周汉香, 周越洲, 方小丹

(华南理工大学建筑设计研究院有限公司，广州 510641)

0 引言

在深厚软土基坑工程实践中,有采用穿透软土进入深部硬土层锚固的锚索[1-3]。此类锚索,因涉及到深厚软土及其流变效应,如按常规方法设计计算,计算结果不准确的问题突出。当软土深厚导致锚索超长时,常因锚索轴力衰减明显使得支护结构变形快速增长,不得不在施工过程中进行补张拉。即便如此,支护结构最终变形值仍可能较大,导致变形控制可能失败,甚至引起基坑垮塌。

2022年新出的强制性标准《建筑与市政地基基础通用规范》(GB 55003—2021)规定:土层锚杆锚固段不应设置在未经处理的软弱土层、不稳定土层和不良地质作用地段。为满足此要求,设计往往只能采用穿透软土锚固入深部硬土层的做法。因此,有必要对此类锚索进行深入研究。本文基于香港科技大学(广州)深厚淤泥基坑工程的实践,在文献[4-5]的基础上,进一步对此类锚索进行研究,研究成果可为该类型锚索的计算提供参考与借鉴。

1 入硬土锚固锚索计算方法研究

1.1 锚索受力变形特征

抗剪强度从峰值强度迅速下降到较稳定的残余强度是流变软土典型受力特征。基于已有的研究,锚索在软土段仅能按其稳定承载力进行设计[5]。本文对穿透软土进入深部硬土层锚固的锚索,区分为软土锚固段与硬土锚固段两部分,并根据其受力、变形情况划分为如下两种不同的类型。

(1)类型1

当锚索初始锁定力、补张拉力或开挖过程中锚索承担的拉力值大于锚索软土锚固段土体能提供的稳定承载力时,软土锚固段的锚土界面将产生滑移。宏观表现为软土中的锚索在锁定后或开挖过程中出现逐步应力松弛,变形增长。此时,软土锚固段土体已不能阻止锚索的自由变形,但仍可提供滑动摩擦力,软土锚固段锚土界面摩阻力τ可取其稳定值;深部的硬土锚固段土体将逐步发挥承载作用,直至达到新的稳定平衡状态。随着开挖深度的增加,锚索拉力继续增大,直至硬土锚固段完全发挥作用。此类锚索的实际极限承载力,为软土锚固段土体的稳定承载力与硬土锚固段土体的极限承载力之和。前者可按文献[5]计算,后者可按行标《建筑基坑支护技术规程》(JGJ 120—2012)的常规锚索设计方法计算。

当软土锚固段的锚土界面产生滑移时,软土中的锚索锚固段将和原有设计的锚索自由段一起变形,形成新的自由段。此时锚索自由段受拉产生弹性变形,可由弹性法的虎克定律求解。扣除软土锚固段土体的稳定承载力(即滑动摩擦力)后,剩余锚索拉力由硬土锚固段土体提供抗拔力平衡,相应在硬土段锚土界面产生斜向剪应力并往周边土体传递,符合剪切位移法的假定。锚土界面斜向剪应力使得硬土锚固段土体产生斜向上剪切变形。在稳定受力阶段,可假定硬土锚固段锚土界面不脱离,则硬土锚固段的土体剪切变形即为相应硬土锚固段锚索的受力变形,此段锚索的受力变形叠加新的自由段锚索的受拉弹性变形,即为锚索总的变形。

(2)类型2

当锚索初始锁定力、补张拉力或开挖过程中锚索承担的拉力值均不超过锚索软土锚固段土体能提供的稳定承载力时,此时可视为完全由软土锚固段承载,硬土锚固段可作为安全储备。此种情况下的锚索受力变形等效于全长位于软土中的锚索,可按文献[5]的方法计算。

软土稳定的摩阻力τ值可按各地经验参数取值。在珠江三角洲地区,如无实测数据,建议可按广东省《建筑地基基础设计规范》 (DBJ 15-31—2016)相关经验值取值,具体为:淤泥摩阻力取4～8kPa,平均值5kPa;淤泥质土摩阻力取8～13kPa,平均值10kPa,承载力较为稳定可靠。

1.2 计算假定

通常情况下,硬土仅相对于淤泥与淤泥质土等软土而言。偏保守计,本文将硬土仅细分为黏土与粉细沙(简称A类硬土),及中粗砂、砾砂、圆砾及全、强风化岩(简称B类硬土)两类。因软土深厚,实际施工时,从可行性考虑,一般进入硬土层的锚索长度较为有限。同时常需配合射水成孔与扩径喷浆等施工,导致较难避免深部锚土界面软化或扰动。综合考虑,故取硬土锚固段锚土界面摩阻力τ沿锚固段均匀分布。

1.3 计算模型

对深厚软土中的桩锚支护及入硬土锚固的锚索,在稳定受力阶段,锚索类型1的计算模型可简化为图1。为方便讨论,仅以其一道锚索为例进行分析。图中P为锚索作用于支护桩上的集中力,即锚索拉力值。设计阶段P取锚索拉力计算标准值,施工监测阶段P取锚索拉力实测值。坑底以下O点为反弯点,L0、L1、L2分别为锚索的设计自由段、软土锚固段、硬土锚固段长度;d1、d2分别为软土锚固段、硬土锚固段锚索直径;τ1、τ2分别为软土锚固段、硬土锚固段锚土界面摩阻力。计算出硬土锚固段的摩阻力τ2后,应与地勘提供的硬土段摩阻力值及经验值进行对比,以判别τ2计算值的合理性。根据前述分析,由静力平衡和变形协调可知以下关系成立:

图1 计算模型简图

P=πd1τ1L1+πd2τ2L2

(1)

δ=δAC+δCD

(2)

式中:δ为锚索斜向总位移,mm;δAC为实际总自由段AC的锚索自由段受拉弹性变形,mm;δCD为硬土锚固段CD沿锚索斜向上的土体剪切位移值,mm。

可由弹性法的虎克定律计算δAC,由剪切位移法计算δCD。当采用现浇混凝土冠梁或腰梁时,锚索端部与支护桩连接节点可视为刚节点。因锚索端部与支护桩连接固定,δAC、δCD两者之和为锚索斜向总位移δ,即为支护桩对应锚索支点位置的斜向位移。

按弹性法的虎克定律计算锚索对应新自由段的张拉变形δAC,计算公式为:

δAC=[1 000P(L0+L1)]/EmAm

(3)

式中:Em为锚索弹性模量,GPa;Am为锚索配置的钢绞线束总面积,mm2。

按剪切位移法,可得到硬土锚固段锚索外周土体剪切区任意点的剪切位移δr、硬土段周边土体的总剪切位移体积V;将总剪切位移体积V除以外周圆面积,并考虑剪切应力重叠,化简后即为考虑群锚效应后的硬土锚固段剪切区土体斜向上剪切位移δCD。其中δr与V计算公式详见文献[5],δCD计算公式为:

(4)

式中:rm为锚索外周剪切位移最大影响半径,m;τp为锚土界面摩阻力平均值,kPa,对应本文硬土锚固段τ2;rp为锚索锚固段半径,m;d为锚索锚固段直径,m,对应本文硬土锚固段d2;s为同排锚索的纵向间距,m;μ为泊松比,本文硬土μ取0.35,软土μ取0.40;Es为土体的压缩模量,MPa,硬土的Es可按地勘报告或经验值取值;k为计算系数,经综合推导,本文软土k取280,A类硬土k取150,B类硬土k取65。

进一步,可得到锚索轴拉刚度计算公式为:

Kt=P/(δAC+δCD)

(5)

式中:Kt为锚索轴拉刚度,MN/m;P为锚索拉力,kN。

求出锚索斜向总位移δ后,按锚索倾角分解,可求得相应桩锚节点处的水平和竖向位移分量值。

以上为对应图1的桩锚支护,在考虑软土流变效应后的稳定承载阶段,按弹性法与剪切位移法计算穿过软土锚固入硬土的锚索拉力、锚索刚度、锚索及支护桩对应节点位置处位移量的基本方法。可用于深厚软土基坑桩锚支护中的穿透软土入硬土锚固的锚索计算。实际工程中,可通过量测锚索拉力、支护桩顶水平位移与竖向沉降、桩身测斜值等实际数据,将实际数据与计算数据对比来校验。

1.4 弹性法结合剪切位移法使用要点

在方案阶段,如无地勘资料,建议淤泥锚土界面摩阻力τ1取5kPa,压缩模量Es取1.5MPa;淤泥质土锚土界面摩阻力τ1取10kPa,压缩模量Es取3.0MPa;硬土锚土界面摩阻力τ2可按照行标《建筑基坑支护技术规程》(JGJ 120—2012)取值,压缩模量Es可参考《工程地质手册》[9]取值。将τ1、τ2、Es代入式(1)～(5)进行评估计算。如有地勘资料,则可结合地勘资料、地区经验和工程实际情况综合确定τ1、τ2、Es取值。

在设计阶段,可由式(1)～(5)计算穿透软土入硬土锚固锚索的稳定承载力、刚度及变形。可根据计算值调整锚索尺寸参数以满足工程需要。也可将对应计算结果代入弹性支点法(m法)和有限元法作为已知边界条件,以提高计算精度。

在施工阶段,可将设计阶段的锚索拉力、变形计算值与施工阶段的监测值进行比较,以评估实际的安全状况,并提前做好应对预案。

2 案例验证

本节从相关文献提供的工程实例中,查找并整理有效信息,采用本文方法进行计算,并将计算结果与实测数据进行比较与验证。

2.1 算例1广东省中山市某基坑

广东省中山市马鞍岛某深厚淤泥基坑[1]2-2、3-3剖面采用单支点桩锚支护,直立段支挡高度2.8m,桩顶设置斜平台,长约35m,坡率1∶22,总支挡高度约6m。桩顶设置一道35m长锚索,锚索倾角40°,纵向间距2m;自由段长10m,软土锚固段长18m,孔径250mm;硬土锚固段长7m,孔径500mm。锚索拉力设计值455kN,标准值350kN,锁定值280kN。锚索由4φs15.2钢绞线组成。按地勘报告,淤泥压缩模量Es=1.6MPa,极限摩阻力标准值qsk=16kPa;硬土段为粉质黏土,压缩模量Es=4.5MPa,极限摩阻力标准值qsk=40kPa。实测的最终锚索拉力450kN;支护桩顶水平位移120mm,竖向沉降35mm。初期因应力松弛位移增长,对锚索进行了一次补张拉,锁定值不变。

按本文方法计算:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥锚土界面摩阻力τ1为5kPa,由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为70.7kN。小于补张拉力280kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=450kN、L1=18m、L2=7m、d1=0.25m、d2=0.5m、τ1=5kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=34.5kPa,小于地勘建议极限摩阻力标准值qsk=40kPa。A类硬土k=150、d=0.5m、s=2m、s/d=4、Es=4.5MPa,将上述参数代入式(4)得δCD=35.9mm。数值较大,锚固较差。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=450kN、L0=10m、L1=18m、4φs15.2钢绞线截面面积Am=560mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=115.4mm。4)计算锚索斜向总位移及水平位移分量。将δCD=35.9mm和δAC=115.4mm代入式(2),可得锚索斜向总位移δ=151.3mm。将δ按锚索倾角40°分解,求得锚索水平位移为115.9mm,与实测值120mm基本吻合。

本工程的4-4、5-5剖面采用多支点桩锚支护,直立支挡高度约6.2m。因文献[1]未提供本工程测斜值,无法复核第二道锚索的水平位移,故仅对桩顶49m长锚索进行计算。该锚索倾角40°,纵向间距2m;自由段长29m,软土锚固段长8.6m,孔径250mm;硬土锚固段长11.4m,孔径250mm的锚固段长3.4m,孔径500mm的锚固段长8m,简化计算可取综合孔径为425mm。锚索拉力设计值637kN,标准值490kN,锁定值400kN。锚索由4φs15.2钢绞线组成。按地勘报告,硬土段为黏性土和全风化岩,且以后者为主,压缩模量Es=7.0～10MPa,极限摩阻力标准值qsk=60～80kPa。实测最终锚索拉力350kN,支护桩顶水平位移80mm,竖向沉降27mm。

按本文方法计算:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥锚土界面摩阻力τ1为5kPa,由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为33.8kN,小于张拉锁定值400kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=350kN、L1=8.6m、L2=11.4m、d1=0.25m、d2=0.425m、τ1=5kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=20.8kPa,小于地勘建议极限摩阻力标准值qsk=60～80kPa。B类硬土k=65、d=0.425m、s=2m、s/d=4.7、Es=10MPa,将上述参数代入式(4)得δCD=2.6mm。数值较小,锚固可靠。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=350kN、L0=29m、L1=8.6m、4φs15.2钢绞线截面面积Am=560mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=120.5mm。4)计算锚索斜向总位移及水平位移分量。将δCD=2.6mm和δAC=120.5mm代入式(2),可得δ=123.1mm。将δ按锚索倾角40°分解,求得锚索水平位移为94.3mm,与实测值80mm的偏差约为18%。

该锚索总长49m,第3)步计算的锚索自由段弹性受拉变形δAC=120.5mm,其水平位移分量为92.3mm,已超出实测值80mm 的15%。主要原因,在于计算时采用的软土段和硬土段锚固长度值,只能按文献[1]所提供的唯一地勘剖面求得,而实际该工程存在地层变化的概率较大。

2.2 算例2浙江省宁波市某基坑

浙江省宁波市某深厚淤泥质土基坑[2]一层地下室区域采用单支点桩锚支护,直立段支挡高度约4.0m,总支挡高度约6.0m。桩顶设置一道28m长锚索,两桩一锚。锚索倾角35°,纵向间距1.8m;自由段长10m,软土锚固段长11.8m,孔径350mm;硬土锚固段长6.2m,孔径350mm。锚索拉力设计值300kN,锁定值210kN。锚索由3φs15.2钢绞线组成。硬土段为黏土,按地区经验Es=5～7MPa。实测桩顶水平位移35mm。无最终锚索拉力实测值,全程未进行锚索补张拉。

根据工程经验,因流变软土,采用常规弹性支点法(m法)计算的锚索拉力值大于实际值。本例软土为淤泥质土,建议可取折减系数为0.8～0.9。

一层地下室区域仅有一道锚索且未补张拉,锚索会发生明显应力松弛。经采用弹性支点法(m法)重新建模复核,按本例锚索拉力设计值与锁定值关系,可判断实际最终锚索拉力值将低于初始锁定力。综合考虑,此处取初始锁定值乘以折减系数0.8来估算实际锚索拉力值。

按本文方法计算:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥质土锚土界面摩阻力τ1为10kPa,由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为129.7kN,小于锁定值210kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=168kN、L1=11.8m、L2=6.2m、d1=d2=0.35m、τ1=10kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=5.6kPa,小于地区经验极限摩阻力标准值qsk=40kPa。A类硬土k=150、d=0.35m、s=1.8m、s/d=5.14、Es=5MPa,将上述参数值代入式(4)得δCD=2.2mm。数值较小,锚固可靠。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=168kN、L0=10m、L1=11.8m、3φs15.2钢绞线截面面积Am=420mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=44.7mm。4)计算锚索斜向总位移及水平分量。将δCD=2.2mm和δAC=44.7mm代入式(2),可得δ=46.9mm。将δ按锚索倾角35°分解,求得锚索水平位移为38.4mm,与实测值35mm基本吻合。

该基坑两层地下室区域采用多支点桩锚撑支护,直立段支挡高度约7.4m,总支挡高度约11.0m。设置两道锚索加一道圆形内支撑。限于篇幅,仅对桩顶31m长锚索进行计算。锚索倾角35°,纵向间距2m,自由段长10m,软土锚固段长15m,孔径350mm;硬土锚固段长6m,孔径350mm。锚索拉力设计值320kN,锁定值220kN。锚索由3φs15.2钢绞线组成。硬土段为黏土,按地区经验Es=5～7MPa。实测桩顶水平位移50mm。无最终锚索拉力实测值,全程未进行锚索补张拉。基于与前述相同考虑进行折减以估算实际锚索拉力。因该部位有两道锚索加一道圆环内支撑,支护结构刚度总体较大。综合考虑,此处取折减系数0.9。

按本文方法计算:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥质土锚土界面摩阻力τ1为10kPa,由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为164.9kN,小于锁定值220kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=198kN、L1=15m、L2=6m、d1=d2=0.35m、τ1=10kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=5.0kPa,小于地区经验值qsk=40kPa。A类硬土k=150、d=0.35m、s=2.0m、s/d=5.71、Es=5MPa,将上述参数值代入式(4)得δCD=1.6mm。数值较小,锚固可靠。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=198kN、L0=10m、L1=15m、3φs15.2钢绞线截面面积Am=420mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=60.4mm。4)计算锚索斜向总位移及水平分量。将δCD=1.6mm和δAC=60.4mm代入式(2),可得δ=62mm。将δ按锚索倾角35°分解,求得锚索水平位移为50.8mm,与实测值50mm基本吻合。

该工程虽未提供锚索拉力实测值,但可根据软土工程经验,结合常规弹性支点法(m法)估算锚索最终实际拉力值。

2.3 算例3广东省南海市某基坑

广东省南海市万达广场基坑工程[3]2-2剖面有深厚淤泥,厚度11.7m。采用多支点桩锚支护,直立支挡高度12.4m。竖向设置三道锚索,锚索间距3m,从上往下第一和第二道为土锚,均穿透淤泥入强风化泥岩锚固;第三道入中微风化岩锚固,非土锚。对两道土锚进行计算复核。

桩顶第一道锚索:总长24m,倾角30°,纵向间距2m;自由段长10m,软土锚固段长11.4m,孔径500mm;硬土锚固段长2.6m,孔径500mm。锚索拉力设计值617kN,锁定值308kN。锚索由5φs15.2钢绞线组成。第二道锚索:总长21.5m,倾角30°,纵向间距1.6m;自由段长8m,软土锚固段长7.4m,孔径400mm;硬土锚固段长6.1m,孔径400mm。锚索拉力设计值666kN,锁定值333kN。锚索由5φs15.2钢绞线组成。按地勘报告,淤泥的极限摩阻力标准值qsk=15kPa;硬土段为强风化泥质粉砂岩,qsk=100kPa,按地区经验Es=25～30MPa。实测桩顶水平位移43mm,对应第二道锚索位置处的水平位移34mm。第一道锚索实测拉力280kN,第二道锚索实测拉力300kN,全程未进行锚索补张拉。

按本文方法计算。第一道锚索:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥锚土界面摩阻力τ1为5kPa。由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为89.5kN,小于锁定值308kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=280kN、L1=11.4m、L2=2.6m、d1=d2=0.5m、τ1=5kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=46.7kPa,小于地勘建议的极限摩阻力标准值qsk=100kPa。B类硬土k=65、d=0.5m、s=2m、s/d=4、Es=25MPa,将上述参数代入式(4)得δCD=3.8mm,数值较小,锚固可靠。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=280kN、L0=10m、L1=11.4m、5φs15.2钢绞线截面面积Am=700mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=43.9mm。4)计算锚索斜向总位移及水平分量。将δCD=3.8mm和δAC=43.9mm代入式(2),可得δ=47.7mm。将δ按锚索倾角30°分解,求得锚索水平位移为41.3mm,与实测值43mm基本吻合。

第二道锚索:1)锚索类型判别。根据1.1节,考虑软土流变,取淤泥锚土界面摩阻力τ1为5kPa,由式(1)计算得软土锚固段稳定承载力为46.5kN。小于锁定值333kN,属于类型1。2)计算硬土段锚土界面摩阻力及剪切变形。根据1.3节,有P=300kN、L1=7.4m、L2=6.1m、d1=d2=0.4m、τ1=5kPa,将上述参数值代入式(1)得τ2=33.1kPa。小于地勘建议的极限摩阻力标准值qsk=100kPa。B类硬土k=65、d=0.4m、s=1.6m、s/d=4、Es=25MPa,将上述参数代入式(4)得δCD=2.1mm,数值较小,锚固可靠。3)计算锚索自由段弹性受拉变形。将P=300kN、L0=8m、L1=7.4m、5φs15.2钢绞线截面面积Am=700mm2、弹性模量Em=195GPa代入式(3)得δAC=33.8mm。4)计算锚索斜向总位移及水平分量。将δCD=2.1mm和δAC=33.8mm代入式(2),可得δ=35.9mm。将δ按锚索倾角30°分解,求得锚索水平位移为31.1mm,与实测值34mm基本吻合。

3 计算分析

汇总第2节的三个基坑工程案例,对应共六个计算剖面的计算结果如表1所示。

表1 各算例计算结果汇总

由第2节的详细计算结果和表1可知:

(1)此类锚索自由段的弹性张拉变形δAC占总变形量δ的比例很高。一般情况下,如硬土锚固段锚固良好,则其占比在90%以上。如要控制总变形,显然应优先控制并减小自由段的弹性张拉变形。以算例1的2-2剖面为例,其他不变,仅将锚索钢绞线束数由4φs15.2修改为6φs15.2,可求得δAC=76.9mm,则总位移可减少为原计算值的75%,效果明显。考虑到该剖面硬土锚固段计算摩阻力较大,已接近地勘建议值,如再进一步增加5m的硬土锚固段长度,即锚索总长度由35m变为40m,则不难求得δCD=21.0mm,总位移还将进一步减小,为原计算值的65%。

(2)一般情况下,穿透软土入硬土锚固的锚索,其硬土锚固段的锚固效果普遍良好,故当下卧硬土层埋藏不深时应充分利用下卧硬土层。算例1,该基坑淤泥厚度达20～25m,其2-2剖面的锚索总长度虽已长达35m,但计算得到的硬土锚固段剪切变形δCD仍有35.9mm,数值较大,显然锚固效果并不理想。如需进行变形控制,则除增加钢绞线数量,增加硬土锚固段长度外,还需采用其他综合措施进行改善。诸如增大锚索倾角以减小此类锚索自由段长度和总长度,或采用同步旋喷扩径[10]、增加锚索锚固段的孔径等,对降低此类锚索的总变形量均有一定效果。

(3)当软土为淤泥时,如算例1和算例3,穿透软土入硬土锚固的锚索的软土锚固段提供的稳定承载力占锚索实测总拉力的比例较小。根据前述案例详细计算数据,不难得出算例1中两个剖面2-2、3-3的比例仅分别为15.7%和9.7%。算例3中两个剖面(第一、二道锚索)的比例稍高,也仅分别为31.9%和15.5%。显然此时硬土锚固段土体将提供主要的承载力,也承担主要的荷载。当软土为淤泥质土时,软土锚固段也有可能发挥主要受力作用,如算例2的两个剖面(一层地下室、二层地下室)的比例分别为77.2%和83.3%。

4 结语

(1)本文提出采用弹性法结合剪切位移法,计算深厚软土基坑桩锚支护中,穿透软土入硬土锚固的锚索的受力和变形。采用此方法对若干有实测数据的典型软土桩锚支护基坑工程,进行计算,计算值与实测值基本吻合。计算表明,该法可较好地揭示此类锚索的受力、变形机理,对此类锚索的设计计算具有较好的适用性,有助于提高设计精度。

(2)当基坑软土深厚时,常导致穿透软土入硬土锚固的锚索自由段长度较大、总长较大,总变形量也往往较大。计算表明,适当增加锚索的钢绞线束数量可显著降低其总变形量,建议优先考虑。当计算出硬土锚固段的土体剪切位移较大时,应注意增加锚索在硬土锚固段的长度或增加锚索直径,以确保锚固可靠。针对如何量化硬土锚固区的剪切变形控制值这一问题,建议可开展进一步的研究。

(3)受软土深厚和流变的不利影响,穿透软土入硬土锚固的锚索的受力与变形有较特殊的工程特性。设计时,建议应根据软土锚固段与硬土锚固段二者的不同受力与变形特点,采取有针对性的技术措施,以确保此类锚索的承载力及控制锚索总的变形量。

(4)根据香港科技大学(广州)深厚淤泥基坑工程(支护桩端已入圆砾)和本文算例1(支护桩端已入强风化岩)的支护桩实测沉降数据,建议在工程实践中应注意由锚索竖向分力及其他因素引起的,因桩侧软土产生竖向剪切变形带来的支护桩沉降问题。建议对深厚软土基坑的支护桩墙沉降问题,开展进一步的研究。