土工管袋充填粉细砂在软土地基上的应用

土工管袋充填粉细砂在软土地基上的应用

1施工围堤稳定性分析长江口的吹扫工程在软土基上采用了管袋技术，并成功地修建了大坝。众所周知,在软弱地基上修筑围堤,施工期间围堤的稳定性直接决定着堤防工程的成败。因此,对软土地基上土工管袋围堤的稳定性进行研究相当重要,但由于土工管袋的加筋作用,使得围堤的稳定性分析相当复杂,现有计算方法由于复杂繁难而不易被工程技术人员所接受,严重地限制了土工管袋在水利工程上的广泛应用。鉴于此,本文从土力学基本原理出发,提出利用袋装砂的拟凝聚力进行围堤稳定性分析的计算方法。2包装砂的潜在凝聚力2.1基于大主应力的作用机理通常意义上的土工合成材料模袋是一种双层聚合化纤织物制成的连续袋状材料。它可以代替模板用高压泵把混凝土或砂浆灌入模袋中,混凝土或砂浆灌入以后,多余的水分可以从织物空隙中渗出,从而降低水灰比、增加强度和凝固速度,最后形成板状或其它形状的结构。该结构可以用于护坡或其它地基处理工程中。本文所介绍的袋装砂,其结构与上述模袋混凝土或模袋砂浆基本相同,只不过灌入模袋中的材料是砂。从受力性能上来说,袋装砂围堤实质上是一种加筋土坝。由于土工管袋筋材的布设改变了土体不能受拉的性能,因此达到增加围堤整体及局部稳定性的目的。现在的问题就是如何确定筋材的加筋作用对围堤稳定性的贡献。假设一砂土试样取自填土地基中某一深度z处并处于静止状态的单元体,则它的大小主应力分别为:σ1=γ⋅z(1)σ3=Κ0⋅γ⋅z(2)式中γ为填土的重度;K0=1-sinφ′为静止土压力系数,φ′为砂土的有效内摩擦角。如果由于某种原因卸去侧向平衡荷载(如在附近开挖基坑),则土体会产生侧向变形(侧胀),此时如果大主应力σ1仍保持不变,则小主应力σ3必然降低。随着基坑深挖,σ3逐渐降低,使土体逐渐达到主动极限平衡状态,此时有:σ3=Κa⋅γ⋅z(3)式中Κa=tan2(45°-φ2),为主动土压力系数,φ为砂土的内摩擦角。如果继续深挖,则填土地基会由于超过主动极限平衡状态而发生侧胀破坏。为了防止填土地基的侧胀破坏,在填土中铺设一层或多层土工合成材料,此时,若在大小主应力σ1和σ3仍然保持不变的条件下,由于所铺设的土工合成材料与砂土的相互摩擦,约束了砂土的侧向膨胀,相应地阻止了作用于砂土的侧压力σ3的降低,因此,虽然此时含有土工合成材料的砂土试样仍处于大主应力σ1和小主应力σ3的作用下,但作用于砂土试样上的侧压力σ3已不是Kaσ1,而是处于Kaσ1<σ3<K0σ1之间。现假定砂土试样和土工合成材料砂土试样的初始应力状态均为静止应力状态(K0),其大小主应力的关系为:σ3=Κ0σ1(4)同样使两试样都在保持σ1不变的条件下,逐渐降低侧压力σ3至K0σ1,试验表明,此时砂土试样已出现主动极限平衡状态而破坏,其应变为εa;而土工合成材料砂土试样的应力—应变关系仍处于近似线性状态,此时土工合成材料砂土试样对应于砂土试样破坏时的应变为ε′a(<εa),试样仍处于弹性稳定状态,可以认为:由于土工合成材料的作用,约束了土工合成材料砂土试样的侧向变形,比砂土试样破坏应变的减少值为:Δε=εa-ε′a(5)土工合成材料的加筋作用就相当于给土体施加了一个外部约束压力Δσ3,使其应力状态回复至Kaσ1和K0σ1之间。此时,若要使土工合成材料砂土试样在主动极限平衡状态下使砂土达到极限平衡而破坏,必须增大σ1至被动极限平衡状态σ1f,即:σ1f=(σ3+Δσ3)⋅Κp(6)式中Κp=tan2(45°+φ2),为被动土压力系数。综上所述,由于土工合成材料的加筋作用,相应地提高了砂土试样的承载能力,即:Δσ1f=σ1f-σ1(7)2.2土工合成材料的作用机理已有试验证明:加筋的砂土试样的破坏包络线与无加筋的砂土试样的破坏包络线基本平行,即其内摩擦角近似相等,但两者的凝聚力不同。基于此结论,再根据以上加筋机理的分析,加筋材料的加筋效果就相当于在无加筋砂土试样的凝聚力C的基础上增加了一个凝聚力Cp,可称之为拟凝聚力,即当土工合成材料砂土试样在主动极限平衡状态下使砂土达到极限平衡而破坏时,根据摩尔—库仑破坏圆,有:σ1f=σ3⋅Κp+2Cp√Κp(8)比较式(6)和(8),得到:Cp=Δσ3√Κp/2(9)应该指出的是,上述关于土工合成材料在砂土试样中的作用机理都是建立在筋材不出现断裂和滑动的假设基础上,同时也不考虑筋材的变形。事实上,土工合成材料由于其模量低,延伸率较大,因此它并不能完全限制土体的侧向变形,所以,对于土工合成材料的作用机理,不考虑其变形特性对作用效果的影响是不符合工程实际的。取加筋试样楔体进行受力分析(见图1),根据静力平衡条件,有:Τ+σ3Atanθ=σ1fAtan(θ-φ)(10)Τ=ASyRftanθ(11)式中A为试样的截面积;θ为破裂角,θ=45°+φ2;T为与破裂面相交的各土工合成材料层的水平合力;Rf为单位厚度土工合成材料试样(纵向)中筋材的极限抗拉强度;Sy为土工合成材料层间距。由式(10)和(11)可以得到:σ1f=σ3⋅Κp+RfSyΚp(12)比较式(8)和(12),可以得到:Cp=Rf2Sy√Κp(13)式(13)即综合考虑了土工合成材料的加筋机理以及筋材的抗拉强度和变形性质后得到的土工合成材料砂土试样拟凝聚力Cp。3包装砂坝的稳定分析3.1抗拉压对无加筋的土堤,若土堤建在较厚的软土层上时,其破坏形式一般为圆弧滑动或冲切式下沉隆起;若土堤建在薄层软土层上时,则为侧向挤出破坏。在软基上的加筋堤,由于有加筋垫层或整体加筋,其破坏形式明显地与加筋有关,大致有如下5种情况。(1)地基沉降原因当地基软弱,强度不足时,由于产生较大的沉降,加之所铺设的土工织物强度太小以及刚度低,则由于沉降过大,土体的变形远大于织物的容许变形,致使土工织物被拉断,填土和地基一起滑动。(2)钢筋断裂当填土轴中心沉降较大时,在基础底面形成一弓形基底沉降剖面,织物被拉断后,呈对称圆弧滑动。(3)路堤下沉的稳定性在填筑过程中,由于一次加载过大,路堤突然下沉,但仍未失去其稳定性。其特点是当地基土已经进入剪切破坏(或塑性流动),但填土和筋材尚未破坏。(4)地基土局部剪切当软弱层很薄时,如果加筋垫层具有足够的抗拉强度、刚度和完整性,地基土可能会突然下沉,但很快就趋于稳定。突然下沉说明地基已经出现局部剪切破坏;很快就趋于稳定说明塑性挤出后,地基土又获得了新的平衡。(5)影响加筋堤滑动的因素当设计的坝坡过陡时,沿填土与筋层之间产生较大的滑动力,当加筋或填土的摩擦力不能满足时,就会沿筋材表面发生水平滑动。从以上分析可知:影响加筋堤破坏形式的因素主要是筋材的抗拉强度和延伸率、加筋垫层的刚度和完整性、软土层的厚度及其强度和变形性质等。其中筋材强度控制潜在滑动面发展的位置;软土层的厚度影响潜在滑动面的形态;加筋垫层的强度、刚度及完整性则影响分析模型的建立。3.2拉裂土工材料的稳定性土工合成材料用于增加填土的稳定性时,其铺设方法有以下3种:①铺设在堤底与填土间;②在堤身内填土层铺设;③模袋围堤,即利用袋装砂分层叠筑。一般来说,袋装砂是前两种施工形式的结合。在稳定性分析中,前两种整体稳定性分析规范推荐采用瑞典法和荷兰法进行。瑞典法的计算模型是假定土工聚合物的拉应力总是保持在原来的铺设方向。由于土工聚合物产生拉力,增加了两个稳定力矩,如图2所示。首先按照常规方法找出最危险滑弧的圆心坐标及半径以及相应的最小安全系数Kmin;然后加入有土工合成材料这一因素,假设此时最危险滑弧的圆心坐标和半径不变,要拉裂土工材料就要克服其总抗拉强度S以及在填土内沿垂直方向开裂所产生的抗力Stanφ(φ为填土的内摩擦角)。如以O为力矩中心,则前者的力臂为a,后者的力臂为b。加筋前的最小安全系数为:Κmin=Μ抗Μ滑(14)加筋后的安全系数为:Κmin=Μ抗+Μ土⌶聚合物Μ滑(15)则增加的安全系数为:ΔΚ=S(a+btanφ)Μ滑(16)荷兰法的计算模型是假定土工聚合物在和滑弧相切处形成一个与滑弧相适应的扭曲,且土工聚合物的抗拉强度S可认为是直接切于滑弧,如图3所示。绕滑动圆心的力矩的力臂等于滑弧半径R,此时抗滑稳定安全系数为:Κmin=∑(cili+Qicosαitanφi)+SR∑Qisinαi(17)式中Qi为土条重;ci为土的凝聚力;αi为土条与滑动面的倾斜角;li为土条底宽。对于层层叠筑的袋装砂围堤,上述两种稳定分析方法存在如下困难:①由于层间砂土较薄,加筋材料层数太多,这大大地增加了计算工作量;②加筋材料对整体滑动的作用实质既不同于瑞典法模型,也不同于荷兰法模型,而是两者的综合,因此用这两种方法中的任何一种都不能完全反映实际情况,其计算结果与实际存在差距。基于此,如果考虑到加筋材料的加筋效果,就相当于在无加筋材料砂土试样的凝聚力C的基础上增加了一个凝聚力Cp,对于层层叠筑的围堤稳定性计算,我们就可以把工程上较为通行的且被广大工程技术人员所接受的圆弧滑动法(简化Bishop法)移植到袋装砂围堤的稳定性计算中来,这样一方面可以避免固守前两种计算方法带来的计算结果与工程实际存在差距的缺陷;另一方面也可以大大地简化计算工作量,且得到的计算结果也完全能够满足工程的需要。4填砂及地基软土的物理力学性质图4为长江口某一吹填工程袋装砂围堤的典型断面示意图