范文一：太沙基理论

3．太沙基的一维渗流固结理论

太沙基（K．Terzaghi，1925）一维固结理论可用于求解一维有侧限应力状态下，饱和粘性土地基受外荷载作用发生渗流固结过程中任意时刻的土骨架及孔隙水的应力分担量，如大面积均布荷载下薄压缩层地基的渗流固结等。

（1）基本假设

l）土是均质的、完全饱和的； 2）土粒和水是不可压缩的；

3）土层的压缩和土中水的渗流只沿竖向发生，是单向（一维）的；

4）土中水的渗流服从达西定律，且土的渗透系数k和压缩系数a在渗流过程中保持不变； 5）外荷载是一次瞬时施加的。

需了解饱和土的一维渗流固结过程可观看如下一维渗流固结过程演示。

观看动画

观看动画

单面排水情况 双面排水情况

（2）一维固结微分方程

太沙基一维固结微分方程可表示为如下形式：

(4-24)

式中 CV称为土的竖向固结系数，cm2/s，其值为：

上述固结微分方程可以根据土层渗流固结的初始条件与边界条件求出其特解,当附加应力σz沿土层均匀分布时孔隙水压力υ(z,t)的解答如下：

(4-25)

式中 m为奇正整数（1，3，5，……）；TV为时间因数，即：

H为孔隙水的最大渗径，单面排水条件下为土层厚度，双面排水条件下为土层厚度之半。

一维固结的初始条件与边界条件

1. 单面排水土层中的初始条件与边界条件

当初始孔隙水压力沿深度为线性分布时，定义土层边界应力比为

式中p1为排水面边界处应力，p2为不排水面边界处应力。

2. 双面排水土层中的初始条件与边界条件

当初始孔隙水压力沿深度为线性分布时，定义土层边界应力比为

式中p1为上边界处应力，p2为下边界处应力。

范文二：太沙基理论

太沙基理论

在太沙基理论中，假定岩体为散体，但是具有一定的内聚力。这种理论适用于一般的土体压力计算。由于岩体中总有一定的原生及次生各种结构面，加之开挖硐室施工的影响，所以其围岩不可能为完整而连续的整体，因此采用太沙基理论计算围岩压力(松动围岩压力)收效也较好。

太沙基理论是从应力传递原理出发推导竖向围岩压力的。如图1所示，支护结构受到上覆地压作用时，支护结构发生挠曲变形，随之引起地块地移动。当围岩的内摩擦角为时，滑移面从隧道底面以的角度倾斜，到硐顶后以适当的曲线

AE和BI到达地表面。

图1 浅埋隧道松弛地压

但实际上推算AE和BI曲线是不容易的，即使推算出来，以后的计算也变得很复杂，故近似地假定为AD、BC两条垂直线。此时，设从地表面到拱顶的滑动地块的宽度为2a，其值等于: 1

) (1

式中 a——硐室半宽;

H——开挖高度。

假定硐室顶壁衬砌顶部AB两端出现一直延伸到地表面的竖向破裂面AD及BC。在ABCD所圈出的散体中，切取厚度为dz的薄层单元为分析对象。该薄层单元受力情况如图1所示，共受以下五种力的作用:

(1)单元体自重

(2)

(2)作用于单元体上表面的竖直向下的上覆岩体压力

(3)

(3)作用于单元体下表面的竖直向上的下伏岩体托力

(4)

(4)作用于单元体侧面的竖直向上的侧向围岩摩擦力

(5)

(5)作用于单元体侧面的水平方向的侧向围岩压力

(6) 式中 a——开挖半宽; 1

γ——岩体容重;

σ——竖向初始地应力; v

k——侧压力系数; 0

dz——薄层单元体厚度;

τ——岩体抗剪强度; f

初始水平地应力为

(7) 则岩体抗剪强度为

(8)

式中 c——岩体内聚力;

——岩体内摩擦角。

将式(8)带入式(5)得

(9) 薄层单元体在竖向的平衡条件为

(10) 将式(2)、式(3)、式(4)及式(9)代入式(10)得

(11)

整理式(11)得

(12) 由式(12)解得

(13)

边界条件:当z=0时， =p(地表面荷载)。将该边界条件代入式(13)得 0

(14)

将(14)代入式(13)得:

(15)

式中 z——薄层单元体埋深。

将z=H代入式(15)时，可以得到硐室顶部的竖向围岩压力q为:

(16)

设 为相对埋深系数，代入式(16)得:

(17)

式(17)对于深埋硐室及浅埋硐室均适用。将代人式(17)，可以得到埋深很

大的硐室顶部竖向围岩压力q为:

) (18

由式(18)可以看出，对于埋深很大的深埋硐室来说，地表面的荷载P对硐0室顶部竖向围岩压力q已不产生影响。

太沙基根据实验结果得出，k=1.0,1.5。如果取k=1.0，并以f代，由式00(18)得:

(19)

这和普氏理论中的垂直应力计算公式完全一致。 作用在侧壁的围岩压力假设为一梯形，而梯形上、下部的围岩压力可按下式

计算:

(20)

上述公式中， 。

下面举例说明n对q的影响。当k=1、p=0时，式(17)为: 00

3假设为?级围岩，γ=17kN/m，υ=20?，c=0.05MPa，a=15m，则 1

从上图可看出，当n=14时，函数曲线已接近水平，q值变化很小 。

从另一个方面说明，对于?级围岩，双线铁路隧道，荷载影响超过200m，这是普氏理论所无法解释的，所以，这时候应用普氏理论要慎重。

剧仲林

2010年8月7日星期六于重庆 分享

范文三：太沙基的单向固结理论在城市地面沉降研究中的应用

论文分类号 TU41 单 位 代 码 10183密 级 公开 研究生学号 200263E022 吉 林 大 学 硕 士 学 位 论 文 太沙基的单向固结理论在城市地面沉降研究中的应用 Application of Terzaghis 1D Consolidation Theory inResearch of the Urban

Landsubsidence 作者姓名:雷 伟 专 业:地质工程 导师姓名 陈 剑 平 王中平 及 职 称:教 授 教授级高工 学位类别:在职攻读工程硕士 论文起止年月:2004 年 4 月至 2005 年 11 月 吉林大学硕士学位论文原创性声明 本人郑重声明:所呈交的硕士学位论文，是本人在指导教师的指导下，独立进行研究工作所取得的成果。除文中已经注明引用的内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过的作品成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式标明。本人完全意识到本声明的法律结果由本人承担。 学位论文作者签名: 日期: 年 月 日 2 《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》投稿声明研究生院:本人同意《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》出版章程的内容，愿意将本人的学位论文委托研究生院向中国学术期刊(光盘版)电子杂志社的《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》投稿，希望《中国优秀博硕士学位论文全文数据库》给予出版，并同意在《中国博硕士学位论文评价数据库》和 CNKI 系列数据库中使用，同意按章程规定享受相关权益。论文级别:工程硕士学科专业:地质工程论文题目:太沙基的单向固结理论在城市地面沉降研究中的应用作者签名: 指导教师签名: 年 月 日作者联系地址:长春市南湖大路 6316 号邮编:130012作者联系电话:13159600539 3作者姓名 雷 伟 论文分类号 TU41保密级别 公 开 研究生学号 200263E022学位类别 工程硕士 授予学位单位 吉 林 大 学 培养单位专业名称 地质工程 建设工程学院 (院、所、中心) 2003 年 03 月-研究方向 土体工程 学习时间 -2005 年 12 月 太沙基的单向固结理论在城市地面沉降研究中论文中文题目 的应用 Application of Terzaghis 1D Consolidation Theory in Research论文英文题目 of the Urban Landsubsidence关键词3-8 个 太沙基 单向固结 地面沉降 姓 名 陈剑平 职称 教授 学历学位 博士 工作单位 建设工程学院导师情况 姓 名 王中平 职称 教授级高工 中国电力工程顾问 学历学位 博士 工作单位 集团公司论文提交日期 2005 年 10 月 10 日 答辩日期 2005 年 12 月 日 是 / 基金类别及编是否基金资助项目 否 号 如已经出版，请填写以下内容出版地(城 出版者(机构)名市名、省 称名) 出版者地址(包括邮出版日期 编) 4 内 容 提 要 自 20 世纪 50 年代以来，地面沉降问题越来越受到全球的关注。科学界在努力获得对自然沉降和人为沉降的进一步理解。同时在地面沉降的野外和室内监测、机理、预测技术、防治措施与效果方面也取得了丰硕的成果。进入 21世纪，随着我国工业的高速发展及城市人口的迅猛增加，地面沉降的面积迅速扩大，对城市地面沉降的认识需要得到高度的重视。城市地面沉降研究的理论很多，从不同的角度进行了分析，本文作者通过研究，以太沙基的单向固结理论为基础，提出了抽水引起沉降量的计算方法及完成沉降量的时间预测，并以河北省沧州市的地面沉降为例，进行了该理论的验证。关键词:太沙基 单向固结 地面沉降 5 前 言 沧州市地面沉降是伴随沧州市经济发展而产生的一种环境地质问题。工业的发展，城市人口的增加，不可避免地增大了地下水开采量，过度开采地下水，又引起了地面沉降。作为一个工业城市，城市可持续发展的可能性是需要以城市的地质环境为基础的，因而，沧州市地面沉降的发展状况将是影响和制约沧州市经济发展的重要、甚至是根本因素。本文作者引用了

有关单位对沧州市地面沉降的一些前期观测资料，力图用有关理论分析验证沧州市的地面沉降。这将有利于完善和提高现有的理论水平，有利于全国对地面沉降灾害的防治工作。 本文根据研究工作中存在的问题，从以下几个方面进行研究:1、确定开采地下水引起的沉降量计算公式。2、各种荷载作用下地基固结度及时间因数数学模型的推导，即五种荷载作用 下地基固结度及时间因数函数关系的推求。3、编写沉降量与时间互算的程序。为分析沉降与时间的关系提供计算工具。4、根据地面沉降的特征，提出防治措施，展望防治地面沉降的社会效益。 6 目 录第一章 绪论…………………………………………………………………………………11.1 国内外地面沉降研究的历史和现

状 ……………………………………………………21.2 选题的目的与意 义………………………………………………………………………41.3 所选题目的创新性及重点要解决的问题 ………………………………………………5第二章 沧州环境地质背景…………………………………………………………………82.1 区域地质环境概

况 ………………………………………………………………………82.2 地面沉降现状 ……………………………………………………………………………92.3 地面沉降造成的灾害 ……………………………………………………………………102.4 地面沉降产生的原因与机理分析 …………………………………………………… 13第三章 开采地下水引起地面沉降量的计

算 ……………………………………………173.1 沉降量计算公式的确立 ………………………………………………………………173.2 计算值与实测值的比较 ………………………………………………………………19第四章 采用一维固结理论分析城市地面沉降的时间效应 ……………………………204.1 数学模型的建立 ………………………………………………………………………204.2 程序流程设计 …………………………………………………………………………274.3 计算程序的编制…………………………………………………………………………29第五章 程序计算值、手工计算值和实测值的比较分

析 ………………………………325.1 程序计算值与手工计算值的比

较 ……………………………………………………325.2 沧州市地面沉降时间的分析 …………………………………………………………34第六章 公共对策 …………………………………………………………………………366.1 地面沉降的防治措施 …………………………………………………………………366.2 沧州地面沉降灾害防治对策 …………………………………………………………376.3 社会效益分析 …………………………………………………………………………39第七章 结

论 ………………………………………………………………………………417.1 本文主要研究成果 ……………………………………………………………………417.2 一些思考…………………………………………………………………………………44参考文

献 ……………………………………………………………………………………48中文摘

要 ……………………………………………………………………………………50英文摘

要 ……………………………………………………………………………………52致谢 …………………………………………………………………………………………54 7 第一章 绪论 地面沉降是指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。一般而言主要是不合理开采地下流体地下水、天然气和石油等所致。它具有生成缓慢、持续时间长、影响范围广、成因机制复杂和防治难度大的特点是一种对城市规划建设、经济发展和人民生活构成威胁的地质灾害。很早就为人们发现。19 世纪末 20 世纪初日本新泻、美国圣可塞及我国上海就发现了地面沉降现象。直到 1936 年墨西哥J.A.Guewas 发表了《墨西哥城的地面沉降问题》一文后才引起人们是关注。随着社会经济的发展和都市化程度的提高对地下水等流体资源不合理开发加强，地面沉降日趋明显。目前世界上已有 50 多个地区发生地面沉降比较严重的国家是美国、日本、墨西哥和意大利等。我国已有 50 多座城市发生地面沉降较为严重的有上海、天津、台北、西安、宁波和苏州等。 据调查，全国沉降面积达 48655 平方公里，年均直接经济损失 1 亿元以上。造成我国地面沉降的成因，主要是地下水的长期超量开采，同时，第四纪以来的活动断裂，加剧了这一灾害的发生和危害。 中国科学院院士薛忠禹在《2004 科学发展报告》中指出，地面沉降就像小孩子在不断发育，目前已经由沿海城市向大面积区域性扩展。在华北地区，地面开裂、房屋倒塌、下水道排水不畅、水质恶化等;在沿海地区，地面下沉使风暴潮危害范围扩大，海岸向内陆侵移。地面沉降对本来就低洼的沿海地区产生的负面效应和危害，大幅度地增加了低洼湿地面积，使耕地沼泽化。 据了解，中国的人均淡水占有量为世界平均水平的四分之一，是全球 13个人均水资源最贫乏的国家之一。全国 668 座城市中有 400 多座缺水，日缺水量达 1600 万立方米。作为城市供水重要来源的地下水正面临过度开采的威胁。统计显示，由于长时间对地下水的恶性超采，目前中国已形成区域地下水降落 1“漏斗”100 多个，面积已经达 15 万平方公里，其中华北平原近 7 万平方公里面积的地下水位低于海平面，此外全国已有近 50 个城市由于过量开采地下水而出现了地面沉降问题。 我国正在组织实施的南水北调就是为了解决北方严重缺水的问题。只有缺水地区的用水形势得到缓解，地下水超采状况才能根本好转。 作为中国加快建设地面沉降监测工作的核心组成部分，长江三角洲和华北平原两大监测网络建设目前正式启动并将于 2006 年全面完成。 1.1 国内外地面沉降研究的历史和现状 自上世纪 50 年代以来，人类经济工程活动引发的地面沉降日益突出，成为影响可持续发展的重要问题，同时其在世界各地也日渐普遍，受到社会各界的高度关注。 国际学术界对地面沉降问题极为重视，联合国教科文组织也深刻认识到地面沉降危害的严重性， 自 组织召开了一系列的国际地面沉降学术研讨会， 1969年至今已举办了六届，对地面沉降的研究与控制起到了很大的推进作用。2005年 10 月将在中国上海召开第七届，由中国地质调查局研究中心具体承办。 由抽水引起的地面沉降历来已久在国际国内都受到了人们极大的关注。自 1969 年以来国际上召开过 5 届国际地面沉降会议和数次范围略小的专题讨论会1984 年联合国教科文组织还专门出版了“抽水引起地面沉降的研究指南”。国内从 60 年代初开始了上海地区的地面沉降研究现已发展到许多大中城市和经济发展地区。预测沉降发展趋势的要求促进了

地面沉降的计算模型和方法的发展。自 1991 年的第 4 届国际地面沉降会议以来“理论和模型”已成为一大专题有关方面的文章占了会议全部论文的 1/5。为了减少沉降各国又都采取了控制地面沉降的措施。 我们国家发生沉降的区域逐渐扩大，河北省京津以南平原面积 262024.0km2，地面沉降主要集中在中东部平原，山前平原只有局部地区沉降较大。根据最新的地面沉降资料统计，目前形成了沧州、任丘、霸州、廊坊、保定、衡水、南宫、肥乡 8 个沉降中心，其中以沧州、任丘沉降中心沉降最为严重，1998 年中心沉降量分别为 1953.12mm、885.72mm。8 个沉降区中，沉降量大于 700 mm 的面积有 756.51 km2，分布在沧州和任丘，在沧州沉降中心沉降量大于 1000mm，沉降面积已达 421.1 km2。在沧州由于沉降每年已造成很大的经济损失。 我们国家的很多科研工作者积极开展对沧州沉降的研究。科研人员在用许多不同的理论和方法研究沉降量的预测及防治措施。分析方法可以分为 3 大类:经验法、半经验法、理论公式法等。随着学科的交叉渗透，许多新的分析方法不断产生，如灰色系统模型及神经网络模型在沉降预测上的应用。 对于理论公式法来说，随着预测和控制地面沉降的需求多种计算模型和方法得到了发展。按其特点可以分成两类每一类下又有不同的模型和方法见表 1。 表 1 沉降计算方法分类 Tab.1 Classification of computation methods类型 特点 模型和方法一维沉降计算 计算水位—沉降的关 基于太沙基固结理论的解析方法 系 考虑次固结的数值计算方法地下水渗流和土 计算水量—水位—沉 准三维渗流一维沉降的有限元计层变形的联合计 降的关系 算算 考虑流变特性的三维渗流固结耦 合模型 选择何种计算方法应根据不同地区的实际情况而定。而掌握好各种方法的特点则是正确选择的前提。 一维沉降计算在具有地下水位和分层标的地点一维沉降计算比较简单方便且易得到较精确的结果。 如果地下水的中心水位变化比较明显孔隙水压力变化应是引起沉降的主 3导因素则可以采用基于太沙基固结理论的解析方法该方法的优点是机理比较明显。 有关部门一直坚持对于沧州市的沉降观测、地下水位的观测及地下压缩土层性质的研究。通过多年的观测研究，积累了大量的资料。为后来人的研究奠定了基础。 地面沉降最大的字菔沉降中心其粘土累计厚度达 214.42,亚粘土累计厚度 131.41,主要开采段 200,400,的粘性土累计厚度达 179.01,为地面沉降的发生提供了物质基础。 该区域上黏土层分布面积较大，产状平缓，且地下水降落漏斗较开阔平缓。对于沧州地区的沉降研究，本人认为用太沙基的一维固结理论比较适合，本人试图用一计算过程简单、理论较浅显的方法进行分析验证，并是说其它理论不适用。 许多科研人员在用不同的分析方法进行沉降的研究，不可否认，各种理论都有其适用范围并且求解的难易程度、计算结果的精确度是不同的，不能简单地评判其优劣。 1.2 选题的目的与意义 地面沉降导致了地表建筑和地下设施的破坏。据统计，我国每年因地面沉降导致的经济损失达 1 亿元人民币以上。值得庆幸的是，我国已开始重视这个问题，控制人口增长、合理开采地下水等一系列政策的出台使我国很多地区的地面沉降现象已经或将得到控制。 地面沉降既然关系到经济和社会的可持续发展，因此地面沉降问题已经成为地球物理学科中的一只日益活跃的分支。其内容涉及地面沉降和塌陷的原因分析，地面沉降的监测技术，地面沉降的预测及地面沉降的防治措施等方面的问题。这些问题实质上是有联系的。例如对地面沉降原因的分析，认定地下水 4过量开采是主要原因，则可以据此建立预测地面沉降的模型，直至进行数值预测。同时可以根据对引起沉降原因的分析，提出防治地面沉

降的措施。 中国上海是地面沉降发生最早的城市。上海从 1966 年到 1995 年，由于采取对地下含水层的人工回灌，调整开采层段，严格控制地下水开采量，调整开采和回油层段等方法，结合行政法规，在 30 年内，地面沉降控制在 120 毫米左右，年沉降速率仅 4 毫米/年，在相当大程度上减轻了地面沉降的灾害。 地面沉降问题一直是国内外热门的研究领域，已成为制约区域经济发展的重要灾种之一。本人所以选择了“太沙基的单向固结理论在城市地面沉降研究中的应用”作为研究生毕业论文的课题，深感理论意义和现实价值都很巨大。 1.3 所选题目的创新性及重点要解决的问题 (一) 拟采用研究方法创新性的讨论 我国的长江流域、黄河流域、珠江流域和辽河流域等都存在严重的地面沉降问题，有关专家称其为流域性地面沉降问题;同时大型工程对沉降的影响也不容忽视，如在上海，黄浦江大桥工程、隧道工程、地铁工程、高大建筑工程、高速公路运营过程中越来越明显地受到地面沉降问题、基础沉降问题、建成后运营过程中沉降问题、差异沉降问题以及区域地面沉降对工程的影响问题等。能否有机地将区域沉降问题与工程性沉降问题联系起来，将这两种沉降的形成机理认真地运用一定的理论加以分析，建立沉降与时间关系计算的数学模型，编制计算机运算程序，预测可能的沉降量并与实际观测值比较，提出行之有效的防治办法。可以看出，以上各个问题都是互相关联的，能否建立一套预测地面沉降及对应的防治措施的机制即预警机制是极为重要的，本人欲在此方面做一些探索工作，觉得是非常有必要的。 在我们国家地面沉降最严重的上海，研究发现，离黄浦江越近，建筑物沉降越严重。从这可看出，影响地面沉降的因素很多，如建筑物荷载、地基土体 5的性质、地基土体的饱和程度、区域性地下水位的降落等，将这些影响沉降的因素综合起来研究沉降是必须的，不能将其割裂开单独研究。在综合研究的基础上，建立一定量评价体系更为合理。 (二)该研究方法的基本思想 基本思想如下: 在我们国家城市地面沉降最严重的区域选择一有代表性的城市，收集不同时间内地面沉降的数据、土体的物理性质指标及地下水位变化情况，作为理论分析的基本资料。之后建立沉降与时间关系的数学模型，编制计算机运算程序，进行沉降计算量与观测量的比对分析，提出防治地面沉降的措施。 (三)重点要解决的问题 针对该方法的内容，研究中的重点要解决的问题有如下三个: 1、建立沉降与时间关系的数学模型; 2、编制计算机运算程序，用于分析沉降与时间的辨证关系; 2、综合分析影响沉降的各种因素，提出防治地面沉降的措施。 6 研究思路框图 收集沧州市地面沉降的各种基 本资料，为研究做准备。运用一维固结理论，明确抽 运用一维固结理论，确立沉降水引起沉降的沉降量计算公 与时间关系的数学模型，编制式，并计算沧州不同时期的 计算机的运算程序计算不同沉降量。 沉降量所需的时间。对沉降计算量与观测量进行 对实际沉降所需时间与计算对比分析。 时间进行对比。 提出防治.

范文四：利用修正太沙基理论进行土体非线性固结沉降计算研究

利用修正太沙基理论进行土体非线性固结

沉降计算研究 2005年第4期上海地质

ShanghaiGeology?4l? 利用修正太沙基理论进行

土体非线性固结沉降计算研究

陈琦慧孙树林

(河海大学地质及岩土工程系南京210098) 摘要提出在基于小变形弹性假定的太沙基一维固结方程解答中采用非线性条件

下定义的固结系数,并且进行了计算验

证,结果证明在小变形弹性固结方程的解答中采用非线性条件下定义的固结系数

可以使计算结果更好地接近实际

沉降值.相对于传统太沙基理论,修正后的太沙基固结理论可以用来更准确地计算

实际工程中的非线性固结沉降.

关键调Terzaghi一维固结理论;非线性;固结系数;修正 1引言

自Terzaghi一维固结理论提出半个多世纪以 来,由于它公式简单,计算方便,在计算一般工程土 的固结沉降时,计算结果具有一定的可靠性,而成为 岩土工程中应用最广的理论之一.它体现了固结的 基本物理过程,采用的参数可由常规的室内试验提 供,而且可以手算求得计算结果.但是在计算新近 沉积的超软土,人工吹填土,水坠坝充填土等的固结 沉降量时,由于Terzaghi一维固结理论的小变形假 定,使得它的计算结果与大变形固结方程计算结果 及实际固结沉降量之间有较大的误差.目前,较为 完善的非线性大变形固结方程基本已经建立,传统

的一维固结理论通常是其特例,但是由于大变形固 结理论控制方程的高度非线性,要得到解答尤其是 解析解是很困难的,少数的完整解都是基于进一步 的线性化假设才得到的?J.因而本文通过改变固 结系数的值,而沿用传统的太沙基理论来估计实际 工程中土体固结速度和固结沉降量,以得到与大变 形固结理论相近的结果.

本文通过利用Gibson一维大变形固结方程中 定义的固结系数,得到了适合用于Terzaghi一维固 结方程进行大变形固结分析的固结系数,并用修正 的Terzaghi一维固结理论对某一地基进行了固结沉 降计算,并将计算结果与实际所测沉降结果进行对 比,发现两个结果相近,修正Terzaghi理论具有一定 的适用性.

2太沙基固结方程的改进

太沙基就建立了单向固结基本微 早在1925年,

分方程,并获得了一定初始条件和边界条件下的解 析解,这一方程迄今仍被广泛应用.其具体表达式 如下:

0u0M

式中:C.为固结系数.

为了便于分析和求解,太沙基做了一定的假设, 根据他的假设,土的压缩系数为常数,即有效应力和 孔隙比之间为线性关系,而且渗透系数为常数.然 而,在实际工程中,有效应力与孔隙比之间有非线性 关系,渗透系数也与孔隙比有关.

2.1非线性条件下固结系数表达式

固结系数的定义是由固结方程式决定的.对于 大变形固结问题,由于采用不同描述方法得到的固

结方程式存在差异,另外采用不同的控制变量得到 的方程也不尽相同,所以大变形固结系数的定义不 是唯一的.本文采用土工教材中常见的Gibson一 维大变形固结方程所定义的固结系数来对太沙基一 维固结方程进行修正.

Gibson得到的固相坐标z下的非线性固结控制 方程为:

收稿日期:2005-06—30

第一作者简介:陈琦慧,男,1979年生,现于河海大学 工程地质专业攻读硕士学位,主要从

事软土特性与地基基础工程,高含水

量固体废弃物特性等方面的研究.

?

42?

上海地质

ShanghaiGeology

总第96期

砉+去[g(e)砉]+(一1)[A(e)老]=0

(2)

ge,=?

)=](4)

式中:和分别为土体颗粒和水的容重;k(e)和 e)分别表示渗透系数和有效应力,都与孔隙比有 关;这里轴方向向上.

从(2)式中可以看到,固结系数被定义为: c=ge,=?

2.2非线性条件下有效应力和渗透系数的表达式 张继发等(2001)在求解(2)式的解析解时,

曾采用双曲线方程拟合有效应力仃与孔隙比e的 关系,并假定渗透系数k与孔隙比e之间为线性关 系.不过,对于仃一e和k—e的关系,现在普遍接 受的是半对数线性关系.因此,本文将采用这些更 普遍的假定来进行太沙基方程的修正. 对于k(e)一e的关系,普遍接受的是半对数线 性关系,具体如下式所示:

e=e0+Aln[k(e)/k0](6) 即:后(e)=koexp[(e—e0)/,4]=mexp(e/A)(7)

式中:m=koexp(一e0).

对于仃,(e)一e之间的关系,可表示为下式所 示:

e=e0一Cln[e)/](8)

即:e)=troexp[(e0一e)/C]=nexp(一e/C) (9)

式中:n=troexp(e0/C). 将(7)式和(9)式代人(5)式,即可得到根据 Gibson一维大变形固结方程得出的非线性条件下的 固结系数表达式为:

—

mexp(e/A)d[nexp(-e/C一

(口+e)de

2.3太沙基固结方程中固结系数的修正 当土体的孔隙比变化范围不是太大时,可以通 过函数拟合得到:

1+e=exp(e/e一B)(11)

式中:e.和与孔隙比的变化范围有关,可以通过 曲线拟合计算得到.将式(11)代人式(10)并且进 行进一步简化,可得到:

C=Eexp(口e)(12)

式中:E=却();口=一吉一1.

由于太沙基一维固结方程推导过程中的一些假 定,比如假设土体变形是微小的,假设土体只发生竖 向压缩变形和竖向孔隙水渗流等,导致在使用太沙 基固结方程计算大变形固结沉降时,计算沉降速率 必然小于实际沉降速率.同时太沙基固结方程中所 采用的固结系数是常数,取为t=0时的c值,而在 实际沉降过程中,大量的常规固结试验,渗压固结试 验,现场堆载预压反算结果等均表明随着有效应力 的增加,固结系数随固结过程逐渐减小Hl5J,固结速 率也慢慢减小,说明固结系数取为c们进行固结沉降 计算时沉降速率大于实际沉降速率,这就在某种程 度上折合了由于太沙基固结方程假设条件引起的计 算误差,增大了计算结果的准确性.

本文为了考虑土体非线性对固结过程的影响, 及折合由于太沙基固结方程假定引起的计算误差, 在使用太沙基固结方程进行大变形固结计算时取固 结系数如下:

Cv=Eexp(ae0)(13)

将式(13)代人式(1)即得修正太沙基一维固结 方程.

3计算验证

为了验证改进太沙基固结方程的适用性,本文 在不同A,c值以及不同的孔隙比变化范围条件下 进行了固结计算.A/C值的范围一般为0.5—2,而 且大多在1—2.这里选取A/C=1和2两个情况进 行计算.

根据某污水处理厂污泥的室内试验结果得到的

土性参数进行验证计算,根据此类污泥的压缩曲线 拟合结果(如图1)可以得到:

仃=6?199×104e丽--e),KPa(14) 3.1当A/C=1时

由已知得仃,e.,k.值以及式(14),式(9),式

(7)可以求得k(e)一e关系式为:

k=1?84×0,唧(),cm(15)

2005年第4期陆琦慧等:利用修正太沙基理论进行土体非线性固结沉降计算研

究?43?

,\

邋

籁

扭

45678

图1试验e—P曲线及其指数曲线拟合

Fig.1e—Pcurveandexponentialfitting

图2函数拟合结果

Fig.2Functionfitting 在孔隙比变化范围为4.15—7.18时,通过函数 拟合(如图2),可以得到式(11)中的参数e=6.6357 和B=一1.0293.另外,根据式(15)求解过程中得 到的A,c值及已知条件e.=1.682可求得式(13) 中的参数E=O.561m/d;a=一0.151.将这些值代 人式(13)可得改进太沙基固结方程中固结系数. 3.2当A/C=2时

同理可得到:

k=1.199×10exp(),cm/s(16) 此时的固结系数为:Cv=0.225m/d.

通常大多数粘土的固结系数变化范围为:3X 10m/s到1X10m/s(Duncan1993),即2.592 X10叫m/d到8.64X10m/d,可见本文所提及 淤泥的固结系数要比大多数粘土的固结系数大得 多,表明此类淤泥具有高压缩性,具有大变形非线性 的固结特性.

3.3计算结果分析

利用本文得到的修正太沙基理论在不同条件下 的计算结果与传统太沙基理论计算结果及实际沉降 量进行比较,结果如图3一图4所示.本文中由于 两种情况下cv值相差不大,所以在计算时取固结 系数为两者均值进行计算.A,c取值对计算沉降 量的影响本文中暂不予讨论.传统太沙基固结理论 固结系数表达式取为式(3),通过普遍坐标系上渗 透系数与孔隙比和有效应力与孔隙比的拟合曲线确

式(3)与我们熟悉的 定,由于所采用坐标系的不同,

固结系数表达式相差一个系数(1+e),实质上其与 传统太沙基理论中的固结系数是一致的J. 由图3一图4可见,修正太沙基理论计算结果 与传统太沙基理论计算结果相比更接近于实际沉降 值,说明本文提出的修正太沙基理论具有一定的适 用性.在确定修正太沙基理论中的固结系数时,固 结系数表达式(13)中的E是通过式(7)和式(9)中 的参数m,n和c以及式(11)中的B计算得到的, 考虑了土体非线性的影响.

沉降s/m

图3土体初始厚度1.33m,

荷载10.76KPa时实测与计算沉降量

Fig.3Observedandcalculatedsettlement

whenh0=1.33m,P=10.76KPa

O123

图4土体初始度1,14m,

荷载7.58KPa时实测与计算沉降量

Fig.4Observedandcalculatedsettlement

whenh0=1.14m,P=7,58KPa 结果

们???们O

0

00OO

OOO

?

44?

上海地质

ShanghaiGeology

总第96期

4结论

自Terzaghi一维固结理论提出以来,人们已有 大量的工程实践和改进方法,但是问题仍然没有解 决.在实际工作中常常发现Terzaghi一维固结理论 计算的沉降速率远小于实测值,这是因为许多实际 工程都是在三维或二维条件下发生固结和变形的, 而现有的非线性固结理论由于设计参数较多,准确 确定这些参数又比较困难,限制了这些固结理论在 实际工程中的应用.因此,本文提出了在基于小变 形弹性假定的固结方程的解答中采用非线性条件下 定义的固结系数,并且进行了计算验证,结果证明在 小变形弹性固结方程的解答中采用非线性条件下定 义的固结系数可以使计算结果更好地接近实际沉降

值.修正太沙基固结理论可以用来更好地近似计算

实际工程中的非线性固结沉降.

参考文献

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固结解析分析方法研究.[J]水利,2.1302(7:16-22

StudyoftheamendedTerzaghitheoryin

calculatingclaysnon——linearconsolidation

ChenqihuiSunshulin

(DepartmentofGeologicalandGeotechnicalEngineering,HohaiUniversity,Nanjing2100

98)

Abstract:ThepaperhasputforwardtheamendedTerzaghitheorybyusingcoefficientofcons

olidationdefinedun—

dernon—

linearconditionandvalidateditusinganexample.Theresultindicatedthatusingcoefficiento

f

consolidationdefinedundernon——

linearconditioncanmaketheresultofTerzaghitheorybettercloseto theresultofpracticalsettlementofclay.TheamendedTerzaghitheorycanbebetterusedincalculating

thenon—linearconsolidationofclay.

Keywords:one—dimensionalTerzaghitheory,non—

linear,coefficientofconsolidation,amended

(上接第46页)

GPSElevationfittingbasedonmovingsurfacemodel

WangshuweiChenzhengyang

(CentralSouthUniversity,Changsha410083)

Abstract:Asanwell—

applyingmodelamongGPSheightmodels,movingsurfacemodelhastwocharacteristices consitingofcontinuityanddiscretness.Ageneralformisfroposedinthispaper,andanexampleiscalcu—

latedbyusingthismodelwhichshowsgoodresults.

Keywords:GPSolevationfitting,movingsurfacemodel,heightabnormality.

范文五：太沙基一维固结理论在软土路基沉降变形初期阶段的开拓应用探讨

() 1006- 4362 200402- 0001- 05 文章编号:

太沙基一维固结理论在软土路基沉降

变形初期阶段的开拓应用探讨 1 1 1 2臧亚君, 石豫川, 刘汉超, 张义柱

()1. 成都理工大学环境与土木工程学院, 成都 610059; 2. 四川交通职业技术学院, 成都 611130 摘要: 结合某高速公路 、两处路堤完工一年后才开始的断续的前期沉降变形监98+ 02898+ 470 K K 测成果, 利用太沙基一维固结理论, 在缺少固结参数而又无法对多层软土路基固结参数分别反演的情况 下, 通过对地基整体固结参数的反演及数理统计分析, 来达到沉降变形和沉降时间预测的目的; 并通过 与不同方法最终沉降变形预测结果之对比, 及沉降预测结果与监测成果之拟合对比, 进一步论证了该方 法的可行性。

关键词: 太沙基; 一维固结理论; 软土路基; 整体固结参数; 沉降变形; 可行性中图分类号: 文献标识码: A TU 471. 8

量约 20% 。块石大者 30, 50 cm , 松散—稍密。层厚 1 前言 5. 8, 12. 8 m 。 在 高 速 公 路 中 隔 带 上, 层 厚 为

12. 8 。太沙基一维固结理论是我们经常用到的沉降变 m

( ) 2粉质粘土: 灰棕色, 软塑, 很湿, 局部受挤压 形及沉降时间预测计算的重要方法之一。按照常规,

具扰动现象。 层厚 1. 5, 2. 5 。m 在固结系数或渗透系数已知的情况下, 便可较理想

( ) 3淤 泥 质 粘 土: 棕 灰、黑 灰 色, 软 塑, 局 部 流 地计算最终沉降量以及任意时间的沉降变形, 但如

塑, 饱和, 含腐殖质及朽木, 局部夹薄层细砂及淤泥。 果路基软土多层而又缺乏上述已知条件, 单靠路堤

层厚 2. 4, 3. 8 , 局部尖灭。m 完工一年多以后才开始的少量断续监测资料而又无

( ) 4粉细砂土: 灰、灰绿色, 局部灰黑色, 松散— 法分层反演其固结参数的情况下, 怎样利用该方法

稍密, 饱水, 局部含泥和夹淤泥薄层。 层厚 3. 65, 并能达到较为理想的预测目的, 需要深入探讨。本文 , 结合某高速公路 K 98+ 028、 正是在这样的条件下

6. 55 , 局部尖灭。m K 98+ 470 两处路堤的类似情况, 通过对该方法的开

( ) 5泥岩、泥质粉砂岩: 紫、紫红色, 中厚层互层 拓应用, 并通过对比分析, 充分论证了该方法的有效

状, 层理发育。 顶面最大埋深 21. 35 。性和可行性。 m

2. 2 98+ 470 处路基地质结构 K 2 地质结构概况 ( ) 1填筑土: 以砂岩、泥岩碎块石为主, 充填有

该高速公路的两处路堤建于谷地冲洪积成因的 角砾和粘性土, 松散—稍密。层厚 3. 6, 11. 2 。在 m

粘性土、淤泥及砂土之上。 据钻探揭露, 地质结构具 高速公路中隔带上, 层厚为 11. 2 。m

有横向不均匀性且二者略有不同, 现按层位由上而 ( ) 2粘土: 灰棕色, 软塑, 很湿, 局部下部含淤泥

下分述如下。 质, 呈透镜体或似层状。 层厚 0. 8, 3. 7 。m 2. 1 K 98+ 028 处路基地质结构 部含腐殖质及朽木。 层厚 , 局部尖灭。 ( ) 3淤泥质粘土: 灰棕、灰黑色, 软塑, 饱水, 局

( ) 4淤泥: 灰黑、黑色, 软塑, 局部呈流塑状, 饱

水, 富含腐殖质, 夹薄层细砂及淤泥质粘土透镜体。

层厚 5. 1, 9. 0 , 局部尖灭。m

() 5粉细砂土: 灰、灰绿色, 松散—稍密, 饱水。

层厚 0. 65, 3. 2 , 局部尖灭。m

( ) 6泥岩、泥质粉砂岩: 紫、紫红色, 中厚层互层 图 2 98+ 028 沉降变形监测曲线 K 状, 层理发育。 顶面最大埋深 23. 3 。m ( )第二次加铺前 3 研究路段沉降变形监测 F ig. 2 98 + 028 M on ito r ing cu rve of sub sidence defo rm a t ion of K ()sect ion B efo re the second rep av ing

研究区路基处于不良地质路段, 在建设过程中

及建成通车后, 均发生了不同程度的沉降变形。据资

料统计, 该段路堤在 1998 年底修筑完工后, 由于较

大的沉降变形, 为满足通车要求, 路面于 1999 年 12

月 17 日通车前不得不进行了第一次重新加铺维修,

并详细测量了加铺维修前后的路面标高。 之后, 从

2000 年 3 月 5 日开始, 对该段路面变形进行了系统 图 3 98+ 028 沉降变形监测曲线 K 3 ( )第二次加铺后 观测: 以沿路基纵向每隔 20 为一个监测断面, m F ig. 3 98 + 028M on ito r ing cu rve of sub sidence defo rm a t ion of K ( ) 每个断面 4 个监测点 图 1, 监测路基沉降变形的 ()sect ion A f ter the second rep av ing 发展。 时至 2000 年 10 月初, 由于路基变形量较大,

对行车畅通和安全造成了不利, 因此, 对研究段路面

进行了第二次重新加铺维修, 但由于没有很好保护

好前期观测点, 从 2001 年 1 月份开始, 又对研究区

段重新进行布点, 布置方法同前, 并继续进行观测。

而正是由于这种监测间断, 致使路面维修期间的变 图 4 98+ 470 沉降变形监测曲线 K 形量缺失, 从而使监测结果具有不连续性, 也给监测 ( )第二次加铺前 M on ito r ing cu rve of sub sidence defo rm a t ion of K98 + 470 F ig. 4 成果的应用带来诸多不便。 图 2 和图 3 分别是 98K ()sect ion B efo re the second rep av ing + 028 处路面 2000 年年底路面第二次加铺前后的

沉降监测曲线; 图 4 和图 5 分别是 处路 98 + 470 K

面 2000 年年底路面第二次加铺前后的沉降监测曲

线, 两处路面重新加铺过程中的变形量缺失。从路面

图 5 98+ 470 沉降变形监测曲线 K ( )第二次加铺后 F ig. 5 98 + 470 M on ito r ing cu rve of sub sidence defo rm a t ion of K ()sect ion A f ter the second rep av ing 图 1 监测点布置示意图

. 1 F igL ayou t sk e tch m ap of m on ito r ing do t 第二次重新4 太沙基一维固结公式应用探讨

形总体上处加铺前后的监测曲线对比来看, 沉降变 4. 1 公式简介

(于等速发展阶段 98+ 028 处加铺前显K 为预测地面沉降的发展趋势, 在水位升降已经

1 ) 示渐趋稳定, 但加铺后的曲线总体仍为等速, 同时,

() 理论计算地基土的固结变形和相应固结时间, 即土 说, 在进行编程计算时对公式 1进行如下变换:

()s= 4 层变形量与时间变化关系, 可用下列公式计算: sr U t1 ? t1

()s= s U r1 s U () rt ? t s=? t2 5t2

8 1 1 ()- N - 9N - 25N s U rs=6 ? t3 t3 t t t ( )? U = 1 -2 e + e + e + 2t 9 25 Π( ( )( ) ( ) ) 式 5减去 4、式 6减去 4, 然后两式相除, 2 ΠC v便可暂时消除最终沉降量 , 从而得到下式:S ? = ()N tt 3 2 4H s- sU - U t2 t1 t2 t1()= 7 () 式中, s为最终沉降量 ; s为预测某时刻 t 月 ? mm t st3 - st1 U t3 - U t1

() () 以后的土层变形量 ; U 为固结度 % ; t 为时 mm t () 2假定 t, t这段时间内固结系数 C 为 定 1 2 v ( ) 间 月; N 为时间因素; 为固结系数; 压缩时为 t C v () () (值, 将固结度及时间因素计算公式 2和 3它们最

2 ( ) ) () 终都是固结系数 的函数带入公式 7 当中, 便可 , 回 弹 时 为 月; 为 土 层 的 计 算 厚 ?CV c CV S mm H C v

求得固结系数 v 的一个迭代公式: C 度, 两面排水时取实际厚度的一半, 单面排水时取全 2- 4H ()部厚度 。mm ()) (8 C = f v log f 1 -2 2 Πt 2 4. 2 太沙基一维固结公式开拓应用探讨 式中: 根据太沙基一维固结公式的应用条件, 在水位 2 - Πt c 2 2 1 v - 9Π tc- 9Π tc 1 1v2v2 4H f = e + 1 22升降已经稳定的情况下, 为预测地面沉降的发展趋 4H 4H e - e 9

2 2 势及土层变形量与时间变化关系, 可应用上面所提 - 25Π tc - 25Π tc 1 v 12v+ 2 2 4H 4H e - e 25 ()( ) ( ) 到的公式 1、2和 3来计算, 但由于固结系数 CV 未知, 加之地基土又为多层软弱土层 或渗透系数 K2 2 tc Π- - Πt c s- s t2 t113 v v 组成, 因此, 不但不能直接利用这些公式进行沉降量 f = 2 2 2 H 4H 4e - e s- s t3 t1 和沉降时间预测计算, 即使对固结系数进行反演也 2 2 - 9Π tc- 9Π tc 1 1v3v+ 224H 4H 不可能仅利用少量的观测资料同时对多层地基土进 e - e 9

2 2 - 25Πtc - 25Πt c 1 行反演。因此, 本文根据填筑体经过压实其变形量相 13 v v + 224H 4H e - e 25 对远小于下部厚层软弱土层、以及砂土的变形一般 其余符号同前。 ( 在短期内即可迅速完成 此处考虑为在施工期间业 () ( ) 3编程计算。 将迭代公式 8编程, 利用观测 ) 已完成的前提条件, 对一维固结计算公式进行大胆 () 数据 自由组合便可计算得出一系列的对应固结系 开拓, 即将现今沉降观测值考虑为均为软土层所产 () ( 数 C值, 然后利用格拉布斯 法 适用小样 V G rubb s生, 这样可以将整个软土层考虑为一个整体, 利用观 ) ( ) 本或极限误差法 适用大样本对异常数据进行舍 测资料对固结系数进行反演, 然后再反求固结沉降 2 弃判别, 再根据规范对地基土物理力学性质指标 变形量和固结时间。也就是说, 首先对一维固结公式 统计的基本规定和要求, 对固结系数 C进行统计处 V 进行推导变换, 编制程序, 并利用 2000 年 3 月 5 日 理, 求得平均值和标准值。

( 至 2000 年 9 月 25 日的观测资料 路面第一次重新 () 4最终沉降量及沉降时间。 根据上一步反算 ) 加铺维修后至第二次重新加铺维修前的监测成果, 出的固结系数, 利用 2000 年 3 月 5 日至 2000 年 9 以及岩土工程勘测资料对整体固结系数进行反算, () 月 25 日的沉降观测值, 回代到公式 1中, 便可算出 然后再利用反算的固结系数对最终沉降量和固结沉 几组最终沉降量, 仍对其进行统计处理, 将平均值或 降时间进行初步预估, 并对 2001 年以来的沉降变形 统计标准值近似作为该计算点的相对最终沉降量; ( 进行预测, 将预测结果与 2001 年来 路面第二次重 同 时, 根 据 固 结 系 数, 回 代 到 固 结 度 U 计 算 公 式 t ) 新加铺维修后的沉降变形监测结果进行对比, 以验 () 2, 便可求得达到不同固结度时的固结时间。然后, 证该方法的可行性。 具体如下: 利用预测的相对最终沉降量及固结系数对 2001 年

() 1选用时间起算点。计算时选取 2000 年 3 月

二是引进统计处理, 统计程序自编, 统计过程中对异 2001 年的沉降监测结果进行预测对比, 具体结果见 常值的判断和舍弃均一次完成, 既简便又增加了计 表 2。

算值的可信度。 6 结果分析与评价

5 变形预测结果 () 1对于最终沉降预测结果: 从表 1 不难看出,

() 1沉降变形量及沉降时间预测结果 为了更好除 处的 测点《建筑地基基础设计规范》 98+ 470 K A

地对比太沙基一维固结公式的沉降量 法与太沙基一维固结公式法预测值相差较大外, 总 预测结果, 特将利用《建筑地基基础设计规范》所计 体上两种方法预测结果很接近。 另外, 对于 98+K 算的最终沉降量同时列于表 1。 028 处, 总体上一维固结法预测结果略小于建筑规 表 1 研究段特征点的沉降时间和最终沉降量预测结果 范法, 而 处正好相反, 这主要与两处地基 98+ 470 K 1 T ab le Fo reca st ing ou tcom e s of even tua l sub sidence and 土的差异有关; 对于 处, 主要为粉质粘土98+ 028 K defo rm ed t im e abou t th e ch a racte r ist ic do t s of 处却 470 和淤泥质粘土层, 没有淤泥土层, 而 K 98+

re sea rch sect ion of one sp eedw ay 主要为较厚的淤泥土层, 相对而言, 前者超固结比较 大的土层所占比例较大; 另外, 98+ 028 处还含有 一维固结法 K = 50% = 90% 建筑规 相对固 U U 里程 范法 S 计算点 时的时间 时的时间 结系数 相对值实际值 厚度相对较大且层厚也相对稳定的粉细砂土层, 更 桩号 2 () ()()cm 年年(t t )? cm s () ()cm S S cm 有利于粘性土的排水固结。而对建筑规范法来说, 其 - 45. 6 24. 0 27. 7 35. 6 38. 2 测点 ×10 2. 00A 自身缺陷之一便在于土层的不同超固结比上, 即对 - 47. 6 32. 7 37. 2 45. 1 53. 9 ×102. 00测点 B K98 超固结比较大的土来说, 计算结果偏大 , 相反则偏 + 028 - 45. 6 24. 3 32. 4 40. 6 58. 2 ×10 2. 70测点 C 小。 因此, 两种方法计算结果之间存在的少量差异, - 4×10 5. 4 23. 1 45. 5 53. 7 47. 4 1. 20测点 D 也符合该事实, 这同时也证明太沙基一维固结法的 - 44. 2 18. 2 77. 9 104. 6 56. 0 测点 ×10 8. 20A 开拓应用具有合理性。 - 45. 6 24. 1 86. 8 113. 5 96. 7 测点 ×10 2. 30B K98 () 2对于沉降时间预测结果: 根据搜集的资料 + 470 - 45. 8 25. 1 92. 2 119. 6 101. 4 测点 2. 20×10C 显示, 临近的建国初期所建设的铁路线, 由于过量的 - 48. 1 34. 9 90. 4 117. 8 117. 9 测点 ×102. 20D

沉降变形, 已进行了多次加铺维修, 而目前其变形虽 注: 表中一维固结法计算实际= 值 相对值+ 第一次加铺前的沉降量 。

然已经很小, 但监测显示变形仍在继续。 因此, 说明 () 2沉降变形结果拟合对比

太沙基一维固结方法对固结时间的预测结果应该比 根据对研究段路段固结系数 C的反演和最终 V

较可靠。 沉 降 量 及 沉 降 时 间 的 预 测 结 果, 可 对 2000 年 和

表 2 研究段特征点沉降量实测值与预测结果对比

2 T ab le Com p a r ison be tw een th e fo reca st sub sidence defo rm a t ion and m o to r ing ou tcom e abou t th e

ch a racte r ist ic do t s of re sea rch sect ion of sp eedw ay 2000 年 3 月 5 日至 2000 年 9 月 25 日至 2001 年 1 月 20 日至 2000 年 9 月 25 日 2001 年 1 月 20 日 2001 年 9 月 25 日 里程 计算点 桩号 实测值 预测值 实测值 预测值 实测值 预测值 相对误差 相对误差 相对误差 ()()()()()() cm cm cm cm cm cm 4. 1 4. 4 7. 3 1. 1 1. 8 1. 8 0. 0 测点 A 4. 9 5. 2 6. 1 1. 2 1. 9 2. 0 5. 3 测点 B 98K + 028 5. 0 5. 2 4. 0 1. 2 2. 4 2. 2 8. 3 测点 C 5. 0 5. 2 4. 0 1. 3 2. 6 2. 2 15. 4 测点 D 14. 2 14. 2 0. 0 3. 5 6. 7 6. 1 9. 0 测点 A 13. 9 14. 0 0. 7 3. 4 6. 5 5. 7 12. 3 测点 B 98K + 470 14. 5 14. 4 0. 7 3. 5 6. 7 6. 1 9. 0 测点 C 12. 1 12. 2 0. 8 2. 8 5. 3 5. 0 5. 7 测点 D

( ) 3对于沉降量预测结果拟合对比: 从对 2000 地面沉降的发展趋势及土层变形量与时间的变化关 年 3 月 22 日至同年 9 月 25 日的沉降变形预测结果 未知, 且地基 , 但如果固结系数 或渗透系数 系 CV K

土又为多层软弱土层组成, 同时, 沉降监测资料少又 ( 与观测结果的拟合对比来看, 相对误差< 7.="" 3%="" 平="">

不连贯时, 应用该方法则会受到限制。而本文对该方 ) 均 2. 95% , 拟合程度相当高; 而从对 2001 年 1 月

法的开拓应用则初步解决了这一问题。 20 日至同年 9 月 25 日沉降变形预测结果与观测结

() 2参数反演及变形预测过程中, 统计分析的 ( ) 果的对比来看, 相对误差< 15.="" 4%="" 平均="" 8.="" 1%="" ,="" 误="">

引入, 以及沉降变形和沉降时间预测结果评价分析 差虽然有所增加, 但总体拟合程度也非常高。 因此,

均显示, 太沙基一维固结方法的开拓应用是可靠的, 可推断该方法的预测结果基本合乎要求, 可供参考

具有重大实际意义。 利用。 ()4 对于固结系数反演结果: 由于固结情况即

() 3由于地基土层实际固结情况未知, 此处讨 地基中初始超静孔隙水压力分布情况以及具体排水

论的仅为简单的单面排水情况, 同时, 反演过程中对 条件未知, 因此, 此处讨论的情况属于简单情况, 即

压缩层厚度的处理又使真正的压缩层厚度减小了, 附加压力随深度为均匀分布的单面排水情况, 从而

4 虽然最终预测情况比较理想, 但由于该方法仅在本 导致固结系数略有偏低。另外, 反演对压缩层厚度

工程路段首次得以试用, 其真正合理性, 还需其他工 的处理使真正的压缩层厚度减小了, 如果在最终沉

程应用中的大量验证。 降量一定的情况下, 要达到现今某一观测值, 压缩层 参考文献

的减小, 也势必引起固结系数同时减小。 而事实上,

固结系数是一个相对的概念, 反演的起点选取不同 ( 1 中华人民共和国建设部. 《岩土工程勘察规范》50021 - GB

) 2001[ . 北京: 中国建筑工业出版社, 2002.S 结果也就不同。因而, 总体认为相对固结系数的反演 2 ( ) 常士骠, 等. 工程地质手册 第三版[ . 北京: 中国建筑工业 S 结果也是合理的。 出版社, 1992. 7 结论 3 林宗元, 等. 岩土工程试验监测手册 [ . 沈阳: 辽宁科学技术 S 根据上述分析, 可得出如下几点认识: 出版社, 1994. 4 () 1太沙基一维固结方法是沉降计算中较常用 杨英华, 等. 土力学[. 北京: 地质出版社, 1987.M 的方法之一, 在水位升降已经稳定的情况下, 可预测

’-- THE A PPL ICA T IO N O F TERZA GH IS O NED IM ENS IO NAL CO NSOL ID A T IO NTHEO RY TO PRO PHA SE SUBS ID ENCE O F SO FT SO IL ROAD BED

1 1 1 22, 2, 2, 2 ZA N G YajunSH I Yuch uanL IU H an ch aoZHA N G Y izh u

(1. , , 610059, ;E nv ironm en t and C iv il E ng inee r ing In st itu teC h engdu U n ive r sity of T ech no logyC h engdu C h ina

)2. , 611130, S ich uan J iao tong In st itu te of P rofe ssion A nd T ech no logyC h engdu C h ina A bstra c t: A cco rd ing to th e d iscon t inuou s defo rm a t ion m on ito r ing of th e p rop h a se sub sidence of K 98 + 028 and K 98 + 470 sect ion of one sp eedw ay, w h ich sta r ted af te r a yea r of th e road bank com p le ted, th is p ap e r, unde r th e cond it ion s of no

2con so lida t ion p a ram e te r s and be ing incap ab le of deducing th e roadbed’ s con so lida t ion p a ram e te r s fo r each laye r of m u lt ilaye r sof t , 2, so ilu t ilizing T e rzagh i’ s oned im en sion con so lida t ion th eo ry and m a th em a t ica l sta t ist icsand th rough th e deduct ion of w ho le

, . , , con so lida t ion p a ram e te r s of g round sillfo reca st th e even tua l sub sidence defo rm a t ion and t im eA t th e sam e t im eth is p ap e rby

, m ean s of th e com p a r ison am ong th e ca lcu la t ion of f ina l sub sidence of d iffe ren t fo reca st m e thod sand th e com p a r ison be tw een th e

- , fo reca st of th e one d im en sion con so lida t ion m e thod and m o to r ing ou tcom edem on st ra ted th e fea sib ility of th e m e thod

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: ; 2; ; ; Key wordsT e rzagh ioned im en sion con so lida t ion th eo rysof t so il roadbedw ho le con so lida t ion p a ram e te r ssub sidence

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