河道堤防軟土層抗拔受力計算方法改進及工程應用

曹婷婷

(桓仁滿族自治縣水務局，遼寧 本溪 117200)

在河道整治工程中，對于具有軟土地基的河道堤防首先需要對地基抗拔受力進行計算，從而分析河道堤防的穩定性[1]。在國內許多河道堤防工程設計中，軟土地基抗拔受力主要采用荷載傳遞方法進行計算[2-7]，但該方法由于未能考慮河道堤防軟土地基的自重，土體抗拔受力計算精度不高，而土地抗拔受力計算精度高低將直接影響河道堤防的穩定設計，為提高河道堤防穩定設計，保障汛期河道堤防的安全運行，亟需對河道堤防軟土地基抗拔受力計算精度提高進行研究[8]。近些年來，有研究學者在軟土地基土力學計算中，通過引入土體自重因子，對抗拔受力計算方法進行改進，并在一些水庫、水閘工程建設項目中得到具體應用[9-15]，應用效果均表明相比于傳統方法計算精度有所改進，但在河道堤防工程設計中還未得到具體應用，本溪地區中小河流堤防大都為軟土地基，為提高其河道堤防穩定性，本文引入土體自重因子，對抗拔受力傳統荷載傳遞方法進行改進，并結合工程實際現場測定數據，對改進前后計算方法的精度進行對比，研究成果對于于河道堤防穩定性計算具有重要的參考價值。

1 改進方法原理

傳統軟土地基抗拔受力主要是對不同單元的荷載進行承載力的計算，計算方程為：

ΔT=ΔRtanφ+cΔL

(1)

式中，ΔT—垂向承載力，kPa；φ—土層之間的摩擦力，kPa；c—土層之間垂向的切應力，kPa；ΔL—土層受力面之間的寬度，mm；ΔR—垂向切應力的變化量，kPa。

ΔR的計算方程為：

ΔR=ΔQcosθ+KpΔQsinθ

(2)

式中，Kp—垂向壓力荷載傳遞系數；θ—軟土地基水平方向夾角(°)；ΔQ—軟土地基土層抗拔方向夾角(°)；其余變量含義同前所述。

ΔQ的計算方程為：

ΔQ=γ(H-Z-ΔZ/2)ΔL

(3)

式中，γ—土體自重因子，kg；Z—土體垂向距離，mm；H—土體水平距離，mm；其余變量含義同前所述。

采用靜力學方程對土體單元抗拔受力進行計算：

PV+μqπx2-μπ(q+Δq)(x+Δx)2-

ΔW-2μπ(x+Δx/2)ΔTsinθ=0

(4)

式中，x—土體重心到受力點之間的距離，mm；Δx—變動長度，mm；u—圓周比；Pv—抗拔受力計算的靜止荷載，kPa；q—單位土體抗拔承載力，kPa。

采用微分方程求解原理對靜力學方程進行計算：

(5)

其中河道堤防軟土地基不同方向荷載計算方程為：

(6)

式中，WP—軟土地基的自重，kg；L—河道堤防軟土地基的總長度，m；τmax—剪切應力的最大計算值，kPa。

τmax的計算方程為：

τmax=Kσvtanφ′+c′=kγztanφ′+c′

(7)

式中，φ′—土層內摩擦力計算值，kPa；K—垂向應力比。

2 工程實例應用

2.1 河道堤防軟土地基特征參數

以本溪地區某中小河流治理工程為典型實例進行軟土地基抗拔受力計算。主要采用樁固結構進行軟土地基的穩定加固。軟土地基加固長度為1.5km，工程主要軟土地基土地以及樁固測定的主要特征參數見表1。

表1 河道堤防軟土地基土及樁固特征參數

2.2 軟土地基變形位移計算對比

分別采用改進前后的河道堤防軟土地基抗拔受力計算方法計算滑塊變形位移，對比結果見表2。

對不同土體縱向深度的位移變化進行沿程分析，如圖1所示。

由改進前后軟土地基抗拔受力分析計算結果可看出，改進方法的變形位移量相比于改進前有所減小，改進后的抗拔受力分析方法由于綜合考慮軟土地基土體自重因子的影響，使得其縱向深度西的切向應力有所減小，從而相對減少不同縱向深度的土層變形位移量。由表2還可看出隨著縱向深度的不斷增加其土層變形位移量逐步較大，隨著縱向深度遞增土層均值變化有所減小從而加大了變形位移量。由圖1可看出，改進前后縱向深度的變形位移總體呈現非線性變化，改進方法的縱向變形位移總體偏右，在相同縱向深度改進方法的土層變形位移均小于改進前，河道堤防軟土地基土體和樁體在縱向深度的變形位移具有一定的相似性，這主要是因為土體和樁體均受土層荷載力影響，當縱向深度增加后其外擴變形位移有所增加。

表2 土體及樁體變形位移計算對比結果

圖1 軟土地基樁體和土體縱向深度的位移變化

2.3 改進前后土體變形量計算對比

分別采用改進前后的抗拔受力計算方法對研究河段堤防軟土層的變形量進行計算，并根據現場測定值對計算結果進行對比分析，結果見表3。

表3 改進前后河道堤防軟土層變形量計算結果對比 單位：mm

由改進前后研究河段堤防軟土土層變形量計算對比結果可看出，改進后的方法相比于改進前土層變形量計算誤差可減小約15%。通過增加土層自重因子，一定程度提高了縱向深度土層之間的靜力荷載，使土層之間的變形量計算精度得到不同程度的提高。由不同靜力荷載作用的變形量可看出，隨著荷載力的增加變形量呈現先微弱遞增后明顯遞增的變化，這主要是因為隨著靜力荷載的增加，土層變形位移加大，使得河道堤防軟土層的變形量加大。

2.4 靜力荷載作用的抗拔受力

采用改進的荷載計算方法對不同靜力荷載作用的抗拔受力進行計算，并分析其靜力荷載作用的河道堤防軟土地基土體和樁體的變形量，計算結果見表4—5。

表4 不同靜力荷載作用的河道堤防軟土地基土體變形量計算值

對不同靜力荷載作用的變形量分布進行統計，如圖2所示。

圖2 不同靜力荷載作用的軟土地基的土體和樁體變形分布曲線

從不同靜力荷載作用的河道堤防軟土層變形分布可看出，當靜力載荷從300kN遞增到900kN后，隨著靜力荷載的增加其河道堤防軟土層逐步被壓實，降低了土層之間的內摩擦力，增加了其軟土層之間的黏聚力。此外隨著縱向軸力的增加，同一個靜力荷載作用的抗拔受力逐步增加，縱向深度下的變形量也將有所增加。從不同靜力荷載作用的軟土地基的變形分布曲線可看出，隨著靜力荷載的增加，其土體和樁體變形量總體呈現二次曲線變化，隨著橫向應力的增加，其土層滑塊變形量逐步加大，當橫向應力最大時，其變形量達到最大，后逐步趨于穩定，當達到土層極限荷載后抗拔強度達到最高值，隨著抗拔強度不再發生變化，其變形量也將趨于穩定。從軟土土層的樁體變形分布曲線可看出，相比于土體，其樁體不同橫向應力的變形位移變化幅度更大，這主要是因為樁體的側壓力系數要高于土體，使得其橫向應力的變形位移量要高于土體。從土體和樁體不同靜力荷載的變形分布曲線可看出，當靜力荷載取值為900kN時可作為其外包線進行抗拔強度的計算。

3 結論

(1)對于河道堤防軟土層穩定性進行設計時，其天然孔隙率建議在0.8～1.5之間進行取值，壓縮系數一般要高于0.5MPa，可有效降低軟土層變形沉降位移量。

(2)應盡量減少河道堤防軟土地基的外部荷載量，外部荷載量的增加將會降低抗拔強度，影響穩定性。在工程設計時，可以通過樁體加筋方式，增強其土層之間的內摩擦力，下層受力可通過輔助工程材料進行靜力荷載均衡，提高軟土層的穩定性。

(3)本文主要對軟土層靜力荷載作用的抗拔強度計算方法進行了分析，在后續研究中還應對外力荷載作用的抗拔強度計算方法進行探討。