沉降规律（精选7篇）
沉降规律 篇1
摘要：采用太沙基固结理论以及砂井地基巴隆解析解, 在不考虑涂抹区作用的基础上, 通过计算机电算, 分析了大连港搬迁改造项目排水板处理软土地基堆载预压作用下地基沉降规律, 并与实测软基沉降进行对比, 分析并预测了大连港搬迁项目排水板处理软基沉降量及固结度变化规律, 获得了较为理想的效果。
关键词：堆载预压,塑料排水板,地基沉降
堆载预压法是排水预压法的一种, 是软土地基常用处理方法, 通过预压荷载产生的附加应力使地基产生超孔压, 然后孔隙水通过排水板排出, 地基产生固结压缩。排水板为竖向排水通道, 可以加速地基固结, 对于工程来说, 准确预测地基各个时期沉降量及固结度对工程施工及设计非常重要, 而对于砂井地基或排水板处理地基常用固结理论为太沙基理论, 巴隆固结解。
1 固结原理
土是由固、液、气三相组成, 土体的固结过程也就是液体、气体的排出过程, 土体骨架发生错动的结果, 因此, 土体固结的快慢与土体中液体、气体的排出速率有关, 在1925年, 太沙基建立了单向固结的基本微分方程, 按太沙基单向固结理论计算固结过程, 在某一压力作用下, 饱和土的固结过程, 就是土体中各点的超孔隙水应力不断消散, 地基有效应力逐渐增加的过程。根据巴隆固结解析解得出以下结论。
瞬时加荷下砂井地基固结度。竖向排水平均固结度:
横向排水平均固结度:
砂井地基总的平均固结度:
其中, Tv为竖向固结时间因素, Tv=cvt/H2;Th为横向固结时间因素, ;cv, cn分别为竖向和径向固结系数, cm2/s;n为井径比, n=de/dv;t为时间, s;H为土层的竖向排水距离, m, 双向排水时H为土层厚度的一半, 单面排水时H为土层厚度;de, dw分别为砂井距、砂井直径。
逐渐加荷下砂井地基固结度:
其中, Ut为多级等速加荷下, t时刻修正后的平均固结度;Urz为瞬时加荷下的平均固结度;tn-1, tn分别为每级等速加荷的起点和终点时间;Δpn为第n级荷载增重;∑Δp为第n级荷载起始和终止的时间。
考虑砂井 (塑料排水板) 作用的线性加载时的固结度改按下式计算:
其中, ti为历时;Ti为i级荷载加载历时, 泊松比v近似取0.4;Ch为水平向固结系数, 计算时取竖向固结系数, 考虑涂抹影响, 近似取s=1.2, β=7.0。
2 工程概况
大连某工程位于大连湾南岸, 通过挖泥, 大开挖段地基内存留约12 m厚淤泥质土, 打设排水板后, 抛填碎石层和中块层整平后, 安装大圆筒, 圆筒为钢筋混凝土结构, 上部外径8.0 m, 内径7.3 m, 高度7.6 m, 底部外径9.0 m, 内径6.3 m。外形见图1, 圆筒安装后常年受海浪影响。圆筒满载后上部建设胸墙, 因为圆筒高度一定, 为了防止圆筒高低不平, 影响景观工程效果, 必须较准确预测圆筒加载沉降量以及固结时间, 为上部胸墙设计以及施工时间提供理论及实践指导。
3 地质条件
根据勘查报告及经过挖泥后, 基床内存在软土为:
(1) 流泥 (Q4m) :灰黑色, 饱和, 流塑, 具腥臭味, 多见贝壳碎片, 钻进十分容易, 钻孔缩径严重, 岩芯采取十分困难。
(2) 淤泥 (Q4m) :黑色或黑灰色, 饱和, 流塑, 具腥臭味, 多见贝壳碎片, 钻进容易, 缩径。顶面高程-14.13 m~-8.08 m, 顶面埋深5.6 m~10.8 m。底面高程-18.23 m~-11.46 m, 钻孔揭露厚度1.6 m~5.7 m。
(3) 淤泥质粉质粘土 (Q4m) :黑灰色, 饱和, 软塑, 局部可塑, 具腥臭味, 偶见贝壳碎片, 无摇震反应, 干强度中等, 韧性中等, 切面稍有光泽, 部分钻孔底部有薄层粉质粘土。
土体物理力学性质详见表1。
软土层厚度约12 m, 施工过程中打设了塑料排水板SPB-B型排水板, 换算成砂井直径74 mm, 正方形布置, 间距1.0 m。圆筒回填一般1 d完成。软基处理断面图见图2。
根据式 (1) ~式 (5) 通过电算的方式, 计算结果并与实测数据进行比较, 见图3。
由图3实测沉降曲线和理论计算结果对比曲线可知, 在加载初期理论计算沉降值比实测值较小, 但随着观测时间的延伸, 到一定时间后实测沉降值开始比理论计算值偏小, 且两者最终趋于一致的变形特性, 在土上表现为两条曲线基本重合。且从图3中可见, 在完成全部荷载施加后约30 d地基固结度达到90%。
以上现象主要是因为初期地基排水效果较好, 且地基侧向挤出, 地基产生较大塑性变形引起的, 而理论计算是建立在达西定律的基础上, 且整个过程渗透系数为常数, 且地基只发生竖向压缩, 因此, 初期实测沉降量较理论计算值大, 且随着地基变形逐渐增加, 土体渗透系数逐渐减小, 而计算中没有考虑这一特点, 因此, 后期出现实测沉降量略小于理论计算值现象。但随着时间因素的影响, 最终趋于一致。
4 结语
根据以上计算分析, 得出以下结论:
1) 砂井地基固结理论计算地基沉降及地基固结度与实测值有较好的一致性。2) 理论计算沉降量与实测值由初期实测沉降值略大于理论计算值, 到一定时间又表现出略小的特点, 后期则基本一致。3) 在全部荷载施加完成后, 约30 d后, 地基固结度可以达到90%。
参考文献
[1]钱家欢, 殷宗泽.土工原理及计算[M].北京:中国水利水电出版社, 1996.
[2]赵维炳, 施建勇.软土地基固结与流变[M].南京:河海大学出版社, 1996:62-77.
[3]黄绍明, 高大钊.软土地基与地下工程[M].第2版.北京:中国建筑工业出版社, 2005:405-413.
[4]顾保健, 王义明, 孙彬.堆载预压处理软基的应用实例[J].水运工程, 2003 (1) :53-60.
[5]王长明.海积软土堆载预压试验监测结果分析与加固效果评价[J].吉林地质, 1998, 17 (3) :70-74.
高填方路基沉降变形规律研究 篇2
设计计算模型时需要结合山区的实际情况,对高速公路路堤具体分析后才能找出具体的计算方式。此次主要是平坦地基路堤、斜坡地基路堤、折线性地基路堤3种典型路堤结构为原型,对各种地基条件下路堤的工后沉降变化规律详细分析。从山区路堤填料以及地基土体的相关特点看,对数值分析模型构建过程中,地基土体分成2层,路堤都根据统一压实度选择相同的土性指标实施计算分析。
2 土体本构模型
计算采用通用的理想弹塑性本构模型以及在土力学中使用比较广泛的Mohr-Coulomb破坏准则进行计算分析。Mohr-Coulomb准则用平面状态下的主应力可以表示成:
式中:c为土体粘聚力;φ为土体摩察角;σ1、σ3为土体的大小主应力。
在应力空间中,以I1、J2、θσ替换σ1、σ3,Mohr-Coulomb屈服准则可以写成:
其中:
式中:I1为应力张量第一不变量;J2为应力偏量第二不变量;θσ为Lode角。
3 不同地基上路基的沉降变形规律
3.1 平坦地基
计算时地基的厚度为10m,地基上层厚度为3m,下层厚度为7m计算,路堤高度15m。路基根据3阶段分级填筑,每级路堤厚度在5m,每级的填筑速率都以0.2m/d完成,第1阶段填筑结束固结30d,第2阶段填筑结束后固结50d再实施第3阶段的填筑,第3阶段填筑完成后再固结近650d。计算分析结果见图1、图2。
路堤底部中心点在时间变化下出现的沉降变形关系,如图1。对每一级的加载处理时,路堤中心底部都会出现大幅度的沉降。当路基填筑结束之后,路基则达到工后固结沉降期,而竣工后的初始时期沉降变化较快。但在后期的半年时间里,沉降的发展速度则相对变慢且趋于稳定。
图2中坡脚的沉降-时间曲线说明,各级路堤填筑阶段的坡角点会向外被挤出,主要依据为其竖向沉降瞬时为正,在各级路堤填筑结束后固结时间标准里。受到固结效果的影响,坡角点处正位移不断减小而形成负位移,此变化的服务会随着路堤填筑高度的变大而变小。
3.2 斜坡地基
结合20m的高路堤,路堤全宽达24m完成计算,地基斜坡坡度在1∶3。对斜坡不挖台阶、挖台阶的沉降变形状态实施分类计算处理。挖台阶路基的台阶根据宽3m、高1m计。
从最后得到的数据显示,路堤沉降变形主要集中为平坦地基出现异常等状况。路堤靠近斜坡的位置是沉降变形的最大值,从路堤内侧边缘到外侧沉降变形沿着非线性的方式不断变大。研究斜坡路基的沉降变形时,对路基水平方向的变形加以关注是很重要的,经过最后的计算得出路基的水平位移和路基沉降量之间关系紧密。
中部是斜坡地基路堤水平位移最大的,同时受到其它因素的影响而使得位移值逐渐变化。地基土体同样有水平位移的变化,最大位移值的发生部位均处于路堤中部。根据实际测量得到的位移数据看,不挖台阶和挖台阶的路基之间有着相同点,而因未挖台阶地基由于抗滑力偏小,使得不同位置间的水平位移偏大。
3.3 折线地基
此次研究过程中,参照的对象为20m路基实施计算,路堤宽度在24m,折线地基上部坡度1∶2,高度14m,地基下部斜坡坡度1∶5,地基土类和上述地基情况一样。集合相关的路基施工标准,仅仅是针对坡度超过1∶5的地基斜坡挖台阶处理,因而只是对上部斜坡挖台阶,台阶宽2m,高1m。
从最后得到的数据显示,折线地基的沉降变形于斜坡地基之间存在一定的相似性。本路堤最大沉降量在47.2cm,工后沉降19.2cm,而斜坡路堤的高度与其相同,最大沉降量却上升26.2%,工后沉降上升51.2%。而路堤上部是出现沉降变形的主要地段,折线型地基使得路堤的填筑厚度变大,这些都是造成总沉降量以及工后沉降加重的因素。
4 小结
对各种地基条件下高填方路基沉降变形规律深入分析,能及时掌握导致路基变形的具体因素。这不仅给施工作业安排提供了依据,还能显著保证公路结构的科学性。
摘要：目前,我国公路在使用过程中常会出现不同程度的变形现象,影响了公路使用性能的正常发挥。特别是对于西部山区的高等级公路而言,形成高填方路堤的数量更多。基于此,本文主要对高填方路基沉降变形规律进行了探讨。
关键词：高填方路基,沉降变形规律,计算分析
参考文献
[1]邓卫东.山区公路路堤边坡破坏形态分析[J].公路交通技术,2005,(5).
[2]张伟韧.高填方路基非均匀沉降的原因及设计与施工对策[J].湖南交通科技,2005,(2),78.
[3]郑颖人等.岩土塑性力学原理[M].北京:中国建筑工业出版社,2002.
大直径超长桩沉降规律的模型试验 篇3
由于进行大直径超长桩基础的原型试验研究需要花费很大的人力、物力, 更因场地条件及其他因素的限制而无法进行, 这时只好采用模型试验进行研究, 然后在模型试验的基础上推广到实际工程应用中。桩的模型试验在桩基工程技术的研究应用、设计以及施工阶段都占有重要地位, 它不仅为桩基础的理论研究提供试验数据和试验论证, 而且为工程设计提供依据进而指导工程实践。
1 模型试验方案
1.1 试验原型
试验原型为地上36层 (地下2层) 钢筋混凝土筒中筒结构桩筏基础, 筏板平面尺寸为5050m, 厚1000mm;中心核心筒与四周荷载比约为3:1;基桩采用钻孔灌注桩, 桩径2000mm, 桩长50m (属超长桩) 。
1.2 试验模型
本次试验为群桩低承台方案, 用来研究桩-土-承台结构的相互作用。试验在室内高1m, 长宽均为1.5m的模型箱内进行, 模型箱采用钢板焊接而成, 模型桩采用铝管, 其长度均为50cm, 桩入土深度为49.5cm, 管材为空心管, 外径为20mm, 壁厚为1mm, 模型桩长径比l/d=25, 桩周采用钢锉拉毛做粗糙处理。承台采用1cm厚的钢板, 面积为50cm×50cm。
1.3 试验加载方案
加载方式采用慢速维持载荷法, 由千斤顶施加反力于两个钢板框上来模拟框筒结构加载。试验分为两个阶段:第一个阶段为正常情况下加载;第二个阶段为维持荷载稳定下模拟地下水回升状态。地下水的回升由水通过模型箱底部的两个入水孔向上回渗来模拟。
1.3.1 荷载分级
本次试验分为加载、加水和卸载三个环节。预估荷载为120kN, 第一次加荷至20kN, 以后每次加载10kN, 直到预估荷载。荷载稳定在110kN, 加水。卸载一次20kN, 逐级卸载至0。
1.3.2 沉降观测
共布置4个沉降观测点, 根据现有规范中对桩基础静载荷试验沉降观测的规定, 每级加载后间隔5、10、15min各测读一次, 以后每隔15min测读一次, 累计1h后每隔30min测读一次。
1.3.3 沉降相对稳定标准
当每一小时的沉降不超过0.1mm, 并连续出现两次 (由1.5h内连续三次观测值计算) 时, 认为已达到相对稳定, 可加下一级荷载。
1.3.4 终止加载条件
当出现下列情况之一时, 即可终止加载:
(1) 某级荷载作用下, 桩的沉降量为前一级荷载作用下沉降量的5倍;
(2) 某级荷载作用下, 桩的沉降量大于前一级荷载作用下沉降量的2倍, 且经24h尚未达到相对稳定;
(3) 已达到锚桩最大抗拔力或压重平台的最大重量时。
1.3.5 卸载与卸载沉降观测
每级卸载值为每级加载值的2倍。每级卸载后隔15min测读一次残余沉降, 读两次后, 隔30min再读一次, 即可卸下一级荷载, 全部卸载后隔3~4h再读一次。
2 试验结果
2.1 未渗水时试验结果
承台———群桩体系的桩身轴力Q与沉降s曲线呈非线性关系, 其Q-s曲线可分为三个阶段:
(1) 线性阶段 (oa段) , 当外荷载小于承台-群桩体系的比例界限荷载Q0 (约50kN) 时, Q-s曲线均呈线性特征 (图1) , 反映了荷载与沉降变形接近线性关系, 该阶段的s-lgt曲线 (图2、图3、图4、图5) 接近水平状。
(2) 非线性阶段 (ab段) , 当外荷载大于承台———群桩体系的比例界限荷载Q0时, 荷载与沉降变形之间不再保持原有的近直线关系, Q-S曲线呈现出明显的非线性特性, 曲线开始向下弯曲, 曲线的斜率逐渐增大, 表明在同样荷载增量的情况下, 沉降增量逐渐增大, 桩侧摩阻力和桩端阻力逐渐发挥至极限值, 承台板下土体也开始逐渐屈服, 但该阶段的s-lgt曲线变化比较平坦, 反映出沉降比较稳定。
(3) 剪切破坏阶段 (bc段) , 当外荷载超过承台——群桩体系的极限承载力值Qu (约90kN) , 承台——群桩体系的沉降难以达到稳定, 在Q-S曲线上也反映斜率增大, 图中相应的s-1gt曲线向下倾斜, 表明承台———群桩体系的沉降难以达到稳定。
2.2 模拟水上升及卸载时实验结果
图6为模拟水上升时承台———群桩体系Q-s曲线图, 可以看出当地下水回升而保持荷载不变的情况下各测点的沉降由17.27~19.01mm增大到75.58~83.88mm, 增大了三倍多, 由此可见当桩基础的持力层和桩周土层含水量增加时即使荷载不增加, 基础的沉降也会有很大程度的增加。由图6中还可知在卸载时基础的回弹量比较小, 只有1.43~1.51cm, 可见在地下水上升使土层含水量增大或至土层饱和的情况下, 基础沉降绝大部分为不可恢复的塑性变形。
图7为模拟水上升时承台———群桩体系s-lgt曲线图, 在水从下向上回渗的前两个小时内, 沉降的变化不是很大, 只增加了2.8mm, 在图7上表现为水平状的曲线, 其主要原因应是在较短的时间内, 由于桩端的古土壤渗透系数较小, 古土壤还未达到饱和甚至含水量还不是很大故承载力未明显下降, 而桩周土层的含水量更是基本没有变化, 桩的侧摩阻力也未减小。此后, 随着时间的增长, 桩端土与桩周土含水量均增大而使之迅速软化, 致使桩的端阻力和侧阻力都下降明显, 桩基础的沉降速度迅速增大, 从21.5mm增大到了76.2mm, 测点4更是增大到了84.11mm是地下水未回升时的四倍多。其s-lgt曲线在图7中表现为斜率较大的倾斜曲线。
图8为卸载时的承台——群桩体系s-lgt曲线图, 由此也可看出只是在卸载到最后时才有少许的回弹量。
3 结论
通过对竖向荷载下群桩基础的沉降进行测量和分析可以发现, 水未上升时承台-群桩体系的Q-s曲线呈非线性关系, 其Q-s曲线可分为三个阶段:线性阶段、非线性阶段和剪切破坏阶段。由对加水后基础的沉降分析可知, 当超长桩基础的持力层和桩周土层含水量增加时即使荷载不增加, 基础的沉降也会有很大程度的增加, 而且在卸载时的回弹量比较小, 基础沉降绝大部分为不可恢复的塑性变形。
摘要：通过模型试验, 研究了黄土地区大直径超长桩的沉降规律, 分析了地下水上升引起持力层和桩周土层含水量增加对基础沉降特性的影响。
关键词：大直径超长桩,沉降,塑性变形
参考文献
[1]中国建筑科学研究院.JGJ94-94, 建筑桩基技术规范[S].北京.中国建筑工业出版社, 1995.
[2]陈龙珠, 梁国钱, 朱金颖.桩轴向荷载-沉降曲线的一种解析算法[J].岩土工程学报, 1998, 20 (3) :34-39.
[3]池跃君.大直径超长灌注桩承载性状的试验研究[J].工业建筑, 2000, 30 (8) :26-29.
[4]程晔.超长大直径钻孔灌注桩承载性能研究[D].南京:东南大学博士学位论文, 2005.
[5]刘金砺, 黄强, 李华.竖向荷载下群桩变形性状及沉降计算[J].岩土工程学报, 1995, 17 (6) :1-13.
沉降规律 篇4
关键词：路基,沉降,监测
0 引言
近年来,为了适应我国经济快速发展的需要和城市规模的快速扩张,无论是内陆地区还是沿海地区,公路都得到了大规模的修建,并且宽路基和超宽路基的公路也在日益增多。但是有些公路在运营之后不久就出现了明显的沉降现象或者差异沉降现象,甚至有的还出现了开裂,给交通安全造成了严重的威胁,这使得路基沉降监测日益受到重视。有关资料给出了路基宽度对地基应力状态的影响,得出了窄路基呈现抛物线型而宽路基呈现马鞍型变形特点的结论,但是关于路基沉降监测技术的介绍还比较少[1~7]。本文结合天津某宽路基公路路基监测项目,详细介绍了路基剖面管监测技术方法,并对路基沉降变形规律进行了探讨与分析。
1 路基沉降监测技术
路基沉降监测主要分为两种形式,一是剖面管沉降监测技术; 二是沉降板监测技术。路基剖面管沉降监测技术实质上就是在路基横断面内埋设水平测斜管以获取路基竖向位移的监测技术,相对于沉降板监测技术具有成本低、一次可以获取整个路基横断面的沉降曲线、不易受到施工影响、容易测试等优点。因此,在路基沉降监测中得到了广泛采用; 同时,为了对路基沉降机理进行更深入的研究分析,水平剖面管两端有时也会埋设竖向测斜管。
路基沉降剖面管监测系统一般由水平剖面管、管口固定墩、沉降钉、管底回弯头、回线管、钢丝回线构成,如图1所示,两条竖线代表竖向测斜管; 浅色矩形代表剖面管管口固定墩 ( 一般为水泥墩) ; 墩上方的黑色代表嵌入的沉降钉,沉降钉的作用主要是为了获取剖面管管口的沉降量,以便于对剖面管的竖向位移进行修正; 横线代表水平剖面管,剖面管、回弯头、回线管通过钢丝线构成回路系统。回路系统示意图如图2所示,回弯头内部的黑色圆点代表内部镶嵌的圆形螺杆,以承受拉入水平测斜仪探头时的摩擦力,如果没有圆形螺杆,回弯管极易在拉入探头时在钢丝线的强力摩擦下破损,进而导致测试困难或者无法测试。
路基沉降剖面管技术主要由剖面管的埋设、现场测试、数据处理三部分构成。路基沉降剖面管的埋设主要包括以下几个步骤:
( 1) 首先,剖面管应埋设于级配碎石垫层之上,且埋设时间应在填土超过预埋高程40cm并压实后,反开30cm宽、40cm深、与路基宽等长的安装槽。剖面管安装槽深度不易低于40cm,否则,后续的施工容易造成剖面管变形,进而导致探头无法通过钢丝回线拉入剖面管内,也就无法完成路基沉降监测。反开槽在保持深度的同时,还应中间略高,两端略低,以确保后期路基变形过大时剖面管还能正常工作。
( 2) 安装槽反开挖完成之后,则应先根据路基宽度确定钢丝线长度,钢丝线长度一般取路基长度的2倍再多2m,然后依次穿过剖面管、回弯头和回线管构成回路系统,然后就可以将剖面管、回弯头和回线管拼接在一起了。钢丝线在安装过程中应走回弯头圆形螺杆的外侧,否则将起不到保护回弯头的作用; 回线管在拼接接口处宜刷专用胶,以增强其连接强度,以避免在回填过程中管口脱落。
( 3) 剖面管、回弯头和回线管拼接在一起之后,就可以安装管口固定墩了。固定墩安装过程中应该确保固定墩平稳、钢丝线回路无误。固定墩安装完毕之后,还应确保剖面管垂直于道路纵轴线,且其测量导槽应尽量垂直于水平面,测量导槽偏离竖直方向不应超过3°; 回线管应尽量与剖面管平行处在水平面内,否则也有可能导致回线管损坏进而无法测试; 水平剖面管管口还应稍微偏离一点竖向测斜管,否则将造成水平剖面管测试困难。
( 4) 待固定墩、剖面管、回弯头、回线管、钢丝线回路都确认安装无误,并将剖面管管口盖上保护盖之后,就可以开始土方回填。回填时剖面管底部、周边应铺设厚度不小于10cm的细砂,再机械回填,人工夯实。
( 5) 完成上述步骤后,还应在剖面管管口以及断面内合适位置设置醒目的监测标识,以便施工人员、监测人员发现、保护和测试,同时,也可以测取管口坐标,以防后续施工过程中被土体掩埋而无法对其精确定位。
一般在剖面管完成安装之后,还需再等两天,待土体与剖面管密实之后才能对其进行测试。测试包括两个方面,一是剖面管测斜数据的测试,二是固定墩高程的测试,二者宜同期测试。剖面管测试之前应先打开探头电源,以保护传感器不受震动影响,同时探头在剖面管内静置5min使探头温度与管内温度一致以减少误差。测斜数据处理方法可以参照文献 [8] 相关介绍。固定墩高程测试宜采用二等水准进行,在整理路基沉降数据时要使用固定墩沉降数据对剖面管沉降数据进行修正。
2 工程案例与数据分析
2. 1 工程概况
某公路工程路基宽38m,按照路基剖面管沉降监测技术埋设了6根38m长的水平剖面管; 同时为了更好地分析路基沉降机理,在水平剖面管两端分别埋设了竖向测斜管以获取水平剖面管断面内土体深层水平位移,共计12根,埋深19m。路基沉降监测水平剖面管与竖向测斜管平面位置如图3所示,共计6个断面,深色圆点 代表竖向 测斜管( SZ1 ~ SZ12) ,横线代表水平剖面管 ( SP1 ~ SP6) ,竖向测斜管尽量与水平剖面管在同一断面内,断面间距20m,浅色圆点代表水平剖面管固定墩 ( 编号L1 ~ L6) 。路基沉降监测竖向与水平测斜管现场安装如图4所示。
2. 2 数据测试
数据测试分为水平剖面管、竖向测斜管测斜数据的测试和水平剖面管固定墩沉降数据的测试。其中,竖向测斜管与水平剖面管的测斜数据都是利用分辨率为0. 02mm/500mm的SINCO测斜仪得到的,SINCO测斜仪测试数据稳定可靠,在业内处于国际领先水平,不同的是水平剖面管的探头要比竖向测斜管的探头粗一些,对水平剖面管的埋设质量要求更高一些,否则很容易出现因剖面管变形过大而卡住探头的现象。在测试过程中测点间距均是0. 5m,且严格按照测试要求施测。数据处理方法两者相同,且已在文献 [8] 中详细介绍,这里不再赘述。现场测试如图5所示。
水平剖面管固定墩沉降监测采用的仪器是天宝DINI12电子水准仪,精度为±0. 3mm / km,基准点选择在离工程现场200m远的一处老水闸上,稳定可靠,采用闭合水准测量。
测斜数据和水准数据同期监测,共计观测6个月,第一个月1次/周,第二个月1次/半月,后面1次 / 月,共计10期; 每期水平剖面管竖向位移均利用固定墩沉降数据进行修正。
2. 3 数据分析
对各监测点第10期数据整理之后绘制变形曲线,公路左侧6个竖向测斜管的土体深层水平位移如图6所示,右侧6个竖向测斜管的土体深层水平位移如图7所示,6个水平剖面管竖向位移如图8所示,固定墩沉降曲线如图9所示。
从竖向测斜管土体深层水平位移可以看出,12个土体水平位移监测点数据均出现了较为明显的抛物线特点,土体水平位移最大位置一般在管口下方4m左右位置,左侧最大位移约为 - 35mm,右侧最大位移约为 - 30mm; 而6个水平剖面管竖向位移数据则出现了较为明显的马鞍型特点,左侧最大位移约为 - 33mm,右侧最大位移约为 - 26mm; 6个固定墩的沉降数据则是初期沉降速率较大,最大沉降数值约为 - 17mm,在第6期之后则基本趋于稳定。
为了简化分析过程也为了分析路基沉降的一般规律,分别对竖向测斜管数据、水平剖面管数据和固定墩沉降数据取平均,得到了竖向测斜管平均水平位移曲线、水平剖面管平均竖向位移曲线、固定墩平均沉降 曲线,分别如图10、图11、图12所示。
从图10可以看出,竖向测斜管水平位移出现了典型的抛物线型,其最大位移出现在地面下方4m左右位置,最大位移约为 - 25mm; 从图11则可以看出,路基剖面管沉降竖向位移出现了较为明显的马鞍型特点,左侧最大位移约为 - 28mm,右侧最大位移约为 - 23mm; 从图12可以看出,水平剖面管固定墩初始沉降速率较大,后期逐步趋于稳定,最终稳定在 - 13. 6mm左右,从数值上看占据了水平剖面管竖向位移的一半左右,这充分说明利用固定墩沉降数据对水平剖面管竖向位移进行修正是非常必要的。
3 结语
本文详细介绍了路基剖面管沉降监测技术,并结合某公路工程的实测数据对宽路基沉降变形规律进行了分析,得到了竖向测斜管变形呈现明显抛物线型特点,最大值出现在地面下深4m左右位置之处,而水平剖面管变形呈现出明显马鞍型特点,最大值出现在两个鞍底位置处。这些结论,为今后道路路基沉降监测以及路基设计提供了一些有益的参考。
参考文献
[1]陈建峰,石振明,沈明荣.宽路堤软土路基沉降的有限元模拟[J].公路交通科技,2003,20(4):23~25.Chen Jianfeng,Shi Zhenming,Shen Mingrong.Finite element simulation of settlement patterns of broad embankment[J].Journal of Highway and Transportation Research and Development,2003,20(4):23~25.(in Chinese)
[2]费正华,邓水明.应用邓肯-张非线性模型近似计算路基沉降[J].中南公路工程,2001,26(3):15~17.Fei Zhenghua,Deng Shuiming.Settlement calculation of subgrade with Duncan-Chang model[J].Central South Highway Engineering,2001,26(3):15~17.(in Chinese)
[3]冯瑞玲,谢永利,方磊.柔性基础下复合地基的数值分析[J].中国公路学报,2003,16(1):40~42.Feng Ruiling,Xie Yongli,Fang Lei.Numerical analysis of the composite ground under flexible foundation[J].China Journal of Highway and Transport,2003,16(1):40~42.(in Chinese)
[4]张忠坤,侯学渊,刘国彬.路堤下复合地基沉降发展的计算方法探讨[J].公路,1998,(10):31~36.Zhang Zhongkun,Hou Xueyan,Liu Guobin.Study on the calculation method of composite foundation settlement[J].Highway,1998,(10):31~36.(in Chinese)
[5]杨涛.路堤荷载下柔性悬桩复合地基的沉降分析[J].岩土工程学报,2000,22(6):741~743.Yang Tao.Analysis of the settlement of the composite ground improved by flexible piles under embankments[J].Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2000,22(6):741~743.(in Chinese)
[6]黄生根,张晓炜.超宽公路路基沉降特性研究[J].岩石力学与工程学报,2007,26(2):4079~4083.Huang Shenggen,Zhang Xiaowei.Study on settlement behavior of super wide subgrade[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2007,26(2):4079~4083.(in Chinese)
[7]徐晓宇.高填方路基沉降变形特性及其预测方法研究[D].长沙:长沙理工大学,2005.Xu Xiaoyu.The research on settlement character and prediction method for high embankment[D].Changsha:Changsha University of Science&Technology,2005.(in Chinese)
沿海地区某高填路堤沉降规律研究 篇5
某高速公路主线长63.673 km,连接线长1.309 km。主线采用双向六车道高速公路标准设计,设计时速120 km/h,路基宽度34.5 m;全线共设互通式立交5座,分离式立交8座,天桥6座,特大桥1座、大桥9座、中桥33座、小桥30座、通道17座。由于全线地下水埋藏较浅,公路经过地层大部分有软土或软弱土。
全线填高大于5 m的路段共有约18 km,在基准期结束时,根据实际观测可以看出沉降较大,平均达到了15 cm,有的路段最大沉降已经达到了31.8 cm。
对截止2008年7月4日的沉降观测数据的统计分析见表1。
1)沉降不稳定的断面占39%,其中月沉降量大于9 mm的断面数占22.5%。2)在填高不小于5 m的观测断面中,月沉降量大于9 mm的断面数占27%。3)在填高小于5 m的观测断面中,月沉降量大于9 mm的断面数占20%。由于工期紧,施工速度过快,填土速率未得到有效控制,施工中曾多次发生过路堤纵向开裂及滑塌。K39+790～K39+920段路基滑塌,滑塌路基最大坍塌高度达2.3 m,两侧便道向外侧滑移达3.3 m,施工便道及外侧苇塘均向上涌起1.0 m,K39+900涵洞中间沉降缝发生开裂,最大缝宽约40 cm,塌陷路段塑料排水板段为78 m,占塌陷路段60%,水泥搅拌桩段为52 m,占塌陷路段40%。
2岩土工程条件
该分段微地貌形态属于大陆停滞水堆积地貌(属沼泽地),地势低洼,稍有起伏,地面高程在0.44 m～2.25 m之间,部分段落有地表积水,地下水位埋藏很浅。具体地质情况如下:低液限粘土,土质稍均匀,切面稍粗糙,含少量粉粒,褐黄色,软塑状,层厚0.7 m～3.3 m;下部为低液限粘土,土质稍均匀,切面稍粗糙,含少量粉粒,褐灰色,软塑状。根据地质钻探、标准贯入试验、双桥静力触探实验及室内试验结果,按其物理、力学指标主要划分为六层,见表2。
3计算原理
本次沉降计算采用北京理正公司开发的理正岩土软件,根据所给路段参数,对填高大于5 m的路段利用理正岩土软件,运用分层总和法原理进行沉降计算。
3.1 分层总和法的基本假设
地基是均质、各向同性的半无限线性变形体,可按弹性理论计算土中应力。在压力作用下,地基土不产生侧向变形,可采用侧限条件下的压缩性指标。
为了弥补假设所引起的误差,取基底中心点下的附加应力进行计算,以基底中点的沉降代表基础的平均沉降。
3.2 单一压缩土层的沉降计算
在一定均匀厚度土层上施加连续均布荷载,竖向应力增加,孔隙比相应减小,土层产生压缩变形,没有侧向变形。土层竖向应力由P1增加到P2,引起孔隙比从e1减小到e2,竖向应力增量为ΔP,如图1所示。
由于:
所以,
3.3 单向压缩分层总和法
分别计算基础中心点下地基中各个分层土的压缩变形量Δsi,基础的平均沉降量s等于Δsi的总和。
s=
εi土的压缩应变:
其中,e1i为由第i层的自重应力均值从土的压缩曲线上得到的相应孔隙比;e2i为由第i层的自重应力均值与附加应力均值之和从土的压缩曲线上得到的相应孔隙比。
4沉降分析与计算
4.1 沉降计算
下面以唐曹高速K39+900剖面为依据进行计算分析。此处路堤填料为粉煤灰。地下水位为-0.5 m,地基处理方式为搅拌桩处理,搅拌桩按正三角形布置,桩径d=0.5 m,处理深度hV=8.5 m,处理长度l=64 m,总长度lt=20 644 m,处理宽度hW=62.5 m,处理面积S=4 000 m2,桩间距d0=1.2 m～1.5 m,桩间距由密到疏进行渐变,水泥掺入量为加固土体质量的15%;水灰比0.5。根据实际地质勘测资料,将实际的地层进行简化,得到以下的地基原始参数(见表3～表5)。
基准期开始时刻:最后一级加载(路面施工)结束时刻。考虑沉降影响后,路堤的实际计算高度为9.225 m。路面竣工时,地基沉降为0.075 m。基准期内的残余沉降为0.004 m。基准期结束时,地基沉降为0.080 m。最终地基总沉降为1.200×0.235=0.283 m。
4.2 参数敏感性分析
4.2.1 路堤填料的参数敏感性分析
1)c值对路基沉降的影响。假定剖面的γ,φ值固定,改变c值,得到以下的沉降值(见表6)。2)φ值对滑坡稳定性的影响。假定剖面的γ,c值固定,改变φ值,得到以下的沉降值(见表7)。3)γ值对路基沉降的影响。假定剖面的c,φ值固定,改变γ值,得到以下的沉降值(见表8)。
4.2.2 地基土层的参数敏感性分析
地基土性质比较复杂,影响因素众多,我们只对以下参数进行分析:
1)压缩模量对沉降的影响。假定剖面的γ,φ,c值固定,改变固结系数值,得到以下沉降值(见表9)。2)竖向固结系数对沉降的影响。假定剖面的γ,φ,c,水平固结系数、压缩模量值固定,改变竖向固结系数值,得到以下沉降值(见表10)。3)水平固结系数对沉降的影响。假定剖面的γ,φ,c,竖向固结系数、压缩模量值固定,改变水平固结系数值,得到以下沉降值(见表11)。
5结语
根据沉降计算分析,可以看出影响地基沉降的因素有多种,包括土层的压缩模量,固结系数,土层的性质及各层土厚度,地基的处理方式及路基的填筑材料等。通过大量的计算及结果分析可以得出,路基填料的粘聚力、内摩擦角对路基沉降影响不明显,而沉降随填料重度的增加而逐渐增加。对于经过排水板+预压的地基,土层的固结系数对沉降的大小影响较为明显。而对于搅拌桩、旋喷桩、冲击碾压及抛石挤淤处理的地基压缩模量对其沉降的影响较为明显,固结系数对沉降的影响不大。同时采用抛石挤淤方法进行处理的路段沉降较大的桩号比例较高。
通过计算结果与实际观测的比较可以看出,沉降的计算值与观测值基本吻合。但是由于工期紧,填土速率未能很好的控制,所以地基基准期沉降仅为地基最终沉降量的50%左右,因此路基沉降很不稳定。如果要在此基础上施工,必须对不稳定的路段进行必要的处理,才能达到安全行车的要求。
参考文献
[1]JTJ017-96,公路软土地基路堤设计与施工规范[S].
[2]赵九斋.连云港软土路基沉降研究[J].岩土工程学报,2000(22):8-11.
[3]张诚厚,袁文明,戴济群.高速公路软基处理[M].北京:中国建筑工业出版社,1997.
沉降规律 篇6
高含硫天然气在从地层到地面集输系统的过程中,随着压力、温度等条件的变化,溶解在气体中的单质硫可能会以颗粒状物的形式析出,当析出的硫颗粒不能被气流携带走时,就会发生硫颗粒的沉积现象。硫沉积被认为是高含硫天然气集输的三大难题之一,其不仅会堵塞管道、影响设备工作性能,还会腐蚀管道和设备的钢材[1]。目前,国内外学者对硫沉积的热力学过程( 溶解与析出) 做了大量的研究工作[2],但是对硫沉积的动力学过程( 运移与沉降) 研究还较少。现场实际调研发现,集输管线中一些局部构件( 如弯管、阀门等) 处更易出现大量的硫沉积现象[3],而运用流体相平衡的热力学理论并不能很好地解释此现象的发生。为此,需要从流体动力学角度进一步研究硫颗粒在管道中运移沉降的规律,明确局部构件中出现大量硫沉积的原因。
忽略局部构件中少量液体的影响,可以近似认为硫颗粒在局部构件中的运移沉降属于气固两相湍流流动。目前,研究硫颗粒的运移沉降规律可以采用理论、实验或者数值模拟的方法,理论研究对于一些复杂工况条件的分析还存在一定的困难性; 实验研究是最为直观的方法,但其经济性低、危险性高; 而数值模拟具备操作方便、简单、成本低、预测效果好等优点,是目前广为使用的一种方法[4]。文献[4]运用CFD技术研究了水平弯管内硫颗粒运移沉降的规律,认为气流速度、颗粒直径和弯曲比等是影响硫颗粒运移沉降的主要因素; 文献[5]运用CFD技术研究了阀门处硫颗粒运移沉降的规律,但仅仅探讨了阀门开度对硫颗粒运移沉降的影响。因此,笔者将在文献[5]研究的基础上运用FLUENT软件首先对常见阀门( 球阀) 处的流场进行分析,然后探讨不同因素对硫颗粒在球阀处运移沉降规律的影响。
1 数值模拟模型
1. 1 气相及颗粒相模型
研究阀门处硫颗粒运移沉降规律时,首先需要选择合适的湍流模型描述球阀处复杂的流场,FLUENT软件提供的众多湍流模型中,能够较为成功描述的是雷诺应力( RSM) 模型[6,7,8]。因此,本模拟计算过程中,对气相模拟选用RSM模型,其湍流控制方程这里将不再详述,可见参考文献[9]。阀门内流动天然气的组分如表1所示。
硫颗粒从高含硫气体中析出之后随气流一起在球阀内运动属于稀疏气固两相流,目前,一般采用颗粒轨道模型来描述颗粒相的运动。因此,应用FLUENT软件进行模拟计算时,对颗粒相可以选用离散相模型( DPM) ,其控制方程这里也不再详述,可见参考文献[9]。
1. 2 物理模型及网格划分
选取开度为25% 、50% 和75% 的球阀作为研究对象,球阀的通道直径为200 mm,为保证球阀内气流湍流运动的稳定性,在球阀进出口处分别附加一定相等长度的直管段,使进口到出口的总长为1 200 mm。以流向为z轴,重力方向为y轴负方向,进口中心位置为坐标原点。以开度为25% 的球阀模型为例,由于球阀流道模型较为复杂,故对全流域划分四面体网格,并对球阀内通道处的网格进行局部加密,划分网格的尺度可以通过设置全流域体网格尺寸及加密处体网格尺寸来加以控制。依据壁面函数法对于壁面区域网格的要求来进行球阀流域边界层网格的划分,边界层网格第一层的高度设置为6 mm,增长率设置为1. 1,边界层层数设置为4 层,从而可以将壁面大部分区域的y+值控制在30 ~ 60 之间。而根据网格无关性验证的结果,确定了全流域体网格尺寸为10 mm,加密处体网格尺寸为5 mm,最终对全流域划分共产生了1 351 375 个节点,1 794 374 个面,877 699个控制体。采用同样的方法对开度50% 和75%的球阀进行网格划分,开度为50% 的球阀共产生了172 057个节点,1 766 726 个面,864 927 个控制体,开度为75% 的球阀共产生了177 150 个节点,1 804 676 个面,882 227 个控制体,划分的网格如图1 所示。
1. 3 边界条件
FLUENT软件模拟计算时需要确定的边界条件包括: 进出口边界条件和壁面条件,同时应分别定义气相和离散相的边界条件。
1. 3. 1 气相流场边界条件
进口处选用速度入口作为边界条件,即在管段入口处定义气流的入口速度,根据《高含硫化氢气田地面集输系统设计规范》( SY/T 0612—2008)[10],高含硫天然气集输管道管内气体的流速宜控制在3 ~ 6 m/s。因此,数值模拟时入口的气体流速选取3 m/s、4 m/s、5 m/s和6 m / s。同时入口处还要对边界层和完全发展的湍流流动进行描述,本模拟选用的是输入湍流强度和水力直径。运用以下经验公式可以计算湍流强度:
式中: uave为平均流速,m/s; DH为水力直径,m。
为了保证流场计算时的收敛,出口处的边界条件选用出流边界。本模拟中壁面为管壁,因此选取默认的固体壁面无滑移条件。
1. 3. 2 离散相边界条件
在管段入口设置面射流源,颗粒进口速度与气流速度相等,颗粒类型选取硫颗粒,其密度为2 046 kg/m3,根据D. J. Pack[11]对沉积硫微观状态的研究成果,本模拟主要选取粒径为10 μm、20 μm、40 μm、60 μm、80 μm和100 μm的硫颗粒进行研究。模拟计算时需要控制单位时间内进入球阀流域内硫颗粒的数目一定,同时又需要控制硫颗粒的体积浓度符合DPM模型的要求,硫颗粒的体积浓度可以通过式( 3) 计算得到。经反复计算确认,可以将所有模拟组次中硫颗粒的质量流量均设置为2 × 10- 4kg / s。硫颗粒到达入口或出口边界后将逃逸,壁面选用捕捉边界条件。
式中: α 为硫颗粒体积浓度,% ;为硫颗粒质量流量,kg/s; dm为管道入口面的直径,m; uin为气流的入口流速,m/s。
2 模拟结果与分析
2. 1 流场分析
图2 和图3 表示球阀开度为50% ,气流进口速度为3 m / s和5 m / s时,球阀y = 0 截面上的压力和速度分布。从图2 ( a) 和图3( a) 中的压力分布可以看出,当流体还未流经球阀时,其在上游直管段处的压力分布较为均匀且压力大小变化不大; 当流体流经球阀时,由于球阀入口处的过流通道突然变窄,此处的流体出现了压力损失; 当流体流经球阀出口处时,同样由于过流通道的突变而使流体压力发生了较大的损失。比较3 m/s和5m / s流速情况下的压力分布图可以发现,压力损失随着气流进口速度的增大表现为减小的趋势。根据速度分布图可看出,当流体还未流经球阀时,其在上游直管段处的速度分布较为均匀且速度大小变化不大; 当流体流经球阀时,由于球阀入口处的过流通道突然变窄,此处的流体速度变化较大且出现流动分离的现象,球阀通道内右侧的速度明显大于左侧; 当流体流经球阀出口处时,同样由于过流通道的突变而使流体速度发生较大的变化,并且流体在球阀出口处附近向一侧旋转聚集,并在另一侧形成低速区。
图2速度为3 m/s时,球阀y=0截面上的压力与速度分布Fig.2 The distribution of the mean pressure and velocity of y=0 at 3 m/s
图3速度为5 m/s时,球阀y=0截面上的压力与速度分布Fig.3 The distribution of the mean pressure and velocity of y=0 at 5 m/s
图4 和图5 表示气流进口速度为4 m/s,球阀开度为25% 和75% 时,球阀y = 0 截面上的压力和速度分布。从图中可看出,球阀前后的压力损失、球阀出口处的流速都随着球阀开度的增大表现为减小的趋势。对于25% 开度的球阀而言,由于较大压差的存在,球阀的出口段形成一个较大的强烈漩涡回流,当开度增大到75%时,流道内部的涡流已明显减小( 基本消失) 。
图4球阀开度为25%时,球阀y=0截面上的压力与速度分布Fig.4 The distribution of the mean pressure and velocity of y=0 at 25%valve opening
2. 2 硫颗粒运移沉降规律
分析硫颗粒在球阀内的运动情况对于研究球阀处硫颗粒运移沉降的规律至关重要,而研究硫颗粒的运动情况则需对比不同工况下硫颗粒在球阀内的质量浓度分布,这里主要对比球阀不同开度的情况下硫颗粒在球阀内的质量浓度分布。图6 为气流进口速度为5 m/s,硫颗粒粒径为10 μm,球阀开度为25% 、50% 和75% 时,球阀y = 0 截面上硫颗粒的质量浓度分布情况,明显可以发现随着球阀开度的增大,通过球阀处的硫颗粒也越多。沉积率是考察硫颗粒在球阀处运动情况的重要参数之一,它的定义如式( 4) 所示:
式中: Ndep为管壁沉积的颗粒数目; Nout为穿越管段的颗粒数目。
2. 2. 1 气流速度对沉积的影响
图7 表示粒径为20 μm的硫颗粒通过25% 、50% 和75% 开度的球阀时,不同气流速度对其在球阀处沉积情况的影响。从图中可看出,阀门开度一定时,硫颗粒在球阀处的沉积率随着气流进口速度的增大而增大,这是因为随着气流进口速度的增大,气流的湍流强度不断增大,气流中硫颗粒的运动也就更加剧烈,与阀芯以及管壁碰撞的机率不断增加。同时,速度越大的硫颗粒更容易穿越阀门壁面的湍流层而发生沉积现象。从图中还可以看出,虽然随着气流速度的增大,硫颗粒在阀门处的沉积率呈现逐渐增大的趋势,但是这种变大的趋势相对较小。
2. 2. 2 颗粒直径对沉积的影响
图8 表示硫颗粒随5 m/s的气流通过50% 开度的球阀时,不同颗粒直径对其在球阀处沉积情况的影响。从图中可看出,硫颗粒在球阀处的沉积率随着粒径的增大而增大,并且当硫颗粒的粒径为80 μm时,硫颗粒的沉积率达到100% ,由此可见颗粒直径对沉积率的影响较大。这主要有两点重要原因: 首先,硫颗粒在球阀处的沉积主要受重力作用的影响,随着粒径的增大,硫颗粒受重力作用增强,其悬浮于气流中所需的力也更大,也更难随气流一起在球阀内运动,从而引起硫颗粒沉积率的增大; 同时,随着粒径的增大,硫颗粒的自身惯性也增大,当硫颗粒流经球阀处时需穿越两次过流面积突变的地方,粒径较大的硫颗粒在惯性力的作用下更易保持其自身的运动方向,从而与阀芯以及管壁发生碰撞,并穿越壁面附近的湍流边界层而在壁面上沉积。
图6球阀不同开度情况下,y=0截面上硫颗粒质量浓度的分布Fig.6 The distribution of the sulfur mass concentration of y=0 at different valve opening
2. 2. 3 球阀开度对沉积的影响
图9 表示粒径为20 μm的硫颗粒随4 m/s的气流通过球阀时,不同球阀开度对其在球阀处沉积情况的影响。从图中可看出,硫颗粒在球阀处的沉积率随着阀门开度的增大而减小。球阀开度的增大意味着气流过流面积的增大,硫颗粒与阀芯以及管壁碰撞的机率减小,更多的硫颗粒会被气流携带到球阀下游,硫颗粒的沉积率也就会大大降低。同时球阀开度的改变也会造成球阀处压力温度的变化,随着开度的减小,压力、温度会出现不同程度的降低,此时气体中也会析出更多的硫颗粒,进而与阀芯以及管壁发生碰撞而沉积,这也是球阀处易出现大量硫沉积的另外一个重要原因。此外,由于球阀开度的影响,硫颗粒在球阀内的运动不再是直管段中的直线运动,而是变为弯管中的曲线运动,其在离心力的作用下也更易发生沉积[4]。
3 结论
采用数值模拟的方法研究了硫颗粒在球阀处运移沉降的规律,对于气相和颗粒相的模拟分别选取了RSM和DPM模型,首先讨论了不同气流速度和球阀开度对球阀内流场的影响,然后论述了不同气流速度、颗粒直径和球阀开度对沉积率的影响,得到以下结论:
1) 气流通过球阀之后将会出现压力损失和流动分离( 速度梯度) ,并且压力损失随着气流进口速度、球阀开度的增大表现为减小的趋势,流动分离现象在较低流速和较大球阀开度情况下更明显。
2) 在颗粒粒径和球阀开度一定时,硫颗粒在球阀处的沉积率随气流速度的增大而增大; 在气流速度和球阀开度一定时,硫颗粒在球阀处的沉积率随颗粒直径的增大而增大; 在气流速度和颗粒直径一定时,硫颗粒在球阀处的沉积率随球阀开度的增大而减小。
3) 重力和离心力是造成硫颗粒在球阀处出现大量沉积的重要原因。
参考文献
[1]Chesnoy A B,Pack D J.S8 threatens natural gas operations,environment[J].Oil&Gas Journal,1997,95(17):74-79.
[2]胡书勇,张烈辉.高含硫气藏硫沉积的研究进展[J].钻采工艺,2009,32(1):.71-74.HU Shuyong,ZHANG Liehui.Research on elemental sulfur deposition in gas reservoir with high H2S[J].Drilling&Production Technology,2009,32(1):71-74.
[3]李时杰,杨发平,刘方俭.普光气田地面集输系统硫沉积问题探讨[J].天然气工业,2011,31(3):75-79.LI Shijie,YANG Faping,LIU Fangjian.A discussion on the sulphur deposition in the ground surface gathering and transmission system of the Puguang Gas Field[J].Natural Gas Industry,2011,31(3):75-79.
[4]陈磊,李长俊,季楚凌.水平弯管内硫沉积数值模拟研究[J].中国安全生产科学技术,2015,11(2):28-35.CHEN Lei,LI Changjun,JI Chuling.Study on numerical simulation of sulfur deposition in horizontal bend[J].Journal of Safety Science and Technology,2015,11(2):28-35.
[5]Veluswamy G K,Utikar R P,Pareek V K,et al.Particle deposition in natural gas pipelines using computational fluid dynamics modelling[J].Asia-Pacific Journal of Chemical Engineering,2012,7(6):841-847.
[6]Tian L,Ahmadi G.Particle deposition in turbulent duct flows—comparisons of different model predictions[J].Journal of Aerosol Science,2007,38(4):377-397.
[7]刘洪涛.气固两相流中微细颗粒沉积与扩散特性的数值研究[D].重庆:重庆大学,2010:55-72.
[8]张灿凤.空调通风管道颗粒物沉降规律数值模拟研究[D].淮南:安徽理工大学,2013:25-50.
[9]唐家鹏.FLUENT 14.0超级学习手册[M].北京:人民邮电出版社,2013:1-30.
[10]SY/T 0612—2008高含硫化氢气田地面集输系统设计规范[S].2008.
沉降规律 篇7
北京地铁五号线雍和宫站位于北二环雍和宫桥南侧的雍和宫大街下,现状道路的西侧。车站东侧距雍和宫红墙的最近距离约17 m,北侧为北二环的辅路和雍和宫立交桥,北二环北侧为护城河,东北侧为环线地铁雍和宫站。该站在环线地铁雍和宫站的下方穿过,与环线地铁呈“L”字型换乘。
车站的规模受环线预留换乘节点(右线利用既有的换乘节点)和北京地铁五号线盾构试验段(雍和宫—北新桥)区间工程的限制,长约126 m,宽31.45 m。车站南端约104 m长的范围采用明挖顺作法施工,为四跨三层矩形框架结构;北端约21.45 m(局部27.4 m)长的范围位于北二环的辅路下,采用暗挖法施工,为满足建筑功能和单向换乘的要求,该段结构为四跨结构,其中三跨为双层,一跨为三层。结构总高为13.57 m(双层)和18.37 m(三层),顶板覆土厚度为10.4 m(双层结构)和5.5 m(三层结构)。
该工程是国内首次采用浅埋大跨度多层多跨矩形框架暗挖技术设计施工的地铁车站,是目前国内规模最大的矩形框架暗挖断面,整个断面横向分9个导洞,纵向分3个导洞,共22个小导洞进行开挖。
2 周围环境及地下管线情况
周边环境复杂,其东侧为雍和宫重点文物保护古建筑群,距雍和宫外墙只有17 m,结构上方为二环辅路,距雍和宫桥桩也很近,二环辅路下埋设的管线主要有:800×1 100电信管孔、Φ600雨污水及Φ600上水管线、Φ600污水管线、Φ400燃气管线。1 100×2 000电力方沟埋深为3.6 m,加底板保护层埋深约4.5 m。在施工监测过程中应对周边环境和管线位置处的地表沉降进行重点监测。
3 施工监测方案
1)地表沉降观测。
根据现场实际情况,在暗挖段顶部和雍和宫大街两侧的地表共布置45个测点。利用上述45个测点监测施工过程中地表沉降变形情况。
2)初衬顶板沉降观测。
暗挖段横向分9个导洞,纵向分3个
导洞,根据施工步骤先施工Ⅰ号,Ⅴ号,Ⅸ号导洞;再依次施工Ⅲ号,Ⅶ号导洞;然后施工Ⅱ号,Ⅳ号,Ⅵ号,Ⅷ号导洞。沿结构纵向每8 m设一组观测断面,初衬顶板沉降点布置如图1所示。
3)初衬收敛观测。
布点原则与初衬顶板沉降观测相同,初衬收敛测点布置如图2所示。
4 监测结果分析
4.1 地表沉降规律分析
针对地表沉降变形监测结果,主要从时间和空间(横向、纵向)两个方面对地表沉降变形规律进行分析,如图3所示。
1)各点的沉降变形速率随着施工阶段的推进不断变化,并在开挖Ⅰ号,Ⅴ号,Ⅸ号下导洞和Ⅱ号,Ⅳ号,Ⅵ号,Ⅷ号上导洞时出现两个高峰,沉降速率较大。这种情况的出现,并不一定仅仅与这两步开挖有关,有可能是由于施工工序间隔时间短,前几步开挖沉降变形的同时叠加所致。
2)二衬施工完毕的1个月～2个月后,变形逐渐趋于稳定,但随着中隔板、中隔壁的拆除和中部导洞的开挖,地表沉降值有所增加,此时应分段拆除中隔板、中隔壁,及时采取有效的受力转换措施,并加强监控。
4.2 初衬顶板沉降规律分析
为更好地掌握施工期间隧道初衬的顶板沉降情况,确保施工的安全,对初衬顶板的沉降变形进行了监测。监测点布置如图4所示。
4.2.1 初衬顶板沉降变形随时间(工况)变化规律分析
选取监测时间较长,监测数据较完整的A1进行分析可知:
1)隧道掌子面经过A1监测点时,洞顶沉降变化速率较大;随着掌子面的推进,沉降速率减缓,并趋于稳定,上导洞开挖引起的沉降约占总沉降量的50%～60%。
2)中导洞和下导洞的开挖进一步加剧了初衬顶板的沉降,下导洞开挖完毕后,沉降趋于稳定,总沉降保持在20 mm左右。
4.2.2 初衬顶板沉降变形随空间(纵向)变化规律分析
1)Ⅰ号上导洞A1,B1,C1,D1这四个点的初衬顶板沉降规律基本一致,但沿隧道纵向,中间部位的洞顶沉降变形数值大于两个端部,这与地表变形规律基本一致。
2)C5处的洞顶沉降小于两端其他各点,说明初衬顶板沉降变形还受施工等其他因素的影响。
4.3 初衬侧墙收敛变形规律分析
针对初衬侧墙收敛变形监测结果,主要从时间(工况)和空间(纵向)两个方面对初衬侧墙收敛变形规律进行分析。
4.3.1 初衬侧墙收敛变形随时间(工况)变化规律分析
与洞顶沉降结果分析时选取Ⅰ号上导洞A1监测点对应,选取Ⅰ号上导洞侧墙水平收敛监测点11A-11B,由侧墙水平收敛随时间和施工工序的变形规律可知:
1)隧道掌子面经过11A-11B监测点时,侧墙水平收敛变化极为明显,收敛速率较大。随着掌子面的推进,收敛速率未见减缓,收敛变形并未渐渐趋于稳定。与洞顶沉降变形相比,侧墙水平收敛的变形周期明显加长。
2)中导洞的开挖进一步加剧了侧墙水平收敛变形,但下导洞的开挖对上导洞侧墙水平收敛的影响不是十分明显,在此期间,上导洞的侧墙水平收敛渐渐趋于稳定。与洞顶沉降变形不同,Ⅲ号上导洞的开挖对11A-11B再一次产生了较为强烈的影响,侧墙水平收敛的最大值为7 mm～8 mm。
4.3.2 初衬侧墙收敛变形随空间变化规律分析
从Ⅰ号上导洞、Ⅰ号中导洞和Ⅴ号上导洞的侧墙水平收敛变形趋势可以看出:
1)Ⅰ号上导洞和中导洞的四个侧墙水平收敛的变形规律基本一致,但沿隧道纵向,中间部位的侧墙水平收敛变形数值大于两个端部,这与地面变形基本一致。
2)13A′-13B′侧墙水平收敛的最终变形值达到近12 mm,说明侧墙水平收敛变形还受施工等其他因素的影响。
3)通过对比发现Ⅴ号上导洞的侧墙水平收敛数值比Ⅰ号收敛变形的数值要大,而中导洞的收敛数值要大于上导洞,所以应加强中导洞、下导洞及处于隧道中间位置的其他导洞的侧墙水平收敛监测,特别是在开挖新的导洞和开凿中隔板、中隔壁这种产生结构应力转换传递的关键阶段。
5 结语
该工程是国内首次采用浅埋大跨度多层多跨矩形框架暗挖技术设计施工的地铁车站。施工过程中采用多手段对各工况的地表沉降和结构应力应变状况进行全面的现场监控量测,实测结果表明:
1)雍和宫暗挖段采用多层多跨矩形框架暗挖技术,在保证洞内变形符合规范要求的前提下,解决了工程难题,社会经济效益显著;
2)雍和宫暗挖段中隔板临时支撑有效地控制了初衬侧墙的水平变形,改善了初衬结构的变形和受力状况,也为上下导洞的分层开挖和支护施工创造了良好的工作条件。
参考文献