参数确定（精选十篇）
参数确定 篇1
典型例题
1.如果方程cos2x-sinx+a=0在上有解, 求a的取值范围。
解析:把方程变形为a=-cos2x+sinx, 设, 显然当且仅当a属于f (x) 的值域时, a=f (x) 有解。易求得f (x) 的值域为 (-1, 1], 故a的取值范围是 (-1, 1]。
2.已知函数当x∈[1, 2]时, f (x) ≤2x-2恒成立, 求实数a的取值范围。
解析:当x∈[1, 2]时, f (x) ≤2x-2,
而g (x) 的最小值是2, h (x) 的最大值是
故a的取值范围是
3.已知函数f (x) =alnx+x2 (a为实常数) , 若存在x∈[1, e], 使得f (x) ≤ (a+2) x成立, 求a的取值范围。
解析:f (x) ≤ (a+2) x即a (lnx-x) +x2-2x≤0
当x∈[1, e]时, lnx-x<0, 故问题就转化为在[1, e]上有解。
记下面只要求h (x) 在[1, e]上的最小值。
h' (x) ≥0在[1, e]上恒成立, 故h (x) 的最小值为h (1) =-1。
所以a的取值范围是a≥-1。
4.设数列{an}, {bn}都是等差数列, 它们的前n项和分别为Sn, Tn, 若对一切n∈N*, 都有Sn+3=Tn。若a1+b1=1, 数列{cn}满足:cn=4an+λ (-1) n-12bn, 且当n∈N*时, cn+1≥cn恒成立, 求实数λ的最大值。
解析:由Sn+3=Tn和a1+b1=1联立可得, an=n-2, bn=n+1,
则cn=4n-2+λ (-1) n-12n+1,
要使cn+1≥cn恒成立, 也即恒成立。
要想分离出λ, 就要对n的奇偶性讨论,
当n为正奇数时,
当n为正偶数时,
所以实数λ的最大值是
着色NaCl晶体色心光谱参数确定 篇2
着色NaCl晶体色心光谱参数确定
在10 K和室温条件下,对γ射线辐照着色NaCl晶体经光热处理后色心的光谱特性进行了系统研究.用解谱方法,将F2和F+3色心吸收峰从M吸收带中有效地分解出来,并精确地确定了其光谱参数.
作 者：吴艳茹 顾洪恩 刘洪海 宋翠英 作者单位：天津大学应用物理学系,天津,300072 刊 名：光电子・激光 ISTIC EI PKU英文刊名：JOURNAL OF OPTOELECTRONICS・LASER 年，卷(期)：2003 14(5) 分类号：O77+3 O433.4 关键词：着色NaCl晶体 F2和F+3色心 M吸收带 光谱参数滑带土强度参数确定方法研究 篇3
【关键词】滑坡；反演分析；GSI法；滑带土参数
1 前言
在滑坡治理防治过程中，面临三个关键问题[1]：1）滑坡的处理范围；2）滑带土抗剪强度参数的试验和选择；3）滑坡稳定性评价和推力计算分析。解决以上难题在滑坡治理过程中尤为重要。故根据具体工程实例，采用多种方法确定滑带岩土参数，为类似工程提供借鉴和指导。
2 工程概况
2.1 滑坡概况
某滑坡位于江坪河坝址下游右岸约3km处，滑坡体后缘自然坡度为17°～40°，前缘存在一炸药库（由业主选址决定）。并且滑坡前缘存在一条公路，故需要对滑坡进行治理，不仅保证前缘炸药库安全，而且需要保证公路稳定通行。
经初步调查，滑坡后缘已开裂，前缘已发生坍塌，体积约3×104m3。开裂滑坡体纵长约300m，体积约80×104m3。滑坡体已滑塌周界清晰。
2.1 工程地质条件
滑坡体下伏基岩地层为震旦系上统灯影组至寒武系下统沧浪铺组，灯影组（Zbdn）为灰岩、泥灰岩；筇竹寺组（∈1q）为页岩；沧浪铺组（∈1c）为兰灰色泥灰岩、页岩及泥质灰岩。基岩产状为N0°～20°W，SW∠20°～30°，倾向上游，上游冲沟与岩层走向组合，构成顺向坡。滑坡区断裂构造发育，受断裂切割，山体显得较为破碎、单薄，且岩性较软弱，易于风化。
滑坡体为松散的碎（块）石夹土，滑床岩层为强风化的炭质页岩，为相对隔水层，地表大气降水易于下渗并易于储存在滑坡体内，因此，滑带易于饱水。
3 滑带土参数的确定
3.1 工程类比
由于该滑坡主要为岩质滑坡，采用GSI评判方法确定参数较为合理[2]，根据岩体的單轴
抗压强度值，判定该滑带土岩体 ，根据滑坡体性质可确定常数 ，故根据该工程采用GSI评分表判定其GSI值为10～15。
表1 基于GSI估算的滑带土岩土体强度参数表
参数滑带土碎块结构
σci0.250.5
mi49
D00
GSI1015
mb0.1340.362
S2.6e-54.54E-5
a0.6190.585
σ3max（MPa）0.40.4
c（KPa）2120
φ（°）2228
σt（MPa）00
σc（MPa）0.0010.001
σcm（MPa）0.0110.025
E（MPa）53.0370.71
图 1 Hoek-Brown非线性强度包络线及Mohr-Coulomb线性拟合
根据GSI地质评价体系确定该滑带土岩土体变形及强度参数，该方法考虑了岩体组构特征、地下水影响、边坡高度变化及开挖扰动影响。综合确定坡洪积层岩土体Mohr-Coulomb强度参数分别为： ， 。
3.2 反演分析
为验证岩土体力学性质的合理情及合理取值范围，进行敏感性分析，敏感性分析按整体稳定计算，计算断面及滑面见图2，计算方法采用Morgenstern-price法。参数基准为内磨擦角为25.5°，粘聚力取27kPa。敏感性分析成果见图3。
图2 滑坡计算断面图
图3 安全系数随参数变化图
假设边坡此时稳定性系数分别为0.95、1.00、1.05三个状态值，根据所计算安全系数得出c和phi需要满足以下几个条件：
Fs=0.95：
Fs=1.00：
Fs=1.05：
联立方程组，求解矛盾方程组的最优解。在此采用了麦夸特优化算法（Levenberg-Marquardt） 求该组方程，所得结果为： 。
3.3 现场试验
根据地质专业根据现场原位测试及室内试验，得到参数建议值为 ，天然重度为21kN/m3，饱和重度为24 kN/m3。
3.4 参数对比及稳定性评价
由于试验得到的参数存在一定的误差，在滑坡稳定性评价过程中，应采用多种方法进行对比分析，得到参数如表2：
表2 岩土强度指标比较
确定方法内摩擦角φ（°）黏聚力c（KPa）
经验类比GSI22～2821～30
反演分析25.127.6
地质试验参数20.840.0
通过多种方法比较分析，由于该滑坡后缘已发现裂缝，及滑坡处于极限平衡状态，故本次设计强度指标主要以反演分析得到的指标为准，及以 进行设计，进行分析结果见表3，
表3 稳定性分析计算结果
工况及滑面类型安全系数目标安全系数剩余下滑力（kN/m）
持久设计工况折线形滑面1.0681.152724
圆弧形滑面1.1141.15/
短暂设计工况折线形滑面1.0281.102452
圆弧形滑面1.0961.10/
偶然设计工况折线形滑面1.0391.05223
圆弧形滑面1.0821.05/
4 结语
本滑坡采用持久设计工况得到的滑坡推力2724kN/m进行设计，并采用抗滑桩支护方案，有效的抑制了滑坡，并保证工程在健康运行。经过后期的监测发现，该滑坡的发生的实际变形在设计的允许范围之内，说明本次设计科学、合理。
参考文献：
[1]王恭先，王应先，马惠民. 滑坡防治100例[M].北京：人民交通出版社，2008
[2]徐帮栋.滑坡分析与防治. 北京：中国铁道出版社[M]，2001
[3]郑颖人，陈祖煜，王恭先等.边坡与滑坡工程治理 [M].北京：人民交通出版社，2010
[4]中华人民共和国水利部.SL386-2007水利水电工程边坡设计规范[S]. 北京：.中国水利水电出版社，2007
[5]铁道部第二勘测设计院.抗滑桩设计与计算[M]. 北京：中国铁道出版社，1983
[6]中华人民共和国国土资源部. DZ/T0219-2006滑坡防治工程设计与施工技术规范[S]. 北京：中国标准出版社
浅析齿轮参数确定的原理 篇4
1 卡测齿数的确定
卡脚与齿廓的切点位置与卡测数K的多少有关, 如果卡测齿数过多, 则卡脚可能与两齿顶相接触而不是相切;相反, 如果卡齿数过少, 则两卡脚可能与齿根接触, 也不一定是相切。这时所测出的两触点间的距离不是真正的公法线长度。测量公法线长度时, 最好使两卡脚与两齿廓的切点大致落在分度线附近。为此卡测齿线K可按下表选取。
2 其他参数的确定
1) 齿数Z:可直接由具体齿轮数出
2) 模数m和压力角
上两式相减得基圆齿距
一般α =20°但也有α =15°, 故分别以α =20°和15°代入式求出m值, 如与标准值相符或极接近者, 则此压力角为该齿轮压力角。所求得的m值为该齿轮模数。
3) 变位系数
根据计算结果如X=0, 则为标准齿轮;如果X > 0, 则为正变位齿轮;如果X < 0, 则为负变位齿轮。
4) 分度圆直径d:对直齿圆柱齿轮
d=mz
5) 测量齿顶圆直径da和齿根圆直径df, 当齿数Z为偶数时, 可直接量出d'a和d'f, 当齿数Z为奇数时
如果求出的ha*符合标准值:如ha*=1 则为正常齿, 此时CX=0.25, 如ha*=0.8, 则为短齿, 此时CX=0.8。
3 齿轮的齿厚测量
齿厚测量常是切齿过程用以测量和检验切削用量以及控制齿侧间隙的一种方法。如图2 所示。
4 结论
参数确定 篇5
针对注浆封堵断裂构造过程中施工技术参数的优化组合问题,本文从立方定律基本理论着手,结合断层面渗流场特点,按照一定的地质环境探讨了浆液扩散半径、注浆压力和注浆时间等施工技术参数的.相互关系,并导出了相应的计算公式.为合理、经济和有效地防治矿井构造型水害提供技术保障.
作 者：王志荣 李铁强 陈玲霞 WANG Zhi-rong LI Tie-qiang CHEN Ling-xia 作者单位：王志荣,WANG Zhi-rong(中国矿业大学,北京,100083;郑州大学,郑州,450002)李铁强,LI Tie-qiang(河南煤炭科学研究所,郑州,450002)
中速磨煤机性能参数计算及台数确定 篇6
关键词：研磨出力；修正系数；通风量；性能参数；台数
中图分类号：TK223.25 文献标识码：A 文章编号：1006-8937（2013）21-0061-02
磨煤机性能参数计算及台数确定，对于电厂根据自身的情况选择磨煤机是至关重要。
1 性能参数
①磨煤机性能参数计算的目的是根据要求的磨煤机出力、通风量、煤粉细度等选择合适的磨煤机型号。
②磨煤机性能参数主要包括：出力（最大和最小）、煤粉细度、通风量（最大和最小）、阻力或提升压头、功率、研磨件寿命。
③磨煤机出力。包括研磨出力，通风出力和干燥出力，最终出力取决于三者中最下者。
④磨煤机的基本出力（或称铭牌出力）。指磨煤机在特定的煤质条件和煤粉细度下的出力，通常基本出力在磨煤机性能系列参数表给出。
⑤磨煤机的设计最大出力（或称计算出力）。指磨煤机在锅炉设计煤质条件和锅炉设计煤粉细度下的最大出力。该出力是通过给定的公式，图表计算或试磨试验得到。设计最大出力应在产品供货合同中给出。
⑥磨煤机的最小出力。考虑磨煤机振动、允许的最小通风量（取决于石子煤排量和输粉管道最小流量）下的风煤比计算给定。
⑦基本提升压头和基本风量时磨煤机性能参数表中给出的风量和压头。系列表中不同尺寸的磨煤机的基本风量和基本压头，应和磨煤机的相似特性相适应。
⑧磨煤机的通风量、阻力和功率按照提供的图表及公式选取计算。对于中速磨煤机和风扇磨煤机，更为精确的磨制功率应通过试磨确定。
2 中速磨煤机性能参数计算
中速磨煤机的出力计算，用基本出力乘以出力修正系数得到。
出力修正系数是指可磨性、煤粉细度、原煤水分、灰分、原煤粒度等对出力的影响系数。我国对中速磨煤机原入口出力修正系数曲线做了较大的修正。
2.1 研磨出力的计算
①中速磨煤机的研磨出力计算公式为：BM=BMO×fH×fR×fM×fA×fg×fe×fsi。
式中：BMO为磨煤机基本出力，t/h；fH、fR、fM、fA、fg分别为可磨性、煤粉细度、原煤水分、原煤灰分、原煤粒度对磨煤机出力的修正系数，对中速磨煤机，取fg=1.0，其他按参数表取；fe为研磨件磨损至中后期时出力降低系数，fe=0.95；fsi为分离器形式对磨煤机出力的修正系数，对静态分离器取fsi=0.95，对动态分离器取fsi=1～1.07。fH=（HGI/50）0.57，fR=（R90/50）0.29，fM=1.0+（10- Mt）x0.0114，fA=1.0+（20-Aar）x0.005。Aar≤20%时，fA=1.0；18%≤R90≤25%时，fsi=1+（25- R90）x0.01；R90>25%，fsi=1.0；R90<18%，fsi=1.07。
②上述出力计算公式适用于哈氏可磨性指数为40～90的贫煤和烟煤。对于褐煤，磨煤机的出力必须通过试磨确定。
③研磨件磨损对磨煤机出力的影响按下述原则确定：正常设计的中速磨煤机在研磨件质量减轻15%以内，出力没有变化；在质量减少约22%时，将加载压力增加10%（此时使磨煤机功率相应增加10%），其出力约为最大的95%。
2.2 通风量及风环风速的确定
中速磨煤机的通风量按《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76图5-13确定，其中通风量的100%数值见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4。磨煤机出力100%是指设计参数下磨煤机的最大出力，通风量的100%0数值可以在±10%以内波动。
中速磨煤机的风环风速设计在100%通风量时为75～82 m/s，当风煤比较大时，风环风速取低限，否则要取高限。
2.3 磨煤机阻力值得确定
中速磨煤机在100%负荷下的阻力值见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4，表中阻力值是在分离器挡板开度为30%下的数值，其随出力的变化见图《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76图5-13所示。
2.4 磨煤机功率的确定
中速磨煤机电动机容量见《电站锅炉煤粉制备与计算》中P73表5-4。
2.5 磨煤机研磨件寿命的确定
中速磨煤机辊胎寿命和煤的冲刷磨损指数的关系如图《电站锅炉煤粉制备与计算》中P76表5-14所示。寿命线图中注明了运行条件，不同磨煤机出力和煤粉细度下的磨耗率按式图换算，即：
δ∝ln（100/R90）×ln（BM1/S）×S/BM
BM1=（Kc+1）（1-Mf/100）BM
Mf=（Mar-Mad）/（100-Mad）
式中，δ为研磨件磨耗率，g/t；R90为煤粉细度，%；BM1为磨煤机内煤量，t/h；Kc为循环倍率，对烟煤、贫煤取Kc=7，对于褐煤取Kc=4；Mf为煤的外在水分，%；BM为磨煤机出力，t/h；S为研磨件（辊套）的面积，m2。
2.6 性能参数技术问题讨论
①中速磨煤机在磨制褐煤是的出力问题。试验表明，褐煤当全水分大于或等于30%时，煤的可磨度在高温时呈N形上升趋势，褐煤当全水分小于或等于30%时，煤的可磨度在高温时的变化呈抛物线上升，这就决定了高水分褐煤在普通中速磨煤机中研磨时，运行出力比按烟煤出力计算公式时的出力有些情况下要低。
在西安热工研究院试验室MPS32型试验磨煤机上的磨煤机的试验证明，中速磨煤机可以磨制褐煤，只是磨制出力比按烟煤公式计算的结果又所降低。磨制正兰褐煤（全水分为26.4%）、白音花褐煤（全水分为36%）时出力计算低22%～23%；磨制胜利褐煤（全水分为31.5%）时出力比计算出力低约18.8%；磨制宝日希勒褐煤（全水分为32%）和多伦褐煤（全水分为34%）时的出力比计算出力低约72%。MPS型中速磨煤机在褐煤电厂中应用的运行实例较少，所以目前只能规定其在磨制褐煤时的出力应通过试磨来确定。在初步选型时可以按热平衡计算所需要的通风量来选择磨煤机，因为褐煤水分高，需要通风量大，选择磨煤机是往往要大2～3挡，磨煤机出力也可以提高20%～30%，基本就可以满足研磨出力提高的需要。
②采用动态分离器时磨煤机出力的变化。由于动态分离器效率高，合格粉回去少，磨煤机内循环倍率降低，磨煤机研磨出力则提高，磨煤机耗电率则降低。但是循环倍率降低时磨煤机阻力降低的同时，由于分离器本身阻力的增加，磨煤机总阻力变化不大。因此，在磨煤机设计阻力不变时，磨煤机出力不可能有大的增加。
3 中速磨煤机台数的确定
①机组容量为200 MW以下时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不少于3台，其中1台备用。
②机组容量为200 MW时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不多于4台，高速磨煤机不宜多于6台，其中1台备用。
③机组容量为300～600时，每台锅炉装设的中速磨煤机宜不多于6台，其中1台为备用；装设的高速磨煤机宜不多于8台，其中可设2台备用（检修备用和运行备用）。
④磨煤机的计算出力应有备用余量，对中速磨煤机，在磨制设计煤种时，除备用外的磨煤机总出力应不小于锅炉最大连续蒸发量时燃煤消耗量的110%～120%，当煤质条件不好时选上限，但要注意对锅炉的影响；在磨制校核煤种时，全部磨煤机在检修前的总出力应小于锅炉最大连续蒸发量时的燃料消耗量。
⑤磨煤机的计算出力，对中速磨煤机按磨损中后期出力考虑。
当一台磨煤机停止运行时，其余磨煤机按设计煤种的计算出力应满足锅炉不投油情况下安全稳定运行的要求。
4 结 语
总之，中速磨煤机性能参数的计算以及台数选择对电厂锅炉的正常运行起着至关正要的作用，一定要重视。我厂生产的中速磨煤机在这方面做的非常的好，在许多电厂运行良好，碾磨出力、干燥出力均满足用户技术协议要求，用户非常满意。
参考文献：
[1] DL/T 5145-2002，火力发电厂制粉系统设计计算技术规定[S].
[2] DL/T 466-2003，电站磨煤机及制粉系统选型导则[S].
[3] 张安国，梁辉.电站锅炉煤粉制备与计算[M].北京：中国电力出版社，2011.
岩土物理力学参数确定方法探讨 篇7
关键词：套管,速凝剂,脲醛树脂,水玻璃
1 工程地质概述
某河滩地属于低山丘陵区, 地势西高东低。河谷为不对称“U”字型, 北岸较陡, 南岸低缓。漫滩、阶地均有展布, 属侵蚀堆积河谷地貌, 作为建筑物区地层沉积韵律显著。上部地层在南北两岸一级阶地为细粒土, 河漫滩及河床以卵石为主。中部以卵石为主。下部为基岩, 为二叠系上石盒子组岩层, 分布于上更新统 (al+pl Q33) 卵石及黄土状壤土层之下;钻孔揭露最大厚度68.3m, 其中建筑地基的南部岩性以砂岩为主, 局分为泥岩, 以北以泥岩为主, 局部为砂岩。岩层顶板高程48.68~72.23m, 基岩面总体由西北向东南倾斜, 略有起伏, 呈全风化~弱风化。岩层上部风化程度差异明显, 以强风化为主, 岩芯多呈短柱状, 部分为碎块状, 局部呈全风化, 岩芯多呈颗粒状和粉末状。
2 采用的试验手段及其结果
本勘察项目采用的试验手段主要有:标准贯入试验、室内筛分试验、动力触探试验及土的室内压缩试验 (亦称固结试验) 。其中, 室内压缩试验采用的试验装置为压缩仪。试验时将切有土样的环刀置于刚性护环中, 由于金属环刀及刚性护环的限制, 使得土样在竖向压力作用下只能发生竖向变形, 而无侧向变形。在土样上下放置的透水石是土样受压后排出孔隙水的两个界面。压缩过程中竖向压力通过刚性板施加给土样, 土样产生的压缩量可通过百分表量测。常规压缩试验通过逐级加荷进行试验, 常用的分级加荷量p为:50k Pa、100k Pa、200k Pa、300k Pa、400k Pa。本勘察项目对Q41砂壤土、Q33黄土状壤土分别进行了室内压缩试验, 试验所得的结果用e-p曲线来呈现, 具体见图1及图2。
勘探工作除了对第四系全新统壤土及砂土、上更新统黄土状壤土及砂土采取原状或散状样进行室内试验外, 在现场还进行了标准贯入测试。对第四系全新统和上更新统卵石进行了室内筛分试验和现场重Ⅱ型动力触探试验以及其一系列试验。各土层试验结果如下:
第四系全新统卵石:天然重度21.1k N/m3, 卵石含量50.5%~89.5%, 平均粒径12.8~91.6mm, 动力触探击数 (杆长修正后, 下同) 11~26.7击。
第四系全新统壤土:含水量10.4%~25.8%, 天然重度15.6~21.2k N/m3, 干重度14.1~19.1k N/m3, 孔隙比0.423~0.921, 渗透系数5.9×10-8~6.5×10-5cm/s, 凝聚力4.0~65.0k Pa, 内摩擦角13.0°~30.3°, 饱和固结抗剪强度:凝聚力4.1~21.4k Pa, 内摩擦角16.9°~25.0°;压缩模量4.3~13.1MPa, 压缩系数0.12~0.35MPa-1, 标贯击数4.5~15.7击。
砂壤土:天然含水量9.1%~19.7%, 干重度14.7~16.3k N/m3, 孔隙比0.638~0.823, 渗透系数3.2×10-5~5.8×10-5cm/s, 属弱渗透性, 凝聚力5.6~14.0k Pa, 内摩擦角14.8°~20.1°, 饱和固结抗剪强度:凝聚力0.7~11.6k Pa, 内摩擦角21.4°~28.7°;压缩系数0.09~0.23MPa-1, 压缩模量7.1~16.5MPa;标贯击数4~7击。
第四系上更新统卵石:天然重度21.1k N/m3, 卵石含量52.3%~87.7%, 平均粒径26.6~90.4mm, 动力触探击数12~29.9击。
第四系上更新统黄土状壤土:含水量9.8%~23.0%, 天然重度16.4~20.9k N/m3, 干重度14.8~18.4k N/m3, 孔隙比0.476~0.827, 渗透系数1.1×10-6~9.4×10-5cm/s, 凝聚力24.4~73.1k Pa, 内摩擦角17.2°~33.1°, 压缩模量4.1~14.5MPa, 压缩系数0.1~0.41MPa-1, 标贯击数8.1~23.8击。
二叠系全风化泥岩:动力触探击数11~28击。
二叠系弱风化泥岩:天然状态下密度2.31~2.77k N/m3, 饱和吸水率3.48%~4.2%, 凝聚力2.6MPa, 内摩擦角41.25°, 饱和单轴抗压强度6.12~37.48MPa, 天然状态下单轴抗压强度6.8~75.86MPa。天然状态下弹性模量2×102~93.08×103MPa, 泊松比0.05~0.44。
二叠系弱风化砂岩:饱和密度2.63~2.64k N/m3, 饱和吸水率1.91%~2.03%, 凝聚力7.4MPa, 内摩擦角38.3°, 饱和单轴抗压强度22.8~54.0MPa。
建筑物区的第四系全新统和上更新统卵石, 两者主要成分相同, 密实程度相近, 颗粒级配相差不大, 力学性质基本相同。二叠系泥岩由于风化程度、成岩程度及构造活动影响的不同, 其力学性质差异较大, 总体上全、强风化泥岩力学强度较低, 弱风化泥岩力学强度较高, 但也有较大差异。同为弱风化, 河漫滩建筑地基局部天然状态下单轴抗压强度7.3~18.3MPa, 河漫滩建筑地基局部泥岩天然状态下单轴抗压强度6.8~11.36MPa, 力学强度低于其它建筑地基的基岩。
土岩物理力学指标建议值以标准值为基础确定, 试验指标较少不能满足统计要求的, 取大值平均值或小值平均值。物理性质指标一般以平均值做为标准值。
3 物理力学参数确定
根据室内试验及现场试验的各项数据, 归纳总结后可以得到土岩及二叠系岩石的物理力学指标分别见表1和表2。土岩的地基承载力和桩侧极限摩阻力建议值见表3。其中地基承载力和桩侧极限摩阻力按如下方法确定;
(1) 壤土、黄土状壤土根据室内试验的标准值依据《建筑地基基础设计规范》 (GB5007—2011) 查表确定承载力基本值, 然后用回归修正系数进行修正, 计算其承载力标准值。
(2) 壤土、黄土状壤土的标贯击数经钻杆长度修正和保证概率95%的统计修正确定标贯的标准值, 然后按照《建筑地基基础设计规范》 (GB5007—2011) 查表确定承载力标准值。
(3) 卵石的动力触探击数经钻杆长度修正和保证概率95%的统计修正确定动力触探的标准值, 然后按照《工程地质手册》第四版表3-2-2确定承载力标准值。
(4) 全风化泥岩根据原位测试成果确定承载力标准值。强或弱风化基岩依据风化程度和岩石力学性质指标按照《建筑地基基础设计规范》 (GBJ7—89) 查表确定承载力标准值。
(5) 按照《公路桥涵地基与基础设计规范》 (JTG D63-2007) 查表确定卵石、壤土和黄土状壤土的钻孔桩侧壁极限摩阻力值。
承载力标准值结合具体地质条件最终确定地基承载力建议值, 做为设计计算承载力的基本指标。
注:*号为变形模量。
注:桩侧极限摩阻力建议值指钻孔桩桩周土的极限摩阻力。
4 结束语
对某河漫滩建筑地基的勘探、原位试验以及室内试验结果进行了的整理, 详细的总结了地基土岩及其基岩的物理力学指标建议值的确定方法, 以及采用各种现行的规范归纳总结了土岩地基承载力及桩侧摩阻力的具体确定方法, 本文采用的方法对其他类似的勘察工程物理力学指标参数的确定有一定的参考指导作用。
参考文献
[1]《岩土工程勘察规范》 (GB50021-2001) (2009年版) ;
[2]《土工试验方法标准》 (GB/T50123-1999) ;
[3]《建筑地基基础设计规范》 (GB5007-2011) ;
[4]《公路桥涵地基与基础设计规范》 (JTG D63-2007)
岩体力学参数确定方法研究 篇8
理论和实践都表明:模型的准确度和参数的精确度是保证模型计算结果正确性的基础,岩体参数的不准确是数值计算产生“垃圾进、垃圾出”的根本原因。本文结合理论与实践成果,对岩体参数确定的方法进行探讨,可以结合具体工程实际对这些方法做出恰当的选择,以指导工程实践。
1 岩体参数的确定方法
岩体参数的确定方法多种多样,本着参数选择合理和易于获取的原则,我们对如下方法进行探讨:室内试验、位移反分析、现场试验、现场工程地质调查和室内计算。
1.1 室内试验
这种方法应用最多,工程界最熟悉。主要有:通过岩体的单轴压缩试验确定岩体的单轴抗压强度,弹性模量和泊松比。通过岩体的三轴压缩试验确定岩体的抗剪强度———内聚力和摩擦角通过岩体卸围压试验研究岩体卸荷过程中的变形和能量变化特点,确定卸载时岩体的参数,如弹模、泊松比、内聚力、摩擦角。
1.2 位移反分析
位移反分析方法是根据现场实测的位移值,计算地应力和材料性质等参数,可采用解析法、有限元等方法以及弹性、弹塑性等本构模型进行求解。而位移反分析的方法主要分为两类:直接逼近法和逆过程法。由于围岩本构关系的复杂性,目前的逆过程方法的位移反分析研究计算大都采用了线弹性等假设,这样就与工程实际情况相去甚远。
1)弹塑性边界元位移直接反演法。
设垂直地应力σy、围岩C,φ和μ,洞室形态、支护参数和施工方法已知。假定围岩弹性模量E和水平地应力σx,通过弹塑性边界元法求出洞室周边位移(或周边位移、围岩压力等),将计算位移和对应实测位移进行比较:
其中,m为测点总数;Uk为计算位移;Uk*为对应点的实测位移。
经优化求解,使式(1)的偏差值满足一定精度时,即为所求围岩弹性模量和水平地应力σx值。
2)弹塑性有限元位移直接反演法。
本方法基本同弹塑性边界元位移直接反演法,区别在于采用了弹塑性有限元。
1.3 现场原位试验
1)岩体抗剪试验。
采用平推法直剪试验。先开挖一长×宽×高=3 m×1.5 m×1.5 m的试验洞,在试验洞开挖以后,清除洞底受扰动岩体,在预定试验部位手工刻凿方形试体,试体边长不小于50 cm,高度不小于33 cm,试体表面及周围岩面应修凿平整。试体加工完成后浇筑加筋混凝土保护套,保护套边长50 cm,高30 cm,其下部预留1.5 cm的剪切缝。在保护套养护10 d后即可进行试验。试验采用液压千斤顶加荷,其中法向荷载加荷方向位于试体中心并垂直预定剪切面,剪切荷载加荷方向平行预定剪切面并通过试体中心。剪切位移和法向位移测表采用百分表,分别为4块,布置于试体对称位置。加荷时法向荷载一次施加完毕,受围岩稳定性影响,预定最大正应力为5 MPa;剪切荷载按预估最大剪应力的8等分~12等分每5 min一次逐级施加,剪断后继续施加直到测出残余值为止。抗剪断试验完成后再按照以上程序进行抗剪摩擦试验。试验完成后根据剪应力(τ)及剪应变(w)绘制τ—w曲线,再根据曲线确定抗剪断的比例极限、屈服极限、峰值、残余值及抗剪试验的峰值,然后分别按照各点的正应力(σ)绘制各阶段的τ—σ曲线,最后由库仑公式τ=σ·tg+C确定出岩体的内摩擦角(φ)及粘聚力(C)。
2)岩体变形试验。
采用刚性承压板法进行试验,承压板直径45 cm。加压方式采用逐级一次循环法。试点加工人工刻凿,试验面直径不小于70 cm。试验面起伏差应小于5 mm。采用液压千斤顶加压,试验时先清洗试验面,再在试验面上铺一层加有速凝剂的水泥浆,安装承压板并挤出多余水泥浆,再安装加荷系统,必须保证加荷方向位于承压板中心并垂直承压板。待水泥浆凝固后即可进行试验。变形采用4块千分表或百分表对称垂直布置于承压板边缘观测。按照预定压力5等分逐级每级5次加、卸压力。试验完成后绘制应力—应变(P—w)曲线,并根据以下公式计算:
其中,E为以全变形代入时为变形模量,以弹性变形代入时为弹性模量;P为压力;D为承压板直径;μ为泊松比;w为(全变形或弹性变形)计算岩体的变形模量或弹性模量。
1.4 现场工程地质调查和室内计算结合确定岩体力学参数
通过现场工程地质调查,对隧道侧壁和掌子面进行地质素描,量测岩体的RQD值、不连续面间距,记录不连续面状况(包括张开度、粗糙度、填充物等),以及岩体的赋存环境———地下水情况、地应力水平。根据岩体地质力学分类体系,对岩体的每一项指标(岩块的单轴抗压强度、RQD值、不连续面间距、不连续面状况、地下水状况)进行打分,分别确定出岩体在干燥状态下的RMR值(RMRDry)以及考虑地下水状况的RMR值(RMRBasic);根据GSI量化表确定岩体的GSI值。根据岩体的RMR值和GSI值,结合经验公式以及Hoek-Brown岩体强度准则,利用编写的程序,快速确定岩体的强度参数(单轴抗压强度、内聚力和摩擦角)和变形参数(弹性模量)。流程图如图1所示。
2 结语
本文结合理论分析和实践成果,探讨了室内试验、位移反分析、现场试验、现场工程地质调查和室内计算等确定岩体参数的方法。必要时可以采用几种方法结合起来,以综合确定岩体参数。这些方法对工程设计与施工都有重要的参考价值和指导意义。
摘要：结合理论及实践成果,研究探讨了岩体力学参数的确定方法,方法大致有:室内试验、现场试验、位移反分析、现场工程地质调查和室内计算等,从而准确确定岩体参数,保证模型计算结果的正确性。
关键词：岩体参数,室内试验,现场试验,位移反分析,室内计算
参考文献
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[2]荣先成.有限元法[M].成都:西南交通大学出版社,2005.
[3]朱伯芳.有限单元法原理和应用[M].北京:中国水利水电出版社,1998.
[4]陈良森,李长春.关于岩石的本构关系[J].力学进展,1992,22(1):49-50.
[5]关宝树.隧道工程设计要点集[M].北京:人民交通出版社,2003.
关于管桩离心成型工艺参数的确定 篇9
PHC管桩在我国已有20余年生产历史,生产企业由当初的一两家到目前的几百家,我国的管桩年产量已是世界第一。但是,目前在管桩生产工艺方面的质量控制还存在不少问题,例如,对于管桩离心成型工艺参数(即离心成型各阶段的转速n和时间t)如何确定,各生产厂家的随意性很大,即使在一些生产规模较大的厂家,一些技术主管也缺少这方面的知识和对实际管桩离心混凝土结构特点的认识,仅停留在通过离心成型使“混凝土密实”就行的一般概念上。因此,出现了当前我国不少厂家离心成型管桩混凝土的结构(宏观和微观)不佳;有些厂家的管桩在壁厚方向的主筋内侧已看不到“混凝土层”,主要是“砂浆层”;有的厂家管桩混凝土的内、外分层(又称内、外分离,内、外离析)十分严重。最终造成了即使是同样混凝土强度的管桩,其力学性能、耐久性、施工时施打性能等相差很大。
如果说管桩生产中使用的混凝土配比是合理的,使用的原材料(包括砂、石、水泥、外掺料和外加剂)是合格的,混凝土混合料的搅拌质量也是合格的,那么我们应怎么来确定管桩离心成型各阶段的工艺参数呢?以下做简要叙述。
1 离心成型速度
1.1 慢速
要满足管桩混凝土混合料在离心成型时不塌落,其临界状态是:离心力=重力(向心力),即:m Rω2=mg。
式中,R—制品半径,cm;
g—重力加速度,981cm/s2;
ω—角速度。
式中,n—转速,r/min;
式中,n临界—临界状态下转速,r/min。n慢=k·n临界
式中,n慢—慢速时的转速,r/min;
k—系数,又称经验系数。
关于系数k值的取值问题:对于管桩,实际上该过程的n慢又分为两个阶段,n慢的第一个阶段,现称为n慢1,在此阶段混凝土混合料由于布料不均匀,要使混合料在管桩长度方向“左右游动”和起“再分配”作用,目的是在管桩长度方向混凝土混合料均匀分布;另外,由于管桩在合模时部分混凝土混合料被“压死”,必须让其松解,否则该部分混凝土混合料成型后有可能会出现“蜂窝”现象;再者,离心成型的管桩混凝土混合料已出现坍落度损失,严重的甚至会出现“假凝现象”(特别是在高温季节),因此,必须要使混凝土混合料起“再活化”、“再搅拌”作用,让其基本恢复到原坍落度水平,由于这三方面的原因,所以,对管桩而言,n慢的第一阶段n慢1的取值应≤1,以解决管桩布料不均、让混合料松解及恢复坍落度等问题。以生产覫400mm管桩为例:
同理算得:覫500mm管桩n慢1≤60r/min
n慢的第二阶段,现称为n慢2,主要是解决布料后,离心成型时使混凝土混合料贴向钢模内壁,考虑到此时离心过程中的振动冲击等因素,此时k取值为1.5~2.0,同样以覫400mm和覫500mm管桩为例,则n慢2为:
Ø400mm管桩,n慢2=k·n临界=100~300r/min
Ø500mm管桩,n慢2=90~120r/min
有学者研究了n慢、混凝土强度R28和坍落度S三者之间的关系(图1),其规律值得我们借鉴和思考。
1.2 快速
利用快速阶段的快速旋转产生的离心密实压力,是管桩密实成型的主要手段和重要阶段,要求得合理的n快,首先要弄清楚此阶段作用在单位管桩上的密实压力,见图2。
从图2中先取旋转中管桩混凝土的一块微元体dm分析,则此微元体dm产生的压力为:
式中:γ—混凝土密度,kg/cm3;
h—管桩单位长度,现取h=1;
因此,作用在管桩单位长度上的总压力P为
作用在管桩模内壁处单位离心密实压力为(管桩单位长度h取1):
式中,n快—r/min;p0—kg·f/cm2;A—cm2。
举例:覫500mm×100mm管桩,n快=400 r/min,则p0=89.4×10-10×4002·A=0.7kg·f/cm2,目前国内外能做到的p0约为0.5~1.0kg·f/cm2,如p0太低,影响混凝土的密实性,反之,如太高,会影响设备及安全性。
同理,如希望p0在0.5~1.0kg·f/cm2;仍以覫500mm×100mm管桩为例,这时。
如用离心加速度(g)来计算和表示,则
仍以覫500mm×100mm管桩n快=400 r/min为例,则
1.3 中速
有学者通过对中速的研究认为:(1)必须要有中速,这样有利于排挤出管桩混凝土混合料中的水和减少管壁混凝土的内外分层现象,合理的中速还可以提高混凝土强度3%~4%;(2)最佳中速与n快有相关性,其关系为:最佳中速,例如当n快为400r/min,则。
2 离心成型时间
2.1 慢速时间
前面已述,对于管桩生产,此过程的n慢应分为n慢1和n慢2两个阶段。各厂家应根据原材料品质、混凝土配比、搅拌质量、混凝土混合料坍落度、气温条件和设备情况来确定n慢1和n慢2的时间。根据我国目前大多数厂家的实际条件,较为适合的n慢1在2~3 min,n慢2为1.5~2min,并可在此时间范围内作适当调整。
有学者研究得出,慢速阶段的离心时间t和混凝土混合料坍落度S、混凝土强度R28三者之间有如图3关系,其规律同样也值得我们借鉴。
2.2 快速时间
快速离心时间对不同的离心混凝土制品,其需要的离心时间相差较大,例如,我们熟悉的离心成型排水管、三阶段预应力混凝土压力管,一般需要15~25min;对于PHC管桩,随着国内外技术的进步(例采用高效高性能减水剂、掺加外掺料等),目前的管桩快速离心时间有所缩短和减少,目前对覫300mm~覫600mm管桩一般采用5~8min。口径大、管壁厚的管桩的快速时间尚需适当延长;快速离心时间过长和过短,均会对管桩混凝土强度、结构和性能产生不利的影响。需要指出的是,目前有些管桩生产企业为了提高产量和节能,存在着快速离心时间不足的情况。
有学者对快速离心时间、混凝土强度和快速速度三者关系做过系统的研究,尽管此研究不是专门针对管桩离心混凝土的,其试验条件、试件尺寸和离心管桩也不尽相同,但其揭示的规律对混凝土管桩生产者来说有所启发,可作参考和借鉴,见图4。
2.3 中速时间
中速离心时间和中速速度一样,在管桩离心成型中十分重要,合理的中速时间最终能改善管桩结构和获得较高的混凝土强度。目前对覫300mm~覫600mm管桩,一般控制在2~5min的中速时间。
同样有学者对中速时间、混凝土强度和中速离心时间三者揭示了如图5的关系。
3 离心成型时的振动作用
从前面离心密实压力计算中可知,一般管桩的离心密实压力小于1kg·f/cm2,大多数在0.5~1kg·f cm2之内,应当说,仅有这样的离心密实压力是不足以密实混凝土的,但实际上不仅密实了,而且其密实度比一般混凝土还好,管桩混凝土的密度(容重)为2.5~2.6g/cm3。这主要原因还是依靠离心过程中管桩模的“振动”作用,也就是说管桩离心成型严格来讲是离心力+振动力的复合,离心成型过程中管模的振动频率一般每min达数千次。这里需要强调的是,离心成型过程中管模合理的振动是十分有益的,重要的是离心转动时管模的振幅要控制在mm级,管模不能“跳动”,当管模“跳动”时,其振幅达cm级,会引起管桩混凝土结构破坏,严重时管桩混凝土壁不能成型,离心结束时管桩混凝土塌落或偏心。
摘要：提出了当前我国管桩离心成型工艺存在的问题,论述了离心成型工艺参数(各阶段的离心速度n和离心时间t)确定的计算方法。
关键词：管桩,离心成型,工艺参数,离心速度,离心时间
参考文献
[1].同济大学等合编,混凝土制品工艺学,中国建筑工业出版社,1981
马铃薯分级机构参数的确定 篇10
马铃薯是我国占第4位的主要农作物,其种植面积533.3万hm2,居世界第2位,总产量居世界第4位。每年鲜薯量为6 500万t,居世界第一,黑龙江省马铃薯种植面积超过53万hm2。
目前,我国马铃薯种植、田间管理及收获机械发展较快,基本上实现了机械化,而分级设备却非常缓慢,并且劳动强度大、条件恶劣。国外发达国家的分级和仓储地的转运和装卸均实现了机械化,特别是德国、美国等;而进口设备较昂贵,且与我国国情有一定的差距。针对这一问题,综合国际先进技术,确立适于我国市场的分级设备,现就该设备的技术参数进行简要的分析。
1 辊式分级机参数的确定
分级可以按质量:质量小于50g的为小薯,一般用作淀粉加工;而50～80g为中薯,但该种分级方式采用较少。
国际通用的分级方式按尺寸,依据用途可以分为两级和3级分类以及于多形式。其中,两级分类即小薯和大薯,而3级分类即:小薯b小,35～45mm;中薯b中,45～55 mm;大薯b大>55 mm,现以3级分类进行探讨。
辊式分级机主要确定以下3个参数:辊之间的间隙c、辊的直径d和辊的转速。
1)辊之间的间隙c的确定是依据分离马铃薯的尺寸特性和分级的要求来确定,即c小=35～45mm,c中=45～55 mm,c大=≥55 mm。
2)辊的直径d辊。该直径是依据马铃薯体和构筑标准网眼的圆辊互相作用来确定的。马铃薯外形近似球状,其直径为d薯:如果当马铃薯的直径d薯大于辊之间的间隙c时,薯块将由辊Ⅰ和辊Ⅱ将其支撑在所形成的网眼上(如图1所示)。在正常在工作时,薯块应按运行方向通过辊Ⅱ移到下一个网眼,当辊Ⅱ旋转时,在摩擦力FⅡ的作用下将薯块推到辊上并越过自己。
如果将辊Ⅱ对薯块的作用用一假设的可移动的斜面XX来代替,则辊Ⅱ和薯块接触点为M,显然要想将薯块推到辊Ⅱ的上面,必需满足如下条件
α≤φ薯 (1)
式中 α—假设的可移动的斜面XX与水平面的夹角;
φ薯—薯块与辊之间的摩擦角。
从图1中可以看出
sinα=(d辊+c)/(d辊+d薯 )
d辊=(d薯sinα-c)/(1-sinα) (2)
依据式(1)可得
d辊≤(d薯sinφ薯-c)/(1-sinφ薯)
如果薯块的直径与间隙c相比大得不明显,那么单个薯块将在作用力FⅠ和 FⅡ的作用下,在网眼处旋转,其表面将被损坏(磨破皮,夹住等)。
分级机转动过程的力学分析,如图2所示。
从图2可以看出,薯块1从网眼当中是以如下方式离开的:开始是以自己的中心旋转O,在同新落到该网眼的薯块2相遇时,在点M处,由于薯块2对薯块1的作用,使力NⅡ和FⅡ明显增大,这些力促使薯块1 围绕点K旋转,使得薯块1逐渐从网眼中离开,而薯块2则占据它的位置,辊将薯块1带走,按照运行方向进入下一个网眼。
3)辊转速的确定。分级机辊的转速是依据分级物沿工作面移动速度来确定。其中分级物运动速度为
υ=πd辊n辊k (3)
式中 d辊—辊的直径;
n辊—辊的转速;
k—系数,考虑到薯块于辊之间有滑动,k=0.4～0.6。
从式(3)中可以看到,希望n辊的有一个值相对较大的值,但是,在辊的转速特别大时,在离心力的作用下,薯块可能被抛离辊的表面,导致分级能力的降低和损坏薯块。
分级机移动过程的力学分析,如图3所示。
从图3可以看出,有两个力作用在质量m的薯块上重量G=mg和 惯性离心力J=mω2R(R薯块中心旋转半径)在不脱离辊2时,保证薯块滚动通过辊Ⅱ的条件为
G1≥J (4)
G1=G cosα
mg cosα≥mω2R
由图3可得
2 结论
综合上述理论分析和实际分级的要求,以及实践经验,分级辊的转速一般为155～200r/min;辊的直径55～80mm,通常使用的是65mm。该种辊式分级方式的缺点是容易损伤薯块,一般适于商品薯,对于种薯的分级通常将辊的表面镀层胶或软的塑胶,这样一来就大大减轻了破损程度;另外当土较潮湿时,辊容易粘土,通常解决办法是在辊的下面加清土刷。
参考文献
[1]Н.Н.Колчин.Техника д ля пслеуборочной обработки картофе ляи механизации хранилищ[J].Тракторисель скохозяй ственных машины,1998(11):38-41.
