賀林林,李志松,趙陳雨,錢 進(jìn)

(1. 重慶交通大學(xué) 河海學(xué)院,重慶 400074; 2. 重慶交通大學(xué) 國家內(nèi)河航道整治工程技術(shù)研究中心,重慶 400074; 3. 重慶交通大學(xué) 水利水運(yùn)工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,重慶 400074)

0 引 言

三峽庫區(qū)蓄水以來,庫水位調(diào)度范圍在145～175 m間呈周期性漲落,其中水位波動(dòng)最大可達(dá)到30 m[1-2]。對(duì)于存在變幅水位影響的岸坡,水位驟降是影響岸坡失穩(wěn)的主要影響因素[3-4]。三峽庫區(qū)受庫水位變化而發(fā)生的滑坡失穩(wěn)現(xiàn)象較多,自2003年6月10日起,全庫區(qū)發(fā)生崩塌滑坡4 664個(gè),嚴(yán)重變形滑坡累計(jì)674個(gè),且滑坡原因多與庫水位升降有明顯相關(guān)性[5-6]。一方面,庫區(qū)水位變化增加了高填方岸坡變形的程度,使得嵌入到岸坡內(nèi)的框架碼頭結(jié)構(gòu)受到更大的下滑力,進(jìn)而直接影響結(jié)構(gòu)平臺(tái)的整體穩(wěn)定性;另一方面,碼頭樁基的存在又具有一定的抗滑加固的作用。因此,準(zhǔn)確評(píng)估高填方岸坡碼頭結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性存在一定的難度,開展變幅水位影響下高填方岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)承載特性分析是非常必要的。

關(guān)于變幅水位對(duì)岸坡及結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)理,已有學(xué)者開展了一定的研究。湯明高等[7]基于離心模型實(shí)驗(yàn),分析了三峽庫區(qū)水位升降條件下庫岸滑坡的變形特征。王孟超等[8]通過有限元方法研究了水位驟降對(duì)岸坡安全系數(shù)的影響,結(jié)果表明:水位驟降期間岸坡穩(wěn)定性下降了41%。關(guān)于滲透力對(duì)岸坡土體的影響,張濤等[9]和仉文崗等[10]分別利用有限元軟件研究了水位下降條件下土體滲流狀態(tài)對(duì)庫岸邊坡的不利影響。然而,變幅水位對(duì)岸坡土體的影響不僅是通過改變土體的滲透力,還受到水位循環(huán)次數(shù)和飽和度的影響。劉小強(qiáng)等[11]通過水巖相互作用試驗(yàn)得到了抗剪強(qiáng)度參數(shù)隨水位循環(huán)次數(shù)的關(guān)系,進(jìn)而深入研究了水位循環(huán)次數(shù)影響下的架空斜坡式碼頭變形特點(diǎn);劉新榮等[12]通過試驗(yàn)研究表明庫水位漲落會(huì)使得巖土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)產(chǎn)生劣化;王中文等[13],邊加敏等[14]針對(duì)土體含水量進(jìn)行了一系列的試驗(yàn)研究,研究表明土體含水量的變化直接影響著土體的抗剪強(qiáng)度參數(shù);D.M.GU等[15]研究了周期性干濕循環(huán)作用下含軟弱夾層灰?guī)r的強(qiáng)度劣化特性。由此可看,庫區(qū)岸坡失穩(wěn)多與巖土體性質(zhì),水位升降條件等密切相關(guān)。一方面,當(dāng)岸坡長期處于變幅水位條件時(shí),會(huì)改變高填方岸坡土體的性質(zhì)、強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)與狀態(tài);另一方面,庫水位大幅度升降導(dǎo)致巖土體處于滲流狀態(tài)、含水率發(fā)生變化[16],進(jìn)而引起結(jié)構(gòu)安全儲(chǔ)備不足等問題。但上述研究大多只考慮單一變量影響因素,而水位變化對(duì)岸坡的影響是一個(gè)極為復(fù)雜的過程,考慮單一變量并不能很好的體現(xiàn)出變幅水位對(duì)岸坡的實(shí)際作用過程。尤其對(duì)于高填方岸坡,變幅水位對(duì)其承載特性的影響情況更為復(fù)雜。

鑒于此,筆者考慮到變幅水位主要通過改變土體飽和度和水位循環(huán)次數(shù)來改變巖土體的結(jié)構(gòu)及含水量,從而使土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)產(chǎn)生一定程度的弱化,進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)發(fā)生失穩(wěn)現(xiàn)象?；谝呀⒌臐B透力簡化計(jì)算方法,結(jié)合飽和度及水位循環(huán)次數(shù)影響下的土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)弱化規(guī)律,建立了變幅水位影響下岸坡穩(wěn)定性計(jì)算方法。然后借助ABAQUS建立高填方岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)有限元模型,并研究碼頭結(jié)構(gòu)的受力變形等承載特性。

1 變幅水位下岸坡穩(wěn)定性計(jì)算方法研究

1.1 水位驟降影響下岸坡穩(wěn)定性簡化計(jì)算方法

基于劉才華等[17]、賀林林等[18]的研究成果,即對(duì)岸坡內(nèi)任一點(diǎn)的應(yīng)力狀態(tài)對(duì)比分析,得到水位驟降時(shí)可將滲透力對(duì)岸坡穩(wěn)定性的影響簡化為抗剪強(qiáng)度參數(shù)黏聚力降低的等效關(guān)系。并將此等效關(guān)系與強(qiáng)度折減法相結(jié)合,建立岸坡穩(wěn)定性簡化計(jì)算模型,進(jìn)而建立了水位驟降影響下岸坡穩(wěn)定性簡化分析方法。筆者意圖基于該研究成果,建立水位驟降影響下綜合考慮土體飽和度與水位循環(huán)次數(shù)的高填方岸坡框架碼頭穩(wěn)定性分析方法。

在文獻(xiàn)[18]已建立的簡化計(jì)算方法中,將水位驟降產(chǎn)生的滲透力作用等效為岸坡土體黏聚力的變化,通過推導(dǎo)得出水位驟降影響下滲透力作用而引起的黏聚力變化值c差計(jì)算式(1),則土體原始黏聚力c減去c差,即為考慮滲透力作用影響后土體新黏聚力的值c″,如式(2),然后基于強(qiáng)度折減法得到岸坡穩(wěn)定性簡化計(jì)算模型,如式(3):

c差=c′-c=(ξ-1)c

(1)

c″=c-c差=(2-ξ)c

(2)

cm=c″/Fr=(2-ξ)c/Fr

(3)

式中:c差為滲透力作用后黏聚力變化值,kPa;c″為考慮滲透力作用后等效的土體新黏聚力值,kPa;c為土體原始黏聚力,kPa;ξ為等效系數(shù)(該數(shù)據(jù)從文獻(xiàn)[18]得到);cm為強(qiáng)度折減后土體實(shí)際發(fā)揮的黏聚力,kPa;Fr為折減系數(shù);c′為考慮滲透力作用時(shí)的黏聚力,kPa。

1.2 考慮土體飽和度影響抗剪強(qiáng)度參數(shù)弱化規(guī)律

魏志華[19]通過對(duì)某港區(qū)的通用高填方土石料進(jìn)行現(xiàn)場土體三軸壓縮實(shí)驗(yàn),得到了不同飽和度時(shí)填方土體所對(duì)應(yīng)抗剪強(qiáng)度參數(shù),并對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了整理分析,得到了表1中飽和度與抗剪強(qiáng)度參數(shù)的關(guān)系。根據(jù)表1分別繪制了填方土體黏聚力、內(nèi)摩擦角隨土體飽和度變化的關(guān)系曲線圖,如圖1、圖2。

表1 土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)與飽和度關(guān)系Table 1 The relationship between soil shear strength parameters and saturation

圖1 土體黏聚力與飽和度關(guān)系曲線Fig. 1 Curve of relationship between cohesion and the saturation of soil

圖2 土體內(nèi)摩擦角與飽和度關(guān)系曲線Fig. 2 Curve of relationship between internal friction angle and saturation of soil

通過對(duì)上述2條關(guān)系曲線進(jìn)行擬合,得到土體黏聚力、內(nèi)摩擦角隨土體飽和度變化的擬合關(guān)系式,如式(4)、式(5):

c=14.73+12.38/(1+e(Sr-0.77)/0.148)

(4)

φ=34.5-7.4Sr

(5)

式中:Sr為岸坡土體飽和度,%;ρ為土體原始內(nèi)摩擦角,(°)。

基于文獻(xiàn)[18]里關(guān)于等效系數(shù)解法,可求得筆者擬研究的庫水位變化滲透力等效系數(shù)ξ為1.553,表1中是未考慮水位變化時(shí)滲透力對(duì)岸坡穩(wěn)定性影響的土體原始黏聚力值,則可通過式(1)求得水位驟降由于滲透力作用引起的岸坡土體黏聚力變化值c差。計(jì)算式(4)可得到考慮土體飽和度影響下的土體黏聚力值,并作為此時(shí)土體的原始黏聚力值c減去c差即為考慮滲透力和飽和度影響下的岸坡土體新黏聚力值c″,如表2。根據(jù)表2數(shù)據(jù),可繪制出考慮滲透力后新黏聚力與飽和度之間的關(guān)系曲線,并擬合該曲線如圖3。于是,可通過圖3中的擬合曲線,得到土體新黏聚力與飽和度之間的關(guān)系式,如式(6):

表2 土體新黏聚力c″與飽和度關(guān)系Table 2 Relationship between new cohesion c″ and the saturation of soil

圖3 土體新黏聚力與飽和度的關(guān)系曲線Fig. 3 Curve of relationship between new cohesion and the saturation of soil

c″=-0.02+12.17/[1+e((Sr-0.763)/0.143)]

(6)

1.3 土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)受水位循環(huán)次數(shù)影響弱化規(guī)律

高填方岸坡在變幅水位條件下會(huì)經(jīng)受多次干濕循環(huán)作用,WANG Junjie等[20]對(duì)一種常用于港口土方結(jié)構(gòu)的填方土料進(jìn)行室內(nèi)干濕直剪試驗(yàn),得到了一組適用于港口填方土體的抗剪強(qiáng)度參數(shù)隨水位循環(huán)次數(shù)的關(guān)系式,如式(7)、式(8)?；谠摻Y(jié)論研究建立考慮水位循環(huán)變化次數(shù)影響的抗剪強(qiáng)度參數(shù)弱化規(guī)律。

由于水位驟降期間對(duì)岸坡的安全影響最大,在研究水位循環(huán)次數(shù)對(duì)岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)影響的時(shí)候,主要考慮水位驟降滲透力對(duì)岸坡的作用,因而基于1.1節(jié)所述的簡化分析方法,則可通過計(jì)算式(2)得到考慮滲透力作用后的土體黏聚力值c″0,即為式(7)中未經(jīng)水位循環(huán)的土體初始黏聚力c0,進(jìn)而可得到考慮滲透力影響后土體非線性抗剪強(qiáng)度參數(shù)隨水位循環(huán)次數(shù)弱化的計(jì)算式(9)。

c′N=-0.80lnN+c0

(7)

φ′N=-0.36lnN+φ0

(8)

c″N=-0.80lnN+c0″

(9)

式中:c′N為N次水位循環(huán)后的土體黏聚力,kPa;c0為土體初始黏聚力,kPa;φ′N為經(jīng)過N次水位循環(huán)后的土體內(nèi)摩擦角,(°);φ0為土體初始內(nèi)摩擦角,(°);c″N為N次水位循環(huán)后的土體新黏聚力,kPa;c″0為考慮滲透力后未經(jīng)水位循環(huán)的土體初始黏聚力,kPa。

1.4 計(jì)算步驟

基于上述1.1節(jié),1.2節(jié),1.3節(jié)所論述的研究內(nèi)容,筆者建立了變幅水位下高填方岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)承載特性分析有限元計(jì)算方法具體步驟為:

1)首先利用ABAQUS有限元軟件建立高填方岸坡框架碼頭計(jì)算模型,并對(duì)原始土層進(jìn)行地應(yīng)力平衡。

2)通過在ABAQUS中材料模塊設(shè)置場變量來實(shí)現(xiàn)考慮土體飽和度、變幅水位循環(huán)次數(shù)與滲透力共同影響下的高填方岸坡土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)弱化模型。

3)分別對(duì)高填方岸坡框架碼頭計(jì)算模型施加豎向與水平向荷載,進(jìn)而分析不同飽和度與水位循環(huán)次數(shù)影響下框架碼頭結(jié)構(gòu)的豎向與水平向承載性能。

4)最后研究樁土相互作用影響下考慮滲透力后不同飽和度及水位循環(huán)次數(shù)的岸坡的變形特性分析。

2 有限元計(jì)算模型

2.1 工程概況

高填方岸坡框架碼頭結(jié)合工程實(shí)際尺寸,通過擴(kuò)大模擬范圍的數(shù)值分析驗(yàn)證,考慮邊界效應(yīng)及沿碼頭結(jié)構(gòu)的縱向?qū)ΨQ性,從而綜合選取高填方岸坡框架碼頭尺寸。具體尺寸如下所述,岸坡由下覆基巖和填方土體組成,其中岸坡長度81 m,高度27 m,坡比為1∶3。上部碼頭結(jié)構(gòu)為六跨三榀框架碼頭,下部樁基為直徑2.4 m的C30鋼筋混凝土嵌巖灌注樁,其入土深度分別為14、17 m兩種,上部立柱直徑為1.5 m。坡頂和坡底分別設(shè)置擋土墻,碼頭結(jié)構(gòu)具體構(gòu)件及斷面設(shè)計(jì)如圖4[21]。材料參數(shù)選用某內(nèi)河實(shí)際碼頭工程,如表3。

表3 模型材料參數(shù)Table 3 Model material parameters

圖4 某高填方岸坡框架碼頭工程斷面Fig. 4 Section of a high-filled bank frame wharf project

2.2 有限元模型建立

土體材料采用摩爾-庫倫彈塑性本構(gòu)模型,且應(yīng)用非對(duì)稱算法計(jì)算。為模擬出飽和度及水位循環(huán)次數(shù)變化對(duì)岸坡土體的弱化過程,在Property版塊將黏聚力與內(nèi)摩擦角分別設(shè)置成隨飽和度1%～100%、水位循環(huán)次數(shù)1～100次變化的場變量,計(jì)算結(jié)果所對(duì)應(yīng)的分析步時(shí)間即為此時(shí)岸坡土體所處于的飽和度及水位循環(huán)次數(shù)狀態(tài);在initial分析步后設(shè)置Geostatic分析步以便地應(yīng)力平衡,之后設(shè)置Static General分析步;然后依據(jù)我國JTS 144—1—2010《港口工程荷載規(guī)范》其后方陸域設(shè)計(jì)堆貨荷載取60 kPa,前方承臺(tái)面板設(shè)計(jì)荷載取50 kPa;巖土體左右側(cè)面設(shè)置水平約束(U1=0),前后側(cè)面設(shè)置對(duì)稱約束(U2=0),底部設(shè)置鉸支約束(U1=U2=U3=0),坡頂擋土墻在右側(cè)設(shè)置水平約束(U1=0);樁土接觸作用在法向采取硬接觸,切向使用罰摩擦系數(shù),浸水后的樁土摩擦系數(shù)μ=tan(0.75φ)[22],取0.485,坡頂與坡底的擋土墻與填方土體之間的摩擦系數(shù)取0.5[23];岸坡碼頭結(jié)構(gòu)網(wǎng)格類型均采用C3D8單元。為便于分析從上至下分別為第1至第6排樁基,對(duì)中間1榀排架樁基分別標(biāo)號(hào)為1#～6#,如圖5。

圖5 高填方岸坡框架碼頭三維幾何模型Fig. 5 3D geometric model of a high-filled bank slope frame wharf

3 變幅水位影響下結(jié)構(gòu)有限元計(jì)算結(jié)果

3.1 考慮滲透力與飽和度影響下碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

3.1.1 碼頭豎向承載特性分析

為進(jìn)一步分析碼頭豎向承載特性,需對(duì)框架碼頭結(jié)構(gòu)面板逐級(jí)施加豎向荷載,然后選取中間1榀排架1#～6#樁基作為研究對(duì)象,從而選取受力最不利樁基,對(duì)比分析整個(gè)高填方岸坡框架碼頭豎向承載特性,以確保結(jié)果更具代表性。

圖6為考慮滲透力作用后飽和度為90%情況下1#～6#樁樁頂沉降曲線圖。分析曲線結(jié)果:1#～6#樁基Q-S曲線為緩變型曲線無明顯拐點(diǎn),其中1#與2#樁Q-S曲線斜率緩慢增大,可知樁端土體發(fā)生彈塑性變形。3#～6#樁Q-S曲線斜率很小,近似直線,屬于彈性變形階段,可看到1#樁基為框架碼頭受力最不利樁基。分析其原因:一方面,框架碼頭的剛度遠(yuǎn)大于周圍土體的剛度,且3#～6#樁基由于框架結(jié)構(gòu)橫縱撐的約束作用,為3#～6#樁基提供了較強(qiáng)的豎向承載能力,1#與2#樁端上部與上層面板嵌固在一起,其承載能力相對(duì)弱于3#～6#樁;另一方面,上部荷載主要通過樁側(cè)摩阻力與樁端阻力傳遞到下部群樁基礎(chǔ),樁端持力層為抗剪強(qiáng)度參數(shù)較強(qiáng)的基巖,可為樁基提供較強(qiáng)的樁端阻力,進(jìn)一步加強(qiáng)了框架的豎向承載特性。

圖6 考慮滲透力后飽和度為90%的1#～6#樁樁頂沉降曲線Fig. 6 Settlement curve of top of piles 1#～6# with saturation of 90% after considering permeability

樁基的破壞特征主要體現(xiàn)在Q-S曲線上,但對(duì)于緩變型Q-S曲線時(shí),表現(xiàn)為漸進(jìn)的破壞趨勢,但是破壞節(jié)點(diǎn)并不顯著,此時(shí)需選用其他方式判斷樁基極限承載能力,通常采用樁基沉降與位移容許值的判別方式。判別方式的選取:依據(jù)相關(guān)規(guī)范[24]對(duì)樁徑D大于800 mm的樁,宜選取沉降量S=0.05D時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載作為樁的極限荷載值,筆者取120 mm作為豎向沉降位移容許值。然后選取1#受力最不利樁基作為研究對(duì)象,研究考慮滲透力作用后不同飽和度影響下碼頭結(jié)構(gòu)豎向承載特性。

圖7為考慮滲透力作用后不同飽和度情況下1#樁樁頂沉降曲線圖。

圖7 考慮滲透力后不同飽和度的1#樁樁頂沉降曲線Fig. 7 Settlement curve of pile top of 1# pile with different saturation after considering permeability

圖7中數(shù)據(jù)表明:當(dāng)土體飽和度為14%、50%、90%時(shí),Q-S曲線重疊在一起幾乎沒明顯變化,以120 mm為豎向沉降容許值求得飽和度14%、50%、90%時(shí)豎向極限荷載分別為1 124.99、1 124.35、1 123.84 kPa,可見飽和度對(duì)高填方框架碼頭豎向承載能力影響甚微。分析其原因:滲透力與飽和度的影響導(dǎo)致岸坡高填方土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)發(fā)生弱化,而樁底持力層為基巖,其抗剪強(qiáng)度參數(shù)并不隨著飽和度的變化而變化,并且地基對(duì)樁的支撐力主要由樁端阻力組成,因此樁端地基的抗剪強(qiáng)度參數(shù)決定著整個(gè)碼頭結(jié)構(gòu)的豎向承載能力,故考慮滲透力后飽和度的變化對(duì)碼頭結(jié)構(gòu)豎向承載特性的影響并不顯著。

3.1.2 碼頭水平承載特性分析

同理,為進(jìn)一步分析碼頭結(jié)構(gòu)水平承載特性,需對(duì)框架碼頭靠船構(gòu)件逐級(jí)施加水平撞擊力,從而選取受力最不利樁基作為研究對(duì)象,對(duì)比分析整個(gè)高填方岸坡框架碼頭水平向承載特性。樁基水平極限荷載的判別方式:由于框架碼頭剛度較大,施加水平荷載時(shí)會(huì)產(chǎn)生撓曲變形,最后使得樁基超過水平位移容許值,達(dá)到結(jié)構(gòu)的水平極限荷載。依據(jù)相關(guān)規(guī)范[24],當(dāng)樁頂水平位移達(dá)到30～40 mm可終止加載,擬采用30 mm作為框架碼頭結(jié)構(gòu)的水平向極限承載力。

圖8為考慮滲透力作用后飽和度為90%情況下1#～6#樁樁頂水平位移曲線圖。

圖8 飽和度為90%的1#～6#樁樁頂水平位移曲線Fig. 8 Horizontal displacement curves of top of piles 1#～6# with saturation of 90%

分析圖8曲線結(jié)果:一開始未加荷載前1#～6#樁頂位移處于負(fù)向位移,然后隨著水平撞擊力的增大1#與2#樁基樁頂水平位移基本沒變化,3#～6#樁基呈線性趨勢增大,此時(shí)樁基仍處于彈性變化階段;3#～6#樁基水平位移曲線基本一致,其中6#樁變化趨勢稍大于其他樁,說明6#樁為受水平荷載最不利樁基,擬選取6#樁研究不同飽和度影響下框架碼頭的水平向承載能力。分析其原因:一開始在未施加荷載前由于框架碼頭結(jié)構(gòu)自重的作用,岸坡土體具有向下滑的趨勢,1#～6#樁基受到較大的下滑力導(dǎo)致樁頂產(chǎn)生了負(fù)向位移。并且框架碼頭結(jié)構(gòu)的剛度較大,若要產(chǎn)生撓曲變形需要克服后方土壓力的作用,1#和2#樁基抵御了后方岸坡土體較大的土壓力并與受到的水平撞擊力相互抵消,所以施加的水平荷載大多由3#～6#樁基抵御,因此1#～2#樁樁頂?shù)乃轿灰苹緵]變化。

圖9為考慮滲透力作用后不同飽和度情況下選取最不利樁基6#樁樁頂水平位移曲線。圖9中數(shù)據(jù)表明:采用30 mm作為碼頭結(jié)構(gòu)的水平向極限承載力時(shí),土體飽和度為14%、50%、90%影響下6#樁基水平極限承載力分別為3 040.39、3 101.11、3 237.41 kN。飽和度為90%比飽和度為50%水平極限承載能力增加了4.4%,比飽和度為14%增加了6.4%。分析其原因:土體抗剪強(qiáng)度隨著飽和度的增加而發(fā)生弱化現(xiàn)象,處于岸坡上的填方土體產(chǎn)生了更大的下滑力作用,對(duì)框架碼頭施加水平撞擊力則需要抵御更大的岸坡下滑力才能使樁基產(chǎn)生水平變形,因此撞擊荷載作用下,土體飽和度的增大相對(duì)增大了框架碼頭水平極限承載能力。

圖9 不同飽和度的6#樁樁頂水平位移曲線Fig. 9 Horizontal displacement curve of pile top of 6# pile with different saturation

3.1.3 考慮滲透力與飽和度影響高填方岸坡變形特性分析

圖10(a)～圖10(c)為考慮滲透力作用后飽和度為14%、50%、100%的岸坡塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖10可知,飽和度14%時(shí),填方土體與基巖交界面出現(xiàn)了塑性應(yīng)變,第1、2排樁基周圍土體的塑性應(yīng)變區(qū)逐漸向坡面延伸。當(dāng)飽和度增加至50%時(shí),第2排樁基周圍土體與坡面之間形成塑性貫通區(qū)。當(dāng)土體飽和度為100%時(shí),岸坡塑性應(yīng)變區(qū)不斷延伸至后方堆載區(qū)域,坡頂擋土墻下部與第1排樁基周圍土體形成貫通區(qū),坡底周圍土體開始出現(xiàn)范圍較小的塑性應(yīng)變。分析其原因:飽和度的增加使得土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)弱化,因此岸坡塑性應(yīng)變隨著飽和度的增加而增加。但岸坡底部土體由于碼頭樁基及坡底擋土墻抗滑加固的作用,塑性應(yīng)變較小。

圖10 考慮滲透力后不同飽和度的岸坡塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 10 Plastic strain nephogram of bank slope with different saturation after considering permeability

圖11為岸坡Path-1路徑示意,研究沿Path-1路徑位移變化的趨勢,可以直觀清晰的體現(xiàn)出滲透力及不同飽和度共同作用對(duì)高填方岸坡的影響。

圖11 岸坡Path-1路徑示意Fig. 11 Bank slope Path-1 diagram

圖12為飽和度為14%、50%、100%下沿Path-1路徑的豎向沉降變化圖。

圖12 Path-1路徑豎向沉降Fig. 12 Path-1 vertical settlement

圖12中數(shù)據(jù)表明:岸坡土體豎向沉降變化最大的區(qū)域集中在上部擋土墻、第1排樁基與第2排樁基周圍,從第2排樁基到坡底土體的豎向沉降逐漸減小,在其他幾排樁基周圍處出現(xiàn)輕微的幅度變化,靠近底端位移變化量接近為0,其中第2排樁基位置土體沉降最大;飽和度為14%、50%、100%時(shí)第2排樁基豎向沉降分別可達(dá)到3.99、11.69、36.84 mm,100%飽和度比14%飽和度時(shí)第2排樁基土體沉降增加8.23倍,100%飽和度時(shí)比50%飽和度時(shí)第2排樁基土體沉降增加2.2倍。

圖13為飽和度為14%、50%、100%時(shí)隨沿Path-1路徑的水平位移圖。圖中所示同一位置同一路徑上各點(diǎn)的位移對(duì)比曲線,可得知在土體飽和度為14%、50%時(shí)Path-1路徑水平位移變化較小,飽和度增大到100%時(shí)Path-1路徑水平位移有大幅度變化,其中變化最大的是坡頂?shù)?排樁基周圍區(qū)域,第2排樁基周圍區(qū)域水平位移變化次之,path-1路徑越往底部水平位移變化趨勢越小,坡底水平位移接近為0。14%、50%和100%飽和度時(shí)第1排樁基周圍土體水平位移變化量最大分別可達(dá)到2.56、6.58、20.31 mm,100%飽和度時(shí)其水平位移變化量比14%飽和度時(shí)增加6.9倍,比50%飽和度增加2.09倍。分析其原因:樁基及岸坡底端擋土墻的阻擋作用,使得岸坡底部水平位移變化較小,但通過對(duì)比分析不同飽和度影響下的岸坡變形可知,飽和度對(duì)岸坡位移變形影響較大。

圖13 Path-1路徑水平位移Fig. 13 Path-1 horizontal displacement

3.2 考慮滲透力與水位循環(huán)次數(shù)影響碼頭結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性分析

3.2.1 碼頭豎向承載特性分析

圖14是對(duì)框架碼頭施加豎向荷載并考慮滲透力作用和不同水位循環(huán)次數(shù)下1#樁樁頂沉降。圖14中數(shù)據(jù)表明:隨著豎向荷載的施加,樁頂沉降先呈線性變化趨勢后呈非線性變化的趨勢,并且不同水位循環(huán)次數(shù)作用下的Q-S曲線幾乎重合,可見水位循環(huán)次數(shù)的變化對(duì)岸坡碼頭的豎向承載能力并無太大影響;若以樁頂沉降120 mm作為判別方式判斷樁基極限承載力,水位循環(huán)1、10、100次時(shí)1#樁基極限承載力分別為1 124.38、1 124.16、1 123.99 kPa,可見考慮滲透力作用后不同水位循環(huán)次數(shù)變化對(duì)碼頭結(jié)構(gòu)的豎向承載能力的影響并不顯著。分析其原因:樁底持力層是強(qiáng)度很高的巖石并具有較強(qiáng)的嵌固作用,水位循環(huán)弱化規(guī)律僅適用于填方土體,樁基豎向承載力基本由樁端土體提供,因此水位循環(huán)次數(shù)變化對(duì)碼頭結(jié)構(gòu)豎向承載能力并無顯著影響。

圖14 不同水位循環(huán)次數(shù)的1#樁樁頂沉降Fig. 14 Settlement of pile top of 1# pile with different cycle times of water level

3.2.2 碼頭水平承載特性分析

圖15是對(duì)框架碼頭施加水平撞擊力荷載并考慮滲透力作用和不同水位循環(huán)次數(shù)影響下的6#樁樁頂水平位移曲線圖。

由圖15可知,隨著水平撞擊力的增加6#樁樁頂水平位移呈線性增加,水位循環(huán)1、10、100次時(shí)6#樁樁頂水平位移變化趨勢相同,水位循環(huán)1次與10次作用對(duì)樁基的影響很不明顯。采用30 mm作為樁基水平位移容許值,求得水位循環(huán)1、10、100次作用下結(jié)構(gòu)的水平極限承載能力分別為3 032.45、3 057.80、3 131.17 kN。其中水位循環(huán)100次時(shí)高填方岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)能夠承受的水平撞擊力荷載比水位循環(huán)10次時(shí)增加2.4%,比水位循環(huán)1次時(shí)增加3.3%。

3.2.3 考慮滲透力與水位循環(huán)次數(shù)影響高填方岸坡受力變形分析

圖16(a)～圖16(c)是考慮滲透力后水位循環(huán)分別為1、10、100次作用下岸坡的塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖16可知:水位循環(huán)1次時(shí),坡面第2排樁基處與巖土交界面形成塑性貫通區(qū),塑性變形區(qū)具有向后方陸域堆載區(qū)域發(fā)展的趨勢。水位循環(huán)10次時(shí),第1排樁基周圍也出現(xiàn)明顯的滑動(dòng)面,岸坡底部未出現(xiàn)明顯塑性變形區(qū)。隨著水位循環(huán)逐漸增加至100次時(shí),后方陸域區(qū)域開始出現(xiàn)塑性變形,但并未完全貫通,坡頂擋土墻下部相繼出現(xiàn)貫通區(qū),坡底塑性應(yīng)變較小。

圖16 考慮滲透力后不同水位循環(huán)次數(shù)的岸坡塑性應(yīng)變?cè)茍DFig. 16 Plastic strain nephogram of bank slope with different cycle times of water level considering permeability

圖17為考慮滲透力后不同水位循環(huán)次數(shù)沿Path-1路徑的豎向沉降圖。由圖17可知,水位循環(huán)次數(shù)越大,岸坡豎向沉降越大,Path1路徑發(fā)生最大沉降的位置集中在坡頂與第2排樁基土體周圍區(qū)域,其中水位循環(huán)1、10、100次最大豎向沉降分別為3.57、6.04、15.85 mm,水位循環(huán)100次時(shí)最大豎向沉降比水位循環(huán)10次增大1.6倍,比水位循環(huán)1次增大3.4倍。

圖17 Path-1路徑豎向沉降Fig. 17 Path-1 Vertical Settlement

圖18為考慮滲透力后不同水位循環(huán)次數(shù)下沿Path-1路徑水平位移圖。從圖18中數(shù)據(jù)可知,發(fā)生最大水平位移處是第1排樁基土體周圍區(qū)域,水位循環(huán)1、10、100次時(shí)岸坡最大水平位移分別為2.41、4.14、9.01 mm,水位循環(huán)次數(shù)100次最大水平位移比10次增大1.2倍,比1次水平位移增大2.7倍。從以上數(shù)據(jù)對(duì)比分析可知,考慮滲透力與水位循環(huán)次數(shù)作用下岸坡的豎向與水平變形都有著大幅變化,影響著岸坡的穩(wěn)定性且不容忽視。

圖18 Path-1路徑水平位移Fig. 18 Path-1 horizontal displacement

4 結(jié) 論

1)通過整理對(duì)比分析已有的試驗(yàn)數(shù)據(jù),得到了考慮滲透力的土體抗剪強(qiáng)度參數(shù)隨土體飽和度和水位循環(huán)次數(shù)的弱化規(guī)律,建立了變幅水位影響下岸坡穩(wěn)定性的簡化分析方法。

2)考慮滲透力作用后不同飽和度及水位循環(huán)次數(shù)影響下對(duì)碼頭結(jié)構(gòu)面板逐級(jí)施加豎向荷載得到碼頭結(jié)構(gòu)中間排架1#樁為受力最不利樁基,對(duì)靠船構(gòu)件逐級(jí)施加水平向撞擊荷載時(shí)得到中間排架6#樁為受力最不利樁基。

3)考慮滲透力作用后不同飽和度及不同水位循環(huán)次數(shù)對(duì)岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)的豎向承載能力并無顯著影響?？紤]滲透力后土體飽和度為14%、50%、90%影響下碼頭結(jié)構(gòu)水平向極限承載力分別為3 040.39、3 101.11、3 237.41 kN,90%飽和度比14%飽和度影響下水平極限承載力增加6.4%;水位循環(huán)次數(shù)1、10、100次作用下結(jié)構(gòu)的水平極限承載力分別為3 032.45、3 057.80、3 131.17 kN,其中水位循環(huán)次數(shù)100次作用下高填方岸坡框架碼頭結(jié)構(gòu)能夠承受的水平撞擊力荷載比水位循環(huán)次數(shù)1次時(shí)增加3.3%。

4)隨著土體飽和度和水位循環(huán)次數(shù)的增加,岸坡的塑性應(yīng)變?cè)絹碓酱?在坡頂擋土墻下部與第1、2排樁基周圍土體區(qū)域發(fā)生明顯的貫通現(xiàn)象。其中,當(dāng)飽和度為14%、50%和100%時(shí),第2排樁基周圍土體豎向沉降變化最大,土體飽和度為100%比飽和度為14%時(shí)第2排樁基土體沉降增加了8.23倍;第1排樁基周圍土體區(qū)域水平位移變化較大,其中飽和度100%時(shí)其水平最大位移比飽和度14%時(shí)增加6.9倍。水位循環(huán)次數(shù)1、10、100次影響下,高填方岸坡坡頂與第2排樁基周圍土體區(qū)域豎向沉降變化較明顯,其中水位循環(huán)次數(shù)100次岸坡最大豎向沉降比水位循環(huán)次數(shù)1次時(shí)增大3.4倍,水平位移變化最大的區(qū)域?yàn)榈?排樁基周圍土體區(qū)域,水位循環(huán)次數(shù)100次時(shí)岸坡最大水平位移比水位循環(huán)1次增大2.7倍。