人工岛固化土临坡堆载对护坡稳定的影响研究

张书红

中国石油冀东油田分公司，河北唐山 063200

随着近海石油工业的勘探开采及经济的发展，环渤海地区海域相继建设了多个大型滩海人工岛工程。南堡油田现有人工岛5座，广泛分布在软土地基上。软土在荷载作用下固结，同时发生竖向沉降和侧向水平位移。受基础沉降和海洋动力共同作用，人工岛防浪墙墙身局部错位沉降、人工岛防护坡扭王字块下滑移位、人工岛与登陆点衔接处不均匀沉降、管道整体沉降倾斜。以上因素均影响人工岛的使用和安全，可以通过安全监测和预警加以控制[1-6]。

生产运营过程中，钻井作业产生大量固化土，受海况和海上交通运输等因素影响，固化土需在人工岛上集中临时堆放，另外人工岛运输车辆（包括物资运输） 也需在环岛路上临时停放。堆放的固化土和停放车辆在岛面形成附加堆载，破坏了人工岛的稳定平衡，导致护坡结构和地基土产生新的变形，增加了护坡整体失稳的风险，也对邻近管道运行形成潜在的安全风险。以上影响均可采用数值方法进行分析[7]。

南堡油田人工岛固化土临时堆载等对护坡稳定性影响的评估是人工岛新建产能亟待解决的关键技术难题。本文以某两座人工岛为例，通过收集、分析其地勘资料及护坡设计资料，得到了所在区域地基土层的物理力学特性，并采用极限平衡分析法研究了临时荷载作用下护坡的整体稳定特性。

1 工程概况

南堡油田人工岛位于河北省滩海地区，两座人工岛均近似呈椭圆形布置，其长、短轴尺寸分别为495 m×298 m和604 m×416 m。人工岛护坡采用袋装砂斜坡堤结构，岛心采用吹填砂充填，人工岛水位特征值如表1所示。

表1 人工岛水位特征值

2 护坡稳定性极限平衡分析

2.1 计算方法

根据GB/T 51015—2014《海堤工程设计规范》，稳定分析采用简化Bishop法，该方法基本原理为：设土坡的一部分沿着某一滑裂面滑动，在这个滑裂面上，土体处达到极限平衡。Bishop等将土坡安全系数Fs定义为沿整个滑裂面的抗剪强度τf与实际产生的剪应力τ之比，即Fs=τf/τ，其计算简图如图1所示。

图1 Bishop法计算简图

土体安全稳定系数计算公式如下：

式中：Fs为土体安全稳定系数；φi、Ci为第i个土条底部土体的总抗剪强度指标，其计量单位分别为（°） 和 kPa。

考虑到Bishop法本身存在的理论缺陷（未考虑土条力矩和水平力平衡），本文还采用理论更为完善的Morgenstern-Price法进行整体稳定分析。Morgenstern-Price法的基本假设是：条块间的法向力与剪切力的比值用条间力函数f（x） 与1个待定比例系数λ的乘积表示。根据条块力与力矩平衡条件，得到其中含有安全系数Fs和比例系数λ这2个未知数的2个平衡方程[8]，其计算简图如图2所示。

图2 Morgenstern-Price法计算简图

其计算的基本公式如下：

根据土条底面切向力的平衡法测，则有：

取土条底面法向力的平衡，则有：

2.2 人工岛固化土临时堆放概况

2.2.1 固化土堆放

通过现场踏勘和测量确定固化土临时荷载大小和堆放位置。受岛上作业和空间限制，固化土常堆放在岛内紧贴环岛路位置，成片堆放。经现场实地测量，已有堆放固化土的最大区域长87m、宽43m、高10 m。由于目前现场固化土堆放并无严格要求，并考虑到通航影响等原因，存在固化土不能及时清运出岛的情况。出于工程安全保守的考虑，在本次分析中按立方体堆载计算固化土荷载，固化土堆与环岛路的距离为0 m；车辆停放在环岛路，车辆荷载质量取50 t，从最不利工况考虑，本次计算时假设车辆紧贴护坡停放。固化土临坡堆放和车辆停放位置见图3。

图3 人工岛固化土临坡堆放和车辆停放

2.2.2 临时荷载确定

固化土临时荷载的大小不仅与堆放范围、高度有关，还与固化土的密度密切相关。固化土是钻孔深部地层土与泥浆的混合物，其密度值缺少参考资料。通过现场取样，开展室内试验，采用环刀法测定其密度，测量不同含水率下试样的密度见表2。由表2的计算结果可知，2号试样的密度最大。

再测量2号试样的含水率，得到其含水率为10.35%。采用抽气饱和法制备饱和试样并测量饱和密度，得到其饱和密度为2.14 g/cm3。根据试验成果，考虑到最不利的荷载作用情况，固化土容重取21.4 kN/m3。

表2 不同含水率下固化土试样密度

2.3 计算断面与参数

考虑到该淤泥质粉质黏土层对护坡的整体稳定有较大影响，本次计算选取存在淤泥质粉质黏土层的两个典型断面进行护坡整体稳定计算，断面一的淤泥质粉质黏土层位于浅层，断面二的淤泥质粉质黏土层位置相对断面一较深。计算中吹填砂的天然密度和饱和密度分别为1.72、1.75 g/cm3，内摩擦角为28°，抛石内摩擦角为40°。根据施工阶段钻孔资料和试验结果，综合考虑多方面因素后，选择断面一计算所用的地层参数见表3，选择断面二计算所用的地层参数见表4，图4为典型断面计算模型。

表3 断面一计算的土层参数

表4 断面二计算的土层参数

3 计算结果

表5为不同水位下的两个典型断面固化土与车辆荷载作用下的护坡整体稳定计算结果。

（1）断面一的分析。设计低水位时，临时荷载作用前护坡整体稳定安全系数为1.300。固化土堆载后安全系数有所下降，采用规范推荐的Bishop法计算，得到安全系数为1.194；考虑到Bishop法本身存在的理论缺陷（未考虑土条力矩和水平力平衡），采用理论更为完善的Morgenstern-Price法进行整体稳定分析，得到安全系数为1.198。由两种计算方法分别计算得到的潜在滑动面基本相同，由于浅表层存在淤泥质粉质黏土层，潜在的滑动面主要从该层通过。在固化土和车辆的临时联合作用下，护坡安全系数下降略大，采用Bishop法和Morgenstern-Price法计算得到的安全系数分别为1.185和1.192。

图4 典型断面计算模型

表5 护坡整体稳定安全系数

极端低水位条件时，临时荷载作用前护坡整体稳定安全系数为1.237。固化土堆载后安全系数有所下降，采用Bishop法和Morgenstern-Price法分别进行计算，所得的安全系数分别为1.180和1.177。在固化土和车辆临时联合作用时，采用Bishop法和Morgenstern-Price法计算所得的安全系数分别为1.141和1.138。

对比不同水位的计算结果，可以看出随着堤外水位的降低，护坡安全系数有所降低。这主要是由于堤外水位的降低会导致堤内浸润线下降，从而增大了堤身自重荷载，由此导致了安全系数的降低。

（2）断面二的分析。设计低水位时，临时荷载作用前护坡整体稳定安全系数为1.422。固化土堆载后安全系数有所下降，采用Bishop法计算所得的安全系数为1.247，采用Morgenstern-Price法所得的安全系数为1.261。由这两种计算方法分别进行计算所得的潜在滑动面基本相同。在固化土和车辆荷载联合作用时，护坡安全系数下降略大，采用Bishop法和Morgenstern-Price法计算所得的安全系数分别为1.238和1.242。

极端低水位时，临时荷载作用前护坡整体稳定安全系数为1.407，固化土堆载后安全系数有所下降，采用Bishop法和Morgenstern-Price法计算所得的安全系数分别为1.231和1.229。在固化土和车辆荷载联合作用时，采用Bishop法和Morgenstern-Price法计算所得的安全系数分别为1.219和1.223。

（3）综合结果。断面一和断面二的计算结果表明，在最危险断面和最不利工况下，护坡整体稳定安全系数由1.237下降至1.138，固化土临时堆载和车辆荷载降低了护坡的整体稳定性，增加护坡沉降和水平位移（需要通过三维数值计算分析），但在固化土和车辆临时荷载作用时，人工岛护坡的整体稳定性满足要求。结合现场实测数据，确定固化土堆放范围应限定在人工岛道路外现有区域，堆放高度应不大于10 m。

固化土堆载和车辆荷载对人工岛护坡结构稳定的影响研究结果已经纳入人工岛运行管理，相关成果填补了Q/SY 1354—2015《滩海人工岛工程监测技术规范》和Q/SY 18003—2017《滩海人工岛构筑物管理规范》的空白，对其他类似工程有重要的参考作用。

4 结论

（1）采用现场调查、室内试验、理论分析等方法，调查了人工岛固化土堆放和车辆荷载现状，得出了固化土饱和密度为2.14 g/cm3，分析了土层分布特点及其物理力学指标，确定了固化土堆载和车辆荷载，为数值分析提供了计算参数。

（2） 采用简化Bishop法和Morgenstern-Price法进行固化土和车辆等临时荷载作用下的人工岛护坡整体稳定性分析，建立了计算模型，计算结果表明，在最危险断面和最不利的工况下，护坡整体稳定安全系数由1.237下降至1.138，固化土临时堆载和车辆荷载降低了护坡的整体稳定性，但在固化土和车辆临时荷载共同作用时，人工岛护坡的整体稳定性满足要求。

（3）在极端低水位情况下，固化土堆载和车辆荷载联合施加，护坡的整体稳定系数最小；与车辆荷载比较，固化土堆载对护坡变形和稳定性的影响更为显著。

（4）固化土堆载和车辆荷载降低了护坡的整体稳定性，增加了护坡沉降和水平位移，但在固化土堆载和车辆临时荷载共同作用时，人工岛护坡的整体稳定性满足要求。结合现场实测数据，固化土堆放范围应限定在人工岛道路外现有区域，堆放高度应不大于10 m。

（5）固化土堆载和车辆荷载对人工岛护坡结构稳定的影响的研究成果已经纳入人工岛运行管理，相关成果填补了有关规范的空白，对其他类似工程有很好的参考价值。