水平位移

水平位移（精选十篇）

水平位移 篇1

关键词：水平位移,全站仪相对测量

广东省某市中小桥, 该桥位于旧城区, 跨河道, 长度36m, 宽度24m, 车行道净宽14m, 人行道左右侧净宽5m, 连续梁桥, 桥面铺装混凝土类型, 双向横坡i=1%;该桥使用至今有40年之久, 城市规划在该桥东侧桥台位置, 拟建一条隧道, 该隧道长度50米, 宽10米, 净高2.5米, 地面开挖到基坑底深3.5米, 隧道侧墙边线离桥台伸缩缝位置约10米, 且隧道两侧采用搅拌桩深基坑加固, 桩长7米。

由于该桥经鉴定属于危桥, 为避免隧道施工时, 影响到桥梁结构安全, 预先提出警报, 采取有效预防措施等;用全站仪进行水平位移观测, 我们采用工程测量方法解决了这一问题。本文介绍了应用全站仪相对测量桥梁是否受隧道施工影响产生水平位移。

1 设立基准点与变形观测点

首先在桥的两测各设立三个固定基准点, 其中以O点 (O') 为工作基点, 基准点设置主要两原则, 一是在固定在建筑物偏辟位置, 不易被破坏, 二是基准点与全桥视线要好, 可通视且无障碍;

变形观测点设置在桥梁纵向车行道两侧, 各三个 (视桥梁长度大小而定) , 且成一条线。如图1:

2 用全站仪建立相对测量监测基准网

基准点相对坐标测量, 首先在桥台一侧的工作基点O点上置仪器, 然后在基准点P1点置镜, 输入自己假设O点坐标 (X=1234.000;Y=5678.000) , 然后输入基准点P1点的角度为0度0分0秒;建立坐标系统, 进行坐标测量, 然后置镜基准点P2, 进行测量出该点相对坐标;从而在仪器上建立监测基准网;同理, 也可以在桥台另一侧工作基点O'置仪器, 后视基准点P1'点, 输入假设O'点坐标 (X=1234.000;Y=5678.000) , 输入基准点P1'点的角度为0度0分0秒;建立坐标系统, 然后测量基准点P2';从而在仪器上建立监测基准网。

3 变形观测点设置与变形监测网建立

变形观测点设立在能反映监测变形特征的位置或监测断面上, 监测断面一般分为:关键断面、重要断面和一般断面, 由于本桥梁属于中小桥, 所以选择接近桥台两侧与桥梁中间为断面, 进行设置变形观测点。

当全站仪建立相对测量监测基准网后, 可以对桥上变形观测点J1至J6逐一进行测量其相对坐标;从而建立变形监测网, 这就是所谓的水平位移观测;接下来可以每隔一周进行监测一次;当然, 隧道开工前, 施工过程, 工程完工后, 必不可少要监测一次, 如果隧道基坑施工过程出现明显塌方、地陷、基坑边明显下沉时, 必须对变形观测点进行及时监测;

4 测量资料整理与测量成果分析

建立监测基准网和变形监测网后, 将原始测量成果, 灵活使用EXCEL表格文档, 将审核过的数据资料分类填入自制成果统计表:绘制各种过程线、相关线、等值线图等:按一定顺序进行编排, 编写整理成果说明:如工程或其他观测对象情况、观测工作情况、观测成果说明等;成果分析包括:文字、表格、图形:也可采用现代科技如多媒体技术、仿真技术、虚拟现实技术进行表达;变形监测、分析、预报的技术报告和总结是最重要的成果。结语

应用全站仪相对测量方法, 可以方便、快速的获得准确测量结果, 及时发现隧道施工过程是否对附近桥梁产生位移影响, 从而为桥梁结构出现问题起到“安全预报”作用。同时, 采用此方法也可以用于桥梁施工过程中, 桥墩或桥台施工完后, 桥台护坡土方回填对桥墩、桥台是否产生水平位移进行监测;也可以用于土建工程深基坑支护的水平位移监测;以及市政管道深基坑开挖、地铁施工或顶管施工对周边建筑物影响的水平位移监测等。

参考文献

[1]顾孝烈, 鲍峰, 程效军.测量学[M].同济大学出版社, 2006, (5) .

水平位移观测方法都有哪些？ 篇2

水平位移观测可根据需要与现场条件选用下列方法：

(1)测量地面观测点在特定方向的位移时，可选用下列几种基准线法，

①视准线法(包括小角法和活动觇牌法)。

②激光准直法。

③测边角法，

主要用于地下管线的观测。

④采用基准线法测定绝对位移时，应在基准线两端各自向外的延长线上，埋设基准点或按检核方向线法埋设4～5个检核点。

(2)测量观测点任意方向位移时，可视观测点的分布情况，采用前方交会法或方向差交会法、导线测量法或近景摄影测量等方法。单个建筑物亦可采用直接量测位移分量的方向线法，在建筑物纵、横轴线的相邻延长线上设置固定方向线，定期测出基础的纵向位移和横向位移。

水平弹性双参数位移谱模型 篇3

摘要：为了得到可供基于位移抗震设计使用的水平弹性位移谱，首先采用CampbellBozorgnia地面运动预测方程，研究了矩震级、断层距和场地类别对水平弹性位移谱的影响；然后指出了我国《建筑抗震设计规范》GB 50011-2010中设计反应谱存在的问题；最后针对设计反应谱的不足，提出了包含场地地震动峰值加速度和速度的水平弹性双参数位移谱模型.研究表明：位移谱平台段起始周期是确定位移谱谱形的重要参数，其主要受矩震级的影响，随矩震级的增加而显著增加；场地地震动峰值速度与峰值加速度之比与矩震级存在正的强相关性，矩震级的影响可以通过在位移谱模型中包含该比值来体现；本文提出的双参数位移谱能较好地拟合实际强震记录位移谱；提供每一设防水准的地震动峰值加速度和速度区划图，并在抗震规范中给出每一设防水准的各类场地地震动峰值加速度和峰值速度的场地放大系数，可在规范中实现本文提出的双参数位移谱模型.本文的研究结果可为我国抗震设计规范的制订和修改提供参考.

关键词：位移谱；矩震级；阻尼；峰值加速度；峰值速度

中图分类号：TU352.1文献标识码：A

随着社会经济和建造技术的发展以及各种结构控制技术的应用，高层、超高层、大跨空间结构等长周期结构越来越多，传统的基于承载力加延性构造措施的抗震设计方法难以合理有效地保证长周期结构的抗震安全性.基于位移的性能设计方法的引入在一定程度上保证了目标地震作用下结构的变形能力.然而，由于缺少可用的设计位移谱，阻碍了该方法的推广应用.

为了建立合理可靠的位移谱，国内外学者做了一些研究.Tolois和Faccioli[1]，Athanassiadou等[2]及谢礼立等[3]分别根据所选择的强震数字加速度记录初步探讨了震级、场地类别和震中距对位移谱的影响，但并未提出可供使用的位移谱方程或模型.Bommer和Elnashai[4]，Akkar和Bommer[5]及Faccioli等[6]通过回归分析分别建立了不同周期和阻尼比范围内的位移谱预测方程，但这些方程包含了震级、距离等参数，而世界各国的抗震规范中普遍采用的是地震动参数（如地震动峰值加速度、峰值速度和反应谱谱值等）来描述反应谱，所以这些位移谱预测方程并不便于规范采用.曹加良等[7]采用80条水平向强震记录（加速度峰值大于0.1 g），通过回归分析建立了相应于我国抗震规范设防烈度且可供工程实用的3折线位移谱（周期为0～10 s，阻尼比为10%～40%），但该位移谱不能体现震级对位移谱谱形的影响，不符合实际强震记录位移谱的统计特征.

鉴于以往研究的不足，本文首先利用CampbellBozorgnia预测方程，在0～10 s周期范围内，研究了矩震级、断层距和场地类别对阻尼比为5%的水平弹性位移谱的影响，得到强震记录位移谱的统计特征，然后提出包含地震动峰值加速度和速度且符合强震记录位移谱统计特征的水平弹性双参数位移谱模型（周期为0～10 s，阻尼比为0.5%～30%）.由于该模型仅包含两个地震动参数，所以便于抗震规范采用.

5本文模型在抗震规范中的实现

由于目前世界上大多数国家抗震规范中设计反应谱的地震动参数均是以地震区划图的形式给出，而本文建议的双参数位移谱采用了场地地震动峰值加速度PGA和地震动峰值速度PGV这两个地震动参数，所以应以这两个地震动参数作为地震区划的指标，并以区划图的形式给出.由于影响PGA和PGV的因素包括地震环境和场地类别两个方面，本文认为可以将这两个方面分别在地震区划和抗震设计规范中加以考虑.在地震区划中主要考虑地震环境（震级和断层距）对PGA和PGV的影响.为此，可以针对某一场地类别（如基岩或本文中的B类场地）编制相应于某一设防水准的峰值加速度和峰值速度两张配套的区划图.场地类别的划分方法及其对基岩峰值加速度和基岩峰值速度的影响则在抗震设计规范中考虑.因此，可引入一对场地类别放大系数Fa（加速度放大系数）和Fv（速度放大系数），某类场地的设计峰值加速度和峰值速度由下式确定：

PGA=FaPGA′ （21）

PGV=FvPGV′ （22）

式中，PGA′和PGV′是某一设防水准下的基岩设计峰值加速度和峰值速度，由区划图提供；而相应的各类场地放大系数Fa和Fv由抗震设计规范提供.

Fa和Fv的具体形式应利用在类似地震环境下在不同类别场地上实测的强震记录用统计方法确定.关于Fa和Fv的确定，将另作文论述.

因此，提供每一设防水准的地震动峰值加速度和速度区划图，并在抗震规范中给出每一设防水准的各类场地地震动峰值加速度和速度的场地放大系数，可在规范中实现本文提出的双参数位移谱模型，但模型中的系数应采用规范所适用的地震环境区域的实际强震记录来确定.

对于我国的结构抗震设计而言，双参数位移谱模型中的系数应根据我国实际强震记录来确定，尤其在长周期范围内，模型系数应根据我国大量高质量数字强震记录来确定.这尚有待于我国数字强震仪的增设及数字强震记录的收集.

6结论

基于CampbellBozorgnia预测方程，本文研究了矩震级、断层距和场地类别对位移谱的影响，指出了2010规范设计反应谱所存在的问题，提出了包含场地地震动峰值加速度和速度的水平弹性双参数位移谱模型，并给出了在抗震设计规范中引入该位移谱模型的方法.基于以上研究工作，得到如下结论：

1）位移谱平台段起始周期是确定位移谱谱形的重要参数，其主要受矩震级的影响，随矩震级的增加而显著增加；断层距对平台段起始周期无影响；当平台段起始周期小于3 s时，场地类别对其有一定影响，但影响较弱；当平台段起始周期大于3 s时，场地类别对平台段起始周期无影响.

2）位移谱谱值随矩震级的增大而增大，随断层距的增大而减小；场地越软，位移谱谱值越大.

3）《建筑抗震设计规范》（GB 50011-2010）中设计反应谱的下降段形式不合理导致采用拟谱关系求得的拟位移谱谱值在任何条件下均随结构自振周期的增加而增加，不符合实际强震记录位移谱的统计特征；2010规范设计反应谱第二下降段的起始周期取为特征周期的5倍，该值不能体现震级对位移谱平台段起始周期的影响，不应作为平台段起始周期的取值；当特征周期较小时，2010规范拟位移谱存在大阻尼比谱值大于小阻尼比谱值的现象，不符合实际强震记录位移谱的统计特征.

4）《建筑抗震设计规范》（GB 50011-2010）中设计反应谱的拟位移谱不适用于基于位移的抗震设计.

5）场地地震动峰值速度与峰值加速度之比PGV/PGA与震级存在正的强相关性，震级对位移谱平台段起始周期及其阻尼调整系数的影响可通过将该周期和系数取为场地PGV/PGA比的函数来间接考虑.

6）本文提出的水平弹性双参数位移谱模型的公式合理且由于将位移谱的特征参数及其阻尼调整系数均取为场地PGV/PGA比的函数，该模型能体现矩震级对位移谱的影响，符合实际强震记录位移谱的统计特征.

7）提供每一设防水准的地震动峰值加速度和速度区划图，并在抗震规范中给出每一设防水准的各类场地地震动峰值加速度和速度的场地放大系数，可在规范中实现本文提出的双参数位移谱模型.

8）本文的研究结果可为我国抗震设计规范的制订和修改提供参考.

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建筑水平位移监测方法研究 篇4

CORS技术在城市规划、国土管理、城乡建设和基础测绘方面已经得到了广泛应用, 建筑物变形监测中也越来越需要这种自动化程度高、精度高的技术。利用CORS系统进行变形监测可有效的降低工程费用, 缩短工期, 提高数据质量。但由于应用CORS系统进行变形监测有别于常规的监测技术, 它本身的数据以及变形监测数据都需要进行有效的处理, 才能满足变形监测的需要。下面结合具体的工程案例探讨该技术在建筑物变形监测中的应用思路。

监测主体是一栋综合商住搂, 占地面积为1000m2, 高11层, 高度37m, 建筑物重要性等级为二级, 抗震设防烈度为4°, 场地等级二级。该建筑物为框架-剪力墙结构, 基础采用人工挖孔灌注桩, 桩基嵌入中风化长石石英砂者 (抗压强度标准值7.65MPa) , 地质层理为填土—粘性土—粉质粘土—强风化长石石英砂岩—中风化长石石英砂岩。为了考察应用CORS系统监测该大楼水平变形情况, 在大楼顶层的框架结构梁柱上安装固定GPS基座, 进行GPS变形监测, 通过与常规的前方交会法进行比较, 证明了CORS系统法可以满足建筑物水平位移监测的需求。

1 CORS系统法监测水平位移

根据实验分析结果, 在满足变形监测要求的前提下, 采用离变形监测点较近的三个参考站作为变形基准网, 三个参考站为JZOl、JZ02、JZ03, 变形监测点在三个参考站组成的三角形内。网图见图1。

由于各参考站都是24小时采集数据, 因此截取每天所需时间段的观测数据行解算, 分析每天解算结果的异同, 连续几天的变化趋势。

2007年9月2日至4日开展外业数据采集, 采用l台Trimble5800双频GPS接收机, 仪器标称精度为5mm+lppm, 共观测3天, 每天观测的时间段为9:00～21:00, 观测时的参数设置如下:接收机作业模式为静态观测, 测量等级为B级, 卫星高度截止角为10°, 有效卫星数大于6颗, 采样间隔30秒。整个外业观测过程无异常, 未重测或补测, 采集的GPS数据为dat格式, 用TG 01.62的Convertt oRINEX功能转换为标准RINEX格式。

进行数据处理时, 首先使用TEQC软件对每天观测数据进行预处理, 查看所有观测卫星的多路径效应和信噪比图, 剔除一些多路径效应、信噪比影响较大的卫星, 为GAMIT准备相对较好的数据。通过对每一个观测数据的分析可知, 各接收机接收GPS信号质量比较好, 符合本设计的要求。本例选用3个CORS参考站的数据, 采样率为30秒, 截取12小时的观测数据, 结合精密星历并利用GAMIT软件进行高精度解算。解算结果见表1。

利用GLOBK软件与三个参考站已知坐标对监测点LQ进行约束平差, 然后进行坐标转换, 得到监测点平差坐标。各点坐标及其位移量如表2所示。表中dx为模拟监测点X方向位移量, d y为点位Y方向位移量, 取LQ点几天的算术平均值为真值, △dx、△dy点位X, Y方向位移量与真值的较差, 即外符合精度 (将参考值作为真值来计算观测站D 4测值的中误差) , 可以理解为真误差, 即, dx, dy为位移量, △dx、△dy为真误差。

2 前方交会法监测水平位移

跟据《工程测量规范》中对变形监测的要求, 并且为增强图形强度和检核条件, 本监测网布设四个基准点, 采用边角网的方式布设, 均布设在地基稳固的低层平房上或坚固的岩石上。如图2中, D1、D2、D3、D4为基准点, 各基准点视野开阔、便于观测、不受干扰、易于长期保存, 并且各点间通视条件良好。LQ点为变形监测点, 制作成强制对中装置, 布设在建筑物楼顶框架结构梁柱上, 与各个

基准点可以形成较好的观测图形结构。基准网测量采用1″级全站仪, 测距精度为± (1mm+l×10-6D) , 采用二等三角测量进行施测, 水平角按全圆法观测, 每站测6个测回, 垂直角测4个测回;测距每条边读数4次, 其互差不大于2mm。基准点要定期进行重复测量, 计算每次的坐标值, 用统计检验的方法来判断基准点的稳定性。

监测控制网平差方法选择经典自由网平差模式。变形监测网按二等三角网观测, 取观测方向中误差。″ (经验值) , 再依以及计算出每个观测方向及每条观测边的权。监测网的第二次观测及以后所有的观测, 都要进行点位稳定性检验采用经典严密平差法时, 复测前后两次平差值的较差应符合下式的要求:

式中△为两次平差值较差 (Ⅳ) ;µ为单位权中误差 (") :Q为权系数。

在水平位移监测网设计完成后, 对观测数据使用清华山维NASEW测绘平差软件进行精度估计, 控制网中最大误差情况:最大点位误差=2.25mm, 最大点间误差=l.5lmm, 最大边长比例误差=1/138889。由以上分析可得, 最大点位误差为2.25mm, 满足规范3.0mm的要求;最大边长比例误差1/138889, 满足规范1/120000的要求。

观测点水平位移测量用前方交会法, 分别在D1、D2、D3、D4上设站观测监测点LQ如图2) , 采用的仪器为1″级全站仪, 测距精度为± (1mm+l×10-6D) , 观测方法和等级为三等三角测量, 具体施测工序:水平角每站测4个测回、测距2个测回。为削弱照准误差, 观测点觇牌按以下五个要求制作: (1) 反差大; (2) 没有相位差; (3) 图案对称; (4) 图案两边留有适当的参考面积; (5) 便于安置。首选白底黑图案双线条为宜的觇牌。本次变形测量采用的前方交会法, 可以将测站点的位移看作仪器的偏心, 利用改正后的数值来计算位移量。本实例观测未出现基点的位移。

以第一天观测的数据为基准, 计算之后两天水平位移的变化值, 用清华山维NASEW对观测数据进行平差后X、Y的位移变化和中误差见表3。

3 两种方法的比较分析

对比两种方法的数据处理结果, 对两个方向中误差取绝对值进行平均, 前方交会法X方向和Y方向平均中误差分别为1.06、1.16, CORS系统法则分别为1.6、1.46, 两种方法结果基本吻合。

4 结语

通过上面的分析可知, 监测点LQ水平位移量X、Y方向上基本在3mm以内, 较规范要求值4.2mm略低。说明大楼运行非常稳定。同时对比了利用常规前方交会的方法, 结果基本吻合。因此, 我们可以得到, 运用CORS系统对一般高层建筑物进行水平监测所得到的结果满足《工程测量规范》 (GB 50026-93) 变形监测三等精度要求, 完全可以替代常规边角测量的方法。

参考文献

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水平位移 篇5

以天山及邻近地区的230个GPS观测站长期水平运动速率为基础,计算并绘制了该地区GPS站速度场及地壳水平应变场分布图,得到了以下结论:在以欧亚板块为参考基准的背景下,天山及邻近地区GPS速度场表明,天山地壳缩短方式由南向北,以东经77°±1°(北纬38°～42°)为界向两侧逐渐递减;同时表明,板块的推挤作用力随着天山的褶皱变形减小相应趋缓.天山及邻近地区的主压应变方向分布近北北西向,基本与天山山体走向正交.反映了在印度板块碰撞推挤的`强烈构造运动影响下天山及邻近地区的最大主应力分布与变化情况.其最大剪应变场集中分布在两个区域:北天山的吉尔吉斯斯坦依赛克湖附近;南天山伽师与帕米尔弧形断裂交会地带.整个地区多年来的地震震中分布,反映了该区域大地震通常发生在剪应变高值区或其边缘地带.

作 者：王晓强 李杰 Alexander Zubovich 王琪 Wang Xiaoqiang Li Jie Alexander Zubovich Wang Qi 作者单位：王晓强,李杰,Wang Xiaoqiang,Li Jie(中国乌鲁木齐,830011,新疆维吾尔自治区地震局)

Alexander Zubovich,Alexander Zubovich(Research Station of the Russian Academy of Scienses in Bishkek Kyrgyzstan,720049)

王琪,Wang Qi(中国武汉,430071,中国地震局地震研究所)

水平位移 篇6

关键词:GPS测量位移精度

中图分类号:TV698.1文献标识码:A文章编号:1674-098X(2011)03(a)-0059-02

黄壁庄水库是海河流域子牙河水系两大支流之一滹沱河中下游重要的控制性大(1)型水利枢纽工程,主要由主坝、副坝、重力坝、正常溢洪道、非常溢洪道、新增非常溢洪道、灵正渠涵管及电站等枢纽建筑物组成,工程连绵十几公里。在大坝外观监测系统设计时,针对工程规模大和建筑物分散的特点,进行了常规大地测量和GPS卫星定位测量模式比较,以及不同模式中多方案优化设计。为了提高作业效率,减少工程投资,保证监测精度,科学提出了采用GPS基准网控制整体,建筑物部分采用传统大地测量与现代测量技术兼备监测的新思路,达到了整体与局部、传统与现代的和谐统一。水平位移测量采用的是GPS的静态测量功能。

1 大坝外观监测系统布设情况

黄壁庄水库大坝外观监测系统由基准点、工作基点和位移监测点组成。监测部位为主坝、副坝、重力坝、正常溢洪道、原非常溢洪道和新非常溢洪道。

1.1 水平位移基准点布设

水平位移基准网以能够控制所有监测点并能最大限度的保证与大坝上监测点组成理想图形为原则,以提高监测网的稳定性、灵敏度和减少工程投资为目的。建立了由三点组成的大坝水平位移基准网,点名分别为GPS01、GPS02和GPS03,大致分布在大坝的左、中、右三个位置。

1.2 水平位移工作基点布设

将主坝、副坝各个观测断面上位于坝顶下游坝肩处的测点纳入GPS水平位移监测网,作为该点所在断面的工作基点,以此作为基准,采用极坐标法测定该断面上其余各点的变形量;在正常溢洪道两端布设一条视准线,设置正溢01、正溢02两个工作基点,作为视准线观测的工作基点;原非和新非各布设一条视准线,在视准线两端分别设置非溢02、非溢03和非溢01、非溢04两组工作基点。

1.3 水平位移监测点布设

主坝上设有7个变形监测断面,左坝端1个断面布设了3个变形点,其余6个断面布设了4个变形点,共27个监测点,每个断面在上游坝坡、坝顶下游坝肩、下游坝坡马道、坝脚路上游侧各布设一个测点,每个测点均为综合测点,即同一测点兼作垂直和水平位移测点。

副坝设有11个变形监测断面,每个断面布设3个测点,分别位于上游坝坡、坝顶下游坝肩、下游坝坡马道上,每个测点均为综合测点,即同一测点兼作垂直和水平位移测点。

正常溢洪道、原非常溢洪道和新非常溢洪道的水平位移点布设在闸墩墩顶上。

2 水平位移监测方案

2.1 精度等级

黄壁庄水库大坝属Ⅰ级土石坝,按照《水电规范》的划分标准,黄壁庄水库枢纽建筑物水平位移监测网应达到专三级的精度指标。

2.2 监测系统基准

监测网坐标基准采用WGS84坐标系统。将首期GPS01、GPS02、GPS03三个基准点的无约束平差坐标固定作为起算基准。

2.3 方案设计

主、副坝变形监测工作网以基准网GPS01、GPS02、GPS03为起算数据,与主、副坝上的水平位移观测点共同组成。观测方式采用大地四边形法,为保证监测点精度一致,架设在基准点上的仪器固定不动,架设在主、副坝观测点上的仪器轮流观测的方式进行。

溢洪道变形监测工作网以GPS02、GPS03为起算数据,与正常溢洪道的视准线工作基点正溢01、正溢02,校核工作基点正溢03、正溢04,非常溢洪道的视准线工作基点非溢01、非溢02、非溢03、非溢04,,校核工作基点正溢05、正溢06,共同组成。网形采用边连接形式。

2.4 观测时段的优化

在正式测量前,分别在观测时段长度为30min、60min、120min(两时段)的情况下进行了实验测量。经过对测量成果的比较分析表明,采用120min(两时段)观测,精度最高,但工作量较大;而30min时段作业效率高,但精度不能满足要求;60min一时段观测,精度小于专三级控制网5mm指标要求,作业效率可比120min(两时段)观测提高一倍。因此,最后采用60min一时段观测。

3 GPS测量技术规格

为便于对利用GPS进行大坝位移监测的分析研究,寻求一种既能保证监测精度,又使观测周期缩短的最佳监测模式,对基准网和工作网的作业规格均参照《水利水电工程测量规范》进行,并适当延长了观测时段的时长,以便于数据分析时进行时间段的截取,制定了以下标准。

(1)一时段观测,时段长60min。

(2)数据采样率15s。

(3)观测卫星树不少于5颗。

(4)卫星截止高度角15°。

(5)卫星与测站组成的图形强度因子PDOP值≤8。

(6)天线对中精度不大于1mm。

(7)观测前后,由三个方向测量天线高,误差不大于2mm。

4 数据处理

4.1 基线处理

4.1.1 星历的确定

卫星轨道的精度是影响GPS基线解算精度的重要因素之一,经分析,本监测网采用广播星历即可满足监测精度的要求。

4.1.2 基线解算

本监测网基线解算采用美国Trimble Geomatics office ver1.61随机软件,并采用广播星历解算。在基线的解算过程中,为了确保基线的质量可靠,提高成果的精度,根据时间线工具Timeline 的情况,禁用了一些残差比较大的、观测时段比较短的卫星;根据实际情况,禁用了一些残差比较大的、周跳比较严重的时段。然后对基线进行再处理,分析比率、参考变量及RMS值,直至取得基线的最优解。采用的主要技术指标为:(1)RMS≤0.03;(2)Ratio值≥3;(3)数据剔除率≤10%。

4.2 GPS网平差

GPS基线解算完成后,对GPS网进行平差,平差中的参数设置如下。

(1)置信度采用95%。

(2)最终收敛限差为5mm。

(3)仪器高度误差采用≤1mm。

(4)对中误差为1mm。

(5)应用纯量到各观测值,纯量类型为交替的。

在WGS84坐标系下对GPS网进行平差。平差软件采用Trimble Geomatics office ver1.61。在平差的过程中对一些含有粗差的边进行了剔除,平差后分析平差报告,直到报告中的各项限差都满足要求。

5 精度检验与效率分析

5.1 精度检验

为评价GPS基线观测质量,验证采用GPS进行水平位移监测的精度,采用DI2002精密测距仪对正常溢洪道5条边进行了抽样检验,结果见下表。以精密测距边作为真值,可计算得GPS边长测量中误差为±1.48mm,小于专三级平面控制网规定的测距中误差±2.5mm的精度要求,说明采用GPS进行水平位移监测是行之有效的。

如表1所示。

5.2 效率分析

采用常规测量的全边角观测方法,一标准作业组(8人)对全部变形点观测一期需要时间约120天,这种方法只能进行局部分期监测,无法对对整个大坝及建筑物进行同期全面性监测。采用60min一时段GPS观测,只需4人,约15天,即可完成整个变形监测网的观测工作,提高作业效率近10倍。对测量人员要求要求方面,常规监测方法方法对测量人员的业务水平要求较高,受人为因素的影响较大,很大程度上制约了监测进度和精度的提高;而用GPS监测只要有一人精通观测方案计划和数据处理即可,对其他观测人员业务水平要求较低。

6 结语

基坑边坡水平位移观测方法研究 篇7

关键词：基坑边坡,水平位移,点位精度,观测方法

基坑边坡的水平位移观测中,无论采取何种方法,我们必须满足点位精度要求,在实际工作中,我们应根据现场实际情况,对多种测量方法的点位精度进行估算,选取精度高且实用的观测方法,为信息化施工提供可靠、高效的基础资料。

1 点位精度估算

1.1 方向前方交会

1)两点方向前方交会。如图1所示,两点方向前方交会是用经纬仪在已知点A,B上测出α和β角,设S为A,B之间的距离,测角中误差为m,只考虑交会角的测量误差时交会点P的精度评定公式为:

当α=β=35°15′52″时,即交会角γ=109°28′16″的对称交会图形为测角前方交会的最佳图形。此种理想的交会情况,在实际工作中是较难达到的,但用前方交会进行变形监测点的观测时,对交会图形进行优化设计是可以的,选择交会角在109°附近,只要α,β的差别不是很大,交会点的精度就可以得到保证。

2)三点方向前方交会。如图1所示,利用平面控制网中的三个点A,B和C,分别在A,B和C设站观测交会角α,β和α1,β1,用三点前方交会的方法确定待定点P的平面坐标。仅考虑交会角测量误差时,三点前方交会点P按算术平均值计算的坐标精度评定公式为:

1.2 距离前方交会

1)双边距离前方交会。双边前方交会点位精度,据陆国胜的《测量学》(修订版)介绍,假设测距精度相同,设mS为测距中误差,其P点的点位中误差由下式计算[1]。

根据式(3)分析,当交会角γ=90°时,待定点的点位精度最高,即待定点位于已知点A,B为直径的圆周上时精度最高,如待定点在某一长度相关的圆周上时,P点的最大值与最小值是不变的,其点位精度相等。若交会边不相等时,P点误差最大值和最小值的方向随P点位置的改变而改变,γ角不相等时,其点位精度也不相等。若交会边长相等,当γ>90°时,误差最大方向在X轴方向,当γ<90°时,误差最大方向在Y轴方向,这些对判定变形观测点是否有水平位移尤为重要。

2)三边前方交会。如图1所示,三边交会比双边交会的图形多了一个已知点和一条测距边,设mS为测距中误差,其点位精度依下式计算[1]:

从式(4)可以看出,测距精度相同时,影响三边交会点点位精度的仍然是交会角,当γ1=γ2=60°时,待定点的精度最高,在这种情况下,三边交会比双边交会精度要高,而且点位精度在不同的交会角值时较为均匀,当三边交会的交会角处于不利情况时,其点位精度与双边交会的最佳精度接近。在进行水平位移监测时,一般采用三边前方交会进行实际作业。

1.3 极坐标法

1)单点极坐标。利用两个基准点A和B,运用极坐标方法测定某一待定点P的平面坐标。由测站A测量的角度α和平距S的中误差分别为mα和mS,只考虑极坐标法测量误差时,P点坐标精度评定公式为[2]:

控制点点位误差对极坐标定位点定位精度的影响是显著的,因此,在极坐标定位点位精度全面评定中不考虑原始数据误差的影响是不完整的。控制点点位误差,不仅影响极坐标定位精度的大小,而且还影响待定点点位误差分布的方向。

2)双点极坐标。在控制点A和B上分别设站,用极坐标分别测得α1,S1和α2,S2,P点的坐标由A测站和B测站求得的坐标取平均值。若只考虑极坐标法测量误差时,待定点P的点位精度评定公式为[2]:

1.4 后方交会法

1)三点方向后方交会。如图1所示,A,B,C为已知点,从待定点P观测了A,B,C三个方向。以方向为独立观测值的三方向后方交会的点位精度估算公式[3]:

从式(7)可以看出,当α+β1=180°时,mP趋于无穷大,这就是后方交会危险圆问题,使用中必须注意。

2)极坐标后方交会。以图1为例,三点极坐标后方交会方法,就是利用A,B,C三个已知的控制点,架设在待定点P上的全站仪向已知点观测的水平距离和水平角,利用严密平差的方法计算出待定点的平面坐标和高程并进行精度估算。相关资料[4]表明:待定点P在三个已知点组成的三角形内心附近误差最小,在已知点附近点位误差变化较大,选择有利位置比提高测角精度更有效。

2 结语

在实际运用时必须注意以下几点:1)前面的讨论是基于只考虑观测误差时得出的一些结论,也就是说,没有顾及基准点误差、对中误差对观测点位误差的影响,所以,基准点一定要埋设在稳定的地方,保证在整个观测过程中稳固不被破坏,测站与镜站尽量用强制对中。2)采用前方交会时,尽量使交会图形接近最佳交会图形,提高角度的观测精度,若两点交会的图形好,不必采用三点前方交会,相反,若三点交会的图形不好,还会降低观测点的精度。3)运用极坐标时,现场条件允许的情况下,尽量采用双测站极坐标法。4)相对来说,前方交会的精度较好,可操作性强,可以优先考虑使用。5)运用后方交会时,应考虑工作基点与基准点的最佳点位,先设计点位,将设计的数据代入式(7),看是否满足设计要求,若满足,方可使用,一般不采用此方法。

基坑边坡水平位移观测的方法很多,考虑精度问题的同时,还要考虑经济指标和工作效率,根据不同的情况综合考虑。了解每种方法的优缺点,避免一些不利因素,采取最佳图形,可以大大提高观测数据的可靠性和准确性,获得满意的观测结果。

参考文献

[1]鲁成林,徐伯明,沈恺.测边交会的精度与平差(一)[J].测绘通报,1979(1):39-40.

[2]刘成龙.极坐标法测量精度评定方法的研究[J].铁道学报,1996,18(13):7-8.

[3]赵安明.方向观测后方交会的点位精度[J].测绘工程,1998,7(4):21-22.

水平位移 篇8

1 分析过程

混凝土竖向构件分类:框架柱:$\frac{b}{t}\le 3$。

剪力墙分为短肢剪力墙和一般剪力墙。

短肢剪力墙:$5\le \frac{b}{t}\le 8$。一般剪力墙:$\frac{b}{t}\ge 8$。

其中, b为构件截面的长边长度;t为构件截面的短边长度。

一般结构构件的受力变形包括以下几种:1) 弯曲变形;2) 剪切变形;3) 扭转变形;4) 轴向变形;5) 组合变形。以组合变形居多。

由于混凝土结构竖向构件的截面较大, 因此在设计过程中, 在结构布置和对构件加载时, 尽量避免使结构构件产生扭矩。另外, 在设计中从构造的方面来保证混凝土竖向构件的扭转变形。一般混凝土竖向构件在水平力作用下考虑的变形有:弯曲变形, 剪切变形, 轴向变形。一般构件的位移计算公式:

其中, $\overline{{\rm M}}‚\overline{{\rm N}}‚\overline{Q}$均为虚设单位荷载引起的内力;MP, NP, QP均为实际荷载引起的内力;E为构件材料的弹性模量;G为构件材料的剪切弹性模量;I为构件截面惯性矩;A为构件的截面面积;k为截面剪应力的不均匀系数。

其中标记为 (1) 的部分为由弯矩作用产生的位移, 标记为 (2) 的部分为由轴力作用产生的位移, 标记为 (3) 的部分为由剪力作用产生的位移。

本文主要阐述混凝土竖向构件在水平力作用下, 弯矩和剪力产生的位移, 且假定水平力的作用点都位于构件的顶端。这样, 剪跨比 (λ) 的影响将减小。

混凝土结构竖向构件在水平力作用下的位移分析:假定混凝土的竖向构件两端都是固定端, 也就是在水平力作用下, 只发生水平移动而不发生转动。计算简图如图1所示。

假设构件的顶端作用单位力:P=1。

则构件顶端由于弯矩作用产生的位移为:$\delta {}_1=\frac{h{}^3}{12E{\rm I}}$;

构件顶端由于剪力作用产生的位移为:

构件在单位水平力作用下产生的总位移为:

$\delta =\delta {}_1+\delta {}_2=\frac{h{}^3}{12E{\rm I}}+\frac{kh}{GA}$。

普通混凝土的G=0.42E, 矩形截面k=1.2, 令$\rho =\frac{h}{b}$, 则:

$\delta =\frac{\rho {}^3}{Et}+\frac{2.85\rho }{Et}$。

现列举10组$\rho =\frac{h}{b}$值分别计算由弯矩作用产生的位移, 由剪力作用产生的位移以及总位移, 并计算各自所占比例以便比较 (见表1, 假设构件的t为常数, 单位:$\frac{1}{Et})$。

从表1可以看出:1) 随着混凝土竖向构件$\frac{\text{h}}{\text{b}}$的增大, 剪切作用产生的水平位移δ2, 弯矩作用产生的水平位移δ1, 以及总的位移量都在增大, 但随着$\frac{\text{h}}{\text{b}}$的增大剪切产生的位移量在总位移中所占的比例越来越小。2) 当构件时, 剪切产生的位移和弯曲产生位移基本相等。当时剪切产生的位移在总位移量中占主要部分;当时, 弯曲产生的位移在总位移量中占主要部分。3) 随着h的增加, 总变形量增加的速度越来越快 (从总变形量公式中也可看出) 。

2结语

在混凝土结构受力过程中, 尽管各种竖向构件的支座约束情况和本文中所讨论的约束情况有所不同, 但本文讨论所得的结果仍具有一定的参考价值, 另外, 本文在底框结构设计中有一定的应用价值, 底框结构中尽量使剪力墙的>2, 因为在这种条件下构件产生的破坏才有可能是弯曲破坏。当构件的≤1.5时应加强构件的边缘构造措施, 以避免构件过早发生脆性的剪切破坏。另外构件的也不能过大, 因为这样构件的顶端位移过大, 也就是构件的抗侧移刚度太小。在结构设计中一般规定框架柱的>4, 而剪力墙的>2, 从而保证竖向构件在一般受力情况下不发生脆性的剪切破坏。在保证构件不发生剪切破坏的情况下, 尽量使构件的减小, 只有这样才能使构件的抗侧移刚度增大, 减小构件顶端的水平位移。

参考文献

[1]GB 50011-2001, 建筑抗震设计规范[S].

[2]GB 50010-2002, 混凝土结构设计规范[S].

[3]JGJ 3-2002, 高层建筑混凝土结构技术规程[S].

[4]龙驭球, 包世华.结构力学[M].北京:高等教育出版社, 1987.

[5]罗锟, 梁炯丰.混凝土构件的截面延性分析[J].山西建筑, 2007, 33 (7) :78-79.

合水油田大位移水平井钻井技术 篇9

关键词：合水油田,大位移水平,钻井技术

合水油田位于伊陕斜坡西南部, 是典型的超低渗透油藏, 小断块较多。从2008年大规模开采至今, 取得了较好的收益。但是最近几年产量停滞不前, 常规的垂直井已经不能满足生产开发的需求。现引进了大位移水平钻井技术, 在合水地区庄211井区长6油藏实施了固平28-21水平井施工, 取得了良好的效果。

一、大位移钻井技术难点

大位移转进技术的难点体现在三个方面:第一, 井眼净化难及井壁稳定性差。钻井施工过程中, 由井眼呈椭圆形状导致井眼轨迹难以控制。由于钻杆携砂要求较高粘度的泥浆, 使井壁在固井时井眼的净化比较困难。重力效应使水平井段和大斜度井段的岩屑容易坍塌和掉落, 从而造成井壁不稳定;第二, 摩阻和扭矩大。突出重力效应使钻具受到较大的摩擦阻力, 钻进加压时钻柱扭矩大, 而且钻具下部容易屈曲, 扭矩传递困难;第三, 下套管及固井困难。下导管难是大位移钻井中常见的问题, 由于阻力大、裸眼段长, 套管难以居中, 在水泥浆胶结过程中析出的自由水极易在井眼上侧形成连续的水带, 会影响固井质量。

二、合水庄211井区固平28-21井的实钻施工

根据合水地区庄211井区长6油藏固平28-21水平井地质方案及相关的行业标准, 井身设计由直井、斜井和水平井三段组成。井身设计结构图见图1。

1. 钻井液设计

一开钻井液采用清水钻进, 确保不污染地层水源。钻完表层后, 将井眼清扫干净, 保证表层套管顺利下入。同时应注意第四系黄土层的漏失;二开钻井液采用低固相聚合物钻井液体系或复合盐钻井液体系。钻井液应具备良好的携岩能力、润滑性、防塌性。三开钻井液采用无土相低伤害暂堵钻 (完) 井液体系 (可加盐) 。此井段钻井液主要做好降摩减阻、提高携砂能力。通过不同钻井液在各井段的使用, 很好地解决了摩擦阻力大的问题, 也是井眼得到了一定的净化。

2. 钻具受力分析结果

对施工选择使用的钻具进行了受力分析, 见表1。分析结果表明:钻具组合的抗拉、抗扭强度满足要求;在下钻、滑动钻进工况下, 发生了正弦或螺旋屈曲;滑动钻进摩阻较大, 约占钻具自重的50-67%。实际施工时, 应控制好轨迹, 优化钻井、泥浆参数, 降低摩阻;对实钻轨迹进行数据分析, 及时倒换钻具, 提高钻柱易屈曲段的强度, 确保施工安全。

3.下导管与固井

套管设计采用等安全系数法, 抗挤按全掏空计算, 抗拉不考虑浮力, 表层套管强度按单轴应力进行计算。通过导管设计参数分析和扭矩推算, 在实际操作中采用漂浮接箍的方法, 顺利的解决了下导管的难题。表2为生产套管在水平段全段使用漂浮接箍的分析结果。

结论

大位移水平钻井技术在合水油田固平28-21井的使用中取得了良好的效果, 这为长庆油田超低渗油藏油气开发在陇东油区的大力开发提供了可靠的依据。

参考文献

[1]王瑜, 黄守国.西江24-3-A22大位移水平井钻井技术研究[J].长江大学学报 (自然科学版) , 2011, 8 (7) .

[2]蒋世全, 姜伟, 付建红, 季细星, 付鑫生.大位移井钻井技术研究及在渤海油田的应用[J].石油学报, 2003, 24 (2) ..

[3]蒋世全.大位移井钻井技术的发展现状及启示[J].中国海上油气 (工程) , 1999, 10 (3) :1-8

[4]李克向.我国滩海地区应加快发展大位移井钻井技术[J].石油钻采工艺, 1998, 20 (3) :1-9.

水平位移 篇10

本文采用此非线性土压力模型, 并把水泥挡墙看成刚体, 忽略开挖引起土体的回弹。另外, 本文仅考虑挡墙的平动, 只需列出水平方向的平衡方程, 推出挡墙的水平位移, 从而完成对支护结构位移量的估算。最后将计算结果与实际工程进行比较, 验证了该方法的合理性。

1计算简图及受力分析

1.1 计算简图

取基坑单位长度的水泥土挡墙为分析研究对象, 将挡墙作为刚体, 如图1所示。基坑开挖深度为h, 墙体入土深度为h0, 挡墙宽度为b, 高为H。因只考虑挡墙的平动, 故挡墙的变位沿整个墙身都保持一致, 但我们所关心的只是挡土墙顶端的水平位移。

1.2 受力分析

实际情况下, 墙后土压力Ea为:

$E{}_a=\{\begin{array}{l}\frac{1}{2}\gamma ({\rm H}-z{}_0){}^2{\rm K}{}_a,z{}_0＞0\\ \frac{1}{2}\gamma {\rm H}{}^2{\rm K}{}_a+q{\rm H}{\rm K}{}_a-2c{\rm H}\sqrt{{\rm K}{}_a},z{}_0＜0\end{array}$

(1)

其中, z0为墙后受拉区的最大深度, 表达式为$z{}_0=\frac{2c}{\gamma \sqrt{{\rm K}{}_a}}=-\frac{q}{\gamma }$。将墙后的土压力分布图简化成图2中的三角形分布, 则总的土压力为:

$E{}_{ag}=\frac{1}{2}\gamma {\rm H}{}^2{\rm K}{}_{ag}$ (2)

其中, Kag为Rankine广义主动土压力系数。如前述, 总的土压力保持不变, 即:

Eag=Ea (3)

联立式 (1) , 式 (2) , 式 (3) , 可得Rankine广义主动土压力系数为:

${\rm K}{}_{ag}=\{\begin{array}{l}\frac{({\rm H}-z{}_0){}^2{\rm K}{}_a}{{\rm H}{}^2},z{}_0＞0\\ \frac{\gamma {\rm H}{\rm K}{}_a+2q{\rm K}{}_a-4c\sqrt{{\rm K}{}_a}}{\gamma {\rm H}},z{}_0＜0\end{array}$

(4)

同理, 可得Rankine广义被动土压力系数为:

${\rm K}{}_{pg}=\frac{\gamma {\rm H}{\rm K}{}_p+2q{\rm K}{}_p+4c\sqrt{{\rm K}{}_p}}{\gamma {\rm H}}$ (5)

静止土压力系数K0可由室内或现场静止侧压力试验来测定, 也可根据土体有效内摩擦角φ来近似确定:

K0=1-sinφ (6)

同理, 可得广义静止土压力系数为:

${\rm K}{}_{0g}={\rm K}{}_0+\frac{2{\rm K}{}_{0}q}{\gamma {\rm H}}$ (7)

其中, q为地面超载, kPa;γ为土体的重度, kN/m3;c为土体粘聚力, kPa;φ为土体内摩擦角;H为支护结构高, m。

由图2可知, 作用在挡墙上的水平力有:墙后土压力Pa, 墙前土抗力Pp, 墙底摩擦力T。经过上述的变换后, 就可以将挡土墙所受的土压力简化成如图2所示的三角形分布。这将简化下面位移计算方法的推导过程, 同时也给工程应用带来了方便。

2位移计算方法

本文采用文献[5]中的双曲线土压力模型。

2.1 墙后土压力

由图2的墙后土压力分布知:

静止土压力:

p0=K${}_{0g}^a$γ·z (8)

主动土压力:

pa=Kagγ·z (9)

式 (8) 中K${}_{0g}^a$可按式 (7) 计算, 令:

ζ=1/μ (10)

将式 (8) , 式 (9) , 式 (10) 代入$p{}_a^{*}=p{}_0-\frac{A(p{}_0-p{}_a)\mu }{(A-1)\mu {}_a+\mu }$, 得墙后准主动土压力为:

$p{}_a^{*}=\left[{\rm K}{}_{0g}^a-\frac{A({\rm K}{}_{0g}^a-{\rm K}{}_{ag})}{(A-1)\mu {}_a\zeta +1}\right]\gamma \cdot z$ (11)

则墙后总的土压力为:

${\rm P}{}_a={\displaystyle {\int }_0^{{\rm H}}p}{}_a^{*}\text{d}z=\frac{1}{2}\gamma \left[{\rm K}{}_{0g}^a-\frac{A({\rm K}{}_{0g}^a-{\rm K}{}_{ag})}{(A-1)\mu {}_a\zeta +1}\right]{\rm H}{}^2$ (12)

2.2 墙前土抗力

由图2的墙前土压力分布知:

主动土压力: p0=K${}_{0g}^p$γ·z (13)

被动土压力: pp=Kpgγ·z (14)

式 (13) 中K${}_{0g}^p$按式 (7) 计算, 将式 (10) , 式 (13) , 式 (14) 代入$p{}_p^{*}=p{}_0+\frac{A(p{}_p-p{}_0)\mu }{(A-1)\mu {}_p+\mu }$, 得墙前准被动土压力为:

$p{}_p^{*}=\left[{\rm K}{}_{0g}^p+\frac{A({\rm K}{}_{pg}-{\rm K}{}_{0g}^p)}{(A-1)\mu {}_p\zeta +1}\right]\gamma \cdot z$ (15)

则墙前总的土压力为:

${\rm P}{}_p={\displaystyle {\int }_0^{h{}_0}p}{}_p^{*}\text{d}z=\frac{1}{2}\gamma \left[k{}_{0g}^p+\frac{A({\rm K}{}_{pg}-{\rm K}{}_{0g}^p)}{(A-1)\mu {}_p\zeta +1}\right]h{}_0{}^2$ (16)

从墙体土压力的推导过程中可以看出, 提出广义土压力系数以后, 计算墙体总的土压力时的积分变得非常方便。

2.3 墙底摩擦力

墙底土体与墙之间的摩擦力T与二者之间的相对位移μ有关, μ越大, T越大。现假定当挡墙处于平衡状态时, T达到最大值Tmax。本文采用文献[7]建议的Tmax计算方法:

Tmax=c0b+Wtanφ0 (17)

其中, c0, φ0分别为墙底土的粘聚力和内摩擦角;W为挡墙自重, 其表达式为:

W=γwbH (18)

其中, γw为挡土墙的重度, kN/m3。

3建立平衡方程求解

通过前述计算过程, 挡墙所受水平方向力的表达式都已列出。现假定挡土墙为平动, 以挡墙为研究对象, 列出水平方向的平衡方程:

∫${}_0^{{\rm H}}$p*adz=∫${}_0^{h{}_0}$p*pdz+T (19)

为了化简的方便, 令:

${\rm T}=\frac{1}{2}\alpha \gamma {\rm H}{}^2$ (20)

联立式 (17) , 式 (18) , 式 (20) 可得:

$\alpha =\frac{2(\tan \phi {}_0\cdot \gamma {}_{w}b{\rm H}+c{}_{0}b)}{\gamma {\rm H}{}^2}$ (21)

现将式 (12) , 式 (16) , 式 (20) 代入式 (19) , 并令:

ζ= (A-1) μaζ+1 (22)

则可得到关于ζ的一元二次方程:

Mζ2+Nζ+p=0 (23)

解得ζ, 再与式 (10) , 式 (22) 联立即可解得挡墙顶端的水平位移μ:

$\mu =\frac{(A-1)\mu {}_a}{\zeta -1}$ (24)

一般情况下, μ会有两个解, 舍去负数解。

其中, M=ηλ;P=A (1-η) (K${}_{0g}^a$-Kag) ;N=λ (1-η) +Aβ2 (Kpg-K${}_{0g}^p$) +ηA (K${}_{0g}^a$-Kag) ;λ=β2K${}_{0g}^p$+α-K${}_{0g}^a$;β=h0/H;η=μp/μa。

4工程实例

以文献[8]中的某水泥土挡墙为例, 墙深H=8 m, 宽3.7 m, 坑深4.5 m, 场地土层的平均重度为18.3 kN/m3。抗剪强度指标取厚度加权平均值, 内摩擦角为18.9°, 粘聚力为7.1 kPa, 地面荷载取10 kPa, 实测桩顶最大位移为10 mm～12 mm。另外, 墙底土的粘聚力和内摩擦角也取加权平均值, 挡墙的重度取22 kN/m3。采用本文算法, 取ua=0.4%×H=32 mm, μp=10 μa, 可算得挡墙顶部的最大水平位移为10.98 mm, 与实测结果非常相近。

以上工程实例证明了本文方法的合理性。本文提出的基坑支护结构位移量估算方法具有一定的工程应用价值。

5结语

1) 本文采用文献[5]的位移土压力模型, 得到的结果与实测结果很相近, 这说明本文方法具有一定的工程参考价值。2) 提出了广义土压力系数, 使多数情况下基坑支护结构所受的土压力简化成简单的三角形分布。同时简化了后续的计算过程, 也给工程应用带来了方便。3) 假定挡墙为刚体, 仅考虑平动位移模式, 与实际情况还有较大差距。因此, 计算的结果仅为桩顶位移提供参考价值。未来将进一步讨论挡墙的其他变形模式, 以求更加符合实际情况。

摘要：采用双曲线位移土压力模型, 分析了土体与水泥土挡墙之间的非线性相互作用, 并假定挡墙为刚体, 墙体位移模式简化为平动, 提出了一种计算其水平位移的近似方法, 通过建立水平方向的平衡方程, 解出了挡墙顶部的水平位移, 将计算结果与工程实例进行了对比, 验证了该方法的合理性。

关键词：水平位移,水泥土挡墙,土压力,非线性

参考文献

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