岩溶地区新型灌注桩承载机理试验及模拟研究

梅国雄，陆志宇，陈家勋，张福友，杨济铭，蒋明杰†

（1.广西大学土木建筑工程学院，广西南宁 530004；2.工程防灾与结构安全教育部重点实验室（广西大学），广西南宁 530004；3.广西防灾减灾与工程安全重点实验室（广西大学），广西南宁 530004；4.广西新发展交通集团有限公司，广西南宁 530029；5.广西交科集团有限公司，广西南宁 530007）

岩溶地貌在我国西南部地区分布广泛，其地貌特征为存有大量土洞、溶洞等，对桩基础施工十分不利［1-2］.钻孔灌注成桩是岩溶地区最常见的成桩方式［3-4］，但在应用时，各类施工事故屡见不鲜，如在成孔过程中出现塌孔、掉锤和卡钻等现象［5-7］；在成桩过程中混凝土浆液沿岩溶通道外逸，造成桩基质量缺陷，严重的将会危害建筑物安全［8-9］.

抛填法和注浆法是处理溶洞的两大方法［10-11］.抛填法是指在溶洞内无充填或半充填且溶洞高度不太大时，用砾石或片石填充溶洞［12-13］.该施工方法应用广泛，但无法保证溶洞的填筑质量，易导致桩基承载力的降低；注浆法是指将某些能固化的浆液注入岩土地基的裂缝或溶洞中，以达到充填和封堵的效果，改善其物理力学性质［14-15］，但遇到大型连通溶洞时，巨量的浆液消耗将导致施工成本增加.

为克服岩溶地区因溶洞、孔洞存在而无法成桩的问题，作者团队从成桩方式入手，结合岩溶地基的孔洞特性，参考挤扩支盘桩增大桩身截面的思路［16-17］，提出了一种新型灌注桩［18］.其特别之处为：预先在钢筋骨架外套设一层柔弹性膜，该弹性膜厚度拟定为桩径D的5‰，且不小于2 mm（保证膜的强度），不大于4 mm（减小其对桩基侧摩阻力的不利影响）.弹性膜通过特别设计的桩端夹持件固定，并用铅丝收束于钢筋笼表面后垂直吊入桩孔，成桩时向弹性薄膜中注浆以防止浆液外逸，同时，注浆压力将弹性膜与混凝土挤压进溶洞腔体内形成枝状体结构，有填充溶洞、阻止浆液沿连通性孔道渗漏的效果.因设计时弹性膜拟采用廉价易得的橡胶袋或土工布袋，故这种新型灌注桩被简称为布袋桩.目前该发明已获批新型发明专利［19］.

新型桩基础具有较强的地形针对性，通常起到加强桩-土联系、提高桩基承载能力的作用，具有广泛的应用前景.谭鑫等［20］借助有限差分软件观察软土地基中碎石桩单桩破坏模式，借此分析桩体鼓胀变形、桩侧土压力演化以及由此决定的单桩破坏模式与典型荷载沉降曲线，同时通过模拟结果对比验证了碎石桩单桩承载力计算公式的有效性；杨果林等［21］借助室内模型试验开展GFRP 静压桩模型试验研究，重点分析土的隆起量与径向挤土压力，得到土隆起量、沉桩深度与径向挤土压力的联系，解释了GFRP 桩-土相互作用机理及压桩动态力学效应；龚晓南等［22］借助模型试验研究扩大头尺寸对桩端承载性能的作用效果，向PVC管内注浆控制扩大头尺寸，并以此开展室内单桩静载模型试验，最终证明桩端灌注扩大头桩承载能力的优越性；张福友［23］通过缩尺模型试验证明了布袋桩的成桩方式具有可行性，并通过布袋桩与等直径圆柱形传统桩的对比，证明布袋桩的极限承载力高于传统嵌岩桩，但受研究手段限制，对布袋桩承载时桩-岩共同作用机理与枝状体承载规律未做进一步探究.

本文先设计布袋桩成桩模型试验，观察布袋桩的注浆过程，寻找枝状体长度的预测方法；后设计4组室内静载试验，并以此为基础建立7 组数值模型，对比研究布袋桩优越的承载性能，分段探究布袋桩各桩段荷载传递特性.此外，讨论一种特殊情况：枝状体的非对称性对布袋桩承载力的影响，数值模拟与试验结果相互论证，详细分析布袋桩所特有的枝状体结构的承载机理，以期为现场施工提供详实的试验数据和理论参考.

1 室内模型试验

1.1 试验前期准备

1.1.1 模型简化

试验目的在于探究布袋桩与普通桩型承载能力的差异.设计试验时，考虑模型为按比收缩而成的试验代表物，无法全盘模拟原型所有参数，以控制模型几何相似、物理相似和材料相似为前提.结合桩体在地基中的形态，如图1 所示，将本次模型试验作如下简化：①本研究工况为溶洞大小与桩径相近；②假设成桩前溶洞内无填充，成桩后溶洞被枝状体结构充堵；③模拟灰岩由同一配比的水泥砂浆浇筑而成，整块地基物理力学性质相同.

图1 布袋桩示意图Fig.1 Schematic diagrams of the bag-sealed pile

1.1.2 相似理论

根据模型试验的相似理论，原型与模型在试验参数的设定上互成一定的比例关系［24］.本研究试桩尺寸原型取自广西桂林市全州县某厂房建设工程，结合试验设备与场地条件，本试验的几何相似比Cl设置为16；用原型地基的密度与模型地基浇筑材料的密度相除，得到密度相似比Cρ为1.2，分别将几何相似比Cl、密度相似比Cρ代入相似公式，计算得到本模型试验中的各项相似比，见表1.

表1 各项相似比Tab.1 The similarity ratios

分别用上述比值对试验原型地基的各项物理力学指标进行折算，得到本试验模拟灰岩地基的概化参数，如表2“折算值”一行所示.

表2 灰岩地基概化参数Tab.2 Probabilistic parameters of tuff foundation

1.2 试验准备与装置

1.2.1 成桩试验

成桩试验模型箱内部尺寸为300 mm（长）×200 mm（宽）×650 mm（高），由2 cm 厚的木板制成，接缝处涂抹环氧树脂防止浇筑时浆液渗漏.模具外尺寸与模型箱内部尺寸一致，设2 道横杆预留溶洞位置，模具由外径50 mm的钢管焊接制成，如图2（a）所示.

钢筋笼拼装前后分别如图2（b）（c）所示，由4 块半圆形铁片（模拟夹持件）、1 根注浆管、3 根螺杆（模拟纵向钢筋）及6 对螺母（含垫片）组成.乳胶气球模拟包裹桩体的弹性布袋，乳胶材料的泊松比ν为0.45，弹性模量E为0.014 GPa，厚度h为0.3 mm.

图2 成桩试验示意图Fig.2 Schematic diagrams of pile formation test

模拟地基成型后，将模型箱顶板拆卸，正面用有机玻璃板密封，有机玻璃板内侧涂抹硅油，减小试验时有机玻璃板与乳胶膜摩擦对试验结果产生的影响.吊缆自支架横杆向下连接拉力计、钢筋笼，拉力值由外接数显仪读取，可用于推算注浆量.钢筋笼的注浆管通过软管接出并连接至注水泵，设置压力表实时测量注浆压力.

试验时，用水泵向注浆管内泵送染色自来水，过程中记录多组拉力计、压力表读数与枝状体长度.通过探究枝状体长度对布袋桩承载能力的影响发现，枝状体长度达到桩径D的2/3 时就能完全发挥枝状体结构承载能力，因此也将2D/3 称为枝状体的长度阈值.当所有枝状体长度均达到阈值时，认为该布袋桩在现有地基里能完全发挥其结构优势.在本试验中，上、下模拟溶洞存在0.2 m 的高度差，上部溶洞受压强较小，溶洞条件最不利于枝状体生长.因此，可将上枝状体作基准，从有机玻璃面观测到上枝状体长度到达50 mm（为阈值2D/3 向上取整）时，认为所有枝状体长度均满足要求，可终止试验.

1.2.2 静载试验

为了控制桩体形状及布置监测仪器，试验按照先成桩、后浇筑地基的顺序进行.试验使用的4 根试桩均采用空心钢管制作，桩长L=630 mm，桩径D=30 mm，空心试桩内用环氧树脂粘贴双排应变片，布袋桩型试桩表面覆一层弹性模量E=0.014 GPa、泊松比ν=0.45 的乳胶膜.模型桩位置见图3，试桩参数见表3.

表3 试桩参数Tab.3 Parameters of test piles

图3 试验桩示意图Fig.3 Schematic diagrams of test piles

模型箱长、宽、高分别为0.6 m、0.6 m、0.9 m，由厚2 cm 的模板制成，受力集中处设厚4 cm 长木条加固.考虑边界效应，水平向上的长、宽为桩径D的20 倍；纵向上，桩底距地基底部300 mm，为桩径D的10 倍，结合资料认为满足边界条件［25-26］.

基于折算后模拟灰岩地基的概化参数，结合相关资料［27-28］，本试验采用m中砂∶m水泥∶m石膏粉∶m水=6∶0.7∶0.3∶1的比例配置模拟灰岩砂浆，材料用量见表4.

表4 试验地基材料Tab.4 Materials for the test foundation

为测试模拟灰岩地基的物理力学参数，配置少量水泥砂浆，倒入9个150 mm×150 mm×150 mm 的混凝土试模中，在标准条件下养护7 d、自然风干21 d后，得到9 块标准试件，在通过称重、单轴压缩试验和三轴压缩试验后，所得地基材料参数见表2.各项参数均处于或接近折算值范围，可以认为该配比符合本次试验要求.

试验借助千斤顶与反力架加载并布置监测系统，如图4 所示.测量系统由4 部分组成：①百分表（量程：0～50 mm，分辨率：0.1 mm），通过测量加载板下降高度得到模型桩桩顶沉降值；②测力计（量程：-1 000～1 000 kg，精度：1 kg）与数显仪；③应变片（测量精度：1×10-4kPa）与应变分析仪；④土压力盒（量程：0～6.0 MPa，精度：≤1%F.S.）与数据采集仪，用于测量桩端阻力.应变片与土压力盒布置见图3.

图4 模型试验装置图Fig.4 Schematic diagrams of the model test

浇筑模拟灰岩地基前，预先固定试桩及配置模拟基岩材料.当浇筑至高300 mm 时，暂停浇筑并埋设土压力盒，之后模拟基岩材料分多次浇入模型箱，浇筑穿插小型手提式混凝土震动棒振捣，目的是使地基尽量均匀.地基浇筑完毕后，为达到试验条件，还需淋水养护7 d，并自然风干21 d.

参照《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106—2014）［29］，本试验采用慢速维持荷载法以0.3 kN/级进行加载，第一级荷载为0.6 kN.每级荷载施加后，应分别按第5 min、15 min、30 min、45 min、60 min测读桩顶沉降量，以后每隔30 min测读一次桩顶沉降量.当沉降连续两次不超过0.01 mm/30 min时，即可加下一级荷载.满足以下任一条件则停止试验：①某级荷载作用下，桩顶沉降量大于上一级荷载作用下沉降量的2倍；②加载达设备最大加载值或者超出试验仪器量程范围；③桩体或地基发生破坏，无法继续加载.

2 试验结果分析

2.1 成桩试验

2.1.1 成桩效果分析

由图5（a）成桩效果示意图可见，布袋桩桩身完整，桩径均匀，乳胶膜保持完好未破损，未有渗漏现象.

溶洞处，乳胶膜鼓起形成枝状体.可以认为，布袋桩设计具有防止浆液渗漏效果，枝状体结构能够充堵溶洞，成桩效果良好，具有一定应用前景.

2.1.2 枝状体长度分析

枝状体凸起可看作边界约束条件下圆薄膜中心部份受均布载荷产生的对称变形问题，如图5（b）（c）所示，该问题由Hencky 提出，钱伟长修正［30］.薄膜最大挠度Wmax计算式为：

图5 成桩效果示意图Fig.5 Schematic diagrams of pile formation effect

式中无量纲数P取自：

式中：p为圆膜所受压强；a为圆膜半径；E为圆膜弹性模量；h为圆膜厚度；ν为圆膜泊松比.

常数c求解自：

g（c）值取自：

在薄膜材料确定的情况下（弹性模量E、薄膜厚度h、泊松比ν和圆膜半径a已知），圆膜最大挠度Wmax仅与压强p相关.结合上述公式，本试验结果展示于表5，可以认为Hencky 问题的解答适用于枝状体长度推算，枝状体长度可通过控制压强p而控制变化.

表5 成桩试验结果Tab.5 Results of piling tests

此外，该解答计算式存在少量误差，枝状体的理论计算长度均小于实际长度，这是由于枝状体在扩张过程中，乳胶膜除鼓起变形外还会向溶洞方向轻微滑移，削弱Hencky问题中的边界约束条件.

2.2 荷载-沉降分析

根据试验结果绘制4 根桩的Q-s曲线，如图6 所示.试桩极限承载力根据《建筑基桩检测技术规范》（JGJ 106—2014）［29］确定，普通试桩TCP 的Q-s曲线有明显的陡降段（4.2～4.5 kN 间），根据曲线陡降位置判断，TCP 极限承载力为4.2 kN；而根据桩顶允许最大沉降值判定，桩顶沉降s达到桩顶位移最大值2.5 mm（规范值40 mm/几何相似比Cl）时所对应的荷载为3.9 kN，综合取保守值，TCP 的极限承载力为3.9 kN.试桩TBPa、TBPb、TBPc 的Q-s曲线有明显缓变型特征，根据沉降判断标准，当s=2.5 mm时，TBPa、TBPb、TBPc 的单桩极限承载力分别为4.5 kN、5.4 kN、6.0 kN.可见，采用布袋桩桩型可使桩基承载能力得到提高，从材料损耗角度看，布袋桩桩身体积仅比等直径普通桩大不到10%，可以预见，布袋桩桩型的应用具有显著的经济效益.

图6 试桩Q-s曲线Fig.6 Q-s curves of the test piles

2.3 桩身各部位受力分析

为节省篇幅，取TBPa 试验数据分析.读取桩身应变值εi，根据式（6）计算得到桩身轴力值，根据计算结果绘制曲线表现TBPa 在各级荷载作用下的总荷载-分荷载关系，如图7、图8所示.

式中：A为桩身截面面积；E为桩身弹性模量.

将TBPa桩身分段命名，见表6.

表6 TBPa桩身分段Tab.6 TBPa identity section

图7（a）展示了三类承载力值.侧摩阻力在全加载过程中作用最大，其值增长稳定；枝状体阻力值处于三者的中间地位，增长趋势缓和；桩端阻力值为三者中最小，呈慢速近似线性增长.

图7（b）所示为三类端承力发挥的规律.加载初期，上枝状体率先发挥作用，下枝状体与桩端阻力值交替上升；当上枝状体阻力发挥临近极限时，下枝状体接替承担更多荷载，此时桩端阻力值也稳步增长.

图7（c）揭示了摩擦段阻力发挥的规律.上摩擦段率先发挥作用，侧摩阻力增长缓慢；中摩擦段阻力值次之，在全加载过程中保持近似线性增长；下摩擦段桩侧摩阻力发挥起点低、增速快，加载后期其增长趋势未见衰减.

图7 TBPa总荷载-分段荷载曲线Fig.7 Total loading-divided loading curves for TBPa

综上，TBPa 受荷时，侧摩阻力承担大量荷载，尤其在加载后期，侧摩阻力增幅明显大于枝状体阻力，说明TBPa 桩型的枝状体结构仍未发挥完毕.此外，上、下枝状体与桩端承载行为存在传递效应，沿桩身纵深方向依次承载，此种交替承载方式是布袋桩的重要承载特征.

图8（a）展现了三类承载力与总荷载值的比例关系.侧摩阻力从加载初便发挥主要承载作用，施加第一级荷载时，侧摩阻力承担近72%的荷载，之后该比例逐步下降，最终稳定在55%.布袋桩的枝状体阻力与桩侧摩阻力分担比可达86.11%，这体现了布袋桩优越的桩侧承载性能.

结合图8（b），在TBPa 极限承载力时，枝状体分担约三成总荷载.上枝状体在大部分时间里，承担比远高于其余二者，可以推断上枝状体的设计对承载能力的影响较大.

结合图8（c），施加第一级荷载时，上、中、下摩擦段分担比呈逐个递减排列.上、中摩擦段承力占比随荷载增加有下降趋势，随荷载逐级增加，摩擦段由上而下依次发挥承载性能.

图8 TBPa总荷载-分段荷载分担比曲线Fig.8 Total loading-divided loading sharing ratio curves for TBPa

3 数值模型与参数

3.1 数值模型建立

为探究布袋桩的承载机理，建立7 组数值分析模型，如图9 所示，图中枝状体长度用W表示.NCP1、NCP2 均为传统桩型，差异在于桩-岩间接触方式；NBP2a 与NBP2b 为非对称布袋桩，枝状体长度为15 mm.NBP1a、NBP1b 与NBP1c为布袋桩型，枝状体长度具有差异；数值模型优先满足网格连续性，在不连续界面使用连接命令，然后建立接触面.

图9 模型桩及数值模型Fig.9 Schematic diagrams of model piles and numerical model

控制模型边界位移为0，给地基、桩体、接触面及侧压力系数赋值，分别进行初始地应力平衡，平衡过程中模型仅受自身重力的影响.加载工况室内试验采用相同加载方案，先加荷0.6 kN，后每级荷载在前级基础上增加0.3 kN，最大加载级数为29级，最大荷载9.0 kN，每级加载直至不平衡力比小于1.0×10-5为止.

3.2 模型参数选取

本次数值模拟计算，桩体被视为理想弹性体，采用弹性模型，模型地基则被视为理想弹塑性体，采用摩尔-库伦模型.为保证数值模拟结果的可靠性，模型灰岩、模型桩体参数均取自标准试块的测试结果.特别地，参考软土地基中布袋注浆桩侧摩阻力计算方式［31］，将布袋桩模型的桩、布袋视为整体，桩-布袋-岩三相接触简化为两相接触，并设计摩擦试验和数值计算标定得到其接触参数.数值模型力学参数 见表7，接触面参数见表8.

表7 数值模型的力学参数Tab.7 Mechanical parameters of the numerical model

表8 数值模型的接触面参数Tab.8 Contact surface parameters for numerical model

4 模拟结果与分析

4.1 对称型布袋桩承载分析

4.1.1 荷载-沉降分析

从有限元软件提取模型桩NCP1、NCP2 及模型布袋桩NBP1a（对应试桩TCP 及TBPa）的桩顶荷载、沉降绘制成Q-s曲线如图10所示.在桩顶荷载达3.6 kN、3.9 kN、4.5 kN 时，NCP2、NCP1、TBP1a 分别达到了竖向承载力的极限值.

图10 模型试验与数值模拟的Q-s曲线Fig.10 Q-s curves of the model test and the numerical simulation

对比两种研究手段所得结果，Q-s曲线在变化规律上与依试验结果绘制的曲线拟合度较高.加载初期，试验普通桩TCP 与模拟普通桩NCP1、NCP2 的Q-s曲线均接近直线，随荷载级数增加，有明显拐点，进入弹塑性阶段.布袋桩试桩与模型布袋桩在全加载过程中，Q-s曲线为缓变形，无明显拐点.两种研究手段所得曲线的数值、趋势均相近，判断数值模拟结果真实可信.

对 比NCP1 与NCP2 的Q-s曲 线，布 袋 接 触（NCP2 桩）将降低7.69%的桩基承载力；对比NCP1与NBP1a 的Q-s曲线，布袋桩型（NBP1a）将提升15.38%的桩基承载力.在等桩径条件下，布袋桩的承载能力优于传统桩型（不含布袋桩、枝状体）.因含有特别的枝状体结构，可将布袋桩视为一种多支点受力的端承桩，依靠多点支承不仅补偿桩-布袋-岩接触而损失的侧摩阻力，还提高了桩的承载力.综上，布袋桩在防止岩溶地区成桩浆液外逸的同时还可以提升桩的受力性能.

4.1.2 竖向位移云图分析

以xOz面作为切面切割数值模型，得到桩顶荷载为0.6 kN、2.4 kN、3.9 kN 时NCP1、NBP1a、NBP1b、NBP1c 模型的竖向位移云图，如图11 所示.在同级荷载作用下，NCP1 影响范围小、传递深度更深，NBP1a、NBP1b、NBP1c 的竖向沉降云图呈“倒葫芦”状.当桩顶荷载为0.6 kN 时，枝状体未发挥承载作用，两种桩型位移云图基本相似.

图11 不同荷载的竖向位移云图Fig.11 Vertical displacement clouds for different loads

对布袋桩而言，枝状体结构针对竖向沉降起阻隔作用，竖向位移影响范围在枝状体处扩大，这是由于枝状体的存在使桩身截面面积增大，带动岩体地基参与承载.

4.2 枝状体结构承载分析

在前13级荷载（0.6～4.2 kN）作用下，针对NBP1a深度为-220～-180 mm 之间40 mm 长的桩段，每间距5 mm 提取所在深度的桩身轴力，绘制轴力-深度关系图，如图12所示.

图12 上枝状体桩段轴力-深度关系曲线Fig.12 Axial force-depth curves of the upper branched section

由图12 可见，枝状体桩段的轴力-深度曲线在达到极限承载力时近抛物线型，表明桩身轴力自上而下经过枝状体段时，轴力降低速率呈先小后大的趋势.为分析上述现象，绘制枝状体横截面受力分析图如图13 所示.以OB 所在直线为分界线，将枝状体的横截面分成上下两个半圆.当桩体承受竖向荷载时，桩身产生竖向形变弧段所代表的枝状体上表面与岩体地基分离，枝状体未能承担荷载，该桩段承载特性与摩擦段相类似，完全由非枝状体部分桩侧摩擦力承担荷载.特别地，在桩身深度y=-200 mm时，是枝状体与岩体接触的起始深度，A、C 两点处的承载力FA和FC均为切向摩擦力；而在y=-215 mm时，D 点处的承载力FD为法向压力.在上述两处特殊深度之间，取弧段上任意一点，命名为点E，则该点的承载力由切向摩擦力FEτ和法向压力FEn共同组成.

图13 枝状体截面图Fig.13 Diagram of the branched section

结合上述分析，枝状体桩段的承载特性作如下解释：沿桩身纵向，可将枝状体横截面轮廓分为上、下两个等长弧段.在上弧段，因桩身竖向压缩变形，枝状体表面未与地基接触，非枝状体部分的侧摩阻力承担荷载；在下弧段，摩擦力Fτ与压力Fn共同作用，非枝状体部分的侧摩阻力亦参与下弧段承载.而下弧段桩段轴力-深度关系曲线为抛物线状，且随深度增加，枝状体承担荷载能力逐渐增强，这种现象说明压力Fn承载作用大于摩擦力Fτ.

4.3 非对称型布袋桩承载分析

4.3.1 荷载-沉降分析

提取桩NCP1、NBP2a、NBP2b 与NBP1b 在模拟过程中的荷载与沉降，所得Q-s曲线如图14所示.模型桩NCP1、NBP2a、NBP2b、NBP1b 的极限承载力分别为3.9 kN、4.5 kN、3.9 kN、5.4 kN.虽非对称布袋桩NBP2b的极限承载力与常规桩NCP1相等，但在加载中期，NCP1 的桩身沉降更小，这说明枝状体结构的非对称分布可能导致布袋桩承载能力降低.非对称型布袋桩在设计时，应在探明溶洞位置的条件下对布袋桩承载能力做评估.

图14 数值模拟不同桩型的Q-s曲线Fig.14 Q-s curves for numerical simulation of different pile types

4.3.2 竖向位移云图分析

以xOz面作为切面切割数值模型，调取NCP1、NBP1b、NBP2a、NBP2b 分别达到自身极限承载力3.9 kN、5.4 kN、4.5 kN、3.9 kN 时的竖向应力云图，并统一图例标尺，如图15所示.

图15 不同桩型的竖向位移云图Fig.15 Vertical displacement clouds of different pile types

非对称布袋桩NBP2a、NBP2b 在受荷过程中，枝状体缺失一侧对地基扰动范围更小，且随桩体不对称程度加深，该现象愈发明显；非对称布袋桩桩身存在沉降差异，但这种差异在桩底将得到平衡.

4.3.3 桩身应力分析

为解释位移云图中的沉降平衡现象，分别导出4组模型桩在极限承载力荷载作用下的竖向应力云图，如图16所示.

图16 不同桩型的竖向应力云图（单位：Pa）Fig.16 Vertical stress clouds of different pile types（unit：Pa）

承载时，在非对称布袋桩桩身两侧，轴向应力变化率不相同.枝状体侧竖向应力经过枝状体时急剧下降，而缺失一侧应力均匀、慢速地变化，这印证了枝状体结构的显著承载作用.非对称布袋桩承力时桩身受力不对称，这需要桩体提供弯矩用于平衡应力，对桩体的抗弯能力提出了考验.

5 结论

本文借助室内试验研究了岩溶地区布袋桩的成桩过程与承载特性，同时采用有限元法对试验进行了数值模拟，将模拟结果与试验结果比对，验证了数值模拟的可靠性，在此基础上通过模拟手段进一步探究枝状体结构的承载特性及布袋桩承载机理.基于本研究结果得到以下结论：

1）借助成桩试验验证了岩溶地区布袋桩在桩侧溶洞处凸起形成枝状体结构充堵溶洞、防止浆液外逸的特征，Hencky 公式的钱伟长解答可以较准确地计算枝状体长度，推演布袋桩桩型.

2）相较传统桩型，布袋桩的承载能力有15.38%～53.85%的提升.布袋桩的荷载-沉降关系表现为缓变型，Q-s曲线无明显陡降点，极限承载力依桩顶沉降最大容许值判定.

3）布袋桩承力时，各桩段从上至下依次发挥承载能力，交替承载行为显著；虽然布袋桩所特有的桩-布袋-岩接触方式较传统桩的桩-岩接触而言削弱了桩的侧摩阻力，但布袋桩多点支承的受力方式使得承载能力总体提升.

4）将枝状体分为上、下等高的两部分：下部起承载作用，受法向压力与切向摩擦力，法向承载能力优异；上部起结构作用，承载过程中与地基无接触.枝状体长度增加时，枝状体-地基结合性及枝状体自身强度增加，提高了布袋桩单桩承载力.

5）极端情况下，布袋桩枝状体分布非对称分布，桩身两侧应力、沉降分布有差异，但在桩底处能达到平衡.这是由于桩体两侧的非对称受力引起桩身弯矩平衡了应力差异，也因为桩身弯矩存在，非对称布袋桩在设计时还应考虑抵抗弯矩能力.