某聯圍軟土堤基海堤滑移原因分析及加固處理

張鴻偉

（中山市水利水電勘測設計咨詢有限公司,廣東 中山 528403）

1 引言

海堤是防御風暴抵御潮汐的重要水利工程,其穩定安全對于保障人民生命財產至關重要,但是海堤大多建于軟土地基之上,受施工、潮汐和降雨等因素的影響,容易發生大變形甚至滑坡等災害。目前,已有眾多學者對于海堤失穩原因進行了研究,普遍認為施工引起的上部填筑加載、潮汐引起的臨水側水位反復大幅快速漲落、強降雨引起的堤身自重增大、土體軟化以及堤后砂石堆載等均會導致海堤大變形甚至滑坡[1-6]。為了研究這一問題,目前主要有以下分析方法：（1）采用剛體極限平衡法或有限元強度折減法計算海堤的抗滑穩定安全系數[7]；（2）首先運用有限元流固耦合方法計算超孔隙水壓力隨時間的消散過程,然后采用剛體極限平衡法計算海堤的抗滑穩定安全系數隨時間的變化規律[8]；（3）采用靜動力有限元法對海堤的應力和位移分布進行仿真計算,分析海堤的安全性[9]。本文將以聯圍海堤工程為例,基于有限元流固耦合方法和剛體極限平衡法,利用三維數值模擬計算,分析該工程的滑移原因,研究加固處理措施,為其它類似工程提供經驗。

2 工程概況

2.1 堤防斷面形式

某聯圍海堤加固工程位于橫門入海口附近,出險段海堤現狀為直立式防洪墻結構,堤外臨水沒有灘地,堤腳現有拋石護腳,堤頂路面高程約為3.50 m（珠基,下同）。防洪墻經多次分級加高加固為干砌石外裹混凝土幕墻結構,斷面形式為二級陡墻。墻后堤頂泥結石路面高程為3.50 m,寬度約為5.70 m。堤腳為水草地,底面高程約-0.50 m。見圖1。

圖1 海堤示意圖

2.2 事故現場情況

2021 年10 月8 日,工程區遭遇暴雨和高潮位疊加惡劣天氣,受堤內用地暫未解決和堤內地塊開發吹填影響而未實施加固施工的堤段,出現長度約140 m 堤身及防洪墻向堤外發生明顯滑移險情,其中最大處滑移約6.5 m,且防洪墻前土體出現明顯的隆起和涌水現象,背水側填土面出現開裂和沉陷現象,危及大堤的防洪（潮）安全。

3 事故原因分析

3.1 地質條件分析

經地質勘探查明,工程場址土層從上而下主要由人工填土層（Q4s）、第四系沖積層（Q4al）、第四系風化殘積層（Qel）、侏羅系蓢尾單元（JL）共四個大層組成。其中：1）人工填土層（Q4s）,滲透系數平均值為1.6×10-2cm/s,屬強透水層；2）新生界第四系沖積層（Q4al）淤泥質土為極微透水堤基,滲透系數為7.0×10-7cm/s；3）第四系風化殘積（Qel）遇水易軟化崩解。4）侏羅系張家邊序列蓢尾單元（JL）巖芯呈半巖半土狀夾碎塊狀,母巖結構大部分破壞。

防洪墻建設時基本采用岸邊拋石基礎上部砌筑干砌石擋墻、墻后填土的方法施工,雖歷經多次加高培厚,也主要局限在防洪墻的加高和包裹砼幕墻、堤身土方加固培厚等,但未對堤基進行有效的處理。

初步分析事故發生主要原因為水草地實施吹填施工,吹填未進行地基處理和合理的分層間歇,且吹填面未設置排水設施。堤后吹填見圖2。

圖2 海堤堤后填土示意圖

3.2 出險段穩定性分析

3.2.1 現有地基軟土層地質參數分析

珠江三角洲地區的淤泥和淤泥質軟土層的抗剪強度指標的合理取值是地基處理和邊坡穩定設計的關鍵因素。通過現場取樣進行室內剪切試驗分析的常規軟土強度參數獲取方法雖易于操作,但受軟土的高靈敏度等特性影響,在取土過程中不可避免的會對土樣進行擾動,造成土體強度降低,為后期設計土體主要力學指標的合理取值帶來較大的不確定性。為此,下面分別對不同試驗方法成果推求和分析,綜合確定軟土的物理力學指標。

（1）地質勘察報告中堤基的地質參數見表1（淤泥質土層指②-2 層,下同）。

（2）十字板強度指標推求軟土抗剪強度

閆澍旺等人根據Coulomb 抗剪強度公式τf=c+σ',tanφ,及《港口工程地基規范》（JTS 147-1-2010）附錄J 十字板抗剪強度回歸抗剪強度指標[10]：

經計算,淤泥質土十字板回歸方程τf=1.339z+10.90,將十字板參數D=50 mm,H=100 mm,浮容重γ',=6.96 kN/m3,K0j=0.68,大堤已基本沉降穩定Ut=0.90,代入式（1）可得=16.41°,計算值明顯偏大。

參考李志云[11]等對反算公式的修正,將浮容重,替換為飽和容重γsat可得=6.97°,Cj=10.90 kPa。

（3）根據土的承載力指標推求土體的抗剪強度

依據《建筑地基基礎設計規范》（GB 5007-2011）中5.2.5條及相關公式：

其中：fa為由土的抗剪強度指標確定的地基承載力特征值；Mb、Md和Mc為承載力系數（由土的內摩擦標準值查表）；b 為基礎底面寬度（大于6 m 時按6 m 取值）；Ck基礎下一倍短邊寬度的深度范圍內土的粘聚力標準值。

依據計算條件,b=0＜3 m,取b=3.0 m,d=0＜0.50 m,取d=0.50 m,將淤泥質土承載力特征值60 kPa,天然密度16.70 kN/m3,天然含水量53.7%,孔隙比1.436,飽和容重16.76 kN/m3,上部土層容重γm=18.40 kN/m3等參數代入式（3）,取值按照十字板強度推求結果,查表得Mb=0.12、Md=1.47 和Mc=3.82,計算得C=11.51 kPa。

（4）淤泥質土抗剪強度指標綜合確定

各方法推求得到的強度指標匯總見表2。

表2 各方法推求土層強度匯總表

從表2 可見,淤泥質土的十字板強度推求指標和承載力反算指標非常接近,且都介于快剪指標與固結快剪指標之間,其含水量為53.7%,與珠江三角洲軟土的主要物理力學性質關系中淤泥質土含水量在46%～55%區間,對應抗剪強度=8.0°～6.5°、c=11.0 kPa～8.0 kPa[12]非常接近。本次綜合確定淤泥質土=7.0°、c=10.0 kPa。

3.2.2 現狀海堤抗滑穩定分析

根據《海堤工程設計規范》（GB/T 51015-2014）,考慮三種工況組合進行現狀海堤穩定性分析。計算參數選取基于上述參數,分別采用總應力法和有效應力法進行計算,結果見表3。

三種工況中除施工期滿足要求外,其他工況最小抗滑穩定安全系數分別為1.08 和1.18,略低于規范規定要求,但均大于1.00,計算結果與海堤穩定現狀情況是相吻合的。因此,確定的堤基淤泥質土的抗剪強度指標是合適的。

3.2.3 堤背填土后海堤抗滑穩定分析

失穩前堤背吹填土平均高度約3.5 m,其吹填斷面見圖2。堤后的新吹填土體含水量高,遭遇失穩前連續降雨,加之未設排水系統,該層土體考慮完全飽和,且未固結,參照地區經驗其容重（飽和）取16.0 kN/m3,強度指標取=3.0°、cq=4.0 kPa。吹填土面積水嚴重,堤后水位直接取為填土面高程。由于吹填未進行合理的分層間歇,下部淤泥質土滲透系數小,上部加載后會對土體產生較大的超靜孔隙水壓力。根據劉雄美等[13-14]的研究,地基的超靜孔隙水壓力隨著填土高度的增加而增加,在加載完成時,土中的水來不及排出,超靜孔隙水壓力驟升。而根據湯宇等[15-16]的研究,孔隙水對主動土壓力有較大影響,當孔隙水壓力及孔隙水系數越大時,主動土壓力顯著增大,降低了土層的穩定性,增大了滑移的風險性。因此,在海堤背水側填土后的海堤抗滑穩定分析中,必須考慮孔隙水壓力的影響。按照一般經驗,對于淤泥質土,其孔隙水壓力系數可達1.0。

背水側填土后的海堤抗滑穩定計算考慮兩種工況組合,計算工況見表4。上部吹填土體視為新填土體,并考慮該部分加載對下部淤泥質土產生的超靜孔隙水壓力作用。海堤吹填完工后地基土未完全固結,海堤抗滑穩定分析按非常運用情況Ⅰ考慮。由于有效應力法相較于總應力法,能夠更好地反映孔隙水壓力的作用,因此文章重點分析考慮孔隙水壓力作用的有效應力法計算,而總應力法僅給出計算結果作為對比。

表4 堤背填土后堤防抗滑穩定計算工況說明表

（1）計算邊界條件

工況一：

①初始滲流場：外側水位-1.27 m 的總水頭邊界條件、內側水位-0.44 m 的總水頭邊界條件。

②初始應力場：地基三面法向約束邊界條件。

③吹填土施工與固結：地基三面法向約束邊界條件。

④暴雨入滲：雜填土滲透系數較大,暴雨過程中,雨水流量能完全滲入雜填土中,其表面設置單位流量邊界條件；吹填土滲透系數較小,暴雨過程中,雨水無法立即滲入,會出現表面徑流,因此吹填土表面設置“零”壓力水頭邊界條件；外側地表設置溢出邊界條件。

工況二：

①初始滲流場：外側1.78 m 的總水頭邊界條件、內側3 m的總水頭邊界條件。

②初始應力場：外側1.78 m 的靜水壓力邊界條件、地基三面法向約束。

③水位驟降：外側1.78 m～-0.48 m 水位驟降的總水頭邊界條件,以及1.78 m～-0.48 m 靜水壓力驟降邊界、地基三面法向約束。

（2）計算過程及結果

初始計算時的孔隙水壓力計算點位見圖3。其中,A 點為淤泥質土中2 倍堤身高度處的計算點位；B 點為雜填土與淤泥質土交界處計算點位；C 點為堤背吹填土1/2 高度處計算點位。

圖3 孔隙水壓力計算點位圖

計算采用專業的軟件進行,工況一的初始孔隙水壓力及安全系數與時間的關系見圖4,工況一～工況二的孔隙水壓力等值線云圖見圖5,工況二的各計算簡圖見圖6。

圖4 工況一初始孔隙水壓力及安全系數與時間的關系圖

圖5 工況一～工況二孔隙水壓力等值線云圖

圖6 工況二各計算簡圖

堤背填土后采用總應力法和有效應力法計算的各工況抗滑穩定計算結果見表5。

表5 背水側填土后各工況海堤邊坡穩定安全系數結果表

根據上述計算過程和結果可知,隨著堤背吹填的完成,堤基土中（A 點）的孔隙水壓力較初始值有明顯增大；隨著水位驟降的發生,堤基土中的水壓力逐漸釋放,孔隙水壓力隨水位驟降時間的延長而逐漸減小。考慮孔隙水壓力的影響時,海堤邊坡的抗滑穩定安全系數比不考慮孔隙水壓力計算的抗滑穩定安全系數更小,邊坡更不安全；同等條件下瑞典圓弧法較簡化畢肖普法抗滑安全系數低。堤防邊坡在工況二的情況下總應力法和有效應力法計算出的邊坡抗滑穩定安全系數均小于1.00,與海堤邊坡的失穩事實相符。

4 海堤加固處理

4.1 海堤加固設計方案

根據堤防失穩原因分析,后續采取了針對性的海堤加固設計方案。

（1）在重建防洪墻背水側至堤內排水溝之間設置塑料排水板（PSB-C 型）,優化堤基排水能力,有效釋放飽和軟土中的孔隙水壓力。

（2）針對軟土堤基的物理力學指標低,邊坡抗滑穩定能力弱的特點,采用水泥土攪拌樁對堤基進行處理,提升軟土層的物理力學指標,增強堤防自身的抗滑移能力。

（3）考慮孔隙水壓力對抗滑樁加固位置的影響[17-18],優化了水泥土攪拌樁的布樁,以框格形式在新建防浪墻基礎范圍內布置2 排水泥土攪拌樁和在堤內坡腳內側布置3 排水泥土攪拌樁,確保加固方案有效、合理。

加固處理后的海堤斷面見圖7。

圖7 海堤加固處理斷面圖

4.2 實施效果分析

堤防加固后,經過2 個多月的位移監測,堤身位移小于2 mm/月,基本達到相對穩定狀態。為分析加固后堤基淤泥質土的強度變化,在排水板施打前和堤身土方填筑完成后通過對堤基處理范圍和未處理區域進行了取樣分析,結果表明堤基淤泥質土強度有明顯提高,堤基處理達到預期效果。加固后的海堤安全狀態良好,擋潮功能發揮正常,成功經受“龍舟水”的考驗。

5 結論

某聯圍海堤出現堤身滑移,本文對其出現險情的原因進行分析,提出相應的加固措施,并對加固效果進行驗證,主要結論如下：

（1）軟土地基及未對其進行處理是現狀海堤不穩的主要原因,加之海堤保護范圍內地塊開發和填土施工影響,最終造成海堤失穩的情況。

（2）在軟土地基的海堤填筑過程中,如未設計好堤基排水系統,則上部加載后會對淤泥質土產生較大的孔隙水壓力,降低堤防邊坡的抗滑穩定安全系數。因此,在海堤抗滑穩定設計中需對孔隙水壓力加以考慮。

（3）本工程采用排水帶與水泥土復合基礎聯合進行堤基處理,排水帶有效釋放了淤泥質土中因上部加載而產生的超靜孔隙水壓力,水泥土攪拌樁處理后提升淤泥質土的物理力學指標效果明顯,同時考慮孔隙水壓力對抗滑樁的影響,優化了抗滑樁的布樁范圍及形式。處理后的堤防穩定狀態良好,取得了較好的社會效益和經濟效益,值得在類似的工程中推廣。

（4）由于海堤滑移既成事實,因此本文僅能從數值理論計算方面進行原因分析,后續如條件允許,則還應進行物理模型試驗加以驗證,以進一步提高分析成果的準確性。