水位升降和潮汐水位作用下圍堰的安全穩定性

2024-06-21 00:00:00韓贇朱浩杰劉小剛黃山景

華僑大學學報(自然科學版) 2024年2期

收稿日期：20231029

通信作者：朱浩杰（1994），男，工程師，主要從事基坑工程、隧道工程、地基處理及土木領域自動化監測技術的研究。Email：506657219@qq.com。

摘要：為了分析水位升降和潮汐水位作用下濱海區域圍堰的安全穩定性，基于廈門市集美島車站工程實例，應用Plaxis有限元程序的非飽和土滲流理論，采用有限元強度折減法，進行不同水位升降速度及潮汐水位循環作用下圍堰的穩定性分析，通過圍堰的安全系數變化曲線分析水位變化對圍堰穩定性影響的機理。結果表明：圍堰安全系數在水位升高時減小，水位上升速度越快，圍堰安全系數減小速率越大；水位下降時存在臨界水位降速，臨界水位降速為1.0m·d-1，當水位下降速度超過臨界水位降速時，圍堰安全系數先減小后增大，當水位下降速度小于臨界水位降速時，圍堰安全系數逐漸增大；圍堰安全系數在落潮時增大，在漲潮時減小，潮汐振幅越大，圍堰安全系數增值越大，隨著循環次數的增加，相鄰兩次循環間圍堰安全系數增量逐漸減小并趨于穩定。

關鍵詞：圍堰；安全穩定性；水位升降；潮汐水位；安全系數；數值模擬

中圖分類號：TU473文獻標志碼：A文章編號：10005013（2024）02021907

在濱海水域或臨近濱海水域范圍內進行基坑開挖時，需要設置圍堰，防止海水侵入場地以滿足干地施工的條件，并起到圍護施工場地的作用。因此，圍堰的安全穩定性是保證基坑開挖安全的重要前提［1］。特別是由于濱海水域海水漲落的影響，對圍堰自身的安全問題進行研究具有重要的意義［2］。

針對圍堰滲流問題，已有相關理論解析及數值模擬方面的研究［36］。袁帥等［7］采用非穩定滲流理論研究托巴土石圍堰臨水坡體的非穩定滲流場規律，得出過快的水位下降速度不利于堰坡穩定性的結論。董存軍［8］采用FLAC3D軟件模擬分析水位變化工況下土石圍堰的穩定性，發現水位變化越快，堰坡的穩定性越低。周俊［9］發現水位下降使圍堰下游邊坡安全系數先減小后增大，隨著水位下降速度的增加，堰體抗滑穩定安全系數呈減小的趨勢。羅立哲等［10］建立土石圍堰穩定分析模型，發現當水位下降速率一定時，堰坡穩定安全系數呈先減小后增大的趨勢，最小值及其出現時間與水位下降速率有關。

上述文獻對深入了解圍堰在滲流作用下的穩定性具有重要意義，但研究對象均未涉及濱海水域地區，缺少對潮汐水位長期作用下圍堰的安全穩定性研究。基于此，本文對水位升降和潮汐水位作用下廈門市集美島車站的圍堰安全穩定性進行研究。

1滲流穩定分析的基本理論

1.1達西定律與滲流計算理論

1856年，達西提出滲流線性定理，對后期滲流理論的發展與研究有著不可或缺的作用［11］。達西定律基本公式為

ν=QA=-κdhdS=κJ。（1）

式（1）中：ν為通過斷面（面積為A）上的平均流速；Q為邊界流量；κ為滲透系數；h為水頭；S為水流過的距離；J為滲透坡降。

穩態分析認為流入、流出土體的水量和邊界補給水量在任何時刻都是平衡的，對應的達西定律控制微分方程［12］為

式（2）中：H為總水頭；κX為水平方向（X方向）的滲透系數；κY為垂直方向（Y方向）的滲透系數；t為時間參數。

對于瞬態分析而言，土體內含水量的變化取決于土體的應力狀態和土體的性狀。以水頭h為控制方程的因變量，可得滲流控制方程［13］為

式（3）中：mw為比水容重；ρw為水的密度。

Plaxis有限元程序認為地下水在孔隙中的流動服從達西定律，因此，其控制微分方程的表達式與達西定律滲流控制方程相同。特別的，Plaxis有限元程序區分了孔隙水在飽和土體（浸潤面以下）和非飽和土體（浸潤面以上）中的流動，對滲透系數引入一個折減系數Kr。當土體位于浸潤面以下時，Kr=1；當土體位于浸潤面以上時，Kr＜1=α；在浸潤面附近的過渡區域，Kr由α線性增加到1［14］。Plaxis有限元程序將Kr引入達西定律控制微分方程中，穩態、瞬態分析對應的達西定律控制微分方程［12］分別為

1.2安全系數的求解

Plaxis有限元程序通過提供的有限元強度折減法進行安全系數的求解［1516］。通過不斷減小強度參數tanφ，c直到計算模型發生破壞，此時的折減系數即安全系數。在程序中，將∑Msf定義為強度的折減系數，其表達式為

∑Msf=tanφinptanφred=cinpcred。（4）

式（4）中：tanφinp，cinp均為程序定義材料屬性時輸入的強度參數；tanφred，cred均為分析過程中用到的經過折減后的強度參數。

程序在開始計算時默認∑Msf=1.0，然后，∑Msf按設置的數值遞增至計算模型發生破壞，此時的∑Msf即計算模型的安全系數［12］。

2滲流模型的建立

2.1工程概況

集美島車站位于廈門市集美區馬鑾灣片區鳳鳴路中間綠化帶內，其間塘、堤縱橫交錯，現狀地面標高-2～4m，規劃標高6.53～7.06m。車站位于原水塘下方，原場地經抽水、清淤及圍堰施工后，開挖車站基坑。圍堰采用素土分層碾壓密實，高7.0m，頂寬2.5m，基礎底標高-2.5m，兩側按1.0∶1.5放坡，迎水面設置“土工布+防水板+土工布”防滲并采用干砌片石護腳，背水面一側坡面噴射100mm的C20混凝土，設置Φ8mm@200mm×200mm鋼筋網片。集美島車站基坑標準段寬度19.7m，深度9.5～11.2m，采用Φ1000mm@1200mm鉆孔灌注樁+一道900mm×900mm鋼筋砼支撐體系。圍堰與基坑間距約50m，場區清淤后地下水位標高為-1.0m，最高水位標高為6.0m。地質自上而下依次為素填土、中粗砂、全風化凝灰熔巖和強風化凝灰熔巖。標準段橫斷面圖，如圖1所示。

2.2計算模型

采用Plaxis有限元程序建立標準段橫斷面二維計算模型，模擬分析圍堰在水位升降及潮汐水位變化條件下的安全穩定性特征。有限元計算模型（圖2）的尺寸與工程案例一致。有限元網格（圖3）共劃分為9581個節點和1149個單元。

模型應力場邊界條件：底邊界和側面邊界垂直方向和水平方向均自由；表面為自由邊界。

模型水位邊界條件：迎水面為水位變動邊界；圍堰內地表為下游水頭邊界；模型側面及底面為不透水邊界。

2.3計算參數

在進行敏感環境下的基坑降水開挖問題的數值模擬時，針對滲流問題，應用考慮土體小應變特性的本構模型具有良好的適應性［17］。因此，數值模擬本構模型選擇小應變土體硬化（HSS）模型。HSS模型包含4個強度參數、7個剛度參數和2個小應變參數：土體的強度參數（c）、內摩擦角（φ）、剪脹角（ψ）、破壞比（0.9）、割線剛度（Eref50）、切線剛度（Erefoed）、卸載/重新加載剛度（Erefur）、小應變剪切模量（Gref0）、卸載/再加載泊松比（υur0）、剛度參考圍壓（Pref）、正常固結下的側壓力系數值（K0，K0=1-sinφ）、割線模量（Gs）減小到G0的70%時的剪切應變（γ0.7）、樁土接觸面參數Rinter。

根據地勘報告及相關計算［18］，可得土體物理力學參數，如表1所示。表1中：ρ為密度；υ為泊松比。

2.4水位變化模擬

模型初始水位為清淤后場平標高（-1.0m），最高水位為6.0m，分別如圖4，5所示。水位升降過程采用瞬態滲流計算，程序中通過定義滲流時程曲線實現，設置水位升降過程中所需時間的長短可反映水位變化的速度。

根據潮汐表，廈門地區每天漲潮兩次，相隔12h，高潮潮高與低潮潮高之間的差值約為3～6m。對潮汐漲落進行簡化處理，假定潮汐漲潮速度與落潮速度相同，0：00開始第1次退潮，6：00開始第1次漲潮，12：00開始第2次退潮，18：00開始第2次漲潮，1d中有2次潮汐循環。

潮汐水位變化示意圖（1d），如圖6所示。

圖6中：ΔHw為潮汐變化過程中的水位差值。

2.5計算工況

根據工程實例的現場施工情況，數值模擬計算工況主要步驟如下：1）進行初始地應力平衡；2）施工圍堰；3）施作基坑圍護結構；4）基坑開挖；5）吹填；6）模擬地下水位升降；7）模擬潮汐水位變化。

3計算結果及分析

樁身曲線模擬結果與實測結果的對比，如圖7所示。

圖7中：s為位移；D為深度。

由圖7可知：基坑圍護樁身最大變形位置在坑底以上，整體呈“內凸狀”發展，樁身曲線模擬形態與實測一致；

施工期ZQT5樁身實測最大位移為12.66mm，ZQT15樁身實測最大位移為15.15mm，與模擬結果分別相差1.00，1.49mm，模擬結果較為準確。

3.1水位升降對圍堰穩定性的影響

1）水位上升。

為研究水位升速對圍堰穩定性的影響，根據工程實例水位分布情況，設計水位從-1.0m開始上升至6.0m，升速（vr）分別為3.0，1.5，0.5m·d-1。水位上升與圍堰安全系數的關系圖，如圖8所示。圖8中：Hw為水位標高；∑Msf為圍堰安全系數（折減系數）。

由圖8可知：水位從-1.0m上升到6.0m過程中，圍堰安全系數不斷減小；水位升速為3.0m·d-1時的圍堰安全系數減小速率最大，水位升速為0.5m·d-1時的圍堰安全系數減小速率最小，這說明水位上升速度越快，圍堰安全系數減小速率越大，相同水位上升高度下圍堰安全系數越小。

水位上升速度越快，由于圍堰內地下水位線不能同步升高，故孔隙水壓力和基質吸力的變化較小，圍堰迎水側水壓力一直增加，從而使圍堰安全系數減小；水位上升速度較小時，圍堰內的浸潤線隨水位上升而上升，故圍堰的穩定性就由孔隙水壓力、基質吸力和迎水側水壓力共同決定，從而表現出安全系數減小速率較小的規律。總體而言，低水位時圍堰安全系數最大，水位上升過程中圍堰安全系數不斷減小，到最高水位時圍堰安全系數最小，3種水位升速下的圍堰安全系數及減小速率差異不大。

2）水位下降。

采用相同的方式，設計水位從6.0m開始下降至-1.0m，降速（vd）分別為3.0，1.5，0.5m·d-1。水位下降與圍堰安全系數的關系圖，如圖9所示。

由圖9可知：水位降速為3.0，1.5m·d-1時，隨著水位的下降，圍堰安全系數先減小后增大；水位降速為0.5m·d-1時，圍堰安全系數隨著水位的下降而逐漸增大；這3條曲線在水位初降時存在一定的差異，說明在水位初降過程中存在臨界水位降速，當水位降速超過臨界水位降速時，圍堰安全系數先減小后增大；當水位降速等于臨界水位降速時，圍堰安全系數先不變后增大；當水位降速小于臨界水位降速時，圍堰安全系數逐漸增大。文中工程案例的臨界水位降速為0.5～1.5m·d-1，增設水位降速為1.0m·d-1進行模擬，發現在水位初降時圍堰安全系數不變，隨著水位的進一步下降，圍堰安全系數逐漸增大，說明工程臨界水位降速為1.0m·d-1。

初始高水位狀態下，圍堰在孔隙水壓力、基質吸力和迎水側水壓力共同作用下保持相對穩定狀態；當水位降速為臨界水位降速時，迎水側水壓力減小，使圍堰穩定性有所提高，而圍堰內孔隙水壓力來不及完全消散，將會降低圍堰穩定性，二者對圍堰穩定性的影響相互平衡，圍堰安全系數保持不變；

當水位降速超過臨界水位降速時，水位降速越快，圍堰孔隙水壓力相對消散速度越慢，圍堰安全系數有一定程度的減小，水位降速越快，圍堰安全系數減小值越大；當水位降速小于臨界水位降速時，水位降速越慢，圍堰孔隙水壓力相對消散速度越快，水位降速為0.5m·d-1時，這與工程案例圍堰土體滲透系數相同，迎水側水位下降的同時，圍堰孔隙水壓力同步下降，故圍堰安全系數在水位初降時就有所增大。隨著圍堰內水位的進一步下降，圍堰整體受到的迎水側壓力進一步減小，圍堰內的孔隙水壓力逐漸減小，基質吸力增大，從而使圍堰的穩定性逐步提高，圍堰安全系數逐漸增大。

3.2潮汐水位變化對圍堰穩定性的影響

為了充分研究不同潮汐水位差的情況下，潮汐水位變化對圍堰安全穩定性的影響，以潮汐水位變化幅值3m為基礎，等比例增加水位變化幅值，不改變潮汐漲落時間區間，設置潮汐振幅分別為3，4，5，6m的計算工況，初始水位設置為6m。不同潮汐振幅下的圍堰安全系數，如圖10所示。

潮汐循環下的圍堰安全系數增量，如圖11所示。圖11中：Δ∑Msf為圍堰安全系數增量；n為循環次數。

由圖10可知：由于落潮時圍堰迎水側水壓力減小，漲潮時圍堰迎水側水壓力增大，對應的圍堰安全系數在落潮時增大，在漲潮時減小，潮汐振幅越大，相同時間下落潮時水位下降得越多，圍堰安全系數增值越大；在落潮初期，圍堰安全系數增加速度較小，這是由于圍堰內水位來不及下降導致的，隨著潮汐水位的進一步下降，圍堰迎水側水壓力進一步減小，圍堰內水位開始下降且基質吸力開始增大，圍堰安全系數迅速提高；在漲潮初期，由于潮水位上漲高度較小，且圍堰受落潮的影響，基質吸力還在持續增大，圍堰安全系數仍有一定程度的增加，隨著潮水進一步上漲，圍堰迎水側水壓力不斷增大，圍堰內孔隙水壓力增大，基質吸力減小，圍堰安全系數開始減小。

由圖11可知：圍堰在一次潮汐循環中，安全系數會增大，第1次潮汐循環時安全系數增量最大，潮汐水位振幅越大，圍堰安全系數增量越大，潮汐振幅為3，4，5，6m時的增量分別為0.053，0.070，0.089，0.120；隨著潮汐水位不斷循環變化，圍堰安全系數增量逐漸減小并趨于穩定，第4次循環結束時的安全系數與第3次潮汐循環結束時相比，潮汐振幅3，4，5，6m下安全系數增量差值分別為0.003，0.005，-0.001，0.004。

潮汐循環下孔隙水壓力曲線圖，如圖12所示。圖12中：pw為孔隙水壓力。

由圖12可知：圍堰內孔隙水壓力變化與潮汐水位升降并不呈現完全的正相關關系，如第1次漲潮前期，圍堰內孔隙水壓力持續下降，隨著潮水位的不斷升高，圍堰內孔隙水壓力開始慢慢變大，當水位恢復至初始狀態時，該點孔隙水壓力并未恢復到初值，而是較初值有一定程度的減小，而圍堰內基質吸力有所增加，說明圍堰在潮汐循環作用下，內部孔隙水壓力減小，基質吸力增加。因此，整體安全穩定性得到了提高。

4結論

1）圍堰安全系數在水位升高時減小，水位上升速度越快，圍堰安全系數減小速率越大，相同水位上升高度下圍堰安全系數越小；圍堰安全系數在水位下降時增大，當水位下降速度越接近圍堰土體的滲透系數時，圍堰安全系數增大速率越大，相同水位下降高度下圍堰安全系數增量越大。

2）水位初降過程中存在臨界水位降速，當水位下降速度超過臨界水位降速時，圍堰安全系數先減小后增大；當水位下降速度等于臨界水位降速時，圍堰安全系數先不變后增大；當水位下降速度小于臨界水位降速時，圍堰安全系數逐漸增大。

3）圍堰安全系數在落潮時增大，在漲潮時減小，潮汐振幅越大，圍堰安全系數增量越大。安全系數增量在第1次潮汐循環時最大，隨著潮汐水位的不斷循環變化，相鄰兩次循環間圍堰安全系數增量逐漸減小，并趨于穩定。

4）圍堰在潮汐循環作用下，內部孔隙水壓力減小，基質吸力增加，整體安全穩定性得到提高。

參考文獻：

［1］張家發，林水生，吳德緒，等.論土石圍堰和基坑滲流場調控［J］.長江科學院院報，2013，30（2）：2026.DOI：10.3969/j.issn.10015485.2013.02.005.

［2］DAIHuichao，WANGLinglin.SeepageproblemsofdeepwaterhighearthrockcoferdaminThreeGorgesProjic［J］.AdvancesinWaterScience，2005，16（6）：849852.DOI：10.1177/002096430505900423.

［3］黃娟，和振，余俊，等.考慮封底效應的圓形圍堰滲流場解析解及應用［J］.巖土工程學報，2023，45（12）：25102518.DOI：10.11779/CJGE20221101.

［4］許俊偉，汪華坡.深中通道東人工島圍堰抽水過程滲流特性及穩定性分析［J］.隧道建設（中英文），2022，42（增刊2）：168174.

［5］周璐，胡云卿，羅偉，等.不同降雨條件下的某航電樞紐工程砂礫體圍堰穩定性分析［J］.水電能源科學，2022，40（2）：136140.

［6］宋成年，鄧洋，劉德兵，等.基坑不同水位降速下土石圍堰松散粘質邊坡滲流特性與開挖穩定性研究［J］.水電能源科學，2021，39（2）：6973.

［7］袁帥，何蘊龍，曹學興.非穩定滲流對托巴土石圍堰上游坡穩定性影響［J］.武漢大學學報（工學版），2012，45（2）：193199.

［8］董存軍.考慮滲流效應的大型土石圍堰穩定性研究［D］.重慶：重慶大學，2013.

［9］周俊.降雨條件下土石圍堰穩定分析研究［D］.長沙：長沙理工大學，2012.

［10］羅立哲，胡志根，劉全，等.高土石圍堰施工運行過程邊坡穩定性分析［J］.武漢大學學報（工學版），2013，46（1）：8488.

［11］毛昶熙.滲流計算分析與控制［M］.北京：中國水利水電出版社，2003.

［12］唐曉松，鄭穎人，林成功.浸潤面位置的確定方法對涉水邊坡穩定性分析的影響［J］.巖石力學與工程學報，2008，27（增刊1）：28142819.

［13］FREDLUNDDG，RAHARDJOH.非飽和土土力學［M］.陳仲頤，張在明，陳愈迥，譯.北京：中國建筑工業出版社，1997.

［14］唐曉松，鄭穎人，鄔愛清，等.應用PLAXIS有限元程序進行滲流作用下的邊坡穩定性分析［J］.長江科學院院報，2006，23（4）：1316.DOI：10.3969/j.issn.10015485.2006.04.003.