路基沉降公式計算方法

『壹』 公路路基沉降計算公式

地基固結總沉降量S包括三部分：S=&+Sf+S。其中，
＆為瞬時沉降，是由於剪切變形而產生的附加沉降，不是土體體
積壓縮產生的沉降；S為主固結沉降，是加荷後土體內孔隙水壓
力逐步消散而產生的體積壓縮變形；S為次固結沉降，是指主固
結沉降發生以後繼續發生的沉降。

『貳』 市政道路沉降允許值

路基沉降值是拿土體壓縮系計算出來的。比如說軟土地基cfg處置，沉降值可以達到20-30cm。
建議可參考《公路路基設計規劃》（JTGD30），軟土地區路基等相關章節有明確規定。
高速公路、一級公路容許工後沉降標准為：橋台與路堤相鄰處≤0.10m，涵洞、箱涵、通道處≤0.20m，一般路段≤0.30m；作為干線公路的二級公路容許工後沉降標准為：橋台與路堤相鄰處≤0.20m，涵洞、箱涵、通道處≤0.30m，一般路段≤0.50m。

『叄』 公路鐵路沉降計算

1. 未處理沉降量就是設計高程-原狀土高程

2. 處理後總沉降=設計高程-原狀土高程+預壓後原狀土沉降量

3. 工後沉降就是路基完工後設計高程與實際沉降後高程的差值

4. 補償自然是補償工後沉降

5. 96項是哪個？
   

『肆』 路基水泥穩定碎石層的彎沉值怎麼計算

彎沉值是驗收時用貝克曼梁法檢驗的實測值（回彈量），不是靠計算的。
檢測時，規定後輪軸載重量為100KN的汽車壓在測點處，穩定碎石層發生了沉降，在該測點處架設貝克曼梁（利用杠桿放大原理），裝上百分表。當汽車重量離開後，地基回彈，百分表指針轉動穩定時，讀出的度數（1mm/100），由此得到回彈量。這個回彈量直接與地基回彈模量正向相關聯，也就是與地基承載能力相關聯，直接代表了符合設計與否。

『伍』 填石路基標准差怎麼計算

填石路基平均沉降差是5mm，標准沉降差是3mm。
相鄰獨立基礎沉降量之差，Δs=s1-s2。框架結構和地基不均勻、有相鄰荷載影響的高聳結構基礎，變形由沉降量控制。
在堆糧和回填土荷載作用下，設計10 m 長水泥攪拌樁室內地面理論沉降計算值約為299.0 mm （設計244 根水泥攪拌樁）和301.9 mm （實際施工226根水泥攪拌樁），因水泥攪拌樁的下卧層為淤泥，其壓縮量大。
在堆糧和回填土荷載作用下，4 m 長水泥攪拌樁室內地面理論沉降計算值達374.4 mm（設計244 根水泥攪拌樁）和375.4 mm（實際施工226 根水泥攪拌樁）。
這說明樁長縮短後更嚴重地加大了室內地面的累計沉降量。同時，由於實際水泥攪拌樁取芯結果樁長為3.2～4.7 m 不等，且樁身強度為0.51～7.63 MPa 參差不齊，更加嚴重地導致了糧庫室內地面的不均勻沉降。

『陸』 石方路基填築怎麼計算沉降差

以相鄰獨立基礎沉降量之差，Δs=s1-s2進行計算。

沉降差為不同基礎或同一各點間的相對沉降量。相鄰獨立基礎沉降量之差，Δs=s1-s2。框架結構和地基不均勻、有相鄰荷載影響的高聳結構基礎，變形由沉降量控制。

回填土計算時考慮了設計地面堆糧荷載引起的壓縮沉降但沒有考慮回填土對水泥攪拌樁的負摩阻力和回填土自重作用下的固結沉降，計算水泥攪拌樁樁端下沉降時只考慮現有勘探深度范圍內樁端下淤泥層的壓縮量。其樁端沉降計算結果會比按照相關規范確定的樁端下壓縮層范圍內壓縮量的計算結果要小。

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石方路基填築的相關要求規定：

1、基層處理時，其承載力應滿足設計要求；在非岩石地基上填築填石路堤前，應按設計要求設過渡層。

2、路床施工前，應先修築試驗路段，確定能達到最大壓實千密度的松鋪厚度、壓實機械型號及組合、壓實速度及壓實遍數、沉降差等參數。

3、中硬、硬質石料填築路堤時，應進行邊坡碼砌。邊坡碼砌的石料強度、尺寸及碼砌厚度應符合設計要求。邊坡碼砌與路基填築宜基本同步進行。

『柒』 計算地基沉降的方法有哪些

1、分層總和法

在地基沉降計算深度范圍內劃分為若干層，計算各分層的壓縮量，然後求其總和。計算時應先按基礎荷載、基底形狀和尺寸、以及土的有關指標確定地基沉降計算深度，且在地基沉降計算深度范圍內進行分層，然後計算基底附加應力，各分層的頂、底面處自重應力平均值和附加應力平均值。

2、有限元法

適用於連續介質。從計算方法上來說，由於其計算參數多，且需通過三軸試驗確定，程序復雜難以為一般工程設計入員接受，在實際工程中沒有得到普遍應用，只能用於重要工程、重要地段的地基沉降的計算。

3、規范法

《建築地基基礎設計規范》（GBJ 7-89）所推薦的地基最終沉降量計算方法是另一種形式的分層總和法。它也採用側限條件的壓縮性指標，並運用了平均附加應力系數計算，還規定了地基沉降計算深度的標准以及提出了地基的沉降計算經驗系數，使得計算成果接近於實測值。

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地基沉降的監測

1、監測點布置

沉降監測採用精密水準測量的方法，測定布設於建築物上測點的高程，通過監測測點的高程變化來監測建築物的沉降情況，在周期性的監測過程中，一旦發現下沉量較大或不均勻沉降比較明顯時，隨時報告施工單位。

2、控制點布設

由於控制點是整個沉降監測的基準，所以在遠離基坑比較安全的地方布設2個控制點。每次監測時均應檢查控制點本身是否受到沉降的影響或人為的破壞，確保監測結果的可靠性。

『捌』 建築物沉降率計算公式

一般情況下都用沉降觀測
建築物沉降觀測點的布設

為了能夠反映出建構築物的准確沉降情況，沉降觀測點要埋設在最能反映沉

降特徵且便於觀測的位置。一般要求建築物上設置的沉降觀測點縱橫向要對稱，
且相鄰點之間間距以 15—30 米為宜，均勻地分布在建築物的周圍。

二、 沉降觀測的自始至終要遵循「五定」原則

所謂「五定」，即通常所說的沉降觀測依據的基準點、工作基點和被觀測物

上的沉降觀測點，點位要穩定；所用儀器、設備要穩定；觀測人員要穩定；觀測

時的環境條件基本一致；觀測路線、鏡位、程序和方法要固定。以上措施在客觀

上盡量減少觀測誤差的不定性，使所測的結果具有統一的趨向性，保證各次復測

結果與首次觀測的結果可比性更一致，使所觀測的沉降量更真實。

三、 沉降觀測精度的要求

根據建築物的特性和建設、設計單位的要求選擇沉降觀測精度的等級。在未

有特除要求情況下，一般性的高層建構築物施工過程中，採用二等水準測量的觀

測方法就能滿足沉降觀測的要求。

各項觀測指標要求如下：

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（1）、往返較差 、附和或環線閉合差： △h＝∑a-∑b≤l√n—，表示測站
數。（或△h＝∑a-∑b≤1.0√L—， L 表示觀測路線距離）。
（2）、前後視距 ：≤30m。

（3）、前後距差1.0m。
（4）、前後視距累積差 ≤3.0m。
（5）、沉降觀測點相對於後視點的高差容差 ：≤1.0mm。
（6）、水準儀的精度不低於 N2 級別

四、 沉降觀測

根據編制的工程施測方案及確定的觀測周期，首次觀測應在觀測點安穩固後
及時進行。一層柱結構施工時柱結構處的轉角處設置永久性觀測點，共設置 13

1

個，分別在 3、5、10、12×B 軸，1、16×D 軸，1×E 軸，20×F 軸，3、5、10、12×H
軸，J 軸×8 軸。
首次觀測的沉降觀測點高程值是以後各次觀測用以比較的基礎，其精度要求
非常高，施測時一般用 N2 或 N3 級精密水準儀。並且要求每個觀測點首次高程
應在同期觀測兩次後決定。

隨著結構每升高一層，臨時觀測點移上一層並進行觀測直到十 0．00 再按規
定埋設永久觀測點(為便於觀測可將永久觀測點設於十 500mm)。然後每施工一層
就復測一次，直至竣工。沉降觀測點平面布置圖詳見圖

10000

18000

33000

18000

27000
圖 1：上部結構永久性沉降觀測點示意圖
標高
圖 2：沉降觀測點平面布置及大樣圖
五沉降觀測中注意事項

沉降觀測應採用附合線路或閉合線路，做到定機、定人、定路線。測施前儀器必須經過檢驗，符合要求後方可使用。
2沉降觀測的前後視距應盡可能相等，儀器到水準尺的距離不得大於 30m。
測施中，前後視必須採用同一根水準尺。觀測時，水準尺應和地面垂直，不

得歪斜。

在同一測站上觀測各觀測點時，當讀完所有觀測點的讀數後應回測後視點，
兩次同一後視點的讀數差不得超過±1mm。
沉降觀測的次數與頻率應根據上部結構的作用荷載和作用時間，一般在施工

階段每上一層結構，觀測一次，一直到結構封頂。裝飾施工完畢觀測一次，移交

業主前觀測一次。

觀測的結果應及時整理成成果資料，及時通報業主或現場監理工程師，工程

竣工後，應將成果資料整理歸檔。
回答望滿意

『玖』 岩土工程地基計算

一、地基承載力計算

地基的承載力應結合具體的工程條件選用合適的方法來確定。對建築地基可用載荷試驗、理論公式計算及其他原位試驗等方法綜合確定；對公路、鐵路橋涵地基，可按規范承載力表方法或其他原位試驗方法確定。

地基承載力理論公式是在一定的假定條件下通過彈性理論或彈塑性理論導出的解析解，包括地基臨塑荷載公式、臨界荷載公式、太沙基公式、斯肯普頓公式和漢森公式等。

（一）臨塑荷載和臨界荷載

在條形均布荷載作用下，根據地基中的應力分布和土的極限平衡條件，可以得到基底壓力f與基礎下塑性區開展的最大深度Z_max的關系：

深圳地質

分別令z_max=0和z_max=b/4（b為基礎寬度），對應的基底壓力即為臨塑荷載f_cr和臨界荷載f_1/4，即

深圳地質

式中：N_r、M_q、N_c稱為承載力系數，它只與土的內摩擦角有關，其計算公式如下：

深圳地質

上式適用於條形基礎，這些計算公式是從平面問題的條形均布荷載情況下導出的，若將它近似地用於矩形基礎，其計算結果是偏於安全的。

《建築地基基礎設計規范》（GB50007）中的確定地基承載力特徵值理論公式就是控制地基中塑性區開展深度達到地基寬度的1/4時所對應的荷載值：當偏心距（e）小於等於0.033倍基礎底面寬度時，根據土的抗剪強度指標確定地基承載力特徵值可按下式計算，並應滿足變形要求：

深圳地質

式中：f_a為由土的抗剪強度指標確定的地基承載力特徵值；b為基礎底面寬度，大於6 m時按6 m取值，對於砂土小於3m時按3m取值；C_k為基底下一倍短邊寬深度內的土的黏聚力標准值；M_b、M_d、M_c為承載力系數，對應於式（2.3.2-2）的N_r、N_q、N_c系數，其中ψ用ψ_k代替，為基底下一倍短邊寬深度內的內摩擦角標准值；γ_m為基礎底面以上土的加權平均重度，地下水位以下取浮重度；γ為基礎底面以下土的重度，地下水位以下取浮重度。

（二）按極限狀態計算

1.Prandtl、Busiman、Terzaghi極限承載力公式

極限承載力公式是Prandt1於1921年最先提出的，該公式基本假定是把土體作為剛性體，在剪切破壞以前不顯示任何變形，破壞以後則在恆值應力下產生塑流。按條形基礎進行計算，計算時作了簡化：①略去了基底以上土的抗剪強度；②略去了上覆土層與基礎之間的摩擦力，及上覆土層與持力層之間的摩擦力；③與基礎寬度b相比，基礎的長度是很大的。

L.Prandtl（1921年）和R eissner（1924年）得出的極限承載力公式是：

深圳地質

式中：f_u為極限承載力；N _d、N _c為承載力系數，按下式確定：

深圳地質

A.S.Buisman（1940年）和Terzaghi（1943年）對上式作了補充，提出如下公式：

深圳地質

式中：N_b為承載力系數，按下式確定：

深圳地質

E.E.DeBeer（1967年）和A.S.Vesic（1970年）提出了形狀修正系數，對上式又作了補充，形成了目前國內外常用的極限承載力修正公式。

深圳地質

式中：ζ_c、ζ_d、ζ_b為基礎形狀系數，按表2-3-4。其餘符號意義同前。

表2-3-4 基礎形狀系數

2.Skempton極限承載力公式

對於飽和軟黏土地基土（ψ=0），斯開普頓（A.W.Skempton，1952年）根據極限平衡狀態下各滑動體的極限平衡條件，導出其地基極限承載力的計算公式為：

深圳地質

式（2.3.2-10）為式（2.3.2-7）的特例。《公路橋涵地基與基礎設計規范》（JTJ024-85）採用了斯開普頓公式：軟土地基容許承載力[σ]按下式計算，同時須進行變形驗算：

深圳地質

式中：K為安全系數，可視軟土靈敏度及基礎長寬比等因素，取K=1.5～2.5；C_M為不排水抗剪強度，可用不固結不排水三軸壓縮試驗、十字板剪試驗及無側限抗壓強度試驗等確定；k_p為修正系數，；Q為荷載的水平分力。

3.考慮其他因素影響時的極限承載力計算公式

Prandtl和Terzaghi等的極限承載力公式，都是適用於中心豎向荷載作用時的條形基礎，同時不考慮基底以上土的抗剪強度的作用。若基礎上的荷載是傾斜的或有偏心，基礎的埋置深度較深，計算時需要考慮基底以上土的抗剪強度影響時，地基承載力可採用漢森公式。

漢森（B.Hanson，1961，1970）提出的在中心傾斜荷載作用下，不同的基礎形狀及不同埋置深度時的極限承載力計算公式如下：

深圳地質

式中：承載力系數N_q、N_c與Prandtl公式中的承載力系數N_d、M_c相同。N_r值按下式計算：

深圳地質

i_q、i_c、i_r為荷載傾斜系數；S_q、S_c、s_r為基礎形狀系數；d_q、d_c、d_r為深度系數。

我國交通部《港口工程地基規范》（JTJ250-98）即採用了漢森公式。

二、地基沉降計算

地基沉降計算採用分層總和法計算，不同的行業規定有不同的修正系數。

（一）地基沉降計算方法

1.採用e-p曲線計算

採用e-p曲線時應按下式計算：

圖2-3-1 e-p壓縮曲線

深圳地質

式中：n為地基分層層數；e_0i為第i層土中點自重應力所對應的孔隙比；e_1i為第i層土中點自重應力與附加應力之和所對應的孔隙比；Δh_i為第i層土的厚度（圖2-3-1）。

2.採用e-lgp曲線計算

採用e-1gp曲線時應按下列公式計算：

（1）正常固結、欠固結條件下

深圳地質

式中：C_ci為土層的壓縮指數；P_0i為第i層土中點的自重應力；e_0i為第i層土中點的初始孔隙比（對應於P_ci時）；p_ci為第i層土中點的前期固結壓力，正常固結時P_ci=P_0i；Δp_i為第i層土中點的附加應力。

（2）超固結條件下（圖2-3-2）

深圳地質

利用原始壓縮曲線和原始再壓縮曲線分別確定土的壓縮指數C_c和回彈指數C_s，對有效附加應力Δp＞p_c-p₀的土層，其沉降量按下式計算：

深圳地質

對於Δp≤P_c-p₀的土層，其沉降量按下式計算：

深圳地質

式中，C _si為土層的回彈指數。

3.採用壓縮模量計算

圖2-3-2 超固結土計算沉降

對均質土或復合地基，主固結沉降S_c也可按地基壓縮模量進行計算，即

深圳地質

式中：E_si為第i層土或復合地基的壓縮模量。

4.軟土次固結沉降計算

次固結沉降是在土骨架上的有效應力基本上保持不變的條件下，地基隨時間的增長而發生的沉降，可按從主固結完成後開始，由時間-壓縮曲線的斜率近似地求得次固結沉降。可參考下式計算：

深圳地質

式中：C_ai為第i層土的次固結系數，為e-1gp曲線在主固結完成後直線段的斜率；C_ai無試驗資料時，可參考表2-3-5取值或按C_a為0.018w（w為土的天然含水量）估算；t₁為相當於主固結完成100%的時間；t₂為需要計算次固結沉降的時間（可計至主固結完成後）。

表2-3-5 次固結系數

（二）地基沉降計算修正

1.建築地基變形計算與修正

計算地基變形時，地基內的應力分布可採用各向同性均質線性體變形體理論。其最終變形量可按下式計算：

深圳地質

圖2-3-3 建築地基沉降計算分層示意

式中：S為地基最終變形量，單位為mm；s′為按分層總和法計算出的地基變形量；Ψ_s為沉降計算經驗系數，根據地區沉降觀測資料及經驗確定，無地區經驗時按《建築地基基礎設計規范》（GB50007）取值，見表2-3-6；p₀為對應於荷載效應准永久組合時的基礎底面處的附加壓力，單位為kPa；E_si為基礎底面下第i層土的壓縮模量，單位為MPa，應取土的自重壓力至土的自重壓力與附加壓力之和的壓力段計算；z_i、z_i-1為基礎底面至第i層土、第i-1層土底面的距離，單位為mm（圖2-3-3）；、為基礎底面計算點至第i層土、第i-1層土底面范圍內平均附加應力系數，按《建築地基基礎設計規范》（GB50007）附錄K採用。

表2-3-6 沉降計算經驗系數

當建築物地下室基礎埋置較深時，需要考慮開挖基坑地基土的回彈，該部分回彈變形量可按下式計算：

深圳地質

式中：S_c為地基的回彈變形量；Ψ_c為考慮回彈的沉降計算經驗系數，取1.0；p_c為基坑底面以上土的自重壓力，單位為kPa，地下水位以下應扣除浮力；E_ci為土的回彈模量，按《土工試驗方法標准》（GB/T50123）確定。

2.公路軟土地基沉降計算修正

地基總沉降量將主固結沉降乘以修正系數來計算：

深圳地質

式中：修正系數m_s為經驗系數，與地基條件、荷載強度、加荷速率等有關；其范圍值為1.1～1.7，應根據現場沉降觀測資料確定，也可採用下面的經驗公式估算：

深圳地質

式中：θ為地基處理類型系數，地基用塑料排水板處理時取0.95～1.1，用水泥攪拌樁處理時取0.85，一般預壓時取0.90；H為路基中心高度，單位為m；γ為填料重度，單位為kN/m³；V為填土速率修正系數，填土速率在0.02～0.07m/d時取0.025；Y為地質因素修正系數，滿足軟土層不排水抗剪強度小於25kPa、軟土層厚度大於5m時、硬殼層厚度小於2.5m的3個條件時，Y為0，其他情況下可取Y為-0.1。

3.鐵路軟土地基沉降計算修正

地基總沉降量計算公式同式（2.3.2-23）。式中修正系數m_s，對飽和軟黏土採用堆載預壓排水固結法處理時，其值宜取1.2～1.4；採用真空預壓排水固結法或復合地基處理時，其值可取1.0～1.2。

三、地基穩定性計算

地基穩定性計算可採用圓弧滑動面法、瑞典圓弧滑動面法、簡化Bishop法、Ianbu普遍條分法和M0rgenstern-Price法等。各行業規范中採用的方法不盡相同。

（一）圓弧滑動面法

《建築地基基礎設計規范》，地基穩定性採用圓弧滑動面法進行驗算，最危險的滑動面上諸力對滑動中心所產生的抗滑力矩與滑動力矩應符合下列要求：

深圳地質

式中：M_s為滑動力矩；M_R為抗滑力矩。

（二）瑞典圓弧滑動法

瑞典的費倫紐斯等人提出，將滑動體在鉛直方向上分成若干個土條，計算每個土條在滑動面上產生的滑動力矩和抗滑力矩，最後將它們疊加起來求得總的抗滑力矩和滑動力矩。此法忽略了條分間的作用力，故每個土條底部的反力可直接由該土條的荷重算出。

1.碾壓式土石壩穩定計算

圓弧滑動穩定計算圖示見圖2-3-4，計算公式如下：

深圳地質

式中：w為土條質量；Q、v分別為水平和垂直地震慣性力（向上為負向下為正）；u為作用於土條底面的孔隙水壓力；a為條塊重力線與通過此條塊底面中點的半徑之間的夾角；b為土條寬度；c′、ψ′為土條底面的有效應力抗剪強度指標；M_c為水平地震慣性力對圓心的力矩；R為圓弧半徑。

圖2-3-4 碾壓式土石壩圓弧滑動條分法示意

2.公路軟土地基路堤穩定性驗算

軟土地基路堤的穩定性驗算一般採用瑞典圓弧滑動法中的固結有效應力法和改進總強度法。固結有效應力法考慮了軟基路堤施工的實際情況，即路堤荷載並非瞬間填到設計高度，而是按照一定的施工速率逐漸填築。改進總強度法是以ψ_i=0法為基礎發展而來的，它是基於ψ_i=0法利用原位測試資料，借用固結有效應力法計算地基強度隨固結增加的思想，採用強度增長系數計算固結過程中的強度的增量。計算圖示見圖2-3-5，計算公式如下：

圖2-3-5 公路軟土地基路堤穩定安全系數計算簡圖

（1）採用有效固結應力法驗算時，穩定安全系數計算式為：

深圳地質

式中：C_qi、ψ_qi為地基土或路基填料快剪試驗測得的內聚力和內摩擦角；ψ_cqi為地基土固結快剪試驗測得的內摩擦角；U_i為地基平均固結度。

（2）採用改進總強度法驗算時，穩定安全系數計算式為：

深圳地質

式中：S_ui為由靜力觸探試驗的貫入阻力（單橋探頭）或錐尖阻力（雙橋探頭）換算的十字板抗剪強度或直接由十字板試驗得到的抗剪強度；m_i為地基土強度增長系數，按表2-3-7取值。

表2-3-.7 地基土層強度增長系數圖2-3-6 公路路堤穩定簡化Bishop法計算圖示

（3）鐵路軟土地基路堤穩定性檢算

《鐵路特殊路基設計規范》中，軟土地基上路堤的穩定安全系數應根據軟土地基的特徵和加固措施類型按下列不同情況計算。

軟土層較厚，其抗剪強度隨深度變化有明顯規律時：

深圳地質

式中：S_o為地基抗剪強度增長線在地面上的截距；λ為抗剪強度隨深度的遞增率；h_i為地基分條深度；l_i為分條的弧長；T_i為荷載與地基分條重力在圓弧上的切向分力。

當軟土層次較多，其抗剪強度隨深度變化無明顯規律時，安全系數根據分層抗剪強度平均值計算：

深圳地質

式中：S_ui為第i層的平均抗剪強度。

當考慮地基固結時：

深圳地質

式中：為地基平均固結度；N_IIi為填土重力和上部荷載在圓弧上的法向分力；ψ_cui為第i土地基土固結不排水剪切的內摩擦角。

（三）簡化Bishop法和Janbu普遍條分法

瑞典圓弧滑動法是假定剪切面（滑動面）為圓弧並且不考慮條分間的作用力，這樣大大簡化了計算量，但這是這種方法不合理的地方。當假設條分間只存在法向力，即假定條分間剪力為0時，這種演算法稱為簡化Bishop法；當假設條分間法向壓力的作用位置時，這種演算法稱為Janbu普遍條分法。

表2-3-.7 地基土層強度增長系數圖2-3-6 公路路堤穩定簡化Bishop法計算圖示

1.公路路堤穩定性分析

路堤的堤身穩定性、路堤和地基的整體穩定性宜採用簡化Bishop法進行分析計算（圖2-3-6），計算公式如下：

當土條i滑弧位於地基中時

深圳地質

當土條i滑弧位於路堤中時

深圳地質

式中：W_i為第i土條重力；Q_i為第i土條垂直方向外力；w_di、W_ti分別為第i土條地基部分重力和路堤部分重力；C_di、ψ_di為第i土條滑弧所在地基土層的黏結力和內摩擦角；c_ti、ψ_ti為第i土條滑弧所在路堤土層的黏結力和內摩擦角；α_i為第i土條底滑面的傾角；ψ_i為第i土條滑弧所在土層的內摩擦角，滑弧位於地基中時取地基土的內摩擦角，位於路堤中時取路堤土的內摩擦角；b_i為第i土條寬度；U為地基平均固結度。

2.公路軟土地基路堤穩定性計算

簡化Bishop法和Janbu普遍條分法都是較精確的計算方法，Janbu普遍條分法還常用於非圓弧滑動面的穩定驗算。由於兩種方法採用有效抗剪強度指標，取樣試驗的工作量較大，可以只在路堤的重點部位有選擇採用。

（1）採用簡化Bishop法驗算時，穩定安全系數計算式為

深圳地質

式中：、分別為地基土三軸試驗測得的有效內聚力和有效內摩擦角；b_i為分條的水平寬度，即b_i=L_icosα_i；u_i為滑動面上的孔隙水壓力。

（2）採用Janbu普遍條分法驗算時，穩定安全系數計算式為

深圳地質

式中：△T_i為土條兩側邊界上的剪力增量，可以根據土條兩側邊界上的法向力作用點位置的假定計算出來。因為公式右端有k，△T_i計算過程中也含有k，所以安全系數計算需要採用迭代法。

（3）碾壓式土石壩穩定計算

採用簡化Bishop法時（計算圖示見圖2-3-4），可按下式計算：

深圳地質

式中各參數含義同式（2.3.2-26）。

（四）Morgenstern-Price法

摩根斯頓-普賴斯（Morgenstern-Price）法用於非圓弧滑動穩定性計算，該方法的特點是滿足力和力矩平衡。碾壓土石壩穩定性計算常採用。

計算圖示見圖2-3-7，計算公式如下：

圖2-3-7 M orgenstern-Price法計算圖示

深圳地質

式中：dx為土條寬度；dw為土條重量；q為坡頂外部的垂直荷載；M_e為水平地震慣性力對土條底部中點的力矩；dQ、dV分別為土條的水平和垂直地震慣性力（向上為負，向下為正）；α為條塊底面與水平面的夾角；β為土條側面的合力與水平方向的夾角；h_e為水平地震慣性力到土條底面中點的垂直距離。

四、抗浮結構設計計算

（一）抗浮穩定性驗算

地下結構抗浮穩定性驗算應滿足下式要求：

深圳地質

式中：W為地下結構自重及其上作用的永久荷載標准值的總和；F為地下水浮力，不需考慮水浮托力作用的荷載分項系數，F=γ_wh，γ_w為水的重度；h為地下結構底到設防水位的距離。

當地下結構自重及地面上作用的永久荷載標准值的總和不滿足上式時，應有抗浮措施。

（二）抗浮設防水位選取

地下水的設防水位選取應取建（構）築物設計使用年限內（包括施工期間）可能產生的最高水位。勘察單位在勘察報告中要按照規范要求提供場區歷年最高水位和近3～5年的最高地下水位，設計單位要根據勘察資料並針對工程情況合理確定地下結構抗浮的設防水位。廣東省《建築地基基礎設計規范》（DB15-31-2003）中規定：在計算地下水的浮托力時，不宜考慮地下結構側壁及底板結構與岩土接觸面的摩擦作用和黏滯作用，除有可靠的長期控制地下水位的措施外，不應對地下水頭進行折減。

（三）抗浮措施

土體的空隙及岩體的裂隙賦存有大量的地下水，地下水對埋置於岩土體之中或之上的地下結構或窪式結構會產生浮托力，若結構的自重小於浮托力時將發生上拱或上浮失穩破壞，影響結構的正常使用。近年來，大量帶有地下室的高層建築物、地下車庫、下沉式廣場以及地鐵、地下商場等地下建（構）築物的興建，使抗浮問題非常突出，在深圳、大連等沿海城市出現了多起上浮事故，如深圳寶安中旅大酒店地下室最大隆起160mm，布吉某倉儲蓄水池最大上浮1.8m，某游泳池因忽視抗浮問題造成池底開裂滲水。在抗浮設計或加固治理時，常採用的技術措施有：壓載抗浮、降水排水截水抗浮、抗浮樁和抗浮錨桿等。當地下室基坑支護結構採用排樁或地下連續牆時，設計時可考慮將支護結構作為抗浮結構的一部分。

1.壓載措施

坐落在岩土體中的建（構）築物因結構自重小於地下水浮力才可能發生上浮，因此最簡便、最直接的措施就是增加結構自重。對於純地下車庫、地下商場及地下水池等可在其頂板上覆土以增加壓重，或將底板延伸利用外伸部分的覆土增加壓重，也可增加底板厚度或其他壓重措施。

採用壓載抗浮的地下工程，在施工階段一定要制定嚴密的施工順序和緊急預防措施，避免發生意外險情。深圳西鄉某水廠地下水池三期工程，在頂板未覆土之前做充水試驗，放水後發現沉降縫兩側發生不均勻上浮，一天內局部最大上浮量達50mm多。

增加覆土厚度或增加底板厚度對地下結構抗浮很有效，但基礎埋深勢必增加，地下水浮力也相應增加，於是所增大了結構重量的作用有時會部分地被增加埋深所引起的浮力抵消，因此，抗浮設計使用壓載抗浮技術措施時應認真核算。

2.降排截水技術

由於地下水浮力是造成地下建（構）築物上浮的主要因素，在條件許可的前提下，可採取降水、排水或截水等處理措施直接排除隱患。深圳東深供水工程源水生物處理池，在對生物處理池各流通道的正常保養、維修時必須考慮消減庫水對生物池底板巨大揚壓力的影響，通過方案比選，認為加厚底板解決抗浮問題不宜採用，宜採用薄底板結合基礎圍封方案，對每條流道採用薄壁塑性混凝土地下連續牆進行圍封處理，該工程建成以來，防滲效果好。

在發生上浮失穩或破壞的加固處理工程中，降排水處理方案是常用的主要措施或輔助措施。廣東佛山永豐大廈塔樓與裙樓一個30m×38m的內庭，設有兩層地下車庫，場地處於原河流沖積層地帶，地下水豐富，施工期間發現內庭范圍內的地下室地板、地下一層板，內庭范圍內的地面出現明顯的上拱現象，測得地下室頂板最大上拱量213mm，為防止構件進一步破壞，首先在地下室底板上開孔放水，減小地下室底板的水壓力，隨著直徑約150mm圓孔的鑿開，壓力巨大的水流夾帶泥沙噴泄而出，4小時後，地下室起拱變形迅速減小到38mm，然後再進行下一步處理措施。

降排水方案有時並不是最佳方案，如廣州地鐵一號線東山口車站，若採用排水方案抗浮，50年運行期間的排水費用為226萬元人民幣，而採用錨桿抗浮則只需投資196萬元人民幣，還可避免因停電無法抽排地下水造成的隱患。

3.抗浮樁技術

抗浮樁利用樁體自重和樁側摩阻力來提供抗拔力，是一種常用的抗浮技術措施。抗浮樁樁型種類多，如人工挖孔樁、鑽孔樁和預應力管樁等。

4.抗浮錨桿技術

錨桿是一種埋入岩土體深處的受拉桿件，承受由土壓力、水壓力或其他荷載所產生的拉力。錨桿用於抵抗地下水浮力時，通常稱之為抗浮錨桿，其錨固機理與抗浮樁相似，也是通過與錨側岩土層的摩阻力來提供抗拔力。

抗浮錨桿的直徑小，單錨提供的抗拔力比抗拔樁小，但抗浮錨桿採用高壓注漿工藝，漿液能滲透到岩土體的空隙及裂隙中，錨側的摩阻力比抗拔樁大，更有利於抗浮。因抗浮錨桿技術具有受力合理，造價低廉、施工便捷等優點，在沿海或沿江地區各大中型城市的工程建設中已迅速推廣使用。在由地下水浮力造成破壞的加固處理工程中，一般常使用預應力錨桿作為永久抗浮措施。

抗浮錨桿的抗拔承載力應通過現場抗拔試驗確定，試驗錨桿抗拔承載力特徵值F_a可按下式計算：

深圳地質

式中：u_i為錨固體周長，單位為m；q_si為第i層土體與錨固體黏結強度特徵值，單位為kPa；l_i為第i層土的錨桿長度。

土層抗浮錨桿經濟合理長度宜小於10m，岩石錨桿錨固段長度應大於3m。根據大量工程實踐統計，在設計抗拔力作用下，土層抗浮錨桿位移量宜小於15mm，岩石抗浮錨桿位移量宜小於10mm。

五、樁基設計參數

樁基設計的主要參數見表2-3-8

表2-3-8 樁側摩阻力特徵值（q_sa）及樁的端阻力特徵值（q_pa）參考范圍值

續表