最终沉降量（通用5篇）
最终沉降量 篇1
摘要：每一种土都具有可压缩性,当然一些土的压缩性非常高,而另一些土的压缩性很低。要确定地表沉降,需要有沉降预测方法。沉降预测方法以土的压缩性为基础。土的压缩随建筑物(荷载大小与性质)和土体的不同而变化。如果地基的压缩性参数和上部荷载的大小与性质已知,压缩量即可求出。如果计算出的压缩量在允许范围之内,就是良好的地基土;如果沉降量偏大,就需要进行处理,以满足基础设计的需要。
关键词：最终沉降量,压力,分层总和法
通常情况下，天然土层是经历了漫长的地质历史时期而沉积下来的，往往地基土层在自重应力作用下压缩已稳定。当我们在这样的地基土上建造建筑物时，建筑物的荷重会使在地基土在原来自重应力的基础上增加一个应力增量，即附加应力。由土的压缩特性可知，附加应力会引起地基的沉降，地基土层在建筑物荷载作用下，不断地产生压缩，直至压缩稳定后地基表面的沉降量称为地基的最终沉降量。计算最终沉降量可以帮助我们预知该建筑物建成后将产生的地基变形，判断其值是否超出允许的范围，以便在建筑物设计或施工时，为采取相应的工程措施提供科学依据，保证建筑物的安全。
1 理论依据
分层总和法的基本思想是考虑附加应力随深度逐渐减小，地基土的压缩只发生在有限的土层深度范围内，在此范围内把土层划分为若干分层，因每一分层足够薄，可近似认为每层土顶底面的应力在本层内不随深度变化，并且压缩变形时不考虑侧向变形，用弹性理论计算地基中的附加应力，以基础中心点下的附加应力和侧限条件下的压缩指标分别计算每一分层土的压缩变形量，如图1所示，最后把它们叠加作为地基的最终沉降量。分层总和法是最常用的一种最终沉降量计算方法。
2 计算方法和步骤
1）按比例绘制地基和基础剖面图。
2）划分计算薄层。计算薄层的厚度通常为基底宽度的0.4倍，但土层分界面和地下水位面应是计算薄层层面。除此之外，如果是手工计算，因深层处附加应力随深度变化小，为减少计算工作量，分层厚度可略大，层顶底面的埋深确定最好考虑查应力系数表方便，减少查表内插。
3）计算各分层界面处的自重应力和附加应力，分别绘于基础中心线的左侧与右侧。
4）确定沉降计算深度zn。沉降计算深度是指由基础底面向下计算地基压缩变形所要求的深度。沉降计算深度以下地基中的附加应力已很小，其下土的压缩变形可以忽略不计，一般取附加应力等于自重应力20%处，即σz=0.2σcz；对高压缩性土计算至σz=0.1σcz处。
5）计算各分层土的平均自重应力和平均附加应力；
6）令从该土层的压缩曲线中由p1i加及p2i查出相应的孔隙比e1i和e2i(见图2)。
7）计算各分层的压缩量。
又因故也可用
8）计算沉降计算深度范围内地基的最终沉降量。
3 关于分层总和法中3个主要问题的讨论
3.1 为什么采用基底净压力（附加压力）p0=p-γH而不是总压力p来计算地基沉降
1)首先注意到土的压缩性的一个特点：由上图可知，若荷载加到某一量值后卸载，土样有一个小的回弹；重新加载时，在荷载小于原卸载时荷载量值的AB段，压缩曲线很平缓，也就是说，土的变形量很小。这说明，土样（土体）在某一荷载作用下发生压缩变形，将荷载卸掉后再重新加至原荷载，所产生的沉降变形较第一次的变形小得多。
对基础以下的土层来说，在基础施工以前，就一直受到上部覆土荷载γH的作用，基础施工时，首先需挖去基底以上的土层，相当于卸载过程；然后施工基础和上部结构，相当于重新加载，对应的基底压力为p。由前面的讨论可知，在基底压力由0→p的过程中，对基底以下的土层来说，0→γH阶段，相当于前述AB段，所产生的沉降很小，对一般基础可忽略不计（对高层建筑，其基础埋深较大，计算时需计入该部分沉降）。因此，地基的沉降主要来源于γH→p所产生的沉降，即AC段。
2)在未开挖之前，地基处于自重应力状态。开挖相当于卸掉荷载γH，因此当基础和上部结构建成后，虽然基底的压力为p，但对基底以下的土层来说，与原来的自重应力状态相比，各点应力的改变（附加应力）并不是由p而是由p0=p-γH产生的应力，因为p中的一部分（大小等于γH）用于补偿因开挖卸载而造成的应力损失。
3.2 利用公式计算Si时，如何确定其中的e1i和e2i
1）该公式中的i表示第i个土层，si是土层由初始应力状态（对应于下标1）到最终应力状态（对应于下标2）这一过程中所产生的压缩量。显然，这里的状态1就是土层未开挖前的状态，所受的应力为自重应力；状态2则是基础及上部结构已完成后的状态，此时土层所受的应力为自重应力p0=p-γH及所产生的附加应力的和。所以，e1i取决于该土层所受的自重应力，而e2i取决于自重应力及附加应力之和（而不仅是附加应力）。
2)在压缩试验时，土样中的应力是均匀分布的，而分层总和法中，土柱各段中的应力分布是不均匀的，如图3所示。因此，作为一种近似的处理方法，采用该段中应力的平均值来确定相应的孔隙比，即由确定孔隙比eli，由 i确定e2i，如图4所示。最后可按式计算出si。
3.3 分层总和法的不足之处
1）计算中采用的是土的侧限压缩指标，即认为土体无侧向变形，与实际情况有出入，计算结果偏小。
2）采用基础中心点下的附加应力来进行变形计算，实际上土层各点的附加应力大小是不一样的，一般是中心最大，往两侧逐渐减小，计算结果与实际情况有误差。
3）按0.4b分层，往往使同一土层分成若干层，并采用不同的压缩模量参数，要分别计算各分层处的自重应力和附加应力平均值，计算工作量较大。
参考文献
【1】刘晓力.土力学地基基础(第三版)[M]北京:科学出版社,2009.
【2】陈希哲.土力学地基基础(第三版)[M].北京:清华大学出版社,2001.
【3】孙维东.土力学地基基础(第三版)[M].北京:机械工业出版社,2000.
最终沉降量 篇2
随着经济的飞速发展, 世界各国已进入高度现代城市化阶段, 土地资源与人口增长之间的矛盾日益突出, 高层及超高层建筑物已从纵向及横向两方面呈直线上涨, 其发展不断为整个建筑业注入了新的活力, 也使得人类不断从地表走向更深的地下空间及更高的地上空间。为保证建筑物的正常使用寿命和安全性, 高层建筑沉降监测及最终沉降量预估的必要性和重要性愈加明显。
1 高层建筑沉降的主要来源
1.1 建筑物自身荷载引起变形
(1) 合理形变
建筑物荷载置于土体之上, 使土体产生附加应力, 导致持力土层形变并伴随瞬时沉降, 其一般在施工阶段瞬时完成。在使用阶段, 土体的超静水压力迫使土中水外流, 土空隙比发生改变, 随着时间的推移, 土的应力应变关系不断改变, 土的固结逐渐趋向于稳定, 这种变形一般小于允许变形值。
其计算公式为:
(2) 不合理变形
由于施工方的技术、相关措施及责任心不到位, 导致施工速率及误差超过允许范围, 以至建筑物的荷载未按设计分布, 产生巨大的不均匀沉降, 局部地基产生剪切破坏, 从而导致无法挽回的损失。
1.2 其它因素引起的地基变形
由于基础的地质构造复杂, 季节性、周期性的温度和地下水位变化导致土体干缩或浸水饱和湿陷、软化、膨胀、冻融等, 还有地下洞穴冲刷, 生物化学腐蚀、矿井、地下管道坍塌、偶然性的地震灾害导致土粒重新排列、沙土液化等对建筑物的沉降均将产生巨大的影响。
2 沉降监测实施要求及过程
为尽可能的得到准确的沉降资料, 观测过程必须严格按照行业相关规定执行。具体方法和要求如下。
2.1 仪器设备、人员素质要求
根据沉降观测精度要求高的特点, 规定观测应使用高精密水准仪 (S1或S05级) , 水准尺也应使用受环境及温差变化影响极小的高精度铟刚合金水准尺。因高精度GPS静态网受卫星截止角限制, 容易被建筑物阻挡难以接受到理想的卫星颗数以及信噪比, 其所接受的L1、L2波段多经过多路途效应或反射, 故无法应用于观测地基变形。但高精度的GPS静态网对于观测建筑物与地基组成的整体水平及竖向位移, 以及基坑及地壳的水平与竖向移动有着无可估量的前景, 未来必将成为岩土工作者从事研究的重要手段。至于人员素质方面, 必须熟练掌握仪器的操作规程, 熟悉测量理论、观测方法及观测程序。
2.2 点位布设及观测时间
根据建筑物结构外型, 荷载分布、土层地质状况分布及特性, 须埋设三个以上基准点。基准点应选建在基岩上或冻土层以下, 便于长期稳定地保存。观测点要埋设在最能反映沉降特征且便于观测的位置。如建筑物四角、大转角、主承重柱、建筑物裂缝和沉降缝两侧、基础埋深相差悬殊处、人工地基与天然地基接壤处、不同结构的分界处及填挖方分界处、沿外墙每10-15米处或2-3根柱基上。埋设测点时, 要特别考虑装修装饰阶段因墙或柱饰面施工而破坏或掩盖住观测点, 不能让连续观测终止。一般高层建筑物施工阶段的沉降观测按一定的时间段为一观测周期 (如:次/30天) 或按建筑物的加荷情况每升高一层 (或数层) 为一观测周期。在使用阶段, 其观测周期可以根据沉降量适当延长, 直至趋与稳定。无论采取何种方式都必须按施测方案中规定的观测周期准时进行。沉降观测自始至终要遵循基准点、观测点、仪器设备、观测人员、观测环境稳定原则。
2.3 沉降观测精度
依据建筑物的特性和建设、设计单位的要求, 选择沉降观测精度的等级。在未有特殊要求情况下, 一般性的高层建筑物, 采用二等水准测量的观测方法就能满足沉降观测的要求。
3 沉降量预测
地基沉降计算一直以来就是地基基础工程中的三大难题之一[2]。上百年来, 国内外学者为此前仆后继, 已提出许多计算理论及本构模型, 但至今未有一套完全解决方案。其比较成熟的计算方法有:早期的弹性理论法, 不考虑侧向变形的单向压缩沉降法[3], Skempton与Bjerrum提出的三向效应法, 中国学者黄文熙先生提出的三向压缩法[4], Lambe于1964年提出的应力路径法, 考虑应力状态与物态边界面关系的剑桥模型推导出来的物态界面法, 按现场观测资料推算的曲线拟合法, 现场试验法, 数值计算法, 以人工神经网络为研究手段的BP模型法[5]等。
由于土性指标 (如空隙比e, 弹性模量E) 等分散, 计算土特性指标与实际有所差异, 荷载大小分布不完全确定, 土的本构关系有诸多不定因素, 且计算模型均被简化, 故计算结果与实测值往往有不同程度差异。为避免使用诸如此类不确定因素, 结合一定的现场观测资料, 现有大量学者采用曲线拟合法预测沉降量大小。
3.1 常用曲线拟合法
目前, 国内外学者依据观测值利用曲线拟合的方法预测沉降量的常用曲线拟合法有:
(1) 由尼奇波罗维奇提出的双曲线拟合法, 其方程为St=S*t/ (a+t) 。该法计算简单, 容易用计算机实现, 广泛应用于工程实际。
(2) 竹治新助结合实测S-t曲线和理论上Ur-Th曲线关系提出的时间对数拟合法。中国河海大学学者许永明等也提出抛物线形的时间对数法, 其方程为S=a (logt) 2+blogt+c。
(3) 基于太沙基一维渗透固结理论的指数函数拟合法S-Sd= (S∞-Sd) (1-a*e-βt) , 此法拥有理论基础, 似乎最合理, 但由于多种实际因素存在, 往往与实际相差甚远。
3.2 双曲线平移法预测沉降量的计算过程
依据笔者曾在东莞独立负责的数十栋高层建筑实测S-tP沉降曲线图, 在加载过程完成后, 其线形明显趋于双曲线的上曲线, 如图一所示。现将双曲线表达式y=1/ax进行x平移, y平移, 其式变为:y=c-1/ (kx+b) 。因多数高层建筑物加荷过程受施工条件、人为等因素影响较大, 并非按时间顺序线形加荷, 且加荷过程侧向位移较大。故笔者认为以稳定荷载加载后作为曲线起算零点较为合理。由已知条件y (0) =0, 可推出c=1/b, 结合y (x1) =y1, y (x2) =y2条件, 可求得:
其中:用i代表1、2….., 则xi为稳定荷载加载后的观测时间;yi为xi对应的相应位移。结合尼奇波罗维奇提出的双曲线拟合方程St=S*t/ (a+t) , 可知s=1/b, a=b/k, 且由任何相邻两组数据可解算出k, b值, 即 (xi, yi) , (xi+1, yi+1) 推出 (ki, bi) , 即可推出 (si, ai) 。为使预测曲线逐渐逼近于后期沉降线, 经数值计算分析[6], a、s最终取值可按下式计算
4 实例分析
图一为东莞市长平镇某34层商住楼实测S-t-P曲线图, 此商住楼属框架剪力墙结构, 桩型采用预应力管桩, 单桩承载力分别为2500KN与3200KN, 其设计强度为C80, 长度15M—20M, 桩端持力层为中风化花岗片麻岩。
(P-荷载, S-沉降量)
利用VBA进行计算并生成拟合CAD曲线图, 程序代码如下:
经计算s=3.47, a=311.85, 其拟合图形如图二所示。
经比较, 拟合差值较小。笔者于2003年11月21日对此建筑物进行再次观测, 发现沉降量为5.44mm, 与拟合值相差0.1 mm, 从而证明此曲线基本按双曲线上线发展, 拟合过程效果较理想。
5 结束语
(1) 本文概略地阐述了引起建筑物沉降的各种因素, 包括建筑物自身因素, 持力土层以及各种内外部可能原因, 为研究建筑物沉降提供参考方向。
(2) 高精度的监测成果对于后期预测至关重要, 文中系统阐述了沉降监测的各项技术要求及实施步骤, 为获得理想的数据奠定基础。
(3) 本文利用双曲线平移理论, 结合计算程序与尼奇波罗维奇提出的双曲线拟合方程预测沉降量, 实践证明拥有较高的拟合效果, 可为高层建筑设计与施工提供一定的实践依据。
参考文献
[1]李广信.高等土力学[M].北京:清华大学出版社, 2006.
[2]陈祥福.沉降计算理论及工程实例[M].北京:科学出版社, 2005.
[3]陈希哲.土力学与地基基础[M].北京:清华大学出版社, 1997.
[4]许永明, 徐泽中.一种预测路基工后沉降量的方法[J].河海大学学报, 2000, (5) :110-113.
剪切波速参数法估算桩基沉降量 篇3
桩基变形计算是目前岩土工程分析计算的难点,主要是沉降计算方法,目前尚未提出能考虑地基土类型、方法的适用性与参数测定等条件,各种经验公式难以使各种不同条件工程计算结果达到较合理的精度范围,计算值与实际沉降相差甚大,这里涉及到三个方面关键性问题:即计算公式、计算参数和经验修正系数。
目前沉降计算理论和方法很多,但常用的主要有实体深基础单向压缩的分层总和法 S= 和考虑应力固结历史的固结指数法[2]undefined和考虑应力固结历史的固结指数法undefined。 上述沉降量计算方法各有其适用条件,但从沉降计算公式可以看出,计算的准确性与土层的压缩性指标有着密切的关系,当压缩性指标选用不当或不可靠,使得沉降计算完全失去实际意义,土的压缩性指标应反映土在天然状态下受到建筑物荷载后的实际变形特征,但目前的采样和试验技术条件存在三个主要问题:
(1)土试样和室内试验时地基土所保持的应力状态和变形条件都和实际情况存在差别;
(2)深层平板荷载试验适用于地下水位以上地基,螺旋板荷载试验存在孔底土的扰动和板间的接触难以控制问题;
(3)对砂土、碎石土类和强风化花岗岩类,就目前的勘察技术水平和取样工具及方法,不扰动土样的采取受到很大限制,难以获取原状土样和试验成果,计算变形时多采用经验值导致土的压缩性指标严重失真,采用上述变形计算公式得出的计算值与建筑物沉降观测实测值有相当大的出入。
近年来,为了解决压缩性指标问题,提出采用原位测试(静力触探ps或qc值,标准贯入锤击数N值或旁压试验Em值)参数按经验关系换算土的压缩模量Es或直接采用静力触探试验ps(qc )参数计算公式[1][4]:undefined或undefined;或采用标淮贯入试验N参数计算公式[1][4]:undefined,估算桩基沉降量的方法。
但直接采用静力触探试验或标准贯入试验参数法沉降量估算,对福建省沿海地区仍存在一定的局限性,它适用于粉土、粘性土和砂土类,不适用于含碎石土类和含强风化岩类地基,采用剪切波速原位测试方法,均可获取各类岩土层的 参数值。
2 桩基土类型与沉降量估算方法
(1)福建省福、厦、泉等沿海地区,作为高层、超高层建筑桩基持力层和下卧压缩土层的性质,一般可划分为五种类型:
①砂土类型,以砂土类中、粗砂作为持力层,下卧压缩土层为砂类土、碎石类土、残积土(全风化岩)和强风化岩;
②碎石土类型,以碎石类土园角砾或碎卵石作为持力层,下卧压缩土层为碎石类土、残积土(全风化岩)和强风化岩;
③残积土类型,以残积土(全风化岩)作为持力层,下卧压缩土层为残积土、全风化岩和强风化岩;
④强风化岩类型,以强风化岩作为持力层,下卧压缩土层强风化岩;
⑤中风化岩类型,以中(微)风化岩类作为桩基持力层,一般认为中风化岩是不可压缩的,沉降计算时不予考虑。
(2) 本文采用反分析法,根据各建筑物沉降观测平均沉降量undefined值,代入标准贯入试验参数沉降量计算公式,反求土层压缩性参数undefined值,并逐一反演分析,叠代计算强风化岩、残积土、碎石土和其它各压缩土层的沉降量计算参数Ni值。从国内外的大量试验研究成果表明,土层剪切波速Vs与标准贯入击数N值的大小均反映土层的硬软程度和压缩性,且两者间存在着良好的相关关系,本文通过统计、分析计算建议采用巳建立的相关关系式 [5][6],Vs=91.347N0.3471或Vs=80.6N0.331 ,经换算得出的Vs值,采用剪切波速测试Vs参数计算公式进行沉降量估算:
undefined
(适用于粘性土、残积土和强风化岩)
undefined(适用于砂土、碎石土类)
式中:S-桩基最终沉降量(mm);φs-桩基沉降估算经验系数(本文均取1);p0-桩端全断面处有效附加应力(kPa);B -等效基础宽度undefined;η-深度修正系数,可按η=1-0.5pc/p0,当η<0.3时取0.3,pc-桩端处有效自量压力(kPa);undefined取一倍B范围内剪切波速Vsi(标淮贯入Ni),按厚度修正平均值(MPa);Hi-第i层厚度(m);Vsi(Ni)-桩尖以下第i层土的剪切波速值(标淮贯入值);Isi-第i层土应变系数,取该层土深度中点处与以桩尖处为1.0,一倍等效宽度的深度处为0的应变三角形交点值(当压缩土层厚度小于等效基础宽度时, 取压缩层厚度)。
3 福州城区高层建筑桩基工程沉降观测
以福州城区为例,本次收集了10项典型高层建筑桩基工程沉降观测资料,其中砂土类地基三项,碎石土类地基三项,残积土类地基一项,强风化岩类地基三项,采用反演分析计算方法,反求土层压缩性参数undefined、Ni值换算成undefined、Vsi值;通过正演分析采用剪切波速测试参数法计算沉降量并与建筑物沉降观测成果进行了对比.
根据建各筑物沉降观測平均沉降量undefined值,反求土层压缩性参数undefined值(见表1)。
注:反演计算公式undefined
逐一反演分析,叠代计算强风化岩、残积土,碎石土和其它各压缩土层的沉降量计算参数Ni并换算成Vsi值与实测值Vsi进行对比(见表2-5)。
(1)五一路、五四路东西两侧淤积、冲积和残积区,主要为风化岩类和残积土一风化岩类型,具有代表性工程:
①强风化花岗岩类,以强风化花岗岩作为持力层,压缩土层为强风化岗岩,基底为中等风化花岗岩(见表2):
A工程.计算压缩层厚度为3.30m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值为1.00;
B工程.计算压缩层厚度为13.00m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值为1.017;
C工程.计算压缩层厚度为25.20m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值为1.058。
②残积土类,以残积砂质粘性土作为持力层,压缩土层有残积砂质粘性土(全风化岩)和强风化花岗岩(见表3):
A工程计算压缩层厚度为26.80m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,残积土为1.220;强风化花岗岩为1.057。
(2)五一、五四路,古新店溪一带主要为碎石土类型,具有代表性工程(见表4):
A工程.以碎卵石作为持力层,压缩土层有含砂质粘土碎卵石、残积砂质粘性土和强风化花岗岩,计算压缩层厚度为37.90m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,碎卵石为0.962;残积土为1.025;强风化花岗岩为1.034。
B工程.以含砂质粘土碎卵石(2)作为持力,压缩土层有含砂质粘性土碎卵石、残积砂质粘性土和强风化花岗岩,计算压缩层厚度为35.00m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,碎卵石为0.986;残积土为0.907;强风化花岗岩为0.991。
C工程.以含碎卵石砂质粘性土(1)作为持力层,压缩土层有含碎卵石砂质粘土、粉质粘土、含碎卵石砂质粘土(2)、残积砂质粘土和强风化花岗岩,计算压缩层厚度为42.00m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,碎卵石为1.000;粉质粘土为1.000;含碎卵石砂质粘土为0.979;残积土为1.036;强风化花岗岩为0.946。
(3)乌山-于山以南,闽江古河道一带主要为砂土类型,具有代表性工程(见表5):
A工程.以粗中砂作为持力层,压缩土层有粗中砂、含砾粗中砂、粉质粘土、残积砾质粘性土和强风化花岗岩,计算压缩层厚度为34.00m,剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,中砂为1.128;含砾卵石粗中砂为1.000;粉质粘土为0.910、残积砾质粘性土为0.995;强风化花岗岩为1.081。
B工程.以中砂作为持力层,压缩土层有中砂、含砾中砂和含中砂碎卵石,计算压缩层厚度为24.00m;剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,中砂为1.104;含砾卵石中砂为1.00;含中砂碎卵石为1.132。
C工程.以中砂作为持力层,压缩土层有中砂、粉质粘土、含中粗砂圆角砾、含砾中砂和含中粗砂圆角砾,计算压缩层厚度为24.5m。剪切波速计算值与剪切波速实测值比值,中砂为1.000;粉质粘土为1.000;含中粗砂圆角砾为1.000;含砾中砂为1.000;含中粗砂圆角砾为1.087。
(3)采用剪切波速测试参数法,通过正演分析计算建筑物沉降量并与建筑物沉降观测成果进行了对比(见表6和图1)
(4)正、反演计算成果分析
①反演分析逐一叠代计算获得,各建筑场地各压缩土层的剪切波速计算值与剪切波速实测值比值为1.023,相关系数r=0.976,其中Vs=91.347N0.3471,r=0.978,(见图2);Vs=80.6 N0.331,r=0.955,(见图3)。说明本次反演分析计算,采用已建立的土层剪切波速测试值与标准贯入击数的相关关系式是适用的,直接应用实测的剪切波速测试值进行桩基工程沉降量估算是可行的。
②从上述剪切波速计算值与剪切波速实测值分析,福州地区各压缩土层的剪切波速范围值为:强风化花岗岩类(2)Vs=500-650m/s;残积土类(全风化岩)Vs=280-380m/s;粉质粘土(3-4)Vs=250-360m/s;碎石土类Vs=350-530m/s;砂土类Vs=270-340m/s。
③采用剪切波速实测值,分析计算各建筑物的沉降量与各建筑物的沉降量观测平均值的比值为1.097,相关系数r=0.970(见图1),计算结果偏安全,建立的沉降量计算经验公式和方法undefined是适用的。
4 结论
(1)近年来,对无法或难以采取不拢动土试样的粉土、砂土地基,开始用原位测试(静力触探、标准贯入)参数估算桩基沉降量的方法。但采用静力触探试验对于深部以碎石土类和强风化岩类作为桩基持力层或作为下卧压缩层范围内的地基均不适用,它仍无法获取测试计算参数。
(2)由于剪切波速测试结果与标准贯入试验有较好的对应关系,为了解决变形计算中的难点问题,本文试图采用反演分析叠代计算方法,对剪切波速测试值与标准贯入试验值已建立的相关关系式经换算得出的 值或 值后,按标准贯入参数经验法或直接采用剪切波速测试参数法估算桩基最终沉降量方法。本次收集了福州地区各种桩基土类型,10项高层建筑岩土工程资料和建筑物沉降观测成果,经分析计算从表6和图1可见,计算值与实测值比值平均值为1.097,相关系数r=0.970,在未釆取经验修正系数的情况下,计算与实测十分吻合,计算结果令人满意。直接应用实测的剪切波速测试值进行桩基工程沉降量估算是可行的。
(3)本文采用的“现场监测——反演分析——工程实践检验——正演分析及预测”,是一种岩土工程分析计算行之有效的手段。建立的沉降计算方法合理、公式简单,计算参数能正确反映地基土的力学性质,适用于各类桩基土,且计算结果相比传统方法可达到合理的精度范围。
摘要：本文通过反演分析法,对已建立的土层剪切波速测试值与标准贯入击数的相关关系式,采用剪切波速测试参数法,对十项工程估算了桩基总沉降量,并与实际沉降量作了对比。建立的计算方法合理、简单,计算参数能正确反映地基土的力学性质,适用于各种桩基土类型。
关键词：沉降计算,压缩性指标,标准贯入试验参数,剪切波速测试参数反演分析
参考文献
[1]杨石飞,顾国荣,董建国.原位试验方法估算桩基沉降量[J],北京:工程勘察出版社.2003,42-44页.
[2]GB50007-2002.建筑地基基础设计规范[S].
[3]JGJ94-94.建筑桩基技术规范[S].
[4]JGJ72-2004.高层建筑岩土工程勘察规范[S].
[5]林宗元主编..岩土工程试验监测手册[Z],辽宁科学技术出版社,1994,425页.
[6]丁伯阳.《土层波速与地脉动》[M],兰州大学出版社,1996,266-345页.
最终沉降量 篇4
关键词：地下车库,火灾,排烟量,换气次数
随着我国经济的持续增长, 居民消费水平显著提高, 私人汽车越来越普及。汽车文明给人们带来享受和便捷的同时也带来了车辆停放问题。由于城市用地紧张, 地下车库成为解决地面停车问题的选择之一。地下车库建筑面积一般较大, 且跨度大, 防火分隔少, 火灾会很快在车库内蔓延, 且库内汽车停放数量多, 车辆间隔小, 通风条件较差, 一旦着火有可能引起建筑构件塌方, 甚至波及地上建筑。
W K Chow利用CFD模拟了地下车库发生火灾后, 在不同的排烟工况与喷淋设置情况下烟气层的温度, 为地下车库消防系统设计提供了一定的参考。X G Zhang用FDS模拟了地下车库不同通风量情况下火灾蔓延与烟气传播情况, 并得到了温度和速度分布。程远平通过实验, 得到单个小汽车燃烧时的最大热释放速率为4.08 MW, 并利用CFAST软件模拟得到不同换气次数情况下, 地下车库烟气层的温度和高度变化。结果表明, 为了满足一定的疏散和扑救条件, 对于不同的车库面积, 仅仅按换气次数法不能满足排烟要求。
GB 50067-1997《汽车库、修车库、停车场设计防火规范》第8.2.4条规定, 排烟风机的排烟量应按换气次数不小于6 次/h计算确定。按照换气次数计算, 体积不同的地下车库, 其排烟量差别较大。然而, 假设一辆汽车着火, 火灾产生的烟气量大体相同, 对于体积较小的车库, 按照换气次数法得到的排烟量远远不能满足要求。笔者通过理论分析建立不同火灾荷载与机械排烟耦合作用下的烟气沉降模型, 并结合单辆汽车火灾的实验结果, 得到不同面积、不同高度的车库烟气层沉降规律, 分析其达到安全条件所需的排烟量。
1烟气层沉降理论分析
1.1 烟气层高度
对于具有一定高度的建筑空间, 烟气生成量和排烟量的关系决定了烟气层的高度。如果机械排烟速率大于烟气生成速率, 烟气层不会沉降。反之, 烟气层会逐渐沉降。当烟气生成速率和排烟速率相等时, 烟气层会保持在某一高度。机械排烟过程中烟气层高度的变化可用质量守恒方程表示, 见式 (1) 。
undefined (1)
式中:undefined为烟气生成速率, kg/s;undefined为机械排烟速率, kg/s;A为空间的平面面积, m2;ρs为热烟气密度, kg/m3;H为建筑高度, m;z为烟气层界面距地面的高度, m。
1.2 烟气生成量
地下车库烟气生成量采用Heskestad羽流模型, 见式 (2) ～式 (5) 。
undefined (2)
undefined (3)
undefined (4)
undefined (5)
式中:undefined为火源热释放速率, kW;undefined为对流热释放速率, kW;z0为火源的虚点源, m;zL为平均火焰高度, m;D为火源当量直径, m。
1.3 机械排烟量
机械排烟量可用式 (6) 表示。
undefined (6)
式中:n为每小时换气次数, 次/h。
1.4 烟气温度
火灾烟气温度可用式 (7) 表示。
undefined (7) 式中:Ts为火灾烟气温度, ℃;T0为环境温度, ℃;cp为火灾烟气比热容, kJ/ (kg·℃) 。
1.5烟气密度
火灾烟气密度可用式 (8) 表示。
undefined (8)
联合式 (1) ～式 (8) , 可得出不同面积、不同高度的地下车库发生火灾后, 排烟量不同时烟气层的沉降过程及排烟效果。
2条件设定及结果分析
2.1 火灾荷载确定
笔者分析了近两年我国发生的8起地下车库火灾案例发现, 其中7起火灾烧毁1辆汽车。因此, 笔者采用燃烧1辆汽车的热释放速率模型, 如图1所示。为了使计算结果相对安全, 热释放速率取峰值, 为4 MW。
2.2 计算判据
从发现起火到消防队员开始出水灭火的时间一般为15 min。计算时取火灾发展时间为1 000 s。性能化设计中, 一般保证人员安全的烟气层高度取值为1.8 m。由于研究对象为地下车库, 通常人员较少, 发生火灾后15 min人员一般会完全逃离现场, 因此计算时, 烟气层的安全高度主要考虑便于消防队员发现起火点进行灭火, 取为1.6 m。
2.3 结果分析
根据有关防烟分区最大允许建筑面积和排烟量的规定, 计算选用的车库面积A分别为500、1 000、2 000 m2, 高度分别为5、4、3 m。
图2～图4为面积为500 m2的车库, 高度分别为5、4、3 m时, 不同排烟量的烟气层沉降。
由图2可见, 当建筑高度为5 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生238 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为10 次/h时, 火灾发生400 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为15次/h时, 烟气层稳定在0.7 m左右;换气次数为20 次/h时, 烟气层稳定在1.6 m左右;换气次数为25 次/h时, 烟气层稳定在2.5 m左右。
由图3可见, 当建筑高度为4 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生193 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为10 次/h时, 火灾发生265 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为15 次/h时, 烟气层稳定在0.1 m左右;换气次数为20 次/h时, 烟气层稳定在0.9 m左右;换气次数为25 次/h时, 烟气层稳定在1.6 m左右。
由图4可见, 当建筑高度为3 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生150 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为15 次/h时, 火灾发生185 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为25 次/h时, 烟气层稳定在0.67 m左右;换气次数为30 次/h时, 烟气层稳定在1.23 m左右;换气次数为34 次/h时, 烟气层稳定在1.68 m左右。
图5～图7为建筑面积为1 000 m2的车库, 建筑高度分别为5、4、3 m时, 不同排烟量下的烟气层沉降。
由图5可见, 当建筑高度为5 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生1 000 s后, 烟气层高度约为0.22 m;换气次数为10 次/h时, 1 000 s后烟气层高度约为1.68 m;换气次数为15 次/h时, 烟气层高度约为3.48 m。
由图6可见, 当建筑高度为4 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生683 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为10 次/h时, 烟气层高度为0.93 m左右;换气次数为12 次/h时, 烟气层高度为1.51 m左右;换气次数为13 次/h时, 烟气层高度约为1.80 m。
由图7可见, 当建筑高度为3 m、换气次数为6 次/h时, 火灾发生421 s后, 烟气层距地面高度为零;换气次数为10 次/h时, 烟气层高度约为0.18 m;换气次数为15 次/h时, 烟气层高度约为1.27 m;换气次数为17 次/h时, 烟气层高度约为1.70 m。
图8～图10为建筑面积2 000 m2的车库, 建筑高度分别为5、4、3 m时, 不同排烟量下的烟气层沉降。
由图8可知, 当建筑高度为5 m、换气次数为3 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为0.86 m;换气次数为4次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为1.49 m;换气次数为6 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为2.74 m。
由图9可知, 当建筑高度为4 m、换气次数为4 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为0.84 m;换气次数为5次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为1.34 m;换气次数为6 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为1.85 m。
由图10可知, 当建筑高度为3 m、换气次数为6 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为0.94 m;换气次数为7 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为1.31 m;换气次数为8 次/h时, 1 000 s时烟气层高度约为1.69 m。
可以看出, 车库高度相同时, 面积越小, 所需的换气次数越大。如要保持1.6 m的烟气层高度, 车库高度为5 m时, 面积500 m2的车库, 其换气次数不应小于20 次/h, 而面积为2 000 m2的车库, 其换气次数为4 次/h。车库面积一定时, 高度越低, 所需的换气次数越大。如面积为1 000 m2的车库, 高度为5 m时, 换气次数为10 次/h, 烟气层高度维持在1.71 m;高度为3 m时, 换气次数为17 次/h, 烟气层高度维持在1.72 m。
根据车库面积、高度和安全换气次数可以求得保证烟气层安全高度所需要的排烟量, 见表1。由计算可知, 当地下车库1辆汽车着火时, 总排烟量大体相当, 约为50 000 m3/h。在面积相同的情况下, 高度不同时单位面积的排烟量相差不大。如500 m2的车库, 单位面积的排烟量均为100 m3/ (h·m2) 左右;1 000 m2的车库, 单位面积的排烟量均为50 m3/ (h·m2) 左右;2 000 m2的车库, 单位面积的排烟量均为24 m3/ (h·m2) 左右。
由表1作图得图11。从图11中可以看出, 不同面积车库在不同建筑高度下的安全换气次数。如车库面积为1 400 m2、层高为5 m时, 其安全换气次数为8 次/h;层高为3 m时, 其安全换气次数为15 次/h。
3结论
最终沉降量 篇5
沉降观测的目的是通过变形观测保证建筑物安全,测定当前状态起至沉降稳定期间的绝对沉降量和差异沉降,实施建筑物健康监测,对意外变形做出及时预报,确保建筑物使用期间的安全。
2009年6月27日,上海闵行区“莲花河畔景苑”一座在建的13层住宅楼由于不均匀沉降导致楼房连根“卧倒”的事件,造成1人死亡;2012年3月16日1时许,苍南县某货运中心西侧一工地开挖造成其周围20间两层楼房突然发生沉降,最深处达2米,幸无人员伤亡;2015年6月9日凌晨,贵州省遵义市汇川区高桥镇一栋7层居民楼垮塌,幸无人员伤亡。经调查,多年来,受强降雨天气、地震、开挖、强烈震动等因素影响,造成地基承载力不足,基础发生不均匀沉降,导致房屋整体失稳垮塌的事故常有发生。
因此,建筑物沉降观测预测分析已经引起了相关检测部门的高度重视,而且国内学者在这方面也做了不少的研究。文献[1]论述了高层建筑物在建设和使用中对其进行沉降观测的手段及数据处理与分析方法;文献[2]从时空连续性角度研究了高速铁路施工过程中路基沉降观测及数据分析过程;文献[3]结合建筑物沉降的特点,在前人研究的基础上提出了一种基于小波变换阈值去噪的灰色马尔可夫链方法,并应用在建筑物沉降变形监测数据处理与预测;文献[4]阐述了桥梁墩、台沉降变形的观测,建立了桥梁墩、台沉降观测误差和沉降变形逐年发展情况的GM(n,h)预测模型,为桥梁安全使用,养护管理决策提供可靠的科学依据;文献[5]提出了基于人工神经网络的高速公路路基沉降预测新方法,根据较短预压期的沉降观测资料实现高精度的后期沉降预测,使得及时预报预压时间和预测工期后沉降量成为可能;文献[6]根据两栋高层建筑实测数据,利用灰色理论改进模型,计算可知模型的精度级别,在一定程度上反映了建筑物的沉降趋势。
综上所述,国内学者在沉降观测方面已经研究了很多,而且取得了的一定的成果,但是大多数研究仅局限于单一的预测方法,如灰色预测法、极限误差法、人工神经网络法等,且单一方法预测误差大,对数据的更新度、精度要求较高,各种方法都有自身适用范围和优缺点,不能准确反映建筑物的沉降量变化情况;再者考虑到建筑物沉降观测自身的局限性(建筑物沉降观测的数据仅能准确反映监测期内建筑物的沉降变化量,观测期结束后,监测环境有可能会受外界不利因素的干扰(人、气候、温度等),不能确定建筑物沉降量如何变化),使得后期预测的难度加大。所以,如何提高后期的预测精度、减小误差成为迫切需要解决的一个科研问题。因而,本文以组合预测思想为指导,采用灰色神经网络(GM-ANN)组合模型,并将模型与工程实例结合,验证模型的可行性,提高建筑物沉降观测预测精度,保证建筑物的安全性和稳定性。
1 灰色神经网络模型的预测方法
灰色神经网络(GM-ANN)组合模型:用GM(1,1)模型计算出拟合值和预测值之后,将实测值和预测值之间的误差分为两部分,一部分当作训练集,一部分当作测试集,用BP网络对训练集训练,直到网络训练良好,再与测试集数据对比,最后将训练结果与GM(1,1)模型的预测值相加作为组合模型的预测值[7]。具体步骤如下:
1.1 GM(1,1)残差序列
设原始序列
对X(0)做一次累加,得到生成数列为
其中,Z(1)为X(1)紧邻均值生成序列,x(0)(k)的GM(1,1)白化形式的微分方程为:
式中:a、b为待定参数,将式(4)离散化简,可得简化式
其中,为待辨识参数向量,可以用最小二乘法求取,即:
把求取的参数带入式(4),求出其离散解并还原到数据得:
相应的残差序列为:
相对误差序列为:
平均相对误差:
1.2 模型精度检验
模型精度具体按表1确定。
注:α-相对误差;η-关联度;C-均方差比值;p-小误差概率。
一般情况下,最常用的是相对误差检验指标。若给定α,当且Δn<α成立时,称模型为残差合格模型。
1.3 BP神经网络
BP神经网络是非线性不确定性数学模型,是一种具有连续传递函数的多层前馈人工神经网络,训练方式是误差反向传播算法(BP算法),并以均方误差最小化为目标不断修改网络的权值和阈值,最终能高精度地拟合数据[8]。BP神经网络模型如图1所示:
1.4 组合模型(GM-ANN)
利用GM(1,1)模型的残差序列建立BP神经网络模型,以提取样本所蕴含的其他关联信息,进而对GM(1,1)预测残差进行修正,得修正后残差序列为{^ε(0)(k)}。
1.5 组合模型的最终预测值
式中:为GM模型的预测值;为BP神经网络修正后的残差。
最后,比较组合模型的预测值和GM(1,1)模型的预测值之间的精度,若组合模型精度较高,就可以进行外推预测环节[9]。
2 工程实例分析
2.1 项目概况
本次沉降观测对象是某市区的一所居民住宅楼,该住宅楼是上世纪90年代所建,属于砖混结构,共7层。由于房子使用寿命超限,根据楼房住户反映,房屋局部已经出现了大量裂缝。近来,又由于该住宅楼周围地铁施工,基坑开挖、排水降水等,且施工距离该住宅楼53m,住宅楼地基有所下沉,散水破损,墙上斜向和纵向裂缝增多且有所发展(如图2所示),这些状况使住户对房屋的安全性产生担忧。
为此,本单位对该住宅楼进行了为期三个月的沉降观测,采用Leica Sprinter(徕卡数字水准仪)、选用二级水准测量对住宅楼上的8个预埋点进行监测,结果表明在监测期内该楼房沉降不稳定。
2.2 模型应用
本文以该楼房Z-2观测点的纵向位移为样本,构成n×1维向量(n为观测数据数),利用GM-ANN模型对样本进行拟合和预测,并把拟合和预测结果与GM(1,1)模型结果对比,验证组合模型精度,最终形成楼房沉降预测趋势图。
将Z-2的原始数据带入GM-ANN预测模型。得:
按照模型式(2)和式(3)对X(0)原始数据进行处理得到X(1)(k)和Z(1)(k)时间序列;根据式(4)x(0)(k)的GM(1,1)白化形式的微分方程;用最小二乘法求取待辨识参数向量得:
将a、b代入式(7)得到GM(1,1)的预测值,即:
由式(8)可得残差序列:
由式(9)可得相对误差序列;然后带入式(10)可得平均相对误差,即:
且Δn=0.005 5<0.01,由此可以判断残差模型合格,精度等级为一级(由表1知)。
将ε(0)(k)(k=1,2,…,20)作为BP神经网络的训练样本,ε(0)(21),…,ε(0)(25)作为BP网络训练的测试值,利用Matlab7.8.0软件程序自带的BP神经网络工具箱对Z-2残差序列进行仿真模拟训练。经过不断对所建立的网络调试,最终选择以1-3-1作为网络结构,学习算法采用L-M法,输入层、隐含层与输出层之间的传递函数分别选择Tansig函数与Purelin函数,系统的训练目标设为0.001,学习速率为0.05,迭代次数为200次,步长为10,训练过程中误差收敛良好。其训练过程及训练结果如图3所示。
由图3可知,拟合效果很好,网络理想,可以对Z-2观测点进行仿真模拟及其预测,其组合模型GM-ANN的拟合结果(见表2)。
组合模型GM-ANN仿真模拟与灰色模型GM(1,1)预测结果对比如图4所示。
根据图4知,灰色GM(1,1)模型其后的预测数值偏离测量值很大(误差),这也符合该模型适合短期预测的特点。GM-ANN比GM(1,1)预测结果更接近真实的测量值,其平均相对误差比单一的灰色GM(1,1)模型预测精度高。
综上所述,可以利用组合模型对楼房所有的沉降观测点进行后期预测,预测结果如图5所示。
根据日累计沉降速率=总累计沉降量/总天数,由图5预测结果可知,Z-2点后期的累计沉降量为所有观测点当中最大值h=0.52 mm,总共历时两个月,即每天的累计沉降量为0.008 7 mm/d,因此,该住宅楼上所有沉降观测点均已符合《建筑变形测量规范》(JGJ/8-2007)规定的0.02~0.04 mm/d沉降稳定性指标要求,则该住宅楼在观测结束后两个月内逐渐稳定。
因此,组合模型在(GM-ANN)有效保留GM(1,1)优势的基础上,对建筑物变形的分析和预测具有很好的适应性,有效提高了预测的精度和可靠性,降低和预防因地基不均匀等因素而沉降导致的不安全事故发生率。
3 结论
1)本文从建筑物沉降观测自身的局限性出发,将人工神经网络数据分析与灰色GM(1,1)模型相结合,组成GM-ANN预测模型,通过模型监测与分析建筑物沉降危险点样本数据变化,并最终形成基于Matlab的拟合曲线和预测趋势图。
2)利用文中所述模型和方法对某市区一所居民住宅楼沉降纵向位移分析表明,传统GM模型与GM-ANN相比,后者具有更高的预测精度,组合模型能很好地反映沉降纵向位移的变化规律,对建筑物变形的分析和预测具有很好的适应性。其不足之处是在计算过程中未能考虑环境对观测精度的影响。
摘要：建筑物沉降观测结束之后,为降低和预防因地基不均匀沉降等因素造成的不安全事故发生率,准确预测建筑物沉降量变化趋势已引起相关科研单位的重视。首先,将人工神经网络数据分析与灰色GM(1,1)模型相结合,提出GM-ANN预测模型。然后,结合工程实例验证模型对监测沉降危险点数据变化的准确性,形成Matlab拟合曲线和预测趋势图。最终,结果表明仅考虑时间因素,GM-ANN模型明显优于灰色GM(1,1)模型,可使预测精度提高将近三倍。因此,利用GM-ANN预测模型可以对建筑物安全性进行有效预测。