張立，白曉宇，杲曉東，孫林娜，于風波,3，劉小良，陳吉光，蔣水兵

(1.青島理工大學 土木工程學院，山東 青島，266520；2.青島中建聯(lián)合集團有限公司，山東 青島，266100；3.青島義和鋼構集團有限公司，山東 青島，266000；4.中國建筑第五工程局有限公司，湖南 長沙，410004；5.中建八局第二建設有限公司，山東 濟南，250014；6.中鐵建設集團有限公司，北京，100043)

近年來，我國加速推進智慧城市、海綿城市、地鐵與地下綜合管廊的建設，人們對城市地下空間的開發(fā)提出更高的價值要求。為進一步推動地下空間的立體化建設，與之相關的復雜深基坑大量涌現(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較小等特點，逐漸應用于深基坑支護工程[3-4]，尤其適宜城市建筑物較密集的區(qū)域。在此類基坑支護結構的設計中，通常重點關注支護結構在開挖過程中的受力特性，不僅包括支護結構變形、樁側巖土體強度與穩(wěn)定性等，而且包括支護結構與巖土體相互作用等[5-6]。

諸多學者通過現(xiàn)場試驗研究微型鋼管樁的支護受力特性。李冬等[7]結合膨脹土地層下微型鋼管樁復合土釘墻支護結構開展試驗，發(fā)現(xiàn)微型鋼管樁整體受力較小，對基坑變形的控制作用有限，認為嵌巖深度是發(fā)揮其承載性能的關鍵因素。黃凱等[8]針對水泥土樁內(nèi)置微型鋼管樁聯(lián)合預應力錨桿支護體系，開展了室內(nèi)外試驗，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，明確樁錨計算模式適用于微型鋼管樁的支護設計，驗證了該支護結構具有較大的抗彎剛度。肖武權[9]研究微型鋼管樁聯(lián)合錨桿支護結構的受力模式，發(fā)現(xiàn)樁身剪力和彎矩變化集中在開挖面及其下部1 m范圍內(nèi)，樁身最大彎矩位于開挖面附近。向波等[10]結合四川地區(qū)某滑坡治理工程，開展多排微型鋼管樁的原位試驗，發(fā)現(xiàn)前排樁、中排樁與后排樁的樁身彎矩分布、彎矩零點位置存在差異，由雙排樁增至三排樁能夠提升支護結構的承載性能。烏青松等[11]依托巖溶區(qū)紅黏土地層的深基坑工程，測試微型鋼管樁的樁身內(nèi)力及樁頂水平位移，驗證了微型鋼管樁結合鋼筋混凝土排樁支護結構應用于土巖結合地層的可行性。林希強等[12]基于廣州珠江某深基坑微型鋼管樁復合土釘墻支護工程，測試樁身表面應變沿深度方向的變化規(guī)律，發(fā)現(xiàn)位于開挖面附近的樁身表面應變最大。

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

上述研究深入分析了各類支護結構中樁側土壓力的分布規(guī)律，但針對微型鋼管樁的樁側土壓力研究鮮有報道。目前，雙排微型鋼管樁支護結構在深基坑工程中廣泛應用，但土巖組合地層下雙排微型鋼管樁的承載機制與支護受力特性尚不明確，樁側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合預應力錨索支護結構，通過現(xiàn)場試驗測試不同開挖深度下雙排樁的樁身彎矩與內(nèi)排樁的樁側土壓力，分析內(nèi)排樁和外排樁受力性狀的差異與內(nèi)排樁樁側土壓力分布特征及其時變規(guī)律，以期為土巖組合地層深基坑設計、施工和相關規(guī)范制定提供借鑒。

1 工程概況

1.1 水文地質情況

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

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

1.2 支護方案

基坑工程采用微型鋼管樁復合柔性支護結構，自上而下分為三階，測試樁所在單元的支護結構剖面如圖1所示，第一階為雙排樁，樁長為12.3 m，第二、三階為單排樁，樁長分別為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置錯臺，寬度為1 m。柔性支護結構參數(shù)如表2所示。

圖1 測試單元的支護結構剖面圖Fig.1 Supporting structure profile of test unit

表2 柔性支護結構參數(shù)Table 2 Flexible support structure parameters

2 試驗方案及過程

2.1 測試方法及其原理

在微型鋼管樁外壁沿深度方向分別按1.05 m和1.10 m 間隔布設應變片及電阻式土壓力盒，內(nèi)排樁與外排樁同一截面兩側(迎土面與背土面)需對稱布設應變片，內(nèi)排樁迎土面布設土壓力盒。為避免沉樁、開挖過程損壞傳感器，應變片需涂覆防護層，土壓力盒采用定制的金屬保護外殼。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試分別采用1/4橋和全橋電路原理。為消除制造誤差，測試時啟用靈敏度修正，溫度補償通過外接同材質鋼板，通過應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 測試過程

試驗主要分6步進行。

1)根據(jù)測試樁樁長及預應力錨索的位置，在內(nèi)排樁、外排樁兩側(迎土面、開挖面)分別安裝11組應變片，在內(nèi)排樁的迎土面共安裝11 個土壓力盒，安裝位置在應變片下側5 cm處。

2)在樁身外壁打磨傳感器的安裝位置，進行弧部找平，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外殼，并將土壓力盒嵌入金屬保護外殼內(nèi)，受力膜朝向土體，用植筋膠固定并填充間隙，同時粘貼應變片并涂覆防水膠、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、植筋膠進行保護處理。

5)地質鉆機成孔后，將測試樁吊放至孔內(nèi)的設計標高，進行壓力注漿。

6)連接DH3816N 動靜態(tài)應變采集儀，將采集到的應變換算為樁身彎矩與土壓力，沉樁完成且未開挖之前需平衡調零。

2.3 開挖工況

本基坑開挖過程分為三階，測試周期為200 d，測試時間與開挖工況見圖3，部分開挖工況現(xiàn)場見圖4。

圖3 測試時間與開挖工況Fig.3 Monitoring time and excavation conditions

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

3 內(nèi)排樁、外排樁樁身彎矩分布

3.1 第一階開挖過程中樁身彎矩分布規(guī)律

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

圖5 第一階開挖過程中內(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，符合樁錨支護結構的常規(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，無法產(chǎn)生較大的側向位移；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。

土層分布對樁身彎矩的分布特征影響顯著。6.21 m 深度以內(nèi)依次為素填土、粉質黏土與粗砂，開挖至上述土層，引起開挖面附近的樁身彎矩顯著增大；8.60 m深度以下為強風化煌斑巖、塊狀碎裂巖，巖體強度高于上部土體的強度且?guī)r體自身穩(wěn)定性好，開挖至上述巖層，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，說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；開挖至第一階基底時，內(nèi)排樁樁頂彎矩的絕對值最大；內(nèi)排樁樁身彎矩整體大于外排樁的彎矩，說明在第一階開挖過程中，內(nèi)排樁對限制基坑變形起主導作用。

隨著開挖深度增大與基坑暴露時間增加，內(nèi)排樁與外排樁的樁身彎矩在開挖面附近的增幅較大，最大彎矩所處位置逐漸下移，位于開挖面以上的樁身為背土面受拉，位于開挖面以下的樁身為迎土面受拉。結合各測試工況，比較雙排樁在開挖面附近的受力情況，發(fā)現(xiàn)樁身彎矩的增大集中在開挖面上下1 m深度范圍內(nèi)，約為樁身長度的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。

任一開挖面上方的預應力錨索鎖定，使錨索兩側一定范圍內(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 轉變?yōu)?0.28 kN·m，受拉側方向改變；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。

第一階開挖過程中樁身反彎點均出現(xiàn)在預應力錨索位置。在樁側土壓力、嵌固段的巖土體抗力與預應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”，該位置為此類支護體系的薄弱位置，建議施工至該位置時應及時鎖定預應力錨索。適當增加預應力鎖定值，可以提升微型鋼管樁聯(lián)合預應力錨索支護體系的支護性能。

3.2 第二階開挖對第一階鋼管樁樁身彎矩的影響

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

圖6 第二階開挖過程中內(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)，開挖深度增加時，樁身彎矩的變化規(guī)律基本一致，相較于第一階開挖過程，距樁頂5.40 m處負彎矩呈減小趨勢，距樁頂7.55 m處正彎矩持續(xù)增大，超過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。預應力錨索位置仍為反彎點位置，表明當開挖深度小于20.95 m時，預應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 第三階開挖對第一階鋼管樁樁身彎矩的影響

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

圖7 第三階開挖過程中內(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：第三階開挖深度增至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。與前兩階開挖時相比，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?；娱_挖至微風化巖石地層，上部微型鋼管樁受到巖石開鑿與震動的影響，樁身局部受力與變形較大；且第三階錨桿的承載力設計值僅為190～217 kN·m，相比第一、二階的錨索承載力設計值較小，連續(xù)開挖使錨桿未及時鎖定，故波動幅度明顯。

樁身彎矩隨開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，說明土巖分界面容易形成軟弱滑動面，設計時適當增加第一階預應力錨索MS3、MS4 的承載力設計值，更好地協(xié)調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逐漸向負彎矩變化。外排樁在土壓力與錨索的作用下類似兩端懸臂的多跨梁，樁頂與樁端均產(chǎn)生負彎矩。

表3 第三階開挖過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)排樁樁側土壓力分布特征

4.1 第一階開挖過程中樁側土壓力沿深度方向的分布規(guī)律

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

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

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

預應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，對照圖5 可以發(fā)現(xiàn)，預應力錨索的施加位置也是樁身的反彎點位置，而土壓力極小值位置處于上下層錨索之間。在樁側土體由靜止狀態(tài)向主動狀態(tài)的轉換過程中，鎖定預應力錨索使錨索位置以上的部分測點土壓力呈減小趨勢。

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

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

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

這是因為預應力錨索分擔了一定范圍內(nèi)的土壓力，樁側土壓力減小；樁身未受到錨索約束的部分仍發(fā)生局部變形，導致土壓力傳感器的受力膜出現(xiàn)細微偏移，土壓力測量值偏小。

在水平荷載作用下，外排樁向基坑內(nèi)側變形，先受到樁間土體的抗力，然后樁間土體對內(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”與雙排樁的側向位移、變形進行協(xié)調[21]，故樁側土壓力分擔比例可以通過樁身彎矩進行初步判斷。第一階開挖時，內(nèi)排樁樁身彎矩比外排樁的大，即認為內(nèi)排樁側土壓力的分擔比例大于外排樁的分擔比例；開挖至第二、三階時，樁身彎矩的分布特征基本相同，內(nèi)排樁與外排樁樁側土壓力的分擔比例可能趨于一致。對于微型鋼管樁，樁側土壓力與樁身彎矩沿深度方向的變化規(guī)律存在一定關聯(lián)，說明樁側土壓力和樁身彎矩存在雙向調整的過程，這一現(xiàn)象已經(jīng)得到林希強等[12]的證實。雙排微型鋼管樁復合錨索支護結構涉及樁身的撓曲變形、錨索與冠梁等構件的協(xié)調受力，因此，其力學轉換過程較復雜，樁側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 第二階開挖對第一階內(nèi)排樁樁側土壓力的影響

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

圖9 第二階開挖過程中內(nèi)排樁樁側土壓力變化曲線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：隨著基坑開挖深度增至20.95 m，第一階內(nèi)排樁的樁側土壓力開始呈現(xiàn)復雜的變化規(guī)律，4.0 m 深度以上，樁側土壓力先增大后減小，這是因為基坑下部開挖引起上部土層應力繼續(xù)釋放，該范圍內(nèi)完成由靜止土壓力到主動土壓力轉換；4.0～6.0 m 深度內(nèi)，樁側土壓力較小，6.0 m 深度以下，樁側土壓力出現(xiàn)復雜波動，整體呈“兩端土壓力增速較快、中部土壓力減小”的變化趨勢，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挖過程，說明第二階開挖過程對第一階樁側土壓力的影響較小，土壓力在一定范圍內(nèi)動態(tài)變化。

4.3 第三階開挖對第一階內(nèi)排樁樁側土壓力的影響

選取第156～196 d的代表性工況，將第三階開挖完成后的樁側土壓力實測值繪制成曲線，如圖10所示。

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

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

基坑開挖完成時，樁側土壓力呈“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，使該范圍以內(nèi)的樁側土壓力較小。與第一、二階開挖相比，第三階開挖過程中樁側土壓力持續(xù)增大，預應力錨索位置基本為樁側土壓力極大值位置。在上、下層預應力錨索之間，土壓力呈減小趨勢，土壓力與錨索的安裝位置、預應力鎖定值及支護結構的剛度存在極大關聯(lián)[23]。

5 討論

5.1 開挖過程中土壓力實測值與理論計算值比較

為了深入研究樁側土壓力的分布特征，分析樁側土壓力呈不規(guī)則曲線分布的原因，進而闡明雙排微型鋼管樁支護的受力特性及作用機理，將第一階內(nèi)排樁的樁側土壓力實測值與靜止土壓力、朗肯土壓力理論計算的主動土壓力進行比較，結果如圖11所示。

圖11 開挖過程中實測土壓力與理論計算值比較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際工程中樁側土壓力的受力狀態(tài)，但可以預估土壓力的變化范圍。由圖11 可知，在開挖過程中，內(nèi)排樁的樁側土壓力實測值基本小于靜止土壓力，依據(jù)朗肯土壓力理論計算得到主動土壓力介于0～30 kPa。位于0～3.25 m深度(素填土層、粉質黏土層)的樁側土壓力實測值介于靜止土壓力與主動土壓力計算值之間，開挖超過10 m，樁頂部分的樁側土壓力接近或超過靜止土壓力。3.25 m 深度以下(粗砂及巖層)，樁側土壓力基本小于主動土壓力計算值。隨著開挖深度增加，部分工況下的土壓力實測值近似于主動土壓力計算值。如開挖至6.75、12.75、25.50與32.25 m時，部分測點的土壓力接近于朗肯主動土壓力計算值，尤其是開挖至32.25 m 時，6 m深度以下的土壓力實測值與主動土壓力計算值基本相同。

開挖過程中受地層差異、施工荷載等因素的綜合影響，位于3.25 m 深度以下的樁側土壓力存在較大波動，樁側土壓力實測值基本小于理論計算值，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圍巖土體接觸面減小，故測試值偏小。

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

3)5.71 m深度以下均為巖體，其自立性較強，導致樁側土壓力實測值偏小，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，降低了樁側土壓力。

4)土拱效應導致實測土壓力偏小。李濤等[25]通過現(xiàn)場試驗與數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)，圍護樁的樁后土壓力實測值與考慮土拱效應的土壓力計算值相符，比朗肯土壓力計算值小14.9%，認為基坑開挖引起樁間土體局部臨空，土體在一定范圍內(nèi)發(fā)生側向水平位移，圍護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)生應力重新分布。綜上所述，雖然開挖過程中樁側土壓力實測值整體偏小，但朗肯土壓力理論能夠較好地估算樁側土壓力的變化范圍。

5.2 土拱效應對樁側土壓力的影響

結合圖8～9和圖11可知，在基坑開挖過程中，樁側土壓力始終呈現(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]得到的樁側土壓力變化曲線相似，認為樁后土體產(chǎn)生了空間土拱效應，并把土拱效應分為樁后豎向土拱效應、樁背局部土拱效應與樁間水平土拱效應。內(nèi)排樁存在的土拱效應如圖12所示。根據(jù)現(xiàn)有的研究，空間土拱效應主要分為3種。

圖12 土拱效應示意圖Fig.12 Diagram of earth arch effect

1)樁后豎向土拱效應。隨著開挖深度增加，微型鋼管樁產(chǎn)生側向位移，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，然后樁間巖土體也出現(xiàn)土拱效應，使樁側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中的受力特征，認為外排樁先產(chǎn)生土拱效應，然后樁間巖土體逐漸產(chǎn)生不均勻變形，滑坡推力通過樁間土拱效應從外排樁傳遞至內(nèi)排樁，基坑支護可能存在此類土拱效應。

2)樁背局部土拱效應。因預應力錨索的局部約束，微型鋼管樁沿深度方向的撓曲變形不一致，位于錨索兩側的樁身局部變形速率增大，樁背處將產(chǎn)生局部土拱效應，引起土體應力沿深度方向進行重新分布，使拱腳位置的樁身受力較大，導致樁側土壓力變化曲線呈“波浪形”，如圖12(b)所示。武崇福等[28]認為錨索在土壓力傳遞中起到一定程度的分擔作用，抵消下層土體的部分土壓力，故樁側土壓力在錨索支承位置出現(xiàn)相對峰值，這解釋了實測土壓力變化曲線中，預應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。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)在開挖過程中不斷變化，反映出內(nèi)排樁與外排樁承受的土壓力也在動態(tài)變化，排樁之間的土體應力也會發(fā)生傳遞，即樁間水平方向上將產(chǎn)生土拱效應，如圖12(c)所示。古海東等[29]通過室內(nèi)模型試驗發(fā)現(xiàn)，在排樁支護結構中，樁間距B與樁徑D之比介于4～7(本試驗條件下B/D=5.95)，樁間水平土拱效應更加明顯。

綜上所述，實測土壓力變化曲線呈“波浪形”特征，這由空間土拱效應引起，王軍等[30]發(fā)現(xiàn)土拱效應也受土體蠕變與錨索預應力損失耦合作用的影響?？紤]到此基坑暴露時間長達200 d，開挖深度超30 m，采用三階微型鋼管樁復合支護結構，預應力錨索設置的層數(shù)較多，其綜合影響導致實測土壓力曲線未呈現(xiàn)線性分布、三角形分布或梯形。

6 結論

1)在基坑第一階開挖過程中，內(nèi)排樁的樁身彎矩大于外排樁的樁身彎矩。開挖至第二、三階時，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)土層分布與預應力錨索對樁身彎矩的分布特征影響顯著，樁身正彎矩和負彎矩的最大值位于土巖結合面，分別距樁頂0.44H和0.61H(H為基坑第一階開挖深度)；鎖定開挖面上方的錨索，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構整體受力更合理。

3)在基坑第一階開挖過程中，位于開挖面附近的內(nèi)排樁樁側土壓力增幅顯著；開挖至第二階時，樁側土壓力平穩(wěn)波動；開挖至第三階時，樁側土壓力逐漸增大，沿深度方向呈現(xiàn)復雜的“波浪形”分布，這是由空間土拱效應導致；第三階開挖對第一階內(nèi)排樁樁側土壓力的影響大于第二階開挖過程的影響。

4)在基坑三階開挖過程中，預應力錨索位置為樁側土壓力的極大值位置，也是樁身反彎點所處位置，土壓力極小值位置處于上下層錨索之間；樁側土壓力實測值基本小于主動土壓力計算值，多個開挖深度下實測值近似于計算值。

5)空間土拱效應導致樁側土壓力沿深度方向呈現(xiàn)復雜的“波浪形”分布特征。內(nèi)排樁存在的樁后豎向土拱效應、樁背局部土拱效應與樁間水平土拱效應使樁側土壓力在基坑開挖過程中，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。