串珠狀溶洞數量影響灌注樁頂部水平受拉特性試驗研究

周德泉 ，海軍 ，劉宏利 ?，高祁 ，劉海龍 ，桂海麒 ，孫衛勇 ，謝瑞庭 ，朱沁 ，周毅

（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；3.中國路橋工程有限責任公司，北京 100011）

隨著國家基礎設施建設的發展，電塔基礎、鉆井平臺和橋梁等工程常將樁基礎嵌入巖體，以抵抗強大的傾斜、垂直或者水平荷載，因此嵌巖樁的水平承載特性成為樁基礎工程的研究新熱點之一.

理論研究方面，Carter 等［1］基于巖土體介質的小孔擴張理論分析嵌巖樁水平承載性能，給出了嵌巖樁水平位移和內力的彈性解析結果.Li 等［2］認為嵌巖樁樁周巖體阻力按余弦函數變化，并引入樁側阻力修正系數，推導了嵌巖深度理論計算公式.張坤勇等［3］基于多組嵌巖樁水平受荷現場試驗數據，以雙曲線函數為判別準則，對Kulhawy 計算模型進行修正.

數值模擬方面，王永藝等［4］、牟冬輝等［5］、劉潤等［6］采用有限元方法分析了嵌巖深度、樁徑、露頭高度等對樁頂水平加載下嵌巖樁承載特性的影響，認為嵌巖深度和樁徑與水平承載力呈正相關，與露頭高度呈負相關.張浦陽等［7］通過數值模擬分析嵌巖樁的水平承載性能，認為最佳嵌巖深度為2 倍樁徑，樁身彎矩最大值位于巖土交界處，橫截面水平剪力方向在巖土交界處發生改變，嵌巖段樁身剪力方向與加載方向相反.張坤勇等［8］采用有限元方法模擬了嵌巖樁水平加載試驗全過程，認為嵌巖樁樁側巖體的破壞不是由巖石本身強度參數控制，而是巖體中的節理、裂縫及軟弱夾層等結構面控制.賀國京等［9］利用現場資料結合有限元分析探討了溶洞半徑、頂板厚度及基樁彈性模量對嵌巖樁水平承載力的影響，認為溶洞半徑增大，頂板厚度減小，樁頂水平位移增加，基樁承載力減小，而基樁彈性模量增大，樁頂水平位移減小，但最大拉應力增大.

試驗研究方面，管金萍等［10］對嵌巖樁進行了樁頂無約束單向循環水平靜載試驗，發現地基水平抗力系數隨著水平力和水平位移的增大逐漸減小.張埕豪等［11］通過室內模型試驗分析了巖層傾角對嵌巖樁水平承載特性的影響，認為巖層傾角越大，嵌巖樁承載力越小，其中巖層逆向傾斜相比順向傾斜對樁基承載更加不利.王多垠等［12］通過室內模型試驗研究全嵌巖樁的變形與穩定問題，發現彎矩峰值點大約出現在巖面下入巖深度的90%處.勞偉康等［13］、王建華等［14］結合實際工程，采用大直徑嵌巖樁水平承載試驗，分析了嵌巖樁的樁身應力、彎矩、水平位移等參數的變化規律，認為巖土交界處會出現附加應力集中，建議加強此處樁身配筋.Fan［15］、劉孟瀚等［16］、楊鵬帥等［17］結合室內試驗與數值模擬，研究樁端下部、樁側溶洞對嵌巖樁水平承載特性的影響，認為樁側和底部都有溶洞對樁基水平承載力影響最大，底部溶洞次之，樁側溶洞影響最小.李天雨等［18］通過模型試驗，分析、探討了樁基嵌固在巖溶臨空面附近時的承載力，認為臨空面的存在降低了嵌固端的承載力，且樁前臨空面對樁嵌固端承載力的影響更顯著.此外，區別于被動樁［19］，趙明華等［20］對國內外相關領域文獻及湖南大學歷年來研究成果進行總結分析，重點介紹了陡坡段橋梁樁基的承載機理、試驗方法、受力變形分析及其設計計算方法，以及施工技術、安全評價方法和加固處治措施，并給出了一些發展建議.

學者們從理論研究［1-3］、數值模擬［4-9］和試驗研究［10-18］3方面開展嵌巖樁的水平承載特性研究.巖溶發育區的嵌巖樁可能刺穿多層溶洞.文獻［9，15-18］研究了溶洞對嵌巖樁水平承載特性的影響，但主要考慮溶洞位于樁側或者樁底，很少考慮溶洞被樁體刺穿的情況，刺穿多層溶洞嵌巖樁的水平受拉特性尚不清楚，制約了巖溶區樁基水平抗拉能力的應用與發揮.基于巖溶區樁體單側堆載效應［21］，本文采用室內模型試驗，對比測試樁體分別刺穿0 個、1 個、2 個、3 個溶洞，樁頂承受水平荷載時嵌巖樁的樁身水平位移、應變、土壓力，分析樁身水平位移、彎矩、土壓力、土抗力及p-y曲線變化規律，研究串珠狀溶洞數量影響灌注樁頂部水平受拉特性，為巖溶區刺穿多層溶洞嵌巖樁的水平承載力設計與應用提供試驗依據.

1 模型試驗概況

本次室內模型試驗所用的模型箱尺寸為1 420 mm×750 mm×1 100 mm（長×寬×高），采用砝碼、滑輪和鋼絞線施加水平荷載.試驗前先用剛性隔板將模型箱分割成4 個大小相同的獨立區，4 根試驗樁依次放置在每個隔室中心，從左到右分別為未刺穿溶洞樁A0、刺穿1個溶洞樁A1、刺穿2個溶洞樁A2及刺穿3個溶洞樁A3.基巖坡面和上層覆土層坡面傾角為10°，土層厚度為300 mm.在樁頂分級施加水平荷載，通過對比測試，揭示刺穿0 層、1 層、2 層、3 層溶洞的基樁在水平荷載作用下樁身彎矩、水平位移和樁側土抗力變化規律.試驗整體布置如圖1所示.

圖1 試驗整體布置圖Fig.1 Overall test layout

1.1 模型相似常數的確定

影響本次模型試驗的物理量有10 個：彈性模量E、重度γ、黏聚力c、內摩擦角φ、泊松比μ、水平荷載F、樁長L、線位移δ、應變ε和應力σ，依相似原理，寫出模型試驗相關參數表達式，如式（1）所示.選取水平力F和樁長L作為基本量，則式（1）中就只有8 個非獨立變量，根據相似第二定理（π定理），則π函數的表達式如式（2）所示.

用C表示原型與模型之間的常數，若原型與模型之間是相似的，則原型與模型之間對應的線性長度及重度的比值為常數，經量綱分析，計算出各項π值，并假定幾何相似常數和重度相似常數，根據π定理可導出其他物理量的相似常數，如表1所示.

表1 物理量的相似常數Tab.1 Similar constants of physical quantity

1.2 模型材料

實際工程中，樁以彈性變形為主，故模型試驗中主要考慮其彈性模量.工程中灌注樁彈性模量Ep一般為30.00～32.50 GPa，由1.1 節相似常數可得模型樁彈性模量Ep為3.00～3.25 GPa，由一定級配的集料、水泥和水配合而成的混凝土樁最接近于模型樁彈性模量，但本次模型試驗結構尺寸小，混凝土不容易制作成模型樁所需要的尺寸，故選取與其彈性模量較為接近的塑料模擬混凝土灌注樁.最終選擇內邊長為31 mm、外邊長為40 mm、長度為1 000 mm 的PVC 管作為混凝土灌注樁的模型材料，通過簡支梁法測得其彈性模量為3.30 GPa.為防止基巖模擬材料在振搗密實和凝結硬化放熱過程中損壞應變片，模型樁應變片采用“內貼法”粘貼：將4 根PVC 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.為準確得到交界面處彎矩變化規律，土層與巖層交界面上下分別布置兩組應變片，溶洞頂部、中部、底部各布置一組應變片，其他位置均勻布置［圖2（a）］，將兩個半合管用環氧樹脂黏合，并在溶洞空腔范圍內樁身4個側面粘貼PVC 管片，來模擬沖擊鉆孔施工造成的溶洞內樁身“鼓肚”現象［圖2（b）］.

圖2 溶洞與模型樁Fig.2 Caves and model piles

現場巖土體分兩種類型：上層黏土和下層中風化灰巖.在模型試驗中，上層土體取自試驗場地附近某土坡的紅黏土，經過晾曬、粉碎、篩分，過5 mm 濾篩；下層中風化灰巖采用相似材料來模擬，其作為持力層，在模型試驗中，模擬材料的彈性模量是主要考慮因素.試驗采用細砂為集料，用石膏和水泥為膠結物，借鑒相似材料模擬研究成果［22-23］，篩選出適合本試驗的模擬灰巖材料配合比為50∶7∶3（m砂∶m水泥∶m石膏）.

溶洞空腔采用木盒模擬.木盒采用厚度為11 mm的木板按溶洞大小設計和制作，長、寬和高分別為240 mm、200 mm 和100 mm，其中頂板和底板中心預留40 mm×40 mm 方形孔［圖2（c）］.組合模型樁與溶洞，將模型樁穿過木盒并固定在設計位置［圖2（d）］.

1.3 安裝與測試

根據現有的水平受荷樁的試驗成果［23］，當加載方向和垂直加載方向的箱內側壁與模型樁之間的距離分別大于6倍樁徑和4倍樁徑，模型箱底面與模型樁底之間的距離大于3 倍樁徑時，可以忽略模型箱的側壁和底板對試驗結果的影響.本文加載方向最小距離為6.25 倍模型樁邊長，垂直加載方向距離為4.44 倍模型樁邊長，底部距離為3.25 倍模型樁邊長，均滿足上述條件.為進一步減小邊界效應的影響，澆筑基巖模擬混合料前，在每個隔板和模型箱內壁涂抹凡士林，覆蓋聚乙烯薄膜.

試驗前期準備過程中，對模型樁底部進行密封處理，為了保證模型樁垂直，當填筑混合料至樁底標高處后，在模型箱頂部利用10 根兩兩垂直的尼龍繩固定模型樁的頂端位置，并用刻度尺標記樁底的中心點位置，確定準確位置后，將模型樁放入模型箱中，繼續澆筑混合料至設計位置并振搗密實，人工將頂面抹成傾斜面，標準養護28 d.養護期間在土層段樁身，從地表下20 mm 起每隔80 mm 粘貼一對土壓力盒，并在樁身位移測點粘貼長30 mm、直徑為18 mm 的塑料軟管，在位移測點對應的木板上鉆孔（?20 mm），插入空心PVC 硬管，其一端套在樁身的軟管上面，另一端留在木板外側，百分表探針穿過孔道內至模型樁，其表座固定在獨立的基準樁上，以測量加載過程中樁身的側向位移.為保證填筑黏土的均勻性，試驗采用了分層填筑的方式，將每一層填筑的黏土厚度統一控制為60 mm，填筑完成后將表面抹成與基巖層面相同的傾斜面，自重沉降兩周，如圖3所示.

圖3 現場試驗Fig.3 Test site

在模型箱上安裝定滑輪，將鋼絲繩的一端固定在模型樁的預加載孔中并反向繞過樁頂，另一端通過定滑輪固定砝碼托盤，樁頂和定滑輪處于同一高度，確保了加載方向為水平.試驗參照行業規程［25］，采用慢速維持荷載法，分8 級加載，第一級為50 N，此后每級增加50 N，通過TDS530 靜態應變測試分析系統采集數據，第一級荷載施加前記錄初始位移、應變和土壓力數據，加載后每隔30 min 記錄一次百分表讀數，當兩次讀數差值小于0.01 mm 時，說明已達到穩定狀態，記錄此時百分表讀數、應變和土壓力數據，繼續加下一級荷載，至最大荷載400 N 后停止加載.

2 試驗結果與分析

2.1 樁頂水平位移

圖4 為各樁樁頂水平位移-荷載曲線.由分析可知：

圖4 樁頂水平位移對比Fig.4 Comparison of horizontal displacement of pile top

1）單樁頂部水平位移隨水平荷載增大而增大.隨著水平荷載的增大，基樁在地表處的水平位移具有類似的變化規律.在加載初期，抗力主要由靠近地面部分的土體提供，樁周土體處于彈性階段，土體的變形也主要是彈性變形，樁頂水平位移隨水平荷載增大而近似線性增大；隨著荷載進一步增大，樁身的變形加大，土體由上至下逐漸發生屈服，水平荷載向更深層土體傳遞，樁周土體逐漸進入塑性階段，位移變化速率逐漸提高.

2）樁頂水平荷載相同時，水平位移隨溶洞數量的增多而增大.在水平荷載F=300 N時，A0樁樁頂水平位移值為6.967 mm；相比而言，A1樁樁頂水平位移值增大了3.70%，為7.225 mm；A2樁樁頂水平位移值增大了9.73%，為7.645 mm；A3樁樁頂水平位移值增大了21.26%，為8.448 mm.反過來也可以明顯地看出，刺穿多層溶洞嵌巖樁的樁頂位移達到同一值時所需的荷載呈現規律性的變化.溶洞數量越少，樁頂所需荷載越大；溶洞數量越多，樁頂所需荷載越小.說明樁頂水平受拉時，刺穿多層溶洞嵌巖樁樁頂水平位移隨樁身穿過溶洞數量的增多而增大，或者說，基樁水平承載力隨樁身刺穿溶洞數量的增多而減小.

2.2 樁身側向水平位移

樁身側向水平位移（簡稱側移或水平位移，下同）通過百分表測得，因嵌巖段樁身變形量較小，故只在嵌巖段樁身第1 個溶洞中心高度（與樁頂距離460 mm）處布置1 個百分表，該位置以下的側移均未采集，其他百分表均勻布置在上層黏土層段樁身側面，與樁頂距離依次為30 mm、93 mm、172 mm 和253 mm.圖5 所示為各樁在各級水平荷載作用下樁身水平位移沿深度的分布曲線.由分析可知：

圖5 樁身水平位移-深度曲線Fig.5 Relationship between depth and horizontal displacement of pile

1）樁身水平位移隨水平荷載的增大而增大，隨埋深的增大而非線性減小.側移主要發生在上部黏土層，黏土層下部側移較小，第1 個溶洞中心位置處，樁身側移已基本為0.實際上，土巖界面的側移也非常小.可以推理，樁身水平承載力主要取決于樁身上部土層參數.工程中，可以通過注漿法改善土質條件、提高基樁水平承載力.

2）水平荷載相同時，樁身水平位移隨溶洞數量增多而增大.圖示樁頂8 級水平荷載作用下，樁身相同位置處的側移均呈現A3 最大、A2 次之、A1 再次之、A0 最小的規律.分析認為，溶洞數量影響了其頂部巖體的穩定性及樁身在水平荷載作用下的變形發展.

2.3 樁身彎矩

模型樁某一截面樁身彎矩M和對應的應變片數據ε滿足下列關系式：

式中：E為彈性模量，Pa；I為慣性矩，m4；Δε為應變差值；D為應變片間距，m.

A0樁應變片與樁頂距離z依次為37 mm、177 mm、317 mm、342 mm、460 mm、640 mm 和820 mm，A1 樁應變片與樁頂距離z依次為37 mm、177 mm、317 mm、342 mm、410 mm、460 mm、510 mm、640 mm和820 mm，A2 樁應變片與樁頂距離z依次為37 mm、177 mm、317 mm、342 mm、410 mm、460 mm、510 mm、590 mm、640 mm、690 mm 和820 mm，A3樁應變片與樁頂距離z依次為37 mm、177 mm、317 mm、342 mm、410 mm、460 mm、510 mm、590 mm、640 mm、690 mm、770 mm、820 mm 和870 mm.將以上樁身各有效測點的應變數據代入式（3），即可得到水平荷載下樁身刺穿不同溶洞數量模型樁的樁身彎矩隨深度變化曲線.4 根模型樁的樁身彎矩隨深度的變化曲線如圖6 所示.為了分析溶洞數量對串珠樁樁身彎矩的影響規律，做出水平荷載F=400 N 時4根樁樁身彎矩對比曲線，如圖7所示.

圖6 樁身彎矩-深度曲線Fig.6 Relationship between depth and bending moment of pile

圖7 F=400 N時樁身彎矩對比曲線Fig.7 Contrast relationship of pile bending moment when F=400 N

由分析可知：

1）在樁頂水平荷載作用下，樁身彎矩在土巖界面處和上層溶洞與底板界面處呈現2 個峰值，土巖界面處彎矩最大、截面最危險.A0、A1、A2和A3樁的M-z曲線整體呈拋物線形，隨著深度的增大，各模型樁樁身彎矩呈現先增大后減小、上層溶洞與底板界面處再增大的發展趨勢.樁身各截面彎矩隨水平荷載的增加而增加，該規律與張浦陽等［7］對嵌巖樁水平承載力數值模擬取得的規律類似.工程中，建議加大土巖界面處樁身配筋率，并將樁身嵌入上層溶洞底板一定深度，防止基樁在土巖界面處發生彎曲破壞.

樁頂水平荷載作用下，樁身彎矩及其峰值隨溶洞數量增多而增大，溶洞數量增多對樁身水平承載力不利.4 根樁彎矩峰值從大到小依次是A3、A2、A1和A0 樁，說明刺穿的溶洞數量越多，樁身越容易在巖土交界面處發生彎曲破壞.可以推理，在實際工程中，由于荷載很大，溶洞數量對樁身的影響更加顯著.

2）樁頂水平荷載作用下，彎矩的變化僅僅影響到上層溶洞及其底板，第2 層溶洞及其以下的彎矩幾乎為0.A1、A2和A3樁在上層溶洞位置處，樁體刺穿溶洞頂板進入溶洞內部，樁身彎矩迅速減小，樁體經溶洞空腔進入底板，此時樁身彎矩略有增大，在底板很快衰減到0.由此推理，在串珠狀巖溶地區，樁身刺穿2 個以上溶洞時，加大樁長不能有效提高水平承載能力.

2.4 樁側土抗力

樁側土抗力通過土壓力盒測得，土壓力盒對稱布置在離樁頂53 mm、133 mm、213 mm 和293 mm 位置處，各測點的土抗力p和土壓力盒測得的微應變l滿足下列關系式：

式中：pn表示第n個土壓力盒的壓力，kPa；l為微應變；a和b為土壓力盒系數.

樁側土抗力是樁-土相互作用的結果，刺穿多層溶洞樁頂部水平受拉時，樁在受拉方向發生位移，樁擠壓土，土體對樁的位移產生約束，從而在樁身正面產生土抗力.埋設在樁側的土壓力盒測得加載過程中樁側土抗力的變化如圖8所示.

圖8 各樁樁側土抗力Fig.8 Soil pressure around piles

圖8（a）表明，穿過土層的嵌巖樁承受水平荷載時，黏土層段樁側土抗力沿深度先增大后減小，有1個峰值，土抗力呈“凸肚”形，隨水平荷載增大而增大，與袁炳祥等［26］研究水平受荷樁-土相互作用得到的樁后土抗力規律類似.說明測試結果可靠.對于刺穿1個、2個、3個溶洞的樁，分析發現：

1）刺穿溶洞的樁側土抗力曲線也呈“凸肚”形，土抗力沿深度先增大后減小，有1 個峰值.根據地基附加應力分布特點，最下方的土壓力盒位置靠近巖土交界面，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土壓力峰值.土抗力與土壓力沿樁身分布規律類似［27］.

2）樁頂水平荷載相同時，樁側土抗力隨溶洞數量的增多而增大，說明樁體刺穿溶洞數量越多，水平荷載下樁體側移量越大，使得樁側土抗力增大，因此，溶洞數量增多不利于樁身水平承載.

2.5 實測p-y曲線特征

刺穿多層溶洞樁頂部受拉時，黏土層樁身產生較大撓曲變形，嵌巖段樁身位移較小，因此本文僅對黏土層樁側土抗力p和對應的樁身位移y進行分析.試驗設計時，為避免土壓力盒對位移測量的影響，未將水平位移測點與土壓力測點設置在同一位置，故選取距離樁頂93 mm、172 mm 和253 mm 的位移測點作為第1、2和3計算點，利用MATLAB 軟件對土抗力沿深度變化曲線進行三次樣條插值，計算出對應測點的土抗力，作出A0、A1、A2 和A3樁3個測點處p-y曲線，如圖9所示.

由分析發現：

1）刺穿多層溶洞水平受荷樁p-y曲線特征均與位置有關，位置越高，p-y曲線越容易收斂，相反，位置越低，p-y曲線變化率越大，越不容易收斂.說明刺穿多層溶洞水平受荷樁存在極限土抗力轉折點深度.

2）刺穿多層溶洞水平受荷樁p-y曲線特征也與刺穿溶洞數量有關，A0、A1、A2 和A3 樁在相同位置的p-y曲線線型相同，但變化幅度不一樣，隨溶洞數量增加，p-y曲線更容易收斂，擬合后更能定量說明這一現象.

2.6 p-y曲線擬合

p-y曲線反映了單樁在水平荷載作用下，樁身產生水平位移時樁側土對樁產生的土抗力，它受到樁身直徑、剛度、樁土剛度比、樁頂荷載、溶洞數量等諸多因素的影響，目前已有多種擬合曲線方程.本文參考楊明輝等［28］p-y曲線方程，寫出本文擬合曲線方程：

式中：pub表示樁周土的極限土抗力，kPa；y50表示土抗力為0.5pub時所對應的樁身水平位移，mm.

利用MATLAB 軟件對實測p-y曲線進行雙曲線擬合，根據Duncan-Chang 模型獲得各測點的極限土抗力pub，進而通過三次樣條插值得到各測點0.5pub對應的樁身水平位移y50.

將各樁身3 個測點處的土抗力除以pub，水平位移y除以y50，得到各級荷載下的數據，利用式（5），結合MATLAB 對測點數據進行擬合，選取最優擬合曲線作為最終p-y曲線擬合方程.α與β的相應取值見表2，擬合曲線見圖10.

表2 p-y擬合曲線的α與β值變化Tab.2 Variation of α and β values of the p-y fitting curve

圖10 p-y曲線擬合對比Fig.10 Comparison of p-y fitting curve

分析發現：

1）采用p/pub=α（y/y50）β擬合刺穿多層溶洞水平受荷樁在黏土層內的p-y曲線，效果良好.

2）參數α在0.007 4～0.147 9之間變化，參數β在0.016 8～0.498 5 之間變化.說明溶洞數量對α與β值變化幅度的影響較小，α與β值變化幅度體現p-y曲線隨深度變化的敏感度，兩者敏感度隨溶洞數量增多而增大.

3 分析與討論

為了深刻認識樁身串珠狀溶洞數量對灌注樁頂部水平受拉特性的影響規律，對比不同巖土條件下樁頂承受水平拉力時的樁身響應，見表3.

表3 樁頂承受水平拉力時樁身響應對比Tab.3 Comparison of pile response with the top of the pile subjected to horizontal tension

樁頂承受水平拉力時，樁頂、樁底水平位移和樁身應變容易獲得，可以根據彎矩分布和位移邊界條件求算剪力、抗力、轉角和水平位移分布.相比樁側全為土體時，樁側全為巖體時的樁身水平位移、樁身彎矩［12］和抗力分布規律相似，傳遞深度卻要小很多.表3 顯示，不同巖土條件下樁頂承受水平拉力時樁身響應有差異.樁側全為土體時，樁身水平位移、樁身彎矩和抗力及其傳遞深度比嵌巖樁大很多.樁側上段為土層、下段嵌巖時，不管樁身是否穿過溶洞，水平位移發生在上部土層，樁頂最大，入巖后趨0，彎矩在土巖界面呈現峰值，抗力在土層段隨深度增大而增大.不同之處是，樁身穿過多層溶洞時，水平位移、彎矩和抗力均隨樁身穿過的溶洞數量增多而增大，彎矩在上層溶洞與底板界面呈現第2 峰值.可以推理，在巖溶強發育區，灌注樁穿過第1 層溶洞進入底板一定深度后，再加大樁長對提高樁身水平承載力的貢獻很小.

4 結論

對刺穿串珠狀多層溶洞灌注樁的水平承載特性進行了試驗研究，對比分析了各樁的水平位移、樁身彎矩、樁側土抗力的分布規律以及p-y曲線特征，得到主要結論如下：

1）溶洞數量對水平位移具有顯著的不利影響.上部土層段樁身水平位移隨樁頂水平荷載增大而增大，嵌巖和刺穿溶洞的樁身水平位移很小甚至為0.樁頂水平荷載相同時，上部土層段樁身水平位移隨溶洞數量增多而增大，單樁水平承載力隨溶洞數量增多而明顯減弱.

2）溶洞數量對樁身彎矩具有顯著的不利影響.樁頂水平荷載作用下，M-z曲線整體呈拋物線形，樁身彎矩在土巖界面處和上層溶洞與底板界面處呈現2 個峰值，彎矩的變化僅僅影響到上層溶洞及其底板，第2 層溶洞及其以下的彎矩幾乎為0.土巖界面處彎矩最大、截面最危險.樁頂水平荷載相同時，樁身彎矩及其峰值隨溶洞數量增多而增大.

3）溶洞數量對樁側土抗力具有顯著的不利影響.土抗力沿深度先增大后減小，呈“凸肚”形，有1個峰值.樁頂水平荷載相同時，樁側土抗力隨溶洞數量的增多而增大.

4）刺穿串珠狀溶洞的水平受荷樁p-y曲線特征與溶洞數量和位置有關.溶洞數量增加，位置越高，p-y曲線越容易收斂.可以采用p/pub=α（y/y50）β擬合土層段的樁身p-y曲線.溶洞數量對α與β值變化幅度的影響較小，α與β值變化幅度體現p-y曲線隨深度變化的敏感度，兩者敏感度隨溶洞數量增多而增大.

5）工程樁刺穿串珠狀溶洞時，為了提高單樁水平抗拉能力，建議采用注漿法改善上部巖土性質，加大土巖界面處樁身配筋率，并將樁身嵌入上層溶洞底板一定深度，防止基樁在土巖界面處發生彎曲破壞.