上浮原因

上浮原因（精选12篇）

上浮原因 篇1

该实例工程为框架结构，总建筑面积为43500m2，柱距为12～15m，基础采用PHC500型高强预应力混凝土管桩，桩径φ500，总桩数1180根，单桩设计承载力特征值N=2800KN，平均入土深度29.0m，持力层为强风化花岗岩，持力层土的极限端阻力特征值qpk=6000kPa。施工采用锤击打入法，两台桩机分两个作业区域同时从中心往两侧开始施工。在打桩过程中，个别部位的管桩上浮程度明显，整个工作面上升约20～40cm左右。经随机抽验5根桩，测验承载力均无法满足设计要求，对此，为确保基础质量，及时找出造成管桩上浮原因，我们对以上存在的上浮问题进行了以下分析，并有针对性地提出了一些的技术预防措施。

1 上浮原因分析

管桩上浮主要原因是挤土效应。由于挤土效应一方面对松填土有挤密作用，可提高地基承载力，但对压实土在挤密的同时，造成桩身上浮、移位和地面隆起，影响桩的承载力。对饱和软土的挤土桩，在桩基施工后因孔隙水压力消散、土层再固结沉降产生桩的负摩擦力亦会引起桩承载力的下降和桩基沉降的增大。经分析认为，桩承载力下降的主要原因是桩身上浮所引起，但不排除桩底发生疏松和涌桩等原因。

1.1 冲孔灌砂的影响

根据勘察资料，场地为填海区，地下水丰富，与海水联动，填土下存在砂层和淤泥，不适宜采用钻孔灌注桩，也不适宜采用天然地基或复合地基，如采用预制桩，则南部夹有大块石，要穿过厚约18m的填石，施工困难。因此设计在南部采用先冲孔灌砂，再打预应力管桩。这样就不需考虑不同基础型式之间的差异沉降，但由于冲孔灌砂数量多，因此需排开更多的地下空间，大量的砂才能冲入孔中，同时在砂孔中打桩，进桩较困难，容易打破桩头，加剧了场地的隆起。

1.2 测量误差

由于仪器、操作、读数等原因，所测数据存在测量误差。本工程主要是测点没有固定，由于施工原因，管桩顶面很难在一个水平上，因而桩顶每一点标高不一致，如果先后两次测点不再同一点，就出现了不同的标高。为了测得比较准确的数据，在桩顶作出标志。

2 常规处理措施

2.1 确定处理方案

全部桩打完后，重新测量，发现绝大部分桩存在上浮现象，而且有的上浮很厉害，最大的达56mm。根据本工程情况，桩数较多，场地存在密实度较大的砂层，部分桩头在收锤后接近极限荷载或出现轻微裂缝，如果继续采用锤击法，将可能打坏管桩，因此最后确定采用静压处理方案进行处理。

2.2 确定静压参数

为了获得比较详细的试验数据，并具有可比性，选取不同区域两根桩作试验对比，确定上浮较大的1#桩和2#桩两根桩进行静压试验。终压力值均为采用6000KN，其中1#桩桩长29.5m，上浮35mm，压入40mm, 2#桩桩长32.5m，上浮46mm，压入55mm。一周后，做静载试验，承载能力满足设计要求。根据静载试验曲线，终压力值确定为6000KN，比较合适。

2.3 多次静压处理

除作过静载试验的5根桩外，所有桩均按照确定的静压参数作静压处理，以彻底消除上浮。场区采用一台静压桩机施工，静压前，将露出地面的桩头全部锯掉，入土较深的桩先接桩处理，施工顺序是从中心开始分区域对称进行，严格监控终压力值不超过6000KN，施工过程中详细做好施工记录。

施工完毕，再全部重新测量桩顶标高，与静压前测量的桩顶标高相比较，绝大部分桩已消除上浮。但还有部分桩上浮未彻底消除，上浮的高度较小，最多的为15mm，大多在1～10mm之间。经过分析认为，静压处理有明显的效果，上浮高度在10mm以下的可不作处理，仅对上浮高度在10mm以上的进行补压。

3 预防措施

3.1 优选桩型及施工方法

首先应从设计方面把关，对沿海填土区，特别是新近填土区又经过强夯或碾压处理，应尽量避免采用高密度、大管径的预应力管桩，优先采用其他桩型，如钻孔灌注桩、冲孔灌注桩及筒桩等。对于管桩也应优先采用静压法，以减小施工振动对周围管桩的影响。

3.2 严格控制压桩顺序

在软土地基施工较密集的群桩时，沉桩次序不当，很容易使桩向一侧挤压造成位移或涌起。对群桩承台应考虑压桩时的挤土效应．不同深度的桩基应先深后浅、先大后小、先长后短。同一单体建筑，一般要求先施压场地中央的桩，后施压周边桩，当一侧毗邻建筑物时，由毗邻建筑物处向另一方向施压。

同时要求施工顺序从中心承台开始，按梅花形跳承台进行，即纵、横轴线承台两个方向均要隔一个承台，才能进行下一个承台静压，同时要求任意一个承台与相邻的前后左右承台的静压时间至少间隔七天以上，以最大限度地减少相邻承台之间的相互影响。沉桩期间不得开挖基坑，一般宜间隔14d，待孔隙压力基本消散后再开挖。

3.3 适当加大压桩终压力值

压桩终压力的选用一般以两倍的管桩单桩竖向承载力设计值作为参考值，但施工中的压桩终压力可适当加大。因为施工中的压桩终压力是根据在施工瞬间荷载（终压力作用时间只是终压控制贯入度的瞬间）作用下有土体侧向约束的情况来确定的。在施工中应定期检查压桩的终压力是否达到预定值或超出极限值，以确保每一根桩达到设计要求且不致压坏。

3.4 适当扩大监测范围

根据设计要求，管桩施工过程中，应随时对桩机周围5m范围内的成桩进行桩顶标高监测，以随时发现问题，随时解决。根据我们的经验，新近填土又经过强夯或碾压处理的沿海填土区，其桩机影响范围与填土厚度存在一定量的关系。本工程开始按照设计要求监测桩机周围5m范围内的成桩，监测过程中发现，桩机周围10m左右范围内的成桩均受到影响，而本工程平均填土厚度约11m左右。

4 结束语：

综上所述，为有效避免PHC桩在施打过程中出现的上浮情况，本人认为，除了应做好以上相关要求及预防措施的落实贯彻外，同时还应做好对以下几项内容的控制：

4.1 沉桩过程的资料控制

对于管桩上浮方面，主要需随时监测并记录每根桩的桩顶标高，认真做好原始资料的统计及汇总工作，必要时需绘出每根桩的桩顶标高随时间而变化的曲线，或绘出每根桩与桩机距离变化的曲线。认真分析曲线变化，找出影响桩顶标高的关键因素，从而指导下一步的施工。

4.2 大面积群桩建议抽桩复压

管桩全部沉桩或锤击到位后，不管有无上浮，为确保桩底不发生疏松和涌桩，对于大面积群桩，须抽取一定数量的桩进行复压，压桩力可减至静载荷试验值。需复压的桩主要是指单桩承台、桩数多的承台、单桩承载力比较大的承台以及地质条件相对复杂的承台等。

4.3 相邻承台沉桩应错开一定时间

由于一般桩机影响范围与填土厚度相关，但不宜小于5m，相邻两个承台施工应避开这个受影响的区域。因此沉桩顺序除了遵守一般规定外，对于新近压实的沿海填土区，相邻两个承台施工的时间间隔应错开七天以上，确保桩周土壤颗粒应力消散。

参考文献

[1]预应力混凝土管桩基础技术规程.DBJ/T15-22-98.

[2]中华人民共和国标准, 《建筑地基处理规范》 (GBJ7-89) , 北京, 中国建筑出版社.

上浮原因 篇2

建行大额存单利率上浮40%

2017建行大额存单利率上浮40%，具体详细小编为你报道。随着互联网金融的发展，居民理财渠道越来越多，可选择的理财产品也是五花八门，但对于关注资金安全的.普通百姓来说，银行定期存款一直是投资首选，这其中银行大额存单产品又以其利率较央行基准上浮40%的特点吸引了不少投资客户，为支持普惠金融，关注普通百姓的消费权益，青岛建行积极作为，通过“三个改变”让大额存单走近普通百姓，让理财更安全，投资更简单：一是丰富产品种类。在原有3个月、半年、1年、2年、3年的标准期限大额存单基础上，为满足客户需求，创新推出了1个月短期限的大额存单产品，方便客户短期资金投资使用。二是降低投资门槛。将2年期(含)以内大额存单起点金额从30万降低至20万，而前期市场紧俏的3年期大额存单产品起点金额更是从100万降至40万，大大扩大了产品受众。三是提高存单利率。各期限产品利率均较央行基准上浮40%，3年期产品收益也由原来的3.6%提升至3.85%，且客户提前支取也可获得部分定期收益。

首套房贷利率上浮影响几何? 篇3

首套房贷利率上浮浪潮来袭

10月初，北京建行总部刚刚上浮首套房贷利率至基准利率的1.05倍后不久，这一“首套房贷款利率上调”的浪潮便迅速冲击到全国。短短数天，银行上浮首套房贷利率所覆盖的城市就达到了十多个，其中既有北京、上海、广州、深圳几大一线城市，还有天津、济南、青岛、郑州、武汉、长沙、苏州等国内一些主要的二线城市。而且，不仅是建设银行一家宣布上调，多家国有银行以及不少股份制银行也都纷纷调整了首套房贷利率，包括广发银行、深发展银行以及民生银行等，都提升至基准利率的1.05倍至1.1倍。

据业内人士介绍，首套房贷的利率，自从楼市宏观调控以来，一直都在水涨船高，越收越紧。实际上，自2010年10月，楼市宏观调控开始实施以来，首套房7折房贷利率就逐渐退出市场，取而代之的是8.5折优惠。随后，银根进一步缩紧，房贷利率优惠全部取消，紧接着二套房贷利率最少在基准利率的基础上上浮了10％，还将首付提至5成、6成。到了6月份之后，首套房贷利率也开始大面积上浮，二套房贷基本停贷，只不过以前是各自慢调，现在变成了集体猛调。

“而在这样的政策敏感期，任何的风吹草动都会给整个市场带来剧烈的变化。此次首套房贷的上调，不仅使得一些刚需购买者放缓甚至改变了购房计划，更是加重了楼市中的观望情绪，让开发商的日子更加难熬。”该业内人士表示。

福州首套房贷利率早已上调

笔者了解到，福州首套房贷利率在半年多前就已经上调过了，其中大多数银行利率已上浮至基准利率的1.1倍，甚至个别银行的首套房贷利率最高上调至基准率的1.3倍。

“福州半年前一些银行利率就已经上浮10％。个别银行则要求客户购买理财产品才可以拿到贷款，这其实也是变相的提升了房贷利率。”国房网总经理刘福泉表示，其实，早已上调了首套房贷利率的城市并非只有福州，在国内的许多主要城市中，多数银行也都早巳上浮了首套房贷利率，只是此前跟福州一样，一直没有明确公布和承认。此次所谓的首套房贷款利率上调浪潮，更多的只是将这一现象公开化。

福州某银行有关人士介绍，目前福州的多数银行现行的房贷政策为：首套房利率在基准利率的基础上上浮10％，首付三成；二套房贷利率则是在基准利率基础上上浮20％，首付六成。“当然，也有少数银行会针对优质客户仍执行基准利率。但总体来说，在福州，购房者想以基准利率拿到首套房贷已经很难了。”该有关人士表示，因为目前贷款额度趋紧，目前已有不少银行开始收缩房贷量，一些银行虽然仍接受客户的房贷申请，但不能保证放款。所以，即便是购房者愿意接受在基准利率的基础上至少上浮10％的首套房贷利率，也不一定能够及时申请到贷款。

会不会促使房价下调?

不少购房者甚至一些业内人士认为，此次首套房贷款利率上调事件，影响力极大，购房成本上升后，将加重购房者的观望情绪，最终促使开发商们扛不住而降价。

对此，刘福泉表示：“对目前房价能够产生直接影响的因素有三个：一个是限购令的变动；一个是国家的金融政策的变动；以及楼市后市预期的变动。”而此次的利率上调并非来自于国家的宏观调控政策，只是因为银行自身的资金紧张等问题而做出的调整，是一次很正常的市场行为。所以，能产生的影响应该不大。另一方面，由于福州首套房贷利率早已上浮，此次首套房贷款利率上调的浪潮已滞后于福州市场。因此，也很难对福州楼市的后市预期带来多少影响。

某工程地下室上浮原因及加固处理 篇4

某工程总建筑面积18989m2, 平面上呈“L”形, 从北至南依次由附楼 (5层) 及主楼 (15层) 组成, 有一层地下停车库, 建筑面积3996m2, 主楼南面部位为纯地下室, 建筑面积1264.9m2, 地下室一层高4.0m, 详见图1。

本工程地下室主楼部分采用梁板式筏板基础, 基础板底厚700mm, 纯地下室部分为独立基础加抗水板, 基础板厚300mm, 未设计抗浮桩, 采用底板及顶板覆土及结构砼自重抗浮。本工程于2010年3月9日开工, 2011年5月10日主体封顶, 2012年10月28日后浇带浇筑完毕后, 准备回填土时, 由于地下室排水不及时, 外加下雨, 地表水的入侵, 地下水位升高, 产生浮力, 浮力大于砼自重, 纯地下室部分局部上浮, 部分梁、柱及现浇板产生裂缝。

该工程建设场地土层自上而下依次为: (1) 层杂填土, 透水性强、层厚1.3~1.7m; (2) 层粉质粘土, 透水性一般, 层厚2.6m; (3) 层含泥卵石, 透水性好, 层厚4.7m; (4) 层粉质粘土, 地下水的稳定水位1.8~3.1m, 水位变化幅度约1.3m。

经现场检查发现, 纯地下室中部拱起后有裂缝的柱数量较多, 所有柱裂缝形式基本相同, 有2根柱角柱头混凝土局部压碎, 均为基础梁与柱交叉部位上方150mm左右, 水平裂透, 裂缝宽度0.50~1.10mm之间, 现场检测共发现8根柱有裂缝, 典型柱裂缝示意图见图2。基础梁出现裂缝也是中间部位, 竖向裂透, 裂缝宽度0.82~2.20mm之间, 典型梁裂缝示意图见图3。南面剪力墙中间跨多处开裂, 并存在渗水现象。裂缝宽度0.15~0.55mm, 长度880~2300mm之间, 东面剪力墙中部基础板底出现渗水现象, 剪力墙裂缝示意图见图4。地下室顶板多处开裂, 也是集中在中部, 并存在渗水现象。裂缝宽度0.03~0.12mm, 长度560~3150mm。

2 地下室上浮及裂缝成因分析

2.1 原工程抗浮设计

本工程原设计采用“配重抗浮”的方法进行抗浮设计, 即采用结构自重及基础部位和顶板上部的覆土来抵抗地下水浮力, 没有考虑锚杆抗浮或抗拔桩进行抗浮设计。

2.2 地下室上浮的主要原因

在地下室施工时有基坑支护、井点降水等措施, 基坑内基本无水。主体结构封顶, 砖墙砌筑完成后进行后浇带的浇筑, 地下室有两条后浇带, 第一条后浇带分布在主楼和附楼交界处, 第二条后浇带设在主楼和纯地下室交界处, 两条后浇带两侧均设有降水井, 后浇带浇筑完后继续降水。事故发生时, 由于连日的大雨, 地面排水系统不畅, 正处于冬季, 正常应该为干燥少雨季节, 现场抽水也不是很到位, 使地下水位急剧上升。且事故发生时地下室底板未回填和顶板未覆土, 主楼北面地下室由于结构砼自重大, 处稳定状态, 南面纯地下室部分设计为覆土抗浮, 致使纯地下室部分的水浮力超过结构实际自重, 产生向上浮力, 使混凝土构件受损出现不同程度裂缝。设计时对地下水位高度控制未提出对纯地下室部位的施工控制要求, 也是本工程地下室施工阶段上浮的主要原因。

2.3 裂缝产生原因分析

纯地下室部分地下停车库中间向上的浮力, 使基础梁中部表面受弯、梁底受压产生相对较大的剪应力, 相邻基础梁端部也产生跨递减的剪应力。当应力超过混凝土的抗拉强度时, 就会产生剪切裂缝。由于中间柱产生弯剪变形, 使顶板中部与梁交接部位应力相对集中, 使中部顶板产生裂缝。顶板设计厚度为180mm, 梁高800~1000mm, 基础高1000mm, 柱截面尺寸为550mm×550mm, 梁刚度明显大于柱刚度, 纯地下室部分地下停车库中间的上浮作用会对柱底部和顶端产生水平推力, 在柱底部和梁端产生剪切裂缝。由于地下室周边回填土对剪力墙和周边主楼, 附楼对地下室起到了约束作用, 导致地下室上浮状态中间大, 四周小。

3 施工抗浮降水卸压处理技术措施

⑴设置沉降观测点30个, 观测时间在抽 (降) 水期间日测2次, 结构回落近于稳定后每月二次。

⑵在室内地下室底板中部设2个直径φ53mm圆孔自溢 (泄) 水, 并在孔周砌蓄水池, 供抽水外排。

⑶在大楼建筑室外周边新增6个抽水井, 采用人工挖孔方式, 深度挖至地下室底板下500mm, 进行抽水降水。

经过上述措施的初步处理, 地下室底板和顶板中部弓起部位缓慢回落, 经过4天的处理后, 底板和顶板最大上浮量由原来的243mm降至为50mm左右, 结构上浮得到了初步较好的控制。同时构件随着结构的复位, 裂缝宽度变小甚至闭合。

4 对受损结构进行加固处理

鉴于施工现场各部位产生裂缝特征, 仔细记录裂缝宽度、长度及深度, 数据根据裂缝部位特征及破坏程度有针对性做出裂缝修复方案, 加固方案处理原则:

⑴梁:底板梁裂缝出现在中部, 结构受损支座没有影响, 可采用碳纤维布处理, 顶板梁根部出现裂缝, 安全度下降较大, 有斜裂缝, 采用粘钢加固。

⑵板:底板加固先用环氧树脂封闭后再增设一道柔性防水层以防裂缝复发。

⑶柱:微小裂缝采用环氧树脂封闭, 柱上、下端出现裂缝的采用外包钢, 单边非贯通缝可直接用环氧树脂封闭, 裂缝长且贯通应灌结构裂缝专用胶封闭后, 再贴碳纤维布。

具体加固措施施工要点如下:

⑴裂缝灌浆

基层处理→裂缝表面封闭、安设裂缝→灌浆→拆除底座、恢复基层厚状。

(1) 用钢丝刷或角磨机清除裂缝周围粉刷层, 直至露出砼基层表面。

(2) 沿裂缝走向每隔300mm设置一注浆底座, 用结构胶贴安设底座, 使其中心对准裂缝。

(3) 用环氧树脂将裂缝封严, 贯穿裂缝两面均要封闭。

(4) 环氧树脂固化后将注入器装上灌注胶, 并安装在底座上, 慢慢加压使裂缝内胶水充分饱满。

(5) 胶水在常温下养护72小时固化, 然后清除注胶底座。

⑵外包型钢———高强度无收缩灌浆料截面加大法加固施工工艺。

(1) 钢构套加固柱时, 应在柱四角外贴角钢, 角钢应与外围的扁钢缀板焊接。当遇楼板时, 角钢应穿过楼板, 梁、柱交接部位, 外加加强型角钢锚固。

(2) 角钢上、下两端应有可靠的连接或锚固。对柱的加固, 角钢下端应锚固于基础中;中间应穿过各楼板, 上端应伸至加固层的顶板底;若相邻两层柱的尺寸不同, 可将上下柱型钢交汇于楼面, 并利用其内外间隔嵌入厚度不小于10mm的钢板焊成水平钢框, 与上下柱角钢及上柱子钢箍相互焊接固定。

(3) 加固前应卸除或大部分卸除作用在梁上的活荷载。

(4) 原有的梁、柱表面应清洗干净, 采用环氧树脂压力灌浆封闭裂缝。

(5) 楼板凿洞时, 应避免损伤原有钢筋。

(6) 构架的角钢应采用夹具在两个方向夹紧, 缀板应分段焊接。

⑶碳纤维布加固施工技术要求

(1) 对被粘贴部位的混凝土构件表面进行处理, 用砂轮或角磨机打磨混凝土表面以除去表面疏松层及油污等杂质, 直至完全露出新的混凝土界面, 并用压缩空气将表面浮灰清除干净, 经清理打磨后的混凝土表面, 若局部有凹陷, 应先用修补砂浆填充找平。

(2) 碳纤维布转角粘贴时, 对梁棱角应打磨成圆弧角, 进行圆化处理, 圆弧角的半径梁应≥20mm、柱应≥25mm。

(3) 应采用滚筒刷将底层树脂均匀涂抹于混凝土表面, 且在表面指触干燥后尽快进行找平处理;找平层表面指触干燥后尽快进行粘贴碳纤维布。

(4) 将粘贴纤维布用手轻压贴于需粘贴的位置, 采用专用的滚筒顺纤维方向多次滚压, 挤除气泡, 使浸渍树脂充分浸透纤维布, 滚压时不得损伤碳纤维布, 多层粘贴时应在纤维表面的浸渍树脂指触干燥后尽快进行下一层粘贴。

⑷聚合物砂浆修补施工工艺

工序如下:施工准备工作→基层处理→涂刷界面剂→涂抹聚合物砂浆。

(1) 施工准备工作

清理施工工作面障碍, 搭设脚手架, 对要使用的材料、机具做好施工准备工作。

(2) 基层处理

先凿除混凝土构件表面疏松层, 并对混凝土构件表面进行打磨处理, 钢筋采用钢丝刷进行除锈处理。

(3) 涂刷界面剂

涂刷前24h, 施工人员应对原混凝土构件表面洒水以使其充分湿润, 在喷涂聚合物砂浆前, 均匀涂刷界面剂于混凝土构件表面。

(4) 涂抹聚合物砂浆

按配比要求配置高强度聚合物砂浆, 分层涂抹于待修整的加固构件, 每道厚度以不大于10mm为宜。后一道喷抹应在前一道初凝后进行, 最后喷抹之前的一层或几层应保持粗糙面, 以便于层与层之间达到更好的结合效果, 最后一层一次抹平收光。梁、柱棱角部位应做好收抹灰收边, 楼板应做到修补后平整, 满足碳纤维布粘贴施工要求。

5 结束语

本工程地下室经加固处理后, 根据沉降观测数据, 未再产生结构沉降不均匀问题;裂缝封闭加固后, 增设一道柔性防水层, 解决底板受损后二次受力渗水等问题。

上浮原因 篇5

近期太原银行资金面吃紧，各类贷款的办理难度迅速提高，这自然影响到了房贷、车贷等太原市民消费类贷款。连日来，记者从太原市多家银行了解到，消费类贷款有收紧趋势，贷款利率最高已从上浮20%提至上浮30%，部分银行甚至已经停办该业务，有购房意向的消费者宜趁此时机，尽快出手。

面对突出其来的上浮压力，部分对政策敏感的开发商已经着手应对。位于小店区康宁街的天赐康缘项目是小店唯一家“国家康居示范小区”，项目五证齐全，紧临美特好，地段非常优越，是小店区最核心的区域。众商家在此布局，如美都汇、万马仁百货、万马仁商城等等。

上浮原因 篇6

盾构法施工具有地面影响小、机械化程度高、安全、劳动强度低、进度快等优点。但在施工中，隧道管片经常会出现局部或整体上浮，表现为管片错台、裂缝、破损，乃至轴线偏位等现象，尤其是在穿越粘性较高的古土壤、老黄土、饱和软黄土和粉质粘土等浅覆土区域时，该问题尤为突出。根据有关文献，广州、上海、南京等地铁盾构施工中，都不同程度地出现过管片脱出盾尾后，在注浆过程中上浮的现象。

本文结合西安地铁三号线某区间隧道工程实例，就施工期盾构隧道上浮机理及控制进行研究探讨，并从多方面提出了针对性措施，为解古土壤、老黄土、饱和软黄土和粉质粘土地区盾构隧道管片上浮问题提供方法借鉴及建议。

l 工程概述

西安地铁三号线某标区间隧道工程，全长：1796.607m，最小平曲线半径为R=450m，最大纵坡为20.06‰，纵坡走向呈“v”型坡。隧道采用6250土压平衡盾构机，采用装配式单层衬砌结构，隧道外径为6.0米，内径5.4米，管片衬砌环宽1.5m，采用错缝拼装。本区段隧道覆土厚度为12～22m，穿越土层包括古土壤，老黄土、粉质粘土、粉土、中砂等。地下水属潜水类型，地下水埋深9.5——16.3m.。

通过对该区间左线350环中掘进管片姿态稳定后的复测和盾构掘进中的姿态的对比，，管片最大上浮位移达145mm，最小上浮位移达25mm，上浮平均值为60mm左右。可见隧道管片上浮对隧道的影响比较大，需在施工中严格加以控制。

2 盾構隧道管片上浮机理

2.1 盾构隧道管片上浮产生的原因

① 当地下水、注浆浆液、泥浆等包裹管片而产生的上浮力大于管片自重及上覆土荷载时，管片会局部上浮。

② 因注浆而产生的动态上浮力作用使管片上浮。

③施工中盾构顶进千斤顶造成的管片纵向偏心荷载，致使管片纵向发生的弯曲变形。

④隧道开挖卸荷导致的地基回弹作用，也可能造成盾构隧道的局部或整体上浮。

⑤已经成型的上浮管片对相邻的脱出盾尾管片的作用也会产生较大的力。

鉴于千斤顶偏心荷载及盾尾上抬的偶然性，相邻管片对管片产生的力也较难以分析且在施工中可以通过技术措施控制，本文主要围绕上述① ②④三个常态的上浮原因展开分析。

2.2静态上浮力产生机理

依据盾构工法特性，管片脱离盾尾后，盾尾空隙一般为8—16 cm（本区间使用的盾构为中铁建长沙生产的基于海瑞克技术的6250型盾构机，盾尾空隙为12.5cm，周围土体暂处于无支护状态，需要进行同步注浆填补盾尾空隙，并尽快形成强度，以防引起上部地层下沉或管片上浮。盾尾空隙可能会被各种液体包裹，从而形成的上浮力主要有：①盾构在透水性较好的饱和土层中掘进时，整个隧道都被水包裹，很容易形成浮力；② 泥浆盾构施工尤其是大断面盾构施工，以泥水盾构居多，需要用较大的泥水压力与切口处的水（土）压力保持平衡，这些泥浆在遇到透水性好的地层、超挖较大或者小曲率拐弯的时候，可能向后方流窜，充斥整个盾尾空隙，从而承受产生较大的泥浆浮力；③注浆浆液 当管片脱离盾尾时，若同步注浆的浆液不能达到初凝和一定的早期强度，隧道被包围在壁后注浆的浆液中，从而承受浆液形成的浮力。

2.3动态上浮力产生机理

壁后注浆浆液扩散过程是一复杂过程，与周围土质、施工工艺、浆液性质、注浆压力、地下水等多种因素有关。考虑到其在一定条件下总是以某种流动形式为主，本文将浆液在盾尾管片壁后的扩散方式归纳理想化的扩散模型。

1）充填阶段，浆液充填未被周围土体挤压填实的盾尾间隙。管片脱离盾尾后，周围土体会向管片方向移动，注浆充填范围与土体的位移量的大小此消彼长。同时，充填范围还与注浆压力的大小及浆液的流动性有关，注浆压力大、浆液流动性好，充填范围就大。

2）渗透阶段，主要发生于颗粒和孔隙率较大的砂性土中。盾尾间隙被浆液充满以后，随着浆液的持续注入，颗粒间的空气和水将被挤出，而被浆液取代。有注浆管的点源注浆，浆液常呈球面。

3）压密阶段，用较高压力将浓度较大的浆液注入土层，在注浆管底部附近形成“浆泡”，使注浆点附近的土体挤密，它主要发生于颗粒和孔隙率较大的砂性土中。

4）劈裂阶段，在压力作用下浆液使地层中原有裂隙或孔隙张开，形成新的裂隙和孔隙，促使浆液注入并增加其可注性和扩散距离。其特点是将引起土体结构扰动和破坏，注浆压力相对较高。

动态上浮力主要由注浆过程引起，浆液的种类、配比、注浆压力、注浆位置等都会对管片上浮产生一定影响。事实上，该力并不一定是真正意义上的浮力，它有可能是一集中力，也可能是分布力，有可能作用在管片环底部，也可能作用在管片环注浆孔附近位置。

2.3土体卸载后的回弹上浮产生机理

土体在盾构隧道通过的过程中，其为一个卸荷后的回弹变形过程，尤其对具有压缩性的土体，变形更为明显，也造成盾构管片的上浮，土体受力的过程过程大致分为三个阶段：1、盾构通过以前土体在原来的自重荷载下，产生的内部受力和变形，此时，土体处于一个相对稳定的阶段，但存在一定的应力，应力的大小可以通过土力学的公式计算出来，主要和土体的埋深、土体的容重等因素有关，计算公式简化为：δ=γ*h，盾构开挖范围的土体自重为Q=L*γ*πd2/4，盾构管片的自重可以通过设计文件查找，本区间管片自重为每米约20吨，远小于每米的土体自重荷载变形。

3 盾构管片上浮力的计算

3.1 “静态上浮力”计算方法

当管片由地下水、泥浆或注浆浆液包裹时，由浮力定律，得管片环受到的上浮力为

F浮=πR0 2 γj-πR（R02 –R2）γc

式中R0、R为管片外径、内径，γj为浆液或水的密度，

γc为混凝土管片密度。

3.2 “动态上浮力”计算方法

假设注浆浆液为不可压缩流体，在地层中的渗流在盾尾间隙影响厚度范围内，以注浆孔为球心，以半圆球形向四周扩散。在对扩散时产生的压力进行分析后可以看出，壁后注浆浆液的扩散半径及对管片产生的压力与注浆压力、注浆时间、浆液黏度、土体渗透率、盾尾间隙厚度、注浆管半径等众多因素有关。

3.3 土体卸载后的回弹上浮计算方法

土体卸载后的回弹计算可参照前述对回弹机理进行分析的公式进行计算，核心的问题是土体在一定压力下卸荷后的回弹模量，对该回弹模量虽未进行试验，但分析认为该模量与土体的埋深、土体结构等有较大的关系，也可以通过原状土室内试验的方法进行测试。

3.4实例计算

以西安地铁三号线X标隧道为例计算（计算过程略）。

静态上浮力：

F浮：281kn

运用上式可以反算浅埋地段覆土厚度能否满足抗浮要求。即当上浮力与隧道上覆土重量相等时的覆土厚度就是临界覆土厚度。

动态上浮力：F浮：1 580kn

也可利用上式计算在不同上浮力时应采用的注浆压力值，以便于施工中对注浆压力进行控制。

地层回弹造成产生的上浮力F浮：378kn

4 盾构隧道上浮的控制措施

4.1 选择适当的注浆浆液

注浆材料主要有单液型浆液和双液型浆液。单液型又可分为惰性浆液和硬性浆液。惰性浆液浆液中没有掺加水泥等胶凝物质，早期强度和后期强度均很低。硬性浆液在浆液中掺加了水泥等胶凝物质，具备一定早期强度和后期强度。双液型浆液的胶凝时间通常较短，按凝结时间来分，又可分为缓凝型、可塑型、瞬凝型三种类型。

解决管片上浮问题实质上是同步注浆稳定管片，理想的情况是注浆浆液完全充填施工间隙并快速凝固形成早期强度，隧道与周围土体形成整体构造物从而达到稳定。在浆液性能上唯有选择双液瞬凝性浆液能解决管片上浮问题，因其时效特点在隧道位移控制上具有优势；但双液浆随着温度变化，同种配比化学凝胶时间因时而异，且堵管极易发生，故在西安地铁的施工中仍然采用水泥砂浆浆液为多，目前南京、上海等地区普遍采用惰性浆液。

4.2 选择适当的注浆方法

注浆有盾尾注浆和管片注浆两种方法。盾尾注浆能够及时、均匀注浆，自动化程度高，施工控制相对容易，浆液在盾尾间隙的分布相对均匀。但堵管时清洗困难；一般只适于单液注浆，若选双液浆，需配置专门清洗装置。管片注浆操作灵活，容易清理，既可选单液浆，也可选双液浆；可对局部地段进行二次补浆，适合对隧道偏移、地表建筑物变形控制等特殊情况的处理。但易造成注浆不均匀，注浆孔是潜在的渗漏点；易有时差，很难做到真正的同步注浆。实践证明，盾尾注浆对管片产生的注浆压力小于管片注浆对管片产生的压力。所以应首先进行盾尾注浆，在浆液凝固达到一定强度后，再根据注浆情况进行管片二次注浆。

4.3 选择适当的注浆参数

1）控制注桨压力。注浆过程中，靠增加注浆压力来改善注浆加固效果应慎重，因为增大注浆压力的同时也大大增加了对管片的压力，极易引起上浮，压力一般控制在0.2—0.4 MPa。

2）控制注浆时间。在相同注浆压力下，浆液扩散半径及对管片的压力均随注浆时间的增长而增加，相比之下，对管片的压力增长更快。在施工中为防止注浆时间过长对管片产生不利影响，往往待浆液初凝后再继续注浆。

3）控制浆液黏度。在相同的注浆压力与注浆时间条件下，随着浆液黏度的增大，浆液的扩散半径与对管片的压力均随之减小。在施工中通过控制浆液黏度和注浆压力，来控制浆液扩散半径。浆液黏度不能过大。

4）注意渗透系数影响。土体渗透系数越大，浆液扩散半径越大，对管片产生的压力也越大。说明在盾

构隧道掘进中，应该随土性的变化调整注浆施工参数和浆液参数，在大断面盾构隧道施工中，同一横断面不同注浆点处的土性参数也会不同，也应区别对待。

4.4 考慮上覆土的抗浮效应

上覆土对隧道有很好的抗浮作用，应充分发挥。特别是浅埋隧道或隧道穿越江河，必要时应改良上覆土体的性能，对隧道顶部土体进行注浆加固，或者增加覆土厚度。隧道注浆时还应依据上覆土特性，验算浆液扩散范围，使浆液不通过土体间隙流出地表或流入水中，并避免造成上覆土的隆起。

4.5 控制盾梅机姿态及参数

盾构机过量的蛇形运动必然造成频繁纠偏，纠偏过程就会使管片环面受力不均。所以必须控制好盾构机姿态，发现偏差时应逐步纠正，避免突然纠偏而造成管片环面受力严重不均。要合理调整各区域千斤顶油压，使油压差不宜过大，与盾构中心线相对称区域的千斤顶油压差应小于5 MPa，其伸出长度差应小于12cm。同时要跟踪测量管片法面的变化，及时利用环面黏贴石棉橡胶板纠偏，黏贴时上下呈阶梯状分布。同步注浆过程中，为使浆液及时有效地固结，应适当控制盾构掘进速度，一般以缓推为宜，推进速度不大于3 cm/min。在盾构隧道推进中，根据管片拼装后上浮经验值，将盾构机推进轴线高程降至设计轴线下一定数值，以此来抵消管片衬砌后期的上浮量。

5 结语

1）通过对隧道管片上浮机理的分析，总结出具有实用性的隧道上浮力计算方法，同时根据对影响隧道上浮各因素的分析，在工程中采取了控制隧道上浮的一系列措施和方法，取得良好效果。经过最后对隧道上浮情况进行统计，隧道上浮平均值由原来的5.9 cm减少到3.2 cm，且达到线形美观，接缝平顺平整，保证了隧道的质量。

2）分析注浆对管片产生的压力时，将浆液假设为牛顿流体，对于非牛顿流体情况下，尚需进一步研究；壁后注浆浆液在管片后的扩散过程是一复杂的过程，半球面扩散以及压密注浆中的浆液分布模式的适用条件值得进一步研究。

3）文中抗浮计算未考虑整环管片接头端面摩擦及纵向连接螺栓对上浮力的影响；同时也未考虑已拼装成型的管片纵向整体对上浮力的影响。

4）通过对在不同地层中各种推进状态的研究和比对，管片上浮在透水性较好，浆液扩散较为容易的地层上浮量很小。同时在盾构掘进过程中，掘进后的间歇时间对管片上浮量也有较大的影响，分析原因主要是浆液的凝固、后部的管片和盾构机对新成型管片的挟制共同作用的结果。

上浮原因 篇7

关键词：脱硝池,失活,优化操作

生化单元的来水主要有大化肥各装置、大乙烯各装置界区的生活污水、来自合成氨装置界区的污雨水以及少部分来自化学处理单元的去除重金属离子的汽提废水。以上三股水在均质池充分混合后, 由均质流量泵加压送入分配箱中, 经充分混合后分别流至生化反应器外部的环形脱硝池, 与来自硝化池的混合液和来自循环污泥泵池中的回流活性污泥充分混合, 进行生物降解和脱硝反应。随后进入内部的圆形硝化池, 利用鼓风机曝气, 进行硝化处理后部分水通过溢流堰返回脱硝池, 另一部分进入脱气池脱气后水流入沉淀池中, 活性污泥沉至池底, 由刮泥机刮入泥斗中, 用循环污泥泵将60%~100%的活性污泥作为回流污泥送回脱硝池中;上清液水质达到排放标准时用后处理水泵送至380#作循环冷却水补充水。

主要讨论在生化单元进水条件相同的条件下, 生化系统B由于生化反应的差异性造成的脱硝池出现的污泥失活上浮现象, 并提出解决方案。

现就可能造成污泥失活的各种原因进行讨论, 根据脱硝池内污水来源分别分析其影响因素, 最终确立主要原因, 并提出改善方案。

1 均质池污水

均质池污水流进分配箱后分别进入A、B两套生化反应器内, 分别由各自的阀门来调节进入脱硝A池、B池的流量, 为了便于观察对比, 将进入脱硝B池的阀门全开, 进入脱硝A池的阀门按照原来的状态只打开一半, 观察结果。

当增大进入脱硝B池的进水流量时, 可以看出, 堆积污泥现象稍有改善, 但根据上浮失活污泥的颜色推断, 堆积污泥厚度减少的原因, 是由于水流量的增大, 将原本堆积不密实的失活污泥冲散后冲向下一流程, 并未从根本上有效解决脱硝池底部污泥失活现象。

2 硝化池污水

脱硝B池内厌氧污泥可利用的有效资源减少的原因是由于好氧硝化反应活性降低, 可供去除的NO3-和有机物随之减少, 微生物处于饥饿状态而引起自身氧化进入衰老期。因此, 首先分析好氧硝化反应活性降低的根本原因及解决方法。

分析1-6月硝化B池的污泥负荷, 见表1。

从表1中数据可以看出, 2013年1-5月硝化B池污泥负荷平均值维持在0.0037, 说明硝化池内生化反应维持一般活性, 但自6月份起, 污泥负荷大幅度下降。

3 回流污泥

连续流的活性污泥法由于进水和出水连续流动, 活性污泥生长的速度远远跟不上流失的速度, 因此, 需要在二沉池将污泥沉淀后经循环污泥池回流至脱硝池, 以保证生化反应的活性, 当污泥回流比降低时, 则影响脱硝池内的生化反应。1-6月份污泥回流比见表2。

由表2中数据可以看出, 2013年1-5月污泥回流比平均值维持在167%, 说明回流性能良好, 但自6月份起, 回流比大幅度下降, 出现了负数回流比, 一方面说明了活性污泥流失的速度大于回流的速度;另一方面, 说明自6月份起, 装置的反应活性降低, COD去除率有所下降, 造成了二沉池内无有效的活性污泥可供回流的情况。

以上两点原因最后归纳为一点, 即生化反应活性降低, 因此, 亟待解决的问题是分析造成生化反应活性降低的原因并解决。

造成好氧段反应活性降低的原因主要有以下几个方面。

3.1 p H冲击

过高或过低的p H会影响活性污泥微生物胞外酶及存在于细胞壁和细胞质里的酶的催化作用, 以及微生物对营养物质的吸收。

由1-6月p H可以看出, p H值均处于指标范围内, 因此, 不是生化反应活性降低的原因。

3.2 曝气过量

根据曝气量的变化分析, 见表3。

由表3可看出, 5~6月, 曝气量突然大幅度增加, 造成曝气叶轮线速度过高, 供氧过多, 短期内污泥活性可能很好, 新陈代谢分解加快, 但时间一长, 活性污泥被打的又轻又碎, 耗氧段悬浮物突然上升, 参与耗氧反应的活性污泥减少, 这种污泥活性差耗氧速率下降, 处理效果差。

4解决方法

从理论上讲, 当进水量增大时, 污泥负荷应该增大相应的倍数, 但脱硝池污泥失活现象并未得到明显改善。可以推断, 脱硝池底部仍然有大量失活的污泥:一方面, 这些失活污泥占用了有效的资源, 妨碍了活性污泥进行进一步的生化反应;另一方面, 由于活性污泥无法进行进一步的生化反应, 释放出更多的CO2和NH3, 无法将已失活的污泥送至脱硝池表面。所以, 解决的方案分为两个要点:

1) 增大底物浓度;

2) 增强反应活性。

依据以上结论, 分析出应采取的措施是减少好氧段的曝气量, 经调整后的变化见表4。

调整后, 曝气量大幅度降低, 悬浮物的增长速率有所减缓, 此过程需长期调整后方可恢复正常水平。现就脱硝池内的底物浓度和反应活性调整后的变化作如下分析。

4.1硝化池污水

经过调整后, 硝化池好氧污泥活性有所改善, 新鲜的污泥大幅增加, 这是由于当好氧段的反应活性增强后, 即表示可供厌氧污泥代谢的底物浓度增大, 大大增强了反应活性, 污泥负荷有所上升, 见表5。

4.2回流污泥

通过调整好氧段的反应, 使整个过程的COD去除率有所升高, 可供回流的污泥增加, 污泥回流比增加, 返回脱硝池内的回流污泥增多, 反应活性增强。

在采取了增大底物浓度和增强反应活性两种方法后, 脱硝B池的污泥失活上浮现象有了明显的改善。

消费拉动粳稻价格整体上浮 篇8

市场概述

对比1 0月后半月, 11月辽宁以及国内粳稻市场行情小幅回升, 随后整体价格变化不大。

11月初, 辽宁地区稻谷收购价格呈小幅上涨态势, 但市场交易情况整体较为平缓。随着新粮不断入市, 交易逐渐活跃, 交易量也呈现递增趋势。

11月中旬, 稻谷市场整体表现温和, 但收购价格较去年同期依然高出许多。受粳稻供应压力不断增加的影响, 新稻价格经历前期高价后开始回落, 走货量也不再持续攀升。

11月下旬, 辽宁稻谷市场略有回落, 这与此间国内部分农产品价格下滑有一定关联。

价格看板

据监测, 2012年11月辽宁稻谷收购均价为1.532元/斤, 与上个月同期相比下降3.65%, 与去年同期相比上涨7.96%。其中长粒水稻平均收购价格为1.546元/斤, 与上个月同期相比下降6.87%, 与去年同期相比上涨7.89%。长粒水稻最高价格出现在大石桥市, 为1.650元 /斤, 最低价格出现在台安县, 为1.470元/斤;短粒水稻的收购平均价格为1.516元/斤, 与上个月同期相比下降0.72%, 与去年同期相比上涨7.90%。短粒水稻最高价格出现在大洼县, 为1.620元/斤, 最低价格出现在台安县, 为1.380元/ 斤。

行情分析

11月, 国内稻谷市场行情呈现先扬后抑局面, 但价格波动不大, 其影响因素主要集中在以下几方面。

高品质陈粮提升稻谷整体价格。10月末至11月中旬期间, 部分稻谷产地仍存有含水量较低、品质较高的陈粮, 此部分陈粮价格高于新粮开秤价, 导致各地粮价差异较大。

国际米价预期上涨影响原粮市场。国际米价预期上涨等因素带动国内部分地区大米价格上涨, 也顺势影响到原粮市场;部分地区稻谷产地价格上升, 并推动11月前期稻谷价格上涨。

大范围降雪拉低稻谷市场成交量。从11月中旬开始, 东北部分地区迎来了大范围降雪天气, 多数居民减少采买活动, 收购商不敢贸然大量备货, 在一定程度上拉低了稻谷市场成交量, 从而削弱稻谷整体价格, 抑制住稻谷行情前期的上涨势头。

大米刚性需求支撑稻谷行情平稳运行。在稻谷行情受到国内部分农产品价格大幅波动影响背景下, 大米的刚性需求始终为支撑稻谷市场行情稳步运行争得有利局面。

后市展望

软土地层中隧道上浮分析及控制 篇9

本文针对南京轨道交通4号线21标区间隧道施工过程中隧道上浮问题进行分析和研究, 将控制隧道上浮的技术措施进行实践和优化, 形成工程施工的经验总结。

1 工程概况

南京轨道交通4号线21标区间工程为车辆段高速试车线隧道区间, 试车速度为1.5倍的正线行车速度, 因此对成型隧道轴线控制要求较高。区间隧道自车辆段东南侧出发, 南向北穿越车辆段内部基地, 下穿仙林大道与三环路, 平面设置1条曲线 (转弯半径R=1 000 m) , 竖向坡度始终为0.2%。隧道总长1 774.5 m, 共1 475环管片, 管片外径6.2 m, 内径5.5 m, 宽度1.2 m, 采用1台863土压平衡盾构机掘进。

2 工程地质及水文条件

2.1 工程地质

隧道顶部主要为 (1) 层松散填土、 (2) -1a2、 (2) -2b3-4 (淤泥质) 塑粉质黏土夹粉土、 (3) -1b1-2层塑粉质黏土, 洞身主要穿越 (2) -2b3-4 (淤泥质) 塑粉质黏土夹粉土、 (2) -3b2-3塑粉质黏土夹粉土、 (3) -2b2可塑粉质黏土, 洞底主要为 (2) -2b3-4 (淤泥质) 塑粉质黏土夹粉土、 (2) -3b2-3塑粉质黏土夹粉土、 (2) -4b2可塑粉质黏土、 (3) -2b2可塑粉质黏土及 (3) -4b2可塑粉质黏土夹粉土。

隧道主要穿越地层见表1。

2.2 水文特性

地下水主要表现为孔隙潜水, 贮存于 (2) 层以下浅软弱土中, 水位较高, 勘察期间测得稳定水位埋深0.7~4.0 m, 常年最高水位可取场地整平后埋深0.5 m。

3 隧道上浮分析

3.1 情况说明

3.1.1 隧道上浮现象

该隧道从第6环开始出现不同程度的上浮现象, 上浮量逐渐增大, 第55环隧道上浮量达到最大值7 cm, 采取相应措施后上浮量逐渐减少 (见图1) 。

3.1.2 上浮各阶段简析

区间隧道上浮可分为3个阶段:束缚阶段、过渡阶段、稳定阶段 (见图2) 。其中, A-B区为束缚阶段, 管片受盾尾束缚未呈现较大上浮量;B-C区为隧道上浮过渡阶段, 管片脱离盾尾束缚后上浮量逐渐增大, 但未达到峰值;C-D区为隧道上浮后的稳定阶段, 隧道上浮量达到峰值。

3.2 隧道上浮原因分析

3.2.1 浮力作用

隧道掌子面基本为 (2) -2b3-4层淤泥质粉质黏土层, 地层中含孔隙潜水且地下水位高, 若同步注浆不及时或不充足, 管片脱出盾尾后迅速被地下水包裹, 受到浮力作用;同步注浆浆液被地下水稀释后稠度降低, 凝固时间加长, 管片被稀释的浆液包裹后仍受到浮力作用, 以本区间为例进行以下计算。

单环管片自重为

式中:ρ为管片密度, 2.8 t/m3;V管片为管片体积, 7.7 m3。

单环管片水浮力为

式中:ρw为水的密度, 1 t/m3;V排为管片排水体积, 36.2 m3。

综上所述, 管片自重G<水浮力F, 若无其他作用力与之平衡, 会造成隧道上浮。

3.2.2 盾构姿态影响

本区间隧道管片明显上浮的区段, 盾构姿态均前低后高, 俗称为“磕头”, 造成盾构机轴线与隧道设计轴线存在夹角α (见图3) , 盾构机掘进推力F推力会对管片形成竖直向上的分力F上 (见图4) :

以本区间为例, 盾构机掘进100环时, F推力为700 t, sinα≈0.009 25, 代入式中计算出F上=F推力×sinα≈6.5 t, 因此管片受到竖直向上的作用力F上, 作用方向与水浮力一致, 加剧隧道上浮趋势。

3.2.3 同步注浆浆液影响

本区间初期同步注浆采用惰性浆液, 浆液初凝时间长, 经地下水稀释后长时间无法凝固, 浆液骨料在重力作用下沉积, 垫实隧道底部空隙, 同时失去骨料后的稀释液体进一步加大管片的浮力, 加剧隧道上浮。

4 隧道上浮控制措施

4.1 上浮趋势判定

在隧道上浮趋势刚形成时及时采取正确措施抑制上浮, 能防止上浮量继续增大, 为及时发现隧道上浮趋势, 不仅需加强管片拱底沉降监测, 还需及时测量盾尾间隙和管片超前量。

1) 管片拱底高程测量。测量频率为2次/d, 测量范围为测量前48 h内拼装的管片。

2) 盾尾间隙和管片超前量测量。测量盾尾间隙和管片超前量, 若顶部盾尾间隙或超前量减小, 需要加强管片拱底高程测量, 及时判断管片上浮情况。

4.2 上浮控制措施

4.2.1 预先控制

为加强对隧道上浮的控制, 在盾构掘进前详细分析地质水文情况, 加强同地区类似地质工程有关隧道上浮情况的调查, 以指导实际施工。在盾构机掘进至该类地层前, 适当降低盾构掘进姿态, 减小隧道上浮后轴线与设计轴线的偏差。

4.2.2 过程控制

1) 同步注浆控制

(1) 注浆孔位置。若采用底部注浆孔进行同步注浆, 浆液喷出时对管片产生的作用力, 会增大隧道上浮量。因此为控制隧道上浮, 宜采用顶部同步注浆孔。

(2) 浆液配比改良。采用快硬性的浆液及时充填管片壁后的建筑空隙, 不仅防止地下水侵入, 减少浮力, 还能尽快固结管片, 有效控制隧道上浮。

本区间自56环将同步注浆浆液由惰性浆液调整为含水泥的快硬性浆液, 浆液初凝时间控制为4~6 h, 浆液稠度为9~11, 具体配比 (1 m3浆液质量比) 见表2。同时在确保同步注浆质量的基础上, 保证注浆的及时性, 使管片脱出盾尾后立即被浆液包裹后迅速固结, 隧道上浮量逐渐降低, 由7 cm逐渐降低为3 cm左右 (见图5) 。

kg

2) 降低盾构掘进轴线。在隧道上浮控制过程中, 根据隧道实际上浮量适当降低盾构机掘进姿态, 缩小上浮后隧道轴线与设计轴线的偏差。

3) 管片顶部超前量设置 (见图6) 。隧道上浮时A-C区段隧道实际轴线与设计轴线存在的夹角为

式中:h为A、C端管片高程差, m;LA-C为A-C区段隧道长度, m。

为消除隧道上浮趋势, 根据该夹角 (γ) 设置管片顶部超前量为

式中:D为隧道直径, m;β设计为设计超前量, 使B-C段隧道轴线逐渐降低, 降低后端管片对前端管片的上浮作用力, 从而减小上浮趋势。

以本区间为例, 自177环设置管片顶部超前量β=D·sinγ+β设计≈22 mm+11 mm=33 mm后, 隧道上浮量逐渐减小 (见图7) 。

4) 固结管片。若将上浮过渡阶段的管片固结, 该段管片将无法上浮, 新脱出盾尾的管片不会受到后部管片上浮作用力而上浮, 因此固结管片可有效控制隧道上浮。

一般在同步注浆采用快硬性浆液的基础上, 采取以下措施。

(1) 控制施工进度。同步注浆采用快硬性浆液, 控制浆液初凝时间为4~6 h, 调整推进施工间隔时间为8~10 h, 使浆液凝固后固结隧道管片, 抑制上浮。

(2) 打设环箍。在盾尾后 (通常距盾尾3环以外, 防止盾尾被浆液固结损坏) 采用水泥-水玻璃双液浆进行管片壁后二次注浆, 逐环施作环箍, 固结管片。水泥浆与水灰比1∶1, 水玻璃与水泥浆体积比1∶3, 水玻璃采用35Be', 注浆压力为土压力设定值的1.2~1.5倍, 浆液配比可根据现场取样试验进行微调, 浆液凝结速度控制在45~60 s。

5) 优化推进操作

(1) 加强盾构姿态控制。以盾构自动导向系统数据和对盾尾间隙、管片超前量的实时测量为基础, 及时纠正盾构姿态, 做到勤纠缓纠, 减少纠偏时产生的较大推力对后部管片影响。

(2) 降低盾构推力。施工中掘进速度宜≤3 cm/min。

在确保不超挖的情况下合理降低土压力, 不仅能确保地表稳定, 还能有效降低推力、刀盘扭矩等, 提高推进效率。

通过改良土体, 增加土体流动性, 以期降低土体开挖需要的刀盘切入的有效推力。

5 结语

通过对南京轨道交通4号线21标区间工程隧道上浮的跟踪和分析, 分析隧道上浮的原因, 采取针对性的控制措施, 有效解决该区间隧道上浮问题, 总结抑制隧道上浮的预控、过程控制等措施, 为类似工程控制隧道上浮提供宝贵的实践经验。

参考文献

[1]沈征难.盾构掘进过程中隧道上浮原因分析及控制[J].现代隧道技术, 2004 (6) :51-56.

地下设备室上浮事故案例分析 篇10

地下设备室上浮的直接原因是地下水浮力大于建筑物当时的上部荷重。造成地下设备室上浮事故的间接原因可能是勘察单位的勘察失误, 设计单位的设计疏漏, 也可能是施工单位的不重视。例如, 设计人员未考虑施工过程中的抗浮设计, 未设计降排水设施;施工单位考虑施工成本, 在施工过程中过早停止人工降低地下水的措施, 地下室回填土材质采用透水性较强的砂夹石进行回填, 使施工场地地表水倒灌等是地下设备室发生上浮事故的主要原因。

1 工程概况

某工业厂房工程地下为现浇钢筋混凝土厚壁设备室, 宽约34 m, 长约60 m, 大罐设备室按2×3分格。筏板基础, 持力层为中风化泥质页岩, 地基承载力不小于900 k Pa。底板厚度1 400 mm, 外墙厚度1 350 mm, 内墙最大厚度1 000 mm, 900 mm不等, 地下室顶板800 mm厚, 底板以0.5%坡度向东倾斜。底板顶标高-11.750起, 底板顶板均以0.5%坡度向东倾斜。地下室混凝土为C35抗渗混凝土 (抗渗等级P10) 。

地上为单层厂房, 框 (排) 架结构, 主厂房屋面采用钢屋架和大型屋面板, 进排风机房为现浇框架梁板。屋面最大标高12.600, 通过抗震缝分为三部分。

总体施工进度:轴/轴和轴/地下室顶板以下钢筋全部完成, 标高-3 m以下结构混凝土施工完成, 地下室满堂脚手架搭设完成, 罐区墙体和顶板不锈钢覆面施工完成, 顶板梁钢筋绑扎完成80%;轴独立基础和基础梁混凝土浇筑完成, 轴独立基础混凝土浇筑完成, 基础梁钢筋绑扎完成80%, 工艺通风管廊混凝土浇筑完成;标高-3 m以下地下防水施工和回填土施工完成。

2 事故起因及状况描述

因受7月22日~25日某地区连降大暴雨影响, 最大降雨量达600 mm, 最大每小时达50 mm, 地下水位猛涨, 在地下水浮力作用下, 导致A子项地下设备室出现整体结构倾斜上浮。

7月26日, 监理工程师在现场发现A子项与B子项之间的地梁靠近A端钢筋向上翘起变形, 回填土相对偏差约20 cm, A西侧独立基础部位地基梁钢筋和模板与墙体连接端翘起变形。经实际标高测量发现地下室存在上浮现象, 即西面 (4) 轴线端头最高上升27.6 cm, 东面端头 (14) 轴线标高未见变化, 此时基坑内地下水位在-3.5 m~-4.0 m。

事发后施工单位及时采取措施, 用挖掘机在A子项西端两侧向下挖集水坑并采取6台水泵连夜抽水并密切观测沉降记录。26日晚西端回落3 cm, 即局部浮起24.6 cm;27日8时西端回落18 cm, 即局部浮起9.6 cm;下午16时局部浮起6.7 cm;28日上午局部浮起4.7 cm;目前西端局部浮起降至4 cm。

图纸上设计 (14) 轴线处标高-5.535 m的排风管廊与整体结构设置沉降缝, 中间设置橡胶止水带。地下室结构较管廊浮起约1 cm, 两者错开, 导致橡胶止水带接口混凝土出现剪切破坏, 但管廊结构未发现异常。

3 抗浮验算

1) 地下室底板为1.4 m混凝土板;地下室外墙为1.35 m, 内墙0.9 m~1 m, 地下室墙高10.95 m。

已施工结构部分可等效为3 m厚混凝板, 重为3×25=75 kN/m2。

已施工结构部分抵抗水浮力的有效重量为:75×0.9=67.5 kN/m2。

地下室内集水重量为:0.6×10=6 kN/m2。

地下室内集水抵抗水浮力的有效重量为:6×0.9=5.4 kN/m2。

抵抗水浮力的有效总重量为:G1=67.5+5.4=72.9 kN/m2。

2) 当时已施工至-2.800 m墙体, 按-3.8 m水位考虑, 每米水头按10 kPa设计;板底标高为-13.15 m;设计水位高差为9.35 m。

水浮力G2=9.35×10=93.5 kN/m2>G1。

4 原因分析

1) 本工程场区自然地形为东高西低, 东侧有明显高于场区的山体, 西侧有一条排洪沟;地下水总体走向由东北向西南径流, 雨季东侧和北侧山体的地表水对场区的影响也较大。

2) 由于当年雨量多, 特别是7月22日~25日一次强降雨, 对施工现场造成极大的影响。目前未施工完成的地下室自重不足以抵抗地下水产生的水浮力, 造成地下室发生整体上浮。

3) 地下室外墙施工至标高约-3 m, 回填土施工至约-3.2 m, 基坑成为雨水汇集区。

4) 连续强降雨量过大过急, 施工现场难以有效地阻挡住场区外围 (包括东侧和北侧山体的雨水) 雨水汇入基坑内, 而又没有采取其他有效措施来保证施工期间的整体抗浮, 从而导致现状的发生。

5) 地下部分由于埋置深度较大, 目前施工的结构自重小于为建造地下室而挖去的土体重量。

5 浮起回落过程中结构完整性分析

底板设计时考虑荷载为110 kN/m2, 并按挠度和裂缝确定底板厚度和配筋率。底板厚度1 400 mm, 外墙1 350 mm厚, 持力层为较为完整的基岩, 结构刚度很大, 上浮和回落过程中, 受荷均匀, 结构整体发生刚体运动, 且移动的速率较小, 不会发生弯曲或剪切损伤。另外, 最初的观测数据表明, 位移数据呈线性分布, 中间未有异常数据出现, 同时对现场建筑外观观测, 未见有微裂缝出现。考虑当前局部沉降值引起的基础底板倾斜值在规范允许的范围内。

1) 按结构浮落、施工等各阶段进一步分析如下:

a.上浮过程中, 上浮水压力荷载为90 kN/m2, 扣除底板反向自重35 kN/m2, 底板仅承受荷载55 kN/m2, 远未达到其设计荷载, 故底板不会产生超规范裂缝。

b.顶板施工阶段, 水位随季节下降, 因持力层为泥质页岩, 自身刚性和强度有限, 则水位均匀下降过程是结构克服浮力和侧限阻力、不断压实底板下填充土石、自身纠偏的过程, 也是结构向设计假定状态发展的过程。

2) 对上浮和回落过程中的不利情况进行初步分析, 现假设的不利情况有:

a.西端回落后, 局部 (4) 轴~ (7) 轴区格设备室均悬空, 但西端墙体下有回填土石支撑。

b.回落后, 南北端外墙因底板进入回填土石及回填土阻力而引起底板南北端受支撑而底板中间段悬空。

6 后续沉降对结构的影响

后续沉降的继续发展趋势因底板下支撑情况等因素影响具有一定的不确定性, 故应评估后续沉降对结构的影响, 并采取设计和施工措施保证消除此不利因素。

1) 在地下室顶板完工阶段, 底板顶板与外内墙共同作用, 作为整体受力构件, 此时结构类似于箱体结构。因原结构设计并未考虑此整体受力作用, 故此作用可作为设计裕量来考虑。

2) 目前考虑最不利状态为基础底部局部悬空, 但在设备安装阶段, 上部荷载持续增加, 水位也会出现季节性低水位, 因地基重新压实, 假设的局部悬空区将会逐步缩小。此时地下室作为整体受力的箱体构件, 仍可允许出现一定的局部悬空区域。

3) 应在沉降稳定后对剩余墙体、顶板、底板钢覆面进行施工, 施工顺序安排如顶板浇筑等应有利于局部浮起的回落。现场制订了具体措施并已实施。

4) 针对可能的不均匀沉降, 结构在与地下室外墙连接的地基梁、框架梁 (包括其对应上部框架梁) 等部位已经留了后浇带, 后浇带浇筑应在确定沉降无进一步发展趋势后进行, 防止不均匀沉降引起与地下室相连的附属结构开裂。

7 结语

上浮原因 篇11

目前，交通银行各期限存款利率全线上浮至顶的消息一出，便引起市场的强烈关注。“其实，银行上浮存款利率已非稀奇事。而交通银行上浮存款利率事件之所以引起如此广泛的关注，主要在于其国有五大行的身份。”一位银行业内分析人士在接受《国际金融报》记者采访时表示，“从某种程度而言，这种情势意味着中国利率市场化改革的进一步深化。”

全线上浮存款利率为揽储

据悉，交通银行已经全线上浮了各期限存款利率，其中一年期存款利率为3.3%，两年期存款利率为4.125%，三年期存款利率为4.675%，五年期存款利率为5.225%，与央行基准利率相比全线上浮10%。昨日，《国际金融报》记者分别致电工、农、中、建四大国有商业银行的客服，目前四大行一年期存款利率均为3.25%，较3%的一年期基准利率上浮8.3%，而两年期、三年期及五年期的存款利率则均为央行设定的各期限基准利率。

其实，在去年央行将金融机构存款利率浮动区间上限调整为基准利率的1.1倍之后，国内银行业就迅速掀起了一轮“揽储战”，包括外资银行在内的大部分商业银行都提高了存款利率，且上浮至顶。其间，惟有工、农、中、建、交五大国有商业银行保持了一派岿然不动的“风度”，完全置身在“揽储战”之外。其实，市场并不难理解五大行“财大气粗”以致完全不需要同其他银行抢存款的作为。

“此次交通银行全线上浮存款利率，意味着该行正式加入了银行业‘揽储战’。其实，目前各家银行依旧面临着较大的吸收存款的压力，国有商业银行同样概莫能外。”上述人士进而分析指出，“一方面，过完农历春节之后，央行就停止了逆回购操作，反而采用正回购操作从银行系统大量回笼资金，这对银行多少都会造成一定的压力。另一方面，马上到来的3月就是第一季度末了，银行普遍面临着季末存贷比考核的压力，自然都会提前备战。”

“而就交行等五大行来说，由于去年下半年以来，其他银行纷纷上浮存款利率，导致了部分存款流失。尽管五大行均推出了一些收益高于存款利率的理财产品来吸引客户，但其他银行同样不甘示弱。而且，由于监管机构不断加强对银行理财产品的管理，使得理财产品市场受到了一定‘冷却’，这自然也影响了银行的资金来源。”上述分析人士表示。

更多银行将加入价格战

随着交通银行全线上浮存款利率，市场普遍预期，五大行的利率同盟将彻底瓦解，工、农、中、建四大行很可能将陆续紧跟交行的步伐提高存款利率。甚至有市场人士预测，四大行上浮存款的时间在3月中旬左右。

一位工行的工作人员对《国际金融报》记者表示：“目前拉存款的压力很大，一方面，客户会更倾向于把手头的闲置资金投向收益率较高的理财产品；更重要的是，目前我行的存款利率在市场上确实缺乏竞争力。我们也在等总行发上调存款利率的通知。”

“可以肯定的是，未来会有越来越多的银行上浮存款利率，这是中国利率市场化改革的必然。”上述分析人士指出，“去年中国的利率市场化改革进程出现明显加速的态势，今年将进一步提速。目前，央行正在逐步推动上海银行间同业拆借利率（shibor）来取代央行设定的基准利率作为银行利率定价的标准，但是很难实现一步到位，因此央行有可能为此进一步扩大利率浮动区间。”

显然，在利率市场化改革的进程中，银行所面临的压力是显而易见的。不少银行也因利差收窄的压力而纷纷“另谋出路”，加强业务创新，将中间业务作为发展重点。“在转变经营模式的过程中，一些银行可以说已经取得了一定的成绩。”不过，上述分析人士也指出，“尽管转变经营模式、业务形态以及加强金融创新是银行应对利率市场化的根本之策，但是在利率市场化之初，银行业一定程度的价格战则是不可避免的。”

（文/付碧莲）

上浮原因 篇12

对于前者, 补贴额度相比征求意见稿或将有小幅上浮, 四类资源区大型光伏发电标杆上网电价或将统一上调0.05元, 为0.8元、0.9元、1元和1.05元, 分布式光伏自发自用部分补贴或从0.35元调整为0.45元。

对于后者, 光伏并网问题一直是行业的痼疾, 两份国标的出台将带来新的变化, 它意味着多方一直纠结不下的光伏发电干扰电网运行问题将得到解决;另一方面, 光伏逆变器和变频器等光伏设备行业或将因此面临一次技术洗牌和淘汰。

“国标”从严

对于中国的光伏行业发展, 当前最棘手就是并网难和补贴的额度与落实两大难题。

中电联数据显示, 2011年中国光伏并网装机容量为2.12GW, 而当年光伏安装量为2.89GW。这意味着, 2011年国内光伏系统并网率为73.4%, 即近四分之一项目未能并网。

而分布式光伏的并网情况更为艰难, 以金太阳工程为例, 截至2012年上半年, 2009年和2010年项目目录中, 金太阳工程批复项目主体工程完成并网项目106个, 主体工程完成未并网项目44个, 并网项目占完工项目的71%, 但具有国家电网正式并网许可文件的项目不超过10个, 也就是说, 90%甚至更多的项目都没有实现实际意义上的并网。

对此, 2012年10月底, 国家电网针对并网难问题发布了《关于做好分布式光伏发电并网服务工作的意见》, 表示将对分布式光伏开辟绿色通道。

事实上, 除了对用户端的“服务”外, 国家层面还将对并网的“标准”进行升级, 《光伏发电站接入电力系统技术规定》和《光伏发电系统接入配电网技术规定》已经报批国家标准委, 不出意外, 7月份将颁布实施。“两份标准都将以国标的形式形成约束力。”中国电力科学研究院新能源研究所副总工程师朱凌志表示。

据了解, 《光伏发电站接入电力系统技术规定》在2005年曾作为国标使用, 后超过使用期限, 在2009年进行了修订, 改为《国家电网公司光伏电站接入电网技术规定 (试行) , 此后, 2011年定为国网企业标准。“作为企业标准, 就很难有约束力, 我们在实际运行检测中发现很多干扰并网的因素其实来自于光伏设备, 很多设备与电网的标准不匹配, 甚至一些设备完全无技术规范可言。”朱凌志表示。

与大型光伏电站的并网国标不同, 分布式光伏的并网国标是单列的, 而这也与风电的并网国标不同, 风电统一为一个国标。

对于国标的主要修订方向和主要指标, 朱凌志称, “对于接入380V电压等级的小型光伏电站, 要求总容量原则上不超过上一级变压器供电区域内的最大负荷的25%, 但没有对容量约束提出要求;对于大型光伏发电站, 主要是加入了短期和超短期功率预测的要求, 不仅要求低电压穿越, 还要求零电压穿越。”

然而, 风电国标当初在发布时引起的最大争议就是低电压穿越, 很多风电企业因此折戟或受影响严重。一方面, 低电压穿越测试只有国网电科院一家可做, 而且收费颇高, 另一方面, 很多企业一年多都没排上队。

这次光伏并网国标, 不仅提出了低电压穿越, 还涉及零电压穿越的测试, 是否会重蹈风电覆辙, 对此朱凌志解释称, “光伏与风电的低电压穿越测试有所不同, 而且光伏设备的适应情况比风电设备要好。”

在朱凌志看来, 国标最大的影响不在于此, 而在于对光伏设备厂商的洗牌。“国标出来后, 受影响最大的是逆变器和变频器等的设备企业, 所有指标都对它们提出了从严的标准。”但他同时解释称, “其实制订时有些大型企业提出了更为严格的标准, 考虑到大多数企业, 我们做了适度的调整, 但即使这样, 很多企业也将会因此被淘汰, 这个行业现在比较乱, 也可以通过国标的施行推进健康有序的发展。”

度电补贴上浮

除了并网难问题, 补贴问题也是备受关注。

6月14日, 国务院常务会议再次将光伏产业作为议题之一进行重点部署, 并确定了6大扶持措施, 包括重点拓展分布式光伏发电应用;保障配套电网与光伏发电项目同步建设投产, 优先安排光伏发电计划, 全额收购所发电量;制定光伏电站分区域上网标杆电价, 扩大可再生能源基金规模, 保障对分布式光伏发电按电量补贴的资金及时发放到位;鼓励金融机构采取措施缓解光伏制造企业融资困难;支持关键材料及设备的技术研发和产业化;鼓励企业兼并重组, 抑制产能盲目扩张。

其中, 制定光伏电站分区域上网标杆电价, 扩大可再生能源基金规模并确保资金发放到位被认为是最立竿见影的救市方法。

今年3月, 国家发改委下发《关于完善光伏发电价格政策通知》的征求意见稿, 将光伏发电价格分为大型光伏发电项目和分布式发电项目两种, 针对大型光伏发电项目, 提出分四类资源区分别执行0.75元、0.85元、0.95元和1元/度的标杆上网电价, 对于分布式发电的电价补贴为0.35元/度。

此后, 各方对此价格均表示普遍偏低, 要求上浮。据悉, 上述电价或将小幅上浮, 目前的方案是四类资源区大型光伏电站分别执行0.8元、0.9元、1元和1.05元/度的标杆上网电价, 对于分布式发电自发自用部分的电价补贴为0.45元/度。也就是说, 大型电站或将普遍上浮0.05元, 分布式上浮0.1元。

“相对于0.75元起步的四类电价, 0.8元起步的度电补贴额度对于企业来讲, 盈利应该不存在问题。”前国家发改委能源研究所所长周凤起表示。“对于分布式光伏, 自发自用补贴0.45元应该说挺高, 上网电价高的地方, 电站设计的好, 负荷匹配好, 那就可以高盈利。”朱凌志认为, “大型光伏电站, 0.8元在青海和西藏, 只要并网没问题, 就能收回成本, 但问题是鼓励建设了一大批电站后, 是否存在有效的消纳市场, 当然还有输送问题, 最重要的是对国家的可再生能源发展基金, 原本就那么多缺口, 再提高电价补贴, 这些钱哪里来?”

据了解, 作为可再生能源补贴主要来源的可再生能源发展基金2011年欠账100亿元, 2012年这一数字达到了200亿元。

不过日前有消息称, 可再生能源附加费增收标准有望月末出台, 主要即为提高水电和火电的附件费来补贴光伏和风电等可再生能源, 此前2012年1月, 可再生能源附加费由原来的每度电4厘提高到8厘, 本次上调将从2厘至每度电补贴1分钱。