Numerical analysis of optimization of revetment structures of soil bank slopes of inland rivers
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摘要: 护岸结构可以减小水流冲刷等作用对土质岸坡产生的崩岸破坏,但这类结构的设置将对既有岸坡的渗流、变形等过程产生不可忽视的影响。以新孟河延伸拓浚工程为原型,采用流固耦合有限元方法,分析了边坡在设置了以黏土包坡为主体的防护结构时岸坡渗流特征及长期稳定性。计算结果表明,高地下水位地区选择弱透水结构的护岸形式时,护岸结构附近易产生“侧向绕渗”作用,在低河道水位工况下有产生渗透破坏的风险；同时,因局部渗透力增加而导致边坡稳定系数下降。针对黏土包坡护岸结构的不利因素,通过数值计算对黏土包坡护岸结构进行了优化。在黏土包坡护岸结构中增设袋装碎石护脚,可以有效降低黏土包坡层内流速及坡面局部渗透力；在黏土包坡护岸结构中设置坡面横向排水管,能提升岸坡的长期稳定性。Abstract: The revetment structure can reduce the damage of soil bank slopes caused by water erosion, but its influences on the physical and mechanical processes such as seepage and deformation of the existing bank slopes should be fully considered in practice. Taking Xinmeng River extension project as the prototype, the influences of the revetment structure with clay on the seepage characteristics and stability of bank slopes are analyzed by the fluid-solid coupling finite element method. The calculated results show that when the clay slope is selected as the revetment form in the high water level area, the phenomenon of "lateral seepage" is likely to occur around the revetment structure. However, there is a hidden danger of seepage failure in the low water level area. Meanwhile, the safety factor of slope decreases due to the increase of local seepage force. In view of the unfavorable factors of the revetment structure with clay, numerical calculations are performed to further optimize the revetment structure with clay. Adding bagged gravel foot protection to the revetment structure of clay bank slope can effectively reduce the velocity in the clay slope layer and the local permeability of the slope surface. Setting up lateral drainage pipes on the revetment structure of slope in the clay-encrusted bank can improve the long-term stability of the bank slope.
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Keywords:
- Key words: inland river /
- revetment structure /
- seepage /
- slope stability
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0. 引言
足尺试验是了解盾构隧道结构力学行为的有效方法。许多学者开展了足尺管片接头试验来研究纵缝接头的变形特征和力学特性[1-3]。隧道管片纵缝接头在持续加载作用下的力学性能是以往研究的重点，而很少研究在应用修复措施治理隧道大变形时纵向接缝的变形和力学特性、可恢复性以及恢复效率[4]。
本文通过开展盾构隧道拱顶双缝接头和拱腰单缝接头的原型足尺试验，旨在探究两类接头在隧道上方堆载作用下的变形发展规律，分析盾构隧道管片在恢复过程中各性态特征的演化规律，评价不同既有变形条件下隧道管片不同部位接头变形的恢复效果。
1. 接头试件设计
本文针对上海地铁隧道运用的管片衬砌环中的纵缝接头进行一系列室内结构原型试验，隧道衬砌环和纵缝接头构造形式如图 1所示。试验试件包括两类接头，分别为位于隧道管片环拱顶位置受正弯矩作用的纵缝接头(即封顶块和邻接块连接处接头，以下称为拱顶接头)和位于隧道管片环拱腰位置受负弯矩作用的纵缝接头(即邻接块和标准块连接处接头，以下称为拱腰接头)，如图 2所示。弯矩以衬砌环内侧受拉为正，轴力以受压为正。
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图 1 上海地铁盾构隧道管片衬砌结构Figure 1. Structure of segment linings of shield tunnel in Shanghai Metro![]()
图 2 试验现场照片：(a)拱顶接头试件；(b)拱腰接头试件；(c)位移传感器布置；(d)隧道衬砌环横截面图Figure 2. Photos of test set-up: (a) Specimen of longitudinal joint at tunnel crown, (b) Specimen of longitudinal joint at tunnel waist, (c) Arrangement of displacement sensors, (d) Cross-sectional view of tunnel lining ring值得注意的是，隧道拱腰和拱脚纵缝是径向平直面，而拱顶纵缝是与径向斜交的平直面，拱顶纵缝接头是楔形结构，见图 1(a)。然而，以往研究中采用的是简化的如拱腰一样的直缝结构，不能准确描述拱顶处实际的斜接缝构造的力学行为。本文采用隧道拱顶双接头形式进行试验研究。
2. 管片接头内力计算
采用考虑接头非线性刚度的盾构隧道衬砌分析模型[5]计算接头内力(弯矩、轴力和剪力)。如图 3所示，隧道埋深15 m，周围土体为典型的上海软土，饱和重度(γ)为18 kN/m3，静止侧压力系数(K0)为0.65，地层抗力系数(KS)为6000 kN/m3。该模型首先通过对隧道结构施加竖向压力来模拟地面超载对隧道变形的影响。然后，通过移除竖向压力来模拟卸载。最后，通过对隧道结构施加侧向压力模拟注浆对隧道变形的恢复作用。根据接头内力计算结果可以确定足尺试验中对应不同工况的加载路径。
试验中，通过水平和垂直液压千斤顶向试件施加水平载荷和垂直载荷，以模拟接头内力(即弯矩、轴力和剪力)，见图 2中(a)和(b)。图 4和图 5分别为试验中拱顶接头和拱腰接头的受力分析图。根据力矩平衡方程，拱顶接头试件和拱腰接头试件的外部载荷和内力之间的关系可由式(1)和式(2)分别推导得到。
{M=G⋅L2+P⋅(L2−L1)−N′⋅hN=N′⋅cosθ+12G⋅sinθQ=N′⋅sinθ+12G⋅cosθ， (1) {M=P⋅L2−G⋅(L1−L2−L3)−N′⋅hN=N′。 (2) 式中G为管片重力；M，N，Q分别为接头处弯矩、轴力和剪力；N′和P分别为由水平液压千斤顶和竖向液压千斤顶施加的水平向荷载和垂向载荷，通过POP-M工控PC电液伺服多通道控制器实现试验进程的自动控制。
3. 试验加载方案
针对拱顶接头和拱腰接头共开展了6组试验，工况Ⅰ~Ⅲ和工况IV~VI分别研究拱顶接头和拱腰接头超载变形后通过卸载和注浆的变形恢复过程，具体试验过程见表 1。试验在同济大学岩土及地下工程教育部重点实验室进行，采用TJ-GPJ2000盾构管片接头试验加载系统。试验过程中接缝张开量由线性位移传感器(LVDT)测得，如图 2中(c)所示。
表 1 试验工况Table 1. Test design工况编号 接头类型 试验内容 加载过程 试验控制变量 变量值 正常荷载
水平工况Ⅰ 拱顶接头 变形恢复过程 加载至正常荷载水平→施加超载→卸载至正常荷载水平→注浆过程模拟 超载程度/接头内力；
弯矩M，
轴力S，
剪力QM=178 kN/m，
N=593 kN，
Q=88 kN拱顶接头：
M=118 kN/m，
N=590 kN，
Q=87 kN
拱腰接头：
M=98 kN/m，
N=816 kN工况Ⅱ M=278 kN/m，
N=927 kN，
Q=134 kN工况Ⅲ M=378 kN/m，
N=1260 kN，
Q=181 kN工况Ⅳ 拱腰接对 M=155 kN/m，
N=968 kN工况Ⅴ M=171 kN/m，
N=1068 kN，工况Ⅵ M=188 kN/m，
N=1175 kN4. 试验结果与分析
4.1 拱顶接头
图 6对比显示了受正弯矩作用的隧道拱顶接头在工况Ⅰ~Ⅲ中接缝张开增量的变化。在超载过程中，接头张开量随着荷载的增加而增大。当3工况试件达到最大荷载时，接头变形也达到峰值。在卸载过程中，试验结果表明卸载能在一定程度上恢复接头变形，但不能完全恢复。接头变形卸载恢复百分比，即卸载减少的接缝张开增量与卸载前接缝张开增量的比值，分别为68%，56%，43%。这表明超载越小即变形程度越小，接头变形的可恢复性越好。
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图 6 工况Ⅰ~Ⅲ中拱顶接头在超载、卸载和土体注浆过程中的荷载–变形关系曲线Figure 6. Load-deformation curves of longitudinal joints at tunnel crown during overloading, unloading and soil grouting conditions for test cases Ⅰ~Ⅲ针对土体注浆对拱顶接头变形恢复的试验模拟，试验结果表明，其荷载–变形曲线的斜率比卸载过程小得多。减小相同的弯矩，土体注浆可使接头变形得到更有效的恢复，这是因为土体注浆引起的拱顶弯矩减小和轴力增大导致偏心距减小。为了在卸载后将接头变形完全恢复到正常载荷状态下的水平，工况Ⅰ~Ⅲ需要通过模拟土体注浆分别减小弯矩值为20，25，40 kN·m，如图 6所示。
4.2 拱腰接头
图 7对比显示了受负弯矩作用的隧道拱腰接头在工况Ⅳ~Ⅵ中接缝张开增量的变化。在超载阶段，相同载荷水平下，3工况的接缝张开增量几乎相同。荷载–变形曲线斜率的减小表明拱腰接头试件的抗弯刚度随着超载水平的增加而降低。在此基础上，研究了卸载和注浆作用下的变形恢复效果。接头变形卸载恢复百分比分别为65%，42%，36%。显然，与拱顶接头呈现的特性一样，变形程度越小卸载恢复效果百分比越大。
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图 7 工况Ⅳ~Ⅵ中拱腰接头在超载、卸载和土体注浆过程中的荷载–变形关系曲线Figure 7. Load-deformation curves of longitudinal joints at tunnel waist during overloading, unloading and soil grouting conditions for test cases Ⅳ~Ⅵ在试验模拟土体注浆阶段，荷载–变形曲线的斜率明显小于卸载阶段。在隧道两侧注浆产生的侧向挤压力的作用下，接头偏心距减小。因此，通过减少相同的弯矩，土体注浆比卸载获得更有效的恢复。此外，为了将变形恢复到正常荷载状态的水平，即将接缝张开增量减小到零，试验结果显示工况Ⅳ~Ⅵ分别需要减少弯矩为16，42，48 kN·m。
从两类接头的试验结果可知：超载作用下接头张开变形呈现出非线性发展规律，总体上，两类接头的抗弯刚度随着接头已有张开变形的增大而降低；超载引起的变形可以通过卸载得到部分恢复，既有变形越小，恢复效果越好，但不能完全恢复到超载之前状态；注浆作用下，拱顶接头的变形恢复效果较拱腰接头更为显著，这是由于注浆产生的横向挤压作用在减小拱顶接头弯矩的同时亦增大了其轴力，即有效降低了拱顶接头处的偏心距。
5. 结论
本文介绍了上海地铁隧道管片衬砌纵缝接头的一系列室内足尺试验结果，初步探究了卸载和土体注浆对超载引起接头变形的可恢复性，得出以下结论：
(1) 在地面超载作用下，衬砌环发生较大的横向变形，拱顶接头向隧道管片内侧张开，拱腰接头向隧道管片外侧张开，导致渗漏水等隧道病害发生的概率增大。
(2) 超载引起的变形能够通过卸载恢复部分变形，既有变形越小，恢复效率越高。当减少相同的弯矩时，土体注浆比卸载能实现更有效的恢复。
(3) 由于隧道衬砌环中的所有纵缝接头钢螺栓均靠近管片内侧，拱腰接头抗弯能力较拱顶接头差，转动刚度较小，变形较大，变形恢复效果较差。此外，注浆作用下，拱顶接头的变形恢复效果较拱腰接头更为显著，其原因是注浆有效降低了拱顶接头处的偏心距。因此，建议加强拱腰接头处结构设计，增强其抗弯强度，从而提升隧道衬砌的整体安全性能。
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图 2 新孟河延伸拓浚工程运南段黏土包坡护岸
Figure 2. Slope revetment with clay in Yunnan section of Xinmeng River extension project
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图 5 设置黏土包坡的岸坡边坡稳定计算结果
Figure 5. Calculated results of stability of bank slope with clay
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图 6 设置黏土包坡的岸坡边坡稳定计算结果
Figure 6. Calculated results of stability of bank slope with clay
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图 7 设置黏土包坡的岸坡边坡稳定计算结果
Figure 7. Calculated results of stability of bank slope with clay
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图 9 “土工布+袋装砂+连锁块”方案下的岸坡渗流示意
Figure 9. Seepages of bank slope under scheme of “geotextile + bagged sand + interlocking block”
表 1 土层基本物理力学参数
Table 1 Basic parameters of soil layer
参数名称 干密度/(g·cm-3) 不均匀系数Cu 渗透系数/(cm·s-1) 内摩擦角/(°) 黏聚力/ kPa 弹性模量/ kPa 深度范围/m 土层1 1.55 — 4.0×10-7 12 40 6 0~2 土层2 1.48 14 5.0×10-8 10.5 35 7 2~5 土层3 1.50 5.3 4.0×10-5 28 6 12 5~8 土层4 1.49 3.3 4.0×10-4 29 6 14 8~19 
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表 2 设置黏土包坡的岸坡渗流计算结果
Table 2 Calculated results of seepage of bank slope with clay
编号 计算工况（水位/m） 计算平均水力比降 计算最大水力比降 临界水力比降 #1 5.63 0.30 0.58 0.97 #2 3.97 0.35 0.91 #3 2.40 0.41 1.80 #4 2.40(不设黏土包坡) 0.48 0.77
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表 3 增设袋装碎石脚的岸坡渗流计算结果
Table 3 Calculated results of seepage of bank slope with gravel
编号 计算工况（水位/m） 计算平均水力比降 计算最大水力比降 临界水力比降 #1 5.63 0.30 0.58 0.97 #2 3.97 0.35 0.91 #3 2.4 0.41 1.80 #4 2.40(不设黏土包坡) 0.48 0.77
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表 4 不同黏土包坡厚度的岸坡稳定性计算结果
Table 4 Calculated results of seepage of bank slope with different thicknesses of clay layer
编号 黏土包坡厚度/cm 稳定性系数 计算最大水力比降 #1 30 1.57 2.01 #2 40 1.56 1.80 #3 60 1.59 1.57 #4 100 1.61 1.42
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