周君亮

(江蘇省水利廳,南京 210029)

1 水工建筑物地基土的抗滑剪應(yīng)力

1.1 小型壓板試驗原位實測土體回彈影響

為測定基坑開挖卸荷、地基土回彈對地基土抗滑剪應(yīng)力的影響,采用現(xiàn)澆混凝土平底面板上加不同的豎向偏心壓力模擬建筑物底板在地基土上的抗滑試驗,簡稱壓板試驗。地基土的抗滑破壞是剪切破壞,可以測定地基土與底板間的抗滑剪應(yīng)力。壓板試驗測得的抗滑剪應(yīng)力參數(shù)比室內(nèi)土樣試驗測得的參數(shù)要低,但符合實際。黏性地基土承載能力圖如圖1所示。

抗滑剪應(yīng)力參數(shù)可由庫倫公式表示如下[1]:

為提高試驗精度,采用不同尺寸的多塊壓板,在同一壓應(yīng)力下,剪切試驗數(shù)據(jù)按統(tǒng)計平均值作為該點地基土的抗滑剪應(yīng)力。

1.2 討論

1)各種不同類黏性土的礦物成分、形狀、級配、成因、結(jié)構(gòu)不同,工程特性不同;土顆粒含有吸附水層、自由水和氣態(tài)水;在外界壓力增加、孔隙比減小時,土體密度增加,土顆粒間自由水被排出,氣態(tài)水被壓縮或溶解在水中,膠凝作用增加,凝聚力增加;外界壓力減小、孔隙比增加時,土體密度減小,自由水體增加,氣態(tài)水被釋放,膠溶作用增大,凝聚力減小。

圖1 黏性地基土承載能力圖Fig.1 Bearing capacity of anti-sliding of subbed of clay soil

2)某種沙質(zhì)黏土試驗成果[2]如圖2所示。

3)原位壓板試驗按正常固結(jié)順序分級加壓,24 h后原位壓板快剪試驗與原來鉆探試驗結(jié)果比較如下:

三河閘粉質(zhì)黏土地基,1952年原位鉆探取樣直接快剪試驗:cH=63 kPa,φH=23°,孔隙比0.63;1967年在下游護坦做壓板試驗:cH=22 kPa,φH=23°,孔隙比0.71。兩者凝聚力之比為2.74∶1。

高良澗進水閘是輕粉質(zhì)壤土地基,鉆探取樣室內(nèi)直接快剪試驗:cH=72 kPa,φH=22°,孔隙比0.67;壓板試驗:cH=26 kPa,φH=18°,孔隙比0.76。兩者凝聚力之比為2.77∶1。

射陽河閘是粉沙土地基,鉆探取樣直接快剪試驗:cH=0,φH=27°;壓板試驗:cH=0,φH=22°。摩擦系數(shù)之比為1.25∶1。

4)從上述資料可以看出,因基坑開挖,下臥土體回彈,導(dǎo)致黏性土的凝聚力減小很多。由于土體回彈所引起的抗剪強度減小的機理研究甚少,這已成為完善土基上水工建筑物抗滑穩(wěn)定設(shè)計方法的關(guān)鍵問題之一。

5)原位壓板試驗資料較多時,在設(shè)計工作開始時可以由室內(nèi)直接快剪試驗估算原位場地壓板試驗參數(shù),作為考慮基坑開挖、下臥土體回彈導(dǎo)致地基土抗滑剪應(yīng)力降低的依據(jù)。

圖2 某種黏土試驗測定孔隙比e與極限凝聚力、內(nèi)摩擦系數(shù)tanφ的關(guān)系Fig.2 Relations of a sand clay among void rates e,maximum cohesion and coefficient of internal friction tanφ

2 土基上水工建筑物的滑動設(shè)計和計算

2.1 土基的抗剪特性指標

式(1)可以寫成下列形式:

2.2 地基土抗滑動指標計算值的安全裕量

由特征壓應(yīng)力σmax控制地基土的位移面和抗滑形式,在它作用下的試驗指標和的統(tǒng)計平均值合成,作為地基土抗剪特性指標值。式(1)改寫成下列形式:

2.3 地基土抗滑剪應(yīng)力包線

圖3 不同壓應(yīng)力σi試驗實測判定的不同凝聚力ciFig.3 The values of ciwith variable σi

1)特征壓應(yīng)力σmax在建筑物設(shè)計中根據(jù)方案比選而定,即使同一工程,也隨工況不同而不同。壓應(yīng)力與土體的孔隙比的回彈再壓縮關(guān)系 Δ e/Δ σ是曲線,土體的每一孔隙比都有與它適應(yīng)的抗剪強度。

2)試驗參數(shù)按最高應(yīng)力水平 σmax≈σnp提供,各級σ0～σnp范圍的i～σi函數(shù)關(guān)系稱包線。在壓應(yīng)力σi＞σnp時土體抗剪強度急劇下降。a.地基土抗剪強度中凝聚力的應(yīng)用:黏性土凝聚力cHi是由土體內(nèi)結(jié)構(gòu)壓力產(chǎn)生的潛在極限抗剪強度,在外荷載壓應(yīng)力作用下才發(fā)揮出與其適應(yīng)的抗剪強度。b.黏性土的抗剪強度隨孔隙比變化而增減,抗剪強度中凝聚力隨壓應(yīng)力增大而增大,內(nèi)摩擦角隨壓應(yīng)力增大而減小。c.圖3是超固結(jié)土樣卸荷到各壓應(yīng)力剪切試驗的包線。從σi＜(50～100)kPa到σmax的包線可作為直線[2];壓應(yīng)力水平低時包線為曲線。d.圖3中虛線為超固結(jié)土樣的包線,下移至壓力軸線,表示凝聚力強度。

3)試驗中固結(jié)壓應(yīng)力的影響:a.因為天然土層都已有一定固結(jié),在試驗現(xiàn)場保持土樣原有固結(jié)壓應(yīng)力,當試驗壓應(yīng)力小于原有固結(jié)壓應(yīng)力時,包線出現(xiàn)峰值抗剪強度,包線成為比正常固結(jié)較為平緩的曲線,凝聚力較大。b.在試驗現(xiàn)場保持土樣原有固結(jié)壓應(yīng)力不變,當試驗壓應(yīng)力小于原有固結(jié)壓應(yīng)力時,超壓密的黏性土的抗剪強度要比正常固結(jié)的大,增大部分稱為峰值抗剪強度。峰值抗剪強度中的凝聚力隨著反復(fù)剪切而完全消失,其內(nèi)摩擦角則稍減小到一定值。c.水利工程經(jīng)受反復(fù)受力條件,在壓應(yīng)力水平低時出現(xiàn)增加的峰值抗剪強度將消失。d.在沙土試驗中,當試驗壓應(yīng)力小于原有固結(jié)壓應(yīng)力時為密沙,密沙增加的剪切強度因剪脹膨脹喪失。e.在正常固結(jié)壓應(yīng)力下,在每一壓應(yīng)力下凝聚力減少與壓應(yīng)力減少的比例相同,內(nèi)摩擦系數(shù)認為幾乎不變,包線的函數(shù)關(guān)系可作為直線。

4)由于不可能在試驗壓應(yīng)力為零時做正常固結(jié)土樣試驗,因此認為此時抗剪強度為零,包線的終點定在ci為零和tanφ的坐標原點。最大壓應(yīng)力點為正常固結(jié)土樣試驗壓應(yīng)力σmax≈σnp,試驗所得max,反求tanψmax、凝聚力cmax和內(nèi)摩擦角φ的值。

2.4 地基土設(shè)計抗滑摩擦系數(shù)

圖4 黏性地基土的設(shè)計抗剪強度的 i～σi包線Fig.4 Shearing envelop trajectory of i～σifor clay soils

2)采用設(shè)計包線時避開壓應(yīng)力水平很低的前端部分,作為直線誤差較小。地基土特性指標計算值稱為地基土摩擦抗滑系數(shù)tanψi,見式(5):

2.5 討論

地基土抗剪試驗的應(yīng)力狀態(tài)與工程實際的應(yīng)力狀態(tài)、應(yīng)力水平和應(yīng)力路徑不完全相同,加上土體結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性,土工試驗條件要完全符合工程實際條件是很困難的,因此重視總結(jié)長期實踐經(jīng)驗是十分必要的。水利工程的應(yīng)力狀態(tài)是按平均辦法以總應(yīng)力來敘述,實踐中施工速度較快,建成運行時地基土承受的剪切應(yīng)力是高、低水平長期連續(xù)交替。壓板試驗是原位直接快剪,測定的應(yīng)力狀態(tài)較接近工程實際。

3 水工建筑物土基上的抗滑設(shè)計

建筑物底板是整體,它在地基土上的滑動是整體位移和滑動,分接觸面或接觸面下地基土內(nèi)整體位移和滑動;地基土的滑動是蠕變滑動,分地基土局部滑動和深層滑動。建筑物底板整體位移和滑動與地基土蠕變滑動的機理不同,要研究符合實際工況的計算方法。

3.1 水工建筑物底板在地基土上的位移

底板直接澆筑在土基上形成與地基土十分粗糙的接觸面,該面抗滑摩擦系數(shù)大于地基土內(nèi)部的特性指標計算值時,底板沿地基土內(nèi)發(fā)生位移,最大位移面受接觸面的約束移入土內(nèi)。

當外荷載經(jīng)底板傳到地基土上的壓應(yīng)力使地基土產(chǎn)生的抗滑剪力等于或大于外荷載的滑動剪力時,外荷載的滑動剪力不必要傳到接觸面下地基土層來分擔,地基土層不會滑動。反之外荷載產(chǎn)生的滑動剪力如傳到接觸面下地基土層,則接觸面下地基土層分擔越多,地基土發(fā)生滑動土體越大。

在某一豎向壓應(yīng)力作用下,地基土發(fā)生單位滑移所需的剪應(yīng)力稱為它的抗剪勁度,地基土的抗拉強度很低,不能傳遞橫向剪力,在分擔外荷載橫向剪力時擠推鄰近土體,使土體形成蠕變滑動。因為底板結(jié)構(gòu)強度大,各部位材料抗拉強度大于地基土的抗剪勁度,底板能夠在與地基土接觸面?zhèn)鬟f總的橫向荷載,形成底板自身整體位移和滑動,并可能使地基土蠕變滑動。

當接觸面抗滑摩擦系數(shù)小于地基土內(nèi)的特性指標計算值時,底板沿該面發(fā)生位移;當外荷載產(chǎn)生的橫向滑動剪力大于位移所需的抗滑剪力時,依次底板沿該面發(fā)生位移,再發(fā)生平面滑動。水工建筑物底板都是直接澆筑在土基上的,形成與地基土十分粗糙的接觸面,筆者按該面抗滑摩擦系數(shù)大于地基土內(nèi)部的特性指標計算值研究[3]:在外荷載產(chǎn)生的橫向滑動剪力大于位移所需的抗滑剪力時,依次底板沿該面發(fā)生位移,再發(fā)生地基土局部滑動到深層滑動,同時伴有底板沿該面發(fā)生間斷性滑動,建筑物向滑動方向傾倒。

1)由于底板的整體作用,總豎向外荷載ΣW與總橫向外荷載Σh的摩擦角ΣW/Σh稱為外荷載滑動特性指標,Σh中不包括試驗拉力。它作用在底板σmax點時僅底板發(fā)生位移,該點地基土不滑動,即 Σh/ΣW=tanψmax時,此壓應(yīng)力為σ′cmax=0,其他情況:

2)因底板整體作用,計入外豎向荷載的偏心作用,任何i點僅發(fā)生位移時,該點地基土的外荷載平均橫向滑動力為′ci=tanψmaxσ′cmax。 如在 i點傳入底板地基土中的壓應(yīng)力大于上述壓應(yīng)力,大于部分σ″ci=σmax-σ′ci將傳入地基土成為它的滑動剪力″ci=tanψmaxσmax-′ci。

4)因底板整體作用,根據(jù)外荷載的滑動特性指標Σh/ΣW大于地基土的tanψmax部分,發(fā)生在b″長的滑動剪力在b長內(nèi)重分配。

3.2 地基土上水工建筑物底板整體位移和滑動穩(wěn)定

根據(jù)地基土上承載能力計算圖,當σi≤σnp時,在包線 i點的剪應(yīng)力為 σitanψmax=σitanφmax+cmax/kci,包線作為直線,如圖5所示。

包線在σmax＞σnp段為曲線,剪力很快減小,曲線曲率在土工試驗中無規(guī)律可循,且地基土已可能處在混合滑動,故限制σmax使用,見3.5節(jié)。

根據(jù)底板在地基土上的荷載壓力圖形,得水工建筑物底板單位寬地基土總的抗滑動剪力為:

圖5 黏性地基土水工建筑物整體抗滑動計算Fig.5 Calculating charts for anti-sliding capacity of hydraulic structures on clay subbed

式(7)中σi為單調(diào)遞增。設(shè)計要求地基土處在平面抗滑情況,式中σmax必須小于地基土臨界壓應(yīng)力,不使地基土可能出現(xiàn)混合或深層滑動。

建筑物整體穩(wěn)定安全系數(shù)要求達到保證建筑物與地基土整體穩(wěn)定,見式(8):

式(8)中Ks為底板整體位移和滑動安全系數(shù),按規(guī)范要求Ks=1.35～1.25。如Ks≥1,底板與地基土之間只有整體位移,不發(fā)生底板滑動和地基土滑動。

底板上任何i點發(fā)生整體位移和滑動的安全系數(shù)為:

因底板整體作用,建筑物底板整體位移和滑動的安全系數(shù)為:

當Ks≥1時,應(yīng)按式(8)或式(9)、式(10)計算。

3.3 水工建筑物地基土抗滑動穩(wěn)定計算

地基土滑動是由于底板在發(fā)生整體位移后,外荷載剩余的滑動力傳入地基土所致。因為地基土的抗拉強度很低,不能傳遞橫向剪力,故計算底板傳到各點地基土上的橫向剪力時要計入總豎向外荷載的偏心作用。偏心豎向荷載σi中扣除承擔底板位移的σ′ci后,與地基土抗滑摩擦系數(shù)tanψmax的乘積為地基土該i點抗滑剪力,它與平均橫向荷載Σhb之比,相當于地基土上σ″ci作用i點地基土的抗滑安全系數(shù) K′ci,控制該點地基土的抗滑形式。當K′ci＜1時:在 Ks＜1時,該接觸面抗滑摩擦系數(shù)大于地基土內(nèi)部的特性指標計算值,底板地基土之間有整體位移、底板多次間斷性滑動和地基土局部滑動到深層滑動。底板整體位移和滑動安全系數(shù)按式(13)計算,地基上滑動安全系數(shù)應(yīng)按式(11)分開計算;在Ks＜1時,該接觸面抗滑摩擦系數(shù)如小于地基土內(nèi)部的特性指標計算值,底板與地基土之間有底板整體位移,底板平面滑動而失事:此時應(yīng)用式(6)時以接觸面的摩擦系數(shù)替換tanψmax。

1)在壓應(yīng)力中計入總荷載豎向偏心影響時,在底板任何i點壓應(yīng)力σ′ci傳到地基土產(chǎn)生底板位移的滑動力,由于底板的整體作用,發(fā)生滑動的底板范圍內(nèi)任何i點處地基土滑動的平均橫向滑動力為′ci=′cmax,其壓應(yīng)力為 σ′ci=σcmax。

此底板位移所需壓應(yīng)力為:

2)扣除由外荷載傳到地基土上i點由底板位移承擔的滑動剪力σ′cib,地基土發(fā)生局部滑動時,計入底板的整體作用,地基土的整體抗滑安全系數(shù)Kc為:

3)扣除由外荷載傳到地基土上i點由底板位移承擔的滑動剪力σ′cib,計入豎向荷載偏心作用,底板前、后趾地基土發(fā)生局部滑動時的抗滑安全系數(shù)為:

4)地基土發(fā)生滑動時,底板滑動計入底板的整體作用,扣除位移所需的橫向剪應(yīng)力;計入外荷載傳到底板上由底板位移所需總的壓應(yīng)力。底板整體抗滑安全系數(shù)Ks為:

5)地基土不能傳遞橫向剪應(yīng)力,故計入豎向荷載偏心作用,并扣除外荷載傳到地基土上底板位移承擔的平均滑動剪力,底板前、后趾的抗滑安全系數(shù)分別為:

式(14)中σ″max、σ″min為外荷載作用在底板上的最大壓應(yīng)力σmax、最小壓應(yīng)力σmin扣除底板位移所需壓應(yīng)力的偏心力矩后,所得的底板前趾、后趾的壓應(yīng)力。

6)即使底板前趾和地基土前趾的滑動安全系數(shù)保持一致,后趾地基土的滑動安全系數(shù)也減小很多,使地基土滑動安全系數(shù)比底板的減小很多。隨著地基土蠕變滑動幅度加大,底板受地基土滑動帶動,處在不穩(wěn)定狀態(tài),發(fā)生多次間斷性滑動,建筑物前傾。

7)由于底板整體作用,外荷載經(jīng)底板位移傳到地基土使它滑動的豎向壓應(yīng)力和橫向滑動力都減小,偏心力矩也減小,外荷載作用在地基上的滑動特性指標ΣhΣW加大,使地基土抗滑安全系數(shù)Kc減小,地基土發(fā)生滑動增大;帶動底板發(fā)生間斷性滑動增加;但加大了底板的原有位移和滑動的整體安全系數(shù),延緩建筑物傾斜導(dǎo)致結(jié)構(gòu)的破壞過程。

8)在計算中確定底板上 K′ci＜1的壓力點位置,作為該部位地基土發(fā)生滑動被擠出的起點,根據(jù)該處在滑動狀態(tài)的地基土占有多少底板長度,評估滑動嚴重程度。

9)在成層地基土上,如各層地基土的抗滑動承載能力已知時,在夾層地基土面上的計算壓應(yīng)力為底板作用在地基土上的壓應(yīng)力加上夾層以上的土重,由計算的剪應(yīng)力與底板作用在地基土上傳到夾層上的平均剪應(yīng)力相比較,確定夾層土的抗滑動形式。

3.4 地基土蠕變滑動計算

1)現(xiàn)有基于彈性理論計算地基土體塑性開展區(qū),底板范圍內(nèi)地基土面層不發(fā)生蠕變滑動。采用極限平衡理論計算土體滑動區(qū),土體滑動區(qū)是從底板后趾邊開始向前趾以外土體滑動。兩者計算成果與實際工況和試驗成果都不吻合。

2)地基土滑動區(qū)輪廓:底板地基土內(nèi)部某i點的K′ci=1,則該點以下土體不滑動,可得到土體滑動區(qū)。

基于地基土受拉強度為零,剪應(yīng)力不能傳遞,但剪應(yīng)力造成土體擠壓的壓縮變形傳遞,形成了土體滑動。

在較大剪應(yīng)力作用時,底板前趾部位滑動土體向底板外土體擠壓,變形減小,在一定深度處,土體抗滑動剪應(yīng)力雖減小,但變形增大,使最大位移面于土體內(nèi),形成混合或深層滑動形式,圖6中K′cA=K′cB=K′cC=1 以上為滑動區(qū)。

圖6 地基土混合抗滑動形式示意Fig.6 Compound form of anti-sliding move between dragged plate and subsoil

基于地基土受拉強度為零,抗御橫向力的剪應(yīng)力大小僅與它承受的壓應(yīng)力和試驗特性指標有關(guān),剪應(yīng)力不能傳遞;但剪應(yīng)力造成土體擠壓的壓縮變形可以傳遞,形成滑動變形。故1-B為底板前趾前端垂線。在B點土體承受的擠推力與自身的抗滑力平衡,即滑動安全系數(shù)K′cB=1。

1)土體滑動區(qū)如圖6所示,荷載作用在地基土上作用的滑動指標tanψcp=ΣhΣW。開始滑動點 Kci=1的壓應(yīng)力σ′cmax=σmax(ΣhΣW-tanψmax),開始滑動點到前趾距為距離l,可評估其滑動嚴重程度。

3)下層土浮容重按γ=1.0 t/m3計算,擠推傳入土中深約h =Δ1/γ。前趾地基土外側(cè)1-B承受總的側(cè)推力Σ≈Δ1lh/2。自前趾到C點的水平距離形成被動滑動區(qū)L≈Σ1h/2,地基土滑動屬于蠕變滑動。

4)簡單分析提供了計算蠕變滑動的途徑,通過實例證實是可信的。

3.5 地基土抗滑動承載能力臨界安全富裕

工程中地基土抗滑動是有豎向荷載和橫向荷載共同作用,有時橫向荷載很小,計算所得可能很大。因為地基土的抗滑動承載能力是由它的特征壓應(yīng)力決定的,當特征壓應(yīng)力σmax位于臨界的壓應(yīng)力σnp點時,對應(yīng) σmax～為曲線段隨 σmax增大而急劇減小。

因此要求用地基土承載力臨界安全富裕系數(shù)Knp控制地基土的臨界壓應(yīng)力,限制σmax值使用,作為式(8)的補充。地基土的臨界承載力安全富裕系數(shù)為:

在壓板試驗中,地基土壓應(yīng)力范圍要拓寬到σi＞σnp部分,滿足設(shè)計要求。

3.6 討論

根據(jù)地基土抗滑承載能力圖,定量確定采用的Knp值,擬定設(shè)計最大地基壓應(yīng)力,根據(jù)和的離散程度,采用了多個安全系數(shù)。計算滿足tanψmax和Ksmax要求,然后再單獨設(shè)置地基土的抗滑動安全系數(shù)Kci。

4 回顧分析兩座已建水工建筑物

4.1 三河閘[4～6]

三河閘位于洪澤湖大堤上,是建在天然地基上的建筑物,設(shè)計閘身重量很輕,閘孔總凈寬63 m×10 m。1953年建成,1968年加固。1954年淮河大洪水后,因為在控制泄洪時原建閘身擋洪不穩(wěn)定,要加重閘身,底板強度不夠,幾次加固設(shè)計都必須要先解決淮河洪水出路后才可打壩斷流,加固底板。

1968年加固時,借用巖基抗剪公式,將土壤凝聚力作為抗剪強度,利用壓板試驗數(shù)據(jù),取地基土凝聚力為原直接快剪的1/3,可不打壩即完成加固。按本文擬定方法計算如下:

1)地基土是粉質(zhì)黏土[2,3],鉆探取樣直接快剪:cH=63 kPa,φH=23°。

2)1967年壓板試驗:cH=22 kPa,φH=23°,考慮浸水影響,采用φ′=21°,c′=21 kPa。地基土臨界壓應(yīng)力np=150 kPa,取實測最小值np=120 kPa。 摩擦系數(shù) tanψcmax=tanφmax+cmax/σcmax=tan21°+21/120=0.559。

3)在工況1:底板整體(底板18 m×32.2 m)抗滑安全系數(shù)Ks=tanψmaxΣWΣh=1.21,地基土不發(fā)生滑動。其中前趾地基土抗滑安全系數(shù))=1.94,后趾 K′cmin=)=0.497,底板整體調(diào)為Ks=1.21。在工況2:底板整體Ks=1.18 。 底板前趾 K″smin=1.19,后趾 K″smax=1.17 。

4)三河閘加固設(shè)計計算成果見表1,應(yīng)用上述方法對三河閘進行回顧分析的計算成果見表2。

表1 三河閘加固設(shè)計計算成果Table 1 The reinforce design calculation results of Sanhe sluice

表2 三河閘回顧分析計算成果Table 2 Analysis calculation results of Sanhe sluice

5)在 1981年 10日 22日三河閘閘上水位13.76 m,閘下7.87 m;現(xiàn)在接近加固設(shè)計冬春季設(shè)計閘上水位13.50 m,閘下7.50 m,接近穩(wěn)定設(shè)計的冬春季最高蓄水位。加固閘身抗滑動安全基本已經(jīng)過設(shè)計水位考驗,但安全系數(shù)低于規(guī)范規(guī)定。1968年加固設(shè)計只考慮洪水位▽16.00 m,故原建胸墻頂高17.20 m未再加高。

4.2 三河船閘[7,8]

三河船閘位于洪澤湖大堤上,1969年設(shè)計,透水閘室凈寬12 m,衡重式閘室墻地基土發(fā)生滑動事故[9,10]。1970年夏竣工運行后,閘室墻身逐步前傾,1974年檢查,前傾最大達170 mm以上。閘室水位在正常通航運行升降時,墻頂發(fā)生前、后擺動5～8 mm;閘室底混凝土撐梁斷裂;閘室中部干砌塊石護底隆起,最大比原來抬高約30 cm;加固前幾年間閘室墻前趾垂直下沉量70～80 mm,最大可達100 mm;墻身前移約165 mm。1974年后三次加固,2006年拆除改建為塢式閘室墻。

1)地基土是粉質(zhì)黏土,鉆探取樣直接快剪:cH=149 kPa,φH=15°,未提供臨界壓應(yīng)力。原設(shè)計未考慮基坑開挖地基土回彈后對滑動承載能力減小的影響,回顧分析中按三河閘和高良澗閘壓板試驗成果中土壤凝聚力與快剪試驗成果比較僅為其1/3,按比例降低計算壓板試驗地基土抗滑指標值,將地基土快剪試驗成果的抗滑摩擦系數(shù)減小,采用ci=cH/3≈50 kPa,φi=φH/kφ=15°。試驗未提供極限壓應(yīng)力σnp。

2)假設(shè)建筑物和地基土滑動安全系數(shù)按圖5計算。 摩擦系數(shù)為tanψcmax=tanφmax+cmax/σcmax=0.46。

3)在工況2:底板整體(5.5 m×1 m)抗滑安全系數(shù) Ks=tanψmaxΣWΣh=1.00,其中前趾抗滑安全系數(shù)K″smax=)=1.25,后趾K″smin=0.76,底板整體維持在Ks=1.00。

表3 三河船閘閘室墻設(shè)計資料Table 3 The original design of Sanhe ship lock wall

表4 三河船閘閘室墻回顧分析計算成果Table 4 Analysis calculation results of Sanhe ship lock wall

5)工況3閘室航運正常低水位的回顧分析:加固前底板前趾地基土己有5.27 m發(fā)生滑動,相當于96%的底板長度,處在混合滑動形式,符合實物工況。

6)土體滑動區(qū)依照圖6計算。a.外荷載作用在地基土上平均摩擦角ΣhΣW=0.741,計及豎向荷載偏心作用。b.開始滑動點壓應(yīng)力,距離前趾約5.27 m,前趾地基土最大壓應(yīng)力處產(chǎn)生的最大抗剪力max=tanψmax(σmax-σ′ci×5.27/5.5)=87.13 kPa。c.底板下地基土開始滑動點Kc=1,傳到地基土上剪應(yīng)力均布在底板為87.13 kPa。d.外荷載的平均滑動力120 kPa,前趾最大壓應(yīng)力點地基土抗剪力擠推傳入下層土,下層土承擔的剪力為32.97 kPa。e.下層土浮容重按l.0 t/m3計算,擠推傳入土中深約3.3 m。前趾地基土外側(cè)1-B承受總的側(cè)推力,Σ≈ 32.97×5.27/2×3.3/2=143.34 kPa,推擠形成被動滑動區(qū)。f.計算被動滑動區(qū):被動滑動區(qū)在前趾處被推動土體深3.3 m,前趾到C點水平距離L≈14.334×2/3.3=8.77 m。g.因閘室寬12 m,閘室中土體被擠出、墻身向前頃,屬于蠕變滑動,符合實物工況。

7)采用上述指標核算閘室處在上游航運水位時,Kc=1.00,Ks=1.00,計算表明地基土不滑動,閘室墻整體不滑動;處在下游航運水位時,前趾受閘室墻底板整體作用,計算表明地基土局部滑動,Kc=0.482,底板Ks=0.62。閘室墻位移最大達165 mm,墻對撐梁斷裂,說明已發(fā)生多次滑動,處于不穩(wěn)定狀態(tài),符合現(xiàn)場。由于墻后回填土高程降低,才保持滑動沒有繼續(xù)發(fā)展。

8)1974年后3次加固是降低墻后填土高程和墻后水位,檢修時降到▽7.0 m,在原地面以下。2006年管理人員撰文介紹發(fā)生事故和加固情況,認為閘室墻滑動變位趨于穩(wěn)定。已在2006年冬因除險加固、安全度汛,閘室墻拆除改為塢室墻。

[1]葉夫道基莫夫 П Д.軟基上水工建筑物的穩(wěn)定性和地基強度[M].王正宏,譯.北京:水利出版社,1958:125-130.

[2]崖托維奇 H A.土力學(xué)[M].方黎等,譯.北京:地質(zhì)出版社,1954:124-125.

[3]周君亮.地基土與現(xiàn)澆混凝土壓板的特性(上)(中)(下)[J].江蘇水利,2006(12):9-11,2007(1):9-12,2007(4):15-16.

[4]江蘇省治淮指揮部.高良澗、三河閘、射陽河閘砼板與土壤摩擦試驗技術(shù)總結(jié)[R].1956.

[5]江蘇省水利工程總隊勘測隊.三河閘加固地基摩擦試驗資料匯編[R].1969.

[6]江蘇省革命委員會水電局.三河閘加固計算書[R].1969.

[7]江蘇淮陰專區(qū)革命委員會入江水道工程三河船閘辦事處.江蘇省淮河入江水道三河船閘設(shè)計書[R].1969.

[8]徐振華,潘衛(wèi)凱.淺論三河船閘閘室墻加固處理[J].江蘇水利,2006(9):30.

[9]周君亮.地基土上水工建筑物抗滑動穩(wěn)定[J].水利水電科技進展,2008(1):35-42.

[10]周君亮.地基土上水工建筑物抗滑動穩(wěn)定研究[J].中國工程科學(xué),2010,12(3):4-13.