某联围软土堤基海堤滑移原因分析及加固处理

张鸿伟

（中山市水利水电勘测设计咨询有限公司,广东 中山 528403）

1 引言

海堤是防御风暴抵御潮汐的重要水利工程,其稳定安全对于保障人民生命财产至关重要,但是海堤大多建于软土地基之上,受施工、潮汐和降雨等因素的影响,容易发生大变形甚至滑坡等灾害。目前,已有众多学者对于海堤失稳原因进行了研究,普遍认为施工引起的上部填筑加载、潮汐引起的临水侧水位反复大幅快速涨落、强降雨引起的堤身自重增大、土体软化以及堤后砂石堆载等均会导致海堤大变形甚至滑坡[1-6]。为了研究这一问题,目前主要有以下分析方法：（1）采用刚体极限平衡法或有限元强度折减法计算海堤的抗滑稳定安全系数[7]；（2）首先运用有限元流固耦合方法计算超孔隙水压力随时间的消散过程,然后采用刚体极限平衡法计算海堤的抗滑稳定安全系数随时间的变化规律[8]；（3）采用静动力有限元法对海堤的应力和位移分布进行仿真计算,分析海堤的安全性[9]。本文将以联围海堤工程为例,基于有限元流固耦合方法和刚体极限平衡法,利用三维数值模拟计算,分析该工程的滑移原因,研究加固处理措施,为其它类似工程提供经验。

2 工程概况

2.1 堤防断面形式

某联围海堤加固工程位于横门入海口附近,出险段海堤现状为直立式防洪墙结构,堤外临水没有滩地,堤脚现有抛石护脚,堤顶路面高程约为3.50 m（珠基,下同）。防洪墙经多次分级加高加固为干砌石外裹混凝土幕墙结构,断面形式为二级陡墙。墙后堤顶泥结石路面高程为3.50 m,宽度约为5.70 m。堤脚为水草地,底面高程约-0.50 m。见图1。

图1 海堤示意图

2.2 事故现场情况

2021 年10 月8 日,工程区遭遇暴雨和高潮位叠加恶劣天气,受堤内用地暂未解决和堤内地块开发吹填影响而未实施加固施工的堤段,出现长度约140 m 堤身及防洪墙向堤外发生明显滑移险情,其中最大处滑移约6.5 m,且防洪墙前土体出现明显的隆起和涌水现象,背水侧填土面出现开裂和沉陷现象,危及大堤的防洪（潮）安全。

3 事故原因分析

3.1 地质条件分析

经地质勘探查明,工程场址土层从上而下主要由人工填土层（Q4s）、第四系冲积层（Q4al）、第四系风化残积层（Qel）、侏罗系蓢尾单元（JL）共四个大层组成。其中：1）人工填土层（Q4s）,渗透系数平均值为1.6×10-2cm/s,属强透水层；2）新生界第四系冲积层（Q4al）淤泥质土为极微透水堤基,渗透系数为7.0×10-7cm/s；3）第四系风化残积（Qel）遇水易软化崩解。4）侏罗系张家边序列蓢尾单元（JL）岩芯呈半岩半土状夹碎块状,母岩结构大部分破坏。

防洪墙建设时基本采用岸边抛石基础上部砌筑干砌石挡墙、墙后填土的方法施工,虽历经多次加高培厚,也主要局限在防洪墙的加高和包裹砼幕墙、堤身土方加固培厚等,但未对堤基进行有效的处理。

初步分析事故发生主要原因为水草地实施吹填施工,吹填未进行地基处理和合理的分层间歇,且吹填面未设置排水设施。堤后吹填见图2。

图2 海堤堤后填土示意图

3.2 出险段稳定性分析

3.2.1 现有地基软土层地质参数分析

珠江三角洲地区的淤泥和淤泥质软土层的抗剪强度指标的合理取值是地基处理和边坡稳定设计的关键因素。通过现场取样进行室内剪切试验分析的常规软土强度参数获取方法虽易于操作,但受软土的高灵敏度等特性影响,在取土过程中不可避免的会对土样进行扰动,造成土体强度降低,为后期设计土体主要力学指标的合理取值带来较大的不确定性。为此,下面分别对不同试验方法成果推求和分析,综合确定软土的物理力学指标。

（1）地质勘察报告中堤基的地质参数见表1（淤泥质土层指②-2 层,下同）。

（2）十字板强度指标推求软土抗剪强度

闫澍旺等人根据Coulomb 抗剪强度公式τf=c+σ',tanφ,及《港口工程地基规范》（JTS 147-1-2010）附录J 十字板抗剪强度回归抗剪强度指标[10]：

经计算,淤泥质土十字板回归方程τf=1.339z+10.90,将十字板参数D=50 mm,H=100 mm,浮容重γ',=6.96 kN/m3,K0j=0.68,大堤已基本沉降稳定Ut=0.90,代入式（1）可得=16.41°,计算值明显偏大。

参考李志云[11]等对反算公式的修正,将浮容重,替换为饱和容重γsat可得=6.97°,Cj=10.90 kPa。

（3）根据土的承载力指标推求土体的抗剪强度

依据《建筑地基基础设计规范》（GB 5007-2011）中5.2.5条及相关公式：

其中：fa为由土的抗剪强度指标确定的地基承载力特征值；Mb、Md和Mc为承载力系数（由土的内摩擦标准值查表）；b 为基础底面宽度（大于6 m 时按6 m 取值）；Ck基础下一倍短边宽度的深度范围内土的粘聚力标准值。

依据计算条件,b=0＜3 m,取b=3.0 m,d=0＜0.50 m,取d=0.50 m,将淤泥质土承载力特征值60 kPa,天然密度16.70 kN/m3,天然含水量53.7%,孔隙比1.436,饱和容重16.76 kN/m3,上部土层容重γm=18.40 kN/m3等参数代入式（3）,取值按照十字板强度推求结果,查表得Mb=0.12、Md=1.47 和Mc=3.82,计算得C=11.51 kPa。

（4）淤泥质土抗剪强度指标综合确定

各方法推求得到的强度指标汇总见表2。

表2 各方法推求土层强度汇总表

从表2 可见,淤泥质土的十字板强度推求指标和承载力反算指标非常接近,且都介于快剪指标与固结快剪指标之间,其含水量为53.7%,与珠江三角洲软土的主要物理力学性质关系中淤泥质土含水量在46%～55%区间,对应抗剪强度=8.0°～6.5°、c=11.0 kPa～8.0 kPa[12]非常接近。本次综合确定淤泥质土=7.0°、c=10.0 kPa。

3.2.2 现状海堤抗滑稳定分析

根据《海堤工程设计规范》（GB/T 51015-2014）,考虑三种工况组合进行现状海堤稳定性分析。计算参数选取基于上述参数,分别采用总应力法和有效应力法进行计算,结果见表3。

三种工况中除施工期满足要求外,其他工况最小抗滑稳定安全系数分别为1.08 和1.18,略低于规范规定要求,但均大于1.00,计算结果与海堤稳定现状情况是相吻合的。因此,确定的堤基淤泥质土的抗剪强度指标是合适的。

3.2.3 堤背填土后海堤抗滑稳定分析

失稳前堤背吹填土平均高度约3.5 m,其吹填断面见图2。堤后的新吹填土体含水量高,遭遇失稳前连续降雨,加之未设排水系统,该层土体考虑完全饱和,且未固结,参照地区经验其容重（饱和）取16.0 kN/m3,强度指标取=3.0°、cq=4.0 kPa。吹填土面积水严重,堤后水位直接取为填土面高程。由于吹填未进行合理的分层间歇,下部淤泥质土渗透系数小,上部加载后会对土体产生较大的超静孔隙水压力。根据刘雄美等[13-14]的研究,地基的超静孔隙水压力随着填土高度的增加而增加,在加载完成时,土中的水来不及排出,超静孔隙水压力骤升。而根据汤宇等[15-16]的研究,孔隙水对主动土压力有较大影响,当孔隙水压力及孔隙水系数越大时,主动土压力显著增大,降低了土层的稳定性,增大了滑移的风险性。因此,在海堤背水侧填土后的海堤抗滑稳定分析中,必须考虑孔隙水压力的影响。按照一般经验,对于淤泥质土,其孔隙水压力系数可达1.0。

背水侧填土后的海堤抗滑稳定计算考虑两种工况组合,计算工况见表4。上部吹填土体视为新填土体,并考虑该部分加载对下部淤泥质土产生的超静孔隙水压力作用。海堤吹填完工后地基土未完全固结,海堤抗滑稳定分析按非常运用情况Ⅰ考虑。由于有效应力法相较于总应力法,能够更好地反映孔隙水压力的作用,因此文章重点分析考虑孔隙水压力作用的有效应力法计算,而总应力法仅给出计算结果作为对比。

表4 堤背填土后堤防抗滑稳定计算工况说明表

（1）计算边界条件

工况一：

①初始渗流场：外侧水位-1.27 m 的总水头边界条件、内侧水位-0.44 m 的总水头边界条件。

②初始应力场：地基三面法向约束边界条件。

③吹填土施工与固结：地基三面法向约束边界条件。

④暴雨入渗：杂填土渗透系数较大,暴雨过程中,雨水流量能完全渗入杂填土中,其表面设置单位流量边界条件；吹填土渗透系数较小,暴雨过程中,雨水无法立即渗入,会出现表面径流,因此吹填土表面设置“零”压力水头边界条件；外侧地表设置溢出边界条件。

工况二：

①初始渗流场：外侧1.78 m 的总水头边界条件、内侧3 m的总水头边界条件。

②初始应力场：外侧1.78 m 的静水压力边界条件、地基三面法向约束。

③水位骤降：外侧1.78 m～-0.48 m 水位骤降的总水头边界条件,以及1.78 m～-0.48 m 静水压力骤降边界、地基三面法向约束。

（2）计算过程及结果

初始计算时的孔隙水压力计算点位见图3。其中,A 点为淤泥质土中2 倍堤身高度处的计算点位；B 点为杂填土与淤泥质土交界处计算点位；C 点为堤背吹填土1/2 高度处计算点位。

图3 孔隙水压力计算点位图

计算采用专业的软件进行,工况一的初始孔隙水压力及安全系数与时间的关系见图4,工况一～工况二的孔隙水压力等值线云图见图5,工况二的各计算简图见图6。

图4 工况一初始孔隙水压力及安全系数与时间的关系图

图5 工况一～工况二孔隙水压力等值线云图

图6 工况二各计算简图

堤背填土后采用总应力法和有效应力法计算的各工况抗滑稳定计算结果见表5。

表5 背水侧填土后各工况海堤边坡稳定安全系数结果表

根据上述计算过程和结果可知,随着堤背吹填的完成,堤基土中（A 点）的孔隙水压力较初始值有明显增大；随着水位骤降的发生,堤基土中的水压力逐渐释放,孔隙水压力随水位骤降时间的延长而逐渐减小。考虑孔隙水压力的影响时,海堤边坡的抗滑稳定安全系数比不考虑孔隙水压力计算的抗滑稳定安全系数更小,边坡更不安全；同等条件下瑞典圆弧法较简化毕肖普法抗滑安全系数低。堤防边坡在工况二的情况下总应力法和有效应力法计算出的边坡抗滑稳定安全系数均小于1.00,与海堤边坡的失稳事实相符。

4 海堤加固处理

4.1 海堤加固设计方案

根据堤防失稳原因分析,后续采取了针对性的海堤加固设计方案。

（1）在重建防洪墙背水侧至堤内排水沟之间设置塑料排水板（PSB-C 型）,优化堤基排水能力,有效释放饱和软土中的孔隙水压力。

（2）针对软土堤基的物理力学指标低,边坡抗滑稳定能力弱的特点,采用水泥土搅拌桩对堤基进行处理,提升软土层的物理力学指标,增强堤防自身的抗滑移能力。

（3）考虑孔隙水压力对抗滑桩加固位置的影响[17-18],优化了水泥土搅拌桩的布桩,以框格形式在新建防浪墙基础范围内布置2 排水泥土搅拌桩和在堤内坡脚内侧布置3 排水泥土搅拌桩,确保加固方案有效、合理。

加固处理后的海堤断面见图7。

图7 海堤加固处理断面图

4.2 实施效果分析

堤防加固后,经过2 个多月的位移监测,堤身位移小于2 mm/月,基本达到相对稳定状态。为分析加固后堤基淤泥质土的强度变化,在排水板施打前和堤身土方填筑完成后通过对堤基处理范围和未处理区域进行了取样分析,结果表明堤基淤泥质土强度有明显提高,堤基处理达到预期效果。加固后的海堤安全状态良好,挡潮功能发挥正常,成功经受“龙舟水”的考验。

5 结论

某联围海堤出现堤身滑移,本文对其出现险情的原因进行分析,提出相应的加固措施,并对加固效果进行验证,主要结论如下：

（1）软土地基及未对其进行处理是现状海堤不稳的主要原因,加之海堤保护范围内地块开发和填土施工影响,最终造成海堤失稳的情况。

（2）在软土地基的海堤填筑过程中,如未设计好堤基排水系统,则上部加载后会对淤泥质土产生较大的孔隙水压力,降低堤防边坡的抗滑稳定安全系数。因此,在海堤抗滑稳定设计中需对孔隙水压力加以考虑。

（3）本工程采用排水带与水泥土复合基础联合进行堤基处理,排水带有效释放了淤泥质土中因上部加载而产生的超静孔隙水压力,水泥土搅拌桩处理后提升淤泥质土的物理力学指标效果明显,同时考虑孔隙水压力对抗滑桩的影响,优化了抗滑桩的布桩范围及形式。处理后的堤防稳定状态良好,取得了较好的社会效益和经济效益,值得在类似的工程中推广。

（4）由于海堤滑移既成事实,因此本文仅能从数值理论计算方面进行原因分析,后续如条件允许,则还应进行物理模型试验加以验证,以进一步提高分析成果的准确性。