关于基坑设计计算中若干问题的榷商|江阴雨辰互联

2023年11月22日发(作者：surface pro官网)

江苏地质—

,253,185192,2001

()

文章编号

:1003-6474200103-0185-08

()

关于基坑设计计算中若干问题的榷商

褚克南

江苏华东建设基础工程总公司江苏南京

()

,210007

摘要结合近年来笔者在审核基坑设计时遇到的计算上存在的问题就土锚和土钉墙的概念异同点、设计计算的

()

异同点作了分析对土钉墙的设计深度、土锚锚固段或土钉被动粘结段摩阻力的长度衰减问题提出了初步的想

()

法。对采用法计算桩内力和桩顶位移时值取值的限制条件及桩顶位移的计算作了梳理并提出在基坑设计中

mm,

慎用法的主张。

关键词土锚土钉长度衰减系数桩内力桩顶位移基坑设计

:;;;;;

中图分类号

:TU94

2:A

文献标识码

我公司的基坑施工起步于年的金贸大厦的排距和水平间距可以很少④工作机理不同注浆

1987,;:

15,

年来完成了上百个基坑的设计和施工实现数亿

货币工作量经济和社会效益可观。我们设计和施

工的基坑总体是好的不断创造南京之最深、大、复

(

杂。同时也锻炼出既懂设计又懂施工的大批骨干。

)

但也碰到一些问题。下面就近几年作者在审核基坑

设计中碰到的若干问题谈谈个人看法与大家榷商。

土锚将库伦破裂面前的主动区作为荷载通过锚杆

传至破裂区后的稳定区。土钉按新奥法理论在加筋

杆土钉作用下把潜在的滑裂面前的主动区的复合

()

土体视作具有自撑能力的稳定土体以阻止土体侧

向位移并支承未加筋区域土体的侧压力保证土坡

的整体稳定性。

1.2

注浆土锚与土钉墙设计计算的异同点

()

1.2.1

每根注浆土锚和土钉在所需拉力设计值计

算上的不同点每根注浆土锚所需拉力设计值计

算。首先按朗金公式计算每延米主动土和被动土

的压力再按单支点或多支点撑锚结构计算出每层

撑锚支点每延米所需的水平支撑力或水平拉力然

后按该层锚杆水平间距计算每根锚杆所需的水平拉

力。锚杆轴向拉力设计值为

TNu

()

1=/cos,

NuT

)(

为每根式中为注浆锚杆与水平面的夹角°

锚杆所需轴向拉力的设计值为每根锚杆所

()

kN;

需水平拉力的设计值。

()

每根土钉所需拉力设计值的计算。每根土钉所

受最大拉力可用∶规范计算法

CECS9697

[2]

()

TPSS

jkjkXjZj

cos

土锚和土钉墙的概念及设计问题

()

土锚和土钉墙在基坑支护中因其成本低越

()

来越被广泛采用。但这几年在土锚和土钉墙设计

()

中碰到了一些问题。

1.1

土锚和土钉墙概念上的异同点

()

ΟΟ

我们在基坑设计和施工中通常所说的土锚是

指土层锚杆即预应力灌浆土层锚杆下称注浆土

(

锚。它的含义是拉杆置于土层中灌浆后施加预应

)

力最后锁定使拉杆承受拉力的一种施工技术。

而土钉是置于现场原位土体中以较密的间距

排列的细长杆件。土钉可以是纯金属杆件也

[1,2]

可注浆。

就注浆土钉而言与上述的注浆土锚在施工上

有相似之处易使人在设计上将两者混淆。据王步

云等意见

[3]

土锚与土钉不同点有①注浆土锚施加

预应力土钉不施加预应力②注浆土锚在锚固段注

浆土钉全长注浆③土锚间距受限制排距不宜少

,;,

于1水平间距大孔径锚杆不宜少于1土钉

25m,20m,

收稿日期编辑李卉

:2001-12-17;:

)(

,,,:1944

男浙江天台人江苏华东建设作者简介褚克南—

基础总公司总工程师高级工程师

江苏地质年

2001

186

假想破裂面1以上且大于1而土钉为全粘

10m,50m,

结以假想破裂面为界分为主、被动粘结段。

相同点注浆土锚和土钉均应计算钢拉杆所能

承受的抗拉能力、砂浆对钢拉杆的握固力和土锚锚

固段或土钉被动粘结段砂浆体与岩、土层的摩阻

()

力。

()

钢拉杆所能承受的抗拉能力

ujjk

≥1・

125

图侧压力的分布

()

A/f

sjky

≥1・

125

式与中为第根土钉受拉承载力的设计

()()

45,

值为钢拉杆总截面积为钢筋抗拉

()(

kN;mm

)

;

()

3=+;

式中

()

PPP

jkjjq

jkjk

为第根土钉受拉荷载标准值为第根

jPj

()

kN;

土钉长度中点所处深度位置上的侧压力为

()

kN;

第根土钉长度中点所处深度位置上由支护土体自

重引起的侧压力由图求出为地表均布

()

kN,1;

荷载引起的侧压力为第根土钉与相邻土

()

kN;

钉的水平间距为第根土钉与相邻土钉的

()

)()(

。竖向间距为第根土钉与水平面的夹角°

图中土体自重引起的侧压力的峰值

对于≤1的砂土和粉土

005:

iimaii

・・

=055;

对于

>005:

1的一般粘性土

iiiimaii

hPK

<055=

61・6

・

粘性土的取值不少于1・。

immH

图中地表均布荷载引起的侧压力

iqai

・

以上式中为第层土的重度为基

,kN;

γγ

imH

()

坑底以上土层的平均重度为基坑深度

()()

kN;m;

为第层土的厚度

()

)(

为地表均布式中为第层土的内摩擦角°

)()(

。荷载为第层土凝聚力的标准值а

kN;kP

每根土钉所受最大拉力也可用刚塑体滑移模型

法及对数螺旋线模型法计算。

1.2.2

土锚和土钉墙抗拔力设计计算的异同点

()

=tg

45-

强度设计值为土钉抗拉分项系数一

(

N/mm,

)

;

般取1。

()()

土锚锚固段或土钉被动粘结段砂浆对钢

筋的握固力

jke

≤

ndl

()

式中为钢拉杆的直径为钢拉杆的根数锚杆

,;n;

的有效锚固长度或土钉被动粘结段长度为

()

砂浆对于钢筋的平均握固应力

(

kN/m

)

。

式中通常随砂浆抗压强度的增大而增大并

与钢筋表面性质有关蔡灿柳等给出了水泥浆体

[4]

抗压强度与钢筋握固应力的关系曲线图。

()

工程兵工程学院郑必勇教授还给出了如表

的关系数据。

蔡灿柳和郑必勇等由于实验条件不同所得数

据有别但总趋势是一致的可以取小的数据应用。

从图和表可知砂浆与钢筋的握固力应该说是

21,

很大的。

图水泥浆体抗压强度握固应力的影响

不同点非锚固段对于注浆土锚而言必须进入

郑必勇深基坑支护目的、作用及其类型的选择—深基坑支

护设计讲座未刊稿年

.,1995.

第期褚克南关于基坑设计计算中若干问题的榷商

表水泥砂浆抗压强度对握固应力的影响值

单位

:MPa/m

类型

152025304045

187

砂浆标号

与螺纹钢111111

与光面钢111111

168216264304384460

112144176200256314

()

土锚锚固段孔壁的摩阻力

我国铁路部门的试验表明对于硬质岩石锚固

深度超过1钢筋均被拉断因此我们主要研究

20m,,,

土层锚杆锚固段孔壁的摩阻力。一般该摩阻力由式

()

给出

()

ueik

式中为锚杆钻孔直径为锚杆有效锚固段

,m;

()

长度为锚固段周边土层抗剪强度标准值

()

MPa,

且

ττγ

φφσ

iiikikikikmh

,tg=+=+tg

・

或

cckh

其中为孔壁周边法向压力系数为锚固段中

σγ

;

心点以上地层的平均重度为锚固段中心点

()

kN;

以上地层覆盖厚度为锚固段孔壁的土压力

()

系数。综合几家意见

[7,8]

,=1,

砂土层粘土层二

次注浆

=1,=05

粘土层一次注浆1。

实际上土锚锚固段摩阻力还应考虑土锚锚固

段长度的影响因此式应改成

()

πψ

()

eik

为长度衰减系数本文第章中专门讨式中

,28,

()

论。土钉被动粘结段的摩阻力可一样采用。

1.2.3

注浆土锚和土钉墙稳定性验算的异同点

()

相同点从理论上说土锚和土钉墙整体稳定

()

性验算均可按土坡稳定性的方法进行验算但这样

的验算对注浆土锚安全性往往偏大。

不同点注浆土锚支护结构与土钉墙验算整

()

体稳定性在滑动面的假定与受力机理上是不同的。

()

土锚的内部稳定性验算

土锚支护结构稳定性验算按深部破裂面稳定计

算法即法计算。如图所示。

,Kranz3a

()

通过锚固段中点与基坑支护挡墙下端的假设

支承点连一直线为假设深部滑动线。点上

b,bcc

的垂直线为假设的代替墙。在土体上除土

cdabcd

体自重外还有反力作用在挡墙上的主动土

G,Q

压力及作用在代替墙上的主动土压力。当处

所以

δδφ

-tg=-++tg

ETEEGE

ahidahhh

)(

max11

(

))

-tg,-tg-

max

αθφθ

・

(

图土层锚杆深部破裂面的稳定性计算简图

于平衡状态时用作图法画出力的多边形求出锚杆

承受最大轴向拉力和水平分力。

maxmax

当与水平力的比值

max

()

9=/=1315,

kTT

sdd

max

1～1

则不会出现深部破坏和整体破坏的情况。

式中为锚杆的稳定安全系数。其中

()

max

按下列方法计算。如图所示将力的多边

3b,

()

形各力画出水平分力再从力多边形分力的几何关

系得出计算公式。由图可知

()

TEEc,

dahh

max1

=-+

δδφθ

-tg-+=+tg

EcdGE

ahih

)()

tg,

(

αφθ

)(

,=tgtg-

max

・

整理后得

江苏地质年

2001

188

土锚锚固段和土钉被动粘结段的经

济长度及长度衰减系数

2.1

锚固段或被动粘结段的经济长度

()

图条分圆弧计算模式图

对于土层锚杆在钢筋极限抗拉强度满足时砂

浆与钢筋的握固力一般都可满足。应着重计算锚固

段孔壁的最大摩阻力。对于注浆土锚锚固段孔壁的

摩阻力日本锚杆标准指出锚杆长度与抗拔力不能

完全成比例增长式只适用于锚固段长度

,710m

()

以下的锚杆。吴肖茗总结我国铁路系统所作的锚

[5]

杆抗拔试验数据发现所有试验的锚杆的锚固段长

度均在1～1之间。汪正荣指出“锚固段

20m80m:

[6]

的最佳经济长度根据经验为～”。郑必勇教

,6m7m

授也肯定了这个意见。

2.2

锚固段或被动粘结段长度衰减系数

()

英国人・・在粘土中对个单元锚

ADBarley61

[7]

杆作了试验其中有个单元锚杆和根普通锚杆

,212

发生了破坏。分析结果表明有效锚固长度随固定

长度增加而降低影响得出了伦敦坚硬粘土中锚杆

固定长度综合有效因子

(

)

的关系曲线如图。由土钉墙支护基坑设计深度的限止问题

,51.3

图可以看出当锚固段长度为1～1时有效在基坑支护中当采用注浆土锚方案时每层注

5,25m30m,

因子为1～1几乎能完全调用粘土的抗剪强

09510,

度。随着锚固段长度的增加急剧下降。当锚固

长度为1～1时为1～1当锚固长度

30m50m0608;

为1～1时为1～1当锚固长度为

50m100m,0406;

100m150m,03504;

1～1时有效因子在1～1间当锚

固长度达到1时降到1。

250m,025

max

δδφθ

-tg--++tg

EEEGE

ahiahhh

)()

(

)(

1+tgtg-

αφθ

・

()

式中为挡墙主动土压力的水平分力

()()

10,kN;

为代替墙面上主动土压力的水平分力

cdkN;

()

δθ

为支护挡土墙与土之间的磨擦角为深部破裂

;

面与水平面间的夹角其他符号的意义同前。

;

土钉墙稳定性验算当采用条分法如图所

()

示。这里不再列出计算式子。

浆土锚设计所受的拉力常与内支撑的水平反力连

系在一起称撑锚结构。

撑锚结构的方案常有桩、板挡土。而土钉支护

的基坑有的则没有。对于没有超前挡土桩、板的土

钉墙方案必须充分注意设计深度问题。笔者与

()

同仁们曾讨论过这个深度认为没有挡土桩、板的土

钉墙基坑支护高度受土层天然地基承载力制约

()

即坑壁土体自重必须少于坑底地基土的极限承载

力且有一定的安全系数。

=,11

fkq

.Hh

・

()

()()

12,11

中为基坑底天然地基极限承载力式、

()

kPa;

为基坑高度

()

为基坑底标高以上第

层土的厚度为基坑底标高以上第层土的重

()

度为基坑底标高以上各土层的加权平

(

kN/m

)

;

均重度

(

kN/m

)

。

关于值笔者建议取1～1。好土取低

,1214

值差土取高值。

图坚硬粘土中锚杆固定长度与综合有效因子

(

)

的关系

曲线

郑必勇深基坑工程理论与实践浅论未刊稿年

..1995.

()

第期褚克南关于基坑设计计算中若干问题的榷商

189

图部分埋置桩的外力和变位

1556kN;21112kN;31668kN;42221kN

21212121

程良奎等在中银大厦基坑作过试验。固定于

[8]

中细砂层中的单元锚杆固定长度为1测得的

,50m,

灌浆体轴向应力随锚杆荷载的增加而增加。施加各

级荷载并使荷载达到时各级荷载的轴向应

220kN,

力分布都集中在1范围内而不超过1见图

20m,30m,

6Barley,

。程良奎等和所做的试验条件不同结果却

相仿。他认为由于围绕杆体的灌浆体与岩土体的

弹性特征同杆体的弹性特征难于协调一致因此土

锚受荷时不能将荷载均匀分布于固定长度上会出

现严重的应力集中现象。随着锚杆上荷载的增大

在荷载传至固定长度最远端之前在杆体与灌浆体

间或灌浆体与土层界面上会发生粘结效应逐步弱化

与脱开的现象。粘结力沿锚固段的分布特征可用

图表示。

综上所述我们在设计土锚与土钉时锚固段

()

或被动粘结段的长度一般不宜超过。在计算

10m

灌浆体与土层的摩阻力时应把式改为式即

,78

()()

ππψ

ττψ

把改写成。其中

ueeikuik

DlDl

为

长度衰减系数相当于的综合有效因子

,Barley

(

)

。

图单孔复合锚固体系的结构构造图

在施工中如果由于外部条件的限制非加长锚

固段不可时可改钢筋为钢绞线中置“”型管分段

,,u,

施加预应力每段长度可控制在1左右使其成

,50m,

为复合锚如图所示。复合锚分段受力可克服砂

浆体与土层因锚固段过长而出现的摩阻力衰减问

题。也可采用锚固段下部分扩孔的办法加以解决。

采用法计算桩内力及桩顶位移

问题

3.1m

地基土横向抗力系数的比例系数的计算及

图普通型锚杆粘结应力沿固定段的分布

取值

桩侧土横向抗力系数的比例系数宜通过单

桩横向静载试验确定。试验后作曲线

和曲线取得单桩横向临界荷载及对应的

江苏地质年

2001

190

图地基反力系数沿深度的分布图式

图 —关系

的取值并改变桩的尺寸重新计算到满足限值为

止。2规范表11下的底注也作了同样说明。

JGJ9494545

3.2

关于桩顶位移计算

水平位移。按有关公式确定值。

单桩横向静载终止试验的条件是当桩身折断

或横向位移超过软土超过时终止试

30mm,40mm

验。

图是两根钢筋砼桩试验后所作的—

9am

()

关系曲线。其曲线类似于双曲线值随位移

[2]

增大而减少。图所代表的—曲线可区分

9bm,

()

为Ⅰ弹性、Ⅱ弹塑性、Ⅲ塑性等三个区段。如

()()()

图可推断在

()

=6mm,

左右时桩—土体系已进

入塑性区段。刘正峰指出由水平荷载试验结果测

定值时必须使桩在最大水平荷载作用下满足两

个条件①桩周土不至因桩的水平位移过大而丧失

对桩的固着作用即桩长范围内的土大部分仍处于

弹性状态②在此水平荷载下容许桩截面开裂但裂

隙宽度不应超过钢筋砼结构容许的开裂限度且卸

载后裂缝能闭合。

由图可推断满足上述条件的水平位移为

9a:

()

4mm6mm:

～。刘正峰进一步指出绝大多数试桩都

我们的技术人员多采用法。按法计算分

析时是以地基反力系数随深度增加而线性增大为

假设的如图所示。由弹性地基上梁的挠曲

,10d

()

微分方程导出。该方程为

dydy

EIbpEIbmzy

+=+=0,

pzpz

dzdz

式中为全桩宽的土压力每单位桩长上上式

()

可改写为

dydy

+=+=0,

zyzy

dzdz

()

。式中为横向变形系数其值为

,,=

αα

3.2.1

桩头在地面处的桩顶位移计算桩头在地

面处的桩即完全埋置的桩在桩头上有水平力

和力矩

,13

由式推导并解得弹性长桩的变位及

()

内力

000

位移

=+++14

yABCD

01111

αα

EIEI

转角<

=+++

020222

ABCD

()

表现出这一性状。因此通常把作为低配筋

,6mm

()

<065%,10mm

1灌注桩水平位移的限值把作为

预制桩、钢管桩和高配筋1灌注桩水平位

()

>065%

移的限值。水平荷载试验资料表明大直径钢筋砼

桩在发生较大水平位移时往往桩已开裂。所以取桩

临界开裂时的那一级荷载和对应的水平位移值来反

算值。

()

JGJ9494:

《建筑桩基技术规范》2指出当无静载

荷试验资料时值可按该规范的表・・即“地

,m545,

基土水平抗力系数的比例系数值”取值。在该表

中有一栏“相应单桩在地面处水平位移”是一

()

个限值。采用该表时刘正峰教授指出计算中如

,:,

算得桩在地面处的水平位移超过限值时可降低

000

弯矩

=-++

EIyABCD

()

03333

αα

EIEI

()

000

剪力

=-++

EIyABCD

()

04444

αα

EIEI

()

000

土压力珋

σΒ

(

01111

ACD

-++=

)

αα

EIEI

()

式～中和<是桩在地面处的水平位移

()()

1418,

和转角各、、、值有现成表可查换算深度珋

;ABCD;

第期褚克南关于基坑设计计算中若干问题的榷商

191

是计算深度与的乘积。各式中所含地面处水平

位移和转角<可分别由下列式子求得

yHM

000

=+,19

δδ

HHHM

φδδ

ΜΜ

+.=

000

()

HlMl

()

22=++.

EIEI

这里的就是伸出地面桩的桩顶总位移量。

())

2221

右侧最后两项是分别把、

视为悬上述式

(

臂所计算得到的桩顶的水平位移和转角。

②在分散水平力作用下及相应弯矩时伸出地面

桩的桩顶位移如图所示。在基坑侧顶面有附

11b

()

加的荷载产生的坑顶的剪力。坑侧面上有

、的侧向土压力。坑下至剪力为零的点有侧向

当桩顶自由桩底支承于非岩石类土中或基岩

上且≥1或桩底支承于基岩且≥1时

,25,,35,

αα

δδδ

====.

HHMHHMMM

ΕΙα

αα

EIEI

式中为桩材料弹性模量

,MPa/m

(

)

;

为通长桩的

截面惯性矩、、在—规范的相

(

mJGJ9494

)

;

fff

应表中有现成数据可查。

这里要着重说明的是、<是完全埋置式桩在

地表处的位移和转角对于基坑指的是坑底位移和

转角且的位移量受和控制。这时的

,6mm10mm

、均为坑底的剪力和弯矩。

ABC

fff

3.2.2

伸出地面以上桩的桩顶位移计算伸出地

面以上桩有两种方式一种是集中力作用下有力

矩

一种是伸出地面的桩有分散水平力作用及相

应的弯矩。

①有集中力作用和相应的力矩

,11

见图

()

。图中为桩在地面下长度

为桩在地面上的

土压力。可用式和计算坑底的和

qHM

400

()()

2324

HHqqlqql

0122341

=++++,23

()()

()

MMHlll[qql

0121222

=+++2++

())

(

()

243++2+.

()()

qql]qql

121341

在求得和后可仿照上面的计算求得各

深度的变位、内力及土压力其中桩顶的水平位移为

,,:

()

yyll

=+++,

00120

()

式中

()

25,

011221

=-+2+++

nEInEI

()(

nlnlllnl

223

3+3++11+40

nllnlll[lnll

12122221

22343

)(

+20+50+4+10+

nllnllqlnll

21211221

)(

()

4+5

nlnllq].

1214

322422

长度在作用下力矩为时地面处的、

,H,M,HM

为

HH,MHlM

000

==+.

ttt

nEI

qnllnllqnlnll

321212121

+5+5+11+15

3343

)()

由式和计算出、<

()()

1920y

,1418

代入式～可

()()

计算各深度处桩的变位、内力和土压力。这时桩顶

的水平位移和转角为

HlMl

yyl

=+++,

000

EIEI

若上下材料相同则。

,=1

3.3m

基坑设计中慎用法

法是以地基反力系数随深度按线性增大为假

()

设前提的。当桩的位移较大土的非线性反应显得

突出求解方法与原前提将不相适应。因此基坑设

计采用法时应慎重。

其次采用法计算水平承载力、内力和变位时

采用一个重要的参数值。对于值较成熟的是

mm,

通过单桩横向静载试验。实际上业主极少会为基坑

设计而作单桩横向静载试验。采用查表法取值

有很大的不确定性。

图和表是河海大学施建勇等在南京长

122

[9]

江路和估依廊路的国投大厦采用法计算和实测

的一个例子。该基坑坑底距地表1桩顶距地

115m,

表1桩长1。在距地表1和1各

230m,1890m23m60m

设一道内支撑。从图和表可以看出用法计

122,m

图部分埋置桩的外力和变位

算的位移和轴力与实测有很大区别特别是轴力。

江苏地质年

2001

192

表不同开挖深度计算结果

开挖深度计算最大位移第一道支撑轴力第二道支撑轴力

()()()()

mcmkNkN

804381875413615

・111

905562277813629

1111

5437728944

5142330256

注带“3”者为监测结果

着力很可能早就大大丧失。设计者还用法计算

出桩的内力、弯矩和配筋。据说该基坑后来监测位

移过大不得不采取钢支撑予以加固。

因此笔者提出现阶段在基坑设计中慎用

法若一定要用则值最好通过单桩横向静载试

,,m

验来确定。而地表试验所求得的值对比的是原

地表下范围的深度是否适用基坑底以

2+1m,

()

下的土层还是一个问题。

参考文献

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基坑土钉支护技术规程

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刘正峰主编地基与基础工程新技术实用手册北

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蔡灿柳赵清荣浅析高层建筑基坑土钉支护施工中分

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论会暨第二届基坑工程学术讨论会论文集

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社

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汪正荣朱国梁简明施工计算手册北京中国建

图支护结构侧向位移对比图

18m;28m;3

2开挖计算曲线2开挖实测曲线2开挖结束计算曲

筑工业出版社

,1989.

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GroundAnchoragesandAnchoredStructuresLondonThomas

Telford[C].1997.

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程良奎单孔复合锚固法的机理和实践第六届地

线2开挖结束实测曲线

南京某商城基坑采用双排桩方案前排桩和后

δδ

排桩的土压力采用所得系数来分

δδ

()

配。然后计算出前排桩为1后排桩为

2681mm,

3924mm,

1。这样的位移即使桩不断桩周土对桩的固

基处理学术讨论暨第二届基坑工程学术讨论会论文集

[C].2000.

年

[9].[A].

施建勇支护结构水平位移分析研究第六届地基

处理学术讨论暨第二届基坑工程学术讨论会论文集

[C].2000.

年

DiscussionsontheProblemsofdesignandCalculationsoftheFoundationPits

CHUKenan

()

GeneralCorporationofFoundationEngineeringConstruction,EastchinaofJiangsu,Nanjing210007,China

Abstract:

Incombinationwiththeproblemsmetinexaminingthedesignoffoundationpits,thesimilaritiesanddifferencesoftheconceptsbe

tweenthesoilanchorandsoilnail,thesimilaritiesanddifferencesontheirdisignsandcalculationsarestatedinthetext.Preliminaryideason

thedesigndepthofsoilnails,theproblemsoflengthfailingofthefrictionresistanceinthefixedblocksofthesoilanchorsorthenegativebind

ingblocksofsoilnailsareproposed.Therestrictionsandthedisplacementcalculationsofpiletopincalculationginternalforceofpilesthrough

mmethodandtheadoptionofmvalueduringthedisplacementofpiletoparehackledinthetext,andacarefuluseofmmethodindisigning

foundationpitsisalsosuggested.

Keywords:

Soilanchor;Soilnails;Failingcoefficientsoflength;Internalforceofpiles;Displacementofpiletop;Designoffoundationpits

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