堤腳區(qū)土體擾動(dòng)對(duì)海堤穩(wěn)定性影響數(shù)值研究

俞元盛，林國(guó)軍，麻元曉，李玲玲，吳 珂，國(guó) 振*

（1. 浙江大學(xué) 建筑工程學(xué)院，浙江 杭州 310058；2. 寧海縣公路與運(yùn)輸管理中心，浙江 寧波 315799；3. 寧?？h交通工程建設(shè)管理所，浙江 寧波 315615）

0 引 言

近年來(lái)，我國(guó)沿海地區(qū)的發(fā)展始終保持在較高水平，而人口密度增長(zhǎng)、用地資源緊張等問題也隨之顯現(xiàn)，并在一定程度上對(duì)該地區(qū)的發(fā)展造成了制約。沿海地區(qū)臨海灘涂資源豐富，海相淤泥軟土地基十分常見，因此圍墾造地成為了解決人多地少這一問題的重要途徑[1-2]。

當(dāng)天然軟土地基不能滿足工程要求時(shí)，可采用物理、化學(xué)或生物方法對(duì)其進(jìn)行處理以形成可滿足要求的人工地基，這一過程稱為地基處理[3]。水泥攪拌樁加固處理是常用的軟基處理手段，該方法具有建設(shè)成本較低、布置形式多樣、施工過程簡(jiǎn)單等優(yōu)點(diǎn)[4]。且水泥攪拌樁除作為復(fù)合地基增強(qiáng)體外，還可作為基坑開挖止水帷幕[5-6]。其加固原理為將水泥作為固化劑注入土體并利用攪拌樁機(jī)將其充分?jǐn)嚢?，使水泥和土體發(fā)生一系列物理化學(xué)反應(yīng)，從而優(yōu)化軟弱土體的工程性質(zhì)，形成抗壓強(qiáng)度高，具有整體性、水穩(wěn)性的水泥加固土柱體。

何杰等[7]通過現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)測(cè)定了9樁復(fù)合地基的承載力，研究了樁土應(yīng)力比、平均沉降隨荷載變化的規(guī)律。郭忠賢等[8]針對(duì)非飽和黏土及粉土中夯實(shí)水泥土樁復(fù)合地基進(jìn)行了單樁、4樁和9樁承載力試驗(yàn)研究。張偉麗等[9]利用 FLAC 3D建立數(shù)值模型，并與現(xiàn)場(chǎng)壓板試驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比，得出了水泥攪拌樁樁長(zhǎng)對(duì)地基承載力的影響。PHUTTHANANON等[10]利用 PLAXIS 2D分析了水泥攪拌樁單樁承載力和破壞模式，并通過離心機(jī)試驗(yàn)加以驗(yàn)證。龔曉南[11]提出了樁土復(fù)合地基極限承載力統(tǒng)一表達(dá)式以及復(fù)合地基沉降計(jì)算公式，為復(fù)合地基設(shè)計(jì)提供了依據(jù)。

考慮到對(duì)于一般的工程問題，直接采用三維有限元模擬大面積水泥攪拌樁地基處理建模困難，且需要占用大量的計(jì)算資源，鄧永鋒等[12]就攪拌樁復(fù)合地基簡(jiǎn)化數(shù)值計(jì)算等效土體參數(shù)確定方法給出了如下兩類方法：加固區(qū)整體簡(jiǎn)化與加固區(qū)樁土條帶分算（適用于矩形分布）。兩方法均根據(jù)面積置換率[13]計(jì)算加固區(qū)土體或樁條帶的等效模量Esp和強(qiáng)度csp、φsp。圖1為攪拌樁矩形分布時(shí)面積置換率計(jì)算圖示，閆明禮等[14]和代慶禮[15]給出了復(fù)雜分布情況計(jì)算方法。張學(xué)飛等[16]在此基礎(chǔ)上考慮樁間土剛度的非線性，通過修正等效模量來(lái)計(jì)算復(fù)合地基沉降。

圖1 面積置換率計(jì)算圖示Fig. 1 Diagram of area replacement ratio calculation

等效參數(shù)計(jì)算公式如式（1）所示：

在實(shí)際工程中，施工的時(shí)空效應(yīng)不容忽視，軟土地基通常都具有較強(qiáng)的結(jié)構(gòu)性和較高的靈敏度，地基處理或其他因素均可能破壞軟弱土層的結(jié)構(gòu)性而造成其強(qiáng)度的降低。王立忠等[17-18]對(duì)溫州軟弱地基排水板施工后的沉降進(jìn)行計(jì)算，結(jié)果表明土體平均擾動(dòng)度約為30%，最終沉降較不擾動(dòng)情況增大25%。SAYE[19]的研究同樣表明地基沉降與土體的擾動(dòng)度成正比。陳云敏等[20]在計(jì)算湘湖地鐵站重建過程中基底土沉降量時(shí)也考慮了先前深層土體擾動(dòng)的影響，計(jì)算結(jié)果表明，基底土受擾動(dòng)后的沉降量要遠(yuǎn)大于基底未受擾動(dòng)的最終沉降量。

然而，目前的研究大多單一地關(guān)注水泥攪拌樁成型后對(duì)地基土的增強(qiáng)作用，或施工及其他因素引起土體擾動(dòng)而導(dǎo)致的強(qiáng)度降低，尚缺少針對(duì)水泥攪拌樁施工時(shí)空效應(yīng)，綜合考慮不同區(qū)域地基處理影響的案例研究。結(jié)合現(xiàn)有研究基礎(chǔ)，本文將基于實(shí)際工程，首先通過 PLAXIS 3D對(duì)比利用面積置換率計(jì)算等效參數(shù)的簡(jiǎn)化方法與直接建立實(shí)體水泥攪拌樁模型的計(jì)算結(jié)果，評(píng)價(jià)等效模型的正確性。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步利用強(qiáng)度折減法分析評(píng)價(jià)堤腳附近軟基處理對(duì)已建海堤穩(wěn)定性影響，對(duì)不同擾動(dòng)程度進(jìn)行參數(shù)分析。本數(shù)值分析結(jié)果可為實(shí)際工程的設(shè)計(jì)施工提供必要的參考。

1 工程背景

某位于臨海灘涂圍墾區(qū)地下隧道全長(zhǎng)2 280 m，除兩端敞開段和光過渡段，主要隧道區(qū)段長(zhǎng)度約1 590 m，采用明挖暗埋法施工。圖2展示了該工程總平面圖及明挖暗埋段典型斷面圖，隧道建設(shè)于內(nèi)外海堤之間，灣內(nèi)將進(jìn)行灘涂圍墾作業(yè)。根據(jù)地勘報(bào)告，隧道工程建設(shè)區(qū)域地層為灘涂沉積土，土層主要包括淤泥、含砂淤泥、含礫粉質(zhì)黏土和全風(fēng)化花崗巖。在堤隧結(jié)合路段，地層性質(zhì)變異性較大，軟土層厚薄不均，且具有孔隙比大、含水量高、壓縮性高、強(qiáng)度低、固結(jié)慢等特點(diǎn)。

圖2 工程總平面圖及明挖暗埋段典型斷面圖Fig. 2 General layout of the project and typical cross-section of tunnel

施工過程如下：首先進(jìn)行內(nèi)、外側(cè)海堤下方區(qū)域水泥攪拌樁地基處理，之后使用吹填膜袋砂將內(nèi)、外側(cè)海堤填筑至設(shè)計(jì)標(biāo)高。海堤堆填完成后抽干堤內(nèi)海水，對(duì)堤內(nèi)軟土地基進(jìn)行三軸水泥攪拌樁加固處理使其滿足隧道基坑開挖的要求。由上述施工順序可知，堤內(nèi)軟基處理將造成海堤堤腳附近的土體擾動(dòng)。在地基處理初期，水泥與土骨架間的膠結(jié)作用尚未形成，土體強(qiáng)度則因擾動(dòng)而低于原狀軟弱土強(qiáng)度。因此，地基處理初期軟弱土層土體強(qiáng)度不增反降現(xiàn)象值得注意，該工況下的海堤穩(wěn)定性評(píng)價(jià)對(duì)工程設(shè)計(jì)和施工控制具有重要的意義。

2 數(shù)值模型及參數(shù)

2.1 三維模型及邊界

根據(jù)地勘報(bào)告、設(shè)計(jì)施工文件以及現(xiàn)場(chǎng)施工情況，本研究在 PLAXIS 3D中就整體簡(jiǎn)化方法和考慮實(shí)體水泥攪拌樁方法建立相應(yīng)數(shù)值模型。

如圖 3所示，海堤下方水泥攪拌樁樁徑 d為800 mm，間距1.4 m，呈梅花形布置。根據(jù)對(duì)稱性可沿海堤縱向取1.4 m寬度作為分析對(duì)象?？紤]某最不利斷面，模型中地基土尺寸為 200 m×1.4 m×21.5 m，地表標(biāo)高為-2 m。將地基土分為兩層，其中表層為淤泥層，分布范圍為-2～-8.7 m；下層為含礫粉質(zhì)黏土層，分布范圍為-8.7～-21.5 m。海堤堤頂標(biāo)高為6.8 m，內(nèi)側(cè)堤腳的坡度約為1∶1.2，外側(cè)堤腳采用拋石體鎮(zhèn)壓加固，拋石體頂面標(biāo)高1.5 m。水泥攪拌樁樁底標(biāo)高為-10 m，貫穿淤泥層。模型底面采用固定約束，對(duì)模型4個(gè)側(cè)面進(jìn)行法向約束，模型頂部表面為自由邊界，采用10節(jié)點(diǎn)四面體單元。圖4展示了考慮實(shí)體水泥攪拌樁的三維有限元模型。

圖3 海堤下方水泥攪拌樁布置形式及模型寬度示意圖Fig. 3 Schematic diagram of layout of cement piles under seawall and the chosen width of model

根據(jù)實(shí)際工程的施工工序，在數(shù)值分析中首先通過改變加固區(qū)內(nèi)的土體參數(shù)反映海堤下方地基處理作用，之后激活海堤結(jié)構(gòu)，模擬海堤堆填至6.8 m設(shè)計(jì)標(biāo)高。考慮到基坑范圍內(nèi)的三軸水泥攪拌樁施工設(shè)備的局限性，無(wú)法實(shí)現(xiàn)全斷面施工，因此在計(jì)算堤腳附近土體擾動(dòng)的工況時(shí)，僅考慮堤腳內(nèi)側(cè)8 m范圍內(nèi)的土體擾動(dòng)。堤內(nèi)軟基處理深度與海堤下方水泥攪拌樁處理深度一致，擾動(dòng)范圍內(nèi)的淤泥土和黏土在圖4中分別由土黃色和淡粉色表示。

圖4 考慮實(shí)體水泥攪拌樁的三維有限元模型Fig. 4 3-D finite element model considering cement piles

2.2 材料參數(shù)

土體本構(gòu)模型采用摩爾-庫(kù)倫（Mohr-Coulomb）模型，綜合地勘報(bào)告、現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)和室內(nèi)土工試驗(yàn)，土體及水泥攪拌樁材料參數(shù)如表1所示。

表1 土體及水泥攪拌樁材料參數(shù)（摩爾-庫(kù)倫模型）Table 1 Parameters of soil and cement pile (M-C model)

針對(duì)整體簡(jiǎn)化方法，根據(jù)圖3中高亮顯示的正三角形樁-土置換單元，可計(jì)算得到海堤下方地基處理區(qū)域水泥攪拌樁面積置換率為：

通過式（1）計(jì)算得到加固后淤泥層和黏土層的等效土體參數(shù)如表2所示。

表2 整體簡(jiǎn)化模型中堤下加固土土體參數(shù)Table 2 Parameters of reinforced soil under seawall in simplified model

針對(duì)堤腳附近因水泥攪拌樁施工而受到擾動(dòng)的土體，按式（3）定義土體擾動(dòng)度：

式中：下標(biāo)dis代表擾動(dòng)土；下標(biāo)und代表未擾動(dòng)原狀土。根據(jù)不同的擾動(dòng)度可計(jì)算得到擾動(dòng)土體的黏聚力和內(nèi)摩擦角，本研究參數(shù)分析中所涉及的擾動(dòng)度及對(duì)應(yīng)的土體強(qiáng)度匯總于表3中。

表3 不同擾動(dòng)度下土體強(qiáng)度參數(shù)Table 3 Strength parameters of soil with variance disturbance

海堤采用吹填膜袋砂填筑，根據(jù)設(shè)計(jì)資料，膜袋極限抗拉強(qiáng)度為120 kN/m，考慮到施工過程中土工膜袋的破損與老化，數(shù)值分析中取其抗拉強(qiáng)度為60 kN/m，則抗剪強(qiáng)度為30 kN/m。

3 整體簡(jiǎn)化方法合理性驗(yàn)證

為定量描述堤腳擾動(dòng)對(duì)海堤穩(wěn)定性的影響，探究安全系數(shù)與擾動(dòng)度間的關(guān)系，首先對(duì)海堤堆填完成后的整體穩(wěn)定性進(jìn)行評(píng)價(jià)。圖5和圖6分別展示了整體簡(jiǎn)化模型和考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型在海堤堆填后的位移云圖以及安全性分析所對(duì)應(yīng)的潛在破壞模式。表4中給出了兩分析模型中海堤的堤頂沉降、堤腳水平位移和安全系數(shù)。

圖5 整體簡(jiǎn)化模型海堤堆填計(jì)算結(jié)果Fig. 5 Calculation results of seawall fill phase with the simplified model

圖6 考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型海堤堆填計(jì)算結(jié)果Fig. 6 Calculation results of seawall fill phase with the model considering cement piles

表4 兩分析模型海堤堆填工況計(jì)算結(jié)果Table 4 Calculation results of seawall-fill phase in 2 models

對(duì)比兩分析模型的計(jì)算結(jié)果可知，兩者計(jì)算得到的海堤位移場(chǎng)分布一致，均表現(xiàn)為堤頂沉降，堤腳發(fā)生水平位移且附近土體有一定程度的隆起。兩模型堤腳水平位移基本相等，整體簡(jiǎn)化模型的堤頂沉降略小于考慮實(shí)體水泥攪拌樁的模型。造成這種現(xiàn)象的原因可能是在考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型中，樁身周圍仍為軟弱地基土，豎向承載力較低，且實(shí)體水泥攪拌樁間沒有聯(lián)系，整體剛度較低；而整體簡(jiǎn)化模型將地基處理范圍等效為均質(zhì)的土體，樁土材料被完全聯(lián)系在一起，提升了整體剛度，樁周軟弱土體也提供了可觀的承載力，故該模型下海堤豎向沉降較小。安全性分析中，本研究基于強(qiáng)度折減法，以關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)位移突變?yōu)槭Х€(wěn)判據(jù)確定安全系數(shù)。由計(jì)算結(jié)果可知，兩模型的海堤潛在破壞模式完全一致，且計(jì)算得到安全系數(shù)基本相等。

在此基礎(chǔ)上，考慮堤內(nèi)地基處理造成的海堤內(nèi)側(cè)堤腳附近土體擾動(dòng)。在本計(jì)算步中重置海堤位移為零，針對(duì)表3中的不同擾動(dòng)度進(jìn)行計(jì)算分析，可得兩分析模型海堤堤頂沉降、堤腳水平位移及海堤安全系數(shù)隨擾動(dòng)度的變化如圖7和圖8所示。

圖7 海堤位移隨擾動(dòng)度變化曲線Fig. 7 Relationship between displacement and disturbance

圖8 海堤安全系數(shù)隨擾動(dòng)度變化曲線Fig. 8 Relationship between safety factor and disturbance

根據(jù)計(jì)算結(jié)果可知，兩計(jì)算模型中海堤堤頂沉降和堤腳位移均隨擾動(dòng)度的增大而增大，當(dāng)擾動(dòng)度為60%時(shí)，整體簡(jiǎn)化模型堤頂沉降約為0.044 m，堤腳水平位移約為0.056 m，考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型堤頂沉降約為 0.261 m，堤腳水平位移約為0.363 m，兩模型計(jì)算結(jié)果存在一定差異，該現(xiàn)象可通過前述整體簡(jiǎn)化方法在一定程度上高估樁周軟弱土體承載力、高估地基處理范圍土體整體剛度解釋。當(dāng)擾動(dòng)度增大至99%時(shí)，整體簡(jiǎn)化模型堤頂沉降約為1.767 m，堤腳水平位移約為2.424 m，考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型堤頂沉降約為 1.756 m，堤腳水平位移約為2.310 m，兩模型計(jì)算結(jié)果較為接近。

根據(jù)《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》（GB 50030—2013）[21]，一般工況下二級(jí)邊坡要求滿足安全系數(shù)大于1.30，由計(jì)算結(jié)果可知，因地基處理造成堤腳附近軟土擾動(dòng)度不得大于60%，否則無(wú)法滿足規(guī)范要求。

綜上，整體簡(jiǎn)化模型在擾動(dòng)度較大情況下，其位移計(jì)算結(jié)果能夠較好地與考慮實(shí)體水泥攪拌樁的精細(xì)化模型相對(duì)應(yīng)，在擾動(dòng)度較小情況存在一定誤差；但對(duì)于不同擾動(dòng)度，整體簡(jiǎn)化模型計(jì)算得到安全系數(shù)與精細(xì)化模型差異甚微，可見在安全性分析中，整體簡(jiǎn)化模型能夠在保證計(jì)算結(jié)果可靠性的前提下簡(jiǎn)化模型，顯著降低建模難度并提高計(jì)算效率。因此，在后續(xù)研究中，可采用整體簡(jiǎn)化模型對(duì)海堤穩(wěn)定性進(jìn)行評(píng)價(jià)。

4 實(shí)際工程典型斷面研究

4.1 等效水泥土參數(shù)反算

上文中，筆者已針對(duì)最不利情況進(jìn)行分析，計(jì)算結(jié)果表明，海堤堆填完成后，其整體安全系數(shù)約為1.4，滿足穩(wěn)定性要求。而實(shí)際施工過程中，部分節(jié)段存在堤頂沉陷和側(cè)向變形較大的問題，故在海堤內(nèi)側(cè)堤腳進(jìn)行了反壓砂袋加固。造成該問題的可能原因在于水泥攪拌樁施工的不確定性，即樁身質(zhì)量存在差異，強(qiáng)度存在變異性，且水泥攪拌樁樁長(zhǎng)不一，部分?jǐn)嗝娴鼗幚砦簇灤┯倌鄬印Ｒ虼?，本?jié)將針對(duì)K7+050 m和K7+760 m兩個(gè)典型加固斷面，設(shè)海堤堆填至6.8 m設(shè)計(jì)標(biāo)高時(shí)恰好處于臨界狀態(tài)，綜合考慮影響水泥攪拌樁力學(xué)特性的多種因素反算海堤下方地基處理土體的等效強(qiáng)度參數(shù)，用于后續(xù)數(shù)值計(jì)算。

由于本節(jié)計(jì)算側(cè)重于海堤穩(wěn)定性分析，因此可采用整體簡(jiǎn)化模型進(jìn)行計(jì)算。根據(jù)原始設(shè)計(jì)圖紙和堤腳反壓加固設(shè)計(jì)建立對(duì)應(yīng)數(shù)值模型，表5中匯總K7+050 m斷面和K7+760 m斷面的主要幾何要素。模型中假設(shè)地基處理深度為地表以下6 m，未貫穿淤泥層。由于淤泥土內(nèi)摩擦角為19.3°，與水泥攪拌樁內(nèi)摩擦角較為接近，因此反算過程中保持加固區(qū)土體的等效內(nèi)摩擦角為19.3°不變，僅對(duì)其彈性模量和黏聚力進(jìn)行等比例折減[22]。

表5 典型斷面主要幾何要素Table 5 Geometry properties of typical cross-sections

針對(duì)兩典型加固斷面堤下地基處理區(qū)域土體參數(shù)的反算結(jié)果，以及施加堤腳反壓后海堤安全系數(shù)如表6所示。K7+760 m斷面海堤堆填凈高較小，且堤腳反壓砂袋堆填高度較高，因此反算所得的參數(shù)相對(duì)較小。

表6 兩分析模型海堤堆填工況計(jì)算結(jié)果Table 6 Calculation results of seawall-fill phase in 2 models

圖9展示了K7+050 m斷面和K7+760 m斷面在施加堤腳反壓后的海堤破壞潛在模式：K7+050 m斷面表現(xiàn)為向內(nèi)側(cè)滑動(dòng)并帶動(dòng)反壓砂袋整體滑移，這是由于該斷面海堤堆填凈高較大，且坡腳反壓砂帶鎮(zhèn)壓寬度較小造成；K7+760 m斷面表現(xiàn)為向外側(cè)滑動(dòng)，這是由于該斷面外側(cè)堤腳處拋石體作用寬度和凈高均較小，而內(nèi)側(cè)堤腳反壓砂袋作用范圍較大，因此海堤更容易向外側(cè)滑移。

圖9 兩典型斷面施加堤腳反壓后潛在破壞模式Fig. 9 Failure mode of two typical cross-sections after applying bagged sands at the foot of the seawall

4.2 土體擾動(dòng)對(duì)穩(wěn)定性影響分析

在反算結(jié)果的基礎(chǔ)上，考慮加固斷面堤腳附近軟基處理對(duì)海堤的穩(wěn)定性影響。由于在堤腳處已進(jìn)行砂袋鎮(zhèn)壓，三軸水泥攪拌樁將貫穿砂袋而破壞膜袋結(jié)構(gòu)，因此在本分析步中不考慮土工膜袋的抗拉強(qiáng)度作用，并按式（3）對(duì)表1中吹填砂的強(qiáng)度參數(shù)進(jìn)行折減，針對(duì)表3中的各擾動(dòng)度進(jìn)行參數(shù)分析。

圖10展示了兩計(jì)算斷面不同擾動(dòng)度下堤頂位移隨強(qiáng)度折減系數(shù)（安全系數(shù)）的變化規(guī)律，仍以關(guān)鍵節(jié)點(diǎn)位移突變?yōu)槭Х€(wěn)判據(jù)確定安全系數(shù)，可得到安全系數(shù)隨擾動(dòng)度變化趨勢(shì)如圖11所示。

圖10 兩典型斷面安全性計(jì)算結(jié)果Fig. 10 Stability analysis results of two typical cross-sections

從圖11中可以看出，針對(duì)K7+760 m斷面，當(dāng)擾動(dòng)度小于80%時(shí)，海堤安全系數(shù)變化不明顯，而當(dāng)擾動(dòng)度大于80%時(shí)，海堤安全系數(shù)顯著降低，這是由于隨擾動(dòng)度的增大，海堤-基床的破壞模式發(fā)生了改變。圖12展示了擾動(dòng)度從60%增大到99%的海堤潛在破壞模式演化情況，可以看出，當(dāng)擾動(dòng)度較小時(shí)，海堤潛在破壞模式主要為向外側(cè)滑動(dòng)，該潛在破壞模式下，堤腳擾動(dòng)區(qū)域土體強(qiáng)度對(duì)安全系數(shù)影響較小，故此時(shí)的安全系數(shù)對(duì)擾動(dòng)度不敏感。隨擾動(dòng)度增大，海堤向內(nèi)側(cè)剪切帶和圓弧形滑動(dòng)面逐漸發(fā)展，外側(cè)滑動(dòng)面逐漸消失，當(dāng)擾動(dòng)度較大時(shí)，海堤潛在破化模式演化為向內(nèi)側(cè)滑動(dòng)。由于滑動(dòng)面經(jīng)過軟基處理土體擾動(dòng)區(qū)域，因此安全系數(shù)對(duì)擾動(dòng)度較為敏感，故表現(xiàn)出如圖 11中的突變現(xiàn)象。對(duì)K7+050 m斷面，由于外側(cè)堤腳拋石體作用范圍和凈堆高較大，鎮(zhèn)壓作用顯著，而內(nèi)側(cè)砂袋作用范圍較小，因此潛在破壞模式均為在內(nèi)側(cè)產(chǎn)生滑動(dòng)面。

圖11 海堤安全系數(shù)隨擾動(dòng)度變化曲線Fig. 11 Relationship between safety factor and disturbance

圖12 不同擾動(dòng)度下海堤-基床潛在破壞模式及演化情況（K7+760 m）Fig. 12 Failure mode of seawall and ground with variance disturbance (K7+760 m)

根據(jù)《建筑邊坡工程技術(shù)規(guī)范》（GB 50030—2013）[21]中二級(jí)邊坡穩(wěn)定性要求，對(duì)K7+050 m斷面，要求擾動(dòng)度不大于75%；對(duì)K7+760 m斷面，要求擾動(dòng)度不大于85%。實(shí)際工程中加固斷面由于內(nèi)側(cè)堤腳處反壓沙袋的作用，允許的最大擾動(dòng)度略大于未加固斷面。

不論是否進(jìn)行加固處理，施工過程中均需注意控制堤內(nèi)水泥攪拌樁地基處理施工速率和施工間隔，減小土體擾動(dòng)度，確保施工安全性。

5 結(jié)論與展望

本研究基于某臨海灘涂區(qū)地下隧道工程，針對(duì)海堤堆填后隧道基坑范圍軟基處理所造成堤腳土體擾動(dòng)對(duì)海堤穩(wěn)定性影響進(jìn)行評(píng)估，并開展關(guān)于擾動(dòng)度的參數(shù)分析，主要得到以下結(jié)論：

（1）對(duì)比整體簡(jiǎn)化模型和考慮實(shí)體水泥攪拌樁模型發(fā)現(xiàn)，不同擾動(dòng)度下兩模型計(jì)算得到的安全系數(shù)最大誤差不超過2%。因此針對(duì)穩(wěn)定性評(píng)價(jià)，對(duì)水泥攪拌樁地基處理加固土體進(jìn)行整體簡(jiǎn)化是合理可行的。

（2）隧道基坑范圍堤腳處理所造成的堤腳土體擾動(dòng)將顯著影響海堤穩(wěn)定性。在不考慮施工不確定性條件下，當(dāng)擾動(dòng)度從60%上升到99%時(shí)，海堤安全系數(shù)從1.308下降至1.141，而無(wú)堤腳擾動(dòng)情況下，海堤安全系數(shù)為1.428。當(dāng)擾動(dòng)度大于60%時(shí)，海堤穩(wěn)定性將無(wú)法滿足規(guī)范要求。

（3）針對(duì)實(shí)際工程中出現(xiàn)的部分節(jié)段堤頂沉陷或海堤側(cè)向變形較大現(xiàn)象，取兩個(gè)典型加固斷面，根據(jù)海堤堆填至設(shè)計(jì)標(biāo)高恰好處于臨界狀態(tài)反算得到堤下地基處理土體等效參數(shù)，并驗(yàn)證按實(shí)際工程施加堤腳反壓后，海堤穩(wěn)定性滿足規(guī)范要求。

（4）對(duì)于外側(cè)堤腳拋石鎮(zhèn)壓作用顯著的斷面，其潛在破壞模式在不同擾動(dòng)度下均為向內(nèi)側(cè)滑動(dòng)；而對(duì)于外側(cè)堤腳拋石體體積較小，而內(nèi)側(cè)堤腳砂袋鎮(zhèn)壓作用范圍較大的斷面，其潛在破壞模式隨擾動(dòng)度增大由向外側(cè)滑動(dòng)轉(zhuǎn)變?yōu)橄騼?nèi)側(cè)滑動(dòng)。在擾動(dòng)度較小時(shí)，海堤安全系數(shù)對(duì)擾動(dòng)度不敏感，而當(dāng)擾動(dòng)度較大時(shí)，海堤安全系數(shù)隨擾動(dòng)度的增大而快速減小。實(shí)際工程中堤腳附近軟基處理過程中應(yīng)嚴(yán)格控制施工速率，減小土體擾動(dòng)度，必要時(shí)采取相應(yīng)的工程措施，以確保施工過程中海堤穩(wěn)定性。