塑料排水板加固软土地基失效案例分析

张达德; 王淳讙; 方力

doi:10.11779/CJGE202011008

塑料排水板加固软土地基失效案例分析 English Version

中原大学土木工程学系,台湾　中坜　32023

详细信息

作者简介:
张达德: 张达徳（1954— ）,男,特聘教授,博士,主要从事岩土工程、土壤稳定与地盘改良及环控防灾科技等方面的研究工作。E-mail：ttc514ttc@yahoo.com.tw

中图分类号: TU443
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出版历程
- 收稿日期: 2020-04-01
- 网络出版日期: 2022-12-05
- 刊出日期: 2020-10-31

An unfunctional case of vertical drains-reinforced soft foundation

Department of Civil Engineering, Chung Yuan University, Chungli 32023, China

摘要

摘要: 台湾高速公路匝道路堤（10 m高）工程,由于基础为软弱土层（N_63.5<1）,特选择塑料排水板加固工法。该路堤底层共使用3层土工布为分隔层。由于导管无法穿过第一层上方厚1.5 m的碎石层,因此务必先行引孔（直径200 mm）始能插入排水板,本案共打设900余孔。监测系统包括测斜管、分层沉降仪、水位计、孔压计等。路堤填筑过程中侧向位移（垂直于填筑路堤）持续扩大（于填筑至7.0 m时已超过200 mm）,相关监测数据分析比对以及现地坡趾侧向排水沟陆续产生裂缝的现象,推论因排水板未能有效发挥功能,填筑路堤造成软弱基础土层向外（临农路侧）推挤。因此,研究的阶段性结论要求立刻停止施工,并对现况的稳定性进行分析时亦应纳入土工布的短期加筋效果并提供有效应急处置对策,以顺利完成后续填筑工作。
- 地盘改良 /
- 加筋 /
- 固结 /
- 软弱土层 /
- 塑料排水板 /
- 土工布
Abstract: The vertical drains (VD) of ground reinforcing method is used for the very soft foundation of highway new ramp projects in Taiwan. The total lift of embankment is up to 10 m, and three layers of woven fabrics are used in the base of embankment. It is found that the mandrel can not insert through the 1.5 m-gravel layer above the first layer of woven fabric. Therefore, pre-bored holes are used to install VD, and a total of 900 pre-bored holes (20 cm in diameter) are made. These pre-bored holes may cause the loss of confining effect, and the excess pore pressure is found to be not built up with each lift of embankment. Based on the series of monitoring data and the cracks found in the side drainage trench adjacent to the dike toe, it is considered that probably the installed VD behaves with poor performance. Consequently, it may result in the lateral squeezing of the mud waves and pushing outward. Through the rigorous analysis at the stage of 7 m-lift constructed, the conclusion is strongly called to stop the lift works. The further analysis is strongly requested for the short-term reinforcement function provided from woven grotextile at this stage of embankment. The emergency action needs to be engaged for on-going 3.0 m-embankment, plus 2.0 m-preloading surcharge.
- ground improvement /
- reinforcement /
- consolidation /
- soft soil /
- vertical drain /
- woven geotextile

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0. 引言

长期交通荷载作用下软黏土层发生过大变形，严重影响交通设施的安全运行。因此，有必要对交通荷载作用下软黏土地层中的隧道或基坑工程进行动力响应分析。阻尼比作为一个重要的动力分析参数，可以通过室内试验的方式获取。然而，以往研究中，主要采用恒定围压动三轴试验来获取黏土或砂土的阻尼比。例如，Ishibashi等^[1]考虑有效固结应力的影响，建立了一个阻尼比计算模型；Lee等^[2]提出了一个适用于台北黏土的阻尼比计算模型；Ling等^[3]针对冻土开展了恒定围压动三轴试验，研究了阻尼比随振次的变化规律，并发现了阻尼比随振次的增大呈减小趋势。

另一方面，以往研究中通常采用轴向循环荷载来模拟交通荷载，这一简化与交通荷载引起的真实应力场不相符。实际上，交通荷载引起的真实应力场既包含循环变化的正应力，也包含循环变化的水平应力^[4-5]。当前，许多学者已经开展了大量的变围压循环三轴试验来研究循环围压对土体动力特性的影响。Gu等^[4]对比分析了有、无循环围压作用下土体的剪切模量变化规律。

从上述的研究成果来看，循环围压对土体动力特性的影响不能忽视。同时，以往研究大多针对正常固结土，对超固结土在变围压循环荷载作用下的动力特性研究较少，对其阻尼比的变化规律更是鲜有研究。因此，本文主要包含了两部分内容：①通过开展变围压动三轴试验，分析循环围压和超固结比对软黏土阻尼比的影响；②基于试验结果，建立一个能描述变围压循环荷载作用下超固结软黏土阻尼比变化规律的经验模型。

1. 试验土样及方案

1.1 试验土样

试验所用土样取自宁波地区，取土深度大约为28.0~30.0 m。按照《土工试验规程：GB/T 50123—2019》可获取天然土样重度为17.6 kN/m³，天然含水率、液限和塑限分别为43.9%，51.5%，23.3%。

1.2 试验方案

按照《土工试验规程：GB/T 50123—2019》制备重塑试样（直径38 mm，高76 mm），并采用真空和反压联合方式对试样进行饱和。当B值达到0.95以上时，认为达到饱和，此时施加在试样上的反压和围压分别为300，320 kPa。为得到不同超固结比的试样，首先，对饱和后的试样施加不同固结应力进行固结，当固结完成时施加在试样上的有效固结应力分别为100，200，400 kPa；随后，降低固结围压对试样进行卸载，当卸载完成时，施加在所有试样上的有效固结围压均为50 kPa。通过上述方法，最终可以得到超固结比OCR分别为2，4，8的试样。另一方面，为了得到正常固结土（OCR=1），将饱和后的试样在一定压力下进行固结，固结完成时施加在试样上的有效固结应力为50 kPa。随后，关闭排水阀门，开展动力加载试验，振动频率1 Hz，振动10000次。

本试验采用GDS变围压动三轴试验系统，该系统可独立控制循环轴向偏应力和循环围压。为模拟交通荷载，试验中循环偏应力和循环围压的加载波形均为半正弦波，且加载波形相位差为0。另一方面，采用应力路径斜率η和循环应力比CSR表征循环围压^[5]和循环偏应力^[6]，表达式如下：

${\text{CSR}} = {q^{{\text{ampl}}}}/2{p'_{\text{o}}} = {q^{{\text{ampl}}}}/2{\sigma '_3} \text{，}$

(1)

$\begin{gathered} \eta = \frac{{{p^{{\text{ampl}}}}}}{{{q^{{\text{ampl}}}}}} = \frac{{(\sigma _1^{{\text{ampl}}} + 2\sigma _{\text{3}}^{{\text{ampl}}})/3}}{{{q^{{\text{ampl}}}}}} = 1/3 + \frac{{\sigma _{\text{3}}^{{\text{ampl}}}}}{{{q^{{\text{ampl}}}}}} \hfill \\ {\text{ }} \hfill \\ \end{gathered} \text{，}$

(2)

式中，p^ampl，q^ampl， $\sigma _{\text{3}}^{{\text{ampl}}}$ 分别表征循环平均主应力幅值、循环偏应力幅值及侧向应力幅值， ${\sigma '_3}$ ， ${p'_{\text{o}}}$ 分别表示固结完成之后的有效固结围压、平均有效正应力。不同试样加载参数见表 1所示。

表 1 循环三轴试验方案

Table 1. Programs of cyclic triaxial tests

编号	OCR	CSR	q^ampl/kPa	$\sigma _3^{{\text{ampl}}}$ /kPa	η
C01	1	0.35	35	24	1.00
C02	2	0.35	35	24	1.00
C03	4	0.35	35	25	1.00
C04	8	0.35	35	24	1.00
C05	4	0.35	35	0	0.33
C06	4	0.35	35	41	1.50
Y01	8	0.35	35	0	0.33
Y02	2	0.35	35	41	1.50
Y03	8	0.35	35	41	1.50
Y04	2	0.35	35	0	0.33

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2. 试验结果

2.1 循环围压的影响

为便于研究，利用第一次振次对应的阻尼比 ${D_1}$ 对不同振次对应的阻尼比 ${D_N}$ 进行归一化处理。为不同应力路径斜率η条件下归一化阻尼比随累积塑性应变 ${\varepsilon _{\text{p}}}$ 的变化曲线。表明，不同应力路径斜率下的 ${D_N}$ / ${D_1}$ – ${\varepsilon _{\text{p}}}$ 曲线趋势一致，即 ${D_N}$ / ${D_1}$ 随 ${\varepsilon _{\text{p}}}$ 的增长而逐渐减小，同时在变围压应力路径（η=1.00，1.50）条件下试样阻尼比均小于恒围压应力路径（η=0.33）下对应阻尼比，例如当振动次数N=10000，应力路径斜率η为0.33，1.0，1.5时，对应的归一化阻尼比分别为0.17，0.18，0.26。

图 1 不同循环围压下归一化阻尼比随累积塑性应变变化曲线

Figure 1. Relationship between normalized damping ratio and cumulative axial strain under different cyclic confining pressures

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2.2 超固结比的影响

当CSR=0.35，应力路径斜率η=1.0时，不同超固结比土样在变围压动三轴试验中阻尼比随累积塑性应变的关系曲线与图 1类似。不同超固结比土样对应的归一化阻尼比均随累积塑性应变的增加逐渐减小，且衰减速率呈减小趋势。一定累积塑性应变条件下，归一化阻尼比的衰减量随超固结比的增大而增大，意味着正常固结土的归一化阻尼比较超固结土的归一化阻尼比大。例如，当试验完成时，正常固结土的归一化阻尼比为0.34，而超固结比OCR=2，4，8时对应的归一化阻尼比分别为0.27，0.19，0.18，归一化阻尼比随超固结比OCR由1增大至8时，分别减少了20.6%，44.1%，47.1%。

2.3 阻尼比模型

基于上述试验结果，本文提出了一个可以考虑阻尼比随累积塑性应变的变化规律的表达式：

$\frac{{{D_N}}}{{{D_1}}} = \frac{1}{{1 + {{(a{\varepsilon _{\text{p}}})}^b}}} \text{，}$

(3)

式中，参数a，b为拟合参数，受循环围压和超固结比影响， ${D_N}$ ， ${D_1}$ 分别为第N次和第1次循环对应的阻尼比。

利用式（3）对试验结果进行拟合，得到不同试验条件下对应的拟合参数取值。在此基础上，为进一步研究参数a， ${D_1}$ 与应力路径斜率η、超固结比OCR的关系，假设超固结比和循环围压对上述两个参数的影响独立，则有：

$a = {a_1}({\text{OCR}}){a_2}(\eta ) \text{，}$

(4)

${D_1} = {D_{11}}({\text{OCR}}){D_{12}}(\eta ) \text{，}$

(5)

式中，a₁，D₁₁表征超固结比的影响，a₂，D₁₂表征循环围压的影响。

进一步的，对相同应力路径斜率，不同超固结比试验条件下得到的拟合参数 ${a_1}$ ， ${D_{11}}$ 进行分析，建立上述两个拟合参数分别和超固结比的相关关系，如所示。从中可以看出，参数 ${a_1}$ ， ${D_{11}}$ 分别与OCR满足对数和幂函数关系：

${a_1} = 22.834\ln {\text{OCR}} + 2.162 \text{，}$

(6)

${D_{11}} = 0.232{\text{OC}}{{\text{R}}^{ - 0.321}} 。$

(7)

图 2 拟合参数随超固结比变化曲线

Figure 2. Relationship between fitting parameters and OCR

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然后，为了考虑循环围压的影响，需要先将超固结比的影响从式（4），（5）中去除。当应力路径斜率η=1.00，超固结比OCR=4时，通过式（6），（7）可以得到对应的 ${a_1}$ ， ${D_{11}}$ 值分别为33.817和0.149，则超固结比OCR=4，应力路径斜率η=0.33，1.00，1.50时对应的拟合参数a， ${D_1}$ 分别利用33.817和0.149进行归一化，即为a₂，D₁₂的取值。最后，即可得到归一化参数a₂， ${D_{12}}$ 分别随归一化应力路径斜率（η/ ${\eta _0}$ ， ${\eta _0}$ =1.00）的关系曲线，见所示，从图中可以看出，参数a₂， ${D_{12}}$ 与η/ ${\eta _0}$ 满足线性关系：

${a_2} = 0.555{\eta \mathord{\left/ {\vphantom {\eta {{\eta _0}}}} \right. } {{\eta _0}}} + 0.602 \text{，}$

(8)

${D_{12}} = - 0.177{\eta \mathord{\left/ {\vphantom {\eta {{\eta _0}}}} \right. } {{\eta _0}}} + 1.131 。$

(9)

图 3 拟合参数随应力路径斜率变化曲线

Figure 3. Relationship between fitting parameters and η/η₀

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由于参数b随超固结比OCR的变化没有一致性规律，且其变化量较小。因此，为方便模型的使用，式（3）中参数b取一定值，即 $\bar b$ =0.677。

最后将式（6），（7），（8），（9）和 $\bar b$ 代入式（3）中即可得到不同超固结土在变围压循环荷载作用下阻尼比与累积塑性应变的关系表达式：

${D}_{N}=\frac{0.232{\text{OCR}}^{-0.321}\cdot (-0.177\eta /{\eta }_{0}+1.131)}{1+{\left[(22.834\mathrm{ln}\text{OCR}+2.162)\cdot (0.555\eta /{\eta }_{0}+0.602)\cdot {\epsilon }_{\text{p}}\right]}^{0.677}}。$

(10)

将不同试验条件对应的OCR和η代入式（10）中，即可得到不同试验条件下阻尼比的计算值随累积塑性应变的变化曲线，见图 4所示。从图 4可以看出，由式（10）得到的阻尼比计算值与试验值较为接近，表明式（10）能够较好地描述阻尼比随累积塑性应变的变化规律。

图 4 拟合和实测的

${D_N}$ –

${\varepsilon _{\text{p}}}$ 曲线对比

Figure 4. Comparison between measured and predicted curves of

${D_N}$ –

${\varepsilon _{\text{p}}}$

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3. 结论

（1）不论试验条件如何，归一化阻尼比均随累积塑性应变的增大而减小。循环围压和超固结比对归一化阻尼比的变化规律有一定影响，且归一化阻尼比随循环围压和超固结比的增大而减小。

（2）不同超固结土在变围压循环荷载作用下，其归一化阻尼比和累积塑性应变满足关系表达式 ${D_N}/{D_1} = 1/[1 + {(a{\varepsilon _{\text{p}}})^b}]$ 。

（3）超固结比和循环围压对阻尼比的影响由拟合参数a，D₁体现，其中表征超固结比影响的参数a₁，D₁₁与超固结比OCR分别满足对数和幂函数关系，而表征应力路径斜率影响的参数a₂，D₁₂则随应力路径斜率η的变化分别呈线性增长和线性减小关系。

图 1 钻探点位

Figure 1. Boring locations

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图 2 排水板打设方式

Figure 2. Spacing of VD Layout

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图 3 监测平面布置图

Figure 3. Layout of monitoring system

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图 4 桩号4+320 m监测布置剖面图

Figure 4. Layout of monitoring system for section of 4 + 320 m

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图 5 桩号4+360 m监测布置剖面图

Figure 5. Layuot of monitoring system for section of 4 + 360 m

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图 6 施工期沉降测读与填土高度

Figure 6. Measured settlements and embankment heights during construction period

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图 7 测斜管I4在桩号4+360 m处测得的地基土体水平位移

Figure 7. Measured horizontal displacements from inclinometer “I4” at section of 4 + 360 m

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图 8 分层沉降仪D3在4+360 m处各磁环埋置高程（深度）

Figure 8. Elevations (depth) of each cell along continuous settlement rod D3 at section of 4 + 360 m

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图 9 分层沉降仪(D3)在4+360 m处各深度测值与路堤填筑高度的关系

Figure 9. Relationship between reading（D3）of each settlement cell and embankment height at section of 4+360 m

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图 10 孔隙水压力计(W1)在桩号4+360 m处测值与路堤填筑高度的关系

Figure 10. Relationship between reading (W1) of pore pressure and embankment height at section of 4+360 m

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图 11 土工布搭接处发生的扯脱与撕破

Figure 11. Tear broken and slipping of geotextile at overlap

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图 12 点位分布图

Figure 12. Marked No. and location of slide glass

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图 13 现地简易检视玻璃片系统

Figure 13. Thin slide glass observation system on drainage ditch

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图 14 裂缝扩张造成的玻璃片张力破坏现象

Figure 14. Observed tension failure of the slide glass cause by crack Opening

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图 15 泥波影响测斜管示意图

Figure 15. Schematic diagram of inclinometer displacement affected by mud waves

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图 16 泥波影响分层沉降仪示意图

Figure 16. Schematic diagram of movement of continuous settlement cells affected by mud waves

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图 17 综合泥波影响测斜管与分层沉降仪示意图

Figure 17. Schematic diagram of movement of inclinometer and continuous settlement cells with integrated mud wave effect

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图 18 路堤塌陷侧向（临农路侧）挤出破坏

Figure 18. Mud waves caused by lateral squeezing effect of embankment movement (at side drainage ditch)

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表 1 各土层物理力学性质

Table 1 Physical and mechanical properties of foundation soils

土层深度/m	干密度ρ_d/(g·cm^-3)	黏聚力c/kPa	含水率w/%	孔隙比e
GL.0.0~-3.0	1.503	0.15	180~75	2.2~1.2
GL.-3.0~-4.5	1.522	0.23	75~45	2.2~1.2
GL.-4.5~-6.0	1.779	0.23	45~30	2.2~1.2
GL.-6.0~-20.0	2.300	0.10	<30	1.3~0.7

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表 2 土工布规格

Table 2 Specifications of woven geotextile

项目	材料性质	试验规范
材料种类	聚丙烯	—
极限张力强度/(kN·m^-1)	>70	ASTM D 4595
延伸率/%	<17	ASTM D 4595
透水系数/(cm·s^-1)	>1×10^-2	ASTM D 4491

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表 3 排水板规格

Table 3 Specification of VD

项目	材料性质	试验规范
材料厚度/mm	5	ASTM D 5199(P=2 kPa)
整体抗拉降服强度/N	>200	ASTM D 4595
整体抗拉伸长率/%	达降服强度前伸长率>20	ASTM D 4595
纵向排水量/(cm³·s^-1)	>20	ASTM D 4716（i=1）
外围滤层透水系数/(cm·s^-1)	>1×10^-2	ASTM D 4491
外围滤层抗拉降服强度/N	>60	ASTM D 4595
外围滤层抗拉伸长率/%	40~100	ASTM D 4595
外围滤层撕裂强度	25(kg·f)	ASTM D 4533
注：1 (kg·f)=9.8 N。

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表 4 安全监测系统配置

Table 4 Configuration of monitoring system

编号	监测仪器	监测频次
S1~S3	沉降板	每周一次
I1~I5	测斜管	每周两次
W1~W4	孔隙水压力计	每周两次
D1~D4	分层沉降仪	每周两次
l1~l4/L1~L6	裂缝观测玻璃片	两周一次

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表 5 玻璃片编号与设置点位

Table 5 Marked No. and location of slide glass

玻片编号	设置点位
L1	4+287 m
L2	4+288 m
L3	4+303 m
L4	4+310 m
L5	4+346 m
L6	4+350 m
l1	4+289 m
l2	4+291 m
l3	4+292 m
l4	4+293 m

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参考文献(5)

[1]	FHWA . Prefabricated Vertical Drains, “Vol. I: Engineering Guidelines”[M]. Washington D C. 1986.
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[4]	DAS Braja M. Advanced Soil Mechanic Fifth Edition[M]. Boca Raton: CRC Press, 2019.
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施引文献(11)

期刊类型引用(5)

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