圈圍工程中高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層變形試驗研究

曹國福，徐 兵，王茂勝，姚順雨，劉 麗，劉益鋒

（上?？睖y設(shè)計研究院，上海 200434）

1 引 言

應(yīng)用土工織物加固軟基是基礎(chǔ)處理中的一門新技術(shù)，隨著土工合成材料在工程中的應(yīng)用，堤壩下軟基采用土工合成材料加筋處理已經(jīng)在多個項目中應(yīng)用并取得成功，例如，福建省福清市的過橋山圍墾工程采用抗拉強(qiáng)度為40 kN/m的PBT-4型土工織物（聚丙烯編織型）鋪設(shè)在砂墊層上[1]。河北省滄州市的黃驊港防波堤采用縱向極限抗拉強(qiáng)度大于200 kN/m、緯向極限抗拉強(qiáng)度大于120 kN/m的高強(qiáng)聚脂機(jī)織布進(jìn)行軟基加固[2]；瑞安飛云江北岸標(biāo)準(zhǔn)海堤一期工程在在堤底鋪設(shè)200 kN/m 的高強(qiáng)土工布進(jìn)行地基處理[3]；澳大利亞布里斯班港人工島海堤使用了加筋強(qiáng)度從400 kN/m 到850 kN/m不等高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技庸痰袒〉昧肆己玫男Ч?。但是，對于加筋墊層的研究，多集中在離心模型試驗、有限元計算[4-6]及加筋效果分析[7]等方面，對加筋土工布現(xiàn)場實際變形的研究甚少。閆澍旺等[8-9]對加筋墊層的土工織物的變形情況進(jìn)行了測試，提出選用進(jìn)口的中等柔性大應(yīng)變測距元件組成應(yīng)變測試儀器進(jìn)行應(yīng)變測試，認(rèn)為所使用儀器剛度的應(yīng)盡可能小，但未提及所使用具體傳感器的型號規(guī)格。筆者以上海浦東機(jī)場外側(cè)灘涂促淤圈圍工程—3#圍區(qū)圈圍工程已建促淤壩基礎(chǔ)上新建圍堤為依托，采用大剛度、長標(biāo)距、大量程的SDW-100 型大位移傳感器，采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ歼M(jìn)行室內(nèi)試驗和現(xiàn)場試驗，研究高強(qiáng)土工布加筋墊層的變形，對類似工程選用高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉臄嗔褟?qiáng)度值和斷裂伸長率具有指導(dǎo)意義。

2 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層施工工藝及吹填過程中的塌方事故

本工程施工中設(shè)置反壓平臺與高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏钕嘟Y(jié)合的方法采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層法進(jìn)行地基處理（圍堤堤基先設(shè)置1 層通長充砂管袋作為墊層），在通長充砂管袋上鋪設(shè)1 層500 kN/m 的高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲鳛榈袒咏畈牧?，高?qiáng)有紡?fù)凉げ忌喜吭黉佋O(shè)1 層通長充砂管袋，上層沖砂管袋上設(shè)置1 層120 kN/m 的土工柵格。由于工期要求，加筋墊層下部不設(shè)排水板等措施進(jìn)行排水。

大堤吹填過程中，2011年4 月6 日S11+985～S13+088 出現(xiàn)塌方，具體表現(xiàn)為堤芯兩側(cè)沖砂管袋的高程在增加，但兩側(cè)沖砂管袋尚未穩(wěn)定時，堤芯吹填砂跟進(jìn)速度過快，造成堤芯位置的穩(wěn)定性尚不如原始狀態(tài)，堤身內(nèi)坡穩(wěn)定性進(jìn)一步降低，大堤向內(nèi)側(cè)滑移。由于500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層的作用，堤基未出現(xiàn)深層滑移，只是加筋墊層上部沖砂管袋及堤芯砂向內(nèi)側(cè)滑移，說明高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層對堤基抗滑穩(wěn)定有積極的作用。

3 研究內(nèi)容及方法

將SDW-100 型電阻式傳感器直接安裝在500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ忌线M(jìn)行室內(nèi)外試驗。研究內(nèi)容包括（1）通過SDW-100 型電阻式傳感器直接安裝在500 kN/m高強(qiáng)有紡?fù)凉げ忌显陔娮尤f能試驗機(jī)上進(jìn)行拉伸試驗，驗證傳感器測試數(shù)據(jù)計算出的土工布位移量與實測位移量是否一致，繼而提出該類型的傳感器是否合適在現(xiàn)場用于高強(qiáng)土工布的變形測量的結(jié)論，用最小二乘法求出500 kN/m 高強(qiáng)土工布的變形模量。（2）在工程現(xiàn)場的500 kN/m 高強(qiáng)加筋土工布墊層上安裝SDW-100 型電阻式傳感器，并進(jìn)行測試，通過測試數(shù)據(jù)計算土工布沿經(jīng)向（垂直于大堤軸線方向）的變形量，結(jié)合各觀測斷面處外棱體的沉降、水平位移資料進(jìn)一步研究高強(qiáng)土工布的變形規(guī)律。（3）通過Plaxis 有限元程序建立計算模型，計算堤頂達(dá)到設(shè)計標(biāo)高后土工布沿經(jīng)向的拉應(yīng)力分布情況來判斷高強(qiáng)土工布沿經(jīng)向的變形規(guī)律，比較了實際觀測成果與計算成果的符合情況。

3.1 室內(nèi)試驗

進(jìn)行室內(nèi)拉伸試驗時，將高強(qiáng)有紡?fù)凉げ佳亟?jīng)向裁成有效寬5 cm 寬的布條，且將位移傳感器和土工布條用夾具夾好置于電子萬能試驗機(jī)上進(jìn)行拉伸。試驗設(shè)定電子萬能試驗機(jī)的速度為5 mm/min，試驗裝配方法見圖1。試驗時，分別記錄加荷5、10、15、20、25、30 kN 及土工布破壞時傳感器的讀數(shù)(可計算土工布的變形量)、電子萬能試驗機(jī)上實測拉伸位移量以及10 cm 長的土工布條變形量(反算至夾具范圍內(nèi)土工布條的變形量)。

圖1 室內(nèi)試驗位移傳感器裝配圖Fig.1 Setup of geotextile tensile test

3.2 現(xiàn)場試驗

在施工現(xiàn)場一邊鋪設(shè)高強(qiáng)有紡?fù)凉げ?，另一邊垂直于大堤軸線(高強(qiáng)有紡?fù)凉げ冀?jīng)向)安裝SDW-100 型位移傳感器(選取的斷面的高強(qiáng)度有紡?fù)凉げ忌细靼惭b3 只傳感器。傳感器分別安裝在大堤軸線處及離開大堤軸線兩側(cè)各5 m 處。每個斷面的儀器從外側(cè)至內(nèi)側(cè)編號為SDW1、SDW2、SDW3。如樁號S12+425 斷面，編號為S12+425-SDW1、S12+425-SDW2、S12+425-SDW3)，在圍堤上部加荷過程中，通過PME-E 型電位器檢測儀對傳感器讀數(shù)，計算夾具范圍內(nèi)土工布的變形量及土工布的變形率?，F(xiàn)場試驗傳感器裝配方法見圖2(實際現(xiàn)場安裝中在傳感器及連接桿外部套DN65 鍍鋅鋼管，鋼管的兩端用土工布塞緊防止吹填砂進(jìn)入套管內(nèi)阻礙傳感器的變形)。

圖2 現(xiàn)場試驗位移傳感器裝配圖Fig.2 Displacement transducer

4 試驗成果及分析

4.1 室內(nèi)試驗成果及分析

編號為4225的SDW-100 型傳感器室內(nèi)試驗的力-位移曲線如圖 3(a)所示，編號為 4226 的DSW-100 型傳感器室內(nèi)試驗的力-位移曲線如圖3(b)所示。由圖可見，（1）室內(nèi)試驗時每級加荷情形下通過位移傳感器計算的的位移量略小于電子萬能試驗機(jī)上實測的土工布條位移量，主要是電子萬能試驗機(jī)夾具在拉伸時有一部分變形計入土工布條的變形所致；（2）當(dāng)土工布條完全拉緊時，取5 kN 加荷時SDW 型位移傳感器的讀數(shù)為基準(zhǔn)值，計算后面各級加荷情形下土工布條的位移量時，通過位移傳感器計算的位移量基本與電子萬能試驗機(jī)上實測的土工布條位移量一致；（3）室內(nèi)試驗拉伸高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃吻€非線性，可以判斷現(xiàn)場高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃我渤史蔷€性。

土工布條配合SDW 型位移傳感器的室內(nèi)拉伸試驗成果表明，位移傳感器測試出的每級加荷情形下高強(qiáng)土工布的變形量與電子萬能試驗機(jī)實測變形量具有較好的一致性，兩者在各級荷載拉伸情形下變形量相差不超過10.0%，說明SDW 型傳感器裝配在高強(qiáng)土工布上后在現(xiàn)場吹填過程中可以較好地反映出施工加荷時高強(qiáng)土工布的變形規(guī)律，適用于高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃螠y量。

由室內(nèi)試驗數(shù)據(jù)得到500 kN/m 高強(qiáng)土工布的斷裂延伸率約為11.0%，采用最小二乘法進(jìn)行擬合，得到500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉淖冃文Ａ繛? 314.4 kN/m，擬合的直線方程為

圖3 位移傳感器室內(nèi)試驗的力-位移曲線(單位:m)Fig.3 Tension and displacement curves of the geotextile tensile tests(Unit:m)

4.2 現(xiàn)場試驗成果及分析

S12+425 斷面和S5+400 斷面位移傳感器處的變形曲線如圖4 所示，兩斷面外棱體的沉降歷時過程線和兩斷面處外棱體的位移歷時過程線如圖5 所示。從圖中可以看出，對于S12+425 斷面，（1）始觀測至大堤塌方前后時間段內(nèi)（至2011年5 月3日），大堤下沉但水平位移量很小，大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1、大堤中心線下測點SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線—大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1 處土工布的最大變形量約為19.4 mm，伸長率為3.2%；大堤中心線下測點SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為71.3 mm，伸長率為11.9%，大于室內(nèi)試驗的最大斷裂伸長率，懷疑大堤下的高強(qiáng)土工布已破壞；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為44.3 mm，伸長率為7.4%。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形最大，最大變形值出現(xiàn)在塌方前后。（2）塌方后，基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，隨著塌方處吹填的加高，外棱體向庫內(nèi)位移（最大位移量約為100 cm），基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1、大堤中心線下測點SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線，至最后一次觀測時，大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1 處土工布的變形量約為19.4 mm，伸長率約為3.2%；大堤中心線下測點SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為30.7 mm，伸長率約為5.1%；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為-13.7 mm，伸長率約為-2.3%，說明夾具間的土工布出現(xiàn)了松弛。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較外側(cè)稍大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形量，高強(qiáng)土工布的變形與外棱體位移變化情況相吻合。

對于S5+400 斷面，（1）從開始觀測至大堤吹填至7.42 m 高程時間段內(nèi)（至2011年3 月11 日），大堤下沉且向外側(cè)位移（最大位移量約為10 cm），大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1、大堤中心線下測點SDW2 及大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 沿經(jīng)向的變形表現(xiàn)為盆型曲線，大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1處土工布的最大變形量約為17.3 mm，伸長率為2.7%；大堤中心線下測點SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為76.6 mm，伸長率為11.6%，大于室內(nèi)試驗的最大斷裂伸長率，懷疑大堤下的高強(qiáng)土工布已破壞；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為34.5 mm，伸長率為5.6%。基本表現(xiàn)為外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形最大。（2）當(dāng)吹填高程達(dá)到8.62 m 后，大堤上部上覆荷載不再出現(xiàn)變化，基底應(yīng)力進(jìn)行了重新分布，大堤下沉但向外側(cè)位移較為穩(wěn)定，大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1 處土工布的變形較為穩(wěn)定，大堤中心線下測點SDW2 處的土工布變形迅速減小，3 處土工布的變形表現(xiàn)為盆型曲線（至最后幾次觀測時），大堤外側(cè)防浪墻下測點SDW1 處土工布的變形量約為10.0 mm，伸長率約為2.0%；大堤中心線下測點SDW2 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為33.5 mm，伸長率約為5.1%；大堤內(nèi)側(cè)路緣石下測點SDW3 處土工布的變形量約為土工布的變形量約為23.0 mm，伸長率約為3.8%。外側(cè)高強(qiáng)土工布的變形較內(nèi)側(cè)稍大，大堤中軸線下高強(qiáng)土工布的變形量最大，高強(qiáng)土工布的變形與外棱體位移變化情況相吻合。

圖4 變形曲線Fig.4 Displacement profile curves

圖5 兩斷面上外棱體沉降和位移曲線Fig.5 Settlements and displacements of the toe-berms with time

綜上可見，S12+425 斷面及S5+400 斷面大堤下部土工布的變形為盆型曲線；變形基本隨著上部吹填高程的增加而增大，甚至?xí)霈F(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，吹填出現(xiàn)間歇期時加筋墊層的應(yīng)力會出現(xiàn)重分布現(xiàn)象，表現(xiàn)為大堤下部土工布的變形量會減小；大堤下部土工布的變形量與外棱體的位移方向和大小相關(guān)即當(dāng)外棱體向內(nèi)側(cè)位移較大時，夾具間土工布甚至?xí)霈F(xiàn)由原來的繃緊狀態(tài)轉(zhuǎn)為松弛狀態(tài)；圍堤各斷面下均有測點測試出土工布伸長率大于室內(nèi)試驗的最大斷裂伸長率的情況，懷疑大堤下的部分高強(qiáng)土工布已有出現(xiàn)破壞的情況；高強(qiáng)土工布的變形量絕對值大小與其下下臥層厚度的大小關(guān)系不明顯。兩個斷面測試出的高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲畲笊扉L率為11.9%，按照章節(jié)4.1 中給出的擬合方程計算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為837.4 kN/m。當(dāng)施工加荷速度較快時，土工布的變形量也會增加的很快，甚至?xí)霈F(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象；當(dāng)處于施工間歇期時，土工布的伸長率逐漸減小，最后會穩(wěn)定在某一個數(shù)值，說明加荷速率對土工布的變形影響很大。

5 Plaxis 有限元計算成果及分析

采用離式分析方法[10]，用Plaxis 程序進(jìn)行二維有限元數(shù)值計算，計算采用土體的本構(gòu)模型為摩爾-庫侖模型，對于土體是否破壞失穩(wěn)采用摩爾-庫侖破壞準(zhǔn)則進(jìn)行判別，高強(qiáng)土工布采用格柵單元進(jìn)行模擬。格柵單元的本構(gòu)關(guān)系簡化為線彈性，看成只能受拉，不能受壓，不具抗彎剛度，只能沿軸向變形的一維單元。由于S12+425 斷面出現(xiàn)了塌方情況，不好模擬，計算只采用S5+400 斷面進(jìn)行計算，計算模型見圖6。

圍堤剛剛吹填至設(shè)計高程時及達(dá)到設(shè)計高程后的保持階段有限元計算均作固結(jié)分析，剛達(dá)到設(shè)計高程時的土工布拉力分布圖形見圖7，堤頂高程保持階段的土工布拉力分布圖形見圖8。

圖6 S5+400 斷面 PLAXIS 計算模型簡圖Fig.6 Plaxis numerical model at Section 5+400

圖7 S5+400 斷面圍堤剛達(dá)到設(shè)計高程時土工布拉力值分布圖(單位:kN/m)Fig.7 Tension distribution in geotextile just on reaching the design elevation at Section 5+400(unit:kN/m)

圖8 S5+400 斷面圍堤設(shè)計高程保持階段土工布拉力值分布圖(單位:kN/m)Fig.8 Tension distribution in geotextile on keeping elevation stage at Section 5+400(unit:kN/m)

大堤停止吹填時，土工布上的應(yīng)力出現(xiàn)重現(xiàn)分布現(xiàn)象。土工布的最終應(yīng)力表現(xiàn)為內(nèi)側(cè)最小，外部次之，中部最大，且各監(jiān)測點得出的應(yīng)力值基本穩(wěn)定在某一數(shù)值。從計算出的應(yīng)力圖形來看，高強(qiáng)土工布沿經(jīng)向的位移也應(yīng)該呈盆型曲線，計算成果符合一般規(guī)律[6,11-12]。計算得到的S5+400 斷面大堤剛達(dá)到設(shè)計高程時中軸線下土工布最大拉力值σmax=226.89 kN/m（取高強(qiáng)土工布的變形模量E=8 300 kN/m），這樣得到的高強(qiáng)土工布最大伸長率 εmax=2.73%。高強(qiáng)土工布上夾具間距為66.0 cm，則夾具間土工布的最大變形量 Δmax=18.0 mm 。實測得到的高強(qiáng)土工布夾具間土工布的變形量為72.9 mm，伸長率為11.0%，按照章節(jié)4.1 中給出的擬合方程計算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為759.57 kN/m。

計算得到的S5+400 斷面大堤達(dá)到設(shè)計高程后維持期中軸線下土工布最大拉力值σmax=223.86 kN/m（取高強(qiáng)土工布的變形模量E=8300 kN/m），這樣得到的高強(qiáng)土工布最大伸長率 εmax=2.70%，高強(qiáng)土工布上夾具間距為66.0 cm，則夾具間土工布的最大變形量 Δmax=17.8 mm 。實測得到的高強(qiáng)土工布夾具間土工布的變形量為33.6 mm，伸長率為5.1%，按章節(jié)4.1 中給出的擬合方程來計算高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為269.01 kN/m。

6 試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果比較

現(xiàn)場試驗結(jié)果與有限元計算結(jié)果的類似之處有：（1）實測表明大堤下部3個測點在吹填期變形達(dá)到最大值，大堤中軸線下測點在施工間歇期變形減??；計算表明大堤下部3個測點在吹填期拉應(yīng)力達(dá)到最大值，施工間歇期應(yīng)力出現(xiàn)重分布，大堤中軸線下測點應(yīng)力會減小。（2）實測表明大堤下部3個測點最終的變形呈盆型曲線；計算表明大堤下部3個測點的應(yīng)力最終呈駝峰型曲線。

現(xiàn)場試驗成果與有限元計算成果的不同之處有：實測表明大堤中軸線下測點最大變形率約為11.9%，按此最大變形率反算高強(qiáng)土工布的發(fā)揮強(qiáng)度值應(yīng)該為837.40 kN/m，計算得到吹填達(dá)最大高度的施工休止期的土工布最大拉力值為226.89 kN/m，得到的高強(qiáng)土工布最大變形率為2.73%，此時實測土工布的變形率為11.0%，計算出高強(qiáng)土工布的應(yīng)力值為759.57 kN/m。

實測與計算規(guī)律性吻合較好，通過實測計算出的土工布拉力值與有限元計算出的拉力值相差較大。

7 結(jié) 論

（1）位移傳感器每級加荷情形下的變形量與電子萬能試驗機(jī)實測變形量基有較好的一致性，可應(yīng)用SDW 型傳感器在施工現(xiàn)場較好地測試出施工加荷時高強(qiáng)加筋土工布的變形。室內(nèi)試驗率定出500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉膽?yīng)力-伸長率方程（見式（1）），得到高強(qiáng)土工布變形模量為8314.4 kN/m。

（2）采用500 kN/m 高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲鳛榧咏顗|層，無論計算還是現(xiàn)場試驗均表明大堤底部的土工布位移曲線基本表現(xiàn)為盆形，大堤中軸線下的土工布位移量最大。大堤下部土工布的位移量大小與外棱體的位移方向有關(guān)，實測土工布的位移與外棱體位移的大小和方向關(guān)系明顯；施工間歇期高強(qiáng)土工布的應(yīng)力會出現(xiàn)重分布現(xiàn)象，具體表現(xiàn)為大堤軸線下變形量明顯減小。

（3）大堤中軸線下土工布的變形不僅與上覆荷載大小有關(guān)，更與上部加荷速率有關(guān)，即當(dāng)施工加荷速度較快時，土工布的變形也會增加的很快；當(dāng)處于施工間歇期時，土工布的變形會逐漸減小，最后會穩(wěn)定在某一個數(shù)值，只有峰值的50%左右，說明加荷速率對土工布的變形影響很大，現(xiàn)場施工時，設(shè)計單位應(yīng)當(dāng)提出一個加荷速率控制值，當(dāng)高強(qiáng)有紡?fù)凉げ嫉膹?qiáng)度一定時，土工布的伸長率相對較大有利于施工快速加荷。

由于高強(qiáng)有紡?fù)凉げ技咏顗|層法使得加筋土體本構(gòu)關(guān)系極為復(fù)雜，現(xiàn)場試驗時最好在測試高強(qiáng)有紡?fù)凉げ甲冃螠y點的位置增加沉降計更有利于加筋墊層變形的分析研究。應(yīng)進(jìn)一步進(jìn)行現(xiàn)場試驗并結(jié)合觀測資料進(jìn)行土與筋材相互作用下的變形機(jī)理的研究工作，為高強(qiáng)土工布的設(shè)計和施工提供安全依據(jù)。

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