沉降影响论文

沉降影响论文（精选12篇）

沉降影响论文 篇1

1 前言

随着建筑物规模和复杂程度的不断提高,对高层建筑地基与基础共同作用的研究也得到了加速发展。在地基与基础设计中,除了地基强度需满足要求外,基础的沉降也要控制在一定范围内,基础在上部结构荷载作用下的沉降问题越来越得到人们的关注。利用数值计算软件对荷载作用下建筑物基础的沉降变形进行分析是目前一种十分有效的研究手段。

数值计算分析的结果是否合理关键在于是否建立了合理的数值计算模型,真实模拟了地基土体的初始应力状态,选择了合适的土体本构模型以及土体参数等。其中对于土体本构模型以及参数选取的研究和讨论一直是岩土工程领域的热点,数值计算分析所用的土体模型必须简单实用,能充分反映土体的基本特征和性质,并且能较容易的通过试验或其他方法获得模型所需的参数。Mohr-Coulomb模型因其能较好的反映材料的拉压不等.的特性,并且表达式简单,参数较少容易确定,工程应用广泛等特点,较多应用于描述岩土工程材料的力学行为。Mohr-Coulomb模型需要知道诸如地基土变形参数体积模量K、剪切模量G,地基土强度参数粘聚力c、内摩擦角φ、抗拉强度σt,地基土流动参数剪涨角Ψ和地基土密度ρ等。这些参数选取的准确与否,或者说能否真实模拟地基土体的物理力学特性直接影响到了基础沉降数值计算结果的合理性。

由于试样试验受到多种客观因素的影响,所得的参数与现场土体的实际情况并不十分相符,不能直接应用于数值模拟分析,或者往往不能从常规勘察报告中得到数值计算所需的所有参数,因此有必要通过参数分析,确定各个参数对基础沉降的影响程度,找出影响基础沉降的主要参数,以便在以后的基础沉降计算中把这些主要参数作为重点对象进行考虑,为进行基础沉降的参数反演分析提供依据。

2 计算模型描述

本文运用岩土专用分析软件FLAC3D[1]建立数值计算模型对荷载作用下的基础沉降进行分析,采用MohrCoulomb模型模拟土体的特性,考察数值计算中那些是影响荷载作用下基础沉降的主要因素。

计算模型的建立:本文假定荷载作用下的基础沉降为二维平面应变问题,模型尺寸应考虑基坑开挖影响范围,考虑到降低边界对分析结果的影响,模型水平方向取100 m,竖直方向取46 m,其中基坑开挖深度为6 m。由于本文主要考察地基土参数对基础沉降的影响,采用天然地基筏板基础进行分析,筏板基础厚度为1m,宽度为20 m。考虑了模型的对称性,为了加快计算进度,取一半建立数值计算模型。

计算模型的边界条件:模型底部为固定约束,其他单元均施加水平向约束。

计算模型的初始应力条件:采用施加重力场确定地基土的初始应力。数值分析模型如图1所示。

为便于分析,本文假设地基土为均质土层,假定模型参数基准值分别为:地基土密度ρ取2000 kg/m3,体积模量K取50 Mpa,剪切模量G取30 Mpa,粘聚力c取30 Mpa,内摩擦角φ取30°,抗拉强度σt取1 Mpa,剪胀角取20°。上部建筑物简化为200 Mpa的均布荷载F,均匀施加在筏板基础上。按照每次变化其中一个参数指标,固定其它参数,分析单因素变化对荷载作用下基础沉降的影响程度。

3 数值计算分析

3.1 地基土变形参数对基础沉降的影响

(1)地基土体积模量对基础沉降的影响

本文首先把地基土的体积模量作为单因素分析指标,以地基土体积模量取值50 Mpa为基准,将K值分别减小和增大10%、20%、30%、40%,共得到9种K值,分析单因素体积模量K变化对基础在荷载作用下沉降变形的影响。以体积模量K取值50 Mpa为基准的数值计算位移分布和矢量图见图2所示。基础沉降计算结果见表1,体积模量K与基础沉降的关系见图3。

由表1和图3可以清晰的看出,随着地基土的体积模量K由50 Mpa减小到30 Mpa,减小了40%,基础在荷载作用下的沉降逐渐增大,由43.8 mm增大为53.7mm,增大了22.6%;K由50 Mpa增大到70 Mpa,增大了40%,基础在荷载作用下的沉降逐渐减小,由43.8mm减小为37.4mm,减小了14.6%。因此,可以得出地基土的体积模量K是影响基础沉降的重要因素之一。K值越大,即土质越好,荷载作用下基础的沉降就越小,反之K值越小,即土质越差,荷载作用下基础的沉降就越大。而且当K值较小时,即地基土质较差时,随着减小,荷载作用下的基础沉降变化的速率较大,而K较大时,即地基土质较好时,随增大,基础沉降变化的速率较小,同样是体积模量K变化40%,地基土质较差时基础沉降增大了22.6%,而地基土质较好时基础沉降却减小了14.6%。这说明地基土质越差,越接近软土,荷载作用下基础的沉降受地基土体积模量的影响越明显,因此要特别重视体积模量对于软土地基沉降分析的影响。

因此,在进行数值模拟分析时,体积模量数值选取的准确与否直接影响到了数值计算结果的准确性。

(2)地基土剪切模量G对基础沉降的影响

按照前文所述,以地基土的剪切模量G作为单因素分析指标,地基土剪切模量G取值30 Mpa为基准,将G值分别减小和增大10%、20%、30%、40%,共得到9种G值,分析单因素剪切模量G变化对基础在荷载作用下沉降的影响。基础沉降计算结果见表2,剪切模量G与基础沉降的关系见图4。

由表2和图4可以看出,随着地基土的剪切模量G由30 Mpa减小到18 Mpa,基础在荷载作用下的沉降在逐渐增大,由43.8 mm增大为56.9 mm,增大了29.9%;G由30 Mpa增大到42 Mpa,基础在荷载作用下的沉降在逐渐减小,G由43.8 mm减小为36.0 mm,减小了17.8%。因此,地基土的剪切模量G也是影响基础沉降的重要因素之一。剪切模量G值越小,荷载作用下基础的沉降就越大;剪切模量G值越大,荷载作用下基础的沉降就越小。同样,剪切模量G值较小时,基础沉降增大的速率会较大,同样是剪切模量G变化40%,地基土质较差时基础沉降增大了29.9%,而地基土质较好时基础沉降却减小了17.8%,因此分析软弱地基土时剪切模量也应更加受到重视。

3.2 地基土强度参数粘聚力c、内摩擦角φ和抗拉强度σt对基础沉降的影响

本文以下分别以地基土的粘聚力c、内摩擦角φ和抗拉强度σt作为单因素分析指标,以地基土粘聚力c取值30 Mpa、内摩擦角φ取值为30°和抗拉强度σt取值为1 Mpa为基准,将它们分别减小和增大10%、20%、30%、40%,共得到9种数值,分析单因素粘聚力c、内摩擦角φ和抗拉强度σt取值的变化对基础在荷载作用下沉降的影响。

从计算结果的总体来看,地基土粘聚力越小,荷载作用下基础的沉降会有小幅的减小,而地基土粘聚力越大,基础的沉降则会有小幅的减小,基础沉降变化范围为44.22～43.57 mm,但是变化的幅度较小,相对于粘聚力c变化40%,基础的沉降只有小于1%的变化。地基土内摩擦角的取值变化也会得到同样的结果,而地基土的抗拉强度的变化则几乎不会影响基础沉降产生变化。粘聚力c、内摩擦角φ与基础沉降的关系见图5和图6。

因此,可以判断地基土粘聚力、内摩擦角和抗拉强度的变化对荷载作用下基础的沉降影响不大,地基土的强度参数粘聚力、内摩擦角和抗拉强度不是影响荷载作用下基础沉降的主要因素,在数值计算分析荷载作用下基础的沉降时,可以不把地基土粘聚力、内摩擦角和抗拉强度作为主要考虑的因素。文献[2]的研究可知强度参数粘聚力、内摩擦角和抗拉强度是提高地基承载力的主要因素,三者数值的增大会显著提高地基土的极限承载力,应在分析地基承载力时重点考虑这三个参数。

3.3 地基土流动参数剪胀角Ψ对基础沉降的影响

剪胀当剪切扭曲时伴随着体积变化产生,剪胀角与塑性体积变化同塑性剪切应变的比率有关,一般是从三轴试验或剪切试验中得到,无论是对于土体材料、岩石或者混凝土,剪胀角的值大约都是在0°～20°之间,一般情况下都小于内摩擦角[3]。本文以地基土剪胀角取20°为基准,分别减小和增大10%、20%、30%、40%,共得到9种数值,分析单因素剪胀角Ψ的变化对基础在荷载作用下沉降的影响。剪胀角Ψ与基础沉降的关系见图7。

计算结果表明,地基土剪胀角减小,荷载作用下基础的沉降会有小幅的增大,增大地基土剪胀角的数值,基础的沉降会有小幅的减小。本文中随着剪胀角变化,基础沉降计算结果变化均在1%以内,因此可以判断地基土剪胀角的变化对荷载作用下基础的沉降影响不大,地基土的流动参数剪胀角不是影响荷载作用下基础沉降的主要因素,在数值计算分析荷载作用下基础的沉降时,可以不把地基土剪胀角作为主要考虑的因素。但是剪胀角对于地基承载力的影响同样不可忽略,地基承载力会随着剪胀角的增加而逐渐增大[4],进行地基承载力分析时,需要考虑剪胀角的影响。

3.4 地基土密度ρ对基础沉降的影响

地基土的密度主要会对土体的初始应力状态产生影响。以下以地基土密度ρ取2000 kg/m3为基准,分别减小和增大10%、20%,共得到5种密度值,分析单因素地基土密度ρ的变化对基础在荷载作用下沉降的影响。

从分析结果可以看出,地基土的密度越小,基础在荷载作用下的沉降就越小,地基土的密度越大,基础在荷载作用下的沉降就越大。但是地基土密度ρ在1600～2400 kg/m3之间变化,基础沉降的变化范围为43.6～44.2 mm,相对于基准最大变化率均<1%。因此地基土密度ρ对荷载作用下的基础沉降影响不大,可不作为主要因素考虑。地基土密度ρ与基础沉降的关系见图8。

3.5 上部荷载F对基础沉降的影响

上文对地基土的主要参数指标进行了分析,找到了影响荷载作用下基础沉降的主要因素。除了这些内在因素,显然作用在基础上的荷载大小也是影响基础沉降的重要因素之一。目前,对地基土荷载作用下的沉降进行预估时,普遍采用的是设计单位方案设计或初步设计给定的设计载荷值,实际项目完工后,上部结构物施加在地基上的荷载大小一般不易确定,上部荷载的大小能够在多大程度上影响基础的沉降是值得考虑的问题,只有建立了荷载大小和基础沉降的关系,才能更好的利用沉降观测资料对已有建筑进行模拟,为地基土参数反演分析打下基础。

以下以作用在基础上的均布荷载F取200 Mpa为基准,将F值分别减小和增大10%、20%、30%、40%,共得到9种F值,分析单因素均布荷载F变化对基础在荷载作用下沉降的影响。基础沉降计算结果见表3,上部荷载与基础沉降的关系见图9。

从表3和图9可以看出,F由200减小到120 Mpa,减小40%,基础的沉降逐渐减小,由43.8 mm减小为27.1 mm,减小38.2%;F由200 Mpa增大到280 Mpa,增大40%,基础的沉降也逐渐增大,由43.8 mm增大为61.4 mm,增大40.1%。上部荷载越小,基础的沉降就越小;上部荷载越大,基础的沉降就越大,并且随着上部荷载F逐渐变化,基础的沉降几乎是线性变化的,二者是线性正相关关系,基础沉降会随着荷载变化同比例的变化,比如上部荷载大小若有10%的增大,将带来基础沉降9.5%～9.9%的变化。因此,作用在基础上的均布荷载大小也是影响基础沉降的重要因素之一。

在对荷载作用下基础的沉降进行数值分析时,要使设计软件计算条件与结构计算模型较好吻合,即导荷准确,尽量合理的得到拟建上部结构的荷载大小。只有较为准确的确定了上部荷载的大小,才有可能合理的预测上部荷载作用下基础的沉降变化情况。因此应根据已建或在建建筑物的沉降分析,经过大量的参数反演分析,综合各方面因素,合理的确定上部荷载的大小。

通过上文的数值计算分析可以得出,当各个因素相对于基准工况变化时,影响荷载作用下基础沉降的主要因素有地基土的变形参数体积模量和剪切模量,另外上部荷载的大小也是重点考虑的因素,而其它参数对基础的沉降影响不大。各个参数与基础沉降的关系如图10所示。

因此,在对荷载作用下的基础沉降进行分析时,应把地基土的体积模量和剪切模量作为主要因素重点考虑,并合理确定上部荷载的大小。只有影响荷载作用下基础沉降的主要参数指标的取值较为合理时,基础沉降数值分析的结果才能较为合理,这样对荷载作用下的基础沉降分析预测才有意义。

4 结论

本文通过对荷载作用下基础的沉降进行分析,分析了Mohr-Coulomb模型各参数取值对基础沉降影响,明确了影响荷载作用下基础沉降的主要参数指标,以后可以根据已建工程沉降观测资料,主要对地基土的变形参数体积模量和剪切模量以及上部荷载的大小进行参数反演,为地基与基础共同作用下的基础沉降分析提供了依据。

摘要：本文采用数值计算方法对荷载作用下基础的沉降变形进行分析,研究了参数指标对基础沉降的影响程度,明确了影响荷载作用下基础沉降的主要参数指标为地基土变形参数体积模量和剪切模量以及上部荷载取值的大小,地基土的强度参数粘聚力、内摩擦角和抗拉强度以及流动参数剪胀角则对基础沉降影响不大,为利用沉降观测资料进行基础沉降的参数反演分析提供了依据。

关键词：基础沉降,参数,影响因素

参考文献

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沉降影响论文 篇2

酸沉降影响下湖南两个典型小流域土壤酸化研究

在湖南选定2个小流域,对小流域降雨和土壤进行了监测分析,研究了酸沉降影响下小流域土壤酸化状况.结果表明,2个小流域降雨pH的.体积加权平均值分别是4.54和4.90;估计每年硫沉降分别是6.6和5.8g/m,表明在2个小流域降雨为酸性且硫沉降较高.2个小流域土壤pH在3.94～5.19,盐基饱和度在5.9%～56.4%,两小流域土壤有较高酸性.结合考虑在这2小流域高的硫沉降和土壤酸化现状,虽然在目前两小流域尚未观察到植被受土壤酸化危害的迹象,但存在潜在的生态危害.

作 者：薛南冬 廖柏寒 刘鹏 铁柏清 黄运湘 XUE Nan-dong LIAO Bo-han LIU Peng TIE Bo-qing HUANG Yun-xiang  作者单位：薛南冬,XUE Nan-dong(湖南农业大学,资源环境学院,湖南,长沙,410128;中国科学院,生态环境研究中心,北京,100085)

廖柏寒,刘鹏,铁柏清,黄运湘,LIAO Bo-han,LIU Peng,TIE Bo-qing,HUANG Yun-xiang(湖南农业大学,资源环境学院,湖南,长沙,410128)

刊 名：湖南农业大学学报(自然科学版)  ISTIC PKU英文刊名：JOURNAL OF HUNAN AGRICULTURAL UNIVERSITY(NATURAL SCIENCES) 年，卷(期)：2005 31(1) 分类号：X131.3 关键词：小流域   硫沉降   土壤酸化   湖南  

沉降影响论文 篇3

摘 要：为了解上部结构刚度对底框砌体房屋不均匀沉降的影响，运用有限元分析软件ANSYS对某真实房屋建立三维空间模型，通过改变上部墙体弹性模量而进行3个工况的对比，对得到的柱脚沉降进行分析，发现柱脚沉降与上部墙体弹性模量的关系呈现一定规律.提高第2层墙体刚度改善不均匀沉降效果明显，而提高第2层以上其他墙体的刚度对改善不均匀沉降效果不明显.

关键词：底框砌体房屋；不均匀沉降；上部结构刚度；附加沉降

中图分类号：TU470.3 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2015）11-0100-05

地基基础不均匀沉降的问题频繁发生在工程项目建设中，对工程项目的使用产生长期影响.研究发现[1]，地基基础的不均匀沉降是导致底框砌体房屋开裂的主要原因之一.因此，深入研究底框砌体房屋不均匀沉降与上部结构刚度的关系，在学术和工程项目应用上具有重要的意义.有学者提出以不同弹性支承刚度的竖向弹性支座模拟地基不均匀沉降来分析地基不均匀沉降对上部结构的影响[2].也可以运用有限元分析方法将地基模拟为三维弹性支座来分析地基不均匀沉降对上部结构的影响[3].有学者认为不对称的上部结构刚度对不均匀沉降有影响[4].

本文运用有限元分析软件ANSYS对某真实底框砌体房屋建立三维空间模型，考虑上部结构和地基基础共同作用[5]， 上部结构刚度的调整通过改变墙体弹性模量实现，分析房屋不均匀沉降对上部结构刚度调整的反应，总结二者之间的关系曲线.从而获得了几个有益的结论，可供设计工作者参考.

1 工程概况

某底框砌体房屋于2012年开工建设，2012年底主体竣工，根据设计图纸等相关资料和现场查勘，该房屋为6层底框结构房屋（一层为框架结构，层高为4 m，其他层为砖砌体结构，层高均为2.8 m）.该房屋各层承重砌体均采用MU10烧结黏土多孔砖，其中1～2层采用M10混合砂浆砌筑，3～5层采用M7.5混合砂浆砌筑，6层及女儿墙采用M5混合砂浆砌筑.图1为该房屋一层平面布置图.

自2013年5月中下旬起，该房屋的各层墙体出现较严重的开裂现象，正立面外墙墙体呈现八字形裂缝破坏特征 ＼[6]，如图2所示.检测单位的检测内容包括房屋场地地质情况、施工情况、平面布置、整体变形、承重构件材性检测、混凝土构件配筋配置、构件尺寸、构件连接、构件裂缝、外观质量和变形监测等.根据现场检测调查结果综合分析，地基基础近期产生较大的不均匀沉降变形，是造成该房屋现浇构件和砖砌墙体裂缝产生的主要原因.根据沉降监测结果及柱位分布情况（见图1），3#柱产生的沉降较大，地质条件较差，所受荷载较大，相同情况下比其他柱更容易产生不均匀沉降.

2 计算模型

2.1 ANSYS建模及模拟单元的选择

用有限元分析软件ANSYS对该底框砌体房屋进行建模，其有限元模型如图3所示.本文建模过程中，墙体构件用SHELL43单元模拟，梁、柱构件用BEAM23单元模拟，板构件用SHELL43单元模拟，以COMBIN14单元即竖向弹性支座（在每根柱下设置一个弹簧）模拟地基对上部结构的作用.各种构件的计算参数取值：梁（柱、板）弹性模量为30 000 MPa，重力密度为25 kN/m3，泊松比为0.2；墙体弹性模量根据需要调整，重力密度为19 kN/m3，泊松比为0.167.

每个竖向弹性支座可以单独赋予不同的刚度，修改刚度即可模拟初始的地基不均匀沉降状况.根据《建筑地基基础设计规范》（GB 50007—2011）[7]的有关规定，结合房屋最小沉降点（图1中1轴与F轴的交点）与最大沉降点（3#柱）之间的水平距离41 750 mm，3#柱最大不均匀沉降差允许值为0.002倍水平距离即83.5 mm，所以本文给房屋3#柱施加不均匀沉降差值30 mm.分析不同的上部墙体弹性模量下3#柱的不均匀沉降引起周围其他柱（1#柱到10#柱，见图1）的附加沉降.

分析墙体弹性模量调整对房屋不均匀沉降的影响将基于图3所示的模型进行.

2.2 计算内容

根据《砌体结构设计规范》（GB 50003—2011）[8]，砌体墙体的弹性模量，以烧结多孔砖为例，根据砖的强度与砂浆强度，烧结多孔砖砌体的弹性模量见表1.

工况1：依据表1，逐级改变第2层墙体的弹性模量，分别取1 800 MPa， 2 900 MPa， 3 800 MPa， 4 700 MPa和6 300 MPa（1 800 MPa为未调整的墙体弹性模量），以此模拟墙体弹性模量的调整，再通过调整3#柱竖向弹性支座的刚度，给予3#柱30 mm的不均匀沉降值.再分析不同的上部墙体弹性模量下3#柱的不均匀沉降引起周围其他柱的附加沉降.

工况2：依据表1，逐级改变第4层墙体的弹性模量，分别取1 800 MPa， 2 900 MPa， 3 800 MPa， 4 700 MPa和6 300 MPa（1 800 MPa为未调整的墙体弹性模量），以此模拟墙体弹性模量的调整，再通过调整3#柱竖向弹性支座的刚度，给予3#柱30 mm的不均匀沉降值.再分析不同的上部墙体弹性模量下3#柱的不均匀沉降引起周围其他柱的附加沉降.

工况3：依据表1，逐级改变第6层墙体的弹性模量，分别取1 800 MPa， 2 900 MPa， 3 800 MPa， 4700 MPa和6 300 MPa（1 800 MPa为未调整的墙体弹性模量），以此模拟墙体弹性模量的调整，再通过调整3#柱竖向弹性支座的刚度，给予3#柱30 mm的不均匀沉降值.再分析不同的上部墙体弹性模量下3#柱的不均匀沉降引起周围其他柱的附加沉降.

3 计算结果比较分析

3.1 工况1柱脚沉降分析

1#柱到11#柱由3#柱30 mm不均匀沉降引起并随着墙体弹性模量而改变的附加沉降值见表2.由表2可以看出，随着第2层墙体弹性模量的逐级提高，3#柱柱脚的沉降逐渐减少，最多可减少3.13 mm；与3#柱相邻的2#柱、4#柱、7#柱和10#柱柱脚沉降则增加，4#柱最多可增加2.98 mm；同一弹性模量时，与3#柱距离越小，柱脚沉降增加越大（4#柱>7#柱>2#柱>10#柱），地基基础与上部结构共同作用在此得到体现；并不是其他所有柱柱脚沉降都是增加的，1#柱、5#柱、6#柱和8#柱柱脚沉降反而有所减少，此种情况可以简单地以杠杆原理解释；由3#柱与4#柱的柱脚附加沉降值之差，可知当二层墙体弹性模量由1 800 MPa增加至2 900 MPa， 3 800 MPa， 4700 MPa， 6 300 MPa时，对不均匀沉降的改善分别达到2.89 mm， 4.2 mm， 5.06 mm， 6.11 mm，所以提高第2层墙体刚度抵抗不均匀沉降效果明显；另外还发现距离3#柱9 m远的9#柱未受3#柱沉降及墙体弹性模量改变的影响，沉降值未发生变化.

3.2 工况2柱脚沉降分析

1#柱到11#柱由3#柱30 mm不均匀沉降引起并随着墙体弹性模量而改变的附加沉降值如表3所示.

由表3可以看出，随着第4层墙体弹性模量的逐级提高，3#柱柱脚的沉降逐渐减少，但最多只能减少0.12 mm；与3#柱相邻的2#柱、4#柱、7#柱和10#柱柱脚沉降则增加，但最多只能增加0.05 mm；同一弹性模量时，柱脚沉降值依然与到3#柱的距离成正比； 1#柱、5#柱、6#柱和8#柱柱脚沉降依然有所减少.由3#柱与4#柱的柱脚附加沉降值之差，可知当四层墙体弹性模量由1 800 MPa增加至2 900 MPa， 3 800 MPa， 4 700 MPa， 6 300 MPa时，对不均匀沉降的改善分别达到0.11 mm， 0.12 mm， 0.13 mm， 0.17 mm，可见提高第4层墙体刚度抵抗不均匀沉降效果不明显；距离3#柱9 m远的9#柱依然未受3#柱沉降及墙体弹性模量改变的影响，沉降值未发生变化.

3.3 工况3柱脚沉降分析

工况3用于分析第6层墙体弹性模量对柱脚附加沉降的影响，数据显示，提高第6层墙体刚度改善不均匀沉降的效果不明显.以3#柱与4#柱的柱脚附加沉降值之差为基础，提高上部各层墙体刚度改善不均匀沉降的效果如图4所示.

综上所述，对于本文底框砌体房屋，提高第2层墙体刚度抵抗不均匀沉降效果明显，而提高第2层以上墙体的刚度对改善不均匀沉降效果不明显.

4 结 论

本文通过建立三维空间模型，分析上部结构刚度对底框砌体房屋不均匀沉降（内柱沉降大外柱沉降小）的影响，具有如下特点：

1）提高第2层墙体刚度改善不均匀沉降效果明显，而提高第2层以上其他墙体的刚度对改善不均匀沉降效果不明显.

2）墙体刚度对不均匀沉降的影响还和各柱与不均匀沉降源（如本文中3#柱）的距离有关，距离越近，改善效果越好.

3）墙体刚度对不均匀沉降的影响有一定区域限制，距离不均匀沉降源超过某限值（如本文9 m），墙体刚度对不均匀沉降的影响已不明显.

提高第2层墙体刚度抵抗不均匀沉降的方法已成功运用于本文所提及的案例事故.本文提出的三维模型分析方法和分析所得结果有其现实意义，在底框砌体房屋设计或事故处理阶段科学地运用，可以有效地应对房屋不均匀沉降.

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不均匀沉降对框架结构的影响 篇4

关键词：不均匀沉降,有限元分析,上部结构

0 引言

随着国民经济的迅速发展, 我国的建筑行业的管理制度也日益完善, 但是我们也必须承认目前仍存在一些质量问题, 其中开裂就是一个相对普遍的现象。在引起开裂的诸多原因中由地基基础不均匀沉降引起的裂缝占有很大的比例, 因此研究地基不均匀沉降对框架结构产生的危害是有重要的工程应用价值和学术价值的[1]。

本文运用有限元分析软件SAP2000对扬州市某框架结构进行分析。通过对结构施加支座位移的方法来得到不均匀沉降对上部框架结构内力、变形影响的数字分析[2]。深入认识地基基础不均匀沉降所引起的危害。

1 有限元模拟框架结构不均匀沉降

1.1 工程概况

本文采用的模型为扬州市某多跨六层框架结构办公楼, 纯框架结构, 独立柱基础, 纵向8跨, 每跨6 m, 横向3跨, 中跨2 m, 其他两跨6 m。一层层高为4.5 m, 2层~6层层高3.6 m。主梁采用统一截面250 mm×600 mm, 次梁采用统一截面200 mm×500 mm, 柱采用统一截面600 mm×600 mm, 板厚为120 mm。梁、板、柱采用C30混凝土, 弹性模量为3.0×104N/mm2, 混凝土容重25 k N/m3 (见图1) 。三维结构模型见图2。

1.2 荷载选取

1) 竖向荷载。竖向荷载包括结构自重、使用时产生的活荷载。其中结构自重采用程序自动计算, 混凝土容重25 k N/m3, 活载按规范办公楼面取2.5 k N/m2, 上人屋面活荷载取2.0 k N/m2。2) 水平荷载。水平荷载主要考虑风荷载, 本文取基本风压为0.4 k N/m2, 地面粗糙度为C类。3) 不均匀沉降荷载。通过约束框架结构支座的水平方向位移, 施加与重力方向一致的竖向位移, 模拟分析不均匀沉降对结构内力变化的影响, 四种工况各支座模拟沉降值见表1。

2 沉降对上部结构的影响分析

2.1 对结构支座竖向变形的影响

不均匀沉降作用时建筑物三维模型见图3。

mm

通过与模拟施加的各支座沉降量比较 (见表2) , 计算出来的结果表明:每个支座的沉降量是由自身的沉降量与周围支座沉降影响所导致的附加沉降量相加[3]。如工况4作用下, ①轴, ⑨轴线的支座由于约束了该支座的6个自由度, 所以支座不会由于周围支座沉降而产生沉降。②轴, ⑧轴线支座受周围支座沉降影响而产生了4.2的附加沉降量, 同理③轴, ⑦轴线, ④轴, ⑥轴线, ⑤轴线的支座附加沉降量分别为8.4, 12.6, 16.8。可以发现支座附加沉降量从①轴~⑤轴是逐渐增加的, 相对应的从⑤轴线~⑨轴线支座的附加沉降量在逐渐减少, 由此说明当支座沉降量越大时对周围支座沉降量的影响也越大。

mm

施加的不均匀沉降, 对底层支座的沉降值影响最大, 随着楼层的增高影响相对来说越来越小[4]。如表2在工况4作用下, 在⑤轴线位置处施加的沉降值为48, 在一层楼高处总沉降值为64.85, 差值为16.85, 而再往上一层差值只有0.04, 越往上差值也越小 (见表3) 。

2.2 对梁、柱弯矩的影响分析

本文所选用的模型和各种工况施加的沉降量均关于⑤轴线对称, 因此在分析沉降自中心向两侧扩散对结构内力和变形的影响时, 仅给出①轴~⑤轴的数据。

由图4~图7可以看出, 支座沉降只对当前以及相邻框架的梁、柱弯矩影响较大, 而对相距较远的框架的梁、柱弯矩影响较小。如果在S2工况作用下, 在④, ⑤, ⑥三根轴线处的支座模拟施加沉降, 从弯矩图可以看出产生较大弯矩的截面主要在③轴线~⑦轴线, 对于①轴, ②轴, ⑧轴, ⑨轴线梁、柱截面产生的弯矩相对较小。

k N·m

由表4可以看出, 在不同工况作用下, 不均匀沉降对框架柱底层和顶层弯矩的影响最大[5]。如工况4, 底层柱的柱顶、柱底弯矩相差有一倍, 顶层柱的弯矩变化也相当大, 由柱底的346.63 k N·m变成柱顶的469.37 k N·m, 而中间楼层柱顶、柱底弯矩的变化幅度都比较小, 基本稳定在10%以内。

2.3 对梁、柱剪力的影响分析

k N

根据计算结果, 不同工况作用下梁柱各截面剪力均有所增大, 从图8~图11可以看出, 柱截面在底层剪力最小, 在第二层和顶层的时候剪力都比较大, 在中间楼层各层剪力值变化幅度不大且比底层大但比第二层和顶层剪力值小。如表5所示:在工况4作用下底层柱剪力最小为80.72 k N, 第二层和顶层剪力值分别为193.52 k N和226.66 k N, 但是中间三层剪力值却只有170 k N左右且变化幅度在10%以内。梁端剪力随着沉降范围的扩散逐渐扩大, 但是不同工况下剪力变化最终趋于相同的最大值140 k N[6]。

2.4 对柱轴力的影响分析

图12~图15数据表明, 不均匀沉降对柱轴力的影响主要局限于沉降范围内的柱以及临近沉降范围的柱, 如表6所示①轴线处的柱, 在S1, S2工况作用下轴力基本没有变化, 但在S3工况下, 由于在③轴线支座处施加了沉降, 而①轴线位置处柱属于临近沉降范围的柱, 此时该位置处轴力有了74 k N的变化, 在S4工况作用下时, 该位置柱轴力变化达到了615 k N。同理, 在轴网中心位置⑤轴线处由于施加了沉降, 该位置处地基反力减小, 因此对柱轴力影响较大, 使得柱轴力变得很小[7]。

k N

3 结语

通过软件模拟分析可以得到以下结论:

1) 当框架结构发生不均匀沉降时, 在沉降位置处的柱以及柱间梁会产生较大的竖向变形, 不在沉降范围内的柱竖向位移并不明显, 同时沉降范围柱间的框架梁会产生明显的竖向位移, 即产生了较大的转角。2) 当框架结构发生不均匀沉降时, 沉降范围内的梁、柱截面会产生较大的弯矩, 远离沉降范围的构件产生的弯矩相对较小, 而对柱截面的影响主要集中在底层和顶层。3) 当框架结构发生不均匀沉降时, 在底层、二层和顶层柱端产生的剪力最大。且在不同工况下梁、柱端剪力各自趋于相同的最大值。4) 当框架结构发生不均匀沉降时, 对沉降位置处柱的轴力影响最大, 而对不在沉降范围内柱的轴力几乎没有影响。5) 本文主要是模拟分析“盆式”沉降时框架结构所产生的变形和附加内力。但也可以用该方法对实际工程中出现的局部沉降等各种不均匀沉降的情况进行数值分析。

参考文献

[1]徐剑波.地基不均匀沉降对房屋的危害及治理对策研究[D].长沙:湖南大学, 2005.

[2]任庆伟.软土地区地基不均匀沉降对框架结构影响[D].天津:天津大学, 2009.

[3]王向阳.地基不均匀沉降对框架结构影响的研究[D].兰州:兰州理工大学, 2011.

[4]杨富春.地基不均匀沉降对建筑结构影响分析[J].经营管理者, 2009 (15) :384.

[5]高自理.地基不均匀沉降对上部框架结构影响分析[D].武汉:武汉理工大学, 2008.

[6]周长海.不均匀沉降对钢筋混凝土框架结构的影响的研究[D].青岛:青岛理工大学, 2010.

沉降影响论文 篇5

上海地区大气氮湿沉降及其对湿地水环境的影响

摘要：根据～上海地区雨水中NO3--N、NH4+-N浓度,采用单因子评估模式评价了降雨对湿地水环境的影响,并结合降雨量数据,研究了大气湿沉降氮通量.结果表明,上海地区雨水中氮浓度较高,6年雨水平均硝态氮浓度为2.59 mg・L-1,铵态氮浓度为2.16 mg・L-1,总无机氮(TIN)浓度4.74 mg・L-1,远大于水体富营养水中氮浓度阀值(0.2 mg・L-1),依据降水中的氮浓度,降水已达到地表水V类、劣V类水平.6年湿沉降氮通量平均值为58.1 kg・hm-2・yr-1,其中NO3--N占54%.大气氮沉降对湿地水体富营养化影响值得关注.作 者：张修峰    ZHANG Xiufeng  作者单位：暨南大学水生生物研究所,广州,510632 期 刊：应用生态学报  ISTICPKU  Journal：CHINESE JOURNAL OF APPLIED ECOLOGY 年，卷(期)：, 17(6) 分类号：X524 关键词：大气湿沉降    氮    水体富营养化    上海地区   

北京在沉降 篇6

城市，是人类最具象化的文明表现形式。一座城市的文化与底蕴，只有经历时光的磨砺才能愈显厚重。可当它回归字面意义时，“厚重”，便瞬间成了任何城市都不愿面对的一大难题。

地面沉降—便是这字面意义上“厚重”的同义词。地面沉降给一座现代化城市所带来的影响可谓巨大。一方面，它潜在地影响着市政基础设施的功用，为建筑、轨道交通及供排水等系统埋下巨大的隐患；另一方面，它更能通过地裂缝、地表塌陷等突发形式直接危害市民的出行安全，从而在保障公民的安居樂业—这一城市的终极责任上，投上一朵别扭的乌云。

北京是我国地面沉降较为严重的城市之一。虽然北京作为中国城市系统中执牛耳者，享受着最为现代化的发展轨迹，但同时，地面沉降对北京的种种影响和制约，也让防治沉降摆上了市政发展的议事日程。从1935年北京地面沉降问题首次发现至今，地面沉降随着京城的发展而日趋严重。据统计，在1935至1952年间，17年内的最大累积沉降量仅有58mm，而到了2009年，一年之内的最大沉降量便可达137.51mm。

自然—第一推力

北京地面沉降程度与其发展规模之间在数值上显得如此“息息相关”，让人们不禁把目光投向自身的生产生活。一直以来，地下水开采量的剧增，被认为是导致北京地面沉降增幅的主要原因。这诚然道出了北京地面沉降的直接诱发机制，然而，再发达的城市也不可能是与自然完全隔绝的孤立体：在关注人类自身行为的同时，也同样不要忽视了现象背后另一只“看不见的手”—自然的“第一推力”。

揭示北京地面沉降中大自然的幕后推力，便是揭示北京地质发育史的过程。

燕赵古都—北京，是一个发祥在冲积扇上的城市。而这冲积扇“地基”的历史，更足以回溯到距今约1亿多年前的中生代。当时，宏伟的燕山运动塑造出今日“西部山区、东部低地”的华北地貌格架。到了新生代，燕山上持续的降水，又孕育出永定河、潮白河等众多水系。这些水系携带着燕山的冲积物滚滚而下，在华北塑造出永定河冲积扇、潮白河冲积扇等数个冲积扇。母亲河们在时光中绵延滔滔，由之形成的冲积扇也在千百万年时空中扩大、成长；相互叠积、覆盖；并在最终，由叠加的冲积扇体系演化为了广袤一体的冲积平原—这，便是今日的北京平原了。

今日北京的地面沉降问题，实际只是悠久的平原发育史中一个响在当代的音符罢了。换个说法可能更明白易懂：我们都知道河流一直不断地从山上往下搬运砂石，那为什么地面并没有因它们的持续堆积而升高呢？千百万年以来，燕山还是那个燕山，华北平原，还是那个华北平原。我们从来没见过北京被堆成另一个黄土高坡。

千万年来，维持华北平原“西高东低”的关键因素之一，便在于华北平原地面的不断沉降。平原，在大地构造上属于“稳定区域”。地质演化过程中的稳定，指地区在长期具有缓慢沉降的特征。据地质学家统计，永定河冲积扇自358万年前形成以来，沉积物质已达340余米厚。在当代的凹陷中心如马池口、后沙峪等，沉积物更可厚达597米至1000米。几百米厚的砂石都堆在这里，而华北平原的海拔却一直没有直接飚上去，为什么？就是因为地表的沉降，使得这些沉积物得以一点点地往下挪。

为何沉降？泥土埋藏真相

正是这区域沉降的大地构造趋势，成为了现代北京地面沉降的先天背景。超量开采地下水所引起的隐患，是这“时代背景”下由人类触发的导火索—在冲积扇形成过程中，随着水流输出山口，其流力会迅速衰减。而冲积扇（扇中—扇缘）的主体物质中往往是细小松软的泥沙。流力衰减的水系便渗入到这些沙泥的孔隙中去，成为地下水。可想而知，在冲积扇里，有多少水分是虚虚地赋存在泥沙中的。

泥沙，主要由粘土矿物以及微米级造岩矿物颗粒组成。松软的特质导致它们极易被压缩。当你举起一捧华北平原上松软的泥土，和你握住一块硬邦邦的敦实页岩，两者的本质实际上是一样的。泥岩/页岩，便是泥土被彻底压实后的最终产物。这种完全质变的压缩中，被压掉的是什么呢？便是孔隙中赋存的水。

那么，从泥土向泥岩的转化中，体积究竟缩小多少呢？数据可以很好地说明这个问题：正常的泥土中，水分的含量可达70%－80%乃至更高，而页岩的平均含水量（注：此处指自由水而非粘土矿物的晶格水）却往往只有10%乃至更低。地质学中用孔隙度的概念来量化岩石中富水的程度。在泥土脱水压实形成泥岩的过程中，由于孔隙度的锐减，体积会变为原来的1/7，甚至1/8，整整被压缩了七八倍！

在本来的自然条件下，地表堆积物的重力，已经扮演起天然压缩机的功效了。地下软弱的泥土在地表物质的重力作用下被压缩，沉积区的地表沉降，也就一直而缓慢地发生着。这是自然给我们的大前提，沉降不仅必然存在，更不可违背。

地陷—突变降临城市

把自然的账结了之后，再来说说人类自己的问题。

与城市地面沉降有关的人类直接因素可谓很多，如市政施工中土方回填不足，甚至地下工程的直接垮塌等，但这些因素却基本与区域沉降的大地质背景无关。真正将区域沉降的背景故事做了一场“夸张演绎”的，便是人类生产生活对地下水的过量开采了—实际上，在我们不动声色地讲“城市往事”的时候，坚决不能忽略了这样一个事实：区域沉降在地质史中演绎的时间尺度，其实是一个动辄万年的漫长过程。而城市发展日新月异，对地下水的大量需要导致了短时间内严重超量的开采，这无疑相当于在火上浇了一把油，大大地缩短了这个必然事件的时间跨度。

北京地区属于严重缺水地区，但人口稠密。自1999年以来，年均降水量仅为457mm。缺水的现状，使得人们只能将目光转向地下。第四纪这些“入土未干”的冲积物，便成了滋养京城人口的水源。于是，本应在千万年时间内慢慢完成的沉降过程，便在短时间内被人工抽取推进了。可想而知，既然干涉如斯，地球的回馈也就自然不会再慢慢以万千年来计时了，于是，突变降临城市，地陷改变朝夕。

俗话讲，尽人事，听天命。我们当然不能把皮球一脚踢给自然，让自己在环境问题上安然免责；但我们也同样不能一股脑钻到自身的牛角尖里，而忽略了自然机制这个先决性背景。无论城市也好，更大的文化范畴也罢，一个健康的文明系统都理应是开放而负责的。向外保持对自然的了解，力求实现人与自然的良性交互—同时—又能够积极地通过体制建设来完成文明内部的发展自约和规模管理。我想，这才是身为地球智慧之子的我们，在延续、繁衍和共生—这些文明VS自然的终极命题下，理应给出的符合身份的方案。

论城市建设对地面沉降的影响 篇7

地面沉降是在自然和人为因素作用下, 由于地壳表层土体压缩而导致区域性地面标高降低的一种环境地质现象, 是一种不可补偿的永久性环境和资源损失, 是地质环境系统破坏所导致的后果。我国自1921年在上海发现地面沉降以来, 至今已有96个城市和地区发生不同程度地面沉降, 主要分布在长江、黄河和珠江三角洲、松辽平原和环渤海地区及东南沿海平原, 较严重的城市有上海、天津、台北、西安、宁波、苏州等, 年均直接经济损失1亿元以上。

地面沉降是自然和人为因素共同作用下产物, 其中人为因素主要包括以下几点。

1.1 矿产资源开发

主要包括固体 (煤、盐岩、金属矿产) 、液体 (石油、地下水) 和气体 (天然气) 等矿产资源的开发活动, 引起区域性地面沉降。开采地下水所致的地面沉降, 目前普遍采用有效应力原理进行解释。承压含水层地下水大量开采, 地下水位下降, 相邻各粘土层孔隙水向含水层释水, 孔隙水压力降低, 有效应力增大, 粘土层被压缩;水体流动、渗透力作用及重力场变化, 使粘土层颗粒重新排列、结构变形或破坏, 并发生侧向移动, 造成土层压密;抽水作用使砂砾石含水层颗粒排列紧密, 间隙减小, 上述三者共同作用, 造成地面沉降。

1.2 地下工程施工

地下工程以上地面的岩层或土层在自然状态下, 一般处于应力平衡的稳定状态。在地下工程施工中, 要通过人工、机械或者爆破等方式进行土石方开挖。土石方的移除、土石层孔隙水的排出, 必然会改变土石地层的应力状态, 使之处于非平衡状态。这种状态可以在短时间内或者经过较长的时间效应变化之后显现出来, 出现坍塌、变形等现象, 进而导致地面沉降。

1.3 地表各类荷载的作用

地表建筑物和交通工具等动、静荷载的影响, 造成区域性地面沉降。随着城市的大规模建设, 建筑物对地面沉降的影响作用凸显出来。近年来, 很多学者开始意识到城市建设荷载也是地面沉降的一个不可忽略的重要因素。以上海为例, 上海地面沉降由来己久, 主要是由于不合理开采地下水所致。特别是70年代末以来, 上海中心城区地下水的开采得到严格控制, 而且回灌量一直大于开采量, 地下水动态历年来基本保持稳定, 并在区域与层次上的展布也较为均衡, 因而由采灌地下水引发地面形变的发展过程, 在中心城区较为平缓。在此背景下, “七五”末期兴起的上海大规模城市改造建设诱发的工程性地面沉降问题, 在近年逐渐显露。

2 城市建设影响地面沉降的表现

城市建设产生地面沉降的原因虽然复杂多样, 但是最初主要是由于大量开采地下水造成的, 这方面造成的地面沉降也得到了极大的重视。通过对过度开采地下水引起的地面沉降的成因、机理和影响因素的研究, 采取了控制地下水开采、地下水回灌等措施, 基本上控制了由大量开采地下水引起的地面沉降。随着城市建设的快速发展, 建筑物越来越密集, 地面又出现加速沉降的现象。

地面沉降与城市建设之间存在相互关系。主要特点有以下几个方面。

(1) 地面沉降的增长速率与新增建筑面积的增长速率存在线形关系, 建筑总面积增大, 地面沉降速率加快, 增速越快, 沉降越大。

(2) 建筑容积率增加, 沉降加大, 容积率增速越快, 沉降增速越大。

(3) 新建建筑较原有建筑改造有更为明显的沉降效应, 新开发区比旧区改造沉降效应明显。

(4) 集中建设较分散建设地面沉降大。

此外:沉降动态无采灌地下水的冬升夏沉季节性变化, 而与工程施工进度密切相关;沉降地区与工程密集程度有关, 与是否为地下水集中开采区无明显关系;沉降主要集中于浅部工程活动相对频繁和集中的地层中, 软土层尤为明显, 与开采地下水引起的沉降主要在深部含水砂层有根本区别;沉降大小和影响范围与施工艺关系密切, 优化工艺能显著减弱沉降, 甚至能降至最低限度;工程施工的沉降控制重视程度往往取决于周围环境条件, 在原有建筑、地下管线密集等沉降敏感地区, 沉降较小, 而在对沉降影响无控制要求地区沉降反而偏大, 两者相差有时能达1~2个数量级;沉降主要集中于基础施工阶段, 即动荷造成的沉降较为明显, 静荷增加造成的沉降相对较小, 以建筑物自身沉降而言, 采用天然地基的中小型建筑物最终沉降量一般要大于采用桩基础的高层建筑物最终沉降量。

3 城市建设影响地面沉降的实证分析——以上海市为例

上海软土层是地面沉降的主要组成部分;高层建筑群工程环境效应造成的城区地面沉降的特点是距建筑物1倍基础宽度范围内的地面沉降大于建筑本身的沉降, 尤以相邻建筑之间中心区域地表的沉降量最大;密集高层建筑群之间地表变形存在明显的沉降叠加效应, 并使沉降量超过容许值, 从而带来不稳定因素。

选取上海市城区不同建筑类型、且有历年沉降监测资料的2个高层建筑密集区 (陆家嘴与徐家汇地区) 与2个多层建筑密集区 (中原与长桥地区) 两类典型区段, 进行了沉降分析。典型区段基本情况如下。

陆家嘴:西、北以黄浦江为界, 东至源深路, 南至浦建路。占地面积7.36平方公里, 以高层建筑为主。

徐家汇:北起虹桥路、淮海西路, 南至中山南路, 西起凯旋路, 东至岳阳路、枫林路、小木桥路。占地面积6.98平方公里, 以高层建筑为主。

中原:北起殷行路, 南至控江路, 西起双阳路、营口路、中原路、世界路, 东至军工路。占地面积6.87平方公里, 以多层建筑为主。

长桥:北起张塘港, 南至淀浦河, 西起梅陇港, 东至龙吴路。占地面积6.88平方公里, 以多层建筑为主。

如表1, 表2所示。

表1和表2可以看出:4个典型区段在1980年至1999年间建设规模逐步扩大, 其间新增的建筑面积约占其建筑总面积的50%, 其中, 4个地区80年代新增建筑面积较70年代增长1.78倍, 90年代较70年代增长4.08倍。与此相应, 4个地区的地面沉降发展态势也与之相似。1980年至1999年4个地区的年均沉降速率明显增加, 尤其是90年代增幅显著, 80年代4个地区增幅1.77倍, 90年代4个地区较70年代增4.04倍。由此可以看出, 1970年至1999年间, 随着新增建筑面积的不断扩大, 地面沉降也在快速增长, 两者的相关性明显且密切。同时, 地面沉降的增长速度与新增建筑面积的增长速度同样存在线性关系。地面沉降的发展速率与建设规模总体上相一致。

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地下室沉降影响及调节分析探讨 篇8

对于目前设计较多的商业住宅群工程, 其由多幢主体高层、附属裙房、商业、地下车库等统一设置于一个连通大底盘上, 尺寸较大, 为超长、超宽结构, 且基础各部分 (高层主楼区域、裙房区域、纯地下室区域) 荷载差异较大, 控制差异沉降显得尤为重要。因此, 针对项目的技术难点、关键点, 从地下结构的安全性、稳定性以及差异沉降控制等需作重点论述。

1 沉降对地下连续墙影响及其调节措施

目前对于地下连续墙做承重结构的研究, 主要集中在地下连续墙竖向承载力的模型试验及现场承载力试验, 在承重地下连续墙与基础结构的沉降协调、荷载分担及结构设计上只有初步研究。

为满足基坑工程施工期间及结构永久使用阶段对地下连续墙不同的使用要求, 结合工程实践经验, 笔者总结可采取以下有效技术措施来调节沉降差:

1) 靠近塔楼相关范围, 连续墙长度适当增加, 将连续墙底置于较好持力层。

2) 地下连续墙槽段间采用十字钢板刚性接头, 该接头可使相邻地下连续墙槽段连成整体共同承担上部结构的竖向荷载, 且可协调地下连续墙槽段间的不均匀沉降。

3) 对地下连续墙端采取墙底注浆的加固技术措施, 在减少地下连续墙的绝对沉降量的同时, 还可大幅提高地下连续墙的竖向承载力。

4) 利用地下连续墙槽段柔性接口在塔楼四周设置后浇带释放部分塔楼沉降。

5) 在坑底靠近地下连续墙均匀设置一圈灌注桩, 该工程桩与地下连续墙共同受力, 分担地墙抗压或抗拔承载力并协调地下连续墙与主体结构之间的内力、沉降差。

6) 对于主楼荷载较大, 地下连续墙承受竖向荷载困难的区域, 可考虑局部两墙分离, 避免地墙直接负荷。

7) 设置调节沉降差的沉降后浇带。设置沉降后浇带既能减少各建筑因荷载不同所引起的不均匀沉降, 也解决了“地下室统一贯通建设, 上部结构分期实施”, 因上部各单体施工时间不同步所引起的不均匀沉降。主楼与裙房和纯地下室的结构及基础设计成整体, 但在施工时用沉降后浇带把两部分暂时断开, 待主楼结构施工完毕, 一般情况下, 主楼已完成最终沉降量的50%～80%, 然后再采用微膨胀混凝土浇灌沉降后浇带, 将高低层连成整体。沉降后浇带的设置旨在通过沉降后浇带封闭前, 主楼沉降可以大部分独立完成, 以降低主裙楼之间的沉降差, 使主裙楼之间的差异沉降控制在可以接受的程度。如果地基承载力较高, 沉降计算较为可靠时, 可将主楼与裙房的标高预留沉降差, 使沉降后两者标高基本一致。另外选择后浇带的位置也很重要, 通常选择结构内力 (弯矩、剪力) 较小的部位, 一般在梁板的反弯点附近。后浇带的宽度为800～1 000 mm, 其具体数值应通过计算确定, 可按沉降变形差异反算内力, 再据此确定配筋。后浇带处的钢筋应直通, 并根据计算配足钢筋。如梁板过长, 钢筋可进行焊接。

2 塔楼与裙房、纯地下室之间沉降差工程实例

对大底盘地下室高层建筑的主楼与外扩地下室之间一般均设置后浇带, 待主体结构封顶后再浇筑后浇带。这类工程的特点是:外扩地下室的沉降很小甚至为零, 主楼虽有一定的沉降, 但由于在结构封顶时已完成部分沉降。对于大底盘地下室高层建筑的设计已有比较成熟的经验, 基本设计原则为:为了将主楼和裙房之间的沉降差控制在20～30 mm以内, 再考虑到高层建筑桩基础竣工时一般已完成最终沉降量的50%左右, 因此在设计桩基时先将主楼的计算沉降控制在60～70 mm左以内, 然后按“弹簧常数法”计算主楼承台板内力。外扩地下室的计算沉降为零;当结构封顶时认为主楼沉降完成30%～50%左右, 按此沉降差计算外扩地下室程底板内力。

2.1 工程实例

某大底盘地下室主裙连体大楼由多栋地上26层办公楼, 一幢地上20层酒店楼与四层裙房组成, 设在三层整体地下室上。拟建场地在表层粉质黏土以下为7 m厚的浅埋粉性土, 以下为10 m厚的淤泥质黏土与17 m厚的黏性土, 第6层粉质黏土硬土层较薄, 第7层粉质黏土厚度为8 m, 其下为20 m厚的软塑-可塑状黏性土, 然后才是密实状的粉砂。该工程地下室平面长115 m, 宽80.5 m。26层办公楼高90.5 m, 为钢筋混凝土核心筒结构;20层酒店楼高77 m, 为钢筋混凝土框架剪力墙结构;地面以上办公楼和酒店之间由裙房整体连接, 属双塔结构。该工程采用变刚度桩基工程, 两幢塔楼采用桩径800 mm、桩长51 m的钻孔灌注桩, 桩端持力层为第9-1层粉砂夹粉质黏土。裙房与外扩地下室采用桩径600 mm、桩长31 m的钻孔灌注桩抗拔桩。地下室底板采用变厚度厚筏承台板, 26层办公楼底板厚度1.6 m, 20层酒店底板厚度1.3 m, 裙房与外扩地下室底板厚度0.8 m。厚筏承台板采用明德林理论的中厚板有限元程序计算。

2.2 结果分析

计算结果显示, 主楼及过渡区桩反力在平均荷载和偏心荷载下均满足规范要求, 并在某些区域有一定富余, 这也是按照变刚度调平的设计思路去控制主楼绝对沉降量, 也就是塔楼蝶形沉降区域下的桩数并非按承载力控制而是为满足预期沉降得出的设计结果。

3 结语

沉降影响论文 篇9

国家经济的迅速发展使一系列基础设施的建设进入高潮期。国家对高速公路的投资和建设力度表明高速公路对推动国家经济发展的极大作用。迄今为止, 我国在高速公路的历程上已经超越众多国家跃居世界第二位。在高速公路的建设发展方面得到世界很多国家的高度赞赏。但与此同时, 也应该清醒的认识到由于我国人口众多, 面积宽阔, 对高速公路的需求也日益严重。现有的高速公路对于我国经济的发展仍是杯水车薪。所以我国仍然进行着高速公路的快速建设。

高速公路在我国东部沿海地区较为发达, 大多数高速公路集中建设在东部沿海地带。但由于东部沿海地带特殊的地址土层条件, 建设在这些土层上的高速公路软土路基多发生沉降。如果发生路基的沉降, 不仅会无法正常使用高速公路, 还会对当地的经济发展造成一定影响。所以研究高速公路软土路基沉降因素非常有必要。通过研究找出高速公路软土路基发生沉降的原因, 在建设施工中注重细节、时刻注意, 可以保证高速公路的建设有一个非常好的质量。高速公路如果不发生软土路基的沉降等一些列问题, 那它的使用寿命将得到大大的增长。所以要高度重视对高速公路软土路基沉降事故的处治, 保证高速公路在建设完成后路面的使用质量。

2 高速公路软土路基沉降的影响因素

高速公路软土路基沉降的影响因素有很多, 例如路基载荷的大小、载荷加载速率的大小、软土厚度和土质等一些其他影响因素。深入研究这些影响因素可以深入的了解高速公路软土路基沉降量, 为以后软土路基沉降的治理提供准确的理论依据。因此研究高速公路软土路基沉降的影响因素就非常重要了。

2.1 路基载荷的大小对路基发生沉降的影响

高速公路路基发生沉降的最主要原因是高速公路路基在承受路面巨大载荷压力下, 软土由于本身可压缩性的特点发生体积变小, 造成路基内部产生应力和固结变形, 从而造成高速公路软土路基发生沉降。因为软土的压缩性能更强, 所以高速公路软土路基发生的沉降量更大。

高速公路软土路基沉降量和载荷大小基本是正比的关系, 也就是路基表面所承受的载荷越大, 高速公路软土路基发生沉降的量也就越大。同样, 高速公路软土路基沉降速率和载荷也大致呈正比关系。路基表面承受的载荷越大, 路基的沉降速率也就越快。高速公路路基中的软土在载荷作用下, 软土孔隙中的空气和水以较慢的速度被排出, 造成软土孔隙体积变小, 这样地基土在总体积上减小, 造成地基固结变形。

2.2 载荷加载速度的大小对路基发生沉降的影响

高速公路软土路基沉降量和沉降速度和路面载荷加载的速度也是有关系的。路基沉降量较大和路基沉降速度较大都是由于路面载荷加载速度较大造成的。软土路基的渗透性比较小, 在路面快速加载过程中, 因为层层之间的间隔时间非常小, 造成较快的填土速度和较小的停载预压时间, 在这样一个过程中, 软土中的孔隙水因为来不及排除出去, 软土发生较小的固结沉降。但这就造成侧面变形时路基沉降快速增大的不良后果。所以, 如果在高速公路路面加载过程中, 发生了软土路基沉降量的突然增大, 这就表明软土地基发生了塑性变形, 并且变形程度较大。

2.3 高速公路软土厚度对沉降的影响

高速公路软土厚度越大, 在受到路面载荷时, 路基因压缩造成的压缩层厚度也就变大, 由此造成的高速公路软土路基的沉降量也就越大。填土高度同样也影响高速公路软土路基的沉降量, 但是和软土厚度相比对沉降的影响就较小了。就目前而言, 对高速公路软土路基沉降影响最大的就是路基软土的厚度。较厚的路基软土厚度引起高速公路软土路基较大的沉降量。

高速公路软土路基表层软土在排水条件好、排水距离短等因素的影响下, 其固结过程非常迅速。但是路基深厚地方的软土由于排水条件差、排水距离长等诸多原因, 造成固结过程非常缓慢。当路基深部的软土处在固结过程中时, 路基表层软土早已经固结完成, 这就造成路基整体的缓慢沉降变形。

2.4 高速公路软土土质对沉降的影响

高速公路软土路基的土质不尽相同, 各深度的土质与其他部分相比或存些许差异。一些深度的软土由于含有一些不同厚度的砂透镜体造成其土质不同。这种夹杂了不同厚度的砂透镜体因为其渗透系数较大从而具有更好地力学性质。它的存在让路基整体的排水能力有了很大的提升, 从而提升了路基软土的固结速度。由此可知, 高速公路路基软土的土质较大的影响了软土路基的沉降, 同时也影响了高速公路软土路基的结构性、软土固结状态和软土沉积时间等。

2.5 其他一些因素对高速公路软土路基沉降的影响

影响高速公路软土路基沉降的因素还有路基侧向变形量、加固方案、不同砂井间距和长度、固结土层的地质类型、硬壳层等。

3 总结

本文介绍了在经济高速发展的大背景下, 研究高速公路软土路基沉降影响因素的重要意义。了解其重要意义不仅可以保证高速公路在建设完成后的使用效率, 更重要的是保证了高速公路的安全问题, 避免造成较大的损失。着重介绍了影响高速公路软土路基沉降的因素, 为以后高速公路的安全生产建设提供了全面的理论知识保障。

参考文献

[1]王志亮.软基路堤沉降预测和计算[D].南京:河海大学, 2014.

[2]周焕云.高速公路软土地基沉降预测方法综述[J].交通运输工程学报, 2012, 2 (04) :7-10.

沉降影响论文 篇10

进入21世纪以来, 人类正面临人口膨胀、资源短缺等一系列问题, 地下岩土体被逐渐视为一种新的国土资源, 把对地下空间的开发利用作为解决城市人口、环境、资源危机的重要措施。岩土开挖将对岩土体产生扰动, 并引起隧道周围地表发生位移和变形, 相反由于隧道的存在, 岩土体不再是一个完整的连续弹性体, 故基于布辛奈斯克公式求解得到的上部荷载作用下地表的变形也将发生一系列变化。董新平、周顺华、高万春等[1]从支护接触压力、支护整体刚度、支护结构受力、支护整体下沉等方面分析了开挖宽度对地表沉降的影响情况。李文秀, 瞿淑花, 乔金丽[2]将BP神经网络用于岩体移动分析模型中的工程参数的确定, 进而研究了隧道开挖对地表沉降的影响。芮勇勤、岳中琦和唐春安等[3]研究了不同的隧道开挖方式对建筑物桩基的影响。张云军、宰金珉和王旭东等[4]分析了邻近桩基的隧道开挖对建筑物桩基的影响, 并选取了不同隧道挖深, 模拟开挖对邻近建筑物桩基的影响。丁智、魏新江和魏纲等[5]采用有限元方法对邻近不同位置建筑物工况下的盾构隧道施工进行了模拟和分析。Mortorn[6]和Loganathan[7]分别通过模型试验和离心机试验进行了盾构隧道开挖对邻近桩基的影响的研究。黄茂松、李早和杨超[8]提出了隧道开挖对群桩影响的两阶段分析方法并在考虑桩基的遮拦效应前提下分析隧道开挖对群桩的影响。Peck[9]通过对大量的隧道开挖引起地表沉降的实测资料的分析整理, 在1969年提出了地层损失的概念和估算地表沉降的实用方法, 即Peck公式。张顶立、李鹏飞、侯艳娟和房倩[10]采用现场实测统计分析、数值模拟和理论分析方法, 揭示了隧道施工影响下地表建筑物的变形规律、变形破坏模式, 建立了建筑物开裂和沉降之间的关系。

本文首先根据具体算例运用布辛奈斯克公式计算得到无隧道时弹性半空间土体表面在均布矩形荷载作用下的地表沉降, 并与FLAC3D计算得到的结果进行对比, 以此验证运用FLAC3D对该问题进行研究的可行性。其次, 针对弹性半空间体内存在隧道, 运用FLAC3D进行数值模拟计算其地表沉降, 并与之前通过布辛奈斯克公式求得的沉降值进行对比分析, 得出隧道对荷载作用下地表沉降的影响规律。通过理论分析和数值模拟可知, 在运用布辛奈斯克公式计算含有隧道的土体地表沉降时, 应充分考虑隧道埋深及其支护刚度的影响。

1 算例分析

1.1 理论分析

在弹性半空间表面上作用一个竖向集中力时, 半空间内任意点处所引起的应力和位移的弹性力学解答是由法国J.布辛奈斯克 (Boussinesq, 1885) 做出的。在半空间 (相当于地基) 中任意点M (x, y, z) 处的六个应力分量和三个位移分量的解答如下:

式中:σx, σy, σz———分别平行于x, y, z坐标轴的正应力;

τxy, τyz, τxz———剪应力, 其中前一脚标表示与它作用的微面的法线方向平行的坐标轴, 后一脚标表示与它作用方向平行的坐标轴;

ν, , ω———M点分别沿坐标轴x, y, z方向的位移;

P———作用于坐标原点O的竖向集中力;

θ———R线与z坐标轴的夹角;

r———M点与集中力作用点的水平距离;

E———弹性模量 (或土力学中专用的地基变形模量, 以E0代之) ;

μ———泊松比。

建筑物作用于地基上的荷载, 总是分布在一定面积上的局部荷载, 利用布辛奈斯克解答, 可通过积分法求得各种局部荷载下地基中的附加应力。

当均布荷载呈矩形分布且为常数时, 角点处产生的沉降为[11]:

其中, 角点沉降系数δc为单位均布矩形荷载P=1时, 在角点处产生的沉降, 即:

令m=l/b则式 (1) 可简化为:

1.2 数值模拟

1.2.1 几何模型

几何模型隧道断面为圆形, 直径6 m, 沿轴向长度30 m, 地下水位-0.5 m。其顶部均布矩形荷载范围为18 m×1 m (长×宽) , 其值为P=1.6×104N/m2。隧道与条形荷载位置及尺寸见图1, 图2。

考虑均布矩形荷载面积及隧道的长度和宽度, 取周围土体的尺寸为30 m×50 m×30 m (见图3) 。在隧道周围建立厚度为50 cm的三维实体单元, 以便模拟衬砌和支护的作用。

1.2.2 土层参数

数值模拟过程中, 本模型采用实际工程土层进行计算, 土层分布如表1所示。

在FLAC3D中, 由于土体模型采用的是摩尔—库仑模型[17], 而该模型涉及到的是土体的体积模量和切变模量, 故需将土体压缩模量转为弹性体积模量K和切变模量G, 按下式进行转换:

其中, E为杨氏模量;μ为泊松比, 换算后的数值见表1。

2 计算结果与分析

2.1 无隧道时计算结果对比

由布辛奈斯克公式即式 (3) 计算可得到在没有隧道时由矩形均布荷载引起的地表沉降曲线, 沉降观测点具体分布如图4所示。

将计算结果与FLAC3D计算得到的沉降曲线对比, 结果如图4所示。

由图4可以看出, 在没有隧道的弹性半空间土体中, 由布辛奈斯克公式计算得到的沉降与FLAC3D数值模拟得到的结果基本一致, 只是在均布荷载两端, 沉降点S9的计算结果存在一定的出入, 其他部位计算结果误差均在1%以内。由此可知采用FLAC3D对此类土层中的地表沉降问题进行研究是可行的。

2.2 隧道支护刚度较大时地表沉降

通过上述土体模型和参数对弹性半空间土体中存在隧道, 且支护刚度相同 (假设支护结构为刚体) , 埋深不同时运用FLAC3D进行了计算, 其结果如图5所示。

由图5可以看到, 当隧道支护刚度为无穷大时, 随着隧道埋深的减小, 地表沉降量逐渐减小, 且隧道中心轴线的位置沉降减少量最大, 当隧道埋深为2 m时, 隧道中心处的沉降减少量明显增加, 此时地表整体变形呈现出“山”字形规律。这是由于实际土层的压缩层总是有限的, 若隧道埋深较浅, 则当支护刚度较大时, 相当于减少了土层压缩层的厚度, 而隧道周边的土体受此影响较小, 故隧道直径范围内沉降量减少较多。当隧道埋深为6 m时, 此时的地表沉降量与无隧道时的地表沉降量几乎相同, 各点变化量均在1%以内。

2.3 隧道支护刚度较小时地表沉降

通过上述土体模型和参数对弹性半空间土体中存在隧道, 且支护刚度相同 (假设支护结构为弹性体) , 埋深不同时运用FLAC3D进行了计算, 其结果如图6所示。

由图6可以看到, 当隧道支护结构为弹性体时, 随着隧道埋深的增加, 地表沉降与隧道支护结构为刚体时的地表沉降计算结果截然相反。当支护结构为弹性体时, 随着隧道埋深的变浅, 地表沉降逐渐增加, 尤其隧道中轴线上的沉降量增加最多。这是由于当隧道支护结构为弹性体时, 在上部荷载作用下, 隧道会随着土体一同发生变形, 此时的地表沉降由隧道顶部土体压缩量加上隧道在上部压力作用下的变形量, 故此时的沉降较刚体支护时的沉降量要大。

3 结语

通过上述计算分析可得到如下结论:

1) 通过对算例的分析, 由布辛奈斯克解和FLAC3D计算得到的沉降值吻合较好, 故运用FLAC3D对荷载作用下的地表沉降进行验算 (即布辛奈斯克解) 是可行的。

2) 当弹性半空间土体内存在隧道时, 运用布辛奈斯克公式对荷载作用下的地表沉降进行计算时, 应注意隧道埋深和支护结构刚度对计算结果的影响:

a.当隧道支护结构刚度相同且趋于刚体时, 随着隧道埋深的减小, 土体沉降也随之减少。当隧道埋深为其直径1/6 (即z=D/6) 时, 由于可压缩土层厚度很小, 使得地表沉降呈“山”字形分布, 沉降减少量最多可达18.67%, 其规律如图7所示。

b.当隧道支护结构为弹性体时, 由于在荷载作用下支护结构本身会产生一定的变形, 随着隧道埋深的减小, 土体沉降随之增大, 此时地表沉降除了土体压缩变形外, 还包括了支护结构的变形, 故沉降相对于无隧道和刚体支护时有所增加, 其规律如图8所示。

c.当隧道埋深相同, 而支护刚度不同时, 随着支护刚度的增加, 隧道变形量减少, 土体沉降也随之减少, 其规律如图8所示。

图8中横坐标为隧道埋深与直径的比值, 纵坐标Δ为:

软粘土地基沉降计算浅析 篇11

【关键词】软粘土;地基;沉降计算

1.软粘土地基的工程特性分析

目前我国展开大规模建设的沿海地区，分布着大面积的软粘土地基。所谓软粘土地基，即是由淤泥、淤泥质土和部分冲填土、杂填土以及其它高压缩性土组成的地基。这类土一般具有以下的一些工程特性:

1.1土的抗剪强度很低

抗剪强度与加荷速度及排水固结条件密切相关。根据大量土工试验的数据结果，我国软粘土的天然不排水抗剪强度一般小于20KPa，其变化范围一般为5-25KPa，与其它非软粘土的不排水抗剪强度相比，其差距还是比较明显的。软粘土的直剪快剪内摩擦角一般为20-50，内聚力一般在10-15KPa之间。排水条件下的抗剪强度随固结程度的增加而增大，固结快剪的内摩擦角一般为80-120，内聚力为20KPa左右。这表明随着土体超孔隙水的排除，土体得到压密，强度得以增强。因此，要提高软粘土的地基强度，必须控制施工和使用时的加荷速度，特别是在开始阶段加荷不能过大，以便使增加的每一级荷重与土体在新的受荷条件下强度的提高相适应。反之，土体中的水分将来不及排出，土体强度不但来不及得到提高，反而会由于上中孔隙水压力的急剧增大，有效应力降低，而产生土体的挤出破坏。

1.2土的压缩性较高

天然状态的软粘土层大多数属于正常固结状态，但也有部分属于超固结状态，近代海岸滩涂沉积为欠固结状态。由此产生的总沉降是很显著的。该类上高压缩性的形成，首先在于其一定程度的欠压密性。在软粘土沉积的初期，土粒间由于形状不规则和粒间电荷，使其形成一定强度的粒间联结，从而阻碍它已进一步压密。其次，与其组成成分和结构所决定的高容水性以及低渗透性有关，土中的水不易排除，不易压密。

1.3土的含水量较高，孔隙比较大

根据统计资料显示，软粘土的一般含水量为35%-80%，孔隙比约为1-2。这一特征不但反映土中的矿物成分和介质相互作用的性质，同时也反映了软粘土的抗剪强度越小，压缩性越大;反之，抗剪强度越大，压缩性越小。

2.软粘土地基沉降变形机理分析

天然土体一般是由矿物颗粒构成骨架体，再由孔隙水和气填充骨架体孔隙而组成的三相体系。土颗粒压缩性很小，一般都认为其不可压缩。因此，土体的变形是孔隙流体的流失以及气体体积的减小、颗粒重新排列、粒间距离缩短、骨架体发生错动的结果。

对于软粘土这样的饱和两相土，孔隙水压缩量很小。孔隙水体积的变化主要是因为孔隙水的渗出。由于孔隙体积变化和颗粒重新排列需要一个时间过程，土体的固结变形与时间有关。土体所受荷载(总应力)在作用瞬间，主要由孔隙流体承担。随后，由于孔隙流体体积逐渐渗出，孔隙压力逐渐消散，有效应力逐渐增加。在有效应力作用下，骨架体产生的变形分为瞬时变形和蠕动变形。其中后者由于颗粒重新排列和骨架体错动的时间效应与时间有关。将有效应力卸去后，若变形恢复，则称为弹性变形;若变形不可恢复，则称为塑性变形。

3.软粘土地基常用沉降计算方法分析

地基沉降的计算方法可以分为四类:(l)弹性理论法，也称直接法;(2)工程方法，也称间接法;(3)经验公式法;(4)数值分析法。

弹性理论方法立论严谨，对于弹性的、均质的、各向同性的半空间体，其数学解精确，但软粘土地基而言，其本构方程有时与实际不符，因而其计算结果与实测结果有较大差异，主要用于瞬时沉降量的计算。

工程方法包括压缩仪法、Skemptm-Bjerrum法、应力路径法、状态边界面法等;这些方法仍利用弹性理论来计算地基中的附加应力，而土的应力-应变关系则取自试验(间接法)。它应用最广，其计算结果为瞬时沉降和固结沉降之和。

第三类方法包括经验和半经验公式，利用原位测试结果来推算地基的沉降;数位分析方法主要有有限元法、有限差分法和集总参数法等。

3.1瞬时沉降量的计算方法

在剪应力作用下，地基内会产生剪切变形及侧向挤出引起附加沉降。实际上，此项沉降量也是随着荷载的的增大而增大。如地基受到显著扰动时，此项沉降增加得更多。通常都是根据固结沉降量的计算结果进行修正来确定最终沉降量，而没有专门的合适的方法来计算这项沉降量。日本及我国铁路系统也曾提出过经验关系式，从表达形式上看，考虑的影响因素似嫌简单，一般地，我们用弹性理论公式法来计算。弹性理论公式法是用弹性理论公式来计算建(构)筑物的沉降，然后再考虑地基中由塑性开展区的校正方法。

3.2主固结沉降量的计算

3.2.1传统分层总和法(单向压缩法)

分层总和法有如下假定:①压缩时地基不能有侧向变形;②根据基础中心点下的土的附加压力进行计算;③基础最终固结沉降量等于基础底面下压缩层范围内各土层压缩量的总和。

分层总和法将压缩层范围内的土层分成n层，应用弹性理论计算在荷载作用下土层中的附加应力，采用侧限条件下，即单向压缩条件下的压缩性指标，分层计算各土层的压缩量，然后求和得到压缩层范围内的总沉降。单向压缩法中，附加压力一般取基础轴线处的附加应力值，以弥补采用该法计算得到的沉降偏小的缺点。由于附加应力沿深度方向的分布是非線性的，为避免产生较大的误差，计算中土层的分层不宜过大，建议一般每分层的厚度不超过基础宽度的0.4倍。

3.2.2规范推荐法(修正的分层总和法)

用单向压缩法计算地基最终沉降量时，由于理论上作了一些与实际情况不完全符合的假设以及其它因素的影响，计算值往往与实测值不尽相符，甚至相差很大。为此，可以根据传统的分层总和法原理，将计算方法加以简化。分析沉降观测资料表明，可以采用修正系数来反映沉降量计算值与实测值的差别，对计算结果进行修正。修正系数综合考虑了沉降计算中所不能反映的一些影响因素，诸如土的类型不同、选用的压缩模量与实际有出入、土层的非均质性对应力分布的影响、荷载性质的不同与上部结构对荷载分布的调整作用等。

3.2.3考虑先期固结压力计算固结沉降量方法

现场的软粘上在其地质历史上一般受过前期固结压力的作用，由于土层的变动、河流的冲刷等原因，这一压力不一定等于目前现场的有效应力。为此，可将粘土分为三类:①正常固结土;②超固结土;③欠固结土。在沉降计算中应考虑先期固结压力的影响，当土体处于不同的状态时要求采用不同的压缩性指标计算沉降量。

3.3次固结沉降量的计算

许多室内试验和现场量测的结果表明，次固结的大小与时间的关系在半对数纸上接近为一条直线，发生在主固结之后。若地基土由可塑性大的土或有机土组成，次压缩沉降必占地基总沉降中很可观的一部分。

除了以上的一些方法外，沉降量也可以通过原位试验来估计，常用的有平板载荷试验法、静力触探法、标准贯入试验法和旁压试验法。也可以通过现场实测资料来推算总沉降，比如对数曲线法、Asaoka切法、双曲线法、灰色系统理论、遗传算法等。有限元法、有限差分法和集总参数法等数值计算方法也越来越多地应用到地基的沉降计算中。

【参考文献】

［１］刘勇健.遗传算法在软土地基沉降计算中的应用[J].工业建筑,2011,(05).

［２］雷学文,白世伟,孟庆山.灰色预测在软土地基沉降分析中的应用[J].岩土力学.2011,(02).

沉降影响论文 篇12

关键词：盾构,轻轨轨道,沉降

城市交通水平是城市发展的重要瓶颈,也是城市发展水平的载体。一旦城市人口突破1000万,巨大的人口数量所形成的通道式客流需求不容忽视。地铁施工过程也和其他地下施工过程一样,具有对天然土体扰动,影响其力学稳定性的通病,使施工区域土体的应力状态产生转变,对附近一些设施如轻轨轨道、房屋建筑物产生不同程度上的影响,情况严重的甚至会损坏周边的设施和建筑。因此,盾构技术作为如今地铁施工的一个主要技术,其施工过程对于轻轨轨道的影响情况十分非常重要,且具有较大的现实意义。

1 盾构施工方法简介

在我国19世纪50年代,在辽宁省的煤矿施工过程中运用了手掘式盾构设备。由于改革开放的影响,上海区域的盾构技术发展速度在整个中国而言都是十分迅速的,从20世纪60年代的实验失败到后来曹溪公园实验隧道的顺利完工,国内相关技术水平处于飞速发展的趋势。在20世纪80年代末期,国内顺利完成了首个土压平衡盾构设备。21世纪以来,国产的盾构配套液压元件、监测系统逐步接近世界先进技术水平。

1.1 施工特点

盾构法相比其他地铁施工技术主要具有以下特点:(1)盾构法施工过程主要运用施工机械进行地下土体清除工作,对于附近环境污染较小,并且对于施工空间要求不高,很适合在土地资源日益紧张的大城市中进行施工作业;(2)盾构法在施工深度较大时扔可正常作业,部分施工技术如浅埋开挖法对于施工深度游一定限制;(3)盾构法过程中主要运用施工机械,相比人工作业正常运行时施工效率更高,但是工期也容易受到设备运行状态限制;(4)盾构法施工参数要求较为精确,对于操作水平和地质条件都有较高的要求;(5)盾构设备购买陈本和后期保养成本相对较高。

1.2 盾构施工阶段主要技术环节

1.2.1 土体开挖以及开挖面支护

(1)随着地质条件的差异,盾构机刀盘需要多个类型的刀片,在地下隧道施工过程中,动力系统推动刀盘转动,同时通过千斤顶提供反力促使盾构机往前运动,同时通过密闭舱向开挖面附近的土体输入改良剂并进行搅拌处理,然后通过螺旋传送机导出废土,土体的排出量控制在开挖过程中十分重要。(2)盾构的推进与衬砌拼装盾构机在推进过程中,要克服多个因素造成的阻力,其中包括盾构机前方、侧面的土压力、施工机械内部零件之间的咬合力等。在盾构机前进过程中,对于千斤顶提供的反力大小需要密切注意,如果反力大小控制不当,很容易使得土体受到挤压而造成地表土体变形,对周边地面设施造成影响甚至是破坏;如果反力过小,则盾构机推进速度十分缓慢,使得施工效率低下,从而影响施工进度。当完成一个工作环的推进后,将提前浇筑成的衬砌管片运送到隧道内,降低千斤顶内的压力,运用管片拼装机对衬砌管片进行组装,过程中必须保证连接螺栓扭紧,控制环向、纵向错台在误差允许范围之内。

1.2.2 盾尾注浆

盾壳在千斤顶的作用力支持下向前推动,当盾壳移出后在砌管片和地下土体会产生一个环形分布的空间,使得周围土体应力状态改变,导致地层产生变形。此时,需要对盾尾产生的额外空间利用浆液填实。

2 盾构法施工对地表沉降影响机理

2.1 地层沉降原理

盾构法隧道施工时,对于附近的土层稳定性存在较大的扰动,这种扰动主要通过2种模式发生,第一种是隧道四周土体稳定状态被破坏已经土体的有效应力增加导致土体压缩变形,第二种是土体由于受到外力作用而向地表处运动导致地面变形。

从理论角度进行分析,盾构施工导致的地表变形总量等于地层损失量于土体变形量之和。所谓地层损失,是指在盾构施工期间,由于实际排出的土方量与设计排出量之间总是存在误差,工程上面用地层损失率来研究地层损失与设计排土量的比例关系。

对圆形盾构通常可以使用以下公式进行计算地层损失,

式中,vo为理论土体开挖量,ro是指盾构外径,L为掘进长度,v为实际土体开挖量,vs为地层损失。

地层损失主要根据形成原因分为3类,正常原因损失、非正常原因损失以及灾害性损失。第一种情况是指在整个盾构施工过程完全符合隧道施工要求的情况下,形成的地层损失主要来自于施工对象的特点以及是施工技术水平限制,因此此类损失量通常变化幅度较小。第二类损失则是指施工过程由于人为因素等主管原因发生地层损失。第二类损失则是在特殊情况下由于盾构施工对于地层影响过大,引发成爆发性崩塌,造成大面积坍方的灾害性地层损失,这类损失通常与独特的地质条件有关。

2.2 影响地表沉降的主要因素

盾构法对于地面沉降的影响因素可以概括为下面5类。(1)土仓压力:土仓压力对于地面沉降与否具有直接关系,如果开挖面主动土压力小于土仓压力时,四周土体很可能会丧失稳定性引起地表沉降,反之,可能发生地表隆起。(2)出渣量:如果实际排土量没有达到实际要求时,盾构前方土体会受到主动土压力作用而引起地表变形,如果发生过大的地层损失也会引起地面沉降。(3)注浆:注浆过程中如果操作不当,会使得四周土体向盾尾移动或者浆液顺着岩土裂隙渗透入岩土体导致地层扰动。(4)水位:在地下水十分丰富的情况下,盾构施工必然要通过降水或排水进行地下水处理,这个过程往往伴随着土体内的孔隙水压力减小而产生沉降。在地下水位较高或者水压力较大的地质条件下施工时,人工进行降水或者施工时产生漏水都会引起地基的沉降。(5)固结沉降:超孔隙水的压力消散引起的主固结沉降和土层蠕动产生的次固结沉降都会对地表沉降有所影响。

3 盾构法施工对轻轨轨道的沉降控制技术研究

3.1 盾构法施工附近轻轨轨道损害形式

国外研究人员将隧道开挖对周边构筑物的损害划分为3类:影响构筑物外表(包括倾斜、裂缝)、影响使用功能、影响稳定性。盾构法施工会影响周围土体的应力状态,某些情况下还会改变施工区域的地下水径流条件,因此盾构施工过程在很多方面都会影响到土体的稳定性和变形。土体的变形则会影响上部的地基和基础,最终影响了轻轨轨道的稳定性和功能,严重的使得轻轨轨道发生变形。从另外的角度来看,轻轨轨道也会对下伏地层产生一定的约束作用。

3.2 沉降控制技术

盾构法施工技术中,对于沉降控制按照能动性进行分类主要分为主动控制和被动控制。前者主要是指在盾构施工过程中通过调整技术参数进行沉降优化,并且运用动态控制的思路在整个施工过程中进行实时监控和调整。

3.2.1 主动控制措施

(1)地铁路线设计时应考虑地表沉降可能对轻轨轨道的影响,地铁线路应尽量避开轻轨轨道密集区。施工设计时应考虑二次沉降的对于轻轨的危害,并应及时采集监测数据并反馈以指导施工。

(2)合理设定土仓压力并保持开挖面稳定,由于盾构推进过程中土压力受到较多因素影响,因此在实际工程中需要通过排土量、仓内外土压等进行控制从而维持开挖面的平衡状态。

3.2.2 被动控制措施

(1)结构本体加固措施:目前常用的结构构加固方法主要有外包钢加固法以及增大截面法。

(2)地基基础的加固措施:目前常用的方法主要有高压喷射注浆法、挤密桩加固法、扩大基础加固法等。

4 结束语

本文通过对盾构法施工技术的研究主要得出以下结论:(1)盾构法隧道施工时,对于附近的土层稳定性存在较大的扰动,这种扰动主要通过2种模式发生,第1种是隧道四周土体稳定状态被破坏已经土体的有效应力增加导致土体压缩变形,第2种是土体由于受到外力作用而向地表处运动导致地面变形。(2)盾构法引起地表沉降的主要因素主要有土仓压力、出渣量、注浆量、水位、固结沉降等。(3)盾构法施工技术中,对于沉降控制按照能动性进行分类主要分为主动控制和被动控制。

参考文献