淤泥堤基上粉细砂排水垫层特性研究

王路军，李 锐，卢永金

（上海市水利工程设计研究院有限公司，上海 200061）

1 前 言

排水固结法是软基处理常用方法，其排水系统由竖向排水体和水平排水体构成。水平排水体种类很多，最常用的是砂（砾、碎石）垫层。在工程应用中，如垫层厚度、垫层渗透系数等相关设计参数高度依赖经验，建筑规范[1]规定砂垫层宜用中粗砂，厚度不应小于0.5 m，渗透系数宜大于1×10-2cm/s，地基处理手册[2]要求排水垫层采用级配良好的中粗砂，不宜采用粉细砂，渗透系数不低于2×10-2cm/s，垫层厚度一般为30～50 cm。以往对竖向排水体的研究较多，而对水平排水体研究很少，利用10-3cm/s量级渗透性的粉细砂充填土工管袋（以下简称“充砂管袋排水垫层”）作为排水体的研究几近空白。

上海的围垦工程业已走向低（深）滩，垫层铺设必然受到潮水冲刷影响，施工难度大，加上中粗砂等资源紧缺且价格昂贵，市场上多为粉细砂且以粉砂为主。上海地区充砂管袋筑堤技术相当成熟，已应用发展二十多年，土工管袋有保土防冲刷作用，如突破常规经验，采用粉细砂充填管袋形成排水垫层，则可有效解决垫层水中铺设及材料紧缺问题，地基处理费用有可能大幅降低，但又产生了一个新问题，渗透性能差的粉细砂材料对地基固结的存在影响，粉细砂的渗透系数以及厚度的取用问题必须解决。本研究针对粉细砂管袋排水垫层问题，结合上海某已建围垦工程实例以及原位观测成果，利用有限元进行模拟分析，对充砂管袋垫层渗透性能对海堤地基固结影响进行了研究，探讨了充砂管袋垫层渗透系数、厚度以及堤身透水性对地基固结的影响，并提出了垫层的设计控制指标，从而为充砂管袋作为排水垫层提供理论支持，指导类似工程设计与施工。

2 工程介绍

上海临港重装备产业区芦潮港西侧滩涂圈围工程地处杭州湾北岸，围堤顺堤长3.5 km，圈围造地约 3 km2。工程等别为Ⅰ等工程，圈围大堤为一级堤防，200年一遇的防洪标准。工程采用了分阶段实施成陆步骤，抛石坝促淤已于 2005年汛前结束，促淤期为一年，2006年汛后开工建设围垦大堤。由于南汇嘴整体淤涨趋势，抛石坝促淤效果显著，仅一年时间，促淤坝后滩地全面淤高数米，促淤形成了新的①2淤泥层，不利于新建大堤的整体稳定，设计采用了粉细砂管袋排水垫层结合塑料排水带的地基处理方法。2007年汛前大堤基本完工，工程实践证明，只要合理控制垫层设计参数，由较低渗透性的粉细砂填充的充砂管袋排水垫层也能使超孔压快速有效地消散，满足地基土的排水固结需求。

2.1 工程地质

地质勘探显示，通过为期一年促淤形成的①2层淤泥质土层平均淤积厚度达3.50 m，加上原天然滩地上部厚薄不均的①3淤泥质粉质黏土夹黏质粉土层，二期围堤地基上部淤泥总厚度最大达到12 m。尤其是表层①2层淤泥质土，含水率高，压缩性大，十字板强度值小于5 kPa，承载力极低，必须进行地基处理。主要土层的物理力学性质指标见表1。

表1 地基土物理力学性质参数Table1 Physico-mechanical properties of foundation soils

2.2 地基处理

按照水力充填堤坝的安全度汛要求，堤坝必须在次年汛前将土方加载到顶，所以加载速率较快，淤泥地基必须进行有效处理才能确保围堤施工安全。经过多方案比选，设计采用排水固结与加筋联合法进行软基处理，利用排水固结和加筋联合来提高地基承载力和围堤稳定性。

新淤积的淤泥含水率很高，排水固结过程中出水量很大，故采用排水通量大的C型塑料排水带，正方形布置，间距为1.2 m，插入深度最深13 m，原则上是进入下卧的②3砂质粉土层。为弥补快速加载条件下地基强度增长不足，在堤身底层加铺 1层土工格栅。中粗砂垫层材料紧缺且造价昂贵，因此结合水力充填堤坝自身的填筑，设计采用粉细砂充填形成的通长土工管袋作为围堤排水垫层，即降低造价，方便施工。由于粉细砂渗透系数较低，设计通过增加垫层厚度来弥补渗透系数降低带来的负面影响，最终采用 2层 1 m厚的充砂管袋作为围堤的排水垫层，同时规定吹填材料的粒径要求，要求大于 0.075 m的砂粒含量不小于 70%，见图2。施工过程中检测时发现，充填用粉细砂粒径基本能满足设计要求，略偏小，实测最小渗透系数为1.47×10-3cm/s。

图1 水平排水垫层及排水带Fig.1 Horizontal drainage mat and PVDs

图2 实测充砂管袋细砂粒径分布范围Fig.2 Measured grain-size distribution range

2.3 原位观测

原位观测对淤泥地基上围堤加载安全十分重要，施工过程中必须根据原位监测成果来严格控制土方加载速率，实时监测围堤安全状况。为确保施工期围堤稳定，合理控制加载速率。本次将3.5 km长的顺堤划分为10个监测段，并针对堤基淤泥最厚的两处（K3+780和K6+360）进行重点监测。现以K3+780主监测断面详细说明，典型地质情况及原位观测设备布置详见图 3。为保证围堤施工安全，分别在A～F处埋设了测斜管、分层沉降环、孔隙水压力计等设备，设置了十字板预留孔，分别对水平位移、垂直沉降、孔隙水压力和十字板强度变化情况进行观测，其中每孔埋设9个孔压计，-6 m高程以上每2 m埋设1个，-6 m高程以下每3 m埋设1个。为监控围堤加载对外侧抛石促淤坝的影响，在促淤坝顶部设置1个沉降观测点。

图3 K3+780原位观测断面及地质剖面图（单位：m）Fig.3 Prototype observation section and geologic section (unit: m)

3 充砂管袋垫层排水特性分析

工程设计中通常忽略堤身的透水性，认为堤身不透水，假定地基中的水仅仅通过垫层排出，因此垫层的渗透性及厚度自然对地基固结存在影响。实际上大多数堤身是透水的，它对垫层中超孔隙水压力消散存在一定的影响，本研究针对充砂管袋排水垫层问题，结合围堤原位孔压观测成果，借助于非线性有限元方法，研究垫层的渗透性、厚度以及堤身的渗透性等主要影响因素对地基排水固结的影响。

3.1 有限元分析

研究中采用平面有限元软件 Plaxis 2D进行数值分析，模型采用15节点的三角形单元，土体采用适用于软土地区的硬化塑性模型（Hardening-Soil模型），它可以模拟包括软土（剪缩）和硬土（剪胀）在内的不同类型的土体行为，堤身及垫层的计算参数见表 2。以本工程为例，围堤堤身及垫层的填筑材料均为粉细砂，控制粒径要求相同，认为堤身渗透性与垫层的渗透性相当。

竖向排水体在平面有限元中必须进行转换处理，可将竖向排水体等效为砂墙[3]或者排水体处理区域土体转换为等效土层[4]，本研究关注地基土中孔压发展过程，采用等效砂墙方法进行处理。围堤加载曲线如图4所示，计算得到外平台及堤身轴线下方不同位置的孔压发展消散过程分别见图 5，有限元分析结果较好地反映了实际情况。

表2 堤身材料计算参数Table2 Calculating parameter of dike materials

图4 围堤加载历时曲线Fig.4 Actual loading schedule of dike

图5 点实测与计算的孔压历时曲线Fig.5 Measured and calculated pore pressure duration curves

3.2 垫层渗透系数对固结的影响

为研究垫层渗透系数k对地基固结的影响，保持垫层厚度T不变（2 m），将k值分别设为理想状态、1×10-2、3.8×10-3、1×10-3cm/s 和 5×10-4cm/s进行有限元分析，其中，理想状态是指垫层渗透系数足够大，确保垫层中超孔隙水压力几乎为 0。同时，为避免堤身渗透性对固结的影响，分析时将堤身改为不透水，地基中的水仅仅通过垫层排出。有限元得到的堤身轴线下排水板处理区超孔压最大值位于-1 m高程处，而原位观测中-1 m高程处未设孔压计，实测-2 m高程处孔压最大。本研究选取堤身轴线下-2 m高程处为关注点，以理想状态下孔压峰值为基准，反映垫层不同渗透系数对地基固结排水的影响。根据有效应力原理，垫层中孔压会直接导致堤底有效应力减小，也会因垫层与地基土之间水头差减小而导致地基固结速率降低，因此，垫层中孔压不宜过大。公路土工合成材料应用技术规范[5]认为土工织物垫层中孔压不宜超过堤身荷载的5%～10%，本研究以垫层中孔压峰值不超过堤身荷载的 5%为界限，作为对固结影响的判断依据，即当垫层渗透系数不小于某下限值时，垫层中点孔压峰值不会超过实际堤身荷载的 5%，此时认为该影响因素变化对地基固结影响不明显。图6表明，排水垫层的渗透性能对排水板处理区的超孔压消散有较大程度的影响。垫层渗透系数降低，地基固结速率也随之降低。当垫层渗透系数不小于3.8×10-3cm/s时，此时垫层中部最大超孔压仅为5.10 kPa，与堤身荷载值的比值为4.60%（小于5%），可以认为对固结影响不明显。

图6 不同渗透系数下测点孔压历时曲线Fig.6 Pore pressure duration curves of gauging point with different permeability coefficient of cushion

3.3 垫层厚度对固结的影响

为研究垫层厚度T对地基固结的影响，假定堤身不透水，选取不同渗透系数值下不同的T值，分析垫层厚度变化对地基固结排水的影响以及不同厚度垫层的渗透系数下限值。根据工程经验，垫层厚度一般在2 m以内，故T分别选取2.0、0.9、0.5 m进行分析。图7表明，渗透系数相同情况下，垫层厚度变小，会导致地基土超孔压上升，固结速率随之降低。因此，必须将垫层渗透系数增大，才能弥补厚度变小对固结的不利影响。这也意味着，厚度变小，对应的渗透系数下限值将会变大。同样选取堤身轴线下-2 m高程处为关注点，以理想状态 下孔压峰值为基准，分析不同厚度垫层的渗透系 数下限值。通过有限元分析得出，0.9 m厚垫层的渗透系数下限值为9.0×10-3cm/s，对应垫层中部最大超孔压计算值为5.15 kPa（孔压与堤身荷载值之比为 4.65%）；0.5 m 厚垫层的渗透系数下限值为1.9×10-2cm/s，对应垫层中部最大超孔压计算值为5.22 kPa（孔压与堤身荷载值之比为4.71%）。可见垫层厚度越小，地基固结对垫层渗透性要求越高，计算得到的渗透系数下限值也就越大。

图7 不同厚度下测点孔压历时曲线Fig.7 Pore pressure duration curves of gauging point with different thickness of cushion

3.4 垫层设计控制指标的提出

导水系数δ可以直接衡量岩土体的渗透性能大小，它表示水力坡度等于1时，通过整个含水层厚度T上的单宽流量，导水系数δ等于厚度T与渗透系数k的乘积[6]，可以直接反映垫层导水性能好坏。如保持垫层导水能力不变，则当垫层厚度变小时，需增大垫层的渗透系数。导水系数：

表3列出不同厚度垫层的渗透系数下限值的分析成果。由表可知，不同厚度的垫层对应的导水系数下限值十分接近，介于0.7～0.9 cm2/s之间，厚度大的垫层排水效率略高，导水系数值相应也略小。文献[2]分别给出了垫层厚度和渗透系数要求，两者相乘得到的导水系数δ也在0.8～1.0 cm2/s之间，与本研究的结果十分接近。因此，将导水系数下限值δmin作为垫层的设计控制指标，可以综合考虑厚度与渗透系数之间的关系，根据具体情况确定垫层厚度 T和渗透系数 k，保证两者乘积不小于δmin。当选用渗透性低的材料，垫层厚度需适当加厚。

表3 不同厚度垫层的渗透系数下限值（堤身不透水）Table3 Lower limit of permeability coefficient of cushion with different thickness

3.5 堤身透水对设计控制指标的影响

表3中有限元分析结果是在假定堤身不透水的基础上得出的，然而大多数堤身是透水的，它有利于地基土的固结排水，汇集到垫层中的水可以部分通过堤身排出，而不是仅仅从垫层中排出。以本工程为例，围堤堤身及垫层的填筑材料控制粒径要求相同，可以认为堤身渗透系数k1与垫层的渗透系数k相同。为研究堤身透水性对垫层设计控制指标δmin的影响，本研究采用不同的堤身渗透系数进行数值分析，同时采用堤身渗透系数与垫层渗透系数的比值 k1/k（下称为堤身相对透水性）来表示堤身材料的相对透水性。为利于排水，排水垫层的渗透系数一般大于堤身的渗透系数，也就是说，k1/k≤1。因此，k1/k分别设为1、0.1、0.01和0.0001进行堤身透水性对δmin的影响分析。

本工程实例的垫层长度B = 56 m，分析结果见图8曲线2。堤身透水性增大，垫层控制指标δmin相应地降低，说明堤身透水有利于垫层中超孔压的消散，部分充当了垫层的角色。堤身相对透水性k1/k与垫层设计控制指标δmin之间很好地符合逻辑增长关系曲线：

由图8可见，当堤身渗透系数比垫层的小1000倍以上时（k1/k≤0.001），可以认为堤身不透水，不会对垫层中超孔压消散产生影响，垫层的设计控制指标δmin需达到0.9 cm2/s，才不会对垫层排水造成影响；当堤身渗透系数比垫层的小100倍时（k1/k =0.01），垫层的设计控制指标δmin降低了 1/2，垫层中的超孔压部分通过堤身消散；当堤身渗透系数与垫层的差异在5倍以内时（k1/k≥0.2），垫层的设计控制指标δmin大幅降低为原先的 1/15，说明垫层中的超孔压大部分通过堤身消散，堤身自身起了排水垫层的作用，排水效率大幅提高。这解释了本工程突破常规经验而采用渗透性较低的粉细砂作为排水垫层材料的合理性。如果不考虑堤身透水性，本工程垫层实测最小渗透系数为1.47×10-3cm/s，相应的导水系数仅为0.3 cm2/s，不能满足相应的导水系数下限值δmin（0.9 cm2/s）的要求，但实际上堤身是透水的，堤身与垫层填筑材料相同（k1/k = 1），相应的导水系数只需达到0.07 cm2/s（δmin）即可满足排水需求。

3.6 垫层长度对设计控制指标的影响

前述结论都是在垫层尺寸不变的基础上分析得出的，而实际上垫层长度对地基固结排水也是存在影响的。垫层越长，排水路径越长，对固结排水越不利。为研究垫层长度对垫层设计控制指标的影响，本研究在保持其他条件不变的前提下，对不同的垫层长度进行分析。模拟分析时采用坡比 1∶3的单坡，改变堤顶宽度，相应的垫层长度B为65、50 m和 45 m。模拟得到的最大沉降速率均接近30 mm/d，分析成果如图8所示。在不同垫层长度条件下，堤身相对透水性与垫层设计控制指标δmin之间均满足逻辑增长关系曲线，并在双对数图上保持很好的平行关系。因此，将不同的堤身相对透水性条件下的δmin与垫层长度B绘制成双对数图（见图9），δmin与 B之间满足线性关系，通过换算可以得到δmin与 B2.0097成正比，这与文献[7]推导出等厚砂垫层的厚度和渗透系数的乘积值δ与 B2成正比的结论 相接近。利用正交试验，结合图 8、9可以得出关系式：

图8 堤身相对透水性对δmin的影响Fig.8 Relationship curves of relative permeability of dike versus δmin

图9 垫层长度B对δmin的影响Fig.9 Relationship curves of cushion length versus δmin

4 垫层设计公式的提出及简化

式（3）给出了垫层导水性的最低要求，实际工程应用中要求垫层导水性不能小于δmin，因此垫层设计公式可表达为

给定垫层厚度T、垫层渗透系数k、垫层长度B以及堤身渗透系数k1中任意三者，即可求出另一变量。在工程实际应用中可先取定k、k1及B，然后求出垫层最小厚度。

地基处理规范[1]及建筑手册[2]给出关于垫层厚度及渗透系数的要求存在应用前提条件，即假定堤身不透水、最大沉降速率不大于30 mm/d且垫层长度B不大于60 m，它是式（4）的一种特例。当需要考虑堤身透水性以及采用粉细砂等较低渗透性材料施工垫层时，规范经验不适用，而本研究提出的设计公式可以解决这一问题。

为简化应用，逻辑增长曲线可以简化为如图 9所示虚折线，同时出于工程安全需求，考虑堤身透水的有利影响时需留有安全余量（Fs取2.0），相应的垫层设计控制指标δmin可做如下简化处理：

当堤身渗透系数比垫层的小 100倍以上时（k1/k≤0.01），近似认为堤身不透水，垫层设计控制指标 δmin=2.88×10-4B2；当堤身渗透系数与垫层的差异在5倍以内时（k1/k≥0.2），需考虑堤身透水性，垫层设计控制指标 δmin=4.78×10-5B2；当k1/k介于0.01～0.20之间时，。实际上，当堤身渗透系数比垫层的小100倍以上时近似认为堤身不透水以及两者差异小于 5倍时视为一层，也是符合渗流计算相关土层简化工程经验[8－10]的。

5 结 论

（1）只要合理控制排水垫层的导水性，用粉细砂铺设的排水垫层也能满足地基的排水固结需求。利用粉细砂充填土工管袋形成海堤的排水垫层，既可利用土工管袋的保土性，有效防止海水冲刷垫层，又可大幅降低垫层造价，方便施工。

（2）导水系数δ直接衡量岩土体的渗透性能大小，可以作为垫层设计指标，在其他条件不变的前提下，确保垫层导水系数大于某一下限值δmin时，即可以满足地基固结排水需求。垫层材料渗透系数降低时，通过相应增加垫层的厚度来满足垫层排水需求，为粉细砂取代中粗砂作为垫层施工材料提供技术支持。

（3）δmin与堤身相对透水性之间符合逻辑增长关系曲线，近似与垫层长度B的平方成正比。垫层可按式（4）设计。给定垫层厚度T、垫层渗透系数k、垫层长度B以及堤身渗透系数k1中任意三者，即可求出另一设计变量。

（4）一般规范要求软基上围堤沉降速率控制在30 mm/d以内，本工程最大沉降速率实测最大值29 mm/d[7]。由于工程设计过程中软基沉降速率计算值往往比实测值小，而实际施工加载控制往往也是按照沉降速率上限值进行控制，出于安全考虑，本研究将公式建立在最大沉降速率控制上限（30 mm/d）基础上，不考虑最大沉降速率变小引起对垫层透水性需求的降低。

（5）Plaxis程序所采用的渗流原理建立在达西定律基础上，垫层中的水力比降很小，而较低的水力比降下，某些黏性土偏离达西定律[10－11]，显然不宜采用黏性土作为垫层材料。

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