蔡学石，薛润泽，徐满意，王 洋，孟 静，刘孟孟

(1.大连东港商务区开发建设管理集团有限公司，大连 116001；2.交通运输部天津水运工程科学研究所 港口水工建筑技术国家工程实验室 水工构造物检测、诊断与加固技术交通行业重点实验室，天津 300456)

在海洋软土地基条件下开展的围海造陆工程中，常常采用抛石的方式构筑重力式挡泥坝。由于水下作业条件复杂，一旦清淤不彻底，在挡泥坝与软土地基之间会形成一层由淤泥组成的软弱夹层，对挡泥坝稳定性及后期围海造陆的安全性产生严重威胁[1]。目前常采用极限平衡方法计算均质边坡的整体稳定性[2-3]，如瑞典圆弧法[4]、Janbu法[5]及Sarma法[6]，但针对含有局部软弱夹层的非均质边坡的计算研究尚不充分。一方面，软土地基形成过程中受各种自然因素影响，导致土体指标具有显著的地域性与离散性[7]，而土体指标的选取往往对于边坡稳定性计算结果影响显著。另一方面，软土地基在坝体自重的长期作用下产生次固结变形，软土蠕变进一步提升了挡泥坝失稳的可能性。

随着计算机技术的快速发展，数值模拟技术在岩土工程研究领域取得了广泛应用。目前应用于边坡稳定性的数值模拟方法主要为有限元法、有限差分法等。段庆伟等[8]基于双软弱夹层滑面和单软弱夹层滑面的重力坝坝基模型，验证了有限差分强度折减法在重力坝抗滑稳定分析中的可行性，并针对折线形底滑面的复合失稳模式，提出了以滑面以上特征点的位移突变作为强度折减法极限状态判别依据。皮晓清等[9]基于有限元极限上限法对含软弱夹层的边坡稳定性进行了数值模拟分析，指出软弱夹层的厚度、倾角、深度等因素对边坡安全系数及滑裂面位置影响显著，但当软弱夹层的深度和相对强度增大到一定值后，边坡稳定性不再受其影响。孙婧等[10]基于FLAC软件研究了软层位置对多层土质边坡的破坏模式及稳定性的影响，指出位于边坡中部的软层将显著降低边坡稳定性，且软层自身性质相较于其周围土层的性质对边坡稳定性影响更为显著。为避免软土地基边坡稳定性不足而产生滑移破坏，研究人员提出了一种有效的软土边坡加固方法，即深层水泥搅拌法(CDM)。王元战等[11]基于三维有限元模型分析了采用CDM加固岸坡的效果，总结了高桩码头结构内力随CDM加固深度的变化规律，并结合算例给出了最优加固深度的建议值。

在上述对于边坡稳定性研究中，大多将软弱夹层直接简化为一均匀分布的水平夹层，而实际工程中软弱夹层的成因复杂，软弱夹层往往会呈现不规则形状。因此本文以大连某填海造地工程挡泥坝为例，采用数值仿真手段研究在局部软弱夹层条件下边坡坡比及计算方法对软基上挡泥坝稳定性的影响。

1 工程概况

1.1 工程位置

大连临空产业园填海造地工程位于大连金州湾中部至湾底，甘井子区大连湾街道毛茔子村养殖场西北侧的海域，距岸1.5 km。地理坐标：北纬39°04′～39°06′，东经121°37′～121°39′。工程区域距大连市中心约25 km，距沈大高速公路约2.5 km。其设计内容为临空产业园人工岛，长6 183 m、宽3 440 m，总面积20.29 km2。

1.2 侧滑区域

在该工程中设计有一条抛石构成的重力式挡泥坝，坝体一侧为纳泥区，另一侧为机场跑道区。该工程在原有围堰B33的基础上，于其西南侧抛填块石形成挡泥坝。滑移事故发生前，机场跑道区尚未进行地基处理和换填。侧滑区位于围堰B33里程K3+390～K3+744位置，长度约345 m，侧滑区域宽度157 m，如图1所示。滑移发生后，挡泥坝与B33围堰之间形成一开裂槽，挡泥坝整体向跑道区方向移动，现场照片如图2所示。

图1 侧滑区域示意图Fig.1 Schematic diagram of the side slip area

2-a 侧滑前2-b 侧滑后图2 挡泥坝现场照片Fig.2 On-site photographs of the mud-retaining dam

1.3 滑动面位置判定

通过现场钻孔探摸得到工程侧滑区的地质分层剖面结果，如图3所示。其中，A1钻孔抛石厚约18.7 m，抛石下方为约1.2 m厚的淤泥质黏土层，该层上部含有碎石，下部土质细腻，呈高塑性；A2钻孔抛石厚度较小，抛石下方为约6 m厚的淤泥层，该淤泥层富含腐殖质，土质较均匀，呈软塑状态；A3钻孔的抛石厚度最大，下卧层为粉质黏土，未见淤泥及淤泥质黏土层。综合勘测结果表明，该侧滑区域内的抛石落底位置参差不齐，标高差异很大，底部持力层除了A1、A2孔夹有淤泥或淤泥质黏土以外，其余各孔揭露抛石底部持力层均为黏土层。经过与设计资料对比发现，侧滑区黏土层顶标高较清淤控制标高低2.0～3.0 m。此滑移区下侧局部河槽底部疑沉积较厚淤泥，滑移区淤泥底标高可能与原勘探结果存在差异，因此需要通过调查分析来明确此侧滑区的产生机理，优化调整清淤区的设计清淤深度，并为其他工程区域的设计和施工提供借鉴。

2 数值模型

2.1 模型分析方法

采用数值分析软件对该工程侧滑区断面进行模拟。本文分别采用瑞典圆弧法、简化毕肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法进行计算，并对比了不同计算方法得到的挡泥坝边坡稳定性计算结果的差异。

2.1.1 瑞典圆弧法

瑞典圆弧法将滑动面假设为圆弧形，滑动体绕圆心沿圆弧转动，因此，边坡的安全程度可以用抗滑力矩与滑动力矩的比值来评价，即边坡稳定性安全系数。边坡稳定性计算模型如图4所示。

图3 侧滑区钻孔剖面图Fig.3 Borehole exploration profile of side slip zone图4 瑞典圆弧法计算模型Fig.4 Computational model of Swedish Arc Method

由图4可知，边坡稳定性安全系数为

(1)

式中：W为滑动体重量，N；h为滑动堤重心作用线到滑弧圆心c的距离，m；τf为抗剪强度，Pa；S为滑弧长度，m；R为滑动面的半径，m。

考虑到抗剪强度τf是沿圆弧形滑动面变化的。用一组竖向线将滑动体划分为土条。假设土条为不可变形的刚性体，根据力的平衡原理，分析各个土条弧段上的抗剪力和抗剪力矩，将其累加后得到滑动体的抗滑力矩。假定土条两侧的水平力等大反向且作用于同一条直线上，因此相互抵消。这样土条重力完全作用在滑面上，将其分解为切向力Hi=Wisinαi和法向力Ni=Wicosαi。假定法向力Ni均匀分布在弧段si上，则法向应力表示为Ni/si，结合摩尔-库仑强度理论可知弧段si上的抗剪力为

Ti=τfisi=τf=Nitanφ+csi

(2)

安全系数为

(3)

只有当Fs大于1时，边坡才会稳定。

2.1.2 简化毕肖普法

上述推导过程中，瑞典圆弧法并未考虑土条之间的相互作用力，因此不满足任一土条的力及力矩平衡条件，仅满足整体力矩平衡条件。在此基础上，毕肖普提出了考虑条间力的作用对瑞典圆弧法进行修正的方法，考虑了条间力的作用，并假定土条之间的合力是水平的，即简化毕肖普法[12]。

2.1.3 摩根斯坦-普瑞斯法

摩根斯坦-普瑞斯法假设滑裂面为任意形状，以重力作为边坡破坏的主要驱动力，假定每个分条底滑面上的合力作用于其滑面中点，采用摩尔-库仑强度理论计算底滑面上的剪力。摩根斯坦-普瑞斯法保证了各个土条的力及力矩平衡条件及整体力矩平衡条件均得到了满足[13]，但计算过程较复杂。

2.2 分析模型

图5 含局部软弱夹层的边坡稳定性数值计算模型Fig.5 Numerical model of slope stability with local weak intercalary strata

通过地形测量、探地雷达检测、岩土勘察等手段对大连某填海造地工程进行综合勘测，发现在滑动区内的抛填块石与地基黏土层之间存在薄厚不均的淤泥夹层。对比实测黏土层顶面高程与施工过程中的清淤控制高程之间的差异，推断施工过程中由于黏土层顶面高程变化导致局部清淤不彻底，据此还原挡泥坝滑动前的状态，建立数值仿真模型，如图5所示。该工程中挡泥坝的实际坡比为1 ∶1.4，为研究边坡坡比的影响，分别按坡比1 ∶1.4、1 ∶2和1 ∶3进行建模分析。该工程地质剖面自上向下分别为碎石、淤泥夹层、黏土和粉质黏土，土层主要性能参数如表1所示。在该工程中，淤泥夹层始终位于水位线之下，水位变化对于最危险滑弧的位置影响不大，因此模型采用最低低潮位作为计算水位。考虑水位对边坡自重的影响，水位线之上的区域采用天然容重，水位线以下采用浮容重。实际工程中未采取打设砂井或塑料排水板等排水固结措施，且挡泥坝侧滑发生在挡泥坝抛石施工刚完成后不久、跑道区侧尚未回填之时，仍处于施工阶段。因此，认为地基土体处于未固结状态，采用土体的直剪快剪指标进行边坡稳定性验算。

表1 土层材料参数Tab.1 Material properties of soil layer

表2 边坡稳定性计算结果Tab.2 Calculation results of slope stability

3 结果分析

3.1 局部软弱夹层的影响

基于上述数值分析模型，采用3种边坡稳定性计算方法，得到了不同边坡坡比和有无局部软弱夹层条件下的边坡稳定性安全系数，计算结果见表2。结果显示，3种计算方法的结果具有一致性，对于无软弱夹层的情况，坡比在1 ∶1.4时即可满足边坡稳定性要求，这也是原工程采用的设计坡比。但在存在局部软弱夹层的情况下，只有当坡比降低至1 ∶3时该挡泥坝才满足稳定性要求。这一结果表明，实际工程中一旦清淤不彻底，使得挡泥坝与黏土地基中间存在了一层不规则的淤泥夹层，将会显著降低了挡泥坝的稳定性。

3.2 边坡坡比的影响

存在局部软弱夹层情况下，采用瑞典圆弧法得到的最危险滑弧位置如图6所示。对比可知，随着边坡坡比降低，滑动圆弧直径逐步增大，滑弧出坡点从挡泥坝与地基交接处向上移动至挡泥坝的坝身侧面。当坡比为1 ∶1.4时，滑弧只经过抛石体、局部软弱夹层(淤泥)和黏土层，当挡泥坝坡比增大至1 ∶2和1 ∶3时，滑动面经过了黏土与下层粉质黏土的分界处。在无局部软弱夹层的情况下，滑弧的出坡点均位于黏土地基而非挡泥坝。边坡安全系数随边坡坡比的变化如图7所示。在有局部软弱夹层(淤泥)存在的情况下，挡泥坝的稳定性系数随边坡坡比降低呈现近似线性下降的趋势。在无局部软弱夹层(淤泥)存在的情况下，挡泥坝的稳定性系数在边坡坡比降低到一定值后呈加速下降趋势。

6-a 挡泥坝边坡坡比1︰1.46-b 挡泥坝边坡坡比1︰26-c 挡泥坝边坡坡比1︰3图6 最危险滑弧位置(瑞典圆弧法)Fig.6 Location of the most dangerous slip arc (Swedish Arc Method)

3.3 计算方法的影响

7-a 存在局部软弱夹层7-b 无软弱夹层图7 边坡安全系数随边坡坡比的变化Fig.7 Variation of slope safety factor with slope gradient

分别采用瑞典圆弧法、简化毕肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法计算挡泥坝边坡稳定性，结果对比如图7所示。当坡比较小时，3种方法的计算结果十分接近；当坡比增大后，3种方法计算结果的差异增大。前文已经分析了3种计算方法的异同点，其中摩根斯坦-普瑞斯法不仅可以计算任意形状的滑动面，还可以同时满足各个土条的力及力矩平衡条件及整体力矩平衡条件，其计算结果最接近真实情况。图7中可以看出，当挡泥坝边坡坡比为1 ∶3时，摩根斯坦-普瑞斯法略高于简化毕肖普法和瑞典圆弧法。研究表明，在挡泥坝坡度较缓时，采用瑞典圆弧法及简化毕肖普法所得结果可能偏于不安全，应谨慎处理。

3.4 滑动成因分析

数值分析结果证实了前文关于挡泥坝侧滑原因的推断，即滑动面经过局部软弱夹层(淤泥)。工程现场勘探结果表明原始黏土层顶标高变化较大，据此推断在侧滑区内存在清淤不彻底的情况，即清淤设计高程向下至黏土层之间仍存在一定厚度的淤泥，起初侧滑区上部抛石体大部分覆盖在该淤泥层之上，经滑动后才落到下部的黏土层，所以二次勘探时钻孔A1出现了碎石混泥的现象。由于夹层为淤泥，其抗剪强度指标非常小，在上部回填石料自重作用下形成了较大范围的下滑区，再加上风浪等不利条件的共同作用，使得挡泥坝坝底抵抗力不足以平衡下滑力，从而引起挡泥坝坝体失稳产生滑动，在滑动中使跑道区的海侧抛石块体坡度放缓，并增大挡泥坝坝底接触面积，进而达到了新的平衡，现场勘测结果表明，挡泥坝顶标高下降、跑道区的海侧坡面变缓恰与此滑动过程相稳合。

4 结论

本文结合大连某填海造地工程挡泥坝的现场勘测资料，通过数值方法探究了局部软弱夹层对挡泥坝稳定性的影响，分析了边坡坡比对挡泥坝的稳定性安全系数及最危险滑弧位置的影响规律，对比了瑞典圆弧法、简化毕肖普法、摩根斯坦-普瑞斯法等3种计算方法针对挡泥坝边坡稳定性计算结果的差异性。最终对工程实践中该挡泥坝发生滑移的原因进行了分析并提出相应建议：

(1)存在局部软弱夹层对挡泥坝稳定性及最危险滑弧位置影响非常显著，不同的边坡稳定性计算方法得到的安全系数结果具有较好的一致性。

(2)存在局部软弱夹层的情况下，挡泥坝的稳定性系数随边坡坡比降低呈现近似线性下降的趋势。在无淤泥夹层存在的情况下，挡泥坝的稳定性系数在边坡坡比降低到一定值后呈加速下降趋势。在挡泥坝坡比较缓时，采用瑞典圆弧法及简化毕肖普法所得结果略低于摩根斯坦-普瑞斯法，偏于不安全。

(3)研究表明，清淤不彻底会显著影响挡泥坝的边坡稳定性，对坝后吹填作业产生严重隐患，应该给予足够重视。