0.   引言

传统的以混凝土为主要建筑材料的基坑支护技术，存在资源利用效率低、污染环境及支护结构遗留地下对后续工程造成障碍等问题。装配式、可回收技术符合国家绿色节能、低碳环保的发展理念，是基坑支护技术发展的重要方向^[1-2]。支挡式结构是目前软土基坑支护的主要型式，早期可回收技术的研究主要针对单一结构构件，如可回收锚杆、型钢支撑等支锚构件和组合型钢等挡土构件^[3-6]，并通过模型和现场试验总结了相关可回收构件的受力变形规律^[7-8]。在此基础上，可回收技术也逐渐实现从单一构件向空间体系的发展。随着全回收基坑支护的概念日益突出，中国工程建设标准化协会发布了《全回收基坑支护技术规程》，国内也陆续出台了相关地方标准，持续构建基坑支护技术的新发展格局和实践方向。

本文研发了一种适用于软土的钢管锚锭板桩全回收基坑支护技术，并利用模型试验研究技术参数对基坑支护体系稳定性的影响，为构建其设计方法提供科学依据。

1.   钢管锚锭板桩全回收基坑支护技术

钢管锚锭板桩全回收基坑支护体系由钢板桩、钢管桩、钢拉杆和钢腰梁等组成，如图 1所示，所有构件在基坑回填后均可实现回收。

图  1  钢管锚锭板桩全回收基坑支护体系

Figure  1.  Fully recoverable retaining system of sheet piles anchored by steel pipe piles for deep excavations

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钢板桩采用带有锁口的帽形型钢，锁口可以相互组合形成连续紧密的钢结构墙体（图 2（a））；钢管桩作为锚锭构件，采用大直径圆形钢管（图 2（b））；钢拉杆作为钢板桩和钢管桩之间的受力连接构件，与钢管桩一一对应；钢拉杆采用中空锚杆（图 2（c）），两端为螺纹锚头，利用螺母分别与钢板桩和钢管桩连接；钢腰梁作为钢拉杆与钢板桩之间的传力构件，可调节钢板桩均匀受力，采用双拼H型钢（图 2（d））。

图  2  支护体系构件

Figure  2.  Component parts of retaining system

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2.   支护体系稳定性模型试验

影响支护体系稳定性的因素除土体性质外，主要有管桩与板桩的间距、管桩的规格（长度、刚度、间距等）、板桩的规格（长度、刚度等）。因篇幅所限，本文主要探讨管桩与板桩的不同间距对支护结构变形的影响。

2.1   试验用土

模型试验用土取自青岛市上合示范核心区的海相软土，天然密度平均值为1.85 g/cm³，含水率平均值为34.5%，塑限和液限的平均值分别为16.6%和32.4%，塑性指数为15.8，属于淤泥质粉质黏土。

2.2   模型构件

模型板桩和管桩材料选用尼龙板和尼龙管，按相似理论确定模型尺寸。本试验以拉森Ⅳ型钢板桩和外径1 m、壁厚25 mm的钢管桩为原型，原型与模型的长度相似比为10。试验主要研究管桩和板桩受力后的弯曲变形及位移特点，因而考虑模型与原型的抗弯刚度（EI）相匹配。尼龙的重度${\gamma _{\text{m}}}$=11.5 kN/m³，弹性模量${E_{\text{m}}}$=2.83 GPa，计算得模型板桩的厚度${h_{\text{m}}}$为17.0 mm，模型管桩的直径${D_{\text{m}}}$=100 mm，壁厚${t_{\text{m}}}$为2.7 mm。拉杆采用直径4 mm的不锈钢棒，两端分别与尼龙板和尼龙管栓接。

2.3   试验装置

试验装置包括模型箱、加载系统及监测系统3部分组成。模型箱体内部净尺寸长3 m，宽1 m，高1.5 m。加载系统由气缸、加载板、反力架和空气压缩机组成（图 3）。

图  3  模型箱与加载系统

Figure  3.  Model box and loading system

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监测系统包括埋设模型地基内的孔隙水压力传感器、加载板位移传感器、微型薄膜土压力计，以及数字图像相关系统（简称DIC系统）和摄影测量分析设备（简称DPA设备）（图 4）。

图  4  DIC系统和DPA设备

Figure  4.  DIC system and DPA facilities

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2.4   试验方案

管桩与板桩的间距L如表 1所示。采用单根管桩时，管桩设置于模型箱的长轴中心线上；采用两根管桩时，管桩间距为300 mm，在模型箱的长轴中心线两侧对称布置。在满足试验边界条件的前提下，为减少试验工作量，同一个模型地基，在模型箱两端各实施一个基坑开挖试验，即A1与A4、A2与A3、B1与B2为同一个模型地基，试验布置如图 5和图 6。

表  1  试验方案

Table  1.  Test schemes

试验编号	单管					双管
	A1	A2	A3	A4		B1	B2
管桩与板桩间距L/mm	100	300	500	1000		300	500

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图  5  A1、A4组及A2、A3组模型试验布置图

Figure  5.  Layout of model tests on case A1, A4 A2 and A3

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图  6  B1和B2组模型试验布置图

Figure  6.  Layout of model tests on case B1 and B2

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2.5   模型地基

（1）模型地基制作方法

模型地基采用逐级加载固结的方式制作，前一级荷载作用下土体固结完成后施加下一级荷载。土体固结完成的判别标准是土体竖向变形速率小于2 mm/d且超静孔隙水压力基本消散。以原状土的天然密度（1.85 g/cm³）为目标值，通过预备试验确定首级荷载2 kPa、之后每级增加10 kPa至最终荷载70 kPa。

（2）模型地基土的物理力学性质

开挖试验结束后，在两个试验区交界附近，分别从模型地基深度20，50，90 cm处取样，进行密度、含水率、直接剪切和三轴不固结不排水剪切等试验。

模型地基土的平均密度自上而下呈略微增大趋势，分别为1.84，1.86，1.87 g/cm³；平均含水率自上而下呈“C”字型规律分布，即上、下部排水条件较好，含水率略低于中部，中部含水率平均值（32.9%）在数值上与原状土的液限（32.4%）和天然含水率（34.5%）相近。

模型地基土的各组平均抗剪强度指标，黏聚力${c_{\text{q}}}$为3.0~4.8 kPa、${c_{{\text{UU}}}}$为5.5~6.2kPa；内摩擦角${\varphi _{\text{q}}}$为5.6~6.0°、${\varphi _{{\text{UU}}}}$为2.3~3.9°。抗剪强度指标变异系数较小，均匀性较好，且与原状土试验指标接近。

2.6   基坑开挖试验方法

模型地基制作完成后，在预定的开挖区分层进行人工开挖，每层开挖深度为10 cm，直至基坑顶面发生明显变形、开裂破坏，或开挖深度达到50 cm。

3.   试验结果与分析

3.1   破坏型式

各组试验得到的基坑顶面破坏型式类似，A4和B2组试验的破坏情况见图 7。对A组（单管桩）试验，当两者间距为10 cm时，虽地表未出现贯通滑裂面，但板桩和管桩均发生明显变形，滑裂面位于管桩外侧；当间距增加为30 cm和50 cm时，在管桩附近地表出现贯通性滑裂线，表明桩间土形成局部塑性区并发展成贯通滑裂面；当间距增加至100 cm时，地表贯通性滑裂面出现在板桩与管桩之间，距离板桩约70~80 cm，与板桩后的朗肯主动土压力区宽度基本一致。对B组（双管桩）试验，其整体破坏规律与A组试验中管桩与板桩具有相同间距的试验结果相似。

图  7  模型地基在基坑顶面的破坏状态

Figure  7.  Failure states of model foundation at top of excavation

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3.2   土压力的变化规律

图 8给出了A1和B1组试验中作用在板桩上的土压力变化规律。深度0.3 m处的两个土压力计监测的土压力值基本一致，初始土压力值与朗肯土压力计算的静止土压力值基本一致，土压力值随着开挖深度的增加而减小，对应从开挖前静止土压力到开挖后主动土压力的转变。深度0.7 m位于开挖深度范围下，初始土压力值亦与静止土压力计算值接近，土压力值则随着开挖深度的增加而增加，主要与板桩刚度较小、沿竖向反弯变形挤压土体有关。

图  8  土压力变化规律

Figure  8.  Variation of earth pressure

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3.3   管桩水平位移的变化规律

桩顶位移随开挖深度的增加而逐渐增大，当开挖深度较小时接近线性变化，在水平位移突变后仍有一定承载和抗变形能力，总体符合双曲线变化规律，拟合优度系数R²均大于0.9（如图 9）。双曲线拟合式中位于分子的拟合参数反映了极限开挖深度，而位于分母的拟合参数则反映了双曲线趋于渐近线的速率。试验结果显示，A1和A4组的极限开挖深度基本一致，A2和A3组基本一致，而B1和B2组（双管桩）的极限开挖深度基本一致且大于管桩和板桩间距相同条件下A2和A3组（单管桩）的结果，表明极限开挖深度和管桩与板桩间距有关，当管桩与板桩间距超过某范围时，两者间距越大，同等开挖深度条件下支护体系变形越小。此外，极限开挖深度与管桩间距成反比，管桩间距越小，同等条件下极限开挖深度越大。同时，对管桩顶部水平位移的监测数据表明，当土体发生较大变形至破坏时，管桩发生整体倾斜。

图  9  管桩顶部位移实测值

Figure  9.  Measurement of displacement at top of pipe pile

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3.4   板桩水平位移的变化规律

图 10给出了利用DPA设备获得的A1和B1组试验中的板桩顶部水平位移。板桩顶部的水平位移随开挖深度的增加而逐渐增大，在水平方向上，由于管桩的锚锭作用，对A组（单管桩），其值以拉杆位置为对称轴，左右近似对称分布，与拉杆距离越远位移越大，呈“V”型分布且随开挖深度增加而愈加明显。对B组（双管桩），其值以两根拉杆的中心线为对称轴，左右近似对称分布。同时，B组的桩顶位移明显小于A组，管桩间距直接影响作用在板桩上的土压力，且整体刚度的增加也有利于位移控制。

图  10  板桩顶部位移实测值

Figure  10.  Measurement of displacement at top of sheet pile

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3.5   管桩与板桩的变形协调

将各组试验中管桩与板桩的桩顶（拉杆处）水平位移汇总比较，如图 11所示，计算管桩与板桩水平位移的相关系数r为0.96，属显著性相关。

图  11  管桩与板桩的位移比较

Figure  11.  Comparison of displacements between pipe piles and sheet piles

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各组试验中管桩与板桩的变形虽然受开挖深度、施工工序等影响，但通过拉杆作用，拉杆两端的实测位移总体相差较小，两者变形具有一致性。因此，在设计中可通过增加拉杆刚度，减小两者之间的变形差。

4.   结论

（1）管桩的锚拉对结构位移具有显著限制作用。管桩顶部最大水平位移与开挖深度成双曲线关系。双管桩条件下的板桩位移明显小于单管桩条件下的结果，即增加板桩单位宽度内的管桩数量可以有效减小支护体系的位移。

（2）模型地基的变形破坏形式与管桩至板桩的间距有关。两者间距较近时，主动滑裂面的发展受到管桩限制，沿管桩位置滑裂。两者间距足够远时，滑裂面沿与板桩距离开挖深度约1.5倍的地表滑裂。

（3）管桩与板桩顶部的位移总体相差较小，两者的变形具有一致性。设计中可将两者的变形协调做为假定条件，以求解杆件体系力学平衡微分方程。