局部軟弱夾層對擋泥壩穩(wěn)定性的影響分析

蔡學石，薛潤澤，徐滿意，王 洋，孟 靜，劉孟孟

(1.大連東港商務區(qū)開發(fā)建設管理集團有限公司，大連 116001；2.交通運輸部天津水運工程科學研究所 港口水工建筑技術國家工程實驗室 水工構造物檢測、診斷與加固技術交通行業(yè)重點實驗室，天津 300456)

在海洋軟土地基條件下開展的圍海造陸工程中，常常采用拋石的方式構筑重力式擋泥壩。由于水下作業(yè)條件復雜，一旦清淤不徹底，在擋泥壩與軟土地基之間會形成一層由淤泥組成的軟弱夾層，對擋泥壩穩(wěn)定性及后期圍海造陸的安全性產生嚴重威脅[1]。目前常采用極限平衡方法計算均質邊坡的整體穩(wěn)定性[2-3]，如瑞典圓弧法[4]、Janbu法[5]及Sarma法[6]，但針對含有局部軟弱夾層的非均質邊坡的計算研究尚不充分。一方面，軟土地基形成過程中受各種自然因素影響，導致土體指標具有顯著的地域性與離散性[7]，而土體指標的選取往往對于邊坡穩(wěn)定性計算結果影響顯著。另一方面，軟土地基在壩體自重的長期作用下產生次固結變形，軟土蠕變進一步提升了擋泥壩失穩(wěn)的可能性。

隨著計算機技術的快速發(fā)展，數值模擬技術在巖土工程研究領域取得了廣泛應用。目前應用于邊坡穩(wěn)定性的數值模擬方法主要為有限元法、有限差分法等。段慶偉等[8]基于雙軟弱夾層滑面和單軟弱夾層滑面的重力壩壩基模型，驗證了有限差分強度折減法在重力壩抗滑穩(wěn)定分析中的可行性，并針對折線形底滑面的復合失穩(wěn)模式，提出了以滑面以上特征點的位移突變作為強度折減法極限狀態(tài)判別依據。皮曉清等[9]基于有限元極限上限法對含軟弱夾層的邊坡穩(wěn)定性進行了數值模擬分析，指出軟弱夾層的厚度、傾角、深度等因素對邊坡安全系數及滑裂面位置影響顯著，但當軟弱夾層的深度和相對強度增大到一定值后，邊坡穩(wěn)定性不再受其影響。孫婧等[10]基于FLAC軟件研究了軟層位置對多層土質邊坡的破壞模式及穩(wěn)定性的影響，指出位于邊坡中部的軟層將顯著降低邊坡穩(wěn)定性，且軟層自身性質相較于其周圍土層的性質對邊坡穩(wěn)定性影響更為顯著。為避免軟土地基邊坡穩(wěn)定性不足而產生滑移破壞，研究人員提出了一種有效的軟土邊坡加固方法，即深層水泥攪拌法(CDM)。王元戰(zhàn)等[11]基于三維有限元模型分析了采用CDM加固岸坡的效果，總結了高樁碼頭結構內力隨CDM加固深度的變化規(guī)律，并結合算例給出了最優(yōu)加固深度的建議值。

在上述對于邊坡穩(wěn)定性研究中，大多將軟弱夾層直接簡化為一均勻分布的水平夾層，而實際工程中軟弱夾層的成因復雜，軟弱夾層往往會呈現不規(guī)則形狀。因此本文以大連某填海造地工程擋泥壩為例，采用數值仿真手段研究在局部軟弱夾層條件下邊坡坡比及計算方法對軟基上擋泥壩穩(wěn)定性的影響。

1 工程概況

1.1 工程位置

大連臨空產業(yè)園填海造地工程位于大連金州灣中部至灣底，甘井子區(qū)大連灣街道毛塋子村養(yǎng)殖場西北側的海域，距岸1.5 km。地理坐標：北緯39°04′～39°06′，東經121°37′～121°39′。工程區(qū)域距大連市中心約25 km，距沈大高速公路約2.5 km。其設計內容為臨空產業(yè)園人工島，長6 183 m、寬3 440 m，總面積20.29 km2。

1.2 側滑區(qū)域

在該工程中設計有一條拋石構成的重力式擋泥壩，壩體一側為納泥區(qū)，另一側為機場跑道區(qū)。該工程在原有圍堰B33的基礎上，于其西南側拋填塊石形成擋泥壩?；剖鹿拾l(fā)生前，機場跑道區(qū)尚未進行地基處理和換填。側滑區(qū)位于圍堰B33里程K3+390～K3+744位置，長度約345 m，側滑區(qū)域寬度157 m，如圖1所示?；瓢l(fā)生后，擋泥壩與B33圍堰之間形成一開裂槽，擋泥壩整體向跑道區(qū)方向移動，現場照片如圖2所示。

圖1 側滑區(qū)域示意圖Fig.1 Schematic diagram of the side slip area

2-a 側滑前2-b 側滑后圖2 擋泥壩現場照片Fig.2 On-site photographs of the mud-retaining dam

1.3 滑動面位置判定

通過現場鉆孔探摸得到工程側滑區(qū)的地質分層剖面結果，如圖3所示。其中，A1鉆孔拋石厚約18.7 m，拋石下方為約1.2 m厚的淤泥質黏土層，該層上部含有碎石，下部土質細膩，呈高塑性；A2鉆孔拋石厚度較小，拋石下方為約6 m厚的淤泥層，該淤泥層富含腐殖質，土質較均勻，呈軟塑狀態(tài)；A3鉆孔的拋石厚度最大，下臥層為粉質黏土，未見淤泥及淤泥質黏土層。綜合勘測結果表明，該側滑區(qū)域內的拋石落底位置參差不齊，標高差異很大，底部持力層除了A1、A2孔夾有淤泥或淤泥質黏土以外，其余各孔揭露拋石底部持力層均為黏土層。經過與設計資料對比發(fā)現，側滑區(qū)黏土層頂標高較清淤控制標高低2.0～3.0 m。此滑移區(qū)下側局部河槽底部疑沉積較厚淤泥，滑移區(qū)淤泥底標高可能與原勘探結果存在差異，因此需要通過調查分析來明確此側滑區(qū)的產生機理，優(yōu)化調整清淤區(qū)的設計清淤深度，并為其他工程區(qū)域的設計和施工提供借鑒。

2 數值模型

2.1 模型分析方法

采用數值分析軟件對該工程側滑區(qū)斷面進行模擬。本文分別采用瑞典圓弧法、簡化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法進行計算，并對比了不同計算方法得到的擋泥壩邊坡穩(wěn)定性計算結果的差異。

2.1.1 瑞典圓弧法

瑞典圓弧法將滑動面假設為圓弧形，滑動體繞圓心沿圓弧轉動，因此，邊坡的安全程度可以用抗滑力矩與滑動力矩的比值來評價，即邊坡穩(wěn)定性安全系數。邊坡穩(wěn)定性計算模型如圖4所示。

圖3 側滑區(qū)鉆孔剖面圖Fig.3 Borehole exploration profile of side slip zone圖4 瑞典圓弧法計算模型Fig.4 Computational model of Swedish Arc Method

由圖4可知，邊坡穩(wěn)定性安全系數為

(1)

式中：W為滑動體重量，N；h為滑動堤重心作用線到滑弧圓心c的距離，m；τf為抗剪強度，Pa；S為滑弧長度，m；R為滑動面的半徑，m。

考慮到抗剪強度τf是沿圓弧形滑動面變化的。用一組豎向線將滑動體劃分為土條。假設土條為不可變形的剛性體，根據力的平衡原理，分析各個土條弧段上的抗剪力和抗剪力矩，將其累加后得到滑動體的抗滑力矩。假定土條兩側的水平力等大反向且作用于同一條直線上，因此相互抵消。這樣土條重力完全作用在滑面上，將其分解為切向力Hi=Wisinαi和法向力Ni=Wicosαi。假定法向力Ni均勻分布在弧段si上，則法向應力表示為Ni/si，結合摩爾-庫侖強度理論可知弧段si上的抗剪力為

Ti=τfisi=τf=Nitanφ+csi

(2)

安全系數為

(3)

只有當Fs大于1時，邊坡才會穩(wěn)定。

2.1.2 簡化畢肖普法

上述推導過程中，瑞典圓弧法并未考慮土條之間的相互作用力，因此不滿足任一土條的力及力矩平衡條件，僅滿足整體力矩平衡條件。在此基礎上，畢肖普提出了考慮條間力的作用對瑞典圓弧法進行修正的方法，考慮了條間力的作用，并假定土條之間的合力是水平的，即簡化畢肖普法[12]。

2.1.3 摩根斯坦-普瑞斯法

摩根斯坦-普瑞斯法假設滑裂面為任意形狀，以重力作為邊坡破壞的主要驅動力，假定每個分條底滑面上的合力作用于其滑面中點，采用摩爾-庫侖強度理論計算底滑面上的剪力。摩根斯坦-普瑞斯法保證了各個土條的力及力矩平衡條件及整體力矩平衡條件均得到了滿足[13]，但計算過程較復雜。

2.2 分析模型

圖5 含局部軟弱夾層的邊坡穩(wěn)定性數值計算模型Fig.5 Numerical model of slope stability with local weak intercalary strata

通過地形測量、探地雷達檢測、巖土勘察等手段對大連某填海造地工程進行綜合勘測，發(fā)現在滑動區(qū)內的拋填塊石與地基黏土層之間存在薄厚不均的淤泥夾層。對比實測黏土層頂面高程與施工過程中的清淤控制高程之間的差異，推斷施工過程中由于黏土層頂面高程變化導致局部清淤不徹底，據此還原擋泥壩滑動前的狀態(tài)，建立數值仿真模型，如圖5所示。該工程中擋泥壩的實際坡比為1 ∶1.4，為研究邊坡坡比的影響，分別按坡比1 ∶1.4、1 ∶2和1 ∶3進行建模分析。該工程地質剖面自上向下分別為碎石、淤泥夾層、黏土和粉質黏土，土層主要性能參數如表1所示。在該工程中，淤泥夾層始終位于水位線之下，水位變化對于最危險滑弧的位置影響不大，因此模型采用最低低潮位作為計算水位?？紤]水位對邊坡自重的影響，水位線之上的區(qū)域采用天然容重，水位線以下采用浮容重。實際工程中未采取打設砂井或塑料排水板等排水固結措施，且擋泥壩側滑發(fā)生在擋泥壩拋石施工剛完成后不久、跑道區(qū)側尚未回填之時，仍處于施工階段。因此，認為地基土體處于未固結狀態(tài)，采用土體的直剪快剪指標進行邊坡穩(wěn)定性驗算。

表1 土層材料參數Tab.1 Material properties of soil layer

表2 邊坡穩(wěn)定性計算結果Tab.2 Calculation results of slope stability

3 結果分析

3.1 局部軟弱夾層的影響

基于上述數值分析模型，采用3種邊坡穩(wěn)定性計算方法，得到了不同邊坡坡比和有無局部軟弱夾層條件下的邊坡穩(wěn)定性安全系數，計算結果見表2。結果顯示，3種計算方法的結果具有一致性，對于無軟弱夾層的情況，坡比在1 ∶1.4時即可滿足邊坡穩(wěn)定性要求，這也是原工程采用的設計坡比。但在存在局部軟弱夾層的情況下，只有當坡比降低至1 ∶3時該擋泥壩才滿足穩(wěn)定性要求。這一結果表明，實際工程中一旦清淤不徹底，使得擋泥壩與黏土地基中間存在了一層不規(guī)則的淤泥夾層，將會顯著降低了擋泥壩的穩(wěn)定性。

3.2 邊坡坡比的影響

存在局部軟弱夾層情況下，采用瑞典圓弧法得到的最危險滑弧位置如圖6所示。對比可知，隨著邊坡坡比降低，滑動圓弧直徑逐步增大，滑弧出坡點從擋泥壩與地基交接處向上移動至擋泥壩的壩身側面。當坡比為1 ∶1.4時，滑弧只經過拋石體、局部軟弱夾層(淤泥)和黏土層，當擋泥壩坡比增大至1 ∶2和1 ∶3時，滑動面經過了黏土與下層粉質黏土的分界處。在無局部軟弱夾層的情況下，滑弧的出坡點均位于黏土地基而非擋泥壩。邊坡安全系數隨邊坡坡比的變化如圖7所示。在有局部軟弱夾層(淤泥)存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數隨邊坡坡比降低呈現近似線性下降的趨勢。在無局部軟弱夾層(淤泥)存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數在邊坡坡比降低到一定值后呈加速下降趨勢。

6-a 擋泥壩邊坡坡比1︰1.46-b 擋泥壩邊坡坡比1︰26-c 擋泥壩邊坡坡比1︰3圖6 最危險滑弧位置(瑞典圓弧法)Fig.6 Location of the most dangerous slip arc (Swedish Arc Method)

3.3 計算方法的影響

7-a 存在局部軟弱夾層7-b 無軟弱夾層圖7 邊坡安全系數隨邊坡坡比的變化Fig.7 Variation of slope safety factor with slope gradient

分別采用瑞典圓弧法、簡化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法計算擋泥壩邊坡穩(wěn)定性，結果對比如圖7所示。當坡比較小時，3種方法的計算結果十分接近；當坡比增大后，3種方法計算結果的差異增大。前文已經分析了3種計算方法的異同點，其中摩根斯坦-普瑞斯法不僅可以計算任意形狀的滑動面，還可以同時滿足各個土條的力及力矩平衡條件及整體力矩平衡條件，其計算結果最接近真實情況。圖7中可以看出，當擋泥壩邊坡坡比為1 ∶3時，摩根斯坦-普瑞斯法略高于簡化畢肖普法和瑞典圓弧法。研究表明，在擋泥壩坡度較緩時，采用瑞典圓弧法及簡化畢肖普法所得結果可能偏于不安全，應謹慎處理。

3.4 滑動成因分析

數值分析結果證實了前文關于擋泥壩側滑原因的推斷，即滑動面經過局部軟弱夾層(淤泥)。工程現場勘探結果表明原始黏土層頂標高變化較大，據此推斷在側滑區(qū)內存在清淤不徹底的情況，即清淤設計高程向下至黏土層之間仍存在一定厚度的淤泥，起初側滑區(qū)上部拋石體大部分覆蓋在該淤泥層之上，經滑動后才落到下部的黏土層，所以二次勘探時鉆孔A1出現了碎石混泥的現象。由于夾層為淤泥，其抗剪強度指標非常小，在上部回填石料自重作用下形成了較大范圍的下滑區(qū)，再加上風浪等不利條件的共同作用，使得擋泥壩壩底抵抗力不足以平衡下滑力，從而引起擋泥壩壩體失穩(wěn)產生滑動，在滑動中使跑道區(qū)的海側拋石塊體坡度放緩，并增大擋泥壩壩底接觸面積，進而達到了新的平衡，現場勘測結果表明，擋泥壩頂標高下降、跑道區(qū)的海側坡面變緩恰與此滑動過程相穩(wěn)合。

4 結論

本文結合大連某填海造地工程擋泥壩的現場勘測資料，通過數值方法探究了局部軟弱夾層對擋泥壩穩(wěn)定性的影響，分析了邊坡坡比對擋泥壩的穩(wěn)定性安全系數及最危險滑弧位置的影響規(guī)律，對比了瑞典圓弧法、簡化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法等3種計算方法針對擋泥壩邊坡穩(wěn)定性計算結果的差異性。最終對工程實踐中該擋泥壩發(fā)生滑移的原因進行了分析并提出相應建議：

(1)存在局部軟弱夾層對擋泥壩穩(wěn)定性及最危險滑弧位置影響非常顯著，不同的邊坡穩(wěn)定性計算方法得到的安全系數結果具有較好的一致性。

(2)存在局部軟弱夾層的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數隨邊坡坡比降低呈現近似線性下降的趨勢。在無淤泥夾層存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數在邊坡坡比降低到一定值后呈加速下降趨勢。在擋泥壩坡比較緩時，采用瑞典圓弧法及簡化畢肖普法所得結果略低于摩根斯坦-普瑞斯法，偏于不安全。

(3)研究表明，清淤不徹底會顯著影響擋泥壩的邊坡穩(wěn)定性，對壩后吹填作業(yè)產生嚴重隱患，應該給予足夠重視。