不同厚度溶洞頂板與基樁作用機(jī)理室內(nèi)模型試驗(yàn)研究

趙明華，吳高橋，肖 堯，楊超煒，徐卓君

(湖南大學(xué)巖土工程研究所，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

不同厚度溶洞頂板與基樁作用機(jī)理室內(nèi)模型試驗(yàn)研究

趙明華，吳高橋，肖 堯，楊超煒，徐卓君

(湖南大學(xué)巖土工程研究所，湖南 長(zhǎng)沙 410082)

根據(jù)相似理論，設(shè)計(jì)了3組不同厚度條件下溶洞頂板破壞模式的大比例模型試驗(yàn)，得到了頂板和基樁的荷載-位移曲線、頂板底部的極限應(yīng)變曲線和不同厚度條件下溶洞頂板的破壞特性。試驗(yàn)結(jié)果表明：當(dāng)溶洞頂板厚度為1d，2d時(shí)，發(fā)生沖切破壞，沖切體為圓臺(tái)；當(dāng)溶洞頂板厚度為3d時(shí)，頂板則以彎拉破壞為主，無沖切體產(chǎn)生。在荷載-位移曲線中，線性階段轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性階段的臨界點(diǎn)約為極限承載力的一半。最后通過理論計(jì)算的方法，獲得溶洞頂板最小安全厚度計(jì)算公式，分析結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好，能滿足工程計(jì)算精度要求。本文試驗(yàn)成果是基于工程最不利情況得出的，可供巖溶區(qū)基樁初步設(shè)計(jì)參考。

頂板破壞模式；溶洞；模型試驗(yàn)；安全厚度

近年來，在我國(guó)西部地區(qū)建設(shè)工程中頻繁地受到巖溶地質(zhì)的不利影響，部分橋梁、碼頭樁基坐落在溶洞頂板上，若設(shè)計(jì)不當(dāng)會(huì)嚴(yán)重阻礙施工進(jìn)度甚至危及工程安全。因此有必要開展巖溶區(qū)溶洞頂板承載機(jī)理以及基樁、溶洞的相互作用關(guān)系研究。

為此，國(guó)內(nèi)外學(xué)者從理論研究、數(shù)值研究和試驗(yàn)研究三方面探討了巖溶區(qū)頂板承載機(jī)理及最小安全厚度確定方法。理論研究方面，趙明華等[1～2]建立了樁端巖層抗剪、抗沖和抗彎的計(jì)算模型，推導(dǎo)出考慮沖切臺(tái)自重的溶洞頂板最小安全厚度計(jì)算公式；此后，雷勇等[3]基于Hoek-Brown巖石破壞判據(jù)，對(duì)溶洞頂板的沖切破壞進(jìn)行了更深入的研究；龔先兵等[4]慮溶到洞頂板破壞時(shí)的突發(fā)特點(diǎn)，引入突變理論，對(duì)巖溶區(qū)嵌巖樁樁端極限承載力進(jìn)行了研究；Jiang等[5]結(jié)合彈性力學(xué)方法，得出考慮嵌巖段巖層與溶洞頂板之整體承載效應(yīng)的溶洞頂板極限承載力計(jì)算公式。數(shù)值分析方面，黎斌等[6]采用三維有限元法對(duì)嵌巖樁樁端荷載作用下溶洞頂板的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析；孫映霞等[7]采用有限差分法對(duì)基樁作用下的溶洞破壞機(jī)制進(jìn)行了分析；尹凱麗等[8]采用ANSYS有限元軟件探究了不同影響因素對(duì)樁基極限承載力的影響。試驗(yàn)研究方面，Menetrey等[9]通過數(shù)值模擬和模型試驗(yàn)，研究了頂板抗拉強(qiáng)度對(duì)沖切破壞的影響，得出厚板沖切破壞模型；劉鐵雄等[10～11]基于相似原理，對(duì)巖溶區(qū)頂板的作用機(jī)理及頂板和基樁的承載特性開展了室內(nèi)比例模型試驗(yàn)研究，并詳細(xì)說明了室內(nèi)比例試驗(yàn)的模擬尺寸、模擬材料及其試驗(yàn)方案；張慧樂等[12～13]基于以上試驗(yàn)，對(duì)巖溶區(qū)基樁的承載能力和破壞模式進(jìn)行了室內(nèi)試驗(yàn)研究，結(jié)果表明，巖溶區(qū)基樁的樁端承載力及其破壞模式與溶洞的位置和形狀有關(guān)。以上試驗(yàn)研究為本文室內(nèi)試驗(yàn)提供了參考依據(jù)。

在實(shí)際工程中，溶洞形狀的不確定性、巖石材料的非線性以及基樁承載機(jī)理的復(fù)雜性，使得巖溶區(qū)基樁與溶洞的相互作用更為復(fù)雜?，F(xiàn)有研究對(duì)巖溶區(qū)基樁與溶洞的相互關(guān)系并未研究透徹，為確保工程安全，本文將溶洞頂板簡(jiǎn)化為梁板結(jié)構(gòu)來考慮，基于以上研究和相似原理[15]，擬開展3組試驗(yàn)，重點(diǎn)研究不同厚度條件下溶洞頂板與基樁的破壞模式及溶洞頂板的承載能力，并對(duì)試驗(yàn)所得的荷載-位移曲線、荷載-應(yīng)變曲線、頂板破壞形式以及頂板破壞后的沖切體形態(tài)進(jìn)行對(duì)比分析，得出溶洞頂板最小安全厚度，并將依據(jù)頂板最小安全厚度公式推導(dǎo)的結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，以期獲得更符合實(shí)際情況的溶洞頂板承載力的計(jì)算公式。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與方法

1.1模型試驗(yàn)概況

本試驗(yàn)是在湖南大學(xué)巖土實(shí)驗(yàn)室地槽內(nèi)完成，如圖1所示。支座由混凝土澆筑而成，溶洞頂板模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)如圖2所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)室地槽Fig.1 Diagram of the geosyncline

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛨DFig.2 Diagram of the test model

1.2試驗(yàn)設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)主要研究不同頂板厚度條件下的巖溶區(qū)基樁樁端承載特性和頂板破壞模式。

試驗(yàn)基樁樁長(zhǎng)l=200 mm，其中嵌入板內(nèi)長(zhǎng)50 mm，樁徑d=50 mm，頂板寬度600 mm。由于試驗(yàn)著重探究溶洞頂板的破壞模式和承載能力，應(yīng)盡量縮小樁體本身對(duì)于數(shù)據(jù)的影響。因此選用剛度遠(yuǎn)大于溶洞頂板的實(shí)心鋼樁，以保證溶洞頂板先于樁體破壞；其次實(shí)心鋼樁表面光滑，與巖體模擬材料之間的摩阻力可忽略不計(jì)，這樣千斤頂施加的荷載即可視為樁端荷載大小。

圖3 樁身模擬材料Fig.3 Simulation material of pile

(1)相似原理

根據(jù)相似定理可知試驗(yàn)應(yīng)力相似比表達(dá)式為：

式中：(σX)p，(σY)p——原型X，Y方向的正應(yīng)力；

(τXY)p——原型的剪應(yīng)力；

(σX)m，(σY)m——模型X，Y方向的正應(yīng)力；

(τXY)m——模型的剪應(yīng)力。

幾何相似比表達(dá)式為：

式中：XP，YP——原型X方向、Y方向的幾何長(zhǎng)度；

Xm，Ym——模型X方向、Y方向的幾何長(zhǎng)度。

重度相似比表達(dá)式為：

式中：γP——原型材料重度；

γm——模擬材料重度。

將式(1)～(3)代入變形協(xié)調(diào)方程：

為滿足(5)式，通過配合比試驗(yàn)確定該比例試驗(yàn)的重度相似比Cγ為1.3，幾何相似比Cl為20，應(yīng)力相似比Cσ為26。

在厚度試驗(yàn)中選定的水泥砂漿混合料配合比為砂∶水泥∶石膏為5.6∶1∶0.5，水泥選用M32.5水泥。詳細(xì)指標(biāo)如表1所示。

表1 厚度試驗(yàn)頂板模擬材料與灰?guī)r力學(xué)參數(shù)表

(2)邊界條件

模型試驗(yàn)頂板簡(jiǎn)化為兩邊固定，兩邊自由板。先按支座的尺寸支模。將支座模板放置于試驗(yàn)場(chǎng)地，測(cè)量好預(yù)留溶洞頂板的尺寸，依據(jù)頂板的尺寸放置支座，然后開始澆筑。支座相對(duì)于頂板來說視為剛性基礎(chǔ)，故支座材料采用強(qiáng)度較高的C30混凝土，澆筑過程中在固定支座內(nèi)嵌4根直徑φ=16mm的螺栓模擬固支。具體方法如圖4所示。

圖4 邊界條件Fig.4 Boundary conditions

根據(jù)頂板對(duì)稱型，使用輻射式粘貼方式。溶洞頂板上表面粘貼22個(gè)應(yīng)變片，下表面粘貼33個(gè)應(yīng)變片，頂板側(cè)面粘貼11片應(yīng)變片作為補(bǔ)償應(yīng)變片，具體粘貼位置如圖5所示。

圖5 應(yīng)變片粘貼位置示意圖Fig.5 Strain gauge sticking position of detail

2 試驗(yàn)過程

2.1試驗(yàn)加載系統(tǒng)

本試驗(yàn)采用慢速維持荷載法，豎向分組加載開展破壞性試驗(yàn)。加載設(shè)備由加載反力架、液壓千斤頂、傳力桿等組成(圖1)。每級(jí)加載不超過8 kN，百分表每5 min讀1次，當(dāng)每級(jí)荷載下樁頂位移變化小于0.01 mm/5 min或者累計(jì)不超過0.1 mm/h方可進(jìn)行下一級(jí)加載。出現(xiàn)以下情況之一，則終止加載：(1)基樁豎向位移超過0.15倍樁徑；(2)頂板發(fā)生脆性破壞或坍塌；(3)某級(jí)荷載樁頂位移大于前一級(jí)荷載的2倍。

加載時(shí)，通過百分表讀數(shù)，可繪制荷載-位移曲線。通過頂板底面應(yīng)變數(shù)據(jù)，得到荷載-應(yīng)變曲線。對(duì)以上受力變形情況進(jìn)行記錄，以此分析頂板變形性狀和破壞機(jī)理。具體加載數(shù)據(jù)如表2所示。

表2 試驗(yàn)加載數(shù)據(jù)

2.2厚度試驗(yàn)破壞過程

頂板厚度為1d時(shí)，頂板發(fā)生沖切破壞，A點(diǎn)周圍的應(yīng)變首先溢出，頂板形成細(xì)微裂紋，隨著豎向荷載繼續(xù)增加，出現(xiàn)BAC裂紋并逐漸連通形成BACD裂紋。此后千斤頂卸載，頂板失去承載能力，繼續(xù)加載，圖 6所示沖切體被沖出，底面半徑為13.8 cm。

圖6 h=1d頂板破壞模式Fig.6 Roof failure mode with h=1d

頂板厚度為2d時(shí)，頂板發(fā)生沖切和彎拉組合的破壞模式，沖切體為半圓臺(tái)，半徑13.6 cm。頂板破壞過程中A，B兩點(diǎn)周圍最先出現(xiàn)微小裂紋，這時(shí)內(nèi)部沖切體基本形成。隨著千斤頂?shù)募虞d，D，E兩點(diǎn)間的細(xì)小裂紋先于DBCAE裂紋產(chǎn)生，DE裂紋的形成使得頂板產(chǎn)生較大的撓度，緊接著就出現(xiàn)位于支座邊緣處頂板上FG和HI兩條連通裂紋，然后繼續(xù)加載直至沖切體沖出(圖7)。頂板厚度增加到3d，頂板破壞模式變?yōu)檎w彎拉破壞。頂板在加載過程中呈現(xiàn)彈塑性破壞特性，隨荷載增大，頂板發(fā)生無征兆的瞬時(shí)破壞(圖8)。

圖7 h=2d頂板破壞模式Fig.7 Roof failure mode with h=2d

圖8 h=3d頂板破壞模式Fig.8 Roof failure mode with h=3d

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1荷載位移曲線

在加載過程中，通過百分表讀取各級(jí)荷載下位移并將其繪制成基樁荷載位移曲線(圖9)。

圖9 基樁荷載位移曲線Fig.9 Load-displacement curve of pile

由圖9可知，頂板厚度h=1d、上部荷載小于20 kN時(shí)，頂板荷載位移曲線呈現(xiàn)線性特征；荷載由20 kN上升至40 kN之間的荷載位移曲線為非線性階段，即位移變化較大而承載力增加很小；當(dāng)上部荷載超過40 kN后，頂板下部開始出現(xiàn)裂紋并失去承載能力。當(dāng)頂板厚度h=2d、上部荷載小于30 kN時(shí)，曲線呈現(xiàn)線性特征；隨著荷載繼續(xù)增加至60 kN，該階段為非線性階段；當(dāng)上部荷載超過60 kN，頂板下部出現(xiàn)裂紋從而失去承載能力。當(dāng)頂板厚度h=3d、荷載小于56 kN時(shí)，荷載傳遞曲線為線性階段；隨著荷載增至96 kN，整個(gè)階段表現(xiàn)為非線性；而當(dāng)荷載超過100 kN后溶洞頂板便開始破壞。

不難發(fā)現(xiàn)，隨著頂板厚度的增加，基樁的樁端承載力增大，厚度為3d的基樁承載力比厚度為1d的基樁承載力大200%。且隨頂板厚度的增加，荷載位移曲線呈現(xiàn)出比較明顯的非線性特征(其中3d比較明顯)。通過對(duì)比1d，2d和3d三條有非線性特征的荷載位移曲線可知：當(dāng)頂板厚度為1d時(shí)，線性極限承載力為20 kN，非線性極限承載力為40 kN；頂板厚度為2d時(shí)，線性極限承載力為30 kN，非線性極限承載力為60 kN；而頂板厚度為3d時(shí)，線性極限承載力為56 kN，非線性承載力極限為104 kN。由此可以推測(cè)，巖溶區(qū)基樁受荷，線性階段轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性階段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)約為極限承載力的一半，即非線性極限承載力為線性極限承載力的二倍。

在加載過程中，每加載下一級(jí)之前通過百分表記錄位移大小，然后繪制頂板中心附近的荷載傳遞曲線(圖10)。

圖10 頂板荷載位移曲線Fig.10 Load-displacement curve of the roof

由圖10可知，頂板的抗壓強(qiáng)度隨著頂板厚度的增加而增大。荷載傳遞曲線呈現(xiàn)非線性特征，試件進(jìn)入非線性階段過后都經(jīng)過一個(gè)應(yīng)變硬化的過程，即曲線先緩后陡，但由于頂板厚度的不同，3d的非線性階段較1d，2d更為明顯。同時(shí)由荷載位移曲線可以看出，3個(gè)頂板會(huì)出現(xiàn)一個(gè)比較明顯的“階梯”。即隨著荷載逐漸增大，荷載-位移曲線在頂板出現(xiàn)裂縫后，由于錯(cuò)動(dòng)裂縫被再次壓密，頂板和基樁再次咬合，荷載-位移曲線因此經(jīng)歷第二個(gè)線性-非線性階段。

此外，圖9、圖10之差即鋼樁在頂板中的下陷。

3.2頂板極限應(yīng)變曲線分析

將頂板底面的應(yīng)變片按圖11(a)進(jìn)行分組，將測(cè)量到的極限應(yīng)變值進(jìn)行整理，繪出相應(yīng)的曲線，如圖11(b)、(c)、(d)所示。

由極限應(yīng)變圖可知，極限荷載越大的頂板應(yīng)變?cè)酱螅以跇O限荷載的作用下，頂板中心的應(yīng)變最大，距頂板中心距離越遠(yuǎn)，應(yīng)變?cè)叫。覒?yīng)變減小速度越來越慢，整體呈金字塔狀。此外可以發(fā)現(xiàn)頂板邊緣的應(yīng)變出現(xiàn)了負(fù)值，這是因?yàn)轫敯遄冃芜^程中受到了橫向約束，由于板的小撓度變形而產(chǎn)生的薄膜效應(yīng)在頂板的表面產(chǎn)生了壓應(yīng)力，且越接近支座壓應(yīng)力越大。對(duì)比圖11(b)、(c)、(d)可以看出，頂板厚度為3d時(shí)邊緣應(yīng)變負(fù)值較少甚至為正值，而隨著頂板厚度的增加，邊緣應(yīng)變負(fù)值越來越大，在頂板厚度達(dá)到1d時(shí)負(fù)應(yīng)變高達(dá)-50。這是因?yàn)轫敯搴穸仍叫?，破壞時(shí)的撓度越??；頂板厚度越大，破壞時(shí)的撓度越大。(以上頂板應(yīng)變皆由頂板上下平面應(yīng)變的平均值確定)

由以上分析可以得出結(jié)論：頂板撓度越小薄膜受壓效應(yīng)越明顯，且越靠近約束處薄膜效應(yīng)越明顯，而撓度較大時(shí)薄膜受壓效應(yīng)不明顯甚至無壓應(yīng)力產(chǎn)生。

3.3頂板破壞模式分析

試驗(yàn)進(jìn)行中，頂板失去承載力的瞬間會(huì)沖出沖切體。由沖切體的形狀可以推測(cè)出實(shí)驗(yàn)過程中，板內(nèi)極限荷載影響范圍如圖12所示。

圖11 不同頂板厚度時(shí)頂?shù)装宀繕O限應(yīng)變曲線Fig.11 Curves of ultimate strain of different thickness of the roof

圖12 不同頂板厚度時(shí)頂板破壞Fig.12 Types of roof failure of different thickness of the roof

當(dāng)h=1d時(shí)，沖切體為圓臺(tái)，底面半徑為13.8 cm，母線呈拋物線，整體剖視圖呈屋頂狀(圖12a)。h=2d時(shí)，沖切體依然為圓臺(tái)，底面半徑進(jìn)一步減小(13.6 cm)，母線與h=1d的圓臺(tái)相似(圖12b)。h=3d時(shí)，頂板隨著加載發(fā)生無征兆的脆性破壞無沖切體產(chǎn)生，通過頂板底面裂紋的走向，以及沒有出現(xiàn)沖切錐臺(tái)進(jìn)行初步判斷，并在圖8基礎(chǔ)上做了完全破壞試驗(yàn)，頂板厚度為3d完全破壞時(shí)與隧道的冒頂破壞類似，中間有一完整核體，由此推測(cè)板內(nèi)荷載影響范圍如圖12(c)所示。同時(shí)，荷載影響區(qū)域的母線隨著頂板厚度的增大，向中間擠壓。h=1d時(shí)母線內(nèi)凹且底面直徑為27.6 cm，h=2d時(shí)母線內(nèi)凹幅度更大且底面直徑減少為27.2 cm，當(dāng)頂板厚度增大至h=3d時(shí)，母線頂點(diǎn)被壓至樁的另一側(cè)且無沖切體形成。由此可得：隨著頂板厚度的增加，頂板沖切體隨頂板厚度增大而逐漸變小，直至無沖切體產(chǎn)生。

4 溶洞頂板安全厚度確定方法研究

4.1計(jì)算模型確定

本文所述的室內(nèi)厚度試驗(yàn)中頂板為邊長(zhǎng)60 cm的正方形板，荷載為作用于頂板中央的直徑5 cm的圓形均布荷載。荷載作用范圍相對(duì)頂板很小，同時(shí)在中央均布荷載作用下頂板的撓度最大值顯然出現(xiàn)在頂板中央而不會(huì)出現(xiàn)在頂板邊緣。由于研究對(duì)象主要是頂板中央位置，而板邊緣位置對(duì)其影響較小，可忽略不計(jì)。

4.2頂板最大撓度計(jì)算

一般情況下，常見溶洞頂板的跨度遠(yuǎn)大于樁徑d。并且由試驗(yàn)現(xiàn)象可以看出，頂板變形破壞時(shí)的撓度遠(yuǎn)小于頂板的厚度，因此該問題屬于小撓度彎曲問題。

在解答此類問題時(shí)，當(dāng)頂板的撓度w遠(yuǎn)小于頂板的厚度h，便可認(rèn)為中面內(nèi)的應(yīng)變等于零，從而得出頂板彎曲的基本微分方程為：

式中：w——撓曲線方程；

h——頂板厚度；

q——直徑為d的中心圓面積上受均布荷載；

D——頂板的彎曲剛度。

此時(shí)，頂板彎矩的表達(dá)式為：

對(duì)小撓度板，認(rèn)為薄膜力等于零，即：

由此可得出沿厚度按線性分布的彎曲應(yīng)力表達(dá)式：

式中：E——彈性模量；

z——頂板厚度；

μ——泊松比。

為滿足固支板的位移邊界條件：

由瑞次法得撓度表達(dá)式為：

在式(11)中只取1個(gè)待定系數(shù)C1，則：

頂板的形變勢(shì)能U為：

綜上得

式中：d——基樁直徑；

R——圓形頂板半徑。

溶洞頂板彎矩最大的地方發(fā)生在r=0處：

由強(qiáng)度第一理論得：

則由第一強(qiáng)度理論推得頂板最小安全厚度的表達(dá)式：

根據(jù)試驗(yàn)現(xiàn)象，式(20)的適用條件為h≥3d。當(dāng)hlt;3d時(shí)，溶洞頂板發(fā)生沖切破壞，可使用文獻(xiàn)[7]提供的公式。綜上所述，溶洞頂板最小安全厚度可依據(jù)式(21)計(jì)算：

式中：σt——抗拉強(qiáng)度；

F——樁端承受荷載；

d1——沖切體下部直徑。

依據(jù)式(21)計(jì)算的溶洞頂板最小安全厚度與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如表3所示。

表3 溶洞頂板最小安全厚度表

通過比較溶洞頂板最小安全厚度理論計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果可知，溶洞頂板厚度為1d，2d時(shí)，基于沖切破壞理論所得溶洞頂板最小安全厚度值與試驗(yàn)結(jié)果符合較好；溶洞頂板厚度為3d時(shí)，本文推導(dǎo)的溶洞頂板最小安全厚度值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。這與前文所述試驗(yàn)結(jié)論一致：隨著溶洞頂板厚度的增加，基樁荷載傳遞曲線呈現(xiàn)出較為明顯的非線性階段(其中3d更為明顯)。即頂板厚度為3d時(shí)主要呈現(xiàn)彎曲破壞，厚度1d時(shí)頂板主要為沖切破壞，頂板厚度在兩者之間為彎曲、沖切混合破壞。

5 結(jié)論

(1)當(dāng)溶洞頂板厚度為1d時(shí)，頂板呈現(xiàn)彈脆性破壞，并沒有顯著的非線性破壞特征；當(dāng)溶洞頂板厚度為3d時(shí)，頂板則以彎拉破壞為主，荷載傳遞曲線呈現(xiàn)明顯的非線性特征；而頂板厚度為2d的情況下，溶洞頂板發(fā)生沖切破壞和彎拉破壞相結(jié)合的破壞模式。

(2)隨著頂板厚度的增加，基樁的樁端承載力增大，厚度為3d的基樁承載力比厚度為1d的基樁承載力大2倍之多。且基樁彈性階段轉(zhuǎn)變?yōu)榉蔷€性階段的轉(zhuǎn)折點(diǎn)為極限承載力的一半位置，即非線性極限承載力為線性極限承載力的二倍。 樁端荷載加載過程中，頂板中間的應(yīng)變大于四周應(yīng)變，且在頂板邊緣會(huì)出現(xiàn)負(fù)應(yīng)變。

(3)頂板厚度為1d，2d時(shí)沖切體為圓臺(tái)，頂板厚度為3d時(shí)頂板發(fā)生無征兆的破壞無沖切體產(chǎn)生。且隨著頂板厚度的增加沖切體的母線逐漸向內(nèi)部擠壓，沖切體的頂面底面半徑逐漸減小，直至無沖切體沖出。

(4)基于不同破壞模式給出了溶洞頂板最小安全厚度理論計(jì)算公式，理論值與試驗(yàn)值吻合較好。

(5)溶洞頂板發(fā)生彎拉破壞時(shí)，溶洞跨度對(duì)其影響較大，因此溶洞跨度對(duì)破壞模式及極限承載力的影響值得后續(xù)研究深入探討。

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責(zé)任編輯

：張明霞

Laboratorymodeltestsonpunchingpropertiesofkarstcaveroofunderpiletipconsideringvariousthickness-spanratios

ZHAO Minghua, WU Gaoqiao, XIAO Yao, YANG Chaowei, XU Zhuojun

(GeotechnicalInstituteofHunanUniversity,Changsha,Hunan410082,China)

According to the similarity theory, punching properties of cave roof under pile tip are investigated through three series of large-scale laboratory model tests with different thickness. The load-displacement curves of pile foundation and roof, the ultimate strain curves of roof bottom and the failure characteristic of cave roof with different thickness are obtained. The test results show that the punching failure occurs within the circle table punching body when the thickness of the cave roof equals to 1d or 2d; however, the bending failure rather than the punching failure occurs when the thickness of the cave roof equals to 3d. The turning point of the elastic stage is transformed into the plastic stage in half the position of the ultimate bearing capacity according to the load-displacement curves, indicating that the plastic ultimate bearing capacity is two times the elastic ultimate bearing capacity. At last, the calculation formula of the minimum safety thickness is induced based on the theories of bending for thin plates and punching failure. The theoretical calculation results are in good agreement with the test results, which can meet the requirements of engineering calculation accuracy. The test results in this paper are based on critical situation, and they can provide reference for the preliminary design of piles in Karst areas.

roof failure mode; karst cave; model test; safety thickness

10.16030/j.cnki.issn.1000-3665.2017.06.05

TU 457；TU458+.4

A

1000-3665(2017)06-0029-08

2017-03-26;

2017-05-16

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目資助(51278187)

趙明華(1956-)，男，博士，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事樁基礎(chǔ)及軟土地基處理研究。E-mail: mhzhaohd@21cn.com