长江济益公堤河湖相淤泥质软基堤防裂缝成因分析

李荐华，甘建军，方 正，徐 翔，许 俊

(1.江西省水利规划设计研究院 江西省水工结构工程技术研究中心，江西 南昌 330029；2.南昌工程学院 鄱阳湖流域水工程安全与资源高效利用国家地方联合工程实验室，江西 南昌 330099)

1 工程概况

长江济益公堤河湖相深厚淤泥质软基堤防位于长江干流南岸九江市下游，主要用于防护九江市区及沿岸交通、厂矿设施的安全。该堤防经2001年加固整治后全长4.979 km，高7.05～7.82 m，属梯形土堤，背水坡设二坡台，堤内脚设有压浸台。背水侧黏土从堤顶到堤脚填土厚度2.5 ～6.0 m；局部堤段设有防渗墙，墙高14.50～15.55 m，穿过堤身，墙底接近砂性土层顶面，持力层为砂性土；江岸抛石固脚护岸，最小厚度1.0 m，坡度1 ∶2.5；堤内吹填压浸，宽度47 m。从2005年以来，堤顶裂缝由400 m向上下游扩展到535.3 m[1-2]。

堤基分布深厚第四系河湖相结构性冲积层，最大厚度16.6 m。上层依次为2.0～4.6 m厚的粉质黏土、厚4.6～12.7 m的淤泥质黏土；堤基下层依次为0.7～11.1 m厚粉细砂、0.0～16.6 m的中粗砂及砂砾石。由于软基厚度大，分布不均，地层结构较为复杂，导致工程安全和稳定性存在较大的隐患，给堤内防护范围20多万人民群众的生命财产安全和厂矿企业的正常生产带巨大的潜在威胁[3-6]。

2 监测布置及分析方法

为查找出堤防裂缝发生的原因，确保堤防的安全稳定性，在堤顶纵轴线布设了6个横截面42个监测点，每个监测点均可监测水位、水平位移和垂直位移监测点。监测的时间为2个水文年，监测点包括堤外脚、堤顶左缘、防渗墙顶、裂缝右缘、堤顶右缘、二坡台、压浸台等，观测点位置(见图1)。

图1 堤防监测点布设示意图

3 监测结果分析

3.1 水平位移分析

水平位移监测结果(见图2)，由图可见，堤外脚和堤顶左缘的位移量为负值，说明迎水坡具有整体向堤外移动的趋势，其向堤外移动的位移具有上游侧大于下游侧的总体变化规律，其中堤外脚位移量3.3～5.5 mm，堤顶左缘位移量2.6～5.5 mm。而堤顶右缘、二坡台、压浸台监测点水平位移值均为正，说明堤背水坡具有整体向堤内移动的趋势。在上游段，背水坡水平位移具有坡顶位移>坡中位移>坡脚位移的规律，而在下游段，背水坡堤顶和二坡台的位移量逐渐增大，其中堤顶右缘位移量2.5 mm增至8.0 mm；二坡台位移量1.9 mm增至7.8 mm,说明背水坡一侧下游水平>上游水平位移；而压浸台位移量却逐渐减小。因此，该堤水平位移总体上迎水坡向长江偏移，背水坡向堤内偏移，造成顶裂缝的产生。

图2 堤防监测点累积水平位移量

3.2 垂直位移分析

各测点垂直位移2个水文年累积量(见图3)，由图可见，土堤横断面特征部位表面的2年累积沉降量具有堤顶右缘>堤外脚>裂缝右缘>堤顶左缘>二坡台>防渗墙顶>压浸台的特点。其中，堤外脚沉降量9.0～13.4 mm，平均沉降量11.13 mm；近迎水坡堤顶垂直位移为8.5～13.3 mm，平均垂直位移为10.56 mm；防渗墙顶沉降量6.0～10.3 mm，平均沉降量7.86 mm；裂缝右缘垂直位移量为9.7～11.7 mm，平均垂直位移10.67 mm；堤顶右缘沉降量14.3～19.2 mm，平均垂直位移17.08 mm；背水坡坡中垂直位移为8.4～12.9 mm，坡脚垂直位移为5.2～12.2 mm，平均垂直位移7.43 mm。监测数据表明，该软基堤防具有持续沉降和整体沉降的发展趋势，其平均沉降速率害0.04 mm/d。

正是由于水平位移和垂直位移的综合影响，背水坡沉降幅度>迎水坡，其垂直位移相差2～46.2 mm。裂缝出现在堤顶的防渗墙背水侧边缘，基本平行防渗墙轴线，呈单条不连续分布，且限于防渗墙设置范围内。裂缝长度在20～536 m之间，上游单条裂缝较短，下游单条裂缝较长。裂缝基本沿防渗墙背水面并向背水侧垂直张裂，缝宽1～20 mm，可见裂开深度2.75 m。

图3 堤防各监测点2个水位年累积垂直位移量

3.3 水位变化与沉降速率分析

图4所示为2个水位年的水位变化与沉降速率监测数据结果图，由图4可见，监测点断面最大沉降速率达0.18 mm/d，其平均沉降速率与长江水位呈负相关性和滞后性，水涨则沉降减缓，水退则沉降加快，且沉降速率的滞后时间约为1个月[7-9]。

3.4 固结变形分析

为研究水位变化及上部荷载变化软土对固结沉降变形的影响，利用GDS高级固结仪对坝基软土进行固结压力分别为50 kPa、100 kPa、200 kPa、400 kPa、800 kPa、1 600 kPa固结试验分析，得出位移时间对数曲线e-lgt(见图5)。其最终固结变形值分别为：0.465 1 mm、0.589 mm、1.300 2 mm、2.413 2 mm、3.407 1 mm和2.444 6 mm。

图4 沉降速率与水位变化关系曲线

图5 不同固结应力下软土e-lgt的曲线

从图5可见，随着固结应力的增大，主固结时间大小关系是tp50>tp100>tp200>tp400>tp800>tp1600，说明固结应力越大，主固结时间tp越短。在各级固结应力作用下的曲线线型也有所不同，随着固结应力的提高，主固结压缩量与总压缩量之比(主因结比)越大，次固结占比越小。利用固结沉降的公式(1)。

(1)

式中：S—次固结沉降量；H—土层厚度，其它符号意义同式(1)。计算结果(见表1)。

表1 济益公堤软土地基次固结沉降量

4 软基堤防裂缝成因分析

4.1 地下水位变化对堤基沉降变形影响分析

利用Geostudio软件模拟地下水位变化对堤基沉降的影响(见图6)，由图可以看出，监测期间，长江水位在8.40～17.20 m之间，基本是长江常年变幅水位和堤基地下水位变幅范围。高河水位时，全年有23%的时间段内，堤身底部仅0.00～1.63 m高度处于水下，因此，长江水位变幅对堤身变形的直接影响甚微。

当长江水位上涨时，堤基受反向渗流力及承压水的顶托作用，堤基软土孔隙水压力相应增大，使得堤防沉降速率减缓；相反，当迎水坡水位降低时，堤基地下水向迎水坡一侧排泄，扬压力的托浮作用减弱，堤基软土孔隙水压力相应释放而减小，使得堤基沉降增大，速率也加快，并伴随侧向蠕滑[10]，检测资料也符合这一规律。这符合堤基软土孔隙水压力相应释加速固结变形的一般规律。同时，在江岸临空面附近，堤基地下水的侧向排泄也将使堤基产生侧向蠕变沉降。

4.2 堤身堆载时间差异对堤基沉降变形影响分析

堤身堆载时向差异对提基沉降变形影响分析是基于堤基软土土层结构和力学特性基本相似条件下。在堤轴线方向，堤身加载过程基本均匀，检测资料反映其变形总量和变形速率相近。在堤身横断面方向，最近一次较大规模加载如图1，由于断面上的加载量差异明显，从而导致堤基应力的差异，表现为断面各处的沉降量差异，断面各部位加载厚度及监测期相应平均沉降量(见图7)。

图6 地下水位变化对堤防软其扬压力的影响

图7 土堤断面加载厚度与平均沉降量的关系曲线

由图7可知，堤基所受外荷越大，各测点位移越大，新加堤载由于其次固结还未完成，其沉降量也越大，说明新加堤载对其相同部位堤基沉降量及沉降速率贡献相对较大[8]。

4.3 防渗墙对堤基沉降变形影响分析

该堤防采用的振孔高喷垂直防渗墙技术，该墙体是一种硬度大、容生高的塑性混凝土材料。防渗墙持力层为沉降变形相对较小的砂性土，而土堤持力层是淤泥质粘土等高压缩性软土，在该防渗墙荷载持续施压下，土堤底面的软土绝对沉降量将大于防渗墙底面砂性土的绝对沉降量。由于防渗墙两侧土堤的优先下沉，还在防渗墙两侧产生的向下的负摩擦力，进而加大了防渗墙的沉降。监测数据显示，防渗墙顶(裂缝左)监测期总沉降量平均值为7.9 mm，而防渗墙两侧(防浪墙、堤顶右)土堤监测期总沉降量平均值分别为10.6 mm和17.1 mm，说明土堤底面软土的绝对沉降量还是大于防渗墙底面砂性土的绝对沉降量，尤其是在防渗墙背水侧，两者的沉降差量更加明显。受防渗墙阻隔作用，土堤堤基在侧向蠕变作用下，堤身产生垂直于堤轴线方向的张应力，使得堤防浅表拉张，土体与防渗墙相背离形成拉张裂缝。土堤底面软土的绝对沉降量大于防渗墙底面砂性土的绝对沉降量，而该两侧土堤的拉应力是堤顶产生拉张裂缝的根本原因。

5 结 论

堤身裂缝变形主要与长江水位变化、堤身结构、堤基土层结构及其主固结、次固结特性有关。由于防渗墙持力层是低压缩性的砂性土，而土堤持力层是较厚的高压缩性软土，在堤载持续作用下，两侧土堤累积沉降量、沉降速率都超过了防渗墙的累计沉降量和沉降速率。因差异压缩变形和防渗墙的阻隔控制作用，防渗墙两侧土堤堤基产生竖向沉降和相背离的水平位移，从而导致防渗墙背水侧的纵向裂缝，建议此类地质条件下的堤坝防渗墙宜采用塑性材料，以避免堤坝裂缝的产生。