復雜地形條件下高填方及其支擋結構的整體穩定性分析

邢月龍，朱天浩，沈愷倫，歐曉暉

（1.浙江省電力設計院，杭州市，310012；2.中國電力企業聯合會，北京市，100070；3.浙江大學巖土工程研究所，杭州市，310027）

0 引言

舟山與大陸聯網輸電線路工程大貓山主跨越塔為目前最高的跨越鐵塔，塔基位于地形急劇變化的山體陡坎處，基礎周邊地質條件異常復雜。3、4號基礎外側存在深厚的淤泥層，而且由于地勢較低，需填方近20 m。經過分析，結合本工程的實際情況，初步確定的原則方案主要有：（1）采用放坡方案，對軟土地基進行處理；（2）避開軟土地基，在施工平臺外淤泥層較淺處設置擋土墻。

對方案（1），放坡回填前需對淤泥進行地基處理?？紤]到淤泥層太厚（最厚處達到13 m），清淤換填的方案顯然不合適。其他可能的軟基處理方案有：排水固結法、振沖砂石樁、水泥攪拌樁和爆破擠淤法。前3種方案軟基處理后，雖然豎向承載力可以滿足要求，但是滑移穩定性仍然沒有得到顯著改善；如采用這3種方案，則還需在坡腳處設置沉井基礎才能保證滑移穩定性，工期較長、費用也較高。對于爆破擠淤法，經過現場測量放樣，塔位附近的養殖塘、大壩和水庫均在爆破擠淤的直接影響范圍之內，爆破擠淤技術對本塔位而言也不合適。

對方案（2），適合本塔位的擋土墻方案主要有：衡重式擋墻方案和加筋土擋墻方案?？紤]到本塔位存在海水沖刷的影響，加筋土擋墻不宜低于海水沖刷的高度。因此，這2種方案轉變為衡重式擋墻以及衡重式擋墻和加筋土擋墻組合方案（下部衡重式擋墻，上部加筋土擋墻）。這2種方案對本塔而言均是合適的，造價也相當，但是加筋土擋墻對施工工藝要求較高，同時所需工期也較長[1]。

綜合考慮上述因素，大貓山370 m跨越塔3、4號基礎外側高填方區域采用了片石混凝土支擋結構。對如此高的支擋結構有必要從總體上對采用該方案后跨越塔塔基穩定性進行深入研究，對工程的安全性作出合理評價。

1 工程概況

舟山群島地處我國東南沿海，長江口南側，杭州灣外緣的東海洋面上。舟山與大陸聯網輸電線路工程為220 kV輸電線路工程，其中螺頭水道跨越部分按500 kV設計，是整個工程的核心。螺頭水道主跨越段跨越檔距為2 756 m，島上2基高塔基礎分別座落在舟山大貓島和寧波涼帽山上。

本工程超高跨越塔塔基及基礎存在以下特點：（1）基礎體型巨大，最大單個基礎平面尺寸為18 m× 18 m；（2）上部結構下傳荷載量大且形式復雜，下壓工況下單腿的壓力達到10 000 kN以上，水平力也在1 000 kN以上；（3）塔基所處位置的地形和地質條件復雜，大貓山跨越塔位于地形狹窄的丘陵位置，塔基局部位于陡坎處，基底高差大，同時從地質條件看，基巖面高差大，巖性也較復雜，覆土厚度不均。

2 塔基支擋結構設計

大貓山島的主跨越塔全高370 m，鐵塔半根開為30.81 m，施工場地要求110 m×110 m。塔基地面標高為4.5～42 m（1985國家高程基準），設計高程20.0 m。

為達到設計高程以及跨越塔施工機械行走要求，須對原始山地進行開挖和回填平整。由于原地形呈西低東高走勢，因此3、4號基礎周圍及其西側施工場地為回填區。

回填區淺部地基土層主要為：①層素填土；②層淤泥；③層含角礫粉質粘土；④層強風化凝灰巖；⑤層中等風化凝灰巖。為填方區設計和分析計算需要，對填方區進行了勘察，典型地質剖面土體分層情況如圖1。

圖1 填方區典型地質剖面Fig.1 Typical geological profile of the embankment area

回填區主要采用開挖巖土體填筑，由于山腳養殖塘淤泥層較厚，且填方高度超過20 m，在征地范圍內高填方穩定性難以保證。設計采用漿砌片石混凝土擋墻支護，擋墻基座入巖，墻趾反壓回填，如圖2。

圖2 填方區剖面布置Fig.2 Retaining structure profile of embankment

3 整體穩定性研究

3.1 有限元模型的建立

由于輸電塔3、4號基礎回填區域地形和地質條件復雜，相應擋土結構及其與土體的相互作用較為特殊，常規計算方法不能滿足計算分析和設計要求，須采用有限元方法進行計算分析。所用計算軟件為荷蘭Delft大學研發的專業巖土工程計算分析商業軟件Plaxis[2]。軟件可模擬巖土的分層特性，考慮了工程中巖土體與結構物之間存在的分界面的影響和靜水壓力、超孔隙壓力影響；同時可以分階段進行計算，模擬實際的施工過程，計算均假設巖土體變形為小變形。

在本構模型方面，針對不同材料采用了不同的彈性和彈塑性模型[3]。土工試驗表明，彈塑性模型中莫爾-庫侖強度理論比較符合巖土材料，同時莫爾-庫侖強度理論的本構模型概念清晰，采用的參數少且易確定。該強度理論在巖土工程理論與實踐中廣為采用[4]，是一個對土工計算分析而言較理想的本構模型。其他材料如硬質巖體和混凝土等結構則采用彈性模型。

有限元方法能較好模擬施工全過程，并可利用土體強度折減法來模擬荷載作用下土體和支護結構的破壞過程，給出安全性評價。有限元法在穩定性研究方面概念清晰，易于編程實現，且可以清楚觀察到破壞面位置與破壞的發展歷程。有限元方法用于穩定分析已成為當前穩定性理論研究的發展方向[5]，Plaxis在整體穩定性分析方面采用的方法即為強度折減法[6-9]。

計算選擇了3、4號塔基中部坡腳軟土層最厚的剖面作為典型計算分析斷面，如圖2。對施工到正常使用期間全過程的有限元模擬主要集中在3個階段：

（1）塔基施工結束后，擋土墻結構和墻后土體填筑施工完成，墻后填土經過壓實后抗剪強度和變形模量有所提高，形成豎向和側向荷載，同時擋土墻及其基礎形成側向擋土體系，該階段處于施工期間，有部分沉降和側向變形發生。

（2）墻頂形成施工平臺，大型施工機械進場施工，機械行走和吊裝等過程產生附加荷載，沉降和側向變形進一步發生。其有限元計算模型及其網格劃分如圖3所示。

圖3 Plaxis有限元計算模型及其網格劃分Fig.3 Plaxis finite element method computation model and mesh generation

（3）場地的整體穩定性計算，這一階段采用是強度折減法，該方法是在計算過程中通過將各層土體的抗剪強度指標按比例逐步減小，直到整個體系失穩破壞，通過起始點和破壞點的抗剪強度比較最終獲得場地的整體穩定性安全系數。

3.2 支擋體系應力應變分析

在填方區場地堆填和擋墻砌筑之前，巖土體本身的應力場即初始應力場是有限元計算分析的基礎。Plaxis有限元軟件根據不同巖土體的容重計算各深度處的豎向有效應力，然后根據各層巖土體的力學性質（彈塑性體的抗剪強度指標或彈性體的泊松比）計算靜止巖土體壓力系數，從而得出水平向應力，最終得到一個適應于場地地形和地質情況的初始應力場。

支擋結構施工完畢后，在數值模擬的施工荷載和支擋結構自重的共同作用下，整個支擋體系發生相應位移，整體位移趨勢為：擋墻底部入巖，幾乎不發生位移；墻體整體略微向外傾斜，墻頂位移最大，同時墻后回填土體下沉；墻趾回填鎮壓區下臥深厚軟土層，沉降較大，同時堆填體外側有明顯土體隆起發生。

墻背填土表面沉降分布和墻趾回填鎮壓區原地表沉降和外側隆起分布如圖4。從變形量看，由于擋墻墻基入巖，大大限制了墻體本身和墻后填土的變形，墻背填土沉降量遠小于回填鎮壓區原地表沉降，前者不足后者的1/6。墻后填土地表沉降大致呈折線型分布，最大沉降發生在靠近擋墻約10 m的范圍之內，最大沉降量約28 mm。墻趾回填鎮壓區沉降呈中間大兩頭小的分布方式，中間最大沉降177 mm，外側隆起最大為76 mm。從位移分布看，設計使墻基入巖能有效抑制墻體和墻后填土發生較大變形，從而保證了跨越塔施工的順利進行和塔基的穩定。

圖4 整體穩定計算失穩破壞位移場Fig.4 Displacement field at failure with integral stability analysis

在數值模擬的施工荷載和支擋結構自重的共同作用下，整個支擋體系和周邊巖土體應力分布發生明顯改變。片石混凝土擋墻和墻下堅固巖體共同承擔了大部分墻后填土自重和施工機械作業形成的荷載，表現為墻體下部和墻基附近巖體應力水平較高，墻趾附近有壓應力集中現象，而墻前回填鎮壓區由于擋墻的支擋，軟土區域應力分布較為均勻，有利于軟土分布區域的穩定。片石混凝土擋墻墻趾有壓應力集中現象，但應力水平不高，最大壓應力不超過1.3 MPa，施工時應注意保證墻基有一定入巖深度，并保持該部位附近巖體完整。

3.3 整體穩定性分析

整體穩定性計算過程中人為使巖土體的抗剪強度降低到極限值時，場地發生整體破壞，破壞時場地位移矢量分布如圖4。由位移分布形式可見，由于擋墻墻基入巖，擋墻本身片石混凝土結構也較為堅固，加之墻趾前方回填鎮壓層的設置，支擋體系本身整體穩定性較好。因此，整體穩定破壞發生在墻趾前方的回填鎮壓區，滑動面呈圓弧狀，由強度折減法得到的計算剖面整體穩定安全系數為2.34。

4 結論

（1）片石混凝土擋墻為主體的填方區支擋體系能有效起到支擋填土體、限制位移和保持塔基整體穩定性的作用，由強度折減法得到的計算剖面整體穩定安全系數為2.34。

（2）擋墻墻基入巖使片石混凝土結構與其下巖體形成較好的支擋系統，承載了大部分墻后填土自重和施工操作產生的荷載，保證了擋墻內外的巖土體穩定。

（3）就擋墻本身而言，存在壓應力和拉應力集中的現象，設計應考慮墻基趾部有一定入巖深度，并在拉應力區采取相應構造措施，同時施工過程中也應注意保持墻基巖體的完整性。

[1]朱天浩，徐建國，葉尹，等.輸電線路特大跨越設計中的關鍵技術[J].電力建設，2010，31（4）：29-30.

[2]Brinkgreve R B J，Vermeer P A.PLAXIS version 8.2 Manual[M]. Rotterdam，Netherlands：A.A.Balkema，2002.

[3]沈珠江.土體結構性的數學模型：21世紀土力學的核心問題[J].巖土工程學報，1996，18（1）：95-97.

[4]李廣信.高等土力學[M].北京：清華大學出版社，2004.

[5]黃永強，韓紅桂.基于Plaxis的土石混填高路堤穩定性分析研究[J].公路工程，2008，33（6）：107-110.

[6]唐曉松，鄭穎人，鄔愛清，等.應用PLAXIS有限元程序進行滲流作用下的邊坡穩定性分析[J].長江科學院院報，2006，23（4）：13-16.

[7]張魯渝，鄭穎人，趙尚毅，等.有限元強度折減系數法計算土坡穩定安全系數的精度研究[J].水利學報，2003（1）：21-27.

[8]Dawson E M，Roth W H，Drescher A.Slope stability analysis by strength reduction[J].Geotechnique，1999，49（6）：835-840

[9]Lechman J B，Griffiths D V.Analysis of the progression of failure ofearth slopesby finite elements[C]//International Conference of Slope Stability，2000：250-265.