楸树泛指楸树属（CatalpaScop.），包括楸树（CatalpabungeiC.A.Meyer）、灰楸（C.fargesiiBureau）、滇楸（C.fargesiif.duclouxiiDode下面是小编为大家整理的2023地埋考试总结【五篇】（全文）,供大家参考。
地埋考试总结范文第1篇
关键词：楸树；
超短根育苗；
不同粗度；
不同长度
1引言
楸树泛指楸树属（Catalpa Scop.），包括楸树（Catalpa bungei C.A.Meyer）、灰楸（C.fargesii Bureau）、滇楸（C.fargesii f.duclouxii Dode）及其变种和类型。
楸树属有两个种：楸树（Catalpa bungei C.A.Meyer）、灰楸（C.fargesii Bureau），2个变种：异叶楸、滇楸，17个自然类型。楸树的分布区呈东北～西南走向的宽带状，显示了楸树遗传适应的多样性。
楸树是具有重要生态和经济价值的树种类型。其材质优良，坚韧致密、细腻，软硬适中，广泛用于建筑、家具、造船、雕刻、乐器、工艺、军工等，在国民经济中起着越来越重要的作用。楸树适应性强，在我国分布甚广，具有很大的发展潜力。但是，由于长期以来人们无节制地砍伐利用，致使这一珍贵树种资源急剧下降，濒于枯竭。在楸树的选优过程为了能继续维持杂种群体异质结合水平，以保持或稳定这种优势，就必须通过一定方法来固定这种杂种优势和经济有效的大规模制作。因为楸树的自花不育，不能建种子园来解决扩繁的问题。只能走无性系繁殖的道路。本研究采取从家系中选择优良的无性系，通过无性系的形成使杂种优势固定，这是安全可靠且简便易行的方法。在生产中大面积推广时，是一种非常使用的快速扩繁的重要手段。
2材料与方法
2.1试验区的基本情况
试验点设在南阳市卧龙区潦河镇农业示范园。东经110°59′～113°49′，北纬32°16′～33°48′，属亚热带向暖温带过渡半湿润、半干旱季风气候，光照充足，气候温和，雨量充沛，年均降水量8058mm，年平均气温149℃，年均无霜期229d，平均日照时数2116h。沙壤土，肥力水平中等。
2.2材料来源
本实验材料取河南省楸树良种“宛楸”8402两年生种苗根段。
2.3试验设计
（1）相同粗度种根，分别剪取长度3cm、5cm、7cm，采取完全随机区组试验设计，三个重复，每个重复埋根段18株，株行距40cm×50cm。
（2）根段长度相同，取粗度分别是05cm、10cm、15cm的种根，采取完全随机区组试验设计，三个重复，每个重复埋根段18株，株行距40cm×50cm。
（3）采用长度和粗度相同的种根。采用试剂1 3000倍50%吲乙・萘可溶性粉剂水溶液；
试剂250倍20%萘・吲可溶性粉剂水溶液；
试剂3600倍吲哚-3-丁酸水溶液进行处理的试验设计。完全随机区组试验设计，三个重复，每个重复埋根段18株，株行距40cm×50cm。
（4）不同埋根时间育苗试验设计。分4个时间段，2012年4月4号、4月11号、4月18号、4月25号，分别进行相同根段埋根育苗试验，完全随机区组试验设计，3个重复，每个重复埋根段18株，株行距40cm×50cm。
3结果与分析
3.1不同长度（粗度相同）埋根育苗成活率试验
2012年春季3月20日，在试验地采用高床畦进行埋根育苗试验，9月份调查成活率，调查结果如表1。
表1不同长度（粗度相同）埋根育苗成活率试验
长度1重复Ⅰ1重复Ⅱ1重复Ⅲ1各根段成活率总和1各根段成活率平均数3cm
5cm
7cm
9cm（ck）10.5
0.5
0.9
0.810.5
0.5
0.7
0.910.3
0.6
0.8
0.911.3
1.6
2.4
2.610.433
0.533
0.8
0.867
方差分析结果表明，不同根段长度之间在成活率之间存在显著差异。
多重比较结果表明：根段长度9cm与7cm差异不显著，与5cm和3cm差异极显著；
7cm与5cm差异显著，与3cm差异极显著；
5cm和3cm之间差异不显著（表2、表3）。
表2不同长度（粗度相同）埋根育苗成活率方差分析表
差异来源1自由度1平方和1方差1F实1F0.051F0.01区组
处理
机误
总数12
3
6
1110.0025
0.39
0.0575
0.4510.00125
0.13
0.009610.13
13.5415.14
4.76110.92
9.78
表3不同长度（粗度相同）埋根育苗各处理成活率差异显著程度表
根段长度1平均成活率19cm（ck）17cm15cm9cm（ck）
7cm
5cm
3cm10.867
0.8
0.533
0.4331
0.067
0.334**
0.434**1
0.267*
0.367**1
0.1
3.2根段不同粗度埋根育苗成活率试验（长度相同）
2012年春季3月20日，在试验地采用高床畦进行埋根育苗试验，9月份调查成活率，调查结果如表4。
表4根段不同粗度（长度相同）埋根育苗试验成活率统计表
根断长度1重复Ⅰ1重复Ⅱ1重复Ⅲ1各根段成活率总和1各根段成活平均数0.5cm
1.0cm
1.5cm
2.0cm（ck）10.6
0.9
0.9
0.610.4
0.9
0.6
0.610.6
0.7
0.7
0.711.6
2.5
2.2
1.910.533
0.833
0.733
0.633
表5根段不同粗度（长度相同） 埋根育苗试验成活率方差分析表
差异来源1自由度1平方和1方差1F实1F0.051F0.01区组1210.03510.017511.45815.14110.92处理1310.15310.05114.2514.7619.78机误1610.07210.012总数111
方差分析结果结果表明，不同根段粗度埋根育苗其成活率差异不显著（表5）。
3.3不同调节剂处理对楸树埋根育苗
2012年春季3月20日，在试验地采用高床畦进行埋根育苗试验，埋根前用不同试剂处理种根，9月份调查成活率，调查结果如表6。
方差分析结果结果表明，不同调节剂处理对埋根育苗的成活率差异不显著（表7）。表6不同调节剂处理对楸树埋根育苗成活率统计（根段粗度、长度相同）
1Ⅰ1Ⅱ1Ⅲ1各根段成活率总和1各根段成活率平均对照10.910.410.812.110.7试剂110.910.910.712.510.83试剂210.810.610.612.010.67试剂311.010.710.812.510.83
注：试剂1 3000倍50%吲乙・萘可溶性粉剂水溶液；
试剂2 50倍20%萘・吲可溶性粉剂水溶液；
试剂3 600倍吲哚-3-丁酸水溶液
表7不同调节剂处理对楸树埋根育苗成活率方差分析表
差异来源1自由度1平方和1方差1F实1F0.051F0.01区组1210.1310.06513.6115.4110.92处理1310.0710.02311.2714.7619.78机误1610.1110.018总数11110.31
3.4楸树不同埋根时间育苗试验
由表8可以看出，埋根时间对育苗成活率没有影响（表8）。
表8不同时间育苗试验
埋根时间1成活率/%1成活株数1备注2012-4-417511501用200根2012-4-1117511501用200根2012-4-1817511501用200根2012-4-2517411401用200根
4结语
关于超短根育苗，总的研究结果如下：根段粗度相同时，不同的根段长度对成活率影响较大，以5cm长的根段做为育种材料较为合适；
根段长度相同时，不同的根段粗度对成活率没有影响；
根段粗度相同时，不同的根段长度对高生长影响较大，以7cm、5cm根段高生长较好；
根段长度相同时，不同根段粗度对地径生长无影响；
不同生根剂处理对楸树埋根育苗成活率无影响。
参考文献：
[1] 王明庥.林木育种学概论[M].北京：中国林业出版社，1989.
地埋考试总结范文第2篇
关键词岩石力学，硬岩，暗挖，大跨，结构，设计
1 引言
偏离道路，布置在地势较高的一侧，以求将地铁埋置于较深的稳定地层中，而又不增加出入口的提升高度。青纺医院站的站位就是基于这一思路布置在青岛地铁青纺医院站是国内第一座在硬岩地层四流南路的东侧，与四流南路基本平行(见图1［1］)。中采用暗挖建成的地铁车站，是作为一项试验段工站位处地面大部分被房屋和城市道路所覆盖，地面程修建的，试验的目的主要是探索暗挖车站结构如建筑主要为2～6 层的办公楼或居民楼，路面下有通何在保证安全的前提下，充分利用青岛地区花岗岩信电缆、电力电缆、自来水管、污水管道等市政设地层的自承能力，以节省工程造价。作为这项工程施。站位处地层较简单，表层多覆盖有薄层人工填的设计者，笔者曾在设计阶段进行过一些探讨。如土，下部基岩为燕山期崂山阶段第c 次侵入的中-今工程完工了，设计得到了验证，但也有值得改进粗粒花岗岩。岩体因受外营力作用，自上而下形成之处。笔者结合施工情况，对青岛花岗岩地层地铁了厚度不大的3 个风化带：强风化带呈砂状-角砾车站的结构设计谈几点认识。状，强度低，平均厚度1.86 m ；
中风化带岩体呈碎块-块状， 属次坚石， 平均厚度2.39 m， 岩石纵波波速平均值vpm=3 553 m/s，岩体纵波波速平均值vpm= 2 808 m/s，抗压强度为31～56 mpa，平均值36.1 青岛市坐落于由花岗岩形成的低山丘陵区，属mpa；
微风化带呈块状，完整性好，属坚石，厚度构造剥蚀地貌。青岛地铁南北线一期工程线路一般1.0～2.0 m ，未风化带的新鲜花岗岩呈整体-块状，微-未风化花岗岩岩石纵波波速平均值vpm=4 770 m/s，岩体纵波波速平均值vpm=3 718 m/s，抗压强度为36～105 mpa， 平均值84 mpa。区内未见明显断裂，但有多条节理带，节理闭合或微张，以扭性为主，节理宽度＜5m。地下水主要储存于风化带和节理裂隙带内，富水性弱。车站主要穿越花岗岩的微-未风化带，局部地段穿越节理裂隙带。
图1 试验段青纺医院站平面位置示意图
2 关于埋深问题
在城市密集的建筑物下采用暗挖法修建地铁车站，埋深是值得研究的首要问题。埋置深，结构顶部岩石覆盖厚，施工对地面建筑物的影响小，安全度高，围岩条件相对好，可减少结构的支护工程量，节省造价。埋置浅可减少出入口的提升高度，方便乘降，有利于吸引客流，同时也可减少车站自动扶梯的设置数量，节约地铁的长期运营费用。合理的埋深应使安全与效益均能兼顾。
关于车站的埋深问题曾有几种意见。最初的意见认为，埋深应使车站拱顶的岩石厚度在扣除人工填土和强风化层后，满足一倍的开挖洞径(即覆跨比hp/d =1)才是安全的。但这样将使车站埋得很深，给使用带来不便。为此，同济大学对青岛地铁的埋深曾进行过专题研究，其结论认为车站的覆跨比可由1 减为0.5，使得车站埋深大大减少了。具体设计时，笔者注意到了专题研究的成果，但没有简单地照搬。我们认为暗挖车站安全而又经济的埋深应该是使其满足深埋条件的最低限，使车站埋深在保障安全的前提下达到最浅。因此，确定深埋条件的最低限，就成了确定车站合理埋深的关键。在确定这个限值时，为确保结论的可靠性，笔者采用了多种计算方法并参考了一般工程经验。满足深埋条件的覆跨比计算结果见表1。
局部地段通过节理带时，采用注浆加固措施改善围岩条件，提高围岩等级。节理带宽度较小，通
表1 青岛地铁试验段暗挖车站深埋条件覆跨比计算表
注：d 为洞室跨度，取18 m；
h 为洞室高度，取14 m；
w=1+i(d-5)，i =0.1；
f 为普氏系数，取6；
s 为铁路围岩分类，取5 和4 分别计算；
n 为水工围岩分类，取3；
f =50°。过加固后，对车站的埋深条件不起控制作用。在进行了上述分析后，针对青岛地铁试验段工程，我们大胆地突破了专题报告的推荐意见，选取了一个中等偏上的覆跨比：hp/d = 0.35，并据此采用有限单元法对车站结构进行施工模拟分析[1～4](见图2)。计算采用各地层参数见表2。计算结果为：洞室开挖产生的围岩塑性滑移区范围未涉及地表，围岩松动圈深度2.0 m ，拱顶下沉量为13 mm ，地面下沉量为12 mm ，均在允许范围以内。
表2 围岩物理力学指标
图2 有限元施工模拟分析结果
地表下沉发生在有楼房荷载的情况下，而在地表为自由面且基岩时，几乎测不到沉降。若为土体或沥青路面， 会有一定的隆起(据分析， 隆起是因洞室开挖爆破的冲击作用引起了地面抬升，由于土体和沥青路面自身的阻尼作用使抬升不能马上恢复造成的， 并非洞室开挖引起地面变形)。实测的围岩松动范围最大值仅0.8 m ，若按此值确定深埋条件，则hp=1.6 m， 覆跨比hp/d=0.09， 比设计采用的覆跨比0.35 要小许多(实际上也不能采用1.6 m 的覆盖厚度，因为施工误差、允许范围的超挖或其它的偶然因素， 都会造成覆盖厚度的严重不足)。实测的数据证明，对青岛花岗岩地层而言，按覆跨比0.35 控制暗挖隧洞的埋深具有足够的安全度。
值得一提的是，设计中所采用的计算深埋条件的几种方法，都是建立在“松弛”荷载理论基础上的。随着新奥法的发展，隧道施工采用光面爆破和控制爆破技术，并及时施作锚喷支护，从而抑制了围岩的变形，有效地控制了围岩塑性区的发展。这也从一个方面说明了试验段实测数据小于计算数据的原因。应该指出的是，试验段的施工虽然采用了光面爆破和控制爆破技术，但在按设计要求及时施作锚喷支护方面还做得不够，否则结果会更好。
3 关于车站结构型式
青纺医院站的结构型式曾考虑过双洞塔柱式和单洞大跨式。考虑双洞塔柱式主要是为了减少车站埋深，增加施工安全度。这种型式的结构在国内外地铁中均有采用。国内地铁近年来采用双洞塔柱式有增多的趋势，如广州地铁江南新村站、越秀公园站，南京地铁南京站等。但这些采用双洞塔柱式结构的地铁车站都有两大共同点：一是与明(盖)挖段结合，并非完全的塔柱式，否则，建筑布置非常困难；
二是所处地层的工程地质条件差，若采用单拱大跨型式施工难度大，废弃工程量多，造价高。在青岛硬岩地质条件下，若有条件进行地面拆迁或占用路面、空地明(盖)挖施工一段，局部采用塔柱式，对于减少车站埋深、降低工程造价不失为一种好的型式。另外，还可以考虑明(盖)挖与暗挖的单拱单层大跨结构结合的型式，同样可以起到减少车站埋深、降低工程造价的作用。对于象青纺医院站这样的地质条件好、地表建筑物密集的车站，以采用暗挖施工的单拱双层大跨型式为宜。理由有三：一是车站空间利用率高，空间效果好，有利于内部建筑布置；
二是施工安全可以保证，不需特殊的辅助施工措施，基本无废弃工程量，造价低；
三是施工占地少，基本不拆迁地面建筑、不改移地下管线、不影响地面交通，与规划、市政、交管等部门的矛盾少。
青纺医院站的结构型式在经过了比较论证后采用的是单拱大跨型式(有双层的和单层的，以双层为主)。根据地质条件的差异分为3 种不同的断面(未计单层断面)，见图3[1]。
za 断面适用于ⅴ类围岩， 属大拱脚断面， 仅在拱部施作模筑衬砌，内部结构与衬砌结构分离。这种结构圬工量省，但拱脚处的防水问题较难处理。
zb 断面适用于ⅳ类围岩，属大拱脚柱式边墙断面，结构上部围岩荷载通过拱脚大部分传递到围岩上，设计按70%由大拱脚承担，30%由柱式边墙承担考虑。这种结构能较好地利用围岩的自承能力，节省边墙圬工量。
zc 断面适用于受节理带影响的ⅲ类围岩，采用的是复合式衬砌型式。
由于是试验段，青纺医院站采用了较多的断面型式，从试验的目的考虑是可以理解的，但在今后的设计中则不宜在一座车站采用较多的断面类型。试验段采用的3 种断面类型应简化为两种，za 断面宜取消，由 zb 类型的断面代替。理由如下：(1) 内轮廓的不一致造成整体效果不好。zb，zc 断面的内轮廓是一致的，而za 断面则不同。车站结构建成后，在站厅层以上zb，zc 断面浑然一体，而在za 断面处产生了断面突变，影响了整体效果。(2) 影响防水效果。za 断面本身在大拱脚处防水问题就难处理，加之与其它断面相接处存在断面突变问题，使得变形缝处防水板的过渡和止水带的设置存在困难。变形缝处可能会成为防水的隐患。(3) 施工不便。一座地铁车站仅长200 m 左右，若因内轮廓不同需反复变换模板，则会增加施工难度，影响施工进度，加大施工成本。(4) 工程费用不会增加。由za 断面变换为zb 类型的断面，仅增加少量的混凝土圬工量，而这一部分增加的费用完全可被降低施工难度、缩短工期而降低的施工成本所抵消。
4 关于支护与施工
4.1 关于支护问题
青纺医院站的几种支护结构类型在拱部均为合式衬砌型式，其初期支护为喷锚，二次衬砌为模筑钢筋混凝土，初期支护与二次衬砌间设塑料防水板。塑料板的设置一方面可保证车站拱部的防水效果，同时可消除初期支护与二衬之间的切向约束力，减少二衬混凝土收缩裂缝的开展，从另一种意义上增强了结构的防水效果。
对于青纺医院站这种在城市地下岩石地层中修建的大跨度地下工程，应特别强调初期支护的及时性，其中锚杆的作用尤其重要。青纺医院站支护结构的拱部均设置了系统锚杆，其作用是在洞室周边形成一个组合拱(加固圈)，从而提高岩体强度及围岩的整体稳定性。试验段设计时，限于当时的技术水平，采用的是普通砂浆锚杆，虽价格便宜，但作用效果不理想，拱部灌浆施工的难度也大。下一阶段的设计建议采用树脂张拉锚杆。树脂张拉锚杆施工简单，锚固力大，安装后能立即发挥作用，特别适合安全度要求高的大跨度岩石洞室采用。
4.2 关于施工工序问题
试验段的施工采用了图4(a) 的施工步骤，虽然工序少，但不够合理，且存在安全隐患。第2 步拱部两侧同时开挖是危险的，第4 步底部边墙两侧也应错开开挖。建议采用图4(b) 所示的施工步骤：第
za 断面zb 断面zc 断面
图3 青纺医院站结构断面图(单位：mm)
1 步先进行中部小导坑的开挖，并全长贯通，小导坑可以为后续的施工提供爆破临空面，增加爆破效果， 减少爆破震动的影响(城市中爆破施工， 震动影响是试验段的另一项研究内容)，同时还具有探明地质、增加通风排烟效果的作用；
第2 步进行上部中间导坑的扩挖，其跨度b 以不大于前文提到的hp 为宜。这步开挖完成后，应立即对拱部进行初喷和施作系统锚杆，以维护围岩的自身承载力；
第3，4 步，拱部两侧的开挖必须错开进行，第4 步开挖应在第3 步开挖完成并施作完锚喷支护后进行，上部开挖及初支完成后，进行拱部模筑混凝土施工；
下半断面5，6，7 步的施工在拱部衬砌“安全帽”的保护下依次进行。
(a)
(b)
图4 施工工序
5 结论与建议
根据上文的分析，笔者对青岛花岗岩地层修建地铁车站的一些观点归纳如下：
(1) 青岛地铁在花岗岩硬岩条件下，按覆跨比0.35 确定车站的埋深是安全的，并有一定的富裕量。必要时，在不增强支护结构的前提下，车站还可适当抬高，但对施工开挖在爆破、工序、超挖量等方面和支护措施与支护的及时性方面须有严格规定。
(2) 在地表建筑物多、围岩好的条件下，宜采用单拱大跨结构型式暗挖施工，但结构类型应尽量简化，使车站外观看起来整齐美观并方便施工。
(3) 车站暗挖施工方法和结构的支护措施在后续工程中有待进一步优化。
(4) 青岛地铁试验段为后续工程的设计施工提供了宝贵的经验，但后续工程不应局限于试验段的模式。车站型式的设计应考虑以人为本，以方便乘降、降低造价为目的。根据具体条件，车站结构可以采用明挖、盖挖、暗挖和混合的型式。暗挖结构型式可以采用单拱大跨双层、单拱大跨单层、双洞塔柱式等型式。车站的埋深也不一定要受深埋条件的限制，例如像北岭站那样的地质条件，上部第四系覆盖和强风化层很厚，基岩埋置深，若像青纺医院站那样按深埋条件控制，车站埋深必定很大，不方便吸引客流，长期运营费用也大。在线路条件允许的情况下，应考虑盖挖的可能性，或考虑浅埋暗挖方案。浅埋暗挖施工会引起较大的地面变形，不宜在房屋建筑下采用，而适宜在道路下采用。浅埋暗挖方案可将车站结构的拱部置于花岗岩强风化带中，边墙置于坚硬稳定的岩层中，虽增加了施工难度和土建工程费用，但边墙部分仍利用了青岛的硬岩条件，使得降低工程造价与减少车站埋深、方便运营两者能够兼顾。
参考资料
1 中铁隧道勘测设计院. 青岛地铁青纺医院试验段工程施工设计[r]. 洛阳：中铁隧道勘测设计院，1996
2 铁道部第二勘测设计院. 铁路工程设计技术手册·隧道(修订版)[s]. 北京：中国铁道出版社，1995
3 同济大学岩土工程研究所. 青岛市地下铁道工程合理埋深专题研究报告[r]. 上海：同济大学岩土工程研究所，1991
地埋考试总结范文第3篇
关键词：埋地燃气管道；
检测；
不开挖检测技术
本文主要从两个方面对埋地燃气管道的不开挖检测技术进行了分析，其中着重介绍了检测现场的数据收集以及具体的不开挖检测工作。通常情况下，不开挖检测技术能够对地下燃气管道以下情况进行检测：
地下管道的腐蚀情况（包括土质、水质以及杂散电流造成的管道腐蚀）。
地下管道的外防腐绝缘层性能（包括其完好程度、性能老化以及使用寿命）。
地下管道的阴极保护状态（包括保护电位以及保护电流的相关情况）。
地下管道管体检测。
一、对于管道数据的收集
在进行埋地燃气管道的不开挖检测时，通常需要收集以下数据：
关于被检测管道的历史以及目前的相关数据，主要包括管道铺设的相关数据，管道敷设区域的具体环境数据以及埋地管道的阴极保护状况、管道工况等等相关数据。
（一）对于埋地燃气管道的原始资料进行审查
关于埋地燃气管道原始资料审查这一问题，笔者以敷设于20世纪90年代的某埋地燃气管道作为实例进行分析。
该条埋地燃气管道总长度约为60km，包括5000m的架空管段，管道材质为Q235B钢，防腐方式为外涂石油沥青，整条埋地管道主干线的规格为426x11。属于单条敷设，具体采用直埋的敷设方式；
埋地深度为1.0一2.5m之间。由于整条埋地燃气管道长度比较大，所以其经过的地区较多，包括市区和郊区。而且其经过的地区环境较为复杂，车流量和人流量都比较多，除此之外，更为重要的是，该条埋地燃气管道所受到的干扰因素较多，例如沿线地区施工较为频繁，管道需要穿越小河以及公路等等。
（二）埋地燃气管道不开挖检测划分原则
考虑到该条管线敷设时间较长，途经地区较多，而且由于长期以来对于管线周边环境的维护不够，包括管线自身材质较为单一、测试桩基本破坏，因此能够作为合适且有效的检测信号输入点的位置并不多。由于在埋地燃气管道不开挖检测技术中，检测信号的输入点十分重要。所以在考虑埋地燃气管道的检测划分原则时，首要考虑的就是检测信号的输入点这一问题。针对于不开挖检测技术对于埋地燃气管道检测段划分的特殊要求，笔者认为，可以将整条埋地燃气管道划分为30个检测段，对于同一检测管段可以采取相同的组合检测法。
（三）埋地燃气管道阴极保护状况检测
本文所分析的埋地燃气管道检测案例，其自身有一座阴极保护设施，该阴极保护设施通过强制电流从而实现埋地燃气管道的阴极保护，而且对于一些管道途经的重要地区，采用牺牲阳极保护的方式，阴极保护电位检测的判断标准为：保护电位有无明显衰减。该条埋地燃气管道在2003进行过一次新建改造。改造后的埋地管道部分采用了牺牲阳极保护措施。通过采用目前较为先进的CSE参比电极法对开挖处以及测试桩位置的管地电位进行了测试，总体上对沿线的21处管地电位进行了测试。具体参数为：最低管地电位为-1.O6OV，最高管地电位为一0.445V；
2003年新建改造的管线测点，其管地电位都保持在-1.05V左右。检测结果表明，2003年新建改造的埋地燃气管线其牺牲阳极保护系统是很有效的。
二、埋地燃气管道不开挖检测
通过以上分析我们得知，不开挖检测的目的在于分析判断燃气管道的腐蚀防护系统是否具有可靠性。主要方式是通过对埋地燃气管道的外防腐层进行检测，从而判断分析其安全状况、质量以及阴级保护效果。除了对管道目前的情况进行分析外，不开挖检测还具有预测并分析管道可能发生外防腐层老化以及阴级保护无效等问题的功能。
（一）对于埋地管道外防腐层的检测
本文所分析的案例，其管道的不开挖检测主要采用了SR一20（PCM）系统。同时结合SL一2098仪对其进行重复检测。而且针对不同的不开挖检测区域，采取相应的组合检测方法对其进行检测。（参见图1）
图1 SR一20（PCM）系统
以PCM（多频管中电流衰减法）为例，PCM的检测方式可以概括为两部分，一部分为发射装置，即向管道发射一个频率接近直流的电信号；
另一部分为接收装置，即通过使用手提式接收机对沿线管道的电信号进行接收测量。
如果埋地燃气管道外防腐层性能均匀，则接收装置接收到的电信号数值和距离成线性关系。由于电信号的衰减率直接决定了管道外防腐涂层的绝缘电阻，因此，通过对电信号衰减率的判断能够检测出管道的外防腐层绝缘质量。如果检测中发现电信号村存在异常的衰减段，那么则可以初步判断电流存在泄漏点，在此基础上通过采用A 字架对地表的电位梯度进行检验，便能够对外防腐涂层的破损点进行定位。该方法适用于埋地燃气管道外防腐层的质量检测评价、破损点定位、破损点大小估计等等项目的检测，因此广泛应用于埋地燃气管道的检测工作。
（二）对埋地管道的阴极保护状况进行检测
对于该条埋地管道来说，对其阴极保护状况的检测共选取20处地段，通过CIPS进行测量。具体的测量参数为：间距1.5一3.Om、检测距离6000m。通过检测证明该条管道存在阴极保护。
对该条管道2003年新改造段阴极保护的检测结果如图（参见图1）。从图1显示的电位衰减状况能够看出，2003年改造的管道段其保护电位没有明显的衰减，从而证明该管道段的防腐层质量很好，需要注意的是，整个管道段电位的变化幅度比较大，原因可能是该埋地管道部分处于城区，从而存在较大的干扰。
图1 埋地管道的CIPS测试结果
结束语：
本文主要分析了埋地燃气管道不开挖检测技术的具体应用，通过一个案例对其进行了分析说明，希望能够对今后的埋地燃气管道不开挖检测技术的应用有所帮助，从而保证地下管网的稳定运行。
参考文献：
[1]左延田，沈功田，曾鸣.在用埋地管道不开挖检测技术[J].无损检测，2012（32）.
地埋考试总结范文第4篇
关键词地铁，浅埋盾构，内力计算，抗浮
中图分类号：U231+.3文献标识码：
A
1、研究现状及工程应用
浅埋盾构工法，故名思意，是在浅埋土、小间距情况下进行盾构法施工。按常规做法、规范规定，一般盾构区间要求覆土不小于1D，困难情况下不小于0.8D（D为盾构直径）。因此在推进中极易引起路面沉降、隆起等；
浅埋土的抗浮、抗地面冲击荷载等问题都是该工法需要解决的问题。
目前过渡段的做法通常为设置一段U型槽，明挖矩形隧道，在隧道覆土、线间距满足要求的地方 设置盾构井，然后才是盾构区间。此种做法的缺点很明显：工法多、工期长、占用场地多、对地面交通影响大、经济性不好。如图1对比：
图1 常规盾构法与浅埋盾构法对比
如图1所示，浅埋盾构具有明显的优点：无需盾构始发及接收井、地面始发、接收。占用场地小、施工工期短、工法单一、对地面交通影响小。在寸土寸金的大城市，推广浅埋盾构工法，具有必要性。
浅埋工法已在日本部分工程采用，取得的效果不错：日本株式会社大林组2003年开始研发盾构地面始发、地面到达快速施工技术。2004年9月完成盾构试验机研制，2005年完成试验段施工，2008年在中央环状品川线大井地区进行了工程应用。目前国内尚无工程采用浅埋盾构工法，本工程属于国内首例。
2、浅埋盾构法设计
2.1 设计概况
禄口国际机场~南京南站线路全长约34.9km，高架段长约16.3km，过渡段长约0.8km，地面线长1.5km，地下段长约16.3km；
共设置8座车站，7个区间 其中：高架车站3座 地下车站5座。本工程位于秣将区间过渡段、将军大道上，左线长约124.6m，右线长约123.7m，总长约248m 。隧道上方为空地，周边环境情况良好。现场上方斜交通过50万伏高压线，此段隧道原设计为地下和高架的明挖过渡段，采用明挖施工。为规避高压线路输电风险，且考虑超浅埋线路要求，并为了配合浅埋盾构工法的科研试验研究，现调整为非开挖的无工作井盾构法进行暗挖穿越。工程主要涉及地层为①2素填土、②1b2粉质粘土、 ②3c2粉土、④1b1粉质粘 土、J31-1全风化安山岩。场地下无明显承压水；
对工程建设影响不大。
2.2始发导坑设计
导坑位于既有将军大道上，周围为空地，导坑全长：46.49m。线路坡度：2.80% ，基坑宽度：20.7~19.1m ，基坑深度：9.4m~10.30m，导坑采用放坡+钻孔桩+锚索的围护形式；
如图2所示。
图2 始发导坑设计图
2.3浅埋盾构管片设计
管片设计：衬砌外径6200mm，内径5500mm，管片厚度350mm，环宽1200mm，衬砌环由1个封顶块、2个邻接块、 3个标准块组成。
管片连接采用斜螺栓；
错缝拼装 ；
对较浅处考虑盾构推力不足采用长螺栓拉紧。
2.4管片计算
使用阶段考虑覆土为1.89（考虑锚杆作用进行对比）、2.165 （考虑锚杆作用进行对比） 、3.1、6.2m四种情况，地下水位为1.0m，地面超载为20kPa，侧向土压力采用静止土压力；
计算结果如表1所示。
表1 不同埋深管片内力计算结果
覆土(m) 1.89 2.165 3.1 6.2
最大正弯矩(kN*m/m) 34.6 37.6 47.8 81.8
最大负弯矩(kN*m/m) -33.1 -36.0 -46.1 -80.0
最大轴力(kN/m) 235.5 249.3 297.4 459.4
最小轴力(kN/m) 133.2 143.6 178.8 295.6
2.5抗浮设计
抗浮水位按极限状态地面计算时，抗浮安全系数1.08，不满足抗浮要求。需采用打设锚杆的形式抗浮。综合考虑工程的重要性后得出：锚杆打设范围为靠近洞口的8环。打设长度为8.65m。注浆体为Φ150、C25水泥砂浆，杆体为强度等级HRB335、D20螺纹钢。
3、施工概况
3.1 浅覆土推进
右线盾构推进至79环~84环为超浅覆土段，隧道覆土厚度变小，长度7.3m,含覆土渐变段1.3m。隧道断面的主要土层为④1b1粉质粘土。在此工况下可能出现的问题：开挖面失稳、盾构机背土、浆液外窜和隧道上浮。为此采用以下措施：
1) 优化施工参数
①推进速度
推进速度控制在8mm／min。
②土压力
由于此段推进过程中，盾构切削面为粉质粘土，土压力设定根据监测数据，调整土压力，确保土体稳定。
③注浆量和注浆压力
通过同步压注改良型厚浆及时充填建筑空隙，减少施工过程中的土体变形。推进注浆量一般为建筑空隙的110％。即每推进一环推进注浆量为2.3m3。注浆压力控制在0.5Mpa，四个压浆孔均匀压注，泵送出口处的压力控制应略大于周边的水土压力。待盾尾到超浅覆土段时，压浆量总量调整到100%（2.1m3），上部45%，下部55%；
压浆压力上部0.4Mpa，下部0.5Mpa。压浆量和压浆点视压浆时的压力值和地层变形监测数据而相应调整。
④出土量
出土量控制在98%，适当欠挖，保证正面土体密实。
⑤含预埋钢板管片
浅埋盾构段从67环~75环使用顶部内弧预埋钢板管片，从76环~103环使用顶部内外弧预埋钢板管片。超浅覆土段为79环~84环，拼装好后需用钢板进行焊接，加强管片之间连接受力。
2）土体改良
根据前面的施工经验，选取合适的土体改良方式。泡沫剂存在压力高、泡沫中含大量气体，易产生冒顶现象，故在这段施工中选用膨润土。压注量按实际施工时的需要进行调整。压注过程中要观察上方土体情况，控制不能出现冒顶现象，上部压力要视地面情况降低，保证地面土体的稳定。
3）观察上方土体状况
超浅覆土段推进过程中，上方土体很可能随着土体移动，因此要派专人观察上方土体变化，结合监测数据，视情况降低推进速度。
4）螺旋机出土
由于刀盘正面覆土较浅，土仓压力设定较低，螺旋机会出现出土较难的问题。故要从刀盘下方和螺旋机内注入膨润土，从而增加土体流动性。
5）推进轴线控制
施工过程中轴线纠偏要做到“勤测、少纠”，避免大幅度纠偏，以此来减少因轴线纠偏而形成的土体超挖量，避免因超挖量过大造成土体损失和移动，使盾构均衡匀速施工。
6）防冒顶的技术措施
①严格控制出土量，原则上按理论出土量出土，可适当欠挖，保持土体的密实。
②若出现机械故障或其它原因造成盾构停推，及时采取措施防止盾构后退。
③严格控制注浆压力，以免注浆压力过高而顶破覆土。
3.2 施工中抗浮
隧道上浮应急措施:
1)地面上方堆土
使用现场集土坑内土体快速堆载到隧道施工区域，增加覆土高度和重量。
2)隧道内压重
盾构拼装工作面之间区域采用管片进行压重，管片可叠放2层，当管片吊离并拼装后，后续管片运至工作面补充。在管片堆载区域两侧，在不影响盾构正常掘进的情况下，在隧道两侧制作支架，采用压铁进行压重。
如有必要在隧道内采用铁块进行压重。堆载区域采用3m长的长轨枕将电机车和车架抬升，轨枕上表面与隧道底部距离56cm，轨枕以下空间可堆载压铁，堆载量约为5T/环。盾构第一节车架与拼装工作面之间有9环距离，压铁堆载在第一节车架前3环开始，与盾构推进同步进行堆载作业。堆载压铁以不影响正常施工为前提条件。
3.3 施工降水
开启隧道两侧降水井和导坑内降水井，进行降水作业，使地下水位降低至隧道底部1m。
4、理论计算与实际对比
为了验证理论模型的准确性，本节采用弹簧建模方法建立与试验工况相同的有限元计算模型，选取几个试验工况进行计算，对衬砌内力和变形进行对比。
取埋深-0.3D、埋深0D 及埋深0.3D 两个工况进行对比，对比结果显示计算衬砌变形及内力结果趋势与试验结果完全吻合。埋深-0.3D工况计算水平收敛变形为-2.13mm，竖直收敛为2.06mm，试验水平收敛为-1.82mm，竖直收敛为1.65mm。埋深0D工况计算水平收敛变形为3.45mm，竖直收敛为-3.66mm，试验水平收敛为3.06mm，竖直收敛为-4.28mm。埋深0.3D工况计算水平收敛变形为3.47mm，竖直收敛为-3.40mm，试验水平收敛为3.13mm，竖直收敛为-3.25mm。计算衬砌弯矩与试验结果趋势吻合，数值略有差异，但是不大，计算衬砌轴力与试验结果相差较大。
5、结论
浅埋盾构法可广泛应用于轨道交通过渡段、市政工程下穿道路、河流等；
本工程为浅埋盾构的推广提供宝贵的设计、施工经验。但本工程属于实验段，并未真正实现无工作井、零覆土始发，有待于在以后的工程中进一步改进。
参考文献
宋仪 鹤傅林 张敬宇．浅埋盾构隧道土压力浅论．建筑机械化，2012.10.10
地埋考试总结范文第5篇
关 键 词：钢柱脚 外露式柱脚 埋入式柱脚 外包式柱脚 有限元模拟
中图分类号：TU391文献标识码：
A
引言
在钢结构中，柱脚是上部结构与基础连接的重要部分，是决定其整个结构体系承载能力的一个重要因素，柱脚是否合理不仅关系到整个建筑的安全性，还对建筑结构的受力性能、施工及整个工程造价产生重大影响。
目前国内由于规范涉及钢柱脚的内容较少，规定也不够详细，并且对钢柱脚研究并不多，实际在进行设计过程中，人为的做了一些假定，设计模型也比较简化，使得钢柱脚的设计因人而异，没有形成统一的标准化设计，同时有的设计偏于保守，在一定程度上造成了浪费。
本文即在这种情况下，总结一下国内目前钢柱脚的设计方法和研究现状，最后提出一些柱脚研究的建议。
1.柱脚形式及设计方法
柱脚按结构的内力，可大体分为铰接柱脚和刚接柱脚两大类。铰接柱脚仅能传递水平力和垂直力，刚性柱脚除了传递水平力和垂直力外，还能传递弯矩[1]。
在钢结构设计中，刚性柱脚的形式通常又分为：
1）外露式柱脚 2）埋入式柱脚 3）外包式柱脚
在刚性柱脚设计中，在保证结构安全可靠的前提下，应根据柱脚的受力状况，并结合工程实际，考虑造价与工期的前提下，合理选用柱脚形式，设计柱脚，以产生最大的综合效益。
1.1外露式柱脚
外露式柱脚是将钢柱用锚栓固定在混凝土基础表面的柱脚。基本构造主要由底板、加劲肋、锚栓及锚栓支承托座等组成。外露式柱脚采用锚栓连接柱子和基础，构造简单，施工方便快捷。
外露式刚性固定柱脚[2]的计算设计内容主要包括：底板下混凝土的受压应力的计算；
锚栓的受拉验算；
水平抗剪计算；
底板厚度计算等。设计是在假定混凝土线弹性、底板刚性的平截面等基础上，建立偏心压力，锚栓拉力以及底板混凝线性压应力合力的平衡体系，进而进行设计求解，其中最主要是求得混凝土受压区的长度。
abc
图1 刚性固定外露式柱脚计算底板下混凝土受压应力分布图
主要计算过程：
1）偏心距e判别
三种情形：，，
其中：―偏心距，―由受拉侧底板边缘至受拉锚栓中心的距离
2）底板下的混凝土最大受压应力
三种情形：
，，
其中：―底板下混凝土的轴心抗压强度设计值，―底板下混凝土局部承压时的轴心抗压强度设计值提高系数，―底板下混凝土最大受压应力
3）受拉侧锚栓的总拉力或锚栓的总有效面积
三种情形：
，，
其中：―受拉锚栓总拉力，―底板受压区长度
4）水平抗剪承载力
三种情形：
，，
其中：―底板底面与混凝土的摩擦力
5）柱脚底板厚度
为根据柱脚底板下的混凝土基础反力和底板的支承条件，计算得到的最大弯矩。
外露式柱脚构造简单，施工方便，可以做成铰接柱脚和刚接柱脚，在钢结构里面应用较广，但在抗震设防地区对于多高层钢结构建筑，外露式柱脚抗震性能较差，如果做成刚接柱脚会使其尺寸较大，建筑处理上比较困难，此时不宜采用外露式。
1.2埋入式柱脚
埋入式柱脚是将钢柱以一定深度埋在混凝土基础梁中的柱脚。基本构造主要由底板、栓钉、锚栓等组成，但柱脚锚栓一般不用来承受底部的水平力，埋深较小的柱脚是通过底板的摩擦力或抗剪键来抗剪；
埋深较大的柱脚除底板摩擦力抗剪外，还可以发挥钢骨埋入部分的抗剪作用。埋入式柱脚受力特点决定了其具有刚接程度高，抗震性能好的优点，但同时也造成了柱脚的构造复杂、施工工期长等缺点。
埋入式柱脚的计算设计内容主要包括：底板厚度验算；
栓钉焊接计算；
埋入深度要求；
埋入钢柱受压侧的基础混凝土的受压应力验算；
埋入钢柱四周的基础混凝土钢筋配置验算等。由于埋入式柱脚内力传递比较复杂，计算过程中进行了比较多的假定，如假定轴力由底板直接传递给基础，弯矩主要由栓钉传递或钢柱与混凝土之间的承压力传递，剪力主要由钢柱与混凝土的承压力传递，主筋进行计算时不考虑钢柱承担的弯矩等[1][3][4]。
图2 埋入式柱脚示意图
主要计算过程：
1）底板长宽、厚度
，
式中：N―柱的轴心压力，L、B―底板长宽，f―混凝土轴心抗压强度，―底板厚度， ―根据柱脚底板下混凝土基础反力和底板的支承条件所确定的最大弯矩。
2）钢柱翼缘外侧抗剪圆柱头栓钉数目[5]
，，
式中：M―作用于钢柱埋入处顶部的弯矩，―埋入的钢柱的截面高度，―一个圆柱头栓钉受剪承载力设计值
3）钢柱埋入基础和基础梁深度
对于轻型工字形截面柱：；
对于H型钢柱：
4）埋入钢柱受压侧翼缘处的基础或基础混凝土的受压应力
式中：M―钢柱埋入处顶部的弯矩，V―钢柱埋入处顶部的水平剪力， ―钢柱的埋入深度，―相对于埋入钢柱翼缘宽度和钢柱埋入深度的混凝土截面的模量
5）钢柱四周的垂直纵向主筋
，
式中：―受拉侧与受压侧纵向主筋合力点间的距离，―钢筋抗拉强度设计值
埋入式柱脚由于其抗震性能好，刚接程度高，在高层钢结构建筑中应用较多，特别是对一些特大型钢结构建筑，如北京奥运场馆“鸟巢”等，基本上都是采用埋入式柱脚。
1.3外包式柱脚
外包式柱脚是在钢柱脚外面包以钢筋混凝土的柱脚。基本构造是钢柱底板与外包混凝土平齐，外包混凝土配有主筋和箍筋，顶部箍筋集中配置，钢柱的外包部分设有栓钉。外包式柱脚的构造方式决定了外包式柱脚具有构造简单，不影响基础钢筋布置的优点，但由于其传力机制比较复杂，现有计算体系不严格。
外包式柱脚的计算设计内容主要包括：底板厚度验算、栓钉焊接计算、外包高度要求、包脚部分的钢筋配置验算，包脚部分的剪力验算。由于外包式柱脚传力机制很复杂，计算过程中进行了比较多的假定，如假定轴力由底板直接传递给基础，弯矩主要由栓钉传递给外包混凝土再传给基础，剪力主要由包脚混凝土与水平箍筋共同承担，主筋进行计算时不考虑钢柱承担的弯矩等[1][3]。
图3 外包式柱脚示意图
主要计算过程：
1）底板长宽、厚度
，
式中：N―柱的轴心压力，L、B―底板长宽，f―混凝土轴心抗压强度，―底板厚度， ―根据柱脚底板下混凝土基础反力和底板的支承条件所确定的最大弯矩。
2）钢柱外侧抗剪圆柱头栓钉数目
，，
式中：M―作用于钢柱埋入处顶部的弯矩，―埋入的钢柱的截面高度， ―一个圆柱头栓钉受剪承载力设计值
3）钢柱包脚高度
对于轻型工字形截面组，对于H形截面柱
4）包脚部分垂直纵向主筋
，
式中：―作用于包脚柱底部的弯矩，―外包高度， ―受拉侧与受压侧纵向主筋合力点间的距离，―钢筋抗拉强度设计值
5）包脚部分箍筋配置
作用于包脚柱底部的水平剪力：
对H型截面柱（取两者较小值）
，
对箱形截面柱，箍筋配置应满足：
式中：―配置在同一截面内箍筋各肢的全部截面面积，―沿外包高度方向的箍筋间距，―外包部分的截面有戏高度，―箍筋的抗拉强度设计值。―外包部分的截面宽度，―外包部分钢柱翼缘位置处的混凝土有效宽度
外包式柱脚的复杂程度介于外露式与埋入式之间，总的来说其构造也较为简单，对于低层、多高层钢结构建筑都是一种较好的形式。
2.柱脚研究现状
国内最早进行钢柱脚研究是八十年代哈尔滨工业大学李德滋教授[6]对外露式柱脚作了一些理论分析和试验研究，提出了计算锚栓拉力方法，并考虑了锚栓抗剪的设计方法。
九十年代初西安建筑科技大学对于露出型柱脚进行了抗剪分析研究，于安麟等[7][8]主要对露出型钢柱脚的抗震性能进行了研究，在普通钢柱脚滞回曲线试验研究基础上提出了确定整个柱脚节点抗弯和抗剪承载力的方法。
1994年青岛工程学院王燕[9]通过压弯作用下柱脚试验，对埋入式柱脚在轴力和弯矩共同作用下的主要破坏模式、抗剪栓钉的数量及柱脚埋深等因素对柱脚承载力的影响进行了试验研究，总结了埋入式柱脚主要破坏形式，提出了对埋入式柱脚的设计方法的一些补充和建议。
2005年浙江大学童根树等[10]总结归纳了柱脚锚栓的设计方法，对国内外柱脚锚栓设计方法进行了回顾和比较，对单个锚栓的破坏模式和承载力进行了总结，并且在总结的基础上建议了单个锚栓的设计准则和锚栓拉力的计算方法。
2009年北京建筑工程学院李维平等[11]对露出型钢柱脚抗剪承载力计算方法进行了总结，分析了国内外对钢柱脚锚栓的研究情况，提出了露出型钢柱脚需要设置抗剪键的新分界点，提出了设置抗剪键的建议及计算公式。
综合目前国内对于钢柱脚的研究，从这些公开发表的文献来看，所进行的研究多数针对的是适合低层钢结构的外露式柱脚，而对于埋入式和外包式柱脚的研究很少，虽然总体来看对柱脚做了不少试验以及理论研究，但研究也基本上是针对某一种类型的特定柱脚和从试验中得到一些有益的总结，无法大面积的应用推广，其中关于柱脚分析计算的研究也甚少。
3.结论与进一步研究方向
可以发现，实际柱脚连接的受力性能很难用简单的理论来进行精确描述，即使通过试验，由于受一些条件限制，如不同的结构柱脚形式和尺寸是不同的，其柱脚组成构件的设置也没有规范化、标准化，同时对于有不同构件的柱脚，其受力的情况也是相差较大的等，这样就无法提供足够的试验数据。
因此柱脚研究还需要做大量的工作：
1）综合国内柱脚的设计方法可以看到，很多设计方法采用了比较多的假定和一些经验构造措施，这就要求柱脚的理论研究还需要更加深入，需要既能方便实际应用，同时理论上又能严格推导的理论设计方法。
2）由于规范涉及柱脚的内容较少且不够详细，对于柱脚的各个构件也没有规范化、标准化，使得柱脚设计是因人而异，因此，柱脚研究中标准化与规范化的工作是不可或缺的，包括设计方法的标准化，柱脚各构件的规范化与标准化，这将从设计到施工产生较大的综合效益。
3）虽然现阶段对柱脚有不少试验研究，但基本上是针对某一种类型的柱脚，而柱脚由于其复杂性决定了需要系统性的研究，所以近年来开始采用试验+有限元模拟来分析柱脚节点，用试验来验证有限元模型的有效性，通过有限元可以模拟较为复杂的柱脚情况，较精确的显示出柱脚的受力性能及变形情况。因此，柱脚的分析计算方法研究应该受到重视。
4）从柱脚形式上看，外露式柱脚研究较多，埋入式柱脚和外包式柱脚研究很少，但从实际应用来看，对各形式柱脚都应重视起来，从理论到试验，再到有限元模拟，最后到实际应用都需要展开研究。
综合我国现阶段钢柱脚的设计与研究，钢柱脚将对建筑结构的各个方面有着较大影响，针对它的形式、理论、试验等研究还应该继续进行，能直接应用于实际工程的具体量化设计方法还需进一步的研究。随着钢结构在我国的大规模应用，钢柱脚的设计研究将趋于保证安全的前提下更加规范化、标准化。
参考文献
[1]李星荣，钢结构连接节点设计手册（第二版）.中国建筑工业出版社，北京，2004
[2]但泽义，钢柱脚与混凝土基础刚接连接设计方法探讨.钢结构2010增刊：417~426
[3]高层民用建筑钢结构技术规程JGJ 99-98，中华人民共和国建设部.北京：北京建筑工业出版社，1998
[4]蔡益燕，高层钢结构柱脚的抗震设计.建筑结构，1997(6)：3~8
[5]钢结构设计规范GB50017-2003，中华人民共和国建设部.北京：北京建筑工业出版社，1998
[6]李德滋， 钢柱脚锚栓的应力分析和设计.工业建筑，1983(10)：30~36
[7]于安麟，露出型钢柱脚抗剪性能的研究(1) .工业建筑，1992(5)：24~26
[8]于安麟，露出型钢柱脚抗剪性能的研究(2) .工业建筑，1992(6)：29~33
[9]王燕，王泽，温学志. 埋入式柱脚受力分析.青岛建筑工程学院学报，1993，14(3)：11~14
