试验系数（精选九篇）
试验系数 篇1
在压缩机模型级及压缩机的热力性能试验测试中, 温度测量是一个必不可少的关键要素。尤其是各截面气流参数的准确测定直接影响压缩机模型级和压缩机的最终测试结果的准确性。
为了准确的测量气流温度, 我们可以使用总温探针进行温度测量, 但由于总温探针的感温元件需暴露在气流中, 十分容易损坏。而用带保护套的热电阻 (或热电偶) 温度传感器进行温度测量, 由于插入气流的温度传感器 (保护套) 总是对气流有扰动作用, 而且温度传感器 (保护套) 与气流之间总存在相对速度, 改变了温度传感器附近气流的局部速度, 所以, 直接测量出气流温度实际上是无法实现的。因此, 我们引入温度恢复系数对所测温度值进行修正, 以求达到准确测量。对于特定的温度传感器而言, 其温度恢复系数需要进行试验标定。
1 原理
气流静温Ts就是插入气流中的无散热的温度传感器的感温元件随气流一起移动 (感温元件与气流没有相对运动) 时的平衡温度。气流总温To就是气流的滞止温度。在稳定流动中, 滞止温度的变化可以用来度量热或功的转移。在实际操作条件下, 对于测量而言, 滞止温度比气流静温更容易实现。气流总温和气流静温之间的关系为:
其中:To为气流总温, Ts为气流静温, c为气流速度, Cp为定压比热, k为绝热指数, M为气流马赫数。
实际温度测量过程中, 由于感温元件引起的气流扰动, 这个扰动尤其在相对较小的通道内对整个流动可以产生一个显著的影响, 所以, 由热感受器 (热电阻温度传感器等) 所读出的温度值既不是气流的总温To, 也不是气流的静温Ts, 而是介于这两者之间的一个有效温度Tp。即:
为了评价在气流中测量温度的热传感器 (热电阻温度传感器等) 的品质, 更准确的进行温度测量, 引入温度恢复系数 , 定义为:
根据伯努利方程式, 气流速度为:
其中:Po为气流总压, Ps为气流静压
气流马赫数为:
其中:R为气体常数
2 试验装置
对于特定的热电阻温度传感器, 其温度恢复系数需要试验进行标定, 我们设计了一套试验装置。利用一台压缩机为其提供风源, 压缩机出口接调节阀门和连接管道。用管道将气流引入风室, 为了得到相对稳定的流场和很低的气流速度 ( 5 m/s) , 风室的容积需要设计的较大, 且截面积较大 (远大于后面喷嘴的截面积) , 在风室末端接截面积较小的喷嘴, 气流由喷嘴流向大气, 可以得到较高的稳速气流。
由于在风室和喷嘴之间无外加功, 在忽略风室和喷嘴散热 (风室和喷嘴外壁进行保温处理) 的情况下, 我们可以在风室内测得气流总温和气流总压。将热电阻温度传感器置于喷嘴出口, 所读出的温度值即为有效温度。气流静压为大气压力。
3 标定试验
我们通过调节风源压缩机的转速和压缩机出口连接管道上的调节阀门开度, 从而改变进入风室和喷嘴气流的流量、压力、温度, 可以测得不同工况点的相关测试参数。利用上述原理公式计算即可绘制出特定热电阻温度传感器温度恢复系数对应气流马赫数 (或气流速度) 的特性曲线 (见表1) 。
4 结束语
在压缩机模型级和压缩机的热力性能试验中, 气流连续流动是必须的。由于温度恢复系数的引入, 我们可以利用常规的带保护套的热感受器 (热电阻温度传感器) 代替受气流冲击容易损坏的总温探针进行温度测量, 降低试验成本。特定热电阻温度传感器通过温度恢复系数的试验标定, 提高了温度测量的准确性, 进而保证了压缩机模型级和压缩机最终试验结果的准确性。
参考文献
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太湖流域生猪排污系数测算试验研究 篇2
太湖流域生猪排污系数测算试验研究
摘要：在太湖流域选择代表性较强的生猪养殖场作为试点,设置成乳猪、保育猪、育成猪三个产排测算监测点,获取三种类型生猪养殖污染物的排放规律和流失系数,构建污染物负荷测算方法,为常州市乃至太湖流域生猪污染源调查数据测算以及农业面源污染防治提供依据.作 者：蒋治国 王博超 吴冬梅 堵燕钰 李鑫 作者单位：常州市农(渔)业生态环境保护监测站,江苏常州,213001 期 刊：环境与可持续发展 Journal：ENVIRONMENT AND SUSTAINABLE DEVELOPMENT 年，卷(期)：2010, 35(2) 分类号：X502 关键词：生猪 排污系数测算 排放规律 试验试验系数 篇3
摘 要：为了研究多分裂导线静力风荷载，进行了原尺寸刚性节段模型测力风洞试验，计算得到了多种直径导线阻力系数，并分析了包括雷诺数效应、屏蔽效应等因素对其结果的影响.研究结果表明，导线阻力系数试验结果较规范取值小，且由于导线表面粗糙度及紊流度的增加，会使其临界区雷诺数范围提前，尽管导线雷诺数处于名义的亚临界区域，其阻力系数依然随雷诺数变化比较敏感.对于多分裂导线而言，由于上游导线的遮挡干扰，导线整体阻力系数有所降低，必须考虑这种屏蔽效应的影响.拟合得到了考虑雷诺数效应以及屏蔽效应在内的输电导线阻力系数经验公式，为输电导线静力风荷载的计算提供一定的参考.
关键词：多分裂输电导线；风洞试验；阻力系数；雷诺数效应；屏蔽效应；经验公式
中图分类号：TU312.1； TU972.8 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）03-0032-09
与一般的土木工程结构不同，输电线路是由导、地线和各个输电杆塔连接而成的耦联体系，塔高由几十米到数百米，输电线跨度由几百米到上千米，深山峡谷和大江大河之间塔高和导线跨度更大.随着多分裂导线的应用及导线跨度的增加，导线本身的风荷载占输电塔线体系整体风荷载的比重越来越大，一般来说，对于数百米跨度的多分裂导线输电线路，作用在导线上的风荷载往往会高达输电塔总体风荷载的60%～80%[1]，由此可见，输电杆塔所受的风荷载主要来自于输电导线而非输电杆塔自身.强风作用下，特别是覆冰情况下，导线传递给输电塔的不平衡张力会引起输电塔的破坏[2]，因此，了解输电导线的静力和动力风荷载，是进行输电塔可靠度分析的重要基础[3]，对于输电塔线体系的结构设计尤为重要.然而，国内外现行规范[4-8]有关多分裂导线静风荷载的取值却不尽合理，主要存在以下两点不足：其一，没有考虑雷诺数效应的影响，阻力系数的取值与风速无关，始终取某一定值；其二，没有考虑多分裂导线屏蔽效应的影响，分裂导线的总风荷载是以分裂导线数量乘以单根导线风荷载得到.对于低电压等级的线路，导线直径较小，分裂根数较少，其屏蔽效应相对较弱，可以忽略分裂导线的屏蔽效应对导线风荷载的影响.然而，对于特高压输电线路而言，所使用的导线直径可高达52.8 mm，且分裂数量也达到8分裂之多，其屏蔽效应不容忽视.鉴于此， Wardlaw等[9]进行了2，4，6 和8 分裂导线的刚体静力试验以及3 维气弹试验，研究了分裂导线之间的干扰效应以及该效应对导线振动的影响.Ball等[10]分析了可能引起导线阻力系数风洞试验测量误差的多种原因，包括端部连接方式、长度与直径的比值（长宽比）等.蔡萌琦[11]等通过风洞试验测试获得在不同风速和风攻角下4分裂导线的风压阻力系数，同时采用数值模拟方法计算得到与试验模型对应的导线阻力系数，认为在计算多分裂导线的风压时，导线阻力系数按国内现行标准取值可能偏大而过于保守.张素侠等[12]通过数值模拟对4分裂导线阻力系数进行了计算，并分析了影响阻力系数的多种原因.谢强等[13-14]研究多分裂导线的整体阻力系数随迎风角度、导线直径、风速、紊流度、分裂数等的变化规律，研究结果表明对于大截面多分裂导线，特别是特高压的8分裂导线阻力系数的取值，可以考虑导线之间的遮挡效应造成的阻力系数的减小这一有利因素.尽管对导线阻力系数的既有研究均证实规范取值偏于保守这一事实，且从多分裂导线屏蔽效应的角度分析了影响阻力系数的重要原因，但是总体而言，对屏蔽效应的分析还不够系统和完善，仅初步认识了屏蔽效应对阻力系数的影响，但并没有定量分析影响屏蔽效应本身的多种因素以及考虑这些影响因素情况下的导线阻力系数计算方法.
基于此，本文在既有研究的基础上，进行了单根导线及多分裂导线刚性节段模型测力风洞试验，将包括风速、紊流度、导线截面直径、导线分裂间距以及分裂根数等对阻力系数的影响因素归结到雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行分析，并从导线结构参数及流场特性两个方面对屏蔽效应进行了分析，最后提出了考虑雷诺数效应及屏蔽效应的阻力系数拟合公式，该经验公式物理意义明确，可以为多分裂导线结构设计提供一定的参考.
1 导线刚性节段模型测力试验设计
1.1 模型制作
本文以5种不同技术参数的特高压输电导线为蓝本，制作了几何缩尺比为1∶1，节段长度为0.5 m的刚性导线模型.考虑到刚性节段模型刚度和外形的影响，采用铝管作为内核模拟实际导线的钢芯，橡胶螺纹模拟实际导线的外形.橡胶螺纹模拟实际导线最外围的单根铝线的直径，为了精确地模拟实际导线外形需考虑橡胶条螺纹缠绕时的节径比.绞线中每层的任何一根单线都是按一定的绞制角度环绕一中心线作螺旋状绞捻的.按照相关技术参数规定，节径比一般取10～12，本次试验拟用节径比为11，其对应的捻角（捻股时铝线中心线与中心线之间的夹角）为74.1°.导线模型横截面如图1所示.1.2 固定端板设计
本次试验涉及的多分裂导线的具体分裂数目为4，6，8 分裂，4分裂底盘采用铝材制作，6和8分裂底盘采用刚度较大的有机玻璃制作而成，并进行了内部镂空和周边倒角处理，使气流可以平稳地分离，保证刚度的同时减小底盘对风场的干扰.底盘上分裂导线布设的位置分别留内丝，以便与导线下端的外丝牢固结合.为了考察导线分裂间距对阻力系数的影响，在设计底盘时，预留导线的分裂间距分别为200，250，300，400，450和500 mm.3种多分裂底盘平面如图2所示.
2 风洞试验
2.1 风场模拟
试验在武汉大学WD-1风洞中进行.模拟了均匀流场以及采用布置横向和竖向格栅的方法模拟5%和9.5%两种典型均匀紊流场.9.5%紊流度的均匀紊流场格栅布置方式及模拟结果如图3所示.
2.2 试验工况
在3种紊流场下，分别进行了上述5种型号单根导线刚性节段模型测力试验，并对LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45两种型号的模型导线进行了4，6和8分裂3种分裂根数的测试，其分裂间距为200～500 mm.试验风速为5～30 m/s.采用测力天平测试导线基底力，采样频率500 Hz，采样时间90 s，样本容量45 000；采用眼镜蛇探头测试流场风速，采样频率625 Hz，采样时间31.13 s，样本容量19 456.模型风洞试验如图4所示.为了考虑实际导线在风荷载作用下的偏转问题，本文分别设计了4，6和8分裂导线模型风攻角工况，如图5所示.试验结果采用一次消去法剔除底盘所受的风荷载，从而得到作用于导线上的荷载.
3 试验结果及分析
由于本次试验所涉及的导线型号以及考虑的因素较为全面，试验工况设置较多，限于篇幅，在分析导线阻力系数的影响因素时，本文仅给出了几种典型导线的试验结果，这些结果均具有类似于所有工况的普遍规律.
3.1 试验结果与规范对比
中国《重覆冰架空输电线路设计技术规程》[4]、《110～750 kV 架空输电线路设计技术规范》[5]和《1 000 kV 架空输电线路设计规范》[6]规定导线或地线的阻力系数Cd取值为：当线径小于17 mm 或覆冰时（不论线径大小）应取1.2；线径大于或等于17 mm 时，取1.1.ASCE[7]与IEC[8]规定，导线的阻力系数统一取1.0，但是有直接测量结果或者有风洞试验结果的可按照测量或者试验结果取值.
按照中国规范的规定，本次试验所涉及的5种导线直径均大于17 mm，因此单根导线的阻力系数取值应该为1.1，对于多分裂导线规范取值应该在单根导线的基础上乘以导线的分裂根数得到，多分裂导线阻力系数的取值与单根导线没有实质分别.事实上，对比阻力系数的试验结果与规范取值（如图6与图7所示）可知：在均匀流场中，相同间距，不同风速的条件下，阻力系数的试验值明显小于规范值，且多分裂导线试验值与规范值的差值比单根导线试验值与规范值的差值大得多.整体上看，随着风速的增加，导线阻力系数试验值与规范值的差值增大，并趋于稳定.在高风速下，LGJ-630/45单根、4和8分裂导线试验值与规范值的差值分别稳定在19.25%，25.8%，29.85%附近，JL/G3A-1000/45单根、4和8分裂导线试验值与规范值的差值分别稳定在19.44%，26.92%，30.25%附近.因此，按照现行规范对多分裂导线阻力系数取值是偏于保守的.实际上，阻力系数试验值与规范值间的差异，在Shan[15]和Landers等[16]的研究中也被证实，这种差异被认为是由于实测线路中沿整跨导线风场的速度、风向、湍流度不同导致的.本文将针对这种差异从雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行分析.但在Shan 的研究中同时发现，将在风洞中测量导线阻力系数的装置置于真实大气环境中测得的结果与风洞试验的结果相比具有足够的精度[15].
3.2 阻力系数雷诺数效应分析
如前所述，国内外规范阻力系数取值的限定条件仅仅与导线的截面直径有关，当导线截面直径确定后，无论在何条件下，导线的阻力系数均取一定值.然而，试验结果表明导线的阻力系数随风速与导线截面直径的变化存在较大差异.图8给出了均匀流场中，单根导线阻力系数随风速及导线截面直径的变化情况，其他流场下阻力系数的变化规律类似，本文不再赘述.可知：低风速时，导线的阻力系数呈降低趋势，当风速达到17 m/s左右时，导线的阻力系数略有增大，但增大的幅度很小，基本趋于稳定，导线阻力系数随风速的变化存在一个使得阻力系数趋于稳定的临界风速；导线阻力系数随其截面直径的增大而降低.
上述分析表明，尽管导线雷诺数处于亚临界范围（Re<105），其阻力系数仍然对雷诺数的变化比较敏感，其原因为圆截面结构表面的粗糙度以及流场的紊流度会影响雷诺数效应，即随着结构表面粗糙度的增加以及紊流度的增加，其所谓的有效雷诺数也会随之增加，阻力系数随雷诺数变化由亚临界向临界区转变的范围将被提前，使得导线雷诺数提早落入临界区.文献[17]的研究也证实了圆截面结构阻力系数随雷诺数的变化规律受结构表面粗糙度和结构所处流场的紊流度影响较大，其结论与本文研究结果一致.
3.3 阻力系数屏蔽效应分析
对于多分裂导线而言，各导线间存在干扰，使得其整体的阻力系数有所降低，这种由于多分裂导线间相互干扰引起的阻力系数降低的效应定义为导线阻力系数的屏蔽效应.图10给出了3种流场下，LGJ-630/45四分裂导线模型阻力系数随分裂间距的变化情况.图11给出了2种型号多分裂导线模型分裂间距为400 mm时，阻力系数随分裂根数的变化规律.可知：阻力系数随导线分裂间距的增大呈递增趋势，随分裂根数的增多呈下降趋势.总体而言，在分析导线屏蔽效应时，导线的分裂间距与分裂根数是需要考虑的两个重要因素.
本文以多分裂导线阻力系数与单根导线阻力系数的比值，即屏蔽效应系数来表征屏蔽效应的影响程度.一般而言，屏蔽效应系数小于1，越接近1说明屏蔽效应越不明显.屏蔽效应系数表示为：
Cs=多分裂导线整体阻力系数单根导线阻力系数×分裂根数.（2）
试验结果表明，多分裂导线的阻力系数与其分裂根数以及分裂间距有关，本文仅给出了导线LGJ-630/45和JL/G3A-1000/45在30 m/s时，即阻力系数基本稳定后，9.5%紊流度均匀紊流场中，高风速下的屏蔽效应系数随分裂间距与分裂根数的变化情况，如图12所示.可知：在其他条件不变的情况下，多分裂导线的屏蔽效应系数随分裂根数的增加而降低，随分裂间距的减小而降低；当分裂间距为500 mm时，导线的屏蔽效应系数接近于1，即：此时导线的屏蔽效应不再显著；对于两种型号导线而言，相同分裂间距下，直径较大的屏蔽效应更为明显，本文所涉及的试验工况中，这两种型号屏蔽效应系数最小值分别为0.83和0.77.
除了导线分裂特性会影响其阻力系数的屏蔽效应以外，流场的紊流特性同样也不可忽略，即随着风速的变化，导线的屏蔽效应会有所不同.图13给出了LGJ-630/45的4分裂导线模型屏蔽效应系数随风速的变化情况.由13图可看出，与阻力系数的雷诺效应相似，屏蔽效应系数随风速的变化同样存在一个临界风速，在此临界风速之前，屏蔽效应系数增幅较快，此后屏蔽效应系数呈降低趋势，但降幅并不显著，因此流场特性，特别是雷诺数引起的来流与结构间的流动特性对屏蔽效应的影响同样是需要考虑的另一重要因素.
此外，在风荷载作用下，实际导线会发生偏转，致使来流风攻角发生变化，从而使得屏蔽效应的影响程度有所差异.图14给出了LGJ-630/45型号4，6和8分裂导线不同风攻角下，阻力系数随风速的变化情况.可知，风攻角发生变化，在整体的迎风面上的导线数量也会发生变化，整体迎风面上的导线数量越多，屏蔽效应越明显，阻力系数就越小.从大小上来看，其他风攻角的阻力系数大体为0度风攻角阻力系数的1.1倍.尽管本文研究了不同风攻角对阻力系数的影响，但可能不足以涵盖其风攻角影响的最不利情况，因此这一方面有待进一步完善.
5 结 论
通过刚性模型测力风洞试验，对5种截面单根导线以及2种截面多分裂导线阻力系数从雷诺数效应和屏蔽效应两个方面进行了分析，得到以下主要结论：
1）无论是均匀流场还是均匀紊流场，导线阻力系数的雷诺数效应非常明显，存在一个临界雷诺数界限，使得导线阻力系数由急剧减小到趋于平稳的转变.
2）紊流度和导线表面的螺纹会引起雷诺数效应的变化，使得导线阻力系数随雷诺数变化的临界雷诺数范围有所提前，即尽管导线的雷诺数在104～105内，导线的阻力系数依然对雷诺数比较敏感.
3）多分裂导线的屏蔽效应比较显著.多分裂导线的分裂间距与直径之比、分裂根数以及流场特性是评估屏蔽效应影响程度的重要因素.分裂间距与直径的比值越大，屏蔽效应对阻力系数的影响就越为显著，分裂根数越多屏蔽效应越严重.
4）现行规范没有考虑阻力系数的雷诺数效应以及多分裂导线阻力系数的屏蔽效应，使得阻力系数的取值偏于保守.
5）提出了考虑雷诺数效应及屏蔽效应的多分裂导线阻力系数的经验公式，此公式可为多分裂导线结构设计提供一定参考.
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混凝土导热系数试验研究 篇4
导热系数是分析混凝土结构的温度场的重要参数, 其测量方法主要可分为两类:稳态法和非稳态法。稳态法主要包括无限大平板层法、无限长圆筒层法以及球体层法, 这些方法用在混凝土导热系数的测量上都不是很方便和合适。因此测量混凝土的导热系数一般都用非稳态法。
为了对不同温湿度条件下混凝土导热系数的计算值有一个基准值来做比较, 本文采用SEI-3型准稳态法热物性测定仪在常温常湿的环境条件下对经过烘干的混凝土试块进行了导热系数测定。
(一) 测试原理
根据导热理论, 对厚度为2δ, 初始温度为t0, 导热系数为λ, 导温系数为α的无限大平板, 当其两表面用恒热流密度qw加热时, 平板内任意点的温度可表示为:
当加热经过一段时间后, 即F0>0.5时, (1) 式中的级数项便可略去不计了。这时可得简单的关系式
由 (2) 式可见, 板内各点温度随时间是线性变化的, 而与板面垂直的坐标X是成抛物线关系的。这就是不稳定导热达到准稳态时的温度场特征。对于X=±δ的加热面和X=0的中心面, 上式分别写成
由上面两式可得导热系数为
式中, Δt=tw-tc——同一瞬时加热面与中心面间的温差, ℃;
qw——单位面积平板表面所获得热流量, W/m 2;
δ——平板的半厚度, m。
因为从不稳态导热达到准稳态时, 板内各点的温度是随时间线性变化的。也就是说, 此时板内各点温度对时间的变化率是相同的, 故只要测出中心面 (或加热面) 的温度变化率, 就可以按定义写出比热容的计算式
式中, ρ——混凝土的密度, Kg/m 3;
(δ⋅t/Δτ) c——中心面的中心温度变化率, ℃/s。按定义, 材料的导温系数可表示为
(二) 不同环境温湿度组合条件下导热系数的计算
实验中, 温度响应试块的尺寸为250 mm×150 mm×150mm, 对于六面体这种特殊多维体的非稳态导热, 从结构上可以把它们看成是由三个大平板垂直相交截出的。数学上已证明, 这些组合体上任意点在任意时刻的无因次过余温度θ/θ0恒等于该点在各个垂直相交的形体上对应点的无因次过余温度 (θ/θ0) i的乘积, 其数学表达式如下:
各个形体上的无因次过余温度可以用查图方法解出, 那么根据“乘积法”原理, 组合体也可解出其无因次过余温度。
这里, 用无因次数分别表示如下:
按式 (9c) 绘制成的图叫大平板中心过余温度诺谟图。诺谟图是把数学分析解的结果绘制成图, 查这些图便可解出温度。利用图中查出的θ (0, τ) /θ0, 可以算出中心面上任意时刻的过余温度和温度。
按式 (9d) 绘制成的图叫大平板距离诺谟图。单独使用此图无法直接解出任意时刻θ (x, τ) 的值。因为仅知θ (x, τ) /θ (0, τ) 的比值, 而θ (x, τ) 和θ (0, τ) 都是未知的。只有查出θ (x, τ) /θ (0, τ) 的比值并结合查出的θ (0, τ) /θ0的比值, 才能解出任意位置任意时刻的过余温度, 见下式:
本文中, 基于上述试验测得的数据, 用反推的方法求得不同温湿度条件下混凝土的导热系数值。
已知条件:混凝土试块厚度2δ, 混凝土的内部初始温度t0, 人工气候试验箱环境温度t∞, 环境与混凝土间的表面传热系数h。为了使不同温湿度条件下导热系数计算结果具有可比性, 我们取实验过程中经过相同时间后的温度数据来进行计算, 这里取65min时的记录数据, 见表1:
人工气候试验箱温度45℃、湿度70%时, t∞=18.0℃, t∞=45℃, 2δ=0.15m, 20mm处, x=0.075-0.020=0.055mm, 75mm处, x=0mm。其计算过程如下:
根据式 (9) , 可得:
根据大平板距离诺谟图, 得到:
由前面可知, 混凝土表面对流传热取值公式建议为:hc=6.02+3.46v;混凝土表面总的表面传热系数取值公式建议为:h=12.47+3.33v (式中v代表风速, 单位m/s) 。这里, 我们取h=25W/ (m2·K) 。
可求得:
λ=0.59×25W/ (m2·K) ×0.075m=1.11W (m·K) 取混凝土的ρ=2300kg/m3, c=920J/ (kg·k) , 可进一步算得混凝土的导温系数为:
同样, 可以分别算出不同温湿度条件下混凝土的导热系数值和导温系数值, 结果见表2。
(三) 测试仪器与步骤
实验设备包括SEI-3型准稳态法热物性测定仪、计算机和实验控制软件, 如图1所示。SEI-3型准稳态法热物性测定仪内实验本体由四块厚度均为δ、面积均为F的被测混凝土试块重叠在一起组成。在第一块与第二块试材之间夹着一个薄型的片状电加热器;在第三块和第四块试材之间也夹着一个相同的电加热器;在第二块与第三块试材交界面中心和一个电加热器中心各安置一对热电偶;这四块重叠在一起的试材的顶面和底面各加上一块具有良好保温特性的绝热层, 然后用机械的方法把它们均匀地压紧。电热器由直流稳压电源供电, 加热功率由计算机检测。两对热电偶所测量到的温度由计算机进行采集处理, 并绘出试材中心面和加热面的温度变化曲线。
实验的主要步骤如下:
1.任选4块温度响应试块, 切割并加工出8块大小为100mm×100mm×17mm的混凝土板块, 尺寸完全相同, 表面平整, 如图2所示;
2.将板块置于105±5℃的鼓风干燥箱中干燥至恒重, 待板块温度恢复正常, 取出用游标卡尺对混凝土的厚度进行测量并用天平对其称重;
3.将其中4块混凝土板块按实验要求装入SEI-3型准稳态法热物性测定仪实验本体内, 接通测定仪电源, 在计算机进入软件系统后, 输入相关参数, 按给出的加热电压调节SEI-3测定仪的电压调节旋钮, 使加热电压在加热器预加电压值附近, 即可进行实验;
4.测量开始后, 观察加热表面和绝热表面的温度变化过程, 当两表面的温差基本不变时, 即温差曲线走平时, 表明不稳态导热达到准稳态时的温度场特征, 实验可结束。
(四) 测试结果与分析
从SEI-3型准稳态法热物性测定仪数据界面图3可知, 冷热面的温度差从第150个测试点已经非常稳定, 因此, 测试结果从智能起点第154个点取值, 至计算终点第501个点结束, 按式 (7) 计算导热系数, 试验结果见表3。
从表3可知, 试块混凝土材料的导热系数为1.054W/ (m⋅K) 。与计算值相比, 要小一些。分析认为, 导热系数受到混凝土孔隙水饱和度的影响, 通常情况下, 液体的导热系数远大于气体的导热系数, 所以混凝土孔隙水饱和度大时, 代表着混凝土内液相的增加, 混凝土的导热系数随之增大。在导热系数测定实验时, 混凝土试材是经过烘干以后的, 其孔隙水饱和度非常小, 所以测得的导热系数也较小。而在实际情况下, 必须对试验测得的导热系数进行修正。
(五) 结论
本文基于实验测定的温度分布, 计算得出混凝土材料的导热系数, 并与经过实验测定的导热系数作了比较, 结果表明:混凝土材料的导热系数随其孔隙水饱和度的增加而增加。因为实验测定导热系数时混凝土材料一般是经过烘干的, 所以在实际情况下, 必须对试验测得的导热系数进行修正。至于如何修正, 可在下一步的研究中展开相关试验。
摘要：导热系数是分析混凝土结构受温度变化而产生变形及破坏的重要参数。文章根据稳态法理论应用恒热流准稳态平板法对混凝土的导热系数进行了测量, 并对测量结果和理论计算结果进行了对比分析, 为进一步获得较为符合实际的导热系数提供了方法和依据。
关键词：导热系数,混凝土,试验研究,恒热流准稳态平板法
参考文献
[1]刘文燕, 赵勇.混凝土结构基本热工参数研究进展[J].第十三届全国结构工程学术会议论文集, 2004:88-92.
[2]刘照球.混凝土结构表面对流换热研究[D].上海:同济大学, 2006.
重塑黄土渗透系数的试验研究 篇5
1 材料与方法
1. 1 试验材料
试验所用黄土取自太原市东山某地,取土深度5 m,为粉土,此原状土的基本性质见表1。
1. 2 试样制备
重塑土: 取适量黄土,揉碎,放于100 ℃ 的烘箱中烘烤24 h,充分烘干后取出,过0. 5 mm筛,然后参考原状黄土的孔隙比,分别制孔隙比围绕原孔隙比对称同间隔分布的两对土样,分别为e1= 1. 138、e2= 1. 038、e3= 0. 938、e4= 0. 838、e5= 0. 738 以及最大干密度时的孔隙比e6= 0. 563 共六组重塑土样,控制含水率与原状土相同为16. 3% 。制成D5cm × L10 cm的土柱,首先取相应孔隙比对应的烘干土和自来水,充分搅拌均匀后分五层放入盛桶,控制好每层土的下沉尺寸,用击实仪采取多次、低高度的方法击实土样［11］,用推土仪取出放于盛模桶中,之后放入真空容器中注水充分饱和土样。
原状土: 取适当大小的原状土块,放于削土仪上,按D5 cm × L10 cm的尺寸削土,削好取出并放于盛模桶中,同样放入真空容器注水饱和。
1. 3 渗透试验
渗透仪采用美国引进的环境岩土柔性壁渗透仪,图1 为柔性壁渗透仪结构示意图,它在传统的三轴压力室上改良而成［12］。土样的顶面和底面分别放上滤纸和透水石,侧面包裹乳胶薄膜并用橡胶圈套住上下薄膜口,之后压力室充满水,在围压与反压的压力差下,使薄膜紧贴土样,最终达到减小或消除传统的刚性壁渗透仪中存在的侧壁漏水问题,极大提高渗透试验精度。
参照标准［13］测定重塑黄土的渗透性能,本试验采用常水头法测土样的渗透系数,计算公式为［1］:
式( 1) 中,k为渗透系数,cm/s,ΔQ为 Δt时间内流过土柱的水流量,cm3,L为土样的长度,cm,A为土样的截面积,cm2,Δt为发生 ΔQ所需时间,s,ΔP为产生水头差相对应的压强,k Pa,ρ 为4 ℃ 水的密度,g / cm3,g为重力加速度,10 N/kg。
由于温度对渗透系数的影响需乘以温度调整系数RT［3］:
式( 2) 中,k20为修正后的20 ℃ 下的渗透系数,cm/s,RT为将水温按20 ℃ 修正的系数,T为渗透阶段的水的温度,精确到0. 1 ℃。
首先控制渗透室的围压始终高于渗透压30 k Pa以防止土体破裂,土样上部反压和底部反压分别施以100 k Pa压强充分饱和,待饱和后,土样上部压强保持100 k Pa不变,设置十组不同的正反压强差,分别为10 k Pa、20 k Pa、30 k Pa、40 k Pa、50 k Pa、100k Pa、200 k Pa、300 k Pa、400 k Pa、500 k Pa,每次待渗透速率稳定之后记录数据,然后按压强差逐级增加底部压强至600 k Pa,分别测试在十组压力差下的渗透速率。之后再逐步逐级减压至压强差为10 k Pa,测同一试样的渗透速率。作为基本对比,同样方法测原状土的渗透速率。最后计算不同土样在不同压强下的渗透系数［14］。
2 试验结果与分析
图2 中的单独点为原状土的渗透系数,图4 ~图6 中e7曲线为原状土的渗透曲线。以原状土的实验数据为参考,分析重塑土渗透系数的变化。
2. 1 孔隙比对渗透系数的影响
参照标准,重塑土在标准试验条件下的渗透系数变化,取渗透压30 k Pa下渗透系数规律如图2 所示,可以看出孔隙比e = 0. 938 重塑土的渗透系数为4. 7 × 10－ 6cm / s远大于原状土的渗透系数9. 8 ×10－ 7cm / s,约为其5 倍,这是因为土样本身的孔隙比较大,对于重塑土,其颗粒组成非常单一,土中孔隙较大且均匀,可以有效地发生渗流,使水在渗透压下快速地通过土体,而对于原状土,其颗粒级配良好,孔隙分布不均,没有有效的渗透孔道,水在渗透过程中受到一定的阻力,所以渗透系数较同孔隙比的重塑土要小的多。如图2 所示,对于不同孔隙比重塑土,当孔隙比0 < e < 1. 038 时,重塑土的渗透系数是随孔隙比增大而增加的,而在0 < e < 0. 838 时,渗透系数增加缓慢,在0. 838 < e < 1. 038 时,渗透系数增加比较迅速,这是因为当孔隙比较小时,土的密实度比较大,土中孔隙较少,不能形成较有效的渗透通道,只能通过微弱的渗流完成渗透过程,所以渗透系数增加缓慢; 当孔隙比达到某一范围的值时,土中孔隙较大,可以形成有效的渗透孔道,这样可以让大量的重力水发生渗流,所以渗透系数有明显的增加; 当1. 038 < e < 1. 138 时,渗透系数随孔隙比的增加而迅速减小。造成这种现象产生的原因是: 当孔隙比过大时,在饱和状态下的土体结构难以支撑自身和水的重力以及附加水的压强的作用,发生变形,这样不仅使土的渗流孔隙减少,而且会破坏原有的渗流孔道,所以渗透系数不会随孔隙比的增加而一直增大,到达某一值后会迅速减小。试验完成之后分别测定了各土样的高度变化,对应各孔隙比分别为he1= 1. 5 mm、he2= 2. 2 mm、he3= 4 mm、he4= 7 mm、he5= 9 mm、最大孔隙比对应土样取出含水量过大,呈淤泥状,不能成型。变形度( hx/ H) 分别为0. 015、0. 022、0. 04、0. 07、0. 09,最大孔隙比土样作废。
六组不同孔隙比下重塑土渗透系数随渗透压强不同的散点分布图如图3 所示。在压强从10 k Pa增加到500 k Pa的过程中,孔隙比为e6= 0. 563、e5=0. 738、e4= 0. 838 的重塑土的渗透系数变化幅度较小,孔隙比0. 563、0. 738 时重塑土的最大渗透系数为最小渗透系数的5 倍左右,0. 838 时的最大渗透系数为最小渗透系数的20 倍左右,相对稳定; 孔隙比为e3= 0. 938、e2= 1. 038、e1= 1. 138 时的重塑土的渗透系数变化范围较大,0. 938 时的渗透系数最大值为最小值的40 倍,1. 038 时的渗透系数最大值为最小值的60 倍,1. 138 时渗透系数最大值为最小值的25 倍,幅度相对太大,不稳定。造成渗透系数大幅度变化的原因是土的结构的破坏,图3 可看出孔隙比为1. 138 和0. 838 时的渗透系数变化范围比较接近,孔隙比较大的重塑土( e1= 1. 138) 的渗透系数相对于孔隙比较小的重塑土( e2= 1. 038 和e3=0. 938) 的渗透系数变化小得多,这是由于其本身土体在渗透前已经在自重应力和水应力作用下产生了破坏造成的。综上,适当大小的孔隙比对于土体的稳定性以及渗透速度的估算及测量是有益的。
2. 2 加压阶段渗透压对渗透系数的影响
不同孔隙比重塑土及原状土在加压过程中渗透系数的变化如图4 所示,随压强增大,渗透系数的整体变化均呈减小走势,以原状土为分界线,孔隙比为e1= 1. 138、e2= 1. 038、e3= 0. 938 时渗透系数先变大,最大值时渗透系数骤降,最后趋于稳定。当e4=0. 838、e5= 0. 738、e6= 0. 563 时,重塑土的渗透系数随压强的增大呈稳定的缓慢减小趋势,全部孔隙比的重塑土渗透系数最终均稳定于1. 5 × 10－ 7cm / s左右。造成此结果的原因是: 当孔隙比较大时,重塑土的土体结构不稳定,刚开始土体结构可以承受自身重力和饱和土水重力的强度,所以随水头差增大毛细水和重力水的渗流速率会增加以及渗透逐渐克服水的黏滞力的影响,所以渗透系数会短暂增加,当压强再增大,土体结构难以承受自身和水重力以及附加压力的作用,产生破坏,导致孔隙减小,渗流孔道破坏,渗流系数迅速减小; 当小孔隙比时,土的密实度比较大,土体结构也相对稳定,加压过程中,土体只会产生较小的变形,使孔道减小,所以渗透系数只是有微小的减小趋势。
2. 3 卸压阶段渗透压对渗透系数的影响
不同孔隙比重塑土及原状土在卸压过程中渗透系数的变化如图5 所示。此时,无论是较大孔隙比的重塑土还是小孔隙比的重塑土,都没有发生较大的渗透系数的变化,处在较稳定的状态,同样按照图4 的划分标准将曲线划分为两类不同的变化曲线,大孔隙比的e1、e2、e3及e7( 原状土) 渗透系数变化曲线分别在2. 3 × 10－ 7cm / s、1. 7 × 10－ 7cm / s、0. 7 ×10－ 7cm / s、3. 8 × 10－ 7cm / s附近摆动; 小孔隙比的e4、e5、e6渗透系数变化曲线分别稳定在0. 5 × 10－ 7cm / s、0. 2 × 10－ 7cm / s和0. 06 × 10－ 7cm / s。此现象的原因是: 大孔隙比的重塑土的土体结构已经发生破坏,处于不稳定状态,在渗流水对土的影响、土体回弹、毛细现象等复杂因素的影响下,渗透系数呈摆动状态; 不同于大孔隙比重塑土,小孔隙比重塑土的土体结构没有发生质的变化,只是发生了较小的压缩现象,土体较之前更加稳定,所以渗透系数几乎不变。
2. 4 渗透对土体的结构的影响
增、卸压阶段压强和渗透系数的综合变化关系如图6 所示,图6 为图4 增压、图5 卸压结合所得,由于当孔隙比较小时的渗透系数与大孔隙比卸压阶段的渗透系数相近,所以图中纵坐标0 ~ 5 阶段有增压与卸压曲线的重合。图6 反应了各孔隙比下重塑土以及原状土的渗透系数随压强增压与卸压变化的关系曲线: 1压强较小时( 100 k Pa以下) 渗透系数随压强增加而增大,当孔隙比较大时压强在50 k Pa以下时渗透系数和压强呈正相关的关系; 2之后随压强增大,渗透系数迅速减小,压强大于300 k Pa时,渗透系数趋于稳定; 3在卸压阶段,渗透系数呈缓慢减小并趋于稳定的状态。第一阶段渗透系数的增加是由于重塑土渗透孔道的形成,以及水克服黏滞力的原因; 第二阶段的渗透系数骤降是因为土体结构的破坏,土自身孔隙比大,结构不稳定,难以承受较大的压应力,导致土体结构破坏,产生较大变形,破坏渗透孔道,同时土体中孔隙减小; 第三阶段,土体在500 k Pa的较大的压强下达到稳定状态,所以在卸压过程中渗透系数几乎不变。
3 结论
对不同孔隙比重塑土的渗透系数的试验,主要研究饱和重塑土在不同渗透压下,即不同水头差下的渗透系数的变化,同时也研究了在逐级卸压过程中的渗透系数变化。试验结果对于渗透试验的进一步深入和对工程实际问题的应用有参考价值,所得结论如下。
( 1) 孔隙比越大,重塑土的渗透系数越大。当孔隙比较小时,渗透系数随孔隙比增大比较缓慢; 孔隙比较大时,渗透系数增大程度较大; 但当孔隙比过大,饱和重塑土土体产生破坏变形,渗透系数转而减小。渗透压强较大时,小孔隙比重塑土的渗透系数变化较小,大孔隙比重塑土由于土体结构的破坏,渗透系数变化较大。
( 2) 孔隙比较大时,土体的破坏会造成渗透系数的先增大,然后骤降,最后趋于稳定的状态; 孔隙比较小时,土体结构几乎不会破坏,所以渗透系数相对大孔隙比重塑土减小缓慢,较稳定。
( 3) 卸压过程中,土体破坏的重塑土的渗透系数浮动较大,不稳定,而孔隙比较小的重塑土的渗透系数非常稳定,变化很小。较小的孔隙比既能减小渗透系数又不至于产生土体破坏。
支座摩擦系数测试试验研究 篇6
该体育场钢结构工程下部为钢劲性柱、钢骨梁等;上部为罩棚结构。罩棚结构为主结构, 包含主拱、径向桁架、侧向桁架、背拱等, 均为管桁架。主拱拱脚设置预应力拉索。罩棚结构最高点为上罩棚49.3 m, 下罩棚最高点为43.5 m, 主拱最高点为43 m, 主拱跨度280.7 m。其结构采用四边形钢管桁架拱及平面主次桁架体系。拱外侧悬挑的上下罩棚以及拱与剪力墙之间的屋盖采用平面主次桁架, 桁架之间设置斜向撑杆, 在屋盖端部设置环向桁架背拱。对上部罩棚结构的主拱下滑移支座进行自重工况下摩擦系数试验, 对主拱预应力张拉提供技术数据 (图1) 。
2 测试方案
2.1 试验原理
本试验参考《公路桥梁板式橡胶支座》 (JT/T 4-2004) A.4.5方法及原理, 用以实测滑移支座在自重作用下滑动面的综合摩擦系数, 为静摩擦系数。在固定支座两侧安装反力架;拉拔仪通过反力架给滑移支座提供水平推力, 在拉拔仪与滑移支座之间安装压力传感器, 采集支座出现滑移瞬间的水平推力。摩擦系数计算公式:
式中:μf—滑动支座与固定支座之间的综合摩擦系数, 精确至0.01;
H—接触面发生滑动时的水平力 (k N) ;
G—滑动支座自重及附加配重之和 (k N) ;
试验过程应连续进行三次, 取三次结果的算术平均值。
2.2 技术方案
主拱滑移支座现场摩擦系数试验装置主要由拉拔仪、压力传感器及反力架组成。
试验方法:在固定支座两侧安装反力架, 拉拔仪通过反力架给滑移支座提供水平推力, 在拉拔仪与滑移支座之间安装压力传感器, 采集支座出现滑移瞬间的水平推力, 如图2所示。
3 测试步骤
(1) 试验分两组进行, 分别为南端和北端下滑移支座摩擦系数试验, 首先进行南端试验。
(2) 试验前, 现场工作人员对下滑移支座用千斤顶来回左右推动三次, 减小外界的摩擦影响因素。
(3) 试验人员按试验要求安置好试验仪器和装备, 通过拉拔仪对下滑移支座施加缓慢施加压力, 经过传感器采集力值反馈到电脑上。
(4) 通过软件对试验数据进行分析, 在判定为滑动的情况下继续施加力, 直到下滑移支座连续滑动, 待稳定滑移后, 一次试验结束。
(5) 一次滑动试验结束后, 现场工作人员再用千斤顶将移动后的下滑移支座顶回到初始位置, 试验人员重复2、3步骤进行试验, 如此重复三次试验, 得到数据。
(6) 重复试验步骤 (2) ~ (5) , 进行北端下滑移支座摩擦系数试验, 得到数据, 试验结束。
4 数据处理
图3、4、5为南端上下滑移支座 (自重260 k N) 摩擦系数试验的数据, 在图3中, 滑移支座滑移的力值分别为6.69 k N、6.72 k N、6.69 k N。平均值为6.70 k N, 摩擦系数为0.026。图4中下滑移支座滑动的力值分别为7.25 k N、7.68 k N、7.65 k N, 平均值为7.53 k N, 其摩擦系数为0.029。图5中滑动的力值分别为6.73 k N、6.70 k N、6.80 k N, 平均值为6.74 k N, 其摩擦系数为0.026。取三次滑移试验的摩擦系数的平均值作为南端下滑移支座的摩擦系数, 其值为0.027。
图6、7、8为南端上下滑移支座 (自重549.5 k N) 摩擦系数试验的数据, 在图6中, 滑移支座滑移的力值分别为16.11 k N、15.59 k N、15.79 k N, 平均值为15.83 k N, 摩擦系数为0.029。图7中下滑移支座滑动的力值分别为16.92 k N、15.41 k N、15.22 k N, 平均值为15.85 k N, 摩擦系数为0.029。图8中滑动的力值分别为17.42 k N、15.41 k N、15.70 k N, 平均值为16.18 k N, 摩擦系数为0.029。取三次滑移试验的摩擦系数的平均值作为南端下滑移支座的摩擦系数, 其值为0.029。
5 试验室摩擦系数测定
采用相同试验原理在试验室进行支座摩擦系数的测定。
5.1 试验步骤
(1) 将四氟滑板与不锈钢板试样按规定摆放, 对准试验机承载板中心位置, 精度应小于1%的试件短边尺寸。试验时将四氟滑板试样的储油罐内注满5201-2硅脂油;
(2) 将压应力以 (0.03~0.04) MPa/s的速率连续地增至平均压应力, 绘制应力-时间曲线, 并在整个摩擦系数试验过程中保持不变。其预压时间为1 h;
(3) 以 (0.02~0.03) MPa/s的速率连续施加水平力, 直至不锈钢板与四氟滑板试样接触面间发生滑动为止, 记录此时的水平剪应力座位初始值。试验过程应连续进行三次。
5.2 数据处理
摩擦系数应按下列公式计算, 并取三次试验结果的算术平均值:
式中:μf—四氟滑板与不锈钢表面的摩擦系数, 精确至0.01;
τ—接触面发生滑动时的平均剪应力, MPa;
σ—支座平均压应力, MPa;
H—支座承受的最大水平力, k N;
R—支座承受的最大水平力, k N;
A0—支座有效承压面积, mm2。
试验室所得支座摩擦系数三次平均值为0.001。
6 结论
现场测试所得摩擦系数0.027和0.029均比试验室测出数值0.001大接近20多倍。出现此工况, 分析其原因主要有以下几点:
(1) 试验室所做试验中接触摩擦面为水平面, 而现场测试中支座有57°的倾角存在, 实际工况为偏心受压的局部接触面, 非平面受压, 从而引起摩擦系数增大;
(2) 现场测试中由于温度、湿度接触面的清洁面等均均无法达到实验室的状态, 同时雨水渗入支座后有可能使接触面产生粘滞力, 导致摩擦系数偏大。
(3) 现场反应是滑移支座自重工况下实际的静摩擦系数, 实际作用点为预应力钢绞线的作用位置, 试验室反应的主要偏向于四氟板本身的材性摩擦系数, 试验力作用位置较理想, 所以试验室数据比现场数据要小很多。
基于以上分析, 我们在工程设计时对于滑移支座试验室分析仅为参考, 最终所要用的滑移支座摩擦系数要以现场实际工况试验数据为准, 否则可能会出现严重理论与实际的偏差, 进而导致工程事故。
摘要：结合实际工程某体育场钢结构主拱支座摩擦系数测试试验, 阐述了支座摩擦系数测试的相关步骤和要点, 为摩擦系数测试试验提供了参考和依据。
水泥土渗透系数的室内试验研究 篇7
近年来, 水泥土已被广泛用于改善软弱土质堤防、防波堤的堤脚护岸或护坡堤坝的止渗水等, 研究水泥土的渗透特性具有实际意义。本次试验利用中南大学铁道校区后山的粘质土制得不同水泥掺量下的水泥土试样, 对各试样的渗透系数进行了测定。
1 试验操作程序
(1) 根据需要用环刀在垂直或平行土样层面切取原状试样或扰动土制备成给定密度的试样, 并进行充分饱和。
(2) 将装有试样的环刀装入渗透容器, 用螺母旋紧, 要求密封至不漏水不漏气。将渗透容器的进水口与变水头管连接, 利用供水瓶中的纯水向进水管注满水, 并渗入渗透容器, 开排气阀, 排除渗透容器底部的空气, 直至溢出水中无气泡。关排水阀, 放平渗透容器, 关进水管夹。
(3) 向变水头管注纯水, 使水升至预定高度, 待水位稳定后切断水源, 开进水管夹, 使水通过试样, 当出水口有水溢出时开始测记变水头管中起始水头高度和起始时间, 按预定时间间隔测记水头和时间的变化, 并测记出水口的水温。
(4) 将变水头管中的水位变换高度, 待水位稳定再进行测记水头和时间变化, 重复试验5~6次。当不同开始水头下测定的渗透系数在允许差值范围内时, 结束试验。
2 试验数据处理及分析
2.1 计算
按下式计算渗透系数:
式中a——变水头管截面积, cm2;
L——渗径, 即试样高度, cm;
H1, H2——起始和终止水头, cm;
A——试样的断面积, cm2;
t0, t1-分别为测读水头的起始和终止时间, s。
按下式计算标准温度下的渗透系数:
2.2 水泥土的渗透系数与龄期的关系
图1为不同水泥掺量下水泥土试样的渗透系数与龄期的关系曲线 (渗透系数为对数坐标) 。由图1可见, 水泥土的渗透系数随时间的增长逐渐减小, 抗渗能力逐渐增强。特别是在最初的28d以内, 其渗透系数降低较快。由此可见:水泥掺入比对水泥土的渗透系数在初期有明显的影响, 28d以后这种影响逐渐降低。原因是水泥土在水化硬凝过程中能使部分自由水形成结晶水, 结构更加密实, 防渗性能大大提高。
2.3 水泥土的渗透系数与水泥掺入比的关系
图2是水泥土14d龄期的渗透系数与掺入比的关系曲线。由图可知, 水泥土的渗透系数随着水泥掺入比的增加而减小, 且曲线开始阶段较陡, 当水泥掺入比达到20%后, 曲线趋向平缓。
3 结论
(1) 水泥土的渗透系数与时间有明显关系, k随时间的增长逐渐减小, 特别是在最初的28d内, 其渗透系数降低较快。
(2) 水泥土渗透系数随掺入比增加而减少。随着龄期增长和掺入比的加大, 水泥土渗透系数k变化显著。
参考文献
[1]侯永峰、龚晓南:《水泥土的渗透特性》[J].浙江大学学报, 2000, (03) [1]侯永峰、龚晓南:《水泥土的渗透特性》[J].浙江大学学报, 2000, (03)
[2]沈建:《常水头与变水头注水试验的对比分析》[J].江苏水利, 2003, (12) [2]沈建:《常水头与变水头注水试验的对比分析》[J].江苏水利, 2003, (12)
[3]邓争荣:《土体工程勘察中钻孔注水试验渗透系数的计算》[J].长江工程职业技术学院学报, 2004, (01) [3]邓争荣:《土体工程勘察中钻孔注水试验渗透系数的计算》[J].长江工程职业技术学院学报, 2004, (01)
基于注水试验的土体渗透系数计算 篇8
1研究方法
1.1渗透系数计算方法
土体渗透系数是水利水电工程地质勘察中重要的水文地质参数,是确定地下水渗流场的重要计算依据,对水利水电工程的设计、施工等具有重要意义。渗透系数的测定方法分为实验室测定法和野外现场测定法。在水利水电工程实践中,土体渗透系数的测定主要采用野外现场测定法。野外现场测定法主要包括钻孔抽水试验和钻孔注水试验。钻孔抽水试验一般适用于孔深和孔径均较大的钻孔,而钻孔注水试验则适用于孔深和口径均较小的钻孔。钻孔注水试验又分为钻孔常水头注水试验和钻孔降水头注水试验。
1.2钻孔降水头注水试验
钻孔降水头注水试验适用于地下水位以下渗透系数比较小的黏性土层,比如粉质黏土、黏土等,且钻孔孔深较浅、孔径较小。试验过程中用水量较少,操作简单,且速度较快,适应性强。
2实例应用
2.1基本概况
安徽省无为大堤位于长江下游左岸,上起无为县果合兴,下迄和县方庄,全长124.215 km。大堤水家楼站闸坐落于无为县汤沟镇水楼村,为湿室型立式泵站,设计外江水位12.72 m,内河水位4.58 m。无为县属亚热带湿润季风气候,雨量充沛,四季分明,年平均气温15~16℃,年平均降雨量1 200 mm;无为县属巢湖流域,流域内水系发达,共有七大水系注入巢湖,最终经裕溪河汇入长江;县域地貌可分为冲洪积平原区和低山丘陵区,平原区以县境东部圩区为主,再沿西河延伸至县境西部,长江沿岸滩地和江心诸洲组成洲地,地势平坦,海拔9~10 m,低山丘陵自北部县界延伸至西南,岗峦起伏,海拔大多在40~200 m。
2.2水文地质参数计算
2.2.1水文地质条件
水家楼站闸位于长江冲洪积平原区,区内广泛发育第四系松散堆积物。堆积物主要为黏性土及砂,覆盖于白垩系(K)基岩之上。站闸处地层30 m深度范围内自上而下依次为素填土层、黏土层(夹薄层粉土)、粉质黏土层(夹薄层粉土)、粉细砂层。地下水主要类型为第四系松散岩类孔隙潜水,主要接受降水入渗补给及侧向径流补给,排泄方式主要为侧向径流。
2.2.2降水头注水试验数据
根据地层情况,在站闸前池一侧按一定间距布置2个钻孔ZK1、ZK2,通过止水处理,使2个钻孔分别在黏土层、粉质黏土层段出水。其中,钻孔ZK1、ZK2的初始试验水头(H0)分别为163.5 cm、170 cm,试验段长度(l)分别为350 cm、300 cm,套管内径均为7 cm。按照试验要求对2个钻孔分别进行降水头注水实验,采集数据分别见表1、表2.
2.2.3参数计算分析
2.2.3.1公式法
公式法的基本原理为基于水力学理论的达西(Darcy)定律,通过对达西公式进行微分与积分变换,得出相应的渗透系数计算公式。渗透系数的计算式为:
式(1)中:K为试验段含水层渗透系数,cm/s;r为套管内半径,cm;H1,H2为在试验时间t1,t2时刻的试验水头,cm;t1,t2为注水试验某一时刻的试验时间,min;A为形状系数,cm。
根据钻孔结构,形状系数A按下式计算:
式(2)中:Kh,Kv为试验土层水平、垂直渗透系数,cm/s;l为试验段长度,cm。
按照公式所需数据及要求,钻孔ZK1、ZK2的计算结果如表3所示。
2.2.3.2图解法
图解法是根据试验时记录的孔内水头(Ht)及持续时间(t)绘制ln(Ht/H0)—t关系曲线,如图1、图2所示,在曲线上点出注水试验的特征时间T0,将所得T0值代入以下公式进行求解:
式(3)中:T0为注水试验的特征时间,min,指孔内水头(Ht)与初始试验水头(H0)的比值Ht/H0=0.37时所对应的t值。
通过图解法得出钻孔ZK1、ZK2的注水试验特征时间分别为4.82 min、1.15 min,将其代入上述公式中得出土体渗透系数值如表4所示。
3结束语
钻孔降水头注水试验是水利水电工程地质勘察中确定土体渗透系数的重要手段,具有明显的优势。试验过程中需水量少,操作简单,便于试验,且试验速度较快,适应性强,可提高勘察效率。
钻孔降水头注水试验主要适用于地下水位以下渗透系数较小的黏性土层,不适合地下水位以上的土体,渗透系数较大的粉土、砂土等土体不适用。
钻孔降水头试验计算方法有2种,分为公式法和图解法。这2种方法各有自身优势,在实际计算中,可分别采用2种法计算土体渗透系数,互为验证,也可取两者的平均值作为土体渗透系数,提高土体渗透系数的计算精度。
摘要：利用钻孔降水头注水试验确定土体渗透系数是工程勘察设计的重要手段,为工程的勘察、设计与施工等提供了基础参数。以无为大堤水家楼站闸前池工程地质勘察为例,采用钻孔降水头试验,并分别运用公式法和图解法计算求取了站闸前池基础土体的渗透系数。结果表明,钻孔降水头注水试验具有很好的适应性,用公式法和图解法计算的土体渗透系数基本一致,起到了互为验证的效果,取两者的平均值可提高其计算精度。
关键词：注水试验,土体渗透系数,公式法,图解法
参考文献
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高崖站浮标系数比测试验分析 篇9
1.1 基本情况
高崖水文站地处内陆河流域黑河水系黑河干流中游, 位于甘肃省临泽县板桥乡土桥村以上1.5km处, 是黑河中游的国家重要水文站、中央报讯站、基本水质监测站、大河控制站, 始建于1976年6月, “96.8”大洪水后, 断面分流, 缆道锚座松动, 影响流量测验精度, 2001年又将测验断面下迁500m。此站位于东径100°24′, 北纬39°08′。集水面积20299km2, 至源头河长356km。上游植被较好, 河床比降相对较小, 属山川性河流, 由于受上游梯级电站影响, 洪水过程陡涨陡落呈阶梯形, 大洪水时过程较自然, 测验困难较大, 水文站站址及河流分布如图1所示。
1.2 测验河段情况
该站测验河段基本顺直, 测验断面上下均有弯道, 河床及两岸系砾石细沙组成, 系流沙河床, 冲淤变化较大。右岸是干砌石局部护岸, 左岸是农田、芦苇。水位在1427.00m以上漫滩测验难度较大。
该站测验河段布设上、中、下三个断面, 下断面为基本水尺兼测流断面, 该断面以下顺延75m为浮标下断面, 呈喇叭形, 且比降较上段为大。由于断面上、下游各1km处大量采砂取石, 以至使河川拉伸不稳定。断面上游1km处有昔喇渠溢水闸一个。小鸭渠、昔喇渠渠道均在测验断面上游6.7km处, 小鸭渠常年有水, 昔喇渠每年4月至11月有水, 均取之黑河。
1.3 测验现状
该站测验断面控制不太好, 断面近年冲刷大于淤积, 水位-流量关系不太稳定, 基本呈二条临时曲线形。多年实测最大流量1180m3/s, 最高水位1429.77m, 大洪水期间水面漂浮物多, 不宜使用流速仪法实测流量, 流量测验视河流来水大小而定, 一般流量在700m3/s以下用流速仪施测, 流量在700m3/s以上用浮标施测。流速仪测流时, 用缆道悬吊铅鱼和流速仪实测水深、流速, 缆道计数器读起点距, 秒表计时, 人工计数, 浮标测流时人工计时, 利用起点距标志索确定浮标在断面位置, 借用大断面水深, 浮标系数采用经验值0.825流量测验符合规范要求。
2 比测实验资料
2.1 分析实验目的
浮标系数是影响浮标流量成果精度和重要因素之一, 是水文站流量测验中常用到的数据。浮标法测流符合《规范》要求, 它是目前测验条件下抢测大洪水取得洪水资料最有效的途径之一。浮标流量测验精度, 主要取决于浮标系数选用是否准确, 借用断面是否合理, 浮标流速横向分布, 是否符合断面流速分布特性等因素, 其中浮标系数影响最为明显, 本次试验分析的目的就是验证现用浮标系数0.825的代表性, 以及提高今后浮标流量测验的精度。
2.2 比测方法
2.2.1 流量比测
流量测验过程均选用流速仪施测, 测完后再测浮标流量。流速仪流量测验, 因受测流条件、时间限制, 流速测量时全部采用相对水深0.6一点的流速, 水深为实测水深。浮标流量测验中考虑到浮标是在中断面从吊箱上按流速仪测流时的流速垂线对应投放, 水深为实测水深, 因此所测流速是基本断面与下断面 (浮标断面) 之间的平均水面流速, 在测流过程中没有明显的风力影响。
2.2.2 浮标选用
材料选用葵花杆, 绑扎成十字型浮标, 所制做的浮标均符合《规范》要求。
2.3 比测时间
2005年8月15日17:00分至16日12:00分;2006年7月8日至8月13日。
2.4 取得比测资料
比测试验资料共收集整理流速仪法和浮标法同步实测流量12份, 其中2005年2份, 2006年10份, 浮标系数比测试验比测资料见表1。
3 比测资料分析
3.1 浮标系数计算
比测试验外业操作和内业计算均按照《规范》要求执行, 浮标流量、流速仪流量的测验数据真实可靠。
依据比测资料, 根据浮标系数计算公式, 计算出单次流量比测的浮标系数。
浮标系数计算公式:Kf=Q/Qf
式中:Kf为浮标系数;Q为流速仪流量;Qf为浮标虚流量。
分别计算出各单次浮标系数见附表, 然后用算术平均法计算出整个样本系列的浮标系数为0.825。
3.2 水位与浮标系数关系分析
为验证浮标系数与水位级别有无内在联系, 点绘水位与浮标系数关系如图2所示。从图中看出浮标系数与水位关系散乱, 浮标系数不随水位升降呈现规律性变化, 浮标系数与水位没有本质联系。
3.3 回归分析
点绘2005年至2006年 (共12个样本) , 流速仪流量和浮标流量相关图进行分析如图3所示。从图中可以看出, 流速仪流量与浮标流量点据分布呈一带状, 通过点群中心定一直线, 对其进行相关分析得y=0.8252X, 相关系数R2=0.9972.说明流速仪流量和浮标流量相关关系非常好, 得出浮标系数为0.825。
4 结论
综合以上分析, 2005年至2006年 (12个样本) 得出均值系数为0.825, 相关分析得出的系数为0.825, 说明二者基本一致, 浮标系数具有代表性, 成果质量可靠。
用均值系数只是对相关分析成果进行校核, 因此采用相关分析法比测成果, 高崖峡站浮标系数确定为0.823。
5 问题与建议
1) 由于浮标是从中断面投放, 所以浮标系数应为中断面平均流速与中断面至下断面水面平均流速之间的关系。若重新架设浮标投放设施, 浮标系数重新率定。
2) 由于受测验条件限制, 比测试验中流速仪流量全部采用0.6一点法施测, 未采用多点法施测, 对浮标系数精度有一定影响。
3) 由于测流时没有施测风速风向, 可能给浮标系数精度带来测验上误差, 但由于该站风一般很小, 试验时, 测量时间又是随机的, 因此风速风向对浮标系数的影响可以忽略不计。
4) 未能对更高水位级的浮标系数积累更多的资料, 属于较短样本系列, 分析所得的浮标系数代表性收到一定影响。
5) 浮标系数在流量测验中使用频繁, 也是提高流量测验精度的重要数据, 在以后的流量测验工作中, 应多积累一些有关计算浮标的数据, 以做好浮标系数的验证工作。
摘要：浮标系数是影响浮标测流精度的重要因素之一, 在断面平稳的情况下, 浮标系数选用的正确与否, 直接影响浮标流量测验精度。目前, 高崖水文站使用浮标系数为经验值0.825, 为提高流量测验精度, 从2005、2006年开始历时两年对浮标系数进行比测试验, 对比测资料进行分析, 浮标系数为0.825, 为进一步提高流量测验精度提供理论依据。
