強(qiáng)透水地基岸墻穩(wěn)定性與墻前水位驟降關(guān)系研究

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(1.華中科技大學(xué) 土木工程與力學(xué)學(xué)院,武漢 430074; 2.廣州市水務(wù)工程建設(shè)管理中心, 廣州 510640)

1 研究背景

潮汐、洪水退落和水庫開閘降水等水位快速下降和長時(shí)間暴雨后墻后水位抬高往往存在擋土墻失穩(wěn)的安全隱患。目前對(duì)擋土墻設(shè)計(jì)中墻前、墻后水位的取值還不明確，關(guān)于這方面的研究也比較匱乏。當(dāng)前擋土墻設(shè)計(jì)中墻前、墻后水位關(guān)系的假定往往并不是最不利條件的假定，因而研究水位驟降條件下?lián)跬翂Ψ€(wěn)定性規(guī)律以及墻前、墻后水位關(guān)系對(duì)擋土墻安全設(shè)計(jì)有重要意義。

目前關(guān)于水位驟降條件下?lián)跬翂Ψ€(wěn)定性的研究中，擋土墻穩(wěn)定性的判斷是依據(jù)實(shí)際工程施工條件和調(diào)度使用狀況，利用工程上幾個(gè)特征水位組合作為控制?！吨亓κ酱a頭設(shè)計(jì)與施工規(guī)范》[1]規(guī)定，墻后設(shè)置拋石棱體或回填料粗于中砂時(shí)，可不計(jì)算剩余水頭；當(dāng)墻后回填中砂或比中砂更細(xì)的填料時(shí)，對(duì)受潮汐影響為主的碼頭，剩余水頭的標(biāo)準(zhǔn)值可采用1/5～1/3平均潮差；針對(duì)河港其計(jì)算值應(yīng)依據(jù)墻前水位及墻后地下水位狀況確定；針對(duì)暴雨導(dǎo)致的墻后地下水位上升的碼頭，尚宜計(jì)算殘余水壓力。

《河道整治設(shè)計(jì)規(guī)范》[2]附錄B建議水位驟降取1 m。不少擋土墻工程的設(shè)計(jì)，針對(duì)水位驟降條件下墻前、墻后的水位差的組合采取了簡化處理，如墻前水位采用設(shè)計(jì)(校核)洪水位、墻后水位采用平墻頂(或地下最高水位)，或取墻前洪水位高度驟降到常水位、墻后水位高度取墻前洪水位下降高度的60%[3]。Terzaghi[4]通過研究發(fā)現(xiàn)，在持續(xù)性降暴雨的過程中，水不斷滲入土體中將產(chǎn)生滲流，土中的滲流將產(chǎn)生穩(wěn)定的滲流場，從而導(dǎo)致?lián)跬翂ι纤畨毫Φ脑黾樱率褂行?yīng)力減少，最后使擋墻失效。謝新宇等[5]認(rèn)為水位變化是影響擋土墻路基穩(wěn)定性的重要因素，水位緩慢變化與驟然下降對(duì)路基產(chǎn)生的影響不同。鐘恒昌等[6]認(rèn)為通常直接采用工程的幾個(gè)特征水位組合作為控制擋土墻穩(wěn)定計(jì)算水位組合進(jìn)行分析不合理，這種水位組合往往并不是擋土墻抗滑穩(wěn)定計(jì)算的最不利組合，最危險(xiǎn)工況可能出現(xiàn)在特征水位區(qū)間內(nèi)的某個(gè)水位組合。Barros和Santos[7]假定擋土墻后水位為定值，用數(shù)值模擬的方法分析了墻面排水條件下墻后水壓的大小，并采用庫倫理論分析了墻后主動(dòng)土壓力的大小。在他們的最新論文中[8]，墻后滲流面的位置可隨時(shí)間變化，并以其為基礎(chǔ)進(jìn)一步推導(dǎo)出主動(dòng)土壓力的表達(dá)式，但是該研究并沒有討論墻前后水位變化的規(guī)律以及其與墻體參數(shù)及墻前水位下降速度的關(guān)系。

綜上所述，在墻前水位驟降條件下，如何正確評(píng)價(jià)擋土墻穩(wěn)定性以及墻前、墻后的水位關(guān)系尚無深入研究。本文以箱型岸墻為研究對(duì)象，結(jié)合大型模型試驗(yàn)對(duì)Seep/w滲流分析做數(shù)值標(biāo)定，以此為理論依據(jù)結(jié)合具體工程案例，分析箱型岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性與水位驟降之間的關(guān)系，并探討墻前、墻后水位關(guān)系與穩(wěn)定性最不利時(shí)刻之間的關(guān)系。本文可為工程上擋土墻的安全設(shè)計(jì)提供參考價(jià)值，對(duì)正確評(píng)估水工擋土墻的安全度有重要意義。

2 數(shù)值模擬的模型驗(yàn)證

本文研究基于Seep/w滲流軟件[9]，為確保結(jié)果的可靠性，利用大型模型試驗(yàn)對(duì)數(shù)值模擬進(jìn)行標(biāo)定，為后文研究提供依據(jù)。

2.1 模型設(shè)計(jì)介紹

模型試驗(yàn)在自制的大型模型箱內(nèi)進(jìn)行墻前水位驟降，降水速度取廣州某河流某次洪水最不利降落時(shí)段的降水速度0.5 m/h。試驗(yàn)中其他物理參數(shù)依據(jù)《土工試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》室內(nèi)試驗(yàn)測得(見表1)。

表1 填土物理參數(shù)Table 1 Physical properties of the backfill soil

試驗(yàn)填土高度為2 m，在填土底部臨近擋墻部位填充高0.2 m，長0.56 m的碎石，另一側(cè)蓄水空間同樣填充高為0.2 m碎石，剖面圖如圖1所示，碎石滲透系數(shù)為18 cm/s。試驗(yàn)用土量約4.2 m3，其填充方法為分層填充，分層擊實(shí)，并每隔0.2 m采用環(huán)刀法進(jìn)行密實(shí)度檢測，保證模型制樣的均勻性。

圖1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ推拭鎴DFig.1 Illustration of the test model

在箱內(nèi)填土縱軸面上預(yù)埋振弦式通氣型滲壓計(jì)，用于監(jiān)測墻前水位驟降條件下墻后填土內(nèi)孔隙水壓的變化規(guī)律，滲壓計(jì)分3層埋設(shè)，其分布規(guī)律及編號(hào)如圖2所示。

圖2 振弦式通氣型滲壓計(jì)正剖面分布Fig.2 Layout of the vibrating string osmometers

2.2 數(shù)值模擬簡介

根據(jù)模型試驗(yàn)的原模型，在Seep/w中建立有限元網(wǎng)格模型如圖3所示。圖中DEF代表不透水邊界，DG代表模型初始水頭邊界，GH代表墻前水位下降初始高度；中砂和碎石材料參數(shù)與模型試驗(yàn)相同且尺寸完全一樣；圖中A1-A3、B1-B4、C1-C4表示滲壓計(jì)分布，與模型試驗(yàn)位置相同；網(wǎng)格采用四邊形，其網(wǎng)格尺寸為0.05 m。

圖3 數(shù)值分析模型Fig.3 Numerical model

數(shù)值模擬時(shí)土的體積含水量函數(shù)和滲透系數(shù)函數(shù)由Seep/w程序中內(nèi)置典型填土的體積含水量曲線和滲透系數(shù)函數(shù)根據(jù)試驗(yàn)用土的性質(zhì)修正得到。

表2 箱型岸墻設(shè)計(jì)有關(guān)參數(shù)Table 2 Design parameters of the caisson bank wall

2.3 模型試驗(yàn)與數(shù)值模擬孔壓的對(duì)比分析

將試驗(yàn)中電磁流量計(jì)監(jiān)測的降水速度數(shù)據(jù)導(dǎo)入Seep/w模塊后，對(duì)模型進(jìn)行瞬態(tài)滲流分析，提取滲流分析前標(biāo)定滲壓計(jì)位置點(diǎn)的壓力水頭隨時(shí)間變化關(guān)系圖，并與模型試驗(yàn)所得結(jié)果對(duì)比分析，其結(jié)果如圖4所示。

圖4 測點(diǎn)壓力水頭試驗(yàn)值與數(shù)值解對(duì)比Fig.4 Comparison of water head between experimental and numerical results

由圖4可知：數(shù)值模擬計(jì)算得到的壓力水頭與試驗(yàn)測得的壓力水頭基本吻合，因此在保證參數(shù)可靠性的前提下，本研究所采用的數(shù)值模型能夠較準(zhǔn)確模擬墻前水位驟降時(shí)墻后水壓的變化，可用于研究實(shí)際工程中水位驟降對(duì)水工擋墻穩(wěn)定性的影響。

3 水位驟降條件下箱型岸墻穩(wěn)定性影響因素研究

本節(jié)依據(jù)前面的研究為基礎(chǔ)，利用Seep/w軟件對(duì)廣州某河流箱型岸墻的穩(wěn)定性影響因素及墻前、墻后水位關(guān)系進(jìn)行分析，并探討其與岸墻穩(wěn)定最不利時(shí)刻之間的關(guān)系，以供水工擋土墻設(shè)計(jì)參考。

3.1 箱型岸墻斷面設(shè)計(jì)

參考《水工擋土墻設(shè)計(jì)規(guī)范》[10]規(guī)定對(duì)箱型岸墻進(jìn)行設(shè)計(jì)，墻后填土與岸墻頂部持平，填土范圍內(nèi)加10 kPa均布超載。設(shè)計(jì)相關(guān)參數(shù)取值如表2所示。

箱型岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定計(jì)算公式如下。

抗傾穩(wěn)定計(jì)算：

(1)

抗滑穩(wěn)定計(jì)算：

(2)

式中：K0為抗傾穩(wěn)定安全系數(shù)；∑MV為抗傾覆力矩(kN·m)，是所有豎向力的力矩之和；∑MH為傾覆力矩(kN·m)，是所有水平力的力矩之和；Kc為抗滑穩(wěn)定安全系數(shù)；∑V為作用于墻體上全部垂直力的總和(kN)；∑H為作用于墻體上全部水平力的總和(kN)；f為墻底與基礎(chǔ)之間的摩擦系數(shù)，取f=0.6。

岸墻斷面尺寸如表3所示，根據(jù)表2參數(shù)及式(1)、式(2)計(jì)算可得岸墻設(shè)計(jì)驟降工況下(墻前水位從墻頂驟降1 m，墻后水位與墻頂齊平)抗傾、抗滑穩(wěn)定系數(shù)分別為K0=2.08，Kc=1.35，滿足規(guī)范要求。

表3 箱型岸墻截面設(shè)計(jì)尺寸Table 3 Cross-sectional dimensions of the caisson wall

3.2 數(shù)值模型建立及有關(guān)參數(shù)確定

岸墻典型斷面如圖5所示。地基從上往下依次為2 m厚的礫石層和強(qiáng)風(fēng)化巖，回填砂土內(nèi)側(cè)為舊有漿砌石岸墻，相對(duì)于回填砂土和礫石地基，可認(rèn)為舊岸墻、強(qiáng)風(fēng)化巖和新岸墻為不透水材料。在中砂和礫石層地基交界面處填充有0.3 m厚的碎石，從保守考慮，取碎石滲透系數(shù)等同礫石，均取1×10-2cm/s；碎石與中砂之間鋪有一層反濾土工布，土工布滲透系數(shù)取k=0.1 cm/s。

圖5 箱型岸墻典型斷面Fig.5 Typical cross-section of the caisson bank wall

王忠權(quán)等[11]對(duì)錢塘江海塘原型進(jìn)行滲透試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)埋設(shè)于石塘后側(cè)塊石堆內(nèi)的測壓管及滲壓計(jì)量測到的水位變化與石塘前的水位變化幾乎同步，說明石塘下部拋石基床的滲透性很大，可假定為聯(lián)通體。本文墻前干砌石和石籠壓腳為強(qiáng)透水，參考王忠權(quán)等[11]研究成果，在滲流分析中可不予考慮。同時(shí)本研究不考慮墻身排水孔及結(jié)構(gòu)縫的排水作用，假定墻后地下水只能通過墻下部礫石地基排出。

據(jù)此利用Seep/w軟件分析岸墻在墻前降水速度分別在2,1.5,1,0.5 m/s 4種不同降水速度，不同墻后填土滲透性(飽和滲透系數(shù)分別取4×10-4,1.54×10-3,2.42×10-3,3.27×10-3,3.8×10-3cm/s)下的穩(wěn)定性及墻前、墻后水位關(guān)系。墻前墻后的初始水位均與墻頂齊平，墻前水位降落為從墻頂降落到墻底。墻后水土壓力計(jì)算截面取通過墻踵的垂直截面(以下簡稱計(jì)算截面)。

由于工程地質(zhì)條件較好，地基承載力在各種工況均可滿足規(guī)范要求，本文不對(duì)地基承載力進(jìn)行研究，文中提到的穩(wěn)定性均指抗傾穩(wěn)定性和抗滑穩(wěn)定性。

3.3 數(shù)值分析墻后水壓分布特點(diǎn)及水土壓力計(jì)算方法

以岸墻在降水速度0.5 m/h，墻后填土滲透系數(shù)為4×10-4cm/s為例，選取墻前水位下降某時(shí)刻時(shí)導(dǎo)出墻后計(jì)算截面的孔隙水壓如圖6所示。由孔隙水壓的分布圖得出：在瞬態(tài)滲流中孔隙水壓的分布已不再是線性分布，并且孔隙水壓也不等于靜水壓力。而圖中墻高在0.5 m附近出現(xiàn)明顯拐點(diǎn)是因?yàn)閴︴嗉釉O(shè)懸臂(長0.6 m)的影響，墻踵懸臂及鋪設(shè)在懸臂板上的土工布也影響到該部分滲流線，對(duì)其他參數(shù)(不同降水速度和墻后填土滲透系數(shù))情況也有類似結(jié)論。

圖6 墻后孔隙水壓力分布Fig.6 Distributions of pore water pressure at the back of caisson wall against height

水土壓力計(jì)算時(shí)：墻后水壓力，根據(jù)瞬態(tài)滲流分析中孔隙水壓力的分布特點(diǎn)，對(duì)孔隙水壓力分布曲線進(jìn)行分段擬合求積分，計(jì)算墻后水壓力合力及作用點(diǎn)；墻前水壓按靜水壓力計(jì)算；墻后主動(dòng)土壓力考慮回填砂土孔隙水壓的作用，利用總應(yīng)力減去對(duì)應(yīng)時(shí)刻的孔隙水壓。根據(jù)郎肯土壓力理論，假定浸潤線以上為非飽和土，浸潤線以下為飽和土，其墻后主動(dòng)土壓力計(jì)算公式如下。

非飽和區(qū)：

σ1=γ1h1Ka；

(3)

飽和區(qū)：

σi=(γ1h1+γsathi-u)Ka。

(4)

式中：γ1為非飽和土重度,γ1=18 kN/m3；h1為非飽和土高度；γsat為飽和土重度,γsat=19.3 kN/m3；hi為距離浸潤線的高度；Ka為主動(dòng)土壓力系數(shù)，Ka=tan2(45°-φ/2)；φ=32°為有效應(yīng)力指標(biāo)；u為對(duì)應(yīng)時(shí)刻的孔隙水壓力。

3.4 不同參數(shù)下岸墻穩(wěn)定性分析

3.4.1 降水速度對(duì)岸墻穩(wěn)定性影響

根據(jù)前面的分析，墻后填土滲透系數(shù)分別為4.0×10-4cm/s和3.8×10-3cm/s。結(jié)合式(1)—式(4)及墻前、墻后水壓力的計(jì)算方法對(duì)岸墻在文中假定的降水速度下進(jìn)行穩(wěn)定性分析，其結(jié)果如圖7所示。

圖7 不同降水速度下岸墻的抗傾、抗滑穩(wěn)定性Fig.7 Stability of bankwall against overturning and sliding in the presence of different drawdown speeds

分析圖7可得出：

(1)在所分析的范圍內(nèi)，填土的滲透系數(shù)較小時(shí)降水速度對(duì)岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響不大；填土的滲透系數(shù)較大時(shí)，降水速度對(duì)岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響較大；但在c,φ值不變情況下，填土滲透系數(shù)小的岸墻穩(wěn)定性差。

(2)抗傾、抗滑穩(wěn)定性都是隨墻前水位的降低先減小再增大；在降水前期K0，Kc值減小得比較快，降水速度越大，降水前期安全系數(shù)值減小得越快；但同時(shí)隨著墻前水位的下降，墻底揚(yáng)壓力減少，地基受到的承載力越來越大，地基安全性越來越小。

(3)在降水速度為0.5～2 m/h、墻后回填砂滲透系數(shù)為3.8×10-3cm/s時(shí)，抗傾穩(wěn)定性最不利時(shí)刻出現(xiàn)在墻前水位處于2/3～3/4墻高之間；抗滑穩(wěn)定性最不利時(shí)刻出現(xiàn)在墻前水位處于3/5～3/4墻高之間；隨著降水速度的增大，岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性最不利時(shí)相應(yīng)的墻前水位不斷降低。

3.4.2 填土滲透性對(duì)岸墻穩(wěn)定性影響

假定墻前降水速度為0.5 m/h，與3.4.1節(jié)計(jì)算方法相同對(duì)岸墻在文中假定的墻后填土滲透性下進(jìn)行穩(wěn)定性分析，其結(jié)果如圖8所示。

圖8 不同墻后回填料滲透系數(shù)下岸墻的抗傾、抗滑穩(wěn)定性Fig.8 Stability of bankwall against overturning and sliding in the presence of different backfill permeabilities

從圖8可得出：

(1)在墻前降水速度一定時(shí)，對(duì)于墻后回填砂土而言，回填砂的滲透系數(shù)越大，岸墻穩(wěn)定性越好；當(dāng)滲透系數(shù)降到一定值后，滲透系數(shù)值的改變對(duì)岸墻穩(wěn)定性影響不大。

(2)當(dāng)降水速度為0.5 m/h時(shí)，岸墻在墻后回填料不同滲透系數(shù)下抗傾穩(wěn)定性最不利時(shí)刻出現(xiàn)在墻前水位處于2/3～3/4墻高之間；抗滑穩(wěn)定性最不利時(shí)刻出現(xiàn)在墻前水位處于3/5～3/4墻高之間；隨著墻后回填料滲透系數(shù)的變小，岸墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性最不利時(shí)相應(yīng)的墻前水位不斷降低。

從圖8(b)可看到，在墻前水位降落幅度一樣情況下，墻后回填料的滲透系數(shù)k值從3.8×10-3cm/s遞減到1.54×10-3cm/s時(shí)，Kc值隨著k值的減小而變??；但當(dāng)k=4×10-4cm/s時(shí)，在墻前水位降落幅度一樣情況下，Kc值反而比k=1.54×10-3,2.42×10-3cm/s時(shí)大。

為什么當(dāng)墻后回填料的滲透系數(shù)k值減小到一定數(shù)值后Kc值反而變大？通過分析不同墻前降水幅度△Z(m)時(shí)墻后回填料不同滲透系數(shù)值k(cm/s)相應(yīng)的墻底揚(yáng)壓力合力U(表4)和墻后水壓力合力Pw(表5)可發(fā)現(xiàn)：在墻前水位降落幅度一樣情況下，墻底揚(yáng)壓力合力U和墻后水壓力合力Pw隨著墻后回填料滲透系數(shù)值的減小先增大后減小，k=1.54×10-3cm/s時(shí)大多數(shù)U值比k=2.42×10-3cm/s時(shí)的U值略小，k=4×10-4cm/s時(shí)的U值比k=2.42×10-3cm/s時(shí)的U值則小得多；k=4×10-4cm/s時(shí)的Pw值與k=2.42×10-3cm/s時(shí)的Pw值差別不大，但比k=1.54×10-3cm/s時(shí)的Pw值小得多，而且兩者的Pw差值隨著墻前降水幅度的增大而增大。這與墻踵懸臂及鋪設(shè)在懸臂板上的強(qiáng)透水性的土工布的影響有關(guān)，也與礫石地基的強(qiáng)透水性有關(guān)。

此外，在各種條件下的岸墻穩(wěn)定性最不利時(shí)刻的K0，Kc值均比設(shè)計(jì)驟降工況計(jì)算得到的K0，Kc值大，說明以往設(shè)計(jì)驟降工況的假定(墻前水位從墻頂驟降1 m，墻后水位與墻頂齊平)對(duì)于本文研究案例而言是偏于保守的。

表4不同墻前降水幅度時(shí)的墻底揚(yáng)壓力合力
Table4Resultanthydraulicupliftforcesatthewallbasewithdifferentdrawdownratesofwater
Table

降水幅度△Z/m不同滲透系數(shù)值k(cm/s)下墻底揚(yáng)壓力合力/kN3.8×10-33.27×10-32.42×10-31.54×10-34×10-40264.8264.8264.8264.8264.80.5243.9245.3245.7245.4243.81.0223.3226.3227.1226.4223.01.5202.7207.0208.3207.3202.22.0181.9187.3189.3188.1181.42.5160.8167.3170.1168.8160.63.0139.5147.0150.7149.3139.83.5118.0126.5131.0129.8118.94.096.4105.7111.1110.198.14.574.684.690.990.377.35.052.763.470.670.356.55.530.741.949.950.135.76.09.920.129.029.915.0

表5不同墻前降水幅度時(shí)的墻后水壓力合力
Table5Resultantwaterloadsatthebackofcaissonwallwithdifferentdrawdownratesofwater
Table

降水幅度△Z/m不同滲透系數(shù)值k(cm/s)下墻后水壓力合力/kN3.8×10-33.27×10-32.42×10-31.54×10-34×10-40176.5176.5176.5176.5176.50.5152.0157.4160.0161.0160.81.0130.6141.1146.1147.7146.01.5111.0124.3132.7134.9131.72.091.9108.5119.4121.3117.42.573.891.5103.2108.1103.13.057.275.088.293.288.83.542.259.373.279.074.74.029.344.758.764.960.64.518.631.744.851.046.95.010.020.532.137.733.25.54.111.520.825.620.26.01.14.911.515.27.9

3.5 墻前、墻后水位關(guān)系與最不利時(shí)刻關(guān)系研究

在第3.4節(jié)的研究中指出不同降水速度、不同墻后填土滲透系數(shù)下岸墻穩(wěn)定最不利時(shí)刻發(fā)生在墻前水位下降1/4～2/5高度范圍內(nèi)。穩(wěn)定分析表明，隨著墻前水位的下降，墻后浸潤線位置在不斷發(fā)生變化，墻前、墻后水土壓力也在不斷改變，當(dāng)水土壓力變化到某一數(shù)值時(shí)，岸墻處于最不利時(shí)刻。

文中以墻后計(jì)算截面處不同時(shí)刻浸潤線位置為墻后水位高度，以此來分析河道水位降落過程中墻前、墻后水位關(guān)系，并研究其與岸墻最不利時(shí)刻之間的關(guān)系。圖9(a)反映墻后填土滲透系數(shù)為4×10-4cm/s時(shí)不同降水速度情況下墻前、墻后水位差的變化曲線；圖9(b)反映在降水速度0.5 m/h情況下不同墻后填土滲透系數(shù)時(shí)的墻前、墻后水位差的變化曲線。

圖9 不同參數(shù)下墻前、墻后水位差的變化曲線Fig.9 Variation of water level difference in front of and at the back of caisson wall with different parameters

在墻前水位降落到同一高度時(shí)，由圖9(a)可看到，在墻后回填料滲透系數(shù)不變情況下，墻前、墻后水位差隨著降水速度增大而增大，最大水位差出現(xiàn)于墻前水位基本降落到達(dá)墻底時(shí)；由圖9(b)可知，對(duì)同一降水過程，墻前、墻后水位差隨著墻后回填料滲透系數(shù)的變小而增大，且最大水位差出現(xiàn)時(shí)間隨著滲透系數(shù)的變小而滯后。比較圖9中(a)和(b)可知，墻后填土滲透性對(duì)墻前、墻后水位差的影響較降水速度大。

比較圖8和圖9(b)，發(fā)現(xiàn)岸墻最危險(xiǎn)時(shí)刻并不是發(fā)生在墻前、墻后水位差最大的時(shí)刻(在本文研究的案例中，岸墻穩(wěn)定性最不利時(shí)刻為墻前水位處于3/5～3/4墻高之間，而墻前、墻后水位差最大一般出現(xiàn)在墻前水位處于1/2墻高以下)。因?yàn)橛绊憮跬翂Ψ€(wěn)定性的是墻后水土壓力的大小及墻體的有效重力(考慮浮力/揚(yáng)壓力影響)，而不是單獨(dú)的水位變化。隨著墻前水位的變化，墻后水土壓力及墻體的有效重量也在隨之變化，故不能單純認(rèn)為水位差越大，岸墻越不穩(wěn)定。

4 結(jié) 論

本文通過大型模型試驗(yàn)對(duì)Seep/w滲流軟件進(jìn)行標(biāo)定，以此為理論依據(jù)分析了不同降水速度、不同墻后填土滲透性對(duì)擋土墻抗傾、抗滑穩(wěn)定性影響規(guī)律及墻前、墻后水位關(guān)系與岸墻穩(wěn)定最不利時(shí)刻的關(guān)系，得到如下結(jié)論：

(1)由試驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)比可知，在保證試驗(yàn)參數(shù)可靠的情況下，Seep/w可以較準(zhǔn)確反映擋土墻墻后水位的變化。

(2)隨著墻前水位的驟降，墻后水壓力呈非線性分布，而且岸墻的穩(wěn)定性均先下降再升高。

(3)在文中所研究的范圍內(nèi)，墻后填土滲透性對(duì)墻前、墻后水位差及岸墻穩(wěn)定性的影響均較降水速度大；回填土滲透系數(shù)越大，墻前、墻后水位差越小，岸墻穩(wěn)定性越好。

(4)擋土墻的穩(wěn)定性是由墻前、墻后水土壓力及墻體的有效重力共同作用下決定的，墻前、墻后水位差最大的時(shí)刻并不一定是擋土墻穩(wěn)定性最差的時(shí)刻。