软土路基排水固结法滑塌原因及处治

仇红超，刘吉福，钱尼贵

(1.广东省交通规划设计研究院集团股份有限公司，广州 510507；2.广东华路交通科技有限公司，广州 510420)

0 引言

广东珠三角地区软土分布广泛，因其具有高压缩性、强度低、物理力学指标差等特性，对工程建设产生较大的不利影响[1]。在公路工程建设中，软土路基处理常采用的处治方法有浅层换填、深层排水固结以及复合地基处理等，考虑工程造价因素，在工期允许的情况下，排水固结法是相对有效而又经济的处治方案，因此排水固结法在公路软基处理中得到了广泛应用。但由于对该方法的使用不当，路堤失稳的案例时有发生。

本文依托广东某高速公路K23+217～+357段袋装砂井+堆载预压法软基处理，对该路段施工过程中路堤失稳的原因进行了分析，并采用有限元数值模拟方法对原处治方案及滑塌后采用反压护道处理的处治方案进行了验证分析[2-3]，为今后排水固结法的应用及解决类似的工程问题提供参考。

1 工程概况

1.1 项目建设

广东某高速公路设计采用双向四车道、行车速度120km/h的标准。该工程K23+217～+357段所在地区的地形地貌为冲积平原，现状周边主要为农田，地面标高约1.3～1.5m。该路段设计标高7.8～8.6m，路基填方高度6.4m～7.2m，路基顶宽30m。

根据地质勘察报告，揭露该路段存在两层软土，均为淤泥质粉质粘土。场地土层自上而下为粉质粘土2、淤泥质粉质粘土4-1、粉质粘土4-0、淤泥质粉质粘土4-1、粉质粘土5、粗砂6-6、粉质粘土8等，如图1所示。各土层的物理力学指标见表1。

表1 各土层物理力学指标

图1 原软基处理方案

1.2 原软基处理方案

软基处理形式为袋装砂井+堆载预压，堆载形式为超载预压，超载高度为1m。袋装砂井直径为7cm，编织袋采用聚丙烯编织布，渗透系数不小于1×10-2cm/s，容许抗拉强度不小于15kN/m，有效孔径<0.08mm。砂井采用的砂为风干的中粗砂，含泥量不大于3%，细度模数不小于2.7，不均匀系数小于4。袋装砂井按正三角形布设，长度为8.6m，间距1.2m。排水垫层厚度0.6m，采用洁净的中粗砂，渗透系数不小于5×10-3cm/s，含泥量不大于5%，细度模数不小于2.7。砂垫层顶部设置一层单向拉伸的聚丙烯塑料土工格栅 (不得热熔且不得焊接)TGDG120PP。土工格栅拉伸强度不小于120kN/m，标称伸长率不大于10%，2%伸长率时的抗拉强度不小于36kN/m，5%伸长率时的抗拉强度不小于72kN/m。

1.3 施工过程

该路段路基于2015年10月开始填筑，2016年4月填土至93区顶(累计厚度约5m)后，受土源影响暂停填土。2017年2月中旬重新填筑，于2017年4月完成(96区顶)及超载预压1m的填筑，累计填筑厚度为8.06m。

2017年4月9日，K23+271～+357(长度约86m)路段右侧路基出现纵向裂缝及向下塌陷，向外发生位移，路基右侧排水土沟及地方农田不同程度地受到影响；路基顶塌陷宽度为0～2.5m，受牵引产生的拉裂裂缝范围距离路肩宽度约7m。

外侧农田发生不同程度的起拱、上升，拱起范围距离坡脚宽度8～10m，高度约1m。

图2 滑塌现场

2 滑塌原因分析

采用Midas GTS NX有限元数值模拟软件，模拟该路段的施工过程，计算路堤沉降和稳定性。沉降计算中考虑施工过程，模拟了路堤分层加载至预压期结束、路面施工以及运营期结束，分不同施工阶段计算相应的沉降。根据式(1)推算相应的固结度，根据式(2)计算地基土固结后的强度，然后采用强度折减法计算路堤边坡的稳定性。

固结度计算公式：

(1)

式中：St—不排水抗剪强度(kPa)；

S∞—固结快剪黏聚力(kPa)；

Uf—对应应力σf的固结度。

固结强度公式：

Cu=ccq+(σg+σfUf)tanφcq

(2)

式中：Cu—不排水抗剪强度(kPa)；

ccq—固结快剪黏聚力(kPa)；

σg—地基土初始竖向有效应力(kPa)；

σf—路堤荷载在地基中产生的竖向附加应力(kPa)；

Uf—对应σf的固结度；

φcq—固结快剪内摩擦角(弧度)。

沉降计算中，为准确地计算软土层的沉降量，软土层采用修正的剑桥黏土本构模型[4]，其余土层和路堤采用莫尔库伦本构模型；路堤稳定计算中，各土层均采用莫尔库伦本构模型。为保证计算结果的精确度，本次计算模型的边界范围设置为：路堤顶宽30m，地基土层取路堤坡脚向外30m。单元网格尺寸划分原则：路堤及滑移可能影响的路基范围单元网格尺寸采用0.2m，该范围以外单元网格尺寸采用1m[5]。本次计算采用的参数见表2和表3，建立的模型如图3所示。

表2 模型参数

表3 修正的剑桥黏土模型参数

图3 计算模型

沉降计算结果见表4，沉降云图如图4所示。路堤最大沉降位于路基顶中心为79.3cm，两侧路肩位置沉降基本相同分别为66.7cm、66.2cm，路堤中心位置工后沉降为9.4cm。根据沉降计算结果，推算超载施加完毕时的软土层固结度。根据固结度计算路堤区及路堤边坡范围的软土层抗剪强度，见表5。

表4 沉降计算结果(路基顶中心位置)

图4 施工期末沉降云图

表5 沉降及固结度计算结果(路基中心位置)

根据以上计算结果，将加固区分为路堤区和边坡区，采用相应的强度，路堤边坡以外采用原位强度，计算路堤的稳定性，计算结果如图5所示。超载施加完成时，路堤稳定系数为1.06，应力图中显示塑性应变区呈近似圆弧状，其顶端距离路肩4.5～7.0m，底端距离坡脚5.6～10.2m。塑性区位于第一层软土层，并未贯穿第二层软土，该塑性区与现场滑动顶端以及坡脚外侧隆起出口位置基本吻合。

图5 塑性滑动区

根据稳定和沉降的计算结果，结合该路段施工过程的分析，该路堤滑塌的主要原因有：

(1)路堤边坡安全系数为1.06，虽然大于1，但安全系数不高，安全储备不高。

(2)路堤填筑期间受土源和工期的影响，2015年10月至2016年4月填土至93区顶(约5m)即停止了加载，直至再次填土，虽预压了10个月时间，但预压荷载并未达到设计要求的等载、超载荷载，且在2017年2月中旬至4月约1个半月的时间内填筑厚度约2.8m，填筑速度过快，此时路堤最大高度达8.0m。在该路堤荷载下已接近路堤稳定的临界状态，土体固结及强度增长还未达到支撑荷载所需的强度，也是导致路堤滑塌的原因之一。

(3)现场软基处理的排水垫层在路基填筑期间被完全覆盖，排水通道不顺畅，且时值汛期，连续暴雨和春耕农田蓄水，排水固结速度缓慢，也是路堤失稳的影响因素之一。

根据本工程案例分析，排水固结法应用过程中，要有足够的安全储备，即计算安全系数应不小于1.2，同时合理控制荷载的加载速率至关重要。路堤填筑初期，路堤荷载小于软土原位强度所能承受的荷载，可适当提高荷载填筑速率，及时施加预压荷载并争取预压期。在路堤荷载及排水体(袋装砂井)共同作用下，随着地下水的排出，路基土的强度将逐渐增长。但该排水固结过程是缓慢的[6-7]，土体强度的增长缓慢，因此荷载的施加也应该放缓。施加荷载应小于路基软土固结的强度增长，尤其是在填土高度接近极限高度时，应严格控制荷载施加速度，并根据地基土水平位移、沉降、固结度等监测数据，判断是否可进行下一层的路堤填筑，以保证路堤稳定。

3 滑塌后的处治对策和方案

3.1 处治对策

根据失稳原因并综合考虑工程造价等因素，对该失稳路段进行搅拌桩复合地基、CFG桩复合地基、增设反压护道等方案比选。由于该处软土含有有机质，水泥搅拌桩成桩质量难以保证，考虑造价因素，反压护道方案处治的优势相对较大，因此采用反压护道方案。在路堤滑移侧设置反压护道，反压护道宽度及高度根据现场坡脚外隆起的范围及有限元计算结果，得出最优方案。

因路堤坡脚外侧滑移隆起的影响范围最大宽度约10m，反压护道需完全覆盖隆起范围，因此反压护道宽度拟定采用15m。对于反压护道的填筑高度，为保证反压护道自身的稳定性，反压护道高度不宜超过天然地基极限填筑高度，否则反压护道自身不能稳定需进行软基处理，一方面增加了造价，另一方面若采用排水固结处理反压护道自身的沉降对路堤可能产生拉裂。因此，拟定填筑高度为1.5m、2.0m、2.5m，并分别进行稳定性分析比较。

对不同高度的反压护道方案采用Midas GTSNX有限元数值模拟进行稳定计算，计算结果如图6所示。

图6 不同反压护道高度稳定性计算结果

反压护道高度为1.5m、2.0m、2.5m时的安全系数分别为1.275、1.282、1.300。由图7所示的塑性滑动带可以看出，反压护道高度为1.5m、2.0m时，潜在塑性滑动面与常规的圆弧滑动不同，在反压护道下方基本呈平直滑动面，潜在塑性滑动面呈“圆弧+直线+圆弧”的型式；反压护道高度为2.5m时，潜在塑性滑动面由两个圆弧组成，路堤荷载产生的滑弧未穿透反压护道，而是与反压护道滑弧形成近似“W型”的滑动面。同时，滑动面均在第一层软土层范围，因此滑动面的形状受软土层厚度的影响，与软土层厚度相关。

为保证路堤的稳定性，本次反压护道高度取2.5m。路堤沉降计算结果见表6，沉降云图如图7所示。路基顶最大沉降位于路堤中心位置至右侧1.2m范围，左侧、右侧路肩沉降分别为63.7cm、61.8cm，相差1.9cm，沉降盆向右侧略有扩展。路基顶中心位置施工期末的沉降为79.1cm，工后沉降为9.3cm。与未施加反压护道沉降特征略有差别，路堤范围沉降特征受反压护道的影响较小。

表6 路堤沉降计算结果(路基顶中心位置)

图7 施工期末沉降云图

3.2处治方案

根据以上对处治对策的分析及计算，拟定了处治方案。在路堤滑移侧设置宽15m、高2.5m的反压护道，同时在反压护道下设置透水垫层与既有路堤排水垫层连通、顺接，将路堤预压水引至反压护道外侧，保证路堤堆载预压能够继续发挥作用。对滑塌路堤则按新旧路基拼接的方式，将滑塌以及存在裂缝的部分挖除，并开挖成台阶状，在每级台阶位置设置双向钢塑土工格栅(横向长6m，纵向满铺)，回填压实，以避免后期滑塌位置与既有路堤之间产生纵向裂缝和不均匀沉降。

3.3 处治效果

该处治方案实施完成后，于2018年10月通车。根据该工程2021年定期检查、监测的沉降、位移等数据，该工程运营期间工后沉降及水平位移随时间发展的曲线如图8和图9所示。

由图8和图9可见，通车后至2021年10月20日，该路段左、右侧路肩位置工后总沉降分别为60.8mm、55.2mm，沉降速率为0.4mm/月，沉降曲线逐渐趋于平缓。深层水平位移，累计位移最大值为6.73mm，位于地面以下4.0m的位置，且该路段深层位移无明显的拐点现象。因此，综合分析监测数据，该路段路基处于基本稳定的状态。

图8 工后沉降时间曲线

图9 深层水平位移曲线

4 结语

(1)采用排水固结法处理软土路基，合理控制荷载的加载速率十分重要。在路堤填筑初期，路堤荷载小于软土原位强度所能承受的荷载，可适当提高荷载填筑速率，及时施加预压荷载并争取预压期。在路堤荷载及排水体(袋装砂井)共同作用下，随着地下水的排出，路基土的强度将逐渐增长，但是该排水固结过程缓慢，土体强度增长缓慢，因此荷载的施加也应放缓。施加荷载应小于路基软土固结的强度增长，尤其是在填土高度接近极限高度时，应严格控制荷载的施加速度，并根据地基土水平位移、沉降、固结度等监测数据，判断是否可进行下一层路堤的填筑，以保证路堤的稳定。

(2)对于软土路堤发生失稳的情况，反压护道处治是较为经济可行的方案。经反压护道处理后，路堤潜在滑动面呈现“圆弧+直线+圆弧”型式或由两个圆弧组成呈现近似“W型”，与反压护道的高度及软土层厚度等有关，因此，对设有反压护道的情况仅采用圆弧滑动法计算其稳定性欠妥，其稳定性计算可采用有限元强度折减法。反压护道对路堤沉降的影响较小。

(3)排水固结法应用于软基处理时，达到极限高度后，在工程用地允许时，可通过设置反压护道来提高排水固结所适应的填土高度，排水固结+反压护道法是经济有效的软基处理方案之一。