郝 伟，樊恒辉，党进谦

(西北农林科技大学水利与建筑工程学院，陕西 杨凌 712100)

0 引 言

为发展现代化水利，保障防洪安全，近年来我国在大江大河段建设了多条高标准堤防道路，出现了许多对原有河堤进行拓宽改造的情况[1]。普通道路是在路基的单侧或双侧拓宽，但由于堤防的单侧临水特殊性，堤防拓宽只能在背水侧进行。根据 “前堵后排”的设计原则，堤防加宽填料多采用渗透系数大、排水性好的砂性土，原有堤防以黏性土为填料较为常见。由于旧堤和新填堤身填料的不同，在季节性河水位的影响下，加宽后堤身渗流场将会出现变化，新、旧堤身之间水分的相互补给改变了路堤内孔压场，这将影响到堤防的稳定性。

目前研究多集中在公路拓宽路基沉降变形上[2-5]。对于堤防的渗流和变形研究多以普通未加宽堤防为主，且多考虑堤防边坡稳定性和渗流稳定性[6-9]。上述研究模型试验未能考虑到加宽堤防新老填料的不同特性，没有对比旧堤与拓宽后堤防的渗流变化特征，未能耦合渗流-应力特征考虑在水位影响下的新填堤防变形特性。本文运用饱和-非饱和渗流有限元法，利用GeoStudio中的Seep渗流分析软件和Sigma岩土应力变形分析软件对典型沿河加宽堤段渗流和变形进行模拟和耦合计算。

1 分析理论和数值模型

1.1 分析理论

(1)渗流控制方程。Seep中的二维渗流的控制方程为：

(1)

(2)应力计算模型。Sigma中在给定的一个时间增量上的有限元方程为：

式中：[B]为应变-位移矩阵；[C]为本构矩阵；{a}为节点x和y方向位移增量的列矢量；〈N〉为插值函数行矢量；A为沿单元边界的面积；V为单元体积；b为体积力密度；p为面荷载增量；{Fn}为集中节点力增量。

1.2 数值计算模型

原堤防顶宽8 m，新填筑堤防宽12 m，堤高5 m，堤坡坡率1∶3，地基厚10 m，地基较路基左右各延伸10 m，如图1所示。

图1 加宽堤防数值模型Fig.1 Numerical model of widened levee

1.3 计算参数及边界条件

文献[10]通过测试不同土样，认为路基土所处自然条件下，土-水特性曲线满足全范围预估路基湿度的需要，Fredlund & xing模型更符合实际情况，因此本试验采用Fredlund & xing作为计算模型：

式中：θw为体积含水量；θs为饱和体积含水量；hs为基质吸力；a，n，m为拟合参数，本文取C(h)=1。

假设各个分区材料为均质，根据常见的填料类型，参考文献[10]和相关经验选用对应土质的模型参数值，见表1。

2 渗流计算结果与分析

2.1 含水率变化特征

经过数值计算，常水位下原堤防和加宽堤防湿度场云图见

表1 各分区材料渗流计算参数Tab.1 Soil hydraulic parameters of material for different zones

图2。图2表明，水从临水侧边坡渗入堤身内部，湿度等势线由临水侧向背水侧呈左高右低的斜线分布，这是由于河流水从临水侧边坡入渗，随着距离的增加，浸润线逐渐下降，含水率逐渐降低。旧堤身被饱和湿度线分为上、下两部分，下部为湿度饱和区，上部为湿度渐变区，渐变区内湿度由下而上逐渐减小，湿度梯度也由下而上逐渐减小。加宽堤身含水率等势线在交界面处不连续，新堤身未达到饱和状态，但湿度分布与旧堤身相似，整体湿度小于旧堤身。

绘制距离堤顶以下水平30 cm层位、80 cm层位和150 cm层位湿度变化图，见图3。从图3可以看出，从临水侧至背水侧含水率曲线逐渐降低，土体含水量逐渐减少，这种趋势无论在旧堤身还是新堤身都一致，旧堤整体湿度明显大于新堤。另外在新、旧堤身交界面上湿度急剧下降，水分从旧堤身入渗至相对而言含水率较小、渗透系数较大的新堤身中，因此含水率出现急剧变化。交界面处30 cm层位、80 cm层位和150 cm层位含水率分别下降了15.2%、14.8%和13.7%，表明交界面处高度越高、含水率越低的层位，含水率的下降越多，但这种含水率变化的差异不大。不论是加宽堤防含水率等势线不连续，还是交界面处含水率的急剧变化，都是由于新、旧堤身的填料差异而引起的。

图2 常水位作用下湿度场云图Fig.2 Maps of humidity field at ordinary water level

图3 堤身各层位湿度分布Fig.3 Humidity distribution at different widened levee horizons

2.2 总水头变化特征

图4为常水位下原堤防和加宽堤防总水头等势线云图，比较发现，总水头等势线在靠近交界面处发生转折，表明靠近交界面总水头减小。究其原因，新填加宽堤身土质渗透系数大于旧路基，在新旧路基结合面处，相对含水率低的新堤将含水率高的原堤防进行吸湿作用，从而导致交界面处原堤防含水率降低，水头减小，这与含水率变化特征分析一致。新填堤身由于渗透系数大，距河流水位较远，整体湿度小，水头等势线梯度小于原堤身。

图5为原堤防堤顶外边缘(1断面)、加宽堤防中线(2断面)、加宽路基堤顶外边缘(3断面)在堤身高度范围内总水头变化曲线，和在相同位置原堤防总水头变化线对比，显示堤防加宽后靠近交界面处的水头有急剧下降的过程，而原堤防在上述断面总水头基本保持一致。交界面处总水头减少率随着断面而降低。交界面处1断面总水头下降了6.8%，2断面下降了4.6%，3断面下降了1.3%，表明总水头的降低率随着横向距离的增加和高度的降低而减少，这也与上述含水率在交界面较高处下降显著的特性一致。根据含水率变化特征，堤身范围内湿度自上而下降低，交界面处含水率差值自上而下降低，较小的差值使得新堤吸湿程度下降，水分迁移效果不显著，从而导致总水头自上而下降低的程度减小。

图4 常水位作用下总水头云图Fig.4 Maps of total head at ordinary water level

2.3 渗透坡降变化特征

图6为常水位下原堤身和加宽堤身渗透坡降云图，可以看出加宽堤身在三处位置出现较大的渗透坡降：临水侧边坡水位高度处、交界面靠近顶面处、新填堤身坡脚处，而旧堤仅在临水侧边坡水位高度处出现最大渗透坡降。根据总水头变化云图，这三处总水头等势线分布最为密集，导致单位距离内的水头差增大，从而使得渗透坡降出现较大值。对于交界面靠近顶面处和加宽路基坡脚处出现较大的渗透坡降，根据含水率变化特征和总水头变化特征分析可知，该位置自原堤身向新填堤身方向含水率和总水头均急剧下降，从而引起渗透坡降出现较大值。

图5 堤防加宽前后交界面处总水头变化Fig.5 The variation of total head at interface before and after levee widened

图6 常水位作用下渗透坡降云图Fig.6 Maps of seepage slope at ordinary water level

重点分析交界面处的渗透坡降变化情况，图7为堤防加宽前后交界面处渗透坡降变化率。整个交界面处渗透坡降均有较大变化，三个断面处出现的最大渗透坡降值较原堤防的渗透坡降分别增大了923.1%、589.8%和150.1%，同样是自上而下变化率有所减少，与含水率和总水头变化率一致。

为进一步了解加宽堤防交界面和坡脚处产生较大渗透坡降的原因，将新堤材料的渗透系数分别修改为与旧堤相同(5×10-6m/s)和旧堤的1/10(5×10-7m/s)，在其他条件不变的情况下重新计算，计算结果见图8。比较图8与图6(b)可以看出，随着新、旧堤渗透系数比值的减小，交界面和坡脚处的渗透坡降明显减小，说明该位置的渗透坡降与新、旧堤材料的渗透系数比值相关，比值越大，渗透坡降越大，反之亦然。

图7 堤防加宽前后交界面处渗透坡降变化Fig.7 The variation of seepage slope at interface before and after levee widened

图8 新堤材料不同渗透系数时渗透坡降云图Fig.8 Maps of seepage slope at different permeability coefficient of new levee materials

3 变形计算结果与分析

认为旧堤防已经固结稳定，在未加宽前本身不再出现变形，数值计算时首先对旧堤防进行原始初始应力场分析，然后添加新堤防进行应力-应变和渗流耦合分析。

3.1 竖向位移变化特征

计算不同水位下加宽堤防在渗流和应力耦合作用下的变形特性，见图9。从图9可以看出，加宽堤防的最大沉降位置在新填堤身的外侧堤肩处。不同洪水位下最大竖向位移量在0.041 7～0.043 4 m(见图10)，约为堤高的0.8%左右。从数值可见尽管水位对最大沉降量的影响不大，不同水位下的最大沉降量差值仅为0.001 67 m，但可以发现洪水位在2 m时沉降量最小，当水位下降或者升高时沉降量都会有所增加。

图9 不同水位下加宽堤防竖向位移分布云图Fig.9 Maps of vertical displacement of widened levee at different water levels

图10 不同水位下加宽堤防最大沉降量Fig.10 Maximum settlement of widened levee at different water levels

由于不同水位下加宽堤防竖向位移分布云图相似，仅以3 m水位为例，绘制加宽堤防整个基底的竖向变形曲线，见图11。堤防加宽后整个基底的变形如马鞍形状，基底的最大变形出现在近新、旧堤防的相接处，方向向下，大小约为0.013 m；原堤基底中部和新堤基底外边缘处变形方向向上，大小约为0.004 m。这是由于在新填筑堤防自重作用下堤基被压缩，同时孔隙水压力场有所变化，导致新填堤防堤基两侧应力较大，从而出现向上隆起现象。

图11 加宽堤防基底竖向变形量Fig.11 Vertical deformation of widened levee base

3.2 水平位移变化特征

图12为不同洪水位下加宽堤防水平位移分布云图。可以看出出现旧堤向左侧、新堤向右侧的位移运动趋势。旧堤的最大水平位移大约出现在加宽后堤防中线的下部堤身处，最大位移量为0.006～0.009 m；向右的最大水平位移量出现在新填堤防堤底以下的堤基内，数值为0.007～0.008 m。可见水平位移量值很小，不同水位下平均最大水平位移量仅为最大竖向位移量的19%，水位高低对最大水平位移量的影响很小，以3断面为例，绘制水平位移分布图，如图13。

图12 不同水位下加宽堤防水平位移分布云图Fig.12 Maps of horizontal displacement of widened levee at different water levels

图13 不同水位下断面3水平位移随深度变化Fig.13 The variation of horizontal displacement vs. depth of the third section at different water levels

从图13可以发现，水位高低对新堤和堤基上部的水平位移几乎没有影响，而对下侧堤基的有一定影响。尽管数值不大，高水位时堤基下部有持续向右的位移趋势，当水位降低时，这种向右的位移趋势逐渐又变向左侧，且水位越低，这种趋势越明显。

4 结 语

(1)在常水位作用下，由于新旧填料透水性函数参数不同，加宽堤防的渗流特征发生明显变化。非饱和状态下在相同基质吸力时，新堤渗透系数较大，导致交界面处新堤吸湿旧堤水分，降低了交界面处的含水率和总水头，并产生较大渗透坡降。

(2)新旧堤防交界面处的含水率变化率、总水头变化率和渗透坡降变化率随着路基高度的增加而增加，尤其是交界面处和加宽堤防坡脚处的渗透坡降的变化率十分 显著，这与新、旧填料渗透系数比值相关。

(3)加宽堤防的最大沉降位置出现在新堤的外侧堤肩处，沉降量与洪水位高度有关系，在水位升高或降低的过程中最大沉降量存在一个最小值，新堤填筑后整个基底的变形如马鞍形状；堤防加宽后会出现旧堤堤身和新堤堤基向相反水平方向位移的趋势，水位高度对位移量的影响较小。

(4)针对上述沿河加宽堤防的渗流特征，若交界面处的计算渗透坡降大于允许值时，可采取适当措施，如采用与旧堤渗透系数相近的材料等，防止可能在交界面处发生渗透破坏。在加宽堤防前在适当的位置进行地基加固、在新堤填筑过程中设置土工织物等措施保证加宽堤防的沉降稳定性。

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