基于桩周土加固效应的双排桩承载性状模型试验研究

王祥秋，廖镇源，郑土永，朱道立

(佛山科学技术学院交通与土木建筑学院，广东 佛山 528225)

在城市建筑密集区，因受周边环境条件以及用地红线等因素影响，双排桩已越来越广泛地应用于城市深基坑支护工程。但由于双排桩受力机制(特别桩土间相互作用机理)十分复杂，目前，关于双排桩的设计理论尚不够成熟。为此，学者们针对深基坑双排桩支护体系做了大量的研究工作。其中，具有代表性的主要有：理论研究方面，Xiao等[1]、黄凭等[2]通过提出一假想剪切滑裂面，采用体积比例法和“m”法求解双排桩上的土压力，并由此建立桩体的挠曲微分方程对双排桩的内力与变形进行分析计算。Zhao等[3]通过数值模拟研究无连梁悬臂式双排支护桩在开挖过程中的受力特性。Huang[4]通过建立门式双排桩力学性态微分方程，基于高精度龙格-库塔有限差分法提出一种计算双排桩内力和位移的新方法。杨光华等[5]针对传统双排桩土压力计算模式未能充分考虑桩和土之间相互作用的不足，提出一种改正的双排桩土压力计算模式。王俊杰等[6]提出了可同时考虑地基抗力和桩-承台协调作用的设计计算方法，推导了桩基和承台内力与变形的计算公式。曹净等[7]通过引入等效桁架模型, 将前、后排桩桩间土等效为平面桁架结构, 进而提出一种基坑双排桩支护结构的改进计算模型。李松等[8]提出一种考虑前排桩抗压、后排桩抗拔力偶和地下水浮力对双排桩抗倾覆安全系数影响的改进计算方法。试验研究方面，Yu等[9]、Shen等[10]、彭文祥等[11]通过室内试验模型研究了双排桩排距、行距和开挖深度等参数对双排桩内力及变形的影响。Buslov等[12]基于框架结构柔性桩以及组合刚架假设，通过对双排桩路基支护结构土压力测试成果，研究了双排桩支护结构中后排桩的承载特性。范刚等[13]利用大型振动台进行双排抗滑桩加预应力锚索加固边坡的模型试验，研究在地震动作用下预应力锚索双排桩的破坏机理与承载特性。郑轩等[14]通过地层和双排桩支护结构的相似材料模型，模拟基坑开挖过程，探究双排桩的变形规律，并建立数值模型对试验结果进行验证。目前，关于双排桩支护结构的研究大都基于双排桩的排距、桩间距以及桩长等不同设计参数对其受力特性的影响，针对桩周土体加固效应对双排桩支护结构受力特性影响的研究尚鲜见报道。笔者基于模型试验原理[15]，通过室内试验，重点研究桩间土以及桩侧土体加固效应对双排桩支护结构受力特性及变形规律的影响，从而为深基坑工程双排桩设计与施工提供理论与试验参考。

1 双排桩模型试验

1.1 模型试验设计

双排桩室内模型试验基于相似模型试验理论进行设计，研究对象原型为开挖深度为7 m的粉细砂地层深基坑工程。为了研究桩间土、桩侧土加固以及桩底土层性质对双排桩支护特性的影响，试验过程中保持双排桩的设计参数不变，只改变桩间土以及桩周土的力学性质。根据试验模型箱的尺寸及研究重点，确定模型试验的几何相似比为CL=1∶10，容重相似比为Cγ=1∶1。土层选用级配良好的粉细砂原型料，桩间以及桩侧加固土体则采用石膏、水泥以及细砂混合料，其中，石膏和水泥的掺入比分别为10%和5%，配合比为水∶石膏∶水泥∶细砂=1∶1∶0.5∶7.5。双排桩底部加固土体采用M2.5水泥砂浆进行模拟。模型试验材料参数如表1所示。

表1 模型试验材料参数Table 1 Material parameters of model test

双排桩模型参数为前后排模型桩均采用PVC管桩，直径75 mm(壁厚2.3 mm)，桩长1 300 mm，排距225 mm，桩间距150 mm，桩顶设置长×宽×厚度为970 mm×300 mm×7 mm的有机玻璃板，盖板与桩顶采用ERGEO5800强力胶粘接。为防止开挖过程中砂土从前排桩桩间流出，在前排桩后侧设置一道泡沫挡土板，试验模型设计参数如图1所示。

图1 双排桩试验模型设计图Fig.1 Model design of double-row pile

根据深基坑工程设计与施工经验，共设计了4种试验模型，以模拟桩间土、桩端土以及被动区土体加固效应对双排桩承载特性的影响。其中：桩间土加固深度为1 300 mm，桩底加固厚度为500 mm(模拟强风化岩层)，被动区加固深度和宽度分别为500、300 mm。试验模型具体参数如表2所示。

表2 双排桩试验模型参数Table 2 Model parameters of double-row pile test

1.2 试验装置及开挖工况

由于深基坑工程双排桩支护结构在桩侧土压力作用下主要产生弯曲效应，故在前后排桩桩身两侧对称粘贴应变片(应变片型号为BE120-5AA(11)，阻值120.0 Ω，灵敏系数2.11，格栅长5 mm，宽2.8 mm)。应变片具体布设方式如图2所示。试验过程中采用东华D3650应变采集系统采集不同试验模型在各分步开挖工况下前后排桩的桩身弯曲应变，双排桩桩顶水平位移则利用数显百分表进行测量。

图2 双排桩应变片布设方案Fig.2 Scheme of strain gauges for double-row

双排桩试验模型在长×宽×高=4.0 m×1.0 m×2.0 m的岩土试验箱体内制作，砂土及加固土采用同步分层填埋与压实，每次填埋压实厚度为150 mm，填埋至设计标高后，利用混凝土立方体试块施加5 kPa超载(按模型几何相似比，相当于实际超载50 kPa)进行堆载预压3 d。基坑开挖深度700 mm，共分7个开挖步，每一开挖步的平均开挖深度为100 mm。开挖过程中，为了减少开挖对土层及模型桩的扰动，采用抹泥刀分层剥离开挖。每一开挖步完毕后，待模型桩变形达到稳定标准时，采集桩身应变及桩顶水平位移。双排桩模型试验过程如图3所示。

图3 双排桩模型试验过程Fig.3 Model test process of double row

2 模型试验结果及分析

2.1 桩身弯曲效应分析

基坑开挖到底时各加固工况条件下双排桩前、后排桩身弯矩量测值如表3所示。

为了分析研究不同加固工况对双排桩桩身弯矩的影响，由试验数据绘制前后排桩弯矩变化趋势图，如图4所示。

表3 不同加固条件双排桩桩身弯矩值Table 3 Bending moment of double-row piles under different reinforcement conditions

图4 不同加固条件双排桩桩身弯矩图Fig.4 Bending moment diagram of double-row piles under different reinforcement

由图4可知，不同加固工况条件下，双排桩前、后排桩的桩身弯矩值及其变化趋势存在显著差异，呈现出截然不同的加固效果。当采用桩间土加固、桩侧被动区加固以及桩底加固等单一加固措施时，前排桩桩身最大正弯矩分别为72.103、91.60、98.311 N·m，与未采取加固措施时前排桩桩身最大正弯矩106.715 N·m相比，分别下降了32.4%、14.1%和7.8%；前排桩桩身最大负弯矩分别为88.53、157.666、122.365 N·m，与未采取加固措施时前排桩桩身最大负弯矩143.945 N·m相比，分别下降了38.5%、-9.5%和15.0%；后排桩桩身最大正弯矩分别为7.261、14.709、14.666 N·m，与未采取加固措施时后排桩桩身最大正弯矩31.401 N·m相比，分别下降了76.8%、53.2%和53.1%；后排桩桩身最大负弯矩分别为40.325、98.369、86.624N·m，与未采取加固措施时后排桩桩身最大负弯矩90.458 N·m相比，分别下降了55.4%、-8.7%和4.3%。由此可见，当采用单一加固措施时，以桩间土加固效果最显著，前、后排桩的弯矩值相较于未采取加固措施时显著降低；桩底加固效果次之；桩侧被动区加固对降低前后排桩桩身弯矩值效果最不明显。实际工程中，可将搅拌桩或高压旋喷桩止水帷幕设置于前后排桩之间，对桩间土进行加固处理，可有效提高双排桩承载能力。

2.2 桩顶水平位移特性分析

由试验结果可见，基坑开挖到底时，各加固工况条件下双排桩桩顶水平位移量测值如表4所示，根据试验数据绘制桩顶水平位移的变化规律如图5所示。

图5 双排桩桩顶水平位移图Fig.5 Horizontal displacement diagram of top

表4 不同加固条件双排桩桩顶水平位移Table 4 Horizontal displacement of top of double-rowpiles under different reinforcement conditions

由图5可知，不同加固工况条件下，双排桩桩顶水平位移随开挖深度呈现出相似的变化规律，即随开挖深度的增大而不断增加，但双排桩桩顶水平位移最大值存在显著差异，表现出截然不同的加固效果。当采用桩间土加固、桩侧被动区加固以及桩底加固等单一加固措施时，双排桩桩顶水平位移最大值分别为2.62、3.75、4.47 mm，相较于未采取加固措施时分别减少了57.5%、39.2%和27.6%，表明对双排桩桩间土体、桩侧被动区土体以及桩底土体进行加固或者将桩底嵌入强度较高的岩土层时，均可有效控制双排桩水平位移，但以桩间土加固对控制双排桩变形效果最好。

2.3 开挖深度对双排桩内力影响分析

不同加固条件下双排桩前后排桩桩身弯矩随基坑开挖过程的变化趋势如图6所示。由图6可知，桩底加固与桩侧被动区加固两种工况条件下，前、后排桩桩身弯矩随开挖深度呈现出相似的变化规律，且桩身正、负弯矩值基本相等。而桩间土加固条件下前、后排桩桩身弯矩随开挖深度表现出不同的变化规律，且桩身正、负弯矩值与桩底加固和桩侧被动区加固两种工况相比均有大幅度降低，降低幅度约为30%，这可能与桩间土在基坑开挖以及围护桩变形过程中受到前、后排桩共同约束，并与前、后排桩组成共同承载体有关。当对桩间土进行加固处理之后，其变形模量显著提高，由此增强了桩土复合体的截面抗弯刚度，从而改变了桩土复合体的承载特性，使前、后排桩桩身内力呈现出不同的变化规律。实际工程中，可充分利用桩间土共同作用的力学特性，优化深基坑工程双排桩设计参数与施工工况。

图6 双排桩桩身弯矩-开挖深度关系曲线Fig.6 Curves of bending moment-excavation depth for

与此同时，不同加固条件下，双排桩前、后排桩桩身弯矩值随基坑开挖工况(即开挖深度变化)呈现出相似的变化规律。如图6中(a-1)、(b-1)、(c-1)所示，前排桩桩身最大正、负弯矩值均随基坑开挖深度增大而不断增大。但桩身最大正弯矩值的位置则随着基坑开挖深度的增加逐步向基坑开挖面移动；而桩身最大负弯矩值均位于基坑开挖面以下，其位置均随着基坑开挖深度的增大逐步向桩底移动。而后排桩桩身弯矩则与前排桩表现出截然不同的变化规律，如图6中(a-2)、(b-2)、(c-2)所示，不同加固条件下，后排桩桩身弯矩均表现为负弯矩值，且在地表处桩身弯矩几乎为零，随着基坑开挖深度不断增加，桩身负弯矩值逐步增大，并在基坑开挖面附近达到最大值，而在基坑开挖面以下，桩身负弯矩值逐步减小，并在桩底处达到最小值。

2.4 桩间土压力变化特性分析

为了研究双排桩与桩间土相互作用特性，在前排桩与桩间土之间埋设了应变式土压力盒，3个土压力盒分别位于基坑表面0.25、0.45、0.65 m处(3个测点均位于基坑底面以上)，在未加固与桩间土加固两种典型工况条件下，前排桩与桩间土接触界面土压力-基坑开挖深度关系曲线(如图7所示)。

图7 桩土界面土压力-开挖深度关系曲线Fig.7 Curves of soil pressure on the interface between pile and soil to excavation

由图7可知，未加固与桩间土加固两种工况下，前排桩与桩间土接触界面土压力呈现出相似的变化规律，即随着开挖深度不断增大，桩土界面土压力不断减少，且在桩顶部位土压力降低的幅度最大。这可能因为双排桩类似于刚架结构，当双排桩向基坑内发生位移时，前排桩与桩间土之间存在脱离的趋势，从而导致桩土间接触界面压力降低。但后排桩与桩间土之间由于双排桩存在向基坑内的水平位移所产生的挤压效应，导致桩土界面土压力增大。与此同时，由图7可知，当基坑开挖深度少于0.3 m时(第3开挖步之前)，土压力降低的幅度较少，而当开挖深度超过0.4 m时(即开挖工况4之后)，土压力降低幅度增大，这可能与双排桩位移增大，前排桩与桩间土之间脱离趋势加剧有关。

3 结论

1)双排桩桩间土加固、桩侧被动区加固以及桩端土层加固(或者置于良好岩土地层)均可有效降低前、后排桩桩身最大正、负弯矩值。若采用单一加固措施，以桩间土加固效果优于桩侧被动区以及桩端土层加固。实际工程可将止水帷幕设置于桩间土内，以提高深基坑工程综合效益。

2)对深基坑双排桩支护结构的桩间土进行加固时，可显著提高桩间土的变形模量，由此增强桩土复合体截面的整体抗弯刚度，从而提高桩土复合体的承载能力，并使前、后排桩桩身内力呈现出不同的变化规律。实际工程中，可充分利用桩间土共同作用的力学特性，优化深基坑工程双排桩设计参数与施工工况。

3)对双排桩支护结构深基坑工程桩间土体、桩侧被动区土体以及桩底土层进行加固或者将桩底嵌入强度较高的岩土层时，均可有效控制双排桩水平位移，并以桩间土加固对控制双排桩支护结构变形效果最好，在城市建构筑物与地下管线密集区域以及对基坑变形有严格要求的复杂环境条件下，可充分利用桩间土加固措施有效控制基坑变形。