固结理论论文（精选7篇）
固结理论论文 篇1
当前, 随着交通量持续上升, 我国各地修建的四车道高速公路的许多路段超负荷运行, 或修筑新的高速公路, 或将原四车道拓宽至六车道或八车道已迫在眉睫。而高速公路的许多路段都修筑在软弱地基上, 其沉降的路面病害十分突出, 同时高速公路拓宽施工与工后运营期间对路基的沉降的预估也遇到了很大的困难, 这反映出常规的沉降计算方法未能完全反映土体沉降的机理。
对路基的固结沉降计算广泛应用的还是Terzaghi于1925年建立的饱和黏土一维固结理论, 也有以此为基础的Terzaghi-Rendulic二维或三维固结理论, 甚至Biot固结理论在工程应用的实例。但这些理论仍无法解释某些固结试验中发现在主固结完成后存在有一定的孔隙水压力无法完全消散的现象。因此研究新型的固结试验, 进一步探讨饱和黏土渗透固结的机理十分必要。
随着我国城市化进程的加快, 在土木建筑、水利水电、公路交通等众多的工程建设中, 人们不得不面对大量的软黏土地基, 而软黏土地基的沉降变形在岩土工程设计中又占有特别重要的地位。因此, 对软黏土的固结理论的研究是一项既有实践意义又有理论价值的课题。
一、一维线性固结理论的发展
1923~1925年, Terzaghi在工程经验及实验的基础上, 提出了土体的一维固结理论。Terzaghi一维固结理论在岩土工程应用方面取得巨大的成功, 这主要是因为它体现了固结的基本物理过程, 采用的参数可由常规的室内试验提供, 当对计算精度的要求不高时基本可以满足工程的需要, 而且可以手算求得计算结果。但是Terzaghi一维固结理论将孔隙压力消散和固结过程完全隔离开来, 当作互不关联的两个独立问题求解, 在某些情况下, 将产生较大的误差。
传统的Terzaghi饱和黏土一维固结理论存在诸如固结度理论值与实际值相差过大的不足。原因之一就Terzaghi的基本假定存在过多的限制, 对于岩土工程中的软黏土, 其性状往往十分复杂, 土体性质与Terzaghi假定相去甚远。因此, 众多学者分别从非线性应力-应变关系、大变形、层状地基、渗流等多方面对该理论进行了修正, 问延煦、施建勇对此曾做过研究综述。
这些修正, 使得计算模型能够更加准确的反映土的特性、土层分布和土的加荷过程。在《土的工程性质》 (黄文熙, 1986) 一书中, 提供了一个反映单层地基一维固结的普遍方程, 该方程综合考虑了土层厚度随时间变化, 土的渗透性随深度变化等情况, 即,
令kv=常量, H=常量, ▽σ=0可以得到Terzaghi的一维固结方程。令▽σ=q (t) , kv=常量, H=常量, 可得变化荷载情况下的一维固结方程:
当kv=常量, ▽σ=0而土层厚度增长规律为H=f (t) 则相应的固结方程为:
其中, 对于H=Rt1/2和H=Q·t两种情况, Gibson (1958) 曾做了详细研究, 并分别给出了解析解和有限差分解。
▽σ=0, H=常量, 可得考虑土体渗透性和压缩性指标随深度变化时的固结方程:
其中, Cv (z) =Kv (z) /[γvmv (z) ]。
式 (4) 即为单层非均质地基的一维固结方程。
关于双层或多层地基的研究已经取得了很大的进展, 谢康和、潘秋元等人给出了双层和多层均质地基一维固结的完整解答。
二、一维非线性固结理论研究现状
关于软黏土非线性一维固结理论, Davis等 (1965) 基于线性的e-1ogσ′关系, 通过假定渗透系数kv与体积压缩系数mv的变化是同步的, 得到了固结系数在固结过程中为恒值下的固结方程, 并且获得了解析解。Barden等 (1965) 采用e-1ogσ′关系以及渗透系数与孔压u的简单关系, 采用有限差分法得到了固结曲线。Mersi等 (1974) 采用目前公认的e-1ogσ′和e-1ogkv关系, 同样用有限差分法得到了固结曲线。然而这些研究, 由于未区分非线性固结问题按变形定义和按孔压定义固结度的不同, 因而得出的结论均欠全面。Xie K.H.等 (1996) 在Davis等的研究基础上, 获得了考虑荷载随时间变化的解析解, 考虑了两种固结度的区别, 得到了非线性不同固结度的表达式和固结曲线。李冰河等 (2000) 研究了初始有效应力随深度变化、土体的渗透系数与体积压缩系数非线性变化的一维固结问题;并运用半解析法求得了解答。
对于深厚软土地基或超软土地基, 在较大荷载作用下, 固结变形可以达到40%以上, 这时小应变假设就不合适了, 需用大变形固结理论来分析。Mikasa (1963) 和Gibson (1967) 研究表明, 通过假定有效应力与孔隙比之间是非线性关系、渗透系数与孔隙比有关、渗透速度以孔隙水与骨架的相对速度表示, 并采用孔隙比e为控制变量, 同时采用拉格朗日坐标或固相物质坐标系, 推导了一维大变形固结的基本控制方程:
该方程可以考虑土体非线性应力应变关系、固结过程中渗透性的变化、土体自重以及大应变等多种因素。从此, 在世界各国学者的共同努力下, 大应变固结理论的不断发展。
三、基于非达西渗流的非线性固结理论
在孔隙水渗流方面, 虽然Daray定律简洁且并广泛应用于多种饱和土中, 但其有效性一直受到质疑。因为在低渗黏性土中的许多渗流试验都不符合Daray定律。因此, Mersi G (1974) 等采用了孔隙比与渗透系数的线性关系进行分析, 但LawKT (1981) 却认为, 黏性土中的渗流存在一个起始水力梯度Ib, 只有当水力梯度I超过起始水力梯度, 克服了结合水的黏滞阻力后, 才能发生渗流。此时渗流方程可简化为,
其中, k是渗透系数。当Ib=0时, 上式退化为Daray定律。
Miller认为存在一界限比降, 小于该比降时, 没有可测量的渗流存在, 而在超过该比降后, v—i仍呈线性关系。Swartzendruber等发现并不存在界限比降, 但v—i呈非线性关系, 而提出了一些非Darcy形式的表达式。A.Mahinda提出了在渗透系数k和孔隙比之间有唯一关系。Log[k (1+e) ]与loge呈直线关系。由于e—logσ呈直线关系, 由此可以将固结系数与有效应力建立直接的关系。邓英尔 (2004) 等人研究了起始水力梯度时单向和径向的渗流, 并得出了压力传播并非瞬时到达介质末端的结论。
很明显, 只要起始水里梯度Ib>0, 离排水面较远土层的渗流就往往要滞后。但是按照Terzaghi固结理论, 加荷后瞬间整个土层就会产生渗流, 从而引起孔隙水压力的消散。这样, 由于Terzaghi固结理论忽略了起始水力梯度, 肯定会引起一定的误差。如果将黏性土的非线性固结模型与非达西渗流模型结合起来, 黏性土的渗流固结又会是一种什么样的过程呢?软土孔隙水压力随时间变化规律如何?这也应该是固结理论研究的内容。
四、固结试验研究的发展
要利用传统的一维线性固结理论正确估算超孔隙水压力的消散过程以及土体的沉降变形, 关键是有效地确定固结系数。确定固结系数的方法主要有四类:第一类由室内固结试验直接测定;第二类由渗透试验与压缩试验分别测定渗透系数和体积压缩系数;后根据定义推求固结系数;第三类由现场试验如“孔压圆锥贯入仪”测定固结系数;第四类是由现场实测沉降或孔压消散曲线分析反推固结系数。由于现场试验成本比较高, 所以长期以来室内试验还是确定固结系数的主要手段。
根据太沙基一维固结理论中固结度与时间关系曲线的各种特点, 国内外学者提出了许多根据室内固结试验数据确定固结系数地方法, 主要有时间对数法、时间平方根法、试算法、反弯点法和司脱克法等, 其中以时间对数法 (lgt) 与时间平方根 (t1/2) 最为常用。这些方法的准确性取决于固结试验过程中得到的不同时刻的位移变量读数与理论值的吻合程度。而大量试验结果表明, 往往这种吻合程度在各种时刻并不相同, 所以通过不同的方法得到的固结系数Cv的值有一定的差别。Duncan在文献中指出常用的时间对数法和时间平方根法通常会得出不同的Cv值。
要得到比较理想的试验结果, 往往要求具有良好性能的试验设备, 所以一直以来许多学者对固结试验设备进行了大量的研究工作。国外起步较早, 目前已有全自动液压固结仪和气动固结仪。Rowe和Barden (1966) 研制了一种新型的Rowe型固结容器, 后来通过不断改进后成为英国GDS公司的全自动固结试验系统。目前, GDS公司推出的最新产品是GDS先进固结试验系统, 它是由计算机控制并记录保存试验数据的自动固结渗透试验系统。谢康和、庄迎春等 (2005) 利用GDS先进固结试验系统, 对萧山软黏土的渗透系数进行了研究。
国内固结仪器的发展由于受到自身科技发展水平的限制, 相对而言比较滞后, 目前大都采用杠杆式固结仪。传统固结仪不能满足深入研究软黏土的需要, 如:研究在外加荷载作用下超孔隙水压力的消散情况。因此有的学者对传统固结装置进行了改装。他们大多从孔隙水压力的量测着手, 如施建勇、问延煦等在常规压缩仪的基础上, 研制了底部可测孔压的压缩仪, 在常规固结试验中测得孔压滞后和偏低的原因是土样与仪器的侧壁有摩擦。即使试验前进行仪器侧壁的减摩处理, 也并不能完全消除侧壁摩擦的影响。
对于非线性固结理论中所需计算参数测定要求能精确反映黏土的变形及非达西渗透特性, 其渗透过程相对复杂, 对仪器和设备的改装要求更高, 国内在此方面的研究还不多见, 还有待于我们去深入研究。
五、固结计算方法的进展
1925年, 太沙基 (Terzaghi) 建立了瞬时加荷下单层均质饱和土的单向固结微分方程, 即,
并获得了解析解解答:
式中, u为地基中任意一点z任一时刻t的超静孔压,
其中, Kv为土的渗透系数;e1为渗流固结前土的孔隙比;rw为水的重度;av为土的压缩系数;q为瞬时施加于地表的均布荷载;H为土层最大排水距离。Tv为时间因子, 即,
解析法是求解偏微分方程最经典的方法, 但由于数学方法上的困难, 许多问题特别是一些高维问题很难得到精确解析解。由于非线性一维固结方程求解的复杂性, 除了Cv为恒值的特殊情况, 解析解一般无法求得, 只能借助于数值方法来获得解答。随着近二、三十年来计算技术的发展, 解偏微分方程的直接数值方法——差分法和有限元法, 由于其解决问题的能力高, 已渐渐取代了经典的解析法。
饱和黏土固结理论是岩土工程中应用范围最广的理论之一, 各种修正和改进它的研究都是为了能更好接近实际工程。人们虽然已经在基于非达西渗流的饱和黏土固结理论取得了一定进展, 但还有许多工作有待深入研究。
孔隙比变量一维固结方程解析理论 篇2
关键词：一维固结,Terzaghi理论,孔隙比变量,边界条件,耦合
1923年Terzaghi提出的经典土体固结理论是在岩土工程中应用影响最为广泛深远的理论之一［1］。 自Terzaghi一维固结理论提出以来, 经受了大量工程实践检验, 在此基础上根据实际情况提出各种修正方法［2］。但是复杂土体固结沉降问题并没有完全解决, 理论预测计算与实测结果仍存在相当误差［3］。此外, 应用超压消散评判土体固结度并根据预估稳定沉降量预测某一固结时间实际沉降量存在较大误差, 原因在于超孔压消散与固结沉降为非同步耦合关系; 大量工程实践与室内试验也发现土体沉降发展速度远快于超孔压消散过程, 导致实际应力与应变固结度之间存在较大误差。
经典Terzaghi固结理论通过超孔压时间维度与空间方向上的逐步消散, 基于土体连续方程、渗流方程、有效应力原理以及渗流边界条件建立超孔压控制变量固结方程, 通过假定的超孔压消散与土体沉降间线性耦合关系计算小变形、线弹性均匀土样固结过程［4］。谢康和等［5］研究可变荷载作用下土体固结过程, 由得到的简化解析解得出土体沉降发展快于超孔压消散过程的结论; 魏汝龙［6］通过对施工现场沉降监测与沉降数据反演实际固结系数时发现土体现场实际沉降速率通常比用一维固结理论计算结果快很多; 针对固结系数测定, 应用线性假定基于Terzaghi固结理论, Taylor［7］提出的时间平方根法和Casagrande［8］提出的时间对数法成为室内试验确定固结系数的规范推荐方法; Gibson等［9］考虑土体过大沉降量引起的坐标误差, 在流动坐标系下建立大变形固结方程, 孔隙比作为固结方程控制变量, 应用大变形固结方程的孔隙比解答替代超孔压解答土体固结过程。
根据孔隙比与土体有效应力本构关系, 应用有效应力原理建立孔隙比与超孔压关系, 将超孔压变量转换为孔隙比变量［10，11］, 相应超孔压边界条件转换为孔隙比边界条件, 完成孔隙比固结方程建立与求解过程。边界条件、初始孔隙比分布、土体自重等对土体最终固结效果有较大影响, 根据孔隙比解析解答研究不同因素对固结过程及最终效果影响。
1孔隙比变量固结方程
Terzaghi固结理论以超静孔隙水应力为控制变量, 根据上下排水边界条件与荷载形成的初始超孔压分布求解固结方程。为便于得到孔隙比控制变量固结方程, 根据孔隙比与有效应力间线性耦合关系得到相应孔隙比固结方程。
1. 1超孔压固结方程
一维超孔压控制变量固结方程为
式 ( 1) 中: u为超静孔隙水应力; Cv为固结系数; t为固结时间尺度; z为固结土层空间坐标。
超孔压边界条件与初始条件可写为
式 (2) 中:Ω为排水边界;Γ为不透水边界。
坐标零点固定于底部不可压缩层, 方向竖直向上; 上边界透水, 下边界不透水, 土层初始孔隙水应力分布为u0, 土层固结示意图如图1所示, 式 ( 1) 解析解为
式 ( 3) 中: H为固结土层初始厚度; n = 1, 2, 3, …。
1. 2孔隙比固结方程
基于有效应力原理, 土体总应力由土骨架传递的有效应力及孔隙水应力两部分组成, 孔隙水应力包括静水应力和超静水应力两部分。
式 ( 4) 中: σ 为总应力, 固结中为定值不变; σ’为有效应力; uw、u为静水应力、超静孔隙水应力。
基于土体小应变线弹性假定, 有效应力与体积应变间满足线弹性土体本构关系, 表达为增量形式微分关系式为
固结中任意深度土层总应力按式 ( 6) 计算:
式 ( 6) 中: p为土层表面固结荷载。
基于有效应力原理, 将式 ( 4) 、式 ( 6) 代入式 ( 5) 对土层空间坐标z微分, 化简得
式 ( 7) 中: Gs为土比重; γw为孔隙水容重; mv为体积压缩系数; e0 ( z) 为土层坐标z处初始孔隙比; e1为土层初始平均孔隙比。
式 ( 7) 代入式 ( 1) 得孔隙比控制变量固结方程
图1土层单向固结示意图中, 上边界z = H为排水边界, 由式 ( 5) 积分得固结土层排水上边界条件
式 ( 9) 中: e∞为有效应力为零时对应孔隙比; et为上排水边界孔隙比。
固结土层下边界z = 0为不透水边界, 由超孔压边界条件, 令式 ( 7) 超孔压微分项du /dz = 0, 化简方程式 ( 7) , 整理为
1. 3孔隙比固结方程解析解
图1土层固结示意图中边界条件下, 土层固结问题归结为式 ( 11) 固结问题。
应用分离变量法, 方程式 ( 11) 解析解答为
式 ( 12) 中: n为自然常数, n = 1, 2, 3, …。
由式 ( 12) 可得单面排水情况下任一点、任意时刻相对初始态实际沉降量S ( z, t) 与平均固结度Ut。
式 ( 13) 中: St、S∞为固结历时t后沉降量、最终稳定沉降量。
2边界与初始条件及土体自重
2. 1边界条件
基于超孔压边界条件、应力与孔隙比关系确定孔隙比边界条件与实际孔隙比分布存在误差。实际计算中对于孔隙比边界条件根据土层固结情况以及压缩性指标具体处理。线弹性小变形土体, 体积压缩系数mv固结过程中变化不大, 采用式 ( 9) 、式 ( 10) 边界条件是可行的。但对于软土固结沉降, 边界孔隙比变化较大, 采用固定mv与土层实际压缩指标相差较大, 引起计算结果的不收敛。洪振舜［12，13］求解泥浆沉积固结方程, 将不透水边界条件简化为抛物线。薄土层固结试验, 忽略土层自重, 直接取不排水边界de/dz |z = 0= 0; 排水边界根据有效应力原理及压缩性指标计算稳定孔隙比, 固结中保持为定值。
2. 2初始条件
土层初始孔隙比分布e0 ( z) 根据实际情况采用不同分布形式。吹填土、回填土、薄层均质土等采用均匀分布孔隙比; 对于沉积土、正常固结土与超固结土, 孔隙比整体呈现非均匀分布, 随土层深度呈减小趋势, 应采用线性或非线性分布形式。土层初始孔隙比分布假定对固结计算效果影响较大, 应采用式 ( 14) 孔隙比分布曲线。
2. 3土层自重影响
土层自重影响体现在不透水边界条件的处理以及土层内部总应力的计算上, 不考虑土层自重, 取土粒比重Gs= 1, 由式 ( 6) 及式 ( 10) , 总应力仅与外加荷载及相对静水位相关, 不透水边界条件变为孔隙比关于坐标导数在边界处变化率为0。高孔隙比土层自重应力作为固结应力, 沿土层深度方向线性施加, 能够影响土层固结行为与固结效果, 通过边界条件的调整与初始应力水平的调整能够引起固结计算结果的较大误差。
3孔隙比固结方程算例分析
饱和黏土层厚度10 m, 位于不透水的坚硬岩层上, 上表层排水边界作用大面积竖直均布荷载, 土层初始平均孔隙比eavg为0. 8, 压缩系数av、渗透系数已知。固结计算土工参数取值如表1所示。
应力固结度与应变固结度
根据超孔隙水应力固结方程与边界条件式 ( 1) 、式 ( 2) 解析解答可得到土层应力固结度及超孔隙水应力沿土层发展消散规律; 由孔隙比固结方程解析解及应变固结度表达式 ( 12) 、式 ( 13) 得到土层应变固结度及孔隙比分布发展规律。均匀土样固结度计算结果如图2所示, 超孔隙水应力分布消散过程如图3所示。图2中固结度应力固结度与应变固结度基本重合, 误差很小, 说明小变形线弹性条件下, 超孔隙水应力消散与沉降同步耦合; 考虑土体自重加快土体固结进程。图3中孔隙水应力分布在固结过程中保持类抛物线分布特点。
初始条件、边界条件及土体自重影响分析
根据算例中土工参数数据, 假定孔隙比均匀分布与线性分布初始孔隙比条件, 并考虑土体自重与孔隙比边界条件影响, 计算不同计算工况条件下土体沉降量与孔隙比分布发展过程。沉降量与固结度计算结果如图4所示。
图4 ( a) 表明初始孔隙比分布对土体固结过程及固结效果都有较大影响, 均匀土样较不均匀土样沉降量大, 固结过程较不均匀土样慢, 固结度计算差异最大达到20% 。图4 ( b) 结果表明不计自重, 边界导数为零条件减小了固结沉降量, 减小量为原沉降量的18% , 说明边界条件对沉降计算结果影响较大。图4 ( c) 、 ( d) 为考虑土体自重影响对均匀孔隙比与非均匀土层固结效果影响, 两种工况的计算结果表明, 土体自重对固结度计算差异影响较小, 固结曲线基本重合, 但是对最终稳定沉降量影响较大, 考虑土体自重显著增大最终固定稳定沉降量, 引起的差异为20% 左右。
考虑土层初始孔隙比分布、边界条件及土体自重影响不同计算工况下土层孔隙比沿土层分布计算结果如图5所示。
图5 ( a) 、 ( b) 为均匀土样在考虑土体自重影响与否情况下的计算结果。土体自重与边界导数取值相关, 在固结过程中土体孔隙比保持类抛物分布, 边界导数取值决定了孔隙比分布曲线形态。均匀土样不考虑自重, 稳定孔隙比仍为均匀分布, 与实际固结情况相差较大, 土层固结稳定孔隙比岩土层范围内应呈现非均匀分布形态。图5 ( c) 、 ( d) 为非均匀土样在土体自重及边界条件影响下计算结果。根据预压荷载确定的固结稳定孔隙比大小与初始孔隙比相对大小关系决定了土层实际孔隙比在固结过程中的变化趋势, 上层土体在固结过程中保持压缩趋势, 下层土体初始孔隙比小于稳定孔隙比, 呈先增大后减小最终趋于稳定分布的发展趋势。
4结语
( 1) 基于Terzaghi一维固结理论建立孔隙比控制变量的固结方程, 根据排水边界条件以及孔隙比与有效应力间关系, 确定孔隙比固结方程边界条件, 得到固结方程解析解, 进而确定土层孔隙比沿空间与时间维度上的分布发展过程。
( 2) 孔隙比变量固结方程初始条件对固结效果与固结过程有显著影响, 非均匀土体固结沉降量计算结果小于均匀土样最终沉降量; 土体自重与边界条件共同影响土体固结效果, 考虑土体自重能增大固结沉降量计算结果, 得到的孔隙比分布与土体实际沉降过程更为相近。
固结理论论文 篇3
早在1925年, Terzaghi (太沙基) 就建立了饱和土单向固结微分方程, 并获得一定条件下的解析解。Terzaghi研究的是单向固结问题中的一种简单情况, 即地基中发生固结的土层只有一层, 外荷载瞬时一次施加且在固结过程中维持不变。后来Rendulic (伦杜里克) (1935) 将Terzaghi理论加以推广, 用类似于单向固结问题中的推导方法, 导出多维固结的基本微分方程。但在多维问题中, 它忽略了变形协调条件对固结过程中总应力的影响, 所获结果只是近似的, 只有在边界条件和初始条件均很简单的情况下, 多维固结Terzaghi—Rendulic方程才能获得解析解。Biot (1941) 从比较严格的固结机理出发推导了准确反映空隙压力消散与土骨架相互关系的三维固结方程, 称“真三维固结理论”, 而将太沙基三维方程称为“拟三维固结理论”。
Biot固结理论是针对线弹性土体建立起来的, 但已被推广并广泛应用于弹性非线性和弹塑性固结分析。在非线性分析中, 应力、位移和应变均以增量形式表示。Biot固结方程的基本假定:
(1) 土是均质的、完全饱和的理想弹性材料;
(2) 土体变形是微小的;
(3) 土颗粒和孔隙水均不可压缩;
(4) 孔隙水服从达西定律, 且渗透系数为常数。
Biot固结方程由两部分组成:
平衡方程为:
考虑有效应力, 根据有效应力原理可得:
弹性情况下, 用位移和孔隙压力表示的平衡微分方程非张量形式为:
上式中共有三个方程, 但包含ωi三个位移及孔压u总共四个未知函数。因此必须建立一个方程, 即连续性方程。由达西定律, 通过单元体xi面上的单位面积流量 (流速方向与坐标轴方向相同为正) 为:
式中, γw为水重度;ki为xi方向渗透系数。对于饱和土, 单元体体积压缩量速率应等于流过单元体表面的净流量之和, 即
εij=qi, j (5)
将 (4) 式代入后, 有
其非张量形式为:
这就是以位移和孔隙压力表示的连续性方程。饱和土体中任一点的孔隙压力和位移随时间的变化, 须同时满足平衡方程和连续性方程, 将两式联立起来, 便是比奥固结方程, 它是包含四个微分方程的微分方程组, 也包含四个未知函数, 在一定的初始条件和边界条件下, 可求解。若土的各项渗透性相同, Kx=Ky=Kz, 上式可简写为:
式中ᐁ2为拉普拉斯微分算子, K为渗透系数。
在数学上, 要解Biot固结方程是相当困难的。只是对于轴对称及平面应变中的某些简单的情况, 采用级数与积分变换的方法获得解析解。因此, 从1994年Biot固结方程建立以来, 一直没有在实际工程中广泛的应用。随着计算机技术的发展, 利用数值方法求解Biot固结问题提供了条件。
2 Biot固结有限元方程
现用虚功原理等对固结微分方程中的平衡方程和渗流连续性方程进行有限元分析。由于等参单元精度较好, 目前得到了比较广泛的使用。选择何种具体形式的等参单元取决于所谋求的分析精度, 同时又不太增加计算的工作量。为了兼顾位移精度和孔压精度采用四边形八结点平面应变等参元, 即对位移、孔压均采用平面八结点二次形函数。形函数为:
根据基本Biot固结理论公式、有效应力原理、几何物理方程和虚位移原理, 可推导增量形式的Biot固结的有限元平衡方程:
[Ke]{Δδ}+[Kep′]{ΔP}={ΔR}v (10)
式中:[Ke]为计算域在某计算时段对应结点位移的总刚度矩阵。
3 工程实例
图1为某一试验路堤剖面 (参考文献 (4) ) , 路堤设计为24m宽, 边坡值设计为1∶2。地基系单一土层, 土的重度为17.6kN/m3, 弹性模量E取1.0MPa (软土) , 泊松比ν为0.31, 渗透系数k为1×10-5/s, 地下水位埋深0.5m。建立数学模型并划分有限元网格。
考虑软土的塑性、流动性和施工扰动影响, 利用有限元分析得到的路堤沉降与实测沉降比较情况见图2, 从图中可以看出, 计算值与实测值大体较为吻合, 总的趋势是路堤上部位移较大。
4 结论
采用有限元方法求解比奥固结方程, 可以得到比较符合实际情况的路堤沉降规律, 其中须考虑软土的塑性、流动性和施工扰动影响。比奥固结方程表明, 路堤沉降随加荷时间的增长而增大。利用有限元分析得到的路堤沉降与实测沉降值大体较为吻合。
摘要：首先介绍Biot固结理论基础, 在此基础上建立固结分析有限元方程;通过有限元程序对某试验路堤进行计算分析。
固结理论论文 篇4
关键词：软土,不同固结度,三轴固结不排水剪切试验
软土大多分布于沿海地区,一般具有含水率高、孔隙比大、重度小、抗剪强度低、压缩性高及欠固结土的特点,其工程性质较差,属于软弱土层,会对地基的稳定性产生不利影响。为提高地基承载力和稳定性,一般对其进行地基处理后方可使用。因此,研究软土的工程特性是必要的。本文将重点研究海口市东海岸某人工岛项目中软土的不同固结度三轴固结不排水剪强度。
1.工程概况
本项目拟在距海口市东海岸约4.4km的铺前湾白沙浅滩内围海造地,形成人工岛。该人工岛距海口市中心约12km,东西长约8km,南北宽0.5~1.6 km,本工程填海面积约716公顷,护岸长度约23.97km。拟建人工岛位于南渡江出海口东北侧,铺前湾白沙浅滩内。白沙浅滩处于滨海区、南渡江出海口处,为一东西向砂质堆积体,-5m以浅长度连续12km,南北宽0.3~1.5km不等,中部较宽,两端较窄。砂体形态不规则,部分等深线呈锯齿状,其上有多个丘状砂堆。白沙浅滩北临琼州海峡,浅滩北坡水下地形起伏较大,其西段和东段陡坡倾斜率为10/100(5.7°)~15/100(8.5°),浅滩南坡较缓,为1°左右。根据已有的地质资料,护岸结构拟以重力式沉箱结构为主要型式。
勘察场地内局部地段存在层厚0.6~6.0m不等的(2)1淤泥质粉质粘土及其它软土层。软土层的三轴固结不排水剪切试验成果对地基的长期稳定分析提供了可靠的资料。
2.试验简介及数据分析
2.1土的抗剪强度
土的抗剪强度是指土在外力作用下抵抗剪切破坏的极限强度。土的抗剪强度可以认为是由颗粒间的内摩阻力以及由胶结物和束缚水膜的分子引力所造成的粘聚力组成。
影响粘性土的抗剪强度的因素很多,其中最重要的是排水条件。
2.1.1库仑定律
库伦定律是土的抗剪强度的基本理论。由法国科学家库仑提出。土的抗剪强度表达式如下:
τ=c+σtanφ
式中τ——土的抗剪强度(k Pa);
σ——剪切面上的法向应力(k Pa);
c——土的粘聚力(k Pa);
φ——土的内摩擦角(度)。
2.1.2土中任意点的应力状态及莫尔应力圆
首先取土体中任意一个单元体,假设作用在其上的大小主应力为σ1和σ3,与系式大如主下应:力σ1作用面成夹角α的平面上有剪应力τ和正应力σ。应力状态的关
同时,也可以用莫尔应力圆进行描述。在σ-τ坐标系中,以点(1/2(σ1+σ3),0)为圆心,以1/2(σ1-σ3)为半径画圆。其示意图如图1所示。莫尔应力圆圆周上某点A的坐标表示土体中该点位处与大主应力σ1作用面成夹角α的平面上的剪应力τ和正应力σ。从图1中可知,当2α等于90度时处于
2.1.3土的极限平衡状态
为了判断土体中某点是否处于极限平衡状态,可以在莫尔应力圆中绘制抗剪强度包线。若抗剪强度包线刚好与莫尔应力圆相切与图1中的A点,则表明A点处于极限平衡状态。莫尔—库仑强度理论表述了土体的极限平衡条件,其式如下:
莫尔—库仑强度理论表述的公式中可知:土体的剪切破坏面并不是α为45度时产生最大剪应力的平面,而与最大剪应力平面有一个φ/2的夹角。
2.2三轴固结不排水剪切试验
抗剪强度试验按排水条件可分为三种:(1)不排水剪切试验;(2)固结不排水剪切试验;(3)固结排水剪切试验。后两种试验结果差别不大。
三轴固结不排水剪切试验(应变控制式)的原理是在圆柱体试样上施加周围压力σ3(最小主应力),并保持不变,试样在周围压力σ3下进行排水固结,待固结完成后,然后对试样施加轴向应力q,在不排水条件下快速增加轴向应力q,破使坏试。样的剪应力逐渐增大,直至达到极限平衡即最大主应力σ1而使试样被剪切
三轴固结不排水剪切试验可以测得土样的总应力抗剪强度指标和有效应力抗剪强度指标。
饱和土的抗剪强度和固结度有关。而土只有在有效应力作用下才能固结。
一般采取3个试验进行一组三轴剪切试验,对3个试样分别在不同的周围压力σ3下进行剪切破坏,从而得到3个不同的总应力剪切破坏应力圆和3个不同的有效应力剪切破坏应力圆,分别绘制总应力和有效应力的公切线,即为抗剪强度包线,通常近似采取直线。由此得出总应力和有效应力的抗剪强度指标。如图2所示。
三轴试验有个非常突出的优点,即可以比较严格的控制试验的排水条件,试验中能测出孔隙水压力,所以能获得试样的有效应力。土的强度主要取决于有效应力的大小,有效应力才是土的抗剪强度的实质。
2.3土层的物理力学性质指标
本次采取(2)1淤泥质粉质粘土的试样,使用全自动应变控制式三轴压缩仪,对试样进行三轴剪切不排水剪试验。该土层的主要物理力学性质指标的平均值如下:天然含水率w=41.8%,天然重度γ=17.6k N/m3,孔隙比e=1.14,液限wL=31.5%,塑性指数Ip=14.2,液性指数IL=1.74,快剪试验粘聚力Cq=21.9k Pa,内摩擦角Φq=6.2度,固结快剪试验粘聚力Ccq=14.2k Pa,内摩擦角Φcq=16.9度,压缩系数av0.1-0.2=0.76MPa-1,压缩模量ES0.1-0.2=3.07 MPa,无侧限抗压强度qu=27.0k Pa,标贯击数N=1.2击。
从以上各指标可以得出(2)1淤泥质粉质粘土为软土层,其工程地质性质较差。
2.4本次试样的试验及分析
本次在(2)1淤泥质粉质粘土层中采取试样共19件,依照《土工试验方法标准GBT 50123-1999》每件试样制备成3个试样,本次试验中周围压力σ3分别施加100 k Pa、200 k Pa及300k Pa,分组进行固结度25%、固结度50%、固结度75%及固结度100%下的三轴固结不排水剪切试验。试验成果如表1所示:
本次对不同固结度下的有效应力指标进行绘图分析,见图3和图4。
从图3中可以得知,随着固结度的增加,三轴固结不排水剪的有效应力粘聚力c逐渐增加,在固结度≤小于75%时,与固结度基本呈线性增长,固结度与粘聚力的关系式如下:
c=2U+7.266
式中U——土体试样完成的固结度;
其相关系数R=0.949
在固结度>75%,粘聚力c随着固结度的增加明显增长。
从图4中可以得知,随着固结度的增加,三轴固结不排水剪的有效应力内摩擦角逐渐增加,与固结度基本呈线性增长,固结度与内摩擦角的关系式如下:
φ=18.2U+7.95
式中U——土体试样完成的固结度
其相关系数R=0.989。
通过本次试验得出了本地区(2)1淤泥质粉质粘土固结度和三轴固结不排水剪切试验强度的关系式,对地基处理及分析地基长期稳定性等提供了依据。
3.结论
随着软土固结度的增加,其三轴固结不排水剪的有效应力粘聚力c和内摩擦角φ也逐渐增加。内摩擦角与固结度基本呈线性增长关系;在固结度≤小于75%时,粘聚力与固结度基本呈线性增长关系;在固结度>75%,随着固结度的增加,粘聚力c增长更明显。
参考文献
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[2]唐炫.不同固结度下软土的力学特性[J].铁道勘察,2009(4).
污水厂污泥固结特性研究 篇5
关键词：污泥,淤泥,固结试验,固结系数,渗透系数,孔隙水应力
污水厂污泥(以下称为污泥)是污水厂在污水处理过程中所产生的沉淀物,其含水率(湿基)通常达到80%左右[1],是一种含有大量有机质(50%左右)、微生物、病原菌及有毒有害物(如重金属)等的胶状物质,存放时易产生恶臭[2,3]。污泥中含有的重金属、病毒微生物及有机污染物等容易在土壤、植物中富集,进入食物链危害人类健康[4,5];污泥渗滤液进入地下水层后会对水体产生污染,污泥焚烧处置过程中存在产生二噁英的可能,污泥处理处置问题亟待解决。由于污泥单位体积中含有80%的水分[6],通过脱水最大程度地实现污泥的减量成为污泥处理的关键问题。
目前,对于污泥脱水的研究主要集中在前期预处理(污泥调理)方面,郭亚萍,高健磊等[7,8]针对浓缩污泥如何形成良好的絮体的问题,通过添加不同的絮凝剂改变污泥的脱水性能;Wolny等[9]从改变污泥胶团结构的角度出发,采用超声波处理污泥,从而提高污泥的脱水性能。开始应用土力学方法研究污泥性质的是Brendan C. O’Kelly, A. Koenig[10,11]等,主要针对污泥填埋时的边坡稳定及长期沉降的问题,研究污泥的压缩及强度特性。此后M. C. Wang等[12]从污泥资源化利用的角度出发,研究将污泥作为防渗材料应用于垃圾填埋场时污泥的渗透性及影响因素。从机械脱水的原理出发,污泥脱水过程都是一个总应力作用下水分从孔隙中排出的过程,也就是土力学上的固结过程。因此通过固结试验研究污泥的固结特性,进而有针对性地改善污泥脱水性能具有重要的研究价值。
固结过程的本质就是孔隙水应力转化为有效应力,然而在室内采用常规固结仪进行的固结试验时,并不测量固结过程中的孔隙水应力的变化情况,那么污泥的固结试验是否也可以参照黏土和淤泥而采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm作为固结稳定标准,以及该稳定标准得到试验结果与孔隙水应力消散到0这个理论判定标准结果之间误差大小就具有重要的研究意义。
通过对常规固结仪进行改进,保证底部密封性的前提下在底部添加孔压计、顶部加上位移传感器能够长期连续测量固结过程中孔压及沉降量的变化,试验为顶部单面排水。并选用了2种典型的城市污水厂污泥并以湖泊淤泥为对比开展了固结试验。对采用两种固结稳定标准的试验结果进行对比,探究污泥固结试验合理的稳定标准,并研究污泥相关力学性质。
1 试验材料和方法
1.1试验材料
污泥取自苏州工业园区污水厂 (SZ)是使用带式压滤机脱水后的城市污水厂污泥;取自南京江心洲污水厂(JXZ)是通过离心脱水后的城市污水厂污泥;而淤泥来自于江苏淮安白马湖(BMH)的清淤工程。3种材料的基本性质如表1所示。
1.2试验方法
根据土工试验规范,试样含水量测定采用烘箱在(65～70) ℃的恒温下烘至恒量,用环刀法测密度,比重则采用比重瓶法进行测定,由于土体中含较高有机质,采用中性液体(煤油)代替纯水,进行真空抽气法排气,有机质含量的测定采用灼烧法(温度控制在600 ℃,灼烧至恒量)。
由于污泥含水率高,采用常规固结试验仪时,加压过程中容易导致污泥从侧壁缝隙挤出。为了减小由于污泥挤出带来的影响,对常规固结仪进行改进,减小了初级荷载值,避免了污泥由于较大压力的突然施加而挤出。考虑到污泥的初始孔隙比非常大、固结沉降量大的特点,改制环刀高度为4 cm。在保证底部密封性的前提下在底部添加孔压计、顶部加上位移传感器,配置了数据采集系统记测孔压及沉降量的变化,(改进后仪器如图 1)。同时为了避免试验过程中温度变化对孔压带来影响,试验室安装了昼夜运转的空调系统,基本保持了室温的恒定。试样采用真空抽气饱和,固结试验压力加载采用3.125～25 kPa逐级成倍加载。
2 结果
2.1污泥的固结稳定判定标准
先采用每级固结压力下1 h内试样的压缩变形量不超过0.005 mm这个土工试验规范判定标准作为固结稳定标准,逐级加载,通过顶部添加的位移传感器采集得到每级荷载下试验沉降量随时间的变化曲线,取其中2级荷载作用下沉降变化曲线,见图2。
从图中可以看出,对于BMH淤泥在各级固结压力下,满足该稳定标准后淤泥沉降量基本稳定,沉降曲线逐渐平缓;而两种污泥在满足该稳定标准后,沉降量仍然以较小的速率持续增长,在沉降曲线上表现为近似直线状态。
基于这个结果,认为污泥在满足该稳定标准时,固结可能并没有完成。因此采用孔隙水应力消散到0这个理论固结完成判定标准再次进行固结试验并与之对比,同时由于固结后期会在孔压很小的状态下持续缓慢,故采用了孔压消散到单级压力的 3%作为固结完成的判定标准,得到沉降量随时间变化曲线,取对应的2级荷载作用下沉降曲线制成图3。从图中可以看出,污泥每级荷载下的固结完成时间非常长(约30天左右),在很小的变形速率下压缩变形长期持续发生。
通过对比图2和图3,发现污泥固结采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm的固结稳定标准并不正确,固结并没有完成,试验得到的沉降量仅为真实沉降量的50%左右,从而后续利用沉降曲线计算得到的固结系数与渗透系数并不是污泥的真实固结与渗透系数。因此,对于污泥的固结试验,应采用孔隙水应力消散到3%作为稳定标准。
2.2污泥的压缩特性
将固结完成的结果整理成为e-lgp曲线,见图4。和一般软黏土相比试样的初始孔隙比非常大,淤泥为3.57,污泥则为5.23和6.61,一般黏土由于前期应力历史会出现屈服应力的折点,但淤泥、污泥在e-lgp曲线上均表现出直线状态,孔隙比与固结应力之间出现明显的对数关系,拟合得到如下公式
式(1)中,e0是初始孔隙比;Cc为压缩指数,e-lgp曲线上直线段的斜率。
从试验结果看出,污泥拟合的初始孔隙比与实测值之间存在差异,究其原因,除了可能受重塑制样及拟合程度的影响外,污泥经过机械脱水后存在卸荷及回弹的过程,这两个孔隙比的差值一定程度上反映了不可恢复的体积变形,即塑形体积变形,同时污泥中含有絮凝体结构,颗粒接触点处有一定的胶结力,能承受一定的压力而变形较小,使得在初期加荷阶段曲线平缓。
将固结试验中得到的压缩系数整理,如表2所示。可以发现固结压力作用下污泥、淤泥的压缩系数非常之大,体现出超高压缩性的特点。同时,压缩系数随着固结应力的增加逐渐减小,其变化范围可以达到4倍左右。
2.3污泥的固结特性
为了进一步了解污泥固结排水的过程,对试验中得到的准确沉降量与时间关系曲线,采用时间平方根法计算每级荷载的固结系数并进行整理,得到图5的Cv-p曲线。在不考虑初始含水量等因素影响的情况下进行对比,可以发现污泥与淤泥的固结系数相差在一个数量级以上,同时随着固结压力的增大,污泥与淤泥的固结系数的减小非常明显。
2.4污泥的渗透特性
通过得到的固结系数可以间接地计算出污泥、淤泥的渗透系数。图6为渗透系数随着固结压力变化而变化的情况。可以发现污泥与淤泥的渗透系数差异在一个数量级以上,污泥的渗透系数在10-7～10-9 cm/s之间,而淤泥的渗透系数在10-6～10-8 cm/s之间,均表现出相当低的透水性。在试验的荷载范围内随着固结压力的增大,污泥的渗透系数呈指数型减小,而淤泥的渗透系数变化则趋于平缓。
3 讨论
无论是污泥还是淤泥,初始试样都是具有大孔隙,结构非常松散,颗粒之间的有效应力处于很小的水平。经过初级荷载固结以后,颗粒之间出现有效应力,在这个过程中污泥和淤泥的固结变形量没有太大差异,但是在排水过程上,污泥的固结排水过程要远长于淤泥(10倍左右时间);在第2级固结压力作用下,淤泥的固结变形量比第1级有所减少,但是污泥则继续以很大的变形量发生固结。随着固结压力的增大,固结变形量表现出相同的规律。
污泥与淤泥或黏土最大的区别是污泥的固体物质中存在50%左右的有机物,这些有机物大多数是生物处理过程中的微生物残体。因此污泥中的水分赋存状态非常特殊,除了具有孔隙水、表面结合水以外,存在絮凝体内部的结合水和细胞颗粒内部的细胞水(或称为生物水),这两种水分能否在机械力(固结应力)作用下排出,一直是颇有争议的话题。从本次试验的固结应力范围内的排水现象来看,污泥的固结沉降量在较小固结应力作用下,以很小的变形速率压缩变形长期持续的发生,难以停止。这与一般黏土及白马湖淤泥的表现差异非常大,而两种污泥的孔隙比远大于淤泥,但是渗透系数却远小于淤泥(相差一个数量级以上)。污泥与淤泥的本质差异是由于污泥组成成分中存在大量有机物絮体,有机物絮凝体使污泥中水分难以排出,因此固结时间非常长。
4 结论
(1)对于污泥固结试验,每级荷载下固结持续时间非常长,应该采用孔隙水应力消散到3%作为稳定标准,采用1 h内土体的压缩变形量不超过0.005 mm的固结稳定标准所得到的沉降量仅为真实沉降量的50%左右。
(2)污泥含有大量有机质,具有很高的压缩性,固结试验计算得到的固结系数在10-5～10-6 cm2/s范围,同时表现出相当小的渗透性,渗透系数在10-7～10-9 cm/s范围。
(3)污泥中存在的大量有机物絮体是造成污泥固结时间非常长、水分难以排出的主要原因。
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三亚海相软土次固结特性研究 篇6
对于软土,在固结过程中超静孔隙水压力消散为零后,主固结变形完成,有效压力基本稳定的条件下,因土粒表面的结合水膜蠕变及土粒结构重新排列等引起的较为缓慢的变形称为次固结变形。1936年,布依斯曼[1](Buisman)发现在次固结变形阶段土的变形与时间对数成线性关系,并提出次固结系数这个概念,次固结系数是表征饱和软粘土蠕变特性的一个重要指标,也是用来计算次固结变形量的一个重要参数。Bjerrum.L.[2]认为次固结系数与固结压力无关;师旭超[3]认为广西海相淤泥在固结压力100kPa、200kPa作用下的次固结系数与固结压力无关。但也有学者在室内实验中观察到,次固结系数不是一个常数,而是随固结压力变化的。殷宗泽等[4]通过等时e～lgp曲线建立起时间与荷载的关系,从而使次压缩不仅仅与时间有关,而且也与荷载有关;Mesri,Godlewski[5]认为次固结系数取决于最终固结压力;余湘娟[6]提出对超固结土,次压缩系数随荷载增大而增大,对正常固结土,次压缩系数随荷载增大而减小;邵光辉[7]认为结构性对海相软土的次固结系数有明显影响。本文通过大量的室内试验结果,揭示了三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关,次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,峰值出现在固结压力为100kPa左右,随后下降。这对海相软土地基的设计与工程实践有一定的指导意义。
1 三亚海相软土的形成年代
自晚更新世以来,随着末次冰期结束,全球海平面迅速升高,三亚地区也由广大的陆地变成了一片汪洋,到全新世中期,海平面上升到现今海平面之上4～8m位置,在末次冰期暴露成陆的三亚湾、榆林港等地被海水淹没,此后,海平面位置在小幅震荡变化中保持总体降低趋势。随着海水入侵,三亚海域沉积了一套厚层海相软土,野外勘察发现,在大东海、榆林角以南海域,海相软土最大厚度为36m,夹粉细砂层,反映了在全新世期间至少发生了一次幅度较大的海退事件。在钻孔孔深14m和23m处采取软土样品进行14C年代测定,年龄分别为9810+195年、11060+125年,考虑到软土二次沉积作用的污染,该测定年龄偏老。
2 三亚海相软土的基本特性
三亚海相软土自上而下可分为两层:(1)层为淤泥质粉质粘土,厚度一般20m左右,为全新世中晚期沉积物,工程地质性质较差;(2)层为淤泥质粘土,厚度一般3m左右,局部尖灭,为全新世早期沉积物,底部为软塑状粘土。两层软土之间夹有一层粉细砂层。因(1)层软土厚度大,力学性质差,对工程影响较大,有一定的代表性,本文以(1)层软土为研究对象。
三亚海相软土是比较典型的海积软土,具备软土“三低三高”的基本特性,即:具有高含水量、高孔隙比、高压缩性、低强度、低渗透性、低固结系数等特性,同时也有其特殊性。根据试验结果统计了三亚海相淤泥质土的物理指标:天然含水量为34.9%～59.4%,平均为52.9%;比重为2.70;天然孔隙比为1.021～1.496,平均为1.438;天然重度为16.3～19.2kN/m3,平均为17.0kN/m3;干重度为10.2～14.0kN/m3,平均11.2kN/m3;液限为30.6%～46.4%,平均为39.9%;塑限为19.6%～28.0%,平均为23.7%;塑性指数为16.2;液性指数为1.8;灵敏度平均为3.0;含盐量为1153.7～1456.4mg/100g。三亚海相软土沉积时间短、固结程度很低、沉积厚度大,土质均一细腻,不具层理或微具层理,微具臭味,既不像河口三角洲相软土间夹薄层粉细砂,也不像一般海相软土混有粗颗粒砂,反映了其形成于深水静水还原状态的海相沉积环境。
3 次固结试验内容与结果分析
3.1 试验内容及结果
本文室内土工试验土样为取自三亚市斩颈角西部海域的16件原状软土,试验土样利用薄壁取土器取得,在运输过程中使扰动减小到最低限度,使试样保持较高的原状性,为减少温度因素的影响,全部试验在恒温室进行,温度为25±0.5℃。次固结试验选用有侧限的常规固结仪,进行了不同加荷历时的分级加载试验方法的室内单向固结试验,分级加载试验的加载比为1,固结压力从50kPa到400kPa,逐级加到所需荷载后直接测读次固结变形。根据次固结系数的定义,从一系列不同固结压力下孔隙比和时间的半对数关系曲线中主固结完成后直线部分的斜率得到不同固结压力下的次固结系数。各级固结压力对应的次固结系数特征值如表1所示。
影响次固结试验结果的因素是多方面的,例如取样扰动、操作人员的技能差异、试验过程中的温度变化、外界机械振动等都会给试验结果带来误差,另外,施加荷载时,软土中产生超静孔隙压力,孔隙水外排并产生固结变形,由于软土的渗透性差,孔隙水外排的压缩固结过程需要较长的时间才能完成。为了能更好地分析次固结系数Ca与时间t的关系,需要进行足够时间的量测。
3.2 次固结系数变化特征
将16件三亚海相软土试样不同固结压力下的次固结系数点绘于图1。
由表1、图1可见,三亚海相软土的次固结系数为0.0082～0.0159,说明三亚海相软土的次固结特性高。次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,以后下降,峰值在100kPa左右。显然,次固结系数不仅随固结压力的变化而变化,而且具有一定的规律性:当固结压力较小时,次固结系数也较小;而固结压力在100kPa左右时,次固结系数最大;当固结压力小于100kPa时,次固结系数随固结压力的增大而增大;当固结压力大于100kPa时,次固结系数随固结压力的增大而减小,并逐渐趋于一定值。因此,可以认为,三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关。
3.3 应力历史对次固结系数的影响
由c法(卡萨格朗特法)、f法[8]分别得出三亚海相软土的前期固结压力为99.5kPa、100.4kPa,即约等于土体的自重应力100kPa,说明该土层为正常固结土。本文所做的试验结果表明,次固结系数的峰值所对应的压力都在前期固结压力附近。当荷载小于前期固结压力时为超固结状态,次压缩量小是不言而喻的;随着荷载增加,愈来愈接近正常固结状态,因此次压缩系数增加;当荷载超过前期固结压力时为正常固结状态,随着荷载的增大,正常固结土越来越密实,在相同历时下的变形就越来越小,表现为次固结系数随着压力的增加也会越来越小。
根据对试样先期固结压力的确定,可以推测,次固结系数与应力历史有关,或者说与超固结比OCR有关:当荷载小于先期固结压力时,随着荷载的增大,次固结系数逐渐递增,并在OCR接近于1时达到峰值;而当荷载大于先期固结压力后,土样处于正常固结状态,随着荷载的增大,次固结系数逐渐递减。
因此,在分析软土的次固结特性时,首先须确定土体的固结状态,试验结果表明:对超固结土,次压缩系数随荷载增大而增大;对正常固结土,次压缩系数随荷载增大而减小。
4 模型的建立
4.1 次固结系数与固结压力的关系拟合
为了进一步探讨次固结系数与固结压力的关系,可以建立修正的双曲线模型:
来拟合固结压力大于100kPa时次固结系数与固结压力的关系。为了便于确定A、B参数,可将式(1)变化为:
式中:A为线性方程的斜率;B为线性方程在纵坐标上的截距。本次试验得出的三亚海相软土的次固结系数与相应固结压力100kPa、200kPa、400kPa的数值关系,由最小二乘法计算得到修正双曲线模型参数:A=0.009,B=0.486,相关系数R=0.992。把参数代入式(1)得到三亚海相软土修正双曲线模型:
由此模型可知,当固结压力大于100kPa时,次固结系数随着压力的增加而减小,并逐渐趋于一定值,即:A=0.009。
次固结系数的测定是一项费时费力的工作,在工程实践中,可根据工程特征要求,用此类模型来推算不同固结压力下的次固结系数。
4.2 次固结沉降量的估算
次固结沉降是地基土中超静水压力全部消散,土的主固结完成后继续产生的那部分沉降,以孔隙水压力消散为依据的经典太沙基固结理论未考虑次固结导致的沉降,目前工程中大多按Buisman[9]建议的半经验法估算次固结沉降量,即:在时间t时的地基的次固结沉降量可按下式估算:
式中:Ca为次固结系数;H为压缩土层的厚度;t为需要计算次固结的时间;t100为相当于固结度为100%时的时间;e0为天然孔隙比。
值得一提的是,目前工程中计算次固结沉降量时所采用的次固结系数为各级固结压力下的次固结系数的平均值(本文称为常规法)。利用式(4)估算次固结沉降量时,次固结系数应采用相应固结压力下的Ca值(本文称为建议法),使次固结沉降量的估算更符合次固结的变形机理。
5 工程应用
三亚淤泥质土厚度为20m,初始孔隙比为1.438,由室内压缩试验计算得到主固结完成时间为43 min,根据表1试验结果,得到各级固结压力下的次固结系数的平均值为0.01118;在固结压力为400kPa荷载作用下的次固结系数为0.01034。
采用常规法、建议法按式(4)计算得到在固结压力为400kPa的荷载作用730d后的次固结沉降量分别为:常规法为402.5mm、建议法为372.2mm,两种Ca取值方法所得次固结沉降量相差7.51%,可见,采用常规法估算次固结沉降量偏于保守。
根据式(3)可推算出在固结压力为800kPa荷载作用下的次固结系数为0.00961。采用建议法按式(4)计算得到在固结压力为800kPa的荷载作用730d、1460d下的次固结沉降量分别为345.9mm、369.7mm。
同理,根据式(4)可推算出在工程使用年限(30年)内,该淤泥质土层在固结压力为800kPa荷载作用下的次固结沉降量为431.0mm。这可为海相软土地基的设计与施工提供依据。
6 结论
(1)试验结果表明,三亚海相软土的次固结系数与固结压力有关,次固结系数随着荷载的增加起初是上升的,以后下降,峰值出现在固结压力为100kPa左右。
(2)在固结压力大于100kPa时,三亚海相软土的次固结系数与固结压力关系模型为式(3),在海相软土地基的设计与工程实践中,可用此类模型来推算不同固结压力下的次固结系数。
(3)按式(4)估算次固结沉降量时,次固结系数应采用相应固结压力下的Ca值(即:建议法),使次固结沉降量的估算更符合次固结的变形机理。
(4)按式(4)估算工程使用年限内的次固结沉降量,可为海相软土地基的设计与施工提供依据。
参考文献
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[8]胡中雄.土力学与环境土工学[M].上海:同济大学出版社,1997,229～231.
大坝基础灌浆膜袋式固结灌浆技术 篇7
金平水电站位于四川省甘孜藏族自治州的康定县境内、大渡河左岸支流金汤河干流中游, 为金汤河干流梯级开发的第一级水电站, 混合式开发。坝址位于子龙沟口下游2.9 km处的园岩窝, 至金汤河河口公路里程约50 km, 距康定县城107 km。
金平水电站以发电为主, 兼顾生态环境用水。水库正常蓄水位为3 090.00 m, 死水位为3 037.00 m, 总库容2 380万m3, 调节库容2 030万m3, 具有季调节能力。电站装机2台, 总装机容量10万kW。
枢纽建筑物主要由碾压沥青混凝土心墙堆石坝、左岸竖井溢洪道、右岸放空及生态输水建筑物、右岸引水建筑物及右岸地下厂房等组成。首部枢纽由沥青混凝土心墙堆石坝、右岸取水口及左岸竖井溢洪道等建筑物组成, 碾压沥青混凝土心墙堆石坝坝顶高程为E.L.3 093.50 m, 坝轴线长268.00 m, 最大坝高91.50 m。大坝基础河床段覆盖层固结灌浆工程量见表1。
2 膜袋式固结灌浆施工技术
2.1 施工程序及灌浆施工工艺流程
膨胀膜袋式固结灌浆施工工艺流程见图1。
固结灌浆施工遵循逐渐加密的原则进行, 在分组及排序上遵循先外后内的原则, 先灌上、下游最外边的I序孔, 而后向内逐渐加密。同一排上灌浆孔的施工, 应依照设计规定的次序进行。同一次序的孔可以同时施工。不同次序的孔, 后一次序的灌浆孔段应在前一次序的灌浆孔灌浆结束后进行。
2.2 灌浆孔分序
大坝固结灌浆分为I序和II序孔, 孔排距为1.5 m, 孔距为1.5 m。
一个坝段或一个单元工程内, 同一排上相邻的两个次序孔之间, 灌浆的间隔高差不小于15 m。
2.3 钻孔
2.3.1 钻孔孔径
(1) 普通灌浆孔采用冲击器跟管钻进, 孔径均为Φ146;
(2) 检查孔为方便取芯, 采用金刚石回旋钻进跟管至设计孔深后进行膨胀膜袋式“孔内阻塞、自下而上分段”法灌浆, 孔径为Φ127;
(3) 其余膜袋堵塞灌注法孔径均为Φ146。
2.3.2 钻孔段长
固结灌浆钻孔分段长度采用自上而下分段。第一段 (接触段) 为5 m, 第2段为5 m, 第3段为5 m。
2.3.3 钻孔方法
根据不同钻孔要求, 采用硬质合金钻头冲击回转跟管钻进和金刚石钻头回转钻跟管钻进两种方法。
(1) 设备。选用XY-2回转钻机和锚固钻机LK70, TTB200/12高压灌浆泵。
(2) 机具。CIR90、CIR70冲击器、Ф127金刚石钻具。
(3) 钻进参数。硬质合金钻头冲击回转钻进的钻进参数见表2。
2.3.4 钻孔保护
各灌浆孔和灌后检查孔钻孔结束后, 孔口应妥善保护, 严防污水、污物流入孔内。
2.4 钻孔冲洗及压水试验
2.4.1 钻孔冲洗
灌浆孔全孔钻孔结束后, 用风水联动进行全孔一次性冲洗, 冲洗压力:风压采用10%～20%灌浆压力, 并不大于0.5 MPa。
2.4.2 压水试验
(1) 固结灌浆孔灌浆前的压水试验应在钻孔冲洗后进行, 试验孔数不少于灌浆总孔数的5%。单点法压水试验按DL/T5148-2001《水工建筑物水泥灌浆施工技术规范》附录A执行。
(2) 灌前的压水试验I序孔按单点法压水方式进行, II序孔按简易压水方式进行, 压水压力为灌浆压力的80%, 但若该值大于1 MPa时, 采用1 MPa;, 压水20 min, 每5 min测读一次压入流量, 取最终值作为计算岩体透水率q值的计算值;
(3) 质量检查孔使用单点法进行稳定压水试验;
(4) 吸水量的稳定标准:在设计压力下, 每5 min测读一次压入流量, 当试验成果符合下列标准之一时, 试验工作即可结束, 以最终流量读数作为计算流量:1) 连续四次读数, 其最大值与最小值之差小于最终值的10%;2) 其最大值与最小值之差小于1 L/min。
(5) 压水过程使用灌浆自动记录仪记录。
(6) 压水试验成果以透水率q表示, 单位为吕容 (Lu) , 其计算公式为:0
式中:q—试段 (基岩) 透水率 (Lu) ;
Q—压入流量 (L/min) ;
P—作用在试段内的全压力 (MPa) ;
L—试段长度 (m) 。
2.5 灌浆配置
2.5.1 灌浆设备机具性能要求
(1) 灌浆施工配备高速搅拌机、低速搅拌机、灌浆泵、自动记录仪、压力表、灌浆管路、耐蚀阀门、孔内阻塞器、比重计、温度计等灌浆所需设备与器材;
(2) 浆液搅拌机的搅拌能力与灌浆泵的排浆量相适当, 并能保证均匀、连续地拌制浆液;
(3) 灌浆泵采用三缸以上活塞式高压灌浆泵, 容许工作压力大于最大灌浆压力的1.5倍, 其压力摆动范围不大于设计灌浆压力的20%, 并应有足够的排浆量和稳定的工作性能。必要时, 安装随机配置的稳压装置;
(4) 灌浆管路采用钢丝编织胶管, 能承受1.5倍的最大灌浆压力, 并保证浆液流动畅通;
(5) 压力表量程与各工序作业使用的压力相适应, 使用压力宜在压力表最大标值的1/4～3/4之间。灌浆现场配备不同量程的压力表, 压力表应经常检查其灵敏度, 并定期进行率定, 不合格的和已损坏的压力表严禁使用。压力表与管路之间应设有隔浆装置, 以防止浆液进入压力表中, 使压力表损坏或失灵;
(6) 灌浆泵和进浆管宜安装压力表;
(7) 灌浆自动记录仪应经有关部门鉴定, 能测记灌浆压力、注入率和浆液比重。使用过程中应按厂家要求放置干燥剂, 并定期更换, 以防电子元件受潮。经率定的灌浆自动记录仪与传感器, 一仪一器不能互用, 必须换用时, 需重新率定;
(8) 所有灌浆设备应注意维护保养, 保证其正常的工作状态, 并有充足的备用量。
2.5.2 灌浆设备机具配置
灌浆施工设备及机具配置:TTB200/12高压注浆泵、JJS-2B双层储浆搅拌桶、中大华瑞灌浆自动监测系统、量程2.5 MPa～10 MPa压力表、高压钢丝编织灌浆管、高压耐蚀阀门、灌浆膨胀模袋、比重称、婆梅氏比重计、温度计等。
2.6 灌浆
2.6.1 灌浆方法和方式
(1) 灌浆方法。1) 固结灌浆孔采用膨胀膜袋式“孔内阻塞、自下而上分段”法灌注为主;2) 此时灌浆孔 (全孔段) 采用膨胀膜袋 (见图2) 式“孔内阻塞、自下而上分段”法灌注, 即先将灌浆孔跟管钻进至设计孔深, 全孔一次性洗孔后, 完整、精确的下入整孔各段次的灌浆膨胀膜袋及射浆管路 (各段次灌浆管路做好明显标志) 。最后按照“孔内阻塞、自下而上分段”法进行各段次的灌浆;3) 检查孔采用金刚石回旋钻进跟管至设计孔深后进行膨胀膜袋式“孔内阻塞、自下而上分段”法灌浆;4) 施工图有明确规定时, 应按施工图规定执行;5) 灌浆方式:采用纯压式的灌浆方式, 射浆管口距孔底距离不大于50 cm;
(1) —各段膨胀模袋阻塞; (2) —第一段灌浆管及模袋注浆管; (3) —第二段灌浆管及模袋注浆管; (4) —第三段灌浆管及模袋注浆管; (5) —孔底射浆管及支撑管。
2.6.2 灌浆段长划分
灌浆段长划分见表3。
2.6.3 灌浆压力
(1) 各灌浆孔段的灌浆压力
大坝基础覆盖层各灌浆孔段的灌浆压力按表4控制。
(2) 灌浆压力以进浆管压力表读数为准, 压力表读数以中值为准, 压力表指针摆动范围小于灌浆压力的20%, 摆动幅度应做记录。灌浆自动记录仪应记录间隔时段内灌浆压力的平均值和最大值;
(3) 特殊情况下不宜按规定灌浆压力灌浆时, 除非设计另有规定, 否则应事先报请监理工程师批准。
2.6.4 浆液比级及变换
(1) 灌浆浆液以普通纯水泥浆液为主;
(2) 浆液水灰比。1) 普通纯水泥浆液水灰比 (重量比) 采用2∶1、1∶1、0.8∶1、0.5∶1等4个比级;2) 开灌水灰比采用2∶1;3) 灌前钻孔失水、不起压等孔段根据现场实际情况可采用0.5∶1的浓浆开灌。
(3) 浆液变换。1) 灌浆过程中, 灌浆压力保持不变, 注入率持续减少, 或当注入率不变而压力持续升高时, 不得改变浆液水灰比;2) 满足下述条件之一时, 应变浓一级水灰比灌注:条件一:注入量大于300 L, 且灌浆压力不变;条件二:灌注时间已达1 h, 且灌浆压力不变、注入率无显著改变。3) 当注入率大于30 L/min, 视具体情况可越级变浓水灰比。4) 灌浆过程中, 每隔10～15 min测记一次浆液密度, 浆液变换及灌浆结束时测记浆液比重。
2.7 灌浆结束标准
满足下述规定时, 灌浆段可结束灌浆:在设计规定的压力下, 当吸浆量不大于1 L/min后, 继续灌注30 min, 之后即可结束灌浆工作。
2.8 封孔
每段次灌浆结束后, 机械压入于当前段次孔内占浆相等 (不得小于孔内占浆) 的0.5∶1浓浆, 置换孔内稀浆并封闭进浆管里。待接触段灌浆结束后采用干缩砂浆封平孔口。
3 结语
四川甘孜州金平水电站大坝基础是覆盖层, 只能采用Φ146冲击器根管钻进才能成孔, 用膨胀膜袋进行孔内阻塞, 才能采用“自下而上分段”法灌浆。采用膨胀膜袋式固结灌浆比常规灌浆节约水泥20%～30%, 降低了成本, 经济效益可观。
摘要：大坝基础固结灌浆采用膜袋式灌浆, 经过近几年来的研究和工程应用, 此技术发挥了巨大的作用, 取得了良好的经济效益。文章通过固结灌浆采用膜袋式灌浆设计及其性能研究和施工实际应用, 介绍膜袋式灌浆的施工技术。