滨海相饱和软土地基临水路基开裂与挡墙失稳病害分析

王志明，徐 杰，赵俊明

（1.灌云县交通运输局, 江苏 连云港 222200；2.南京柏强交通工程咨询有限公司，江苏 南京 210017；3.苏交科集团股份有限公司，江苏 南京 210017）

我国东南部沿海各省广泛分布着强度低、压缩性高、孔隙比大、抗剪强度低以及灵敏度高的软黏土，并且各区域性软土的工程特点不尽相同。在相关软土地基上进行的工程对其处置不当极易引发各类工程问题。近年来，浅埋深厚软土地基桥梁基桩、挡墙等构造物，在毗邻路基边载作用下，地基软土层侧移导致基桩、挡墙侧移与转动，引发安全隐患的实例屡见不鲜［1-5］。忽略了非对称边载作用于浅埋软土层的侧移稳定，不仅容易造成严重工程事故或安全隐患，且基础托换加固或置换加固代价极其昂贵。本文针对滨海相饱和软土地基上的某临水路基开裂与挡墙失稳的工程问题，分析相关病害的产生原因，阐述其病害机制，提出相应的补救措施。

1 工程概况

某公路地处滨海淤积平原区，地貌属滨海淤积平原，地形平坦，地貌类型单一。浅层地表的滨海相软黏土层（最大厚度超过25 m）直接出露或上覆软塑粉质黏土薄层（<2.0 m）。该类流塑状、高压缩性软土的不排水强度cu=8.0~12.0 kPa，φu=3.0°~8.0°，地基承载力偏低，工程性质极差。该工程涉及的主要土层基本指标如表1所示。

该公路路基全断面宽26 m左右，路基与挡墙墙背采用宕渣填筑，路面结构层（水稳基层+面层）厚度约0.68 m。沿线路堤一般为低路堤，填土高度一般 为1.5~2.5 m，桥涵两侧填土一般为3.0~4.5 m。

表1 土体物理力学性质一览表

路基软土地基处理如下：桥头连接段和过渡段40 m范围内，采用钉型搅拌桩处置，钉型双搅桩桩长L=13 m、间距sa=1.8~2.2 m。钉型双搅拌桩上部扩大桩头桩径为D =1.0 m，桩长L0=4 m，水泥用量260 kg/m；下部桩体桩径d=0.6 m，水泥用量65 kg/m，搅拌桩采用复合硅酸盐32.5水泥。扩大头部分采用4搅2喷工艺施工；下部桩体采用2搅1喷工艺施工。除上述桥头连接段和过渡段外，一般路段软基未处理。采用3.5 m浆砌片石挡墙，基础下采用b20/L6小方桩加固（宽度20 cm×20 cm、长度L=6.0 m），小方桩平面矩形布置，间距为80 cm×80 cm。

2 病害特征

该工程部分临水路基段在路床填筑完成后进行桥头堆载预压，预压堆载高度为1 m（未压实），堆载填筑完成后发生路基滑移、河底隆起，路基下沉及裂缝，台前挡墙亦有部分裂缝。病害特征如图1、图2所示。

图1 支挡结构位移破坏特征

图2 路基开裂位移特征

该公路部分临水路基支挡位移、开裂和局部失稳段均为软土地基段，一般毗邻沟渠，沟渠河床沉积淤泥（约0.5 m），下卧深厚滨海相饱和软黏土。

3 病害机制分析

路基或挡墙外侧毗邻沟渠河床顶明显隆起、支挡内倾外移变形特征揭示，病害宏观特征具有显著的软土地基承载力不足的破坏特征，即路基荷载对地基饱和软土层的作用超过软土层剪切抗力。河渠软土层开挖水平卸载加剧了路基荷载在软土层中的剪切作用，且降低了软土层剪切抗力，重力式支挡并未取得预期水平阻滑效果，或短暂开挖施工工况（包括填料不合理堆放、河渠疏干等不利工况）极易引起地基承载力失稳。因此，毗邻河道软土开挖卸载以及施工短暂工况不利作用组合，即开挖坑底趾部牵引与坑顶（施工）附加荷载推动综合作用，是引起软土地基承载力失稳主要原因之一，路基与挡墙结构拉裂或损毁则是地基失稳宏观表征，即软土地基失稳的后果。

综合该公路部分临水路基段出现肩部开裂、重力式支挡位移与局部结构破坏等病害特征、环境特点与施工工况等，可以揭示病害机制如下：

（1） 滨海相软土承担过大的路基与施工荷载，软土承载力（强度）失稳；

（2） 滨海相饱和软土层开挖卸载牵引导致毗邻河床隆起失稳；

（3） 路基边载与开挖卸载综合作用，导致滨海相饱和软土剪切流变侧移引起路基失稳。

3.1 软土地基的承载力

该公路部分临水路基支挡位移、开裂和局部失稳段均为软土地基段，地基表层主要为滨海相淤泥质黏性土，局部包括厚度不明的沟渠河床沉积淤泥，地表软土层直接出露或上覆软塑粉质黏土薄层（<2.0 m）覆盖；滨海相软黏土不排水强度cu=8.0~12.0 kPa，φu=3.0°~8.0°，软土地基承载力偏低。根据《公路桥涵地基基础规范》（JTG D63—2007）

式中：［fa］为地基承载力容许值；m为抗力修正系数，可视软土灵敏度即基础长宽比等因素选用1.5~2.5；Cu为地基土不排水抗剪强度标准值；kp为系数；H为由作用标准值引起的水平力；b为基础宽度，有偏心作用时取b-2eb；l为垂直于b边的基础长度，有偏心作用时取l-2el，eb、el分别为偏心作用在宽度和长度方向的偏心距；h为基底埋置深度，自天然地面起算，有水流冲刷时自一般冲刷线起算，当h<3m时，取h=3 m，当h/b>4时，取h=4b ；γ2为基底以上土层的加权平均重度，换算时若持力层在水面以下，且不透水时，不论基底以上土的透水性质如何，一律取饱和重度；当透水时水中部分土层则应取浮重度。

根据公路条带状构造物以及挡墙基础特点，上式可改写成：

式中：EH为挡土墙每延米土压力水平向标准值；b为挡土墙基础宽度。

由于路基一侧河道挡墙开挖，式（2）中深度修正项18h=0，即挡墙基底开挖深度以上路基填土和天然沉积土层自重均为软土地基竖向荷载作用。因此，即使不考虑挡墙墙身水平荷载折减，并取K=2.0，则由式（2）可得挡墙基底软土地基能够承担的承载力仅为：

上述承载力理论将为托换或置换加固不同类型方案提供基础支撑，尤其软土地基未采取复合地基加固方案时，为滨海相软土承载力稳定评价提供依据。例如采用竖向增强体复合地基方案时，竖向增强体相对较高的置换率、柱体顶较高刚度和桩柱顶垫层较高劲度构造等，才能确保上部荷载主要由增强体承担，反之桩间软弱基体荷载分担超过30 kPa，即可能出现滨海相软土地基承载力不足引起的稳定隐患。

3.2 路基邻渠床底隆起

病害特征揭示，路基或支挡荷载作用下，简单硬化河床抗隆起稳定性偏低。即毗邻河床硬化层或未采取硬化措施，软土开挖后河床软土隆起失稳，可以加剧病害程度，甚至成为病害产生的主要诱导因素之一。为此，引入坑底软土隆起稳定分析的Teraghi-Peck简化方法验算如下［6-8］：

式中：Pu为地基极限承载力；cub为坑底下破坏区土层加权平均粘聚力；γ为坑外地表至坑底各土层天然容重的加权平均值；h为基坑开挖深度；q0为地面超载；B1为滑动面深度，B1=min（0.707B，hs）；B、hs分别为基坑宽度和坑底以下软土厚度。

基于简化需要，设cub=10.6 kPa，且B1=min（0.707B，hs）=0.707B，则式（3）可以改写成：

引入Bjerrum-Eide抗隆起稳定系数计算公式［9］

稳定系数Nc随基坑形状变化，通常采用如下公式来近似计算：

基于路基毗邻沟渠开挖深度相对较浅，h<2.5B，且沟渠长度远远大于其宽度，则稳定系数 Nc为

则有

显然，根据普适意义，地基承载力稳定表达式在某种程度上，可以视为隆起稳定验算表达式（3）和（5）的特例。

根据工程实例典型断面特征，设路基填土高度2.5 m，则上式（4）和（6）可分别改写成：

基坑抗隆起稳定安全系数Fs>1.6，由上式可得，滨海相软土层开挖深度h=0，路基边载作用下的抗隆起稳定安全系数仅为K=1.2

上述理论，将为河床硬化抗隆起稳定处置方案，或其他加固机制处置方案的河床隆起稳定评价提供理论支撑。

3.3 浅层软土侧移稳定

附加应力是引起土体变形的主要作用，软土侧向变形实质上是土体受剪应力作用产生的侧向塑性流动变形。在较小偏应力作用下，软弱土即产生蠕变；偏应力愈高，软土蠕变速率愈大；一旦偏应力高于软土屈服极限（长期强度），软土将不断地产生加速蠕变，直到最后破坏［10］。竖向边载作用浅埋深厚软土层侧向位移机理，如图3所示。

Poluos ﹠Davis（1974）弹性理论分析与Stewart（1994）根据离心模型试验都证实了堆载作用下，软土侧移临塑荷载近似为3倍软土不排水抗剪强度（≈3Su），如图4所示。

图3 路基边载作用下软土层侧向流变位移特征

图4 软土侧移与荷载水平关系［11］

综上所述，路基边载大于滨海相软土不排水强度3倍，即p>3su≈30 kPa时，滨海相软土就可能发生水平塑性流动失稳，未进行地基处理（且不考虑挡墙基础开挖与河床标高）时的对应路基高度约1.5 m。可以看出，这一结论与3.1节中采用竖向增强体复合地基方案时，桩间软弱基体荷载分担超过30 kPa即可能出现失稳的结论一致。因此，软土地基竖向加固处理应充分考虑特定边界条件下的滨海相软土侧向塑性流动稳定控制，主要体现在增强体置换率相对一般情况宜偏高、平面布置范围宜扩大。

上述边载作用下浅表层软土侧移稳定机制理论分析，将为滨海相软土抵抗侧向剪切流动稳定方案，或其他加固机制方案的软土抗侧稳定评价提供依据。

4 结语

根据本文病害特征与机理分析可知，病害主要机制为滨海相浅埋深厚软土层地基承载力不足；毗邻河道抗隆起稳定不足；软土层塑性流动侧移稳定性不足；基坑开挖短暂工况边坡临时稳定性不足等。其相应的处理技术主要包括重建稳定技术和托换稳定加固两类。

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