土木工程沉降分析

土木工程沉降分析（通用8篇）

土木工程沉降分析 篇1

1 工程概况

某工程地下室约5.8万m2, 中庭有约400 m2的下沉式广场, 塔楼为剪力墙结构, 除塔楼外为单层框架结构, 层高4.0m;除部分人防区域及塔楼, 其余部分设计采用预应力无梁楼盖, 基础采用PHCΦ500-125A型预应力管桩 (平面见图1) 。本工程始建于2012年, 于2014年4月上旬对下沉广场进行回填及植树。

2 问题的发现

2014年4月下旬, 建设单位发现下沉广场旁的7#塔楼外的框架梁柱产生了不同程度的开裂现象。经初步普查, 本次开裂的部位为普通梁板体系, 开裂柱共14根, 开裂梁计8道;柱开裂均发生在柱顶、柱脚, 部分为通缝, 裂缝较大, 最大可达2mm;梁裂缝主要发生在支座附近, 离柱大约1000mm范围内, 且大部分均为梁侧的斜向裂缝;个别填充墙发生了由中庭向7#楼延伸的45度向上斜裂缝;顶板发现个别裂缝并渗水, 底板肉眼未见裂缝及发现渗水现象。

根据初步普查结果, 现场的梁板柱及填充墙的开裂符合基础沉降的特征, 因此甲方委托检测单位对相关构件的破坏情况进行了检查鉴定, 并对基础的沉降情况进行监测。鉴定及监测情况如下:

(1) 柱、梁混凝土抗压强度达到柱C30, 梁C35的设计要求;

(2) 柱截面尺寸、纵筋根数、柱箍筋加密区间距均满足设计及验收规范要求;

(3) 2014年5月4日对该部位进行首次裂缝检查, 5月16日进行第一次裂缝复查, 7月3日进行第二次裂缝复查, 主要结论如下:

(1) 沉降观测结果表明, 在2014年5月4日至2014年5月16日观测期间, 9个测点的沉降量, 除一个点为0.3mm外, 其余点的沉降量在1.2mm~29.9mm之间, 最大累积沉降量达29.9mm, 日均沉降速度均超过《建筑变形测量》规定的日均沉降速度0.04mm/d, 表明该观测阶段地基产生明显沉降。

2014年5月16日至2014年7月1日观测期间各观测点的最大沉降量为0.5mm, 日均沉降速度小于0.04mm/d, 表明该观测阶段地基未见明显沉降。

(2) 框架柱首次裂缝检查时, 部分柱上端混凝土施工缝处形成沿柱周水平裂缝或沿圆柱形成环状水平裂缝, 最大裂缝宽度为2.00mm;部分柱脚局部产生水平裂缝, 最大裂缝宽度为1.77mm, 已超出《民用建筑可靠性鉴定标准》钢筋混凝土主要受力构件裂缝宽度限值 (0.5mm) 。

第一次复查时, 该部位柱裂缝宽度增大, 裂缝数量有所增多, 个别柱初次检查未发现肉眼可见明显裂缝, 复查时该柱最大裂缝宽度为1.94mm;第二次复查时, 该部位柱裂缝宽度未见明显增大 (裂缝见图2) 。

(3) 该部位框架梁首次裂缝检查结果表明:部分梁在靠近柱端产生45°走向的斜向开裂, 最大斜向裂缝宽度为0.30mm;部分梁中部产生竖向裂缝, 最大裂缝宽度为0.09mm;部分梁梁底产生水平开裂, 最大裂缝宽度为0.45mm。

第一次复查时, 梁裂缝宽度有所发展, 裂缝数量未见明显增多。第二次复查时, 梁裂缝宽度未见明显增大, 裂缝数量未见明显增多 (裂缝见图3) 。

(4) 顶板裂缝检查表明, 部分顶板板底开裂, 裂缝处渗水, 粉刷层脱落;根据承台截面尺寸, 对柱下端柱外缘至1.0m范围内底板进行裂缝检查, 未发现肉眼可见明显裂缝。

检测鉴定结论:该部位梁、柱构件损伤情况与基础沉降变形具有明显对应关系。

3原因分析

根据现场的实际情况及鉴定报告的结论, 建设单位组织了设计、监理、施工、监测等相关单位及部分专家进行了分析论证。分析原因如下:

(1) 本次发生沉降及梁柱构件开裂部位的基础设计为单柱的PHCΦ500-125A型预应力管桩, 单桩承载力特征值2500KN, 有效桩长在18.3~21.2m之间, 且大部分桩基进行了低应变检测, 结果均为Ⅰ类桩, 因此桩基施工没有明显的质量问题。同时, 持力层为残积砂质粘性土, 土层厚度较大, 物理性能较好, 不应该造成基础的破坏性沉降。

(2) 后浇带在2013年底前全部封闭, 且停止了降水;上半年雨水较多, 地下水位高, 同时顶板和下沉广场底板的覆土未施工, 造成下沉广场底板及周边的地下室产生一定的上浮, 尤其下沉广场部分, 由于没有上部结构的反压, 上浮量必然较大;由于现场未见柱顶或柱脚劈裂等上浮的破坏特征, 说明上浮量不至于大到相应柱、梁构件破坏。

(3) 下沉广场覆土压载后, 上浮部分下沉复位;同时由覆土现场可见, 覆土量过大, 设计1.2米, 实际平均覆土要超过设计值, 局部甚至可达2.5米以上 (见图4) 。短时间内施加过大的反压荷载, 必然造成已上浮的构件复位过快甚至造成下沉, 并造成梁、柱构件的开裂破坏。从鉴定报告可以看出, 沉降在与下沉广场交界的基础上最大, 布设的三个观测点累计沉降分别达到25.2mm、30.7 mm、21.3 mm, 其余部位除了一个点达到15.2 mm外, 大部分均只有6mm左右;同时, 柱裂缝越靠近下沉广场宽度越大, 靠近主楼则相对要小, 说明覆土压载是影响基础沉降的决定性因素。

(4) 按下沉广场平均覆土2.0米估算累计沉降量最大的桩的柱底轴力, 最大不会超过1000KN, 远小于桩的承载力特征值。因此, 理论上下沉广场覆土反压应该仅会将上浮的部分下沉复位, 不会造成观测期高达30.7mm的沉降量 (观测前的沉降值无法确定) 。下沉广场的覆土过载不是造成沉降的主要原因。

根据地质报告, 底板以下的地质从上往下依次是, 淤泥质土、粉质粘土、中粗砂、残积砂质粘性土, 这种土质在地下水浸泡时, 如果受到冲击荷载等外力作用, 很容易引起物理性能变化, 发生软化甚至液化。通过现场了解, 下沉广场的覆土, 运土车没有驶入沉降区域, 仅在此区域用装载机盘土转运, 同时覆土施工是在雨季进行的, 或者说在地下水位高甚至局部上浮时进行的。因此, 这种盘土转运施工所产生的冲击荷载势必对破坏部位的基础产生一定的扰动, 进而影响地基, 甚至可使桩周及桩端部位的地基产生一定的软化甚至液化, 造成桩的承载力下降, 引起基础下沉。这应该是引起基础沉降的主要原因。

(5) 底板下的土层为淤泥质土, 土质较差, 在下层广场覆土引起上浮基础下沉过程中, 由于底板较厚具有较大的刚度和协同变形能力, 使底板一起下沉, 带动下沉广场外受扰动的单桩基础一起下沉。底板下的土质差, 也是底板未发生开裂及渗水的直接原因。

(6) 基于最后一次观测的结果, 基础沉降已基本稳定, 梁柱裂缝未见明显增大, 数量也没有增多。因此, 建议对发生沉降区域的顶板, 可以进行覆土施工, 施工时应避免用大吨位汽车运土, 盘土要杜绝野蛮施工;同时, 在覆土过程中应加强跟踪监测, 观察是否有继续下沉现象, 并根据观测结果决定是否需要对基础进行加固补强。对开裂的梁柱构件也应在顶板覆土完成, 且在沉降稳定或基础补强后进行。

4 处理措施

施工单位于7月中旬对发生沉降的7#地下室顶板进行了覆土施工, 监测单位分别在7月底及8月底, 进行了两次监测。监测结果表明, 顶板覆土后, 沉降仍有一定发展, 但绝对值较小, 并最终趋于稳定, 梁柱裂缝未见明显发展。

考虑到基础沉降已趋稳定, 结合现场实际使用功能 (没有走消防车) , 因此无需对基础进行加固补强。对开裂梁柱, 建设单位委托了专业加固公司进行了加固设计及施工, 主要要点如下:

(1) 柱处理

考虑到柱裂缝宽度大, 裂缝的处理采用高压灌注结构灌注胶, 以保证注满全截面的裂缝, 胶的性能要求:与混凝土正拉粘结强度不小于2.5MPa, 且为混凝土内聚破坏;抗拉强度不小于30MPa;抗弯强度不小于45MPa, 且不得呈脆性破坏;抗压强度不小于65MPa。

由于柱底外侧已填土且景观施工完成, 故柱底外侧是否开裂及裂缝大小无法观测, 故采用钻孔分批高压灌注结构胶的方式处理, 具体如下:

(1) 柱中间的孔应基本垂直柱面, 深度以不钻穿柱, 但尽可能钻到柱对面为宜, 可按深度470mm控制;两侧的孔应斜向钻, 以与中间的孔相交为宜。

(2) 采用高压灌注结构胶的方式分别对三个孔进行灌胶;应注意避免在注胶时堵塞孔;

(3) 待第一次注胶初凝后, 再依次对三个孔高压灌注结构胶。

(4) 对孔灌注结构胶封闭。

柱子的加固补强, 方柱采用外包角钢的方式加固, 圆柱采用外粘碳纤维布, 见图5.

(2) 梁板处理

(1) 裂缝宽度不小于0.2mm时, 采用低粘度环氧树脂浆液灌缝处理;当裂缝宽度超过0.3mm时, 除灌缝外, 还应在表面粘贴碳纤维布加强。

(2) 裂缝宽度小于0.2mm时, 采用表面封闭法处理。

5 结论与建议

南方软土地区, 无塔楼地下室在雨季或地下水位高时的轻微上浮, 由覆土施工等产生的冲击荷载对复位桩基将不可避免产生扰动, 并影响软土地基, 甚至可使桩周及桩端部位的地基产生一定的软化甚至液化, 造成桩的承载力下降, 引起基础下沉, 并造成相关构件的开裂甚至破坏。因此应尽可能不在雨季覆土施工, 或者文明施工, 避免产生大的冲击荷载。

一般而言, 地下室后浇带施工与覆土施工, 总是要间隔一定时间的, 有时甚至要跨过一两个雨季。此阶段由于无塔楼地下室部分的覆土反压缺失, 雨季来临时, 施工单位往往又没有及时采取降水措施, 必然造成地下室的上浮, 此种案例在工程中屡见不鲜。因此, 对已封闭后浇带的无塔楼地下室, 要么在雨季及时采取降水措施, 要么在封闭底板后浇带时, 预留一定数量的泄水口以降低水头, 只有这样才能确保地下室在覆土之前不上浮, 尤其对开挖深度较大的无塔楼地下室更应重视。

铁路工程施工路基沉降控制分析 篇2

1铁路工程施工路基沉降控制的重要意义

1. 1有助于提高铁路工程质量

铁路工程的质量检测工作是由许多的部分组成的, 但是路基沉降系数一直是重中之重, 因为火车自身的重量加上承载的货物的重量就非常的惊人, 所以路基的稳定性就显得格外的重要。一旦路基出现了一定程度的沉降, 其所带来的后果将无法想象, 不仅会造成巨大的经济损失, 同时也可能带来重大的人员伤亡, 并且铁路工程出现路基的沉降将会给后期的维修和养护工作带来了巨大的困难。所以, 铁路工程的设计人员和施工人员要结合具体的施工中出现的问题, 不断地运用科学的方法解决问题, 提高铁路工程的质量水准。图1为铁路沉降后的修复, 耗费了大量的人力、物力、财力资源。

1. 2有助于确保行车安全性

铁路施工的过程中, 施工人员科学合理地控制路基的沉降问题能够保证路基的稳定性和安全性, 将会提高整个铁路的稳定性和使用的效益。同时列车的安全性也得到了保证, 减少了出现事故的出现概率。

1. 3有助于增加施工效益

铁路工程施工路基沉降控制不仅可以保证整体工程的质量和安全性, 同时也能保证整个铁路工程的施工效益。因为铁路工程的施工一直都是施工的耗时长和规摸大的国家级的工程。一旦路基沉降的问题没有得到合理的控制, 超出了科学的范围, 则必将导致整个铁路工程无法通过审核, 后期则必须进返工, 不仅会延长完工的时间, 也会增加额外的成本, 后期也会给维护和保养带来困难。因此, 路基沉降的合理控制十分的重要, 可以从一定程度上提升资金的利用率, 实现经济效益的提升。

2铁路工程施工路基沉降控制的要点

2. 1提前谋划, 合理组织施工

在铁路工程的具体施工之前就应该综合的考虑施工的时间, 具体的施工材料的挑选、季节性施工的影响和对整个铁路施工的路线的设计, 并要实地的考察当地的自然地理的情况, 具体分析、综合考虑各个部分, 制定合理的铁路工程的施工方案。例如在云贵川高原地带或是雨季施工, 就要优先的考虑的桥涵的安排工作和排水系统, 优先对不同地区的土质要进行预先的考察和分析, 松软土质和雨季的泥泞的土质都要进行不同地基处理措施, 确保不同的土质施工后的地基沉降系数在合理的范围。

2. 2重视不良地质处理和实验检测

因为铁路通过的区域较广, 不可避免地会遇到各种各样的地质情况, 所以铁路的施工人员应该在施工之前对地质情况进行科学合理的勘测, 为后期的具体施工提供数据支持。后期的地基的建设和控制工作完全要根据不同的地质来开展, 以提高铁路工程的整体的质量和稳定性。勘测人员应该对不同的土质地基类型进行全面的勘测, 以保证勘测数据的真实性和可靠性。若是土质的深度和牢固程度出现了很大的问题, 不符合施工的具体要求, 须要及时的向相关的管理单位进行反馈, 必要时要重新的设计施工的方案。在地基的施工的过程中要不断的进行预实验, 以确保施工的材料和当地的地质的承载能力符合施工的设计要求。此外, 在路基填筑之前, 各种填料均应进行现场填工艺试验, 以确定不同压实机械、不同填料、不同部位的施工方法和工艺参数, 确定出最适合当地地质的铁路地基建设的方案。

2. 3合理组织路基工程设计和现场施工

将整个铁路工程的设计过程和现场施工过程有机的结合起来是地基沉降控制工作的前提。设计工作人员进行设计时应与现场的施工人员进行探讨, 结合具体的情况不断的调整设计, 保证设计的科学合理性。例如路基的建设工程和山体中的隧道的连接处极易因其地质和沉降变形不一致, 增加施工的难度, 因此设计和管理人员应该结合现场的情况对过渡段进行合理的施工设计, 并根据不同的地质来提高填料的使用质量, 在保证合理的路基沉降系数的基础之上指导施工人员进行施工, 减少施工人员不必要的施工压力。

要结合现场的具体施工的自然环境, 尽量避免在雨季进行施工, 确保在旱季进行关键地段的施工, 并且优先的进行全面的勘探工作, 保证其各种的地质要求均能满住施工的要求。若必须要在雨季进行施工, 就必须优先的保证排水系统能承担好排水的工作, 减少因雨季土质松软和积水的问题而影响力施工的进度。

在进行架桥施工过程中, 要全面考虑地基条件和当地的环境问题, 设计好合理的施工的方案, 尽量保证路基的施工可以连续进行, 提高现场铁路施工的效率和效益, 同时也要重视到高架桥上的排水问题和施工人员的工作安全性。在整个施工的过程中要不断地和其他的施工部分进行联系, 以保证综合的安排与合理的规划, 避免给在最后的过渡段和结合段带来不必要的问题。在整个路基施工的构成中, 只有设计和现场的施工能完美的结合, 统筹实际施工情况进行有序安排和合理规划, 才能保障路基工程施工质量。

2. 4合理的进行施工过程中和后期的路基检测工作

在铁路的施工过程中建立完善的监测系统是必不可少的, 也是整个铁路建设质量的保证。检测系统不仅可以对施工中出现的各种问题进行及时的反馈, 同时也能提供全面的数据信息, 为设计人员对施工进行合理的设计提供了科学的依据, 保证了铁路工程中地基沉降系数的及时性和正确性。以下对检测工作的内容进行具体的分析, 首先建立检测系统可以全面并且准确的反应各种施工的信息, 其次也可以对各种地质进行沉降系数、沉降量和当地的环境的影响的测定, 同时也能对已经施工完成的部分的地基沉降系数进行准确的测定, 为施工人员提供了具体的数据, 使工作人员准确了解造成地基沉降的具体原因。最后在铁路工程建设完工后也能为管理和维护的工作人员提供长时间的地基沉降系数的数据支撑, 为后期开展工作打下基础。因此, 在实际建筑工程中只有根据现场具体的检测数据资料信息, 并且更具数据改善和加强动态设计工作, 才能从根本上保确保路基沉降控制作的有效性。图2为铁路测量机械。

3结语

总而言之, 路基沉降控制是铁路工程质量控制的重要内容, 地基的建设是整个铁路工程建设的基础, 也只有使地基沉降得到合理的控制才能确保工程质量, 促进列车安全运行。因此, 在今后的铁路建设的施工中, 要有机结合工程实际情况, 综合采取切实有效的对策, 确保工程质量, 提高路基沉降控制水平, 从而为列车的安全运行提供保障。

摘要：铁路工程施工是一个很大的工程项目, 其中包含了很多的重要的内容, 而路基的沉降控制是整个铁路工程的关键, 因路基沉降的控制是整个铁路工程的基础, 只有使路基沉降系数处于合理的范围中, 才能保证行车的安全。在实际的铁路工程的施工过程中路基沉降的控制也一直是比较困难的工作, 铁路工程的设计人员和施工人员必须根据具体的施工需求, 合理的运用科学的控制技术, 并且加强铁路工程的施工过程的监测工作。本文中主要对铁路工程施工路基沉降控制工作中出现的问题进行研究, 希望能够给相关工作人员提供有价值的参考。

关键词：铁路工程施工,路基,沉降控制,变形监测

参考文献

[1]鲁超.铁路工程施工计划浅析[J].中华建设, 2011 (12) :571-572.

[2]张保敏, 涂晓佩.铁路工程施工现场安全评价的探索[J].安全生产与监督, 2008 (03) :299-301.

漫谈建筑工程沉降测量方式论文 篇3

一、仪器设备与人员素质

1.仪器设备工程沉降观测的仪器设备对观测精度有着直接的影响，为精确掌握建筑工程的沉降情况，按规定，测量的误差值需小于变形值的1/10～1/20，为保证测量精度，一般工程沉降观测采用沉降观测使用DS1或DS05型水准仪、因瓦合金标尺；或使用数字水准仪及其配套的铟钢数码水准尺。因仪器设备受环境和温差变化的影响，在每次使用之前应对仪器设备测量精度进行检查，以掌握仪器设备设测量精度的变化情况，及时对仪器设备的测量精度进行验校，以确保测量能达到施工精度要求。此外，因不同的仪器设备可能会存在差异，为避免因使用不同的仪器设备引起的测量误差，每个建筑工程应配备固定的仪器备设。2.工作人员测量人员应有相关的专业技能，具有测量理论专业知识，熟知仪器设备的操作规程，针对不同情况采用不同的观测方法，正确记录测量数据并加以分析计算，及时应对施测过程中出现的问题。此外，固测量人员间的素质问题，观测测量工作应由固定的测量人员进行操作，避免因测量人员的更换过渡期，测量人员对工程的熟悉情况引起的施测时间延误或测量失误造成的测量问题。

二、观测时间周期

根据建筑工程的实际情况，制订合理的观测时间周期，准确掌握建筑工程的沉降变化情况和规律。普通建筑工程可在完成基础后开始观测，高层建筑工程应在基础垫层时设置临时观测点开始观测。观测周期根据地质条件和建筑工程的实际情况而定，从加荷情况来考虑应每增加一层观测一次，由于地质条件对建筑工程沉降的影响，有时建筑工程在施工过程中的沉降并未完成，应根据地质条件对观测周期进行调整，加大观测周期的频率。如建筑工程在施工过程中出现沉降不均匀时，应及时进行沉降观测，加强建筑工程沉降变化的监控以指导调整施工。因建筑工程的生产周期长，不可避免出现暂停施工的情况，这时候就需要在停工时以及重新开工时各观测一次，如果停工时间长，应根据停工时间在停工期间进行观测，以掌握建筑工程在停工期间的沉降变化情况。

三、沉降观测施测程序

1.水基准控制网通常建筑工程在基坑开挖前就已在施工区域外设置好水基准观测点，建立独立的水基准控制网，进行工程高程初始值的水准测量，根据相关规定要求，建筑工程周围的水基准点不少于3个并且间距不大于100m，架设仪器观测时后视水基准点不少于2个，且便于闭合验校。2.仪器测站根据精密水准测量相关规范，对仪器测站有严格的要求，前后视距差必须保证在规定的范围内，即一等不超过0.5m，二等不超过1m。根据工程沉降观测点的布置情况，在视线长度要求的范围内设置仪器测站，通常从观测精确的角度出发，在同一仪器测站上观测的沉降观测点越多越好，如果在同一个仪器测站上完成越多的沉降观测点测量，不仅能保证观测精度，还可以提高工作效率，但前提条件是必须保证前后视距差在合理的范围内，且仪器i角严格校验校正到接近于零，避免因前后视距差和仪器i角的问题导致观测产生误差以及观测精度的降低。此外还应注意，在完成第一次沉降观测点测量后，对仪器测站进行标记，在以后的沉降观测点测量中，均按此仪器测站架设仪器。3.观测操作仪器测站上的观测程序相关的精密水准测量规范对奇、偶站都有相关的`规定，通过对测量参数的分析并计算出前后视基辅平均高差，可有效控制因观测时间问题而产生的误差。但在实际操作程序上较为复杂，对于奇、偶站提出了详细的要求，在实际的施工过程中，水基准点与观测点处在合理的位置，对观测时间长短引起的误差仍在可控的范围内，并在保证工程沉降观测测量精度的情况下，可根据实际情况对操作程序做出合理的调整。4.数据处理在每次测量完成后，将测量数据记录好并加以分析测量所得数据是否准确以及精度是否合格后，采用平差程序解算各个观测点的高程。并进行误差分配和计算沉降量，根据工程沉降观测点测量的特点，在保证第一次沉降观测点测量得出准确的测量数据情况下，以此数据作为基准，将以后的每次按没测量闭合路线重新测量的数据进行闭合差计算，以检查测量数据的准确性和积累误差，认真填写沉降观测成果表，计算沉降量，主要步骤如下。（1）计算各沉降观测点的本次沉降量：沉降观测点的本次沉降量=本次观测所得的高程—上次观测所得的高程。（2）计算累积沉降量：累积沉降量=本次沉降量+上次累积沉降量。（3）绘制沉降速率曲线：绘制时间与沉降量关系曲线和绘制时间与荷载关系曲线。（4）绘制等值线示意图：根据总沉降量，绘制等值线示意图。值得注意的是沉降观测点一般不会出现上升的情况，如测量的数据出现沉降观测点上升的情况，不应强制进行误差分配，这样会使得沉降点高程值扭曲，应先检查测量操作是否规范，仪器设备是否达到精度要求，如果出现测量误差应重新测量。

四、结语

公路工程软土路基沉降有限元分析 篇4

1 弹性非线性模型

费尔哈斯特 (Verhulst) 模型是根据生物的繁衍规律提出的, 通过加入了限制无穷发展的阻尼项, 可以很好地模拟时间与总量曲线关系的单序列一阶非线性模型。在研究以往实际工程中沉降总量与时间关系曲线时发现, 其曲线特性与Verhulst模型非常契合, 因此, 采用此模型来进行模拟[1,2,3,4]。

其模型的基本微分方程为:

其中, a、b为参数, 通过最小二乘法进行估计, 根据式 (1) 可得到该模型与时间的响应式为:

式中:C1为待定系数, 通过多次回归分析进行确定;t为时间;e为自然数。

2 比奥特三维固结方程有限元法

在伦杜里克和太沙基的一维固结理论基础上, 比奥特 (Biot) 考虑了土体固结过程中, 孔隙水压力消散和土体骨架变形的耦合作用, 提出更为完善的三维固结理论[5,6]。其固结三维方程如式 (3) 所示:

式中:为拉普拉斯算子;G为剪切模量;Sx、Sz分别为土体在水平和竖直方向上的位移;υ为泊松比;γ为切向应力;为土体的体应变。

由于饱和土的Biot三维固结方程同时考虑到渗流场和应力场的影响, 用传统的数学方法解式 (3) 中的偏微分方程非常困难。因此引进有限单元法, 通过计算机软件为求解方程提供一种快速、实用、准确的方法。

考虑土体平面变形, 可分析出单元土体节点的受力表达式:

式中:为单元节点劲度矩阵;为单元节点所受的孔隙压力;δ和β分别为节点的位移和超静定孔隙压力。

将模型中的塑性变形假定为弹性变形, 因此可在式 (4) 中将变化时间内的位移增量来代替位移, 建立新的平衡方程:

式中:C为节点荷载;Ct为经过Δt时间后的荷载;Δδ为单位时间内的位移增量。

假定土体内的水不可压缩, 建立t时刻方程如下:

式中:Φ为所有节点位移所引起的体积改变量;ψ为所有节点固结排水所引起排水量的增加;βz为轴向孔隙水压力。

联立式 (5) 、式 (6) 即可得比奥特三维固结有限元方法方程:

式中:R为初始固结量;Rt为t时刻的固结量。

3 模型建立及计算结果分析

根据比奥特固结理论的有限单元法, 基于费尔哈斯特模型对成渝高速公路某软土路基段的固结变形、孔隙水压力的变化与消散过程进行有限元模拟研究, 并对计算结果进行分析[7,8,9,10,11]。

3.1 路基沉降量与时间关系

根据实际通车情况计算平均作用荷载, 并对试验路段K185+200断面取填土结束通车后600 d内路基表面的沉降量进行计算, 其计算与实际测量结果对比如图1所示。从图中可以清楚地看到沉降量随时间增加也逐渐递增。前110 d, 此时土体处于弹性阶段, 地基中的孔隙水来不及变形, 沉降主要由土体内气填充孔隙压缩引起, 因此沉降量与时间基本呈线性变化;在110~140 d的时候, 此时由于土体内气填充骨架体孔隙基本被压缩, 沉降量主要转变为由排水固结引起, 由于液体比气体难压缩, 超静水压力要远大于孔隙压力, 因此此阶段沉降速度变缓;在140~230 d, 此时地基中的孔隙水逐渐被排出, 超静水压力逐步减小, 沉速增大;随着时间增加, 在230 d以后, 孔隙压力及超静水压力逐渐完全消散, 土体固结基本完全完成, 荷载压力与孔隙阻力保持平衡, 沉降量主要由土体骨架错动或颗粒重新排列导致, 随着时间推移略有增加, 变形量非常小。整个土体沉降量变化过程与费尔哈斯特S型曲线非常相似。并且, 通过实测值与计算值的对比, 发现绝大多数对比差值都在2 mm以内, 吻合较好, 说明使用比奥特固结有限元程序分析地基沉降的结果是合理可信的。

3.2 横剖面与纵剖面沉降差异分析

通车150 d 3个取样断面路基表面的沉降横向分布如图2所示。从图中可看出, 各断面的沉降量差别不大, 沉降量沿横向分布比较均匀。这是由于我国的软土地基主要是由滨海、湖泊、谷地河滩沉积而成, 因此在竖向上呈层状分布。在同一层土层内, 落淤的土质性质差别不大, 在水平方向基本表现为各向同性。

通车第200天, 在K187+600纵向上3个土层:地基表面、距地基表面3 m和距地基表面7.5 m处土体沉降曲线图如图3所示。从图中可以看出, 沉降量沿纵向分布差异较大, 离地基表面越远, 沉降量越小。这是由于在纵向上, 由于沉积时间不同使得土层之间土质差异较大, 加之各土层自重应力不同, 在固结应力的长期作用下, 其性能 (如密度、含水量、孔隙比、渗透性、弹性模量等) 差别较大, 因此在竖直方向表现为各向异性。

3.3 不同施工速率下路基沉降与应力变化分析

填筑层的密度一般在18~21 km/m3左右, 填筑厚度一般为30~35 cm。按照施工速度2 d/层、1 d/层及3 d/2层, 其假设的加载荷载分别为3 k Pa/d, 7 k Pa/d及10 k Pa/d, 计算结果如图4~图6所示。

从图4及图5可以看出, 沉降速率与荷载大小成正比, 在加载期间路基沉降速度明显高于停载时期。这是由于在加载初期, 土体处于弹性阶段, 立即由土体的侧向变形导致瞬时剪切变形, 沉降也呈线性增加, 随着荷载增大, 强压使得孔隙水排出产生压缩变形, 变形速率减小。随着时间推移, 孔隙接近消散, 此时土体形态趋于稳定, 仅有土体内固结变形产生少许沉降。同时, 由图5可观察出, 即使最后加载总量一致, 但加载速度大的情况下最终沉降量略大, 产生的原因主要为施工速率大的工况下, 日均荷载较大, 土体内孔隙压缩较完全, 同时, 更早地完成施工也使得土体有更多的固结沉降量。

综合图4及图6可以看出, 施工荷载加载速度越快, 超孔隙水压力增加值和产生的最大超孔压也越大, 且最大超孔压都产生在加载完成瞬间, 随后随着时间推移逐渐消散, 施工速率越快其对应的超孔压消散的越快, 其最终的超孔压也越小。3 k Pa/d、7 k Pa/d及10 k Pa/d施工速率最终对应的超孔压分别为14.8 k Pa、9.7 k Pa及7.2 k Pa。

4 结论

本文采用有限单元法计算了软土地基固结沉降规律, 主要结论如下:

(1) 根据对仿真模拟计算结果和实测资料的分析, 软土路基的沉降可分为发生 (线性增长) —发展 (沉速大幅增加) —稳定 (仅有少许固结沉降) —极限 (沉速为零) 4个阶段。其沉降量随时间关系变化曲线图可用费尔哈斯特S型曲线来模拟。

(2) 由于软土地基一般都是分层沉积形成的, 因此在沉量分布上表现为水平方向各向同性、竖直方向各向异性。

(3) 施工期地基的沉降量与荷载大小成正比, 荷载加载速度越快, 沉降速度越快;工 (停载) 后, 沉降速度大幅下降, 但仍随时间的增加有部分固结沉降量增加。

(4) 施工期地基的超孔隙水压力与荷载大小成正比, 且加载完成瞬时超孔压最大, 随后的超孔压逐渐消散, 其消散速度与前期加载速度成正比, 且施工速率越快, 最终的超孔压越小, 最终沉降量越大。

摘要：文章采用比奥特固结有限元法, 基于费尔哈斯特的非线性模型, 对某高速公路软土路基的固结变形、孔隙水压力的变化与消散过程进行了有限元模拟, 以期为类似软土工况下的公路施工提供参考。

关键词：公路工程,有限元,软土路基,沉降

参考文献

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土木工程沉降分析 篇5

大多工程的建设都是从基础开始, 而我们往往忽略了基础是在地基之上的, 因此以往我们在选择工程地质条件的时候, 都把重点放在了基础工程和上部结构工程。近些年来, 随着我国基础建设的快速持续发展以及大城市高层建筑物的大力兴建, 对地基和基础工程要求也越来越高, 人们对地基处理的需求和重视也越来越高。为了满足结构物对地基承载力和变形的要求, 保证结构物的安全和稳定性, 因此不可避免的要对天然地基进行处理。复合地基作为一类重要的地基基础型式, 目前其技术在土木工程建设中已经得到了广泛的应用, 并且产生了良好的效果。复合地基不仅可以提高地基承载力, 还可以减少地基沉降量, 是一种非常有效的加固地基的方法[1~2]。尤其是在软土地基分布广泛的地区, 因为软土的强度很低, 压缩性很高, 透水性很小, 而且还存在流变性, 在这些地区修建公路无疑让筑路工程技术变的困难和复杂, 而且软土是导致路基的沉降量大的关键的问题。而采用复合地基可很好的解决路基工后沉降量大的问题。因此对复合地基的沉降进行分析和计算可对施工和设计提供一定的指导意义。

2 复合地基沉降的理论计算方法

复合地基沉降的理论计算方法主要包括常用的三种, 复合模量法、应力修正法以及桩身压缩量法。通常在计算中认为, 复合地基的沉降量由两部分组成, 复合地基加固区压缩量和下卧层压缩量。不同的复合地基沉降应根据实际选择合适的方法[3]。

复合模量法是将复合地基加固区中增强体和基体两部分看作一个部分, 先确定复合地基的复合压缩模量, 再根据分层总和法计算复合地基的沉降量。依据规范按式2.1可求出复合地基的沉降量。

应力修正法认为桩体和桩间土构成复合地基共同承担上部荷载, 然后按照桩间土的变形模量E乘以应力修正系数从而确定加固区的变形模量, 同理最后也是采用分层总和法计算加固区的土层压缩量, 按式2.2, 2.3进行计算。

μp:为应力修正系数。n:为桩土应力比。

桩身压缩量法用于加固区下卧层土层性质较好时, 直接由桩身的压缩量求得复合地基土层的变形模量。在荷载作用下, 桩身的压缩量Sp可按下式2.4计算

式中, pi为复合地基荷载;μp为应力修正系数, l为桩身长度, 即为加固区的厚度。Ep为桩身材料变形模量;pb0为桩底端端承力密度。

3 复合地基沉降的数值分析

从已建的软土地基上高速公路的运行情况来看, 工后沉降普遍较大。交通荷载作用下路面的沉降变形一直是工程界所关心的问题。因此笔者将建立一个复合地基的沉降模型, 采用弹塑性土体的本构关系, 运用有限元法计算复合地基土层的沉降量。

3.1 模型的建立及材料参数

复合地基模型由顶层的风化花岗岩层和底下的三个层组成, 采用PLANE42单元, 设置为平面应变模拟复合地基。采用DP弹塑性模型, 复合地基的模型有限元结构图, 如3.1所示。材料参数如表3.1所示。

3.2 计算结果分析

复合地基的沉降变形图以及应力变化图如图3.2及图3.3所示

4 结语

复合地基最大的优势就是可以比较充分的利用自然地基和增强体两者的潜能, 通过调整增强体的刚度、长度以及复合地基置换率等设计的参数来满足地基承载力和控制沉降量的要求, 灵活性很高。因此复合地基的理论以及沉降的研究具有很大的研究价值, 尤其是在复合地基的载荷规律、应力场和位移场的特性以及复合地基沉降计算方法参数的研究方面, 对设计和施工可提供很大的帮助。本文的计算参数是假设的, 但是并不影响我们对复合地基性能的认知以及对其沉降变化的分析。本次计算中可发现地基的破坏主要是源于天然软土的破坏, 复合地基的极限承载力主要与加固部分天然土体的极限承载力有很大的联系,

摘要：随着国民经济的快速发展, 我国基础建设的大力兴建, 为了满足建设安全的需要, 复合地基的技术也发展很快, 应用复合地基技术具有良好的经济效益和社会效益。复合地基可有效的减少地基的沉降量, 提高地基的承载力。本文基于理论分析和数值模拟, 简化道路地基模型, 对道路工程的复合地基沉降进行了分析。

关键词：道路工程,复合地基沉降,数值模拟

参考文献

[1]温汉辉.复合地基技术在土木基础工程中的运用[J].地基基础与岩土工程, 2006 (06) :174-176.

[2]龚晓南.复合地基发展概况及其在高层建筑中的应用[J].土木工程学报, 1999 (06) :3-10.

土木工程沉降分析 篇6

大梁水库是引黄入晋工程北干上的一座调节水库,位于朔州市平鲁区井坪镇西北约3 km的下称沟内,水库总库容2 260.00万m3,为黄土心墙砂砾石坝。工程等级为二级。

主坝最大坝高26.0 m,坝顶宽8.0 m,坝顶设高1.2 m的防浪墙。上、下游坝坡计入压坡均为3级。上游坝坡自上而下边坡系数分别为1:2.5、1:3.25和1:3.5;一级马道高程1 394.00 m,宽5.0m;二级马道高程1 386.00 m,宽15.0 m;三级坡级差为7.0、8.0、8.5 m。下游坝坡边坡系数自上而下分别为1:2.5、1:3.0和1:2.0,一级马道高程1 394.00 m,宽5.0 m;二级马道高程1 386.00 m,宽20.0 m;三级坡级差为8、7 m和10.5 m。心墙顶高程1 399.50 m,宽6.0 m,上下游边坡系数均为1:0.5。上游坝体砂砾石与下游坝体黄土相接部分设砂石混合反滤层,厚3.0 m;下游黄土坝体中设厚3.0 m砂石混合反滤层;坝基部分设砂石混合水平褥垫层,厚3.0 m,褥垫下游设排水梯形盲沟,底宽2.0 m,边坡1:1。

大梁水库主坝坝基为Q3和Q2湿陷性黄土,具有中等压缩性和中等湿陷性,在坝体荷载作用下会产生较大的压缩变形和湿陷变形。计算坝体和坝基施工期、运行期的沉降量,对确定坝体结构、分析主坝裂缝、制定工程安全措施至关重要。本文重点计算主坝沿坝轴线及垂直坝轴线2个方向沉降变化。

2 设计基本资料

2.1 库水位

水库正常蓄水位1 398.26 m、设计洪水位1 398.45 m、校核洪水位1 399.61 m、死水位1 385.00 m。

2.2 筑坝材料及地基土层的物理力学指标

主坝坝体及坝基材料的物理力学指标见表1。

注:*表示水上/水下。

2.3 e-p线

根据坝体填筑材料控制干密度ρd=1.70 g/cm3的要求,主坝坝体碾压黄土e—p曲线采用1998年土工试验ρd=1.70 g/cm3、w=13%～13.5%、试验土样43组;ρd=1.70 g/cm3、w=14%～16%、试验土样40组e—p曲线的平均曲线。

根据主坝的工程地质条件,主坝坝基各土层的e—p曲线分为河床段、左岸坝肩、右岸坝肩三部分,按不同土层分别采用各层的e—p曲线的平均曲线,具体见图1、2所示。

2.4 湿陷系数

1998年对坝体填筑黄土干密度ρd=1.70 g/cm3、含水量w=13.0%～13.5%和干密度ρd=1.70 g/cm3、含水量w=14%～16%分别进行湿陷性试验,试验表明在各级荷载(50～1 200 kPa)作用下,湿陷系数均小于1.5%,说明含水量和干密度在试验范围内,坝体填筑黄土均属非湿陷性黄土,均能满足坝体主料的填筑要求。

据主坝的工程地质条件,主坝坝基各土层均属非自重湿陷性黄土,按不同土层分别采用各层的湿陷系数平均曲线,具体见图3、4。

3 计算方法及公式

3.1 计算方法

坝体表面某点的总沉降量为坝体、坝基压缩变形及坝基湿陷变形三部分之和,采用分层总和法计算。坝体分层厚度按规范要求不大于坝高的1/10～1/5,地基分层厚度采用自然分层。沿坝轴线方向计算点的选取参考探井位置而定,并能正确反映坝的沉降倾度,特别是两岸地层变化较大的地段。垂直坝轴线方向选取河床最大断面(0+720断面),计算点距离20.0～30.0 m。

计算采用压缩层荷载途径法进行,根据工程经验,施工期完成沉降量占总沉降量的70%～80%,假定坝体和地基在附加荷重作用下,施工期按完成80%的沉陷量,即有效(固结)荷重为0.8Δp,坝基任一计算分层i层在0.8Δp作用下,孔隙比由初始e0变为e',蓄水湿陷后,该层孔隙比由e'变成e",此时地基及部分坝体为饱和状态,第i层地层在剩余0.2Δp作用下继续压缩为e"。浸水前采用自然状态下的e—p曲线,浸水后采用饱和状态下的e—p曲线,且浸水后坝体荷重仍为湿重。地层由初始e0状态至最终e"状态所求得的变形量为最终沉降量,蓄水前后的变形量分别为施工期和运用期的沉降量。

3.2 坝体沉降计算公式

3.2.1 心墙部分的沉降计算

对于黄土心墙部分利用e—p曲线按式(1)进行计算:

式中:St——竣工时或最终坝体的沉降量;

ei0——第i层土的初始孔隙比;

eit——第i层相应于竣工时或最终的竖向有效应力作用下的孔隙比;

hi——第i层土的厚度。

3.2.2 砂砾料部分的沉降计算

坝体砂砾料部分的沉降,根据变形模量,用分层总和法按式(2)计算:

式中:pi——第i层因坝体荷重产生的竖向应力;

Ei——第i层砂砾料的压缩模量,本工程取40 MPa。

由于砂砾料的渗透系数K>10-3 cm/s,认为其沉降量在施工期都已完成。

3.3 坝基沉降计算公式

3.3.1 压缩沉降量计算

地基中总压缩沉降量仍采用式(1),但ei0为第i层由坝基自重产生的原有应力相对应的起始孔隙比,而eit为原有应力加坝体填土引起的附加应力相对应的孔隙比。

3.3.2 湿陷沉降量计算

地基中的总湿陷量采用式(3)计算:

式中:δsi——第i层土的湿陷系数;

hi——第i层土的厚度。

4 沉降计算成果及分析

沿坝轴线和垂直坝轴线(0+720断面)方向沉降计算成果分别见表2、3。

在《大梁水库大坝心墙土料挠曲试验报告》中提出:Q3土样在干密度1.65 t/m3、含水量15.1%条件下,临界破坏倾度为0.22%;Q2土样在干密度1.70 t/m3、含水量15.5%条件下,临界破坏倾度为0.2%。2种土料临界破坏倾度值均随含水量的增加而增加。

据表2、3分析沉降计算成果,可以认为:

(1)沿坝轴线方向:

最大沉降量发生在河床中间,最大湿陷量在左坝肩。原因是河床中间荷载最大,且压缩层较厚,所以沉降较大;由于地基处理轴线处挖除了大部分湿陷性最强的Q3黄土,湿陷量得到了较好的控制,左坝肩Q2土层较厚,但地基处理深度相对较浅,所以湿陷量较大。

(2)沿坝轴线方向:

沉降梯度最大值无论竣工期还是最终都发生在两岸坝肩与河床连接处,竣工期沉降梯度最大值为0.996%(湿陷在运行期完)、1.056%(湿陷在竣工期完),最终最大值1.392%。河床段沉降梯度较小,基本满足要求。

(3)垂直坝轴线方向:

如果湿陷发生在运行期时,竣工期最大沉降量在坝轴线处,如果湿陷在施工期完成,则竣工期最大沉降量发生在离坝轴线一定距离的基础处理范围之外;最终沉降量的的最大值在坝基处理范围之外;湿陷量在基础开挖范围内较小,在这之外明显增大;沉降梯度无论施工期还是沉陷稳定以后都比较大。

5 工程措施

由于湿陷性影响,坝体、坝基有可能出现裂缝。针对坝体可能出现的不均匀沉陷裂缝,会产生集中渗流,危及大坝安全,为防止这种险情发生,可以采取以下措施:(1)湿陷变形在施工期完成,将大大减少运行期沉降梯度至满足允许值要求,因此在施工过程中洒水,加速湿陷变形;(2)对坝体两岸进行开挖时,放缓边坡,并尽量避免突变段;(3)采用预压浸水的办法先消除地基中的部分湿陷量,特别是由于湿陷量引起沉降梯度增加的地段;(4)运行初期,控制水库的初蓄水位,特别避免水位的突变,以防止产生不连续的湿化变形,对坝体的稳定和防渗体构成威胁。

6 结语

大梁水库是引黄入晋工程北干上的一座调节水库,水库坐落在湿陷性黄土基础上,坝体采用砂砾石及黄土填筑。坝体沉降计算,对确定坝体结构、分析主坝裂缝、制定工程安全措施起到了重要作用。

摘要：大梁水库是引黄入晋工程北干上的一座调节水库,水库坐落在湿陷性黄土基础上,坝体采用砂砾石及黄土填筑。沉降计算对确定坝体结构、分析主坝裂缝、制定工程安全措施至关重要。

土木工程沉降分析 篇7

拓宽工程软基差异沉降的影响因素很多[1],不仅包括地基土的性质、路堤荷载的大小及分布,还包括施工期和运营期车辆荷载影响,地基处理方式的影响,如桩体模量、桩体长度、复合地基置换率等。基于有限元法研究各因子对差异沉降的影响是可行而又有效的办法。

2 有限元计算模型

参照沈海高速福厦段拓宽工程,建立几何模型如图1。

其中,旧路堤宽13m,单侧拓宽8m,坡比1:1.5,路堤高度4m,计算范围为深度50m,单侧宽度70m。取右侧进行分析,路堤左侧水平位移为0,地基两侧边界水平位移、底边边界水平和垂直向位移为0,原地面为排水边界,即孔隙水压力为0。路堤采用摩尔-库伦模型,地基采用修正剑桥模型,计算中荷载为线性施加,加载时间90天,应力采用有效应力。材料参数见表1和表2。

3 差异沉降影响因素分析

3.1 拓宽路堤尺寸影响

3.1.1 拓宽宽度

模拟双侧对称拓宽单、双、三车道(4m、8m和12m),计算地基总沉降量(U2)和新、旧路堤横坡比(iB、ib)改变量,取右侧值,见图2和图3,其中X为与旧路堤中线的水平距离。

随着拓宽宽度的增加,地基沉降和路堤横坡比均随之增大,但增大的幅度趋缓。沉降最大值位置随着拓宽宽度的增加往外移动,但水平距离拓宽路堤荷载形心位置始终保持在3m,旧路堤的沉降与拓宽宽度关系不大。

3.1.2 拓宽高度

填土高度分别为2m、4m、6m的地基沉降量见图4,横坡比见图5。表明拓宽高度对地基沉降影响大,但对路堤横坡比改变量影响小。

随着拓宽高度的增大,地基沉降增加,最大沉降点位置往路堤外移动,且与拓宽路堤荷载形心水平距离增大,但拓宽高度对旧路堤中心位置下地基沉降影响很小。

3.2 拓宽施工影响

3.2.1 拓宽方式

对比两侧对称与非对称施工沉降结果(图6)和横坡比(表3),可见,尽管两种施工方式在施工期间导致的沉降与横坡比稍有不同,但最终结果基本一致,因此,可根据工程实际选择对称或非对称拼宽施工。

3.2.2 填土速率

假定4m的填土高度分别在10天、30天、90天和180天填筑完毕,沉降过程见图7,施工期沉降速率见图8,工后沉降速率见图9,横坡比见表4。

计算结果表明,不同填土速率对地基沉降量影响较大。填土速率越快,尽管在施工期间沉降较小,但工后沉降越大,且总沉降也越大。同时,填土速率越大,沉降速率也越大,就此次计算工况来看,10天填筑完毕工况下沉降速率已超过规范[2]要求值10-15mm/d,30天和90天两种工况下超过设计文件[3]要求值2mm/d,而180天工况则满足要求;另一方面,为了确定路面铺筑时间,规范对路堤工后等载预压期间地基的沉降速率也明确规定“连续2个月观测的沉降量每月不超过5mm(设计文件[3]为1mm)”,从图6分析可知,路堤加载速率越快,地基工后沉降速率也越大,需要预压的时间也越长。

另外,填土速率对横坡比也有一定的影响:施工期,对旧路堤影响较大;工后,则对新拓宽的路堤影响较大。因此,拓宽路基施工应严格控制填土速率,确保路基的稳定,避免由于差异沉降导致新旧路面破坏。

3.3 填土材料影响

3.3.1 重度

计算填料重度γ分别为10、15、20(kN/m3)时地基沉降量(图10)和横坡比(表5),可见,随着填料重度的增大,地基沉降量、新旧路基横坡比均随之增加。因此,因尽量采用轻质材料填筑路基。

3.3.2 压缩模量

填料刚度E分别为5、15、30MPa时地基沉降量见图11,可看出,填料的压缩模量对拓宽路基的沉降量影响微乎其微。

3.4 软土地基影响

3.4.1 材料性质

软基材料性质对沉降的影响体现在计算中采用的修正剑桥模型各参数上,采用单参数分析方法,分别对泊松比μ、初始孔隙比e0、压缩曲线斜率λ、回弹曲线斜率κ、临界状态线斜率M、表征屈服面帽子曲度常量β、屈服应力比K 7个参数进行敏感度分析,统计并绘制各参数变化率与沉降变化率对应关系如表6和图12。

通过比较,不难发现,影响程度最大的为初始孔隙比e0,其次为临界状态线斜率M和压缩曲线斜率λ,泊松比μ影响程度相对较弱,回弹曲线斜率κ敏感度极其微弱,曲度常量β和屈服应力比K敏感度则几乎没有什么影响。

3.4.2 软基深度

计算软基厚度分别为5m、10m、25m和50m的地基沉降(图13)和横坡比(表7),可见,随着软基厚度的增大,路堤拓宽引起的地基沉降和横坡比改变量均增大,但增大的幅度趋缓。

3.5 旧路基处理方式的影响

以旧路基采用塑料排水板(PVD)加固处理为例,假设旧地基竖向渗透系数为kv=0.00432m/day,排水固结法处理后地基等效竖向渗透系数按5kv、10kv和20kv分别计算,得到拓宽地基最大沉降点处沉降随时间的变化(图14)和横坡比(表8)。可见,随着旧路地基处理区渗透系数的增大(PVD的有效使用),拓宽施工期地基沉降随之增大,而工后沉降和总沉降量随之减小,但对新旧路堤横坡比影响很小。

3.6 拓宽路基下复合地基处理方式的影响

以CFG桩或PTC桩处理拓宽软基为例,分析复合地基处理效果。假定桩直径0.5m,桩间距2.5m,桩长24m,将桩简化为沿纵向的连续墙,其弹性模量为800MPa,泊松比为0.2。对比处理与未处理地基沉降(图15),发现经桩基处理的复合地基沉降显著减小。

但桩处理的复合地基效果与桩体特征、桩与土的相互作用等因素有关,一般而言,桩体模量、桩体长度、复合地基置换率为影响地基沉降的最主要因素。

3.6.1 桩体模量

计算桩体模量为50、200、500、2000、5000、10000、20000MPa时地基沉降量(拓宽路肩处竖向位移为例,图16)和横坡比(图17),发现桩体模量为2000MPa左右时出现拐点,小于2GPa的沉降和横坡比明显,大于则变得平缓,微小。因此,综合考虑处理效果与经济性,用于处理软基的桩体模量以2GPa左右为宜。

3.6.2 桩体长度

计算桩体长度为8mm、12m、16m、20m和24m时地基沉降量(拓宽路肩处竖向位移为例,图18)和横坡比(图19),分析表明,增加桩长能显著减小地基沉降和横坡比,而长度16m为此计算工况的转折点。

3.6.3 复合地基置换率

复合地基的置换率定义为复合地基中桩体横截面积和复合地基总面积的比值,对模量分别为400MPa、800MPa和5000MPa的桩体进行不同置换率计算,得到地基沉降(拓宽路肩处竖向位移为例,图20)和横坡比(桩体模量为5GPa时为例,图21),结果表明,复合地基置换率增大,路堤沉降减小;当置换率较小时,其变化值对路堤沉降影响显著。另外,置换率对沉降的影响与桩体模量大小有关,即在路堤沉降相等时,置换率随桩体模量的增大而显著减小。

3.7 车辆动荷载影响

车辆动载作用采用等效均布荷载来模拟,分不考虑交通荷载、交通荷载在各车道均匀分布和交通荷载按实际车道均匀分布三种工况,具体为:各车道均匀分布时,采用11.5kPa等效荷载;拓宽施工期,超车道采用16kPa,主车道采用7 kPa;运营后,原有两车道为小车道,采用8kPa,外侧两拓宽车道为大型货车道,采用15 kPa。

3.7.1 施工期

计算上述3种工况下路堤沉降(图22)和横坡比(表9),可以得出,旧路堤在考虑交通荷载作用下沉降要比不考虑荷载的大,但并不明显,对拓宽的新路基影响,两者差别更小,不同形式的荷载,其作用大体相同。

横坡比方面,交通荷载对施工期的影响要比营运期的大,均布和实际分布两种形式的交通荷载作用效果相当。

3.7.2 营运期

营运期3种工况下地基沉降见图23,显然,由于新建成的拓宽车道主要行走大车,该处的沉降明显大于旧路基。

4 结 语

影响软基段拓宽工程差异沉降的因素很多,其中,填土的重度、软基的物理力学特性、软土厚度、旧路基处理方式、新地基处理情况等因素最为显著,拓宽路堤的几何尺寸、交通荷载等因素次之,而路堤拓宽方式、填土压缩模量、软基泊松比等参数则影响甚微。

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土木工程沉降分析 篇8

关键词：挤扩支盘桩,沉降,桩端阻力比,Geddes解

1 前言

近年来,随着高层建筑的发展,桩基的沉降计算越来越得到工程设计人员的重视,目前传统理论的计算结果与工程实际相差较大,所使用的经验修正系数范围太大,而且实测资料很少。在计算建筑物基础沉降时,首先得算出地基中的附加应力,目前常用Boussinesq和Mindlin解。Boussinesq解是假定荷载作用在地表而导出的,这与一般基础埋入地基中一定的深度有差异;而Geddes解是以半无限体内受集中力作用的Mindlin解为依据通过积分而得到的,与实际相符。经Boussinesq解计算得出的结果比实测值要大很多,因此本文选用Geddes解。

2 沉降计算方法分析

本文计算单桩和群桩沉降所采用的分层总和法按下式计算:

s——桩基最终计算沉降;

m——桩端平面以下压缩层范围内土层总数;

Esj,i——第j层土第i个分层在自重应力至自重应力加附加应力作用段的压缩模量;

Ip,IS1,IS2——应力影响系数;

α,β——分别为桩端阻力比,沿桩身均匀分布的桩侧阻力比;

Ψp-桩基沉降计算经验系数;

Q——单桩竖向荷载的准永久组合作用下的附加荷载;

l——桩长。

上述公式中桩基沉降计算经验系数Ψp的取值需要大量的工程实测资料,太原地区至今尚没有给出它的取值范围,尤其对于尚处于研究阶段的支盘桩,本文试图结合某工程支盘桩的实测资料对沉降计算值进行修正,为以后进一步的统计分析做一点工作。单桩的荷载分担由图1所示,把盘分担的荷载折算成沿桩身均匀分布的侧阻力,根据桩身埋设的钢筋应力计的实测值经计算得出桩端阻力比α和承力盘分担的阻力比β(见表1)。

从图1可以看出支盘桩由于盘的承力作用比较明显,传递到桩底的荷载较少,承力盘分担的荷载比桩端荷载高出20%～30%左右,桩端阻力比α在整个加荷过程中都比较小;另外,桩端阻力比α和盘分担的阻力比β随荷载的增加而增大,所以在使用Geddes解分析桩的沉降时有必要考虑荷载的变化对α和β的影响,计算群桩的沉降时应取相应荷载作用下单桩静载荷试验中得出的荷载分配系数。考虑桩端阻力比α和盘分担的阻力比β的变化以后计算得出的单桩曲线是Q-s曲线,而非直线,这与实际静载荷试验的Q-s曲线形状是相符的。

3 工程实例分析

3.1 工程概况

太原某高层住宅楼为34层剪力墙结构,建筑基础长63.6 m,宽18.6 m,埋深7 m,采用钻孔挤扩支盘桩,共209根,桩径700 mm,桩长24.6 m,桩身设有两个承力盘。桩底土层分布及其参数见图2,本工程于2003年初竣工,建筑的沉降观测曲线如图3所示,楼房封顶后平均沉降约为23 mm。

3.2 沉降计算与实测分析

根据上述桩的沉降计算理论与方法编制了计算程序,并分别对本工程单桩和群桩基础的沉降进行了计算,在计算过程中桩底土层的压缩模量对沉降计算的结果比较显著。由于桩底土层模量等参数的取值影响造成单桩沉降计算值与实测值之间存在一定的差异。由于单桩静载荷试验的Q-s曲线内包含丰富的桩土共同作用的信息,本文通过对比单桩沉降的实测值和计算值比较得出修正系数K见表1,来消除桩土参数选取的影响,从表中可以看出随荷载的增大,修正系数K也在逐渐增加,用K来修正群桩的沉降,得出预测值,如图5所示,预测值与观测值曲线吻合得较好,所以用该方法预测支盘桩群桩的沉降是可行的。纵观图3、4、5,单桩和群桩沉降曲线的变化趋势及形状是相似的。

4 结论

(1)使用Geddes法用于计算桩基沉降时,由于涉及桩端荷载比和桩侧阻力比,对挤扩支盘桩的荷载分配系数有待积累实测资料进一步研究。

(2)单桩的静载荷试验和计算值建立的修正系数K对群桩进行修正是可行的,该法具有一定的实用价值。

(3)建筑施工过程中不同层数所对应的沉降计算值修正系数是随层数增加而增大的。

参考文献

[1] 杨敏,王树娟,王伯钧,周融华.使用Geddes应力系数公式求解单桩沉降.同济大学学报,1997,(4) .

[2] 袁聚云,赵锡宏.竖向均布荷载作用在地基内部时的土中应力公式.上海力学,1995,(3) .

[3] Geddes JD. Stresses in foundation soils duo to vertical subsurface load. Geotechnique, 1966, 16: 231-255．