位移规律（精选5篇）
位移规律 篇1
随着经济发展的需求，许多盐下油气藏得以开发，但是盐岩蠕变给安全钻井带来了严重问题[1,2,3,4,5]。许多学者对盐岩层直井井眼的蠕变问题做了研究[6,7,8,9,10,11,12]，但是随着勘探开发力度的不断加大，盐岩层直井产能有限，已不能满足生产需求，特别是近年来我国在中东地区获得油气开采权，需要钻取大量的盐岩层大位移井，盐岩层大位移井井眼蠕变缩径问题亟待于解决。
部分盐岩层水平井钻井史表明，盐岩层造斜井段常出现井眼缩径、套管变形等问题。目前关于盐岩层大位移井井眼缩径规律的研究较少，并且都是用数值方法得出的结论，给现场提供的指导有限。曾德智等[13]针对盐岩井段易发生蠕变缩径，引起卡钻、固井后又易发生挤毁套管等事故，应用有限元方法，建立了描述盐岩层中斜井井眼蠕变缩径的空间力学模型。楼一珊等[14]在空间坐标变换的基础上建立了定向井三维蠕变模型，将应力在井斜角方位角的变化转换为井轴坐标系下的变化。林元华等[15]采用ADINA有限元软件研究盐岩层造斜井段砂岩和盐岩层地层、水泥环及套管耦合的三维力学模型，研究得到造斜段井斜和方位对井眼缩径的影响规律。他们的工作是基于有限元软件对盐岩蠕变规律进行分析，不利于表征盐岩层蠕变规律和影响因素之间的关系。因此，现推导了盐岩定向井三维解析模型，对中东某盐岩层大位移钻井进行指导。
1 理论模型
已知地层原始应力及方向，按如下方法建立井眼周围岩石应力分布。取上覆压力σ3沿铅垂方向，另两个地应力σ1和σ2沿水平方向，见图1。为方便起见，用直角坐标系xyz和圆柱坐标系rθz来表示斜井眼。P0是孔隙压力，设井斜角为α，相对σ1的方位角是φ。通过旋转坐标系建立地应力σ1，σ2，σ3与σx，σy，σz的转换关系，首先绕3轴逆时针转φ角成坐标系x1y1z1，然后绕y1轴逆时针转α角成新坐标系xyz。
新坐标系xyz与坐标系123之间的转换关系由变换矩阵给出[16]
两个坐标系中应力分量的转换关系为
假设岩石为线弹性和各向同性，井壁围岩处于平面应变状态，则井眼周围的径向应力σr和切向应力σθ的分布为
式(3)中，Pa为井眼内钻井液液柱压力;r为距井眼中心的径向距离;a为井眼半径。
蠕变模型采用开尔文-沃伊特模型:
式(4)中，eij为偏应力张量;GH为H体中弹簧的剪切模量，MPa;GK为K体中弹簧的剪切模量，MPa;scij为应力偏张量的恒定值，MPa;ηK为黏性系数，m Pa·s。
为了简化推导，对式(4)做如下简化处理，引入G0、G!、Tret，化简后方程如下
式(5)中，G0为初始剪切模量，MPa;G!为长期剪切模量，MPa;Tret为延迟时间，s;t为蠕变时间，s。
采用极坐标系将上式展开，其径向应变的蠕变方程为
式(6)中，σm为平均应力，MPa;εm为平均应变，%。
井眼变形属于广义平面应变问题，可得
由平均应变与平均应力的关系得
对式(1)～式(9)联立可得
式(10)中，f(θ)是刚体位移项，若把坐标原点选在井眼中心，f(θ)=0;u为绝对位移，则相对位移为
u'=u-u0;u0为井壁初始位移。
令r=a，可得井壁上相对位移位移u'a为
式(11)为盐岩层井壁发生蠕变时，井壁径向位移与井斜角、方位角、钻井液密度、井眼开钻时间的关系式，利用此关系式讨论这些变量对蠕变规律产生的影响。
2 蠕变规律分析
由油田Low Fars层地应力资料获知，盐岩层由于受异常高压的影响水平应力升高，地应力组合表现为最大水平地应力>垂向地应力>最小水平地应力。在此地应力条件下，分析钻井液密度、井斜角、方位角以及蠕变时间对盐岩层缩径的影响，基本参数见表1。
2.1 不同钻井液密度下盐岩层蠕变规律
本文分别计算了钻井液密度为1.8 g/cm[3]、2.0g/cm[3]、2.2 g/cm[3]和2.3 g/cm[3]条件下蠕变时间为12h、72 h和360 h时井眼收缩量，见图2。
由上图得知，在非均匀地应力场中井眼不再是圆形而是椭圆形，随着钻井液密度增大，井眼变形的椭圆度增加，钻井液密度对井眼变形影响很大;井眼变形量在最大水平地应力方向最大，最小水平地应力方向最小;随着时间的增加，井眼缩径程度不断扩大，缩径卡钻的风险也随之增大。
图2(a)和图2(b)表现为完全缩径，图2(c)和图2(d)在长轴附近表现为扩径，在短轴附近表现为缩径，表明泥浆密度达到一定条件时，井眼变形形式发生变化，对钻井会产生很大影响，详细分析见下面。
图3做出了不同钻井液密度下最大水平主应力σH和最小水平主应力σh两个方向下井径随时间的变化曲线。
由图3得知，最大(小)水平主应力方向，在外载作用下初始变形较大，随着时间的推移变形速率逐渐减小，最后趋于零，即井眼缩径达到一定程度就停止缩径，这与实际钻井工程相符。在最大水平主应力方向井径表现为缩径，钻井液密度越大，缩径越厉害;在最小水平主应力方向，存在钻井液敏感范围，当钻井液密度小于一定范围时，井径表现为缩径，当钻井液密度大于一定范围时，井径表现为扩径。
2.2 不同时间下盐岩层蠕变规律
为了分析盐岩层蠕变随时间的变化关系，做出了井径收缩速率随时间的变化曲线，见图4。根据现场施工经验，安全钻井的允许井眼收缩速率为0.001/h。
从上图可以看出，井径缩径速率在初始时刻很大，随着时间增加，井径缩径速率迅速减小，当蠕变时间超过70 h时，基本接近为0;不同钻井液密度下，达到安全钻井的井眼收缩速率的时间不同，钻井液密度越大，所需时间越短。
2.3 不同井斜角、方位角下盐岩层蠕变规律
本文分析了泥浆密度2.28 g/cm[3]，蠕变时间48h时，不同方位角下，盐岩层井眼变形随井斜角的变化规律，井眼变形见图5。
从井眼变形图中可以直观看出，当方位角沿0°、30°、60°、90°增大时，短轴井径与最大水平主应力的夹角会沿逆时针方向呈0°、30°、60°、90°变化随着井斜角的增大，短轴方向井径变小，长轴方向井径变大。
长短轴方向井径随井斜角和方向角变化曲线如图6所示。
由图6(a)可以看出，井眼长轴随着井斜角的增大而减小，特别是在30°～70°，井斜角的微小变化将引起较大的蠕变，在盐岩层钻定向井风险显著提高;相同井斜角下，随着方位角的增大，井眼收缩量逐渐增大，说明偏离最大水平地应力方向越大越危险。
由图6(b)可以看出，井眼短轴随着井斜角的增大而增大，说明在盐岩层钻定向井发生恶性卡钻的概率较直井低;相同井斜角下，井眼收缩量随着方位角的增大而增大，说明沿着最大地应力的方向钻进最安全。
3 结论
(1)从黏弹性理论出发，采用开尔文-沃伊特蠕变模型，结合直角坐标系和圆柱坐标系下斜井井壁应力分布，推导了盐岩层井壁发生蠕变时，井眼径向位移与井斜角、方位角、钻井液密度、井眼开钻时间的关系式。
(2)钻井液密度对井眼变形具有较大影响，在长轴方向井径表现为完全缩径，在短轴方向，存在钻井液敏感范围，当钻井液密度小于一定范围时，井径表现为缩径，当钻井液密度大于一定范围时，井径表现为扩径。
(3)随着时间的增加，井眼缩径程度不断扩大，缩径卡钻的风险也随着增大。无论长轴方向还是短轴方向，井径缩径速率在初始时刻较大，初始变形量较大，但是随着蠕变时间增加，井径缩径速率迅速减小，当时间足够长时，井径缩径速率近乎为零。
位移规律 篇2
随着我国大部分煤矿以平均25 m/a左右的增长速度进入深部开采, 巷道矿压也随着开采深度的加大而增加。一般在开采深度达到600 m后, 巷道出现剧烈的矿压显现[1,2]。深部开采与浅部开采相比, 存在地应力高、采动影响大、煤层赋存状况复杂的特点[3,4,5]。门克庆矿井位于东胜煤田深部区域, 隶属于呼吉尔特矿区, 是近几年新开发的矿区。该矿区煤层埋藏较深, 煤系埋深650~880 m, 属于典型的深部开采。以门克庆矿11-3101工作面1#回风煤巷为研究对象, 研究门克庆矿深部巷道围岩变形规律, 以期从中找出巷道围岩移动与支护参数之间的关系, 为进行合理支护设计提供可靠的数据。
1 工程概况
门克庆矿11-3101工作面1#回风巷位于3-1煤11采区南翼西侧, 靠近井田边界, 是矿井首采工作面。1#回风巷兼作整个3-1煤11采区南翼的泄水巷。巷道布置在3-1煤煤层中, 平均埋深715 m, 采深大, 地应力高, 支护压力大。3-1煤煤层厚度4.6~5.33 m, 倾角0~1°, 结构简单。1#回风巷为首采工作面最先掘进的巷道, 在掘进过程中与其他巷道没有采掘关联。3-1煤顶底板岩性如表1所示。
2 巷道支护情况
11-3101工作面1#回风巷断面为矩形, 如图1所示。巷道高4.03 m, 宽5.4 m, 沿3-1煤煤层底板掘进。巷道采用锚网索、顶部加梯子梁的支护系统, 锚杆间排距800 mm×1 000 mm, 锚索间排距1 600 mm×3 000 mm。锚网支护工艺流程:敲帮问顶→临时支护→定位→钻孔→清孔→挂网→安装锚杆。锚索支护在顶部锚网支护之后, 与帮锚网支护平行作业。
3 巷道围岩表面变形规律
为研究门克庆矿深部巷道围岩变形规律, 在11-3101工作面1#回风巷布置观测点对该巷道进行围岩表面位移观测, 弄清巷道表面位移时间的变化规律, 找出巷道围岩移动与支护参数之间的关系, 为进行合理支护设计提供可靠的基础数据, 为准确评估支护效果提供量化指标。
3.1 测试方案
采用十字布点法, 在3-1煤1#回风巷两帮和顶底板中点安设外露端300 mm的带孔锚杆, 在孔中穿入线绳。测量时将顶底和两帮线绳拉紧, 利用钢卷尺量取顶底和两帮的长度。在3-1煤1#回风巷表面设置测点进行巷道围岩表面位移观测, 测点布置如图2所示。
3.2 监测结果
对3-1煤1#回风巷进行1个月的表面位移监测, 结果如表2所示。
将监测数据处理成变形速率图, 如图3、4所示。
从图3可以看出, 3-1煤1#回风巷测点1的变形主要发生在监测的前8 d, 之后趋于平稳, 基本不再发生变化, 其中两帮的变形量达到14.5 mm, 顶底的变形量约7.5 mm。
从图4可以看出, 3-1煤1#回风巷测点2的变形主要发生在监测的前7 d, 之后趋于平稳, 基本不再发生变化, 其中两帮的变形量达到12 mm, 顶底的变形量约6.5 mm。
4 结论
(1) 3-1煤1#回风巷布置的2个监测点的变形主要发生在监测的前7~8 d, 之后趋于平稳, 基本不再发生变化, 其中两帮的变形量大于顶底板的变形量。
(2) 巷道表面位移随时间的变化规律, 为进行合理支护设计提供可靠的基础数据, 可以量化评估支护效果。
摘要：深部巷道矿压显现明显, 为研究巷道围岩表面变形规律, 在门克庆矿1#回风巷布置观测点观测巷道围岩表面位移, 分析巷道围岩移动与支护参数之间的关系, 获得各观测点的变形发生时间、两帮的变形量和顶底板的变形量。
关键词：巷道,围岩,表面,位移,变形
参考文献
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[2]曲天智, 管秋兰.深部巷道围岩位移研究综述[J].煤炭科技, 2008 (4) :4-7.
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[4]惠功领, 牛双建, 靖洪文, 等.动压沿空巷道围岩变形演化规律的物理模拟[J].采矿与安全工程学报, 2010 (1) :77-81.
位移规律 篇3
大位移钻井顺利进行的关键技术之一就是井眼清洁。在分析岩屑运移规律方面, 目前, 分析模型主要基于直井段、斜井段或水平段进行分析, 主要分为稳定及不稳定两种模型, 取得了一定成果, 但仍存在不足。现阶段, 较少对大位移井整体进行分析研究, 岩屑在大位移井全过程的连续运移过程难以描述[1]。所以, 现有分析模型在工程应用方面还存在一定的局限性。
随着计算机和计算流体动力学技术的快速发展, 使得人们可借助数值模拟手段研究大位移井岩屑运移规律, 这对准确了解大位移井岩屑运移规律具有重要的理论研究意义和实际应用价值[2]。本文根据固液两相流理论, 综合考虑岩屑的悬浮、滚动和滑动运移方式及固液相速度差的影响, 在已建立的大位移井几何模型的基础上, 对大位移井在不同偏心距工况下, 气固两相体积浓度的分布及钻井流场进行仿真, 分析了井斜角度对空气携岩能力的影响规律。
1 几何模型及网格划分
为对井筒内的压力、排量、液体当量密度等分布进行研究, 对比分析井斜角度 (30°、50°、70°) 对空气携岩能力的影响规律, 建立不同井斜角度下的几何模型, 同时考虑到井斜几何模型的特点, 采用结构化六面体网格单元进行网格划分, 最终完成各几何结构的网格模型如图1所示。
2 仿真结果分析
井斜角度对岩屑运移及床体厚度具有重要影响, 通常认为角度在0°~30°直井段不易形成岩屑床。为对比分析不同井斜对岩屑运移的影响, 对比模拟了同心工况下, 井斜角度分别为30°、50°、70°三种不同倾斜角下的岩屑分布特性。
2.1 纵向截面速度场分析
从图2位移井中间高度处, 井斜30°、50°、70°截面岩屑速度分布云图可看出, 井斜角度较小时候环空气流及岩屑运移速度较高, 倾斜角度越大, 速度越低。另外, 由于倾斜角度的存在使得环空内的速度分布明显偏离对称分布, 且由于重力对岩屑输运的影响, 使得低速区偏向倾斜方向[3]。
2.2 轴向截面速度场分析
一般来讲, 随着井斜角度的增加, 岩屑床厚度会随井斜角度的增加而明显增厚, 使得钻井液在竖直方向上的分量减小[4]。在相同的环空返速下, 从图3所示速度分布的矢量图可看出, 岩屑床的无因次厚度随井斜角的增加而明显增加, 同时可分析得出, 井斜角对环空返速较小时的岩屑床厚度影响最为显著, 当环空返速比较高时, 其影响则相应变小[5]。与井斜角度为0°的工况相比, 当存在井倾斜角度时, 岩屑在竖直方向的速度分量存在比较明显的增大, 最大的速度区域靠近环空厚度比较大的位置。
2.3 井深方向岩屑速度对比分析
从图4不同井斜角度下岩屑沿井深高度速度对比可看出, 在倾斜前段对岩屑的运移速度影响不大, 随着倾斜角度的变化, 岩屑速度也相应变化。另一方面, 岩床沿井壁方向的重力分量同井壁与岩屑床的摩擦力增大, 从而增大了携岩运动的阻力, 主要是因为井斜角度的增加[6]。
3 结语
通过建立不同井段仿真的数学模型, 通过流体仿真方法对大位移岩屑在不同工况下的运移进行了计算。研究所取得的主要成果和结论有:
a) 分析井眼环空中的岩屑运移机理, 建立了不同井斜角度下的几何模型, 并完成了网格划分;
b) 对井斜角度对空气携岩能力的影响进行了分析, 得出不同井斜角度下钻井流场与气固相体积浓度分布的情况;
c) 分析得出, 井斜角度较小时, 环空气流及岩屑运移速度较高, 倾斜角度越大, 速度越低;
d) 通过数值仿真技术模拟气体钻井过程, 能直观形象地反映井内各参数的分布规律。
参考文献
[1]赵金洲, 张桂林.钻井工程技术手册[M].北京:中国石化出版社, 2005.
[2]郑新权, 刘希圣, 丁岗.定向井环空内岩屑运移机理的研究[J].石油大学学报, 1991, 15 (1) :25-30.
[4]石晓兵.大位移井中利用钻柱旋转作用清除岩屑床的机理研究[J].天然气工业, 2000, 20 (2) :51-53.
位移规律 篇4
一、对桥梁结构的安全性进行评估
1、桥梁结构安全性的评估存在的问题
在以往传统的桥梁结构安全评估中, 人们往往采用的是人工目测的方法或者是利用便携式仪器进行测量而实现的。其中存在很多问题:第一, 需要投入大量的人力、物力、财力来进行操作, 而且还会存在一些盲点;第二, 由于是人工进行操作, 所以主观性较强, 难于量化;第三, 缺乏一定的整体性;第四, 一旦开始检查, 桥梁必须要暂停使用, 影响老百姓的正常出行;第五, 进行一次安全评估的持续时间较长, 实时性较差。
2、怎样对桥梁结构的安全性进行评估
基于以上传统评估中出现的问题, 有关检测人员应该充分结合目前的发展水平, 将传统的检测方式与现代先进的安全监测系统进行强强联合, 只有这样, 才能实现对桥梁安全的准确评估。其中, 检测人员应该对现有的先进仪器, 比如精密水准仪、激光镭射扫描仪以及机器人全站仪等有一个充分的认识以及掌握, 以此作为基础, 来对桥梁在荷载作用下的竖向位移变化规律进行准确观测, 以后再比照现有的规范标准, 来对桥梁的安全性有一个准确的判断。
二、对桥梁施工期竖向位移进行监测
要想对轻轨高架桥梁施工期的竖向位移进行监测, 可以通过以下几个步骤来实现:
第一步, 基准网观测。采用基准网观测法, 首先要在轻轨高架线路的两边, 不受施工影响的范围内以及范围外, 分别设置两个深埋水准点, 并以此作为基准点, 然后, 将一定数量的工作基点合理的设置在桥梁工程沿路的构筑物上, 并将间距保持在0.2km以内。这样就能形成一张由基准点以及工作基点组成的水准网络, 之后就能运用几何水准的方法来进行测量了。
第二步, 地面-高架联测。通常会利用几何水准来进行通过高架车站的实施, 而且会将最近的工作基点作为观测的起始点。
第三步, 高架加密网观测。在每一个桥梁工作面完成0.1km左右的进度时, 就要在最远位置的立柱正上方梁板处或者是它的顶端设置一个加密点, 并且在桥梁延伸的过程中及时增加加密点的数量。利用几何水准方法来进行测量, 形成一个由众多加密点组成的闭合网, 与此同时, 将途经车站或者是轻轨线路超过2000m时, 与地面工作基点进行联测, 以此来构成附和网。同时要将相邻的工作面连续二到三个加密点加入到本工作面的加密水准网中。
第四步, 竖向位移监测。要在上、下行线监测受到视线阻隔的时候, 布设两条水准路线, 相反, 如果视线没有受到阻隔, 则设置同一条水准路线就可以, 值得注意的是, 每一条水准路线的两端都要进行同步监测。在合理的监测周期内, 可以利用几何水准的方式来对指定的线路进行监测, 并且要保证它能时刻与地面的工作基点进行固定。将最初的两次观测值进行平均, 以此作为监测的初始值。
三、竖向位移规律在轻轨中的应用
轻轨高架桥梁工程整体的安全性以及质量, 可以根据对桥梁施工期竖向位移定律进行分析以及研究来保证。具体来说, 可以通过对正常使用荷载中的轻轨高架桥梁的竖向位移大小以及沿桥纵轴向竖向位移变化的规律进行分析, 来准确判断整个轻轨高架桥梁工程的安全性能是否符合预期。
打个比方来说, 一个以钢筋混凝土为主体的轻轨高架桥梁工程, 桥梁整体的荷载力一般都是经由桥面来向桥面纵横梁传递的, 之后纵横梁再把荷载力经由吊杆传递给拱肋上, 最终, 拱肋再把力传递到墩台基础上。这一过程中值得注意的是, 桥面以及拱上测点之间的竖向位移变化规律, 从另一个方面体现了轻轨高架桥梁自身结构传力路径的规律。简单来说, 只要桥面测点的竖向位移变化规律与拱上测点的规律相一致, 就能充分说明该轻轨高架桥梁的桥面竖向变形与拱的竖向变形相互协调, 进而保证整个轻轨高架桥梁的工作性能处在正常区间, 与此同时, 也在一定程度上说明了它本身的结构传力路径是科学合理的, 而且整个桥梁中的各个部件都最大限度的发挥了它应有的功能。
四、结语
近年来, 随着我国科技技术的不断发展, 交通行业也在不断地进步。相应的, 轻轨高架桥梁工程也逐渐出现在老百姓的日常生产生活中。在桥梁施工阶段, 基于桥梁自身的结构以及承重等方面的因素, 总是会不可避免的发生竖向位移的现象, 而在轻轨高架桥梁施工中, 这个现象尤为明显。因此, 为了进一步加强轻轨高架桥梁工程的质量以及安全性, 就必须要对桥梁施工期的竖向位移规律进行归纳以及总结, 并且合理的运用竖向位移规律, 来保证整个工程的位移程度处在正常区间, 进而使我国的轻轨高架桥梁工程领域能够可持续的发展, 最终为老百姓更加安全快捷的出行奠定坚实的基础。
参考文献
[1]俞建辉, 王建国.浅谈公路桥梁施工中预应力的应用及存在的问题[J].中国高新技术企业, 2010, (2) :167-168.
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位移规律 篇5
关键词：真空堆载联合预压,地表沉降,侧向位移,孔隙水压力,超孔隙水压力,消散规律
0 前言
排水固结法是一种有效的地基处理方法,它包括堆载预压法、真空排水预压法与真空堆载联合预压法等。堆载预压法易于施工,造价较低,但工期较长;真空排水预压法具有不需要堆载材料,无噪声,易施工,工期相对较短的优点;将此二者结合形成真空堆载联合预压法,与堆载预压法相比虽造价稍高,但具有工期短、加固效果明显等优势,尤其适用于软土地区电厂的建设中。在我国的电厂建设中,已有许多将真空堆载联合预压技术应用于电厂干煤棚软土地基处理的工程实例[1~3]。虽然真空堆载联合预压技术最早在20世纪50年代就已提出,真空预压施工技术已相对成熟,但由于真空堆载联合预压在加固软土地基过程时,影响地表沉降、土体侧向位移、孔压消散的因素较多,加固过程较复杂,所以真空堆载联合预压的理论研究远远落后于工程实践的需要,对加固过程中真空度的传递深度、地下水位变化、地表沉降变化规律、深层土体与浅层土体侧向位移、软土中孔隙水压力变化规律及消散机理等方面的研究存在严重不足[4~7]。本文根据江苏苏北某电厂地基处理实测资料,分别对真空预压、堆载预压、真空堆载联合预压过程中的加固区内地表沉降、不同深度土体侧向位移、孔压变化、真空度影响深度、地下水位变化等问题进行了研究,这些研究将有助于我们更深入地认识真空堆载联合预压的加固机理。
1 工程概况
在建电厂位于苏北平原东北部灌河南岸的沿海滩涂上,地势平坦,地面平均高程一般为2.0m左右,属废黄河冲积的滨海平原。厂区全为第四纪地层所覆盖,覆盖层厚约200m,下伏基岩为奥陶系石灰岩。勘察深度范围内可以划分为7个主要地层,地质剖面图如图1所示,自上而下分别为:①填土;②1淤泥质粉质粘土;②2粉土;②3淤泥质粘土;③粉质粘土夹粉土;④粉砂;⑤粉质粘土夹粉土;⑥粉砂;⑦粉质粘土夹粉砂。土层主要物理力学性质指标如表1所示。
表1
根据场地情况和工程要求,本工程采用真空堆载联合预压方法加固地基。考虑到场地实际地层分布,塑料排水板施插深度以打到③粉质粘土夹粉土层,按23.0m考虑,并在上部水平排水层内预留0.5 m,因此排水板实际长度23.5 m,塑料排水板按正三角形布置,施插间距1.10m。为了研究真空预压加固机理,检验加固效果,对地基加固过程中的地表沉降、土的侧向位移、孔隙水压力等进行了监测。本次采用监测方案布置了9只沉降标(D1~D9)、2组侧斜管(X1~X2)、5组孔隙水压力计(U1~U5)。每只测斜管埋设深度约45m,每组孔隙水压力计埋设深度分别为:4m,9m,15m,23 m。测试元件布置图如图2。
加载方式为真空预压荷载不低于70kPa,真空加载速率为7kPa/d进行初步预计,累计10d真空度达到70kPa。堆载预压荷载为70kPa,荷载方式为堆土,堆土范围按150×123m2,堆料高度约为4.1 m(填土容重按17.0 kN/m3考虑),塑料排水板施工前已回填2.1m,因此达到真空度后真空膜上仅需填土2m高。2008年10月21日开始抽真空,10月26日开始堆载,至12月1日堆载完毕。2008年12月1日至2009年3月14日为真空堆载联合预压期,2009年3月14日停泵。
2 地表沉降变化分析
2.1 累计沉降与沉降速率分析
试验区内9个沉降标所测得的累计沉降量随时间的变化如图3所示,各测点沉降速率随时间的变化如图4所示。抽真空开始后,地表标高迅速下降,沉降曲线较陡,沉降速率很大,最大达到43 mm/d;随着抽真空时间的增加,各点的沉降速率逐渐变小,沉降曲线趋于缓和。堆载预压开始后,由于堆土是从两边往中间推进,开始几天只是将两边的土堆至场地边缘,因此这段时间的沉降还是由于抽真空引起的。由于堆土时间较长,且是分级荷载,刚开始施加的荷载并不大,从沉降速率变化曲线可以看出,从10月29日到11月13日之间沉降速率有个增大阶段,但变化量并不大;从11月中旬开始一直到12月初沉降速率明显增大,由8 mm/d增大到34 mm/d,在累计沉降变化曲线上表现为曲线变陡,这段时间堆土荷载正全部施加到场地上方,引起的沉降量变大;堆载结束以后是真空堆载联合预压期,沉降速率明显变小,在累计沉降曲线上有个明显的拐点,曲线逐渐变缓,在沉降速率变化曲线上可以看到堆土结束以后真空堆载联合预压期间沉降速率明显变小;12月中旬以后累计沉降曲线变为平缓,在沉降速率变化曲线上可以看出沉降速率变得很小,在1~5mm/d之间,这个沉降速率一直持续至2009年3月14日停泵时都没有大的变化,此时的沉降速率已经连续10d每天沉降小于1mm,达到了停泵标准,可以停止抽真空。到停泵时D3最大沉降量达到1004mm,D5与D9达到924 mm,其它沉降标达到800~900 mm。因为D3沉降标位于煤场边缘,施工过程中由于车辆经过等附加荷载使得D3较其它位置沉降略大。
2.2 固结度对数配合法推定最终沉降量
曾国熙[8]建议地基固结度用式(1)计算:
式中:α、β为与地基排水条件、地基土性质等有关的参数。
由实测的累计沉降-时间曲线(s-t曲线)并任意选取三点(t1,s1)、(t2,s2)、(t3,s3),并使t2-t1=t3-t2,分别代入式(2)。
通过推导可得:
加固区9个沉降标的最终沉降量如表2所示,由于D4所在位置的土体在施工过程中向密封沟有滑动,故对D4沉降标所测数据不列在本表中。从表中可知,加固区平均最终沉降量为926mm,地基平均固结度已达97%。
表2
3 土体侧向位移变化分析
在真空预压阶段、堆载预压阶段和真空堆载联合预压阶段不同深度土体的侧向位移如图5所示,以向加固区外的侧向位移为正。
从整个过程可以看出:
(1)抽真空开始数天后测斜管浅部具有明显的向加固区内的侧向位移,影响深度可以达到25m。浅部10m以上向加固区的位移较大,最大位移超过200 mm,10~25 m向加固区的位移较小,25 m以下基本没有影响。
(2)随着抽真空的继续进行,浅部土体向加固区的侧向位移更加明显,最大可以达到400mm,并且影响深度继续加深,40多米深处向加固区的侧向位移可达到200mm。由于上部开始进行堆载,管口处产生向加固区外部的侧向位移。
(3)堆载期间由于上部堆载继续加大,管口处向加固区外部的侧向位移继续加大,并且影响深度往下延伸使得浅部7m以上的土体产生向加固区外部的侧向位移,7m以下的土体侧向位移虽然仍然向加固区内,但由于受上部堆载的影响,向加固区内位移程度有较大的减弱。
(4)堆载结束的时候浅部土体产生最大的向加固区外的侧向位移,管口处向加固区外的最大侧向位移达到近1000mm。7m以下的土体侧向位移仍然向加固区内,且深部40m以下向加固区内的侧向位移仍能达到200mm左右,说明堆载对深部土体的侧向位移影响并不大。
(5)堆载结束以后为真空堆载联合预压期,这个阶段的土体侧向位移的总体趋势是向加固区内的,浅部及管口处较堆载期间有向加固区内的位移,且深部土体向加固区内的侧向位移较堆载期间更加明显。
(6)在36m深处有个明显的向加固区内突变的侧向位移,这个深度正好是粉砂层与粉质粘土的交界处,由于粉砂层透水性好,抽真空在该深度作用效果明显,引起的向加固区内的侧向位移也比上下土层明显。
(7)塑料排水板深度以下土体在真空堆载联合预压期向加固区内的位移较为明显,这是由于该段土体多为粉砂或粉质粘土夹粉砂,渗透性较好,受抽真空影响,土体具有较明显的向加固区内的侧向位移。
4 孔隙水压力及超孔隙水压力变化分析
4.1 真空堆载联合预压下孔隙水压力在软土中消散机理分析
抽真空前,密封膜内外的气压均为1个大气压;抽真空后,密封膜下水平排水垫层中的气体逐渐被抽出,膜下压力逐渐下降,在膜内外形成一个压力差,使膜紧贴在排水垫层上,工程界称这个压力差为“真空度”(或膜下真空度),加固前后地基土中任何一点压力的差值即为该点的真空度。在机理研究早期,曾将真空度看作某种荷载作用于处理地基表面,80年代后期,陈环[9]等研究者提出抽真空只是不断地改变土内的孔隙压力,即真空预压是通过降低土体中的孔隙压力,使有效应力增加而加固。孔隙压力降低是逐步实现的,水平排水垫层中的真空度,通过打设在地基中的竖向排水体逐渐向下延伸,又通过竖向排水体向其四周土体中扩散。在真空度及其压力梯度的作用下,土体孔隙中的水、气由土体流向竖向排水通道,再流向地表水平排水垫层,然后汇集到滤管、主管,最后由射流泵抽出,地基土体因发生固结而得到加固。
因此,真空预压和堆载预压一样,都是固结过程,只是其边界条件不同,真空预压是保持土中初始条件不变,降低边界孔隙水压力形成渗流。陈环[9]认为,只要边界条件与初始条件符合实际,用固结理论即可求解真空预压问题。并且大多数研究者得到的试验结果表明真空预压的加固效果和堆载预压基本相同[10,11]。
从微观上看,无论堆载预压还是真空预压、真空堆载联合预压都是土体结构不断调整重组的过程。就真空预压而言,真空压力直接作用在土体中的水气流体上,而不是直接作用在土体骨架或颗粒上。在真空预压最初期,土体中的自由水和气被抽出,但由于土体颗粒之间的粘聚力、排斥力、接触点支撑力,土体中的有效应力虽然增加但未发生变形,随着水气继续抽出,土体颗粒间的孔隙逐渐增大,因而土体颗粒发生错位重新排列,使得土体变形增加;堆载预压是在土体上部施加荷载迫使其土颗粒和土体结构发生调整变化的过程,在这个过程中,外部荷载直接作用在土体骨架或颗粒上,土体颗粒是被动重组排列,并在其中伴随着土体颗粒破碎和充填,因而当荷载过大时会出现破坏现象,在此过程中,由于骨架的压缩而导致孔隙水被挤出,这两点是真空预压和堆载预压在结构调整上最本质的差别。而在真空堆载联合预压过程中,土体中既存在正压下的被动重新排列和破碎充填过程,又存在负压条件下土体中的水和气被抽出土体颗粒发生“主动”重新排列的过程,将真空预压和堆载预压的优点结合了起来,土体被压缩得更为密实,沉降量更大,土体的物理力学性质得以更好地改善和提高,因而具有更好的加固效果。
4.2 孔隙水压力变化分析
孔隙水压力观测的主要目的是监测软基孔隙水压力消散的情况,判断地基的固结状态,监测地基稳定性的发展。在煤场地基地表下4~23m布置了5组共20只孔压计,布置情况见图2。孔压结果取代表性的U1、U2、U5三组孔压计所测得结果如图6~图8所示,其中U1位于煤场南侧;U2位于煤场中央;U5位于煤场东侧,靠近真空泵及贮满水的密封沟。
从整个过程可以看出:
(1)抽真空对孔压影响明显。抽真空之前现场施插塑料排水板,铺设砂垫层,埋设真空管,铺真空膜等,所测得的孔压基本保持不变。10月21日开始抽真空以后,孔压迅速减小,孔压变化曲线急剧下降,随着抽真空时间的增加,孔隙水压力下降速率逐渐变小,曲线逐渐变缓。
(2)在抽真空刚开始的很短时间内,浅部土层孔压变化较大,曲线较深部土层陡。真空度达到80 kPa之前,由于不同深度土层渗透性不同,浅部4 m和9 m处的孔压变化很大,而15 m深处孔压变化很小,23m处孔压有微小的变化,说明真空度是沿深度逐步向下传递的,而真空度在软土中向下传递较为困难,传递深度大概在23m左右,这正是塑料排水板插入地表以下的长度,说明由于塑料排水板渗透性好,真空度是先沿着塑料排水板向下传递,然后向四周土体扩散,真空度在软土中传递是一个较长的过程。首先在砂垫层中形成较大真空度,浅部水气被抽出,浅部孔压迅速下降,然后真空度向下部传递,由于软土渗透性差,可以看到15 m深度测的孔压是在缓慢变小的,停泵前曲线变缓。
(3)U1处4m深孔压下降至0以下,我们认为这时地下水位线已经降至4m以下,9m深孔压在0附近,所以此处的地下水位线在4~9m深之间。而U2位于场地中央,由于出水量大,所以场地中央的水位线要比四周低,呈一漏斗状,9m深处的孔压已经降至0以下,我们认为这里的水位线已经在9 m以下了。U5由于旁边是密封沟,贮满了从场地内抽出的水,所以这里的水位要稍微高一些,可以看出4m处的孔压降至0以下,而9m深的孔压变化很小。
(4)孔隙水压力在堆载期间并没有太大的上升,这是由于堆载进行缓慢,而抽真空是一直在进行的,孔压来不及上升就消散了。虽然孔压在堆载的瞬间是上升的,但由于堆载进行缓慢,随着时间增长孔压就消散了,因此堆载阶段孔压并没有表现出明显的上升。
(5)真空堆载联合预压阶段可以看出4m和9m深孔压并没有明显变化,15m深孔压有较大的下降,一直至停泵前曲线变缓,可见真空堆载联合预压期间对15m深处的孔压影响较大,这是由于上部堆载完毕形成的附加应力及抽真空继续进行使得真空度向更深的土体传递,从而影响15m深处孔压有较大变化。
(6)在假定总应力不变的情况下,软土地基中的孔压消散值即为地基中有效应力的增加值。堆载产生的附加应力首先由孔隙水承担,孔隙水压力上升,随孔压的消散附加应力逐渐转化为有效应力,直接作用到土颗粒骨架上,促使土颗粒移动,土骨架被压缩。由于土骨架的压缩而导致孔隙水被挤出,部分孔隙水来不及排除而存在于土骨架之间,孔隙水压力上升。真空预压中,堆载产生的附加应力增加了土体孔隙水压力,加大了渗流场中的压力差,促使孔隙水更快地渗流,从而加快了孔隙水压力的消散速度,使附加应力更快地转化为有效应力,从而使土体完成固结。可见在真空预压下,堆载产生的孔隙水压力要比单独堆载情况下的消散速度更快。
4.3 超孔隙水压力变化分析
超孔隙水压力变化曲线如图9~图11所示。
从整个过程可以看出:U1和U2测点的超孔压变化基本一致,图9和图11距中心的位置相同,但超静水压的变化曲线相差很大,这是因为U5测点靠近真空泵排水的位置,在贮满水的密封沟边上,此处的地下水位变化必定与U1测点不同,因此超孔压变化也与U1处有很大区别,抽真空以后U1与U2在9 m深变化较大,而U5在9 m深变化不大。从超孔压变化曲线可以看出,开始抽真空以后,浅部土层超孔压变化最大,深部土层变化很小;在真空堆载联合预压期,较深土层15m处超孔压变化较大,23m处变化仍然很小,此阶段浅层土体超孔压变化反而变小。
抽真空以后,4m和9m深孔压迅速下降,导致超孔压变为负值,且负值不断增大,图中可以看出曲线下降速率很大,15m深也有下降,但变化不大。堆载期间超孔压绝对值有所减小,但仍为负值,说明堆载导致孔压上升,但没上升到抽真空前的水平。真空堆载联合预压阶段浅部超孔压变化不大,停泵的时候孔压有所上升导致超孔压负值减小。15m深的超孔压负值不断增大,这与该期间孔压有所下降一致。图中曲线变化反映了土层性质对超孔压有显著影响,15m处土体渗透性差,在抽真空开始后超孔压变化曲线平缓,在真空堆载联合预压期超孔压变化才变得明显。
U2位于加固区中心,几个关键时间段内超孔压随深度变化曲线如图12所示。开始抽真空以后可以看出9m深超孔压变化最大,4m深次之,23m深变化最小,而在真空堆载联合预压期间15m深变化最大。从图中可以看出,各深度土层超孔压变化量随时间变化越来越大,这与土层平均固结度随时间变化规律一致,因为超孔压变化量越大,说明土层的有效应力越大,那么土层的固结越明显,土层的平均固结度随时间变化也越来越大,这与图3中D6沉降标的沉降量随时间变化显示的固结度随时间变化规律是一致的。
5 结论
本文对真空堆载联合预压加固软基过程中的各种问题,如地表沉降、土体侧向位移、孔隙水压力、超孔隙水压力、地下水位、真空度影响深度等进行分析,得出以下结论:
(1)在抽真空开始时地表沉降速率很大,最大可达到43mm/d;随着抽真空时间的增加,各点的沉降速率逐渐变小。真空堆载联合预压期,沉降速率变得很小。停泵时地基沉降量最大可达到1004 mm,地基平均固结度达97%。
(2)土体侧向位移在抽真空开始后具有明显的向加固区内位移的趋势,浅部土体侧向位移大,深部土体侧向位移小。随着抽真空的继续进行,浅部土体向加固区的水平位移更加明显,最大可以达到400 mm,并且影响深度继续加深。堆载预压使土体有向加固区外水平位移的趋势,也是先是浅部影响较大,逐渐影响到深部土体。真空堆载联合预压期的土体水平位移的总体趋势是向加固区内的。
(3)软土地基中孔隙水压力在抽真空开始数天内迅速下降,开始是浅层土层中的孔压下降较快,在真空堆载联合预压阶段是15m左右深的土层中孔压下降幅度较大。超孔压在抽真空后变为负值,随着抽真空的继续进行,负值越来越大,变化趋势同孔压变化趋势基本一致,也是一开始浅层土体中超孔压下降很快,真空堆载联合预压阶段较深土层中超孔压有较大降幅。这与真空度在软土中的传递深度有关系,真空度首先沿着塑料排水板向下传递,然后向四周软土中扩散,但由于软土中渗透性存在差异,在较深土体中较难传递,因此形成真空度在浅层大,沿深度往下递减。因此抽真空一开始浅层孔压下降快,而在真空堆载联合预压阶段较深土层中孔压才有所变化,真空度影响深度与塑料排水板以下土体渗透性有关。