堤防裂缝成因及加固方案优化研究

2021-02-11张士平师昀巍罗先启

结构工程师 2021年6期

张士平师昀巍罗先启

（1.华东桐柏抽水蓄能发电有限责任公司，台州 317200；2.上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院，上海 200240）

0 引言

堤防工程作为我国防洪工程体系的重要组成部分，能够有效抵御洪水的侵袭，但由于我国堤防工程建设历史久远，随着堤防服役使用时间的推移，其在运行期间可能遭遇各类险情，如散浸、裂缝、管涌、渗漏、滑坡等，严重威胁堤防工程的安全［1-3］。裂缝作为堤防险情中常见的一种，其成因复杂，危害较大，通常会引起堤防的渗透变形，严重影响结构强度和耐久性指标，折损工程的使用寿命，对裂缝成因的分析及加固方案的研究具有重要的社会效益。

以往对于堤防裂缝成因以定性分析为主，多通过现场监测和试验方法对裂缝形成机制和原因进行推断。吴伟功等［4］通过室内试验对黄河大堤某堤段堤身土体力学参数进行了研究，结果表明历次堤身加高、培厚存在施工质量差、碾压不实等情况，使得堤身填土质量普遍较差，为堤身裂缝的产生留下了隐患。胡峥嵘等［5］对长江大堤堤顶裂缝进行现场观测，从设计、施工及堤防实际运行情况等方面进行分析。分析结果表明，堤基软弱土层及水塘河道等薄弱处承受不住上部新填土的竖向力及下切力，造成新老堤防之间的不均匀沉降是导致堤顶产生裂缝的最主要原因。李荐华等［6］基于两个水文年的堤防位移与沉降监测数据，对长江济益公堤裂缝形成原因进行了分析，结果表明，水位升降、结构性软土、上部结构荷载三者的综合作用导致了堤顶裂缝的产生。堤防裂缝成因定量分析成果较少，有代表性的有沈细中和冯夏庭［7］利用有限元方法模拟标准化堤防施工过程，进行了多种特定工况分析，计算结果能够反映堤身裂缝扩展过程，且与实际情况相符。

目前堤防和路堤工程中软基加固常用方法有换填法、强夯法、预压法、化学加固法和复合地基法等［8-11］。其中复合地基法是指将一部分天然地基进行人工置换或者人工加强，通过人工处理后的地基增强体与原有天然地基形成复合地基，共同承担外部荷载的一种人工地基［12］。水泥土搅拌桩是复合地基的一种，使用水泥作为固化剂，在地基深处将软土与固化剂进行搅拌，通过固化剂与软土之间产生的物理化学反应，使得土体强度大大提高。且因其可充分利用地基土，对地基扰动小，同时加固形式多样、造价低廉、污染小和施工便捷等特点，在堤防加固中也得到了广泛的应用［13-15］。王桂智等［16］总结归纳了水泥土搅拌桩在堤防加固工程中的方案设计思路，并结合工程实践对桩土分离原理及复合地基强度等效原理下的抗滑稳定计算方法进行了验证和比较，计算思路及方法对于同类型堤防地基处理问题能起到很好的借鉴作用。朱俊樸等［17］以湛江大道为工程背景，建立了路堤-地基-水泥土搅拌桩的有限元模型，研究了路基沉降变形规律。研究结果表明桩长对于降低工后沉降效果并不显著；工后沉降随着桩体置换率增大而减小，但当置换率超过一界限值后对于减小工后沉降效果并不明显。

本文基于广东某堤防工程实例，利用ABAQUS建立弹塑性模型，模拟了早期堤防施工过程，结合现场勘测结果与有限元模拟结果，对裂缝成因进行了分析。而后对除险加固方案进行了优化，并论证了方案的适用性和经济性。

1 工程概况

广东某堤防工程全长32 km，是堤路结合的构筑物，堤防工程级别为2级，堤顶道路等级标准为三级公路及城市次干路，设计防洪标准为100年一遇。经过多年的使用运行，堤顶路面目前出现了许多裂缝，有纵缝，也有横缝，其中纵缝较多。根据现场踏勘，初步判定多数裂缝为贯穿缝，对堤防的正常运行造成威胁。

项目建设的主要内容为对桩号14+230～15+030堤段进行裂缝除险加固，除险加固堤堤段总长约800 m。初步拟定的方案为挖除堤顶2.5 m土体，对开挖层以下部分堤身利用11 m长间距1.2 m×1.2 m水泥土搅拌桩进行加固处理，水泥土搅拌桩施工断面图如图1所示。其中，桩号14+410～14+490，共80 m堤段由于受到桥底高度限制，改用高压旋喷桩处理，直径及长度不变，间距改为1.5 m×1.5 m，最后回填土并铺设土工格栅进行加固处理重建堤防。经预算发现该施工方案造价偏高，需结合堤防裂缝成因进一步优化加固方案以节省财政投资。

图1 加固方案断面图（单位：mm）Fig.1 Section of reinforcement measure（Unit：mm）

2 裂缝成因分析

2.1 堤防纵向裂缝判别方法

2.1.1 倾度法

倾度或称不均匀沉降系数γ的定义如下［7］：

式中：sa、sb分别为同一高程上a、b两点的沉降量；l为同一高程上a、b两点的水平距离。

2.1.2 拉应变法

当堤身土体的拉应变大于土的极限拉应变时，就会产生裂缝。拉应变ε可表示如下［7］：

式中，va、vb分别为同一高程上a、b两点的水平位移。

2.2 数值模型及计算参数

模拟堤防加固前堤身填筑施工过程，建立数值模型图如图2所示。对模型划分四边形网格，堤身填土采用平面四节点单元，堤基部分采用平面四节点孔压单元，地下水位设于堤基表面。模型侧面约束法向位移，底面约束两个方向位移，侧面和底面均为不透水边界。土体采用摩尔库伦模型描述，根据室内试验及相关工程经验确定模型各土层参数取值如表1所示，堤身分四层填筑，施工进程如图3所示，其中堤顶车辆荷载按照城市B级，双列车队荷载20.5 kN/m2，人行道荷载3.5 kN/m2考虑［18］，本文中将荷载按照均布荷载施加于堤顶。

表1 土层参数Table 1 Soil parameters

图2 堤身填筑施工模型Fig.2 Construction model of dike filling

图3 施工进程图Fig.3 Diagram of construction progress

2.3 计算结果分析

根据工程经验，以1%作为土体开裂的临界倾度值，以0.3%作为的临界拉应变值。施工过程中堤身倾度和拉应变评价值如图4所示。

图4 倾度和拉应变评价值Fig.4 Evaluation value of inclination and tensile strain

由图4可知，填筑施工结束时，堤身倾度值达到0.99%，拉应变值达到0.32%，随着车辆超载的施加和运行，两项评价值随着时间先显著增加而后趋于稳定，倾度值和拉应变值最终分别稳定在1.29%和0.5%，已远远超出临界值。

根据观测资料及现场调查情况显示，大堤裂缝走向基本上是以纵向为主，近似直线状展布，如图5所示。裂缝主要集中于堤顶的中间部位，裂缝宽度较大，缝宽多大于5 mm。根据连续观测对比发现，裂缝类型基本上属于张裂缝，裂缝基本上沿垂直向下延伸，裂缝深度随深度增加逐渐变小。

图5 堤顶裂缝图Fig.5 Diagram of crack on dike top

结合有限元模拟结果和现场观测调查情况，可以推断堤防裂缝产生原因如下：

（1）从裂缝的平面分布位置及裂缝发展趋势分析，裂缝的发生、发展与堤基地质条件关系密切，对比发现淤泥质土分布广泛堤段裂缝的发展迅速、裂缝宽度大于局部分布软土、砂土的堤段。淤泥质土含水量高、抗剪强度低、压缩性高、固结稳定时间长，并有触变性、流变性等特点，堤顶车辆荷载及行驶中产生的震动会对堤防基础产生不均匀沉降，且模拟结果显示这一不均匀沉降值已超出安全值。车辆超载及堤身下部软土性质是产生堤防裂缝的主要原因。

（2）对于已经出现裂缝的路段，由于雨水渗入裂缝，使得堤身土料含水量增加，堤身抗剪强度减小。同时在地下水渗流作用下，易产生不均匀沉降，导致裂缝宽度及沉降差进一步增加。

综上所述，导致堤顶出现裂缝的主要原因是车辆的超载及地下软塑状淤泥质土层的沉降固结所引起的不均匀沉降，其他因素则加剧了裂缝的发育程度。

3 加固方案优化

依据勘察堤身填土层试验指标统计分析，堤身填土以硬塑和坚硬状态为主，填土承载力较高，压实度较好。根据上节分析可知，堤防裂缝形成的主要原因是超载作用下造成的不均匀沉降，因此需要对堤基下部的淤泥质土进行处理。综合经济性与适用性，优化方案仍选用水泥土搅拌桩对堤基进行处理，而后回填土并铺设土工格栅。桩体布置改为如图6所示梅花形布桩形式，并在原基础方案上增大桩间距至1.5 m。水泥土搅拌桩桩径为500 mm，选用42.5号普通硅酸盐水泥，水泥掺量16.7%，水灰比为0.5。水泥土搅拌桩参数为E0=180MPa，μ=0.18，cp=200MPa，φp=30°；土工格栅按照不受压线弹性材料考虑，参数为E0=26GPa，μ=0.33。

图6 桩体布置图Fig.6 Diagram of pile layout

3.1 稳定性验算

堤防整体抗滑稳定计算时，采用《堤防工程设计规范》（GB 50286—2013）所推荐的瑞典圆弧法［19］。计算时将复合地基土体作为具有复合抗剪强度指标csp、φsp的土体［20］：

式中：cs、φs为天然土体抗剪强度指标；cp、φp为桩体抗剪强度指标；m为水泥搅拌桩面积置换率，取8.72%。

因堤防除险加固施工主要是对堤防进行裂缝处理，方案中仅对堤防上部2.5 m深的表层进行开挖回填处理，未对堤防进行整体填筑，本次稳定计算工况仅考虑正常运用条件，计算工况如下：

（1）左岸水位由7.714 m骤降至4.874 m，右岸水位4.874 m情况下左岸堤坡稳定性；

（2）左岸水位3.744 m，右岸水位5.244 m情况下稳定渗流期的左岸堤坡稳定性；

（3）左岸水位1.494 m，右岸水位由5.494 m骤降至3.044 m情况下右岸堤坡的稳定性；

（4）左岸水位7.714 m，右岸水位4.874 m情况下稳定渗流期的右岸堤坡的稳定性。

利用Geo-studio软件计算堤顶荷载选取城市B级荷载和40 kN/m3情况下四种工况安全系数，如表2所示，得到的安全系数均大于规范规定最小安全系数1.25［16］，满足设计要求。

表2 安全系数计算值Table 2 Value of safety factor

3.2 桩体加固堤防三维模型

选取图6中阴影部分所示对称单元进行分析，可忽略堤段两端半根桩的微小影响，建立如图7所示的三维模型。模型的四个侧面约束法向位移，底面约束三个方向位移，选用四面体单元进行网格划分。桩身、桩端与土体间设置接触单元，选择桩身及桩端面作为主面，对应的土体部分为从面，桩周土体网格需要加密，桩身上的网格密度小于桩周土体密度。接触面法向行为设为硬接触，切向行为设为罚摩擦，摩擦系数取0.2。水泥土桩采用实体单元，土工格栅采用膜单元。

图7 桩体加固模型Fig.7 Pile reinforcement model

模型分析过程如下：首先在移除堤顶回填土部分状态下进行地应力平衡，接着挖去桩体对应的土体，激活桩体和约束，施加较小的载荷使得接触关系平稳地建立起来，而后分步施加全部载荷并激活填土和土工格栅。由于拌入软土中的水泥浆重度与软土的重度相近，所以水泥土重度与天然软土重度相近，采用水泥土搅拌桩加固地基时，其加固部分对未加固部分不致产生较大的附加沉降，因此选取地基处理结束时刻作为初始时刻，以后施加荷载计算所得的位移都是相对于此刻的位移。

3.3 计算结果分析

选取复合地基表面与桩端面进行分析，在两个深度平面上分别选取桩间土断面与桩断面进行沉降变化规律研究。图8和图9分别示出了桩断面和桩间土断面复合地基表面的沉降量。由图可见，两个断面上沉降变化规律类似，地基中心附近沉降量最大，沿两侧逐渐减小。

图8 地基表面沉降曲线（桩断面）Fig.8 Settlement curve of foundation surface plane（pile section）

图9 地基表面沉降曲线（桩间土断面）Fig.9 Settlement curve of foundation surface plane（soil section between piles）

桩断面和桩间土断面桩端层的沉降量分别如图10和图11所示。由图可见，桩端层的桩间土断面沉降变化与复合地基表面类似，最大沉降量出现在地基中心附近，沉降变化比较均匀。而桩断面处沉降曲线有较明显的锯齿现象，这是由于桩体的弹性模量远大于土体的弹性模量，桩体竖向变形比较小而土体模量变形较大，桩土间产生了差异沉降。

图10 桩端面沉降曲线（桩断面）Fig.10 Settlement curve of pile end plane（pile section）

图11 桩端面沉降曲线（桩间土断面）Fig.11 Settlement curve of pile end plane（soil section between piles）

采用优化后方案堤身土体的倾度值和拉应变值分别为0.21%和0.047%，远小于临界值。桩端面和复合地基表面最大沉降量分别为21.72 mm和45.98 mm，也能够满足工程需求。可见，原方案中桩体面积置换率高，所需桩体数量大，增大施工成本的同时也可能导致部分桩体不能够充分发挥其作用，造成浪费。因此，复合地基处理时应注意选取合理的面积置换率。利用优化后方案加固的720 m堤段共可节省4 083根水泥土搅拌桩，可减少资金投入约448万元。