排水固结法工程实例若干

排水固结法工程实例若干工程实例（一）堆载预压法加固油罐地基工程实例⒈工程概要某炼油厂建造在沿海地区，其中有1万m3油罐数个，罐体是钢制焊接，考虑到地基不均匀沉降，采用固定拱顶的结构形式，其倾斜度(周边最大沉降与最小沉降的差值和直径之比)控制在l％。建筑场地是近年新淤积的海滩。土的柱状图和主要物理力学指标如图1和表1。该场地含水量高(普遍大于30％，最大达50％)，压缩性大，抗剪强度低。天然地基承载力小(约60～70kPa)，远不能满足油罐荷载的要求。可认为第1～4土层(深度在17．5m以上的淤泥质黏土层)对油罐稳定和沉降具有决定性影响。表1各层土的主要物理力学性质指标固结系数采用加权平均值。根据表1计算第l～4层平均固结系数32vc1.110cms，32hc3.0410cms。图1土的柱状图十字板强度用最小二乘法整理，求得十字板的天然地基抗剪强度为：+S=0.92+0.273z(kPa)式中z——为离地表面距离。⒉地基处理方案选择1万m3油罐的直径D=31.282m，高度H=14.07m，钢板自重为2214.5kN，由于工艺上要求，油罐底板高出地面2.3m。油罐基础底面荷载为191.4kPa。显然，若罐基不做任何处理，就不能满足罐基的稳定和沉降控制标准。针对工程和地基具体条件，可能采用的地基处理方案有：⑴桩基；⑵砂垫层预压；⑶砂井预压；⑷井点降水预压；⑸振冲碎石桩。桩基在技术上比较可靠，但费用昂贵；砂垫层预压在经济上比较合理，但以一个1万m3油罐而言，预压期大于3年；由于井点降水深度有限，土的渗透系数较小，采用井点降水可能效果不好；由于uc＜20kPa，若采用振冲碎石桩要起到复合地基的作用，需要耗费大量的碎石。经综合考虑，权衡利弊，认为采用砂井预压既能满足较大的荷载要求，又能按照100d预计时间完成试水加荷计划，技术上不复杂，经济上也合理。⒊确定砂井直径、间距、深度和范围砂井的直径、间距主要取决于固结特性，根据工程特点，砂井地基基本设计参数和设计剖面见表2和图2。表2基本设计参数图2砂井平面布置及其剖面图⒋制定加荷(充水)预压计划拟订加荷速率控制计划分两步进行：首先，用一般方法拟订一个初步计划，然后校核这个初步计划的地基稳定性和沉降。具体步骤如下：①求出天然地基可能承受的荷载，按下式估算可施加的第一级荷载1p015.52ucpK式中0uc——天然地基的抗剪强度，一般采用不排水剪切试验强度或现场十字板强度；K——安全系数，初步估算时可用1.0～1.1。②求出在1p作用下地基固结度U达到70％时所需停歇时间t及地基强度的增长值：第一级荷载作用下，地基强度将增加到101()fftpUksincos1sink求得k=0.287，=0.9。③计算可施加的第二级荷载125.52fpK④求出2p作用下地基强度的增长值第三级、第四级……荷载可依此类推，一直计算到设计所要求的荷载。本工程加荷计划如表3和图3所示。拟订的加荷计划必须满足固结计算和稳定分析。表3加荷分级及修正后固结度图3p-t-U曲线⑤固结度计算固结度计算按巴伦砂井固结理论计算，1(1)(1)rzzzUUU巴伦固结理论假设荷载是一次瞬时施加的，但本工程实际上是分级加荷的，为此应予修正。1()2nnnTTrztpUUp当充水到14.07m，时问为160d。修正后的固结度计算结果列入表3和图3。⑥稳定分析稳定分析的目的是检验所拟订的加荷计划的安全度，若不符合安全度要求，则需要另拟加荷计划。对油罐地基稳定分析，建议采用斯开普顿极限荷载的半经验公式作为初步估算：5(10.2)(10.2)uBDpcDAB极式中uc——抗剪强度，建议用基底以下2/3B深度范围内地基平均不排水抗剪强度，由无侧限、三轴不排水剪切试验与原位十字板剪切试验测定。油罐基础有可能发生整个底宽破坏，也可能发生局部底宽破坏，因此必须试算不同底宽的极限承载力，其最小值就是危险情况。当整个底宽破坏时，取A/B=1；局部破坏时，若局部破坏宽度小于油罐的半径，则取A为当量长度2423ARBB；如果破坏时的宽度BR，则224()23RADBRBBBB式中R——滑弧半径；D——油罐半径。求得p极后，则稳定安全系数Kpp极，式中，p为各级荷载下基础底面单位面积上压力(kPa)，本工程K取1.2。油罐基础稳定分析也可按一般圆弧法计算，两者可相互校核。表4为按极限荷载法计算的结果。从分析结果可见，在各级荷载作用下，最小安全系数为1.26，大于1.2，所以拟订的加荷计划是合理的。表4安全系数K计算结果⑦沉降及沉降速率计算沉降计算的内容主要包括：a.计算油罐中心和周边的最终沉降，从而确定油罐底面的预抬高值和控制不均匀沉降；b.计算加荷过程中的沉降量，估计加荷结束后还可能产生的沉降值；c.估算沉降速率，以便控制加荷速度。具体沉降计算结果汇总见表5。表5沉降计算结果注：r为油罐半径，r=15.64m。⑧加固效果评价地基加固效果由各项实测结果进行分析，本项工程进行了沉降观测、孔隙水压力观测、基底压力及基础钢筋应力实测，砂井地基加固效果主要根据实测的沉降―时间曲线(图4)及孔隙水压力一时间曲线(图5)进行分析。图4沉降―时间曲线图5孔隙水压力一时间曲线预压期间沉降与时间关系曲线上a、b、c；分别为罐周最大、最小及平均沉降曲线。基底边缘平均沉降达1.7m，罐中心1.8m，且在油罐放水(卸荷)前曲线已趋平缓。可以认为绝大部分沉降在预压期间已完成。使用期间沉降很小，由曲线可看出溅降速率在允许范围以内，即竖向变形＜10mm/d，水平位移＜4mm/d，且实测值与计算值很接近，说明计算是可靠的。由孔隙承压力观测结果如图5可以看出：孔隙水压力随荷载的增加而逐渐上升，停荷后即迅速消散，这说明砂井的效果是显著的。当充水高度达罐顶后30天(即充水开始后110天)，孔隙水压力已基本消散。这与沉降观测结果一致，说明固结效果显著。⑨工程效果根据实测得知，利用80d充水加荷和30d预压(共110d)，孔隙水压力基本消散；放水前实测沉降值已接近推算的最终沉降，如测点8，实测沉降为1.88m，推算的最终沉降值为1.90m，这说明利用砂井排水预压法处理油罐地基效果良好。（二）用堆载预压加固软土地基工程实例某建筑物地基土层为淤泥质黏土，固结系数321.810hvCCcms，受压土层厚度为20m，袋装砂井直径wd=70mm，袋装砂井为等边三角形布置，间距L=1.4m，深度为H=20m，砂井底部为不透水黏土层，砂井打穿受压土层。预压荷载总压力p=100kPa，分两级等速加载，如图6所示。计算地基堆载预压120d后，地层的平均固结度(不考虑排水板的井阻和涂抹影响)。图6堆载预压法加荷曲线由于竖井底部为不透水层，则受压土层平均固结度包括两部分，即径向排水平均固结度和向上竖向排水固结度。多级等速加荷条件下固结度为111[()()]iinTTtitiiiqUTTeeep其中280.81，22284hvneccFdH由于袋装砂井为等边三角形布置，所以其有效排水直径1.051.47edlm。井径比1.470.0721ewndd，则有222231()ln()2.314nnFnnnn23232222881.8103.141.81042.314742000hvneccFdH72.90810(1)0.0251(1)sd第一级荷载的平均加荷速率为160106(kPad)q第二级荷载的平均加荷速率为240104(kPad)q则地基预压120d后的总固结度为1111112110.02511200.02511000.0251[()()][()()][()()]60.81[(100)()]1000.025140.81[(4030)1000.0251iiiiiinTTtitiiiTTTTttiiiiqUTTeeepqqTTeeeTTeeeppeeee1200.0251400.025130()]0.93ee当考虑涂抹和井阻影响时，竖井穿透受压土层地基的平均固结度公式、算法与上述相同，但是应该注意、参数取值有所区别。（三）真空预压法加固办公楼地基工程实例⒈工程概况某地区拟建一幢5层混合结构加构造柱办公楼，占地面积约400m2，拟建建筑物的荷载约为90kPa。拟建场地原为一旧池塘，地表以下约1.7m厚为密实度很差的黏土质填土，其下为17m厚呈流塑一软塑状态的高压缩性淤泥土，再下为呈可塑一硬塑状态的黏土。其物理力学性质指标见图7所示。鉴于邻近东侧一幢采用筏形基础的5层住宅产生整体倾斜(倾斜大于200mm)的教训，本工程不宜采用浅基，如采用桩基，则基础的造价约占工程总造价的35％，最后决定对拟建场地采用袋装砂井一真空预压法进行浅层加固试验。图7预压前、后加固深度内土层的物理力学指标变化在18m×36m的加固场地内，按一定的间距埋设长10m、直径Ф10的袋装砂井，并在其上铺设一定厚度的中砂垫层，在砂垫层中铺设抽气管网，然后用密封材料一塑料薄膜将砂垫层密封起来，并把薄膜的周边埋人加固场地四周的沟槽内，用黏性土垫实。把抽气管网的主管与场外的抽真空装置相连接。整个施工程序可概括成下列框图(图8)。图8真空预压法施工程序图9量测点平面布置⒉加固效果及分析为了对加固效果进行分析，在加固区内对被加固土体进行了膜内真空度、水平和垂直方向的变形观测，其量测点的平面位置详见图9。加固前后还进行了一系列野外测试和室内土工试验。⑴真空度根据加固区中心点观测资料绘制的膜内真空度随时间的变化曲线(图10)，表明在试验开始后经6h加固区中心点的真空度就可上升到77kPa；经16h真空度可达80kPa，到48h后就稳定在88kPa。这说明袋装砂井一真空预压法在短时间内一次就可上满预压荷载。图10膜内真空度随时间的变化曲线⑵垂直变形①地面沉降经过55d的预压，地面最大沉降发生在中心点，沉降量为0.60m，地面平均沉降为0.46m；卸荷后平均回弹量为31.6mm，中心点回弹量为42mm。地面的变形特征是中间大、两侧小，整个地面呈一锅底状(图11)。根据实测沉降值，采用对数曲线法，推算出最终平均沉降量为0.565m；加固深度内土层的固结度为82％。图11沉降随时间变化曲线②深层沉降分层沉降仪测得的结果表明，经过真空预压加固后的地基，其压缩基本是在地下8m范围内，8m以下的压缩量只占总沉降的17％(图12)。⑶水平变形根据布置在加固区边缘的15号和16号测斜孔测得水平变形随时间―深度的变化曲线(图13)。由图13可见，不论是沿着建筑物纵轴方向还是横轴方向，变形都是向着预压区，即土体往中心点收缩，这与堆载预压后土体产生的水平变形特征侧向挤出是截然相反的。这种变形特征可减少由于建筑物荷载施加后，软土地基产生的侧向挤出变形。⑷土质变化预压前后土质变化情况详见图7和表8。经过真空预压加固后其黏聚力c增长1倍以上，内摩擦角减小1°～3°。这种变化说明，经过真空预压后，“土的黏聚力随着密度的增加而增加，但内摩擦角却随密度的增加而减小”，被加固土体强度增长表现为随着深度逐渐减小。这种变化趋势与深层沉降随深度的变化是一致的，其压缩量越大的地方，土的压密程度越高，强度提高越大，但强度和变形指标增长较大的是在地面以下0～6m范围内。图12深层沉降变化曲线图1315号测斜孔s─Ⅳ测向表8预压前后承载力和压缩模量变化⑸工程检验本次加固工作于1983年底结束，后因各种原因，工程实际到1984年才开工，主体结构于1985年8月完工，历时1年。建筑物施工期间的平均沉降量为17.5cm，到1987年1月累计平均沉降量为36cm，沉降已趋稳定。沉降观测资料表明沉降十分均匀，沉降差小于20mm。而其西侧一幢6层住宅同时开工，地基采用块石砂垫层碾压