拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰穩定性分析

江平,楊航,朱碧堂,2b,黃建宇,王浩,黃勇,劉斯浩

（1. 江西省港航建設投資集團 港航運輸有限公司，南昌 330008；2. 華東交通大學 a.土木建筑學院；b. 江西省地下空間技術開發工程研究中心，南昌 330013；3. 南昌龍行港口集團有限公司，南昌 330029；4. 江西交遠物流有限公司，南昌 330029；5. 江西省路港工程有限公司，南昌 330029；6. 江西省航道工程局，南昌 330000）

在水利水電和航運樞紐工程中，圍堰是為了進行施工導流、保證水工或航運建筑進行干地施工或檢修的重要臨時性擋水建筑物[1-2]。圍堰的安全與穩定不僅可保證整個工程施工的順利進行，且對下游居民的生命和財產安全具有重要意義[3]。

圍堰的破壞包括滲透破壞和堰體失穩破壞。迄今為止，有關圍堰的滲透破壞和堰體失穩破壞及整治措施尚未形成完整、系統的評估體系[4-5]，且現有評估體系很少涉及黏性土圍堰填料強度的時變特性[6]，不能有效、真實地反映拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰堰坡的變形和穩定性狀態。另外，隨著傳感器技術和數據遠程傳輸技術的發展，自動化監測與失穩預警技術在邊坡工程中得到了廣泛運用[7-8]，但在臨時圍堰工程中應用較少，尚未建立圍堰邊坡穩定性的預警指標和安全評判指標。

初步設計時，江西省信江雙港航運樞紐工程采用土石圍堰，但由于周邊填筑材料短缺，且臨近汛期，工期緊，最終決定采用導流明渠浚挖的飽和粉質黏土夾淤泥質土代替土石料，采用挖泥船水上拋填作業，形成圍堰，進行施工導流。飽和粉質黏土受浚挖和拋填雙重擾動，強度低且在堰體內分布極不均勻，不僅圍堰難于成型，且運行期內易發生堰坡失穩。目前有關飽和粉質黏土全年圍堰成功經驗極少。為了評估這類圍堰堰坡的穩定性、探究水位漲落條件下拋填飽和粉質黏土圍堰邊坡的變形破壞模式，采用有限元軟件PLAXIS，依據信江最高洪水位年（1998年）雙港壩址流量資料并考慮全年水位漲落變化對圍堰穩定性的影響，對信江雙港航運樞紐上下游橫向圍堰開展不同水位及不同水位升降速率條件下的穩定性計算分析，針對拋填形成的圍堰土體強度變化范圍大、受降水和蒸發影響明顯的特性，開展堰坡穩定性的敏感性分析，基于數值模擬分析和安全系數與堰體變形的關系，提出對堰體進行遠程自動監控的預警和報警值。

1 工程概況

1.1 施工概況

江西信江雙港航運水利樞紐圍堰為全年圍堰，全長2 454 m，包括450 m上游橫向圍堰、1 459 m中游縱向圍堰和545 m下游橫向圍堰。根據《水利水電工程圍堰設計規范》（SL 645—2013）參考引用的規定，圍堰設計級別為Ⅳ級，土石結構導流建筑物相應的設計洪水標準為10 a一遇。根據信江流域水文資料統計分析，雙港航運樞紐枯水時段圍堰設計流量Q按7 000 m3/s設計，對應水位為13.92 m，洪水時段流量Q按12 000 m3/s設計，10 a一遇設計洪水位為19.94 m。圍堰頂高按發生10 a一遇洪水考慮，考慮1.0 m的爬高，堰頂設計高程取為21 m。圍堰工程布置如圖1所示。

圖1 圍堰工程總體布置Fig. 1 Orerall arrangement of cofferdam project

上下游圍堰迎水面坡度為1：5，布置袋裝砂護坡和土工布組合防滲，背水面坡度為1：4，圍堰內部閉氣結構為單排水泥攪拌樁止水帷幕+單排高壓旋噴樁防滲墻組合防滲。

上下游圍堰水下部分采用明渠開挖的飽和粉質黏土，采用挖泥船進行水上拋填成型，水上以外購山皮土為主，分層堆筑而成。明渠開挖采用挖泥船進行疏浚，開挖的土層以黃色飽和粉質黏土（圖2）為主，夾雜著灰色淤泥質土（圖3）。通過現場觀察可見，由于受開挖和水流影響，浚挖的土體表面含水量高、強度低，而內部存在未擾動的土塊，導致土體強度極度不均。同時，采用挖泥船在水面直接拋填，土體在水中崩解、分散下沉，受到二次擾動，導致用于填筑圍堰的粉質粘土夾淤泥質土軟化嚴重（圖4）。

圖2 浚挖的粉質黏土Fig. 2 Dredged silty clay

圖3 浚挖的淤泥質土Fig. 3 Dredged soft clay

圖4 拋填的粉質黏土Fig. 4 Dumped silty clay

1.2 水文及地質條件

在信江水文監測中，未在雙港壩址處設水文觀測站。因此，雙港壩址處逐日水位由壩址上游波陽及下游龍口水文站插值得到。考慮到1978年前后河道整治和近年來湖區及河道內挖沙對水位下切的影響以及資料的連續性，采用1991年以后的同期波陽、龍口站實測水位和推算的雙港壩址流量資料進行水位流量關系分析。圖5為歷史最高洪水位年（1998年）逐日水位變化關系曲線圖，最高水位為20.84 m，發生在8月份，平均漲幅0.64 m/d。

圖5 1998年最高水位年逐日水位變化關系曲線Fig. 5 Daily water level change curve in highest water level year 1998

據地面調查和鉆探揭露，壩址河床地層主要由第四系全新統沖積層（Q4al）及第三系新余群（Exn）組成。原河床巖性自上而下依次劃分為：①粉質黏土，約2.5 m厚；②淤泥質土，約0.6 m厚；③-1中砂，約3.6 m厚；③-2礫砂，約1.05 m厚；④圓礫，約6 m厚；⑤強、中風化泥質粉砂巖。第②層呈透鏡體和尖滅分布形態，導致水下圍堰填筑材料以粉質黏土為主，夾雜淤泥質土。

1.3 圍堰填筑材料力學特性

根據拋填施工概況的描述，上下游圍堰材料包括水下部分拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土和水上堆填的山皮土（以粉質黏土為主）。值得說明的是，在圍堰填筑過程中發現，上、下游橫向圍堰在河流主槽處堰體填筑高度大，在后續填筑材料自重作用下，軸線處先期填筑的飽和粉質黏土夾淤泥質土不斷向圍堰外側和基坑內側擠出，圍堰長時間達不到穩定，最后通過削坡設置馬道反壓平臺，穩定堤心，才形成了坡度為1：4～1：5的平緩圍堰堰體。通過對成型穩定后的圍堰進行鉆孔分析，圍堰最終的填筑形狀近似如圖6所示。

為了解圍堰拋填土體的力學特性，先后通過原位地質鉆孔取樣、挖泥船中取樣和在成型穩定后的圍堰上取樣，進行室內測試分析。表1為在不同階段得到的圍堰拋填材料固結不排水剪強度參數。浚挖后土體強度遠比原位取土得到的強度小，也比拋填成型后的強度小，并且浚挖和拋填后的土樣強度變化范圍大，不均勻性高。這反映了隨機拋填以及浚挖和拋填雙重擾動引起堰體材料離散性大的力學特性，同時，容易受夏季降雨和水分蒸發等多種因素的影響（注：拋填成型后取土在2019年9月—10月枯水期進行，圍堰已固結3個月）。

表1 圍堰拋填材料不同階段強度參數Table 1 Strength parameters of cofferdam backfill material at different stages

2 圍堰邊坡穩定性分析

圍堰的穩定性對保證整個工程施工的順利進行和下游居民生命財產安全意義重大。除了自重作用下的穩定性外，在圍堰內外水位差條件下，由于滲流也會導致堰體失穩[9-14]。筆者通過有限元數值模擬分析圍堰堰體、堰基和防滲墻的穩定性，為圍堰的實時監控提供安全預警。

2.1 計算方法

采用PLAXIS 2D巖土工程有限元分析軟件，對堰體、堰基材料選用Mohr-Coulomb本構模型、高壓旋噴防滲墻采用彈性材料，對拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰邊坡進行穩定性分析。根據《水利水電工程圍堰設計規范》（SL 645—2013）[15]，圍堰設計級別為Ⅳ時，圍堰邊坡抗滑穩定安全系數取K≥1.05。

由于圍堰內外水位的漲落瞬態變化，在對圍堰滲透穩定性分析時需考慮瞬態滲流和流固耦合[16]，即考慮滲流場與應力場的相互耦合作用。在PLAXIS滲透分析時，假設土體中孔隙水流動符合Darcy定律。

圍堰的穩定計算采用強度折減法，即通過引入土體強度折減系數∑Msf，使土體的強度參數c和φ及抗拉強度逐步減小，直到土體發生破壞。∑Msf定義為

式中：φinput、cinput分別為輸入的土體內摩擦角和黏聚力；φreduce、creduce分別為拆減后的土體內摩擦角和黏聚力。如果計算模型不收斂，表明堰體或堰基達到完全破壞，相應的安全系數為

運用強度折減法計算圍堰邊坡的穩定問題時，判別邊坡發展演化是否達到臨界狀態是關鍵之一。失穩判據主要有3種：

1）以有限元計算過程中力和位移是否收斂作為判斷標準。

2）認為邊坡內塑性區域或廣義剪應變貫通即為邊坡失穩。

3）以選取特征點的位移發生突變為失穩破壞標志。

為觀察圍堰邊坡滑移面形狀和破壞機制是否得到充分發展，選取判據2）和判據3）作為圍堰失穩破壞的判別標準。

2.2 工況設置

依據現場鉆孔獲取的圍堰地層斷面圖，選取上下游河流主槽內的合攏段進行分析計算，相應的堰體和堰基地質剖面如圖6所示。材料模型參數見表2，考慮到圍堰材料的高度不均勻性，有限元分析時采用拋填成型后的最不利指標（最小值）。考慮到影響圍堰材料強度參數多（包括浚挖、拋填擾動、降雨和蒸發、自重固結等），在敏感性分析中進一步考慮了強度參數的增減。

表2 圍堰堰體和堰基材料物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of the materials in cofferdam body and base

為模擬圍堰竣工后的全年運營情況、在水位變化情況下邊坡穩定系數的變化，計算工況包括枯水期（工況A1）和洪水位（工況B2）穩定滲流、水位以不同速度從枯水期水位上漲至洪水位(工況C3～C6)、水位以不同速度從枯水期水位上漲至洪水位后以不同速率降至枯水位（D7～D10）等10個工況，如表3所示。

表3 圍堰穩定計算工況Table 3 Calculation cases of cofferdam stability analysis

2.3 計算結果分析

各計算工況所得圍堰穩定安全系數列于表4，部分典型工況的安全系數和滑移面（紅色箭頭標識部分為滑動體）示于圖7～圖10。

表4 各工況穩定安全系數計算結果Table 4 Calculation results of stability safety factor of each working case

圖7 枯水期安全系數與危險滑移面位置 (工況A1)Fig. 7 Safety factor and location of dangerous slip plane at dry season (LC A1)

圖8 洪水期安全系數與危險滑移面位置(工況B2)Fig. 8 Safety factor and location of dangerous slip plane at flood period (LC B2)

圖9 水位以0.1 m/d上升時安全系數與危險滑移面位置(工況C4)Fig. 9 Safety factor and location of dangerous slip plane for water level rising at 0.1 m/d (LC C4)

1）采用拋填成型后的最小強度參數，所有計算工況的安全系數均大于1.05；在設計枯水位、設計洪水位及不同水位漲落條件下，拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰穩定性均滿足規范要求。這表明采用坡比很小（1：4～1：5）的拋填軟粘土圍堰，通過削坡設置馬道反壓平臺，可確保圍堰的安全穩定；

2）所有工況發生潛在滑移的土體均位于背水側堰體內，背水側坡度較大，為滲透出流面。對于上游圍堰，滑移面位于馬道平臺以下，而下游圍堰滑移面從坡腳貫通到堰頂，主要是兩者最終形成的堰體土層分布不同。相應地，下游圍堰的安全系數比上游圍堰的安全系數大。從安全角度考慮，應降低圍堰背水面坡度；

3）汛期高水位穩定滲流工況（B2）的安全系數為1.162，小于枯水位穩定滲流工況A1的1.195。這主要是由于在高水位條件下，堰內滲透壓力增大的緣故。但在工程實踐中，還必須考慮水位上升后，圍堰黏性填筑材料由于浸水后抗剪強度降低，從而引起圍堰的失穩破壞；

4）堰外水位上升（工況C3～C6）時的安全系數小于枯水位穩定滲流工況A1，隨著水位上升速度的增加，安全系數稍有增加。這主要是高水位上升速度小于低水位上升速度條件下的堰體滲透力。總的來看，水位上升速度對堰體的穩定安全系數影響不大；

5）堰外水位下降(工況D7～D10)得到的安全系數小于水位上升的工況（C3 ～C6），并且下降速度越快，圍堰的安全系數越小。 這主要是由于黏性填筑材料較低的滲透性，當堰外水位消落時圍堰內部水位來不及排出，使得堰體重量增大，并存在未能及時消散且梯度變化較大的孔隙水壓力，形成向坡外的非穩定滲流，不利于圍堰穩定，特別是對于坡比較陡、水位臨空的背水面邊坡，易出現貫通的滑弧破壞。

6）總的來看，水位漲落對拋填粉質黏土夾淤泥質土的圍堰堰體穩定安全系數影響較小，該結果與常規土石圍堰結果不同，因為一般認為水位降落對土石壩或圍堰的安全系數影響較大。主要原因可能是由于拋填粉質黏土和外購山皮土的滲透系數均很小，在瞬態滲流分析時，背水面處的滲透壓力變化不大。圖11給出了幾種典型工況下背水面馬道邊緣處的孔隙水壓力沿深度的分布曲線，可見，各工況之間的滲壓差別不大。

圖11 上下游馬道邊緣處孔隙水壓力沿深度分布（工況A1、B2、C4和D8）Fig. 11 Distribution of pore water pressure along depth at the edge of upsteam and downsteam bridleway（LC-A1, B2, C4 and D8）

3 圍堰邊坡參數敏感性分析

3.1 敏感性分析方案

由于浚挖和隨機拋填雙重擾動、運營期間降雨和蒸發以及自重固結等多因素影響，飽和粉質黏土堰體強度呈現高度不均勻性。因此，有必要對圍堰邊坡穩定進行敏感性分析[17-19]。

以工況C3為例，依據先導孔勘報告土樣檢測結果，計算得出堰體土層主要參數指標的平均變化幅值，在此基礎上進行敏感性分析，包括明渠開挖土（拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土）內摩擦角(增大和降低2o)、黏聚力(增大或降低3 kPa)、滲透系數（增大或降低10倍），外購土內摩擦角(增大和降低2o)、黏聚力(增大或降低5 kPa)和滲透系數（增大或降低10倍），防滲墻滲透系數（增大或降低10倍），其余參數及邊界條件與基本工況相同。

3.2 敏感性分析結果討論

圖12～圖18分別給出了堰體明渠開挖土內摩擦角、黏聚力、滲透系數，外購土內摩擦角、黏聚力、滲透系數以及防滲墻滲透系數對圍堰穩定安全系數Fs的影響。

圖12 明渠開挖土內摩擦角對圍堰安全系數影響Fig. 12 Effect of internal friction angle of dredged soil on cofferdam safety factor

圖18 防滲墻滲透系數對圍堰安全系數影響Fig. 18 Effect of permeability of cut-off wall on cofferdam safety factor

1）明渠開挖土內摩擦角、黏聚力顯著影響圍堰邊坡穩定性。隨著明渠開挖土內摩擦角和黏聚力的增長，圍堰穩定安全系數近似線性增長，當明渠開挖土內摩擦角降低2o或黏聚力降低3 kPa時，上下游圍堰的穩定安全系數均小于1.05，不滿足規范設計要求。因此，強度是控制圍堰失穩的關鍵因素。

圖13 明渠開挖土黏聚力對圍堰安全系數影響Fig. 13 Effect of cohesion of dredged soil on cofferdam safety factor

圖14 明渠開挖土滲透系數對圍堰安全系數影響Fig. 14 Effect of permeability of dredged soil on cofferdam safety factor

圖15 山皮土內摩擦角對圍堰安全系數影響Fig. 15 Effect of internal friction angle of hill-skill soil on cofferdam safety factor

圖16 山皮土黏聚力對圍堰安全系數影響Fig. 16 Effect of cohesion of hill-skill soil on cofferdam safety factor

圖17 山皮土滲透系數對圍堰安全系數影響Fig. 17 Effect of permeability of hill-skill soil on cofferdam safety factor

2）當明渠開挖土滲透系數為10-4～10-6cm/s量級時，圍堰穩定性程度會隨著其數值的增大而減小，但由于上下游圍堰填土的分布差異，滲透系數變化對上游圍堰穩定性安全系數的影響較小，而對下游圍堰安全系數影響則較為明顯。

3）由于圍堰失穩主要發生在背水面拋填飽和粉質黏土夾淤泥層內，圍堰安全穩定性受外購山皮土內摩擦角、黏聚力和滲透系數的變化影響差異不大。

4）防滲墻滲透系數在一定范圍變動時，上下游圍堰的安全系數只降低了4%～6%，這是由于拋填粉質黏土和外購山皮土的滲透系數(10-5cm/s)較小、可視為不透水堰體的緣故。

綜上所述，影響圍堰邊坡穩定的因素依次為：明渠土內摩擦角、黏聚力、防滲墻滲透系數、明渠土滲透系數、山皮土內摩擦角、山皮土黏聚力、山皮土滲透系數。

4 實時監測與預警值

通過參數敏感性分析發現，拋填粉質黏土夾淤泥質土的強度決定了圍堰的穩定性，然而由于開挖和拋填雙重擾動、運營期間降雨和蒸發以及自重固結等多因素影響，堰體黏性土強度極為不均，為圍堰的穩定安全控制帶來極大隱患。因此，對圍堰進行實時變形監控預警是確保圍堰安全運營的重要手段，而實時監控預警的關鍵在于預警值的確定。

以下游圍堰為例，當拋填土內摩擦角、黏聚力分別降低3o和4 kPa時，在最不利工況B2（高洪水位滲流）條件下，圍堰穩定安全系數從1.188下降至約1.0，整個背水面邊坡處于臨界破壞狀態（表5）。因此，建議對上下游橫向圍堰背水面邊坡（河流主槽段和灘地淤泥質層段）進行全方位的側向變形、滲壓及降雨量遠程自動監控，隨時獲知圍堰的變形穩定狀態[20-23]。圖19所示為上游和下游圍堰自動監控位置，上、下游圍堰背水面邊坡區域共布設13個監測點，其中，除了5個在圍堰軸向線外，另7個布置在背水面不穩定滑坡主體的馬道處。

圖19 圍堰邊坡實時監控測點布置Fig. 19 Real-time monitoring of cofferdam slopes

表5 工況B2降低強度參數與原參數穩定性對比Table 5 Comparison of stability between reduced strength parameters and initial parameters under condition B2

此外，對邊坡失穩進行預警預測時，選擇坡體特征點位移量作為變形預警的界定依據是評估滑坡穩定性的有效方法。如圖20所示，當圍堰接近失穩破壞時，背水面馬道坡頂處最大側向變形隨著時間的變化經歷了初始固結變形階段、早期等速變形階段、破壞前加速變形階段和破壞時急劇加速階段。

圖20 下游圍堰合攏處背水面最大側向變形隨時間變化關系（Fs ＜1.0）Fig. 20 Relationship between the maximum lateral deformation of the back water surface at the berm of downstream cofferdam and time （Fs ＜1.0）

結合圖21分析結果，在實施自動監控預警時，可將破壞時的急劇變形速率作為堰坡失穩的報警值[24-25]，依據《建筑基坑工程監測技術標準》（GB 50497—2019）[26]，取70%報警值為預警值。相應的圍堰側向變形報警值和預警值分別為1.5～2.0、1.1～1.5 mm/d。

圖21 下游圍堰合攏處背水面最大側向變形速率隨時間變化關系（FOS＜1.0）Fig. 21 Relationship between the maximum lateral movement rate of the back water surface at the berm of the downstream cofferdam and time （FOS＜1.0）

5 結論

以江西信江雙港航運樞紐工程上下游圍堰為例，研究拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰在不同地質截面、不同水位、不同水位變化速度工況下的圍堰邊坡穩定問題，并針對拋填土體的強度的高度不確定性，對影響圍堰穩定的主要因素開展了敏感性分析，并通過圍堰邊坡臨界狀態（安全系數接近1.0）條件下的變形分析，給出了確定圍堰實時監控的預警值。通過計算分析得出以下結論：

1）水下拋填形成的飽和粉質黏土夾淤泥質土圍堰，通過水上堆填外購黏土穩定堤心，采用坡度為1：4～1：5的平緩圍堰邊坡，通過削坡設置反壓平臺形成的堰體結構，在河道水位周期漲落條件下，其穩定性滿足規范要求。

2）拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土和上覆外購黏土形成的圍堰，其穩定性受拋填飽和粉質黏土夾淤泥質土的強度控制，但由于拋填土受開挖和拋填雙重擾動以及環境因素影響，其強度不確定性大，主體結構施工期間，為確保圍堰全年穩定，應對圍堰側向變形進行實時監控預警。

3）對江西信江雙港航運樞紐工程上下游圍堰工程提出圍堰最大側向變形預警和報警值分別為1.1～1.5、1.5～2.0 mm/d。