陳慧蕓,馮忠居,蔡 杰,夏承明,董建松

(1.長安大學(xué) 公路學(xué)院,西安 710064;2.福建省交通建設(shè)質(zhì)量安全中心,福州 350001;3.三明莆炎高速公路有限責(zé)任公司,福建 三明 353000)

溶洞的隱蔽性與多樣性導(dǎo)致穿越溶洞的橋梁樁基與常規(guī)環(huán)境橋梁樁基承載特性差異較大且十分復(fù)雜。巖溶發(fā)育區(qū)橋梁樁基受溶洞影響,通常需穿過溶洞嵌入完整基巖,以確保樁端承載安全。在工程設(shè)計(jì)中,常依據(jù)經(jīng)驗(yàn)保守設(shè)計(jì),現(xiàn)行規(guī)范中缺少針對性的巖溶發(fā)育區(qū)樁基的設(shè)計(jì)計(jì)算方法及其參數(shù)取值,致使工程技術(shù)人員設(shè)計(jì)時(shí)有較大的盲目性,多地區(qū)要求巖溶區(qū)樁基下伏溶洞頂板厚度不小于3倍樁徑,甚至不小于5倍樁徑,當(dāng)樁位處存在多層溶洞時(shí),樁基需穿過所有溶洞嵌入深處的穩(wěn)定巖層來達(dá)到規(guī)定嵌巖深度和頂板厚度,大幅增加了樁長,提高了橋梁基礎(chǔ)的設(shè)計(jì)與施工成本和難度[1-4]。

樁基穿越溶洞時(shí),由于溶洞邊界條件的復(fù)雜性,樁基受力與變形特性與常規(guī)嵌巖樁存在較大差異。Chen等[5]通過離心模型試驗(yàn)研究了樁基穿越不同規(guī)模和層數(shù)溶洞時(shí),樁基的承載特性和荷載傳遞機(jī)制,給出了樁基豎向承載力對三因素的敏感度;何春林等[6-7]利用有限元分析的方法,研究了溶洞體積的大小、頂板厚度、串珠狀溶洞以及巖性對樁基承載力的影響;黃明等[8]利用渝黔鐵路巖溶區(qū)現(xiàn)場樁基進(jìn)行數(shù)值建模,分析了樁基穿越多層溶洞時(shí)的豎向承載特性,提出了溶洞頂板兩種不同的剪切破壞模式,巖層的厚度和溶洞的跨度比值不同,巖層破壞模式不同,溶洞范圍內(nèi)樁基的側(cè)摩阻力大幅衰減。當(dāng)溶洞埋深較大時(shí),樁底標(biāo)高設(shè)計(jì)于溶洞之上,下伏溶洞對樁基的承載特性及穩(wěn)定性的影響較大,部分學(xué)者研究了溶洞頂板極限承載力、破壞模式及其穩(wěn)定性。張慧樂等[9]研究了溶洞頂板厚度、大小對樁基豎向承載力的影響,結(jié)合試驗(yàn)結(jié)果對各影響因素的敏感性進(jìn)行了分析;趙明華等[10-11]研究了巖溶區(qū)嵌巖樁力學(xué)模型及承載力計(jì)算公式,得到了下伏溶洞頂板安全厚度的確定辦法;董蕓秀等[12-13]通過靜載試驗(yàn),研究了下伏溶洞影響下樁基豎向承載特性和荷載傳遞機(jī)制,提出了當(dāng)溶洞頂板彎拉破壞時(shí)的合理頂板厚度計(jì)算方法;尹君凡等[14-15]通過室內(nèi)試驗(yàn)研究了不同頂板厚度和不同偏心荷載作用下溶洞頂板的極限承載力;趙明華等[16-17]研究了嵌巖基樁發(fā)生沖切破壞時(shí)溶洞頂板安全厚度計(jì)算方法;柏華軍[18]研究了頂板在自重作用下發(fā)生沖切、剪切、彎拉破壞時(shí),安全厚度的計(jì)算方法;鄒新軍等[19]采用荷載傳遞法和有限元分析法研究了穿越串珠狀巖溶區(qū)樁基的樁頂沉降計(jì)算方法,提出了“短摩擦樁+樁端壓漿”的溶洞處理方法;汪華斌等[20]建立了頂板的4種模型,研究了樁基作用下溶洞頂板的穩(wěn)定性判定依據(jù);劉之葵等[21]研究了基礎(chǔ)底面尺寸、頂板厚度、溶洞跨度斷面形狀對地基穩(wěn)定性的影響;張永杰等[22]研究了溶洞空間形態(tài)對頂板穩(wěn)定性的影響,得到了考慮溶洞空間形態(tài)的頂板穩(wěn)定性分析方法;Thongraksa等[23]研究了溶洞周圍巖體的破壞模式,發(fā)現(xiàn)圍巖強(qiáng)度特性對其破壞模式和破壞起始位置均具有顯著影響,利用巖體抗拉強(qiáng)度和抗剪強(qiáng)度之間的關(guān)系確定了破壞模式判別方法,可用于評價(jià)溶洞圍巖的穩(wěn)定性。

目前,眾多研究均針對穿越溶洞或下伏存在溶洞的樁基承載特性及頂板穩(wěn)定性進(jìn)行了研究,缺乏關(guān)于樁位處存在串珠狀溶洞時(shí),穿越溶洞且置于下伏溶洞之上的樁基承載特性和荷載傳遞機(jī)制的研究。由于現(xiàn)場試驗(yàn)受施工條件與成本限制較難開展,而離心模型試驗(yàn)可將模型大比例縮尺,同時(shí)縮短試驗(yàn)周期且較好地滿足試驗(yàn)相似條件,離心模型試驗(yàn)方法被廣泛應(yīng)用于樁基承載特性研究中[24-27]。

因此,針對樁位處存在串珠狀溶洞時(shí),樁基穿越溶洞且置于下伏溶洞之上的情況,基于離心模型試驗(yàn)方法,探明穿越雙層溶洞且下伏存在溶洞時(shí),頂板厚徑比變化對樁基豎向承載特性及荷載傳遞機(jī)制的影響,提出樁位處存在串珠狀溶洞時(shí)頂板厚徑比的合理取值,以期為巖溶區(qū)公路橋梁樁基設(shè)計(jì)與施工提供借鑒。

1 離心模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備與相似比

離心試驗(yàn)使用TLJ-3型土工離心機(jī),如圖1所示。離心機(jī)最大容重為60g·t,有效半徑為2.0 m。最大加速度范圍為10～200g,加速時(shí)間小于15 min。模型箱尺寸為700 mm(長)×360 mm(寬)×500 mm(高)。離心模型物理量對應(yīng)關(guān)系見表1。

表1 試驗(yàn)物理量相似比

圖1 離心機(jī)

1.2 模型設(shè)計(jì)

1.2.1 模型樁設(shè)計(jì)

根據(jù)相似原理,試驗(yàn)相似比取n=100。模型樁選用封底的鎂鋁合金管,經(jīng)萬能試驗(yàn)機(jī)測試得鎂鋁合金管的彈性模量為45 GPa。為模擬基樁豎向承載特性并充分體現(xiàn)荷載傳遞過程,采用砂紙將模型樁外壁打磨粗糙,并在外壁涂抹一層薄薄的環(huán)氧樹脂,使模型樁與周圍巖土體充分接觸。在豎向荷載作用下,模型樁承載特性由原型的抗壓剛度(EA)進(jìn)行控制。本次離心模型試驗(yàn)主要使用的模型樁如圖2所示。模型樁尺寸計(jì)算公式為

圖2 模型樁

(1)

式中:Em、Ep為模型樁與原型樁彈性模量,Dmo、Dmi為模型樁外徑與內(nèi)徑,Dp為原型樁樁徑。

原型與模型樁抗壓剛度見表2,二者的抗壓剛度誤差很小,證明了該模型樁用于本次基樁豎向承載特性離心模型試驗(yàn)的合理性。

表2 模型樁與原型樁抗壓剛度比較

1.2.2 溶洞設(shè)計(jì)

為真實(shí)反映原型樁的受力及溶洞存在情況,模型試驗(yàn)采用2 mm厚度的有機(jī)玻璃盒模擬溶洞,其剛度誤差為8.55%,如圖3所示。溶洞盒上下面中心均預(yù)留直徑20 mm的孔,以便基樁穿過溶洞進(jìn)行固定。

圖3 溶洞模型

1.2.3 巖土層設(shè)計(jì)

由于模型箱尺寸有限,使用原狀土非常困難。為使模型土層的性質(zhì)能夠反映實(shí)際土層,且保證不同組模型試驗(yàn)中土樣的物理力學(xué)指標(biāo)相同,本試驗(yàn)采用人工配制的黏性土和人工配制混合料作為模擬風(fēng)化巖。試驗(yàn)中采用的土樣顆粒級配良好且每次試驗(yàn)采用相同基礎(chǔ)土樣,控制土樣含水率、重度和壓實(shí)度,通過烘干試驗(yàn)、直剪試驗(yàn)和固結(jié)試驗(yàn)測得土樣含水率、黏聚力和內(nèi)摩擦角(圖4),確保每次試驗(yàn)土樣的統(tǒng)一。巖溶嵌巖樁的設(shè)計(jì)通常要求樁端坐落于完整或較完整的溶洞頂板之上,基于此采用人工配制材料澆筑模擬樁端持力層。風(fēng)化巖的模擬是經(jīng)過反復(fù)配制和壓縮試驗(yàn)(圖4),確定按m(水泥)∶m(石膏)∶m(水)∶m(土)=1∶0.5∶1.1∶0.8配制。通過壓縮試驗(yàn)、含水率試驗(yàn)和直剪試驗(yàn)確定了巖土層的壓縮模量Es、含水率w、黏聚力c和內(nèi)摩擦角φ,材料物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)見表3。

表3 巖土層物理力學(xué)性質(zhì)指標(biāo)

圖4 巖土體性質(zhì)土工試驗(yàn)

1.3 試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

為研究樁基穿越串珠狀溶洞后,下伏溶洞厚徑比對樁基豎向承載特性的影響,在充分考慮試驗(yàn)?zāi)繕?biāo)及試驗(yàn)可操作性的基礎(chǔ)上,簡化串珠狀溶洞為垂直發(fā)育的情況,控制3層溶洞的尺寸為3 cm×6 cm×6 cm,樁長l=24 cm,嵌入中風(fēng)化巖層hr=1 cm,樁徑D=2 cm,樁基穿越的溶洞間距為2 cm,所穿越的下層溶洞底距樁底1 cm,頂板厚跨比為∞代表樁基穿越兩層溶洞且下伏無溶洞,試驗(yàn)工況如表4,試驗(yàn)工況示意如圖5所示。

表4 試驗(yàn)工況

圖5 試驗(yàn)工況示意

1.4 測試元件布設(shè)

1.4.1 應(yīng)變片布設(shè)

試驗(yàn)采用BF120-5AA型應(yīng)變片(尺寸3 mm×2.6 mm,靈敏度系數(shù)2.0%,電阻為120 Ω,精度為0.05×10-6)測量樁身應(yīng)變。應(yīng)變片采用半橋接法,每一個(gè)測試應(yīng)變片均對應(yīng)一個(gè)補(bǔ)償片,補(bǔ)償片統(tǒng)一貼于鎂鋁合金板上,鎂鋁合金板在試驗(yàn)過程中不可承受荷載、不可發(fā)生變形。為保證埋設(shè)在土中的電阻應(yīng)變片有較高成活率,對模型樁縱向切開,在內(nèi)壁上按圖6中的間距對稱布設(shè)應(yīng)變片,為反映樁底附近應(yīng)變,最底層應(yīng)變片盡量靠近樁底。粘貼好應(yīng)變片后,將模型樁用環(huán)氧樹脂粘貼修復(fù)。

圖6 應(yīng)變片布設(shè)

1.4.2 位移計(jì)布設(shè)

本試驗(yàn)主要測量樁頂沉降和樁身應(yīng)變。選用HG-C1030型位移傳感器(測量范圍±5 mm,精度10 μm)固定在模型箱位移量測架上測試模型樁的豎向位移,如圖7所示。

圖7 位移傳感器布設(shè)

2 試驗(yàn)步驟

2.1 試驗(yàn)加載及數(shù)據(jù)采集

在離心模型試驗(yàn)開始前,首先進(jìn)行了各工況的樁基豎向承載力特性數(shù)值模擬,估算了下伏無溶洞時(shí)樁基豎向承載力,從而確定了離心模型試驗(yàn)過程中豎向荷載加載的最大值為3 000 N。模型樁豎向分級加載通過在自主研發(fā)的樁頂固定加載平臺(tái),每級對稱固定兩片共500 g鐵片在加載平臺(tái)上來實(shí)現(xiàn)的,共分6級加載,豎向荷載為500～3 000 N,每級加載持續(xù)10 min,加載間歇導(dǎo)致的卸荷過程引起的樁基彈性變形的改變較小,可忽略其對樁基承載性狀的影響。離心模型試驗(yàn)樁位布置及加載平臺(tái)示意如圖8所示,hc為頂板厚度。試驗(yàn)數(shù)據(jù)通過離心數(shù)據(jù)采集器采集并傳輸至數(shù)據(jù)控制器。

圖8 試驗(yàn)樁位布置及加載平臺(tái)

2.2 試驗(yàn)主要步驟

離心模型試驗(yàn)主要步驟如下,如圖9所示。

圖9 試驗(yàn)步驟

1)為保護(hù)應(yīng)變片,將其對稱粘貼在模型樁內(nèi)壁,固定好后用環(huán)氧樹脂還原,采用砂紙將模型樁表面進(jìn)行了打磨,并在樁側(cè)涂抹薄薄一層環(huán)氧樹脂,使模型樁與周圍巖土體充分接觸;準(zhǔn)備溶洞模型,將樁穿過溶洞并固定,按表4中的工況定位下伏溶洞位置。

2)本試驗(yàn)巖土體采用分層填筑方法,每層2 cm,以保證壓實(shí)度。根據(jù)材料密度首先稱量11 592 g模擬巖石,在模型箱中均勻鋪開,用振動(dòng)器將其壓縮到2 cm,共填筑16 cm。為滿足邊界條件,樁周土體邊界距樁中心至少8倍樁徑,離心模型試驗(yàn)箱中最多布設(shè)兩根模型樁,將模型樁固定在預(yù)定位置(圖7),共填筑9次,最后稱量9 072 g土,共填筑3次。

3)稱量裝好模型的模型箱,用吊機(jī)將其放入離心機(jī),用螺栓固定模型箱并配平配重箱。

4)連接位移量測架與模型箱,將位移計(jì)固定在位移量測架上。連接位移計(jì)、應(yīng)變計(jì)與離心機(jī)數(shù)據(jù)采集通道。

5)關(guān)閉保護(hù)門,操作離心機(jī)設(shè)備加速到100g水平,勻速10 min,降速至停止。每級荷載結(jié)束試驗(yàn)后,關(guān)閉離心機(jī),增加荷載,重復(fù)以上步驟至加載完成。

6)從控制器導(dǎo)出數(shù)據(jù)并進(jìn)行數(shù)據(jù)處理。

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 樁基豎向承載力

離心模型試驗(yàn)中激光測距儀可直接量測各工況下基樁的樁頂沉降,考慮到樁徑較大,參照《樁基工程手冊》[28],取樁頂沉降為6%D(D為基樁直徑)時(shí)對應(yīng)的豎向荷載為樁基豎向極限承載力Qu。穿越溶洞樁基置于下伏溶洞之上時(shí),不同頂板厚徑比下的樁基荷載-沉降(Q-s)曲線如圖10所示。可以看出,與穿越二層溶洞且下伏無溶洞的情況相比,隨著豎向荷載增大,不同頂板厚徑比下穿越溶洞樁基的樁頂沉降均呈緩慢增大趨勢,頂板厚徑比大于2.5后,樁基荷載-沉降曲線與基準(zhǔn)樁相近;同一荷載作用時(shí),頂板厚徑比增大,樁頂沉降逐漸減小且減小幅度明顯變小,呈“倒W”型分布,如當(dāng)樁頂豎向荷載為1 500 N時(shí),與穿越二層溶洞且下伏無溶洞時(shí)的樁頂沉降相比,頂板厚徑比由0.5增大到3,樁頂沉降減幅分別為280.6%、222.1%、137.8%、114.9%、23.4%、4.0%,說明頂板厚徑比大于2.5后,穿越溶洞的樁基在豎向荷載作用下產(chǎn)生的沉降與下伏無溶洞時(shí)相近。

圖10 樁基荷載-沉降關(guān)系

不同頂板厚徑比下樁基豎向極限承載力和承載力影響度α的變化規(guī)律如圖11所示。其中,豎向極限承載力影響度α計(jì)算公式為

(2)

式中:Qu0為下伏無溶洞時(shí)樁基豎向極限承載力,N;Qui為不同溶洞頂板厚徑比時(shí)樁基豎向極限承載力,N。

由圖11可知,穿越溶洞的樁基豎向極限承載力與頂板厚徑比呈正相關(guān)關(guān)系,厚徑比大于2后,其對樁基豎向極限承載力的影響有明顯轉(zhuǎn)折。與下伏無溶洞的情況相比,當(dāng)頂板厚徑比為0.5～3.0時(shí),樁基豎向極限承載力分別減小了1 464.1、1 305.8、1 026.8、947.6、341.8、103.2 N,豎向承載力影響度分別為57.4%、51.2%、40.2%、37.1%、13.4%、4.0%。穿過雙層溶洞樁基的下伏頂板厚度≥2.5D時(shí),樁基承載力受下伏溶洞影響減小明顯,影響度小于15%,此時(shí)可根據(jù)實(shí)際工程樁基上部設(shè)計(jì)荷載,確定樁基終孔標(biāo)高,無需再一味穿過溶洞,避免由于一味地穿越下伏溶洞而大幅增加施工難度。

3.2 樁身軸力

穿越溶洞的樁基置于下伏溶洞之上時(shí),不同頂板厚徑比下樁身軸力分布規(guī)律如圖12所示。可以看出,不同頂板厚徑比時(shí),隨著樁頂荷載的增加,穿越溶洞樁基的樁身軸力均逐漸增大,傳遞至樁底的荷載也逐漸增加;樁頂荷載較小時(shí),樁身軸力衰減較慢,當(dāng)樁頂荷載逐漸增大,樁身軸力衰減速度增加;由于樁土相互作用的發(fā)揮,從樁頂至樁底,樁身軸力逐漸減小;在覆蓋層范圍內(nèi)樁身軸力衰減較慢,進(jìn)入巖層后樁身軸力衰減加快,而在溶洞范圍內(nèi)軸力幾乎不衰減。溶洞頂板厚徑比小于1.5時(shí),傳遞至樁端的荷載較小。同一荷載作用下,不同頂板厚徑比對樁身軸力分布的影響具有差異,以荷載3 000 N為例分析頂板厚徑比對穿越溶洞樁基樁身軸力分布的影響,如圖13所示。可以看出,同一荷載作用下,不同溶洞頂板厚徑比時(shí),穿越溶洞樁基的樁身軸力自樁頂至樁底逐漸減小,在覆蓋層范圍內(nèi)衰減速度較慢,進(jìn)入巖層后衰減速度加快,在溶洞范圍內(nèi),樁身軸力幾乎不衰減。不同之處在于,頂板厚徑比增大,上層溶洞頂板范圍內(nèi)樁身軸力衰減速度減慢,傳遞至溶洞頂?shù)暮奢d較大,中層溶洞頂板范圍內(nèi)樁身軸力衰減速度亦減慢。頂板厚徑比為0.5～∞時(shí),上層溶洞頂板范圍內(nèi)軸力分別衰減了1 406.9、1 400.5、1 394.2、1 388.0、1 212.1、1 092.4、1 082.3 N,減幅分別為62.3%、61.8%、61.5%、61.0%、53.1%、47.7%、44.6%;下層溶洞頂板范圍內(nèi)軸力分別衰減了437.9、413.8、394.1、319.2、287.3、255.7、236.8 N,減幅分別為51.8%、47.4%、45.9%、36.0%、26.9%、21.4%、17.6%。說明下伏溶洞頂板厚徑比增加,相同荷載作用下樁頂沉降減小,樁土相對位移減小,同時(shí),樁基所穿越的溶洞頂板受荷載產(chǎn)生彎拉而擠壓樁身的作用減弱,樁側(cè)阻力減小,樁身軸力在頂板范圍內(nèi)減幅減小。

圖12 樁身軸力分布規(guī)律

3.3 樁側(cè)阻力

穿越溶洞的樁基置于下伏溶洞之上時(shí),不同頂板厚徑比下樁側(cè)阻力分布規(guī)律如圖14所示。可以看出,不同頂板厚徑比下,隨樁頂荷載增加,同一深度處的樁側(cè)阻力逐漸增大;巖層范圍內(nèi)樁側(cè)阻力較覆蓋層范圍內(nèi)樁側(cè)阻力大,無論在覆蓋層范圍內(nèi)還是巖層范圍內(nèi),隨著深度增加,樁側(cè)阻力均出現(xiàn)倒三角階梯型減小,表明樁側(cè)巖土體與樁的相對位移引起的應(yīng)力是自上而下逐步發(fā)揮的;在溶洞頂板處樁側(cè)阻力驟減,且在溶洞范圍內(nèi)側(cè)阻力接近零。以荷載3 000 N為例分析頂板厚徑比對穿越溶洞樁基的樁側(cè)阻力分布的影響,如圖15所示?？梢钥闯?相同荷載作用下,頂板厚徑比增加,在覆蓋層和巖層范圍內(nèi)穿越溶洞樁基的側(cè)阻力均隨深度減小且發(fā)揮程度接近,溶洞范圍內(nèi)樁側(cè)阻力幾乎為零,表明增大頂板厚徑比對覆蓋層的側(cè)阻力發(fā)揮影響較小。與樁身軸力分布規(guī)律相對應(yīng),隨下伏溶洞頂板厚徑比的增大,在上層和中層溶洞頂板范圍內(nèi),樁側(cè)阻力減小。主要原因是樁基穿越溶洞的頂板受荷載作用而產(chǎn)生彎曲,隨下伏溶洞頂板厚徑比的增大,樁土相對位移減小,使頂板范圍內(nèi)樁側(cè)阻力發(fā)揮程度減弱。

圖14 樁側(cè)阻力分布規(guī)律

圖15 頂板厚徑比對樁側(cè)阻力分布的影響

3.4 分項(xiàng)承載力

穿越溶洞的樁基置于下伏溶洞之上時(shí),不同頂板厚徑比下樁基分項(xiàng)承載力分布規(guī)律如圖16所示?？梢钥闯?隨著頂板厚徑比的增加,穿越溶洞樁基的豎向極限承載力中樁側(cè)阻力和樁端阻力分別呈先增大后減小再增大與逐漸增大的趨勢,當(dāng)頂板厚徑比大于2后,樁側(cè)阻力出現(xiàn)明顯拐點(diǎn),而樁端阻力變化拐點(diǎn)不明顯;隨著頂板厚徑比增加,樁基豎向極限承載力中樁側(cè)阻力占比和樁端阻力占比分別呈逐漸減小和逐漸增大的趨勢。

圖16 樁基分項(xiàng)承載力分布規(guī)律

與穿越二層溶洞且下伏無溶洞的情況相比,頂板厚徑比為0.5～3.0時(shí),樁側(cè)阻力分別減小了48.2%、43.7%、31.5%、32.1%、9.9%、3.4%,樁端阻力分別減小了88.1%、76.4%、69.8%、54.1%、24.3%、6.2%,二者的占比變化量分別為16.5%、11.8%、11.3%、6.2%、2.9%、0.5%。說明隨著頂板厚徑比的增加,樁基變形引起的周圍巖土體產(chǎn)生的變形減小,樁基豎向極限承載力增大,在極限荷載作用下樁基穿越溶洞的頂板彎拉擠壓作用減弱,樁側(cè)阻力發(fā)揮程度降低,其在極限承載力中的占比亦降低,樁基逐漸向摩擦端承樁轉(zhuǎn)化;頂板厚徑比大于2后,與下伏無溶洞時(shí)相比,樁側(cè)阻力減幅小于10%,此時(shí)樁基荷載傳遞機(jī)制與下伏無溶洞時(shí)相近。

4 結(jié) 論

1)當(dāng)樁位處存在串珠狀溶洞,樁基穿越兩層溶洞且下伏存在溶洞時(shí),樁基豎向極限承載力隨下伏溶洞頂板厚徑比增大而顯著增大,但其承載力的增加具有一定限值,當(dāng)頂板厚徑比大于2.5后,樁基豎向極限承載力影響度小于5%。

2)穿越溶洞樁基的樁身軸力自樁頂至樁底逐漸減小,在覆蓋層范圍內(nèi)衰減速度較慢,進(jìn)入巖層后衰減速度加快,在溶洞范圍內(nèi),樁身軸力幾乎不衰減。頂板厚徑比增大,上層溶洞頂板范圍內(nèi)樁身軸力衰減速度減慢,傳遞至溶洞頂?shù)暮奢d較大,中層溶洞頂板范圍內(nèi)樁身軸力衰減速度亦減慢。

3)隨下伏溶洞頂板厚徑比的增大,在上層和中層溶洞頂板范圍內(nèi),樁側(cè)阻力減小,溶洞范圍內(nèi)樁側(cè)阻力幾乎為零。頂板厚徑比為0.5時(shí),嵌巖段的側(cè)阻力大幅增加。

4)頂板厚徑比增加時(shí),樁基豎向極限承載力中樁側(cè)阻力占比和樁端阻力占比分別呈逐漸減小和逐漸增大的趨勢,頂板厚徑比為0.5～3.0時(shí),二者的占比變化量為16.5%～0.5%,樁基逐漸向摩擦端承樁轉(zhuǎn)化。頂板厚徑比大于2后,與下伏無溶洞時(shí)相比,樁側(cè)阻力減幅小于10%。

5)當(dāng)溶洞頂板為完整穩(wěn)定的風(fēng)化巖層時(shí),嵌巖深度與頂板厚度之和超過3.0D后,頂板厚徑比大于2.5時(shí)樁基豎向極限承載力及樁側(cè)阻力占比與下伏無溶洞時(shí)接近,此時(shí)樁基具有摩擦端承樁特性。建議串珠狀溶洞區(qū)的樁基穿越兩層溶洞且置于下伏溶洞之上時(shí),頂板厚徑比大于2.5即可忽略下伏溶洞對樁基豎向承載特性的影響,可根據(jù)樁基設(shè)計(jì)荷載確定合理的頂板厚徑比。