路基疏樁補(bǔ)償“協(xié)力”設(shè)計(jì)*

石名磊 王 偉 張瑞坤

(①東南大學(xué)，南京 210096，中國)(②江蘇華寧工程咨詢有限公司，南京 210096，中國)

0 引 言

疏樁(基樁間距>6d，d為樁徑)理念源于建筑樁筏基礎(chǔ)。筏板基礎(chǔ)下天然沉積土地基性能良好，甚至其地基承載力可滿足上部荷載要求；但由于地基土地基剛度不足，容易導(dǎo)致筏板基礎(chǔ)沉降偏大。此時(shí)，地基中疏化設(shè)置少量基樁減小地基荷載分擔(dān)，補(bǔ)償天然地基剛度不足，主要控制筏板基礎(chǔ)沉降變形。天然沉積軟土地基，由于其承載力有限，且其固結(jié)與剪切蠕變對地基長期(Long-term)剛度演化影響復(fù)雜，一般不建議采用疏樁筏板基礎(chǔ)形式(Polous et al.，1980)。

既有研究揭示，路基下軟土地基攪拌樁復(fù)合地基滑動(dòng)機(jī)構(gòu)失穩(wěn)破壞時(shí)，攪拌樁增強(qiáng)體相對更容易發(fā)生彎曲破壞、傾倒破壞和受拉破壞，而不是滑動(dòng)面增強(qiáng)體剪切破壞(Han et al.，2004；Navin et al.，2006)。Broms(1999)也指出路堤下不同位置的水泥土樁體的可能破壞模式有彎曲破壞和受拉破壞兩種，參見圖1?；瑒?dòng)機(jī)構(gòu)剪切破壞模式穩(wěn)定分析時(shí)，增強(qiáng)體滑動(dòng)剪切面剪切破壞模式，容易導(dǎo)致整體穩(wěn)定檢算時(shí)的安全儲備偏高，甚至成為導(dǎo)致路基失穩(wěn)病害頻發(fā)的原因之一(Han et al.，2004)。

圖1 水泥攪拌樁破壞模式(Broms，1999)Fig.1 Possible failure modes of cement mixing pile(Broms，1999)

顯然，軟土地基疏樁路基系統(tǒng)失穩(wěn)破壞時(shí)，疏樁更容易發(fā)生彎曲破壞，且可將路堤下樁土破壞區(qū)分為拉彎區(qū)、彎剪區(qū)、壓彎區(qū)和承壓區(qū)(鄭剛等，2010a，2010b)。因此，軟土地基疏樁路基系統(tǒng)滑動(dòng)機(jī)構(gòu)穩(wěn)定分析模型中，滑動(dòng)面剛性基樁截面剪切破壞模式不盡合理，且容易顯著高估系統(tǒng)整體穩(wěn)定性能。目前，僅有《Code for Practice for Strengthened / reinforced soils and other fills》(BS8006：1995)工程規(guī)范中，將滑動(dòng)機(jī)構(gòu)滑動(dòng)面以下疏樁正截面軸力Nzi作為外力作用在滑動(dòng)面上，其疏樁補(bǔ)償滑動(dòng)機(jī)構(gòu)穩(wěn)定作用效應(yīng)，規(guī)避了滑動(dòng)面疏樁截面剪切破壞穩(wěn)定檢算的不合理性。然而，這一簡化方法仍然屬于整體滑動(dòng)機(jī)構(gòu)失穩(wěn)分析范疇，軟土地基疏樁路基滑動(dòng)機(jī)構(gòu)確定困難，甚至其整體滑動(dòng)機(jī)構(gòu)破壞模式是否合適，仍值得商榷。此外，滑動(dòng)機(jī)構(gòu)失穩(wěn)模式中，滑動(dòng)面下疏樁正截面軸力Nzi確定困難，直接采用其下段樁身承載力確定方法，仍需辨識。其余關(guān)于疏樁失穩(wěn)破壞模式的研究基本上都是基于數(shù)值模擬范疇，對路堤下不同位置樁的抗滑機(jī)理和破壞形式進(jìn)行分析(劉敦平等，2008；張振等，2018；肖成志等，2019)。

路堤等堆載作用下，軟土地基不僅沉降顯著，且側(cè)向位移可觀。均質(zhì)地基中軟土側(cè)向最大位移分布，位于路基邊坡坡趾處的剪切被動(dòng)區(qū)，隨深度呈“S”型分布。近地表變化劇烈，隨荷載增加最大側(cè)向位移深度基本保持不變，土體最大側(cè)向變形深度與路堤填筑高度無關(guān)，與土性有關(guān)，參見圖2(陳繼彬等，2013)。工程荷載下，填方體邊坡內(nèi)部應(yīng)力條件改變，堆載體下方逐步出現(xiàn)壓剪塑形帶，不均勻沉降加劇(趙建軍等，2019)。軟土地基被動(dòng)區(qū)剪切側(cè)移增量最大值Δymax與路基中點(diǎn)沉降增量歸一化特征值Δymax/Δs，本文稱之為“最大相對位移”。最大相對位移隨著路基荷載水平分階段演化特征參見表1(Tavenas et al.，1979)。工程實(shí)踐中定義軟土地基上路基“臨界高度”Hcrit特征指標(biāo)，當(dāng)路基填筑高度h低于Hcrit時(shí)，Δymax/Δs<1/3～1/4(FHWA，2003)；當(dāng)h>Hcrit后，軟土地基塑性區(qū)逐漸開展，地基沉降與被動(dòng)區(qū)剪切側(cè)移加速，且剪切塑性位移發(fā)展更快，Δymax/Δs顯著提高0.6～1.0。美國聯(lián)邦公路局(FHWA，2003)認(rèn)為軟土地基的側(cè)向變形量約為地基沉降變形量的1/4。此外，路堤堆載下軟土地基側(cè)向位移演化還與填筑加載速度、路堤幾何尺寸等因素相關(guān)，且不同工況時(shí)表現(xiàn)出一定的差異性(殷宗澤，1998；周鏡，1999)。

圖2 不同階段側(cè)向變形與沉降變化量的關(guān)系(陳繼彬等，2013)Fig.2 Relationship between lateral deformation and settlement at different stages(Chen et al.,2013)

表1 最大側(cè)移變化量Δymax 與地基沉降變化量Δs關(guān)系(Tavenas et al.，1979)Table 1 Relationship between maximum lateral shift change Δymax and ground settlement change Δs

L為路堤邊坡橫向?qū)挾?m)；Hcrit為路堤臨界高度(m)；Hu為路堤極限高度(m)

基于上述疏樁補(bǔ)償協(xié)力機(jī)制，飽和軟黏土地基側(cè)向剪切位移臨界狀態(tài)判定，可作為軟土地基疏樁協(xié)力穩(wěn)定檢算方法。一般認(rèn)為，當(dāng)路基荷載pk<3cu～5.14cu時(shí)，軟土地基被動(dòng)區(qū)最大水平位移的荷載增長率相對較小(Tschebotarioff，1973)；反之，位移荷載增長率顯著提高，參見圖3。因此，美國聯(lián)邦公路局(FHWA)建議，被動(dòng)區(qū)軟土發(fā)生剪切變形時(shí)的臨界高度路基荷載pc=γHcrit>3cu。

圖3 被動(dòng)區(qū)軟土側(cè)移與路堤荷載水平關(guān)系Fig.3 Relationship between lateral displacement of soft soil in passive zone and embankment load

此外，路基荷載超過臨界值后引起的軟土地基剪切位移，不可避免會(huì)引起被動(dòng)區(qū)域被動(dòng)基樁的穩(wěn)定問題。豎向堆載荷載水平對被動(dòng)區(qū)域附近基樁的影響，類似于軟土地基側(cè)向變形特征(Stewart et al.，1994)，即當(dāng)豎向堆載水平達(dá)到3cu，樁身彎矩增幅加大。軟黏土側(cè)向位移引起橋臺樁基破壞實(shí)例揭示，當(dāng)橋臺基底處的凈覆蓋壓力達(dá)60%～70%的極限承載力(約3cu～4cu)時(shí)，地基軟土塑性變形將產(chǎn)生嚴(yán)重側(cè)向變形從而引起橋臺基樁破壞(Tavenas et al.，1979)，參見圖4。國內(nèi)，聶如松等(2005)在進(jìn)行現(xiàn)場試驗(yàn)時(shí)發(fā)現(xiàn)，路堤填筑期間，橋臺基樁彎矩隨填土高度增加而增大，填筑結(jié)束，基樁彎矩停止增加。

圖4 樁身最大彎矩與荷載水平Fig.4 Maximum bending moment and load level of piles

本文基于深厚軟土地基剛性疏樁補(bǔ)償協(xié)力工作機(jī)制辨識，初步探討了路基疏樁補(bǔ)償協(xié)力工程設(shè)計(jì)——路基疏樁檢算方法。

1 疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力模型

根據(jù)石名磊等(2014a)提出的單樁路堤等效單元分析法，路基疏樁系統(tǒng)中，疏樁剛度顯著高于樁間軟土且疏樁間距偏大(>6d)，導(dǎo)致樁間軟土相對樁頂沉陷，這就確定了樁土共同承擔(dān)路基荷載的承力方式，固樁間軟土分擔(dān)路基荷載后屈服的剪切塑流牽引破壞模式，可作為軟土疏樁路基失穩(wěn)破壞模式之一。因此，本文提出了軟土疏樁路基系統(tǒng)中，疏樁減小軟土地基荷載分擔(dān)補(bǔ)償穩(wěn)定的協(xié)力概念模型，參見圖5。

圖5 軟土疏樁路基穩(wěn)定概念模型Fig.5 Conceptual model for the stability of soft soil scattered pile subgrade

路基基底荷載作用效應(yīng)為pk時(shí)，基底疏樁(樁帽)分擔(dān)荷載并向深層傳遞，減載補(bǔ)償后的路基基底軟土地基分擔(dān)荷載定義為，路基基底(全斷面)概化軟土地基分擔(dān)荷載標(biāo)準(zhǔn)值pgk(簡稱“概化軟土地基分擔(dān)荷載”)。忽略疏樁穩(wěn)定貢獻(xiàn)，概化軟土地基分擔(dān)荷載標(biāo)準(zhǔn)值pgk作用下軟土地基的穩(wěn)定問題，即為疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力概念模型。

基于上述疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力概念模型，疏樁路基基底軟土地基概化應(yīng)力擴(kuò)散系數(shù)ηg(<1.0)為：

pgk=ηgpk

(1a)

設(shè)疏樁樁柱置換率為m；疏樁樁頂分擔(dān)荷載標(biāo)準(zhǔn)值為ppk，則相應(yīng)的疏樁應(yīng)力集中系數(shù)ηp(>1.0)為：

ppk=ηppk

(1b)

(1c)

因此，路基疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力模型，即簡化為軟土地基分擔(dān)概化荷載標(biāo)準(zhǔn)值pgk時(shí)的軟土地基剪切穩(wěn)定模型。

2 疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力分析

軟土是指天然孔隙比大于或等于1.0，且天然含水量大于液限、具有高壓縮性、高靈敏度、低透水性、低抗剪強(qiáng)度、高流變性和可觸變性，且在較大地震力作用下可能出現(xiàn)震陷的細(xì)粒土。飽和軟土地基承載力[σs]通用表達(dá)式，參見式(2)。其中，cu為軟土不排水抗剪強(qiáng)度，F(xiàn)s為安全系數(shù)，一般取2。

(2)

2.1 軟土地基塑流解析

條形荷載被動(dòng)區(qū)剪切塑性區(qū)開展規(guī)律彈性理論分析中，軟土地基軟土層頂板埋置深度為Dc，表面作用均布荷載pk和坡率為 1︰n邊載，參見圖6。

圖6 條形荷載塑性區(qū)開展示意圖Fig.6 Development diagram of strip load plastic zone

通過現(xiàn)場破壞實(shí)例分析(Larsson，1980；Trak，1980)，Mesri et al.(1989)提出軟土地基平均不排水強(qiáng)度和先期固結(jié)壓力的比值為常數(shù)0.22的方法。假定軟土地基軟土層正常固結(jié)，考慮軟土不排水強(qiáng)度Su隨深度演化規(guī)律，采用式(3)計(jì)算。

Su=Su0+0.22γ′z

(3)

式中：Su0為軟土層頂板初始不排水強(qiáng)度；γ′為有效重度。

路基荷載視為條形荷載，地基視為彈性半空間體，采用平面應(yīng)變問題的彈性理論分析，可以得到軟土地基應(yīng)力場及其最大剪應(yīng)力場，再按淺基塑性解表達(dá)式(4)計(jì)算塑性區(qū)邊界。

τ(x，z)|max=τf(x，z)=Su

(4)

首先，假設(shè)軟土層頂板直接出露地表Dc=0m，無邊載作用n=0。此時(shí)，路基荷載分別取pk/Su0=2、3、4和5，借助Mathematica編寫程序可得條形均布荷載(Bs=10m)被動(dòng)區(qū)塑性區(qū)荷載水平關(guān)聯(lián)演化規(guī)律，參見圖7。

圖7 條形均布荷載下塑性區(qū)開展情況Fig.7 Development of plastic zone under uniformly distributed loada.pk/Su0=2；b.pk/Su0=3；c.pk/Su0=4；d.pk/Su0=5

塑性解理論分析揭示，軟土地基無硬殼層時(shí)，條形均布荷載pk=3.0Su0時(shí)，軟土地基被動(dòng)區(qū)未出現(xiàn)剪切塑性區(qū)，即軟土地基臨塑荷載pcr>3Su0。由于條形荷載分布寬度為B=10m，pk=4.0Su0時(shí)塑性區(qū)開展深度約2.5m，基于路基寬度歸一化塑性區(qū)開展深度，即可得該條形荷載作用時(shí)的臨界荷載p1/4≈4.0Su0。上述成果，與引言中路基荷載作用下被動(dòng)區(qū)剪切變形相關(guān)研究成果基本一致。偏于安全考慮，可取條形均布荷載作用時(shí)，軟土地基的臨塑荷載取值為pcr≈3Su0。

以路基荷載pk=5Su0為例，考慮條形三角形分布邊載對路基穩(wěn)定影響，模擬邊坡坡率n=1︰0.75、1︰1.0、1︰1.5和1︰2.0，不同邊坡坡率時(shí)臨界荷載比，參見圖8?？梢钥闯觯琾k=5Su0時(shí)，對應(yīng)路基常規(guī)邊坡坡率n=1︰1.5時(shí)，軟土地基塑性區(qū)開展為零，即臨塑荷載pcr>5Su0。邊坡坡率>1︰1.0時(shí)，開始出現(xiàn)被動(dòng)區(qū)剪切塑性區(qū)，但塑性區(qū)范圍相對條形荷載顯著減小，且明顯下移。因此，邊載坡率n=1︰1.5時(shí)，偏于安全可取軟土地基臨塑荷載pcr≈5Su0。

圖8 臨塑荷載比邊坡坡率關(guān)聯(lián)機(jī)制Fig.8 Correlation mechanism between the ratio of critical edge pressure and slopea.1︰0.75；b.1︰1.0；c.1︰1.5；d.1︰2.0

仍然取條形荷載pk=5Su0，軟土層頂板埋深影響穩(wěn)定分析，僅采用彈性應(yīng)力解答考慮埋深Dc對軟土層附加應(yīng)力場影響，且表達(dá)式(3)中的Su0取軟土層頂板處不排水強(qiáng)度，z則為頂板下至計(jì)算點(diǎn)深度。軟土層頂板埋深分別為Dc=1m、2m、3m和5m，不同軟土層頂板深度時(shí)的臨塑荷載比，參見圖9。

圖9 臨塑荷載比頂板埋深關(guān)聯(lián)機(jī)制(無邊載pk=5Su0)Fig.9 Correlation mechanism between the ratio of critical edge pressure and buried depth of subgrade roofa.Dc=1m；b.Dc=2m；c.Dc=3m；d.Dc=5m

同理，由于條形荷載分布寬度為B=10m，在條形荷載pk=5Su0作用下，硬殼層厚度超過Dc=5m時(shí)，軟土地基被動(dòng)區(qū)進(jìn)入剪切彈性狀態(tài)，軟土地基臨塑荷載pcr>5Su0。硬殼層厚度Dc=3.0m時(shí)，軟土地基被動(dòng)區(qū)存在剪切塑性區(qū)，但塑性區(qū)范圍小于2.5m，相對無硬殼層時(shí)明顯減小，且臨界荷載p1/4≈5.0Su0。必須指出，軟土地基存在硬殼層時(shí)，應(yīng)力擴(kuò)散塑性區(qū)開展面積減小的穩(wěn)定效應(yīng)明顯。

綜上所述，軟土地基(無硬殼層)上條形均布荷載作用時(shí)，軟土地基臨界荷載p1/4≈4.0Su0，臨塑荷載pcr≈3Su0。路基邊載坡率n<1︰1.5時(shí)，軟土地基臨塑荷載pcr≈5Su0。軟土地基硬殼層厚度Dc=3m時(shí)，軟土地基臨界荷載p1/4≈5.0Su0；Dc=5m時(shí)，軟土地基臨塑荷載pcr≈5Su0。此外，深埋軟土被動(dòng)區(qū)剪切彈性狀態(tài)(路基荷載作用下軟土壓縮性偏低)，地基壓縮沉降相對偏小的工作機(jī)制，毋庸置疑。

2.2 疏樁協(xié)力設(shè)計(jì)方法

基于上述軟土疏樁路基疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力概念模型(1)，疏樁補(bǔ)償軟土地基承載力控制設(shè)計(jì)時(shí)，根據(jù)軟土地基承載力表達(dá)式(2)，可得軟土地基概化應(yīng)力擴(kuò)散系數(shù)上限值ηgb表達(dá)式如下：

(5)

基于上述2.1節(jié)軟土地基被動(dòng)區(qū)塑性區(qū)開展解析分析，以及軟土地基被動(dòng)區(qū)剪切側(cè)移特征和區(qū)域被動(dòng)基樁最大彎矩演化機(jī)制的一致性。本文提出軟土地基臨界荷載pcr，控制基底概化軟土地基應(yīng)力擴(kuò)散系數(shù)臨界值ηgcr如下：

(6)

顯然，軟土地基承載力控制設(shè)計(jì)檢算表達(dá)式(5)為疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力穩(wěn)定控制表達(dá)式(6)的特例。塑性區(qū)解析分析表明，當(dāng)路基邊坡為1︰1.5時(shí)或軟土地基硬殼層Dc=5m時(shí)，軟土地基臨界荷載pcr=5.0Su。因此，軟土地基臨界荷載pcr=(3.0～5.0)Su，且可以采用表達(dá)式(5)。根據(jù)表達(dá)式(6)軟土地基協(xié)力擴(kuò)散系數(shù)臨界值ηgcr，以及疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力模型表達(dá)式(1)，可得路基基底疏樁分擔(dān)荷載標(biāo)準(zhǔn)值Qkcr和基本值Qdcr下限值如下：

(7)

Qdcr=1.35Qkcr

式中：Ap為疏樁樁端正截面面積。

軟土疏樁路基系統(tǒng)疏樁荷載傳遞單元模型理論分析，揭示了軟土地基與疏樁共同承載路基荷載時(shí)，軟土層中疏樁樁側(cè)正負(fù)摩阻力分布特征(石名磊等，2014a，2014b)?；跇痘?guī)范有關(guān)負(fù)摩阻力規(guī)定，可忽略軟土層正負(fù)摩阻力影響。因此，疏樁豎向抗力由軟土層底板下良好持力層嵌固段hd提供。由此可得，疏樁豎向承載力協(xié)力承載力檢算方法，或嵌入持力層深度hd的表達(dá)式如下：

Rpk=qskuphd+qbkAp>Qkcr

(8)

式中：qsk和qbk分別為疏樁持力層土體樁側(cè)摩阻力和端承力容許標(biāo)準(zhǔn)值。

疏樁構(gòu)件正截面受壓承載設(shè)計(jì)值為Nd時(shí)，樁身正截面抗壓承載力應(yīng)嚴(yán)格按承載力極限狀態(tài)ULS檢算，根據(jù)基樁樁身結(jié)構(gòu)承載力Nd宜大于樁土界面抗力Rpk的1.35倍，可得到下式(9)。

(9)

3 工程實(shí)例分析

江蘇省東部典型軟土地區(qū)，某高速公路橋頭連接過渡段，路基高度5～7m，參見圖10。軟土地基流塑狀淤泥質(zhì)黏土層①層厚度約13m，頂板直接出露地表，參見表2。該路基南側(cè)地勢平坦，但北側(cè)為地勢偏低的葦塘地貌區(qū)域，參見圖11。

圖11 路基北側(cè)葦塘地貌Fig.11 Landform of weitang on the north side of the subgrade

表2 地基土分層參數(shù)Table 2 Layered parameters of foundation soil

圖10 路基縱向剖面示意Fig.10 Longitudinal profile of subgrade

()內(nèi)數(shù)據(jù)為對應(yīng)的平面置換率

()數(shù)據(jù)為土層撞斷承載力標(biāo)準(zhǔn)值qb

地基處理采用PC/D400預(yù)制管樁+路床頂臨時(shí)填土超載預(yù)壓6個(gè)月的處理方案，預(yù)壓填土高度1.4～2.0m，參見圖11。疏樁橫斷面布置至路基邊坡坡趾，基底采用5%石灰改良土墊層并設(shè)置二層鋼塑格柵，結(jié)合疏化程度進(jìn)行樁帽尺寸調(diào)整，疏樁設(shè)計(jì)數(shù)據(jù)，參見表3。

表3 PC疏樁D/400補(bǔ)償軟土地基設(shè)計(jì)參數(shù)Table 3 Design parameters of scattered pile(PC，D/400)as compensation to soft soil foundation

該路段路床頂填土超載預(yù)壓約150d時(shí)，北側(cè)路肩沉降陡增，且明顯大于路中沉降量，短期內(nèi)橫斷面沉降差增量超過10cm，參見圖11。北側(cè)半幅路肩與預(yù)壓土頂面出現(xiàn)多條縱向牽引裂縫，路肩裂縫連續(xù)且寬度達(dá)到8cm，參見圖12。依托工程地貌特征和現(xiàn)場失穩(wěn)概況，失穩(wěn)段位于葦塘地貌密集分布區(qū)域，顯著加劇了塑性區(qū)水平方向開展范圍，并且與坑底或河床形成了塑流貫通區(qū)域，易導(dǎo)致嚴(yán)重的剪切塑流牽引失穩(wěn)。坡趾被動(dòng)區(qū)毗鄰葦塘不利地貌，是對路基邊坡工程穩(wěn)定極為不利的因素。

圖12 橋頭連接過渡段葦塘地貌一側(cè)路基病害分布Fig.12 Distribution of subgrade diseases on the side of bridge head

工程實(shí)例中的疏樁設(shè)計(jì)，基于表2中土層分布與參數(shù)，由建筑樁基規(guī)范，按樁端全斷面(充分考慮土塞效應(yīng))估算出過渡段嵌入深度11m和連接段15m時(shí)，PC管樁嵌固深度段提供的容許承載力Rpk；PC樁身軸心受壓承載力設(shè)計(jì)值Nd>1475kN，且PC樁身軸心受壓承載力設(shè)計(jì)值，均滿足表達(dá)式(9)的ULS狀態(tài)設(shè)計(jì)要求，參見表4。根據(jù)疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力表達(dá)式(6)，分別得到過渡段和連接段疏樁補(bǔ)償軟土地基應(yīng)力擴(kuò)散系數(shù)ηgcr，再代入表達(dá)式(7)，得到疏樁樁頂分擔(dān)荷載效應(yīng)下限值Qkcr。其中，Qkcr分析時(shí)，軟土地基協(xié)力擴(kuò)散系數(shù)臨界值ηgcr取值，軟土地基剪切臨塑荷載pcr分別采用了3.0Su0和5.0Su0。

表4 疏樁補(bǔ)償軟土協(xié)力設(shè)計(jì)驗(yàn)算Table 4 Cooperative design checking of scattered pile as compensation to soft soil

可以看出，pcr=3.0Su0時(shí)，嵌固段疏樁承載力Rpk均不能滿足其承載力檢算要求表達(dá)式(8)，軟土地基被動(dòng)區(qū)剪切塑流穩(wěn)定的安全儲備水平偏低。工程實(shí)例中，疏樁路基北側(cè)為地勢偏低的葦塘地貌穩(wěn)定區(qū)域，加劇被動(dòng)區(qū)軟土剪切塑性變形發(fā)展。同時(shí)，該疏樁補(bǔ)償軟土地基上的路基填土速率偏快，且路基頂上附加填土預(yù)壓荷載一次性快速加載，兩者綜合導(dǎo)致北側(cè)半幅路肩與預(yù)壓土頂面出現(xiàn)多條縱向牽引裂縫。因此，在疏樁路基系統(tǒng)中，深厚軟土埋藏深度淺(或直接出露地表)，且路基坡趾被動(dòng)區(qū)存在穩(wěn)定不利地貌特征時(shí)，宜以軟土地基臨塑荷載pcr=3.0Su0，更加嚴(yán)格控制疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力設(shè)計(jì)，且應(yīng)嚴(yán)格限制路基加載速率，慎重附加土方超載預(yù)壓方案，避免疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力穩(wěn)定安全儲備水平降低，或附加土方超載預(yù)壓期內(nèi)失穩(wěn)。必須指出，該疏樁路基南側(cè)不存在不利穩(wěn)定的地貌，疏樁路基基本穩(wěn)定，當(dāng)邊載坡度n=1︰1.5時(shí)，軟土地基臨塑荷載可取pcr=5.0Su0，且均能滿足疏樁承載力檢算有關(guān)要求。

4 結(jié) 論

根據(jù)軟土地基路基疏樁補(bǔ)償軟土地基工作機(jī)制，基于軟土地基被動(dòng)區(qū)剪切塑流變形穩(wěn)定機(jī)制，結(jié)合軟土地基被動(dòng)區(qū)剪切塑性區(qū)開展解析，本文研究得出如下結(jié)論。

(1)提出了路基疏樁補(bǔ)償軟土地基的協(xié)力概念模型，進(jìn)一步闡明了路基邊載坡率和硬殼層厚度對軟土地基臨界荷載影響機(jī)制。

(2)基于軟土地基臨界荷載，提出了路基疏樁協(xié)力承載力檢算方法，可以用于軟土地基路基疏樁間距與樁長的協(xié)配設(shè)計(jì)或檢算。

(3)通過實(shí)例分析，驗(yàn)證了路基疏樁補(bǔ)償軟土地基協(xié)力檢算方法的合理性和適用性。

(4)針對軟土地基路基疏樁協(xié)力安全儲備偏低時(shí)，揭示了坡趾被動(dòng)區(qū)穩(wěn)定不利地貌加劇失穩(wěn)的工作機(jī)制，強(qiáng)調(diào)了慎用超載預(yù)壓方案以及控制路基填筑加載速率的重要性。