孔隙水压力范文（精选8篇）
孔隙水压力 第1篇
关键词：静压桩,超孔隙水压力,监测方法,控制措施
静压桩具有质量容易保证、承载性能稳定等优点,已在生产实践中得到了广泛应用,桩基础也成为工业与民用建筑中一种很重要的基础形式。然而,静压桩在饱和软土中沉桩时,其挤土效应会导致在桩侧土体中产生很大的超孔隙水压力,极有可能导致周围的土体发生液化。随着沉桩后休止时间的增加,超孔隙水压力开始逐渐消散[1]。在群桩施工时,先压入的桩在液化上浮力作用下桩身会被上抬,从而影响桩基础的施工质量和使用功能,对施工现场周围的地下管线及建筑物也会产生不利的影响,甚至引发工程事故。因此,在静压桩施工过程中对超孔隙水压力加强监测并且采取有效措施进行控制具有很重要的意义。
1 超孔隙水压力概述
1.1 产生机理
土是三相体系,非饱和土由固体颗粒、水和气体三部分组成,饱和土只有固相和液相两相组成。处在地下水位以下的土体,土中的孔隙有时完全被水充满,称为饱和土。饱和土中孔隙是连通的,孔隙中自由水在水头差作用下可以产生流动。静压桩属于挤土桩,在静压力作用下贯入土层中时,桩周土颗粒会因受到剧烈的挤压而发生复杂运动。桩尖首先直接使土体产生冲剪破坏,孔隙水受此冲剪挤压作用形成不均匀水头[2]。由于静压桩施工加载速度快,饱和软黏土渗透系数小,瞬时排水固结效应不明显,水不能从土体孔隙中及时排出,所以产生急剧上升的超孔隙水压力。沉桩完成后,随着时间的推移,桩周土体中超孔隙水压力逐渐消散,土体发生再固结,土的抗剪强度及桩侧摩阻力逐渐恢复和提高,静压桩的承载能力也会大大提高。
1.2 监测范围
孔隙水压力是岩土工程施工和研究中经常观测的项目之一,一般在下列工程中需要对孔隙水压力进行原位测试[3]:
1)加载预压工程中控制加载速率;2)强夯加固工程中控制间歇时间;3)工程降水中测定工程降水的影响范围和对邻近建筑物的影响;4)边坡稳定性分析时进行滑坡监测;5)静压桩沉桩工程中控制沉桩速率以免破坏周围环境。
孔隙水压力测试应根据工程需要,宜结合土压力量测、变形测量、静力触探、标准贯入、载荷试验等测试手段,进行综合分析评价。
2 超孔隙水压力监测
2.1 孔隙水压力计埋设
超孔隙水压力监测一般通过埋设孔隙水压力计进行测试,仪器的埋设方法主要有以下两种:1)钻孔埋设法;2)压入埋设法。
实际工程中通常采用钻孔埋设法。孔隙水压力测试孔应布置在被监测建筑物或地下管线近旁不大于3 m处。当被监测物体某部位位于沉桩区域的中轴线时(见图1A),或压桩流程方向上时(见图1B),必须在该部位布置孔隙水压力测试孔。孔位的水平间距一般为20 m～30 m,重要的监测对象或重要部位其间距可加密至5 m～10 m。为了研究静压桩施工引起的超孔隙水压力沿竖向分布规律,可在垂直方向布置测点,间距宜为3 m～5 m。
在安装之前,应先将孔隙水压力计端部的透水石取出,用水浸泡24 h以上或用开水煮沸1 h～2 h以排除里面空气,然后测量基准值。孔隙水压力计周围必须回填透水填料,宜选用干净的中粗砂、砾砂或粒径小于10 mm的碎石块。最后,用膨润土逐段封孔,并分段捣实(见图2)。监测孔口应用隔水填料(水泥砂浆等)填实封严,以防止地表水渗入影响监测结果,并设立有效的防护装置和明显标志。
孔隙水压力计的埋设深度应大于设计降水深度,当需要测定基坑底部的超孔隙水压力时,应将孔隙水压力计埋设于基坑底部以下0.5 m深度范围内的土层中。埋设结束后,即应每天进行观测,并取读数稳定后的三次测量平均值,作为孔隙水压力初始值。
2.2 超孔隙水压力测量
静压桩施工过程中的超孔隙水压力测量一般选用振弦式孔隙水压力计和配套的频率测读仪,比如KJ-41型孔隙水压力计和CTY-202型频率测读仪。
监测过程中还应注意以下几点:
1)测量时应随时对结果进行分析,当出现异常值时,应及时复测。如测量无误,应分析出现原因并采取补救措施,以确保周围建筑物和地下管线安全。2)每次量测,均应及时整理好测量记录,完整填写日报表,并绘制超孔隙水压力与时间等因素关系曲线图。3)传统的超孔隙水压力监测一般是每天只观测一次,然后通过绘制整个压桩过程中的超孔隙水压力变化曲线来分析其变化规律。在监测过程中,必须根据具体情况调整监测频率,边桩和有重要建筑物或管线区域压桩时应加大监测频率。
3 超孔隙水压力控制
1)疏桩设计。
所谓疏桩设计是指把静压桩的数量进行精减,间距加大,提高单桩的有效承载力,充分发挥桩间土的承载力,即桩基础上部荷载不再由桩全部承担而是由桩与桩间土共同来承担。采用疏桩设计能大大减少入土桩数,避免桩端平面应力重叠部分过大,从而减少排土体积。另外,还可减少土体因剪切变形产生的破坏和浅层土体的隆起位移。所以疏桩设计可以有效降低群桩挤土效应对周围环境产生的影响。
2)预钻孔法。
预钻孔法是指压桩前预先在桩位处或沉桩区域内钻孔取土,减少压桩时的排土体积,从而降低对周围土体的挤压效应。当预钻孔位布置在非桩位处时,为沉桩时桩周土体向四周挤压腾出一定空间,避免土体隆起位移或者水平位移过大,减少对工程周围环境的影响。
根据相关实测数据[5],采用预钻孔措施进行控制后压桩产生的超孔隙水压力值可减小40%。
3)砂井或塑料板排水法。
具体方法是在沉桩区域四周或者群桩内部,挖出具有一定桩径和桩深的桩体空间,内部填塞砂或者埋置塑料板等,也就是设置了一条人工排水通道。在沉桩施工过程中,产生的超孔隙水可流向砂井或经塑料板及时排出,加快超孔隙水压力的消散,从而降低其不利影响。这种方法主要是使沉桩过程中引起的超孔隙水压力能够及时消散,但对减少土体的排土体积效果并不显著。
4)控制沉桩速率。
控制沉桩速率主要包括两个方面内容:a.每天沉桩数量;b.连续沉桩的天数。施工时应根据工程实际情况对沉桩速率加以控制,例如沉桩初期可以快一些,后期应适当放慢。一般每天沉桩数量宜控制在15根以内,连续沉桩施工天数不宜超过7 d,并应加强信息化施工,根据监测结果进行及时调整。如发现地面隆起位移或者水平位移较大,则应减少沉桩数量,甚至停止施工1 d～2 d,以减少土体内产生的积聚压力。
4 结语
随着静压桩基础的普遍推广,静压桩施工过程中产生的过大超孔隙水压力对周围建筑物和地下管线造成破坏的事故案例也越来越多,因此必须引起足够重视。本文通过介绍超孔隙水压力产生机理、监测范围和具体监测方法,并针对防止施工过程中出现过大超孔隙水压力提出相应控制措施,以供同行借鉴。
参考文献
[1]何耀辉.静压桩挤土效应研究及实测分析[D].杭州:浙江大学,2005.
[2]徐祖阳.PHC管桩沉桩引起的超孔隙水压力研究[D].南京:河海大学,2006.
[3]CECS 55∶93,孔隙水压力测试规程[S].
[4]宋建学,汪耀武,郑仁清.静压桩施工过程中超孔隙水压力实例分析[J].施工技术,2008(37):160-163.
孔隙水压力 第2篇
当孔隙水压力上升到一定程度时，土体开始变为流体，这样土体加密的可能性将会减少。
(2)在地基浅层处理施工和打入桩的施工中，由于土体的挤密，从而提高了孔隙水压力，当孔隙水压力消散情况不好，其上升到一定程度时可能会造成土体结构的破坏。强夯时可能会形成“橡皮土”;打入桩可能会出现桩尖的偏移，造成歪桩。
孔隙水压力 第3篇
超孔压排水的原理就是在淤泥表面进行填砂、设置水平排水通道, 布设集水井;在淤泥内插打塑料排水板, 设置竖向排水通道;通过施加动荷载, 使淤泥内产生超孔隙水压力, 淤泥内的水在超孔隙水压力作用下顺竖向排水通道和横向排水通道快速排出, 最终达到淤泥快速固结, 提高淤泥的承载力与强度, 满足使用功能的要求。超孔压排水的关键点:淤泥在加固过程中不得受到扰动破坏, 不然透水性就大幅降低, 研究表明, 淤泥扰动土的渗透系数只有原状土30%～50%, 固结系数不足原状土的10%, 因此, 通过设置排水板缩短排水路径, 先施加较小的动荷载, 在不破坏土体结构的条件下小幅提高孔隙水压力, 使浅层软土中的水迅速排出, 并提高软土强度;然后再增加动荷载, 动荷载分级为600kJ、800kJ、1200kJ、2000kJ, 使淤泥排水固结不断向深部发展, 最终达到固结效果。
1 工程概况
漳州市某大道东延长段标段, 项目总投资一亿三千多万, 软基处理三千多万, 全长3.6km, 软基处理2km左右。建设期间软基处理为工程建设的一个重点难点问题。
1.1 地质概况
该工程处于九龙江边, 沿线多为鱼塘、小溪、农田等。地层自上而下为: (1) 人工填土, 色杂、松散一稍密, 厚度1.0m～2.0m; (2) 海陆交互相沉积层 (软土层) , 为淤泥, 淤泥质粉质黏土, 夹淤泥质细砂, 灰黑色, 饱和, 流塑, 松散, 该层层底埋深3m～10m左右; (3) 冲积层, 杂色, 花斑状粉质黏土, 可塑, 灰黑色淤泥质粉质黏土, 饱和、流塑及灰黑色中砂层, 饱和、松散一稍密, 厚约0～8m; (4) 残积层, 为黄一灰黄色砂质黏性土、硬塑为主, 为花岗岩残积土, 厚约0～6m。
1.2 软土层物理力学指标
天然含水量ow=63.4%～72.3%, 液性指数IL=1.66, 塑性指数Ip=24.8, 孔隙比eo=2.013, 压缩系数a=2.24 7MP a-1, 竖直向固结系数Cv=0.79210-3cm2/s, 水平向固结系数Ch=5.01910-3cm2/s, 内摩擦角ϕ=0.4°, 凝聚力c=6.2k Pa, 容许承载力[σo]=40kPa。根据估算, 在不作软基处理情况下路基极限填土高=1.86m左右。
1.3 质量、工期要求
由于该地区软土属高含水量、低强度、高压塑性的超软弱黏土, 根据路基软基稳定控制、工后沉降控制、路面结构的基底强度要求必须对软基采取处理。因种种原因道路的施工期只有10个月。所以选择的软基处理方案需满足该工程工期要求。
2 设计
2.1 方案论证
以下就常用的软土路基处理方法比较 (见表1) 。
袋装砂井 (插塑板) 加强夯法:它通过设置竖向排水体系 (袋装砂井) , 并结合静荷载 (填土堆载) 和动荷载 (强夯夯击能) , 使得地基土在较短时间内完成大部分固结沉降, 减少工后沉降并迅速提高承载力;此外, 还可通过对地基的预震作用, 有效地消除砂土液化、管线开挖涌砂现象;有利于地下管线的开挖埋设。
本工程中, 我们通过对不同处理方法的对比, 并结合周边已建工程的实例及效果, 对于软土埋深小于8m的地段, 我们采用动力固结超孔隙水压力排水强夯法.对于上部分布杂填土软基, 则单纯采用强夯法处理。本文仅对进行路基进行简要介绍 (桥头路堤处理方式另行介绍) 。
2.2 作用原理
强夯法加固非饱和土的过程, 就是土中的气相被挤出的过程。而对饱和土, 传统的固结理论认为, 在快速加荷条件下, 孔隙水无法瞬间排出, 所以是不可压缩的, 但无法解释饱和土在强夯后产生的明显较大沉降。L梅耶动力固结理论认为如下。
(1) 强夯中土的渗透系数是随时间变化的。
(2) 强夯中饱和土孔隙水具有压缩性。
(3) 强夯中饱和土有局部液化现象。
(4) 强夯中饱和土有触变现象。
所以在重复夯击作用下土体中产生裂纹, 土中部分吸附水变成自由水.随着孔隙水压力的消散, 土的抗剪强度和变形模量不断增长。
单纯的强夯由于竖向裂缝的产生并非规则的和连续贯通的, 因而在孔隙水和气体排除过程中并非很畅通, 这就造成在施工过程中孔隙水压力消散缓慢, 从而影响到加固的效果和施工进度, 效果不佳。采用排水固结法结合强夯, 当土体受到冲击荷载时, 土中孔隙水压力增加, 孔隙水可渗透到袋装砂井中, 沿袋装砂井直接排到地表, 这样缩短了排水距离, 加速了孔隙水压力的消散过程和地基沉降的发展, 而达到加固的目的。
2.3 设计参数
到目前为止, 强夯施工法还没有研究出一套成熟和完善的理论与设计计算方法, 只能通过试夯的方法确定施工参数。试夯区面积不应小于20m40m, 对不同地质条件, 至少进行一处试夯, 通过试夯确定施工参数, 如夯锤重量、夯锤落距、单点总夯击能、夯点距离、间歇时间、夯击遍数及有效加固深度等。
(1) 加固深度按式 (A) 估算。
式中:m为锤自重, t;
h为锤落距, m;
a为修正系数, 黏性土取0.6左右;
H为强夯影响深度, m。
(2) 强夯机具、夯锤重量、夯锤落距的选择。强夯机械采用履带式起重机械, 一般国内夯锤重为10t～25t, 我国至今采用的最大夯锤重为40t, 夯锤一般采用圆形, 带气孔的锤较好。同时, 由于软基强夯过程中产生较深的夯坑, 会产生一定的能量损失, 所以对于软黏土, 锤底的面积不宜小于6m。目前我国通常采用的夯锤落距一般为8m～20m。
(3) 软土夯击工艺及参数往往决定强夯法的效果我们选择淤泥深度在6m～10m较具代表性的100m路段进行试夯, 强夯夯击遍数、单点夯击能、夯击次数、夯点间距、每遍间隔时间、夯击顺序等参数参考值见表2及图1。
地表上铺设1.0m厚砂垫层。砂垫层起到支承起重设备、扩散“夯击能”的作用, 也起到作为地下水排出通道的作用。袋装砂井布置间距1.5m～2.0m, 直径0.07m, 等边三角形布置。根据设计初步确定的参数, 通过测试, 数据对比, 检查其强夯效果, 以便确定工程采用的各项参数。
强夯过程中严格控制施工前后两遍的夯击间隔时间, 以利超孔隙水压尽可能消散。本工程采用预埋孔隙压力计算进行观测, 当完成全部夯击遍数, 最后用低能量满夯。
3 效果检测
测试应在孔隙水压力消散后进行, 一般应在强夯结束一定时间后进行检验。试验点应分别取在夯点及夯点间, 常用的方法有静力触探和动力触探、荷载试验、波速试验等。 (如图2)
从图2可以看出, 孔隙水压力一般在一个星期内基本消散完毕, 设置的排水措施使其达到原设计参数条件要求, 起到了不错的效果。避免了由于孔隙水压力消散慢, 导致土体液化出现“橡皮土”的现象。
从图3可以看出, 本工程的加固深度在12m以内, 但处理效果明显的只在表层8m以内。由此对软土分布深度在8m以上的地段要采用其他处理措施。
由表3看出:软土地基超孔隙水压力排水强夯法处理能短时间内降低含水量、孔隙比, 增大粘聚力及承载力, 能有效减少后期沉降影响。
4 在处理饱和软黏土应用的几个问题探讨
(1) 动力固结理论未完全成熟。土体的沉降主要是动力固结、侧向变形、上部一部分土体发生超固结等组成。目前强夯法的施工沉降主要靠试夯得出, 如何根据理论计算也是今后待解决的问题。
(2) 软黏土地基强夯必须关注如何降低孔隙水压和增大有效深度。然而两者有所矛盾, 增加加固深度, 要求增加能量, 而增加能量, 按常规工艺会增大孔压。
(3) 强夯法宜用于软基处理要求施工期短缺少预压时间、或者缺少预压荷载、软土层较浅、宽大场地排水不易等情况, 特别是在上覆杂填土或大块石的地基。对于一般在正常条件下处理的软基, 强夯法由于同样需要结合砂井及垫层, 所以处理费用比普通填土预压措施要贵, 但它比复合地基便宜, 施工也方便。
5 结语
软基处理的施工质量控制不好, 检验不认真, 致使存在的问题在被路基填筑或构筑物所覆盖时。便易构成隐患且不好复检及补救。因此, 紧抓施工环节、严格管理施工过程、按规定进行检验就显得非常重要, 只有严格控制好每个环节才能确保工程质量。经过对本工程施工总结, 对预压期不足, 且淤泥深度在8米以内的地层进行排水固结时, 该工艺具有明显优势, 可大范围应用。
摘要：通过作者多年来对市政道路工程施工中软基处理工作的实践与研究, 本文主要结合漳州市某大道东延工程实例, 对软土地基超孔隙水压力排水强夯法进行简要的分析。
孔隙水压力 第4篇
预应力混凝土管桩作为桩基础, 可以在工厂批量生产, 成桩质量可靠, 较为经济, 且施工速度快、工期短、承载力高, 在实际工程中得到了广泛的应用。然而, 预应力混凝土管桩在施工过程中也会出现一些问题, 比如, 在沉桩过程中土被向外挤, 若土层排水不及时, 则会形成很高的孔隙水压力, 降低土的强度, 影响桩基础承载力的发挥。张鹤年等对静压法沉桩对孔隙水压力的影响进行了研究[1];宋建学等研究了静压桩施工过程中超孔隙水压力的变化规律[2];雷金波等现场监测了PTC管桩静压桩施工过程中产生的超孔隙水压力, 并提出了消除超孔隙水压力的一些措施[3];徐祖阳采用弹塑性接触非线性有限元法, 对沉桩引起的超孔隙水压力的分布规律和形成机理进行了研究, 并结合工程实例, 基于ADINA建立了有限元的计算模型, 分析了桩距、桩径、沉桩速度、土塞闭合率等对超孔隙水压力的分布规律的影响[4]。
本文通过现场试验, 研究了预应力混凝土管桩施工时, 周边土层中孔隙水压力的变化规律, 可为实际工程提供参考。
1 工程地质概况
试验场地内为农田及荒地, 地形较为完整、平坦, 地面高程为5.06~6.22m。场地内水系一般发育, 分布少量沟、渠等, 地貌单元为冲积平原。
场地内的地基土主要由第冲积成因的粉质黏土、粉质黏土夹粉土、粉质黏土夹粉砂、粉土、粉砂及粉、细砂等组成, 根据地基土的类别、成因、埋深及性状特征, 自上而下分述如下。
层 (1) 粉质黏土 (Q4al) :黄灰色、黄褐色, 等级重, 很湿, 可塑~软塑, 含氧化铁及氧化铝, 混铁锰质斑纹或结核, 有光泽, 干强度和韧性中等~高, 表层0.50m, 一般为耕植土。
层 (2) 粉质黏土 (Q4al) :黄灰色、黄褐色, 等级中~重, 很湿, 可塑, 含氧化铁及氧化铝, 混铁锰质斑纹或结核, 有光泽, 干强度和韧性中等~高。
层 (3) 粉质黏土 (Q4al) :黄灰色、黄褐色, 等级重, 很湿, 可塑, 含氧化铁及氧化铝, 混铁锰质斑纹或结核, 有光泽, 干强度和韧性高。
层 (4) 粉土 (Q4al) :黄褐色、灰黄色, 等级轻, 很湿, 中密为主, 局部稍密, 含云母碎屑, 夹粉质黏土薄层, 颗粒组成中等均匀, 摇振反应中等迅速, 干强度及韧性低, 下部岩性接近或为粉砂。
层 (5) 粉砂 (Q4al) :灰黄色, 饱和, 中密~密实, 成分以石英、长石为主, 云母次之, 夹少量粉质黏土薄层, 局部混少量碎石, 颗粒组成较均匀。
地下水类型主要为上层滞水, 其水位受大气降水与地表水体的影响为主, 呈现季节性变化规律。地下水稳定水位高程为3.91~4.42m。
2 试验原理及试验方法
2.1 试验原理
土体中的孔隙水通过孔压计的透水石传到压力薄膜上, 压力薄膜受力产生挠曲变形, 引起装在薄膜上的钢弦变形, 随之引起钢弦自振频率的改变。用频率接收仪测定频率变化的大小, 经公式计算即可得到孔隙水压力值。孔隙水压力的计算公式如下:
式中, u孔隙水压力, k Pa;
Kf孔隙水压力计的灵敏度系数, k Pa/Hz2;
f0孔隙水压力计在零压时的频率, Hz;
f孔隙水压力计在量测时的频率, Hz。
2.2 测试点布置
本文试验中, 用锤击法打入了11根17m长的锚桩 (M1~M11) , 3根试桩 (S1~S3) , 锚桩与试桩均为桩径300mm, 壁厚70mm的预应力管桩。在试桩附近钻4个孔隙水压力测试孔 (U1~U4) , 位置见图1所示。采用钻孔埋设法, 在每个测试孔中标高为1.86m、-0.69m、-3.54m、-9.84m处分别布设孔隙水压力计, 见图2。
注:M1~M11为锚桩;S1~S3为试桩;U1~U4为孔隙水压力测孔。
试验场地地面标高为5.86m, 地质剖面见图2所示。
2.3 试验步骤
(1) 选择测试孔的位置, 并垂直钻孔, 孔径约120mm。
(2) 排除孔隙水压力计内及管路中的空气。
(3) 在测试孔中放入粗砂。
(4) 放入孔隙水压力计到指定高程。
(5) 在孔隙水压力计周围回填约1m高的粗砂。
(6) 缓慢、均衡地投放高度不小于1m的黏土球, 并确保上下两个孔隙水压力计之间的隔水效果。
(7) 四个孔隙水压力计都按高程位置布设完毕之后, 在测试孔口用隔水填料填实封严, 防止地表水渗入。
(8) 测定孔隙水压力的稳定初始值。
(9) 在指定位置捶击打入锚桩、试桩, 并测出不同时刻的孔隙水压力。
3 试验结果
图3为超孔隙水压力随时间变化曲线, 横坐标为时间, 纵坐标为超孔隙水压力。测得各孔隙水压力计的初始读数后, 第1天打锚桩M1、M2、M3、M6、M7、M8, 第3天打锚桩M4、M5、M9、M10、M11, 第5天打试桩S1、S2、S3。
从图3可以看出, 第1天打锚桩后, “U1-1”、“U2-1”两个测点的超孔隙水压力较大, 分别达到61.09k Pa和39.39k Pa, 但第2天时就基本消失。“U1-2”的超孔隙水压力在第1天增长不大, 为5.96k Pa, 第2天增加较多, 达到22.81k Pa, 然后随时间的推移而逐渐消退。
第3天打锚桩后, 各测点的孔隙水压力变化不大。
第5天打试桩后, “U2-1”、“U3-1”这两个测点的超孔隙水压力增加较多, 分别达到了22.44k Pa和10.73k Pa, 但第6天就分别消散为-1.43k Pa和4.90k Pa。
试验数据表明, 1.86m标高的土层中孔隙水压力在打桩后增加较多, 且不能立即消散, 而其它土层中的孔隙水压力变化则相对要小得多。
4 结论
(1) 锤击法沉桩会引起桩周粘土层孔隙水压力急剧上升, 但在第二天就能基本消散。因此, 对于相近地质条件的场地, 建议在打桩时控制打桩速率, 并控制打桩顺序, 间隔打桩。
(2) 层 (2) 由于上下层均为粉质黏土, 锤击法沉桩时孔隙水压力增长最明显, 层 (3) 、层 (4) 、层 (5) 则由于粉砂、粉土相对较好的排水特性, 孔隙水压力的增长相对要小得多。
摘要：通过现场试验, 研究了锤击法沉桩对周边土孔隙水压力的影响。试验结果表明, 锤击法沉桩会引起桩周粘土层孔隙水压力急剧上升, 但在第二天就能基本消散掉。粉砂、粉土层由于有较好的排水特性, 孔隙水压力的增长相对要小得多。
关键词：孔隙水压力,预应力混凝土管桩,锤击
参考文献
[1]张鹤年, 刘松玉, 季鹏.高速公路桥梁工程中预应力管桩压桩规律研究[J].工程抗震与加固改造, 2007, 29 (4) :13-17.
[2]宋建学, 汪耀武, 郑仁清.静压桩施工过程中超孔隙水压力实例分析[J].施工技术, 2008, 37 (增刊) :160-163.
[3]雷金波, 徐泽中, 姜弘道, 等.预制桩沉桩过程超孔隙水压力变化规律分析与研究[J].公路交通科技, 2005, 22 (11) :25-29.
孔隙水压力 第5篇
1 静压挤密桩挤土效应与超静孔隙水压力效应研究方法
在静的或动的荷载作用下产生的不同于静孔隙水压力为超静孔隙水压力, 能使土体产生渗流固结。静压挤密桩沉桩过程中, 在静压力作用下, 桩体被贯入土体中, 桩尖土首先遭到冲剪破坏, 桩身同体积的地基土被挤入桩体两侧, 土体结构发生剧烈变动。孔隙水在冲剪作用下产生不均匀水头, 导致紊乱的渗流场。在饱和土体中, 孔隙水无法排除, 在紊乱的渗流场中将产生急剧上升的超静孔隙水压力;在非饱和土体中, 当土体渗透系数较小, 孔隙水不易排出, 产生的不均匀水头也将使超静孔隙水压力增大。沉桩结束之后, 随着时间的推移, 超静孔隙水逐渐消散, 超静孔隙水压力降低, 土体固结。目前, 对静力压桩挤土效应的研究主要是通过试验研究和理论研究两个方面完成的。
试验研究主要通过观测的方法进行, 一般观测内容有桩周土体应力观测、应变观测、超静孔隙水压力及土体强度观测等;国内外学者如陈文、徐建军、Hausel&Cummings, Pestana&Hunt等均通过试验方法对静力压桩挤土效应进行了分析, 主要方法有模型槽试验法[1]。理论研究方法主要有圆孔扩张理论、应变路径法、有限单元法、滑移线理论等[2]。圆孔扩张理论是将贯入问题简化为对称的平面应变的一维问题, 由Butterfield及Banerjee[4]在解决柱体贯入时首先提出的, 我国学者王启铜、施建勇[3]、蒋明镜等在经典理论的基础上延展新的思维分析, 使圆孔扩张理论得到了更大发展;应变路径法由国外学者Baligh提出的[5], 在考虑桩匀速贯入过程中土体变形与竖向坐标, 通过数学手段给出沉桩过程中土体应力, 位移分布的大致情况;桩体的有限单元法分析有小变形分析和大变形分析。小变形分析是在周围土体仍处于初始应力状态的假设条件下进行增量的塑性破坏计算[6]。Banerjee, Fathallah, 谢永利, 鲁祖统[8]等国内外学者都对大应变分析的研究做出了很大贡献;滑移线理论[3]是将贯入问题视为承载力问题, 采用差分法进行三维分析, 可靠性不高。超静孔隙水压力的研究也有试验研究及理论研究两种。
试验研究有Pestana&Bray, Azzouz&Morrison等通过大量的现场试验观测了超静孔隙水压力产生、消散的规律及时间效应[9,10], 唐世栋、何连生等也通过实测资料的分析得到了沉桩后桩周土超静孔隙水压力的大小、分布及其影响范围[11];理论研究只有Butterfield R, Banerjee P K通过小孔扩张理论分析了桩周土中超孔隙水压力的分布和大小[4], 施建勇等根据空间轴对称沉桩模型的理论解答和henkel公式得到沉桩后桩周土体初始孔压分布的理论解[12], 陈海丰、宰金珉、王伟等利用有限元对饱和砂土沉桩产生的超静孔隙水压力进行了分析[13]。
2 静压挤密桩超孔隙水压力效应分析
2.1 超静孔隙水压力对渗流场的效应
孔隙水是沿着相互连接的网状连续通道流动的, 含水量的变动会导致这些通道的大小和数量的变化, 进而导致土体导水能力的变化。土体的导水能力可以用渗透系数表示, 渗透系数取决于体积含水量。当静压挤密桩施工时, 土体中的超静孔隙水压力发生变化, 导致土体结构的变化, 从而改变了土体的导水能力, 土体的渗透能力发生变化, 土体渗透系数发生改变, 且纵向的渗透系数明显增大, 随着深度的增加纵向渗透系数增加更快。
地基土在静水压力下, 地下水处于稳定渗流状态, 渗流区域内各点水头值不随时间变化。当静压挤密桩施工时, 随着桩体沉入地基土中, 桩周土体将受到挤压, 桩周产生瞬时超静孔隙水应力, 尤其桩尖土在冲剪作用下, 产生很大的瞬时超静孔隙水压力, 这个瞬间较大的超静孔隙水应力将引起土体颗粒结构发生变化、孔隙水运动紊乱, 水力传导能力发生变化, 进而导致整个渗流场的紊乱, 使得土体结构破坏。超静孔隙水压力瞬间增大产生很大的不稳定的动水压力, 孔隙水在地基中渗流, 渗流在动水压力作用下, 将对桩间土及桩体产生向上的扬压力, 该扬压力将进一步导致渗流场的变化 (见图2) 。紊乱的渗流场降低地基土及桩体承载力, 并且影响周围建筑物及管道安全, 同时紊乱的渗流场使得土体孔隙通道发生变化, 形成潜在的冒水通道。
2.2 超静孔隙水应力对地基应力场效应
桩在竖向受荷时对周围地基土的影响可看作竖向集中力作用于半无限体内部时地基土的应力。静压挤密桩沉桩过程中, 与桩同体积的桩周土向外挤出, 桩周地表土体隆起, 桩周土体受到强烈的挤土扰动, 土体结构被破坏, 同时在桩周形成了一定厚度的重塑区, 并且产生了瞬时超静孔隙水压力。超静孔隙水应力的产生与发展, 使得土体的有效应力减小, 导致土体变形与强度变化, 使得初始地基应力场发生变化。同时超静孔隙水应力的各向性及动态性将不断扰动着地基应力场。尤其当桩体不断沉入地基土中, 超静孔隙水应力的不断消散和叠加过程, 使得桩周土的大主应力降低, 平均主应力随之降低。桩周土的主应力方向从垂直方向向水平方向旋转, 应力劳德角有所变化, 这些都将引起土的体积收缩。地基土体积的收缩, 导致附加超静孔隙水压力的变化。当瞬时超静孔隙水压力超过竖向或侧向有效应力时便会产生水力劈裂现象, 土体结构破坏, 此时孔隙水将在超孔隙水压力作用下沿着冒水通道冒出地面 (见图3) 。
2.3 超静孔隙水压力对位移场的影响效应
静压挤密桩施工时, 经观测, 土体在桩体贯入过程中发生了水平位移及竖向位移。桩周土体的水平位移在桩顶附近受地表影响, 增长速度较慢, 在桩身大部分区域分布较为均匀, 在桩端附近水平位移相对较小。土体的竖向位移在桩顶到3/4桩长范围内表现为向上隆起, 在靠近桩端1/4桩长范围内表现为向下位移。桩周土体发生位移显示为土体的膨胀与固结, 而超静孔隙水压力的增消制约桩周土的膨胀与固结, 即压桩的土体位移场变化体现在超孔隙水压力变化上。超孔隙水压力在压桩过程中先减小, 再增大, 最后消散。超孔隙水压力的增消影响着桩周土体位移增消及变化速率。
2.4 超静孔隙水压力对桩体、桩间土及桩端土的影响效应
超孔隙水压力的增消将引起桩体发生上浮及偏移现象, 在沉桩初期, 随着超静孔隙水压力的增加, 桩体上浮程度及偏移量也随之增大, 在沉桩后期, 随着超静孔隙水压力的降低, 桩体上浮量降低, 甚至随着桩周土固结, 桩体发生下沉现象, 桩体的上浮与下沉会导致桩体产生裂缝, 桩位变化, 影响桩体承载力的发挥。
超孔隙水压力对桩周土的影响也十分的明显, 超孔隙水压力的存在, 影响着桩周土的有效应力, 土体有效应力影响着桩周土的承载能力。通过沉桩对桩周土的影响可将桩周土分为五部分, 如图4所示。
(1) 强烈重塑区, 该部分土体被桩体拖拽发生严重的结构破坏, 且这部分的超孔隙水压力增加最快, 迅速增大的超孔隙水压力使得严重遭到结构破坏的土体的有效应力降低最小, 该区域桩周土承载力达到最小, 桩周侧摩阻力也小至忽略不计, 随着超孔隙水压力的消散, 桩周侧摩阻力将会随着增大。 (2) 区域为塑性区, 该区域土体发生了较大的位移和塑性变形。 (3) 区域为弹性区, 这部分的土体的变形还能保持弹性变形。 (4) 区域为不受沉桩影响区域, 但是在群桩施工过程中, 该部分区域一般不存在。 (5) 区域为桩端塑性区。在桩尖处4倍~6倍桩径的球状扰动区发生了极限破坏, 桩尖的嵌入使得土体压密、向两侧开裂。桩周土破坏严重, 超孔隙水压力作用突出, 导致桩体及桩周土承载力下降, 进而影响工程质量。
2.5 超静孔隙水压力对建筑物及周围环境的影响效应
随着我国基础建设的发展以及静压挤密桩的广泛运用, 市区建筑, 桥梁, 公路, 铁路, 海岸边坡等都有静压挤密桩的使用, 沉桩过程中超静孔隙水压力产生、消散过程, 对周围建筑或地下管道设施产生不利影响, 超静孔隙水应力使得地基土体膨胀隆起或不均匀沉降更为严重 (见图5) , 土体的膨胀和不均匀沉降可造成周边管线断裂, 道路不能正常使用或者建筑物开裂等。比如海岸边坡, 由于波浪荷载的循环作用, 使得在护坡桩基沉入土体之后, 地基土中产生超静孔隙水压力的消散很慢, 超孔隙水压力循环往复有可能导致边坡反复膨胀、固结, 使得安全系数降低, 严重者可能导致边坡失稳。
3 结语
孔隙水压力 第6篇
1 工程概况
双级模块式加筋土挡墙+加筋土边坡的组合支挡结构填方挡墙和边坡的材料主要为现场场地平整及周围山体开挖产生的土石方, 填土高度4~22m。挡墙和边坡的设计方案如下:下部为两级加筋土挡墙 (斜率1:0.2) 、上部为5.4 m反包式加筋土边坡 (放坡比例1:1.5) , 上级挡墙条形基础位于下级挡墙填土中, 两级挡墙间设置2m错台;基础采用换填碎石并铺设2层@30 cm TGSG3030双向格栅;挡墙采用TGDG65、TGDG130和TGDG170三种单向格栅。
选取K0+060断面为监测断面, 组合支挡结构高18.9 m, 其中双级挡墙高13.5m。测试过程中, 将电感式柔性位移传感器两端固定在土工格栅横肋上, 测量土工格栅的拉伸位移, 采用应变式土压力盒测试垂直土压力和墙背侧向土压力, 采用孔压计测试挡墙内部孔隙水压力。本文只分析双级加筋土挡墙变形与水压力特性。测试工作从施工之初开始, 施工过程每铺设、碾压一层, 读一次数据。柔性位移计布置表见表1, 孔隙水压力计布置表见表2, 元件测试断面布置图见图1, 工程进度见图2。
2 实测结果分析
分析时将双级挡墙和加筋土边坡视为两个独立个体, 将挡墙上部的加筋土边坡看做作用于双级挡墙上的恒载考虑[1]。
2.1 土工格栅拉筋变形
图3为各层土工格栅随填土高度增加应变变化曲线。分析后可得以下结论:
1) 施工期间, 测试断面除第二级挡墙第4层格栅外, 各层土工格栅拉筋应变实测值最大值均不大于2%, 且大部分的最大值小于1%。第二级挡墙第4层格栅拉筋应变最大值为2.31%, 分析原因可能是由于下层填土压实度不足[2], 本层格栅在压实机械作用下随着填土沉陷产生较大变形。拉筋应变实测值均远小于土工格栅质控应变值10%, 说明拉筋实际受力小于设计值 (小于土工格栅抗拉强度值) [3]。
2) 加筋土挡墙水平方向各层土工格栅应变值均为正值, 即各个试验点土工格栅均受拉应力作用。表明施工质量较好, 填土碾压比较平整, 土工格栅张拉充分。测试中有些数据为负值, 分析原因可能是因为个别小范围地点填土碾压不平整, 场地中铺设格栅的位置出现凹凸不平现象, 进行下一层填土后, 柔性位移计被压缩, 测得的数据出现负值, 对应的应变量也将是负值;也可能因为当地气候多雨, 雨后表层填土积水, 积水蒸发又造成表层土变成硬壳, 导致内部水分无法排出, 使土层近似于橡皮土, 在上部荷载作用下, 实测值为负。
3) 上覆荷载 (填土) 相同, 而不同测试断面的拉筋应变分布有所不同。这是由于筋土间作用机理的复杂性所致, 加筋土结构地基性质、级数、台阶宽度不同, 以及施工对应变影响的不确定性导致了不同断面相同荷载作用下, 拉筋应变分布规律不同。填土厚度相同时对格栅应变的影响程度略有不同, 这是由于各层填土压实度不完全相同所致[4]。由此可知填料的压实度也是影响筋土摩擦效果的一个重要因素。
4) 上部边坡的填筑对拉筋应变的影响不大, 且深度越大, 影响越小。
2.2 孔隙水压力
图4为根据孔隙水压力的监测结果绘制而成的曲线。
分析孔隙水压力图可得如下结论[5]:
1) 测试过程中, 个别测点孔隙水压力值出现负值, 分析原因可能是由于孔压计在埋设前未能完全浸水饱和, 或试验点周围土体由于挖坑后较长时间没有将孔压计埋好压实, 晾晒的比较干燥, 产生了吸水现象, 导致孔隙水压力值下降, 甚至出现负值。由图也可看出, 这种现象只出现在测试初期。
2) 挡墙建设过程中, 孔隙水压力值呈曲线变化, 说明挡墙内部孔隙压力有消散过程也有增加过程, 加筋土中孔隙水压力随高度、时间变化趋势均不明显, 无明显规律。孔隙压力值主要受当地降雨及回填土渗透性影响。
3) 同一层沿墙面方向各个测试点的孔隙水压力大小略有差异, 说明挡墙内部不同位置处孔隙水压力消散程度不同。距坡面较近的测试点的孔隙水压力比远离墙面的测试点略小。分析原因可能是由于墙面板背面设置了碎石滤水层及排水管, 使靠近墙面位置的水快速排出, 减小了孔隙水压力。
4) 孔隙水压力数值均较小, K0+060断面第一级挡墙第5层土的孔隙水压力值相对较大, 分析原因可能是由于施工过程中, 挡墙外侧堆积的淤泥将第一级挡墙全部掩埋, 加筋土体中的水分不易排出, 同时当地气候全年潮湿多雨, 雨量充沛, 孔隙水压力易受降雨影响, 导致孔隙水压力实测值相对较大。
3 结论
根据现场试验检测结果, 加筋土挡墙满足结构的强度、稳定性及安全要求, 并得出如下结论:
1) 施工期间, 加筋土挡墙各层位土工格栅拉筋应变随填土高度的增加而增大, 增长速率逐渐减小。每层位拉筋应变分布规律相似, 但不同层位的应变分布规律不尽相同, 有的相差较大。拉筋的应变出现单峰值、双峰值的现象。
2) 孔隙水压力在施工过程中是不断调整的, 与上负土层厚度关系不大, 与填料排水性有关, 易受当地降雨影响。
3) 挡墙上负荷载对拉筋应变及孔隙水压力影响不明显。
摘要：通过现场采集双级模块式土工格栅加筋土挡墙+加筋土边坡组合支挡结构施工过程中土工格栅拉应变、孔隙水压力数据, 分析得出整个施工期间, 加筋土挡墙各层土工格栅拉筋应变随填土高度增加而增大, 增长速率逐渐减小;孔隙水压力在施工过程中受填料排水性、当地降水等影响处于不断调整状态。
关键词：模块式加筋土双级挡墙,拉筋应变,孔隙水压力
参考文献
【1】杨广庆, 蔡英.多级台阶式加筋土挡土墙试验研究[J].岩土工程学报, 2000, 22 (2) :254-257.
【2】杨广庆, 蔡英, 苏谦.高路堤加筋土挡土墙的变形和受力研究[J].岩石力学与工程学报, 2003, 22 (2) :321-326.
【3】杨广庆, 吕鹏, 庞巍, 赵玉.返包式土工格栅加筋土高挡墙现场试验研究[J].岩土力学, 2008, 29 (2) :517-522.
【4】尤胜明.加筋土挡墙试验研究及变形机理分析[D].大连:大连理工大学, 2009.
孔隙水压力 第7篇
在真空预压、真空-堆载联合预压或堆载预压中, 如何准确地求取软土的实际固结度, 进而确定实际卸载时间, 成为保证地基承载力、提高工程质量、缩短工期、降低成本的关键。在实际计算或设计中, 根据实际监测的土体沉降量来推算土层固结度的计算方法有很多, 例如三点法、双曲线法、Asaoka法、时间因子法、链法、积分法和时间法等, 各种方法的计算结果有一定的差别, 选择哪种方法的计算结果作为确定卸载的固结度是一个关键因素, 其准确求取有着很重要的实际意义。因此, 探讨一种更简单实用且满足工程实际应用要求的固结度计算方法是十分必要的。
1 问题的提出
在采用真空-堆载联合预压法加固地基时, 固结度可采用已监测的孔隙水压力值来计算:
undefined (1)
式中:U孔隙水压力固结度;
孔隙水压力值, 即地基承受的总超静水压力;
Δu孔隙水压力消散值, ;
ut预压加固过程中t时刻的孔隙水压力值。
由 (1) 式可知, 只有当u0和ut都准确时, 才能得到可靠的孔隙水压力固结度U。对于ut的计算, 仅有一维固结和三维轴对称问题情况下存在解析解, 且建立解析解的基本假设如下:
(1) 土是均质的、各向同性且饱和。
(2) 土的压缩完全由孔隙体积的减少引起, 土粒和孔隙水是不可压缩的。
(3) 孔隙水的向外排出符合达西定律。
(4) 土的固结系数在整个渗流过程保持不变。
但是, 由于地基土是成层分布的, 且各土层的地质情况差异较大, 地基土的均质、各向同性实际上是不可能存在的;对于被加固的软土地基, 其为弹塑体, 而非弹性体, 属于非线性问题;孔隙水的渗流也很难完全符合达西定律, 地基土的固结系数是随着加固过程变化的[1]。因此, 采用理论解析解的方式确定的孔隙水压力固结度, 与实际地基加固过程中的固结度仍然存在一定的差异。而对于地基地质条件、孔隙水排水条件、荷载条件复杂的地基的固结计算, 目前尚无法得到适用的解析解, 基于以上原因, 采用实测的孔隙水压力结果推算孔隙水压力固结度显得更为实用和有效[2]。
2 计算方法
在真空-堆载联合预压法加固地基时, 地基土中的孔隙水压力的最大消散值可分为两个组成部分:一为真空度的直接传递导致的孔隙水压力下降值;二为抽真空引起的水位线下降进而引起的孔隙水压力消散值。软土地基中水位线以上的孔隙水压力值与真空度之值在数值上相等, 水位线以下的孔隙水压力消散主要是由于抽真空导致的水位线的下降引起, 真空度直接引起的孔隙水压力消散占小部分;塑料排水板的孔隙水压力消散中, 真空度直接引起的消散占较大部分, 这主要是由于较大的真空度能够传递到塑料排水板中的地下水位面[3]。但是, 在实际工程施工中, 由于打插塑料排水板时存在涂抹和井阻的作用, 孔隙水压力沿深度方向消散程度越来越弱, 真空度也会沿深度方向递减, 因此, 应考虑由于真空度和孔隙水压力的折减而导致的实际固结度的折减。对此, 可采取沿加固土层深度方向布设孔隙水压力点的办法, 每隔2～4 m布设1个孔压监测点, 根据各点的监测结果和各层土厚, 利用 (1) 式加权平均各点计算所得的固结度, 见 (2) 式。
undefined (2)
式中:Ui各监测点的固结度;
Ti各分层土厚;
undefined加权平均固结度。
根据真空-堆载联合预压处理前的快剪试验结果Cq和处理后钻孔取土试样的三轴试验结果φcu值以及上述计算的固结度, 可推算处理后地基承载力, 再与静力触探检测结果进行对比, 可判断固结度计算的准确性。根据地基基础设计规范及经验, 可计算处理后地基承载力见 (3) 式和 (4) 式。
P=π (Δτ+cq) (3)
undefined (4)
式中:P地基承载力;
Δτ土体剪切应力增量;
ΔP附加荷载增量。
3 实例计算
某中型火力发电厂场地地貌属于珠江三角洲海冲积平原边缘, 区内河网发育, 场地原为鱼塘、稻田;场地第四系覆盖层主要有人工填土、淤积淤泥层、冲积砂土与黏性土层以及残积砂质黏性土层。场地总面积约20万m2, 淤泥层分布广泛, 主要呈流塑状态, 厚度范围5.3～21.8 m, 平均厚度约13.21 m。淤泥层物理性能指标统计见表1。
该工程采取真空-堆载联合预压进行软基处理。经过约3个月的软基处理后, 根据实测的2个孔隙水压力监测点数据和计算结果如表2所示, 沿深度方向固结度变化规律如图1和图2所示。
从计算结果来看, 由于塑料排水板施工时存在涂抹和井阻的作用, 孔隙水压力沿深度方向消散程度越来越弱, 真空度的传递也沿深度方向逐渐递减, 固结度沿深度方向是递减的。如图1和图2所示, 提高土体的有效应力也是递减的, 加权各层后的固结度约60 %。根据处理前的快剪试验结果Cq=6.5 kPa和处理后钻孔取土试样的三轴试验结果φcu=10°值, 将附加荷载98.4 kPa和undefined代入 (3) 式和 (4) 式, 可得到经处理后的地基承载力约为53 kPa。
为了验证此变化规律的正确性, 在现场进行了静力触探检测, 取5个点进行试验, 如表3所示, 检测结果的地基承载力标准值约为52 kPa, 与计算结果吻合较好。因此, 采用实测的孔隙水压力结果推算固结度显得更为实用和简单。
4 结论
4.1 在真空-堆载联合预压地基处理工程中, 由于塑料排水板存在涂抹和井阻的作用, 孔隙水压力消散程度与固结度的变化规律是相同的, 即沿地基土深度方向的变化是递减的。
4.2 根据实际监测的孔隙水压力推算土体的固结度, 再沿深度方向进行加权平均计算的方法, 能更确切地反映土体的真实固结度。
4.3 可通过静力触探检测的地基承载力结果和钻孔取土的三轴试验数据计算, 来验证采用孔隙水压力计算固结度的准确性。
参考文献
[1]李文平.饱和黏性土高压密过程中孔压及体应变变化试验研究[J].岩土工程学报, 1999, 21 (6) :666-669.
[2]侯健飞.利用真空预压实测孔隙水压力推算土体固结度的计算方法探讨[J].中国港湾建设, 2005, (1) :13-15.
油藏孔隙压力的测井解释 第8篇
孟格培油田是位于印度尼西亚苏门答腊省南部的油田区块, 砂岩储集层。经过长时间开发的油田, 其自然电位随着油田的长期注水开发而发生显著变化。这种变化不仅在于流体的矿化度明显减低, 而且表现在层间的压力差大幅度增加。这就使得流动电位成为自然电位曲线的主导。由于孔隙的压力分布在横向及纵向上具有很大的不同, 进行压力的检测极为必要。
声速法是上个世纪中后期主要的用测井曲线对孔隙压力进行解释的方法。解释原理是从压实情况和孔隙压力之间的相关性而导致声波的时差变化出发。在初步进行油田的开发时, 因为储层和孔隙压力大都处于原始压力周围, 所以采用声速法进行解释效果相对较好。不过伴随长期持续的油田开发, 储集层间的压差剧烈增大, 而压差的突出变化却不能在声速曲线上得到一定程度的反映, 因此声速法并不适用于长期注水开发后油层的孔隙压力解释。由于自然电位曲线可以较为精确的反映这种变化而得到广泛的应用。从自然电位测井的原理出发, 为满足油田钻井及开发需要, 利用电缆FDT地层压力测试技术的压力数据解释以获取地层的孔隙压力是目前主要的压力检测方法。
二、应用电测曲线解释孔隙压力
1. 自然电位曲线的变化
流动电位是由于钻井液或储集层中的流体在压差推动作用下在孔隙内发生流动而产生的, 其流动的规律遵守毛管电动力学理论。有流体通过毛管时, 由于毛管壁面对负离子的吸附作用而使流体中的负离子相对减少, 因此孔隙的两端会产生一定的电位差。而正离子会因两端压差的存在移动到低压一端, 所以孔隙的低压一端与高压一端分别富集了符号相反的离子使高压端为负, 低压端为正, 也就导致了电位差的存在。流动电位的大小和两端压差密切相关, 由毛管流动电位原理可知, 流动电位的大小随压差的增大而增大, 相应的关系式为:
其中:Ef-流动电位 (m V) ;
△P-钻井液液柱所产生的压力减去孔隙流体压力 (MPa) ;
m-钻井液的电阻率大小 (Ωm) ;
μ-钻井液滤液的黏度系数;
f-流动电位系数
2. 压力解释的基础模型孔隙压力计算的基础数学模型的建
立是将孔隙压力Pp与钻井液液柱所形成的压力的差值取代上式中的压差△P, 将自然电位的总值与扩散吸附电位的差值取代上式中的Ef, 整理后即得:
其中Pp-孔隙压力 (MPa) ;
P1-钻井液液柱所形成的压力 (MPa) ;
E-自然电位总值 (m V)
从上式可以看到, 在扩散吸附电位值小于自然电位总值时, 压差为正, 也即孔隙压力值小于钻井液液柱所形成的压力;在两者取相同值时, 流动电位值与压差值均为零, 也即孔隙压力值等于钻井液液柱所形成的压力;否则, 流动电位值及压差值均为负, 也即钻井液液柱所形成的压力小于孔隙压力值并会造成反向渗透。所以, 只需用不包括自然电位曲线的其它曲线表示出Eda与Ef, 便可求得孔隙压力大小与压差值。压差的求解过程也就转化为Eda与K Ef的求解过程。因此, 自然电位的曲线形态对孔隙压力和液柱压力的相关性有较为准确的反映, 使两者比较的不同状况得以区分。压力解释的效果在储集层的孔隙压力和液柱形成的压力较为接近时达到最佳。
三、孔隙压力系数的确定
假定ρ (g/cm3) 为钻井液的密度, D (m) 为计算点的深度, Kp为孔隙的压力系数, 则△P=0.0968 (ρ-Kp) 。将其代入 (1) 式可得出:
上式为实际情况下所常用的压力系数计算公式。
四、参数确定
通常情况下并不采用通过测出流体的矿化度及渗透率再计算而得到Eda与Kf的方法, 求取方法一般是利用数理统计的方法对实际测得的压力值进行处理。Eda与Kf的大小和流体粘度、温度及储层渗透率关系密切, 故而可用储层电阻率、声速、岩石密度等参数的组合运算而将其表达出来。在储集层流体及钻井液的性质处在相对稳定的状态时, 按照渗透率的不同进行分组后, 自然电位的异常值随着压差的增大而增大。从流动电位的关系式中可以看出, 在压差趋于零时, 流动电位值也趋于零, 此时曲线的异常值显示为扩散吸附电位值。于是就能够通过统计各相关曲线而获得渗透率不同时Eda的关系式。
流动电位的系数Kf和岩石孔隙的渗透性有非常大的关系。处于泥岩附近, 流动电位值趋近于0;从泥岩过渡到砂岩时, 流动电位显著增大;如果渗透率持续上升, 则流动电位反而呈现降低的趋势, 这遵循毛管流动电位原理。由此规律能够通过统计相关曲线而得出流动电位的系数Kf的关系式。
五、计算方法
在进行计算的过程中, 需要利用计算机根据对应的深度值自动读取所需的数据文件中的数据信息, 然后赋予正确的数学模型及相应的重要边界条件, 在计算机完成逐点运算后便可获得孔隙压力曲线。
结束语
长期分层注水的开发方式大大降低了孟格培油田储集层流体的矿化度, 使扩散吸附电位发生明显降低, 而压差增大导致流动电位变化范围增大。采用流动电位和压差的相互关系能够比较准确的对砂岩储层的孔隙压力进行解释。
摘要：孟格培 (MENGOEPEH) 油田区块由于长期的注水开发使储层自然电位发生了非常大的变化。由于不断进行分层注水开发, 储层内的流体压力与矿化度发生明显的变化, 导致流动电位的作用超越扩散吸附电位日益发挥主导作用。本文试图通过分析流动电位与压差的关系能够相对精确的对油藏孔隙的压力大小进行解释。从而得出对砂岩油藏经长期注水开发后进行孔隙压力解释的自然电位法。该方法的应用降低了套管破坏率, 在及时调整油田的开发方案上有重大的实际意义。
关键词：孔隙压力,自然电位,流体
参考文献
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[2]范宜仁, 魏周拓, 陈雪莲.基于测井资料的地层应力计算及其影响因素研究[J].测井技术.2009 (05) .
