溶洞高度影响嵌岩桩轴力传递及桩侧超载响应试验

周德泉，张杨龙†，曹勇，张红尘，谢瑞庭，杜鹏

（1.长沙理工大学土木工程学院，湖南长沙 410076；2.中交四航局第六工程有限公司，广东珠海 519000）

嵌岩桩沉降小、承载力高、抗震性能强，应用广泛［1-4］.在岩溶发育区，溶洞影响嵌岩桩的竖向承载特性，土体移动影响嵌岩桩的稳定性，影响机制尚不十分清楚.

对于岩溶区嵌岩桩竖向承载特性方面，赵明华等［5］根据岩溶区嵌岩桩的桩端极限破坏模式及桩与溶洞的位置关系，分析了溶洞不破坏、冲切破坏及冒顶破坏等桩端3种破坏模式，推导出3种破坏模式下极限承载力计算公式；谢书萌［6］通过有限差分软件分析溶洞顶部桩基承载特性的影响因素，认为溶洞上方桩基承载力与溶洞高度几乎无关联；张慧乐等［7］通过室内模型试验研究岩溶区嵌岩桩承载力的影响因素，认为溶洞直径比顶板厚度影响大；夏炼［8］依托某岩溶区桥梁桩基工程，通过软件建立模型分析桩基荷载-位移特性，认为桩端位于溶洞顶板相比于桩基内穿溶洞的影响更大，且内穿溶洞桩基的极限承载力随溶洞高度和跨度的增加呈线性降低，溶洞高度影响更大；金书滨等［9］结合工程实例，对比分析了岩溶区桩的荷载传递特性，认为桩端的溶洞表现为对桩端阻力的影响，也会影响桩侧摩阻力，并且承载力将随桩端岩土的变形模量增大而大幅度提高；李金良等［10］提出简化计算模型，采用非线性有限元法研究溶洞顶板厚度对单桩承载特性的影响，认为极限承载力随溶洞顶板厚度的增大而增大，随着竖向荷载增大，桩基土体的主要塑性应变区由嵌岩段上部逐渐过渡到溶洞上方的顶板；梅国雄等［11］提出一种岩溶区新型灌注桩-布袋桩，进行桩顶加载模拟试验，发现桩身轴力自上而下经过枝状体段时，轴力降低速率先小后大.

桩侧堆载导致工程事故［12-14］受到关注.冯昌明等［15］结合弹性体系明德林解及桩的差分方程，研究堆载作用下被动桩的受力及位移特点，提出被动桩附近地表均布荷载作用下的水平及竖向承载特性的分析方法，通过算例验证；李仁平等［16］建立多层地基土侧向受荷桩的力学模型，计算桩与桥墩受力，认为土体蠕动引起桩和桥墩损伤；郑健龙等［17］建立桥台桩基的三维有限元模型并设置桩-土接触单元分析桥头路基填筑对桥台桩基受力性状的影响，认为桩-土相对位移较大时桩平均侧向压力与桩-土相对位移呈非线性关系，且每级荷载下最大桩侧土压力约为路堤荷载的74%，路堤荷载与桩身最大弯矩的关系与基桩具体位置相关；魏汝龙［18］对某填土水闸和堆载后码头进行实测，认为墩下桩基的倾斜和挠曲由下卧软土层的侧向变形和建筑物的差异沉降共同引起；李志伟［19］通过有限元法分析软土地基下邻近单侧堆载引发桩基偏位规律，认为桩基会产生侧向偏移和附加弯矩，反弯点位于软土层与硬土层交界处附近，严重时会导致桩顶附近开裂破坏；吴琼等［20］运用三维有限元方法研究桩顶荷载对被动桩受力变形的影响，认为桩身在桩侧堆载下产生了较大的侧向位移与弯矩，出现负摩阻力和轴力，桩侧堆载的被动桩在桩顶竖向荷载作用下会产生桩身二次弯矩，加剧桩身弯曲变形和内力.此外，赵明华等［21］综合探讨国内外相关领域文献、结合湖南大学多年来的研究成果，分别从承载机理、现场及模型试验方法、受力变形分析及其设计计算方法、施工技术和安全评价方法及加固处治措施四个方面详细阐述了陡坡段桥梁桩基研究现状及展望.

由此可见，嵌岩桩竖向承载特性研究主要集中于溶洞位于桩底持力层时的桩端极限破坏模式［4］及溶洞高度［6］、直径［7］、顶板厚度和跨度［8-10］的影响规律，土体移动影响嵌岩桩的稳定性研究主要集中于软土地基等非岩溶区地质条件［12-20］，穿过不同高度溶洞嵌岩桩的轴力传递规律及单侧超载响应尚不清楚，室内模型试验很少开展.鉴于此，本文设计杠杆加载装置，通过室内模型试验测试基桩穿过三种高度溶洞时桩顶竖向荷载作用下的桩身应变及桩侧土体竖向荷载作用下的桩身应变、水平位移和土压力，研究桩顶荷载作用下桩身轴力传递规律及桩侧堆载作用下桩身弯矩、水平位移和土压力变化规律，并与未穿溶洞桩对比，为岩溶地区穿过不同高度溶洞嵌岩桩基础设计提供试验依据.

1 模型试验概况

模型箱尺寸为1 420 mm×750 mm×1 100 mm（长×宽×高）.试验分为两阶段：桩顶竖向加载试验（图1）和桩侧堆载响应试验（图2）.将模型箱用刚性板隔成4个完全相同的独立区，分别设置1根未穿洞桩、穿10 cm 高溶洞桩、穿20 cm 高溶洞桩和穿30 cm高溶洞桩，以Z0、Z1、Z2、Z3 表示.

图1 桩顶竖向加载试验布置（单位：mm）Fig.1 Test arrangement of vertical load for pile top（unit：mm）

图2 桩侧堆载响应试验布置（单位：mm）Fig.2 Test arrangement of pile side load response（unit：mm）

为了减小边界效应，模型箱侧壁和3 块隔板表面涂抹凡士林，以减小土体侧移时的界面摩擦力.研究认为［22］，模型桩边界距离加载边界达到1～2.5倍加载范围时，可认为边界效应对试验产生的影响较小.图2（a）所示承压钢板边缘与模型桩相距225 mm，模型桩边界距离加载边界达到1～1.125 倍加载范围.Z0、Z1、Z2、Z3 等4 根模型桩在完全相同的边界条件下承受桩顶竖向加载和桩侧堆载，考虑荷载从上到下传递，模型桩上部土层厚度均为400 mm，穿过溶腔顶板厚度均为115 mm，通过对比测试，可以揭示溶洞高度变化对桩顶荷载作用下桩身轴力传递规律及桩侧堆载作用下桩身弯矩、水平位移和土压力变化规律.

1.1 模型桩与模型土

模型桩选用UPVC 管，方形截面，外边长40 mm、内边长31 mm，壁厚4.5 mm，长度1 000 mm.将4 根UPVC管分别沿竖直轴线方向剖成两个半合管，在每根桩两个半合管内壁按设计间距对称粘贴应变片，将应变片与端子焊接，再将应变片连接好导线，最后将两半合管用环氧树脂粘合.溶洞空腔范围内桩身4 个侧面均用环氧树脂粘贴UPVC 管片（以下简称管片），模拟冲击钻孔施工造成的溶洞内桩段扩径.

溶腔采用木盒模拟.3 个木盒的长宽相同，均为240 mm×240 mm，高度分别为100 mm、200 mm、300 mm，顶板和底板中心预留40 mm×40 mm 方形孔，用厚度12 mm 的木板装订而成.安装时，模型桩扩径段卡在木盒顶板和底板之间，用环氧树脂充填固定.组合的模型桩和模型溶洞见图3，溶洞与模型桩参数见表1.

图3 溶洞与模型桩Fig.3 Caves and model piles

表1 溶洞与模型桩参数Tab.1 Parameters of Karst cave and model pile

根据岩溶地区地层特点，本试验将地层分为两层：1）上层黏土；2）下层灰岩.上层土体取自长沙理工大学新建学生宿舍楼后侧土坡的红黏土，经过晾晒、粉碎、筛分，过5 mm 滤筛；下层灰岩采用灰岩相似材料模拟.根据相似原理，若几何相似及荷载相似，工程原型与试验模型的物理力学参数符合以下关系［23］：

式中：CE为弹性模量相似比；Cc为黏聚力相似比；Cσ为应力相似比；Cl为几何相似比；Cρ为密度相似比；Cφ为摩擦角相似比.

根据试验设计，本模型试验的Cl和Cρ分别取10和1.2；依据相似原理，得到Cσ、CE和Cc都是12，Cφ为1.根据岩溶地区灰岩概化参数，得到模拟灰岩的密度、抗压强度、弹性模量和黏聚力的范围，见表2.根据已有研究［24-25］，筛选出适合本试验的模拟灰岩材料配合比（质量比）为m细砂∶m水泥∶m石膏粉=5∶0.8∶0.2，此时模拟基岩的CE为12，根据简支梁法测出模型桩弹性模量约为3.332 6 GPa，工程中灌注桩弹性模量一般为30～32.5 GPa，即CE′（桩弹性模量比）约为10，故本试验基岩模拟设计较合理.表3 为模拟基岩材料配比情况.

表2 现场灰岩及模拟基岩参数Tab.2 The parameters of field limestone and simulated bedrock

表3 模拟基岩材料配比Tab.3 Simulation of the material ratio of bedrock

1.2 安装与测试

将模型桩按试验设计定位，将配制的模拟基岩材料浇筑于模型箱内，将顶面抹成倾斜面（约20°），标准养护28 d 以上.在桩身上段水平位移测点粘贴长30 mm、直径为12 mm 的塑料软管，将直径为10 mm、长度300 mm 的PVC 硬管粘接在软管周围并通过模型箱外侧板孔洞水平延伸出模型箱.塑料软管的作用是减少PVC 硬管对模型桩的约束，为百分表探针提供自由通道.分5 层填筑红黏土，土层顶面抹成梯形面（水平面宽度350 mm，倾斜面角度约20°），土自重沉降15 d.将应变片导线及土压力盒导线与应变仪连接.

1.2.1 测试系统

在桩顶和承压钢板安装电子位移计，测量桩顶沉降和地基沉降；将探针水平插入PVC 硬管与桩稳定接触后安装百分表，测量桩身水平位移，5 个位移测点分别距桩顶30 mm、130 mm、230 mm、330 mm、430 mm；桩身前后两侧分别等距对称粘贴土压力盒，测试侧向加载过程中桩后土压力和桩前土抗力，土压力盒与桩顶间距分别为90 mm、190 mm、290 mm、390 mm.

4 根桩分别对称粘贴14、22、22、20 枚应变片，测试加载过程中的桩身应变.详细位置为：Z0、Z1、Z2、Z3 等4 根模型桩在土层段均粘贴4 组应变片，离桩顶距离分别为96.5 mm、211.5 mm、326.5 mm、441.5 mm；Z1、Z2、Z3 等3 根模型桩在溶洞顶板段均粘贴2组应变片，离桩顶距离分别为473.5 mm、556.5 mm；Z0 在岩层段粘贴3 组应变片，离桩顶距离分别为473.5 mm、673.5 mm、841 mm；Z1 在溶洞段粘贴3 组应变片，离桩顶距离分别为573.5 mm、615 mm、656.5 mm，在溶洞底板段粘贴2组应变片，离桩顶距离分别为673.5mm、841 mm；Z2 在溶洞段粘贴3 组应变片，离桩顶距离分别为573.5 mm、665 mm、756.5 mm，在溶洞底板段粘贴2 组应变片，离桩顶距离分别为773.5 mm、888.5 mm；Z3 在溶洞段粘贴3 组应变片，离桩顶距离分别为573.5 mm、715 mm、856.5 mm，在溶洞底板段粘贴1 组应变片，离桩顶距离为873.5 mm.采集系统为TDS-530和TDS-540.

1.2.2 加载系统

1）桩顶竖向加载试验

如图4（a）所示，每个隔室内的杠杆一端固定于模型箱顶部铰接支座，作用于桩顶固定的桩顶支座，杠杆端部挂有可以固定标准砝码的挂钩.对桩顶进行分级加载，采用慢速维持荷载法，第一级为0.4 kN，此后每级增加0.2 kN，每隔30 min 分别记录一次沉降值，直到沉降值稳定（即两个1 h 内沉降值相差不超过0.01 mm，并连续出现2 次），继续加下一级荷载，至最大荷载2 kN后终止加载，分四级卸载.

2）桩侧堆载响应试验

如图4（b）所示，在每个隔室水平土面上按平面设计位置对称安装承压钢板（长300 mm、宽200 mm、厚12 mm），沿钢板中心轴线对称放置承压支座，将千斤顶放置于承压体顶部中心位置.参考行业规程［26］，使用千斤顶反力梁系统对桩单侧土体进行分级加载，共进行11 级加载.第一级加载包括承压钢板、承压支座、千斤顶自重和千斤顶施加的压力共2 kN，加载后迅速记录百分表数据、采集应变数据，每隔0.5 h 采读一次，当承压支座连续2 次位移差值不超过0.01 mm 时，认为地基变形稳定，继续施加下一级荷载.此后每级荷载依次增加2 kN，最大荷载为22 kN，地基变形较大时停止加载，分一级卸载.

图4 试验现场Fig.4 Test site

2 试验结果与分析

2.1 桩顶竖向加载响应

2.1.1 桩顶加载P-s曲线特征

模型桩顶的荷载P-沉降s曲线如图5 所示.分析发现：

图5 桩顶P-s曲线Fig.5 Relationship between press and settlement of pile top

1）Z0 桩身穿过土层嵌入完整岩层，P-s曲线呈上凸型，符合一般规律；Z1、Z2、Z3 桩身穿过相同厚度的土层、溶洞顶板和不同高度的溶洞时，P-s曲线呈缓变型，并且位于Z0 曲线的下方，说明溶洞加大了桩顶沉降.

2）相同荷载作用下，Z0 的沉降最小、Z1 次之、Z2较大、Z3 最大，说明桩顶沉降随溶洞高度增大而增大，与夏炼［8］通过数值模拟取得的规律一致.分析认为，溶洞桩身的横向变形随溶洞高度增大而增大.由此推理，桩基础竖向承载力随桩身刺穿的溶洞高度加大而降低.

2.1.2 穿洞桩轴力传递规律

由式（3）计算桩身轴力值：

式中：εi为某级荷载作用下桩身某截面的平均应变；A为桩身截面面积，m2；Qi为某级荷载作用下桩身某截面的轴力，N；E为桩的弹性模量（本文利用简支梁法测定，其值为3.332 6 GPa）.

从表1可知，各桩上段土层厚度均为405 mm，Z1的溶洞位置为z=565～665 mm，Z2 的溶洞位置为z=565～765 mm，Z3 的溶洞位置为z=565～865 mm.从上往下，土层与顶板界面位于各桩第4 组（z=441.5 mm）与第5 组（z=473.5 mm）应变片之间，顶板与溶洞界面位于穿洞桩第6 组（z=556.5 mm）与第7 组（z=573.5 mm）应变片之间，溶洞与底板界面位于穿洞桩第9 组与第10 组应变片之间（位置因溶洞高度不同而不同）.溶洞内均在上、中、下3 个位置粘贴3 组应变片.

各桩的轴力Q-深度z关系曲线见图6.图6 表明，常规嵌岩桩Z0 的轴力-深度曲线特征符合轴力传递基本规律，说明本次应变测试系统可靠.分析发现：

图6 桩身轴力-深度曲线Fig.6 Relationship between depth and axial force of pile

1）土、岩界面处，桩身轴力传递存在明显的界面效应.桩从土层即将进入岩层前，土层桩身轴力增长，增长率随荷载增大而增大，原因是即将进入岩层时桩土相对位移减小导致摩擦力减小.

2）溶洞内，桩身轴力沿深度呈“凹缩”状，凹缩幅度随溶洞高度或者荷载增大而增大.由此推理，冲击钻进形成的溶洞内桩段不易发生受压破坏.

为了剖析溶洞内桩身轴力沿深度“凹缩”机制，作出溶洞内模型桩及桩段受力示意图，见图7.桩身穿过溶洞顶板进入溶洞时，管片（即模型桩侧面用环氧树脂粘贴的UPVC 管片）顶端在轴力作用下将与顶板分离，所以，管片顶端没有压力.模型桩桩壁和管片均认作弹性体，分别取模型桩桩壁和管片作脱离体分析受力情况，见式（4）～（6）.

图7 溶洞内模型桩受力示意图Fig.7 Force diagram of pile section in Karst cave

式中：Q为模型桩上段传递的轴力；F1为管片的摩擦力；N1为模型桩下段支承力；F2为管壁传递给管片的摩擦力；N2为管片单元下部的支承力.F1与F2为作用力与反作用力.各参数单位均为N.

对于溶洞内基桩上段，桩身处于竖直受力状态并产生横向变形，模型桩管壁与管片的相对位移增大.溶洞高度越大，或者荷载越大，相对位移越大.根据直剪实验原理，F1必然增大，N1必然减小，所以，轴力沿深度衰减.溶洞高度越大，或者模型桩上段传递的轴力Q越大，衰减速率越大.

对于溶洞内基桩下段，桩身处于竖直受力状态并产生横向变形，但是，溶洞底板给模型桩的握裹力很大，模型桩管壁与管片的相对位移减小，根据直剪实验原理，F1必然减小，N1必然增大，所以，轴力沿深度增加.这样，溶洞内桩身轴力沿深度必然出现“谷值”，桩身轴力-深度曲线呈“凹缩”状.

2.2 桩侧堆载响应

2.2.1 地基土荷载P-沉降s曲线

图8 为桩侧地基土P-s曲线.加载曲线呈上凸型，规律明显，说明测试系统可靠.分析发现：相同荷载作用下，地基土沉降随单侧桩体穿过溶洞的高度增大而增大，其增长率随荷载增大而增大.推理认为，桩体作支挡结构时，桩身穿过溶洞或者溶洞高度增大，降低桩体的支挡能力.

图8 地基土P-s曲线Fig.8 Relationship between press and settlement of soil

2.2.2 桩后土压力变化

从表1可知，各桩上段土层厚度均为405 mm，桩侧土压力盒离桩顶距离为90 mm、190 mm、290 mm、390 mm.限于篇幅，给出P=22 kN 时桩侧土压力P-深度z的变化曲线，见图9.由图9分析发现：

图9 P=22 kN时桩后土压力-深度曲线Fig.9 Relationship between depth and earth pressure of pile when P is 22 kN

1）土压力沿深度先增大后减小，有1 个峰值，与祝廷尉等［27］研究滑体对嵌岩抗滑桩产生的桩后土压力规律类似.根据地基附加应力分布特点，最下方的土压力盒位置靠近土岩交界面，附加应力较小；桩顶位于土层面偏上位置，受到的附加应力为0，故在桩身中部附近一定会出现一个应力峰值.

2）桩侧土压力随溶洞高度增大而增大.桩体穿过溶洞高度越大，单侧土体受超载产生的沉降和水平位移越大，导致土压力越大.

2.2.3 桩前弹性抗力变化

限于篇幅，给出P=22 kN 时弹性抗力σ-深度z的变化曲线，见图10.由图10分析发现：

图10 P=22 kN时弹性抗力-深度曲线Fig.10 Relationship between depth and elastic resistance of pile when P is 22 kN

1）桩前弹性抗力沿深度先增大后减小，有1 个峰值，随溶洞高度增大而增大.

2）桩前弹性抗力为桩后土压力的1/3～1/2.

2.2.4 桩身水平位移

限于篇幅，给出P=4 kN、P=10 kN、P=16 kN 和P=22 kN 时桩身水平位移y-深度z的变化曲线，见图11.由图11分析发现：

图11 桩身水平位移-深度曲线Fig.11 Relationship between depth and horizontal displacement of pile

1）桩顶压力为零时，桩身侧移在桩顶最大，随深度加大而减小，土岩界面处为零，类似于焦世杰［28］根据工程实例研究的斜坡嵌岩抗滑桩桩身位移规律.推理认为，单侧超载作用下，桩体绕土、岩界面转动.

2）桩身水平位移随侧面超载和溶洞高度增大而增大.溶洞高度增大将降低桩体水平承载能力.

2.2.5 桩身弯矩变化

试验测试桩身的拉应变ε+与压应变ε-，按式（7）计算弯矩：

式中：M为桩身截面弯矩，kN·m；ε为为同一断面处拉压应变差值，即ε=ε+-ε-；b0为拉压测点的间距，为31 mm；E为桩身弹性模量，实测为3.332 6 GPa；I为惯性矩，取2.13×10-7m4.

限于篇幅，给出P=4 kN、P=10 kN、P=16 kN和P=22 kN 时桩身弯矩M-深度z的变化曲线（称M-z曲线，下同），见图12，图中，Z0 桩在深度473.5 mm 与673.5 mm 之间没有应变片.给出弯矩峰值随荷载变化曲线，见图13.

图12 桩身弯矩-深度曲线Fig.12 Relationship between depth and bending moment of pile

图13 荷载-弯矩峰值曲线Fig.13 Relationship between load and bending moment peak of pile

分析发现：

1）对于嵌岩桩Z0，桩身弯矩随深度增大而增大，在土层底部最大，进入岩层后减小，该规律与焦世杰［28］和雷国平等［29］获得的斜坡嵌岩抗滑桩的弯矩规律一致.

2）桩身弯矩随桩身穿过溶洞的高度增大而增大.推理认为，溶洞高度增大不利于桩基抵抗弯曲破坏.

3）对于穿过溶洞的桩体，桩身弯矩也随深度增大而增大，在土层底部最大，进入岩层和溶洞后减小，说明单侧超载作用下，穿过溶洞的桩体最可能在土层底部发生弯曲破坏，溶洞越高，越容易破坏.工程中，建议加大上部土层段桩身直径或者配筋率，以提高桩身水平承载力.

3 结论

1）桩顶竖向荷载作用下，嵌岩桩的长度和竖向荷载相同时，桩顶沉降随溶洞高度增大而增大，基桩竖向承载力随桩身刺穿溶洞的高度增大而降低.土岩界面、溶洞与底板界面处，桩身轴力-深度曲线存在明显的界面效应.桩从土层或者溶洞即将进入岩层前，土层或者溶洞底部的桩身轴力增长，增长率随荷载增大而增大.溶洞内，桩身轴力-深度曲线呈“凹缩”状，其凹缩幅度随桩顶荷载和溶洞高度增大而增大.

2）单侧超载作用下，桩后土压力和桩前弹性抗力在土层段沿深度先增大后减小，有1 个峰值.相同荷载作用下，桩后土压力和桩前弹性抗力随溶洞高度增大而增大.桩前弹性抗力为桩后土压力的1/3～1/2.桩顶压力为零时，桩身侧移随深度加大而减小，桩顶侧移最大.桩身水平位移随侧面超载和溶洞高度增大而增大.溶洞高度增大将降低基桩的水平承载力.嵌岩桩和穿过溶洞桩体的桩身弯矩随深度增大而增大，在土层底部最大，进入岩层和溶洞后减小.桩身弯矩随桩身穿过的溶洞高度增大而增大.

3）桩顶荷载或单侧超载作用时，冲击钻进形成的溶洞内桩段不易发生受压破坏或弯曲破坏.基桩穿过溶洞或者溶洞高度增大，降低基桩的支挡能力，桩后地基土沉降增大.单侧超载作用下，穿过溶洞的基桩最可能绕土、岩界面转动，在土层底部发生弯曲破坏.工程中，建议加大上部土层段基桩直径或者配筋率，并将扩径段嵌岩一定深度，以提高基桩水平承载力.