局部軟弱夾層對(duì)擋泥壩穩(wěn)定性的影響分析

蔡學(xué)石，薛潤澤，徐滿意，王 洋，孟 靜，劉孟孟

(1.大連東港商務(wù)區(qū)開發(fā)建設(shè)管理集團(tuán)有限公司，大連 116001；2.交通運(yùn)輸部天津水運(yùn)工程科學(xué)研究所 港口水工建筑技術(shù)國家工程實(shí)驗(yàn)室 水工構(gòu)造物檢測(cè)、診斷與加固技術(shù)交通行業(yè)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，天津 300456)

在海洋軟土地基條件下開展的圍海造陸工程中，常常采用拋石的方式構(gòu)筑重力式擋泥壩。由于水下作業(yè)條件復(fù)雜，一旦清淤不徹底，在擋泥壩與軟土地基之間會(huì)形成一層由淤泥組成的軟弱夾層，對(duì)擋泥壩穩(wěn)定性及后期圍海造陸的安全性產(chǎn)生嚴(yán)重威脅[1]。目前常采用極限平衡方法計(jì)算均質(zhì)邊坡的整體穩(wěn)定性[2-3]，如瑞典圓弧法[4]、Janbu法[5]及Sarma法[6]，但針對(duì)含有局部軟弱夾層的非均質(zhì)邊坡的計(jì)算研究尚不充分。一方面，軟土地基形成過程中受各種自然因素影響，導(dǎo)致土體指標(biāo)具有顯著的地域性與離散性[7]，而土體指標(biāo)的選取往往對(duì)于邊坡穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果影響顯著。另一方面，軟土地基在壩體自重的長(zhǎng)期作用下產(chǎn)生次固結(jié)變形，軟土蠕變進(jìn)一步提升了擋泥壩失穩(wěn)的可能性。

隨著計(jì)算機(jī)技術(shù)的快速發(fā)展，數(shù)值模擬技術(shù)在巖土工程研究領(lǐng)域取得了廣泛應(yīng)用。目前應(yīng)用于邊坡穩(wěn)定性的數(shù)值模擬方法主要為有限元法、有限差分法等。段慶偉等[8]基于雙軟弱夾層滑面和單軟弱夾層滑面的重力壩壩基模型，驗(yàn)證了有限差分強(qiáng)度折減法在重力壩抗滑穩(wěn)定分析中的可行性，并針對(duì)折線形底滑面的復(fù)合失穩(wěn)模式，提出了以滑面以上特征點(diǎn)的位移突變作為強(qiáng)度折減法極限狀態(tài)判別依據(jù)。皮曉清等[9]基于有限元極限上限法對(duì)含軟弱夾層的邊坡穩(wěn)定性進(jìn)行了數(shù)值模擬分析，指出軟弱夾層的厚度、傾角、深度等因素對(duì)邊坡安全系數(shù)及滑裂面位置影響顯著，但當(dāng)軟弱夾層的深度和相對(duì)強(qiáng)度增大到一定值后，邊坡穩(wěn)定性不再受其影響。孫婧等[10]基于FLAC軟件研究了軟層位置對(duì)多層土質(zhì)邊坡的破壞模式及穩(wěn)定性的影響，指出位于邊坡中部的軟層將顯著降低邊坡穩(wěn)定性，且軟層自身性質(zhì)相較于其周圍土層的性質(zhì)對(duì)邊坡穩(wěn)定性影響更為顯著。為避免軟土地基邊坡穩(wěn)定性不足而產(chǎn)生滑移破壞，研究人員提出了一種有效的軟土邊坡加固方法，即深層水泥攪拌法(CDM)。王元戰(zhàn)等[11]基于三維有限元模型分析了采用CDM加固岸坡的效果，總結(jié)了高樁碼頭結(jié)構(gòu)內(nèi)力隨CDM加固深度的變化規(guī)律，并結(jié)合算例給出了最優(yōu)加固深度的建議值。

在上述對(duì)于邊坡穩(wěn)定性研究中，大多將軟弱夾層直接簡(jiǎn)化為一均勻分布的水平夾層，而實(shí)際工程中軟弱夾層的成因復(fù)雜，軟弱夾層往往會(huì)呈現(xiàn)不規(guī)則形狀。因此本文以大連某填海造地工程擋泥壩為例，采用數(shù)值仿真手段研究在局部軟弱夾層條件下邊坡坡比及計(jì)算方法對(duì)軟基上擋泥壩穩(wěn)定性的影響。

1 工程概況

1.1 工程位置

大連臨空產(chǎn)業(yè)園填海造地工程位于大連金州灣中部至灣底，甘井子區(qū)大連灣街道毛塋子村養(yǎng)殖場(chǎng)西北側(cè)的海域，距岸1.5 km。地理坐標(biāo)：北緯39°04′～39°06′，東經(jīng)121°37′～121°39′。工程區(qū)域距大連市中心約25 km，距沈大高速公路約2.5 km。其設(shè)計(jì)內(nèi)容為臨空產(chǎn)業(yè)園人工島，長(zhǎng)6 183 m、寬3 440 m，總面積20.29 km2。

1.2 側(cè)滑區(qū)域

在該工程中設(shè)計(jì)有一條拋石構(gòu)成的重力式擋泥壩，壩體一側(cè)為納泥區(qū)，另一側(cè)為機(jī)場(chǎng)跑道區(qū)。該工程在原有圍堰B33的基礎(chǔ)上，于其西南側(cè)拋填塊石形成擋泥壩。滑移事故發(fā)生前，機(jī)場(chǎng)跑道區(qū)尚未進(jìn)行地基處理和換填。側(cè)滑區(qū)位于圍堰B33里程K3+390～K3+744位置，長(zhǎng)度約345 m，側(cè)滑區(qū)域?qū)挾?57 m，如圖1所示?；瓢l(fā)生后，擋泥壩與B33圍堰之間形成一開裂槽，擋泥壩整體向跑道區(qū)方向移動(dòng)，現(xiàn)場(chǎng)照片如圖2所示。

圖1 側(cè)滑區(qū)域示意圖Fig.1 Schematic diagram of the side slip area

2-a 側(cè)滑前2-b 側(cè)滑后圖2 擋泥壩現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.2 On-site photographs of the mud-retaining dam

1.3 滑動(dòng)面位置判定

通過現(xiàn)場(chǎng)鉆孔探摸得到工程側(cè)滑區(qū)的地質(zhì)分層剖面結(jié)果，如圖3所示。其中，A1鉆孔拋石厚約18.7 m，拋石下方為約1.2 m厚的淤泥質(zhì)黏土層，該層上部含有碎石，下部土質(zhì)細(xì)膩，呈高塑性；A2鉆孔拋石厚度較小，拋石下方為約6 m厚的淤泥層，該淤泥層富含腐殖質(zhì)，土質(zhì)較均勻，呈軟塑狀態(tài)；A3鉆孔的拋石厚度最大，下臥層為粉質(zhì)黏土，未見淤泥及淤泥質(zhì)黏土層。綜合勘測(cè)結(jié)果表明，該側(cè)滑區(qū)域內(nèi)的拋石落底位置參差不齊，標(biāo)高差異很大，底部持力層除了A1、A2孔夾有淤泥或淤泥質(zhì)黏土以外，其余各孔揭露拋石底部持力層均為黏土層。經(jīng)過與設(shè)計(jì)資料對(duì)比發(fā)現(xiàn)，側(cè)滑區(qū)黏土層頂標(biāo)高較清淤控制標(biāo)高低2.0～3.0 m。此滑移區(qū)下側(cè)局部河槽底部疑沉積較厚淤泥，滑移區(qū)淤泥底標(biāo)高可能與原勘探結(jié)果存在差異，因此需要通過調(diào)查分析來明確此側(cè)滑區(qū)的產(chǎn)生機(jī)理，優(yōu)化調(diào)整清淤區(qū)的設(shè)計(jì)清淤深度，并為其他工程區(qū)域的設(shè)計(jì)和施工提供借鑒。

2 數(shù)值模型

2.1 模型分析方法

采用數(shù)值分析軟件對(duì)該工程側(cè)滑區(qū)斷面進(jìn)行模擬。本文分別采用瑞典圓弧法、簡(jiǎn)化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法進(jìn)行計(jì)算，并對(duì)比了不同計(jì)算方法得到的擋泥壩邊坡穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果的差異。

2.1.1 瑞典圓弧法

瑞典圓弧法將滑動(dòng)面假設(shè)為圓弧形，滑動(dòng)體繞圓心沿圓弧轉(zhuǎn)動(dòng)，因此，邊坡的安全程度可以用抗滑力矩與滑動(dòng)力矩的比值來評(píng)價(jià)，即邊坡穩(wěn)定性安全系數(shù)。邊坡穩(wěn)定性計(jì)算模型如圖4所示。

圖3 側(cè)滑區(qū)鉆孔剖面圖Fig.3 Borehole exploration profile of side slip zone圖4 瑞典圓弧法計(jì)算模型Fig.4 Computational model of Swedish Arc Method

由圖4可知，邊坡穩(wěn)定性安全系數(shù)為

(1)

式中：W為滑動(dòng)體重量，N；h為滑動(dòng)堤重心作用線到滑弧圓心c的距離，m；τf為抗剪強(qiáng)度，Pa；S為滑弧長(zhǎng)度，m；R為滑動(dòng)面的半徑，m。

考慮到抗剪強(qiáng)度τf是沿圓弧形滑動(dòng)面變化的。用一組豎向線將滑動(dòng)體劃分為土條。假設(shè)土條為不可變形的剛性體，根據(jù)力的平衡原理，分析各個(gè)土條弧段上的抗剪力和抗剪力矩，將其累加后得到滑動(dòng)體的抗滑力矩。假定土條兩側(cè)的水平力等大反向且作用于同一條直線上，因此相互抵消。這樣土條重力完全作用在滑面上，將其分解為切向力Hi=Wisinαi和法向力Ni=Wicosαi。假定法向力Ni均勻分布在弧段si上，則法向應(yīng)力表示為Ni/si，結(jié)合摩爾-庫侖強(qiáng)度理論可知弧段si上的抗剪力為

Ti=τfisi=τf=Nitanφ+csi

(2)

安全系數(shù)為

(3)

只有當(dāng)Fs大于1時(shí)，邊坡才會(huì)穩(wěn)定。

2.1.2 簡(jiǎn)化畢肖普法

上述推導(dǎo)過程中，瑞典圓弧法并未考慮土條之間的相互作用力，因此不滿足任一土條的力及力矩平衡條件，僅滿足整體力矩平衡條件。在此基礎(chǔ)上，畢肖普提出了考慮條間力的作用對(duì)瑞典圓弧法進(jìn)行修正的方法，考慮了條間力的作用，并假定土條之間的合力是水平的，即簡(jiǎn)化畢肖普法[12]。

2.1.3 摩根斯坦-普瑞斯法

摩根斯坦-普瑞斯法假設(shè)滑裂面為任意形狀，以重力作為邊坡破壞的主要驅(qū)動(dòng)力，假定每個(gè)分條底滑面上的合力作用于其滑面中點(diǎn)，采用摩爾-庫侖強(qiáng)度理論計(jì)算底滑面上的剪力。摩根斯坦-普瑞斯法保證了各個(gè)土條的力及力矩平衡條件及整體力矩平衡條件均得到了滿足[13]，但計(jì)算過程較復(fù)雜。

2.2 分析模型

圖5 含局部軟弱夾層的邊坡穩(wěn)定性數(shù)值計(jì)算模型Fig.5 Numerical model of slope stability with local weak intercalary strata

通過地形測(cè)量、探地雷達(dá)檢測(cè)、巖土勘察等手段對(duì)大連某填海造地工程進(jìn)行綜合勘測(cè)，發(fā)現(xiàn)在滑動(dòng)區(qū)內(nèi)的拋填塊石與地基黏土層之間存在薄厚不均的淤泥夾層。對(duì)比實(shí)測(cè)黏土層頂面高程與施工過程中的清淤控制高程之間的差異，推斷施工過程中由于黏土層頂面高程變化導(dǎo)致局部清淤不徹底，據(jù)此還原擋泥壩滑動(dòng)前的狀態(tài)，建立數(shù)值仿真模型，如圖5所示。該工程中擋泥壩的實(shí)際坡比為1 ∶1.4，為研究邊坡坡比的影響，分別按坡比1 ∶1.4、1 ∶2和1 ∶3進(jìn)行建模分析。該工程地質(zhì)剖面自上向下分別為碎石、淤泥夾層、黏土和粉質(zhì)黏土，土層主要性能參數(shù)如表1所示。在該工程中，淤泥夾層始終位于水位線之下，水位變化對(duì)于最危險(xiǎn)滑弧的位置影響不大，因此模型采用最低低潮位作為計(jì)算水位?？紤]水位對(duì)邊坡自重的影響，水位線之上的區(qū)域采用天然容重，水位線以下采用浮容重。實(shí)際工程中未采取打設(shè)砂井或塑料排水板等排水固結(jié)措施，且擋泥壩側(cè)滑發(fā)生在擋泥壩拋石施工剛完成后不久、跑道區(qū)側(cè)尚未回填之時(shí)，仍處于施工階段。因此，認(rèn)為地基土體處于未固結(jié)狀態(tài)，采用土體的直剪快剪指標(biāo)進(jìn)行邊坡穩(wěn)定性驗(yàn)算。

表1 土層材料參數(shù)Tab.1 Material properties of soil layer

表2 邊坡穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果Tab.2 Calculation results of slope stability

3 結(jié)果分析

3.1 局部軟弱夾層的影響

基于上述數(shù)值分析模型，采用3種邊坡穩(wěn)定性計(jì)算方法，得到了不同邊坡坡比和有無局部軟弱夾層條件下的邊坡穩(wěn)定性安全系數(shù)，計(jì)算結(jié)果見表2。結(jié)果顯示，3種計(jì)算方法的結(jié)果具有一致性，對(duì)于無軟弱夾層的情況，坡比在1 ∶1.4時(shí)即可滿足邊坡穩(wěn)定性要求，這也是原工程采用的設(shè)計(jì)坡比。但在存在局部軟弱夾層的情況下，只有當(dāng)坡比降低至1 ∶3時(shí)該擋泥壩才滿足穩(wěn)定性要求。這一結(jié)果表明，實(shí)際工程中一旦清淤不徹底，使得擋泥壩與黏土地基中間存在了一層不規(guī)則的淤泥夾層，將會(huì)顯著降低了擋泥壩的穩(wěn)定性。

3.2 邊坡坡比的影響

存在局部軟弱夾層情況下，采用瑞典圓弧法得到的最危險(xiǎn)滑弧位置如圖6所示。對(duì)比可知，隨著邊坡坡比降低，滑動(dòng)圓弧直徑逐步增大，滑弧出坡點(diǎn)從擋泥壩與地基交接處向上移動(dòng)至擋泥壩的壩身側(cè)面。當(dāng)坡比為1 ∶1.4時(shí)，滑弧只經(jīng)過拋石體、局部軟弱夾層(淤泥)和黏土層，當(dāng)擋泥壩坡比增大至1 ∶2和1 ∶3時(shí)，滑動(dòng)面經(jīng)過了黏土與下層粉質(zhì)黏土的分界處。在無局部軟弱夾層的情況下，滑弧的出坡點(diǎn)均位于黏土地基而非擋泥壩。邊坡安全系數(shù)隨邊坡坡比的變化如圖7所示。在有局部軟弱夾層(淤泥)存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數(shù)隨邊坡坡比降低呈現(xiàn)近似線性下降的趨勢(shì)。在無局部軟弱夾層(淤泥)存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數(shù)在邊坡坡比降低到一定值后呈加速下降趨勢(shì)。

6-a 擋泥壩邊坡坡比1︰1.46-b 擋泥壩邊坡坡比1︰26-c 擋泥壩邊坡坡比1︰3圖6 最危險(xiǎn)滑弧位置(瑞典圓弧法)Fig.6 Location of the most dangerous slip arc (Swedish Arc Method)

3.3 計(jì)算方法的影響

7-a 存在局部軟弱夾層7-b 無軟弱夾層圖7 邊坡安全系數(shù)隨邊坡坡比的變化Fig.7 Variation of slope safety factor with slope gradient

分別采用瑞典圓弧法、簡(jiǎn)化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法計(jì)算擋泥壩邊坡穩(wěn)定性，結(jié)果對(duì)比如圖7所示。當(dāng)坡比較小時(shí)，3種方法的計(jì)算結(jié)果十分接近；當(dāng)坡比增大后，3種方法計(jì)算結(jié)果的差異增大。前文已經(jīng)分析了3種計(jì)算方法的異同點(diǎn)，其中摩根斯坦-普瑞斯法不僅可以計(jì)算任意形狀的滑動(dòng)面，還可以同時(shí)滿足各個(gè)土條的力及力矩平衡條件及整體力矩平衡條件，其計(jì)算結(jié)果最接近真實(shí)情況。圖7中可以看出，當(dāng)擋泥壩邊坡坡比為1 ∶3時(shí)，摩根斯坦-普瑞斯法略高于簡(jiǎn)化畢肖普法和瑞典圓弧法。研究表明，在擋泥壩坡度較緩時(shí)，采用瑞典圓弧法及簡(jiǎn)化畢肖普法所得結(jié)果可能偏于不安全，應(yīng)謹(jǐn)慎處理。

3.4 滑動(dòng)成因分析

數(shù)值分析結(jié)果證實(shí)了前文關(guān)于擋泥壩側(cè)滑原因的推斷，即滑動(dòng)面經(jīng)過局部軟弱夾層(淤泥)。工程現(xiàn)場(chǎng)勘探結(jié)果表明原始黏土層頂標(biāo)高變化較大，據(jù)此推斷在側(cè)滑區(qū)內(nèi)存在清淤不徹底的情況，即清淤設(shè)計(jì)高程向下至黏土層之間仍存在一定厚度的淤泥，起初側(cè)滑區(qū)上部拋石體大部分覆蓋在該淤泥層之上，經(jīng)滑動(dòng)后才落到下部的黏土層，所以二次勘探時(shí)鉆孔A1出現(xiàn)了碎石混泥的現(xiàn)象。由于夾層為淤泥，其抗剪強(qiáng)度指標(biāo)非常小，在上部回填石料自重作用下形成了較大范圍的下滑區(qū)，再加上風(fēng)浪等不利條件的共同作用，使得擋泥壩壩底抵抗力不足以平衡下滑力，從而引起擋泥壩壩體失穩(wěn)產(chǎn)生滑動(dòng)，在滑動(dòng)中使跑道區(qū)的海側(cè)拋石塊體坡度放緩，并增大擋泥壩壩底接觸面積，進(jìn)而達(dá)到了新的平衡，現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)結(jié)果表明，擋泥壩頂標(biāo)高下降、跑道區(qū)的海側(cè)坡面變緩恰與此滑動(dòng)過程相穩(wěn)合。

4 結(jié)論

本文結(jié)合大連某填海造地工程擋泥壩的現(xiàn)場(chǎng)勘測(cè)資料，通過數(shù)值方法探究了局部軟弱夾層對(duì)擋泥壩穩(wěn)定性的影響，分析了邊坡坡比對(duì)擋泥壩的穩(wěn)定性安全系數(shù)及最危險(xiǎn)滑弧位置的影響規(guī)律，對(duì)比了瑞典圓弧法、簡(jiǎn)化畢肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法等3種計(jì)算方法針對(duì)擋泥壩邊坡穩(wěn)定性計(jì)算結(jié)果的差異性。最終對(duì)工程實(shí)踐中該擋泥壩發(fā)生滑移的原因進(jìn)行了分析并提出相應(yīng)建議：

(1)存在局部軟弱夾層對(duì)擋泥壩穩(wěn)定性及最危險(xiǎn)滑弧位置影響非常顯著，不同的邊坡穩(wěn)定性計(jì)算方法得到的安全系數(shù)結(jié)果具有較好的一致性。

(2)存在局部軟弱夾層的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數(shù)隨邊坡坡比降低呈現(xiàn)近似線性下降的趨勢(shì)。在無淤泥夾層存在的情況下，擋泥壩的穩(wěn)定性系數(shù)在邊坡坡比降低到一定值后呈加速下降趨勢(shì)。在擋泥壩坡比較緩時(shí)，采用瑞典圓弧法及簡(jiǎn)化畢肖普法所得結(jié)果略低于摩根斯坦-普瑞斯法，偏于不安全。

(3)研究表明，清淤不徹底會(huì)顯著影響擋泥壩的邊坡穩(wěn)定性，對(duì)壩后吹填作業(yè)產(chǎn)生嚴(yán)重隱患，應(yīng)該給予足夠重視。