软基土工管袋吹填砂围堤稳定性及沉降特性分析

张继良，肖 义，李从安，童 军

(1.长江河湖建设有限公司，湖北 武汉 430010； 2.长江科学院 水利部岩土力学与工程重点实验室，湖北 武汉 430010)

0 引 言

自20世纪80年代后期起，荷、德、法、美等国开始采用大型土工管或土工包将淤积物或吹填土等包裹起来进行筑堤[1-2]。土工管袋是将具有一定强度的土工织物预制成符合要求尺寸的袋体，在现场结合吹填工程将泥浆或吹填砂等直接灌入袋体，达到一定灌注度后将袋体封闭，逐层堆放并充填灌注，最终形成整体堤坝。中国沿海地区普遍分布河流冲积和滨海相松散沉积物地层，其工程性状差、承载力低、沉降量大，是影响工程建设安全的主要因素。土工管袋筑堤技术自20世纪90年代末引入国内后，已在沿海港口、水利、水运等工程中得到广泛应用，特别是在长江口地区，结合航道疏浚疏挖工程，将疏浚物作为土工管袋内的充填物，可大大节约资源和工程投资。随着近年相关工程实例越来越多，相应的施工技术已较成熟、工程处理效果较好[3-6]。

土工管袋的包裹作用机理：① 约束了袋内砂土的变形，使土的整体性大大提高，增强了土体强度；② 袋与袋之间的摩擦作用可能影响边坡的潜在滑动面，使管袋堤的破坏模式发生变化[7-8]。土工管袋可根据工程的需要形成围堰或土堤。以往土堤的边坡稳定大多采用极限平衡法进行计算分析，但由于该方法不能考虑土工管袋的加筋和包裹作用，计算中仅采用吹填砂的强度指标，得到的安全系数无法真实反映管袋堤的真实稳定性，因此，宋为群等[9]提出了一种基于似凝聚力的管袋堤稳定分析方法，并与常规圆弧稳定分析进行了比较，但似凝聚力如何确定的问题未得到进一步解决。

本文以长江口福山水道南岸边滩综合整治工程土工管袋吹填围堤为例，介绍了砂被结合塑料排水板的软基加固处理方法，采用有限元数值模拟及强度折减法对吹填砂围堤的变形和稳定性进行了分析，并结合工程实际监测资料，分析评估了软基上土工管袋堤的沉降特性，最终通过实时监测反馈，实现对施工进度的及时调整。

1 工程概况

福山水道南岸边滩综合整治工程位于长江河口，受潮流影响较大。根据地质勘探资料，堤基软土为淤泥质粉质黏土，具有含水量大、天然孔隙比大、饱和度高、呈软塑至流塑状、强度较低等特点，不能直接作为堤坝基础持力层[10]。采取的工程处理措施如下：① 在堤身填筑前铺设砂被，砂被采用土工织物充填中粗砂，厚度0.5 m；② 在堤身内外堤脚范围内插打塑料排水板，排水板按正方形布置，间距1.20 m。土工管袋吹填砂围堤长度为5 297 m，设计堤顶高程7.3 m，分3级进行填筑，典型堤身断面如图1所示。其中 Ⅰ 级围堤高2.0 m，内外坡比分别为1∶3.0和1∶1.5，平台宽度10 m； Ⅱ 级围堤高4.5 m，平台宽度5.0 m； Ⅲ 级围堤高7.3 m，堤顶宽8.0 m。

土工管袋内充填的吹填砂为排水性较好的砂性土或粉细砂料，渗透系数一般大于10-3cm/s，控制充填度为85%，充填后干重度可达到14.5 kN/m3。

土工管袋由扁丝编织布制成，单位面积质量为150 g/km2，通过室内拉伸试验得到其纵横向抗拉强度为32 kN/m，断裂伸长率25%。

2 土工管袋围堤有限元数值分析

2.1 数值计算模型及参数

为分析土工管袋吹填砂围堤的边坡稳定性，采用有限元数值分析软件进行土工管袋吹填砂围堤的有限元计算。地基、砂被充填中粗砂及堤身吹填细砂采用M-C模型，软基厚度取10 m，计算参数根据地勘试验成果确定，如表1所示。土工织物采用弹性格栅单元模拟，通过界面单元考虑管袋的包裹及加筋作用。

表1 土工管袋围堤数值计算参数

数值计算模拟了I～Ⅲ级棱体围堤及相应堤内吹填砂的施工加载及固结过程，同时采用强度折减法分别计算各级棱体的安全系数。

2.2 成果及分析

由强度折减法计算所得结果表明：不考虑土工管袋作用的情况下，Ⅰ级吹填砂围堤的安全系数仅为1.17；考虑土工织物的加筋作用后，各级围堤的安全系数可大大提高，如表2所示。Ⅰ级围堤填筑到2.0 m高程时，边坡安全系数为2.83；当Ⅲ级围堤填筑到7.3 m高程时，边坡最小安全系数为1.36。有限元数值分析所得围堤沉降等值线和水平位移等值线如图2～3所示。Ⅲ级围堤堤顶处的工后最大沉降达0.56 m，原堤基面沉降约0.47 m；最大水平位移发生在Ⅱ级围堤外堤脚附近，约0.18 m。

表2 有限元数值分析成果

计算所得塑性临界区主要分布在Ⅲ级围堤对应的软基局部浅表层，说明采用分层施工、排水固结的方式基本可以保障围堤和软基的稳定性，不会发生失稳破坏。

注：负值为沉降，正值为隆起。图2 围堤填筑后垂直位移等值线(单位：m)Fig.2 Contour map of vertical displacement after embankment filling

注：向长江方向为正，向背水侧为负。图3 围堤水平位移等值线(单位：m)Fig.3 Contour map of horizontal displacement of embankment

图1 土工管袋吹填砂围堤典型断面(尺寸单位：mm)Fig.1 Typical section drawing of geotube bag hydraulic filling sand embankment

3 监测数据分析

监测内容包括堤基沉降、分层沉降、不同深度的水平位移和孔隙水压力，典型监测断面布置示意如图4所示。其中，堤基表面沉降标埋设在砂被上，采用全站仪观测沉降标在加载期间的垂直位移变化过程，得到原堤基的沉降量；分层沉降管共3个，分别布置在堤顶(FC7-1)、Ⅰ级平台(FC7-2)以及堤内吹填区(FC7-3)；水平位移采用Model GK-6000型伺服加速度式测斜仪进行观测，分别布置在Ⅰ级平台内堤脚(L1-1，L1-2)、Ⅱ级平台靠外侧(L2-1，L2-2)以及堤顶处(L3-1，L3-2)；为监测施工过程中超静孔压的变化，在堤基不同深度处埋设振弦式孔隙水压力计。

图4 围堤典型监测断面布置示意Fig.4 Sketch of typical monitoring section layout of embankment

3.1 堤基沉降

典型断面监测累积沉降过程线如图5所示。施工期堤基沉降主要受上部土工管袋围堤的加载影响，使堤基产生瞬时沉降；快速加载或连续加载时，沉降变形速率也迅速增大，围堤加载0.5～0.7 m引起的沉降量约为7～9 mm。施工期结束后8个月内，堤基处于固结沉降阶段，沉降速率逐渐减小并稳定至0.03 mm/d以下。运行期1 a内的累积沉降值最大约0.3 m。

3.2 堤基内部水平位移

围堤不同深度的水平位移监测结果(图6)表明：围堤填筑过程中，堤基内部水平位移变化较小且主要发生在堤基15 m深度范围内，位移方向总体表现为垂直围堤向外侧，最大水平位移约34 mm且普遍小于5 mm。判断实测水平位移只是围堤竖向荷载作用下地基土的侧向位移，而非滑动破坏产生的滑移。

图5 典型断面监测累积沉降过程线Fig.5 Monitoring cumulative settlement hydrograph of typical section

图6 不同深度处的水平位移分布Fig.6 Horizontal displacement distribution at different depths

3.3 孔隙水压力

孔隙水压力监测结果如图7所示。结果表明：孔隙水压力的变化与加载施工过程密切相关，前10 d以内，孔隙水压力在施工加载期上升较快并达到峰值；通过控制施工进度，孔隙水压力逐渐减小并趋于稳定，施工结束后已完全消散。施工期最大孔隙水压力达到22.5 kPa左右，相应的孔压系数为0.45。根据国内外相关工程实践经验，孔隙压力系数在0.5以下，可认为地基基本稳定。因此，控制施工进度可有效防止围堤边坡失稳。

图7 孔隙水压力变化过程线Fig.7 Process line of pore water pressure change

4 结 论

本文结合土工管袋围堤填筑工程，采用有限元数值计算和强度折减法，将土工管袋对吹填砂的包裹作用以弹性格栅单元进行模拟，改善了以往在极限平衡法计算中未考虑土工管袋加筋作用的情况，取得了围堤的变形特性和安全系数，分析成果更真实地反映了管袋堤的稳定性。结果表明：考虑土工管袋加筋作用后，围堤的安全系数大大提高，设计断面形式具有可行性，可节省施工造价和工期；通过对软基沉降、水平位移和孔隙压力消散情况的实时监测，可实现对施工进度的实时调控。

通过该工程案例的相关研究分析，证明了土工管袋可以实现在软基上的快速筑堤，采用相应的本构模型并结合强度折减法可以有效进行土工合成材料加筋体的数值分析。