高水位環(huán)境下沉管隧道模袋砂圍堰破壞模式研究

楊春山，魏立新，陳凌偉，汪傳智

(1.廣州市市政工程設(shè)計研究總院有限公司，廣東 廣州 510060；2.廣州市城市規(guī)劃勘測設(shè)計研究院，廣東 廣州 510000)

0 引言

沉管隧道以其諸多優(yōu)點[1-3]在越江跨海工程中得到了越來越廣泛的應(yīng)用，同時，由于輔助隧道施工的臨時圍堰數(shù)量明顯增多，模袋砂因其良好的受力變形特性而常用于沉管隧道臨時圍堰工程中，如廣州洲頭咀沉管隧道、舟山沈家門沉管隧道、南昌紅谷沉管隧道等。

目前有許多學(xué)者對模袋砂圍堰的應(yīng)用開展了相關(guān)的研究。H.Matsuoka等[4-5]通過荷載試驗探討了模袋砂應(yīng)力-應(yīng)變發(fā)展特征，并通過理論推導(dǎo)得到極限強(qiáng)度計算公式；文獻(xiàn)[6]借助水平循環(huán)剪切試驗研究了土工袋的動力特性，驗證了土工袋具有可變的水平剛度和較大的阻尼比，并用離散元法模擬其特性；K.Oberhagemann等[7]以典型模袋砂實例為依托，分析得到模袋砂對邊坡穩(wěn)定性的增強(qiáng)效應(yīng)及其機(jī)制；魏新江等[8]對施工過程中的模袋砂圍堰變形特性進(jìn)行現(xiàn)場監(jiān)測，然后基于實測結(jié)果完善了圍堰方案。然而，現(xiàn)有研究大多集中在模袋砂圍堰的工作機(jī)制和力學(xué)性能上，對于其破壞形態(tài)和機(jī)制卻鮮有報道。為數(shù)不多的圍堰破壞研究[9-10]僅針對軟土地基，且將模袋的增強(qiáng)效應(yīng)通過放大充填砂強(qiáng)度表征，采用強(qiáng)度折減法或者極限平衡法分析，導(dǎo)致結(jié)果存在較大的局限性。由于對模袋砂圍堰失穩(wěn)破壞模式認(rèn)識不清與分析方法的滯后，導(dǎo)致工程設(shè)計缺乏科學(xué)合理的依據(jù)。

因此，本文依托洲頭咀沉管隧道模袋砂圍堰，通過荷載試驗、界面摩擦試驗和離心模型試驗，結(jié)合理論分析，揭示不同條件下模袋砂圍堰的破壞形態(tài)與內(nèi)在機(jī)制，提出圍堰破壞控制指標(biāo)和評價方法，并通過數(shù)值計算進(jìn)行驗證。研究結(jié)果以期為模袋砂圍堰的設(shè)計與實踐提供參考。

1 工程背景

廣州市洲頭咀沉管隧道設(shè)4節(jié)管段，分2批預(yù)制，隧道管段預(yù)制干塢塢口均采用模袋砂圍堰。圍堰處于高水位硬質(zhì)地基上，用鋼板樁+袋裝黏土組成復(fù)合芯墻止水，止水芯墻將圍堰分為干塢側(cè)承載內(nèi)堰和迎水側(cè)用于穩(wěn)定止水芯墻的外堰，坡率分別為1∶1和1∶25，圍堰截面尺寸如圖1所示。圍堰平均水位為+5.68 m，抽水總量約為18萬m3，干塢抽水歷時30 d。

根據(jù)現(xiàn)場勘察和設(shè)計資料可得土層和圍堰部分物理力學(xué)參數(shù)見表1。模袋砂圍堰充填度為80%，所用土工布由聚丙烯材料組成，質(zhì)量為188 g/m2，厚度為1.22 mm，豎向斷裂強(qiáng)度為56 kN/m，橫向斷裂強(qiáng)度為52 kN/m，模袋內(nèi)充填砂重度γ=18.8 kN/m3，粒徑為0.1～2 mm的粗顆粒，摩擦角φ=32.4°，不均勻系數(shù)Cu= 2.0，曲率系數(shù)Cs=0.98。

圖1 模袋砂圍堰典型剖面圖(單位：cm)Fig.1 Typical profile of geotextile bag with sand cofferdam (unit: cm)

表1 土層物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physico-mechanical parameters of soil layers

注：圍堰中鋼板樁重度為78.5 kN/m3，彈性模量為206 000 MPa，泊松比為0.3。

2 模袋砂圍堰破壞形態(tài)探索

模袋砂圍堰破壞模式受圍堰自重、界面特性、環(huán)境荷載及地基條件等因素影響，不同主導(dǎo)因素影響下，圍堰的破壞模式不同。各影響因素作用下，模袋砂圍堰的破壞主要源于圍堰自身和地基的破壞，因此，基于圍堰實際力學(xué)行為與不同的地基條件，依托州頭咀沉管隧道模袋砂圍堰工程實例，對模袋砂圍堰破壞模式及機(jī)制進(jìn)行探索。

2.1 硬質(zhì)地基條件下豎向荷載引起的破壞

文獻(xiàn)[11]的試驗研究和實踐經(jīng)驗表明，模袋砂圍堰合理充填度為80%～85%，因此實例圍堰設(shè)計充填度為80%，本文重點探索充填度為80%的模袋砂豎向壓縮破壞形態(tài)?？紤]到實際模袋砂圍堰橫向尺寸較大，斜坡處(臨江側(cè)或干塢側(cè))與中間模袋砂力學(xué)行為不同，因此有必要開展2種壓縮試驗方案，如圖2所示。

(a) 壓縮試驗方案示意圖

(b) 現(xiàn)場照片

試驗采用3個模袋砂試件層疊受壓表征圍堰豎向作用，且充分考慮了砂袋間的界面特性，試驗1中3個試件尺寸均為25 cm×25 cm×10 cm(長×寬×高)，試驗2中3個試件從上至下長度分別為25、35、45，寬度均為25 cm，高度均為10 cm。試驗采用荷載控制方式，加載速率為2 kN/s，通過計算機(jī)進(jìn)行數(shù)據(jù)采集，并采用繪圖系統(tǒng)記錄加載過程中的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

圖3示出2種試驗的模袋砂應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線。由圖3可知，2種試驗的模袋砂應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系分布規(guī)律相近，可近似分為4個階段來描述：壓力較小時模袋砂壓密并出現(xiàn)微破壞；隨著荷載的增大，模袋砂發(fā)生局部破壞且變形迅速增大；緊接著模袋中的砂應(yīng)力重分布使模袋砂變形速率減??；此后變形緩慢增大。試驗1、2對應(yīng)的極限荷載分別為2.32 MPa和1.92 MPa。

試驗1中間砂袋和試驗2底層砂袋的破壞模式見圖4。由圖4可知，試驗1模袋砂破壞出現(xiàn)在砂袋接觸界面處，原因是模袋內(nèi)的砂發(fā)生不均勻錯動引起應(yīng)變局部化，進(jìn)而在界面處形成剪切帶而破壞；試驗2模袋砂破壞表現(xiàn)為側(cè)向縫紉處張拉破壞，主要原因是豎向荷載作用下模袋內(nèi)的砂發(fā)生應(yīng)力調(diào)整，使圍堰兩側(cè)斜坡處模袋應(yīng)力集中。當(dāng)前對模袋砂圍堰破壞的認(rèn)識多停留在模袋應(yīng)力集中張拉破壞，對于模袋砂之間的接觸面破壞了解較少，導(dǎo)致對實際模袋砂圍堰破壞描述不夠全面，在實際工程中應(yīng)給予重視。

(a) 試驗1

(b) 試驗2

(a) 試驗1

(b) 試驗2

基于試驗結(jié)果，針對豎向荷載作用下圍堰不同的破壞模式與機(jī)制，提出通過圍堰堆高(豎向堆載大小)和土工模袋張力來評價模袋砂圍堰中部、斜坡處砂袋豎向荷載作用下的力學(xué)狀態(tài)，見式(1)—(2)。

H

(1)

T

(2)

式中：H為圍堰堆高；Pv為極限抗壓強(qiáng)度；T為模袋張力；TL為模袋斷裂強(qiáng)度。

根據(jù)上述荷載試驗可知，試驗1極限荷載為2.32 MPa，則極限堆高H=2.32×103÷18.8=123 m，遠(yuǎn)大于實例圍堰設(shè)計高度，未出現(xiàn)接觸應(yīng)變局部化破壞。模袋張力T=18.8×294.7(承載圍堰面積)÷28.75 (單位寬度堰底接觸面積)×(1-sin 32.4°)×3/4(土壓力傳遞系數(shù)[12])×0.31(模袋弧長)=20.8 kN/m<50(斷裂強(qiáng)度) ÷2(安全系數(shù))=25 kN/m，滿足張拉強(qiáng)度要求。計算表明實際模袋砂圍堰未出現(xiàn)應(yīng)力集中破壞。

2.2 硬質(zhì)地基條件下水平荷載引起的破壞

實際模袋砂圍堰除大風(fēng)浪作用外，在水平方向主要受到不平衡水壓與界面摩擦力作用。

模袋砂圍堰水平受力示意圖見圖5，取圖中模袋砂2單位寬度進(jìn)行受力分析如下：

F>μγb(2h+3t)；

(3)

(4)

式中：F為摩擦力，kN；μ為模袋砂間的摩擦因數(shù)；γ為砂的重度，kN/m3，水位以上取干重度，以下取浮重度；b為模袋砂間接觸寬度，m；h為水位深度，m；t為單層模袋砂高度，m；W為滑動力，kN，下為摩擦力，kN；γw為水的重度，kN/m3。

圖5 模袋砂圍堰水平受力示意圖Fig.5 Sketch of horizontal force on geotextile bag with sand cofferdam

根據(jù)式(3)—(4)，定義模袋砂圍堰內(nèi)部抗滑安全系數(shù)R=F/W>2μγb/γwt；同理，定義圍堰整體滑動安全系數(shù)R′=F/W=2μ′γA/γwH2；其中μ′、A、H分別為圍堰與地基摩擦因數(shù)、承載圍堰面積及高度。顯然模袋砂圍堰在水平荷載作用下存在圍堰內(nèi)部或整體滑動趨勢，對于特定工程，圍堰界面摩擦特性一定程度上決定了圍堰的穩(wěn)定性。為此通過自制試驗裝置(見圖6)，開展模袋砂圍堰中模袋砂之間、模袋砂與地基土之間的界面摩擦試驗。

圖6 水域環(huán)境中界面摩擦自制試驗裝置Fig.6 Self-made experiment device of interface friction in water environment

模袋砂圍堰界面摩擦試驗中，下層模袋砂與地基土尺寸為50 cm×50 cm×10 cm(長×寬×高)，上層模袋砂尺寸為25 cm×25 cm×10 cm(長×寬×高)，充填度均為80%。試驗中砂與前述壓縮試驗一致，地基土為可塑黏性土，通過三軸試驗得到其黏聚力為32.8 kPa，內(nèi)摩擦角為15.9°。每隔1 min施加一次荷載，控制在15～20 min內(nèi)完成；試驗采用應(yīng)力控制方式，通過逐級疊加砝碼實現(xiàn)加載，并借助測力計計量。

模袋砂圍堰中模袋砂與模袋砂、模袋砂與地基土之間的界面摩擦試驗結(jié)果見圖7。由圖7可知，界面摩擦特性均服從庫侖強(qiáng)度理論,根據(jù)摩擦角和摩擦因數(shù)的定義[13]，計算得到模袋砂之間的摩擦因數(shù)為0.65，黏聚力為0.01 kPa，反算得到摩擦角為33°；模袋砂與地基土之間的摩擦因數(shù)為0.6，黏聚力為0.25 kPa，摩擦角為30.9°。基于試驗結(jié)果，取單位寬度驗算實際模袋砂圍堰水平滑動穩(wěn)定性。

1) 圍堰內(nèi)部滑動穩(wěn)定性計算

圍堰內(nèi)部抗滑安全系數(shù)R=F/W>2μγb/γwt=2×0.65×18.8×12÷9.81÷1=29.89>1.3(1.3為抗滑安全系數(shù)設(shè)計值，下同)，由于b≥12 m，故實際R≥29.89，圍堰處于穩(wěn)定狀態(tài)。圍堰內(nèi)部抗滑安全系數(shù)遠(yuǎn)大于設(shè)計值，也從側(cè)面說明除大風(fēng)浪作用外，圍堰很難出現(xiàn)內(nèi)部滑動。

2) 圍堰整體滑動穩(wěn)定性計算

摩擦力F=294.7(見圖1)×18.8×0.6= 3 324.21 kN；滑動力W=9.81×14.292÷2+125.93(芯墻右側(cè)圍堰面積，見圖1)×8.8×(1-sin 32.4°)×1/4(土壓力傳遞系數(shù)[12])= 1 130.45 kN。圍堰整體滑動安全系數(shù)R′=F/W=3 324.22÷1 130.45=2.94>1.3，圍堰處于整體穩(wěn)定狀態(tài)。通過計算可知，實例模袋砂圍堰未出現(xiàn)水平滑動。

(a) 模袋砂與模袋砂

(b) 模袋砂與地基土

2.3 軟弱地基失穩(wěn)引起的破壞

以上研究探討了硬質(zhì)地基模袋砂圍堰常見破壞特征與機(jī)制，但軟弱地基模袋砂圍堰的破壞仍未明確，因此，利用離心模型試驗探討模袋砂圍堰在軟弱地基中的破壞形態(tài)?？紤]到試驗分析圍堰極限狀態(tài)時的破壞模式，故重點滿足強(qiáng)度相似準(zhǔn)則，基于此，根據(jù)參考文獻(xiàn)[14]設(shè)定主要物理量相似關(guān)系。

模型箱尺寸為1.0 m×0.8 m×0.4 m(長×高×寬)，模型包括模袋砂圍堰和淤泥質(zhì)軟土地基，用淤泥質(zhì)土代替實際地基土；將軟土地基模型吊入離心機(jī)充分固結(jié)后，離心加速度以每級15g(g為重力加速度，下同)的增量逐級增大至45g。通過圍堰分層標(biāo)記分布變化觀測圍堰的變形和破壞特征，利用激光位移傳感器監(jiān)控圍堰位移，用應(yīng)變片測量模袋變形。模型試驗方案與變形結(jié)果如圖8所示。

通過試驗得到模袋砂圍堰堰腳S1和頂部S2的位移及底部2層模袋張力T1、T2的變化曲線，如圖9所示。定義位移向下為負(fù)，向上為正；定義土工模袋張力受拉為正，受壓為負(fù)。

(a) 試驗方案與測點

(b) 破壞形態(tài)試驗結(jié)果

(a) 豎向位移

(b) 模袋張力

由圖9(a)可知，加速度由0增大至15g的過程中，由于地基含水量較高而強(qiáng)度較低，在外部荷載的作用下地基沉降迅速發(fā)展，并在堰腳處發(fā)生伴隨著沉降的橫向擠出。同時圍堰也出現(xiàn)相應(yīng)的變形，15g時圍堰頂部沉降為38.8 mm，堰腳處因橫向擠出導(dǎo)致隆起35.7 mm。隨著荷載的增加，堰腳隆起趨于穩(wěn)定，而圍堰沉降仍逐漸增大，但沉降速率明顯減小，且在加速度增至45g時趨于穩(wěn)定。

由圖9(b)可知，受地基豎向沉降、橫向擠出及圍堰自重影響，底部模袋表現(xiàn)為整體張拉變形，模袋張力均隨加速度的增加而增大；監(jiān)控的2層模袋最大張力分別為331.52 N/m和236.92 N/m，均小于模袋斷裂強(qiáng)度。

通過試驗可知，上覆模袋砂圍堰作用下，軟土地基經(jīng)歷豎向彈性壓密—側(cè)向擠出—局部滑動的過程(見圖10)，由此會誘發(fā)圍堰底層模袋張拉破壞，且當(dāng)圍堰為非連續(xù)整體模袋時，局部會出現(xiàn)脫離。對于軟土地基上模袋砂圍堰的破壞，其本質(zhì)是地基極限承載力的問題，可通過計算地基承載力安全系數(shù)[15]評價。

3 數(shù)值計算驗證

3.1 計算模型與工況

模袋砂圍堰計算模型如圖11所示。取圍堰計算寬(Y向) 為15 m，通過邊界敏感性分析得到模型X、Z方向計算長度分別為85 m和30 m。計算模型中土層、袋裝砂及袋裝黏土采用實體單元模擬，采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型；鋼板樁采用殼單元模擬，模袋采用土工格柵單元模擬，鋼板樁與模袋均采用彈性本構(gòu)模型。模型側(cè)向約束水平位移，底面約束豎向位移，頂面為自由面，抽水水位通過節(jié)點水頭邊界模擬。模袋砂與模袋砂、圍堰與地基土之間設(shè)置非線性連續(xù)介質(zhì)力學(xué)中的Goodman無厚度界面單元[16]。

模型計算時，為了更準(zhǔn)確地表征出抽水過程中袋內(nèi)砂重度變化的動態(tài)過程，應(yīng)首先設(shè)定工況：初始水位孔壓計算—初始應(yīng)力場計算—施作模袋砂圍堰—干塢側(cè)抽水—空施工階段獲取抽水后的變形。然后設(shè)定不同抽水水位，并針對不同的抽水水位，設(shè)置相應(yīng)的參數(shù)和邊界條件重復(fù)計算，水位以上模袋砂重度設(shè)為干重度，以下設(shè)為浮重度。

3.2 計算結(jié)果及分析

模袋砂圍堰模袋張力云圖見圖12。由圖12可知，圍堰模袋張力由上至下逐漸增大，數(shù)值計算結(jié)果分布規(guī)律與理論計算結(jié)果一致，最大值出現(xiàn)在底層模袋，側(cè)向為1.25 kN，對應(yīng)于1.25/0.175(單元長)=7.14 kN/m。模袋砂圍堰抽水過程中的模袋張力見圖13。由圖13可知，模袋砂圍堰中土工模袋受到的張力隨著塢內(nèi)水位的降低近似呈線性增大，干塢抽水模袋內(nèi)的砂壓密，使模袋受到砂的擠壓作用增強(qiáng)，進(jìn)而增大了模袋張力；塢內(nèi)抽水完成后，模袋最大張力為18.45 kN/m，與前述模袋張力理論計算值(20.8 kN/m)相差 11.3%，兩者基本吻合。

圖11 模袋砂圍堰計算模型 Fig.11 Calculation model of geotextile bag with sand cofferdam

圖12 抽水水位下降0.5 m時的模袋張力云圖(單位：kN)Fig.12 Tension stress nephogram of geotextile bag when water level drops by 0.5 m (unit：kN)

圖13 模袋砂圍堰抽水過程中的模袋張力Fig.13 Tension stress of geotextile bag during pumping of geotextile bag with sand cofferdam

圖14(a)示出模袋砂圍堰界面單元切應(yīng)力云圖。由圖14(a)可知，界面單元切應(yīng)力總體水平較低，但在干塢一側(cè)因堰腳有隆起，使堰腳局部模袋砂出現(xiàn)了錯動，最大切應(yīng)力增大至151.4 kPa。由荷載作用引起的頂層模袋最小切應(yīng)力為3.7 kPa。最大、最小切應(yīng)力均小于相應(yīng)的剪切強(qiáng)度13.8(底層模袋上覆高度)×18.8×tan 33°(摩擦角)=168.6 kPa和1×18.8×tan 33°= 12.2 kPa，并小于圍堰整體剪切強(qiáng)度14.8×18.8×tan 30.9°=166.94 kPa，故模袋砂圍堰未發(fā)生滑動破壞，與前述分析結(jié)果一致。

圖14(b)示出圍堰內(nèi)部模袋砂法向接觸應(yīng)力。由圖14(b)可知，圍堰內(nèi)模袋砂受到的最大壓應(yīng)力為181.82 kPa，小于模袋砂極限抗壓強(qiáng)度，即圍堰內(nèi)部未發(fā)生接觸破壞，與極限堆高控制分析結(jié)果亦吻合。

(a) 界面單元切向應(yīng)力(局部顯示)

(b) 界面單元法向應(yīng)力(局部顯示)

圖15示出圍堰等效塑性區(qū)應(yīng)變云圖。由圖15可知，圍堰未形成貫通的等效塑性區(qū)，根據(jù)邊坡失穩(wěn)判據(jù)[17]可知，圍堰處于穩(wěn)定狀態(tài)，未出現(xiàn)貫穿的弧形滑動。事實上，盡管實例模袋砂圍堰坡率比常規(guī)的土石壩圍堰坡率更大，但由于模袋砂圍堰存在明顯的包裹增強(qiáng)效應(yīng)，且模袋難以被貫穿撕裂，無法形成圍堰內(nèi)部破壞面的貫通，因此能有效提高圍堰的整體穩(wěn)定性。

基于上述模袋砂圍堰破壞模式研究結(jié)果指導(dǎo)實例圍堰設(shè)計實踐。實例圍堰施工過程中進(jìn)行了受力變形動態(tài)實測，本文提取S1點(見圖1)水位下降7 m(干塢抽水第9天)時的水平位移數(shù)值計算結(jié)果與實測值對比，如圖16所示。由圖16可知，計算結(jié)果較好地反映了圍堰實際變形趨勢，兩者較為吻合，說明文中所用計算模型具備合理性。

圖15 圍堰等效塑性區(qū)應(yīng)變云圖(單位：kN)Fig.15 Strain nephogram of equivalent plastic region of cofferdam (unit：kN)

圖16 數(shù)值計算結(jié)果與實測值對比Fig.16 Comparison between numerical results and measured values

4 結(jié)論與建議

4.1 結(jié)論

1) 硬質(zhì)地基中模袋砂圍堰在豎向荷載作用下易出現(xiàn)應(yīng)力集中破壞和應(yīng)變局部化破化，水平荷載作用下表現(xiàn)為滑動破壞。針對3種破壞模式，提出通過最大張力、極限堆高、界面強(qiáng)度分別進(jìn)行評價。

2) 軟弱地基中模袋砂圍堰因地基承載力不足，導(dǎo)致圍堰發(fā)生顯著沉降與橫向擠出，引起圍堰部分脫離或底層模袋張拉破壞。軟弱地基中圍堰破壞的本質(zhì)是承載力不足，由承載力安全系數(shù)評價。

3) 模袋砂圍堰中模袋難以被貫穿撕裂，無法形成圍堰內(nèi)部破壞面的貫通。模袋砂圍堰存在明顯的包裹增強(qiáng)效應(yīng)，使充填砂得到增強(qiáng)，有效提高了圍堰整體穩(wěn)定性。

4) 高水位環(huán)境中模袋砂圍堰設(shè)計坡率大于常規(guī)土石壩圍堰設(shè)計坡率，明顯降低了工程費用，且軟土中坡率要小于硬質(zhì)地基中的坡率，以降低圍堰地基破壞的可能性。

4.2 建議

當(dāng)前模袋砂圍堰和壩體設(shè)計高度、坡率等指標(biāo)多參考水利土石壩，往往忽視其自身的力學(xué)特點，如6～7 m坡高對應(yīng)坡率1∶2～1∶4，導(dǎo)致工程費用及工期顯著增加和延長。為此，建議實際設(shè)計施工中，關(guān)鍵參數(shù)設(shè)定需充分考慮模袋砂的應(yīng)用特征，形成更具經(jīng)濟(jì)性的實施方案。