宁 博 王龙华 张学喜

（安徽省水利水电勘测设计研究总院有限公司 合肥 230088）

1 工程背景

1.1 同马大堤巨网段概况

同马大堤位于长江中下游左岸安庆市境内，上起湖北省黄广大堤末端段窑，下抵怀宁县官坝头，全长173.525km，为2 级堤防，其中皖河段堤长35.525km。同马大堤巨网段桩号138+250～144+900，全长6.65km，为同马大堤著名的软基段，位于皖河入江口，系穿湖筑堤坝，堤基为软弱的河湖沉积层。近年来该堤段最主要的险情是堤坡出现塌陷、开裂的情况，其特点是持续时间较长、分布范围较广、破坏较为严重且多见于迎水坡。相关研究判断，堤坡沉陷、下挫、堤肩开裂等险情主要是由于堤基软弱层不均匀沉降，且主要由蠕变沉降引起。

1.2 软基处理方案设计

本次巨网段堤防除险加固设计在软基处理方面，采用水泥土双向搅拌桩复合地基加固方案。处理范围为全堤段迎水坡和平台部位的下卧软土层，部分坡段背水坡坡脚附近的下卧软土层；桩底设计高程3.0m，且深入②层中粉质壤土与砂壤土互层不小于1m。坡面桩体采用梅花型布桩，桩径600mm，桩间距1400mm。迎水坡格构式桩墙，桩径600mm，桩与桩的搭接长度150mm，桩墙间距2.7m，堤身轴线方向桩墙间距5.4m。内、外坡坡脚限位桩墙，桩径600mm，桩与桩的搭接长度150mm。

结合最新的勘察资料，依据巨网段堤防各段地质条件、险情性质、险情发生部位与危害程度，同时结合历次变形观测成果，对巨网段6.65km 堤防分段提出了三种不同的加固措施。措施一：外坡脚以上8 排梅花型布桩，内坡长130～150m 范围坡脚以上6 排桩，内外坡脚均设一排限位桩墙；措施二：外坡脚以上12 排梅花型布桩，内坡长120m 范围坡脚以上6 排桩，内坡脚设一排限位桩墙，外坡脚设格构式排桩墙；措施三：外坡脚以上6 或8 排梅花型布桩，外坡脚设一排限位桩墙加固。巨网段堤防各段加固措施详见表1。

表1 巨网段堤防各段加固措施表

2 固结沉降有限元分析

2.1 计算方案

计算根据分段提出的不同加固措施选取五个计算断面（138+500 桩号、141+310 桩号、142+405 桩号、143+050 桩号、144+079 桩号），分别建立了反映1995年堤防标准断面形成后至2035年这一时间段的固结沉降数值模型。为了比较堤基采取加固措施后的效果，每个计算断面设置两个分析工况，第一个工况模拟堤防在1996—2035年一直处于自然固结状态的过程，即2021年未采取加固措施；第二个工况模拟堤防从1996—2020年自然固结25年后，历经2021年的加固施工，自2022年又静置14年直至2035年的固结过程。

2.2 计算方法

计算采用GTS NX 中的固结分析模块，地基软土采用软土蠕变本构模型，以此分析堤防软土地基的固结沉降过程。软土蠕变模型适用于表示随着时间变化的粘土结构骨架蠕变行为；总应变率等于弹性应变与蠕变应变之和，蠕变应变是有时间依存特性的粘塑性应变。

2.3 数值模型构建

数值模型包括堤身填土、地基软土以及砂层、回填土、水泥搅拌桩、咬合桩结构等，在模拟中做了适当的简化，以保留主体结构来反映堤防软土地基的固结沉降。数值模型构建基于如下假设条件： （1）将结构、各区域土层近似视为均质、连续、各向同性的介质；（2）咬合桩形成的侧向围封等效为排桩结构，属于线弹性材料，采用线弹性模型计算；水泥搅拌桩群桩和桩间土层形成复合地基，加固后的复合地基区域选用莫尔-库伦模型；（3）地基软土选用软土蠕变模型，地基砂层、堤身填土、回填土选用莫尔-库伦模型；（4）在排桩结构和土体之间不设置接触单元。

模型各区域中的土层均采用以四边形网格为主辅以三角形网格的2D 平面应变单元模拟，排桩结构采用间距极小的1D 梁单元模拟。

对分析工况一，固结过程模拟设置时间达40年的时间步来控制；对分析工况二，固结过程模拟设置五步：（1）堤防自1995年固结至2020年；（2）一期开挖+加固施工；（3）二期开挖；（4）堤身回填；（5）堤防自2022年固结至2035年。

模型中施加的边界条件主要有：（1）侧向边界、底边界位移约束；（2）墙身的转动约束与墙底位移约束；（3）软土与砂层间的排水边界；（4）堤身非固结边界；（5）水位线，一般设置在堤身与堤基接触面高程。施加的荷载为重力荷载。

其中，根据2010年护坡沉陷观测统计数据，对各计算断面软土层的OCR、λ、κ 进行了初步率定；加固区域的土体强度视为搅拌桩复合地基的等效强度指标由计算获得。数值模型主要参数表略。

3 结果与分析

3.1 堤基自然固结预测结果

选取各计算断面堤防外侧边坡中心位置，分别绘出其未加固时的沉降曲线，如图1 所示。以141+310 断面为例，2035年未加固时的侧向位移TX的云图见图2，竖向位移TY 的云图见图3。

图1 堤防外侧边坡中心位置沉降曲线图（未加固）

图2 141+310 断面2035年侧向位移TX 图（未加固）

图3 141+310 断面2035年竖向位移TY 图（未加固）

3.2 堤基加固后预测结果

同样选取各计算断面堤防外侧边坡中心位置，分别绘出其加固后的沉降曲线，如图4 所示。以141+310 断面为例，2035年加固后的侧向位移TX的云图见图5，竖向位移TY 的云图见图6。

图4 堤防外侧边坡中心位置沉降曲线图（加固后）

图5 141+310 断面2035年侧向位移TX 图（加固后）

图6 141+310 断面2035年竖向位移TY 图（加固后）

3.3 加固效果

比较未加固与加固后两种工况下的计算结果，堤防2022—2035年侧向位移最大值及沉降最大值的增加值见表2。

表2 堤防2022—2035年侧向位移及沉降最大值的增加值表

3.4 成果分析

建立的数值模型较合理地模拟了1995年堤防标准断面形成后40年间同马大堤巨网段软土地基的固结沉降过程。其中，图1 较好地反映了同马大堤巨网段堤基软土的流变特性，各计算断面曲线基本可分为四个阶段：1995—1996年为瞬时变形阶段；1996—1998年为非稳定或过渡阶段，变形速率由大逐渐减小，且历时很短；1999—2025年为稳定阶段，其变形速率保持为常量，且历时很长；2026—2035年为渐变阶段，其变形速率逐渐增大，图中显示该段历时不短，故应力水平应该不大。图4 反映出加固施工对软基固结过程的影响，即施工完成当年会产生一定的瞬时沉降。

图1 与图4 均表明，对于任意选取的堤防外侧坡中心位置，141+310 断面的绝对沉降值最大，144+079 断面的绝对沉降值最小，另外三个断面的绝对沉降值居中。以加固后工况为例，141+310 断面的绝对沉降值为457.2mm，144+079 断面的绝对沉降值为164.1mm，另外三个断面的绝对沉降值为233.5～314.1mm，这反映了堤防不同桩号范围险情程度是不同的，相应地也应采取程度不同的加固措施。因此，本次除险加固设计针对不同桩号范围的险情采取三种加固措施是合理的。

表3 结果显示，2021年堤防采取加固措施后，相比较未采取加固措施的情况，侧向位移最大值和沉降最大值的增加值大幅度降低。以141+310断面为例，沉降最大值的增加值由117.8mm 降至13.2mm，降低了88.8%；堤内侧侧向位移最大值的增加值由53.3mm 降至4.8mm，降低了91.0%；堤外侧侧向位移最大值的增加值由50.8mm 降至2.2mm，降低了95.7%。因此，堤防软基处理设计方案效果显著。

4 结语

建立的数值模型较合理地模拟了1995年堤防标准断面形成后40年间堤防软土地基的固结沉降过程；各计算断面绝对沉降值的差异说明本次除险加固设计针对不同桩号范围的险情采取三种加固措施是合理的；两种工况下堤防变形最大值的增加值差异明显，表明堤防软基处理设计方案效果显著。相关软土参数的准确取值方面需进一步研究