深基坑雙排微型鋼管樁支護(hù)受力特性原位試驗(yàn)

張立，白曉宇，杲曉東，孫林娜，于風(fēng)波,3，劉小良，陳吉光，蔣水兵

(1.青島理工大學(xué) 土木工程學(xué)院，山東 青島，266520；2.青島中建聯(lián)合集團(tuán)有限公司，山東 青島，266100；3.青島義和鋼構(gòu)集團(tuán)有限公司，山東 青島，266000；4.中國(guó)建筑第五工程局有限公司，湖南 長(zhǎng)沙，410004；5.中建八局第二建設(shè)有限公司，山東 濟(jì)南，250014；6.中鐵建設(shè)集團(tuán)有限公司，北京，100043)

近年來(lái)，我國(guó)加速推進(jìn)智慧城市、海綿城市、地鐵與地下綜合管廊的建設(shè)，人們對(duì)城市地下空間的開(kāi)發(fā)提出更高的價(jià)值要求。為進(jìn)一步推動(dòng)地下空間的立體化建設(shè)，與之相關(guān)的復(fù)雜深基坑大量涌現(xiàn)[1-2]。注漿微型鋼管樁因其承載能力高、布置形式靈活、施工安全便捷和擾動(dòng)較小等特點(diǎn)，逐漸應(yīng)用于深基坑支護(hù)工程[3-4]，尤其適宜城市建筑物較密集的區(qū)域。在此類(lèi)基坑支護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中，通常重點(diǎn)關(guān)注支護(hù)結(jié)構(gòu)在開(kāi)挖過(guò)程中的受力特性，不僅包括支護(hù)結(jié)構(gòu)變形、樁側(cè)巖土體強(qiáng)度與穩(wěn)定性等，而且包括支護(hù)結(jié)構(gòu)與巖土體相互作用等[5-6]。

諸多學(xué)者通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)研究微型鋼管樁的支護(hù)受力特性。李冬等[7]結(jié)合膨脹土地層下微型鋼管樁復(fù)合土釘墻支護(hù)結(jié)構(gòu)開(kāi)展試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)微型鋼管樁整體受力較小，對(duì)基坑變形的控制作用有限，認(rèn)為嵌巖深度是發(fā)揮其承載性能的關(guān)鍵因素。黃凱等[8]針對(duì)水泥土樁內(nèi)置微型鋼管樁聯(lián)合預(yù)應(yīng)力錨桿支護(hù)體系，開(kāi)展了室內(nèi)外試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)樁頂處出現(xiàn)最大彎矩，樁身彎矩沿深度方向呈現(xiàn)“上大下小”的分布特征，明確樁錨計(jì)算模式適用于微型鋼管樁的支護(hù)設(shè)計(jì)，驗(yàn)證了該支護(hù)結(jié)構(gòu)具有較大的抗彎剛度。肖武權(quán)[9]研究微型鋼管樁聯(lián)合錨桿支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力模式，發(fā)現(xiàn)樁身剪力和彎矩變化集中在開(kāi)挖面及其下部1 m范圍內(nèi)，樁身最大彎矩位于開(kāi)挖面附近。向波等[10]結(jié)合四川地區(qū)某滑坡治理工程，開(kāi)展多排微型鋼管樁的原位試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)前排樁、中排樁與后排樁的樁身彎矩分布、彎矩零點(diǎn)位置存在差異，由雙排樁增至三排樁能夠提升支護(hù)結(jié)構(gòu)的承載性能。烏青松等[11]依托巖溶區(qū)紅黏土地層的深基坑工程，測(cè)試微型鋼管樁的樁身內(nèi)力及樁頂水平位移，驗(yàn)證了微型鋼管樁結(jié)合鋼筋混凝土排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)應(yīng)用于土巖結(jié)合地層的可行性。林希強(qiáng)等[12]基于廣州珠江某深基坑微型鋼管樁復(fù)合土釘墻支護(hù)工程，測(cè)試樁身表面應(yīng)變沿深度方向的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)位于開(kāi)挖面附近的樁身表面應(yīng)變最大。

以上研究均以微型鋼管樁作為研究對(duì)象，探討不同支護(hù)條件下樁身的受力變形特性。也有學(xué)者對(duì)支護(hù)結(jié)構(gòu)中樁側(cè)土壓力的作用規(guī)律開(kāi)展一系列室內(nèi)外試驗(yàn)。方燾等[13]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，測(cè)試不同開(kāi)挖深度下的樁側(cè)土壓力，發(fā)現(xiàn)土壓力隨樁體水平位移增大而減小。鄭剛等[14]通過(guò)模型試驗(yàn)，研究了多種傾斜樁支護(hù)結(jié)構(gòu)的受力性狀，其變形模式與懸臂式直樁相同，但純斜樁支護(hù)的樁側(cè)土壓力較小。熊傳祥等[15]針對(duì)h形支護(hù)樁開(kāi)展了多組模型試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在排距較小時(shí)，內(nèi)排樁側(cè)土壓力接近于靜止土壓力，在排距較大時(shí)，內(nèi)排樁側(cè)土壓力接近于朗肯主動(dòng)土壓力。聶慶科等[16]通過(guò)深基坑工程的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，發(fā)現(xiàn)內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力隨開(kāi)挖深度增大而減小，樁間土壓力呈“兩頭大、中間小”分布。俞峰等[17]通過(guò)軟黏土地基雙排樁支護(hù)的樁側(cè)土壓力測(cè)試，發(fā)現(xiàn)外排樁所受土壓力逐漸傳遞到內(nèi)排樁，樁間土壓力在開(kāi)挖面上部呈減小趨勢(shì)，在基底以下呈增大趨勢(shì)，變化幅度與開(kāi)挖深度相關(guān)。黃雪峰等[18]基于懸臂式圍護(hù)樁開(kāi)展現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)實(shí)測(cè)彎矩反分析的土壓力小于朗肯土壓力理論計(jì)算的主動(dòng)土壓力。李華偉等[19]結(jié)合深基坑樁錨支護(hù)結(jié)構(gòu)的現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試結(jié)果，發(fā)現(xiàn)樁側(cè)土壓力在開(kāi)挖面以上呈三角形分布，在開(kāi)挖面以下呈矩形分布。

上述研究深入分析了各類(lèi)支護(hù)結(jié)構(gòu)中樁側(cè)土壓力的分布規(guī)律，但針對(duì)微型鋼管樁的樁側(cè)土壓力研究鮮有報(bào)道。目前，雙排微型鋼管樁支護(hù)結(jié)構(gòu)在深基坑工程中廣泛應(yīng)用，但土巖組合地層下雙排微型鋼管樁的承載機(jī)制與支護(hù)受力特性尚不明確，樁側(cè)土壓力的分布特征及變化規(guī)律仍未得到充分研究。本文依托青島地區(qū)某超深基坑工程，采用三階雙排微型鋼管樁復(fù)合預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)結(jié)構(gòu)，通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)試不同開(kāi)挖深度下雙排樁的樁身彎矩與內(nèi)排樁的樁側(cè)土壓力，分析內(nèi)排樁和外排樁受力性狀的差異與內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力分布特征及其時(shí)變規(guī)律，以期為土巖組合地層深基坑設(shè)計(jì)、施工和相關(guān)規(guī)范制定提供借鑒。

1 工程概況

1.1 水文地質(zhì)情況

場(chǎng)區(qū)為典型“上土下巖”二元地層(或稱(chēng)土巖組合地層)，上部主要為第四系人工填土、沖洪積層，基巖主要為全晶質(zhì)粗?；◢弾r與煌斑巖組成的復(fù)合巖體，場(chǎng)區(qū)土層分布及物理力學(xué)性質(zhì)如表1所示。場(chǎng)區(qū)地下水位穩(wěn)定標(biāo)高為15.85～20.33 m，穩(wěn)定水位埋深為2.20～4.30 m，測(cè)試樁所處位置地下水位標(biāo)高為15.99 m。

表1 場(chǎng)區(qū)土層分布及物理性質(zhì)Table 1 Distribution and physical properties of soil layer in field area

1.2 支護(hù)方案

基坑工程采用微型鋼管樁復(fù)合柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)，自上而下分為三階，測(cè)試樁所在單元的支護(hù)結(jié)構(gòu)剖面如圖1所示，第一階為雙排樁，樁長(zhǎng)為12.3 m，第二、三階為單排樁，樁長(zhǎng)分別為11.8 m和16.6 m；微型鋼管樁直徑為168 mm，壁厚為8 mm，排樁水平間距為1 m，上下兩階鋼管樁搭接處設(shè)置錯(cuò)臺(tái)，寬度為1 m。柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。

圖1 測(cè)試單元的支護(hù)結(jié)構(gòu)剖面圖Fig.1 Supporting structure profile of test unit

表2 柔性支護(hù)結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 Flexible support structure parameters

2 試驗(yàn)方案及過(guò)程

2.1 測(cè)試方法及其原理

在微型鋼管樁外壁沿深度方向分別按1.05 m和1.10 m 間隔布設(shè)應(yīng)變片及電阻式土壓力盒，內(nèi)排樁與外排樁同一截面兩側(cè)(迎土面與背土面)需對(duì)稱(chēng)布設(shè)應(yīng)變片，內(nèi)排樁迎土面布設(shè)土壓力盒。為避免沉樁、開(kāi)挖過(guò)程損壞傳感器，應(yīng)變片需涂覆防護(hù)層，土壓力盒采用定制的金屬保護(hù)外殼。樁身傳感器分布及安裝方式如圖2所示。樁身彎矩與土壓力測(cè)試分別采用1/4橋和全橋電路原理。為消除制造誤差，測(cè)試時(shí)啟用靈敏度修正，溫度補(bǔ)償通過(guò)外接同材質(zhì)鋼板，通過(guò)應(yīng)變換算為彎矩與土壓力。

圖2 樁身傳感器分布及安裝方式Fig.2 Pile sensor distribution and installation method

2.2 測(cè)試過(guò)程

試驗(yàn)主要分6步進(jìn)行。

1)根據(jù)測(cè)試樁樁長(zhǎng)及預(yù)應(yīng)力錨索的位置，在內(nèi)排樁、外排樁兩側(cè)(迎土面、開(kāi)挖面)分別安裝11組應(yīng)變片，在內(nèi)排樁的迎土面共安裝11 個(gè)土壓力盒，安裝位置在應(yīng)變片下側(cè)5 cm處。

2)在樁身外壁打磨傳感器的安裝位置，進(jìn)行弧部找平，在安裝位置上方20 cm處切割出引線孔。

3)待孔口溫度冷卻后，在土壓力盒的安裝位置焊接金屬保護(hù)外殼，并將土壓力盒嵌入金屬保護(hù)外殼內(nèi)，受力膜朝向土體，用植筋膠固定并填充間隙，同時(shí)粘貼應(yīng)變片并涂覆防水膠、植筋膠。

4)將屏蔽線用鐵絲從引線孔穿入測(cè)試樁內(nèi)部并從樁頂位置引出固定，在屏蔽線與傳感器連接接頭位置，已涂覆防水膠、植筋膠進(jìn)行保護(hù)處理。

5)地質(zhì)鉆機(jī)成孔后，將測(cè)試樁吊放至孔內(nèi)的設(shè)計(jì)標(biāo)高，進(jìn)行壓力注漿。

6)連接DH3816N 動(dòng)靜態(tài)應(yīng)變采集儀，將采集到的應(yīng)變換算為樁身彎矩與土壓力，沉樁完成且未開(kāi)挖之前需平衡調(diào)零。

2.3 開(kāi)挖工況

本基坑開(kāi)挖過(guò)程分為三階，測(cè)試周期為200 d，測(cè)試時(shí)間與開(kāi)挖工況見(jiàn)圖3，部分開(kāi)挖工況現(xiàn)場(chǎng)見(jiàn)圖4。

圖3 測(cè)試時(shí)間與開(kāi)挖工況Fig.3 Monitoring time and excavation conditions

圖4 部分開(kāi)挖工況現(xiàn)場(chǎng)Fig.4 Partial excavation working condition site

3 內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩分布

3.1 第一階開(kāi)挖過(guò)程中樁身彎矩分布規(guī)律

根據(jù)基坑初次開(kāi)挖至第一階開(kāi)挖完成的測(cè)試結(jié)果，繪制內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩隨開(kāi)挖深度的變化曲線，如圖5所示。

圖5 第一階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩變化曲線Fig.5 Bending moment curve of pile body of inner row pile and outer row pile during the first stage excavation

由圖5可以看出，內(nèi)排樁樁身彎矩沿深度方向呈現(xiàn)出“樁頂小、中部大、樁端小”的受力特性，符合樁錨支護(hù)結(jié)構(gòu)的常規(guī)受力模式；外排樁樁身上部(距樁頂0～3.25 m)彎矩接近于0，表明該部分受到冠梁與內(nèi)排樁的約束作用，樁身變形較小，無(wú)法產(chǎn)生較大的側(cè)向位移；內(nèi)排樁與外排樁樁身彎矩變化曲線相似，揭示了土巖基坑微型鋼管樁的彎矩分布特征。

土層分布對(duì)樁身彎矩的分布特征影響顯著。6.21 m 深度以?xún)?nèi)依次為素填土、粉質(zhì)黏土與粗砂，開(kāi)挖至上述土層，引起開(kāi)挖面附近的樁身彎矩顯著增大；8.60 m深度以下為強(qiáng)風(fēng)化煌斑巖、塊狀碎裂巖，巖體強(qiáng)度高于上部土體的強(qiáng)度且?guī)r體自身穩(wěn)定性好，開(kāi)挖至上述巖層，樁身彎矩變化較小，距樁端4.0 m 范圍內(nèi)彎矩始終在0 kN·m附近波動(dòng)，說(shuō)明保持一定的嵌巖深度使樁身受力更穩(wěn)定。距樁頂5.40～7.55 m 為土巖結(jié)合面，內(nèi)排樁與外排樁均在該范圍出現(xiàn)彎矩極大值，內(nèi)排樁最大正彎矩和最大負(fù)彎矩分別為11.97 kN·m 和-14.06 kN·m，外排樁最大正彎矩和最大負(fù)彎矩分別為14.00 kN·m和-12.23 kN·m，表明該深度下內(nèi)排樁與外排樁的受力狀態(tài)相似；開(kāi)挖至第一階基底時(shí)，內(nèi)排樁樁頂彎矩的絕對(duì)值最大；內(nèi)排樁樁身彎矩整體大于外排樁的彎矩，說(shuō)明在第一階開(kāi)挖過(guò)程中，內(nèi)排樁對(duì)限制基坑變形起主導(dǎo)作用。

隨著開(kāi)挖深度增大與基坑暴露時(shí)間增加，內(nèi)排樁與外排樁的樁身彎矩在開(kāi)挖面附近的增幅較大，最大彎矩所處位置逐漸下移，位于開(kāi)挖面以上的樁身為背土面受拉，位于開(kāi)挖面以下的樁身為迎土面受拉。結(jié)合各測(cè)試工況，比較雙排樁在開(kāi)挖面附近的受力情況，發(fā)現(xiàn)樁身彎矩的增大集中在開(kāi)挖面上下1 m深度范圍內(nèi)，約為樁身長(zhǎng)度的16.3%，嵌固段的彎矩增量始終小于非嵌固端的彎矩增量，內(nèi)排樁的增幅比外排樁的更大。

任一開(kāi)挖面上方的預(yù)應(yīng)力錨索鎖定，使錨索兩側(cè)一定范圍內(nèi)的樁身彎矩明顯減小。MS1鎖定，距樁頂2.15 m 處，內(nèi)排樁彎矩由-5.24 kN·m 減小至-2.18 kN·m，外排樁彎矩由0.55 kN·m 轉(zhuǎn)變?yōu)?0.28 kN·m，受拉側(cè)方向改變；MS3 鎖定，距樁頂5.40 m 處，內(nèi)排樁彎矩由-14.06 kN·m 減小至-10.79 kN·m，外排樁彎矩由12.23 kN·m 減小至4.02 kN·m，錨索鎖定引起第四系范圍內(nèi)樁身彎矩的減小幅度比巖石地層的大。

第一階開(kāi)挖過(guò)程中樁身反彎點(diǎn)均出現(xiàn)在預(yù)應(yīng)力錨索位置。在樁側(cè)土壓力、嵌固段的巖土體抗力與預(yù)應(yīng)力錨索的共同作用下，內(nèi)排樁與外排樁的彎矩變化曲線在樁身中部位置均出現(xiàn)較大“鼓肚”，該位置為此類(lèi)支護(hù)體系的薄弱位置，建議施工至該位置時(shí)應(yīng)及時(shí)鎖定預(yù)應(yīng)力錨索。適當(dāng)增加預(yù)應(yīng)力鎖定值，可以提升微型鋼管樁聯(lián)合預(yù)應(yīng)力錨索支護(hù)體系的支護(hù)性能。

3.2 第二階開(kāi)挖對(duì)第一階鋼管樁樁身彎矩的影響

為了探究基坑第一階支護(hù)樁受開(kāi)挖深度持續(xù)增加的影響，根據(jù)基坑第二階開(kāi)挖過(guò)程的測(cè)試結(jié)果，繪制出內(nèi)排樁和外排樁的樁身彎矩隨開(kāi)挖深度的變化曲線，如圖6所示。

圖6 第二階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩變化曲線Fig.6 Bending moment curve of pile body of inner row pile and outer row pile during the second stage excavation

由圖6 可以看出，第二階開(kāi)挖深度增至20.95 m，內(nèi)排樁和外排樁的樁身彎矩分別介于-9.7～23.9 kN·m 和-6.5～23.1 kN·m，樁身彎矩的分布特征僅在淺部土層(0～4.30 m)存在差異。因雙排樁處于協(xié)同受力狀態(tài)，開(kāi)挖深度增加時(shí)，樁身彎矩的變化規(guī)律基本一致，相較于第一階開(kāi)挖過(guò)程，距樁頂5.40 m處負(fù)彎矩呈減小趨勢(shì)，距樁頂7.55 m處正彎矩持續(xù)增大，超過(guò)20 kN·m，距樁端4.0 m范圍內(nèi)的樁身彎矩顯著增大，表明第一階微型鋼管樁下半部分受力較大，樁身彎矩呈“波浪形”分布特征。預(yù)應(yīng)力錨索位置仍為反彎點(diǎn)位置，表明當(dāng)開(kāi)挖深度小于20.95 m時(shí)，預(yù)應(yīng)力錨索起到較好的約束作用，微型鋼管樁受力處于穩(wěn)定狀態(tài)。

3.3 第三階開(kāi)挖對(duì)第一階鋼管樁樁身彎矩的影響

為了探究基坑第一階支護(hù)樁受開(kāi)挖深度持續(xù)增加的影響，根據(jù)基坑第三階開(kāi)挖過(guò)程的測(cè)試結(jié)果，繪制出內(nèi)排樁、外排樁的樁身彎矩隨開(kāi)挖深度的變化曲線，如圖7所示。

圖7 第三階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩變化曲線Fig.7 Bending moment curve of pile body of inner row pile and outer row pile during the third stage excavation

由圖7 可見(jiàn)：第三階開(kāi)挖深度增至30.25 m，內(nèi)排樁與外排樁的樁身彎矩分別增至-20.6～32.4 kN·m和-20.8～28.9 kN·m，兩者數(shù)值范圍相差較小。與前兩階開(kāi)挖時(shí)相比，樁身彎矩顯著增大，距樁頂4.0 m范圍內(nèi)彎矩存在較大波動(dòng)?；娱_(kāi)挖至微風(fēng)化巖石地層，上部微型鋼管樁受到巖石開(kāi)鑿與震動(dòng)的影響，樁身局部受力與變形較大；且第三階錨桿的承載力設(shè)計(jì)值僅為190～217 kN·m，相比第一、二階的錨索承載力設(shè)計(jì)值較小，連續(xù)開(kāi)挖使錨桿未及時(shí)鎖定，故波動(dòng)幅度明顯。

樁身彎矩隨開(kāi)挖深度增加而逐步累積且向下傳遞，樁身彎矩增幅情況如表3所示。由表3 可知，距樁頂5.40 m 和7.55 m 位置的樁身彎矩持續(xù)增大，說(shuō)明土巖分界面容易形成軟弱滑動(dòng)面，設(shè)計(jì)時(shí)適當(dāng)增加第一階預(yù)應(yīng)力錨索MS3、MS4 的承載力設(shè)計(jì)值，更好地協(xié)調(diào)微型鋼管樁的受力與變形。在8.6～12.0 m 深度范圍內(nèi)，位于錨索MS4 位置的外排樁彎矩由0逐漸向負(fù)彎矩變化。外排樁在土壓力與錨索的作用下類(lèi)似兩端懸臂的多跨梁，樁頂與樁端均產(chǎn)生負(fù)彎矩。

表3 第三階開(kāi)挖過(guò)程中樁身彎矩的增幅情況Table 3 Increment of pile bending moment during the third stage excavation

4 內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力分布特征

4.1 第一階開(kāi)挖過(guò)程中樁側(cè)土壓力沿深度方向的分布規(guī)律

為了測(cè)試多階深基坑開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的變化規(guī)律，根據(jù)第1～47 d內(nèi)采集的8次土壓力，繪制出內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的變化曲線，如圖8所示。

圖8 第一階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力變化曲線Fig.8 Variation curve of soil pressure on the side of inner row piles during the first step excavation

由圖8可知，在基坑第一階開(kāi)挖過(guò)程中，內(nèi)排樁的樁側(cè)土壓力未超過(guò)25 kPa。隨著基坑的開(kāi)挖卸載，內(nèi)排樁向基坑內(nèi)側(cè)變形，開(kāi)挖面上部1 m范圍內(nèi)樁側(cè)土壓力增幅顯著，開(kāi)挖至2.35、4.50、5.00、6.75 和8.60 m，開(kāi)挖面處的樁側(cè)土壓力分別增加7.97、5.00、10.29、13.06 和15.32 kPa，增幅介于63.4%～200.0%。開(kāi)挖深度增加，土體應(yīng)力釋放致使內(nèi)排樁兩側(cè)土壓力差值增大，位于開(kāi)挖面附近的土壓力傳感器受力高度集中，實(shí)測(cè)土壓力增大；同時(shí)，開(kāi)挖面附近施工機(jī)械、運(yùn)土設(shè)備較多，施工荷載使樁側(cè)土壓力增大[20]。

預(yù)應(yīng)力錨索的局部約束作用提供了較大的水平支撐力，提高支護(hù)樁的整體剛度與穩(wěn)定性，錨索位置為土壓力極大值位置，對(duì)照?qǐng)D5 可以發(fā)現(xiàn)，預(yù)應(yīng)力錨索的施加位置也是樁身的反彎點(diǎn)位置，而土壓力極小值位置處于上下層錨索之間。在樁側(cè)土體由靜止?fàn)顟B(tài)向主動(dòng)狀態(tài)的轉(zhuǎn)換過(guò)程中，鎖定預(yù)應(yīng)力錨索使錨索位置以上的部分測(cè)點(diǎn)土壓力呈減小趨勢(shì)。

1)開(kāi)挖至4.50 m，鎖定MS1，距樁頂2.15 m位置的樁側(cè)土壓力降幅約為30.4%；

2)開(kāi)挖至5.00 m，鎖定MS2，距樁頂4.30 m位置的樁側(cè)土壓力降幅約為60.5%；

3)開(kāi)挖至6.75 m，鎖定MS3，距樁頂5.40 m和6.45 m位置的樁側(cè)土壓力降幅分別約為51.1%和44.4%。

這是因?yàn)轭A(yù)應(yīng)力錨索分擔(dān)了一定范圍內(nèi)的土壓力，樁側(cè)土壓力減??；樁身未受到錨索約束的部分仍發(fā)生局部變形，導(dǎo)致土壓力傳感器的受力膜出現(xiàn)細(xì)微偏移，土壓力測(cè)量值偏小。

在水平荷載作用下，外排樁向基坑內(nèi)側(cè)變形，先受到樁間土體的抗力，然后樁間土體對(duì)內(nèi)排樁產(chǎn)生推力，因樁間土體可視為連接雙排樁的“彈簧”，土壓力的分配依靠“彈簧”與雙排樁的側(cè)向位移、變形進(jìn)行協(xié)調(diào)[21]，故樁側(cè)土壓力分擔(dān)比例可以通過(guò)樁身彎矩進(jìn)行初步判斷。第一階開(kāi)挖時(shí)，內(nèi)排樁樁身彎矩比外排樁的大，即認(rèn)為內(nèi)排樁側(cè)土壓力的分擔(dān)比例大于外排樁的分擔(dān)比例；開(kāi)挖至第二、三階時(shí)，樁身彎矩的分布特征基本相同，內(nèi)排樁與外排樁樁側(cè)土壓力的分擔(dān)比例可能趨于一致。對(duì)于微型鋼管樁，樁側(cè)土壓力與樁身彎矩沿深度方向的變化規(guī)律存在一定關(guān)聯(lián)，說(shuō)明樁側(cè)土壓力和樁身彎矩存在雙向調(diào)整的過(guò)程，這一現(xiàn)象已經(jīng)得到林希強(qiáng)等[12]的證實(shí)。雙排微型鋼管樁復(fù)合錨索支護(hù)結(jié)構(gòu)涉及樁身的撓曲變形、錨索與冠梁等構(gòu)件的協(xié)調(diào)受力，因此，其力學(xué)轉(zhuǎn)換過(guò)程較復(fù)雜，樁側(cè)土壓力分布并非傳統(tǒng)意義上的線性分布、三角形分布或梯形分布。

4.2 第二階開(kāi)挖對(duì)第一階內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的影響

為了探究基坑第一階內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力受第二階開(kāi)挖的影響，選取第47～132 d的代表性工況，將第二階開(kāi)挖完成后的樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值繪制成曲線，如圖9所示。

圖9 第二階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力變化曲線Fig.9 Variation curve of soil pressure on the side of inner row pile during the second stage excavation

由圖9 可以看出：隨著基坑開(kāi)挖深度增至20.95 m，第一階內(nèi)排樁的樁側(cè)土壓力開(kāi)始呈現(xiàn)復(fù)雜的變化規(guī)律，4.0 m 深度以上，樁側(cè)土壓力先增大后減小，這是因?yàn)榛酉虏块_(kāi)挖引起上部土層應(yīng)力繼續(xù)釋放，該范圍內(nèi)完成由靜止土壓力到主動(dòng)土壓力轉(zhuǎn)換；4.0～6.0 m 深度內(nèi)，樁側(cè)土壓力較小，6.0 m 深度以下，樁側(cè)土壓力出現(xiàn)復(fù)雜波動(dòng)，整體呈“兩端土壓力增速較快、中部土壓力減小”的變化趨勢(shì)，但土壓力基本保持在21 kPa 之內(nèi)，整體變化幅度小于第一階開(kāi)挖過(guò)程，說(shuō)明第二階開(kāi)挖過(guò)程對(duì)第一階樁側(cè)土壓力的影響較小，土壓力在一定范圍內(nèi)動(dòng)態(tài)變化。

4.3 第三階開(kāi)挖對(duì)第一階內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的影響

選取第156～196 d的代表性工況，將第三階開(kāi)挖完成后的樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值繪制成曲線，如圖10所示。

圖10 第三階開(kāi)挖過(guò)程中內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力變化曲線Fig.10 Variation curve of soil pressure on the side of inner row piles during the third stage excavation

由圖10可知，隨著開(kāi)挖深度增至32.25 m，第一階內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的變化規(guī)律更加復(fù)雜，土壓力不是隨基坑開(kāi)挖深度和暴露時(shí)間增加而單調(diào)遞增或遞減[22]，而是處于動(dòng)態(tài)調(diào)整中，且變化速率較大。時(shí)間效應(yīng)引起深基坑上部土體發(fā)生蠕變，且基坑暴露時(shí)間達(dá)到200 d，開(kāi)挖時(shí)間越長(zhǎng)，主動(dòng)土壓力在一定范圍內(nèi)的增幅越大。樁側(cè)土壓力在33 kPa之內(nèi)大幅波動(dòng)，表明第二、三階全長(zhǎng)黏結(jié)錨桿的設(shè)置對(duì)限制土體變形與協(xié)調(diào)樁身受力產(chǎn)生了積極作用，開(kāi)挖至第三階對(duì)第一階樁側(cè)土壓力的影響較大。

基坑開(kāi)挖完成時(shí)，樁側(cè)土壓力呈“中部小，兩端大”的分布特征。這與錨索鎖定值存在關(guān)聯(lián)，MS3 與MS4 鎖定值比同一階其他深度的錨索鎖定值大，使該范圍以?xún)?nèi)的樁側(cè)土壓力較小。與第一、二階開(kāi)挖相比，第三階開(kāi)挖過(guò)程中樁側(cè)土壓力持續(xù)增大，預(yù)應(yīng)力錨索位置基本為樁側(cè)土壓力極大值位置。在上、下層預(yù)應(yīng)力錨索之間，土壓力呈減小趨勢(shì)，土壓力與錨索的安裝位置、預(yù)應(yīng)力鎖定值及支護(hù)結(jié)構(gòu)的剛度存在極大關(guān)聯(lián)[23]。

5 討論

5.1 開(kāi)挖過(guò)程中土壓力實(shí)測(cè)值與理論計(jì)算值比較

為了深入研究樁側(cè)土壓力的分布特征，分析樁側(cè)土壓力呈不規(guī)則曲線分布的原因，進(jìn)而闡明雙排微型鋼管樁支護(hù)的受力特性及作用機(jī)理，將第一階內(nèi)排樁的樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值與靜止土壓力、朗肯土壓力理論計(jì)算的主動(dòng)土壓力進(jìn)行比較，結(jié)果如圖11所示。

圖11 開(kāi)挖過(guò)程中實(shí)測(cè)土壓力與理論計(jì)算值比較Fig.11 Comparison of measured earth pressure and theoretical calculation value during excavation

朗肯土壓力理論假設(shè)條件如下：

1)墻背直立光滑、墻后填土水平；

2)忽略巖土體與微型鋼管樁之間的摩擦；

3)未考慮樁身變形。

故朗肯土壓力理論不能反映實(shí)際工程中樁側(cè)土壓力的受力狀態(tài)，但可以預(yù)估土壓力的變化范圍。由圖11 可知，在開(kāi)挖過(guò)程中，內(nèi)排樁的樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值基本小于靜止土壓力，依據(jù)朗肯土壓力理論計(jì)算得到主動(dòng)土壓力介于0～30 kPa。位于0～3.25 m深度(素填土層、粉質(zhì)黏土層)的樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值介于靜止土壓力與主動(dòng)土壓力計(jì)算值之間，開(kāi)挖超過(guò)10 m，樁頂部分的樁側(cè)土壓力接近或超過(guò)靜止土壓力。3.25 m 深度以下(粗砂及巖層)，樁側(cè)土壓力基本小于主動(dòng)土壓力計(jì)算值。隨著開(kāi)挖深度增加，部分工況下的土壓力實(shí)測(cè)值近似于主動(dòng)土壓力計(jì)算值。如開(kāi)挖至6.75、12.75、25.50與32.25 m時(shí)，部分測(cè)點(diǎn)的土壓力接近于朗肯主動(dòng)土壓力計(jì)算值，尤其是開(kāi)挖至32.25 m 時(shí)，6 m深度以下的土壓力實(shí)測(cè)值與主動(dòng)土壓力計(jì)算值基本相同。

開(kāi)挖過(guò)程中受地層差異、施工荷載等因素的綜合影響，位于3.25 m 深度以下的樁側(cè)土壓力存在較大波動(dòng)，樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值基本小于理論計(jì)算值，可能的原因如下。

1)由內(nèi)排樁的彎矩圖可知，距樁頂3.25 m 范圍以下的樁身受力較大，在土壓力作用下向基坑方向發(fā)生一定程度的傾斜、撓曲變形，使樁身表面的土壓力傳感器與周?chē)鷰r土體接觸面減小，故測(cè)試值偏小。

2)外排樁的支擋作用分擔(dān)部分土壓力，使內(nèi)排樁承受的土壓力較??；或內(nèi)排樁處于正常工作狀態(tài)，但水平位移未使樁側(cè)土體達(dá)到朗肯土壓力理論中的主動(dòng)狀態(tài)。

3)5.71 m深度以下均為巖體，其自立性較強(qiáng)，導(dǎo)致樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值偏小，這一現(xiàn)象由夏永承等[24]提出，施工期間地下水降至基坑底部以下，深基坑的坑壁具備自立能力，降低了樁側(cè)土壓力。

4)土拱效應(yīng)導(dǎo)致實(shí)測(cè)土壓力偏小。李濤等[25]通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)與數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，圍護(hù)樁的樁后土壓力實(shí)測(cè)值與考慮土拱效應(yīng)的土壓力計(jì)算值相符，比朗肯土壓力計(jì)算值小14.9%，認(rèn)為基坑開(kāi)挖引起樁間土體局部臨空，土體在一定范圍內(nèi)發(fā)生側(cè)向水平位移，圍護(hù)樁的擋土作用與土體顆粒間的摩擦作用提高土體的抗剪性能，樁間土體發(fā)生應(yīng)力重新分布。綜上所述，雖然開(kāi)挖過(guò)程中樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值整體偏小，但朗肯土壓力理論能夠較好地估算樁側(cè)土壓力的變化范圍。

5.2 土拱效應(yīng)對(duì)樁側(cè)土壓力的影響

結(jié)合圖8～9和圖11可知，在基坑開(kāi)挖過(guò)程中，樁側(cè)土壓力始終呈現(xiàn)不規(guī)則曲線分布，大致符合彭社琴等[20]提出的波狀遞增土壓力模式，與胡敏云等[26]得到的樁側(cè)土壓力變化曲線相似，認(rèn)為樁后土體產(chǎn)生了空間土拱效應(yīng)，并把土拱效應(yīng)分為樁后豎向土拱效應(yīng)、樁背局部土拱效應(yīng)與樁間水平土拱效應(yīng)。內(nèi)排樁存在的土拱效應(yīng)如圖12所示。根據(jù)現(xiàn)有的研究，空間土拱效應(yīng)主要分為3種。

圖12 土拱效應(yīng)示意圖Fig.12 Diagram of earth arch effect

1)樁后豎向土拱效應(yīng)。隨著開(kāi)挖深度增加，微型鋼管樁產(chǎn)生側(cè)向位移，巖土體發(fā)生變形，使樁身與巖土體之間的豎向摩擦增大，外排樁迎土面的巖土體先產(chǎn)生豎向土拱效應(yīng)，然后樁間巖土體也出現(xiàn)土拱效應(yīng)，使樁側(cè)土壓力曲線近似呈拋物線，如圖12(a)所示。申永江等[27]研究雙排樁在滑坡支護(hù)中的受力特征，認(rèn)為外排樁先產(chǎn)生土拱效應(yīng)，然后樁間巖土體逐漸產(chǎn)生不均勻變形，滑坡推力通過(guò)樁間土拱效應(yīng)從外排樁傳遞至內(nèi)排樁，基坑支護(hù)可能存在此類(lèi)土拱效應(yīng)。

2)樁背局部土拱效應(yīng)。因預(yù)應(yīng)力錨索的局部約束，微型鋼管樁沿深度方向的撓曲變形不一致，位于錨索兩側(cè)的樁身局部變形速率增大，樁背處將產(chǎn)生局部土拱效應(yīng)，引起土體應(yīng)力沿深度方向進(jìn)行重新分布，使拱腳位置的樁身受力較大，導(dǎo)致樁側(cè)土壓力變化曲線呈“波浪形”，如圖12(b)所示。武崇福等[28]認(rèn)為錨索在土壓力傳遞中起到一定程度的分擔(dān)作用，抵消下層土體的部分土壓力，故樁側(cè)土壓力在錨索支承位置出現(xiàn)相對(duì)峰值，這解釋了實(shí)測(cè)土壓力變化曲線中，預(yù)應(yīng)力錨索位置為樁身土壓力極大值位置的原因。

3)樁間水平土拱效應(yīng)。因雙排樁為間隔布置，內(nèi)排樁與外排樁的受力狀態(tài)(樁身彎矩)在開(kāi)挖過(guò)程中不斷變化，反映出內(nèi)排樁與外排樁承受的土壓力也在動(dòng)態(tài)變化，排樁之間的土體應(yīng)力也會(huì)發(fā)生傳遞，即樁間水平方向上將產(chǎn)生土拱效應(yīng)，如圖12(c)所示。古海東等[29]通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，在排樁支護(hù)結(jié)構(gòu)中，樁間距B與樁徑D之比介于4～7(本試驗(yàn)條件下B/D=5.95)，樁間水平土拱效應(yīng)更加明顯。

綜上所述，實(shí)測(cè)土壓力變化曲線呈“波浪形”特征，這由空間土拱效應(yīng)引起，王軍等[30]發(fā)現(xiàn)土拱效應(yīng)也受土體蠕變與錨索預(yù)應(yīng)力損失耦合作用的影響?？紤]到此基坑暴露時(shí)間長(zhǎng)達(dá)200 d，開(kāi)挖深度超30 m，采用三階微型鋼管樁復(fù)合支護(hù)結(jié)構(gòu)，預(yù)應(yīng)力錨索設(shè)置的層數(shù)較多，其綜合影響導(dǎo)致實(shí)測(cè)土壓力曲線未呈現(xiàn)線性分布、三角形分布或梯形。

6 結(jié)論

1)在基坑第一階開(kāi)挖過(guò)程中，內(nèi)排樁的樁身彎矩大于外排樁的樁身彎矩。開(kāi)挖至第二、三階時(shí)，內(nèi)排樁與外排樁的樁身彎矩沿深度方向均呈現(xiàn)“樁頂小、中部大、樁端小”的分布特征，且彎矩接近。隨著開(kāi)挖深度增加，樁身彎矩不斷增大，最大彎矩所處位置逐漸下移，開(kāi)挖面附近1 m深度內(nèi)樁身彎矩的增幅較大。

2)土層分布與預(yù)應(yīng)力錨索對(duì)樁身彎矩的分布特征影響顯著，樁身正彎矩和負(fù)彎矩的最大值位于土巖結(jié)合面，分別距樁頂0.44H和0.61H(H為基坑第一階開(kāi)挖深度)；鎖定開(kāi)挖面上方的錨索，錨索附近一定范圍內(nèi)的樁身彎矩明顯減小，提高樁身中部的錨索鎖定值將使結(jié)構(gòu)整體受力更合理。

3)在基坑第一階開(kāi)挖過(guò)程中，位于開(kāi)挖面附近的內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力增幅顯著；開(kāi)挖至第二階時(shí)，樁側(cè)土壓力平穩(wěn)波動(dòng)；開(kāi)挖至第三階時(shí)，樁側(cè)土壓力逐漸增大，沿深度方向呈現(xiàn)復(fù)雜的“波浪形”分布，這是由空間土拱效應(yīng)導(dǎo)致；第三階開(kāi)挖對(duì)第一階內(nèi)排樁樁側(cè)土壓力的影響大于第二階開(kāi)挖過(guò)程的影響。

4)在基坑三階開(kāi)挖過(guò)程中，預(yù)應(yīng)力錨索位置為樁側(cè)土壓力的極大值位置，也是樁身反彎點(diǎn)所處位置，土壓力極小值位置處于上下層錨索之間；樁側(cè)土壓力實(shí)測(cè)值基本小于主動(dòng)土壓力計(jì)算值，多個(gè)開(kāi)挖深度下實(shí)測(cè)值近似于計(jì)算值。

5)空間土拱效應(yīng)導(dǎo)致樁側(cè)土壓力沿深度方向呈現(xiàn)復(fù)雜的“波浪形”分布特征。內(nèi)排樁存在的樁后豎向土拱效應(yīng)、樁背局部土拱效應(yīng)與樁間水平土拱效應(yīng)使樁側(cè)土壓力在基坑開(kāi)挖過(guò)程中，始終呈現(xiàn)不規(guī)則曲線分布，而未表現(xiàn)為線性、三角形或梯形分布。