文章精选 | 岩土锚杆与锚固结构设计中的若干问题

编者按岩土锚杆与锚固结构，是一项能主动调动和充分利用岩土体自身强度和自稳性能，结构新颖、轻巧的工程技术。半个多世纪以来，岩土锚杆与锚固结构在土木、水利、建筑、交通和矿业领域得到了空前广泛和迅猛的发展，在提高工程结构的稳定性和经济性等诸多方面，显示出较传统被动式支挡结构无可比拟的优越性。近年来，我国在岩土锚固理论的探新及新技术的发展应用方面成效显著。随着我国基础设施，特别是对水利、交通、能源及城市基础设施建设力度的加大，岩土锚杆与锚固结构将展示出广阔的发展前景。但是，伴随着岩土锚固技术的广泛应用，因对锚固机理认识的不足或设计经验的亏缺，在岩土锚固设计或施工过程中也出现了一些工程事故，造成了不少经济损失。针对岩土锚固技术推广应用中出现的工程问题，我们将程良奎教授发表的《岩土锚固工程的若干力学概念问题》《岩土锚固研究与新进展》等文章编撰成了《岩土锚杆与锚固结构设计中的若干问题》供广大岩土工程技术设计人员参考使用。

知播·云上星光 将于2021年2月起邀请程良奎教授连续讲解岩土锚杆与锚固结构的关键技术，并对GB 50086—2015《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》进行深入解析。

岩土锚杆与锚固结构设计中的若干问题

程良奎

岩土锚杆与锚固结构是一门新兴的能充分挖掘和利用岩土体潜能的工程结构学科。随着我国岩土锚固理论的不断发展，新技术、新方法不断涌现，岩土锚固技术已在边坡、基坑、隧道、地下洞室、矿山、坝体、航道、水库、机场、码头及抗倾、抗浮结构等工程建设中广泛应用。岩土锚杆与锚固结构在提高工程结构的稳定性和经济性等诸多方面，具有明显的优势，具有传统被动的支挡结构和重力结构无法比拟的优越性，在工程建设中显示了勃勃生机，和广阔的发展前景。

但是，伴随着岩土锚固技术的广泛应用，一些因对锚固机理认识的缺陷或设计经验的不足，在岩土锚固设计或施工工程中也发生了一些工程事故，造成了不少经济损失。下面将针对工程中出现的一些技术问题进行论述。

01

锚杆的筋体截面、自由段、锚固体的设计与锚杆受拉承载力

1.1 预应力筋的截面面积设计

预应力锚杆是将张拉力传递到稳定的或适宜的岩土体中的一种受拉体系，一般由锚头、杆体自由段和杆体锚固段组成。其结构如图1 所示。关于预应力筋体截面面积设计，JGJ120—2012《建筑基坑支护技术规程》规定按式(1)计算:

（1）

式中：N为锚杆轴向拉力设计值，fpy为预应力筋抗拉强度设计值，Ap 为预应力筋截面面积 。

图1 预应力锚固示意

式(1)对于由普通钢筋作杆体的非预应力锚杆是合适的，而对于一般以多股钢绞线作筋体的预应力锚杆则不相宜，会造成筋体截面不足。岩土中的预应力锚杆是一种典型的后张法预应力结构，应当满足张拉控制应力的要求。基于采用多股钢绞线作筋体的预应力锚杆埋设于地层内，工作条件恶劣，直径为4，5mm 的钢丝在地下水或潮湿介质影响下易出现腐蚀，筋体施加预应力后，各股钢绞线及各根钢丝的拉应力是不均匀的，其差异常高达10%~20%；钢丝在高拉应力状态下工作，易出现微细裂缝，导致应力衰减风险的加大。在满足设计抗力要求时，预应力锚杆筋体的张拉应力水平不应大于钢材极限抗拉强度标准值的60%。各国规定的锚杆筋体的最小抗拉安全系数(筋体极限抗拉力与锚杆拉力设计值之比)，美国为1.67，日本为1.54(临时)与1.67(永久)，中国为1.6(临时)与1.8(永久)，英国为1.6(临时)，英国的锚杆标准还规定，对地层腐蚀风险较大或破坏后果严重的锚杆工程，锚杆筋体抗拉安全系数不应小于2.0。而按式(1)计算得出的锚杆筋体截面，按常用的1860 级钢绞线进行测算，筋体的抗拉安全系数仅为1.4，对岩土锚固工程的安全不利。

1.2 锚杆自由段的设计

预应力锚杆杆体的自由段是指锚杆锚头与锚固段间的杆体长度，其功能是将拉力完全地传递给锚固体及锚固体周边的地层。锚杆设计中必须保证足够长度的自由段。其原因是：1)锚杆自由段应穿过临界破坏面至少1.5m（图2），只有当锚杆锚固段离潜在破坏面足够的远，才能有效发挥锚杆的抗力作用和保证地层开挖面与滑裂面间有足够的压应力区。2) 有利于将锚固段设置于抗剪强度较高的地层中。3) 保证锚杆与结构体系的整体稳定性。4) 足够长的杆体自由段有利于缓减位移变化引起锚杆初始预应力的显著变化，既可防止由于钢绞线与锚具间缺乏足够紧固度或墩座等传力系统荷载损失而引起传递荷载的显著减小，也可防止由于地层位移增大而引起传递荷载的显著增大。因此，世界各国的岩土锚杆技术标准均规定，锚杆的自由段长度不应小于4.5～5.0m。

图2 锚杆的锚固段定位

1.3 锚杆的锚固段的设计

预应力锚杆锚固段的功能是借助注浆体或机械装置，将作用于锚杆杆体上的拉力，传递给其周围的地层。对于黏结型锚固体锚杆的抗拔承载力值R是由锚固体长度La、锚固体直径D、锚固段注浆体与地层间的黏结强度fmg决定的，以往一般采用式（2）计算：

（2）

式(2)表明锚杆的抗拔承载力随着锚固段长度的增加而成比例地增大，由此一些商业性程序按传统的计算式确定锚杆锚固段长度，导致国内相当普遍地存在基坑锚拉桩墙的锚杆锚固段长度过长。但大量的试验和理论分析表明：荷载集中型锚杆在拉力作用下，锚杆锚固段注浆体与地层间的黏结应力沿锚固长度的分布很不均匀，一般呈现图3所示的分布形态：当拉力较小时，黏结应力仅分布在较小的长度上；随着拉力的增大，黏结应力峰值逐渐向锚杆根部转移，而锚杆锚固段近端的黏结应力则急剧下降；当黏结应力峰值到达根部时，锚杆锚固段近端残余黏结应力则会降至很低的水平或出现注浆体与周边地层的黏脱现象。锚杆的锚固段越短，则其平均黏结强度越高，有效发挥岩土体抗剪强度的锚固段长度是有限的。

图3 荷载集中型锚杆沿锚固段全长的黏结应力分布

GB 50086—2015《岩土锚杆与喷射混凝土支护工程技术规范》规定荷载集中型锚杆的锚固段长度宜为3～8m(岩石)和6～12m(土层)被验证是正确的，过长的锚固段，不必要也不经济，反而会降低锚杆施工效率，增加工程成本，推迟施锚时机。

在锚杆设计中有许多不确定因素，因此锚杆设计必须严格按规范要求采用安全系数。根据锚固工程破坏后对公共安全的破坏程度，永久锚杆锚固段的抗拔安全系数应不小于1.8～2.2，杆体的抗拉安全系数应不小于1.6 (钢筋)和1.8(钢绞线)。此外，将锚固长度的黏结应力视为均匀分布，锚杆承载力与锚固长度成正比增长是不合理的，锚杆承载力计算中应考虑锚固长度对黏结强度的影响系数ψ，当锚固长度大于6.0m(岩锚)或10.0m(土锚)时，可取0.6～1.0；当锚固长度小于6.0m(岩锚)和10.0m(土锚)时，可取1.0～1.6。

1.4 锚固设计中锚杆类型的选择

对于明确要求由锚固力参与抵抗结构倾覆、竖向位移、沿基底或剪切面滑移及可能出现大范围失稳或塌落的岩土工程，均应采用预应力锚杆。永久性岩石边坡与大型岩石洞室支护，宜采用高或较高预应力的长锚杆(索)与低预应力的短锚杆相结合的锚固体系。

岩石隧道支护应积极发展端头附有机械锚固件的或用块硬胶结料(树脂、水泥锚固剂)的低预应力钢筋锚杆。围岩自稳时间短或有明显流变特征或受爆破震动影响的矿山巷道工程，宜采用缝管式、水胀式等摩擦型低预应力锚杆。

对软岩和土体中的边坡或基坑工程，宜采用荷载分散型锚固体系。永久性锚固工程应采用压力分散型锚杆；临时性锚固工程，可采用拉力分散型锚杆。对结构抗浮工程，宜采用压力型、压力分散型锚杆或扩体型锚杆。

非预应力锚杆则可用于跨度较小(＜10m)处于II，III 级围岩中的隧道洞室支护，控制边坡锚固工程预应力锚杆间的小块岩石滑动或土体变形和加固开挖深度较小的基坑边坡。

用于加固基坑土体的非预应力全长黏结型锚杆（土钉），由于土中水包括地下水、雨水、地下管线的漏水、局部水源等，常导致土体强度的急剧降低，土与土钉间的摩擦力减小，造成浸水部位土钉墙垮塌。相反，若土钉支护用于地下水位以上，或采用人工降低地下水，地表水又有严格的防排设施的区域，则土钉的加固效应和土钉墙的稳定性就会明显的提升。

02

提高锚杆抗拔承载力的几种有效方法

1) 单孔复合锚固法（图4a），在一个钻孔内设置2个或2个以上单元锚杆，各单元锚杆均有独立的杆体自由段与杆体锚固段，当对各单元锚杆分别作用张拉力后，可使注浆体与地层间的黏结应力分布均匀，应力峰值大大降低，达到充分利用锚固段周边地层抗剪强度的目的，这种方式可使锚杆抗拔力随单元锚固体个数及锚固体总长度的增加而成比例地增大。

图4 提高锚固力的几种方法

2) 后高压注浆锚固法（图4b）。将附有袖阀管、密封袋等特殊装置的锚杆杆体插入孔内后，先对锚固段实施重力灌浆形成圆柱状注浆体，当强度达到5.0 MPa 后，采用不小于2.5 MPa的高压注浆浆液劈开初次注浆体，向锚固段周边地层渗透、扩散和挤压，从而能极大地提高注浆体与地层间的黏结强度，并导致锚杆的极限抗拔力得以成倍提高。

3）扩大头锚固法（图4c）。扩大头锚杆能利用锚固段变截面处土体的支承阻力，大幅度提高锚杆的极限抗拔力。

03

荷载分散(单孔复合)型锚固体系的传力机制

由于集中荷载作用，锚杆锚固段注浆体与地层间的黏结应力分布不均匀；锚固段越短，则锚固段平均黏结应力越高，越能有效发挥锚杆锚固段周边地层的抗剪强度。为改变荷载集中型锚杆传力方式的弊端。由程良奎等自主开发的压力分散型(可拆芯)锚杆技术（图5），一般由2～4个单元锚杆组成，单元锚杆锚固段长度较短，常为2~4m，单元锚杆所受的荷载仅为压力集中型锚杆的1/2~1/4。与荷载集中型锚杆相比，压力分散型锚杆具有更为优越的力学特性（图6）：

图5 压力分散型锚杆的结构示意

图6 压力型锚杆的内力分布

1) 可大幅度降低锚杆锚固段注浆体轴力及注浆体与地层间的剪(黏结)应力峰值，显著改善了锚杆注浆体轴力与剪(黏结)应力分布的均匀程度。

2) 随着单元锚杆数量的增加和锚杆总锚固段的增长，锚杆的抗拔承载力可成比例提高。

3) 锚杆受荷时锚固段注浆体与地层间黏结应力分布趋于均匀化，可显著降低应力集中现象，降低锚固地层的蠕变及地层与注浆体间的剪切位移，有利于控制锚杆初始预应力的损失，提高锚杆长期工作性能。

4) 压力分散型锚杆的杆体由裸体钢绞线外涂油脂及外包PE 防护层构成，杆体受拉时，锚杆注浆体基本上处于受压状态，不易开裂，显著增强了锚杆杆体的防腐保护性能，提高锚杆的耐久性。

04

施锚时机

边坡、隧洞和洞室开挖后，如不及时施作锚杆提供足够的锚固抗力，会由于地层开挖卸荷作用引起岩土体的变形，并随时间推移而增大；此外，随着开挖面的扩大，振动、雨水、风化和温度变化等因素的作用，岩土体及岩体结构面的抗剪强度会降低，岩体节理裂隙间的软弱充填物会流失，这些均会加速岩土体自承能力的削弱。

最大限度地缩短岩土体开挖与锚杆锚固抗力发挥作用间的时距，使开挖面无锚固抗力作用的时段与面积达到最小化，是充分发挥开挖岩土体自承能力，提高边坡、隧洞稳定性的首要条件与根本原则。对于大跨度高边墙洞室及IV、V 级围岩中的隧洞工程的系统锚杆支护应全面采用涨壳式机械锚固锚杆、树脂卷锚固型锚杆、快硬水泥卷锚固型锚杆等低预应力锚杆取代被动的全长黏结型锚杆。低预应力锚杆能提供主动的支护抗力，有效控制岩体开挖早期的变形，迅速充分调动围岩的自支承能力，使锚固范围内的破碎岩块被紧密联锁和咬合在一起，形成压缩性岩石承载环(拱)，提高地下工程的稳定性。

05

关于高应力低强度岩体大跨度高边墙洞室的锚固设计

1) 洞室周边(顶拱、边墙)应在开挖后及时全面施作低预应力(张拉)锚杆与钢纤维喷射混凝土支护，并选取合理的支护参数，迅速在洞室周边构建有足够厚度、刚韧性强和处于三维受压状态的“锚喷–岩石”承载环，以控制开挖初期岩石应力释放引起的剧烈变形。

2) 采用预制块件作传力结构，最大限度缩小施作系统的低应力锚杆与预应力长锚杆间的间隔时间。预应力长锚杆的张拉锁定宜在岩石开挖后20～30d内完成。将峒室周边被锚固的岩石承载环与深部的稳定岩层锚固在一起，以遏制峒室围岩的后期变形。

3) 缩小预应力长锚杆间距，提高作用于单位面积洞壁面上的初始预应力值，其值不宜小于120kN/m2。

4) 预应力锚杆的初始预应力(锁定荷载)宜为锚杆拉力设计值的50%，以适应随着岩石应力进一步释放和围岩变形的增加会引起锚杆拉力的增大，而锚杆抗力的增大又会进一步抗衡围岩变形的发展，使围岩变形与支护抗力(刚度)在协调发展中取得最终的稳定。

5) 加强洞室工程位移监测与信息反馈，一旦出现围岩位移持续等速率增长，围岩–支护抗力相互作用失衡现象，应立即增补预应力锚杆。

06

边坡锚固效应

6.1 锚固边坡的稳定性计算

目前国内在用刚体极限平衡法计算锚固边坡的抗滑稳定时，常出现即使采用较多且单锚承载力较高的预应力锚杆，但计算所得锚杆对边坡稳定安全度的贡献仍较小或很有限，这与锚固边坡实际反映的稳定安全状态不符。其原因主要是由于计算中忽略了锚杆预应力可明显提高边坡破坏面处的黏聚力c 和岩石弹性模量E，并低估了锚杆锚固力对破坏面的切向抗力作用的缘故。在有足够的资料或经验时，可按适当提高c值处理，一般可作为安全储备考虑；此外，以往在计算锚固边坡安全系数时，一般将锚杆锚固力的切向分力放在计算式的分子项中，显然低估了锚杆的锚固效应。合理的处置是将锚杆锚固力的切向分力位于算式分母项中作为减小的下滑力处理。

6.2 岩石坡面的锚杆布设

岩石边坡锚固工程设计时要明晰边坡岩性、岩体结构及结构面的结合情况，结构面与坡面的关系，岩石中软弱带的分布和地下水状况等地质情况，并据此确定边坡破坏类型或模式。然后根据最可能出现的破坏模式选择锚杆的布设方案。

对呈现缓倾不连续面的沉积岩或变质岩体(β＜α)，可能出现平面破坏的边坡，一般采取沿坡面均匀布置预应力锚杆(图7a)；对陡倾不连续面的岩质边坡(β＞α)，可考虑不设置系统的预应力锚杆，仅对坡面做防护处理；对水平节理岩体(薄层沉积岩)可能出现圆弧滑动或坡脚出现软弱岩层风化带的岩质边坡则可在坡脚的应力集中处安设预应力锚杆(图7b、7c)。对可能出现倾倒破坏的边坡，则宜在边坡的上中部设置预应力锚杆，且锚杆应向上倾斜(图7d)，以提高对不连续面的法向作用力，抵抗岩石的倾倒和折屈破坏。

图7  岩石边坡构造与锚杆布设

项目展示

中国银行总行基坑锚拉墙支护工程

三峡水电站地下厂房锚喷支护工程

石家庄混凝土重力坝锚固工程

锦屏一级电站左坝肩530m高边坡锚固工程

作者简介

程良奎，男，1935年11月出生，江苏溧阳人。原冶金部建筑研究总院副总工程师，教授级高级工程师，现任或曾任中国岩石力学与工程学会常务理事，中国岩石力学与工程学会技术咨询委员会主任委员，国际岩石力学学会中国小组成员，中国岩土锚固工程协会（一、二、三届）理事长，中国岩石力学与工程学会岩石地下工程专业委员会副主任委员，大连理工大学、北京科技大学、中国矿业大学兼职教授，《土木工程学报》《岩石力学与工程学报》编委等。

程良奎长期从事岩土锚固、喷射混凝土及隧洞、边坡、深基坑稳定性的研究与应用工作。在国内率先主持研究成功喷射混凝土及其支护技术，建立了适用于不同工作条件和围岩地质条件的喷锚支护体系，提出了加固岩石拱和控制岩体流变的喷锚支护理论，对岩-锚共同工作理论的发展做出了显著贡献。程良奎是我国喷锚结构和岩土锚固结构的开拓者和领军人，作为第一完成人，获得了国家级及省部级科技进步一、二、三等奖及全国科技大会奖18项科技成果奖，其中国家科技进步奖两项。主持制定或修定国家及行业标准7部。撰写出版专著9本，在国内外公开发表论文200余篇。为创建和发展我国岩土锚杆与锚固结构学科，为全面实现我国隧道、大型洞室、边坡、深基坑、结构抗浮与受拉基础等工程结构的支护体系与稳定技术的根本变革和跨越发展作出了重要贡献。1991年享受国务院特殊津贴。2012年入选中国科学技术协会编纂的《中国科学技术专家传略》工程技术编，冶金卷2。2019年入选中国岩石力学与工程学会科学家事迹丛书《礼赞.科学家精神》（一）。

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