,可按实际配合比和气温条件测定混凝土的初凝时间,其运输延续时间不宜超过所测得的混凝土初凝时间的1/2。
(2)混凝土的浇筑
1)泵送混凝土对模板的要求:因为泵送混凝土的流动性大和施工的冲击力大,所以在设计模板时,必须根据泵送混凝土对模板侧压力大的特点,确保模板和支撑有足够强度、刚度和稳定性;2)混凝土的泵送:开始泵送时的速度应选慢后快,逐步加速。泵送混凝土时,混凝土泵的活塞应尽可能保持在最大行程运转:一是提高混凝土泵的输出效率;二是有利于机械的保护。混凝土泵的水箱和活塞清洗室中应经常保持充满水。泵送完毕应将泵和输送管清洗干净,被废弃的和多余的混凝土及清洗后的污水,应按预先确定的处理方法和场所及时进行妥善处理。在排除堵物和清洗泵时,布料口应朝向安全方向,以防堵物或废浆高速飞出伤人;3)泵送混凝土的浇筑:泵送混凝土的浇筑应根据特点及现场状况和设备能力预先划好浇筑区域。
混凝土浇筑分层厚度300～500mm;捣固泵送混凝土时,振动棒插入的间距为400mm,振捣时间为15～30s,并在20～30min后对其进行二次复振。水平结构的混凝土表面,应适时用木抹子磨平搓毛两遍以上,以防止产生收缩裂缝。
3.3.3 毛石掺入
毛石的掺入应随浇筑随掺入,且让混凝土完全包裹毛石。毛石粒径≤200mm,掺入量为混凝土的20%。
3.3.4 混凝土施工缝
(1)施工缝的设置
施工缝的位置应设在结构受剪力较小,且便于施工的部位。本工程因为是基础地基换填混凝土,宜留成斜缝。
(2)施工缝的处理
1)在已硬化的混凝土表面继续浇筑混凝土前,应清除垃圾、水泥薄膜、表面松动砂、石和软弱混凝土层,同时还应加以凿毛,用水冲洗干净并充分湿润,残留在混凝土表面的积水应予清除;2)在浇筑前,宜先铺上一层10～15mm厚度的水泥砂浆,其配合比与混凝土中的砂浆成分相同;3)从施工缝出开始继续浇筑混凝土时,要注意避免直接靠近缝边下料。机械振捣前,以向施工缝出逐渐推进,并距800～1000mm处停止振捣,但应对施工缝接缝的振捣工作,使其紧密接合。
3.4 控制混凝土温度和收缩裂缝的技术措施
3.4.1 降低水泥水化热和变形
(1)选用中、低水化热的水泥品种配制混凝土,可选矿渣硅酸盐水泥、火山灰质硅酸盐水泥、粉煤灰水泥和复合水泥,本工程用42.5矿渣硅酸盐水泥配制C25混凝土。
(2)充分利用混凝土后期强度,减少混凝土水泥用量,每减少10kg水泥,混凝土温度降低10C。
(3)使用粗骨料,选用粒径较大、级配良好的粗骨料;控制砂石含泥量;掺入减水剂,改善和易性,降低水灰比。以达到减少水泥用量,达到降低混凝土水化热的目的。
(4)在混凝土内预埋冷却水管,通入循环冷却水,强制降低混凝土水化热温度。
(5)掺入总量小于混凝土总量20%的大块毛石,减少混凝土用量,以达到节约水泥和降低水化热的目的。
3.4.2 降低混凝土温差
(1)选择较适宜的气温浇筑混凝土,该工程选择秋天浇筑混凝土。(2)掺入木质素磺酸钙缓凝减水剂。
3.4.3 改善约束条件,削减温度应力
采取分层分块浇筑混凝土,合理设置水平和垂直施工缝,以放松约束程度,减少每次浇筑长度的蓄热量、防止水化热的积钜,减少温度应力。
3.4.4 提高混凝土的极限拉伸强度
(1)选择良好级配的粗骨料,严格控制砂石含泥量。加强捣固,提高混凝土的密实度和抗拉强度,减少收缩变形,保证施工质量。
(2)混凝土浇筑后及时排除表面积水,加强早期养护,提高混凝土早期或相应龄期的抗拉强度和弹性模量。
(3)在混凝土垫层底面与岩面之间用Φ25mm长度1000mm钢筋锚入岩石深度500mm间距@500mm (双向),解决混凝土顺倾斜岩面滑移的问题。
4 沉降观测结果
原煤仓基础施工完毕,设置沉降观测点。随着工程进度和上部结果荷载的逐渐增加,沉降观测工作紧随进度跟上。沉降观测结果详见表1。
岩石锚杆基础 篇6
关键词：地基基础,深基坑,抗浮锚杆,风动潜孔锤,施工技术
〇引言由于人口数量的增加和土地资源的日益稀缺, 超高层建筑和超深基坑建筑急剧发展, 建筑的高度越建越高, 基础埋置深度也越来越深。超深基坑建筑由于基础埋置较深, 当结构自重不足以抵抗地下水的上浮力时, 必须在基础底板施加竖向外力以平衡地下水浮力, 抗浮锚杆就是利用锚杆自身的抗拉强度所产生的抗拉力, 以及锚杆与土层之间的摩擦力所产生的抗拔力, 对基础上浮的趋势进行约束, 起到抵抗基础上浮的作用。1工程概况广西九洲国际大厦是集商业、酒店、娱乐、办公为一体的综合性建筑, 该工程位于南宁市琅东新区东盟商贸区中新路9号, 建筑高度3 1 8 m, 底板面积为9 8 0 6.5 m-, 共设1 1 0 7根抗浮描杆。抗浮铺杆孔径2 0 0 m m, 成孔深度8.4 5 m, 锚杆成孔采用风动潜孔锤钻进, 单根锚杆的抗拔力特征值为500k N。抗浮销杆分布及大样如图1所斤^根据钻探结果及区域地质资料, 场地岩土层在钻探深度范围内, 上覆第四系人工堆积层 (Q-) 素填土 (1) 层, 下伏第三系邕宁群上组 (E Y 2) 湖相沉积层泥岩 (2) 层、泥质粉砂岩 (3) 层、砂岩 (4) 层。[作者筒介]赖泽民, 技术质量部副部长, E-m ail:lyzem@126.coni[收稿日期]2015-07-25图1抗浮锚杆大样及分布不意2风动潜孔锤成孔原理风动潜孔锤是以压缩空气为动力的一种风动冲击工具。它所产生的冲击功和冲击频率可以直接传给钻头, 然后再通过钻机和钻杆的回转驱动, 形成对岩石的脉动破碎能力, 同时利用冲击器排出的压缩空气, 对钻头进行冷却和将破碎后的岩石颗粒排出, 从而实现孔底冲击回转钻进的目的。风动潜孔锤钻进的基本工作过程是在静压力 (钻压) 、冲击力和回转力三种力作用下破碎岩石。其钻压的主要作用是为保证钻头齿能与岩石紧密接触, 克服冲击器及钻具的反弹力, 以便有效传递来自冲击器的冲击功。
3工艺流程及操作要点3.1工艺流程抗浮锚杆的工艺流程如图2所示。L鐵」施工设备><定位>钻机就位>成孔并核对孔深> (Isiai MW) <洗孔>-<T锚杆安装> (f确定浆液配比^) <>^----------------卜C转移下一孔〉I+1, r_丨静荷戟抗拔_图2抗浮描杆施工工艺流程3.2操作要点1) 测量放孔首先进行工作面的清理 (开挖至人工清底标髙处且平整) 和控制点 (轴线、底板顶标高等) 的交接, 以及根据控制点及桩基及锚杆结构平面图进行测放。测放务必准确, 要求测放过程中做好记录, 检查无误, 再对定位准确性报监理审核。在抗浮设计范围外应设置固定点, 并用红油漆标注清楚, 供测放、恢复、检查孔位使用, 以保证在施工过程中能够经常进行复测, 确保孔位放测完毕后保证偏差<2 0 m m。2) 钻机成孔在确定锚杆孔位后, 进行成孔作业。钻机就位时, 必须固定牢固, 确保钻机机架的水平度和立轴的垂直度。设计错杆孔径200 111111, 描孔深8.4 0 m。锚杆成孔采用风动潜孔锤钻进, 成孔过程中采用低压送风吹出冲击破碎的岩土, 终孔时应加大送风量继续吹风, 直到岩土碎屑吹干净为止;终孔孔深8.4 5 m以上。3) 清孔提钻成孔后, 将钻杆逐节提出。现场工程师及质检员进行孔深及锚孔偏斜度检测。4) 锚杆钢筋制作锚杆主筋采用4根4 2 8钢筋, 按设计要求加工组装好锚杆钢筋体, 经检验合格后待用。由于本锚杆钢筋长度为9.6 ra, 为非定尺钢筋, 大部分需要采用焊接或直螺纹连接;9.6 m钢筋一端用钢筋弯曲机将锚杆钢筋弯折, 弯折长度为〇.30m, 锚杆每隔I.5〜2.0m设置定位妒5钢管支撑架, 将制作并检验合格的锚杆体倒运到成孔位置待用。5) 安置锚杆成孔完成后, 安置锚杆体。锚杆下入采用锚杆钻机配合其他设备下人, 必须保证锚杆体垂直居于孔中。插入锚杆时将二次注浆管与钢筋体绑扎同时放人钻孔, 二次注浆管采用直径4~6分塑料管, 底端l m长度范围用电钻打3~5个直径6 m m压浆孔, 压浆孔和注浆管端口用高压塑料胶带密封, 防止一次注浆时浆体进人管内, 一次注浆管从々45钢管支撑架中间一并下入。注浆管下端距孔底50~100m ni, 播杆上端1.20m铺固于结构底板的钢筋混凝土中。为保证锚杆钢筋下方高度及锚杆钢筋水泥浆保护层厚度, 在锚杆杆体需设置定位钢筋 (见图3) 。图3抗浮锚杆安装定位6) 注浆一次注浆采用M3 0水泥砂浆 (灰砂比约1:2.5) , 注浆压力0.5~l.OM Pa, 边注浆边拔出注浆管;待第一次水泥砂浆初凝后 (丨2〜2 4 h) , 从二次注浆管进行第二次纯水泥浆 (水灰比〇.4〜〇·5) 注入, 注浆压力在2~3 M P a;二次压浆停止注浆条件: (1) 水泥浆从孔口溢出; (2) 注浆压力超过3 M Pa; (3) 娀市{碑一1〇〇
水泥浆注入量超过锚杆体积的20%7) 养护注浆完成后I4 d内不得对锚杆进行拉拔。8) 抗浮锚杆拉拔试验现场水泥砂浆同条件试块抗压强度达到设计强度的8 0%后, 进行抗浮锚杆拉拔试验。本工程抗浮锚杆拉拔试验的最大加载量为设计荷载的2倍, 试验根数为6 0根 (>5%) (见图4) 。图4抗浮锚杆拉拔试验现场4质量控制1) 通过测量控制确保锚杆纵横成线。2) 灌浆前, 检查制浆设备、灌浆设备是否正常, 确保注浆过程顺利, 避免因中断情况影响压浆质量。3) 钢筋全部由集团物资公司供应, 保证钢筋的质量与及时性。水泥的选用优先从集团公司合格供应商名单中选用, 若不能满足本工程施工要求, 则进行公开招标。原材料进场必须“三证”齐全, 包括产品合格证、抽样化验合格证和供应商资格合格证。进场后立即抽样送检, 杜绝不合格材料进场。4) 原材料进场后应按指定地点整齐码放, 并挂标牌标明材料规格、型号、进场日期及质量状态等, 实现原材料质量的有效追溯, 防止工人误用。原材料进场需由专人保管, 对水泥等材料应加盖或在室内保管, 不得任由风吹日晒。5) 每道工序施工前应对施工队进行技术交底, 交底内容应包含施工中所需人员总数、各工种人员配备、所用机械设备、重点部位所用措施、质量要求与控制措施、容易出现的质量问题及安全事项。6) 技术员在施工过程中跟班作业, 严格按技术交底内容与相关验收标准指导工人现场施工, 发现问题及时进行整改, 避免发生返丁都很难彻底解决的质量问题。7) 加强现场计量管理对工程中所用测量仪器与计量工具, 必须标定合格后方可使用, 并在使用中注意保养, 保证其工作状态良好。8) 坚持质量三级管理即施工队个人自检、下道工序上检、质检员把关检查, 每道工序必备质量检验表格。对粗制滥造、违规操作现象严加处理, 对不合格部位坚决返工, 绝不姑息迁就。9) 严格遵守工程监理制度所有施工操作必须按照监理要求执行, 不得擅自行事;未经监理工程师检验、签证和批准, 不得进行下道工序施工。根据相应合同约定, 本工程中间验收部位包括: (1) 抗浮锚杆需要进行隐检及施工过程检验; (2) 抗浮锚杆成孔深度、垂直度检验; (3) 注浆检验5结语广西九洲国际大厦工程采用风动潜孔锤钻进工艺, 操作简单, 工艺先进, 钻进效率高。生产实践证明, 其钻进效率比波动冲击回转钻进效率高3~10倍, 效率提高的原因是:单次冲击功大, 排渣风速高, 孔底干净, 减少钻头的重复破碎;潜孔捶的柱齿硬质合金钻头, 在坚硬破碎岩石中伴用, 既有利于破岩, 又有比金刚石钻头寿命高的适应性, 大大降低了钻头成本;因钻具转速低, 钻具对孔壁的碰撞机会较少, 而且钻进方法是以高频对孔底冲击, 从而可提局钻孔的垂直度, 同时也可减少孔壁岩石坍塌。风动潜孔锤与回转钻进相比, 潜孔锤钻进所需的钻压和扭矩要小得多, 这样可减轻钻机设备的重量, 为大口径硬岩钻进创造了有利又实用的条件;风动潜孔锤钻进采用的无循环干式作业, 空气既作为动力又作为排渣介质, 不污染环境;设备所需场地较小, 缓解了工程施工场地狭小的问题。参考文献:[1]上海市建筑工程局·50202—2 0 0 2建筑地基基础1:程施工质量验收规范[S].北京:中闻计划出版社, 2002.[2]中国建筑科学研究院.G丨3 50007—20 11建筑地基基础设计规范[S].北京:中国建筑工业出版社, 2011.
参考文献
[1]上海市建筑工程局.GB 50202—2002建筑地基基础工程施工质量验收规范[S].北京:中国计划出版社, 2002.