试验系数范文

试验系数范文（精选9篇）

试验系数 第1篇

关键词：扁铲侧胀消散试验,水平固结系数,铁路工程,对比试验

0引言

固结系数是进行土体固结计算的控制性指标, 长期以来,土的固结系数是依靠室内试验取得,目前原位测试获取固结系数方法越来越得到重视。原因是室内试验误差较大,与真实值之间存在较大偏差,固结系数的室内试验值往往比实际值小1 ~ 2个数量级[1]( 与地基现场实测预压固结沉降资料反算结果比较) ,结果很难令人满意。

扁铲侧胀试验 ( 简称DMT试验) 是由意大利Silvano Marchetti于1980年创立[2],扁平状测头压入时对土体的扰动性较小,能更加真实地反映原位土体的性质[3],且该仪器操作简单、重复性好、获取参数可靠性高[4]、人为影响因素小、且较经济, 所以应用扁铲侧胀消散试验求解土体固结系数日益受到我国学者与岩土工程师的重视。

1扁铲侧胀消散试验获取软黏土固结系数的原理

1. 1概述

在软黏土中,DMT板头所受的水平向应力 σh很重要的一部分是孔隙水压力u,σh的衰减在很大程度上与u的衰减是一致的。在逻辑上,σh与水平向固结系数Ch至少存在一个近似的关系,而且固结系数的定义没有要求被测的量一定是孔隙水压力u。

近年来,国内外学者关于利用DMT进行消散试验并估算土层固结系数有了一定的研究。但由于测试条件和试验硬件的限制,在国内甚少发现有关扁铲侧胀试验开展消散试验以获取水平固结系数的试验资料及文献,相关的规范规程也未给出具体的操作程序和相关经验公式,基本上以理论推导为主,且大多是参考国外经验。目前,有关学者对扁铲消散试验获取固结系数有了一定的理论研究,提出了三种消散试验 ( DMTC、DMTA及DMTA2) 来测定土的水平固结系数Ch[5]。

1. 2 DMTC消散试验

DMTC消散试验是指当DMT板头贯入到试验深度后停止贯入,在停止贯入的一瞬间打开秒表开始计时, 在指定的 时间 ( 0. 5min、 1min、 2min、 4min、8min、15min、30min、60min …… ) 按照AB-C读数的正常顺序读取C值,一直到C值接近稳定后才能结束消散试验。之后,继续贯入至下一个试验深度,开始另一次DMTC消散试验。

Davidson & Boghrat ( 1983)[6]认为,当DMT的扁平状板头被贯入饱和土体中时,在某些情况下会产生大 的孔隙水 压力。 Campanella & Robertson ( 1985)[7]证明了在获得p1压力后通过扁板膜片的收缩获得的经修正的p2压力能够被用来估算DMT板头贯入时产生的孔隙水压力。

在饱和黏土中,渗透性很差,基本上处于不排水状态,p2反映的是DMT在贯入过程中静孔隙水压力与产生的超孔隙水压力的总和。Campanella & Robertson ( 1985)[7]根据试验结果发现,在黏土中, DMT板头贯入产生很高的超孔隙水压力,而且试验发现DMT测得的p2值与DMT板头贯入时产生的总孔隙水压力近似相等,总孔隙水压力中很大一部分是超孔隙水压力,Robertson & Campanella ( 1988)[8]及其他一些学者的进一步研究也支持这个经验的观察结果: DMT测得的p2值约等于DMT板头贯入时产生的总孔隙水压力。Schmertmann ( 1988)[9]认为这种结果可能会出现在软黏土和中度硬黏土中,而不会出现在高超固结黏土中。向先超 ( 2005)[10]认为DMT测得的C值实际上包括孔隙水压力和土回弹的侧压力,在软土中由于土回弹的侧压力远小于孔隙水压力,p2近似地等于孔隙水压力,但在强度较高的土中,由于土回弹的侧压力较大,p2不能可靠地表示孔隙水压力。

Robertson和Campanella ( 1988)[8]对DMTC消散曲线与CPTU孔压消散曲线比较发现,二者在形状上是一致的,但p2归一化消散曲线的消散速率慢于CPTU归一化孔压消散曲线,p2消散速率慢的原因可能与DMT板头是二维平板形状有关。Lutenegger和Kabir ( 1988)[11]比较了CPTU孔压消散曲线、DMT板头贯入产生的孔压消散曲线及p2消散曲线,发现尽管这些曲线在时间上有一定的位移,但是所有曲线的形状是相同的,p2压力消散曲线与DMT板头贯入时产生的孔压消散曲线能够很好地匹配。

所以,如果p2近似等于DMT板头贯入产生的总孔隙水压力,那么p2随时间的消散就应该能近似地拟合总孔隙水压力随时间的消散过程,从而可以根据p2消散曲线来计算固结系数。

1. 3 DMTA消散试验

DMTA消散试验是指当DMT板头贯入到试验深度后停止贯入,在停止贯入的一瞬间打开秒表开始计时,在指定的 时间 ( 0. 5min、1min、2min、 4min、8min、15min、30min、60min……) 只读取A值 ( 在读取A值之后不用继续充气加压测试B值) ,从而获取A值消散曲线的试验方法。

Marchetti et al. ( 1986 )[12]在研究黏土中桩的侧壁摩阻力时提出了DMTA消散曲线,同时也证明了对于不同渗透性的土体,A值的衰减变化率的变化很大。在排水条件差的土层 ( ID< 2 ) 中,由于扁板贯入产生的超孔隙水压力通常要经历一个较长的时间才能消散,固结系数可通过观察A值—压力的消散来估算。

有些学者认为可以借鉴CPTU孔压消散理论基于DMTA消散曲线在A值消散50% 的时间 ( A50对应的时间) 来计算固结系数,但存在A0( 初始A值) 与A100( 消散完全的A值) 不易确定的缺点。因此,Marchetti & Totani ( 1989)[13]提出了一种特征时间Tflex( 见图1) 法,即A-lgt曲线上拐点所对应的时间。

该方法具有以下优点: ( 1) 由于Tflex代表了某一特定消散水平的消散时间,具有稳定性好的特点,只要消散曲线是S型曲线,就肯定存在Tflex, 容易获取; ( 2) Tflex可以在不知道A0与A100的情况下确定,避免了消散曲线向前、向后外推造成的误差; ( 3) Tflex法最大的实践优势是不需要确定扁板的等效半径以及不同消散水平的时间因数,因此, DMTA消散试验几乎不依赖于工程师的解译方法。

Tflex的理论解需要利用扁板贯入到预定深度后土体再固结整个过程完整的理论解 ( 总应力、孔隙水压力、有效应力分布) ,特别是需要解释Tflex与 σh~ t曲线关系,通过这些曲线的拐点Tflex提供与Ch的理论联系。尽管在该领域有了快速的发展,如Huang,A. B. ( 1989 )[14]利用应变路径法模拟了DMT板头贯入的全过程,但是还没有完整的理论解能被用来解译Tflex与Ch的关系,因此,目前只能根据经验的结果得出Tflex与Ch的联系。

Marchetti & Totani ( 1997)[15]建议采用下式估算平均的Ch:

1. 4 DMTA2消散试验

DMTA2消散试验是指当DMT板头贯入到试验深度后停止贯入,在停止贯入的一瞬间打开秒表开始计时,首先按照DMT操作方法完整读取A-B-C值,然后在指 定的时间 ( 1min、2min、4min、 8min、15min、 30min、 60min …… ) 只读取A值 ( 在读取A值之后不用继续充气加压测试B值) , 从而获取A值消散曲线的试验方法。

DMTA2方法可以看成DMTC方法的演化,可以完全按照解译DMTC方法的方式解译DMTA2方法,不同的是测试的数据A代替了DMTC方法的测试数据C值,此处不再赘述。

2扁铲侧胀消散试验获取软黏土固结系数的方法

2. 1 DMTC消散试验方法

Schmertmann ( 1988)[9]结合众多学者的研究成果提出了利用DMTC消散试验计算Ch的方法,具体步骤如下:

1绘制曲线;

2确定消散50% 的时间T50;

3使用 ( 2) 式计算Ch。

式中: T50为时间因数; t为消散时间; R为DMT板头的等效半径。

时间因数T50取决于刚度指数Ir,Ir= G / cu,G为土的剪切模量,cu为土的不排水抗剪强度。可以根据表1取值 ( Gupta,1983)[16]。

DMT板头的等效半径R是与扁铲截面面积相等的圆柱形截面半径,按照扁铲的标准尺寸,计算R = 21. 30mm。 Schmertmann ( 1988 )[9]与Lutenegger和Kabir ( 1987)[17]认为,利用24mm作为DMTC消散试验的等效半径计算Ch与CPTU孔压消散得到Ch结果相近,因此建议该方法使用的等效半径为R2= 600mm2。

2. 2 DMTA消散试验方法

基于Marchetti & Totani ( 1989)[14]提出的特征时间曲线法,本文采用实测曲线与S型曲线拟合的方法, 对现场实测DMTA消散曲线进行S型曲线拟合,确定S型拟合曲线拐点对应的时间Tflex,利用 ( 1) 式计算得到原位的水平固结系数Ch,具体步骤如下:

1绘制A ~ lgt消散曲线;

2利用S型曲线对DMTA实测曲线进行拟合, 确定拟合S型曲线的拐点,拐点对应的消散时间即为DMTA消散曲线特征时间Tflex;

3利用式 ( 1) 计算水平固结系数Ch。

2. 3 DMTA2消散试验方法

参照DMTC消散试验方法,将DMTC方法中测试数据C用DMTA2中的数据A代替即可。

3扁铲侧胀消散试验计算固结系数工程实例

3. 1试验场地概述

试验场地位于某铁路客运专线 ( 湖州段) 通过的软土分布广泛且均匀的太湖湖积平原,试验段范围内沿线地势低平,水系发育,浅部新近沉积的湖积相软土层分布广泛。此处共进行了CK694 + 400与CK694 + 800两个里程断面的试验。试验场地地层自上而下分为1: 耕植土; 2-1淤泥质粉质黏土,2-2淤泥; 3黏土等 ( 见图2、图3 ) 。在CK694 + 400与CK694 + 800里程断面分别布置了DMTC、DMTA、 DMTA2消散试验 孔及孔压 静探 ( CPTU) 、应力铲消散试验对比孔,每个试验孔沿深度布置6个消散点,且均布置在2-1淤泥质粉质黏土与2-2淤泥层中,并利用薄壁取土器钻孔取样进行室内固结试验 ( 见表2) ,由表2可以发现试验场地的软土层 ( 2-1淤泥质粉质黏土与2-2淤泥) 具有含水量高、压缩性大、强度低、天然孔隙比大等特征。

3. 2 DMTC、DMTA2消散曲线与孔压静探消散曲线比较

DMTC、DMTA2消散试验计算Ch的方法借鉴了孔压静探 ( CPTU) 的孔压消散理论,因此有必要对DMTC、DMTA2与孔压静探归一化消散曲线进行比较。此处以CK694 + 400断面、深度5. 25m点为例,从图4、图5中可以看出,孔压静探 ( u1) 与DMTC ( p2) 、DMTA2归一化消散曲线在形状上是一致的,不同之处在于DMTC ( p2) 、DMTA2的消散速率慢于孔压静探 ( u1,孔压过滤元件位于锥面) 的消散速率,这可能是由于DMT板头是平板二维结构,而孔压静探探头是圆柱三维结构造成的,这与国外学者的研究结果是一致的[6,9],从而进一步证明可以借鉴孔压静探孔压消散理论利用DMTC、DMTA2消散曲线计算Ch。

3. 3确定DMTA消散曲线特征时间Tflex

理想的DMTA消散曲线是平滑的S型曲线,其反转点 ( 拐点) 容易确定。但是由于试验仪器、试验操作等因素,实测的DMTA消散试验数据是不连续的,往往达不到理想的效果,根据实测曲线确定特征时间Tflex的精度难以保证。为此采用S型曲线对实测曲线进行拟合分析,得到平滑的消散曲线, 通过拟合的S型曲线就能够准确地确定特征时间Tflex。图6为CK694 + 400断面、深度5. 25m点处测试数据的拟合曲线。

3. 4计算结果分析

为了验证DMTC、DMTA、DMTA2消散试验获取饱和软黏土Ch的可靠性,在进行扁铲消散试验的同时,在相同的试验点进行了CPTU消散试验、应力铲消散试验,并在同一地点相同深度取样进行了室内固结试验,各种试验求得的Ch具体结果见表3,然后对不同试验方法获取的Ch进行线性拟合分析,结果见表4。表中,Ch - DMTC、Ch - DMTA、Ch - DMTA2、 Ch - 孔压静探、Ch - 应力铲、Ch - Lab分别代表用三种扁铲侧胀削散试验 ( DMTC、DMTA、DMTA2) 、孔压静探消散试验 ( CPTU) 、应力铲消散试验及室内固结试验求得的Ch。限于篇幅,此处仅列出扁铲侧胀的DMTC法与其它不同试验方法所得Ch的拟合图, 见图7 ~ 图9。

从表4的拟合结果可以看出:

1DMT三种消散试验方案获取的水平固结系数Ch与孔压静探获取的Ch比较接近且相关性很好,尤其是DMTA消散试验与孔压静探消散试验获取的Ch最为接近;

2DMT三种消散试验方案获取的Ch约是应力铲消散试验获取Ch的4 ~ 7倍,可能与规范中采用一维的计算方法有关;

3 DMT三种消散试验方案获取的Ch约是室内固结试验获取Ch的2 ~ 4倍,但相关性较差,这可能是由于土样受扰动、土样小代表性差、土样脱离原位状态等原因造成的。

4结论

本文在分析介绍DMT消散试验原理和方法的基础上,在软黏土分布广泛的太湖平原现场开展了DMT三种消散试验,并将其测试结果与同时开展的孔压静探消散试验、应力铲消散试验和室内固结试验结果进行了对比,得到以下结论。

( 1) DMT试验操作简单、重复性好、人为影响因素小。与室内试验相比可减少土样扰动、保证土体原位测试; 与CPTU相比,DMT不存在关于孔压过滤单元的相关问题,如涂抹效应、不饱和问题、堵塞问题等; 与应力铲试验相比,属于主动受力,可控性高。

( 2) 在饱和软黏土中,DMT三种消散试验方案获取的水平固结系数Ch与CPTU获取的Ch比较接近且相关性很好,证明DMT消散试验获取软黏土水平固结系数的方法可行。

( 3) 通过与CPTU消散试验、应力铲消散试验及室内固结 试验获取 的Ch相关性的 对比可知, DMTA、DMTC消散试验优于DMTA2消散试验。

( 4) 相较于CPTU获取5mm薄土层的Ch, DMT所测试的是60mm厚土层Ch的平均值,在均匀性较差的土层中,应用效果更佳。两者归一化消散曲线在形状上是一致的,不同之处在于DMT的消散速率慢于CPTU ( u1,孔压过滤元件位于锥面) 的消散速率,这可能是由于DMT板头是平板二维结构,而CPTU探头是圆柱三维结构造成的。

( 5) 室内试验获取的Ch明显偏小,且与DMT获取的Ch相关性较差,这可能是由于土样受扰动、 土样小、代表性差、土样脱离原位状态等原因造成的。

试验系数 第2篇

车载试验辨识SINS工具误差系数方法研究

文中首先给出SINS误差模型及其误差分离模型,然后给出车载试验中使用的外测手段.最后重点分析了通过车载试验辨识惯导系统工具误差系数的基本方法及提高辨识准度需要努力的方向;在仿真算例中进一步分析了不同试验方案对辨识结果的影响.

作 者：温永智 吴杰 郑伟 WEN Yong-zhi WU Jie ZHENG Wei 作者单位：国防科学技术大学航天与材料工程学院,长沙,410073刊 名：弹箭与制导学报 PKU英文刊名：JOURNAL OF PROJECTILES,ROCKETS,MISSILES AND GUIDANCE年，卷(期)：27(5)分类号：V249.322关键词：工具误差分离模型 辨识方法 数据处理方法

试验系数 第3篇

【关键词】高稳系数法；育种目标

任何一位育种工作者，对自己所培育的作物品种，既希望它能够高产，又希望它能够稳产，能够具有广泛的适应性。为了使新培育的作物品种能够尽快推广，各省和农业部品种审定委员会在适宜地区均设立了品种试验区，每年对参加试验的这些新品种参试情况进行总结。当前采用的基本上是平均单产比对照增减的绝对值和相对值评估其产量水平，用新复极差法（SSR测验）测定产量的差异显著性，用标准差、变异系数或回归系数来估算产量稳定性。但这些数据往往比较分散，使用这些方法得出的结论往往并不能反映出参试品系（组合）产量与稳定性之间是否相关。本文采用温振民等首先提出的简便、实用的高稳系数法（High Stability Cofficient，缩写为HSC）进行综合分析，并与常规分析方法进行比较，以探讨该方法应用于双季晚粳新组合区域试验的可行性。

1 材料与方法

1.1 材料

本文采用2013年度安徽省双季晚粳区域试验汇总资料。参试组合共10个：浙粳T1128、武运粳29、皖垦1806、晚粳W328、宣粳糯1号、甬优7050、当育粳717、垦粳11、金粳7050和M1148（CK）。参试点7个，分别在合肥、安庆、舒城、巢湖、旌德和铜陵，其中，旌德是个比较特殊的试点，往往病害较重，所以只有在那个地方表现较好的品系（即既高产又稳产抗逆性也强），才能比较容易地进入下一轮试验。试验按照全省统一方案实施，小区面积13.34m2，3次重复，随机区组排列。

1.2 方法

1.2.1 HSC（高稳系数）分析法

温振民等提出的高稳系数法计算如下：

HSCi=[（Ga-Gi）÷Ga]×100%…………（1）

式中HSCi表示第i个参试品种的高稳系数。Ga定义为比目标品种的稳定产量Xck 增产10%，Gi为参试品种的稳定产量（即遗传产量，由表型产量Xi与环境变异产量Si之差组成，即Gi= Xi-Si，故上式可表示为：

HSCi=[1-（Xi-Si）÷1.10Xck]×100%…………（2）

由于采用百分制比较，故（2）亦可表示为：

HSCi= （Xi-Si）÷1.10 Xck×100%………………（3）

在（1）式和（2）式中，HSC值越小，其高产稳产性越好。而（3）式则相反，即HSC值越大，其高产稳产性越好，写人们习惯顺向思维一致，因此，本文采用（3）式。

1.2.2 常规分析方法

产量平均数Xi、标准差S、变异系数CV等数据计算和组合间产量差异的新复极差分析法，采用一般常规通用公式。产量稳定性分析采用Ebernart-Russell及回归分析模式，以回归系数b的大小估测产量的稳定性。

2 结果与分析

2.1 不同方法统计分析结果对比

2013年度安徽省双季晚粳区域试验10个参试组合、7个参试点的产量用不同的统计分析方法求出的结果见表1。

结果表明：用公式（3）求出的结果与均产X及S、CV、回归系数b的排列有明显差异，除了晚粳W328、甬优7050和垦粳11单产位次和HSC位次分别稳居第4、6、8位外，其余7个参试组合的HSC位次均与单产位次不同。如武运粳29单产虽位居第二，X=9586.1kg/hm2，但因其标准差S=424.8 kg/hm2和变异系数CV=4.43%都最低，所以它的HSC位次跃居第一，说明它不但单产高，而且适应性强。试验总结表明，武运粳29在旌德这个地方表现了较强的、较广谱的抗性，表明它适宜种植范围广；而浙粳1128虽单产最高，但HSC位次却退居次席。又如，当育粳717，单产位居第七，但由于它的标准差和变异系数较低，所以HSC位次却升至第三，且比CK增产极显著，说明它稳产性较好。故可进入下一轮试验。其他组合也有变化。以上分析结果表明，用HSC法既可说明参试组合的单产水平，又能反映其稳产性和适宜种植的广泛性，确是评价分析参试作物品种（系）或组合高产稳产性的简便实用方法。

2.2 HSC值高者进入下一轮试验

本文中，根据HSC分析法得出参试组合位次如下：

武运粳29>浙粳T1128>当育粳717>晚粳W328>皖垦1806>甬优7050>宣粳糯1号>垦粳11>金粳7050>M1148（CK）。

参试品系中有8个单产比CK高，所以可进入下一轮试验，而金粳7050单产虽比CK略低（1.06%），但从综合试验报告中得知，该品种比CK早熟5.6天。全生育期短，單产也容易较低，因此在试验中往往比较吃亏，但在实际农业生产中则因生育期短，往往可以避开一些自然灾害，更受欢迎，所以也将进入下一轮试验。较高的相关系数r值也证明了这一点。

3 小结

HSC法是评价作物品种高产与稳产性的一种有效方法。它计算方法简捷，不仅便于指导育种工作，而且易被广大育种工作者接受，这在农作物品种试验和筛选过程中显得尤为重要。

由于高稳系数法权衡了高产与稳产两个方面的统计参数（X、S和Xck），故应用高稳系数法评价参试品种的高产稳产性，比单讲产量高低或单评产量稳定性要全面些，对指导水稻育种具有重要意义。在品种试验过程中，首先要合理布局，以检验参试品种的适应性；其次，各试点应努力提高单产X；再次要尽量试验误差，以降低产量标准差S（降低试验误差），才能提高品种的高产稳产性。这与“高产前提下的稳产、稳产基础上的高产”的水稻育种目标是一致的。因此，应用HSC法判断参试双季晚粳品种的高产稳产性是可行的。

参考文献

[1]南京农业大学.田间实验和统计方法[M].北京：中国农业出版社，1991.

浅谈灌溉水利用系数试验 第4篇

灌溉水利用系数试验包括渠系水利用系数试验、田间水利用系数试验。本次灌溉水利用系数试验场地选择了张广才岭山地区的方正县蚂蚁河流域平原区、双凤水库灌溉区。

1.1 方正县地理位置概况

方正县位于黑龙江省中南部、松花江中游南岸, 长白山支脉张广才岭北段西麓, 蚂蚁河下游。全县分为三个地貌区:中部为地堑型河谷冲击平原区;东部、西部为块断侵蚀低山丘陵区。地势由东西分水岭向中部蚂蚁河河谷平原倾斜, 地势平坦。

1.2 双凤水库及双凤灌区概况

双凤灌区为双凤水库灌溉区, 双凤水库系蚂蚁河一级支流黄泥河中上游所建的中型水库, 距方正县城9km, 集水面积175km2, 库容4178万m3, 兴利库容2240万m3。该水库于1962年修建, 2004年进行病险库改造建设。双凤灌区灌溉面积4.6万亩, 实灌面积4.2万亩, 所浇灌的大部分水田分布在方正县城南、西、北部。双凤灌区、渠系建设较完好, 渠系自双凤水库水源地流出, 分为三个干渠, 各干渠有2-3个支渠, 各支渠有若干斗渠, 渠系渠道为原始土渠, 大部分水田由支渠、斗渠引水灌田。

2 灌溉水利用系数试验渠系选择及田间水利用系数试验场地选择

2.1 渠系水利用系数试验场地渠系选择

渠系水在灌溉渠系运行中通过稳渗、侧渗、蒸发等因素损耗其水量, 因此渠系水利用系数试验渠段应渠底部高于水稻田地面且顺直。经踏察选择了适宜测试环境的该灌区第三干渠, 德善乡安乐村西960m渠段作为干渠渠系水利用系数测试场地。选择第一灌区德善乡双凤屯西北第一支渠830m长渠段作为支渠渠系水利用系数测试场地。选择了支渠中游德善乡建兴村南460m斗渠段作为斗渠水利用系数测试场地。所选择的渠系渠段土壤结构为粘土、亚粘土。

2.2 田间水利用系数试验场地选择

田间水利用系数试验场地选择了双凤灌区灌溉区域内地形平整、试验场地不受周边环境干扰和地下水直接影响, 土质为亚粘土、粘土的排、灌水, 交通和试验作业较便利的德善乡民主村水田地。

3 灌溉水利用系数试验作业

3.1 渠系水利用系数测验作业

渠系水利用系数试验作业, 根据试验目的, 在水稻生长不同时期对所选择的干、支、斗渠渠道, 首、末渠段进行流量测验, 流量测验方法为在固定测验断面上用68-2流速仪测速, 用测深杆测深, 钢尺测距, 施测作业严格执行流量测验技术标准。渠系水利用系数试验作业对测验渠段按照水文测验技术要求采取如下措施:

3.1.1 渠系水利用系数试验作业时段必须保持试验作业渠道流态、流量稳定。

3.1.2 在进行渠道流量测验前、后认真察勘试验渠道影响渠段, 渠水流出或外水汇入。

3.1.3 对各渠道试验渠段进行水文测验断面渠段整治。

3.1.4 渠系流量测验方式为试验渠段首、末断面同时用两台流速仪施测, 然后调换施测。

3.2 田间水利用系数试验作业

我省目前水稻种植灌水方式为自泡田灌水至整个水稻生长期 (插秧期、返青期、分蘖期、孕穗期、扬花期、灌浆结穗期、成熟期) 田面始终保持水层面, 因此田间土壤始终保持饱和状态, 水稻生育期田间水量是通过稳渗, 水面蒸发, 植物蒸腾方式消耗的, 其田间用水量平衡式为:灌水量 (加降水量) =排水量+稳渗量 (垂直入渗) +田埂侧渗量 (封闭状态下此量为零) +水面蒸发量 (棵间蒸发) +植物蒸腾量+田埂陆面蒸发量 (封闭状态为零) 。

本次田间水利用系数试验作业以泡田灌水期田间水利用系数为主, 再土壤全解冻后 (返青分蘖期) 把试验地田间水放干 (田面干裂) 后进行灌水取土样等试验作业。田间水利用系数试验作业对所选择的12.8m×11.6m田间试验地, 在翻埂后周边田埂用厚塑料薄膜作埋深0.65m、护埂0.35m的防侧渗隔水处理, 防侧渗处理时做到原土层还原作业。田间水利用系数试验作业操作方式为:

a.按规范规定在试验地灌水前进行分土层取样, 烘干处理、称重, 计算土壤含水量。

b.灌水方式为用水泵抽水体积法计量, 灌水所用计量桶, 用体积计算容积和灌满水称重等两种方法保证体积法计量准确性。

c.灌水后按规范规定时间再次分土层取样, 烘干、称重, 计算土壤含水量。

4 计算方法及成果

4.1 渠系水利用系数试验

渠系水利用系数试验作业, 每次渠道首末两个断面同时施测流量, 然后调换流速仪再施测, 分别计算流量和系数, 两次取平均值, 求得该次渠系水利用系数值。将干、支、斗渠各次流量系数算术平均值作为渠系干、支、斗渠流量系数成果。本年渠系水利用系数试验, 干渠共施测流量15次, 有效测次13次, 平均渠系水利用系数为0.92。支渠共施测17次, 有效测次14次, 平均渠系水利用系数为0.88, 斗渠共施测12次, 有效测次11次, 平均渠系水利用系数为0.86。

4.2 田间水利用系数试验

田间水利用系数试验作业, 在泡田期进行一次测试, 返青分孽期进行一次测试, 两次试验结果田间水利用系数分别为0.708、0.755。

5 成果合理性分析

本年春季气温较低, 土壤解冻缓慢, 据本年度渠系水利用系数试验附属项目冻土解冻深度测验, 结果, 解冻1m深度为5月末, 加之今年春降水频, 因此渠系水利用系数测验, 在渠道未解冻, 未产生侧渗时, 渠道流量测验结果为首、末倒置, 至6月初渠道解冻后渠系水损失回复正常。

6 结论

灌溉水利用系数试验, 经灌区选择、渠系选择, 田间试验场地选择和渠系水利用系数测试, 田间水利用系数试验等整个试验作业过程, 比较规范, 操作技术严格, 试验成果代表性合理。

摘要：结合实际, 论述了灌溉水利用系数试验。

谈试验饱和砂土的应变速率系数 第5篇

同一种土的动强度与静强度之间存在着一个应变速率系数。根据已有的研究发现, 对于饱和粘土, 应变速率系数大约为1. 5 ~3. 0; 对于部分饱和粘土, 应变速率系数大约为1. 5 ~ 2. 0。但是对于细粒含量为21% , 25% , 29% 的细砂土, 其动强度与静强度之间的应变速率系数的范围尚未有人研究过。本节将先介绍土的动强度理论以及粘性土的应变速率系数, 然后运用相同的推导方法, 得出细粒含量为21% , 25% , 29% 的细砂土的应变速率系数。

黄博等[1]以京津高铁和杭州地铁沿线粉质粘土为研究对象, 研究了两种土的静力不排水抗剪强度和在交通荷载高振次循环下的动强度、临界动应力比、应变发展模式以及振后抗剪强度等方面的差异。任红梅等[2]从饱和砂土液化判别方法、砂土液化的试验研究以及液化后分析, 探讨了液化对上部结构的影响。王艳丽等[3]从砂土受振动荷载结束后所处的拉伸、压缩两种状态出发, 对饱和砂土液化后的强度变形特性进行分析, 研究了液化程度和围压。王峻[4]基于动三轴砂土液化试验, 对某长江大桥工程场地的饱和砂土液化进行了判断, 并对其液化危害程度进行了等级划分, 给出了不同超越概率下的预测结果。

本文对扬州市邗江区土样颗粒进行了试验。利用动三轴仪和静三轴仪分别绘制出了在细粒含量为21% , 25% , 29% 时的饱和砂土的动强度曲线和饱和砂土的抗剪强度包线。根据数据求出最大动抗剪强度、最大静抗剪强度和应变速率系数。对动强度和静强度之间的应变速率系数进行了研究。

1 试验仪器和试验土样

1. 1 试验仪器

试验选用扬州大学TSZ-2 全自动应变控制式三轴仪 ( 见图1) 和DDS-70 微机控制电磁式振动三轴试验仪进行实验 ( 见图2) 。

1. 2 试验土样

本次实验土样取自扬州市邗江区。砂土土样通过下述方法制得: 先将原土烘干, 采用筛分法, 去除粗颗粒和杂质。使用孔径为0. 025 mm和0. 075 mm的两种筛子, 选取颗粒粒径在0. 25 mm ~0. 075 mm范围之内的细砂颗粒作为砂土土样进行试验研究。细粒的选取同样使用筛分法, 先将土放入烘箱烘干, 然后用橡皮锤击碎, 过孔径为0. 075 mm的筛子, 去除杂质和粒径大于0. 075 mm的颗粒。分别制作细粒含量为21% , 25% , 29% 的砂土试样, 每种试样至少准备三个。分别在围压100 k Pa, 200 k Pa, 300 k Pa的条件下进行静三轴固结不排水 ( CU) 试验。得出三种抗剪强度图即莫尔应力圆。同样制作三个试样, 在围压100 k Pa, 200 k Pa, 300 k Pa的条件下进行动三轴固结不排水 ( CU) 试验。得出砂土动强度 ( 液化) 破坏曲线。

2 三轴试验结果及分析

2. 1 静三轴试验结果及分析

细粒含量为21% , 25% , 29% 的饱和砂土应力莫尔圆如图3 ~图5 所示。

由图3 ~ 图5 可知, 随着细粒含量的增加, 抗剪强度呈现倒置“抛物线”趋势。当细粒含量为21% 和29% 的时候, 土样的粘聚力与内摩擦角相对较大, 而细粒含量为25% 的时候, 土样的粘聚力与内摩擦角相对较小。细粒含量为25% 的时候, 为“低谷”。

将得到的数据代入到式 ( 1) 和式 ( 2) 中, 求出静剪应力:

三种混合掺细粒土样的静强度最大值见表1。

2. 2 动三轴试验结果及分析

由图6 ~ 图8 可见: 动强度值随着振幅周次的增加而不断降低, 呈现出不断减小的趋势。在固结比Kc= 1. 0 的条件之下, 对于细粒含量为21% , 25% , 29% 的混合掺细粒砂土试样, 其动强度在细粒含量为21% 和29% 的时候最高。细粒含量在21% ~ 25% 时动强度呈现出单调递减, 细粒含量在25% ~ 29% 时动强度呈现出单调递增。在细粒含量为25% 时动强度处于最低值, 呈现了倒置“抛物线”的趋势。三种混合掺细粒土样的动强度最大值如表2所示。

3 应变速率系数K值的研究

3. 1 瞬时加载下粘性土的动强度

在冲击荷载的作用之下, 土的强度一般有所提高。粘性土在不同加载速率下的三轴不排水试验结果表明, 在冲击荷载作用下粘土的动强度有很大的提高, 应变速率提高一个等级, 强度增加大约10% 。土在冲击荷载作用之下的动强度可表示为:

其中, ( τmax) d为土的动抗剪强度; ( τmax) s为土的静抗剪强度; K为应变速率系数, 与土的性质有关。

3. 2 混合掺细粒砂土的应变速率系数研究

如表3 所示, 细粒含量为21% , 25% , 29% 的三种细砂土的动强度与静强度之间的差值比较大, 差距悬殊很大。从数据可以看出, 静强度远大于动强度, 其平均比值约为0. 221。说明砂土在动荷载作用之下强度急剧下降, 这也就是造成液化的根本原因。其中, 当细粒含量为25% 的时候, 应变速率系数最低, 表明此时静强度与动强度之间的差异最大, 在动荷载的作用之下, 土体的强度下降的最多。当细粒含量为25% 的时候, 饱和砂土的强度减幅最大, 应变速率系数最低, 最容易发生液化。

4 结语

本文研究了砂土的动强度与静强度之间的应变速率系数K值, 通过以上的研究, 得出了如下的结论:

细粒含量21% 时, K = 0. 239; 细粒含量25% 时, K = 0. 182; 细粒含量29% 时, K = 0. 241。同时, 根据数据计算可以看出, 当细粒含量为25% 的时候, 饱和砂土的强度减幅最大, 应变速率系数最低, 最容易发生液化。对比21% , 25% , 29% 这三种细粒含量的饱和砂土的应变速率系数可以得出, 当细粒含量大于25% 的时候, 应变速率系数开始增大。这说明掺细粒百分比大于25% 的时候, 可以增加砂土的动强度。在地基处理当中, 如遇到细砂层进行掺细粒处理的时候, 细粒所占百分比应当高于25% , 避开25% 这个“危险点”。

摘要：采用DDS-70微机控制电磁式振动三轴仪和TSZ-2全自动应变控制式三轴仪, 对扬州饱和砂土进行了试验, 研究了细粒含量为21%, 25%, 29%时, 饱和砂土的静力不排水抗剪强度及在高振次循环下的动强度, 对比分析了静强度和动强度之间的应变速率系数, 指出当细粒含量为25%时, 饱和砂土的强度减幅最大, 应变速率系数最低, 最容易发生液化。

关键词：饱和砂土,动强度,静强度,应变速率系数

参考文献

[1]黄博, 史海栋, 凌道盛, 等.两种粉质黏土的动、静强度特性对比研究[J].岩土力学, 2012, 33 (3) :665-673.

[2]任红梅, 吕西林, 李培振.饱和砂土液化研究进展[J].地震工程与工程振动, 2007, 27 (6) :166-175.

[3]王艳丽, 王勇.饱和砂土液化后强度与变形特性的试验研究[J].水利学报, 2009, 40 (6) :667-672.

[4]王峻, 王兰民, 李兰.饱和砂土液化的动三轴试验判断与评价[J].西北地震学报, 2004, 26 (3) :285-288.

[5]THEVANAYAGAMS, MOHAN S.Intergranular state variable and stress-strain behaviour of silty sands[J].Geotechnique, 2000, 50 (1) :1-23.

[6]Shamoto Y, Zhang J-M, Goto S.Mechanism of large post-liquefaction deformation in saturated sands[J].Soils and Foundations, 1997, 37 (2) :71-80.

基于井下放水试验的渗透系数计算 第6篇

关键词：井下放水试验,渗透系数,稳定流,非稳定流

我国煤炭开采过程中,对煤矿生产安全有威胁的主要有水和瓦斯。为了安全生产,需要在煤炭开采过程中预计矿井的涌水量[1,2,3],其准确与否,很大程度上取决于渗透系数的精准度。因此渗透系数的确定成为矿井安全生产中急需解决的问题。

确定渗透系数最常见的方法有地面抽水试验和井下放水试验[4]。近年来,井下放水试验的应用得到了较大的发展。井下放水试验作为特殊的水文地质试验,克服了地面抽水试验存在的不利条件,有着十分重要的实践和理论意义。通过在井下进行大流量、大降深、大范围的放水试验,对充分揭露矿井水文地质条件极为有利,可以得到清晰的地下水流场, 获得含水层的重要水文地质参数,如渗透系数、储水系数、导水系数等,为评价矿区水文地质条件、预测矿井涌水量及疏降水量等提供较可靠的依据[5]。

母杜柴登煤矿位于鄂尔多斯市乌审旗呼吉尔特矿区东南部,井田南北最长约10. 23 km,东西最宽约7. 86 km,面积约59. 59 km2,设计生产能力6. 0 Mt/a。 根据巷道掘进阶段实际揭露的水文地质情况分析, 矿井在回采阶段主要的充水水源为2 - 2中煤顶板砂岩含水层水,该含水层富水性较强,单孔涌水量为150 m3/ h,水压较大,达到6 MPa。因此2 - 2中煤顶板砂岩含水层为煤矿安全开采的重中之重。

为了预计矿井在回采阶段的矿井涌水量积累基础数据,矿方决定在临时煤仓施工3个钻孔探查2 -2中煤顶板砂岩含水层,开展井下放水试验,获取含水层渗透系数的第一手资料。

1井下放水试验

1) 初始水压观测。待放水钻孔全部施工完毕后,在放水试验前,统一观测各钻孔的初始水位。每隔1 h观测1次,共观测3次,取其平均值。

2) 试验放水。观测好初始水位后,打开TF2放水孔进行试验放水,时间为3 h,目的是检查排水系统可靠性,检查存在的问题并进行整改。

3) 正式放水。正式放水分4个阶段进行:

第一阶段: 仅开启TF1放水孔,进行单孔最大流量放水。TF2和TF3两孔作为井下观测孔; 将B2、 B24、B25三孔作为地面观测孔。TF1孔稳定水流量在40 m3/ h左右,TF2孔压力在4. 6 MPa左右,TF3孔压力在4. 95 MPa左右。

第二阶段: 待TF1单孔放水试验达到稳定后,再开启TF2放水孔进行TF1、TF2双孔联合放水试验。 将TF3孔作为井下观测孔; 将B2、B24、B25三孔作为地面观测孔。TF1、TF2孔稳定水流量分别为35、 44 m3/ h左右,TF3孔压力在4. 35 MPa左右。

第三阶段: 待TF1和TF2两孔的联合放水达到稳定后,将TF3放水孔开启,进行三孔联合放水试验。将B2、B24、B25三孔作为地面观测孔。TF1、 TF2、TF3孔稳定水流量为32、18、46 m3/ h左右。

第四阶段: 待三孔联合放水试验达到稳定后,将TF1、TF2、TF3三个放水孔全部关闭,进行水位恢复试验,观测TF1、TF2、TF3、B2、B24、B25共6个钻孔的水位恢复情况。

放水孔的流量与观测孔的水位必须同时进行观测。开始时一般应每隔5 ~15 min观测1次( 前10分钟每1 min观测1次) ,连续3 h后,可每隔30 min观测1次,直至放水结束。观测孔水位的观测,不得提前或延后。放水试验结果见图1 ~ 4。

2参数计算

本次计算采用稳定流和非稳定流分别计算渗透系数,最后通过与实际情况对比,以及计算的合理性综合确定最终参数。

2.1稳定流

根据第一阶段放水试验数据,选取最后近似稳定阶段数据,采用稳定流,具有2个观测孔观测的裘布依计算公式计算含水层的渗透系数K[6,7,8]:

式中: Q为放水稳定流量,根据临时煤仓放水试验结果,取40 m3/ h; S1为第1个观测孔的水位降深,TF2的降深为142. 8 m; S2为第2个观测孔的水位降深, TF3的降深为107. 1 m; M为含水层的厚度,根据以往钻探成果及临时煤仓取芯探查钻孔揭露情况,2 2中煤粗砂岩含水层厚度取10 m; r1为第1个观测孔距放水孔的距离,TF2距TF1的距离为11. 5 m; r2为第2个观测孔距放水孔的距离,TF3距TF1的距离为20 m。

将以上数据代入式( 1) ,计算得K = 0. 237 m/d。

同理也可采用稳定流,具有1个观测孔的裘布依计算公式计算渗透系数:

式中: rw为放水孔的半径,临时煤仓放水试验终孔孔径为65 mm,半径为0. 032 5 m; Sw为放水孔的水位降深,TF1放水孔稳定降深为612 m; 其余参数同上。

将以上数据代入式( 2) ,计算得渗透系数K1= 0. 191 m / d,K2= 0. 194 m / d。

2.2非稳定流

采用非稳定流泰斯井流公式,利用Aquifer Test软件配线法计算水文地质参数[9,10,11]。

利用TF3观测孔观测数据,采用配线法计算参数,结果见图5( 图中横、纵坐标均取对数,t为时间,r为观测孔到放水孔的距离,其中

此次配线法计算出的水文地质参数如下: 导水系数T = 7. 53 m2/ d,贮水系数 μ*= 0. 66 × 10- 7。

利用TF3观测孔前2 h的观测数据,采用配线法计算参数,结果见图6。

此次配线法计算出的水文地质参数如下:

2.3参数的优化

由于临时煤仓放水试验时间相对较短,各钻孔水位、水量均未达到真正的稳定状态,仍属于非稳定状态,因此采用稳定流计算的参数和实际情况相差较大。

根据临时煤仓放水试验实测数据可知,随着时间的延续,观测孔压力变化逐渐减小,加上观测压力表精度不高,因此人为估读误差较大。相反,放水试验前2 h观测孔压力变化较大、较明显,人为估读误差相对较小。因此,选用观测孔前2 h的观测数据计算的参数更接近实际情况。最终确定渗透系数K = T / M = 0. 548 m / d。

3结语

1) 通过对放水试验过程中水量水压的观测,发现2 - 2中煤顶板砂岩含水层富水性较好,不易疏干,因此在首采工作面回采之前应提前预疏放该含水层的水。

外墙保温材料导热系数的试验研究 第7篇

外墙保温技术的发展与建筑节能材料的革新密不可分, 建筑节能以发展新型节能材料为前提, 建筑节能材料的发展只有与外墙保温技术相结合, 才能真正发挥其作用。正是由于节能材料的不断革新, 外墙保温技术的优越性才日益受到人们重视[2]。外墙保温系统分为外墙外保温、外墙内保温、外墙自保温3种形式。当前, 浙江省常用的保温材料大致分为聚苯乙烯泡沫塑料、保温砂浆、聚氨酯泡沫材料等几种类型, 这几种材料主要用在外墙外保温体系。聚苯乙烯泡沫塑料分为模塑聚苯泡沫板和挤塑聚苯泡沫板两大类。这两种聚苯乙烯泡沫塑料均含有封闭的孔结构, 具有良好的绝热性能和不透水性, 表观密度小, 自重轻;缺点是压缩强度较低, 防火性能较差。聚氨酯泡沫材料分为板状的硬质聚氨酯泡沫塑料和现场喷涂的聚氨酯泡沫塑料。这种材料导热系数小, 是理想的保温材料;但压缩强度低, 造价高, 现场喷涂的材料施工工艺难度大, 在工程中应用相对较少。保温砂浆干密度相对较大, 加水混合后封闭孔结构少, 导热系数较大, 但是其防火性能很好, 强度较高, 适宜在其外层做多种饰面。

为节约成本, 革新建筑节能材料, 采用硅酸盐和常见的建筑垃圾作为主要原料, 调配成低成本的建筑垃圾为细骨料的硅酸盐保温节能材料。目前, 国家对这些材料的质量主要是通过干表观密度、导热系数、压缩强度等指标来控制。在这3项指标中, 导热系数是衡量一种材料绝热性能的重要指标, 干表观密度和导热系数之间的关系最为密切, 一般来讲, 干表观密度的大小直接影响导热系数的大小[3]。但对于不同的材料而言, 导热系数与密度的关系又不尽相同, 由于实验室引进了由沈阳合兴检测设备有限公司生产的DRCD-3030型智能化导热系数测定仪, 因此, 对4种保温材料的导热系数和密度的关系进行试验研究。

1 材料导热系数的影响因素

1.1 材料的组成与结构

有机高分子材料的导热系数小于无机材料。无机材料中, 非金属材料的导热系数小于金属材料;气态物质的导热系数小于液态物质;液态物质的导热系数小于固体。

1.2 表观密度

表观密度是指材料在自然状态下, 单位体积的质量。其体积既包括固体部分的体积, 也包括空隙的体积。随着孔隙率的提高或表观密度的降低, 其导热系数变小。其中, 材料的导热系数并不是随着表观密度的减小而无限降低的, 当表观密度小于某个临界值后, 由于孔隙率太高, 空隙中的空气开始产生对流;同时由于气体对热辐射的阻抗能力很低, 如果孔隙率过高, 辐射传热也相应加强, 这时材料的导热系数反而增大。

1.3 空隙的大小与特征

在表观密度相同的条件下, 材料孔隙的尺寸越小, 导热系数越小。当孔径小到一定尺寸后, 孔隙中的空气完全被孔壁吸附, 导热系降到最小;当孔隙体积大到一定程度, 孔隙内部空气出现对流, 导热系数变大。对于相同孔隙率和孔径尺寸, 当孔隙彼此连通时, 导热系数较大;当孔隙彼此密闭时, 导热系数较小。

2 保温材料的密度和导热系数

在试验中, 我们选取了大量的保温材料导热系数的数据, 对常用的XPS聚苯乙烯泡沫塑料、EPS聚苯乙烯泡沫塑料和水泥基复合保温砂浆的导热系数与密度的关系进行总结, 同时也对建筑垃圾为细骨料的硅酸盐保温节能材料的导热系数与密度及孔径大小进行分析, 进而得到一些结论。

2.1 XPS聚苯乙烯泡沫塑料的密度与导热系数的对应关系

如表1所示, 从表中可以看出, 相同密度的XPS聚沫塑料的导热系数离散很大, 导热系数并不一定随着密度的增大而增加。分析原因, 主要与生产工艺及生产所用的原材料有关, 因为XPS聚苯乙烯泡沫塑料是以聚苯乙烯树脂或其共聚物为主要成分, 添加少量外加剂, 经加热挤塑成型制成的, 含有大量封闭的微小孔隙, 因此在密度相同或相差不大的情况下, 孔隙率越大, 封闭孔隙越多, 其导热系数越小。目前, 工程中常用的XPS聚苯乙烯泡沫塑料的密度集中分布在31~40kg/m3之间, 导热系数集中分布在0.022~0.035W/ (m·K) 范围内。

2.2 EPS保温板表观密度与导热系数的关系

从表2可以看出, 相同密度的EPS聚苯乙烯泡沫塑料导热系数离散也很大, 导热系数并不一定随着密度的增大而增加。分析原因, 这主要与生产工艺及生产所用的原材料有关, 因为EPS泡沫塑料板是由可发性的聚苯乙烯珠粒加热预发泡后, 在模具中加热成型。EPS由完全封闭的多面体形蜂窝构成, 蜂窝直径为0.2~0.5mm, 蜂窝壁厚为0.001mm。EPS由约98%的空气和2%的聚苯乙烯组成, 截留在蜂窝内的空气是惰性气体, 对聚苯乙烯泡沫塑料优良的绝热性能起决定性的作用。由于原料的质量不同, 即使密度相近, 材料内所形成蜂窝的数量及大小也会不同, 从而导致导热系数有很大的差异。目前, 工程中常用的EPS聚苯乙烯泡沫塑料密度集中分布在16~25kg/m3, 导热系数集中分布在0.033~0.041W/ (m·K) 之间。

2.3 水泥基复合保温砂浆表观密度与导热系数的关系

从表3可以看出, 相同密度的水泥基复合保温砂浆导热系数虽不完全相同, 但相差数值不大, 除少量异常数值外, 导热系数随着密度的增大线性增加。目前工程中常用的水泥基复合保温砂浆的密度集中分布在250~450kg/m3, 导热系数集中分布在0.050~0.090W/ (m·K) 之间。

选取不同孔径的水泥基复合保温砂浆, 在材料密度为260kg/m3, 9℃恒重的条件下测定导热系数, 结果如表4。

保温砂浆成型硬化后, 其孔隙的孔径比聚苯乙烯泡沫塑料的要大得多, 孔隙率与密闭孔隙数量和密度有很大关系。相对来说, 密度较小的保温砂浆, 孔隙率较大, 密闭孔隙较多, 导热系数相对较小。对同样密度而言, 大孔径材料比小孔径材料导热系数要大。

2.4 建筑垃圾为骨料的硅酸盐保温材料密度和导热系数的关系

针对国内日益增多的建筑垃圾, 将建筑垃圾粉碎球磨细化后应用于硅酸盐保温材料中, 调配主要使用胶凝材料、填充材料、建筑垃圾、外加剂、增强等材料, 制备具有保温功能的建筑垃圾为细骨料的盐基多孔材料, 并研究这种硅酸盐保温材料导热系数的影响因素和变化规律。同时, 研究这种硅酸盐保温材料导热系数和水泥基复合保温砂浆导热系数进行对照分析。

由表5可知:随着材料密度的升高, 导热系数不断增大, 导热系数与材料容重呈正相关关系。在180-330kg/m3密度情况下, 水泥基复合保温砂浆导热系数导热系数比建筑垃圾为骨料的硅酸盐保温材料要小, 在密度较大时, 两种材料的导热系数基本相同, 但总体都偏大, 也失去了比较保温材料导热系数的意义。通过这些对比研究, 对建筑垃圾为骨料的硅酸盐保温节能材料配方及工艺的进一步改良提供理论依据和指导。

选取不同孔径的建筑垃圾为骨料的硅酸盐保温材料, 在材料密度为260kg/m3, 9℃恒重的条件下测定导热系数, 结果见表6。

由表6可知, 在相同容重条件下, 大孔径材料比小孔径材料导热系数要大, 但是孔径过低 (<0.7mm) , 导热系数反而升高。究其原因, 主要是由于孔径过小时, 气体对流的效应逐渐减弱, 孔壁的数量在不断增加, 传热路径不断延长, 从而造成对流传热的比例减小, 通过导热进行热量传递的比例变大, 从而造成导热系数反而上升[3]。

3 结语

从研究结果来看, XPS聚苯乙烯泡沫塑料和EPS聚苯乙烯泡沫塑料的表观密度和导热系数之间没有表现出特定的关系。在保温材料的各项指标中, 材料的导热系数和表观密度都是重要指标, 导热系数是衡量材料的热工性能, 材料的表观密度也是影响材料导热系数的因素。同样我们也看到, 像水泥基复合保温砂浆等材料, 导热系数和表观密度的关系呈现出明显的线性关系。

采用胶凝材料、填充材料、建筑垃圾、外加剂等原料制备的建筑垃圾骨料的硅酸盐保温节能材料, 将建筑节能和建筑垃圾的减量化结合起来, 对于国家节能减排具有重要意义, 硅酸盐保温节能材料保温性能与材料密度、孔径大小等因素密切相关, 材料导热系数随材料密度增大而升高;同密度条件下大孔径材料比小孔径材料导热系数大;建筑垃圾作为再生骨料应用于硅酸盐保温材料的导热系数与水泥基复合保温砂浆等材料相比, 在保温性能上还有差距, 这也是今后在调配和工艺如何改进, 如何创新的一个重要课题。

参考文献

[1]班广生.建筑围护结构节能设计与实践[M].北京:中国建筑工业出版社, 2010.

[2]贾润根, 周宏.既有建筑节能改造的基础性对策分析[J].铁道建筑技术, 2008 (4) :81-89.

桥梁静载试验校验系数影响因素分析 第8篇

随着公路运输事业的飞速发展，公路建设进入一个前所未有的大发展阶段，各种类型的桥梁如雨后春笋般出现。这些大量新建桥梁，尤其是新型结构特大桥，检验其施工质量最有效、最直接的方法就是进行荷载试验。而静载试验过程中，常常出现应力、挠度校验系数偏低或偏高的现象。究竟是桥梁承载能力大、设计保守或是计算程序有误，抑或存在其他原因，值得我们商榷。

1 设计软件适用问题

科学技术的迅速发展，为设计人员设计提供了更为广阔的平台。设计人员已从原来的手算，转变为方便快捷的计算机电算，大大提高了工作效率，也为软件的推广提供了广阔的舞台。目前，国内常见的用于桥梁设计的软件诸多，例如桥梁博士，桥梁大师，桥梁通，Sap2000,Midas,GQJS,ANSYS等。

现在大多设计单位、桥梁检测单位采用Midas作为桥梁设计分析软件。为了计算方便、提高工作效率、节省时间，往往采用空间杆系程序(Midas Civil)计算。杆系程序计算结果，一般高于空间实体有限元程序(Midas FEA)计算结果。其设计是偏安全的。其对材料当然是要求更高。若静载试验过程中，采用空间实体有限元程序(Midas FEA)计算，相应的应力、挠度校验系数会偏小。另外一方面，设计单位设计采用的是一套软件，而桥梁检测单位计算时采用的是另外一套计算软件。软件使用的不同亦会对校验系数产生影响，或偏大，或偏小。还有一方面，桥梁检测单位对不同桥型结构的软件误用也会对校验系数产生影响。例如，对长宽比大于2的窄桥(可认为跨中截面只在纵向受力)，采用平面杆系软件、空间三维软件计算都适用;若对于长宽比小于2的宽桥，尤其是长宽比小于1的宽桥，桥梁结构的空间纵向受力不再是主要的受力方面，横桥向的受力很明显，平面杆系软件进行计算不再适用。若在此情况下，采用平面杆系软件进行计算，其校验系数是很小的(曾经对长宽比小于1的宽桥使用空间三维分析、平面杆系分析做对比试验，空间的校验系数处于正常范围内，而平面杆系的系数很小，甚至不到0.10)。而且，一些特殊的桥体，平面杆系软件也不再适用。例如，弯桥、斜桥等。斜桥一般为简支梁桥，宽桥(长宽比一般小于1)。斜交板桥的受力状态要与桥的宽跨比、斜交角度(桥的纵轴方向与支撑线垂线的夹角)的大小有关系。为简化计算，我国“公路桥涵设计规范”规定:整体式或装配式斜板，当斜度等于或小于15°时(有的国家规定为20°)，可按正交板计算，其计算跨径可取板的斜长。若斜交角较大，则需做更为复杂的计算。可见，同一软件的不同计算模式(平面杆系、空间实体)，同一桥梁的不同软件计算，都会对静载试验的校验系数产生影响。检测单位选择合适的软件对校验系数的影响具有重要意义。

2 计算简化问题

一个计算准确性关键在于计算者对计算工程的了解程度、分析程度、计算模型简化程度等因素。例如桥面铺装层、人行道、护栏等的简化。有些设计者考虑的是桥面铺装层、人行道、护栏等全部参与受力，有些设计者考虑的是桥面铺装层、人行道、护栏等部分参与受力，有些设计者考虑的是桥面铺装层、人行道、护栏等全部不参与受力，仅考虑其恒载对结构的影响。仅以特殊截面———矩形截面为例，设截面高为h，截面宽为b，截面底面应力为σ，弯矩为M，则有:

荷载作用下的弯矩M为定值，截面宽度b也为定值。随着截面高度的增加，截面底面的正应力是逐渐减小的，也即理论应力值是减小的。若桥梁设计者计算时，考虑的是桥面铺装层、人行道、护栏等全部参与受力，而检测工作者考虑的是桥面铺装层、人行道、护栏等部分参与受力，或桥面铺装层、人行道、护栏等全部不参与受力，则静载试验应力校验系数必然偏小。

大多数桥梁是由若干主梁通过横向联系组成的复杂结构，荷载沿横向作用位置不同则各主梁受力也不同。三维空间完全精确计算难以计算，需要借助荷载横向分布来简化计算。不同结构类型桥梁的横向分布系数计算方法采用不适当，亦会对校验系数产生影响。

3 设计保守问题

桥梁设计遵照技术先进、安全可靠、适用耐久、经济合理的基本原则。其中的技术先进、经济合理可以说它是“软指标”。譬如:什么叫技术先进，先进到什么程度，什么是经济合理，又合理到什么程度，很难下定论。而安全可靠、适用耐久可视为“硬指标”，因为它看得见，摸得着。

然而，我国目前交通建设行业实行的是责任“终身制”。若工程出现事故，是设计方问题，该设计方承担，是施工方问题，该施工方承担。这与世界上大多数国家的规定是不同的。世界上大多数国家实行十年责任制，例如法国、意大利、芬兰、澳大利亚、加拿大、美国等。这就导致设计方在设计时避开经济合理的原则，倾向于偏安全的保守设计。我国现行的公路桥梁设计规范中，钢材与钢筋混凝土的安全系数为1.25，结构的工作条件系数为0.95。

在桥梁的荷载内力计算中，恒载内力与活载内力都乘上了荷载效应系数1.1～1.4，使桥梁的实际承载能力和理论计算的承载能力不一致，一般情况都是偏大和安全。但过分的保守设计，设计时的安全系数取用过高，混凝土、钢筋等材料指标过高，都会降低静载试验的校验系数。

4 测试问题

测试问题主要包括环境温度、仪器设备、人员操作、测试方法等。

4.1 温度与仪器

桥梁荷载试验，一般加载时间在晚上22:00至清晨6:00。一方面是晚间温度较为稳定，可减少温度变化对桥梁荷载试验造成的影响，另一方面晚间能为桥梁荷载试验创造好的试验条件，晚间车流量小，交通管制、封闭道路较为容易，对当地交通、生活影响小。当然，在温度稳定的冬季，白天做荷载试验也是非常适宜的。

有些检测单位，为了更快的完成荷载试验，选择在晴空万里的午间，虽说温度较为稳定，但对测量仪器提出了更高的要求。若对测量仪器的使用条件了解不是很清楚，则会对测试结果产生较大的误差，影响校验系数。

目前，桥梁荷载试验应变测试采用较多的为电阻应变片和钢弦应变计。电阻应变片测量方便，但温度变化对其测量结果有较大的影响。在长期量测过程中，初读数和加载读数不可能在同一温度条件下读取，因此，在量测读数中不仅包含了受载应变，而且还包含了温度应变。

为了从读数中扣除温度部分的影响，就要在量测过程中进行“温度补偿”。在布置应变测点的同时，在与之垂直的方向布置温度补偿测点。钢弦应变计较为稳定，温度变化对其测量结果影响甚微。建议尽量采用温度较为稳定的钢弦应变计进行应变测量，以消除其对校验系数的影响。

挠度测试常采用精密水准仪加塔尺或电子水准仪加铟钢尺或百分表(千分表)或位移计的方式。精密水准仪和电子水准仪在阳光直射的午后，水准气泡不易对中，测试数据产生飘移。对测试结果及校验系数产生较大影响。

4.2 人员操作

中国目前实行的持证上岗制度，交通工程检测更是如此。持证上岗制度，是一种对专业技术人员实行的岗位管理制度。它对岗位从业人员政治、业务和技能提出最基本的要求，即岗位任用的资格条件。

现在有些检测单位挂靠有资质的单位，只需缴纳一定的管理费。但其本身人员达不到检测要求。临时聘请未取得相应职业资格证书的人员从事检测工作。由于这一部分人员，对整个检测过程不是十分了解，仪器操作不是十分熟练，对测试数据的准确性不能把握。另外，还有一些检测单位，虽然人员满足检测要求，但是相关人员也只是能熟练的使用仪器，但对影响仪器读数的一些因素不甚了解。这些都会导致测量数据不够准确，对校验系数产生较大影响。检测单位应加强人员的继续教育培训。

4.3 测试方法

桥梁荷载试验一般采用等效车辆荷载加载来模拟桥梁在设计荷载作用下的受力状况。主要采用单桥车或双桥车来进行加载。目前，一些检测单位在桥梁荷载试验过程中为节约资金，也为了指挥车辆方便，常常采取减少车辆，增加车重的方式，致使车辆超载。例如单桥车(二轴车辆)车货总重可达35 t，双桥车(三轴车辆)车货总重可达45 t，这可能对桥梁局部结构造成损伤。如果桥梁横向传力体系破损，或横向联系较弱，则会出现部分测试数据偏高，部分测试数据偏低，影响校验系数。桥梁荷载试验，应严格按照国家标准及其计算结果设置车辆重量。普通钢筋混凝土桥梁大部分是带裂缝工作的。只要裂缝不超标，在规范允许的范围内，都是适宜的。

然而普通钢筋混凝土桥梁的荷载试验与预应力混凝土桥梁荷载试验是有区别的。预应力混凝土桥梁应变测试仪器可以直接粘贴在混凝土表面(当然混凝土表面需要打磨、清理干净)，而普通钢筋混凝土桥梁一般是凿开混凝土表层，将应变测试仪器粘贴在钢筋上。普通钢筋混凝土桥梁在实际桥梁荷载试验过程中，有些检测单位仍然按照预应力混凝土桥梁的测试方式，将应变计粘贴在混凝土表面上。粘贴在裂缝之间混凝土上的应变计测试数据偏小，其校验系数偏小;粘贴在裂缝上的应变计测试数据偏大，其校验系数偏大，甚至超过2.0。这对桥梁承载能力的判定产生较大影响。

5 桥梁自身缺陷问题

长期以来，公路超载超限运输现象在我国越演越烈，已成为影响交通安全和对公路基础设施破坏的重要原因之一。对桥梁造成的严重后果是桥面损毁、横向传力体系破坏、缩短桥梁使用寿命，甚至使桥梁坍塌等。

目前，桥梁多采用预应力混凝土结构。预应力混凝土结构分为全预应力混凝土结构和部分预应力混凝土结构(A类和B类)。一根按全预应力要求设计的梁，在超载情况下就会变为部分预应力梁，反之，一根按部分预应力要求设计的梁，使用荷载达不到设计值的情况下，就会变为全预应力梁。用以判断预应力混凝土构件性质(工作状态)的预应力度是动态的相对概念。超载严重时，则会对桥梁产生严重的损伤。

超载引起的桥面损坏可以修补，但引起的横向传力体系的破坏对桥梁荷载试验的校验系数影响很大。若桥梁的横向联系完全破坏或部分破坏，则进行桥梁荷载试验时，部分梁板承载过大的荷载，部分梁板承载过小的荷载，或根本不承载荷载，其校验系数要么过大，要么过小。因此，荷载试验时，尤其对旧桥，一定要仔细检查，查明横向传力体系是否正常，有无破损或削弱，以便做出合理的荷载试验方案，避免校验系数过大，或引起梁体的局部破坏，影响桥梁的承载能力。

6 结语

校验系数是桥梁静载试验的评价指标之一。校验系数的计算精度直接决定了对桥梁承载状况进行评定的可靠程度。若能对桥梁荷载试验校验系数影响因素作出合理的分析，将对桥梁承载能力评价做出正确的判定。

摘要：指出桥梁静载试验是新建桥梁质量评定和已建桥梁承载能力评定最直接、最有效的方法与手段,校验系数是其重要的评价指标,对公路桥梁静载试验过程中校验系数的影响因素进行了简要的分析,为桥梁承载力的正确评价提供依据。

关键词：桥梁,静载试验,校验系数,应力,挠度

参考文献

[1]JTG D60-2004,公路桥涵设计通用规范[S].

[2]何玉珊,章关永.公路工程试验检测人员考试用书——桥梁[M].北京:人民交通出版社,2010.

[3]姚玲森.桥梁工程[M].北京:人民交通出版社,2008.

[4]谌润水,胡钊芳.公路桥梁荷载试验[M].北京:人民交通出版社,2003.

[5]彭志波.城市桥梁检测与养护维修及标准规范实务全书[M].合肥:安徽文化音像出版社,2004.

[6]李国豪,石洞.公路桥梁荷载横向分布计算[M].北京:人民交通出版社,1984.

浅谈阀门流量流阻系数试验装置设计 第9篇

关键词：阀门流量,流阻系数,试验装置设计

阀门流量流阻系数试验装置设计, 在计量收费的供水系统中占有非常重要的地位。因此, 如何正确的进行流量调节阀的选型与设计, 就显得特别关键。本文从流量调节阀的构造及工作原理着手, 提出在调节阀的选型与设计中应留意的问题。在温控阀的选型设计中, 在选出与管道同口径的温控阀的同时, 还要给选定的温控阀造成一个理想的工作条件, 以适用计算机监控系统中进行流量调节的设备。本文重点分析, 如何利用流量流阻系数的特性曲线分析阀门的调节性能, 如何解决阀门在小开度情况下减少水汽现象等问题, 对阀门流量流阻系数试验装置设计进行了深层次的阐述。

1 阀门流量流阻系数测试装置原理及设计探讨

阀门流阻系数可以衡量动力设备的主要功率消耗, 可以衡量阀门的流通能力。因此, 阀门流量流阻系数测试对阀门产品的改进, 减少流体工程系统设计动力消耗, 具有十分重要的意义。

1.1 阀门流量流阻系数试验装置工作原理

阀门流量流阻测试装置是一套阀门流量系数、流阻系数和试验的计算机自动测试系统。该装置适用于水流通过阀门达到稳流时, 测定通用阀门常压下的流量系数和流阻系数, 调节常压下的流量系数、额定流量系数、固有流量特性进行调压试验、流量试验、流量特性试验和压力特性试验。试验时模拟水流动状态, 可测不同进口压力及不同流量下的流量特性和压力特性。

装置设计结构测试系统主要由循环水池、动力系统、稳压装置、测试管路、数据采集系统和自动控制系统等组成。循环水池提供试验介质, 动力系统为多泵并联, 为试验提供介质循环, 满足试验要求的流量和压差。稳压装置为试验测试获得稳定的流场数据, 系统采用充气稳压容器法和变频泵将低频脉动法, 消除流场不稳定现象。

1.2 阀门流量流阻系数试验装置数据采集和自动控制

试验装置通过控制台集中进行数据采集和自动控制, 流量调节远程控制, 设备均通过控制系统的触摸屏进行操作。各测试数据通过多通道数据采集器集中采集, 各种数据可传输到计算机软件中, 并进行数据处理形成数据表和绘制曲线。

阀门流量流阻系数试验装置数据采集和自动控制, 系统实行计流量收费可以节约能源, 进步供水系统的能效。测试管路通过不同的变径满足不同阀门的压力和流量测试, 数据采集系统由电磁流量计、压力变送器, 差压变送器、温度变送器、数据采集器、计算机、数据处理软件等组成, 显示和分析测试过程中的数据和信息。自动控制系统由水泵动力柜和流量试验控制柜等组成, 接收操作指令完成测试流程。

2 阀门流量流阻系数试验装置设计科学化设施方案

阀门的流量系数是衡量阀门流通能力的指标, 流量系数值越大说明流体经过阀门时的压力损失越小。阀门的流阻系数可以衡量流体通过阀门后主要功率消耗, 而阀门的流量系数、流阻系数取决于阀门的尺寸、形式、结构。因此, 阀门流量流阻系数测试对阀门产品改进, 为流体系统合理设计降低动力消耗, 能提科学化的可靠数据。

2.1 阀门的流量系数手动装置平衡阀的选型与设计

阀门特性曲线决定了阀门的调节性能, 这样的阀门是可以作为水利工况平衡调节使用的。由于, 阀门理论特性曲线是在顶压差下测定的, 而实际情况只要阀权度不为阀门在小开度线中的压力数值, 阀门特性曲线就可以正常反应水压情况。阀门前后压差大, 大开度阀前开启后导致阀值变大, 在大开度数值变小时, 使阀门实际工作曲线向快开方向偏移, 阀权度越小其偏移越大, 对于直线特性的阀门由于实际性能的偏移会导致阀门的有效调节的得开度空间变小。因此, 在阀权度为正常水力时实际工作曲线可能接近直线特性, 阀门的理论性曲线以下弦弧如等百分比特性为好。

通常阀门在小开度情况下阀门的流速过高, 在阀后会形成旺盛紊流的涡旋区, 涡旋区和新压力很低, 该处压力低于水温对应的饱和压力时水蒸气的闪发挥导致汽水击现象。严重的噪音引起阀门及管道的振动和阀门、管道、管支架的破坏。防治这种事故的发生, 首先, 在阀们流道设计上考虑阀塞和阀座在小开度时形成狭长的节流通道, 约束旺盛紊流涡旋的形成。其次, 选用阀门时尽量加大阀权度, 以避免阀门在小开度下运行。另外, 在不牵涉压力工况题目时尽量碱平衡阀安装在水温较低的回水管道上。

2.2 设置阀门流量流阻系数散热器温控阀

系统阀门根据流量测试的要求, 在每个主测试管路前后分别选用相应规格的手动, 以方便测试管路的选择。为方便流量控制和调节, 测试管路选用电动调节阀和测试管路选用电动偏心蝶阀, 水泵进出口管路以及试验管路还需设置必要的开关阀门和保护性阀门, 用户室内的温度控制是通过散热器恒温控制阀来实现的。

散热器恒温控制阀是由恒温控制器、流量调节阀以及一对连接件组成, 其中恒温控制器的核心部件是传感器单元, 即温包。温包可以感应四周环境温度的变化而产生体积变化, 带动调节阀阀芯产生位移, 进而调节散热器的水量来改变散热器的散热量。恒温阀设定温度可以人为调节, 恒温阀会按设定要求自动控制和调节散热器的水量, 从而来达到控制室内温度的目的。

温控阀一般是装在散热器前, 通过自动调节流量, 实现居民需要的室温。温控阀有二通温控阀和三通温控阀之分。三通温控阀主要用于带有跨越管的单管系统, 其分流系数可以在一定的范围内变动, 流量调节余地大, 结构较复杂。通温控阀有的用于双管系统, 有的用于单管系统。用于双管系统的通温控阀阻力较大, 用于单管系统的阻力较小。温控阀的感温包与阀体一般组装成一个整体, 感温包本身即是现场室内温度传感器。假如需要, 可以采用远程温度传感器, 远程温度传感器置于要求控温的房间, 阀体置于供热系统上的某一部位。温控阀是供热系统流量调节的最主要的调节设备, 其他调节阀都是辅助设备。因此, 温控阀是必备的。一个供热系统假如不设置温控阀就不能称之谓热计量收费系统, 在温控阀的设计中正确选型十分重要。

3 结语

阀门流量流阻测试装置测量范围广, 适用于通用阀门、调节阀和减压阀的流量系数、流阻系数和流量特性测试。装置采用变频与稳压容器结合的供水技术, 占地少, 稳压效果好, 压头较高且可以改变。采用高精度传感器和先进的数据采集器, 能同时完成流量、压差、温度等数据的采集, 提高了测试精度和自动化程度。设备控制和调节均通过控制柜上的触摸屏和调节表实现, 测试软件功能强大操作简便, 提高了阀门流量流阻测试效率和自动化水平。

参考文献

[1]杨源泉.阀门设计手册[M].北京:机械工业出版社, 1992.

[2]涂光备.供热计量技术[M].北京:中国建筑产业出版社, 2003.