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防洪堤稳定性的研究周建1，余嘉澍2(1.浙江大学岩土工程研究所；2.浙江省水利水电勘测设计院)摘要：首先对防洪堤浸润线以上土体进行了不同浸泡时间的浸泡试验，试验结果表明，土体的凝聚力随浸泡时间的增长大幅度下降，浸泡5d后土体的凝聚力将下降71.8%，但浸泡不改变土体摩擦角的大小。通过等效超固结比(循环前后土体平均有效应力的比值)的概念，研究了动水作用下土体强度的循环弱化，为综合考虑动水循环荷载及浸泡作用对防洪堤稳定的影响，用简化毕肖普法对防洪堤稳定进行了计算，结果表明只考虑波浪(潮汐)作用，防洪堤的安全系数降低幅度不大，但同时考虑浸泡作用，特别是长时间浸泡后，防洪堤的安全系数降低最大可达20%。关键词：浸泡试验；波浪作用；强度降低；稳定分析作者简介：周建(1970-)，女，湖北浠水人，浙江大学岩土工程研究所副教授、博士，主要从事软粘土动力学特性、软土地基处理等方面研究。1概述目前在计算分析防洪堤沉降和稳定时，未能考虑波浪(潮汐)等动水荷载作用下地基土体特性的变化情况。动水作用与静水作用截然不同，除了荷载本身类型不同外，最主要的差别是在周期动荷载作用下，土体会产生软化，这种软化将使防洪堤地基土体和堤身材料的强度降低，导致防洪堤产生较大的沉降，影响其稳定性；此外洪水期间防洪堤正常水位以上土体受洪水浸泡，其土体强度也将明显下降，所以在进行防洪堤稳定分析时必须考虑这些因素的作用，下面将结合临海城防工程对这些问题进行一些探讨。临海城防江北防洪堤土堤段(BD1+332～BD1+936.878)位于灵江一桥至灵江二桥段，地势开阔。土堤顶宽6m，高约7m，内外边坡分别为1：2.5～1：3，结合环境美化，按原状地形增设平台，其中外坡自平台至坡脚采用细石混凝土灌砌块石护坡并另设混凝土大方脚固基。堤身内土料自外至内大体分为3个区填筑，中部心墙采用粘性土回填并分层夯实，渗透系数K1×10-5cm/s。根据地质勘探，土堤段地基土体自上而下可分为如下工程地质层：Ⅰ层：杂填土(rQ)。以碎石和建筑垃圾为主，厚度0～2.4m，容重γ=19.5kN/m3。Ⅱ2层：粉质粘土、粉土互层(al-mQ4)。灰黄色～灰色，饱和，中等压缩性，厚度0～3.4m，容重γ=18.3kN/m3。粉质粘土，软塑～可塑；粉土，稍密。Ⅲ2层：淤泥质粘土、粉土互层(mQ4)。青灰色，饱和，高压缩性，局部粉土含量较高，厚度0～6.5，容重γ=18.0kN/m3。淤泥质粘土，软塑～流塑；粉土，稍密。Ⅲ3层：淤泥夹砂、砾石(al-mQ4)。青灰色，饱和，该层土性混杂，砂、砾石含量及分布极为不均，局部含量较高，砾石直径一般2～8cm，个别可达15～20cm以上。厚度0～7.65m，容重γ=18.5kN/m3。淤泥，流塑，高压缩性。地下水位在Ⅱ2层以下。土堤横断面如图1所示。2浸泡试验洪水期间，正常水位以上土体将经受洪水浸泡，故本试验主要针对防洪堤浸润线以上土体进行。根据水文站最高水位频率曲线和最高潮位频率曲线，确定试验土体高程一般应在黄海高程3.6m以上，属浅层土体，即杂填土层及Ⅱ2层。因施工阶段杂填土层要进行处理，故本文只对Ⅱ2层土体进行了4组不同浸泡时间下的浸泡试验。试样浸泡完毕后用直剪法中的快剪测得土体的抗剪强度，表1表示了Ⅱ2层土体不同时间浸泡后强度的变化情况。图1土堤横断面示意(单位：mm)由表1可以看出，土体的凝聚力随浸泡时间的增长大幅度下降，浸泡5d时间后土体的凝聚力下降了71.8%。由于土体的摩擦角大小取决于土体颗粒的组成成分，浸泡时间只改变土体颗粒之间的胶结程度，不改变其成分，所以从表1可以看到土体的摩擦角变化很小，可以认为浸泡不改变土体摩擦角的大小。从浸泡试验结果可以看到，土体的凝聚力随浸泡时间急剧下降，这对于防洪堤的稳定极其不利。表1浸泡后土体强度的变化情况土层名称浸泡时间/h凝聚力/kPa摩擦角/°凝聚力变化程度(%)摩擦角变化程度(%)019.527.8001217.027.1-12.8-2.5Ⅱ22411.030.45-43.69.5727.3328.7-62.43.21205.528.85-71.83.83土体强度循环软化循环荷载作用下土体软化的原因大致可分为三类，一是由于循环荷载作用下饱和软粘土中产生了孔压，导致土体的应变软化；二是循环荷载作用下主应力方向不断改变导致土体结构重塑，引起应变软化；三是较高的循环应力作用不仅产生较高的孔压，而且也将影响土体的原有结构，从而引起应变软化。防洪堤地基饱和软粘土经受波浪(潮水)长时间不排水循环荷载作用后，将产生超静孔隙水压力和较大的循环剪应变，从而大大降低土体抗剪强度。导致土体强度降低及破坏的最主要因素是土体中超静孔隙水压力的产生，所以在研究循环荷载作用下土体性状时必须研究超静孔隙水压力的产生和发展，前人均做了大量的研究工作，见参考文献[1～6]。为研究循环荷载对土体强度的影响，必须引进等效超固结比的概念。不排水循环荷载作用正常固结土体的性状与普通超固结土性状的相近性是建立在等效超固结假设理论基础上的。根据等效超固结假设，可以把正常固结土的剪切特性退化表示为等效超固结比(OCReq)的函数。所谓等效超固结比(OCReq)就是循环前后土体平均有效应力的比值，即OCReq=σ′3/σ′m=σ′3/σ′3-u=1/1-u/σ′3=1/u*(1)式中：σ′3为初始固结侧压力；σ′m为循环加荷后有效平均应力；u为循环加荷后残余孔隙水压力；u*为归一化的残余孔隙水压力(残余孔压与初始固结压力之比)。Ladd(1985)对正常固结和超固结粘土的不排水单调三轴试验结果做了概括性的研究，指出超固结粘土(OC)和正常固结粘土(NC)不排水强度可以表示为：(Cu)OC/(Cu)NC=OCRλ0-1(2)式中：λ0为土体参数。根据循环应力-应变历史和OC历史的相似性及其对应关系，可以得出如下的循环后土体不排水强度退化关系[8]。(Cu)cyclic/(Cu)NC=OCReqexp(λ0/1-Cs/Cc-1)(3)式中：Cs和Cc分别是土体压缩和膨胀指数；(Cu)cyclic是循环后土体的三轴不排水强度。根据试验研究[8]，正常固结饱和软粘土在各组循环应力比作用下，施加一定循环周数后不排水循环强度(Cu)cyclic与(Cu)NC的比值与OCReq有良好的线性关系(图2)。通过最小二乘法进行曲线拟合，可以得到如下关系：(Cu)cyclic/(Cu)NC=1/α+(1-α)OCReq(4)图2(Cu)NC/(Cu)cyclic和OCReq的关系参照上海地区土体的试验研究，临海地区对Ⅱ2土体α可以取0.72。根据上述研究，可以发现循环荷载作用下土体强度的变化可以用等效超固结比来描述。通过试验研究，得到循环荷载作用下归一化的孔隙水压力，从而由式(1)确定出等效超固结比，再根据式(4)确定出循环后土体的三轴不排水强度。4稳定分析模型防洪堤稳定分析采用简化毕肖普计算模型，将土体视为“刚塑性”材料，分条计算。基本假定包括：(1)滑动面为圆弧形；(2)土条间只有水平推力作用，条间剪力为零。基本方程为Fs={ci·bi+[(wi(1+2/3kHCZ)-ui·bi)tanφ′i]/(1+2/3kHCz)sinαi+·li/R(5)其中mαi=cosαi+tanφ′i×sinαi/Fs(6)式中：Fs为防洪堤抗滑稳定安全系数；wi为土条自重，单位：kN;bi为土条宽度，单位：m；αi为土条底边倾角；ci为土体有效凝聚力，单位：kPa；φ′i为土体有效内摩擦角；R为滑动圆弧半径，单位：m;ui为作用于土条底边上的孔隙水压力，单位：kPa；li为土条重心至滑动圆心的垂直距离，单位：m；kH为水平地震加速度系数；Cz为综合影响系数。上述式(5)中为考虑竖向地震力的影响，对地震作用下的土条重力进行了修正，增加了2/3kHCzwi项，且假定竖向地震力为水平地震力的2/3倍，“+”号代表竖向地震力向下。其它方向地震力的影响不计，与之相关的参数取值为零。5防洪堤稳定分析结果运用简化毕肖普法对防洪堤稳定进行计算，计算时顶部均布荷载为20kPa，设计洪水位为10m，将防洪堤外设计洪水位与堤内正常水位的连线作为堤内浸润线。计算时分别考虑了以下不同情况。5.1设计洪水位下的安全系数选用浙江省水电勘测设计院试验得到的快剪和固结快剪指标及浙江大学岩土工程研究所进行的三轴试验指标(表2)，进行稳定计算，安全系数Fs如表3所示。坐标轴原点在防洪堤横断面右上角点，X轴指向堤外，Y轴指向下(以下同)。表2土层强度指标土层直剪试验三轴试验快剪指标固结快剪指标UU指标CU指标凝聚力/kPa内摩擦角/°凝聚力/kPa内摩擦角/°凝聚力/kPa内摩擦角/°凝聚力/kPa内摩擦角/°Ⅰ15.023.0——15.023.0——Ⅱ26.817.59.720.030.03.020.022.0Ⅲ210.715.010.120.913.03.07.020.0Ⅲ33.015.08.025.015.03.010.031.0表3设计洪水位下防洪堤稳定安全系数试验方法滑弧圆心/(m,m)滑弧半径/m安全系数Fs快剪14.555，-8.07020.6791.944固结快剪14.395，-8.73820.0532.384不固结不排水剪13.914，-3.02319.1071.264固结不排水剪14.555，-8.07020.9792.418从表3可以看出用固结快剪和三轴固结不排水剪指标得到的防洪堤稳定系数很接近，用三轴不固结不排水剪强度指标计算的稳定系数最低，设计中建议使用三轴固结不排水剪强度。由表3可以看到，不同指标计算得到的结果相差很大，因此计算时指标的选用很重要，实际工程应用中，设计人员常因不清楚各指标的具体含义及适用条件，错用指标，从而导致不必要的失误。需要指出的是此防洪堤地基土体为已固结土体，不能采用快剪或不固结不排水剪强度指标进行计算。5.2考虑波浪作用的稳定安全系数根据临海站最高水位频率曲线，计算采用频率50%对应的6m水位为正常水位。根据式(4)确定出循环作用后土体的强度，再进行稳定计算，计算结果见表4。由表4可以看出，波浪(潮汐)的循环作用，对防洪堤的稳定有一定影响，但不很大。5.3考虑浸泡作用的安全系数防洪堤正常水位以上土体在洪水期间经受浸泡，土体强度将下降。在考虑波浪的循环作用对防洪堤稳定影响的基础上((Cu)cyclic/(Cu)NC为0.8)，再考虑洪水的浸泡作用，用不同浸泡时间后土体的抗剪强度指标计算得到的防洪堤边坡稳定安全系数如表5所示，其中安全系数变化百分比以浸泡0h的安全系数为基准。图3给出了浸泡前和浸泡120h后最危险滑弧示意图。表4波浪(潮汐)作用下防洪堤稳定安全系数(Cu)cyclic/(Cu)NC滑弧圆心/(m,m)滑弧半径/m安全系数Fs安全系数变化百分比(%)114.555，-8.07020.9792.41800.9514.555，-8.07020.9792.403-0.620350.914.555，-8.07020.9792.388-1.240690.8514.555，-8.07020.9792.373-1.861040.814.715，-8.14520.8482.357-2.522750.7514.715，-8.14520.8482.341-3.18445由计算结果发现，综合考虑洪水浸泡作用和波浪(潮汐)对防洪堤稳定的影响是较大的，短时间内(1d)其稳定安全系数只降低2.4%，但随着时间的增加，安全系数降低幅度越大，当浸泡时间达到120h(即5d)后，安全系数降低20%，因而必须引起足够的重视。表5不同浸泡时间后的边坡稳定安全系数浸泡时间/h滑弧圆心/(m,m)滑弧半径/m安全系数Fs安全系数变化百分比(%)014.715，-8.14520.8482.35701214.715，-8.14520.8482.341-0.67882414.555，-8.07020.4792.301-2.3759726.627，-3.6548.5201.973-16.29191206.78