固结度计算中的影响因素分析
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4 固结系数取值的影响 411 定值
一些吹填不久的软基, 采用真空预压或真空联合堆载 预压进行加固处理, 由于刚吹填的上部软土, 对于原地基来 说是荷载, 在未打设塑料排水板前, 地基土的固结系数很 小, 来不及固结, 地基处于欠固结状态, 在铺设砂垫层打设 塑料排水板后地基产生沉降, 在利用实测表层沉降或分层 沉降资料进行固结度计算时, 将该部分沉降纳入实际预压 沉降中, 所得的固结度应是欠固结压力 ( 自重压力与前期固
作者简介: 叶国良 (1964- ) , 男, 教授级高工, 总工程师, 岩土 工程专业。
中国港湾建设 2005 年 第 5 期 ・2・ 由表 1 可知, 当测头埋设在四根排水板中心点处时, 实 测孔隙水压力比平均孔隙水压力大 817% , 因此, 根据埋设 在中心点处实测孔隙水压力计算所得的固结度比平均固结 度小。 而实测孔隙水压力与平均孔隙水压力相等处, 也即 θ u r u r = 110, 经反算测头与排水板间距为 r = 01315 m 。 施工中如排水板倾斜 1% , 测头在表面距排水板 01315
( 6)
式中: U p 为应力固结度, % ; Ρp 为附加应力, kPa; ∃Ρp 为 地基土有效应力增量, kPa。 应变固结度为固结过程中地基土某时刻的沉降量与最 终沉降量之比, 如式 ( 7) :
U Ε= St × 100 S∞
图 1 应力固结度 ～ 应变固结度
( 7)
式中: U Ε 为应变固结度, % ; S t 为某时刻地基沉降量, m ; S ∞ 为地基最终沉降量, m 。 根据单向分层总和法, 某时刻地基沉降计算公式如式
412 室内试验固结系数与实际固结系数的差异
Ρc + ∃Ρp S∞= ms h log 1 + e1 Ρc
( 9)
式中: C c 为压缩指数; e1 为初始孔隙比; h 为土层厚度, m ; Ρc 为原有应力, kPa; 其它符号同式 ( 6) 、 ( 7) 。 将式 ( 8) 、 ( 9) 代入式 ( 7) 可以得出应力固结度与应 变固结度的关系如式 ( 10) :
r2 -
2 rs
2
)
( 1) ( 2)
θ u r = u 0 e收稿日期: 2005205227
F
8T
r
隙水压力与平均孔隙水压力之比如表 1。 表 1 各点孔隙水压力与平均孔隙水压力之比
计算点至排水 011 012 013 014 015 016 01707 中心距离 (m ) θ 01521 01829 01984 11069 11108 11113 11087 ur ur
( 下转第 6 页)
在防波堤、 公路路基、 码头后方堆场等软基加固设计 中, 设计人员经常采用的地基土固结系数为定值, 在地基检 测分析报告中固结系数也采用定值。作为工程设计与检测,
中国港湾建设 2005 年 第 5 期 ・6・ 之减小; 而工况一的顶层最大弹性位移、 最大层间弹性位 移、 基底剪力则相反。 从三种不同场地土地震反应的趋势可以看到, 顶层最 大弹性位移在顶层最大总位移中所占比例的情况, 当同一 上部结构时, 随着场地土由软变硬, 其顶层弹性位移所占顶 层总位移的比例趋势越来越大; 而且还可以看到, 场地土不 同, 对上部结构顶层加速度的各组成分量影响不同, 对于较 硬场地土上的结构, 顶层加速度主要由结构弹性变形分量 β βe 组成, 其次是基础转动引起的摆动分量 H Η u f , 基础平动分 β βf 很小; 但随着场地土变软, 转动分量 H Η 量u f 和平动分量 βf 不断增加, 结构弹性变形分量 u βe 在总量中的比重不断减 u β 小, 在软土场地下, 转动分量 H Η f 在数值上已接近变形分 β 量 u e。 从以上分析可以看到, 场地土的不同, 河流离结构物的 远近, 均会给地震反应带来影响; 而且, 不同场地土采用不 同的地震波所产生的地震反应现象基本趋势一致。
( 天津港湾工程研究所, 天津 300222)
摘 要: 通过对试验实测资料的分析, 讨论了孔隙水压力仪埋设位置, 固结系数取值, 应变固结度与应力固结度 的差别和欠固结四种因素对固结度计算结果的影响, 提出在软基加固处理固结度计算分析时, 应考虑这些影响因 素。 关键词: 固结系数; 固结度; 孔隙水压力; 欠固结 中图分类号: TU 433 文献标识码: A 文章编号: 100323688 ( 2005) 0520001202
Ana lys is of Affecting Factors in Ca lcula tion of D egree of Con sol ida tion
YE Guo 2liang, SU N W an 2he
(T ian jin Po rt Eng ineering In stitu te, T ian jin 300222, Ch ina ) Abstract: B a sed on the ana lyses of the m ea su red da ta, the influence of fou r facto rs on the ca lcu la ted resu lt of deg ree of con so lida tion is d iscu ssed, nam ely the po sition s w here the po re w a ter p ressu re gauges w ere p laced, the va lues of coefficien t of con so lida tion, the d ifference betw een the deg ree of con so lida tion under stra in and the deg ree of con so lida tion under stress, and the under2con so lida tion. It is po in ted ou t tha t these affecting facto rs shou ld be g iven due con sidera tion w hen the deg ree of con so lida tion is ca lcu la ted and ana lyzed fo r soft so il i m p rovem en t. Key words: coefficien t of con so lida tion; deg ree of con so lida tion; po re w a ter p ressu re; under2con so lida tion 1 引言
log ( 1 +
U Ε=
由于现场取土和室内切土的扰动, 室内试验单向排水 与现场三向排水的差异以及固结系数确定方法等各种因素 的影响, 室内试验得出的固结系数往往小于实际固结系数。
Ρp U ) Ρc p × 100 Ρp ) log ( 1 + Ρc
( 10)
例如文献 [ 4 ] 中 [ 实例 321 ] 浙江炼油厂油灌地基, 根据沉 降与时间、 孔隙水压力与时间关系反算的固结系数约为室 内试验的 115 ～ 210 倍。因此, 在排水预压过程中应根据沉 降或孔隙水压力监测结果对固结系数进行调整。
5 欠固结的问题
对于不同的附加应力与原有应力比值 k ( k = Ρp Ρc ) , 应 力固结度与应变固结度的关系不同, 计算结果见图 1。 从图 1 可知, 应变固结度大于应力固结度, 其差值随着 附加应力与原有应力比值增大而增大; 应变固结度与应力 固结度的差值, 前期随着固结度的增加而增大, 当固结度达 到一定时, 差值逐渐减小, 最后均趋于 100% 。
m 处垂直埋设, 则 10 m 深度的测头距排水板中心距离 r 为 01215 m 或 01415 m , 其相应的孔隙水压力分别为平均孔隙
采用定值是规范允许的, 但实际上, 固结系数是随着有效应 力水平的变化而变化的 [2, 3 ] , 采用固定的固结系数进行固结 度计算与实际情况是有一定差别的。 文献 [ 2 ] 对新港东突堤地基不同土层的固结系数进行 了大量的统计分析, 得出的各软土层的固结系数随固结压 力的变化如图 2, 根据统计结果得出当固结压力大于先期固 结压力时, 两者关系表现为递增, 反之为递减。固结系数统 计结果充分地反映了固结系数随固结压力的不同而变化。
在码头后方堆场采用排水固结法加固软基的预压过程 中一般设置沉降监测、 地基土孔隙水压力监测等, 并根据孔 隙水压力观测结果和沉降观测结果推算地基固结度, 分析 加固效果, 确定卸载时间。 采用两种观测结果推算的固结度 有一些出入, 常引起一些争议, 对此尽管已有文献 [1 ] 进行了 论述, 但不尽全面系统。为此笔者根据经验, 详细分析了孔 隙水压力仪埋设位置、 固结系数取值、 应变固结度与应力固 结度的差别和欠固结四个因素对固结度计算结果的影响, 供工程技术人员参考。
u 0 e- F T r 2 r ( re ln ur = 2 rs re F
8
当砂井采用宽为 100 mm 、 厚为 4 mm 的塑料排水板, 按间距为 110 m 正方形布置时, 则 re = 01565 m , rs = 01033
m 。假设埋设点距砂井排水中心距离分别为 011 m 、012 m 、 013 m 、014 m 、015 m 、016 m 、01707 m , 计算所得各点孔
2
3 re - r s 2 4 re
( 4)
Leabharlann BaiduCh
2 4 re
t; C h 为水平向固
s。 根据式 ( 1) 和式 ( 2) 可知, 不同点处的孔隙水压力与
ur 1 2 r = 2 ( re ln θ ur rs re F r2 2 rs
平均孔隙水压力之比如式 ( 5) 。
2 ) ( 5)
软土地基设置砂井排水后, 由原来的一维渗流变成了 径向和竖向渗流, 不考虑竖向渗流的轴对称应变条件下的 巴隆 (R. B a rron ) 固结度计算公式如式 ( 1) ～ ( 4) 。
2005 年 10 月 中国港湾建设 第 5 期 总第 139 期 Ch ina Harbour Eng in eer in g
To ta l 139, N o 15
O ct 1, 2005
固结度计算中的影响因素分析
叶国良, 孙万禾
( 8) , 当式中 U p = 110 时, 计算所得的沉降为最终沉降 S ∞。
St= ms Cc
1 + e1
h log
Ρc + ∃Ρp Cc Ρc + ΡpU p = ms h log Ρc 1 + e1 Ρc
( 8)
Cc
图 2 各土层 C v～ P 关系曲线 固结度计算时, 一般采用固结压力在 100 ～ 200 kPa 下 的固结系数, 如采用该压力范围下的固结系数, 从图 2 可以 看出, 对于表层吹填淤泥, 固结系数取值偏大, 相对准确的 计算应根据实际应力情况进行选取。
水压力的 01858 倍或 11078 倍, 两者相差 0122 倍, 监测仪 器埋设点位对监测结果的影响是很明显的, 分析孔隙水压 力实测结果时不能忽视。
3 应力固结度与应变固结度的差别
应力固结度为固结过程中地基土某时刻有效应力增量 与附加应力之比, 如式 ( 6) :
Up =
∃Ρp × 100 Ρp
2 埋设位置对固结度的影响
F =
U r = 1 - ere re 2 2 ln rs re - rs
2
F
8
Tr
( 3)
2 2
式中: u r、θ u r、U r 为某时刻的孔隙水压力、平均孔隙水压力 和固结度; re 为等值渗水圆柱体半径, m ; rs 为砂井有效半 径, m ; T r 为径向固结因素, T r = T h = 结系数, cm
一些吹填不久的软基, 采用真空预压或真空联合堆载 预压进行加固处理, 由于刚吹填的上部软土, 对于原地基来 说是荷载, 在未打设塑料排水板前, 地基土的固结系数很 小, 来不及固结, 地基处于欠固结状态, 在铺设砂垫层打设 塑料排水板后地基产生沉降, 在利用实测表层沉降或分层 沉降资料进行固结度计算时, 将该部分沉降纳入实际预压 沉降中, 所得的固结度应是欠固结压力 ( 自重压力与前期固
作者简介: 叶国良 (1964- ) , 男, 教授级高工, 总工程师, 岩土 工程专业。
中国港湾建设 2005 年 第 5 期 ・2・ 由表 1 可知, 当测头埋设在四根排水板中心点处时, 实 测孔隙水压力比平均孔隙水压力大 817% , 因此, 根据埋设 在中心点处实测孔隙水压力计算所得的固结度比平均固结 度小。 而实测孔隙水压力与平均孔隙水压力相等处, 也即 θ u r u r = 110, 经反算测头与排水板间距为 r = 01315 m 。 施工中如排水板倾斜 1% , 测头在表面距排水板 01315
( 6)
式中: U p 为应力固结度, % ; Ρp 为附加应力, kPa; ∃Ρp 为 地基土有效应力增量, kPa。 应变固结度为固结过程中地基土某时刻的沉降量与最 终沉降量之比, 如式 ( 7) :
U Ε= St × 100 S∞
图 1 应力固结度 ～ 应变固结度
( 7)
式中: U Ε 为应变固结度, % ; S t 为某时刻地基沉降量, m ; S ∞ 为地基最终沉降量, m 。 根据单向分层总和法, 某时刻地基沉降计算公式如式
412 室内试验固结系数与实际固结系数的差异
Ρc + ∃Ρp S∞= ms h log 1 + e1 Ρc
( 9)
式中: C c 为压缩指数; e1 为初始孔隙比; h 为土层厚度, m ; Ρc 为原有应力, kPa; 其它符号同式 ( 6) 、 ( 7) 。 将式 ( 8) 、 ( 9) 代入式 ( 7) 可以得出应力固结度与应 变固结度的关系如式 ( 10) :
r2 -
2 rs
2
)
( 1) ( 2)
θ u r = u 0 e收稿日期: 2005205227
F
8T
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隙水压力与平均孔隙水压力之比如表 1。 表 1 各点孔隙水压力与平均孔隙水压力之比
计算点至排水 011 012 013 014 015 016 01707 中心距离 (m ) θ 01521 01829 01984 11069 11108 11113 11087 ur ur
( 下转第 6 页)
在防波堤、 公路路基、 码头后方堆场等软基加固设计 中, 设计人员经常采用的地基土固结系数为定值, 在地基检 测分析报告中固结系数也采用定值。作为工程设计与检测,
中国港湾建设 2005 年 第 5 期 ・6・ 之减小; 而工况一的顶层最大弹性位移、 最大层间弹性位 移、 基底剪力则相反。 从三种不同场地土地震反应的趋势可以看到, 顶层最 大弹性位移在顶层最大总位移中所占比例的情况, 当同一 上部结构时, 随着场地土由软变硬, 其顶层弹性位移所占顶 层总位移的比例趋势越来越大; 而且还可以看到, 场地土不 同, 对上部结构顶层加速度的各组成分量影响不同, 对于较 硬场地土上的结构, 顶层加速度主要由结构弹性变形分量 β βe 组成, 其次是基础转动引起的摆动分量 H Η u f , 基础平动分 β βf 很小; 但随着场地土变软, 转动分量 H Η 量u f 和平动分量 βf 不断增加, 结构弹性变形分量 u βe 在总量中的比重不断减 u β 小, 在软土场地下, 转动分量 H Η f 在数值上已接近变形分 β 量 u e。 从以上分析可以看到, 场地土的不同, 河流离结构物的 远近, 均会给地震反应带来影响; 而且, 不同场地土采用不 同的地震波所产生的地震反应现象基本趋势一致。
( 天津港湾工程研究所, 天津 300222)
摘 要: 通过对试验实测资料的分析, 讨论了孔隙水压力仪埋设位置, 固结系数取值, 应变固结度与应力固结度 的差别和欠固结四种因素对固结度计算结果的影响, 提出在软基加固处理固结度计算分析时, 应考虑这些影响因 素。 关键词: 固结系数; 固结度; 孔隙水压力; 欠固结 中图分类号: TU 433 文献标识码: A 文章编号: 100323688 ( 2005) 0520001202
Ana lys is of Affecting Factors in Ca lcula tion of D egree of Con sol ida tion
YE Guo 2liang, SU N W an 2he
(T ian jin Po rt Eng ineering In stitu te, T ian jin 300222, Ch ina ) Abstract: B a sed on the ana lyses of the m ea su red da ta, the influence of fou r facto rs on the ca lcu la ted resu lt of deg ree of con so lida tion is d iscu ssed, nam ely the po sition s w here the po re w a ter p ressu re gauges w ere p laced, the va lues of coefficien t of con so lida tion, the d ifference betw een the deg ree of con so lida tion under stra in and the deg ree of con so lida tion under stress, and the under2con so lida tion. It is po in ted ou t tha t these affecting facto rs shou ld be g iven due con sidera tion w hen the deg ree of con so lida tion is ca lcu la ted and ana lyzed fo r soft so il i m p rovem en t. Key words: coefficien t of con so lida tion; deg ree of con so lida tion; po re w a ter p ressu re; under2con so lida tion 1 引言
log ( 1 +
U Ε=
由于现场取土和室内切土的扰动, 室内试验单向排水 与现场三向排水的差异以及固结系数确定方法等各种因素 的影响, 室内试验得出的固结系数往往小于实际固结系数。
Ρp U ) Ρc p × 100 Ρp ) log ( 1 + Ρc
( 10)
例如文献 [ 4 ] 中 [ 实例 321 ] 浙江炼油厂油灌地基, 根据沉 降与时间、 孔隙水压力与时间关系反算的固结系数约为室 内试验的 115 ～ 210 倍。因此, 在排水预压过程中应根据沉 降或孔隙水压力监测结果对固结系数进行调整。
5 欠固结的问题
对于不同的附加应力与原有应力比值 k ( k = Ρp Ρc ) , 应 力固结度与应变固结度的关系不同, 计算结果见图 1。 从图 1 可知, 应变固结度大于应力固结度, 其差值随着 附加应力与原有应力比值增大而增大; 应变固结度与应力 固结度的差值, 前期随着固结度的增加而增大, 当固结度达 到一定时, 差值逐渐减小, 最后均趋于 100% 。
m 处垂直埋设, 则 10 m 深度的测头距排水板中心距离 r 为 01215 m 或 01415 m , 其相应的孔隙水压力分别为平均孔隙
采用定值是规范允许的, 但实际上, 固结系数是随着有效应 力水平的变化而变化的 [2, 3 ] , 采用固定的固结系数进行固结 度计算与实际情况是有一定差别的。 文献 [ 2 ] 对新港东突堤地基不同土层的固结系数进行 了大量的统计分析, 得出的各软土层的固结系数随固结压 力的变化如图 2, 根据统计结果得出当固结压力大于先期固 结压力时, 两者关系表现为递增, 反之为递减。固结系数统 计结果充分地反映了固结系数随固结压力的不同而变化。
在码头后方堆场采用排水固结法加固软基的预压过程 中一般设置沉降监测、 地基土孔隙水压力监测等, 并根据孔 隙水压力观测结果和沉降观测结果推算地基固结度, 分析 加固效果, 确定卸载时间。 采用两种观测结果推算的固结度 有一些出入, 常引起一些争议, 对此尽管已有文献 [1 ] 进行了 论述, 但不尽全面系统。为此笔者根据经验, 详细分析了孔 隙水压力仪埋设位置、 固结系数取值、 应变固结度与应力固 结度的差别和欠固结四个因素对固结度计算结果的影响, 供工程技术人员参考。
u 0 e- F T r 2 r ( re ln ur = 2 rs re F
8
当砂井采用宽为 100 mm 、 厚为 4 mm 的塑料排水板, 按间距为 110 m 正方形布置时, 则 re = 01565 m , rs = 01033
m 。假设埋设点距砂井排水中心距离分别为 011 m 、012 m 、 013 m 、014 m 、015 m 、016 m 、01707 m , 计算所得各点孔
2
3 re - r s 2 4 re
( 4)
Leabharlann BaiduCh
2 4 re
t; C h 为水平向固
s。 根据式 ( 1) 和式 ( 2) 可知, 不同点处的孔隙水压力与
ur 1 2 r = 2 ( re ln θ ur rs re F r2 2 rs
平均孔隙水压力之比如式 ( 5) 。
2 ) ( 5)
软土地基设置砂井排水后, 由原来的一维渗流变成了 径向和竖向渗流, 不考虑竖向渗流的轴对称应变条件下的 巴隆 (R. B a rron ) 固结度计算公式如式 ( 1) ～ ( 4) 。
2005 年 10 月 中国港湾建设 第 5 期 总第 139 期 Ch ina Harbour Eng in eer in g
To ta l 139, N o 15
O ct 1, 2005
固结度计算中的影响因素分析
叶国良, 孙万禾
( 8) , 当式中 U p = 110 时, 计算所得的沉降为最终沉降 S ∞。
St= ms Cc
1 + e1
h log
Ρc + ∃Ρp Cc Ρc + ΡpU p = ms h log Ρc 1 + e1 Ρc
( 8)
Cc
图 2 各土层 C v～ P 关系曲线 固结度计算时, 一般采用固结压力在 100 ～ 200 kPa 下 的固结系数, 如采用该压力范围下的固结系数, 从图 2 可以 看出, 对于表层吹填淤泥, 固结系数取值偏大, 相对准确的 计算应根据实际应力情况进行选取。
水压力的 01858 倍或 11078 倍, 两者相差 0122 倍, 监测仪 器埋设点位对监测结果的影响是很明显的, 分析孔隙水压 力实测结果时不能忽视。
3 应力固结度与应变固结度的差别
应力固结度为固结过程中地基土某时刻有效应力增量 与附加应力之比, 如式 ( 6) :
Up =
∃Ρp × 100 Ρp
2 埋设位置对固结度的影响
F =
U r = 1 - ere re 2 2 ln rs re - rs
2
F
8
Tr
( 3)
2 2
式中: u r、θ u r、U r 为某时刻的孔隙水压力、平均孔隙水压力 和固结度; re 为等值渗水圆柱体半径, m ; rs 为砂井有效半 径, m ; T r 为径向固结因素, T r = T h = 结系数, cm