砂垫层加筋在软弱滩涂海堤工程中的应用

砂垫层加筋在软弱滩涂海堤工程中的应用

1细砂垫层的施工可行性水库、公共路堤、机场跑道、堆场、储水池等工程的软粘土基质处理通常采用垂直井排水固结法（砂井排水固结法、排水固结法）。目前,对排水固结法加固软基的研究大多关注于竖向排水体,比如井阻、涂沫等问题的讨论,而对水平排水体的研究则相对较少。砂垫层在工程应用时一般不作任何验算,只是按照有关学者编制的手册或有关行业规范的规定选材原则,结合当地材料供应条件来选定材料。如规范规定水平排水材料应采用一定厚度的中粗砂垫层而不宜采用粉细砂;手册则要求水平排水垫层采用级配良好的中粗砂,不宜采用粉细砂,且规定渗透系数不低于2×10-2cm/s。J.C.Chai和N.Miura研究水平排水系统对地基沉降的影响,认为水平排水系统的渗透系数要大于10-2cm/s,以保证发挥其自由排水通道的功能。然而,目前细砂来源比中粗砂、碎石丰富得多,开采、运输、填筑成本也往往比后者低得多;更为重要的是,细砂可以采用吹填法快速施工。若细砂作为水平排水垫层对地基固结的影响能为某些工程所接受,那么必将降低这些工程的地基处理费用。随着中粗砂、碎石等不可再生资源的日益紧缺,某些工程将不得不采用比中粗砂、碎石等渗透性能差的粉砂、细砂材料,研究水平排水材料的渗透性能需求进而讨论细砂垫层的可行性将有着重要的工程意义。堤坝工程由于受汛期、潮汐以及台风影响,施工工期较短,为确保施工稳定,土工织物加筋是一种在国内外广泛应用的有效方法[5~7]。织物加筋机制及效果的研究也较多,R.K.Rowe等[7~11]普遍认为,软基中加筋一定程度上提高了地基的承载力、扩散了地基附加应力、减少了堤基沉降差、提高了堤坝稳定性,但对加筋织物所能发挥作用的程度有意见分岐,规范对此也无明确的规定,可操作性不强,工程师们往往只能通过自己的经验选用。因此,本文结合浙江省平湖市白沙湾—水口围涂一期工程实例,针对在软黏土滩涂上实现低成本的吹砂筑堤技术,根据有限元分析和土工加筋织物的原位观测结果,探讨堤坝工程对砂垫层的渗透性能需求,分析稳定不满足要求时使用土工织物加筋的效果,从而为类似工程提供理论支持,指导设计和施工。2海堤现状图6浙江省平湖市白沙湾至水口治江围涂工程位于杭州湾北岸,独山下游、上海金山石化上游。工程等级为II级,主要建筑物海堤为2级水工建筑物,按50a一遇高潮位与同频率风浪叠加、允许越浪设计;海堤堤线总长10131m,围涂造地总面积7136700m2。海堤建于原始高程-2.0~-3.2m(1985m国家高程,下同)的滩涂上,堤顶设计高程7.7m、挡浪墙顶高程8.8m。场地附近区域缺乏碎石、抛石料,海堤堤身采用吹砂筑堤结构,即在迎海侧吹砂(粉砂、细砂或砂质粉土)充灌土工袋临时挡潮,内陆侧吹砂闭气;该结构的最大特点是砂性土用量很大、工期短(一般1~2a)、成本低,适用于场地附近缺乏黏性土料、碎石料、抛石料的堤坝建筑。2.1主要土层的理化性质根据地质勘探揭示的地基土层分布情况,堤基土主要以(3–1)层淤泥质黏土、(3–4)层粉质黏土夹粉土、(3–5)层淤泥质粉质黏土及(5)层透粉质黏土为主,各亚层间在堤上有一定变化,但总体强度不高,性质较差,是沉降和滑动稳定的控制层。主要土层的物理力学性质指标见表1。据建国后对在浙江沿海登陆的热带气旋进行统计,平均约每2a统计1次;主要有5612,7413,9417,9711台风和0509(麦莎)台风,分别在象山、三门、瑞安、温岭和玉环沿海登陆,这些是对工程区影响较大的气象现象。2.25年10月8日开工海堤分两期实施,本期工程靠独山一侧,施工桩号为Z0+000~Z6+097,堤线总长6.1km;典型断面Z5+800示意图见图1。工程自2005年10月8日开工,海堤典型断面的初次加载日期为2005年10月26日,11月21日开始水平充砂管袋加载,12月29日完成排水板插打(见图2(a))。2006年1月25日海堤全线合拢,6月底进行外海侧C20强度等级混凝土大方脚、土方削坡、护坡结构、消浪块体施工(见图2(b)),确保了7~10月台风期度汛安全。2006年8月26日~10月10日加载至7.5m,2007年9月底堤顶路面加载完成,10月竣工(见图2(c))。2.3排水垫层设计吹砂筑堤加载工期不能长(必须确保开工后第二年安全度过台汛期)、加荷速率不能太慢,因此在软弱滩涂上堤基稳定较难满足。设计采用排水固结法进行加固,以吹填细砂作为软黏土滩涂堤坝竖井地基的水平排水垫层材料,并采用单向土工格栅加筋以弥补细砂渗透性较低及加荷速率太快引起的堤基强度增长不足的问题。海堤横断面上插板区的范围为36.4m,排水板梅花型布置,间距为1.4m,处理深度至(3–4)层顶面,底高程-17.0~-18.0m,局部地段高程-24.0m,采用步履式插板机候低潮插打。考虑到吹填过程中可能有淤泥沉积影响排水效果,同时钱塘江潮水可能冲走细砂层,因此设计一层吹填粉细砂充灌土工袋(以下简称“充砂管袋”)与排水板相通作为水平排水垫层,管袋底厚度约80cm,宽度37.4m,设计要求砂料渗透系数不小于1×10-3cm/s。本工程中充砂管袋的砂源取自杭州湾九龙山海域(嘉兴电厂西南),采用500m3/h吸砂船吸砂,280m3泥驳运输17km至海堤附近,1000m3/h吹泥船吹砂至堤内泥库,最后采用普通泥浆泵从泥库水力吹填至土工袋内。堤身吹填土的砂源同充砂管袋,土料通过泥驳运输至海堤附近后,由1000m3/h吹泥船直接从泥驳中吹砂至堤身。抛石采用300m3石驳从舟山大小洋山、册子岛等地水运到现场。3对细砂垫层渗透性的有限分析本文利用非线性有限元方法考察细砂垫层的渗透性对海堤变形和稳定的影响。3.1材料及模型分析本工程海堤建于原始高程-2.5m的滩涂上,堤基土体自上而下分别为1.0m厚的淤填土、淤泥质黏土(3–1)层厚度约14.0m、粉质黏土夹粉土(3–4)层厚约3.5m,淤泥质黏土(3–5)层厚度约20.0m;以及-40.0m高程以下的粉砂层,采用排水板进行软基处理。利用软件Plaxis进行数值计算,模型采用十五节点三角形单元,地基土体和堤坝填土均采用莫尔–库仑理想弹塑性模型,计算参数列于表2。竖向排水体在有限元计算中有多种模拟方法,比如等效砂墙或等效土层等[12~16];本文着重讨论水平排水体的渗透性能以及土工织物的加筋效果,因此采用将地基处理中的塑料排水板转换为等效土层计算,相应的土层渗透系数调整为kve。排水板的相关参数分别为等效直径dw=0.07m,影响直径de=1.47m,涂抹比s=3,通水能力qw=100m3/a,涂抹区土体渗透系数ks=1/5kh,天然土体的竖向和水平向渗透系数分别为kv=2.0×10-7cm/s,kh=2kv。计算的数值分析中所用的等效渗透系数kve=1.3×10-5cm/s。根据实际的施工加载步骤,简化后的堤基加载曲线如图3所示。3.2水平排水砂垫层的渗透性能为考察水平砂垫层对堤基固结和稳定的影响,渗透系数分别取排水(drained)、1×10-2,5×10-3,1×10-3,1×10-4和1×10-5cm/s等6种情况进行计算分析,这里的drained是指孔压完全消散的理想排水状态。点A(0.0m,-2.5m)和加固区(3–1)层中点B(0.0m,-10.5m)的孔压–时间曲线分别见图4(a)和(b)。图4表明,水平排水砂垫层的渗透性能对加固区软土层的超静孔压消散有相当程度的影响。当渗透系数大于5×10-3cm/s时影响不明显,渗透系数小于1×10-3cm/s时,固结速率有较明显的降低,尤其表现在合拢前的固结状态。3.3堤身浸渍线高、密度对稳定性影响有限元稳定分析是以强度折减理论为基础,计算各级荷载下的安全系数。计算时,土体的强度参数tanϕ和c逐步减小,直到结构破坏为止;为了精确获得结构的破坏,在迭代过程中采用弧长控制。大量研究表明,采用强度折减有限元方法分析堤坝的稳定性是可行的[18~20]。但与传统的方法相比,有限元强度折减法得到的稳定安全系数普遍较高;张鲁渝等通过106个算例的比较分析认为,强度折减法所得稳定安全系数比简化Bishop法平均高出约5.7%,比条分法平均高出约16%。出于安全度汛的考虑,在较短的时间内要求堤高达到6.5m高程;对于渗透性小的情况,将会产生较大的侧向挤出量,从而导致当前情况下的安全系数较低。因此,稳定计算时对该加载阶段的最不利工况进行分析,堤身浸润线考虑正在吹填施工的工况,外海侧水位取非汛期设计潮位降至涂面、内陆侧水位取合拢后可能最高库水位2.0m,堤身吹填土强度指标按刚吹填加载尚未完全固结考虑,相应取c′=2kPa,ϕ′=24°。水平砂垫层渗透性对合拢后安全系数的影响见表3。当砂垫层渗透性不小于5×10-3cm/s时,计算得到的安全系数值相差不大(1%左右);当砂垫层的渗透性小于1×10-3cm/s时,随着渗透系数的减小,安全系数有明显的降低。例如,砂垫层为完全透水时的安全系数为1.243,k=1×10-3cm/s时的安全系数为1.222,降低约2%,k=1×10-4cm/s时的安全系数为1.160,降低约8%,k=1×10-5cm/s时的安全系数为1.090,降低约15%。因此,基于对变形和稳定的综合考虑,在实际选择砂源时,砂垫层的渗透系数宜大于5×10-3cm/s且不小于1×10-3cm/s,且采用土工织物加筋。4对土木工程加固性能的研究4.1正常运作情况对充入管袋后的砂料进行抽样测定,砂料的颗料级配曲线如图5所示,其中粒径大于0.075mm的颗粒约占全重的94.7%,可定名为细砂。砂料渗透系数的测定结果列于表4,即工程中所用水平垫层为细砂,D10≈0.0810mm,渗透系数平均值约6×10-3cm/s。规范指出,稳定分析时将施工期作为非常运作情况计算,长期稳定则作为正常运作情况;并规定,对于二级堤防工程,正常运作情况下土堤抗滑稳定安全系数不应小于1.25,非常运作情况下抗滑稳定安全系数不应小于1.15。该安全系数取值是针对瑞典圆弧滑动总应力法,简化毕肖普法所得结果比瑞典滑弧法平均高10%左右[18~20];以此作为稳定性判断依据,若堤坝施工期的稳定满足要求,那么强度折减法计算得到的安全系数值不应小于1.31。考虑到台风期的度汛安全,吹砂筑堤方法的施工加载速度较快、停歇期较短(30~45d),地基土强度的固结增长只能部分发挥,且表3中数据也表明,细砂垫层的低渗透性导致稳定安全系数偏低,现有情况下稳定性不满足规范要求。故设计另采用单向拉伸一次成型的土工格栅进行加筋处理。实际用的是南昌天高生产的聚丙烯单向土工格栅产品TGDG130,横向铺设宽度为36.4m,该产品实测得到2%应变时织物内力平均值为48.2kN/m,5%应变时织物内力平均值为95.9kN/m,平均轴向刚度约2350kN/m。4.2土工织物加筋对堤基沉降的影响土工织物置于砂垫层上,只承受拉力,用有限元分析程序中的土工织物单元来模拟。输入参数为弹性轴向刚度EA和最大轴向应力Np。这里说明的一点是,尽管对于正常的加载或工作状态,土工织物一般处于弹性变形阶段;但由于计算稳定时,程序采用强度折减法,随着强度参数的减少,土体相应的位移增大,为准确得到结构破坏时的位移场(滑弧位置)和安全因子,需对土工织物的塑性性状进行设置,即当应力超过Np后会根据塑性理论重分布。本文中取土工织物的EA=2350kN/m,Np=130kN。图6表明,土工织物对沉降的影响不明显;计算模型中海堤宽度约100m,土工织物加筋范围仅36m左右,尺寸效应是导致该现象的主要原因。对于土工织物加筋对减少堤坝沉降的效果程度有2种不同的意见[5~11]:一种意见认为加筋能有效减少地基沉降,另一种意见则认为加筋对减少沉降无效或不明显。徐少曼和洪昌华认为,土工织物加筋减少沉降的效果存在尺寸效应,对堤基宽度40~50m以上的海堤、防波堤等工程效果不明显,这和本文有限元的计算结果相一致。本工程由于安全度汛的要求,合拢后以极短的时间加载到6.5m高程,固结时间短,加载速率快,安全性低;而加载至堤顶时,由于固结时间较长,加载速率较缓,土体经过压密,安全系数有一定程度的提高。因此,在计算时着重对合拢后4.0~6.0m高程这一加载阶段的整体稳定性进行分析。计算结果列于表3。结果表明,土工加筋尽管对堤基的沉降和孔压影响不大,但对提高堤基的整体稳定性作用显著。对于未加筋情况,当砂垫层渗透系数取5×10-3cm/s时,加载至6.5m高程时的安全系数为1.238(<1.31),根据前面的分析此时稳定不满足规范要求。若采用刚度和强度参数指标为EA=2350kN/m,Np=130kN的TGDG130土工格栅加筋补强,安全系数为1.351,计算得到的潜在破坏面穿过土工加筋织物,整体稳定性提高幅度较大,值约11%,从而使工程的安全满足要求。4.3土工格栅实测堤坝加筋后筋带所承受的内力或应变的大小及其变化规律,是加筋设计与研究者关心的关键问题之一。R.K.Rowe和A.L.Li指出,土工加筋织物原位受力性状与设计时的考虑有着相当程度的差异。因此,为评价土工格栅在堤坝内的应变特性,本次专门设计了一种格栅变形计用于测试土工格栅的应变,土工格栅变形计安装示意图及照片分别见图7,8。本次应变推算内力采用如下方法:首先将带变形计的土工格栅在室内土工织物拉伸试验机上测出变形计的实测变形量与试验拉力关系,然后通过该关系根据现场实测格栅点的应变推算相应的内力。土工格栅变形测点共埋设6只,编号为G1~G6,埋设高程与水平排水垫层顶高程一致,测点的相应位置及实测最大应变列于表5,其中最靠内陆侧的测点G6失效。图9,10分别为土工格栅实测应变–时间关系曲线和推算内力–时间关系曲线。实测结果表明,格栅在上部加载后随即发生应变,堤中心测点最大应变量2.9%,两侧测点随离堤中心距离越来越远,应变量相应减少,应变量最小值0.28%(见图9),再次加载后应变又会有所增加,但没有首次加载那么显著,上述现象表明,土工格栅应力扩散作用明显,土工格栅在地基固结前即能承担部分上部荷载,在地