水位驟降對下伏隧道堤防安全影響研究

曹 磊，易 宸，劉 娟，王江營，劉思博

(1.湖南水利水電職業技術學院，湖南 長沙 410131；2.長沙理工大學 水利工程學院，湖南 長沙 410114；3.湖南建工集團有限公司，湖南 長沙 410004)

隨著城市現代化進程速度不斷加快，現有地面交通逐漸無法滿足人民日益增長的交通需求，解決交通需求迫在眉睫。目前，地鐵是一種解決城市交通問題的有效措施之一[1-2]，隨著地鐵項目的不斷增多，地鐵建設將不可避免地穿越江河堤防，穿堤隧道的修建及地鐵運營將對堤防產生不利影響，而我國大量堤防工程歷史悠久，受到當時施工條件限制，這些堤防在運營至今多數出現了一些不同程度的隱患[3-4]，穿堤隧道的修建將進一步加劇堤防的險情，甚至造成嚴重的工程事故。因此，研究穿堤隧道堤防安全具有十分重要的現實意義。

現階段，已有部分學者進行了大量關于隧道穿堤的相關研究[5-8]，且主要集中在隧道開挖對堤防的安全影響方面，而關于隧道運營階段的研究則相對較少，尤其是水位變化下下伏隧道堤防的安全影響方面的研究則更少。但在水位變化下，下伏隧道堤防將處于較不利工況下，分析該工況下的堤防安全對于下伏隧道工程施工和運營管理均具有重要的指導意義。

鑒于此，本研究基于有限元應力計算對處于不同驟降速率下伏隧道堤防穩定性進行探討，同時結合邊坡穩定分析獲得了堤岸在各個階段的安全穩定系數。

1 工程概況

1.1 堤防及隧道基本特征

某堤防設防標準為200年一遇洪水，警戒水位36.00 m (黃海高程，下同)。加超高2.0 m，設防頂高程為38 m，城區側地面高程為36 m。堤防為由雜填土堆砌的土堤，堤頂寬5 m。迎水坡坡比1∶3。穿堤隧道洞徑6.2 m，施工采用地下盾構掘進的方式，穿越處地層主要為中風化礫巖和少量泥質粉砂巖，隧道下穿段地質圖見圖1；隧道頂端距河床底部最小距離約9.3 m，距河堤埋深22 m～27 m。

圖1 地質分布剖面圖

1.2 水位變化情況

長沙地區年平均降水量為1 300 mm～1 500 mm，徑流與降水關系相關度較高，年均變化較大且分布不均。平均流量為2 100 m3/s，汛期為4月至9月，枯水期為10月至下年2月。水位變化較大，因此，針對汛期水位變化幅度較大時期進行案例分析。

2 分析方法

2.1 堤防邊坡滲流原理

該堤防主要由填土組成，滲透系數相對較小，故洪水位的變化總先于滲流浸潤線的變化，且屬于地下水富集地段的岸坡，洪水位突然降低時，堤防中水體沒有及時排出，洪水位低于浸潤線最高點，極易形成超孔隙水壓力，造成土顆粒間的有效應力降低[9]。與此同時，巖土體在高流速水的沖刷下又會減小其抗滑阻力，容易產生崩塌和滑坡。因此，洪水位變化是影響堤防邊坡穩定的重要因素。

假定堤防土體中的水和氣滿足達西滲流條件，根據質量守恒定律可推出水-氣兩相滲流微分方程[10]，即：

(1)

(2)

式中:ρg、ρw分別為氣、水密度；kws為飽和水滲透系數，krg為氣相相對滲透系數；μg、μw分別為氣相、水相動力黏度；qg、qw分別為氣相、水相的匯源項；sg、sw分別為氣、水飽和度；Hg、Hw分別為氣頭、水頭。

2.2 非飽和土抗剪強度理論

受剪破壞是土的主要破壞模式，抗剪強度參數是影響穩定性的主要因素，也是壩坡穩定性最為重要的計算參數。可利用Mohr-Coulomb破壞準則與有效應力表達飽和土抗剪強度參數。氣的存在導致無法使用經典飽和土力學理論。眾多學者據此提出了一些非飽和土體計算公式，其中應用最為廣泛的是Fredlund的雙參數模型[11]:

τ′=c′+(σf+μa)ftanφ′+(μa+μw)tanφb

(3)

式中:τ′為土的抗剪強度；c′為土的有效黏聚力；(σf+μa)f為有效法向應力；φ′為有效內摩擦角；(μa+μw)為基質吸力；φb為吸力內摩擦角。

由飽和土抗剪強度公式可以延伸出非飽和土抗剪強度公式，非飽和土抗剪強度公式里用(σf+μa)f與(μa+μw)描述非飽和土抗剪強度?？墒怪^渡到飽和土的強度計算公式。

2.3 驟降速率對堤岸的影響效應

促使滑坡變形發生的原因主要是水位在“陡升驟降”階段的變化。各國學者在判斷水位降低速率方面暫未得到統一標準，但多數是以相對比值k/(μV)作為降低速率的判別依據。其中，V為上游水位降速，k、μ分別是土的滲透系數及給水度。

根據文獻[11-14]可將k/(μV)作為評判水位下降快慢的依據用于判定堤壩穩定性。當k/(μV)<1/10 時，堤體內自由水面下降速率緩慢，可按庫水位驟降問題分析，在計算堤防穩定時需采用完全飽和土體；k/(μV)>10 時，壩體內自由水面與庫水位同步下降，滲流對穩定性無影響；1/1060時水位下降速度已不致影響壩坡穩定性；k/(μV)>100時水位與自由面同步下降。

為給計算提供標準需要一個用于鑒別驟降與緩降的具體指標。將上述整理變形可得當水位下降速率V>10k/μ時發生驟降。計算堤防土體參數和水位驟降速度結果見表1?；趯嶋H考慮取整數3×10-3cm/s，即V>3 m/d時，堤防水位驟降，應對堤防進行驟降滲透穩定分析。此時穩定分析的速率按實際計算所得水位驟降速率進行計算。給水度μ的數值根據《堤防工程設計規范》[16](GB 50286—2013)中估算取用。

表1 水位驟降參數

3 計算模型及物理力學參數

3.1 計算模型

本文借助有限元分析軟件對某既有隧道堤防進行建模分析，基于現場踏勘結果及工程概況，對典型堤防段建立三維實體模型。按我國現有的水利、地鐵規范規定：工程等級為4級、5級的堤防工程護堤寬度范圍在5 m～30 m。模型水平方向向隧道兩側取8倍洞徑，共計50 m；模型垂直方向上由封頂管片向上取約6倍洞高，從河床底向上取約3倍洞高，豎向高程分別為38 m和21 m；隧底距模型底邊界2 m；模型垂直河流方向取93 m。共劃分19 258個節點，17 467個單元。

根據現場條件確定模型邊界條件：設定底層礫巖為不透水邊界；右側沿江風光帶為透水邊界；左側河床區為透水邊界，自然水位與洪水位之間為水位高程與時間成線性的變水頭邊界；位于河床下1 m處為地下水位線，可視為定水頭邊界。堤防最高點橫剖面模型位移邊界條件如圖2所示。下伏隧道堤防建模在GTS軟件中進行，建立的模型見圖3。

圖2 模型邊界示意圖

圖3 有限元計算模型

3.2 計算參數

應用GTS分析計算區域滲流場與應力場耦合作用時，應給定圍巖滲透系數等參數。根據裂隙采樣法計算的滲透系數與工程勘測報告資料，圍巖滲流場分析參數見表2。

4 結果與分析

根據多年統計，湘江水位最大降幅為4 m/d，則從洪水位降至正常水位需3 d，由于滲流的滯后性，穩定性計算時長持續至7 d。根據飽和與非飽和滲流原理，以水位驟降速率3 m/d、4 m/d為例，分析水位下降至正常后的堤防滲流場。

表2 主要物理力學性質指標

4.1 水位驟降對滲流的影響

在計算堤體降水過程中，最為關心的是浸潤線的變化情況，圖4為各個階段浸潤線位置的分布情況。初始浸潤線為軟件自動計算所得，從上至下第一條為設防水位穩定滲流期的浸潤線，依次向下各條為以不同速率驟降后的瞬態滲流場浸潤線。

圖4 不同驟降速率下堤防滲流場

由圖4可知：(1) 由于淤泥質土中存在大量黏土且滲透系數較小，因此淤泥質土中的水位在其底部；(2) 地下水在堤內流動時，浸潤線位置隨降水時間越來越低，且水位驟降速率越大，堤內浸潤線變化范圍越大；(3) 浸潤線斜率在水位下降期逐補增大，至最后浸潤線與河水位基本重合，直到形成穩定滲流場；(4) 浸潤線出現明顯的拐點，拐點前部浸潤線隨堤外水位而變化，成連續水位線；(5) 堤外水面明顯低于坡內水位線，堤內水位產生向堤水力梯度，滲透力指向岸邊；(6) 水位驟降速率越快，堤內外水位差越大，產生的向堤動水壓力越大，對迎水坡穩定越不利。

4.2 水位驟降對堤岸穩定的影響

導致堤身浸潤線變化區土體的孔隙水壓力變化跟不上水位的變化從而出現滯后現象的原因是堤前水位的迅速變化，這使堤內土體的受力變得復雜，從而影響堤岸穩定性。因此，在飽和與非飽和滲流分析基礎上分別對處于正常水位情況下和水位驟降情況下的堤防進行堤防穩定性計算，求得滑動破壞面如圖5所示。

圖5 不同情況下堤防穩定

圖5(a)為天然狀態下堤防滑坡穩定性示意圖，未發生水位驟降正常水位下的堤防，堤防穩定性系數為1.173 5，且滑裂面并不明顯，當發生水位驟降由37 m以4 m/d的速度下降3 d后如圖5(b)，堤防穩定性系數僅為1.1153且還有繼續下降的趨勢。將下降速率3 m/d、4 m/d各個不同水位下堤防穩定性系數統計如表3所示。

表3 不同驟降速率下各不同水位堤防穩定性系數

由表3可知：(1) 在水位驟降過程中，堤防穩定性系數隨水位降低而迅速減?。?2) 水位驟降速率越大，堤防穩定性系數低越快；(3) 同一水位下，驟降速率越小的堤防穩定系數要大于驟降速率較大的堤防。

5 結 論

(1) 水位驟降時，堤防內的水位的變化總是快于浸潤線，形成流向堤外的超孔隙水壓力與滲流，對上游側堤防的穩定不利，堤防應根據邊坡穩定情況確定適宜的水位下降時間過程。

(2) 水位迅速驟降至正常水位時，滑坡穩定性與暫態滲流浸潤線和滑坡結構有關。計算表明，滑坡穩定性系數的變化是由大變小的。

(3) 汛期洪水會在堤身淺層非飽和區域形成暫飽和區域，當水位驟降時，這也會導致淺層填埋土的抗剪強度降低，最終導致堤防穩定性降低。

綜上，即便每次水位升、降循環作用下的對堤防的損傷效果可能不是很明顯，但長年累月重復作用下損傷效果可能會產生疊加發展，可能導致穩定堤防朝著不穩定方向發展。