【文章內(nèi)容簡介】 的基本公式原理，對場地固結(jié)排水過程作簡化和保守的估算。水平排水墊層中地下水涇流量(見圖2)可用下式計算： (1) 式中： Q——垂直涇流方向上單位長度含水層的涇流量，m3/天： k——含水層的滲透系數(shù)，m/天； ——平均水力坡度，即A、B兩點的水位差除以兩點間距： 　H——含水層厚度，m： L——垂直涇流方向上含水層的單位長度，m。 假定地基每天的沉降量都為每天的固結(jié)排水量(實際上其中部分水量是通過地下滲流排出場地外的)，因此可以根據(jù)對地基沉降速率的控制要求和以往的工程經(jīng)驗確定。 墊層的滲透系數(shù)庀值可通過試驗測定和經(jīng)驗數(shù)據(jù)確定，水力坡度五值計算中A點的水位可采用該處不同深度上最高孔隙水壓力值換算得出。 對以上計算公式需要指出的是： 1 預(yù)壓場地的孔隙水壓力是隨時間消散而不斷變化的，并與地基土的沉降速率的變化是一致的，因此不會因水壓力的變化對估算結(jié)果產(chǎn)生太大的影響。當墊層的厚度難以滿足排水要求時，可以考慮設(shè)置盲溝、軟體透水管等加強排水能力。 2 預(yù)壓場地在墊層中的排水和水源是在整片預(yù)壓場地各位置上滲入墊層的，因而它們在墊層中涇流途徑和長度不同，與借用的涇流公式條件不一樣，為此取墊層中最大涇流長度的2/3作為假定的墊層水流平均涇流長度。 3 計算涇流模式是一個單向涇流，在實際的預(yù)壓場地只有條帶形場地條件下才相符。在近似正方形的場地上應(yīng)考慮另一方向具有相同的排水條件，墊層厚度可減少。 4 從公式的分析看，當瓞到很小的短時間內(nèi)，排水需要較厚的墊層來滿足，因為此時地基仍有一定的沉降量，也就是排水量，但水力坡度值已經(jīng)很小，所以需要較厚的墊層厚度。實際情況并不完全是這樣，一部分的固結(jié)排水可能是通過地基土的水平向滲流排出。設(shè)計水平排水結(jié)構(gòu)時應(yīng)盡可能降低B點排水口的標高，以增加墊層的排水能力。 5 當A點水位開始低于B點水位時，并不意味著地基固結(jié)排水結(jié)束。若A點仍有一定的超孔隙水壓力，會在地下向區(qū)外緩慢排出。 由于塑料排水板的斷面形狀和砂井不同，為了便于應(yīng)用砂井固結(jié)理論進行計算，應(yīng)把塑料排水板按式()換算成當量直徑諱。 過去國內(nèi)工程界為了安全，通常對標準型塑料板(100mm4mm)，即dp≈50mm，這也源自日本工程界，佐佐木伸根據(jù)野外實測結(jié)果改為取磊=50mm是偏于保守的。根據(jù)近幾年國內(nèi)外工程實踐和試驗研究成果，對標準型塑料排水板，其加固軟基的效果與70mm直徑的袋裝砂井至少相同，1990年7月在黃山召開的塑料板排水法加固軟基技術(shù)研討會建議口取。Holtz等也認為換算系數(shù)采用Hansbo(1979年、1981年)的取值，即由a=l推算當量換算直徑如是合適的。 1 對于深厚的軟黏土地基，豎向排水體的長度應(yīng)根據(jù)變形計算或穩(wěn)定分析而定，必要時還可采用超載預(yù)壓法滿足變形設(shè)計要求，但一般不宜超過20m。如果豎向排水體過長，則深度較大處附加應(yīng)力與土自重壓力相比已很小，外加井阻作用的影響，下部土的排水固結(jié)效果已不大。 由于軟黏土地基抗剪強度較低，預(yù)壓荷載必須分級逐漸加荷，加載速率必須與地基土因排水固結(jié)而增長的強度相適應(yīng)。首先以地基土強度指標及假設(shè)地基土在已施加荷載作用下地基平均固結(jié)度達到80%左右為依據(jù)，初步確定加載計劃，然后通過理論計算校核這一加載計劃的地基穩(wěn)定性和沉降。加載計劃的實施則以現(xiàn)場的動態(tài)觀測為依據(jù)，對加載計劃作必要的修正和控制。預(yù)壓荷載分級可按式(2)進行初步估算： (2) 式中： CU——地基土的不排水抗剪強度，kPa，可由每級堆載結(jié)束后十字板剪切試驗測定，； K——地基土整體穩(wěn)定安全系數(shù)，～。 由于砂料或板芯對滲流的阻力，豎向滲流將產(chǎn)生水頭損失，影響土層的固結(jié)速率。Barron(1948年)曾得到考慮砂井阻力的徑向固結(jié)微分方程的解，但即使對等應(yīng)變條件，其解仍然很復(fù)雜，圖3直觀地說明了不考慮涂抹作用時，排水井的滲透性對固結(jié)速率的影響。當井徑比n=7～1井的有效影響直徑小于砂井深度時，井阻影響可以忽略不計。但實際上，豎向排水體常設(shè)置于深厚軟黏土地基中，那么井阻的效應(yīng)可能會是較大的。對于等應(yīng)變的情況，Hansbo(1981年)考慮井陰作用的地基平均徑向固結(jié)度的近似解為： （3） (4) 式中：——地基平均徑向固結(jié)度；——徑向固結(jié)時間因子；l——砂井兩端與排水層相連時，砂井長度的一半；——未擾動土的徑向滲透系數(shù)；n——井徑比；——排水量；z——深度；kw——排水井滲透系數(shù)； Aw——過水斷面。 圖4給出了排水井長度對固結(jié)速率的影響，當f10m時(qw/kw=400m2)，井阻作用可以不予考慮。量舊圖4 排水井長度對固結(jié)速率的影響(Lancellotta et a1，1981) Aboshi和Yoshinkuni(1967年)、Yoshihkuni和Nakanodo(1974年)認為，對n=2l=15m的排水井，當qw=500m3/年時，井阻作用忽略不計；當qw=100m3/年時，對應(yīng)坼=80%的固結(jié)時間鋤較理想井時增加10%～20%。Aboshi和Yoshikuni(1967年)給出的固結(jié)方程解析解中井阻參數(shù)R為： (5) 式中： dw——排水井直徑。 Yoshikuni和Nakanodo(1974年)在自由應(yīng)變條件的固結(jié)方程精確解中用參數(shù)l來反映井阻作用的影響： (6) 當R，Ur=80%時，井阻對固結(jié)速率的影響將使瓦的增量小于10%。 曾國熙和謝康和(1985年)在等應(yīng)變條件的固結(jié)方程理論解中以井阻因子G表示井阻作用的影響： (7) 王鐵儒(1990年)采用曾國熙等(1985年)的算式，對SPBI型塑料排水板理想井和非理想井的平均固結(jié)度進行的對比計算表明(對應(yīng)kh=l 107cm/s、Cv=Ch=10＋cm2/s，t=90d，a=1)，當井長為15m時，%，相應(yīng)井阻因子G=；當井長為20m時，%，相應(yīng)G=。根據(jù)理論計算認為，當G，考慮井阻與不考慮井阻的影響兩者相差是有限的，平均固結(jié)度相差5%。 土的擾動包括沿砂井周面的土層的涂抹作用和距砂井一定距離內(nèi)土的擾動，這都會降低土的徑向滲透性。對于等應(yīng)變的情況，Barron(1948年)考慮涂抹作用的解為 　　　　　　 (8)式中：rs——涂抹區(qū)的半徑；rw——砂井半徑。Scott(1963年)重新整理了這個公式，并提出了他的解： (11) (12) (13)顯然m的表達式要比y簡單。不同，z值的坼一死關(guān)系曲線如圖5a)所示；m值如圖5b)所示，它是井徑比n和kh (rwk)的函數(shù)，可從室內(nèi)試驗測定重塑滲透系數(shù)ks值。如果能估計rs值，就可以從圖5的曲線關(guān)系預(yù)估涂抹作用的影響。Hansbo及美國《垂直排水工程指南》認為，涂抹效應(yīng)比s主要取決于套管的大小、型式及插設(shè)塑料板的方法，～3。一般kh/kw=1～5。 Hansbo(1981年)考慮涂抹作用的參數(shù)，其數(shù)值解與Barron(1948年)的解值相比較，誤差是可以忽略不計的。 Atsuo(1988年)認為，隨擾動而滲透性能降低的土型，擾動對固結(jié)速率的影響很大；隨擾動而壓縮性增大的土型，擾動對固結(jié)速率的影響則較小。同時，Atsuo詳述了運用“等效井徑比”的概念把非理想井轉(zhuǎn)化成理想井進行固結(jié)計算的簡便方法。對于因擾動而壓縮性增加的土型，涂抹的影響可用調(diào)整等效井徑比n’來解決： (14) (15)對于因擾動而滲透性降低的土型n’按下式調(diào)整： (16) (17) 式中： mvs——涂抹區(qū)土的體積壓縮系數(shù)； mv——未擾動區(qū)土的體積壓縮系數(shù)。 普通砂井施工采用水力噴射成孔法或螺旋鉆孔成孔法時，可以忽略涂抹作用的影響。采用打套管成孔法時，由于排水砂井直徑一般為300mm～400mm，其擠土作用明顯，因此不宜采用這種施工方法。 對于成井時擠土作用較小的塑料排水板或袋裝砂井，對土的擾動遠要比傳統(tǒng)的普通砂井低。Hansbo(1981年)取s=，根據(jù)圖6，當3時，對應(yīng)u。=90%的死相當于理想井的情況，即涂抹作用可以不予考慮。圖6 涂抹作用對固結(jié)速率的影響(Lancellotta et al，1981) 塑料排水板采用圓形鋼導(dǎo)管施工時，應(yīng)考慮土的涂抹和擾動影響，摒棄傳統(tǒng)的圓形心軸，可采用圖7的心軸形式，以減小成井對土的擠壓和擾動，使塑料板排水井和軟土具有良好的滲排水環(huán)境。圖7　　塑料排水板典型心軸 Hansbo(1981年)同時考慮井阻和涂抹作用的排水井地基平均徑向固結(jié)度近似解為 （19）曾國熙等(1985年)考慮井阻和涂抹作用的精確解可近似表達為 　　 　　　(20) 　　 　　(21) 　　 　　(22) 實際上，當z=l時，Hansbo(1981年)解中，因而其數(shù)值解與曾國熙等(1985年)的解相近。 浙江省標準《建筑軟弱地基基礎(chǔ)設(shè)計規(guī)范》(GBJ )認為按理想并計算的平均固結(jié)度在實際應(yīng)用時，～?！　τ谕恋膹姸仍鲩L率的取值，通?？捎上铝蟹绞将@得(參見圖8)： 1　現(xiàn)場十字板剪切試驗； 2　無側(cè)限抗壓強度試驗； 3　三軸固結(jié)不排水剪切試驗； 4 由塑性指數(shù) a換算而得。對于均質(zhì)的正常固結(jié)黏土，Skempton(1953年)建議強度增長率c/p=+，n。表1為11個砂井堆載預(yù)壓加固工程的強度指標。培綏?！?，；～，~～。江蘇利港電廠淤泥質(zhì)粉質(zhì)黏土的強度增長率，根據(jù)三軸不等向固結(jié)試驗和天然地基現(xiàn)場十字板剪切試驗資料，C/P位=。工程名稱φcu(176。)φ’(176。)tgφcu天津新港一碼頭D防波堤廣州鐵路路堤寧波冷庫652工程大堤16大連魚港防波堤19天津新港三碼頭27杜湖水庫東壩2603071050油罐工程183lO325塞爾特壩(英)27邱斯托克壩(英)32 表2為強度增長率c/p、塑性指數(shù)，Ip的試驗數(shù)據(jù)。從表中可以看出，不同剪切試驗得出的抗剪強度值很分散，十字板強度一般地要比三軸試驗數(shù)值低，且較接近于skempton公式的計算值，但試驗數(shù)據(jù)都較Skempton公式的計算值大。俞調(diào)梅(1985年)認為這有可能是由于超固結(jié)纖維狀結(jié)構(gòu)及粉細砂薄層等的影響，并認為對于上海軟黏土，取c/p=～。表1 抗剪強度增長率的比較表2 c/p、Ip的試驗數(shù)據(jù)說 明Ipc/p 值Skempton三軸qu十字板OCR曼谷黏土85Matagmi黏土47Drammen塑性黏土29O36Vaterland黏土16O22Studenterlunden18031Drammen瘦黏土11波士頓黏土21浙江大成黏土27斯里蘭卡泥炭2l上海軟黏土20O39O20034 至于超固結(jié)比(OCR)對強度增長影響，Ladd(1972年)有如下的經(jīng)驗公式： (23) 式中： ——超固結(jié)土的； ——正常固結(jié)土的； m——經(jīng)驗指數(shù)，～，OCR值較大時m較小，一般可取m=。Peck(1985年)指出：對于正常固結(jié)土，強度增長率c/，并通過固結(jié)試驗作出OCR沿深度的變化曲線。若Po+Ap小于先期固結(jié)壓力，則認為固結(jié)作用可略去不