溶洞高度影響嵌巖樁軸力傳遞及樁側超載響應試驗

周德泉，張楊龍?，曹勇，張紅塵，謝瑞庭，杜鵬

（1.長沙理工大學土木工程學院，湖南長沙 410076；2.中交四航局第六工程有限公司，廣東珠海 519000）

嵌巖樁沉降小、承載力高、抗震性能強，應用廣泛［1-4］.在巖溶發育區，溶洞影響嵌巖樁的豎向承載特性，土體移動影響嵌巖樁的穩定性，影響機制尚不十分清楚.

對于巖溶區嵌巖樁豎向承載特性方面，趙明華等［5］根據巖溶區嵌巖樁的樁端極限破壞模式及樁與溶洞的位置關系，分析了溶洞不破壞、沖切破壞及冒頂破壞等樁端3種破壞模式，推導出3種破壞模式下極限承載力計算公式；謝書萌［6］通過有限差分軟件分析溶洞頂部樁基承載特性的影響因素，認為溶洞上方樁基承載力與溶洞高度幾乎無關聯；張慧樂等［7］通過室內模型試驗研究巖溶區嵌巖樁承載力的影響因素，認為溶洞直徑比頂板厚度影響大；夏煉［8］依托某巖溶區橋梁樁基工程，通過軟件建立模型分析樁基荷載-位移特性，認為樁端位于溶洞頂板相比于樁基內穿溶洞的影響更大，且內穿溶洞樁基的極限承載力隨溶洞高度和跨度的增加呈線性降低，溶洞高度影響更大；金書濱等［9］結合工程實例，對比分析了巖溶區樁的荷載傳遞特性，認為樁端的溶洞表現為對樁端阻力的影響，也會影響樁側摩阻力，并且承載力將隨樁端巖土的變形模量增大而大幅度提高；李金良等［10］提出簡化計算模型，采用非線性有限元法研究溶洞頂板厚度對單樁承載特性的影響，認為極限承載力隨溶洞頂板厚度的增大而增大，隨著豎向荷載增大，樁基土體的主要塑性應變區由嵌巖段上部逐漸過渡到溶洞上方的頂板；梅國雄等［11］提出一種巖溶區新型灌注樁-布袋樁，進行樁頂加載模擬試驗，發現樁身軸力自上而下經過枝狀體段時，軸力降低速率先小后大.

樁側堆載導致工程事故［12-14］受到關注.馮昌明等［15］結合彈性體系明德林解及樁的差分方程，研究堆載作用下被動樁的受力及位移特點，提出被動樁附近地表均布荷載作用下的水平及豎向承載特性的分析方法，通過算例驗證；李仁平等［16］建立多層地基土側向受荷樁的力學模型，計算樁與橋墩受力，認為土體蠕動引起樁和橋墩損傷；鄭健龍等［17］建立橋臺樁基的三維有限元模型并設置樁-土接觸單元分析橋頭路基填筑對橋臺樁基受力性狀的影響，認為樁-土相對位移較大時樁平均側向壓力與樁-土相對位移呈非線性關系，且每級荷載下最大樁側土壓力約為路堤荷載的74%，路堤荷載與樁身最大彎矩的關系與基樁具體位置相關；魏汝龍［18］對某填土水閘和堆載后碼頭進行實測，認為墩下樁基的傾斜和撓曲由下臥軟土層的側向變形和建筑物的差異沉降共同引起；李志偉［19］通過有限元法分析軟土地基下鄰近單側堆載引發樁基偏位規律，認為樁基會產生側向偏移和附加彎矩，反彎點位于軟土層與硬土層交界處附近，嚴重時會導致樁頂附近開裂破壞；吳瓊等［20］運用三維有限元方法研究樁頂荷載對被動樁受力變形的影響，認為樁身在樁側堆載下產生了較大的側向位移與彎矩，出現負摩阻力和軸力，樁側堆載的被動樁在樁頂豎向荷載作用下會產生樁身二次彎矩，加劇樁身彎曲變形和內力.此外，趙明華等［21］綜合探討國內外相關領域文獻、結合湖南大學多年來的研究成果，分別從承載機理、現場及模型試驗方法、受力變形分析及其設計計算方法、施工技術和安全評價方法及加固處治措施四個方面詳細闡述了陡坡段橋梁樁基研究現狀及展望.

由此可見，嵌巖樁豎向承載特性研究主要集中于溶洞位于樁底持力層時的樁端極限破壞模式［4］及溶洞高度［6］、直徑［7］、頂板厚度和跨度［8-10］的影響規律，土體移動影響嵌巖樁的穩定性研究主要集中于軟土地基等非巖溶區地質條件［12-20］，穿過不同高度溶洞嵌巖樁的軸力傳遞規律及單側超載響應尚不清楚，室內模型試驗很少開展.鑒于此，本文設計杠桿加載裝置，通過室內模型試驗測試基樁穿過三種高度溶洞時樁頂豎向荷載作用下的樁身應變及樁側土體豎向荷載作用下的樁身應變、水平位移和土壓力，研究樁頂荷載作用下樁身軸力傳遞規律及樁側堆載作用下樁身彎矩、水平位移和土壓力變化規律，并與未穿溶洞樁對比，為巖溶地區穿過不同高度溶洞嵌巖樁基礎設計提供試驗依據.

1 模型試驗概況

模型箱尺寸為1 420 mm×750 mm×1 100 mm（長×寬×高）.試驗分為兩階段：樁頂豎向加載試驗（圖1）和樁側堆載響應試驗（圖2）.將模型箱用剛性板隔成4個完全相同的獨立區，分別設置1根未穿洞樁、穿10 cm 高溶洞樁、穿20 cm 高溶洞樁和穿30 cm高溶洞樁，以Z0、Z1、Z2、Z3 表示.

圖1 樁頂豎向加載試驗布置（單位：mm）Fig.1 Test arrangement of vertical load for pile top（unit：mm）

圖2 樁側堆載響應試驗布置（單位：mm）Fig.2 Test arrangement of pile side load response（unit：mm）

為了減小邊界效應，模型箱側壁和3 塊隔板表面涂抹凡士林，以減小土體側移時的界面摩擦力.研究認為［22］，模型樁邊界距離加載邊界達到1～2.5倍加載范圍時，可認為邊界效應對試驗產生的影響較小.圖2（a）所示承壓鋼板邊緣與模型樁相距225 mm，模型樁邊界距離加載邊界達到1～1.125 倍加載范圍.Z0、Z1、Z2、Z3 等4 根模型樁在完全相同的邊界條件下承受樁頂豎向加載和樁側堆載，考慮荷載從上到下傳遞，模型樁上部土層厚度均為400 mm，穿過溶腔頂板厚度均為115 mm，通過對比測試，可以揭示溶洞高度變化對樁頂荷載作用下樁身軸力傳遞規律及樁側堆載作用下樁身彎矩、水平位移和土壓力變化規律.

1.1 模型樁與模型土

模型樁選用UPVC 管，方形截面，外邊長40 mm、內邊長31 mm，壁厚4.5 mm，長度1 000 mm.將4 根UPVC管分別沿豎直軸線方向剖成兩個半合管，在每根樁兩個半合管內壁按設計間距對稱粘貼應變片，將應變片與端子焊接，再將應變片連接好導線，最后將兩半合管用環氧樹脂粘合.溶洞空腔范圍內樁身4 個側面均用環氧樹脂粘貼UPVC 管片（以下簡稱管片），模擬沖擊鉆孔施工造成的溶洞內樁段擴徑.

溶腔采用木盒模擬.3 個木盒的長寬相同，均為240 mm×240 mm，高度分別為100 mm、200 mm、300 mm，頂板和底板中心預留40 mm×40 mm 方形孔，用厚度12 mm 的木板裝訂而成.安裝時，模型樁擴徑段卡在木盒頂板和底板之間，用環氧樹脂充填固定.組合的模型樁和模型溶洞見圖3，溶洞與模型樁參數見表1.

圖3 溶洞與模型樁Fig.3 Caves and model piles

表1 溶洞與模型樁參數Tab.1 Parameters of Karst cave and model pile

根據巖溶地區地層特點，本試驗將地層分為兩層：1）上層黏土；2）下層灰巖.上層土體取自長沙理工大學新建學生宿舍樓后側土坡的紅黏土，經過晾曬、粉碎、篩分，過5 mm 濾篩；下層灰巖采用灰巖相似材料模擬.根據相似原理，若幾何相似及荷載相似，工程原型與試驗模型的物理力學參數符合以下關系［23］：

式中：CE為彈性模量相似比；Cc為黏聚力相似比；Cσ為應力相似比；Cl為幾何相似比；Cρ為密度相似比；Cφ為摩擦角相似比.

根據試驗設計，本模型試驗的Cl和Cρ分別取10和1.2；依據相似原理，得到Cσ、CE和Cc都是12，Cφ為1.根據巖溶地區灰巖概化參數，得到模擬灰巖的密度、抗壓強度、彈性模量和黏聚力的范圍，見表2.根據已有研究［24-25］，篩選出適合本試驗的模擬灰巖材料配合比（質量比）為m細砂∶m水泥∶m石膏粉=5∶0.8∶0.2，此時模擬基巖的CE為12，根據簡支梁法測出模型樁彈性模量約為3.332 6 GPa，工程中灌注樁彈性模量一般為30～32.5 GPa，即CE′（樁彈性模量比）約為10，故本試驗基巖模擬設計較合理.表3 為模擬基巖材料配比情況.

表2 現場灰巖及模擬基巖參數Tab.2 The parameters of field limestone and simulated bedrock

表3 模擬基巖材料配比Tab.3 Simulation of the material ratio of bedrock

1.2 安裝與測試

將模型樁按試驗設計定位，將配制的模擬基巖材料澆筑于模型箱內，將頂面抹成傾斜面（約20°），標準養護28 d 以上.在樁身上段水平位移測點粘貼長30 mm、直徑為12 mm 的塑料軟管，將直徑為10 mm、長度300 mm 的PVC 硬管粘接在軟管周圍并通過模型箱外側板孔洞水平延伸出模型箱.塑料軟管的作用是減少PVC 硬管對模型樁的約束，為百分表探針提供自由通道.分5 層填筑紅黏土，土層頂面抹成梯形面（水平面寬度350 mm，傾斜面角度約20°），土自重沉降15 d.將應變片導線及土壓力盒導線與應變儀連接.

1.2.1 測試系統

在樁頂和承壓鋼板安裝電子位移計，測量樁頂沉降和地基沉降；將探針水平插入PVC 硬管與樁穩定接觸后安裝百分表，測量樁身水平位移，5 個位移測點分別距樁頂30 mm、130 mm、230 mm、330 mm、430 mm；樁身前后兩側分別等距對稱粘貼土壓力盒，測試側向加載過程中樁后土壓力和樁前土抗力，土壓力盒與樁頂間距分別為90 mm、190 mm、290 mm、390 mm.

4 根樁分別對稱粘貼14、22、22、20 枚應變片，測試加載過程中的樁身應變.詳細位置為：Z0、Z1、Z2、Z3 等4 根模型樁在土層段均粘貼4 組應變片，離樁頂距離分別為96.5 mm、211.5 mm、326.5 mm、441.5 mm；Z1、Z2、Z3 等3 根模型樁在溶洞頂板段均粘貼2組應變片，離樁頂距離分別為473.5 mm、556.5 mm；Z0 在巖層段粘貼3 組應變片，離樁頂距離分別為473.5 mm、673.5 mm、841 mm；Z1 在溶洞段粘貼3 組應變片，離樁頂距離分別為573.5 mm、615 mm、656.5 mm，在溶洞底板段粘貼2組應變片，離樁頂距離分別為673.5mm、841 mm；Z2 在溶洞段粘貼3 組應變片，離樁頂距離分別為573.5 mm、665 mm、756.5 mm，在溶洞底板段粘貼2 組應變片，離樁頂距離分別為773.5 mm、888.5 mm；Z3 在溶洞段粘貼3 組應變片，離樁頂距離分別為573.5 mm、715 mm、856.5 mm，在溶洞底板段粘貼1 組應變片，離樁頂距離為873.5 mm.采集系統為TDS-530和TDS-540.

1.2.2 加載系統

1）樁頂豎向加載試驗

如圖4（a）所示，每個隔室內的杠桿一端固定于模型箱頂部鉸接支座，作用于樁頂固定的樁頂支座，杠桿端部掛有可以固定標準砝碼的掛鉤.對樁頂進行分級加載，采用慢速維持荷載法，第一級為0.4 kN，此后每級增加0.2 kN，每隔30 min 分別記錄一次沉降值，直到沉降值穩定（即兩個1 h 內沉降值相差不超過0.01 mm，并連續出現2 次），繼續加下一級荷載，至最大荷載2 kN后終止加載，分四級卸載.

2）樁側堆載響應試驗

如圖4（b）所示，在每個隔室水平土面上按平面設計位置對稱安裝承壓鋼板（長300 mm、寬200 mm、厚12 mm），沿鋼板中心軸線對稱放置承壓支座，將千斤頂放置于承壓體頂部中心位置.參考行業規程［26］，使用千斤頂反力梁系統對樁單側土體進行分級加載，共進行11 級加載.第一級加載包括承壓鋼板、承壓支座、千斤頂自重和千斤頂施加的壓力共2 kN，加載后迅速記錄百分表數據、采集應變數據，每隔0.5 h 采讀一次，當承壓支座連續2 次位移差值不超過0.01 mm 時，認為地基變形穩定，繼續施加下一級荷載.此后每級荷載依次增加2 kN，最大荷載為22 kN，地基變形較大時停止加載，分一級卸載.

圖4 試驗現場Fig.4 Test site

2 試驗結果與分析

2.1 樁頂豎向加載響應

2.1.1 樁頂加載P-s曲線特征

模型樁頂的荷載P-沉降s曲線如圖5 所示.分析發現：

圖5 樁頂P-s曲線Fig.5 Relationship between press and settlement of pile top

1）Z0 樁身穿過土層嵌入完整巖層，P-s曲線呈上凸型，符合一般規律；Z1、Z2、Z3 樁身穿過相同厚度的土層、溶洞頂板和不同高度的溶洞時，P-s曲線呈緩變型，并且位于Z0 曲線的下方，說明溶洞加大了樁頂沉降.

2）相同荷載作用下，Z0 的沉降最小、Z1 次之、Z2較大、Z3 最大，說明樁頂沉降隨溶洞高度增大而增大，與夏煉［8］通過數值模擬取得的規律一致.分析認為，溶洞樁身的橫向變形隨溶洞高度增大而增大.由此推理，樁基礎豎向承載力隨樁身刺穿的溶洞高度加大而降低.

2.1.2 穿洞樁軸力傳遞規律

由式（3）計算樁身軸力值：

式中：εi為某級荷載作用下樁身某截面的平均應變；A為樁身截面面積，m2；Qi為某級荷載作用下樁身某截面的軸力，N；E為樁的彈性模量（本文利用簡支梁法測定，其值為3.332 6 GPa）.

從表1可知，各樁上段土層厚度均為405 mm，Z1的溶洞位置為z=565～665 mm，Z2 的溶洞位置為z=565～765 mm，Z3 的溶洞位置為z=565～865 mm.從上往下，土層與頂板界面位于各樁第4 組（z=441.5 mm）與第5 組（z=473.5 mm）應變片之間，頂板與溶洞界面位于穿洞樁第6 組（z=556.5 mm）與第7 組（z=573.5 mm）應變片之間，溶洞與底板界面位于穿洞樁第9 組與第10 組應變片之間（位置因溶洞高度不同而不同）.溶洞內均在上、中、下3 個位置粘貼3 組應變片.

各樁的軸力Q-深度z關系曲線見圖6.圖6 表明，常規嵌巖樁Z0 的軸力-深度曲線特征符合軸力傳遞基本規律，說明本次應變測試系統可靠.分析發現：

圖6 樁身軸力-深度曲線Fig.6 Relationship between depth and axial force of pile

1）土、巖界面處，樁身軸力傳遞存在明顯的界面效應.樁從土層即將進入巖層前，土層樁身軸力增長，增長率隨荷載增大而增大，原因是即將進入巖層時樁土相對位移減小導致摩擦力減小.

2）溶洞內，樁身軸力沿深度呈“凹縮”狀，凹縮幅度隨溶洞高度或者荷載增大而增大.由此推理，沖擊鉆進形成的溶洞內樁段不易發生受壓破壞.

為了剖析溶洞內樁身軸力沿深度“凹縮”機制，作出溶洞內模型樁及樁段受力示意圖，見圖7.樁身穿過溶洞頂板進入溶洞時，管片（即模型樁側面用環氧樹脂粘貼的UPVC 管片）頂端在軸力作用下將與頂板分離，所以，管片頂端沒有壓力.模型樁樁壁和管片均認作彈性體，分別取模型樁樁壁和管片作脫離體分析受力情況，見式（4）～（6）.

圖7 溶洞內模型樁受力示意圖Fig.7 Force diagram of pile section in Karst cave

式中：Q為模型樁上段傳遞的軸力；F1為管片的摩擦力；N1為模型樁下段支承力；F2為管壁傳遞給管片的摩擦力；N2為管片單元下部的支承力.F1與F2為作用力與反作用力.各參數單位均為N.

對于溶洞內基樁上段，樁身處于豎直受力狀態并產生橫向變形，模型樁管壁與管片的相對位移增大.溶洞高度越大，或者荷載越大，相對位移越大.根據直剪實驗原理，F1必然增大，N1必然減小，所以，軸力沿深度衰減.溶洞高度越大，或者模型樁上段傳遞的軸力Q越大，衰減速率越大.

對于溶洞內基樁下段，樁身處于豎直受力狀態并產生橫向變形，但是，溶洞底板給模型樁的握裹力很大，模型樁管壁與管片的相對位移減小，根據直剪實驗原理，F1必然減小，N1必然增大，所以，軸力沿深度增加.這樣，溶洞內樁身軸力沿深度必然出現“谷值”，樁身軸力-深度曲線呈“凹縮”狀.

2.2 樁側堆載響應

2.2.1 地基土荷載P-沉降s曲線

圖8 為樁側地基土P-s曲線.加載曲線呈上凸型，規律明顯，說明測試系統可靠.分析發現：相同荷載作用下，地基土沉降隨單側樁體穿過溶洞的高度增大而增大，其增長率隨荷載增大而增大.推理認為，樁體作支擋結構時，樁身穿過溶洞或者溶洞高度增大，降低樁體的支擋能力.

圖8 地基土P-s曲線Fig.8 Relationship between press and settlement of soil

2.2.2 樁后土壓力變化

從表1可知，各樁上段土層厚度均為405 mm，樁側土壓力盒離樁頂距離為90 mm、190 mm、290 mm、390 mm.限于篇幅，給出P=22 kN 時樁側土壓力P-深度z的變化曲線，見圖9.由圖9分析發現：

圖9 P=22 kN時樁后土壓力-深度曲線Fig.9 Relationship between depth and earth pressure of pile when P is 22 kN

1）土壓力沿深度先增大后減小，有1 個峰值，與祝廷尉等［27］研究滑體對嵌巖抗滑樁產生的樁后土壓力規律類似.根據地基附加應力分布特點，最下方的土壓力盒位置靠近土巖交界面，附加應力較小；樁頂位于土層面偏上位置，受到的附加應力為0，故在樁身中部附近一定會出現一個應力峰值.

2）樁側土壓力隨溶洞高度增大而增大.樁體穿過溶洞高度越大，單側土體受超載產生的沉降和水平位移越大，導致土壓力越大.

2.2.3 樁前彈性抗力變化

限于篇幅，給出P=22 kN 時彈性抗力σ-深度z的變化曲線，見圖10.由圖10分析發現：

圖10 P=22 kN時彈性抗力-深度曲線Fig.10 Relationship between depth and elastic resistance of pile when P is 22 kN

1）樁前彈性抗力沿深度先增大后減小，有1 個峰值，隨溶洞高度增大而增大.

2）樁前彈性抗力為樁后土壓力的1/3～1/2.

2.2.4 樁身水平位移

限于篇幅，給出P=4 kN、P=10 kN、P=16 kN 和P=22 kN 時樁身水平位移y-深度z的變化曲線，見圖11.由圖11分析發現：

圖11 樁身水平位移-深度曲線Fig.11 Relationship between depth and horizontal displacement of pile

1）樁頂壓力為零時，樁身側移在樁頂最大，隨深度加大而減小，土巖界面處為零，類似于焦世杰［28］根據工程實例研究的斜坡嵌巖抗滑樁樁身位移規律.推理認為，單側超載作用下，樁體繞土、巖界面轉動.

2）樁身水平位移隨側面超載和溶洞高度增大而增大.溶洞高度增大將降低樁體水平承載能力.

2.2.5 樁身彎矩變化

試驗測試樁身的拉應變ε+與壓應變ε-，按式（7）計算彎矩：

式中：M為樁身截面彎矩，kN·m；ε為為同一斷面處拉壓應變差值，即ε=ε+-ε-；b0為拉壓測點的間距，為31 mm；E為樁身彈性模量，實測為3.332 6 GPa；I為慣性矩，取2.13×10-7m4.

限于篇幅，給出P=4 kN、P=10 kN、P=16 kN和P=22 kN 時樁身彎矩M-深度z的變化曲線（稱M-z曲線，下同），見圖12，圖中，Z0 樁在深度473.5 mm 與673.5 mm 之間沒有應變片.給出彎矩峰值隨荷載變化曲線，見圖13.

圖12 樁身彎矩-深度曲線Fig.12 Relationship between depth and bending moment of pile

圖13 荷載-彎矩峰值曲線Fig.13 Relationship between load and bending moment peak of pile

分析發現：

1）對于嵌巖樁Z0，樁身彎矩隨深度增大而增大，在土層底部最大，進入巖層后減小，該規律與焦世杰［28］和雷國平等［29］獲得的斜坡嵌巖抗滑樁的彎矩規律一致.

2）樁身彎矩隨樁身穿過溶洞的高度增大而增大.推理認為，溶洞高度增大不利于樁基抵抗彎曲破壞.

3）對于穿過溶洞的樁體，樁身彎矩也隨深度增大而增大，在土層底部最大，進入巖層和溶洞后減小，說明單側超載作用下，穿過溶洞的樁體最可能在土層底部發生彎曲破壞，溶洞越高，越容易破壞.工程中，建議加大上部土層段樁身直徑或者配筋率，以提高樁身水平承載力.

3 結論

1）樁頂豎向荷載作用下，嵌巖樁的長度和豎向荷載相同時，樁頂沉降隨溶洞高度增大而增大，基樁豎向承載力隨樁身刺穿溶洞的高度增大而降低.土巖界面、溶洞與底板界面處，樁身軸力-深度曲線存在明顯的界面效應.樁從土層或者溶洞即將進入巖層前，土層或者溶洞底部的樁身軸力增長，增長率隨荷載增大而增大.溶洞內，樁身軸力-深度曲線呈“凹縮”狀，其凹縮幅度隨樁頂荷載和溶洞高度增大而增大.

2）單側超載作用下，樁后土壓力和樁前彈性抗力在土層段沿深度先增大后減小，有1 個峰值.相同荷載作用下，樁后土壓力和樁前彈性抗力隨溶洞高度增大而增大.樁前彈性抗力為樁后土壓力的1/3～1/2.樁頂壓力為零時，樁身側移隨深度加大而減小，樁頂側移最大.樁身水平位移隨側面超載和溶洞高度增大而增大.溶洞高度增大將降低基樁的水平承載力.嵌巖樁和穿過溶洞樁體的樁身彎矩隨深度增大而增大，在土層底部最大，進入巖層和溶洞后減小.樁身彎矩隨樁身穿過的溶洞高度增大而增大.

3）樁頂荷載或單側超載作用時，沖擊鉆進形成的溶洞內樁段不易發生受壓破壞或彎曲破壞.基樁穿過溶洞或者溶洞高度增大，降低基樁的支擋能力，樁后地基土沉降增大.單側超載作用下，穿過溶洞的基樁最可能繞土、巖界面轉動，在土層底部發生彎曲破壞.工程中，建議加大上部土層段基樁直徑或者配筋率，并將擴徑段嵌巖一定深度，以提高基樁水平承載力.