軟巖隧道錨固系統(tǒng)預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)方法與實(shí)踐

郭新新 ，汪波，劉錦超，王振宇

(1. 成都理工大學(xué) 環(huán)境與土木工程學(xué)院，四川 成都 610059；2. 西南交通大學(xué) 交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，四川 成都 610031)

隨著以川藏鐵路為代表的一批埋深千米級(jí)甚至數(shù)千米級(jí)的長(zhǎng)大深埋地下工程大量出現(xiàn)，隧道工程呈現(xiàn)出應(yīng)力場(chǎng)賦存狀態(tài)高、軟巖分布范圍廣等顯著特點(diǎn)，由此帶來的高地應(yīng)力軟巖隧道大變形災(zāi)害問題極為突出[1-2]，給現(xiàn)行依賴圍巖變形而施載的“全被動(dòng)”強(qiáng)力支護(hù)模式帶來了巨大的挑戰(zhàn)[3]。針對(duì)被動(dòng)支護(hù)模式幾無調(diào)動(dòng)圍巖自承載能力的缺陷，目前部分學(xué)者創(chuàng)新地提出了以預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)為核心的軟巖隧道變形主動(dòng)控制方法[4-5]。在斷面開挖完成后，采用預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)快速地對(duì)開挖輪廓施加主動(dòng)支護(hù)力，進(jìn)而構(gòu)建起以圍巖自承載為核心的支護(hù)體系，截至目前，變形主動(dòng)控制方法已在G75 高速木寨嶺公路隧道中取得了極大成功，實(shí)現(xiàn)了初期支護(hù)體系拆換率由初始30%到0 的突破性轉(zhuǎn)變[6]。上述軟巖隧道變形主動(dòng)控制的核心在于預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)，故科學(xué)合理設(shè)計(jì)預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)的參數(shù)將是關(guān)鍵所在。其中的預(yù)緊力，即錨固系統(tǒng)(錨桿/索)施加預(yù)應(yīng)力時(shí)，通過擰緊螺母或采用張拉方法施加在錨桿、錨索上的拉力，作為變形主動(dòng)控制中最核心的參數(shù)，更是一個(gè)涉及力學(xué)、技術(shù)和經(jīng)濟(jì)在內(nèi)的綜合參數(shù)[7]。目前針對(duì)錨固系統(tǒng)預(yù)緊力的設(shè)計(jì)主要有基于錨桿/索材料性能或錨固界面力學(xué)性能的方法，如羅基偉等[8-9]提出錨固系統(tǒng)預(yù)緊力宜設(shè)計(jì)為錨桿/索材料拉斷載荷的40%～70%，CHANG 等[10]提出了通過開展不同錨固長(zhǎng)度錨桿現(xiàn)場(chǎng)拉拔試驗(yàn)進(jìn)行預(yù)緊力確定的方法；以及基于變形控制效果的方法，如李志臣等[11]提出了以巷道頂板變形作為主控指標(biāo)的錨桿/索預(yù)緊力設(shè)計(jì)方法，張建海等[12]提出了基于圍巖時(shí)效變形特征的錨索預(yù)緊力設(shè)置方法，王洪濤等[13]提出了基于頂板冒落破壞上限分析的預(yù)緊力簡(jiǎn)化設(shè)計(jì)方法。但實(shí)際上，從加載過程中錨固系統(tǒng)與圍巖相互作用角度出發(fā)，預(yù)緊力最先是由圍巖、錨固劑和錨桿/索體三者共同管控，安全、合理的預(yù)緊力設(shè)計(jì)/選用首先應(yīng)是建立在對(duì)錨固系統(tǒng)錨固性能的研究基礎(chǔ)之上[14]。而針對(duì)錨固性能的研究，在圍巖、錨固劑和錨桿/索體材料確定前提下，關(guān)鍵在于對(duì)錨固長(zhǎng)度的合理確定[15]。因此，預(yù)緊力的設(shè)計(jì)/選用，本質(zhì)上即可歸結(jié)為是在確定錨桿/索材料基礎(chǔ)上，所開展的預(yù)緊力與錨固長(zhǎng)度的匹配性設(shè)計(jì)。綜上，本文將首先對(duì)軟巖隧道錨固系統(tǒng)錨固力(性能)與錨固長(zhǎng)度的關(guān)系開展研究；其后，綜合安全、經(jīng)濟(jì)及施工等多種因素，提出適用于軟巖隧道預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)預(yù)緊力的匹配性設(shè)計(jì)方法；最后，依托木寨嶺公路隧道開展工程應(yīng)用實(shí)踐，獲取適用于木寨嶺公路隧道不同預(yù)緊力下的錨固系統(tǒng)設(shè)計(jì)參數(shù)。

1 軟巖隧道錨固系統(tǒng)錨固力與錨固長(zhǎng)度關(guān)系

1.1 錨固力的理論解析

交通隧道工程中的預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)屬永久支護(hù)形式，一般要求錨固界面應(yīng)力處于彈性階段、避免出現(xiàn)塑性，為此定義錨固力(最大承載力)為錨固界面處于彈性受力階段時(shí)，錨固系統(tǒng)能達(dá)到的最大抗拔力。同時(shí)，鑒于軟巖隧道具有圍巖強(qiáng)度低、鉆孔黏結(jié)性能弱、成孔效果差及多數(shù)鉆孔潮濕(淋水)等特性，錨固劑與圍巖間的界面一般是錨固系統(tǒng)中最薄弱的環(huán)節(jié)，錨固強(qiáng)度(破壞)也大多取決于該界面的抗剪強(qiáng)度[16-17]，因此，理論分析中設(shè)定如下假設(shè)：

1) 錨固系統(tǒng)的最終失效形式為錨固劑-圍巖界面滑移；

2) 錨固界面彈性變形時(shí)，視錨桿/索體與錨固劑為一體，受力變形過程中不計(jì)參數(shù)的變化，如此，確定復(fù)合彈性模量Ea計(jì)算如下，

式中：Em，Es分別為錨固劑與錨桿/索體的彈性模量，Pa；D，d分別為鉆孔直徑、錨桿/索體的直徑，mm。

圖1(a)為預(yù)應(yīng)力加載狀態(tài)(拉拔狀態(tài))下錨固系統(tǒng)錨固段的受力分布。以錨固起始點(diǎn)為起點(diǎn)，設(shè)定指向圍巖深處為x軸正方向，取長(zhǎng)度dx的微元體分析，如圖1(b)所示，根據(jù)物理方程和平衡方程，得到dP(x)，

圖1 預(yù)應(yīng)力加載狀態(tài)下錨桿/索受力示意圖Fig. 1 Schematic diagram of bolt/cable stress under prestressed loading

式中：P(x)為x處復(fù)合體的軸力；τ(x)為x處錨固劑與圍巖界面的剪應(yīng)力，根據(jù)三階段線性函數(shù)表示的界面彈性狀態(tài)荷載傳遞關(guān)系[18]，并設(shè)錨固劑與圍巖界面的(彈性)剪切剛度系數(shù)為Ke，則τ(x)計(jì)算如下，

式中：u(x)為x處復(fù)合體的軸向位移。結(jié)合式(2)和式(3)得到，

當(dāng)τ(0)=[τ]時(shí)，P0達(dá)到最大值，即為錨固力Pe，

式中：[τ]為錨固劑與圍巖界面的抗剪強(qiáng)度。

1.2 錨固力與錨固長(zhǎng)度關(guān)系

分析式(7)，βL=3，tanh(βL)>0.99≈1，此時(shí)，Pe已基本達(dá)到最大值，即極限錨固力，記作Pue，對(duì)應(yīng)的錨固長(zhǎng)度為臨界錨固長(zhǎng)度，記作Lc，分別計(jì)算如下，

根據(jù)式(7)～(9)，繪制不同錨固長(zhǎng)度下的錨固力變化如圖2 所示，其中橫坐標(biāo)為L(zhǎng)/Lc，縱坐標(biāo)為Pe/Pue。

圖2 不同錨固長(zhǎng)度下的錨固力變化Fig. 2 Variation of anchoring force under different anchoring lengths

圖2 所示，臨界錨固長(zhǎng)度內(nèi)，隨錨固長(zhǎng)度增加，錨固力增大，但增速快速趨緩。當(dāng)L/Lc=0.5，Pe/Pue=0.9，顯示當(dāng)L/Lc>0.5 后，錨固長(zhǎng)度即使增加一倍，錨固力增幅不超過10%。故從錨固力提升效率角度考慮，錨固長(zhǎng)度實(shí)則無超0.5Lc的必要。

2 多因素綜合下錨固系統(tǒng)預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)方法

2.1 設(shè)計(jì)基本原則

1) 錨桿/索體型號(hào)與預(yù)緊力相匹配：定義錨桿/索材料性能發(fā)揮率β(=預(yù)緊力/最大設(shè)計(jì)承載力Nt)，要求0.85≤β＜1。

2) 錨固可靠性：預(yù)緊力達(dá)到最大設(shè)計(jì)承載力Nt時(shí)，錨固始端最大剪應(yīng)力為[τ]/α1，其中α1為安全儲(chǔ)備系數(shù)，大于1；預(yù)應(yīng)力加載過程，錨固始端最大剪應(yīng)力始終小于抗剪強(qiáng)度[τ]。

3) 錨固力提升效率：設(shè)計(jì)錨固長(zhǎng)度應(yīng)<0.5Lc。

4) 施工錨固效果：設(shè)計(jì)錨固長(zhǎng)度時(shí)需考慮具體施工工藝，應(yīng)保證施工錨固效果穩(wěn)定、可靠。

2.2 設(shè)計(jì)基本流程

圖3為多因素綜合下的預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)流程：1) 通過在典型軟質(zhì)巖體、且圍巖變形較大段落開展不同錨固長(zhǎng)度現(xiàn)場(chǎng)錨固系統(tǒng)拉拔試驗(yàn)，獲取關(guān)鍵性設(shè)計(jì)參數(shù)抗剪強(qiáng)度[τ]和剪切剛度系數(shù)Ke；2) 根據(jù)理論計(jì)算公式，計(jì)算得到極限錨固力Fue和臨界錨固長(zhǎng)度Lc；3) 劃分預(yù)緊力設(shè)計(jì)區(qū)間，計(jì)算不同錨固構(gòu)件的性能發(fā)揮率，確定與之匹配的錨桿/索型號(hào)；4) 計(jì)算考慮預(yù)應(yīng)力加載損失的錨固長(zhǎng)度下限Lmin1，要求此時(shí)最大剪應(yīng)力τ小于抗剪強(qiáng)度[τ]；計(jì)算考慮安全儲(chǔ)備系數(shù)α1的最小錨固長(zhǎng)度下限Lmin2，要求此時(shí)最大剪應(yīng)力τ小于抗剪強(qiáng)度[τ]/α1；綜合確定錨固長(zhǎng)度下限Lmin(=max[Lmin1,Lmin2])；5)計(jì)算考慮錨固力提升效率的錨固長(zhǎng)度上限Lmax1(=0.5Lc)；考慮施工錨固效果的穩(wěn)定性、可靠性，結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)施工實(shí)際、并參照類似工程經(jīng)驗(yàn)，得到(適宜)錨固長(zhǎng)度上限Lmax2；綜合確定錨固長(zhǎng)度上限Lmax(=min[Lmax1,Lmax2])；6)綜上，獲取不同預(yù)緊力設(shè)計(jì)工況下的錨桿/索型號(hào)以及適宜錨固長(zhǎng)度區(qū)間，即謂之軟巖隧道錨固系統(tǒng)的預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)。

圖3 預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)流程Fig. 3 Design flow of prestress matching of prestressed anchorage system

3 工程應(yīng)用-木寨嶺公路隧道預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)

3.1 試驗(yàn)方案

1) 圍巖條件

在建渭武高速木寨嶺公路隧道位于甘肅中部定西市境內(nèi)，全長(zhǎng)15.226 km，埋深最大629.1 m，實(shí)測(cè)最大地應(yīng)力18.76 MPa，與蘭渝鐵路木寨嶺隧道水平距離約900～1 200 m，單洞開挖斷面面積>120 m2。地勘顯示隧道穿越巖性以軟質(zhì)炭質(zhì)板巖為主，多呈黑灰色、薄層狀，物理力學(xué)參數(shù)取值如表1所示。

表1 炭質(zhì)板巖物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of carbonaceous slate

拉拔試驗(yàn)在木寨嶺公路隧道里程YK218+030～+020上、中臺(tái)階開展，該區(qū)段拱頂下沉120～210 mm、拱腰收斂400～520 mm，圍巖巖性主要為薄層狀炭質(zhì)板巖(夾砂質(zhì)板巖)，層厚1～20 cm，如圖4(a)所示，3組巖塊點(diǎn)荷載試驗(yàn)(圖4(b))換算單軸抗壓強(qiáng)度23.3，25.1 和33.4 MPa，平均強(qiáng)度27.3 MPa，歸屬軟巖范疇。

圖4 典型掌子面圍巖及點(diǎn)荷載試驗(yàn)Fig. 4 Typical tunnel face surrounding rock and point load test

2) 試驗(yàn)材料

試驗(yàn)采用1×19 s-21.80 mm-1 860 MPa 鳥籠型錨索，最大力>583 kN，屈服力(0.2%)>513 kN，伸長(zhǎng)率>3.5%；鳥籠段長(zhǎng)度1.2 m，含4節(jié)“鳥籠”膨脹節(jié)(圖5(a))，最大直徑34 mm。試驗(yàn)用錨固劑為CKb3540 樹脂錨固劑(金旭德)(圖5(b))，符合《MT146.1-2011 樹脂錨桿+第1 部分：錨固劑》要求。

圖5 試驗(yàn)材料Fig. 5 Test materials

3) 試驗(yàn)工況與過程

依據(jù)研究目的，試驗(yàn)擬定了不同錨索長(zhǎng)度、不同錨固長(zhǎng)度，共3 組試驗(yàn)(每組3 根錨索)，具體試驗(yàn)信息如表2所示。

表2 錨索拉拔試驗(yàn)工況Table 2 Conditions of anchor cable drawing test

試驗(yàn)過程如下：① 采用“氣動(dòng)錨桿鉆機(jī)+小、大組合PDC 鉆”(圖6(a))打設(shè)Φ47 mm 錨孔；② 采用ZQS-50/2.3S 型氣動(dòng)手持式鉆機(jī)(圖6(b))攪拌錨固；③ 錨固15 min 后，采用MQ22-450/60 手動(dòng)油壓穿心千斤頂(圖6(c))進(jìn)行拉拔。試驗(yàn)過程中每加載25 kN，記錄1 次端部位移數(shù)據(jù)。參照《GB/T 35056—2018 煤礦巷道錨桿支護(hù)技術(shù)規(guī)范》，設(shè)定錨固失效準(zhǔn)則為當(dāng)加壓至某一級(jí)荷載后，進(jìn)一步加壓時(shí)，錨桿端部位移不斷增長(zhǎng)，而壓力表值難以增至下一級(jí)荷載甚至出現(xiàn)下降。

圖6 試驗(yàn)設(shè)備與現(xiàn)場(chǎng)位移量測(cè)Fig. 6 Test equipment and field displacement measurement

3.2 試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)據(jù)

為探究鳥籠樹脂錨索在木寨嶺公路隧道中的實(shí)際破壞形式，將A-5 組中1 根錨索完全拉出，如圖7 所示，顯示破壞形式(主要)為錨固劑-圍巖界面滑移，與理論分析中的假設(shè)相符。

圖7 錨固劑-圍巖界面破壞實(shí)例Fig. 7 Failure example of anchoring agent surrounding rock interface

獲取不同錨固長(zhǎng)度下錨索的荷載-位移(P-S)曲線如圖8 所示。圖中數(shù)據(jù)為每組3 根錨索的平均值。

圖8 不同錨固長(zhǎng)度下錨桿的荷載-位移曲線Fig. 8 Load-displacement curve of anchor rod with different anchorage length

由圖8可以看出：

1) 樹脂鳥籠錨索的拉拔過程的P-S曲線基本一致，主要包含4個(gè)階段，以A-5試驗(yàn)組為例：① 初始?jí)好茈A段(oa)：P-S曲線斜率逐漸增大，此時(shí)的位移主要來自于錨固界面的彈性變形、墊板與圍巖面的壓縮位移、鳥籠錨索的拉伸；② 中期彈性階段(ab)：P-S曲線斜率基本不變，位移主要來自于錨固界面的彈性變形、鳥籠錨索的拉伸，b點(diǎn)荷載即為(彈性)錨固力Pe；③ 屈服強(qiáng)化階段(bc)：P-S曲線的斜率降低，荷載隨位移繼續(xù)增長(zhǎng)，表現(xiàn)出(一定)強(qiáng)化特性，位移主要來自錨固界面的塑性變形(擴(kuò)展)，c點(diǎn)為加載極限值；④ 破壞失效階段(cd)：P-S線曲率繼續(xù)降低，荷載隨位移增長(zhǎng)基本不變或降低(注：B-5&C-10因拉拔極限值超過儀器量程(450 kN)，不包含此階段)。

2) A-5 組、B-5 組、C-10 組的(彈性)錨固力為300，400 和425 kN，表明鳥籠樹脂錨固在木寨嶺公路隧道中具有極佳的錨固性能。

3.3 匹配性設(shè)計(jì)

3.3.1 關(guān)鍵參數(shù)計(jì)算

據(jù)式(5)，荷載加至Pe，x=0 處剪應(yīng)力即增至[τ]，

對(duì)應(yīng)錨固起始端此x=0 處的(彈性)位移ue(0)，據(jù)式(6)計(jì)算，

另，由自由段l的彈性變形和ue(0)相加構(gòu)成的拉拔端位移Se計(jì)算如下，

結(jié)合式(9)和式(11)，代入β=并利用泰勒公式將得，

式(12)和式(13)中Se/Pe的取值宜采用彈性階段的P-S曲線數(shù)據(jù)進(jìn)行線性回歸分析得到，記表3 為計(jì)算得到的各工況的錨固劑-圍巖界面抗剪強(qiáng)度[τ]和剪切剛度系數(shù)Ke。

表3 錨固劑-圍巖抗剪強(qiáng)度[τ]和剪切剛度KeTable 3 Anchorage agent-shear strength [τ] and shear stiffness Keof surrounding rock

理論上，當(dāng)錨固劑與圍巖均固定時(shí)，圍巖-錨固劑界面的抗剪強(qiáng)度[τ]和剪切剛度Ke應(yīng)是不變。但分析表3可知：

1) 錨固長(zhǎng)度的變化(A-5&B-5)對(duì)[τ]和Ke均有一定影響，表現(xiàn)為錨固長(zhǎng)度增加，[τ]和Ke的量值下降，在不考慮圍巖變化前提下，推測(cè)施工攪拌為其主要影響因素；

2) 錨固深度的變化(B-5&C-10)對(duì)[τ]和Ke也均有一定影響，表現(xiàn)為錨固深度增加，[τ]和Ke的量值上升，在不考慮施工影響的前提下，推測(cè)“深部圍巖(10 m)”受工程擾動(dòng)影響小于“淺部圍巖(5 m)”是主要原因。

綜合上述分析，后續(xù)錨固長(zhǎng)度分析中將取[τ]和Ke的最小值作為計(jì)算參數(shù)，即取[τ]=3.17 MPa，Ke=532.7 MPa；計(jì)算得到Pue=626.5 kN。

3.3.2 不同預(yù)緊力下的錨索設(shè)計(jì)參數(shù)匹配性設(shè)計(jì)

實(shí)際工程中，錨索支護(hù)系統(tǒng)多應(yīng)用于要求預(yù)緊力達(dá)到150 kN 以上的環(huán)境，以此為基礎(chǔ)，設(shè)定以預(yù)緊力增加50 kN 為一組工況，開展匹配性設(shè)計(jì)分析，并遵循如下設(shè)定：

1) 錨索的最終失效形式為錨固劑-圍巖界面滑移，且錨固劑-圍巖參數(shù)不變，即[τ]=3.17 MPa，Ke=532.7 MPa；

2) 直徑<25 mm 錨索，考慮后期永久注漿保護(hù)層厚度要求，鉆孔直徑D=45 mm，鳥籠段平均直徑d=25 mm，如此，取錨索體彈性模量Es=200 GPa，錨固劑彈性模量Em=16 GPa 時(shí)，據(jù)式(1)計(jì)算得到復(fù)合彈性模量Ea1=73 GPa。

3) 直徑25～30 mm 錨索，考慮后期永久注漿保護(hù)層厚度要求，鉆孔直徑D=50 mm，鳥籠段平均直徑d=30 mm，據(jù)式(1)計(jì)算得到復(fù)合彈性模量Ea2=73 GPa。

表4為隧道與地下工程常用單根單束預(yù)應(yīng)力錨索，以表4中錨索材料性能為基礎(chǔ)，開展木寨嶺公路隧道錨索預(yù)緊力匹配性設(shè)計(jì)：1) 設(shè)定預(yù)緊力計(jì)算工況(150～600 kN)，確定預(yù)應(yīng)力計(jì)算控制值(200～600 kN)；2) 根據(jù)計(jì)算控制值，計(jì)算不同錨索的性能發(fā)揮率β(=預(yù)緊力/Nt)，要求0.85≤β＜1，確定適宜錨索型號(hào)及其鉆孔直徑；3) 進(jìn)一步根據(jù)式(9)計(jì)算得到最小(理論)錨固長(zhǎng)度Lmin，初步分析可實(shí)施性；4) 考慮預(yù)應(yīng)力超載需要[19]：預(yù)緊力≤300 kN，按25%考慮預(yù)應(yīng)力加載過程損失；預(yù)緊力＞300 kN，按20%考慮預(yù)應(yīng)力加載過程損失，由式(9)計(jì)算考慮超載的錨固長(zhǎng)度下限Lmin1；5) 鑒于彈性最大錨固力<極限錨固力，且采用了“先錨后注(漿黏結(jié))”型錨索，設(shè)定α1=1.3，由式(9)計(jì)算考慮安全儲(chǔ)備系數(shù)的錨固長(zhǎng)度下限Lmin2；6) 由式(11)計(jì)算臨界錨固長(zhǎng)度Lc，計(jì)算考慮臨界錨固長(zhǎng)度的錨固長(zhǎng)度上限Lmax1=0.5Lc；7) 結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)具體施工，以及過往施工經(jīng)驗(yàn)，設(shè)定考慮施工(攪拌)錨固效果的錨固長(zhǎng)度上限Lmax2=2.0 m；8) 對(duì)比錨固長(zhǎng)度Lmin1，Lmin2，Lmax1和Lmax2，得到錨固長(zhǎng)度建議值。綜合上述計(jì)算分析過程即可得到如表5中所示的匹配性設(shè)計(jì)用表。

表4 隧道與地下工程中常用單根單束預(yù)應(yīng)力錨索性能Table 4 Performance of single prestressed anchor cable with single bundle commonly used in tunnel and underground engineering

表5所示，木寨嶺公路隧道中預(yù)應(yīng)力錨索的預(yù)緊力設(shè)計(jì)不宜大于500 kN；同時(shí)，現(xiàn)階段木寨嶺公路隧道采用1×19 s-21.8 mm-1 860 MPa 錨索，其預(yù)緊力設(shè)計(jì)不宜大于350 kN。

表5 木寨嶺公路隧道不同預(yù)緊力下的錨索系統(tǒng)匹配性設(shè)計(jì)用表Table 5 Table for matching design of anchor cable system of Muzhailing highway tunnel under different preloads

4 結(jié)論

1) 以現(xiàn)場(chǎng)拉拔試驗(yàn)為基礎(chǔ)，結(jié)合理論分析，提出了一種實(shí)現(xiàn)錨固系統(tǒng)預(yù)緊力與錨桿/索體型號(hào)、錨固長(zhǎng)度相協(xié)同、匹配的設(shè)計(jì)方法，包括有：錨桿/索體型號(hào)與預(yù)緊力匹配設(shè)計(jì)、錨固可靠性設(shè)計(jì)、錨固力提升效率設(shè)計(jì)和施工錨固效果設(shè)計(jì)等4 個(gè)方面。

2) 針對(duì)錨固長(zhǎng)度下限取值，提出了綜合考慮錨固系統(tǒng)預(yù)應(yīng)力加載過程和安全系數(shù)的計(jì)算方法；針對(duì)錨固長(zhǎng)度上限取值，提出了綜合考慮錨固力提升效率和施工錨固效果的計(jì)算方法。

3) 從錨固力與錨固長(zhǎng)度關(guān)系出發(fā)，錨固長(zhǎng)度超過0.5 倍臨界錨固長(zhǎng)度后，即使錨固長(zhǎng)度增加一倍，錨固力增幅不超過10%，故而錨固長(zhǎng)度上限值不宜超過0.5倍臨界錨固長(zhǎng)度。

4) 木寨嶺公路隧道預(yù)應(yīng)力錨固系統(tǒng)的破壞形式為錨固劑-圍巖界面滑移，與理論分析中的假設(shè)相符；計(jì)算得到了適用于木寨嶺公路隧道150～450 kN 預(yù)緊力的錨索型號(hào)與錨固長(zhǎng)度范圍，并建議預(yù)緊力設(shè)計(jì)不宜大于500 kN。