不均匀性范文

不均匀性范文（精选8篇）

不均匀性 第1篇

多缸柴油机的进气过程和进气均匀性对提高柴油机整机的充气效率和改善各缸燃烧的均匀性具有重要作用,相同的气缸容积若吸入更多的新鲜空气,则容许喷入更多的燃料,在同样的燃烧条件下可以获得更多的有用功,因此各缸进气量越均匀,整机性能受到单缸排气温度和最高燃烧压力限制的可能性越小, 对外做功的潜力就越大。多年来,国内外学者对多缸柴油机缸内及进排气管内的气体流动的状况给予了高度重视,进行了广泛的研究工作[1,2,3,4],进气门前气体的压力和缸内气体的压力差决定了气缸进气量的大小,而进气管内气体压力随曲轴转角变化的波动是造成多缸柴油机各缸进气不均匀的主要原因[5,6]。

本文采用柴油机的多缸缸内压力测量和一维性能仿真计算相结合的方法,对柴油机一维性能仿真模型进行了标定、校核,并对不同发火顺序对柴油机各缸进气不均匀性的影响进行了仿真研究。

1 研究对象和方法

本文的研究对象是某V型增压8缸柴油机,根据该增压柴油机的主要结构参数和性能参数(表1),将柴油机简化为由进气系统、燃烧系统、喷油系统、排气系统、增压系统、中冷器系统、环境边界及相应连接管路等组成的一维性能仿真计算模型,如图1所示。

为了确保上述所建计算模型具有较高的计算精度和可靠性,选取该柴油机标定工况进行了模拟计算,并用试验测试的结果进行校验。在试验中,采用上海同圆环保科技有限公司的热式气体质量流量计测量柴油机总的空气流量,采用6个Kistler的瞬态缸压传感器测量6个气缸压力,使用1个稳态压力传感器和PT100测量中冷器后进气压力和温度,使用1个稳态压力传感器和K型热电偶测量涡轮前的排气压力和温度,采用喷油器针阀升程传感器测量喷油提前角,采用Kistler的瞬态油压传感器测量喷油器入口的燃油压力,如此尽可能准确地完成计算模型数据的输入和数据对比。表2列出了标定工况宏观性能参数计算结果与试验结果的对比情况。由表2可见:计算结果与试验值之间的最大误差小于2.5 %。

图2为2 500 r/min、1 680 N·m工况下6个气缸的缸内压力试验值和计算值的对比。由图2可见:缸压曲线的计算值和试验值吻合得较好,尤其是在进气和压缩阶段的误差较小。这说明应用WAVE软件对进气过程的总体性能预测与柴油机实际情况接近,该计算模型可以作为下一步仿真研究用的基础模型。

2 V型8缸柴油机的发火顺序

对于V型四冲程8缸机,所对应的曲轴结构主要有4种,包括平面曲轴、十字曲轴、成对曲轴和混合曲轴;相应的曲柄结构有7种,而每一种均对应8种发火顺序,一共有56种发火顺序[7,8]。其中,除了平面曲轴结构能保证左、右列均匀发火外,其他曲轴形式均不能保证单列气缸均匀发火,所以只能采用单列不均匀、整机均匀的交替式发火顺序。本文按照选择发火顺序的原则,确定了该柴油机可能的4种曲轴结构及26种发火顺序,见表3。

3 数据处理方法

对于多缸机各缸进气不均匀性,主要采用进气不均匀度ΔM来评价,计算方法为:

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式中,N为气缸数;Mi为第i缸的进气量;Mmean为i个气缸的平均进气量;Mmax为各缸中最大的进气量;Mmin为各缸中最小的进气量。

4 计算结果与分析

以标定、验证后的模型为基础,按照表3中所罗列的发火顺序逐一进行2 500 r/min标定点时的性能计算,对比各缸进气不均匀度。

4.1 平面曲轴

表4列出了平面曲轴所对应2种发火顺序的各缸进气量。表5列出了进气量从大到小的排列顺序及其各缸进气不均匀度。对比结果表明:2种发火顺序造成的各缸进气量大小的排序不一样,进气不均匀度分别为3.01 %和3.50 %,不仅数值较小而且差异也较小。

4.2 十字曲轴

表6列出了十字曲轴所对应8种发火顺序的各缸进气量。表7列出了进气量从大到小的排列顺序及其各缸进气不均匀度。对比结果表明:8种发火顺序造成的各缸进气量大小的排序不一样,进气不均匀度的差异也较大, 10号发火顺序的各缸进气不均匀度最小为12.15 %,4号发火顺序的各缸进气不均匀度最大为18.37 %。与平面曲轴对应的2种发火顺序相比,十字曲轴对应的各发火顺序造成各缸不均匀度要大得多。

4.3 成对曲轴

表8列出了成对曲轴所对应8种发火顺序的各缸进气量。表9列出了进气量从大到小的排列顺序及其各缸进气不均匀度。对比结果表明:8种发火顺序造成的各缸进气量大小的排序也不一样,除了11号发火顺序的各缸进气不均匀度最小为14.67 %以外,其余发火顺序的各缸进气不均匀度相差不大,在16.05 %～17.67 %之间。与平面曲轴对应的2种发火顺序相比,成对曲轴对应的各发火顺序造成各缸不均匀度要大得多;但与十字曲轴对应的发火顺序造成的各缸不均匀度相比,具有相同的量级。

4.4 混合曲轴

表10列出了混合曲轴所对应8种发火顺序的各缸的进气量。表11列出了进气量从大到小的排列顺序及其各缸进气不均匀度。对比结果表明:8种发火顺序造成的各缸进气量大小的排序也不一样,各缸进气不均匀度差异很大,21号发火顺序的各缸进气不均匀度最小为12.34 %,20号发火顺序的各缸进气不均匀度最大为20.7 %。与平面曲轴对应的2种发火顺序相比,混合曲轴对应的各发火顺序造成各缸进气不均匀度要大得多;与十字曲轴、成对曲轴对应的发火顺序造成的各缸进气不均匀度相比,具有相同的量级。

对比26种发火顺序,平面曲轴对应的1号发火顺序所产生的各缸进气不均匀度最小,为3.01 %。这主要是因为左右两排气缸分别均匀发火,同排气缸中各缸之间的相互干扰程度比较均匀,在进气门前产生的压力波动规律相近似,波动幅度不大,如图3所示。各缸进气门前的压力和气缸内压力的差值随曲轴转角变化的规律也近似,如图4所示。由进气量最大的1缸和进气量最小的5缸的进气门前后压差随曲轴转角变化曲线可以看出,从进气门开启至上止点360 °CA及570 °CA至进气门关闭期间,进气门前后的压差为负值,这表明该发动机在标定点工况出现气体倒流,1缸进气门前后的负压差比5缸进气门前后的负压差稍小,所以气体的倒流量小;在进气行程期间(360～540 °CA),1缸进气门前后的压差和5缸进气门前后的压差很接近;在540～570 °CA期间,1缸进气门前后的正压差比5缸进气门前后的正压差稍大,从而造成1缸的进气量比5缸的稍大。

混合曲轴对应的20号发火顺序所产生的各缸进气不均匀性最大,为20.7 %。这主要是因为单排气缸不能均匀发火,同排气缸中各缸之间的相互干扰程度大不一样,在进气门前产生的压力波动规律大不相同,波动幅度较大,如图5所示。各缸进气门前的压力和气缸内压力的差值随曲轴转角变化的规律也相差较大,如图6所示。由进气量最大的2缸和进气量最小的6缸的进气门前后压差随曲轴转角变化的曲线可以看出,从进气门开启至350 °CA期间,也出现进气倒灌现象,2缸进气门前后的负压差比6缸进气门前后的负压差小很多,所以2缸的气体倒流量比6缸小得多;在350～480 °CA期间,1缸进气门前后的正压差和5缸进气门前后的正压差很接近,进气量也接近;在480～570 °CA期间,2缸进气门前后的正压差比5缸进气门前后的正压差大得多,由于此区间的进气门开度较大,从而造成2缸的进气量比6缸大很多;而在570 °CA以后,进气门即将关闭,1缸进气门前后又出现负压差,2缸进气门前后出现的负压差也很小,由于此时进气门升程很小,气体的倒流量较小。综合上述可见,2缸的进气量比6缸的进气量大得多。

5 结论

(1) 通过多缸机一维性能仿真分析可知,柴油机发火顺序不同,各缸进气门前的压力波随曲轴转角变化的规律就会不同,各缸进气门前后压差的变化规律也不同,因而造成各缸进气不均匀度的差异很大。

(2) 对于平面曲轴,由于同排气缸和整机均可以均匀发火,所以各缸进气门前后压差的变化规律相近,进气不均匀度较小;而十字曲轴、成对曲轴和混合曲轴对应的发火顺序,由于无法避免同排气缸相邻发火的问题,相邻两缸进气过程干扰严重,因此它们的进气不均匀度较大。

参考文献

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[5]杜巍,刘福水,李志杰.增压柴油机进气压力波动规律的试验研究[J].内燃机工程,2008,29(3):37-40.Du W,Liu F S,Li Z J.Experimental study on the fluctuationof intake pressure in turbocharged diesel engine[J].Chinese In-ternal Combustion Engine Engineering,2008,29(3):37-40.

[6]程鹏,孙万臣,刘金山,等.测量多缸内燃机单缸充气效率的压力波方法[J].内燃机学报,2006,24(6):537-542.Cheng P,Sun W C,Liu J S,et al.Pressure wave methodfor measuring volumetric efficiency of individual cylinder ofmulti-cylinder IC engine[J].Transactions of CSICE,2006,24(6):537-542.

[7]吴兆汉,汪长民,林桐藩,等.内燃机设计[M].北京:北京理工大学出版社,1990.

航天积分球面均匀性检测的研究 第2篇

航天积分球面均匀性检测的研究

航天积分球发光面辐亮度均匀性的测量历来是一个难题,如何精确地、无干扰地测量出它的面均匀性,是人们一直在研究的.课题.为了准确地测出我国减灾卫星的HJY20-1-A卫星超光谱成像仪星上定标积分球的面均匀性,中国科学院安徽光机所研制了一套测量小口径积分球面均匀性的检测系统,该系统使用透镜成像进行间接检测,采用计算机控制扫描,对高精度标准探测器采集的数据进行分析处理,从而得到该积分球的面均匀性,并用此系统对航天积分球进行了测量,得出该航天积分球的面均匀性小于0.5%,测量误差小于万分之五,该系统具有较高的精度和重复性.

作 者：徐晓峰 王冀 张黎明 郑小兵 XU Xiao-feng WANG Ji ZHANG Li-ming ZHENG Xiao-bing 作者单位：中国科学院安徽光学精密机械研究所,安徽,合肥,230031刊 名：量子电子学报 ISTIC PKU英文刊名：CHINESE JOURNAL OF QUANTUM ELECTRONICS年，卷(期)：22(5)分类号：V433.5关键词：遥感 航天积分球 均匀性 检测

不均匀性 第3篇

随着对车辆降低排放和节约能源的要求越来越高,柴油机的优化设计和优化控制成为技术发展的必然,而多缸柴油机各缸燃烧的不均匀性成为柴油机燃烧性能优化的障碍之一。各缸进气不均匀、喷油不均匀、零件加工不均匀都会造成各缸燃烧状态不均匀,进而影响整机的性能[1,2,3,4]。

由于多缸柴油机进气道和排气道内压力的波动[5],在相同的配气相位条件下,会造成各缸进气量的不均匀;另外,在缸盖铸造的过程中存在不一致性,即便是采用精密铸造,也会存在各缸进气道流量系数的微小差异,进而造成各缸进气量的不均匀。在喷油参数不变的情况下,进气量多的气缸,其最高燃烧压力大,进气量少的气缸,其排气温度高[6],且各缸的排放也不同。因此,多缸柴油机进气的均匀性对柴油机特别是大功率柴油机的燃烧匹配很重要。利用测量多缸内燃机进气门前后压力波的方法,间接地计算出多缸内燃机各缸的充气量和充气效率,并分析了各缸的进气不均匀性[7]。

本文在假设各缸进气道流动特性一致的情况下,采用多缸柴油机的多缸缸内压力测量和一维性能仿真计算相结合的方法,分析了某增压8缸柴油机在不同工况下的进气不均匀性及其变化规律。

1 研究对象和方法

同时直接测量多缸柴油机中每个气缸的进气量是很困难的,本文基于已有的测试条件,测量不同工况下各缸的缸内压力和总进气流量,并以试验测量的多项数据为边界条件,如进气参数、排气参数、喷油参数等,采用WAVE性能仿真软件对各缸的气缸压力进行计算,通过计算模型和相关参数的标定,使柴油机总进气量、各缸缸内压力的计算值和试验测量值基本吻合,进而可认为计算所得的各缸进气流量和实际发动机各缸的进气流量接近。本文的研究对象是一台V形8缸柴油机,有关技术参数见表1。

试验采用上海同圆公司的热式气体质量流量计测量柴油机总的空气流量,采用6个Kistler瞬态缸压传感器测量6个气缸压力,使用稳态压力传感器和PT100测量中冷器后的进气压力和温度,使用稳态压力传感器和K型热电偶测量涡轮前的排气压力和温度,采用喷油器针阀升程传感器测量喷油提前角,采用Kistler的瞬态油压传感器测量喷油器入口的燃油压力。试验和计算工况及进排气参数见表2。

图1为8缸柴油机的计算模型网络图,为了便于各工况的仿真计算,以试验测得中冷器后的进气参数为模型的入口条件,以试验测得涡轮前的排气参数为模型的出口条件,以试验测得各项喷油参数作为喷油模型的输入参数,以发动机的各项实际结构参数进行计算模型的相应参数设置。经过标定过程,使缸内压力计算值和试验值保持较好的吻合。

图2是转速为1 400r/min、扭矩为2045N·m时,6个气缸的缸内压力试验值和计算值的对比曲线。由图2可见,在缸压曲线的进气和压缩阶段,计算值和试验值吻合较好。表3为不同工况下整机空气流量的试验值和计算值的对比结果,从标定后的计算结果看,计算值和试验值的误差在1.9%以内,吻合得较好。

2 数据处理方法

对于不同工况下进气不均匀性的评价主要采用平均进气量Mmean、进气不均匀度ΔM来衡量:

式中,N为气缸数;Mi为第i缸的进气量;Mmax为各缸中最大的进气量;Mmin为各缸中最小的进气量。

3 计算结果和分析

图3是转速为1000 r/min时,不同负荷下各缸的进气流量。随着负荷的增加,各缸进气流量大小的排序保持不变,从大到小的气缸号顺序为4-6-5-2-8-3-7-1。表4是转速为1000 r/min时,不同负荷下各缸进气流量的不均匀性。随着负荷从500N·m增加到1010N·m,各缸的平均进气流量增加,各缸的进气不均匀度也从12.9%增加到14.4%。

图4是转速为1400r/min时,不同负荷下各缸的进气流量。随着负荷的增加,各缸进气流量大小的排序保持不变,从大到小的气缸号顺序为6-4-8-3-1-7-5-2。表5是转速为1400 r/min时,不同负荷下各缸进气流量的不均匀性。随着负荷从1 375 N·m增加到2 715 N·m,各缸的平均进气流量增加,各缸的进气不均匀度也从16.5%增加到18.5%。

图5是转速为1 800 r/min时,不同负荷下各缸的进气流量。随着负荷的增加,各缸进气流量大小的排序保持不变,从大到小的气缸号顺序为6-3-4-8-5-1-2-7。表6是转速为1 800 r/min时,不同负荷下各缸进气流量的不均匀性。随着负荷从1145 N·m增加到2 375 N·m,各缸的平均进气流量增加,各缸的进气不均匀度也从12.2%增加到13.8%。

图6是转速为2 100 r/min时,不同负荷下各缸的进气流量。随着负荷的增加,各缸进气流量大小的排序保持不变,从大到小的气缸号顺序为8-3-6-4-5-1-7-2。表7是转速为2 100 r/min时,不同负荷下各缸进气流量的不均匀性。随着负荷从1100N·m增加到2 120N·m,各缸的平均进气流量增加,各缸的进气不均匀度也从11.8%增加到13.5%。

进气流量变化的规律主要是由于进气压力波动引起的,文献[5]中的试验数据表明:在相同的转速下,随着负荷的增加,增压柴油机每个气缸进气道入口压力随曲轴转角变化的规律是相似的,各缸进气流量的变化幅度也是相似的,这就造成了各缸进气流量的大小对比关系不会随着负荷的变化而变化。由于转速变化时,进气道入口压力随曲轴转角变化的规律也会发生变化,并且各个气缸进气压力变化的规律又是不同的,所以各缸进气流量的大小对比关系随着转速的变化而有所变化。由于在同一转速下,随着负荷的增加,增压柴油机进气道入口压力的变化幅度增加,造成进气压力变化和气门升程变化的匹配差异较大,进而引起进气流量的不均匀度随负荷的增加而增加。

4 结论

(1)对于增压多缸柴油机,在转速相同的情况下,各气缸进气流量的大小对比关系不随负荷的变化而变化;不同转速时,各气缸进气流量的大小对比关系是不一样的。

(2)对于增压多缸柴油机,在同一转速下,随着负荷的增加,各缸的平均进气流量增加,各缸的进气流量不均匀度也稍有增加。

参考文献

[1]Cui Y,Pan W,Leylek J H,et al.Cylinder-to-cylinder variation of losses in intake regions of IC engines[C]//SAE 981025, 1998.

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[5]杜巍,刘福水,李志杰.增压柴油机进气压力波动规律的试验研究[J].内燃机工程,2008,29(3):37-40. Du W,Liu F S,Li Z J.Experimental study on fluctuation of intake pressure in turbocharged diesel engine[J].Chinese Internal Combustion Engine Engineering,2008,29(3):37-40.

[6]Liu F S,Du W,Sun B G.One-dimensional simulation study on the rule of several-parameter matching for the performance of a turbocharged diesel engine[C]//SAE 2008-01-1696,2008.

不均匀性 第4篇

关键词：Mg-Gd-Y,挤压,组织,性能,不均匀性

密排六方结构的镁在室温下变形时能够启动的滑移系少,塑性较差,当变形温度升高到498K以上时,非基面滑移系启动,能够很好地协调晶粒间的变形,使塑性得到较大程度提高。虽然采用等通道挤压[1,2,3]、往复挤压[4]、累积叠轧[5,6]等大塑性变形加工方法[7]能细化镁合金材料的晶粒,提高强度、增加塑性,但采用这些加工方法制备的样品尺寸仍然有限,在工业应用方面难度大。研究表明[8,9,10,11],具有优异耐热性能的Mg-Gd-Y系合金铸件可通过加入Zr元素细化晶粒,且通过常规挤压可进一步细化Mg-Gd-Y-Zr合金挤压材的晶粒,提高力学性能。

本文作者及合作者前期研究了挤压温度等工艺参数对Mg-Gd-Y-Zr系合金挤压圆形棒材组织与性能的影响规律[9]。但是,挤压矩形截面的板材时,几何因素造成的变形与温度不均匀性比挤压圆棒严重,会加剧其组织与性能的不均匀性,这方面的详细研究还很少见到报道。本工作剖析了工业化条件下挤压的Mg-8Gd-3Y-0.6Zr合金(EW83)板材的组织与性能不均匀性,研究了组织与性能不均匀性形成的机理,为该类合金挤压材料的组织与性能均匀性调控提供了依据。

1 实验材料与过程

ϕ90mm的圆铸锭均匀化后置于450℃的加热炉内预热30min后开始挤压,挤压筒直径ϕ=100mm,采用平模挤压成截面尺寸为90mm×10mm的板材,挤压比λ=8.7,挤压轴移动速度Vm=10mm/min。为使所取样品具有代表性,将挤压板材沿挤压方向从中部截断,分别对板材沿宽度方向的中部和边部、表层和心层的微观组织进行分析,具体取样位置如图1所示。图1中ED代表挤压流出方向,TD代表板材横向,ND代表板法向。组织观察为ND-ED面,硬度测试为ED-TD面。

采用配有EDS分析仪的Sirion 200和Quanta 200扫描电镜观察合金显微组织和分析第二相的成分,运用Rigaku D/Max 2500型18kW转靶X射线衍射仪和Jade 5.0软件进行物相分析。硬度测试在HV-10B小负荷维氏硬度计上进行,加载力为30N,加载保持时间为30s,文中所述硬度值均为9个测试点

的平均值。用于光学金相和扫描电镜观察的样品均采用4%(体积分数)硝酸酒精溶液腐蚀,腐蚀时间为20s。金相显微组织的观察在XJP-6A型立式光学显微镜上进行,晶粒尺寸统计采用截线法进行。

2 实验结果与分析

2.1 挤压前铸锭的组织

该合金铸锭均匀化处理后的微观组织如图2所示,从图2(a)和(b)的光学显微镜照片与SEM照片中可以看出,样品晶粒较为粗大,约150μm,这表明凝固过程中产生的非平衡共晶已基本溶入基体。EDS分析表明在晶界处残留有大量的富稀土粒子,同时在晶内发现了少量富Zr相,这些富Zr相在凝固过程中形成并作为凝固形核核心,细化铸态合金晶粒[10,11]。

2.2 挤压板材的组织

挤压板材不同位置样品光学显微照片如图3所示。从图3中可以看出,各部位均为完全再结晶组织,与铸锭的粗大晶粒组织(图2)相比,挤压板材的晶粒得到了显著细化,其晶粒尺寸统计的详细情况如表1所示。从表1的数据可知,挤压板材各代表性部位的晶粒组织极不均匀。板材边部表层(BS)的晶粒组织最为细小,平均晶粒尺寸为2.4μm;其次是板材边部心层(BM),约3.0μm,再次为中部表层(MM),约9.0μm;板材中部心层(MM)的晶粒组织最为粗大,约21μm,且晶粒之间的尺寸差别大。另外还可以看到在一些尺寸较大的再结晶晶粒周围沿挤压方向存在着大

量“竹节状”细小的再结晶晶粒。

从图3所示的金相照片还可以发现,图3(a)内在靠近边部的区域存在着一层薄薄的细晶区,也弥散分布着少量细小的黑色点状物,而图3(b)内则较为“干净”。图3(c),(d)内均弥散分布着大量黑色细小的点状物。对比中部心层(MM)和边部表层(BS)的XRD结果(图4)可以看出,边部样品(BS)中的黑色点状物为平衡相Mg5.05Gd。

从图所示MS部位样品的扫描电镜照片中可以看出,Mg5.05Gd相集中的位置(箭头A)晶粒较其他位置(箭头B)更为细小。由此可以看出,板材中间部位析出的Mg5.05Gd相数量较少,XRD未能检测出来,但析出的Mg5.05Gd相会阻碍晶粒长大。

挤压态板材不同部位的硬度如表所示。从表中2数据可以看出,板材中部心层(MM)的维氏硬度值最低,为89.6HV,其次是板材中部表层(MS),为94.8HV,板材边部表层和心层(BS和BM)的硬度值基本相等,分别为95.3和95.0,比挤压板中部心层硬度值高约5%。

2.3 时效热处理板材的性能

对挤压板材不同部位样品分别在215℃进行时效处理,时效硬化曲线如图所示,从图6可以看出,板材中部表层和心层(MS,MM)样品在时效的开始阶段,随时效时间的延长,硬度值迅速增长,大约时效6h左右样品的硬度值便接近峰值,继续延长时效时间则增长明显变缓,板材边部表层和边部心层样品(BS,BM)的时效硬化行为则与之不同,随时效时间的延长,硬度增长速率普遍较为缓慢。从图中硬度增长的趋势明显可以看出,板材中部表层和中部心层样品硬度增长的幅度较板材边部表层和边部心层硬度增长的幅度更大,峰值硬度也高出约10%。从到达峰值硬度所需时效时间的长短来看,中部表层(MS)和中部心层(MM)样品到达峰值硬度的时间分别为16h和18h,而边部表层(BS)和心层(BM)样品的时间则分别为36h和24h,大于中部样品所需时间。

图6所示不同部位时效硬化曲线特性表明,虽然在挤压板材的边部由于变形量更大,原子错排严重,储能更高,具备更多有利于形核的位置,但是,由于在挤压过程中板材边部已经发生了大量析出,降低了基体中溶质原子的过饱和度,使得在后续的时效过程中,由于过饱和固溶度小,从而导致析出的驱动力明显不足,析出相数量有限;而在挤压过程中析出的粗大相,由于尺寸过大,与基体不共格,强化效果也极为有限。对挤压板材中部的变形组织而言,由于挤压过程中没有粗大相的析出,过饱和固溶度大,时效析出的驱动力大,析出相的体积分数较边部大。因此,板材中部的峰值时效硬度略高于板材边部的峰值时效硬度。

3 讨论

金属材料挤压是一个强热/力耦合作用过程,随着对Mg-Gd-Y系列镁合金组织-性能-热/力条件之间相互影响机理研究的不断深入[12,13,14],该系镁合金热变形的组织与性能形成机理也越来越清晰,本文作者及合作者前期[13] 已建立该合金热变形的Z参数与动态再结晶晶粒尺寸(直径dG)的关系如式(1)所示,其热变形表观激活能Q=196kJ/mol。下面将以此为基础,结合本工作在挤压加工过程中的实际工艺参数,阐明其微观组织与性能不均匀性形成的原因。

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按挤压塑性变形的一般规律[15],并结合本工作挤压工艺参数,可得平均变形速率undefined,一般热变形Z参数为:

undefined

式中:T表示变形温度,取其绝对温度值;R为气体常数,取8.3143J·mol-1·K-1;Q表示热变形表观激活能;undefined表示变形速率。

将前述挤压工艺参数带入式(2)可得板材挤压的平均Z参数为:undefined。将undefined值代入式(1),可得平均晶粒尺寸dG=7μm。考虑该合金热变形表观激活能误差波动范围为±10kJ/mol,则由式(1)预测的晶粒直径dG=5.4~8.9μm。可见预测值与挤压板材四个代表性取样部位的实际晶粒尺寸(见表1)基本吻合,特别是MS部位的预测值已非常接近于实际晶粒尺寸,其他部位则有或大或小的差距,下面将进一步分析产生这些差距的原因。

图7为圆锭挤压矩形截面板材过程中变形区内金属的流动方向在垂直于挤压方向横截面内的投影示意图。按各部分金属流动特点,可将锭坯截面分为A,B,C三个区域,各部分金属的流动是不均匀的。A区金属在挤压力的作用下,较容易地直接流向模孔,A区靠近挤压筒的区域将承受较强的摩擦而发生剪切变形;B区金属由于整体距离挤压筒壁较近,受筒壁摩擦影响的程度较A区大;C区金属则属于流动性差的部分,在流动性较好的A,B两区中间。挤压过程中,在与A,B两区金属的交界处,将发生强烈的剪切变形,同时,与B区情况相似,由于距离挤压筒壁很近,且与挤压筒接触面积较大,C区金属也将受到挤压筒壁对其产生的摩擦的强烈影响,C区金属主要流向板材的棱角处,亦即图1中挤压板材的BS部位,B区金属主要流向板材的边部,A区金属则主要流向板材的中部,越靠近板材表层,受模具和挤压筒壁摩擦的影响越大,变形也越严重。另一方面,由于镁的导热系数大、散热快,与挤压筒接触后温降快,锭坯靠近挤压筒壁的区域温度降低。从图中也可以直观地看出,C区金属温降最明显,其次为B区,再次为A区;另一方面,由于B区和C区金属发生了强烈的剪切变形,使挤压板材边部的储能增高,原子扩散能力显著增强,又由于这些区域实际变形温度较低,满足了第二相析出的条件。因此,在挤压板材的BS,BM部位最有可能形成析出相,并对动态再结晶晶粒长大形成阻碍作用。图3在BS和BM部位观察到的大量Mg5.05Gd平衡析出相应主要是金属流入变形区之前就已析出所致。

析出相对挤压板材边部的晶粒细化也会产生一定的作用,如图4所示。在Mg5.05Gd平衡析出相密集的局部,晶粒尺寸远小于该部位的平均值9.0μm,这可归因于析出相造成的粒子激发形核(PSN)再结晶机制的作用。综上所述,在板材的边部,由于Z参数增大、析出相阻碍再结晶晶粒长大和粒子激发形核(PSN)再结晶等细化晶粒效应的共同作用,使实际晶粒尺寸小于模型预测的动态再结晶晶粒尺寸。

由于A区金属大部分距离挤压筒壁较远,散热条件不如B,C区,特别是挤压件的MM部位,挤出后仍有可能处于较高的温度,根据式(1),这有可能使动态再结晶晶粒尺寸大于平均值。另外,还有可能在挤出后发生静态再结晶,也会使其晶粒较动态再结晶的大。因此,MS与MM部位的晶粒尺寸不仅会大于BM和BS部位的晶粒尺寸(见图3和表1),而且也大于模型预测的。另外,A区内靠近表面的金属由于与挤压筒和模具接触也将发生强烈的剪切变形,并向板材中心减弱。事实上,沿图3(a)中箭头所指方向,晶粒尺寸逐渐变大,MS部位的样品挤压态的硬度也高于MM部位的样品,这正好反映了A区内剪切变形分布特点的影响。总之,在板材的中部,由于温度升高引起的Z参数减小和静态再结晶等粗化晶粒效应的共同作用,使实际晶粒尺寸大于预测值。

挤压过程的变形与温度不均匀性造成的析出相分布特点会进一步影响时效后板材的性能。从挤压板材的性能演变来看,挤压后板材边部的晶粒尺寸小于中部,且有较多亚微米级Mg5.05Gd平衡相析出,硬度值较中部高;但时效处理后,挤压板材中部的时效强化效应更加显著,使其硬度值反而高出边部。由此也可以看出,时效强化对EW83合金的力学性能起着十分重要的作用。

4 结论

(1)EW83合金挤压板材在成形过程中组织演变受再结晶与析出第二相的共同影响,强烈的不均匀变形与温度分布使得其各部位的组织与性能不均匀性显著。

(2)在板材的边部,由于实际Z参数增大、析出相阻碍再结晶晶粒长大和粒子激发形核(PSN)再结晶等三类细化晶粒效应的耦合作用,实际晶粒尺寸小于平均undefined参数预测值约1倍;在板材的中部,由于温度升高引起的实际Z参数减小和静态再结晶长大效应的作用,实际晶粒尺寸大于undefined参数预测值约1倍。

不均匀性 第5篇

1000k V氧化锌避雷器(MOA)高度大,结构复杂,由于杂散电容的作用,使得电压分布十分不均匀,直接影响到避雷器的运行可靠性以及产品的老化性能问题。因此,研究和改善电压分布不均匀性程度,是研制1000k V MOA的关键所在。

本文采用“场路结合”的思想,应用三维有限元方法和电路分析方法,系统的阐述计算、分析和改善1000k V MOA电压分布不均匀性的方法。在计算得到1000k V MOA的电位分布不均匀性的同时,讨论了安装高度和均压环对电压分布的影响,并通过优化选择并联集中电容方案,使1000k V MOA电阻片上电压分析系数达到5%以内,这不仅为1000k V特高压MOA的成功研制提供了理论分析指导,也为以后开展更高等级的MOA理论分析和研制提供了借鉴。

2 1000k V MOA结构特点

1000k V MOA为满足高吸收能量的要求,一般采用多柱式结构,内径较单柱式结构增加很多。MOA由若干节元件组成,每节之间用法兰固定连接。均压环一般采用多层结构。本文以如图1所示的1000k V MOA典型结构为例,进行论述。

1000k V MOA不具有三维轴对称结构,但是沿图1所示的两个对称轴成对称结构,从而为有限元计算模型的简化提供了条件。

3 1000k V MOA电压分布计算和改善方法

3.1 “场路结合”思想

随着电磁场数值计算方法和电路分析工具的快速发展,“场路结合”思想已成为分析和解决高电压设备电压分布不均匀性的有效手段。采用“场路结合”思想计算和改善1000k V MOA电压分布不均匀性的原理如下:

3.1.1 利用电磁场数值计算方法计算MOA的电压分布,并提取杂散电容参数;

3.1.2 利用电路理论求出满足电压分布系数要求(5%以内)的并联电容最有值,并根据实际电容器规格配置并联电容器方案;

3.1.3 建立MOA的等效电路模型;

3.1.4 根据MOA等效电路模型,求解各法兰电位,并作为边界条件带入电磁场数值计算方法中重新计算,从而得到不同均压环参数和并联电容器方案下的MOA电压分布。

利用“场路结合”思想分析MOA电压分布,是将电磁场和电路两种概念紧密结合在一起的方法,一方面由电磁场计算得到电路分析的参数,另一方面又通过电路分析得到电磁场计算的边界条件。

3.2 三维有限元计算方法

根据1000k V MOA对称性结构的特点,在选用三维有限元方法时,可以利用施加对称边界条件将模型简化为实际结构的1/4,从而大大的节省计算时间和存储量,提高了计算效率。根据对称边界简化模型后,1000k V MOA的边值问题如下:

将式(1)转化为相应泛函及变分问题,并对避雷器模型进行剖分离散得到有限元矩阵方程,求解可以得到MOA的电位分布以及杂散电容参数。

3.3 电路分析方法

利用电磁场数值计算方法提取得到MOA的杂散电容参数后,就可以通过场路等效的概念,将MOA等效为集中参数电路模型。图2所示为1000k V MOA的等效电路模型,其中,R1~R5表示MOA各节元件总电阻;Cii表示各个法兰(或均压环)的自电容和互电容;C2~C5表示并联在各节的集中电容器的电容值;Us表示加在MOA上的电压。

3.4 集中电容选择方法

改善1000k V MOA电压分布不均匀性,通常采用调整均压环和并联集中电容器两种方法。采用调整均压环对改善MOA电压分布作用有限,特别是对高度很大的1000k V MOA来说,单靠调整均压环无法使电压分布满足要求,在下一节中也将进行详细讨论。而并联集中电容器则是一种非常有效的方法。

对于图3所示的MOA等效电路模型,可以得到节点电压,其中U1~U5表示法兰F1~F5的电位。

配置集中电容器的步骤如下:

3.4.1 设定使电压分布系数满足要求(5%以内)的法兰电位U1~U5,求解式(2)得到要并联的集中电容器的理想电容值C2~C5。+-

3.4.2 根据求得的集中电容器的理想电容值,均衡考虑实际的电容器规格进行电容器的配置。

3.4.3 将实际配置得到的电容器电容值,带入MOA等效电路中,求解得到各个法兰上的电位;

3.4.4 将(3)得到的法兰电位作为边界条件带入有限元计算中,求得此电容器配置方案下的电压分布特性。

4 1000k V MOA电压分布计算和改善结果及讨论

4.1 均压环的影响

在避雷器顶端安装均压环,其目的是改变MOA顶端的电场分布,并且改善氧化锌电阻片电压分布不均匀性。图3给出了不安装均压环及不同均压环参数的MOA电压分布特性,可以看出,有无均压环对MOA电压分布系数的影响比较大,施加均压环使电压分布系数从80%减小到20%;但是在已有的均压环参数上进行调整,则对电压分布系数影响不大。其实,均压环对MOA电压分布的改善,可以从两个方面说明:一方面是通过施加均压环,改变氧化锌电阻片的电场分布,从而改善电压分布,但只对施加的均压环较近的节起作用,并且距离越远,作用越小。如图3所示,当在MOA顶端施加均压环,使得最上节的电压分布特性从向上翘改变为比较平缓,次下节的改变就比较小,其它节电压分布特性则几乎没有变化。另一方面,施加均压环以后,最主要的是改变了各个法兰之间的电位,MOA各节所承担的总电压更加平均,从而使得整体电压分布更加均匀。如图3所示,施加均压环后,虽然每节自身的电压分布特性变化不太大,但是由于整节向平均值靠拢,使得整体电压分布系数大大减小。

4.2 并联集中电容器方案

表1给出了利用有限元方法提取得到的MOA杂散电容参数,并结合使电压分布系数满足要求的各法兰电位一起,带入式(2)中就可以求得并联集中电容器的理想电容值。由于电压系数有5%的裕量,并且并联电容理想值和实际配置电容器有一定的差别,因此使电压分布系数满足要求的法兰电位可以直接按照各节承担相同电压来给出,即U1:U2:U3:U4:U5为1:2:3:4:5。根据第3.4节给出的步骤,经过调整就可以得到满足要求的并联集中电容器方案。

4.3 电压分布改善结果

经过调整均压环并且并联集中电容器,1000k V MOA的电压分布特性如图4所示。可以看出,避雷器的电压分布特性明显得到了改善,电压分布系数从改善前的+-20%改善到+-5%以内,满足了要求。

5 结论

本文通过采用“场路结合”的思想,系统的阐述了计算、分析和改善1000k V避雷器电压分布不均匀性的方法,并讨论了安装高度和均压环对电压分布的影响,并通过优化选择并联集中电容方案,使1000k V MOA电阻片上电压分析系数达到5%以内。主要结论有:

5.1 1000k V MOA电压分布不均匀性比较严重,电压分布系数达到20%。

5.2 施加均压环能改善MOA电压分布,但其作用有限。

5.3 并联集中电容器能有效地改善MOA电压分布。

摘要：1000kV氧化锌避雷器是特高压交流输电系统中必不可少的设备,其电压分布不均匀性比较严重。采用“场路结合”的思想,系统的阐述了计算、分析和改善1000kV氧化锌避雷器电压分布的方法。利用三维有限元方法计算得到避雷器电压分布特性,并提取杂散电容参数,得到等效电路模型。讨论了安装高度和均压环对避雷器电压分布的影响,并通过优化选择并联集中电容方案,使1000kV氧化锌避雷器电压分布系数达到5%以内。

关键词：特高压,氧化锌避雷器,电压分布

参考文献

[1]徐炜华,涂彦明,严璋.一种计算MOA电位分布的新方法[J].高电压技术,1995,21(3):43-45.

基础不均匀沉降的控制措施 第6篇

1 建筑勘察设计措施

确保钻探报告真实性和可靠性。地质钻探报告是一门专门的科学, 来不得半点虚假。钻探报告是设计人员的主要设计依据, 必须提高地质勘测人员的业务水平、政治素质和职业道德素质, 加强责任感, 这样才能使钻探报告具有真实性和可靠性。

建筑物体型应力求简单。建筑物的体型设计应力求避免平面形状复杂和立面高差悬殊。当立面高差悬殊, 会使作用在地基上的荷载差异增大, 易引起较大的沉降差, 使建筑物倾斜和开裂。因此应尽量采用长高比较小的“一”字型建筑, 如果因建筑设计需要, 建筑平面及体型复杂, 就应采取工程措施, 避免不均匀沉降危害建筑物。

控制建筑物的长高比。建筑物的长高比是决定结构整体刚度的主要因素。过长的建筑物, 纵墙将会因较大挠曲而出现开裂。有调查资料表明, 若将建筑物的长高比控制在2.5左右, 再对上部结构和基础采取一些加强刚度的措施, 基本上可以防止不均匀沉降。

合理布置纵横墙。地基不均匀沉降最易产生在纵向挠曲上, 因此一方面要避免纵墙开洞、转折、中断而削弱纵墙刚度;另一方面应使纵墙尽可能与横墙联结, 缩小横墙间距, 以增加房屋整体刚度, 提高调整不均匀沉降的能力。

合理安排相邻建筑物之间的距离。考虑相邻建筑物的影响。建筑物荷载不仅使建筑物地基土产生压缩变形, 而且由于基底压力扩散的影响, 在相邻范围内的土层, 也将产生压缩变形;这种变形随着相邻建筑物距离的增加而逐渐减少, 由于软弱地基的压缩性很高, 当两建筑物之间距离较近时, 常常造成邻近建筑的倾斜或损坏。

设置沉降缝。用沉降缝将建筑物分割成若干独立的沉降单元, 这些单元体型简单, 长高比小, 整体刚度大, 荷载变化小, 地基相对均匀, 自成沉降体系, 因此可避免不均匀沉降带来的危害。沉降缝的位置应选择在下列部位:1) 建筑平面转折处;2) 建筑物高度或荷载差异处;3) 过长的砖石承重结构或钢筋混凝土框架结构的适当部位;4) 建筑结构或基础类型不同处;5) 地基土的压缩性有显著差异或地基基础处理方法不同处;6) 分期建造房屋交界处;7) 拟设置伸缩缝处。

控制与调整建筑物各部分标高。为减轻不均匀沉降对使用的影响, 可采取下列措施控制:1) 适当提高室内地坪和地下设施的标高;2) 对结构或设备之间的联结部分, 适当将沉降大的标高提高;3) 在结构物与设备之间预留足够的净空;4) 有管道穿过建筑物时, 预留足够尺寸的孔洞或采用柔性管道接头。

2 结构措施

减轻建筑物的自重。在软土地基上建造建筑物时, 应尽量减小建筑物自重, 可采取如下措施:采用轻质材料或构件;采用轻型结构;采用自重轻、覆土少的基础形式。

减小或调整基底的附加压力。设置地下室或半地下室, 利用挖除的土重去补偿一部分、甚至全部建筑物的重量, 有效地减小基底的附加压力。此外, 也可通过调整建筑与设备荷载的部位以及改变基底的尺寸, 以控制与调整基底压力, 改变不均匀沉降。

增强基础刚度。在软弱和不均匀的地基上采用整体刚度较大的交叉梁、筏型或箱型基础, 提高基础的抗变形能力, 以调整不均匀沉降。

设置圈梁。设置圈梁可增强砖石承重墙房屋的整体性, 提高墙体抗挠、抗拉、抗剪的能力, 是防止墙体裂缝产生与发展的有效措施, 在地震区还可起到抗震作用。因为墙体可能受到正向或反向的挠曲, 一般在建筑物上下各设置一道圈梁, 下面圈梁可设在基础顶面处, 上面圈梁可设在顶层门窗以上。

3 地基和基础措施

地基基础设计必须以控制变形值为主, 设计单位必须进行基础最终沉降量和偏心距离的验算。基础最终沉降量应当控制在规定的限值以内。在建筑物体形复杂, 纵向刚度较差时, 基础的最终沉降量必须在15m m以内, 偏心距应当控制在15‰以内。当天然地基不能满足建筑物沉降变形控制要求时, 必须采取技术措施, 一般可采用打预制钢筋混凝土短桩。同一建筑物尽量采用同一类型的基础并理置于同一土层中。

4 施工措施

逆作法。逆作法可以减少排土量, 并与主体结构重量进行平衡, 从而使沉降量大幅度降低。逆作法施工的基本原理是沿建筑物的外墙 (必要时包括内墙) 位置施工地下连续墙, 作为地下室外墙, 同时也作为挡土围护结构。在建筑物内部的适当位置, 打下中间支撑桩, 若为桩箱基础, 中间桩可选定在相应的桩上。

应力解除法。应力解除法是应用土力学的原理, 在建筑物沉降较小的一侧按照一定的角度打斜孔, 解除地基中的局部应力, 从而使地基土中的应力发生重分布, 局部沉降量增大, 从而达到控制不均匀沉降的目的。在施工过程中, 边打孔边用高压水冲孔, 促使泥浆随水流出。

后浇带法。为解决高层主楼和低层裙房基础的差异沉降引起的结构内力, 可在高低层相连处留施工后浇带。此带设在裙房一侧, 宽度不小于800mm。具体做法是, 先把高层主楼和低层裙房分开施工, 从基础到裙房屋顶各构件的钢筋均断开, 到灌注后浇带之前把钢筋焊接。后浇带应采用浇筑水泥或硫铝酸盐水泥等早强快硬无收缩的水泥配置混凝土进行浇灌。通过控制地下水位控制不均匀沉降。通过使地下水位上升控制建筑物的沉降, 具体做法是在建筑物的施工中, 对下降的地下水位在各施工工序相继完成中, 使其徐徐上升, 并同时采用挡水墙和灌水的综合方法使水位上升, 以便对沉降进行控制, 这种做法实际上是有效利用浮力作用于建筑物的地下结构, 使沉降得到控制。

加强多层住宅的沉降检测。施工期间, 施工单位必须按设计要求及规范标准埋设专用水准点和沉降观测点。主体结构施工阶段, 每结构层沉降观测不少于一次;主体结构封顶后, 沉降观测2个月不少于一次。监理单位必须进行检查复测, 并将资料列人工程质量评估内容。

5 结语

建筑物基础不均匀沉降是一个复杂的问题, 因此在设计工作中应尽可能考虑上部结构、地基和基础的相互影响和共同工作, 综合应用上述措施, 使不均匀沉降控制在允许范围内, 满足建筑物的使用功能。

摘要：基础总是要产生沉降和不均匀沉降, 但过量的沉降往往会引起建筑结构倾斜, 或者导致构件开裂甚至破坏, 它是引起土木工程事故的主要原因之一。

关键词：地基基础,不均匀沉降,控制措施

参考文献

[1]朱航征.基础沉降预测与控制技术[J].建筑技术开发, 2003.

建筑地基不均匀沉降处理探讨 第7篇

广州金沙洲新社区工程由35栋6层住宅楼、9栋11层住宅楼、20栋18层住宅楼, 7个大型地下车库, 以及小学、中学、幼儿园、卫生站、邮局等配套设施组成。本工程地质条件非常复杂, 东南临沙贝海、白沙河, 地下水系非常发达, 岩溶极为发育, 软弱地基土丰富, 局部岩面倾角很大, 施工完成后的建筑物由于地基产生不同程度的沉降, 造成出现墙体开裂或房屋倾斜, 严重影响施工质量。本文针对地基的不均匀沉降着重探讨防治和处理措施。

1 地基产生不均匀沉降的原因

地基是直接承受构造物荷载影响的地层。基础下面承受建筑物全部荷载的土体或岩体称为地基。地基不属于建筑的组成部分, 但它对保证建筑物的坚固耐久具有非常重要的作用。建筑物地基沉降量较大, 产生不均匀沉降问题所引起的破坏正常分析认为: (1) 建筑地基为软弱地基, 地基下卧层软土厚度较大, 土的压缩性较大, 造成地基的沉降量较大。 (2) 建筑物长度较大, 由于土质的不均匀分布, 及上部结构荷载的不均匀分布造成地基的不均匀沉降。 (3) 相邻四层建筑物复合地基的影响, 使之与相邻建筑的地基沉降较小, 而引起不均匀沉降。

因此在进行地基设计时, 要考虑:基础底面的单位面积压力小于地基的容许承载力;建筑物的沉降值小于容许变形值;地基无滑动的危险。由于建筑物的大小不同, 对地基的强弱程度的要求也不同。若上述要求达不到时, 就要对基础设计方案作相应的修改或进行地基处理 (对地基内的土层采取物理或化学的技术处理, 如表面夯实、土桩挤密、振冲、预压、化学加固和就地拌和桩等方法) , 以改善其工程性质, 达到建筑物对地基设计的要求。

2 减少地基不均匀沉降采取的防治措施

减少地基不均匀沉降采取的防治措施就要从地基、基础、上部结构相互作用的观点出发, 从勘察、设计、施工等方面综合采取措施, 减少建筑物的总沉降量, 相应地减少不均匀沉降量, 增强上部结构对沉降和不均匀沉降的适应能力。

2.1 地质基础勘察方面地质钻探报告是一门专门的科学, 来不得半点虚假。

钻探报告是设计人员的主要设计依据, 必须提高地质勘测人员的业务水平、政治素质和职业道德素质, 加强责任感, 这样才能使钻探报告具有真实性和可靠性。

2.2 采用多种设计, 增强基础刚度和整体刚度建筑措施。

住宅的平面形状应力求简单, 规则整齐, 尽量避免形状复杂, 阴角太多;避免建筑物有显著的高差或荷载差异。

设置沉降缝。长度较大的住宅, 考虑在适应部位设置沉降缝;对于平面图形复杂的, 或有层高高差及荷载显著不同的, 要在其转折处;层高高差处或荷载显著不同的部位设置沉降缝;在地基土的压缩性有显著不同处或在地基处理方法不同处设置沉降缝。

考虑相邻建筑物的影响。建筑物荷载不仅使建筑物地基土产生压缩变形, 而且由于基底压力扩散的影响, 在相邻范围内的土层, 也将产生压缩变形;这种变形随着相邻建筑物距离的增加而逐渐减少, 由于软弱地基的压缩性很高, 当两建筑物之间距离较近时, 常常造成邻近建筑的倾斜或损坏。

结构措施控制建筑物的长高比。长高比是保证砖石承重结构建筑物刚度的主要因素。实践证明, 建筑物的长高比控制在2.5至3之间时, 可减少建筑物的相对弯曲, 房屋不易出现裂缝。

合理布置纵横墙。承重结构的墙身是房屋扭曲的主要受力构件, 它具有调整地在不均匀变形的能力。纵、横墙的布置合理与否, 对建筑物的整体刚度影响很大。为了保证建筑物的整体刚度, 对于砖石承重结构的纵横墙应尽量贯通, 横隔墙的间距不宜过大, 一般不大于建筑物宽度的1.5倍为妥。

设置圈梁。在建筑物的墙体设置钢筋混凝土圈梁的主要作用是增强建筑物的整体性, 它在一定程度上能防止或减少裂缝的出现, 即使出现了裂缝也能阻止裂缝的发展。

2.3 切实提高施工质量 (1) 砂浆的品种、强度等级必须符合设计。

(2) 砖的品种, 强度必须符合设计要求, 砌体组砌形式一定要根据所砌部位的受力性质和砖的规格来确定。 (3) 正确设置拉结筋。 (4) 不准任意留直槎甚至阴槎, 构造柱马牙槎不标准, 将直接影响到墙体整体性和抗震性。 (5) 加强沉降检测。

3 不均匀沉降施工处理措施

在选择不均匀地基处理方法时, 应综合考虑场地工程地质和水文地质条件、建筑物对地基要求、建筑结构类型和基础型式、周围环境条件、材料供应情况、施工条件等因素, 经过技术经济指标比较分析后择优采用。

3.1 当拟建的相邻建筑物之间轻 (低) 重 (高) 悬殊时, 一般应按照先重后轻或先高后低的程序施工, 以减少两者之间的沉降差。

3.2 采用混凝土后浇带施工工艺。

当建筑物体重大, 高差不悬殊时, 可采用混凝土后浇带施工方法, 即在主体结构基本完成, 建筑物沉降到一定的程度, 在预先留置的部位补浇混凝土。

3.3 活荷载较大的建筑物, 如粮库、料仓等, 在施工前采用控制

加载速率的堆载预压措施, 使地基预先沉降, 减少建筑物施工后的沉降及不均匀沉降。

3.4 当基坑挖到设计标高后应及时做基础, 避免地基被扰动。

在淤泥及淤泥质土的地基上开挖基坑时, 要注意尽可能不扰动土的原状, 通常可在坑底保留大约200mm厚的原状土, 待敷设垫层时才临时铲除。如发现坑底软土上已被扰动, 可挖去扰动部分, 用砂、碎石 (砖) 等回填处理。

3.5 加强建筑物的沉降观察, 做好详细记录。

在建筑物和构筑物沉降观测的每一区域, 设置足够数量和符合标准的专用水准点和沉降观测点。沉降观测的次数和时间应按设计要求, 一般第一次观测应在观测点安设稳固后及时进行。民用建筑每加高一层观测一次, 工业建筑应在不同荷载阶段分别进行观测, 全部竣工后二年内沉降观测每3个月不少于1次。

4 质量检验

地基处理设计时, 应考虑上部结构, 基础和地基的共同作用, 必要时应采取有效措施, 加强上部结构的刚度和强度, 以增加建筑物对地基不均匀变形的适应能力。对已选定的地基处理方法, 宜按建筑物地基基础设计等级, 选择代表性场地进行相应的现场试验, 并进行必要的测试, 以检验设计参数和加固效果, 同时为施工质量检验提供相关依据。

经处理后的地基, 当按地基承载力确定基础底面积及埋深而需要对地基承载力特征值进行修正时, 基础宽度的地基承载力修正系数取零, 基础埋深的地基承载力修正系数取1.0;在受力范围内仍存在软弱下卧层时, 应验算软弱下卧层的地基承载力。对受较大水平荷载或建造在斜坡上的建筑物或构筑物, 以及钢油罐、堆料场等, 地基处理后应进行地基稳定性计算。

5 结语

根据笔者在建筑地基处理不均匀沉降上处理的实践经验, 软土地基的设计之前必须认真进行工程地质勘察和土工试验。只有查清土层和土质的情况, 才能正确地进行设计和施工;同时, 必须从场地的土层和土质的特点出发, 对地基与基础的结构、施工及使用等方面进行综合考虑, 通过方案比较、合理地选择地基不均匀沉降处理方案。

摘要：本文以金沙洲新社区项目为工程背景, 针对地基的不均匀沉降着重探讨其防治和处理措施。

多层住宅不均匀沉降的防治 第8篇

1 多层住宅工程发生不均匀沉降的原因

1.1 勘探资料缺乏

近年来,大多数新建住宅小区均位于城乡结合部或远郊县,勘探资料积累较少,且多数小区内项目多、范围广,一些住宅小区在建设过程中,不重视勘探工作,没有足够的勘探点,地质剖面图的连续性不可靠。软弱土层的埋深、厚度变化情况及分布范围反映不全面、不准确,甚至有明显差错。少数勘探单位选用的取土器不规范或取土不当,致使原状土样扰动较大,室内试验得出的土样指标不可靠。一些勘探单位布孔数量少或布孔不合理,对暗滨、沉坑杂填土、流砂层等不良地基土的范围确定不准确,甚至有明显遗漏。

1.2 设计方面的失误

部分设计人员对勘探资料的重要性不够重视,选用的地基处理方法不当对局部不良地基土的处理没有引起足够的重视忽视了处理后的局部地基同未处理地基的强度差异等,往往造成不良后果。房屋体形过大,建筑设计与结构设计不协调。部分房产商盲目节省投资,不尊重科学技术规律,往往提出诸如大幅度放大悬挑阳台、改变水箱位置,甚至取消原设计要求的地基加固措施等不合理要求,少数设计人员违背设计原则不加验算就草率签证或出设计变更图。

1.3 地基处理施工质量较差

地基处理一般采用的方法有粉喷桩、深层搅拌桩、旋喷桩和振冲成孔灌注桩等。这些方法有一定的缺陷,施工质量控制难度较大,施工质量无损普查技术又相对滞后,难以有效地全面检测施工质量,加固效果达不到设计要求。一些施工队伍技术力量薄弱,责任心不强,单纯追求进度,或错误地认为局部坚实土体的允许承载力超过周围土体可以不做处理,施工中发现基土与勘探资料有出入时,也不通知勘察设计人员及时采取相应技术措施,因而埋下隐患。

1.4 施工中及竣工后对沉降观测不重视

一些施工单位将水准点埋设在沉降影响范围之内的建筑物、电线杆或其他物体上,并缺乏必要的防护措施,不按规定定期进行复测,致使观测数据不可靠,观测点不按规定方法和间距设置,或点位布置不当,不做层层观测,观测仪器精度不够,或在观测过程中随意更换观测仪器和观测人员,观测误差大。目前,由于住宅竣工后的沉降观测工作有名无实,当出现较大的危害或居民投诉后,才进行分析、鉴定和处理,不但增加了处理难度,而且已经产生了不良的社会影响。

2 对防止不均匀沉降提出的几点建议

1)严格按照程序分阶段进行地质勘探,按规定确定探勘点数、钻孔深度、土样数量,根据勘探工程量投入勘探费用。科学地布设勘探点位,使点位有充分的代表性,以有足够的勘探点地质柱图为依据,使地质剖面图能准确地反映软土层或不良地基土的埋深、厚度变化情况及分布范围。

根据不同土质采取不同的取土器和取土方法。对扰动敏感的淤泥质黏土,应采用活塞式薄壁取土器,用静力缓慢连续压入土体以采取土样;一般黏土,可采用敞口式厚壁或薄壁取土器,只有当静力压入困难时,才能采用重锤轻击的方法采取土样。这样最小限度地扰动原状土样,使室内试验得出的土样指标可靠。

2)设计人员要认真分析勘探资料,根据不同地基设计相应基础。对不良地基土的处理采用与之相适应的处理方法,地基处理要有针对性,并注意处理后的局部地基同未处理的地基强度差异。

房屋体形如过大时,要协调好建筑设计与结构设计的关系。建筑物各部分的荷载、刚度、平面形状差异较大时,相应地设置变形缝。纵向长度较长的住宅基础中部的地基附加应力大,沉降量大,两侧沉降量小,设计时要验算基础和建筑物的整体强度及刚度,提高抵抗差异沉降的能力。设置沉降缝后,考虑相邻部分沉降的相互影响,或各部分的形心、重心偏差,避免造成缝两侧的部分向缝侧倾斜。在地基土体较软弱的局部地区,进行地基计算时,除计算地基允许承载力外,还应进行沉降验算,以控制建筑物的总沉降量。

施工过程中做设计变更时,设计人员要坚持设计原则,尊重技术规律拒绝建设单位或施工单位的不合理变更要求

3)地基加固、基槽开挖时,如发现有松土坑、墓穴、井、旧路基、旧房基等局部过硬或过软的情况,或发现不良基土的深度和分布范围与勘探资料有出入时,应通知设计人员根据尽可能使其沉降均匀的原则,对地基做软土变硬、硬土变软的地基处理。

施工过程中,随着建筑物重量分级施加上去,地基土体逐步固结沉降。研究表明,加荷速率越慢,越有利于地基承载力的提高,同时有利于减小不均匀沉降。近年来,施工技术水平不断提高,施工速度越来越快,不利于土体完成这一过程。因此,当地基土较软弱,同时又缺乏相应的技术措施的情况下,应适当控制施工速度。

4)随着新建工程的加载,房屋周边的地基土体也会产生一定的沉降,所以应将水准点埋设在沉降影响范围之外,做必要的防护,并按规定定期进行复测,使观测数据可靠。建筑物沉降观测点应按规定方法和间距设置,施工中层层进行观测。观测仪器按规定定期检测,以保证其精度。在观测过程中,不应更换测量仪器和观测人员,以减小观测误差。

3 结语

鉴于目前住宅工程交付使用后,由于不均匀沉降引发的纠纷较多,为便于分清责任,并切实保证给购房者提供无质量隐患的房屋,有必要设置住宅工程竣工验收时的沉降限值,在验收时,如发现超过竣工验收沉降限值,应及时分析原因,加强后续观测。

在房屋交付使用后,建立房屋沉降观测档案,做出沉降曲线并分析沉降速率变化情况和发展趋势。如数据变化异常时,要及时通知有关单位处理

摘要：针对多层砖混结构住宅发生不均匀沉降的问题,从四个方面分析了住宅工程发生不均匀沉降的原因,依据实际情况采取了相应的防治措施,并提出了防止不均匀沉降的几点建议,从而确保多层住宅的工程质量。

关键词：多层砖混住宅,不均匀沉降,沉降观测,建议

参考文献