下沉工作经验总结精选(九篇)
第1篇：下沉工作经验总结范文
关键词：高速公路；路基沉降；沉降计算
1．前言
在公路施工过程中，为了控制施工进度，指导后期的施工组织与安排，同时保证路基的稳定与适用，需要对路基的最终沉降量进行计算预测。高速公路对地基要求甚高，为了实现其“安全、舒适、高速”的服务目的，在使用年限内不应出现较大的工后沉降，同时还应避免不均匀沉降的发生。随着我国“五纵七横”高速公路网的全面展开，高填方路堤和软土路基也越来越多，如何准确地预测它们的沉降量将会是高速公路建设中的一个重要课题。目前用于计算沉降的方法很多，主要有传统计算方法、根据现场实测资料推测的经验公式法、数值计算法等。本文拟在对传统的计算方法作一总结的同时，侧重于对新的计算方法作一介绍。
2．传统计算方法
经典的沉降计算方法将沉降分为瞬时沉降、固结沉降和次固结沉降三部分。瞬时沉降包括两部分：由地基的弹性变形产生的和由地基塑性区的开展，继而扩大所产生的侧向剪切位移引起的。对于固结沉降的计算，主要采用分层总和法。次固结沉降常采用分层总和法根据里蠕变试验确定参数求解。最终沉降量的计算通常采用固结沉降值乘以经验系数的方法。
2.1分层总和法
分层总和法是先求出路基土的竖向应力，然后用室内压缩曲线或相应的压缩性指标，压缩系数或压缩模量分层求算变形量再总和起来的方法，这种方法没有考虑路基土的前期应力。e-lgp曲线法可以克服这个不足，能够求出正常固结、超固结和欠固结情况下路基土的沉降。但这两者都是完全侧限条件下的变形计算方法，所以司开普顿和比利提出利用半经验的方法来解决这个问题。关于分层总和法的介绍比较多，这里不再赘述。使用该方法有一点必须引起重视，就是压缩层深度的选择，这可以从位移场角度和应力场角度加以考虑，具体可参见参考文献[1]。
2.2应力路径法[2]
直接用有效应力路径法来计算沉降的步骤是：①在现场荷载下估计路基中某些有代表性(例如土层的中点)土体单元的有效应力路径；②在试验室做这些土体单元的室内试验，复制现场有效应力路径，并量取试验各阶段的垂直应变；③将各阶段的垂直应变乘上土层厚度即得初始及最后沉降。
有效应力路径法可以克服估计初始超孔隙压力以及固结沉降的街接上存在不够合理的地方这个缺点，但它无法避
免用弹性理论来计算土体中的应力增量。
3．现场实测资料推测沉降
由于荷载作用下路基沉降需要一段时间才能完成，所以通过前期的沉降观测资料可以推算路基的最终沉降量。
3.1对数配合法
由路基固结度常用式U=1-ae-bt及其定义式，在实测的初期沉降-时间曲线上任意取3点且使它们之间的时间间隔相等，可得最终沉降量。为了使推算结果精确一些，时间间隔值尽可能取大一些，这样对应的沉降差值就要大一些。
3.2双曲线配合法
该法认为时间沉降量为一双曲线，可由此确定路基的沉降量。但用该公式的计算结果与实测比较后发现偏离较大[3]，推算的最终沉降量也偏大，如果沉降过程的观测历时较长，而且在求算最终沉降量时着重于后一阶段的沉降曲线的话，就可得到较好的结果。双曲线配合法模型简单实用，预测值较实测值稍微偏大，偏于保守，但对工程沉降预测有利。
3.3指数函数配合法
指数函数配合法即在沉降时间关系曲线上，取最大横载段内的三点，并使三点的时间间隔相等，将三点的时间与相应的沉降代入固结度的常用式U=1-ae-bt即可得指数函数配合法的具体表达式，由于上述方法中采用了实测的三点时间和对应沉降值，该方法又称三点法，三点的选择以沉降曲线趋于稳定的阶段，且三点间隔尽可能大最为有利，此时推算的沉降值最准确。
4．其他计算方法
4.1原位试验法[4]
通过原位试验来确定沉降量的方法主要有：平板载荷试验法、静力触探法、标准贯入试验法和旁压试验法。其中平板载荷试验法主要适用于砂土地基，该方法是对一定面积逐级施加荷载增量，并测量由这些增量所引起的沉降，可得到荷载与沉降的关系曲线，该方法通常要进行尺寸效应修正。静力触探法如标准贯入试验法是利用由大量的资料分析所得到的这些试验结果与土的压缩性指标之间的关系来计算沉降。旁压试验法是用旁压试验得到的模量应用弹性理论得到预估沉降量，该方法将沉降分为二部分：由球形应力张量引起的沉降和由偏斜应力张量引起的沉降。
4.2有限单元法[5]
有限单元法是将地基和结构作为一个整体来分析，将其划分网格，形成离散体结构，在荷载作用下算得任一时刻地基和结构各点的位移和应力。该方法可以将地基作为二维甚至三维问题来考虑，反映了侧向变形的影响。它可以考虑土体应力应变关系的非线性特性，采用非线性弹性的本构模型，或者弹塑性本构模型。目前用得最广的是邓肯-张双曲线模型。它可以考虑应力历史对变形的影响，还可以考虑土与结构共同作用，考虑复杂的边界条件，考虑施工逐级加荷，考虑土层的各向异性等。从计算方法上来说，是一种较为完善的方法。它的缺点是计算工作量大，参数确定困难，要做三轴排水试验，目前主要用于重要工程、重点地段的计算。
4.3反分析法
反分析法是依靠在工程现场获取位移量测信息反演确定各类未知参数的理论和方法[6]。在反分析确定了路基参数后再根据所选择的模型能准确地求出路基的沉降量。进行反分析计算要注意的问题有：一个可靠的反分析必须依靠一套可靠和完整的数据测定；在反算某些参数时，总要对其他一些辅助参数进行实测，有时还需要估计；进行反分析首先要对整个数学模型某种假定，这些假定的可靠度将影响反分析的适用性；在反分析的模型选择、介质特性假定等方面，经验的工程判断将起到重要作用。
第2篇：下沉工作经验总结范文
关键词：桩筏基础；沉降计算；规范；数值模拟
中图分类号：TU473.1 文献标识码：A 文章编号：
0 前言
随着国民经济的飞速发展，高层建筑就如雨后春笋一般，层出不穷，而桩筏基础具有整体性好、竖向承载力高、基础沉降小、调节不均匀沉降能力强等优点，同时可以承受风荷载或地震荷载引起的巨大水平力，抗倾覆能力强，一直是高层建筑地基处理中常使用的一种基础形式。然而，桩筏基础的沉降始终是一个难题，特别是高层建筑桩筏基础的沉降更是如此。传统的理论计算结果与工程实际相差较大，所使用的经验修正系数范围太大。桩筏基础沉降的分析方法，可以分为三类：第一类是根据桩筏基础的各种整体分析方法来预估群桩的沉降，比如有限元、弹性方法等等；第二类是半经验的等代实体墩基法[1,2,3,4]，该方法将桩筏基础视作设置在桩端平面或桩端平面以上某一高程处的实体深基础，然后按浅基础的计算方法计算桩筏基础的沉降。这种方法简单、方便，但预估沉降与实测沉降值往往有一定差距，因此有必要对计算方法进行改进，从而使沉降的计算值与实测值更加接近；第三类是规范规定的方法；规范采用实体深基础的假定来计算桩基沉降，以原位测试确定土的性能参数，并根据统计资料，得出深度修正系数mp，对沉降进行修正。但是，上述各类方法都存在一定的不足，需要进一步改进和加强。
一、计算方法介绍
在结构设计和实际工程当中，桩筏基础的沉降经常采用规范法，规范法一般有等效分层总和法；而在理论研究中，常采用整体分析方法来计算沉降，一般用有限元的方法计算；而等代实体深基础法是最开始时候提出的基本思路，为以后精确方法的改进提供参考。下面对这几种方法作简要介绍。
1.1 等代实体深基础法
把筏板（或桩基承台）、桩群与桩间土作为一实体深基础，实体基础底面与桩端齐平，用分层总和法计算桩端下压缩层土的沉降作为群桩的沉降，其压缩模量用地基土在自重压力至自重压力加附加压力作用下的压缩模量，不考虑桩间土的压缩变形。该方法计算时，桩下地基土按分层总和法计算出的结果均需再乘以一经验系数进行修正，该系数的取值范围为0．3～1．1不等，显示了该方法的精度和可靠性均较差。
1.2 等效分层总和法
桩距小于或等于6倍桩径的群桩基础，在工作荷载下的沉降计算方法，目前有两大类。一类是按实体深基础计算模型，采用弹性半空间表面荷载下Boussinesq应力解计算附加应力，用分层总和法计算沉降：另一类是以半无限弹性体内部集中力作用下的Mindlin解为基础计算沉降。但由于这两种都存在着一定的缺陷和不足，故《建筑桩基技术规范》提出了等效作用分层总和法[1]。其计算步骤和计算方法可参照《建筑桩基计算规范》中的规定其思路与等代深基础法基本一致，只是将群桩沉降Mindlin解与等面积承台均布荷载下基础沉降的Boussinesq解之比值，用以修正等代深基础的基底附加应力。等效作用面位于桩端平面，等效作用面积为桩承台投影面积，等效作用附加压力近似取承台底平均附加压力。
1.3 有限元法
在理论研究当中，有限元作为一种成熟的数值分析方法，经常运用到桩筏基础沉降计算中，它不仅可以解决线弹性问题，而且还可以很方便地用于非匀质、非线性问题的分析，同时还能考虑时间效应及动力效应等诸多影响因素，在土与结构物的相互作用问题中得到了广泛的应用。通过邻近场地的工程实测值结合地质勘察报告进行反演，分析出地基土的弹性参数(一般只需反演出地基土的E值)，可较为方便和精确地计算出桩基的沉降。
二、各方法计算结果的对比
此处结合具体的工程实例，分别采用等效作用的分层总和法及有限元法对桩筏的沉降进行计算分析，以对比分析各种计算的方法。
2.1 工程概况及地质条件
某一高层建筑，采用框架结构，建筑总高为46.2m，地上11层，地下1层，地上每层层高4.2米，地下层高4.2米。基础采用桩筏基础，筏板基础的埋深取H=5.0m，横向两端各外挑1.5m，筏板平面尺寸为65m×27m，总面积为1755m2，筏板厚度取h=800mm。由于筏板基础的设计已满足承载力，故桩基只要满足基础沉降即可，采用属于端承摩擦桩的预应力管桩，桩端持力层选择在第9层粉砂，设计桩长为15m，预应力管桩的直径选择为450mm。此时桩的作用是为了控制沉降，故采用减沉复合疏桩基础，设计考虑承台分担荷载，平板式筏基作为桩的承台，平均分给每个桩。采用一柱一桩，每两个柱之间有一根桩，共123根桩。主要土层物理力学指标见表1
表1土层特征
2.2.1 基本思路
由于本工程是满堂布桩的桩筏基础形式，故可采用将上部荷载和筏板的自重平均分配给每一个基桩，用于上部柱的总荷载，每个基桩所占的筏板面积为14.27m2，可以求出基桩承担荷载的标准值为，按照基本假定可知，桩间土要承担大部分竖向力，故基桩所承担的竖向力占总部分的30%，故可计算土层的沉降量和混凝土桩身的压缩量，最后通过乘以经验系数，得到最后的桩筏基础的沉降量。
2.2.2 计算结果
将土层分为12层，最后得到土层的沉降量为31.26mm，桩身的压缩量为0.78mm，沉降经验系数按当地经验，可取1.3；最后，可以通过计算《建筑桩基技术规范》式（5.5.14-1）最后沉降量为41.42mm。
2.3 数值方法求其沉降——即有限元法
本文以大型通用三维有限元软件ABAQUS为平台，采用数值模拟的方法研究桩筏基础的沉降问题。
2.3.1 计算模型及边界条件
模型中土体采用空间8节点缩减积分的实体单元（C3D8R），桩和筏板采用空间8节点实体单元（C3D8）。筏板取计算尺寸长9m，宽2.50m，厚0.8m；桩基为圆柱体，直径0.45m，长15m。为了尽可能的达到正确结果，取土体为筏板长宽的3倍，高取桩长的2倍，故土体模型长为27m，宽为7.5m，高为30m。整个模型分块生成，共有11844个单元，94752个节点，所有构件均为每米划分一个单元。
边界条件采用模型周边侧向约束。四面采用可动滚轴支座边界条件，不允许水平方向位移；底面采用固定支座边界，约束垂直方向变形。
由于在施工过程中，已经采取了有效的降水措施，故本次模拟不考虑地下水的影响。
2.3.2 计算参数
土体的物理力学计算参数如表2所示。容重γ、粘聚力c、内摩擦角φ的选取参照项目的岩土工程勘察报告而得；根据勘察报告的建议，变形模量E0取为压缩模量的2倍。
表2 土体物理力学参数表
桩和筏板的计算参数：取三根间距为3m的群桩的模型，筏板长9m，宽2.5m，桩和筏板的材料属性相同，同为：重度为2500 kN/m3，弹性模量为210GPa，泊松比取0.2。
2.3.3 其他参数
本模型本构方程采用Mohr—Coulomb模型，M - C模型的优点是简单实用，土体参数c、φ可以通过各种不同的常规试验测定。因此，在岩土力学和塑性理论中得到广泛应用。桩土和筏板与土之间的接触采用法向接触硬接触，摩擦特性选Penalty，值0.42的接触类型；在桩土相互作用计算中，将桩表面定为主接触面，土表面定为从属接触面；而桩与筏板的连接，考虑共同作用，直接将桩与筏板经行绑定。将桩表面定为主接触面，筏板定位从属接触面。
2.3.3 地应力平衡
在使用有限元软件分析岩土工程问题时，初始地应力的施加是计算中的首要问题。在有限元模型中施加初始应力场的时候，始终要满足下面两个条件：(1)平衡条件。由应力场得到的结点力要和结点荷载平衡。(2)屈服条件。所有点的应力不能位于屈服面外。ABAQUS 中有专门进行地应力分析的荷载步，命令为：GEOSTATIC，该步通常为岩土工程分析的第一步，在该步中，对土体施加体应力。理想状态下，该作用力与土体的初始应力正好平衡，使得土体的初始位移为零，但在一些复杂情况中，定义的初始应力场与施加的荷载后很难获得平衡。由于本模型较大，故最后不能达到与土体的初试应力刚好平衡的状态。但是，可以通过初始位移的大小来确定地应力平衡是否完成，本模型地应力平衡后最大的竖向位移为1.110×10-4m，相对于单元每米来划分，已经很小了，故可以认为地应力达到平衡了。
2.3.4 柱荷载的施加
由于筏板的重力已经在材料属性加上去了，故这里的荷载就只有上部的柱子传来的，取最大荷载处的柱荷载，即本模型的边柱上施加荷载。
2.3.5 结果分析
经计算，最后得到桩筏基础的最大沉降为42.01mm，该处位于两个边桩正下方，取边桩桩顶竖向位移。
三、结论
本文通过分析和研究桩筏基础的沉降计算方法，并利用等效分层总和法和有限元法计算了工程实例，并得到各自的沉降结果，为更好的在工程中应用给出了一定的参考。通过对桩筏基础的研究，得到了以下主要结论：
（1）通过两种计算方法得到的沉降量基本相同，有限元结果虽比手算结果大，但差额不超过百分之五，可以满足工程需要；
（2）有限元计算方法考虑了筏板和桩的共同作用，以及桩土的摩擦系数等综合因素，可以很好的为科研方面提出参考；
（3）本文由于缺乏实测值，很难判断那种结果更准确，在利用分层总和法时，将上部荷载的30%施加在桩土上，这个比例是一个经验值，对其他地区不具参考价值；
（4）经分析上述结果，可知有限元计算与等效分层总和法的结果基本一致，即和规范的结果一样，这就可为工程人员和科研人员提供另一种计算桩筏基础的沉降的方法，对工程实践有一定的指导意义。
参考文献：
[1] 刘金砺，黄强，李华等.竖向荷载下群桩变形性状及沉降计算[J].岩土工程学报，1995,11(176)：1-13
[2] 韩煊，李宁.复合地基中群桩相互作用机理的数值试验研究[J].土木工程学报，1999,4(32):75-80
第3篇：下沉工作经验总结范文
〔关健词〕深层软土；涵洞；沉降分析；
因软土地基承载力低，沉降量大及固结速率迟缓，故在该地区修建涵洞，常采取预压排水固结法、置换法及桩基等地基加固措施。当软土深度>5.5米时，采用桩基础有明显优势。此前，我国在软土地区已修建了数以千计的桩基础涵洞。经过大量的设计、施工及观测试验，已经积累了丰富的成功经验，同时也存在一些问题。如浅层软土地区桩基一般可打到硬持力层，这类涵洞使用状况良好。对于深度>40.0米的深层软土地区桩基涵洞，当桩打到硬持力层时基础工程费用很高。若采用桩不打到硬持力层的短桩方案，因以往设计时不计桩周负摩擦力的影响，对其工后沉降估计不足而使这类涵洞出现了涵身长度不够，涵节之间不均匀沉降较大等病害问题。本文以1―3.0米桩基涵洞(图1)为例考虑负摩擦力因对短桩涵洞的沉降量进行分析计算建议采取相应的措施容许涵洞产生部分沉降，期达到确保涵洞安全可靠又节省基础工程资的目的。
l设计基本资料:1.1地质资料见(图2}。
1．2甚它衰料冲一活载路肩高度4.5米
2桩墓涵洞的沉降分析:
对于桩基不打到硬持力层的涵洞，因软基的固结沉降发生而使桩身承受负摩擦力。加上桩底软土地基提供反力R较低，阶段性出现单桩承载力小于其承受荷载的情况，涵洞基础必然会发生竖向沉降直到涵洞基础受力达到平衡为止。影响涵洞基础沉降总量的因素有:涵洞基础所承受荷载的大小，桩身正负摩阻力分界点(中性点)的位置及软土地质的物理力学指标的可靠性等。考虑到列车荷载只是间断作用在涵洞上，计算沉降可不计列车活载因素。涵洞基础总沉降包括桩身材料的弹性变形，桩侧摩阻力传至桩底平面使该平面处地基产生的弹性变形，在恒载作用下，中性点地层线至桩底之间土层的压缩沉降量和桩底以下土层的压缩量。因前两项沉降值相对较小，可忽略不计。考虑涵洞荷载比路基荷载要小一点，其总沉降量S总近似等于，在路基荷载作用下，桩身中性点处地层线以下土层的累计沉降量。
2.1在路基恒载作用下，软土分层压缩量的计算
计算荷载:路肩填土高度H一4.5米，路肩顶宽B~8.5米，边坡坡率M―1:1.5，填料容 =18KN/m3。计算方法:采用分层总和法
每米分层计算各层沉降量，计算结果如表1
2.2桩周正、负摩擦力取值的探讨对于深层软土地区的涵洞，桩周正、负摩阻力的设计取值，明显影响该类涵洞沉降计算结果和基础工程量。桥规规定:液性指数介于1.0~1.5的软土地基，打人桩周摩阻力取值为10~30KPa，摩阻力的取值为常数。本人认为桩周摩阻力取值随桩身人土深度不同而变化，即桩周摩阻力取值与桩身入土的深度成正比，作用于桩身表面的摩擦力与摩擦系数和作用桩身表面的侧压力有关。同一类土层与桩身表面的摩擦系数假定为常数，桩身表面的侧压力则随地层深度加深而增大，微段桩周摩阻力可表示为:
令a = a ,根据受力平衡条件建立平衡方程:F正一F负化简可得l/L=0.7。正、负摩阻力比值约为2.33:1。负摩阻力可取土样化验快剪强度10KN/m ，正摩阻力考虑深度因素取20 KN/m2。
2．3计算桩周摩擦力中性点及沉降量：
如(图3)所示，单桩受到正、负摩擦力，
桩顶荷载，自重及基底反力的作用。受负摩擦力的影响，初期桩身暂时受力不平衡，随着桩身的下沉，负摩擦力长度逐渐缩短，直到某一点桩身受力平衡为止。假定桩身全长L，负摩擦力长度，正摩擦力长度。可建立单桩受力平衡方程:
P+f1 (5)
P____单桩顶承受恒载KN,P= =105KN 。
Z____桩身自重KN,取2.34LKN。
f1____桩周表面承受的负摩擦力KN/m2，取10KN/m2。
f2____桩周表面承受的正摩擦力KN/m2，取20.0KN/m2。
R____桩底反力KN。
U____桩身周长m，取1.2m。
将L、Xl、X2以及其它各项参数代人平衡方程(5)，化简可得:
X1=(6)
把各种桩长L及地基反力R代人计算式(6)，结果见表2
3、沉降对涵洞的使用影响分析
当涵洞桩基不打到硬持力层，其工后沉降将会很大。若采用加长桩身来控制这类涵洞的沉降量，因增加的基础工程费用相当可观而未必合理。有必要分析沉降量对不同类型涵洞的影响，并为将要发生的沉降预留一些措施，使该类涵洞造价经济、安全可靠。涵洞按其功能特点可分为三种类型:交通涵、排洪涵和灌溉涵。
交通涵要求净空高，路面平顺。正常情况下:汽通净高H≥3.5米，机通净高H≥2.7米，人通净高H≥2.2米。因该地区铁路路基填土高度≤4.5米，涵洞能满足的净高H≤3.9米对于汽通涵洞而言上有轨道标高限制，下有路面排水等条件限制。当汽通涵洞沉降量超过40cm时，就不能保证净高H=35米的要求。必须控制其沉降量在40cm以内。对于机通、人通涵洞来讲，涵洞顶板上面有填土，如果控制沉降量取值较小，基础工程投资增加较多而没有必要，可按设计净高(等于规定净高加预估沉降量)的方案进行涵洞设计。
排洪涵要求能满足排洪需要，沉降对其影响表现为过水面积的减少，原则上只要最终有效过水面积能满足排洪要求就没有大问题。涵洞设计时可适当加大过水面积和预留涵洞长度，以满足排洪及其它方面的需要。从节省工程造价的角度
来说只要有效过水面积能满足排洪要求控制沉降量取值越大越经济。从某既有铁路涵洞的使用情况来看，在发生多达60cm的沉降变形时，主要病害表现为涵洞中间塌腰、涵顶出现掉碴问题。建议该地区排洪涵洞的控制沉降量不宜≥60cm。这类涵洞的孔径可适当放大，并预留沉降引起的涵长增量和控制涵节之间的不均匀沉降量。
灌溉涵洞孔径小，净高低，过大的沉降量导致其过水面积严重缩减。如沉降量为socm时，孔径为1.0米的圆涵过水面积缩小50%。当沉降量控制严格时，基础工程费用将很高，若改用矩涵，可以容许发生一定沉降，工程费用将明显降低。考虑维修养护的需要，矩涵控制沉降应≤50cm。
4存在的问题及结论
4.1存在的问题
①沉降量计算值与地质物理力学指标取值的准确性密切相关。土样化验边界条件与原状土存在差异，影响钻探土样化验结果的主、客观因素也非常多。涵洞的理论计算总沉降量需要做工点试验进行验证。
②路基采用打人插塑板，填土预压软土处理措施，在填土预压、排水固结以后，软土物理力学指标变化方面的资料不足。从某既有铁路涵洞的使用情况来看，虽然沉降量已达到60cm，但涵洞还是能带病工作。软土固结以后的物理力学指标的变化资料还要进一步收集，验证。
4.2结论
①设计涵洞前，应认真消化勘测，线路纵坡等资料。根据各类涵洞对沉降量的敏感程度，拟订合适的控制沉降量。保证涵洞能满足正常使用的要求，达到控制工程投资的目的。
第4篇：下沉工作经验总结范文
【关键词】 筏板基础，补偿性，回弹再压缩，简化的叶果罗夫法，有限元
【 abstract 】 this paper in high-rise building under column bar foundation and tube raft foundation bearing capacity in the design of the common values, foundation stability checking, settlement calculation and floor, structure design, the design of buoyancy comprehensive paper, and combined with engineering design example for further discussion, for reference.
【 key words 】 raft foundation, compensatory, rebound and compression, simplified YeGuo rove method, finite element
中图分类号：S611文献标识码：A 文章编号：
1 前言
在我国的基建工程中，建筑物采用天然地基上的浅基础设计曾流行一时，但从70年代后期开始，随着高层建筑的大量兴建，桩基础越来越成为一种重要的基础型式。究其原因，桩基础设计较简便，设计风险小，而更主要的是高层建筑不仅竖向荷载大而集中，而且风荷载和地震荷载引起的倾覆力矩成倍增长这就要求基础和地基提供更高的竖向和水平承载力，同时将沉降和倾斜控制在允许的范围内，并保证建筑物在风荷载下具有足够的稳定性。桩基础应用于软土地区及基岩埋藏较浅的地区，能满足高层建筑的特殊要求，无疑是最理想的基础型式。但实际上当基岩埋藏较深而其上又为硬塑、坚硬的残积土或强风化岩等承载力较高的土层时，采用天然地基上的条形基础和筏板基础往往会是最佳的选择。因为在这种情况下，端承桩施工会十分困难，而摩擦桩又无法满足单桩承载力的要求．所以即使可以实现桩基础的设计，也必然导致工程造价的大幅提高。据文献[4]介绍，除了钢结构和直接建造在基岩上的浅基础以及基岩埋藏较浅的桩基础以外，就钢筋混凝土结构与一般地质条件而言，采用筏板基础的高层建筑其基础工程(包括基坑支护和开挖施工)的费用约占建筑总造价的10%~20%, 施工工期约占建筑总工期的20%~25%，但若采用桩基础，则其所占比例分别达20%~30%和30%~40%。针对上述情况，笔者结合实际工程设计体会，对随州地区多高层建筑设计柱下条形及筏板基础的设计作了较全面的论述，以供商榷。
2 筏板基础的可行性分析
高层建筑能否考虑选定条形及筏板基础，主要应对以下3个方面进行验算：
2.1 基础埋深的确定
高层建筑一般均设有地下室，所以基础的埋置深度往往取决于建筑高度、地下室层数及层高，如果建筑物的抗倾覆力能满足要求，就可根据该深度结合下卧土层的岩土工程性质，进行筏板基础的天然地基承载力及沉降计算，以确定其是否可行。而多层建筑当不设地下室或地下室埋深很浅时，还须考虑基础对地下管线的影响。
2.2 天然地基承载力的确定
（1）按规范方法确定
规范规定除岩石地基外，首先通过载荷试验、室内试验、标准贯入、静力触探、轻便触探、旁压仪及其它原位测试等方法来确定地基承载力标准值，经对深度和宽度修正后便可获得地基承载力设计值。对一级建筑物以及须验算沉降变形的二级建筑物，或者按室内试验、标准贯入、静力触探、轻便触探确定的数值与当地经验有明显差异时，尚须根据理论公式计算来综合确定。室内土工试验由于取样的扰动和失水，其结果通常不能反映场地岩土的真实物理力学性质，实际设计中，我们主要是根据实际情况，以载荷试验或标准贯人试验为主，室内土工试验作参考综合确定对于载荷试验如何确定地基承载力标准值，规范已有明确规定。对于标准贯入试验，可取12～15N(标贯击数)作为地基承载力标准值，强风化岩取低值，残积土取高值。随州地区的风化残积土及强风化泥质粉砂岩的标贯值一般为15N~40N,对N=30的土层，可取地基承载力标准值Fak=280~500kPa，经深度和宽度修正后获得的地基承载力设计值更为可观，因此在这种地基上兴建多高层建筑是可行的。
( 2 )按补偿性基础确定
设有地下室的筏板基础其设计与一般的浅基础设计有很多不同之处，其中由于地下室开挖所引起的土自重应力补偿Pd及地下水的水浮力补偿Pw是它与一般浅基础设计的重要区别之一。也就是说，我们在验算地基承载力时，基底压力只应取P1 = P(平均压力)-Pw(水浮力)； 基底附加压力P0应取P0=P1-Pd。显然，当P≤Pw+Pd时，P0的计算已毫无意义，此时只需Fa≥P0,地基承载力即可满足要求。
2.3 沉降计算
沉降计算是地基验算的重要组成部分，它不仅影响建筑物的可使用性，而且在筏板基础的结构设计中起重要作用。在实际设计中，工程师往往对确定地基承载力有较大把握，而在地基变形的计算上却拿不定主意。笔者认为，虽然目前未能从理论上对地基的变形进行精确计算，但只要能对变形的计算参数合理取值，选用合适的计算方法，并根据地区经验作出修正，就仍能获得与实际情况较接近的总沉降计算值。按计算参数划分，可分为按压缩模量Es、变形模量E0以及按Es、E0计算共3类方法。有些文献认为不应采用Es，但笔者认为，在一定的范围内对某些计算参数作出修正后，仍可用Es进行沉降计算。现分别介绍如下：
2.3.1按压缩模量计算地基变形
( 1 )修正规范法
最终沉降量s按传统分层总和法计算：
式中符号含义和参数取值均以规范为准，但经验修正系数m，和基底有效附加压力应作如下修正：1.p0扣除水浮力；2.取值可参照下表1：
ES(Mpa)
基底附加压力 2.5 4.0 7.0 15.0 20.0
P0≥fak 1.4 1.3 1.0 0.4 0.2
P0≤0.75fak 1.1 1.0 0.7 0.4 0.2
该法适用于筏板基础补偿量或预计的回弹再压缩量在总沉降中占的比例很小 (5%~10%)的情况。式(1)中的压缩模量Es应按实际应力范围取值。
( 2 )分段计算法
这实际上是将土的回弹再压缩沉降与附加沉降分别独立计算，最后叠加得出总沉降，其基本原理仍为分层总和法，不同之处在于引入了回弹再压缩模量。可按规范公式计算：
式中各符号台义同《高层建筑箱形与筏形基础技术规范》(JGJ6-99)，压缩模量按实际力范围取值。该法适用于筏板基础补偿量较大(10%~30%)时的总沉降计算，当筏板基础属于补偿或超补偿阶段时，也可按此法只计算回弹再压缩部分的沉降。
2.3.2按变形模量E0地基变形
最终沉降量 s按简化的叶果罗夫法计算 ：
式中各符号含义同《高层建筑箱形与筏形基础技术规范》( JGJ6-99)，变形模量可按下式取 值：Eo=(2.0~2.5)N
式中Eo对强风化岩取高值，对残积土取低值，N为标贯值。该法适用性最强，对于筏板基础属于欠补偿、全补偿或超补偿的阶段，均可按此法计算总沉降。
2.3.3按压缩系数和弹性模量计算地基变形该法将总沉降分解为瞬时沉降s和固结沉降根椐 e~logp曲线提供的压缩系数按分层总和法计算s，而按叶果罗夫法计算由于该法中弹性模量的准确取值难度较大，故在我国不大常用，具体可参考文献[4]。
2.3.4地基变形计算深度的确定规范[1]中5.2.6规定，地基沉降计算深度应符合下式：
式中各符号含义按《建筑地基基础设计规范) ( GB 50007-2002) ，该式是由应变比法得到的， 与早期的应力比法相比,虽然已在确定沉降计算深度时用的向上反算深度中考虑了基础宽度的影响，对宽度较小的独立基础是可行的，但同应力比法一样，对筏板基础而言,都过分地强调了荷载对地基压缩深度的影响,而实际上其影响恰是较小的，基础宽度只在确定沉降计算深度时才起主要作用。故笔者主张当按压缩模量Es计算地基变形时，地基沉降计算深度按下式确定：Zn=b(2.5-0.4lnb)
当按变形模量E0计算地基变形时，地基沉降计算深度应按下式确定：Zn=(Zm+ξb)β
式（6）、（7）中各符号均按相应规范取值。
3 地基稳定性及整体倾斜验算
地基稳定性验算可用圆弧划动面法按规范：中5.4.1条进行，即： K=Mr/Ms≥1.2
当地基受力层范围内有软弱下卧层时，应进一步进行提出验算，可按规范中5.2.7条进行， 即：Pz+Pcz≤faz
式( 8 ) 、 ( 9 ) 中各符号均按规范取值。整体倾斜可根据竖向偏心荷载、地基不均匀性和相邻荷载影响，用沉降计算方法按角点法进行计算。
4 基础的抗浮力设计
设有地下室的高层建筑在采用筏板基础时，存在是否需设置抗浮锚杆的问题，实际设计中可按下列几点考虑，以节省建设投资。
4.1 施工过程中应将水位限制在基础板底以下，当建至地下室结构和上部结构的重量大于水浮力时方可停止降水，若建成后仍不能大于水浮力，则须采取抗浮设计。
4.2 计算水浮力时，考虑到底板受的是地基岩土裂踪水压力或孔隙水压力，其大小与地基岩土的裂隙发育程度和孔踪率有关，实际的水压比静止水压要小。
4.3 要考虑底板与地基岩土粘结成整体后所能提供的粘结力，它与两者的有效粘结面积有关。
4.4对必须设置抗浮锚杆的底板，可根据抗浮锚杆的设置数量适当减少底板配筋。
5 柱下条形基础及筏板的结构设计
对于筏板基础板厚的确定和配筋构造等，规范中已有明确规定，本文不再详述，仅对下列几方面进行探讨；
5.1影响基础板厚的因素
除柱底轴力及冲切面积的大小外，尚应考虑下列因素：
( 1 )基础沉降的不均匀性
荷载分布和地基岩土的不均匀性势必导致基础的不均匀沉降，若无法控制在允许范围内 。则有必要增加基础底板的刚度或对较软弱的地基进行加固处理 。
( 2 )基础与地基岩土的相对刚度
规范规定筏板基础的板厚由抗冲切和剪切来确定，而在抗冲切验算时必须减除冲切范围内的反力，基础与地基岩土的相对刚度对该反力的大小有一定程度的影响当基础相对地基岩土有较大的刚度时，该反力会相对较小，因而由抗冲切确定的板厚会相对较大，反之基础板厚会相对较小
( 3 )柱或剪力墙的位置
由于基础边缘的地基反力通常比中间大，因此当柱底具有相同的轴力及冲切面积时，缘于基础与地基岩土的相对刚度对基础板厚影响的同样道理，基础边缘的柱或剪力墙抗冲切确 定的板厚会相对较大。这时，可将柱或剪力墙处一定范围内的基础底板适当加厚，以满足抗 冲切的要求 。
5.2基础板的内力计算
鉴于方法较多，笔者根据工程实践经验，主张按以下方法进行基础板的内力分析：
( 1 )筏板基础的板厚通常较大，其空间受力性强，普通的薄板理论已不再适用，而应采用考虑板剪切变形的中厚板理论或三维实体单元来分析。对于规则或可简化为规则的筏板基础结构，可采用笔者提出的类似边界元法的域外奇点法来进行分析。
( 2 )当进行筏板基础内力分析时，宜考虑上部结构的刚度，但会大大增加计算的工作量。笔者认为，对多层建筑可以不考虑上部结构的刚度；而对高层建筑，只须将地下室部分的结构刚度考虑进去，便可有足够的工程精度，而不必考虑所有的上部结构刚度。
( 3 )当采用有限元法或域外奇点法计算基础内力时，会遇到如何考虑地基弹簧刚度的问题。有些文章提出在计算地基弹簧刚度时就考虑地基土的相互影响，这种方法理论上是最好的， 但实际却行不通笔者在设计中的做法是先计算基础的总沉降，然后求得地基土的总弹簧刚 度，再根据局部的地基情况对地基的弹簧刚度进行修正，在计算基础内力的过程中考虑地基土的相互影响。实践证明这种处理手段是合适的。
( 4 )由于筏板基础的空间受力性强，按三维实体单元求得基础板的内力不仅有弯矩及剪力 ， 而且有轴力，按该法求出的基础板的内力进行配筋计算时，应按偏心受拉或偏心受压构件进行计算。
6 设计实例
由我院设计的都市华府综合楼位于随州市经济开发区，地下l层 ， 地上15层，采用框架结构，最大柱轴力8650kN，基底平均压力150~200kPa。地下静止水位为地面以下4.0质资料见表2。
表2 场地土概况(随州市内典型土层特征)
土层序号 土层描述 土层厚度 承载力特征值(kpa)
1 杂填土 1m
2 粉质粘土 2m 180
3 中粗砂 5m 280
4 卵石 0.5m 360
5 强风化泥质粉砂岩 0.6m 500
6 中风化泥质粉砂岩 1m 1000
7 微风化泥质粉砂岩 未击穿
对于类似土层，如果是10~25层高层建筑，由于一般存在地下水影响，人工挖孔桩基础不易施工，岩土工程报告均建议用采用预应力管桩或钻孔灌注桩，以强风化或中风化泥质粉砂岩为持力层，按摩擦端承桩设计。这样建议结构设计方便，竖向承载安全系数高，考虑到甲方投资，而且桩基础施工周期长，因此在设计时结合地下室将基础设计成筏板基础，把持力层主要放在第3土层，既缩短了工期， 又节省了混凝土用量。取地基承载力标准值fak = 280kPa，考虑近4米深度修正后承载力达到400kPa以上.故地基承载力已足够有余。按分层总和法计算，其最终总沉降不足lcm，而且基础开挖土方重量小于建筑物准永久荷载值，建筑物类似于漂在土上，目前该工程已封顶，尚未有明显沉降。
7结论
高层建筑筏板基础设计是结构设计中的重要一环 ，其设计合理与否，关系到建筑物的安全和使用。本文结合工程实例对高层建筑筏板基础设计中值得注意的问题作了全面的阐述和研讨，并对设计中容易混淆的概念及误区进行澄清，对工程设计中的实际做法进行剖析。基于随州市区的地基土层特征，承载力较高的中粗砂层及强风化泥质粉砂岩层埋层均较浅，即使是微风化层也只有10米，扣除地下室深度后，如果考虑按桩基础，桩长均较短，甚至地下室较深时，达不到最小桩长要求，笔者认为，20层内的小型高层建筑只要控制好沉降，采用筏形基础甚至十字形条形基础都是安全经济合理的，30层内可以考虑采用桩筏基础，而且施工周期短，有较好的经济效益。基于规范对于沉降的不确定性，基础设计时，在地下水位许可情况，尽量让土方开挖量等同于建筑的准永久荷载总重，这样便于沉降控制，且对于整体抗倾覆与滑移都有积极的影响。
参考文献
1 GB50007-2002建筑地基基础设计规范[S]
2 DB42/242-2003湖北省地基基础设计规范[S]
3 JGJ6-99 高层建筑箱形与筏板基础技术规范[S]
第5篇：下沉工作经验总结范文
关键词：饱和黄土；CFG桩复合地基；单桩复合地基静载荷试验
中图分类号：TU455文献标识码：A 文章编号：
1 工程背景
兰州原油末站位于兰州西固区，拟建场地所处地貌单元为黄河Ⅱ级阶地高饱和度黄土区，场地稳定性较差。因饱和黄土是低强度、高压缩性、高灵敏度黄土，工程性质较差；且大型储罐地基要考虑承载力、变形和不均匀沉降等，因此本工程的地基采用CFG桩复合地基进行处理。
2 CFG桩复合地基的加固机理
CFG桩复合地基是由桩、桩间土、褥垫层和足够刚度的基础构成，属地基范畴。CFG桩和基础之间设置了褥垫层，在垂直荷载作用下与桩基的受力状态明显不同。褥垫层通过适当的变形将上部基础传来的基底压力以一定的比例分配给桩及桩间土，使二者共同受力；同时土体受到桩的挤密作用使承载力得到提高，而桩又由于周围土的侧应力的增加而改善了受力性能，二者能够共同承担上部基础传来的荷载。
3 CFG桩复合地基承载力静载荷试验
根据工程地质勘察报告，地处兰州黄河Ⅱ级阶地的饱和黄土承载力特征值为60kPa，属于软弱地基，需对地基进行加固处理。据设计资料，油罐地基处理采用CFG桩复合地基，CFG桩采用正方形布置，桩径420mm，桩距1.2m，桩底进入卵石层不小于1.0m。
本文选取15x104m3浮顶油罐作为CFG桩复合地基现场试验区，现场检测设备有JYC桩基静载荷分析仪、油压千斤顶、位移传感器、压力传感器等。
图1 复合地基载荷试验示意图
3.1 CFG单桩静载试验
在罐区进行了5根CFG单桩载荷试验检测，现场试验采用慢速维持荷载法，用电动油泵千斤顶逐级加载，共分8级加载和4级卸载，每级加载量为100kN，卸载量为其2倍。由工字钢梁和钢管搭成堆载平台，堆载混凝土块提供反力，最大堆载重量为 1300kN。
荷载通过压力传感器测量，测试仪自动记录，试桩沉降则通过对称布置于刚性承压板的4个位移传感器测量，测试仪自动记录沉降，所有位移传感器均用磁性表座固定于基准梁上，基准梁安装在独立的基准桩上。
试验结果汇总如下，根据试验结果确定单桩承载力特征值。
表1 单桩静载试验结果汇总表
根据现场试验结果，试桩区CFG单桩承载力特征值可按1400kPa取值。
3.2 CFG单桩复合地基载荷检测试验
在罐区分四个区块共进行了54个CFG单桩复合地基载荷试验检现场试验，最大加载量的确定按复合地基承载力设计值的2倍即540kPa进行（按150000m3储油罐地基计算），分为8级，每级加载量为100kN，第一级加载量为100kN。
单桩复合地基静载荷试验承压板1.2m×1.2m，承载板底铺设50mm级配碎石及中粗砂，试坑开挖至桩顶设计标高。采用电动油泵及油压千斤顶加载、工字钢及钢管搭设堆载平台、堆载混凝土块提供反力，最大堆载重量1300kN。
数据采集方法同上。部分实验结果如下。
表2 单桩复合地基载荷试验结果汇总表
该试桩区共进行3组单桩复合地基载荷试验，试验场区单桩复合地基承载力特征值275kPa。
4 油罐地基沉降计算
利用分层总和法计算未加固前天然地基沿半径方向的最终沉降量。基础的最终沉降按式1、式2进行计算。
（式1）
（式2）
式中，——天然土的压缩模量；
——沿深度范围内天然土的平均附加应力；
——桩长范围内土的分层厚。
自重应力分布曲线由天然地面起算基地压力按式3由作用于基础上的荷载计算，设计荷载包括：储油罐自重、储油罐充水重、环梁重，基地压力。
（式3）
经计算：处理前，，，
而经CFG桩处理后，，，
根据计算结果未处理前地基沉降量相对较大。经CFG桩处理后，复合地基的压缩模量大大提高，沉降量只有未处理前地基沉降量的9%，可见经CFG桩处理后，地基的沉降量大幅度减小，CFG桩对饱和黄土状土的加固作用非常明显。
结论
CFG桩处理高饱和度黄土超大型油罐地基，经过试桩区试验和沉降计算，证明CFG桩复合地基能明显减少黄土地基的沉降；并能大幅度提高地基承载力，该方法应用于该地层是适宜的，今后在大、中型储油罐建设中值得推广应用。
参考文献:
[1] 武铜柱.大型立式油罐发展综述.石油化工设备技术.2004，25(3):56-59.
[2] 贾庆山.大型储罐地基处理技术.石油工程建设.2002, 28(1):19-21.
[3] 阎明礼，张东刚.CFG桩复合地基技术及工程实践.北京:中国水利水电出版社,2001.
[4] 宋晓光.CFG桩复合地基在大型油罐饱和黄土地基处理中的承载性状研究：(硕士学位论文).兰州：兰州交通大学,2008.
第6篇：下沉工作经验总结范文
关键词：跨江大桥 深水基础 钢围堰 钢管桩
中图分类号：U445 文献标识码：A 文章编号：
1 概述
青奥板块项目为南京青奥会的重要基础设施工程，该项目位于南京市河西新城江山大街两侧，长江夹江东侧，江东路至长江边的区域。青奥轴线是集交通功能、景观功能及城市活动功能为一体的城市轴线，以油坊桥为起点，沿江山大街至长江边，宽170m，全长2400m。青奥公园人行大桥位于青奥轴线中轴，起点位于青年文化体育公园内，终点在江心洲青年森林公园内。大桥作为两岸旅游观光的纽带，以旅游电瓶车和行人为主，仅考虑行人及旅游电瓶车通行的舒适度，不考虑机动车的通行要求。
人行大桥位于河西新城与长江江心洲之间，地貌为长江漫滩，夹江江面常水位标高5.5m左右，江底标高-1.0~-5.6m。主桥为钢塔钢箱梁双索面七跨连续斜拉桥，跨径布置为45+42+58+240+58+42+46.5=531.5m。索塔采用椭圆形钢塔，向岸侧倾斜35度，索塔桩基础采用钢管打入桩，索塔承台外形呈“0”字形。
图1.1-1桥型布置图
2 主墩深水基础施工方案
2.1 钢管桩沉桩施工
⑴沉桩船及桩锤选择
根据南京大桥通航高度要求及本标段的地质情况、桩长和进度要求，为了保证沉桩进度及沉桩质量，采用“海和桩1#”沉桩船施打钢管桩，船上配置了GPS定位系统。
⑵沉桩顺序安排
为避免已沉放好的桩（包括试桩）影响后续沉桩施工，需科学合理地安排沉桩顺序。根据桩位及桩斜，总体沉桩顺序安排如下：“海和桩1#”沉桩船从江侧向岸侧逐排施工。
⑶沉桩施工工艺流程
沉桩施工工艺流程详见如图2.1-2所示。
图2.1-1 沉桩施工工艺流程图
⑷测量准备
为了确保桩位的精度，本工程采用GPS系统测量定位，陆上在施工基线上架设2台全站仪交汇的方法校核观测，同时进行沉桩测量定位。
①定位数据的计算准备
沉桩前，根据设计图纸计算出每个桩位的设计桩顶标高处的平面坐标，桩的方位角等定位数据，并根据沉桩船预定的抛锚位置，计算出桩船各锚的锚位坐标，以作桩船抛锚定位使用。陆地测量数据根据已经做好的后视点，计算出每根桩边切线方向所需的转角。所有定位数据计算后都必须有专人复核，确认无误后，方可使用。
②沉桩船就位
为了沉桩时，沉桩船上各锚缆互不干扰，合理分布，同时保证船体的稳定性，桩船到达沉桩桩位时，根据各锚的锚位坐标，在抛锚艇上以GPS测量方式进行各个锚的定位抛锚。陆地测量人员利用高频对讲机和船上人员及时沟通，并校核定位。
③桩的定位下沉
将先前计算好的各桩的桩号、X坐标值、Y坐标值、船位角度、桩倾斜度和Z坐标值输入Microsoft Access数据库，沉桩时从该数据库中调用所沉桩的定位数据，经核对，确认无误后，启动监测程序，开始监测船位，屏幕上显示出桩的偏位图，移船方向和移动的量值，按照监测显示的图形和数据移动桩船向预定船位靠拢，直到当前船位与预定船位的横向和纵向差值小于5cm，同时扭角小于0.5度时。陆地测量人员利用高频对讲机和船上人员及时沟通，并校核定位，下桩，压锤。开锤前，记录开锤前的数据，然后开始沉桩。
⑸桩的施打
①抛锚定位
沉桩船抛锚定位采用5个3～5t锚，备用锚2个，每个锚上设立浮漂，抛锚艇配合作业。运桩方驳要求单独抛锚，锚重大于3t。
②吊桩
吊桩时“海和桩1#”用锚缆移船到运桩驳，然后起吊、移位、定位。起吊时用四点吊，立桩进龙口采用桩顶3点吊。
③停锤标准
沉组合桩和钢管桩时，以标高控制为主，贯入度作为校核。校核贯入度应根据实际沉桩情况（打桩船、锤型和实际地质情况）综合确定。如桩尖已达设计标高而贯入度仍较大时，应继续沉桩至贯入度达到或接近控制贯入度标准。必要时应及时通知设计研究，并提供相关沉桩记录及监理文件，以利于有效控制沉桩质量和沉桩进度。
④沉桩记录
沉桩时须按要求填写沉桩记录表，填写及时正确。每个桩位沉桩结束后，测出桩顶的实际位置，并填写沉桩记录汇总表。
⑤沉桩施工技术要点及注意事项
I在沉桩吊立过程中，应控制吊立速度，确保起吊平稳，防止相互碰撞，确保-198645桩的安全。
II沉桩前，应测量沉桩区域水深和水下地形。
III吊桩时应考虑桩驳平衡，吊桩顺序应对称起吊。
IV斜桩下桩过程中，桩架宜与桩的设计倾斜度保持一致。锤击沉桩时，桩锤、桩身宜保持在同一轴线上，避免产生偏心锤击。
V当船航行波影响沉桩船稳定时，宜暂停锤击。防止背板蹩桩，一旦发现，及时调整桩架。
VI沉桩过程中不得移船纠正桩位。
VII沉桩过程中注意重锤轻打，避免桩头破裂。
VIII沉桩船进退作业时，应注意锚缆位置，防止缆绳绊桩。
IX斜桩尚应考虑自重和潮流影响，结合施工实际经验要考虑一定的提前量，以使沉桩后桩位符合设计要求。
X沉桩船施工一定数量的桩后，召开技术小结，总结经验，找出不足，制订措施，规范施工。
XI运桩和沉桩过程中，严禁碰撞管桩、破坏桩身。
XII认真做好沉桩施工记录。
XIII沉桩期间应做好岸坡的沉降、位移监测，并做好记录，如出现异常变化，须立即停止沉桩或施工，会同各方研究处理措施。位移、沉降情况的监测按规范有关要求进行。
图2.1-2 钢管桩沉桩施打
⑹ 技术及质量保证措施
①管桩装船运输过程中，堆放平稳，固定牢固，避免管桩在装船运输过程中受损。
②严格质量标准验收接货，对不符合质量要求的厂品一律拒收。
③沉桩时用全站仪、经纬仪及GPS准确定位下桩，下桩后在开锤前对桩位进行校核，如有偏位进行适当微调，确保桩位准确无误。终锤以标高控制，贯入度校核，最后的贯入度超过规范要求时，应及时上报业主和设计单位，确定处理意见。
④在沉桩结束后，按照设计及规范要求对桩基进行桩基检测，符合设计规范要求后，进行下步工序施工。
⑤加强水上施工船舶的管理，避免船舶与桩基碰撞。
⑥岸坡稳定观测：在沉桩期间设置位移观测点，定期观测和分析岸坡位移情况。
2.2双壁钢套箱围堰施工
⑴钢套箱总体施工工艺及流程
钢套箱在工厂内整体制作、整体下水、用拖轮浮运至施工现场、现场采用浮吊整体吊装就位的方案，施工工艺流程如图2.2-1所示。
图2.2-1 钢套箱施工工艺流程图
⑵钢套箱设计
根据提供地质、水文资料，考虑波浪的高度和施工操作的高度，考虑到2m厚的封底混凝土，河西侧主墩钢套箱顶标高取+10.00m，底标高取-7.50m（吴淞高程系统）。用钢材总量约415t，江心洲侧钢套箱顶标高取+10.00m，底标高取-5.00m，用钢材总量约356t。钢套箱平面尺寸中间为17500mm×20000mm，在矩形的短边各连接一个半径为8750mm的半圆，每侧较承台大5cm，承台围堰作为一个整体进行设计，双壁钢套箱壁厚1.00m。钢套箱设计时主要考虑了以下验算及施工工况：
工况一：钢套箱吊装阶段结构强度验算
工况二：钢套箱封底阶段结构强度验算
工况三：抽水工况结构强度验算
工况四：承台第一次混凝土浇注阶段结构强度计算及封底混凝土承载力计算
图2.2-2 江心洲侧钢套箱平面布置图
图2.2-3 江心洲侧钢套箱立面布置图
⑶钢套箱沉放及承台施工
根据总体施工计划的安排，钢套箱围堰由专业厂家加工，钢套箱加工、验收严格按《钢结构施工规范》(GB50755-2012)、《钢结构施工验收规范》（GB 50205—2001）执行。钢套箱验收合格后整件运输至安装现场，采用“苏航工868”浮吊安装，浮吊最大吊重为800t。
钢套箱施工承台步骤如下：
①钢套箱下放：钢套箱利用浮吊起吊下放导向定位吸泥下沉下放到位后，将套箱壁与桩临时连接。
图2.2-4 钢套箱下放（步骤一）
②浇筑封底混凝土：整平封底下垫层，套箱外抛沙袋护脚清除封底标高处桩表面淤泥水下浇筑封底混凝土。
图2.2-5 浇筑封底混凝土（步骤二）
③套箱内抽水及浇筑承台混凝土：封底混凝土达到设计强度后抽水割除桩基桩头钢管桩填芯施工承台钢筋绑扎浇筑承台。
图2.2-6 承台施工示意图（步骤三）
第7篇：下沉工作经验总结范文
[关键词]参归饮 正交试验 提取工艺
中图分类号：R541.4 文献标识码：A 文章编号：1009-914X（2014）34-0393-01
参归饮口服液为本公司自行研制的口服制剂，由人参、当归、白术、熟地、白芍、甘草组成，具有补气、益血、养阴的功效，对五脏气血亏损、潮热盗汗、怔仲心悸、遗精滑脱等具有较好疗效，适用于久病体弱、放化疗或手术后免疫力低下者。本工艺采用传统水煎法，结合醇沉工艺精制而成。
1 仪器及试剂
1.1 仪器 岛津UV-2501PC型紫外分光光度计，定制玻璃层析柱（Φ=1.0cm）。
1.2 试剂 甲醇（AR）、D101型大孔吸附树脂、乙醇（AR）、香草醛（AR）、冰醋酸（AR）、高氯酸（AR）、人参皂苷Rg1对照品（批号：110703中检所）。
1.3 药材 人参、当归、白术、熟地、白芍、甘草、蔗糖均购于金华市医药公司。
2 实验方法与结果
2.1 处方组成 人参6g、当归6g、白术6g、熟地黄3g、白芍3g、甘草2g。
2.2 水提工艺研究
2.2.1 正交试验设计 取1个处方量的药材，以总皂苷为指标，选用L9（34）正交试验表，对加水量、提取时间、提取次数进行考察，因素与水平，见表1。
2.2.2 样品制备 根据处方量称取药材，分别按表2所列相应条件提取制备提取液，浓缩至1ml含2g生药，备用。
2.2.3 总皂苷的含量测定
2.2.3.1 标准曲线制备 精密称取人参皂苷Rg1对照品适量，加入甲醇制成每ml中含1mg的对照品溶液。精密量取对照品溶液10、20、40、60、80、100μl，分置10ml具塞试管中，挥去溶剂，加入新配制的5%香草醛冰醋酸溶液0.2ml、高氯酸0.8ml，于60℃水溶液中保温15分钟后，立即置冰水冷却5分钟，加冰醋酸5ml，摇匀，放置10分钟，以试剂空白作参比，在波长550nm处测定吸收度。各浓度相应的吸收度经统计处理得到回归方程为：Y=118.7X+346.2，r=0.9998。
2.2.3.2 样品溶液制备及测定 精密量取药材水提浓缩液（2g生药/ml）2.0ml，置分液漏斗中，加入甲醇40ml，萃取两次，合并萃取液，置100ml容量瓶中，定容。精确吸取上清液10ml，置蒸发皿中，水浴挥干溶剂，残留物加水2ml溶解，作为上柱液。将上柱液缓缓加入树脂柱中，加水15ml冲洗，然后换80%乙醇洗脱，以1.0ml/min的洗脱速度收集25ml乙醇洗脱液，沸水浴上挥干乙醇，残留物用少量甲醇溶解，转入5ml量瓶中，加甲醇至刻度，摇匀，作为供试品溶液。精密取供试品溶液1.0ml，按2.2.3.1方法测定吸收度，代入标准曲线，计算浓度。
2.2.4 正交试验结果 测定正交试验每个样品的总皂苷浓度。
从表3分析，结果显示水提时间、水提次数、加水倍数三个因素间无主次之别，综合分析得出最佳实验方案为A2B2C3，即用8倍量水，提取3次，每次1.5小时。
2.2.5 验证试验 按A2B2C3工艺提取三次，得样品测定总皂苷含量分别为5.94mg/ml、6.03mg/ml、6.19mg/ml均大于正交试验各次测定结果。再将处方量放大至正交试验量的5倍、10倍、15倍，仍按照A2B2C3的工艺分别提取，测定总皂苷含量分别为5.88mg/ml、5.72mg/ml、5.83mg/ml，总皂苷含量基本一致，故拟定此工艺为参归饮较佳的提取工艺。
2.3 醇沉工艺优选 中药提取液醇沉过程中，60%乙醇可使淀粉、多糖、蛋白质发生沉淀，80%以上乙醇可使极性较大的苷类成分发生沉淀，为了除去杂质，减少活性成分的损失，分别考察了体积分数60%，70%，80%乙醇沉淀对总皂苷成分的影响。取2.2.5中放大15倍量验证试验得到的水提液，减压浓缩至相对密度1.10（60℃），平均分为3份，放置室温后，加入用95%乙醇配制至相应的乙醇体积分数，充分搅匀后，4℃冷藏24h，离心，分离上清液，减压回收乙醇，以醇沉液中总皂苷浓度为考察指标筛选最佳醇沉工艺。
结果显示，用体积分数60%，70%，80%乙醇沉淀总皂苷含量分别为4.84mg/ml、4.14mg/ml、2.62mg/ml，其转移率分别为83%、71%、45%，说明80%醇沉总皂苷有损失，60%比70%醇沉总皂苷损失量少，故采用60%醇沉工艺。
分别称取10倍处方量的药材，经3批工艺验证试验，总皂苷平均转移率为84.6%，与筛选实验结果相近，说明醇沉工艺稳定可行。
2.4 配液工艺考察 采用2.3醇沉工艺验证试验得到的用60%乙醇醇沉得到的醇沉液，平均分成4等分，加入30%的单糖浆，分别加水至足量（150ml），混匀，过滤，灌装，灭菌，结果样品溶液均澄清；并对灭菌后制剂中总皂苷含量进行检测，结果分别为4.86、4.74、4.79、4.64mg/ml。由结果可知总皂苷含量受温度影响不明显，该配液工艺可行。
2.5 参归饮口服液制备工艺验证 分三批，每批称取50个处方量的同批次药材，按所选工艺进行试验，制得口服液样品，分别考察了总皂苷含量及澄清度，均符合质量标准要求且工艺稳定，结果总皂苷含量分别为4.74、4.98、4.82mg/ml，口服液澄清。
2.6 结果 经上述研究，得到参归饮口服液制备工艺：按处方量的称取相应药材，适量水浸润后，加入8倍量水，加热煮沸提取3次，每次1.5h，合并水提液，减压浓缩至相对密度1.10（60℃），放冷后加入用95%乙醇配制至体积分数60%浓度的乙醇，充分搅匀，4℃冷藏24h，离心，分离上清液，减压回收乙醇，加入30%的单糖浆，再加水至足量，过滤，灌装，灭菌，即得。
3 讨 论
参归饮处方中人参、白术补中益气，当归、熟地补血养阴，白芍、甘草酸甘养阴、养血柔肝，诸药合用共奏补气、益血、养阴之功。对大病初愈、年老体弱、手术后恢复和放化疗后患者，具有气血双补、提高免疫的作用。
本处方中人参、当归、白术、白芍、甘草中都含有皂苷类有效成分，故本研究采用总皂苷作为工艺考察指标具有合理性。由于皂苷类成分基本都溶于水，故采用传统水煎法作为提取工艺，结合醇沉法在保留皂苷类成分的基础上去除杂质进行精制，使口服液制剂性状改善、体积减小、便于携带和服用。
第8篇：下沉工作经验总结范文
关键词：路面弯沉变化规律
0 引言
回弹弯沉值在我国已广泛使用且有很多的经验及研究成果，它不仅用于路面结构的设计中，用于施工控制及施工验收中，同时还用在旧路补强设计中，是公路工程的一个基本参数，所以正确的测试具有重要的意义。路面弯沉不仅反映路面各结构层及土基的整体强度和刚度，而且与路面的使用状态存在一定的内在联系。因此工程竣工前，路面弯沉作为一项重要的检测指标，反映了路面的整体强度质量。
1 弯沉值的几个概念
1.1 弯沉 弯沉是指在规定的标准轴载作用下，路基或路面表面轮隙位置产生的总垂直变形（总弯沉）或垂直回弹变形值（回弹弯沉），以0.01mm为单位。
1.2 设计弯沉值 根据设计年限内一个车道上预测通过的累计当量轴次、公路等级。面层和基层类型而确定的路面弯沉设计值。
1.3 竣工验收弯沉值 竣工验收弯沉值是检验路面是否达到设计要求的指标之一。，当胳面厚度计算以设计弯沉值为控制指标时，则验收弯沉值应小于或等于设计弯沉值；当厚度计算以层底拉应力为控制指标时，应根据拉应力计算所得的结构厚度，重新计算路面弯沉值，该弯沉值即为竣工验收弯沉值。
1.4 弯沉值的测试方法 弯沉值的测试方法较多，目前用的最多的是贝克曼梁法，在我国已有成熟的经验，但由于其测试速度等因素的限制，各国都对快速连续或动态测定进行了研究，现在用得比较普遍的有法国洛克鲁瓦式自动弯沉仪，丹麦等国家发明并几经改进形成的落锤式弯沉仪（FWD），美国的振动弯沉仪等。
2 路面弯沉的变化规律
路表弯沉的变化，是一个多方面因素综合作用的复杂过程。路基路面各层的材料性质、结构组成类型、压实状况、压实程度、温湿度环境、气候条件、交通组成、检测时的环境条件以及所使用的仪器设备及检测人员的检测水平等均对弯沉的大小产生很大影响。
沥青路面的表面弯沉变化过程分为三个阶段。路面竣工后的前1～2年为第一阶段。在这一阶段，由于车辆荷载的重复碾压，渐趋压实，加上半刚性基层材料随着龄期强度增长，从而导致路表弯沉将逐渐减小，大约在路面竣工后的第2年达到最小值。
路面竣工后的第2年到第4年为第二阶段。在这一阶段，表现为路表弯沉的不断增长。这是因为，一方面半刚性基层的强度增长已十分缓慢，并逐渐趋于相对稳定状态；另一方面，由于车辆荷载的重复作用以及水、温度状况的变化，加之路面混合料本身因拌和不均匀，而导致强度不均匀性等因素的影响，结构内部的微观缺陷将因局部范围的应力集中而扩展，并逐渐出现小范围的局部破坏，从而导致路面结构整体刚度的下降，使得路表弯沉急剧增大。
路面竣工3-4年后直至达到极限破坏状态为弯沉变化的第三阶段。在这一阶段，路面由于各种复杂因素产生的局部强度不足的问题已充分暴露，内部缺陷附近局部区域积蓄的高密度能量也已通过缺陷的扩展而转移，并自动实现了整个系统的能量平衡，从而使得结构内部损伤的进一步发展得到抑制。
3 贝克曼梁弯沉仪路面弯沉测试
由于目前工程上广泛使用贝克曼梁弯沉仪，故现着重介绍贝克曼梁弯沉仪的使用方法，从标准车、弯沉仪的选择、温度修正及弯沉计算等方面提出有关要点和注意事项。
3.1 标准车 标准车为双轴、后轴每侧为双轮胎的载重汽车，其标准轴荷载、轮胎尺寸、轮胎间隙及轮胎气压等技术。
测试前，应测定测试车的轴重、轮压、轮胎接地面积，与标准车的要求相差不应超过表1规定的值。如有不符，应适当调整。
3.2 弯沉仪的选择及弯沉仪误差修正 弯沉仪由贝克曼梁、百分表及表架组成。弯沉仪长度有两种：一种3.6m，前后臂分别为2.4m和1.2m；另一种加长的弯沉仪长5.4m，前后臂分别为3.6m和1.8m。当在半刚性基层沥青路面上测定时，宜采用长度为5.4m的贝克曼梁弯沉仪，并采用BZZ-100标准车。
3.3 弯沉测试频率
测定代表弯沉值时，应以每公里每一双车道为一评定路段。每路段检查80～100个点。对多车道公路必须按车道数与双车道之比，相应增加测点数。
3.4 温度修正
对于沥青路面来说，弯沉强度测定是在沥青路面上进行的，而表层区域受天气影响变化较大，夏天沥青路面发软，冬天又变硬发脆。因此，如在夏天测定时，由于过硬，也会产生失真现象。所以，需要定出一个温度为测定弯沉的标准状态。
3.5 路面弯沉的计算
路面测点的回弹弯沉值：
LT＝2(L1-L2)
式中LT――在路面温度T时的回弹弯沉值，0.01mm；
L1――车轮中心临近弯沉仪测头时百分表的最大读数，0.01mm；
L2――汽车驶出弯沉影响半径后百分表的终读数，0.01mm。
当需要进行弯沉仪支点变形修正时，路面测点的回弹弯沉值：
LT＝2(L1-L2)＋6(L3-L4)
式中L3――车轮中心临近弯沉仪测头时检验用弯沉仪的最大读数，0.01mm；
L4――汽车驶出弯沉影响半径后检验用弯沉仪的终读数，0.01mm。
弯沉代表值是弯沉测量值的上波动界限，用下式计算：
LR＝L＋ZA•S
式中LR――一个评定路段的代表弯沉，0.01mm；
L――一个评定路段内经各项修正后的各测点弯沉的平均值；
S――一个评定路段内经各项修正后的全部测点弯沉的标准差；
ZA――与保证率有关的系数，采用下列数值。
高速、一级公路ZA＝2.0
二级公路ZA＝1.645
二级以下公路ZA＝1.5
第9篇：下沉工作经验总结范文
关键词：α放射性；污染因素；污染；防治
中图分类号：X52 文献标识码：A
1 前言
放射性污染物的危害主要是放射性核素通过自身的衰变放出的α、β和γ射线，这些射线能使人的机体内起着重要作用的各种分子变得不稳定，化学键断裂，分子被电离生成新的分子，引起遗传变异或诱发癌症，这种人体受过量的放射线照射所得的疾病称为“放射病”，最常见的放射病就是“白血病”，即“血癌”，并且对其他生物也会产生损伤和致病效应。有的放射性核素在水体、土壤中可转移到水生物、粮食、蔬菜等食物中，并发生明显的浓缩与富集，如水藻对90Sγ的浓缩倍数为10000倍，鱼为1000倍[1]。这些富集的核素可通过食物链进入人体。而由于这种污染物很难用物理、化学或生物作用去降低其辐射强度，只能靠自然衰变减少对环境的危害。
污染水体的放射性物质主要来源为天然放射性核素，如40K、238K、236Ra、14C氘等[2]；核武器核试验的沉淀物；核电站的废水、废气、废渣，包括泄露；放射性同位素的生产、运输和应用等[3]。
污染水体最危险的放射性物质为90Sγ、137Cs等，这些物质半衰期长，化学性能与组成人体的主要元素钙、钾相似，经水和食物进入人体后，能在一定部位积累、增加对人体的内照射[4]。
城市生活饮用水放射性污染为较敏感问题，故对其进行论证和预防十分必要。
2 金昌市水源α放射性污染的调查与治
理研究2.1 金昌市源水放射性的调查与检测
2.1.1 源水放射性的调查
（1）调查范围。金川峡水库上游约50km的东大河、西大河，流域面积4000km。
（2）调查时间。丰水期及平水期。
（3）调查方法。采用分地段布设采样点。
（4）采样地段。皇城水库至金川峡水库；西大河水库出口至北海子水塘；大泉水库、老人头水库及可能流入金川峡水库的各股泉水。
（5）采样点的分配。金川峡水库为唯一水源，东大河、西大河水系最后汇集点直接影响饮用水质，在金川峡水库入口、水库内及金川公司净水站入口设采样点；东大河、西大河源头及汇入两河的各个小溪、各股泉水都设采样点；东大河较西大河水量大，在皇城水库内及流入皇城水库的直河、斜河，以及水库附近的几股泉水上设采样点；在可能流入金川峡水库的各股泉水上设采样点。
2.1.2 源水水样总α放射性的检测
（1）检测方法[5]。每个代表性水样取3个平行样，每桶水样10L。向水样中加入10mL浓HCl，调pH值至2～4之间。取水样2L加热、浓缩至50mL，转移到已称重的坩埚内，加入1mL浓硫酸慢慢加热蒸干，560℃灰化，冷却后称取160mg的残渣粉末，研细，均匀铺样（可用乙醇和丙酮混合物溶解）于直径为45mm的测量盘内，置于BH1227四路低本底αβ测量仪中测量，仪器经241Am和KCl标准校正。Α标准源探测效率74%。
（2）检测结果。具体测定结果详见表1。
由表1可以看出，从丰水期及平水期两次水样的检测结果分析，东大河水系总α放射性水平低，丰水期中19个点水样低于或稍高于国标的有12个，占70%；平水期中13个点水样11个低于国家标准，占85%，不超标的采样点基本分布于东大河主河道。流入皇城水库的直河、斜河及水库附近的几股泉水，流入东大河的两条小溪（9号、17号）总α放射性较高，为1.0～1.1Bq/L。
西大河总α放射性明显高于东大河，除西大河水库出口和丰水期柴家庄总放射性符合标准外，其他5个采样点的总α放射性均在0.2～0.42Bq/L之间，最高测点是后塔寺红洋芋一线。
金川峡水库总体上总α放射性超过l-2Bq/L，低于西大河而高于东大河，其卧兔泉是最高的测点。
整个水源系统总α放射性最强的是北海子水塘（为泉水，来自地下水）和老人头水库，它们流入金川峡水库，必然导致蓄水总α放射性的增加。
2.1.3 调查结论
通过对金昌市千平方公里范围内α放射性的调查表明：金昌市水源中的α放射性主要是由天然放射系-铀系、钍系和锕系的放射性核素引起的，人工放射性核素没有检出。主要的放射性核素是U238、U234、U235，其次是钍系的Th232、Th238、Thc（212B1）和Thc（210Po）的以及锕系的Ra226，可能是由于上游泉水较多，溶解了地壳中的放射性元素所致。
由于各源水点水平不一，差别较大，超标源点较多，约占50%，且地理位置分散，有时一股地下水有几个乃至十几个泉眼，多集中在西大河水库出口经后塔寺至北海子一线，它们汇入金川峡水库，是使水库总α放射性超标的主要原因。因此，不能采用截流和堵源的办法来治理总α放射性，只能在金昌市供水工程范围内采取有效的治理措施。
2.2 金昌市饮用水放射性污染的治理研究
降低饮用水中总α放射性方案探讨。根据金昌市水源总α放射性调查结果以及对源水水样总γ谱的分析表明：总α放射性主要是由天然放射系铀、钍和锕系及其子体引起的，因此，只要通过降低饮用水中的铀、钍、锕的浓度，就能使总α放射性降低。根据此指导方向，选定了采用混凝沉淀法、吸附法等处理方法进行实验研究，整个实验的过程以铀、钍、锕含量的分析数据做为改变和确定实验条件的依据，最后测定总α比活度作为最终的处理研究结果。
在混凝沉淀法及吸附法等处理方法的试验中，通过对不同条件下，投加不同剂量的各种净水剂的试验得出：选用5#净水剂的混凝沉淀法试验效果较好，该方法使饮用水中铀、钍及总α放射性的去除率分别达到90%、60%、80%，同时还能改善水的色度和浊度。产渣量为85g/t水，因此确定此方法为降低α放射性的处理方法。
推荐方法的工艺流程为：原水初沉混凝二沉过滤用户，5号净水剂的投加量为75～125g/t水，浓度5%；助凝剂的投加量为2g/t水，浓度为0.2%。
3 金昌市供水工程水源头净化工艺的选
择及可行性分析3.1 金昌市供水工程水源水净化工艺的选择
关于降低饮用水总α放射性的处理工艺流程，考虑到金昌市水源水含有机物及菌、藻类较多，以及参考有关放射性废水的处理方法，确定金昌市供水工程净水厂所采用的水处理工艺是较先进的处理设施，可以提高处理效果，具体表现在以下几个方面。
（1） 预沉池一改以往使用平流沉淀池的传统而改为旋流絮凝沉淀池。
（2） 二沉池选用斜管沉淀池，并在沉淀池前部设置多级微涡体机械网浆反应池，用以提高反应和沉淀效果，对去除有机物中溶解于水中的胶体分子和放射性核素有重大意义。
（3） 将普通滤池改为V型滤池，可使过滤介质在沉层截污，达到滤速高、运行效果好的目的。
（4） 在预沉池配水井处投加液氯做预氧化处理，以利去除水中有机物、菌和藻类等。
其工艺流程见图1。
根据所确定的工艺流程和水处理构筑物经预沉、二次沉淀、过滤的层层处理，不仅使水源水在高浊度水期间也能保证良好的去除率，二沉池亦有良好的反应条件和较高的沉淀效果，对有机物污染、放射性核素有较好的去除效果。
3.2 金昌市供水工程水源水净化工艺的可行性分析
由于金昌市供水工程水源水净化工艺流程是根据试验结果推荐的工艺流程而确定的，有一定的理论试验根据，而通过对小型及扩大试验的试验数据分析看出：5#净水剂混凝沉淀法适用于饮用水总α放射性的治理，能有效去除饮用水中铀、钍等微量元素，使饮用水中铀、钍及总放射性的去除率分别达到90%、60%、80%。放射性可降到0.1Bq/L以下，符合生活饮用水卫生标准，而且废渣量较低，产渣量为85g/t水，泥渣的总α放射性水平为2.4×103Bq/kg左右，低于固体放射性废物1.85×104Bq/kg的国家标准，亦不属于放射性废物，不必进行特别处理，也不会造成二次污染。
因此，从试验基础和理论上分析，金昌市供水工程净水厂所采用的对水源水放射性污染的化学沉淀工艺是基本可行的。
另外，由于生活饮用水微量放射性元素治理不同于放射性废水，其特点是水量大、放射性水平低、水质要求较为严格。虽然目前国内外对治理放射性废水的研究较多，但对直接论述生活饮用水放射性治理的题材很少，还没有对从饮用水中去除铀、钍，降低总α放射性的确切方法，还需在实践中逐步探索、研究，寻找最佳、确切的治理措施。
综上所述，金昌市供水工程净水厂净化工艺应在实践中加以验证，在水厂正常运转后，针对放射性物质而合理布设水样监测点，以测定全工艺过程中的放射性物质，寻找其变化规律，不断地探索、研究，以求更高的、有效的去除效果。
4 结论与建议
4.1 结论
金昌市生活饮用水源总α放射性，由于各源水点水平不一，差别较大，超标点约50%左右，地理位置分散，多集中在西大河水库出口经后塔寺至北海子一线。金川峡水库总放射性在0.2Bq/L左右，饮用水在0.3Bq/L左右。各源水点的检测值多在0.3Bq/L以上，最高达0.9Bq/L，对总α放射性的治理不能采用截流和堵源的办法。源水水样总γ能谱分析出金昌市生活饮用水源水总α放射性来自天然放射系——铀系、钍系和锕系的一系列放射性核素。因此，确定了治理总α放射性的指导方向就是降低饮用水中的铀、钍浓度。经类比且通过在不同条件下，分别投加不同净水剂的试验表明：采用混凝沉淀法、投加5号净水剂可使金昌市源水的铀、钍及总α放射性的去除率达到90%、60%、80%以上，处理后的总α放射性降至0.04Bq/L，符合国家生活饮用水卫生标准，且产渣量低，处理1t水产渣量85g左右，每年产渣量为3102.5t/年（以10万m3/d规模计），泥渣的总α放射性水为2.5×104Bq/kg的低于固体放射性废物1.85×104Bq/kg的国家标准，不属于放射性废物。因此推荐的工艺流程为原水+初沉+混凝+二沉+过滤+用户。
4.2 存在问题和建议
4.2.1 存在问题
由于试验数据和理论分析与实际操作必然有一定的差距，由试验效果推荐的治理总α放射性的工艺，应在实际运行中加以验证。
4.2.2 建议
（1）为了充分验证金昌市供水工程净水厂工艺对总α放射性去除的效果，建议水厂应配置放射线监测仪表和设备，并在全工艺过程布设监测点，从动态和静态来跟踪放射线，以求掌握其变化规律，从实践中探索、研究生活饮用水微量放射性物质去除效果，以求得一种确切的治理措施，填补国内外在这方面的空白，使金昌市人民用上放心水，确保金昌市城市居民的身心健康。
（2）对于水厂处理过程产生的泥渣，不属放射性固体废物，不必进行特殊处理，如能脱水后在废矿井中深埋、封存则更为安全可靠。
参考文献：
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