桩基防洪墙三维流固耦合的数值分析

2019-05-21王政平何宝根李晓旭

人民珠江 2019年5期

关键词：墙身变位渗流

王政平,何宝根,李晓旭

(中水珠江规划勘测设计有限公司，广东广州510610)

防洪墙重量轻、占地少，是城镇、江河等防洪工程常见的挡水建筑物。挡水较高度大时防洪墙常采用低桩承台。低桩承台可较好地控制竖向位移，但江河岸地基常覆盖深厚杂填土或其他软弱土，承载力小，易变形。

广西梧州某防洪墙是重要城防工程，也是广西重点工程，规划挡洪标准为50年一遇，工程级别为2级。工程采用低桩承台的防洪墙(图1)，2005年遭遇超标洪水而漫顶(图2)，并发生大变位，造成堤后设施起拱、破坏(图3)，给附近建筑带来隐患。

a)防洪墙平面

b)防洪墙横断面(A-A)图1 防洪墙典型结构

水平抗力和变位的准确分析是防洪墙设计、补强的重要前提和必要保证。目前，桩基水平抗力设计规范[1-2]采用m法、K法、C法和P-Y曲线法等，但低桩承台防洪墙的墙身、承台和桩分别与地基土发生作用，各作用的比例十分复杂；地表为深厚杂填土，并同时受应力场和渗流场的共同作用而发生整体变位；灌注桩截面为圆形，分散布置，且相互影响。因此，防洪墙变位是两物理场相互耦合的空间非线性问题，规范采用的m法、K法等无法全面表达桩、地基及墙身的相互作用和变位特性，难以判断防洪墙在洪水作用下的变位机理。

图2 2005年超标洪水漫顶

图3 防洪墙大变位引起人行道铺盖上拱

运用三维流固耦合的数学模型[3-4]，在参数敏感性分析和观测数据反演的基础上，研究防洪墙的变位特性，提出加固方案并进行评估，为堤防加固提供参考和依据，探索运用流固耦合算法研究复杂条件下桩基防洪墙的抗力和变形特性。

1 分析理论与解法

地基的渗流场和应力场相互影响，渗流场通过渗透压力和渗流体积力影响土体应力分布；应力场通过土体的体积应变及孔隙率影响渗透系数，从而影响渗流场[5-6]。

假定土完全饱且各向同性；固体颗粒和孔隙水可以压缩；固体骨架的变形遵从Terzaghi有效应力原理；孔隙水渗流服从Darcy定律；土体在渗流过程中可发生位移；土体孔隙率和渗透系数是动态变化的。

土体视为多孔介质，根据太沙基有效应力原理：

流体在孔隙中的流动依据Darcy定律，同时满足Biot方程，土体渗流-应力耦合模型的控制方程[7-8]为：

将上述方程组在空间域和时间域离散，其有限元增量表达式为：

式中 [K]——通常的刚度矩阵；[T]——渗流矩阵； [L]——耦合矩阵；Δui——位移增量；Δpi——孔隙压力增量；ΔFi——节点力增量；Qi——节点汇源项。

控制程采用显式迭代运算。先采用有限差分法计算渗流场，把求得的孔隙压力增量加载到应力场，其次采用有限元求解应力场，根据应力场计算的应变修正渗透率和孔隙率，最后反馈给渗流场，循环迭代，直到结束。

2 有限元计算模型

根据防洪墙设计方案和地质资料，等比例建立三维有限元模型[7-8](图4)，共17万个单元，19万个节点。

图4 三维有限元网格模型

初始化是研究防洪墙挡水的前提和基础，但由于桩基以强风化为持力层，刚度远大于地基土，直接初始化会导致网格奇异而终止计算。施工中的开挖、钻孔、浇注和回填会引起地应力的释放和重分布。经研究，对防洪墙的施工过程进行逐步演算可较好的实现系统的应力初始化。

分析时，先进行防洪墙及基础的应力初始化；再根据初始水位进行渗流场与应力场的耦合[9]，完成初态计算；然后就计算工况再进行流固耦合分析，研究防洪墙和地基的应力和变形特性。计算中的孔隙水压力、底板扬压力、防渗墙前后的水压力和渗透压力均由渗流分析确定[10]。

防洪墙挡洪压力按静水压力计算，土层、桩和墙身界面的接触采用了面-面接触[11-12]。

3 材料本构及主要物理参数

工程涉及的建材主要是钢筋混凝土及各地质层。钢筋混凝土本构采用整体式的理想弹性模型，σ=Eε。各土层采用弹塑性摩尔-库伦模型[13]，其屈服函数为:τn=C+σntanφ；τn为剪应力；σn为正应力；C为类材料的黏聚力；φ为材料的内摩擦角。墙身及桩基采用C20钢筋混凝土(钢筋体积百分比1%)，主要特性见表1；防洪墙地基各土层主要物理特性见表2。

表1 墙身及桩建材特性

表2 防洪墙地基各土层主要物理特性

4 计算参数和模型的率定

4.1敏感性分析

地基杂填土深厚，墙身结构与地基的作用十分复杂，且计算参数难以直接确定，因此有必要根据观测值数据对参数和模型进行率定。由于材料分区和各区的材料参数太多，为提高参数和模型率定效率和成果的稳定性，在率定前，先就防洪墙位移对主要地质参数进行敏感性分析。

杂填土位于最上层，且覆盖深厚，是影响防洪墙位移最主要因素，因此对该土层的主要力学参数进行敏感性分析。考虑到不同工况地基塑性区大小的差异，分别就外江低水位23.38 m和高水位27.47 m 2种情况，计算了防洪墙在杂填土E100—200、C和φ变动率分别单独取+45%、+30%、+15%、0、-15%、-30%和-45%时的位移，见图5。

图5表明，防洪墙的位移与E100—200、φ和C值呈负相关；外江水位23.38 m时，防洪墙位移对杂填土的E100—200最敏感，对φ次之，对C最不敏感；外江水位27.47 m时，参数改变量在-50%～0时，位移对三参数的敏感性十分接近，改变量在0～+50%时，位移对φ值最敏感，C次之，E100—200最不敏感。

从低水位和高水位情况的敏感性分析知，低水位和高水位情况下，防洪墙位移对各参数的敏感度不一样；低水位时，防洪墙变位较小，防洪墙位移对E100—200最敏感；在高水位时，防洪墙变位较大，防洪墙位移对φ最敏感；地基发生了塑性变形，且挡水越高，塑性区越大，对杂填土的E100—200越不敏感，表明塑性区扩大的过程，也是位移由E100—200主导过渡到由抗剪强度主导的过程。

a)外江水位为23.38 m

b)外江水位为27.47 m

4.2参数和模型的率定

2005年洪峰水位27.47 m，发生漫顶(图2)，但因当时条件限制，未能获取防洪墙的变位数据；由于2005年防洪墙大变位时在地基留下了较大塑性区，此后2006、2008年最高洪水虽均高过内江地面，但均远低于2005年的最高洪水位，因而2006年和2008年防洪墙的位移测数据并不能反应地基力学特性。2004年洪峰水位23.38 m，对应防洪墙观测值为2.90 cm，可用于反演。

杂填土易变形，且位于地基表层，是防洪墙变位控制性土层。以地质建议参数为初值，根据参数敏感性分析成果和2004年观测值对参数C和模型进行反演，确定杂填土E100—200为10 kPa，φ为9°，C为4.9 kPa。C比地质报告建议值大0.9 kPa，表明建议值偏安全，保留了0.9 kPa的富余。洪峰水位23.38 m时，防洪墙水平变位分布见图6。

经率定的地基参数和模型具有较高的可信度，在后续的研究中采用。

图6 防洪墙及地基水平变位

5 洪水漫顶大位移分析

外江洪峰水位为27.47 m时漫顶，墙内水位为21.5 m。根据率定的参数和模型，对洪水漫顶时的防洪墙进行仿真，研究防洪墙和地基大应变时的应力与变形特性。

地基总水头在防渗墙顶端梯度最大，总水头等值线在防渗墙底端发散(图7)。防洪墙最大位移位10.1 cm，位于堤顶，承台位移8.6 cm；承台和墙身发生水平位移的同时，墙身悬肩结构也发生了微小的逆时钟偏转，并同时带动承台附近的地基土也向堤后变位，越靠近承台，变位越大(图8)。桩顶内侧受拉，外侧受压；内侧桩桩顶拉应力、压应力和弯矩最大，中间桩次之，外侧的最小(图9)。地基主要塑性应变区位于承台和内侧桩的内侧杂填土，且上大下小；中间桩和外侧桩的塑性区依次减小(图10)。

防洪墙的大变位，与堤防公路变形相吻合。由于堤基发生了较大塑性变形，因此有必要补强。

图7 地基总水头分布

图8 超标洪防洪墙水平变位

图9 桩与承台的竖向应力

a)横剖面

b)桩顶水平剖面图10 地基应变

地基应变区和桩基内力特点，为除险加固设计提供了重要参考和依据，如加固思路、加固部位和范围等。

6 除险加固分析

对压应变区补强可直接增加地基抗力；拉应变区应防止发生水力劈裂形成渗流通道，故须密实。堤后为公路，附近有密集民居，作业空间有限。根据工程地质条件及防洪墙的结构特点，提出对主要塑性区直接采用充填灌浆补强，补强范围见图11。根据抽样试验，充填后的土体渗透系数取1×10-5cm/s，饱和容重取17 kN，E100—200取15 MPa，C取10 kPa，φ取15°，分别验算补强前、后的防洪墙在设计洪水位26.47 m时响应。

补强前，防洪墙在设计洪水位时墙顶和承台位移分别为7.77、6.77 cm。充填补强后，地基的渗透性降低，承台底板的扬压力增加；地基总水头梯度最大值仍在防渗墙顶，但较补强前小。

土体被加固后，强度增加了，应变减少了；桩与桩周土体的相对位移减少，但加固土体后方(左侧)仍有较大的应变，表明加固体传递了位移，见图12；防洪墙墙顶和承台最大位移分别为4.80、4.21 cm(图13)，与补强前相比，地基应变明显降低，墙顶和承台位移均分别减少了2.97、2.56 cm，即分别减少了38.2%、37.8%，表明充填灌浆的补强措施对位移起到了较好的控制效果。

基础的渗透流场和刚度发生变化，引起桩基结构内力变化。经计算，加固前后桩基内力对比见表3。