边坡稳定采用土体指标不同时安全系数的对比

边坡稳定采用土体指标不同时安全系数的对比

防洪堤稳定性的研究

周建1，余嘉澍2

(1.浙江大学岩土工程研究所；2.浙江省水利水电勘测设计院)

摘要：首先对防洪堤浸润线以上土体进行了不同浸泡时间的浸泡试验，试验结果表明，土体的凝聚力随浸泡时间的增长大幅度下降，浸泡5d后土体的凝聚力将下降71.8%，但浸泡不改变土体摩擦角的大小。通过等效超固结比(循环前后土体平均有效应力的比值)的概念，研究了动水作用下土体强度的循环弱化，为综合考虑动水循环荷载及浸泡作用对防洪堤稳定的影响，用简化毕肖普法对防洪堤稳定进行了计算，结果表明只考虑波浪(潮汐)作用，防洪堤的安全系数降低幅度不大，但同时考虑浸泡作用，特别是长时间浸泡后，防洪堤的安全系数降低最大可达20%。

关键词：浸泡试验；波浪作用；强度降低；稳定分析

作者简介：周建(1970-)，女，湖北浠水人，浙江大学岩土工程研究所副教授、博士，主要从事软粘土动力学特性、软土地基处理等方面研究。

1 概述

目前在计算分析防洪堤沉降和稳定时，未能考虑波浪(潮汐)等动水荷载作用下地基土体特性的变化情况。动水作用与静水作用截然不同，除了荷载本身类型不同外，最主要的差别是在周期动荷载作用下，土体会产生软化，这种软化将使防洪堤地基土体和堤身材料的强度降低，导致防洪堤产生较大的沉降，影响其稳定性；此外洪水期间防洪堤正常水位以上土体受洪水浸泡，其土体强度也将明显下降，所以在进行防洪堤稳定分析时必须考虑这些因素的作用，下面将结合临海城防工程对这些问题进行一些探讨。

临海城防江北防洪堤土堤段(BD1+332～BD1+936.878)位于灵江一桥至灵江二桥段，地势开阔。土堤顶宽6m，高约7m，内外边坡分别为1：2.5～1：3，结合环境美化，按原状地形增设平台，其中外坡自平台至坡脚采用细石混凝土灌砌块石护坡并另设混凝土大方脚固基。堤身内土料自外至内大体分为3个区填筑，中部心墙采用粘性土回填并分层夯实，渗透系数K<1×10-5cm/s。

根据地质勘探，土堤段地基土体自上而下可分为如下工程地质层：Ⅰ层：杂填土(rQ)。以碎石和建筑垃圾为主，厚度0～2.4m，容重γ=19.5kN/m3。Ⅱ

2

)。灰黄色～灰色，饱和，中等压缩性，厚度0～层：粉质粘土、粉土互层(al-mQ

4

层：淤泥3.4m，容重γ=18.3kN/m3。粉质粘土，软塑～可塑；粉土，稍密。Ⅲ

2

质粘土、粉土互层(mQ

)。青灰色，饱和，高压缩性，局部粉土含量较高，厚度

4

层：0～6.5，容重γ=18.0kN/m3。淤泥质粘土，软塑～流塑；粉土，稍密。Ⅲ

3

淤泥夹砂、砾石(al-mQ

)。青灰色，饱和，该层土性混杂，砂、砾石含量及分布

4

极为不均，局部含量较高，砾石直径一般2～8cm，个别可达15～20cm以上。厚度0～7.65m，容重γ=18.5kN/m3。淤泥，流塑，高压缩性。

地下水位在Ⅱ

2

层以下。土堤横断面如图1所示。

2 浸泡试验

洪水期间，正

常水位以上土体将

经受洪水浸泡，故

本试验主要针对防

洪堤浸润线以上土

体进行。根据水文

站最高水位频率曲

线和最高潮位频率

曲线，确定试验土

体高程一般应在黄

海高程3.6m以上，

属浅层土体，即杂

填土层及Ⅱ

2

层。因

施工阶段杂填土层

要进行处理，故本

文只对Ⅱ

2

层土体

进行了4组不同浸

泡时间下的浸泡试

验。试样浸泡完毕

后用直剪法中的快

剪测得土体的抗剪

强度，表1表示了

Ⅱ

2

层土体不同时

间浸泡后强度的变

化情况。

图1 土堤横断面示意(单位：mm)

由表1可以看出，土体的凝聚力随浸泡时间的增长大幅度下降，浸泡5d时间后土体的凝聚力下降了71.8%。由于土体的摩擦角大小取决于土体颗粒的组成成分，浸泡时间只改变土体颗粒之间的胶结程度，不改变其成分，所以从表1可以看到土体的摩擦角变化很小，可以认为浸泡不改变土体摩擦角的大小。从浸泡试验结果可以看到，土体的凝聚力随浸泡时间急剧下降，这对于防洪堤的稳定极其不利。

表1 浸泡后土体强度的变化情况

土层名称浸泡时间/h 凝聚力/kPa 摩擦角/°凝聚力变化程度

(%)

摩擦角变化程度

(%)

0 19.5 27.8 0 0

12 17.0 27.1 -12.8 -2.5

Ⅱ224 11.0 30.45 -43.6 9.5

72 7.33 28.7 -62.4 3.2

120 5.5 28.85 -71.8 3.8

3 土体强度循环软化

循环荷载作用下土体软化的原因大致可分为三类，一是由于循环荷载作用下饱和软粘土中产生了孔压，导致土体的应变软化；二是循环荷载作用下主应力方向不断改变导致土体结构重塑，引起应变软化；三是较高的循环应力作用不仅产生较高的孔压，而且也将影响土体的原有结构，从而引起应变软化。防洪堤地基饱和软粘土经受波浪(潮水)长时间不排水循环荷载作用后，将产生超静孔隙水压力和较大的循环剪应变，从而大大降低土体抗剪强度。导致土体强度降低及破坏的最主要因素是土体中超静孔隙水压力的产生，所以在研究循环荷载作用下土体性状时必须研究超静孔隙水压力的产生和发展，前人均做了大量的研究工作，见参考文献[1～6]。为研究循环荷载对土体强度的影响，必须引进等效超固结比的概念。

不排水循环荷载作用正常固结土体的性状与普通超固结土性状的相近性是建立在等效超固结假设理论基础上的。根据等效超固结假设，可以把正常固结

土的剪切特性退化表示为等效超固结比(OCR

eq )的函数。所谓等效超固结比(OCR

eq

)

就是循环前后土体平均有效应力的比值，即

OCR

eq =σ′

3

/σ′

m

=σ′

3

/σ′

3

-u=1/1-u/σ′

3

=1/u*(1)

式中：σ′

3为初始固结侧压力；σ′

m

为循环加荷后有效平均应力；u为循环加

荷后残余孔隙水压力；u*为归一化的残余孔隙水压力(残余孔压与初始固结压力之比)。

Ladd(1985)对正常固结和超固结粘土的不排水单调三轴试验结果做了概括性的研究，指出超固结粘土(OC)和正常固结粘土(NC)不排水强度可以表示为：

(C

u )

OC

/(C

u

)

NC

=OCRλ0-1(2)

式中：λ

为土体参数。

根据循环应力-应变历史和OC历史的相似性及其对应关系，可以得出如下的循环后土体不排水强度退化关系[8]。

(C

u )

cyclic

/(C

u

)

NC

=OCR

eq

exp(λ

/1-C

s

/C

c

-1) (3)