吹填土及其地基的固结变形计算分析

第27卷第5期 2 0 0 9年1 0月 水 � 电 � 能 � 源 � 科 � 学 Water Resources and Pow er Vol. 27 No. 5 Oct. 2 0 0 9 文章编号: 1000�7709( 2009) 05�0142�04 吹填土及其地基的固结变形计算分析 景卫华1 � 朱俊高2 � 丁仲平1 � 胡 � 宁1 ( 1. 南京市长江河道管理处, 江苏 南京 210011; 2. 河海大学 岩土工程研究所 , 江苏 南京 210098) 摘要: 采用分层总和法计算了吹填土体的固结压缩量, 采用太沙基单向固结理论和轴对称比奥固结有限元法 计算了下卧原地基在不同时期的固结沉降量, 并将此两种方法获得的结果进行分析比较, 从而准确估算出吹 填土工程预留超高。 关键词: 吹填土地基; 固结变形; 有限元; 预留超高; 吹填方量 中图分类号: TU43; T U449 文献标志码: A 收稿日期: 2009�06�11, 修回日期: 2009�07�12 作者简介: 景卫华( 1974�) ,男, 工程师,研究方向为水利工程建设管理, E�mail: Jingw eihua@ 163. com � � 吹填施工技术是指利用水力机械冲搅泥浆, 将一定浓度的泥浆通过事先铺设的管道泵送至四 周筑有围堤的吹填区, 使其逐渐脱水固结的一种 方式。吹填施工效率高、成本低,在疏浚河道的同 时解决土方填筑的问 题 快递公司问题件快递公司问题件货款处理关于圆的周长面积重点题型关于解方程组的题及答案关于南海问题 。随着沿江沿海的开发建 设,吹填施工技术已广泛地应用于港口建设、堤坝 建设等。吹填土体含水量大, 经吹填堆积形成的 土体非常松散, 吹填后要经历沉淀、固结等过程, 吹填土体经排水固结将产生较大的沉降变 形[ 1, 2] , 通常工程施工验收须满足一定的工程设 计高程,因此在吹填施工时必须预留一定的高度。 若预留高度不准确, 则施工结束后将达不到设计 高程或超过设计高程, 不利于确保工程质量和控 制施工成本。所以, 准确预估算吹填土的固结变 形引起的压缩和吹填土施工对下卧原地面的软基 固结沉降变形量尤为重要。 1 � 沉降及压缩量计算 1. 1 � 吹填土及地基物理力学试验 按不同部位、不同时间从施工现场取具有代 表性的试样做物理力学试验, 试样组数视现场情 况确定, 试验依据为�土工试验方法 标准 excel标准偏差excel标准偏差函数exl标准差函数国标检验抽样标准表免费下载红头文件格式标准下载 �[ 3] ,分别 测定吹填土体含水率、比重、干密度、渗透系数等。 对吹填土体做高压固结试验, 以了解吹填土体的 应力与孔隙比的关系; 对吹填土体做三轴固结排 水试验测定土样的非线性变形参数, 以确定 Duncan�Chang 模型[ 4] 的变形参数。通过详勘以 确定原地基土层分布情况及其物理力学性质指标。 1. 2 � 吹填土体的压缩量计算 利用弹性理论分层总和法计算吹填土体的压 缩量: S = � ( e1i - e2 i )H i1+ e1i ( 1) 式中, S 为吹填土体的压缩量; e1i为土层的天然孔 隙比; e2 i为土层的压缩稳定孔隙比; H i 为分层 厚度。 1. 3 � 原地面的固结沉降计算 利用太沙基单向固结理论计算地基固结沉 降,采用分层总和法(简称方法 1)计算原地基的 最终沉降。对一次瞬时施加荷载的地基, 其固结 行为可用太沙基单向固结微分方程表示: �u/ �t= Cv�2u/�z 2 ( 2) 式中, u 为单向固结量; t 为时间; z 为位置; Cv 为 固结系数。在一定初始条件和边界条件下, 由式 (2)可求得任一深度 z 在任一时刻 t 的孔隙水应 力,积分后即可获得地基土层的平均固结度: � U = 1- 8�2 � � m= 1 1 m 2 e - m 2 �2 4 Tv (m = 1, 3, �) ( 3) 其中 T v= Cv t / H 2 ( 4) 式中, T v 为时间因数, 无因次; H 为最大排水距 离,在单面排水条件下为土层厚度,在双面排水条 件下为土层厚度的 1/ 2。因此,由式(3)求得荷载 施加 t时的地基固结度, 从而再求得地基的沉降 量 S t= SU( S 为地基的最终沉降量)。 式(2)适用于荷载一次瞬时施加的情况。由于 吹填土、上覆粘土层施工需要一定时间,因此式(2) 不能直接用于计算地基的固结沉降。假定施工期 内荷载随时间逐渐线性增加,采用文献[ 5]方法计 算地基固结沉降: � 在施工期,即当 t � t0( t0 为竣 工时刻,从开工算起), t时刻的固结沉降公式为: t时刻沉降量= (荷载瞬时施加后经过 t/ 2时的 沉降) � ( t时刻的荷载/竣工时的荷载) � 竣工后,即当 t> t0 时, t时刻的固结沉降: t时刻沉降量= 荷载瞬时施加后经过( t- t0 / 2) 时的沉降量。 1. 4 � 有限元模拟固结沉降计算 采用河海大学岩土工程研究所研制的 BCF 比 奥固结有限元程序[ 6, 7]对扬子石化巴斯夫吹砂回填 工程及其地基进行固结计算。在有限元计算分析 中,土体本构模型采用邓肯 � 张 E�V 非线性弹性 模型[ 4]。该模型中的切线弹性模量和泊松比为: E t= 1- R f ( 1- sin�) ( �1- �3) 2ccos�+ 2�3sin� 2 K p a �3 p a n ( 5) v t= G- F lg(�3 / p a ) ( 1- A ) 2 ( 6) 其中 A= ( �1- �3)D K p a �3 p a n 1- R f (1- sin�) (�1 - �3 ) 2ccos�+ 2�3sin� � ( 7) 卸荷时弹性模量为: Eu r= K urp a( �3 / p a ) n ( 8) 式中, c为土体粘聚力; �为土体内摩擦角; p a 为 大气压力; R f、K、n、G、F、D、K ur均为模型参数, 由三轴固结排水剪试验确定。 2 � 实例 2. 1 � 工程概况 扬子石化巴斯夫有限责任公司吹砂回填工程 位于江苏省南京市六合区, 吹砂取土区域为长江 南京段马汊河河口两侧, 工程设计吹砂面积 683 236 m2 ,吹砂回填控制高程 10. 0 m , 吹砂层 表层回填粘土至 10. 5 m,吹砂方量为 260万 m 3。 回填区的地基在地貌上属长江漫滩相, 地层为粉 质粘土、粉土、粉砂、淤泥质粘土互层、淤泥质粘 土,深度约 25 m 以内多为软弱土层, 压缩性大; 25 m 以下地基土强度高。为便于吹填土体排水 固结,在吹填场地四周围堰上设置了 2个宽度各 为 4 m 的叠梁式钢筋混凝土排水口,同时按 80 m 间距设置了内径为 30 cm 的集水井进行抽排水。 采用�百船工程�试验船�江河一号�施工, 该绞吸 式挖泥船挖泥功效为 500 m3 / h,吹填施工 90 d, 集水井排水固结 60 d,表层粘土回填 30 d,自然固 结 60 d后验收。总工期为 240 d。 2. 2 � 吹填土试验结果 在吹填范围内不同区域选取有代表性的吹填土 样 4组做室内试验,其物理力学指标(平均值)为:比 重 2. 65,最大、最小孔隙比分别为 0. 974、0. 632,最 小、最大干密度分别为 13. 4、16. 3 kN/ m3 ,渗透系 数 0. 031 7 cm/ s。高压固结试验结果见图 1。三轴 试验确定的吹填土的 Duncan�Chang 模型参数为: Cd= 24. 0 kPa, �d= 36. 9�, R f= 0. 59, K= 222. 2, n= 0. 88, G= 0. 33, F= 0. 19, D= 11. 2。 图 1 � 高压固结试验平均值 e�p 曲线 Fig . 1 � Mean va lue e�p curve by high pre ss ur e cons olidat ion 2. 3 � 吹填土的压缩量计算 当吹填土吹填至预定高程时, 其孔隙比与自 重应力满足固结试验并符合图 1中的压力与孔隙 比间的关系。水位下降、粘土层自重可使吹填土 的相对密度达 0. 6、压缩稳定孔隙比为 e2i。将吹 填土分层,各分层厚度 h i= 1. 0 m。计算第 i个分 层的压缩量时, 应计算第 i 土层以上的上覆土作 为该土层的自重应力, 以此自重应力查图 1 中相 应的孔隙比 e1i。通过式( 1)计算不同吹填土厚度 下吹填土层的压缩量, 见表 1。 表 1 � 吹填土表面预留超高 Tab. 1� Res er ved height o f hydraulic f ills 吹填土厚度 / m 吹填土层压缩量 / cm 预留超高/ cm 方法 1 经方法 2修正后 2. 0 3. 0 5. 0 8. 0 10. 0� �5. 8 �8. 5 13. 8 21. 1 25. 8 25. 0 31. 2 44. 1 59. 3 69. 6 29. 4 36. 4 51. 1 68. 1 79. 7 2. 4 � 原地面的固结沉降计算 吹填土层及上覆 50 cm 厚的粘土层的自重用 等效荷载代替。当干重度为 14. 5 kN/ m3、孔隙比 为 0. 828时,饱和重度、浮重度分别为 18. 7、8. 9 kN/ m 3。计算时水位以上吹填土层应采用饱和 重度,水位以下采用浮重度,上覆粘土采用湿重度 (假定为 19. 0 kN/ m3 )。 ( 1) 施工控制节点。吹填 90 d结束达预定高 �143�第 27卷第 5期 � � � � � � � � 景卫华等:吹填土及其地基的固结变形计算分析 程,经排水口排水, 地下水位低于吹填土表面 1 m 处;吹填结束后集水井抽排水 60 d,水位抽排至低 于吹填表面以下 3 m处;再进行 50 cm粘土层回填 施工 30 d;最后再自然固结60 d后进行竣工验收。 ( 2) 计算中采用的加荷 � 时间过程。� 吹填 土吹填 90 d至预定高程,此时作用于原地面的等 效荷载为( h- 0. 5) � 8. 9+ 1. 0 � 9. 8( kPa) , 其中 h为填土层(包括粘土层)厚度; � 集水井抽水 60 d,此时对应荷载增量为 2. 0 � 9. 8( kPa) ; � 粘土 层施工 30 d,粘土湿重度为 19. 0 kN/ m3。对应荷 载增量为 9. 5 kPa; �固结 60 d时验收。 计算地基在等效荷载作用下引起的沉降量采 用太沙基单向固结理论分层总和法,各分层厚度约 1. 0 m。计算的原地面的不同时刻的沉降见表 2。 表 2� 太沙基单向固结理论计算的原地面沉降量 Tab. 2� Land subsidence calculat ed by using Ter zaghi one�dimens ional c ons olidat ion t heo ry 填土厚度 / m 地面沉降量/ cm 吹填结束时 ( 90 d) 最终验收时 ( 240 d) 吹填结束至验收时 ( 90~ 240 d) 2 3 5 8 10 19. 2 22. 9 30. 7 39. 2 45. 4 38. 4 45. 6 61. 0 77. 4 89. 2 19. 2 22. 7 30. 3 38. 2 43. 8 2. 5 � 有限元模拟固结沉降计算 假定地基为均质弹性介质, 采用单向固结理 论的计算参数为平均值, 故计算的地面沉降量必 有误差。而平面或轴对称有限元法可考虑非均质 地基二向固结问题, 且考虑了土体的应力应变非 线性,因而能更合理地模拟地基的固结情况。应 用河海大学编制的比奥固结有限元计算程序进行 计算。通过三轴固结排水试验确定的 Duncan� Chang 模型的计算参数。计算中采用轴对称的有 限元方法(简称方法 2)计算模拟单井的排水固结 情况,排水边界为计算区域及对称轴上集水井高 度范围内的节点。对 S163、S242、S271三个典型 钻孔断面进行轴对称有限元模拟。S163 断面有 限元网格共有 680单元、735节点; S242断面有限 元网格共有 640单元、693节点; S271断面有限元 网格共有 620单元、672 节点。地基参与有限元 离散的区域宽度为 40 m(即集水井间距的 1/ 2) , 地基厚度与太沙基理论估计固结沉降时相同, 约 40 m。计算结果见表 3。由表可看出, 在吹填土 荷载下采用不同方法计算的地基固结沉降有一定 的差异。在固结初期, 太沙基单向固结理论计算 的沉降比有限元比奥理论计算沉降略大, 理论上 有限元结果更合理。 表 3� 单向固结理论与有限元计算法原地面沉降比较 Tab. 3 � Comparis on o f land s ubs idence calcula t ed by us ing Te rza ghi one�dimensional c onso lidat ion t heo ry and f init e e lement me t hod 填土厚度 / m 地面沉降量/ cm 吹填结束时 ( 90 d) 方法 1 � 方法 2 最终验收时 ( 240 d) 方法 1 � 方法 2 吹填结束至验收时 ( 90~ 240 d) 方法 1 � 方法 2 5. 2 5. 5 6. 7 33. 6 31. 9 39. 8 32. 9 29. 5 33. 2 68. 3 63. 4 76. 3 75. 2 70. 2 76. 7 34. 7 31. 5 36. 5 42. 3 40. 7 43. 5 偏差平均 值/% 9 - 7 - 23 注:单向固结理论计算的沉降偏差 ( % )为与有限元计算结果相 比,偏差占单向固结理论计算结果的百分数。� - �为偏小。 2. 6 � 吹填土表面预留超高 吹填预留超高必须考虑地基及吹填土引起的 沉降量,即地基在吹填结束到验收期间内的沉降和 吹填土层(因上覆粘土层、水位下降、施工荷载而产 生的)压缩量。因此, 将吹填土层压缩量与表 2中 吹填结束至验收时的沉降量平均值相加即得吹填 土表面预留超高。通过有限元计算表明,用太沙基 单向固结理论计算的预留超高可能偏低,因此采用 有限元结果对单向固结理论结果预留超高数值进 行修正得到吹填土表面预留超高,见表 1。 3 � 结语 a. 在长江中下游地区的漫滩相地貌上实施 吹填工程,若吹填施工至设计标高(含上覆 50 cm 的粘土层)时,应预留超高。 b. 根据有限元计算结果, 单向固结理论计算 的吹填结束至验收时的沉降量约偏小 23%, 因此 宜放大 23%后与吹填土层压缩量对应项相加作 为吹填预留超高; 验收时地面总沉降量约偏小 7% ,因此宜放大 7%后与吹填土层压缩量对应项 相加得到的沉降量作为吹填土方量估算的依据。 参考文献: [ 1] � 李玉岐, 周健,孔祥利. 洋山深水港区深厚吹填砂地 基工后沉降分析[ J] . 岩土力学与工程学报, 2006, 25 ( Z2) : 1 071�1 075 [ 2] � 韩立炜, 李宗坤, 王复明, 等. 基于反演的 LS�SVM 及其在土石坝沉降中的应用[ J] . 水电能源科学, 2008, 26( 1) : 104�106, 153 [ 3] � 南京水利科学研究院, 铁道部第一勘测设计院,中国 科学院兰州冰川冻土研究所,等. 土工试验方法标准 ( GB/ T50123�1999) [ S] .北京: 计划 项目进度计划表范例计划下载计划下载计划下载课程教学计划下载 出版社, 1999. (下转第 132页) �144� 水 � 电 � 能 � 源 � 科 � 学 � � � � � � � � � � � � � � � � � 2009 年 性区最大延伸深度减小为 8 m, 主厂房与主变室 之间的塑性区明显减小。 4 � 结语 a. 在洞室群开挖过程中,天然状态时主厂房 左右侧墙、顶拱及主变室左侧墙出现较大位移, 洞 室交叉处出现明显的应力集中,相邻洞室间塑性 区基本贯通。 b. 在洞室群开挖过程中应采取支护措施, 主 厂房每开挖一步时的喷锚支护应喷砼厚 0. 15 m, 系统锚杆长 6 m、直径 25 mm、间距 1. 5 m, 系统 锚杆应布置于主厂房左、右侧墙及顶拱;主变室每 开挖一步时的喷锚支护应喷砼厚 0. 15 m,系统锚 杆长 3 m、直径 25 mm、间距 1. 5 m, 系统锚杆布 置于主变室左侧墙。 � � c. 采取支护措施后, 洞周位移明显减小, 最 大可减小 35% ; 围岩应力状态明显改善, 可有效 地控制塑性区的发展, 喷锚后洞周围岩塑性区范 围减小了 27%。 参考文献: [ 1] � 任旭华, 王树洪, 王美芹, 等. 深埋隧洞围岩稳定性 分析及结构设计研究[ J] .湖南科技大学学报(自然 科学版) , 2004, 19( 3) : 39�42 [ 2] � 武世婷, 周广峰, 蒋锋, 等. 两河口地下厂房洞室群 围岩稳定性三维有限元分析 [ J] . 四川水力发电, 2008, 27( 3) : 123�126 [ 3] � 朱维申, 隋斌, 张欣, 等. 高地应力区大型地下洞群 的稳定和设计优化研究 [ J] . 隧道建设, 2007 (增 刊) : 5�8 [ 4] � 肖明, 苏鹏云,陈涛 .瀑布沟地下厂房洞室群施工开 挖数值模拟分析[ A ] . 中国岩石力学与工程学会 .第 八次全国岩石力学与工程学术大会论文集 (西部大 开发中的岩石力学与工程问题) [ C] . 北京: 科学出 版社, 2004. [ 5] � 张凌,张燎军. 深埋隧洞工程的支护方式对围岩稳 定性的影响研究 [ J] . 水电能源科学, 2008, 26( 2) : 109�111, 99 [ 6] � 张占荣, 盛谦, 冷先伦, 等. 岩滩水电站地下厂房洞 室群围岩稳定性分析[ J] . 金属矿山, 2008( 6) : 20� 22, 30 Stability Analysis of Surrounding Rock of Sanliping Underground Powerhouse Group after Excavation KANG Jinqiao � WANG Gang � LI Min ( Chang jiang Water Resources Commission, Changjiang Institute of Survey, P lanning, Design and Research, Wuhan 430010, China) Abstract:T his paper presents t he layout o f Sanliping underg r ound powerhouse g roup, surr ounding ro ck geolog y, sur� rounding r ock mechanics par amet er s. T he excavat ion o f diver sion tunnel, t he main pow erhouse, tr ansfo rmer chamber and tailr ace tunnel w as completed step�by�step in Sanliping underg round powerhouse g roup. Through the tw o�dimensional elastic� plast ic finite element calculation, the displacement o f surr ounding r ock deformat ion, stress, plastic zone o f the cav� erns without suppo rt and with sho tcrete�bolt suppor t a re r easonable fo r t he stabilit y analysis. The final adoption of reason� able measur es to anchor bo lt�shotcr ete suppo rt is pr ovided the basis for design. Keywords: underg round pow erhouse gr oup; two�dimensional elastic�plastic finite element; displacement; stress; plastic zone (上接第 144页) [ 4] � 黄文熙.土的工程性质[ M ] . 北京: 中国水利水电出 版社, 1983. [ 5] � 钱家欢,殷宗泽.土工原理与计算 (第二版) [ M ] . 北 京 :中国水利水电出版社, 1995. [ 6] � 孙玉萍, 王燕,李玉芬. 冲沙孔坝段三维有限元应力 变形分析 [ J] . 水电能源科学, 2008, 26 ( 5) : 113� 115, 162 [ 7] � 张萍,胡冉, 张勤.大岗山水电站右岸边坡开挖支护 的有限元模拟 [ J] . 水电能源科学, 2009, 27 ( 2) : 122�125 Calculation and Analysis of Consolidation Deformation of Hydraulic Fills and Their Foudation JING Weihua1 � ZHU Jungao2 � DING Zhongping1 � HU Ning1 ( 1. Nanjing Yang tze R iver Management Office, Nanjing 210011, China; 2. Geo technical I nstitute o f Hohai University, Nanjing 210098, China) Abstract:U sing lay er�w ise summation method, the conso lidation compression of hydr aulic fills is calculated. T erzaghi one�dimensional consolidat ion theor y and f inite element method w ith Bo it consolidation theo ry ar e used to calculate t he settlement of foundation. Compar ison and analy sis w it h the r esults o f two methods ar e per formed. The reserv ed height of hydraulic fills and filling quantity are estimated. Key words:hydraulic fills; consolidaton defo rmation; finite element; reserv ed height; filling quant ity �132� 水 � 电 � 能 � 源 � 科 � 学 � � � � � � � � � � � � � � � � � 2009 年