圈围工程中高强有纺土工布加筋垫层变形试验研究

曹国福，徐 兵，王茂胜，姚顺雨，刘 丽，刘益锋

（上海勘测设计研究院，上海 200434）

1 引 言

应用土工织物加固软基是基础处理中的一门新技术，随着土工合成材料在工程中的应用，堤坝下软基采用土工合成材料加筋处理已经在多个项目中应用并取得成功，例如，福建省福清市的过桥山围垦工程采用抗拉强度为40 kN/m的PBT-4型土工织物（聚丙烯编织型）铺设在砂垫层上[1]。河北省沧州市的黄骅港防波堤采用纵向极限抗拉强度大于200 kN/m、纬向极限抗拉强度大于120 kN/m的高强聚脂机织布进行软基加固[2]；瑞安飞云江北岸标准海堤一期工程在在堤底铺设200 kN/m 的高强土工布进行地基处理[3]；澳大利亚布里斯班港人工岛海堤使用了加筋强度从400 kN/m 到850 kN/m不等高强有纺土工布加固堤基，取得了良好的效果。但是，对于加筋垫层的研究，多集中在离心模型试验、有限元计算[4-6]及加筋效果分析[7]等方面，对加筋土工布现场实际变形的研究甚少。闫澍旺等[8-9]对加筋垫层的土工织物的变形情况进行了测试，提出选用进口的中等柔性大应变测距元件组成应变测试仪器进行应变测试，认为所使用仪器刚度的应尽可能小，但未提及所使用具体传感器的型号规格。笔者以上海浦东机场外侧滩涂促淤圈围工程—3#围区圈围工程已建促淤坝基础上新建围堤为依托，采用大刚度、长标距、大量程的SDW-100 型大位移传感器，采用500 kN/m 高强有纺土工布进行室内试验和现场试验，研究高强土工布加筋垫层的变形，对类似工程选用高强有纺土工布的断裂强度值和断裂伸长率具有指导意义。

2 高强有纺土工布加筋垫层施工工艺及吹填过程中的塌方事故

本工程施工中设置反压平台与高强有纺土工布加筋相结合的方法采用500 kN/m 高强有纺土工布加筋垫层法进行地基处理（围堤堤基先设置1 层通长充砂管袋作为垫层），在通长充砂管袋上铺设1 层500 kN/m 的高强有纺土工布作为堤基加筋材料，高强有纺土工布上部再铺设1 层通长充砂管袋，上层冲砂管袋上设置1 层120 kN/m 的土工栅格。由于工期要求，加筋垫层下部不设排水板等措施进行排水。

大堤吹填过程中，2011年4 月6 日S11+985～S13+088 出现塌方，具体表现为堤芯两侧冲砂管袋的高程在增加，但两侧冲砂管袋尚未稳定时，堤芯吹填砂跟进速度过快，造成堤芯位置的稳定性尚不如原始状态，堤身内坡稳定性进一步降低，大堤向内侧滑移。由于500 kN/m 高强有纺土工布加筋垫层的作用，堤基未出现深层滑移，只是加筋垫层上部冲砂管袋及堤芯砂向内侧滑移，说明高强有纺土工布加筋垫层对堤基抗滑稳定有积极的作用。

3 研究内容及方法

将SDW-100 型电阻式传感器直接安装在500 kN/m 高强有纺土工布上进行室内外试验。研究内容包括（1）通过SDW-100 型电阻式传感器直接安装在500 kN/m高强有纺土工布上在电子万能试验机上进行拉伸试验，验证传感器测试数据计算出的土工布位移量与实测位移量是否一致，继而提出该类型的传感器是否合适在现场用于高强土工布的变形测量的结论，用最小二乘法求出500 kN/m 高强土工布的变形模量。（2）在工程现场的500 kN/m 高强加筋土工布垫层上安装SDW-100 型电阻式传感器，并进行测试，通过测试数据计算土工布沿经向（垂直于大堤轴线方向）的变形量，结合各观测断面处外棱体的沉降、水平位移资料进一步研究高强土工布的变形规律。（3）通过Plaxis 有限元程序建立计算模型，计算堤顶达到设计标高后土工布沿经向的拉应力分布情况来判断高强土工布沿经向的变形规律，比较了实际观测成果与计算成果的符合情况。

3.1 室内试验

进行室内拉伸试验时，将高强有纺土工布沿经向裁成有效宽5 cm 宽的布条，且将位移传感器和土工布条用夹具夹好置于电子万能试验机上进行拉伸。试验设定电子万能试验机的速度为5 mm/min，试验装配方法见图1。试验时，分别记录加荷5、10、15、20、25、30 kN 及土工布破坏时传感器的读数(可计算土工布的变形量)、电子万能试验机上实测拉伸位移量以及10 cm 长的土工布条变形量(反算至夹具范围内土工布条的变形量)。

图1 室内试验位移传感器装配图Fig.1 Setup of geotextile tensile test

3.2 现场试验

在施工现场一边铺设高强有纺土工布，另一边垂直于大堤轴线(高强有纺土工布经向)安装SDW-100 型位移传感器(选取的断面的高强度有纺土工布上各安装3 只传感器。传感器分别安装在大堤轴线处及离开大堤轴线两侧各5 m 处。每个断面的仪器从外侧至内侧编号为SDW1、SDW2、SDW3。如桩号S12+425 断面，编号为S12+425-SDW1、S12+425-SDW2、S12+425-SDW3)，在围堤上部加荷过程中，通过PME-E 型电位器检测仪对传感器读数，计算夹具范围内土工布的变形量及土工布的变形率。现场试验传感器装配方法见图2(实际现场安装中在传感器及连接杆外部套DN65 镀锌钢管，钢管的两端用土工布塞紧防止吹填砂进入套管内阻碍传感器的变形)。

图2 现场试验位移传感器装配图Fig.2 Displacement transducer

4 试验成果及分析

4.1 室内试验成果及分析

编号为4225的SDW-100 型传感器室内试验的力-位移曲线如图 3(a)所示，编号为 4226 的DSW-100 型传感器室内试验的力-位移曲线如图3(b)所示。由图可见，（1）室内试验时每级加荷情形下通过位移传感器计算的的位移量略小于电子万能试验机上实测的土工布条位移量，主要是电子万能试验机夹具在拉伸时有一部分变形计入土工布条的变形所致；（2）当土工布条完全拉紧时，取5 kN 加荷时SDW 型位移传感器的读数为基准值，计算后面各级加荷情形下土工布条的位移量时，通过位移传感器计算的位移量基本与电子万能试验机上实测的土工布条位移量一致；（3）室内试验拉伸高强有纺土工布的变形曲线非线性，可以判断现场高强有纺土工布的变形也呈非线性。

土工布条配合SDW 型位移传感器的室内拉伸试验成果表明，位移传感器测试出的每级加荷情形下高强土工布的变形量与电子万能试验机实测变形量具有较好的一致性，两者在各级荷载拉伸情形下变形量相差不超过10.0%，说明SDW 型传感器装配在高强土工布上后在现场吹填过程中可以较好地反映出施工加荷时高强土工布的变形规律，适用于高强有纺土工布的变形测量。

由室内试验数据得到500 kN/m 高强土工布的断裂延伸率约为11.0%，采用最小二乘法进行拟合，得到500 kN/m 高强有纺土工布的变形模量为8 314.4 kN/m，拟合的直线方程为

图3 位移传感器室内试验的力-位移曲线(单位:m)Fig.3 Tension and displacement curves of the geotextile tensile tests(Unit:m)

4.2 现场试验成果及分析

S12+425 断面和S5+400 断面位移传感器处的变形曲线如图4 所示，两断面外棱体的沉降历时过程线和两断面处外棱体的位移历时过程线如图5 所示。从图中可以看出，对于S12+425 断面，（1）始观测至大堤塌方前后时间段内（至2011年5 月3日），大堤下沉但水平位移量很小，大堤外侧防浪墙下测点SDW1、大堤中心线下测点SDW2 及大堤内侧路缘石下测点SDW3 沿经向的变形表现为盆型曲线—大堤外侧防浪墙下测点SDW1 处土工布的最大变形量约为19.4 mm，伸长率为3.2%；大堤中心线下测点SDW2 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为71.3 mm，伸长率为11.9%，大于室内试验的最大断裂伸长率，怀疑大堤下的高强土工布已破坏；大堤内侧路缘石下测点SDW3 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为44.3 mm，伸长率为7.4%。外侧高强土工布的变形较内侧大，大堤中轴线下高强土工布的变形最大，最大变形值出现在塌方前后。（2）塌方后，基底应力进行了重新分布，随着塌方处吹填的加高，外棱体向库内位移（最大位移量约为100 cm），基底应力进行了重新分布，大堤外侧防浪墙下测点SDW1、大堤中心线下测点SDW2 及大堤内侧路缘石下测点SDW3 沿经向的变形表现为盆型曲线，至最后一次观测时，大堤外侧防浪墙下测点SDW1 处土工布的变形量约为19.4 mm，伸长率约为3.2%；大堤中心线下测点SDW2 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为30.7 mm，伸长率约为5.1%；大堤内侧路缘石下测点SDW3 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为-13.7 mm，伸长率约为-2.3%，说明夹具间的土工布出现了松弛。外侧高强土工布的变形较外侧稍大，大堤中轴线下高强土工布的变形量，高强土工布的变形与外棱体位移变化情况相吻合。

对于S5+400 断面，（1）从开始观测至大堤吹填至7.42 m 高程时间段内（至2011年3 月11 日），大堤下沉且向外侧位移（最大位移量约为10 cm），大堤外侧防浪墙下测点SDW1、大堤中心线下测点SDW2 及大堤内侧路缘石下测点SDW3 沿经向的变形表现为盆型曲线，大堤外侧防浪墙下测点SDW1处土工布的最大变形量约为17.3 mm，伸长率为2.7%；大堤中心线下测点SDW2 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为76.6 mm，伸长率为11.6%，大于室内试验的最大断裂伸长率，怀疑大堤下的高强土工布已破坏；大堤内侧路缘石下测点SDW3 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为34.5 mm，伸长率为5.6%。基本表现为外侧高强土工布的变形较内侧大，大堤中轴线下高强土工布的变形最大。（2）当吹填高程达到8.62 m 后，大堤上部上覆荷载不再出现变化，基底应力进行了重新分布，大堤下沉但向外侧位移较为稳定，大堤外侧防浪墙下测点SDW1 处土工布的变形较为稳定，大堤中心线下测点SDW2 处的土工布变形迅速减小，3 处土工布的变形表现为盆型曲线（至最后几次观测时），大堤外侧防浪墙下测点SDW1 处土工布的变形量约为10.0 mm，伸长率约为2.0%；大堤中心线下测点SDW2 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为33.5 mm，伸长率约为5.1%；大堤内侧路缘石下测点SDW3 处土工布的变形量约为土工布的变形量约为23.0 mm，伸长率约为3.8%。外侧高强土工布的变形较内侧稍大，大堤中轴线下高强土工布的变形量最大，高强土工布的变形与外棱体位移变化情况相吻合。

图4 变形曲线Fig.4 Displacement profile curves

图5 两断面上外棱体沉降和位移曲线Fig.5 Settlements and displacements of the toe-berms with time

综上可见，S12+425 断面及S5+400 断面大堤下部土工布的变形为盆型曲线；变形基本随着上部吹填高程的增加而增大，甚至会出现应力集中现象，吹填出现间歇期时加筋垫层的应力会出现重分布现象，表现为大堤下部土工布的变形量会减小；大堤下部土工布的变形量与外棱体的位移方向和大小相关即当外棱体向内侧位移较大时，夹具间土工布甚至会出现由原来的绷紧状态转为松弛状态；围堤各断面下均有测点测试出土工布伸长率大于室内试验的最大断裂伸长率的情况，怀疑大堤下的部分高强土工布已有出现破坏的情况；高强土工布的变形量绝对值大小与其下下卧层厚度的大小关系不明显。两个断面测试出的高强有纺土工布最大伸长率为11.9%，按照章节4.1 中给出的拟合方程计算高强土工布的应力值为837.4 kN/m。当施工加荷速度较快时，土工布的变形量也会增加的很快，甚至会出现应力集中现象；当处于施工间歇期时，土工布的伸长率逐渐减小，最后会稳定在某一个数值，说明加荷速率对土工布的变形影响很大。

5 Plaxis 有限元计算成果及分析

采用离式分析方法[10]，用Plaxis 程序进行二维有限元数值计算，计算采用土体的本构模型为摩尔-库仑模型，对于土体是否破坏失稳采用摩尔-库仑破坏准则进行判别，高强土工布采用格栅单元进行模拟。格栅单元的本构关系简化为线弹性，看成只能受拉，不能受压，不具抗弯刚度，只能沿轴向变形的一维单元。由于S12+425 断面出现了塌方情况，不好模拟，计算只采用S5+400 断面进行计算，计算模型见图6。

围堤刚刚吹填至设计高程时及达到设计高程后的保持阶段有限元计算均作固结分析，刚达到设计高程时的土工布拉力分布图形见图7，堤顶高程保持阶段的土工布拉力分布图形见图8。

图6 S5+400 断面 PLAXIS 计算模型简图Fig.6 Plaxis numerical model at Section 5+400

图7 S5+400 断面围堤刚达到设计高程时土工布拉力值分布图(单位:kN/m)Fig.7 Tension distribution in geotextile just on reaching the design elevation at Section 5+400(unit:kN/m)

图8 S5+400 断面围堤设计高程保持阶段土工布拉力值分布图(单位:kN/m)Fig.8 Tension distribution in geotextile on keeping elevation stage at Section 5+400(unit:kN/m)

大堤停止吹填时，土工布上的应力出现重现分布现象。土工布的最终应力表现为内侧最小，外部次之，中部最大，且各监测点得出的应力值基本稳定在某一数值。从计算出的应力图形来看，高强土工布沿经向的位移也应该呈盆型曲线，计算成果符合一般规律[6,11-12]。计算得到的S5+400 断面大堤刚达到设计高程时中轴线下土工布最大拉力值σmax=226.89 kN/m（取高强土工布的变形模量E=8 300 kN/m），这样得到的高强土工布最大伸长率 εmax=2.73%。高强土工布上夹具间距为66.0 cm，则夹具间土工布的最大变形量 Δmax=18.0 mm 。实测得到的高强土工布夹具间土工布的变形量为72.9 mm，伸长率为11.0%，按照章节4.1 中给出的拟合方程计算高强土工布的应力值为759.57 kN/m。

计算得到的S5+400 断面大堤达到设计高程后维持期中轴线下土工布最大拉力值σmax=223.86 kN/m（取高强土工布的变形模量E=8300 kN/m），这样得到的高强土工布最大伸长率 εmax=2.70%，高强土工布上夹具间距为66.0 cm，则夹具间土工布的最大变形量 Δmax=17.8 mm 。实测得到的高强土工布夹具间土工布的变形量为33.6 mm，伸长率为5.1%，按章节4.1 中给出的拟合方程来计算高强土工布的应力值为269.01 kN/m。

6 试验结果与有限元计算结果比较

现场试验结果与有限元计算结果的类似之处有：（1）实测表明大堤下部3个测点在吹填期变形达到最大值，大堤中轴线下测点在施工间歇期变形减小；计算表明大堤下部3个测点在吹填期拉应力达到最大值，施工间歇期应力出现重分布，大堤中轴线下测点应力会减小。（2）实测表明大堤下部3个测点最终的变形呈盆型曲线；计算表明大堤下部3个测点的应力最终呈驼峰型曲线。

现场试验成果与有限元计算成果的不同之处有：实测表明大堤中轴线下测点最大变形率约为11.9%，按此最大变形率反算高强土工布的发挥强度值应该为837.40 kN/m，计算得到吹填达最大高度的施工休止期的土工布最大拉力值为226.89 kN/m，得到的高强土工布最大变形率为2.73%，此时实测土工布的变形率为11.0%，计算出高强土工布的应力值为759.57 kN/m。

实测与计算规律性吻合较好，通过实测计算出的土工布拉力值与有限元计算出的拉力值相差较大。

7 结 论

（1）位移传感器每级加荷情形下的变形量与电子万能试验机实测变形量基有较好的一致性，可应用SDW 型传感器在施工现场较好地测试出施工加荷时高强加筋土工布的变形。室内试验率定出500 kN/m 高强有纺土工布的应力-伸长率方程（见式（1）），得到高强土工布变形模量为8314.4 kN/m。

（2）采用500 kN/m 高强有纺土工布作为加筋垫层，无论计算还是现场试验均表明大堤底部的土工布位移曲线基本表现为盆形，大堤中轴线下的土工布位移量最大。大堤下部土工布的位移量大小与外棱体的位移方向有关，实测土工布的位移与外棱体位移的大小和方向关系明显；施工间歇期高强土工布的应力会出现重分布现象，具体表现为大堤轴线下变形量明显减小。

（3）大堤中轴线下土工布的变形不仅与上覆荷载大小有关，更与上部加荷速率有关，即当施工加荷速度较快时，土工布的变形也会增加的很快；当处于施工间歇期时，土工布的变形会逐渐减小，最后会稳定在某一个数值，只有峰值的50%左右，说明加荷速率对土工布的变形影响很大，现场施工时，设计单位应当提出一个加荷速率控制值，当高强有纺土工布的强度一定时，土工布的伸长率相对较大有利于施工快速加荷。

由于高强有纺土工布加筋垫层法使得加筋土体本构关系极为复杂，现场试验时最好在测试高强有纺土工布变形测点的位置增加沉降计更有利于加筋垫层变形的分析研究。应进一步进行现场试验并结合观测资料进行土与筋材相互作用下的变形机理的研究工作，为高强土工布的设计和施工提供安全依据。

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