，，，

(1.華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院,武漢 430074; 2.廣州市水務(wù)工程建設(shè)管理中心, 廣州 510640)

1 研究背景

潮汐、洪水退落和水庫開閘降水等水位快速下降和長時間暴雨后墻后水位抬高往往存在擋土墻失穩(wěn)的安全隱患。目前對擋土墻設(shè)計中墻前、墻后水位的取值還不明確，關(guān)于這方面的研究也比較匱乏。當(dāng)前擋土墻設(shè)計中墻前、墻后水位關(guān)系的假定往往并不是最不利條件的假定，因而研究水位驟降條件下?lián)跬翂Ψ€(wěn)定性規(guī)律以及墻前、墻后水位關(guān)系對擋土墻安全設(shè)計有重要意義。

目前關(guān)于水位驟降條件下?lián)跬翂Ψ€(wěn)定性的研究中，擋土墻穩(wěn)定性的判斷是依據(jù)實際工程施工條件和調(diào)度使用狀況，利用工程上幾個特征水位組合作為控制。《重力式碼頭設(shè)計與施工規(guī)范》[1]規(guī)定，墻后設(shè)置拋石棱體或回填料粗于中砂時，可不計算剩余水頭；當(dāng)墻后回填中砂或比中砂更細的填料時，對受潮汐影響為主的碼頭，剩余水頭的標準值可采用1/5～1/3平均潮差；針對河港其計算值應(yīng)依據(jù)墻前水位及墻后地下水位狀況確定；針對暴雨導(dǎo)致的墻后地下水位上升的碼頭，尚宜計算殘余水壓力。

《河道整治設(shè)計規(guī)范》[2]附錄B建議水位驟降取1 m。不少擋土墻工程的設(shè)計，針對水位驟降條件下墻前、墻后的水位差的組合采取了簡化處理，如墻前水位采用設(shè)計(校核)洪水位、墻后水位采用平墻頂(或地下最高水位)，或取墻前洪水位高度驟降到常水位、墻后水位高度取墻前洪水位下降高度的60%[3]。Terzaghi[4]通過研究發(fā)現(xiàn)，在持續(xù)性降暴雨的過程中，水不斷滲入土體中將產(chǎn)生滲流，土中的滲流將產(chǎn)生穩(wěn)定的滲流場，從而導(dǎo)致?lián)跬翂ι纤畨毫Φ脑黾樱率褂行?yīng)力減少，最后使擋墻失效。謝新宇等[5]認為水位變化是影響擋土墻路基穩(wěn)定性的重要因素，水位緩慢變化與驟然下降對路基產(chǎn)生的影響不同。鐘恒昌等[6]認為通常直接采用工程的幾個特征水位組合作為控制擋土墻穩(wěn)定計算水位組合進行分析不合理，這種水位組合往往并不是擋土墻抗滑穩(wěn)定計算的最不利組合，最危險工況可能出現(xiàn)在特征水位區(qū)間內(nèi)的某個水位組合。Barros和Santos[7]假定擋土墻后水位為定值，用數(shù)值模擬的方法分析了墻面排水條件下墻后水壓的大小，并采用庫倫理論分析了墻后主動土壓力的大小。在他們的最新論文中[8]，墻后滲流面的位置可隨時間變化，并以其為基礎(chǔ)進一步推導(dǎo)出主動土壓力的表達式，但是該研究并沒有討論墻前后水位變化的規(guī)律以及其與墻體參數(shù)及墻前水位下降速度的關(guān)系。

綜上所述，在墻前水位驟降條件下，如何正確評價擋土墻穩(wěn)定性以及墻前、墻后的水位關(guān)系尚無深入研究。本文以箱型岸墻為研究對象，結(jié)合大型模型試驗對Seep/w滲流分析做數(shù)值標定，以此為理論依據(jù)結(jié)合具體工程案例，分析箱型岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性與水位驟降之間的關(guān)系，并探討墻前、墻后水位關(guān)系與穩(wěn)定性最不利時刻之間的關(guān)系。本文可為工程上擋土墻的安全設(shè)計提供參考價值，對正確評估水工擋土墻的安全度有重要意義。

2 數(shù)值模擬的模型驗證

本文研究基于Seep/w滲流軟件[9]，為確保結(jié)果的可靠性，利用大型模型試驗對數(shù)值模擬進行標定，為后文研究提供依據(jù)。

2.1 模型設(shè)計介紹

模型試驗在自制的大型模型箱內(nèi)進行墻前水位驟降，降水速度取廣州某河流某次洪水最不利降落時段的降水速度0.5 m/h。試驗中其他物理參數(shù)依據(jù)《土工試驗方法標準》室內(nèi)試驗測得(見表1)。

表1 填土物理參數(shù)Table 1 Physical properties of the backfill soil

試驗填土高度為2 m，在填土底部臨近擋墻部位填充高0.2 m，長0.56 m的碎石，另一側(cè)蓄水空間同樣填充高為0.2 m碎石，剖面圖如圖1所示，碎石滲透系數(shù)為18 cm/s。試驗用土量約4.2 m3，其填充方法為分層填充，分層擊實，并每隔0.2 m采用環(huán)刀法進行密實度檢測，保證模型制樣的均勻性。

圖1 試驗?zāi)Ｐ推拭鎴DFig.1 Illustration of the test model

在箱內(nèi)填土縱軸面上預(yù)埋振弦式通氣型滲壓計，用于監(jiān)測墻前水位驟降條件下墻后填土內(nèi)孔隙水壓的變化規(guī)律，滲壓計分3層埋設(shè)，其分布規(guī)律及編號如圖2所示。

圖2 振弦式通氣型滲壓計正剖面分布Fig.2 Layout of the vibrating string osmometers

2.2 數(shù)值模擬簡介

根據(jù)模型試驗的原模型，在Seep/w中建立有限元網(wǎng)格模型如圖3所示。圖中DEF代表不透水邊界，DG代表模型初始水頭邊界，GH代表墻前水位下降初始高度；中砂和碎石材料參數(shù)與模型試驗相同且尺寸完全一樣；圖中A1-A3、B1-B4、C1-C4表示滲壓計分布，與模型試驗位置相同；網(wǎng)格采用四邊形，其網(wǎng)格尺寸為0.05 m。

圖3 數(shù)值分析模型Fig.3 Numerical model

數(shù)值模擬時土的體積含水量函數(shù)和滲透系數(shù)函數(shù)由Seep/w程序中內(nèi)置典型填土的體積含水量曲線和滲透系數(shù)函數(shù)根據(jù)試驗用土的性質(zhì)修正得到。

表2 箱型岸墻設(shè)計有關(guān)參數(shù)Table 2 Design parameters of the caisson bank wall

2.3 模型試驗與數(shù)值模擬孔壓的對比分析

將試驗中電磁流量計監(jiān)測的降水速度數(shù)據(jù)導(dǎo)入Seep/w模塊后，對模型進行瞬態(tài)滲流分析，提取滲流分析前標定滲壓計位置點的壓力水頭隨時間變化關(guān)系圖，并與模型試驗所得結(jié)果對比分析，其結(jié)果如圖4所示。

圖4 測點壓力水頭試驗值與數(shù)值解對比Fig.4 Comparison of water head between experimental and numerical results

由圖4可知：數(shù)值模擬計算得到的壓力水頭與試驗測得的壓力水頭基本吻合，因此在保證參數(shù)可靠性的前提下，本研究所采用的數(shù)值模型能夠較準確模擬墻前水位驟降時墻后水壓的變化，可用于研究實際工程中水位驟降對水工擋墻穩(wěn)定性的影響。

3 水位驟降條件下箱型岸墻穩(wěn)定性影響因素研究

本節(jié)依據(jù)前面的研究為基礎(chǔ)，利用Seep/w軟件對廣州某河流箱型岸墻的穩(wěn)定性影響因素及墻前、墻后水位關(guān)系進行分析，并探討其與岸墻穩(wěn)定最不利時刻之間的關(guān)系，以供水工擋土墻設(shè)計參考。

3.1 箱型岸墻斷面設(shè)計

參考《水工擋土墻設(shè)計規(guī)范》[10]規(guī)定對箱型岸墻進行設(shè)計，墻后填土與岸墻頂部持平，填土范圍內(nèi)加10 kPa均布超載。設(shè)計相關(guān)參數(shù)取值如表2所示。

箱型岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定計算公式如下。

抗傾穩(wěn)定計算：

(1)

抗滑穩(wěn)定計算：

(2)

式中：K0為抗傾穩(wěn)定安全系數(shù)；∑MV為抗傾覆力矩(kN·m)，是所有豎向力的力矩之和；∑MH為傾覆力矩(kN·m)，是所有水平力的力矩之和；Kc為抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)；∑V為作用于墻體上全部垂直力的總和(kN)；∑H為作用于墻體上全部水平力的總和(kN)；f為墻底與基礎(chǔ)之間的摩擦系數(shù)，取f=0.6。

岸墻斷面尺寸如表3所示，根據(jù)表2參數(shù)及式(1)、式(2)計算可得岸墻設(shè)計驟降工況下(墻前水位從墻頂驟降1 m，墻后水位與墻頂齊平)抗傾、抗滑穩(wěn)定系數(shù)分別為K0=2.08，Kc=1.35，滿足規(guī)范要求。

表3 箱型岸墻截面設(shè)計尺寸Table 3 Cross-sectional dimensions of the caisson wall

3.2 數(shù)值模型建立及有關(guān)參數(shù)確定

岸墻典型斷面如圖5所示。地基從上往下依次為2 m厚的礫石層和強風(fēng)化巖，回填砂土內(nèi)側(cè)為舊有漿砌石岸墻，相對于回填砂土和礫石地基，可認為舊岸墻、強風(fēng)化巖和新岸墻為不透水材料。在中砂和礫石層地基交界面處填充有0.3 m厚的碎石，從保守考慮，取碎石滲透系數(shù)等同礫石，均取1×10-2cm/s；碎石與中砂之間鋪有一層反濾土工布，土工布滲透系數(shù)取k=0.1 cm/s。

圖5 箱型岸墻典型斷面Fig.5 Typical cross-section of the caisson bank wall

王忠權(quán)等[11]對錢塘江海塘原型進行滲透試驗研究，發(fā)現(xiàn)埋設(shè)于石塘后側(cè)塊石堆內(nèi)的測壓管及滲壓計量測到的水位變化與石塘前的水位變化幾乎同步，說明石塘下部拋石基床的滲透性很大，可假定為聯(lián)通體。本文墻前干砌石和石籠壓腳為強透水，參考王忠權(quán)等[11]研究成果，在滲流分析中可不予考慮。同時本研究不考慮墻身排水孔及結(jié)構(gòu)縫的排水作用，假定墻后地下水只能通過墻下部礫石地基排出。

據(jù)此利用Seep/w軟件分析岸墻在墻前降水速度分別在2,1.5,1,0.5 m/s 4種不同降水速度，不同墻后填土滲透性(飽和滲透系數(shù)分別取4×10-4,1.54×10-3,2.42×10-3,3.27×10-3,3.8×10-3cm/s)下的穩(wěn)定性及墻前、墻后水位關(guān)系。墻前墻后的初始水位均與墻頂齊平，墻前水位降落為從墻頂降落到墻底。墻后水土壓力計算截面取通過墻踵的垂直截面(以下簡稱計算截面)。

由于工程地質(zhì)條件較好，地基承載力在各種工況均可滿足規(guī)范要求，本文不對地基承載力進行研究，文中提到的穩(wěn)定性均指抗傾穩(wěn)定性和抗滑穩(wěn)定性。

3.3 數(shù)值分析墻后水壓分布特點及水土壓力計算方法

以岸墻在降水速度0.5 m/h，墻后填土滲透系數(shù)為4×10-4cm/s為例，選取墻前水位下降某時刻時導(dǎo)出墻后計算截面的孔隙水壓如圖6所示。由孔隙水壓的分布圖得出：在瞬態(tài)滲流中孔隙水壓的分布已不再是線性分布，并且孔隙水壓也不等于靜水壓力。而圖中墻高在0.5 m附近出現(xiàn)明顯拐點是因為墻踵加設(shè)懸臂(長0.6 m)的影響，墻踵懸臂及鋪設(shè)在懸臂板上的土工布也影響到該部分滲流線，對其他參數(shù)(不同降水速度和墻后填土滲透系數(shù))情況也有類似結(jié)論。

圖6 墻后孔隙水壓力分布Fig.6 Distributions of pore water pressure at the back of caisson wall against height

水土壓力計算時：墻后水壓力，根據(jù)瞬態(tài)滲流分析中孔隙水壓力的分布特點，對孔隙水壓力分布曲線進行分段擬合求積分，計算墻后水壓力合力及作用點；墻前水壓按靜水壓力計算；墻后主動土壓力考慮回填砂土孔隙水壓的作用，利用總應(yīng)力減去對應(yīng)時刻的孔隙水壓。根據(jù)郎肯土壓力理論，假定浸潤線以上為非飽和土，浸潤線以下為飽和土，其墻后主動土壓力計算公式如下。

非飽和區(qū)：

σ1=γ1h1Ka；

(3)

飽和區(qū)：

σi=(γ1h1+γsathi-u)Ka。

(4)

式中：γ1為非飽和土重度,γ1=18 kN/m3；h1為非飽和土高度；γsat為飽和土重度,γsat=19.3 kN/m3；hi為距離浸潤線的高度；Ka為主動土壓力系數(shù)，Ka=tan2(45°-φ/2)；φ=32°為有效應(yīng)力指標；u為對應(yīng)時刻的孔隙水壓力。

3.4 不同參數(shù)下岸墻穩(wěn)定性分析

3.4.1 降水速度對岸墻穩(wěn)定性影響

根據(jù)前面的分析，墻后填土滲透系數(shù)分別為4.0×10-4cm/s和3.8×10-3cm/s。結(jié)合式(1)—式(4)及墻前、墻后水壓力的計算方法對岸墻在文中假定的降水速度下進行穩(wěn)定性分析，其結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同降水速度下岸墻的抗傾、抗滑穩(wěn)定性Fig.7 Stability of bankwall against overturning and sliding in the presence of different drawdown speeds

分析圖7可得出：

(1)在所分析的范圍內(nèi)，填土的滲透系數(shù)較小時降水速度對岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響不大；填土的滲透系數(shù)較大時，降水速度對岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響較大；但在c,φ值不變情況下，填土滲透系數(shù)小的岸墻穩(wěn)定性差。

(2)抗傾、抗滑穩(wěn)定性都是隨墻前水位的降低先減小再增大；在降水前期K0，Kc值減小得比較快，降水速度越大，降水前期安全系數(shù)值減小得越快；但同時隨著墻前水位的下降，墻底揚壓力減少，地基受到的承載力越來越大，地基安全性越來越小。

(3)在降水速度為0.5～2 m/h、墻后回填砂滲透系數(shù)為3.8×10-3cm/s時，抗傾穩(wěn)定性最不利時刻出現(xiàn)在墻前水位處于2/3～3/4墻高之間；抗滑穩(wěn)定性最不利時刻出現(xiàn)在墻前水位處于3/5～3/4墻高之間；隨著降水速度的增大，岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性最不利時相應(yīng)的墻前水位不斷降低。

3.4.2 填土滲透性對岸墻穩(wěn)定性影響

假定墻前降水速度為0.5 m/h，與3.4.1節(jié)計算方法相同對岸墻在文中假定的墻后填土滲透性下進行穩(wěn)定性分析，其結(jié)果如圖8所示。

圖8 不同墻后回填料滲透系數(shù)下岸墻的抗傾、抗滑穩(wěn)定性Fig.8 Stability of bankwall against overturning and sliding in the presence of different backfill permeabilities

從圖8可得出：

(1)在墻前降水速度一定時，對于墻后回填砂土而言，回填砂的滲透系數(shù)越大，岸墻穩(wěn)定性越好；當(dāng)滲透系數(shù)降到一定值后，滲透系數(shù)值的改變對岸墻穩(wěn)定性影響不大。

(2)當(dāng)降水速度為0.5 m/h時，岸墻在墻后回填料不同滲透系數(shù)下抗傾穩(wěn)定性最不利時刻出現(xiàn)在墻前水位處于2/3～3/4墻高之間；抗滑穩(wěn)定性最不利時刻出現(xiàn)在墻前水位處于3/5～3/4墻高之間；隨著墻后回填料滲透系數(shù)的變小，岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性最不利時相應(yīng)的墻前水位不斷降低。

從圖8(b)可看到，在墻前水位降落幅度一樣情況下，墻后回填料的滲透系數(shù)k值從3.8×10-3cm/s遞減到1.54×10-3cm/s時，Kc值隨著k值的減小而變??；但當(dāng)k=4×10-4cm/s時，在墻前水位降落幅度一樣情況下，Kc值反而比k=1.54×10-3,2.42×10-3cm/s時大。

為什么當(dāng)墻后回填料的滲透系數(shù)k值減小到一定數(shù)值后Kc值反而變大？通過分析不同墻前降水幅度△Z(m)時墻后回填料不同滲透系數(shù)值k(cm/s)相應(yīng)的墻底揚壓力合力U(表4)和墻后水壓力合力Pw(表5)可發(fā)現(xiàn)：在墻前水位降落幅度一樣情況下，墻底揚壓力合力U和墻后水壓力合力Pw隨著墻后回填料滲透系數(shù)值的減小先增大后減小，k=1.54×10-3cm/s時大多數(shù)U值比k=2.42×10-3cm/s時的U值略小，k=4×10-4cm/s時的U值比k=2.42×10-3cm/s時的U值則小得多；k=4×10-4cm/s時的Pw值與k=2.42×10-3cm/s時的Pw值差別不大，但比k=1.54×10-3cm/s時的Pw值小得多，而且兩者的Pw差值隨著墻前降水幅度的增大而增大。這與墻踵懸臂及鋪設(shè)在懸臂板上的強透水性的土工布的影響有關(guān)，也與礫石地基的強透水性有關(guān)。

此外，在各種條件下的岸墻穩(wěn)定性最不利時刻的K0，Kc值均比設(shè)計驟降工況計算得到的K0，Kc值大，說明以往設(shè)計驟降工況的假定(墻前水位從墻頂驟降1 m，墻后水位與墻頂齊平)對于本文研究案例而言是偏于保守的。

表4不同墻前降水幅度時的墻底揚壓力合力
Table4Resultanthydraulicupliftforcesatthewallbasewithdifferentdrawdownratesofwater
Table

降水幅度△Z/m不同滲透系數(shù)值k(cm/s)下墻底揚壓力合力/kN3.8×10-33.27×10-32.42×10-31.54×10-34×10-40264.8264.8264.8264.8264.80.5243.9245.3245.7245.4243.81.0223.3226.3227.1226.4223.01.5202.7207.0208.3207.3202.22.0181.9187.3189.3188.1181.42.5160.8167.3170.1168.8160.63.0139.5147.0150.7149.3139.83.5118.0126.5131.0129.8118.94.096.4105.7111.1110.198.14.574.684.690.990.377.35.052.763.470.670.356.55.530.741.949.950.135.76.09.920.129.029.915.0

表5不同墻前降水幅度時的墻后水壓力合力
Table5Resultantwaterloadsatthebackofcaissonwallwithdifferentdrawdownratesofwater
Table

降水幅度△Z/m不同滲透系數(shù)值k(cm/s)下墻后水壓力合力/kN3.8×10-33.27×10-32.42×10-31.54×10-34×10-40176.5176.5176.5176.5176.50.5152.0157.4160.0161.0160.81.0130.6141.1146.1147.7146.01.5111.0124.3132.7134.9131.72.091.9108.5119.4121.3117.42.573.891.5103.2108.1103.13.057.275.088.293.288.83.542.259.373.279.074.74.029.344.758.764.960.64.518.631.744.851.046.95.010.020.532.137.733.25.54.111.520.825.620.26.01.14.911.515.27.9

3.5 墻前、墻后水位關(guān)系與最不利時刻關(guān)系研究

在第3.4節(jié)的研究中指出不同降水速度、不同墻后填土滲透系數(shù)下岸墻穩(wěn)定最不利時刻發(fā)生在墻前水位下降1/4～2/5高度范圍內(nèi)。穩(wěn)定分析表明，隨著墻前水位的下降，墻后浸潤線位置在不斷發(fā)生變化，墻前、墻后水土壓力也在不斷改變，當(dāng)水土壓力變化到某一數(shù)值時，岸墻處于最不利時刻。

文中以墻后計算截面處不同時刻浸潤線位置為墻后水位高度，以此來分析河道水位降落過程中墻前、墻后水位關(guān)系，并研究其與岸墻最不利時刻之間的關(guān)系。圖9(a)反映墻后填土滲透系數(shù)為4×10-4cm/s時不同降水速度情況下墻前、墻后水位差的變化曲線；圖9(b)反映在降水速度0.5 m/h情況下不同墻后填土滲透系數(shù)時的墻前、墻后水位差的變化曲線。

圖9 不同參數(shù)下墻前、墻后水位差的變化曲線Fig.9 Variation of water level difference in front of and at the back of caisson wall with different parameters

在墻前水位降落到同一高度時，由圖9(a)可看到，在墻后回填料滲透系數(shù)不變情況下，墻前、墻后水位差隨著降水速度增大而增大，最大水位差出現(xiàn)于墻前水位基本降落到達墻底時；由圖9(b)可知，對同一降水過程，墻前、墻后水位差隨著墻后回填料滲透系數(shù)的變小而增大，且最大水位差出現(xiàn)時間隨著滲透系數(shù)的變小而滯后。比較圖9中(a)和(b)可知，墻后填土滲透性對墻前、墻后水位差的影響較降水速度大。

比較圖8和圖9(b)，發(fā)現(xiàn)岸墻最危險時刻并不是發(fā)生在墻前、墻后水位差最大的時刻(在本文研究的案例中，岸墻穩(wěn)定性最不利時刻為墻前水位處于3/5～3/4墻高之間，而墻前、墻后水位差最大一般出現(xiàn)在墻前水位處于1/2墻高以下)。因為影響擋土墻穩(wěn)定性的是墻后水土壓力的大小及墻體的有效重力(考慮浮力/揚壓力影響)，而不是單獨的水位變化。隨著墻前水位的變化，墻后水土壓力及墻體的有效重量也在隨之變化，故不能單純認為水位差越大，岸墻越不穩(wěn)定。

4 結(jié) 論

本文通過大型模型試驗對Seep/w滲流軟件進行標定，以此為理論依據(jù)分析了不同降水速度、不同墻后填土滲透性對擋土墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響規(guī)律及墻前、墻后水位關(guān)系與岸墻穩(wěn)定最不利時刻的關(guān)系，得到如下結(jié)論：

(1)由試驗與數(shù)值模擬對比可知，在保證試驗參數(shù)可靠的情況下，Seep/w可以較準確反映擋土墻墻后水位的變化。

(2)隨著墻前水位的驟降，墻后水壓力呈非線性分布，而且岸墻的穩(wěn)定性均先下降再升高。

(3)在文中所研究的范圍內(nèi)，墻后填土滲透性對墻前、墻后水位差及岸墻穩(wěn)定性的影響均較降水速度大；回填土滲透系數(shù)越大，墻前、墻后水位差越小，岸墻穩(wěn)定性越好。

(4)擋土墻的穩(wěn)定性是由墻前、墻后水土壓力及墻體的有效重力共同作用下決定的，墻前、墻后水位差最大的時刻并不一定是擋土墻穩(wěn)定性最差的時刻。