巖土錨桿通常是以群體的形式出現的，而如果錨桿布置得很密，地層中受力區的重疊會引起應力疊加和錨桿附加位移，從而降低錨桿極限抗拔力的有效發揮，這就是我們通常說的“群錨效應”。必須注意的是錨桿極限抗拔力會因群錨效應而減小。群錨效應的影響與錨固體間距、錨固體直徑、長度及地層性狀等因素有關。

為避免因錨桿間距過小而引起錨桿承載力的降低，國內外錨桿規范中均對錨桿錨固體的最小間距加以限制。本條規定錨桿錨固體最小間距宜大于1.5m。如需錨桿間距更小時，可使用不同傾角或不同長度的錨桿（圖1）。

圖1　過密間距錨桿的處理

錨桿設置應充分考慮周邊建（構）筑物基礎的形式、埋深、分布等情況，錨桿的設置不得破壞已有基礎或樁基，并應減小錨桿設置對基礎或樁基的影響。

規定鉆孔直徑是為了使鋼絞線間有適宜的間距，以保證鋼絞線被足夠的水泥漿所包裹，并滿足鋼絞線與灌漿體間粘結強度的要求。

根據錨桿的作用原理，對于不同類型的工程，錨桿傾角（指錨桿與水平面的夾角）是不同的。總的來說，確定錨桿的傾角應有利于滿足工程抗滑、抗塌、抗傾或抗浮的要求。但就控制灌漿質量而言，如錨桿傾角過小時，灌漿料的泌水及灌漿料硬化時產生的殘余漿渣，會影響錨桿抗拔承載力，故本條規定錨桿的傾角宜避開-10°～+10°范圍。如果錨桿傾角不能避開此范圍，應采取在孔口設置止漿塞和孔內埋設排氣管等措施，以保證漿液灌注飽滿。

為了防止預應力錨桿的筋體斷裂破壞，錨固段注漿體與筋體、注漿體與地層間的粘結破壞，以及錨桿注漿體的壓碎破壞，確保預應力錨桿的工作安全，必須執行按條文規定的三個方面的設計計算。

、4.6.9 錨桿預應力筋體的受拉承載力設計值應大于錨桿的拉力設計值，此外預應力錨桿是一種后張法預應力構件，其預應力筋特別是鋼絞線的張拉控制應力σcon應比地上預應力鋼筋混凝土結構有明顯的降低。原因是預應力錨桿埋設在巖土層中，工作條件十分惡劣，應力腐蝕風險加大，國外曾報道不少由于預應力筋控制應力大于0.6fptk而出現錨桿破壞的實例。此外，預應力筋采用較小的張拉控制應力σcon，對降低錨桿的預應力損失，也是有利的。

錨桿錨固段注漿體與地層（巖土體）間的極限粘結強度標準值fmg在無試驗資料時，本規范表4.6.10所給出的巖土體與注漿體間的極限粘結強度標準值建議值，是在綜合分析現行行業標準《巖土錨桿（索）技術規程》CECS 22∶2005、日本JGS 4140—2000《地層錨桿設計施工規程》及美國PTI《巖層與土體預應力錨桿的建議》等相關標準關于平均極限粘結應力的推薦（實測）值基礎上提出的。必須說明的是該推薦值應在本規范規定的錨固段長度條件下才能采用，不然應進行修正。美國錨桿標準給出的有關平均極限粘結應力值見表2～表4。

表2　 典型的巖石與灌漿體間的極限粘結應力

注：本表摘自美國PTI，1996年制定的《巖層與土體預應力錨桿的建議》。

表3　 典型的灌漿體與黏性土間的平均極限粘結應力

注：摘自美國PTI，1996年制定的《巖層與土體預應力錨桿的建議》。

表4　 典型的灌漿體與砂性土間的平均極限粘結應力

注：摘自美國PTI，1996年制定的《巖層與土體預應力錨桿的建議》。

錨桿錨固段灌漿體與地層間的粘結抗拔安全系數（極限粘結強度標準值與粘結強度設計值的比值），取決于錨桿的服務年限、錨桿破壞效果和地層蠕變特性等因素。本規范4.6.11條關于錨桿抗拔安全系數的規定是參照國內外相關錨桿標準所采用的錨桿抗拔安全系數（表5）及其多年來的使用效果提出的。

表5　 巖土錨桿錨固段注漿體與地層間的抗拔安全系數

續表5　

大量的試驗資料表明，錨桿受力時，沿錨固段全長的粘結應力分布是很不均勻的，特別當采用較長的錨固段時，錨桿受荷初期，粘結應力峰值出現在臨近自由段錨固段前端，而錨固段下端的相當長度上，則不出現粘結應力。隨著荷載增大，粘結應力峰值向錨固段根部轉移，但其前方的粘結應力則顯著下降，當荷載進一步增大，粘結應力峰值傳遞到接近錨固段根部，則錨固段前部較長的范圍內，粘結應力值進一步下降，甚至趨近于零（圖2）。由此可知，有效發揮錨固作用的粘結應力的分布長度是有一定限度的。也就是說，平均粘結應力隨著錨固段長度的增加而減小。

圖2　集中拉力型錨桿粘結應力沿錨固段長度的分布

基于上述錨桿荷載傳遞特征，規范4.6.12提出了在確定錨固長度時，應考慮錨固長度對粘結強度的影響。其影響系數ψ應由試驗確定，當無試驗資料時ψ值建議可按本規范表4.6.13選取。表4.6.13是綜合國內外一些工程錨桿粘結強度（表面摩阻力）的實測結果的基本趨勢得出的。圖3為德國ostermays于1974年收集到的在黏土中隨錨固段長度變化的表面摩阻力變化。

圖3　用與不用二次灌漿的錨桿隨錨固長度變化測得的表面摩阻力

1—中等塑性的黏土；2—不進行二次灌漿的很硬的黏土；3—不進行二次灌漿的硬黏土；4—進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；5—不進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；6—中等塑性的砂質粉土；7—中到高塑性黏土；8—進行二次灌漿的很硬的黏土；9—不進行二次灌漿的很硬的黏土；10—不進行二次灌漿的硬黏土

英國A.D Barley通過在黏土中的61根單元錨桿的實驗，對其結果分析整理后，綜合考慮了粘結系數以及有效錨固長度隨固定長度增加而降低的影響，得出了倫敦極堅硬的黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線（圖4）。

圖4表明，當使用短的（2.5m～3.5m）固定長度是有效因子為0.95～1.00，幾乎能完全調用黏土的抗剪強度。此后隨著固定長度的增加，綜合有效因子fc急劇下降。當使用很長的（25m）的固定長度時，固定長度有效因子僅為0.25。

圖4　堅硬黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線

北京昆侖公寓基坑錨固工程中，曾對黏質粉土與粉質黏土中不同錨固段長度錨桿的粘結強度進行了測定，其結果列于下表6。

表6　 不同錨固長度對地層與灌漿體間粘結強度的影響

表7為北京地鐵十號線二期工程慈壽寺車站基坑工程，在粉質黏土地層實測得到的不同錨固段長度條件下，灌漿體與地層間的極限粘結強度值。

表7　 不同錨固段長度對灌漿體與地層間極限粘結強度的影響

從上述資料可以清楚地看出，當錨桿錨固長度超過一定值（該值與巖土介質的彈模有關）后，錨桿抗拔承載力的提高極為有限，甚至可忽略不計，為此國內外的錨桿標準均規定了適宜的錨固段長度范圍（表8）。本條對錨桿錨固段長度的限制，基本上與國內外相關標準的規定相一致或接近。

表8　 國內外錨桿標準關于錨桿合理錨固段長度建議

大量的試驗資料表明，錨桿受力時，沿錨固段全長的粘結應力分布是很不均勻的，特別當采用較長的錨固段時，錨桿受荷初期，粘結應力峰值出現在臨近自由段錨固段前端，而錨固段下端的相當長度上，則不出現粘結應力。隨著荷載增大，粘結應力峰值向錨固段根部轉移，但其前方的粘結應力則顯著下降，當荷載進一步增大，粘結應力峰值傳遞到接近錨固段根部，則錨固段前部較長的范圍內，粘結應力值進一步下降，甚至趨近于零（圖2）。由此可知，有效發揮錨固作用的粘結應力的分布長度是有一定限度的。也就是說，平均粘結應力隨著錨固段長度的增加而減小。

圖2　集中拉力型錨桿粘結應力沿錨固段長度的分布

基于上述錨桿荷載傳遞特征，規范4.6.12提出了在確定錨固長度時，應考慮錨固長度對粘結強度的影響。其影響系數ψ應由試驗確定，當無試驗資料時ψ值建議可按本規范表4.6.13選取。表4.6.13是綜合國內外一些工程錨桿粘結強度（表面摩阻力）的實測結果的基本趨勢得出的。圖3為德國ostermays于1974年收集到的在黏土中隨錨固段長度變化的表面摩阻力變化。

圖3　用與不用二次灌漿的錨桿隨錨固長度變化測得的表面摩阻力

1—中等塑性的黏土；2—不進行二次灌漿的很硬的黏土；3—不進行二次灌漿的硬黏土；4—進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；5—不進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；6—中等塑性的砂質粉土；7—中到高塑性黏土；8—進行二次灌漿的很硬的黏土；9—不進行二次灌漿的很硬的黏土；10—不進行二次灌漿的硬黏土

英國A.D Barley通過在黏土中的61根單元錨桿的實驗，對其結果分析整理后，綜合考慮了粘結系數以及有效錨固長度隨固定長度增加而降低的影響，得出了倫敦極堅硬的黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線（圖4）。

圖4表明，當使用短的（2.5m～3.5m）固定長度是有效因子為0.95～1.00，幾乎能完全調用黏土的抗剪強度。此后隨著固定長度的增加，綜合有效因子fc急劇下降。當使用很長的（25m）的固定長度時，固定長度有效因子僅為0.25。

圖4　堅硬黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線

北京昆侖公寓基坑錨固工程中，曾對黏質粉土與粉質黏土中不同錨固段長度錨桿的粘結強度進行了測定，其結果列于下表6。

表6　 不同錨固長度對地層與灌漿體間粘結強度的影響

表7為北京地鐵十號線二期工程慈壽寺車站基坑工程，在粉質黏土地層實測得到的不同錨固段長度條件下，灌漿體與地層間的極限粘結強度值。

表7　 不同錨固段長度對灌漿體與地層間極限粘結強度的影響

從上述資料可以清楚地看出，當錨桿錨固長度超過一定值（該值與巖土介質的彈模有關）后，錨桿抗拔承載力的提高極為有限，甚至可忽略不計，為此國內外的錨桿標準均規定了適宜的錨固段長度范圍（表8）。本條對錨桿錨固段長度的限制，基本上與國內外相關標準的規定相一致或接近。

表8　 國內外錨桿標準關于錨桿合理錨固段長度建議

大量的試驗資料表明，錨桿受力時，沿錨固段全長的粘結應力分布是很不均勻的，特別當采用較長的錨固段時，錨桿受荷初期，粘結應力峰值出現在臨近自由段錨固段前端，而錨固段下端的相當長度上，則不出現粘結應力。隨著荷載增大，粘結應力峰值向錨固段根部轉移，但其前方的粘結應力則顯著下降，當荷載進一步增大，粘結應力峰值傳遞到接近錨固段根部，則錨固段前部較長的范圍內，粘結應力值進一步下降，甚至趨近于零（圖2）。由此可知，有效發揮錨固作用的粘結應力的分布長度是有一定限度的。也就是說，平均粘結應力隨著錨固段長度的增加而減小。

圖2　集中拉力型錨桿粘結應力沿錨固段長度的分布

基于上述錨桿荷載傳遞特征，規范4.6.12提出了在確定錨固長度時，應考慮錨固長度對粘結強度的影響。其影響系數ψ應由試驗確定，當無試驗資料時ψ值建議可按本規范表4.6.13選取。表4.6.13是綜合國內外一些工程錨桿粘結強度（表面摩阻力）的實測結果的基本趨勢得出的。圖3為德國ostermays于1974年收集到的在黏土中隨錨固段長度變化的表面摩阻力變化。

圖3　用與不用二次灌漿的錨桿隨錨固長度變化測得的表面摩阻力

1—中等塑性的黏土；2—不進行二次灌漿的很硬的黏土；3—不進行二次灌漿的硬黏土；4—進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；5—不進行二次灌漿的硬到很硬的黏土；6—中等塑性的砂質粉土；7—中到高塑性黏土；8—進行二次灌漿的很硬的黏土；9—不進行二次灌漿的很硬的黏土；10—不進行二次灌漿的硬黏土

英國A.D Barley通過在黏土中的61根單元錨桿的實驗，對其結果分析整理后，綜合考慮了粘結系數以及有效錨固長度隨固定長度增加而降低的影響，得出了倫敦極堅硬的黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線（圖4）。

圖4表明，當使用短的（2.5m～3.5m）固定長度是有效因子為0.95～1.00，幾乎能完全調用黏土的抗剪強度。此后隨著固定長度的增加，綜合有效因子fc急劇下降。當使用很長的（25m）的固定長度時，固定長度有效因子僅為0.25。

圖4　堅硬黏土中錨桿固定長度與綜合有效因子（fc）的關系曲線

北京昆侖公寓基坑錨固工程中，曾對黏質粉土與粉質黏土中不同錨固段長度錨桿的粘結強度進行了測定，其結果列于下表6。

表6　 不同錨固長度對地層與灌漿體間粘結強度的影響

表7為北京地鐵十號線二期工程慈壽寺車站基坑工程，在粉質黏土地層實測得到的不同錨固段長度條件下，灌漿體與地層間的極限粘結強度值。

表7　 不同錨固段長度對灌漿體與地層間極限粘結強度的影響

從上述資料可以清楚地看出，當錨桿錨固長度超過一定值（該值與巖土介質的彈模有關）后，錨桿抗拔承載力的提高極為有限，甚至可忽略不計，為此國內外的錨桿標準均規定了適宜的錨固段長度范圍（表8）。本條對錨桿錨固段長度的限制，基本上與國內外相關標準的規定相一致或接近。

表8　 國內外錨桿標準關于錨桿合理錨固段長度建議

對壓力型或壓力分散型錨桿，必須對錨固段灌漿體的承壓能力進行驗算，由于承載體面積小于錨固段灌漿體橫截面積，灌漿體工作時實際上呈現局部受壓，本條的計算公式參考了國家標準《鋼筋混凝土結構設計規范》GB 50010—2002局部受壓混凝土承載力計算公式。應當說明，錨桿錨固段灌漿體是在有側限條件下工作的。無側限灌漿體的抗壓強度只適用于其基本質量考核，遠不能反映錨桿工作時灌漿體的準確強度。根據英國A.D.Barley等人所進行的模擬灌漿柱在密實-很密實砂或軟弱巖體的側限環境中加荷試驗表明，無側限狀態下抗壓強度僅為40MPa～70MPa的灌漿體，在有側限條件下達到了200MPa～800MPa的壓應力。有側限的灌漿體的抗壓強度增大系數η與灌漿體周邊的巖土彈模有關，應通過試驗確定。

若錨桿自由段長度過短，則對錨桿施加初始預應力后，錨桿的彈性位移較小，一旦錨頭出現松動等情況，可能會造成較大的預應力損失，故本條規定錨桿的自由段長度不宜小于5.0m。在以下情況，往往需要更長的自由段長度。

（1）錨固段穿過臨界破裂面至少1.5m；

（2）將錨固段選在合適的能提供更大抗拔力的地層內；

（3）滿足被錨固結構物與地層的整體穩定性。

根據被錨固結構容許變形（位移）的程度及高應力低強度圍巖流變特征，本條對預應力錨桿張拉后的鎖定荷載作出了規定。