基于Abaqus-Midas GTS的流固耦合下提孜那莆河莎车段堤防岸坡静力特征研究

2022-09-14孙夫建

水利科学与寒区工程 2022年8期

孙夫建

(新疆莎车县水利局，新疆莎车 844700)

堤防工程乃是水利工程中河道整治的重点[1-2]，其运营可靠性关乎着河道水资源输送及防洪安全，研究堤防工程的安全稳定离不开堤防岸坡稳定性分析[3-4]。针对堤防岸坡工程，开展流固耦合场研究，对推动堤防整治具有重要参考价值。黄健华[5]、张倩[6]从堤防区段渗流场考虑，探讨了不同设计方案下堤防的水力特征参数变化，有利于堤防工程的优化设计。同时，蔡峰[7]、甘小艳等[8]、蔡忍[4]从堤防岸坡护坡方式考虑，研究了生态护坡技术以及不同类型护坡技术的对比方案，综合评价适用于岸坡安全稳定性的护坡方案。而针对堤防岸坡在静、动力场响应特征，采用ANSYS、FLAC 3D等仿真平台开展了岸坡静力荷载与地震动荷载作用下[9-11]，其应力、位移响应特征，为工程建设加固等提供了依据。本文针对提孜那莆河莎车段堤防岸坡耦合有跨河桥梁支座，在流固耦合的研究基础下，探讨了岸坡在不同渗流工况下位移与应力特征，为堤防建设提供参考。

1 工程概况

莎车县莎车段防洪治理工程位于提孜那甫河左岸莎车具何什坎特镇境内，建设防洪堤长度4.1 km，桩号118+750～122+850，全长3.5 km，该防洪堤顶宽度为4.0 m，建设有硬化路面作为交通枢纽。莎车段堤防迎水侧与背水侧坡度均为1/2.5，采用生态护坡与格宾石笼结合形式对防洪堤固坡保水，确保堤身水土流失量不超过安全允许值，为确保格宾石笼结构安全稳定，按照间距50 m标准设置有厚度为0.5 m的石笼挡墙，插入堤面深度为0.8 m，而格宾石笼自身厚度为0.4 m，堤底设置有护砌结构，延伸长度约8 m，在植被铺设之下设置有防渗土工布和0.3 m厚的砂砾石防渗垫层，减少堤身渗流活动对堤面护坡体系的影响。全区段堤防重点区域设置有加筋土格栅挡墙，确保堤防运营可靠性，所设置的挡墙结构墙后土压力不超过15 kPa，无显著滑移面，特别是在莎车段堤防下游，堤防最大变形量与区段内流速均满足稳定性要求，水文监测表明，最大洪峰工况下，堤身迎水侧最大流速不超过1.2 m/s。根据对莎车段堤防分析，在桩号119+350～119+770区段内存在有横跨桥梁，在跨河桥梁两端的堤防工程与其他区段内基本类似，但其坡度有所差异，背水侧坡度为1/2，堤顶较之其他区段堤防高度增大了15%，另在堤顶、底部位处分别设置有防浪墙与防渗墙，确保预应力跨河桥梁与堤防工程静力与渗流安全。为探讨莎车段堤防加固工程重点区段安全稳定性，本文认为应重点探讨跨桥桥梁等交叉工程区域，故笔者以该桥梁所在堤防段左岸岸坡稳定性开展分析，并以实际工程中流固耦合状态下作为研究基础。

2 计算模拟

根据对工程设计分析，对莎车段重点堤防段岸坡开展建模分析，其中桩号119+370区段处岸坡几何模型简化如图1所示，设计水位取河道常水位，为16.5 m，而最高水位为洪峰水位，取21.5 m。几何模型中堤防高度为22.0 m，河床高程较之堤防差了60%左右，堤顶宽度为4.5 m。几何模型中土层划分成三层，最上层为粉土，厚度约为6～8 m，粒径以0.2～2.0 mm为主，压实度较高，中部为砂砾土，松散性较大，沉降变形最高，粒径以8.0～10.0 mm为主，沿着河床至堤底分布，总厚度约为3～4 m，最下层为粉质黏土，含水量最高，局部沉降变形较大，也是跨河桥梁拱座所在持力层。计算模型也是以上述岩土层室内土工试验实测物理力学参数值设定。

图1 岸坡几何模型简化图

采用Abaqus平台建立跨河桥梁支座岸坡模型。该模型中包括有堤防顶部及变坡度平台，将渲染模型导入至Midas GTS计算平台中[12-13]，经网格划分获得计算模型。计算模型中划分网格得到88 264个，节点数69 268个，各网格单元均满足力学本构方程及渗流模块。模型施加荷载包括结构自重、跨河桥梁支座自重及静水压力等，模型X～Z三正向分别取河道下游向、桥梁右跨向及结构自重应力向。

3 稳态渗流下静力特征

3.1 设计水位

根据对设计水位下含跨河桥梁支座岸坡稳定性计算，获得岸坡稳定渗流场中孔隙水压力及位移分布特征，如图2所示。从图中可看出，河道设计水位下，堤防岸坡内孔隙水压力最大为1.54 MPa，处于堤底部位，达饱和状态，其中桥梁支座所在区处于负孔隙水压力，为非饱和状态，即设计水位下支座所在岸坡区域处于安全渗流状态，此时岸坡浸润线低于支座所在高程面。从孔隙水压力分布可知，从堤底至浸润线面处，孔隙水压力递增，各区间孔隙水压力分布呈直条状。从位移分布特征可知，全岸坡内位移分布基本均处于静定状态，仅在桥梁支座上部区域存在一定位移变形，分布为0.29～0.87 mm，最大位移位于堤顶处。分析认为，堤顶至桥梁支座区域内变形主要受桥梁支座基础沉降变形引起，导致上覆土层有所扰动位移。

图2 岸坡稳定渗流场特征(设计水位)

图3为计算获得岸坡静力场中大、小主应力分布特征。从图中可知，大主应力分布中拉应力区域存在于支座下坡面及堤顶两侧局部区，最大拉应力为0.14 MPa，全坡身以受压为主，坡内压应力分布为0.99～4.11 MPa，不论是拉应力抑或是压应力，在设计水位下应力特征均处于较安全。

图3 主应力分布特征

由于岸坡与支座接触面为堤防最危险区，故而本文给出跨河桥梁支座接触面上应力分布特征与其张开度分布特征，如图4所示。分析图中可知，堤防岸坡与支座接触面上不存在张拉应力，均为受压状态，最大压应力为1.07 MPa，位于支座梁上；而岸坡上支座位移呈扇形发散传播，最大位移位于支座向下坡面上，达0.66 mm。综合设计水位下静力特征可知跨河桥梁支座岸坡稳定性较佳。

图4 接触面上静力特征

3.2 洪峰水位

根据对静力场计算可知，河道正常蓄水运营期安全性较佳，而洪峰水位时其安全稳定性也势必需要考虑在内，图5为岸坡洪峰水位下孔隙水压力分布特征。从图中可知，即使是洪峰水位，坡内孔隙水压力水平仍较小，最大孔隙水压力并未超过1.54 MPa，特别是支座所在区域，仍为负孔压，即仍处于非饱和状态，孔隙水活动较稳定。河道水位增大至洪峰，孔隙水压力分布仍与设计水位有所一致，呈直条状区块分布。

图5 孔隙水压力分布特征(洪峰水位)

根据强度折减法计算，获得洪峰水位下岸坡上不同特征点处位移随安全折减系数变化，如图6所示。从图中可知，在安全折减系数位于一定区间时，岸坡位移量值持续处于0状态，而各特征点均在安全系数超过1.5～2.0后，出现位移，如特征点④在安全系数2.0时位移量为0.86，而安全系数2.50、2.75、2.86下，其位移量值增长4.5倍、16.5倍、40.1倍，同样在特征点①、⑨、⑩中均是如此，且以特征点⑩位移量值增长最为敏感。从位移对比来看，当特征点愈靠近堤防坡顶，其位移值愈大，在相同安全系数下，以特征点①位移最高，而中部的特征点④与下部的特征点⑨较之点①分别降低了1.5%～87.0%、39.9%～96.2%。综合分析，堤防岸坡愈靠近堤顶，其安全可靠性愈差，且洪峰水位下整体岸坡无位移下安全系数可达1.75。

图6 特征点处位移变化

4 非稳定渗流下静力特征

4.1 水位陡降

河道水位陡降时，常引起河道堤防不稳定性，故本文基于洪峰水位在60 d内降至死水位11.5 m，分别具有三个阶段20 d、40 d、60 d，采用稳态法计算水位陡降过程中静力特征。

图7为水位陡降期岸坡内孔隙水压力分布特征，从图中可看出，随水位下降期增大，岸坡上浸润线所在平面位置也逐步降低，而坡体内非饱和区域逐步扩大，此现象在局部坡体放大区可看出此现象。

图7 岸坡内孔隙水压力分布(水位陡降期)

根据水位陡降期安全折减系数计算，获得典型特征点在不同陡降期位移与安全系数关系，如图8。在陡降期60 d时，各特征点位移分布与稳定渗流期基本类似，以距离堤顶更近的特征点更为危险，安全系数更较低。与之同时，在陡降过程期20 d时，安全系数与位移关系有所差异，在特征点①安全系数每增长0.25下，其位移增幅呈多梯次变化，如在安全系数1.5～2.2期内，其位移平均增幅为32.2%，在安全系数2.20～2.33与2.35～2.65内，位移的平均增幅分别为38.8%、9.8%。另对比稳定渗流期岸坡位移，非稳定渗流状态下位移响应值较之稳定期更大。

图8 陡降期位移与安全系数关系

图9为岸坡与跨河桥梁支座接触面上应力分布特征。分析表明，水位陡降期应力分布与稳定渗流状态下基本类似，且在各陡降期对接触面应力无影响，表明岸坡内应力特征受水位陡降影响较小。

图9 接触面上应力分布

4.2 水位陡升

水位陡升期水位过程乃是从死水位至洪峰水位的过程，周期也为60 d。由于非稳定渗流状态下，堤防岸坡受影响的主要为位移特征与其孔隙水压力，故水位陡升期重点分析此两计算结果，图10为陡升期孔隙水压力分布。

图10 陡升期孔隙水压力分布

与稳定渗流期孔隙水压力分布不同的是，各区间段孔隙水压力在陡升期呈上凸状，直至达到洪峰水位，陡升全过程中浸润线逐步升高，支座上部区域的非饱和面减小[14-15]，但孔隙水压力量值受影响较小。

根据对位移采用折减系数计算，获得特征点处位移在各陡降期表现，如图11所示。分析认为，非稳定渗流期内位移降幅仍呈多梯段式状态，在安全系数1.30～2.10与2.10～2.35内，特征点④位移的平均增幅分别为33.4%、20.2%，且在陡升期40 d时(相同水位17 m)下，整体上位移增幅低于水位陡降期，表明水位陡升期位移影响敏感度弱于陡降期。