Ⅰ 基础埋置深度

5．2．1 膨胀土上建筑物的基础埋深除满足建筑的结构类型、基础形式和用途以及设备设施等要求外，尚应考虑膨胀土的地质特征和胀缩等级对结构安全的影响。

5．2．2 膨胀土场地大量的分层测标、含水量和地温等多年观测结果表明：在大气应力的作用下，近地表土层长期受到湿胀干缩循环变形的影响，土中裂隙发育，土的强度指标特别是凝聚力严重降低，坡地上的大量浅层滑动也往往发生在地表下1.0m的范围内。该层是活动性极为强烈的地带，因此，本规范规定建筑物 基础埋置深度不应小于1.0m。

5．2．3 当以基础埋深为主要预防措施时，对于平坦场地，基础埋深不应小于当地的大气影响急剧层。例如：安徽合肥基础埋深大于1.6m时，地基的胀缩变形量已能满足要求，可不再采取其他防治措施；云南鸡街地区有6栋平房基础埋深1.5m～2.0m，经过多年的位移观测，房屋的变形幅度仅为1.4mm～4.7mm，房屋完好无损。而另一栋房屋基础埋深为0.6m，房屋的位移幅度达到49.6mm，房屋严重破坏。但是，对于胀缩等级为Ⅰ级的膨胀土地基上的(1～2)层房屋，过大的基础埋深可能使得造价偏高。因此，可采用墩式基础、柔性结构以及宽散水、砂垫层等措施减小基础埋深。如在某地损坏房屋地基上建造的试验房屋，采用墩式基础加砂垫层后，基础埋深为0.5m，也未发现房屋开裂。但是离地表1m深度内地基土含水量变化幅度及上升、下降变形都较大，对Ⅱ、Ⅲ级膨胀土上的建筑物容易引起开裂。
    由于各种结构的允许变形值不同，通过变形计算确定合适的基础埋深，是比较有效而经济的方法。

5．2．4 式(5．2．4)是基于坡度小于14°边坡为稳定边坡的概念以及本规范第4．3．2条第1款平坦场地的条件而定的。当场地的坡度为5°～14°、基础外边缘距坡肩距离大于10m时，按平坦场地考虑；小于等于10m时，基础埋深的增加深度按(10－l_p)tanβ＋0.30取用，以降低因坡地临空面增大而引起的环境变化对土中水分的影响。

Ⅱ 承载力计算

5．2．6 鉴于膨胀土中发育着不同方向的众多裂隙，有时还存在薄的软弱夹层，特别是吸水膨胀后土的抗剪强度指标C、φ值呈较大幅度降低的特性，膨胀土地基承载力的修正不考虑基础宽度的影响，而深度修正系数取1.0。如原苏联学者索洛昌用天然含水量为32％～37％的膨胀十在无荷条件下浸水膨胀稳定后进行快剪试验，Ф值由14°降为7°，降低了50％；C值由67kPa降为15kPa，降低了78％。我国学者廖济川用天然含水量为28％的滑坡后土样进行先干缩后浸水的快剪及固结快剪试验，其C、Ф值都减少了50％以上。

Ⅲ 变形计算

5．2．7 对全国膨胀土地区7个省中167栋不同场地条件有代表性的房屋和构筑物（其中包括23栋新建试验房）进行了(4～10)年的竖向和水平位移、墙体裂缝、室内外不同深度的土体变形和含水量、地温以及树木影响的观测工作，对158栋较完整的资料进行统计分析表明，由于各地场地、气候和覆盖等条件的不同，膨胀土地基的竖向变形特征可分为上升型、下降型和升降循环波动型三种，如图8所示。

图8　膨胀土上房屋的变形形态
1—上升型变形；2—升降循环型变形；3—下降型变形

    表5是我国膨胀土地区155栋有代表性的房屋长期竖向位移观测结果的统计。

表5 膨胀土上房屋位移统计

1

10

5

1

4

2

4

14

6

1

5

5

10

5

1

2

1

2

1

2

4

1

5

12

9

3

14

3

3

5

8

1

2

3

28（18.1％） 

63（40.6％） 

64（41.3％） 

    上升型位移是由于房屋建成后地基土吸水膨胀产生变形，导致房屋持续多年的上升，如图8中的曲线1。例如：河南平顶山市一栋平房建于1975年的旱季，房屋各点均持续上升，到1979年上升量达到45mm。应当指出，房屋各处的上升是不均匀的，且随季节波动，这种不均匀变形达到一定程度，就会导致房屋开裂破坏。产生上升型位移的主要原因如下：
        1)建房时气候干旱，土中含水量偏低；
        2)基坑长期曝晒；
        3)建筑物使用期间长期受水浸润。
    波动型的特点是房屋位移随季节性降雨、干旱等气候变化而周期性的上升或下降，一个水文年基本为一循环周期，如图8曲线2。我国膨胀土多分布于亚干旱和亚湿润气候区，土的天然含水量接近塑限，房屋位移随气候变化的特征比较明显。表6是各地气候与房屋位移状况的对照。可以看出，在广西、云南地区，房屋一般在二、三季度的雨季因土中含水量增加而膨胀上升；在四、一季度的旱季随土中水分大量蒸发而收缩下沉。但长江以北的中原、江淮和华北地区，情况却与之相反。这是因为该地区雨季集中在(7～8)月份，并常以暴雨形式出现，地面径流量大，向土中渗入量少。房屋的位移主要受地温梯度的变化影响而上升或下降。在冬、春季节，地表温度远低于下部恒温带。根据土中水分由高温向低温转移的规律，水分由下部向上部转移，使上部土中的含水量增大而导致地基土上升；在夏、秋季节，水分向下转移并有大量的地面蒸发，使地基土失水而收缩下沉。

表6 各地气候与房屋位移

2369.3

5～8月 

10～4月 

0.2

852.4

75％ 

25％ 

1681.1

4～9月 

10～3月 

0.5

1356.6

69％ 

31％ 

1600.0

4～10月 

11～3月 

0.5

100.0

89％ 

11％ 

2154.6

6～9月 

10～3月 

0.4

759.1

64％ 

36％ 

1538.9

4～9月 

10～3月 

0.2

969.5

62％ 

38％ 

1901.7

7～8月 

11～5月 

0.5

603.1

70％ 

30％ 

    下降型常出现在土的天然含水量较高(例如大于1.2ω_p）或建筑物靠近边坡地带，如图8中的曲线3。在平坦场地，房屋下降位移主要是土中水分减少，地基产生收缩变形的结果。土中水分减少，可能是气候干旱，水分大量蒸发的结果，也可能是局部热源或蒸腾量大的种木（如桉树）大量吸取土中水分的结果。至于临坡建筑物，位移持续下降，一方面是坡体临空面大于平地，土中水分更容易蒸发而导致较平坦场地更大的收缩变形。另一方面，坡体向外侧移而产生的竖向变形（即剪应变引起），这种在三向应力条件下侧向位移引起的竖向变形是不可逆的。湖北郧县膨胀土边坡观测中就发现了上述状况，它的发展必然导致坡体滑动。上述下降收缩变形量的计算是指土体失水收缩而引起的竖向下沉，在设计中应避免后一种情况的发生。
    本条给出的天然地表下1.0m深度处的含水量值，是经统计分析得出的一般规律，未包括荷载、覆盖、地温之差等作用的影响。当土中的应力大于其膨胀力时，土体就不会发生膨胀变形，由收缩变形控制。对于高重的建筑物，当基础埋于大气影响急剧层以下时，主要受地基土的压缩变形控制，应按相关技术标准进行建筑物的沉降计算。

5．2．8 式(5．2．8)实际上是地基土在不同压力下各层土膨胀量的分层总和。计算图式和参数的选择是根据膨胀土两个重要性质确定的：
    1) 当土的初始含水量一定时，上覆压力小膨胀量大，压力大时膨胀量小。当压力超过土的膨胀力时就不膨胀，并出现压缩，膨胀力与膨胀量呈非线性关系。在计算过程中，如某压力下的膨胀率为负值时，即不发生膨胀变形，该层土的膨胀量为零。
    2) 当土的上覆压力一定时，初始含水量高的土膨胀量小，初始含水量低的土膨胀量大。含水量与膨胀量之间也为非线性关系。地基土的膨胀变形过程是其含水量不断增加的过程，膨胀量随其含水量的增加而持续增大，最终到达某一定值。因此，膨胀量的计算值是预估的最终膨胀变形量，而不是某一时段的变形量。
    3) 关于膨胀变形计算的经验系数
    室内和原位的膨胀试验以及房屋的变形观测资料，都能反映地基土的膨胀变形随土中含水量和上覆压力的不同而变化的特征，为我们提供了用室内试验指标来计算地基膨胀变形量的可能性。但是，由室内试验指标提供的计算参数，是用厚度和面积都较小的试件，在有侧限的环刀内经充分浸水而取得的。而地基土在膨胀变形过程中，受力情况及浸水和边界条件都与室内试验有着较大的差别。上述因素综合影响的结果给计算膨胀变形量和实测变形量之间带来较大的差别。为使计算膨胀变形量较为接近实际，必须对室内外的试验观测结果全面地进行计算分析和比对，找出其间的数量关系，这就是膨胀变形计算的经验系数 。
    对河北邯郸、河南平顶山、安徽合肥、湖北荆门、广西宁明、云南鸡街和蒙自等地的40项浸水载荷试验和6栋试验性房屋以及12栋民用房屋的室内外试验资料分别计算膨胀量，与实测最大值进行比对。根据统计分析，浸水部分的 ＝0.47±0.12。
    图9是按 ＝0.47修正后的计算值与实测值的比较结果。表7和图10为浸水部分 的统计分布状况。12栋民用房屋的 中值与浸水部分相同，只有平顶山地区的 偏大且离散性也较大，这是由于室内试验资料较少且欠完整的缘故。考虑到实际应用，取 ＝0.6时，对80％的房屋是偏于安全的。

表7 膨胀量（浸水部分）计算的经验系数 统计分布

图9 计算膨胀量与实测膨胀量的比较

图10 膨胀变形量计算经验系数 的统计分布状况

5．2．9 失水收缩是膨胀土的另一属性。收缩变形量的大小取决于土的成分、密度和初始含水量。
    1) 就同一性质的膨胀土而言，在相同条件下，其初始含水量 越高（饱和度越高，孔隙比越大），在收缩过程中失水量就越多，收缩变形量也就越大。表8和图11是广西南宁原状土样室内收缩试验所测得的收缩量与含水量之间的关系。图中的三条曲线表明，当土样的起始含水量分别为36.0％～44.7％，并同样干燥到缩限 时，其线缩率 从3.7％增大到7.3％。所谓缩限，是土体在收缩变形过程中，由半固态转入固态时的界限含水量。从每条曲线的斜率变化可以看出：当土的含水量达到缩限之后，土体虽然仍在失水，但其变形量已经很小，从对建筑工程的影响来说，已失去其实际的意义。

表8 同质土的线缩率 与含水量 关系

图11 同质土的线缩率 与含水量 关系

    2) 收缩变形量主要取决于土体本身的收缩性能以及含水量变化幅度，表9和图12为不同质土的线缩率 与含水量 关系。由图11和图12可知：当土体在收缩过程中其含水量在某一起始值与缩限之间变化时，收缩变形量与含水量间的变化呈直线关系，其斜率因土质不同而异。取直线段的斜率作为收缩变形量的计算参数，即土的收缩系数 。 ，其中， 为图12中直线段两点含水量之差值(％)， 为与 对应的线缩率的变化值。

表9 不同质土的线缩率 与含水量 关系

图12 不同质土的线缩率 与含水量 关系

    3) 土失水收缩与外部荷载作用下的固结压密变形是同向的变形，都是孔隙比减少、密度增大的结果。但两者有根本性的区别：失水收缩主要是土的黏粒周围薄膜水或晶格水大量散失的结果；固结压密变形是在荷重的作用下土颗粒移动重新排列的结果（特别是非饱和土，在一般压力下并无固结排水现象）。由收缩产生的内应力要比固结压密产生的内应力大得多。虽然实际工程中膨胀土的失水收缩和荷载作用下的压缩沉降变形难于分开，但在试验室内可有意识地将两种性质不同的变形区别开来。
    4) 膨胀土多呈坚硬和半坚硬状态，其压缩模量大。在一般低层房屋所能产生的压力范围内，土的密度改变较小。所以，土在收缩前所处的压力大小对收缩量的影响较小；至于收缩过程中，土样一旦收缩便处于超压密状态，压力改变土密度的影响更可以忽略不计。图13为云南鸡街地区，膨胀土在自然风干条件下，不同荷载的压板试验沉降稳定后，在干旱季节所测得的收缩变形量，可说明上述问题。

图13 云南鸡街地区原位收缩试验s_s—p关系
1—基础埋深0.7m，测试日期：1975年4～5月；2—基础埋深0.7m，测试日期：1977年3～5月；3—基础埋深2.0m，测试日期：1977年10～12月

    5) 关于收缩变形计算的经验系数
    与膨胀变形量计算的道理一样，小土样的室内试验提供的计算指标与原位地基土在收缩变形过程中的工作条件存在一定的差别。为使计算的收缩变形量与实测的变形量较为接近，在全国几个膨胀土地区结合实际工程，进行了室内外的试验观测工作，并按收缩变形计算公式进行计算与统计分析，以确定收缩变形量计算值与实测值之间的关系。对四个地区15栋民用房屋室内外试验资料进行计算并与实测值比对，其结果为收缩变形量计算经验系数 ＝0.58±0.23。取 ＝0.8，对实际工程而言，80％是偏于安全的， 的统计分布见表10和图14。

表10 收缩量计算的经验系数 统计分布

图14 收缩变形量计算经验系数 的统计分布状况

    6) 计算收缩变形量的公式是一个通式，其中最困难的是含水量变化值，应根据引起水分减少的主要因素确定。局部热源及树木蒸腾很难采用计算来确定其收缩变形量。

5．2．10、5．2．11 87规范编制时的研究证明，我国膨胀土在自然气候影响下，土的最小含水量与塑限之间有密切关系。同时，在地下水位深的情况下，土中含水量的变化主要受气候因素的降水和蒸发之间的湿度平衡所控制。由此，可根据长期（10年以上）含水量的实测资料，预估土的湿度系数值。从地区看，某一地区的气候条件比较稳定，可以用上述方法统计解决，这样可能更准确。从全国看，特别是一些没有观测资料的地区，最小含水量仍无法预测，因此，原规范组建立了气候条件与湿度系数的关系。从此关系中，还可预测某些地区膨胀土的胀缩势能可能产生的影响，及其对建筑物的危害程度。例如，在湿度系数为0.9的地区，即使为强亲水性的膨胀土，其地基上的胀缩等级可能为弱的Ⅰ级，而在0.7、0.6的地区可能是Ⅱ、Ⅲ级。即土质完全相同的情况下，在湿度系数较高的地区，其分级变形量将低于湿度系数较低的地区；在湿度系数较低的地区,其分级变形量将高于湿度系数较高的地区。
    湿度系数计算举例：
    1) 某膨胀土地区，中国气象局(1951～1970)年蒸发力和降水量月平均值资料如表11，干燥度大于1的月份的蒸发力和降水量月平均值资料如表12。

表11 某地20年蒸发力和降水量月平均值

    表11中由于实际蒸发量尚难全面科学测定，中国气象局按彭曼(H．L．Penman)公式换算出蒸发力。经证实，实用效果较好。公式包括日照、气温、辐射平衡、相对湿度、风速等气象要素。

表12 干燥度大于1的月份的蒸发力和降水量

    2)计算过程见表13。

表13 湿度系数 计算过程表

    由表13可知，算例湿度系数 ≈0.9。

5．2．12 实测资料表明，环境因素的变化对胀缩变形及土中水分变化的影响是有一定深度范围的。该深度除与当地的气象条件（如降雨量、蒸发量、气温和湿度以及地温等）有关外，还与地形地貌、地下水和土层分布有关。图15是云南鸡街在两年内对三个工程场地四个剖面的含水量沿深度变化的统计结果。在地表下0.5m处含水量变化幅度为7％；而在4.5m处，变化幅度为2％，其环境影响已很微弱。图16由深层测标测得土体变形幅度沿其深度衰减的状况，表明平坦场地与坡地地形差别的影响较为显著。本规范表5．2．12给出的数值是根据平坦场地上多个实测资料，结合当地气象条件综合分析的结果，它不包括局部热源、长期浸水以及树木蒸腾吸水等特殊状况。

含水量年变化幅度Δω（％）               位移幅度（mm）

  
图15 土中含水量沿深度的变化          图16不同地形条件下的分层位移量
           1—室内；2—室外               1—湖北荆门（平坦场地）；2—湖北郧县（山地坡肩）

5．2．14 室内土样在一定压力下的干湿循环试验与实际建筑的胀缩波动变形的观测资料表明：膨胀土吸水膨胀和失水收缩变形的可逆性是其一种重要的属性。其胀缩变形的幅度同样取决于压力和初始含水量的大小。因此，膨胀土胀缩变形量的大小也完全可通过室内试验获得的特性指标 和 以及上覆压力的大小和水分变化的幅度估算。本规范式(5．2．14)实质上是式(5．2．8)和式(5．2．9)的叠加综合。
    大量现场调查以及沉降观测证明，膨胀土地基上的房屋损坏，在建筑场地稳定的条件下，均系长期的往复地基胀缩变形所引起。同时，轻型房屋比重型房屋变形大，且不均匀，损坏也重。因此，设计的指导思想是控制建筑物地基的最大变形幅度使其不大于建筑物地基所允许的变形值。
    引起变形的因素很多，有些问题目前尚不清楚，有些问题要通过复杂的试验和计算才能取得。例如有边坡时房屋变形值要比平坦地形时大，其增大的部分决定于在旱、雨循环条件下坡体的水平位移。在这方面虽然可以定性地说明一些问题，但从计算上还没有找到合适而简化的方法。土力学中类似这样的问题很多，解决的出路在于找到影响事物的主要因素，通过技术措施使其不起作用或少起作用。膨胀土地基变形计算，指在半无限体平面条件下，房屋的胀缩变形计算。对边坡蠕动所引起的房屋下沉则通过挡土墙、护坡、保湿等措施使其减少到最小程度，再按变形控制的原则进行设计。
    胀缩变形量算例：
    1) 某单层住宅位于平坦场地，基础形式为墩基加地梁，基础底面积为800mm×800mm，基础埋深d＝1m，基础底面处的平均附加压力 ＝100kPa。基底下各层土的室内试验指标见表14。根据该地区10年以上有关气象资料统计并按本规范式(5．2．11)计算结果，地表下1m处膨胀土的湿度系数 ＝0.8，查本规范表5．2．12，该地区的大气影响深度 ＝3.5m。因而取地基胀缩变形计算深度 ＝3.5m。

表14 土的室内试验指标

    2) 将基础埋深d至计算深度 范围的土按0.4倍基础宽度分成8层，并分别计算出各分层顶面处的自重压力 和附加压力 （图17）。

图17 地基胀缩变形量计算分层示意

    3) 求出各分层的平均总压力 ，在各相应的 — 曲线上查出 ，并计算 （表15）：

表15 膨胀变形量计算表

    表15中基础长度为L(mm)，基础宽度为b(mm)。
    4) 表14查出地表下1m处的天然含水量为ω₁＝0.205，塑限ω₀＝0.219；则
    按本规范公式（5．2．10－1）， 分别计算出各分层土的含水量变化值，并计算 (表16)：

表16 收缩变形量计算表

    5) 由本规范式(5．2．14)，求得地基胀缩变形总量为：

5．2．16 通过对55栋新建房屋位移观测资料的统计，并结合国外有关资料的分析，得出表5．2．16有关膨胀土上建筑物地基变形值的允许值。上述55栋房屋有的在结构上采取了诸如设置钢筋混凝土圈梁（或配筋砌体）、构造柱等加强措施，其结果按不同状况分述如下：
    1) 砌体结构
    表17和表18为砌体结构的实测变形量与其开裂破坏的状况。

表17 砖石承重结构的变形量

表18 砖石承重结构的局部倾斜值

    从46栋砖石承重结构的变形量可以看出：29栋完好房屋中，变形量小于10mm的占其总数的58.62％；小于20mm的占其总数的79.31％。17栋损坏房屋中，88.24％的房屋变形量大于10mm。
    从32栋砖石承重结构的局部倾斜值可以看出：18栋完好房屋中，局部倾斜值小于1‰的占其总数的38.89％；小于2‰的占其总数的83.33％。14栋墙体开裂房屋的局部倾斜值均大于1‰，在1‰～2‰时其损坏率达到57.14％。
    综上所述，对于砖石承重结构，当其变形量小于等于15mm，局部倾斜值小于等于1‰时，房屋一般不会开裂破坏。
    2) 墙体设置钢筋混凝土圈梁或配筋的砌体结构
    表19列出了7栋墙体设置钢筋混凝土圈梁或配筋砌体的房屋，其中完好的房屋有5栋，其变形量为4.9mm～26.3mm；局部倾斜为0.83‰～1.55‰。两栋开裂损坏的房屋变形量为19.2mm～40.2mm；局部倾斜为1.33‰～1.83‰。其中办公楼（三层）上部结构的处理措施为：在房屋的转角处设置钢筋混凝土构造柱，三道圈梁，墙体配筋。建筑场地地质条件复杂且有局部浸水和树木影响。房屋竣工后不到一年就开裂破坏。招待所（二层）墙体设置两道圈梁，内外墙交接处及墙端配筋。房屋的平面为“ ”形，三个单元由沉降缝隔开。场地的地质条件单一。房屋两端破坏较重，中间单元整体倾斜，损坏较轻。因此，设置圈梁或配筋的砌体结构，房屋的允许变形量取小于等于30mm；局部倾斜值取小于等于1.5‰。

表19 承重墙设圈梁或配筋的砖砌体

    3) 钢筋混凝土排架结构
    钢筋混凝土排架结构的工业厂房，只观测了两栋。其中一栋仅墙体开裂，主要承重结构完好无损。见表20。

表20 钢筋混凝土排架结构

    机修车间1979年6月外纵墙开裂时的最大变形量为27.5mm，相邻两柱间的变形差为0.0025l。到1981年12月最大变形量达41.3mm，变形差达0.003l。究其原因，归咎于附近一棵大桉树的吸水蒸腾作用，引起地基土收缩下沉。从而导致墙体开裂。但主体结构并未损坏。
    单层排架结构的允许变形值，主要由相邻柱基的升降差控制。对有桥式吊车的厂房，应保证其纵向和横向吊车轨道面倾斜不超过3‰，以保证吊车的正常运行。
    我国现行的地基基础设计规范规定：单层排架结构基础的允许沉降量在中低压缩性土上为120mm；吊车轨面允许倾斜：纵向0.004，横向0.003。原苏联1978年出版的《建筑物地基设计指南》中规定：由于不均匀沉降在结构中不产生附加应力的房屋，其沉降差为0.006l，最大或平均沉降量不大于150mm。对膨胀土地基，将上述数值分别乘以0.5和0.25的系数。即升降差取0.003l，最大变形量为37.5mm。结合现有有限的资料，可取最大变形量为40mm，升降差取0.003l为单层排架结构(6m柱距)的允许变形量。
    4) 从全国调查研究的结果表明：膨胀土上损坏较多的房屋是砌体结构；钢筋混凝土排架和框架结构房屋的破坏较少。砖砌烟囱有因倾斜过大被拆除的实例，但无完整的观测资料。对于浸湿房屋和高温构筑物主要应做好防水和隔热措施。对于表中未包括的其他房屋和构筑物地基的允许变形量，可根据上部结构对膨胀土特殊变形状况的适应能力以及使用要求，参考有关规定确定。
    5) 上述变形量的允许值与国外一些报道的资料基本相符，如原苏联的索洛昌认为：膨胀土上的单层房屋不设置任何预防措施，当变形量达到10mm～20mm时，墙体将出现约为10mm宽的裂缝。对于钢筋混凝土框架结构，允许变形量为20mm；对于未配筋加强的砌体结构，允许变形量为20mm，配筋加强时可加大到35mm。根据南非大量膨胀土上房屋的观测资料，J·E·詹宁格斯等建议当房屋的变形量大于12mm～15mm时，必须采取专门措施预先加固。
    6) 膨胀土上房屋的允许变形量之所以小于一般地基土，原因在于膨胀土变形的特殊性。在各种外界因素（如土质的不均匀性、季节气候、地下水、局部水源和热源、树木和房屋覆盖的作用等）影响下，房屋随着地基持续的不均匀变形，常常呈现正反两个方向的挠曲。房屋所承受的附加应力随着升降变形的循环往复而变化，使墙体的强度逐渐衰减。在竖向位移的同时，往往伴随有水平位移及基础转动，几种位移共同作用的结果，使结构处于更为复杂的应力状态。从膨胀土的特征来看，土质一般情况下较坚硬，调整上部结构不均匀变形的作用也较差。鉴于上述种种因素，膨胀土上低层砌体结构往往在较小的位移幅度时就产生开裂破坏。

Ⅳ 稳定性计算

5．2．17 根据目前获得的大量工程实践资料，虽然膨胀土具有自身的工程特性，但在比较均匀或其他条件无明显差异的情况下，其滑面形态基本上属于圆弧形，可以按一般均质土体的圆弧滑动法验算其稳定性。当膨胀土中存在相对软弱的夹层时，地基的失稳往往沿此面首先滑动，因此将此面作为控制性验算面。层状构造土系指两类不同土层相间成韵律的沉积物、具有明显层状构造特征的土。由于层状构造土的层状特性，表现在其空间分布上的不均匀性、物理性指标的差异性、力学性指标的离散性、设计参数的不确定性等方面使土的各向异性特征更加突出。因此，其特性基本控制了场地的稳定性。当层面与坡面斜交的交角大于45°时，稳定性由层状构造土的自身特性所控制，小于45°时，由土层间特性差异形成相对软弱带所控制。