地基处理试验（共12篇）
地基处理试验 篇1
0工程概况
集美大学箱涵工程为集美大学新校区建设 (福建省2006年重点建设项目) 配套工程, 由厦门路桥集团组织项目建设, 该工程跨越厦门水务集团原水渠, 连接集美大学新老校区, 原设计为桥梁, 基础采用桩基, 后因为学校投资规模压缩, 本着节约原则, 将原桥梁改为箱涵, 取消桩基, 但该区域为海滨潮间带, 表现为海积洼地, 淤泥土层厚约1.6 m～11.1 m, 海积成因, 土层呈松散状, 力学强度低、压缩性高, 含淤泥约为10%～20%, 拟对箱涵下软弱地基打设塑料排水板, 以加速软基固结速度, 提高软基承载力, 减少工后沉降。为了给设计和施工提供准确的依据, 委托相关部门, 在箱涵下软弱地基位置选择具有代表性场地, 进行了塑料排水板地基处理试验研究。
1塑料排水板施工
淤泥土层厚约8 m, 直剪实验 (快剪) 粘聚力11 kPa, 内摩擦角0.7°, 压缩模量1.69 kPa, 不排水抗剪强度承载力特征值36 kPa。本次试验采用了25 m×25 m的试验场地, 本工程的属于深度在25 m之内的竖向排水, 故选择SPA-Ⅱ型塑料排水板, 宽100 mm、厚4 mm, 正方形平面布置, 间距为1.1 m, 长度预定为13 m, 施工时根据实际的地质情况决定, 以打穿淤泥层为准。
1.1 铺设土工布
土工布采用双排线折叠缝合连接, 接缝处缝合总宽度不小于5 cm;将土工布用砂袋压好。
1.2 铺砂垫层
选择干净的中粗砂, 细度模数不小于2.3;压实后的厚度不小于50 cm;用碾压机压实, 同时用抽水机洒水, 使其干密度不小于16.5 kN/m3。
1.3 塑料排水板的施工
塑料排水板水平位置偏差不大于5 cm, 垂直允许偏差不超过板长的1.5%;施工时以穿过淤泥层为前提来控制板深度;施工机械为履带式, 为防止回带, 在插机钻杆尖部排水板处包入长约15 cm～20 cm的ϕ6或ϕ8的钢筋。对于回带超过1 m以上的要在原板位旁补打。做好现场施工记录, 提供每条板长度的现场记录;
1.4 堆载预压、卸载
堆载厚度为3 m, 分两层堆载, 每层厚1.5 m;堆载选用质地较好的粉土或砂土, 容重16 kN/m3～16.5 kN/m3, 每层堆载后, 震动碾压, 使堆载土的干密度达到16.5 kN/m3以上。堆载预压期不少于3个月并且固结度达到90%后卸载。试验从2006年7月18日开始打设塑料排水板, 2006年8月开始现场监测, 2006年12月7日结束现场原位试验。
2试验结果
现场监测和试验包括水位、地表沉降、分层沉降、侧向位移、静力触探、标准贯入、十字板剪切、平板载荷试验等项目。
2.1 水位监测
从水压时间曲线图 (见图1) 可以看出, 各测点水压变化波动趋势基本相似, 但水位总体在下降, 目前海水水位与8月相比也有下降, 这表明实验区内的地下水位与海水水位相关, 随潮水水位变化面波动, 监测结束时地下水位在地面下2 m左右。
2.2 孔隙水压力监测
从孔压-时间曲线 (见图2) 可以看出, 除1号测点外 (数据出现异常可能被破坏) , 其他测点孔压均有明显降低。试验区孔最大孔压下降为18.5 kPa, 平均孔压下降10.33 kPa (不包括1号测点) 。
4号孔压消散比其他孔压大, 这其他孔压探头埋设较深、进入了粉细砂、或进入了粉质粘土、其间超静孔压较小有关。
2.3 地表沉降监测
从地表沉降-时间曲线 (见图3) 可以看出, 最大地面沉降最大为118 mm, 14 d平均沉降56.8 mm, 43 d平均沉降70.3;2区最大地面沉降为127, 14 d平均沉降53.9 mm, 43 d平均沉降82.6 mm。而同期试区外的中转点的沉降仅为12 mm。
试外区后期沉降较大, 这与同期地下水位下降有关, 地下水位下降, 淤泥层在自重作用下固结。另外, 从图中数据还可以看出, 试区中间的沉降测点的沉降较试区边沿测点的沉降大。中间测点2, 4, 5, 6和8的43 d平均沉降为82.8 mm;而边沿测点1, 3, 7和9的43 d平均沉降为54.8 mm。
2.4 十字板剪切试验
十字板尺寸为75 mm×150 mm。剪切速率为6°/min。十字板抗剪强度平均值为18 kPa, 地基处理之前十字板抗剪强度平均值为11 kPa, 有大幅度的提高。
2.5 平板载荷试验
图4试区平板载荷试验的荷载-沉降曲线 (Q-S曲线) , 载荷板尺寸为1 m×1 m。
从试验结果可以看出, 采用塑料排水板能提高地基承载力, 试区平板载荷试验测得的地基承载力特征值为123 kPa, 较试验前的36 kPa有大幅度提高。
3结论
(1) 采用塑料排水板能大大加快软土的固结速度, 试区内沉降监测点43 d平均沉降82.8 mm, 而同期试验区外点的沉降仅为12 mm。
(2) 采用塑料排水板施工, 能提高土层的强度指标, 由于插管的震动作用, 试区淤泥质粘土的十字板剪切强度和静力触堆尖阻力也分别得到提高;试验区地基承载力特征值从试验前的36 kPa分别提高到123 kPa。
(3) 试验结果表明, 提高后的地基承载力完全满足本工程需要, 建议大面积地基处理时采用本次试验的实际参数。
(4) 根据地质勘查资料, 理论计算结果表明, 打设塑料排水板后, 软土固结并没有全部完成, 还有部分固结在箱涵工程施工过程和施工后进行, 所以建议路面选择抵抗不均匀沉降能力较强的沥青混凝土路面。
(5) 为进一步减少工后沉降, 除打设塑料排水板外, 应结合堆载预压加快土体固结, 缩短工期, 减少工后沉降。 [ID:5345]
参考文献
[1]JGJ 79-2002, 建筑地基处理技术规范[S].
[2]JTJ/T256-96, 塑料排水板施工规程[S].
地基处理试验 篇2
大连某专用线项目路基试验段地基处理方式的探讨
为了获得最经济实用的地基处理方式,大连某专用线项目在路基地基处理加固前进行了地基处理试验,在试验段的地基处理中分别用强夯、碎石桩结合强夯、塑料排水板结合夯实挤密桩三种方式进行地基加固.通过对试验段路基填筑过程及后期的`沉降观测,发现塑料排水板结合夯实挤密桩在填筑期能最大限度释放工后沉降,相比而言是最适合本项目的地基处理方式.
作 者：高延霞 Gao Yanxia 作者单位：铁道第三勘察设计院集团有限公司,天津,300251 刊 名：铁道勘察 英文刊名：RAILWAY INVESTIGATION AND SURVEYING 年，卷(期)： 35(3) 分类号：U216.4 关键词：地基处理 试验段 强夯 碎石桩 塑料排水板 夯实挤密桩 沉降观测复合地基载荷试验参数选择探讨 篇3
关键词：测试 实验
1 试验点的选择
首先，复合地基静荷试验的试验点在平面上应均匀分布，当土性分布不均匀时，试验点选择应考虑土性对复合地基承载力的影响。其次，试验点的选择要注意随机选点，以保证检测桩统计比例的真实性。
2 复合地基静载荷试验加载量的控制
工程为一点式高层建筑，地下一层，地上十一层，短肢剪力墙结构，设计要求基础持力层地基承载力特征值为200kPa。
场地土的物理力学性质实测统计表（平均值）
2.1 地基处理方案设计
根据《建筑地基处理技术规范》（JGJ79-2002）的规定，复合地基承载力特征值fspk按下式计算：
fspk=mRa/AP+β（1-m）fsk
式中：
fspk——复合地基承载力特征值（kPa）；
m——面积置换率；
Ra——单桩竖向承载力特征值（KN）；
AP——桩的截面积（m2）；
β——桩间土承载力折减系数，宜按地区经验取值，如无经验时可取0.75～0.95，天然地基承载力较高时取大值；
fsk——桩间土承载力特征值（KPa），宜按当地经验取值，如无经验时，可取天然地基承载特征值。
由地质资料、设计要求复合地基承载力特征值fspk≥200KPa和甲方的要求，现有基槽深度为4.3m（相对于±0.000为-5.98m），取桩长为6.0m，经过计算：面积置换率为15.5％，总桩数为517根，桩间距1.2m，排距1.19m，水泥为32.5级普通硅酸盐水泥，掺入量为50Kg/m。
2.2 施工采用PH-5A型粉喷桩钻机，在施工中要求：
设计停灰面高出基底标高500mm；施工时采用湿法进行，水灰比为0.8:1，水泥浆液采取单桩单配的方法；深层搅拌桩垂直偏差不超过1%，桩位偏差不大于50mm，直径不应小于设计桩径；桩身搅拌均匀，在桩长范围内根据地质情况进行一个上下的搅拌和喷浆，在基底下3.5m范围内进行复喷复搅；如遇粘土应增加复搅遍数。施工中，若发现供水管路中途有堵塞现象，及时排除对其返工，其塔接长度不小于0.5m。
2.3 复合地基静载荷试验由甲方委托有关单位进行。检测要求和结果如下：
复合地基静载荷试验检测方案主要技术指标
①要求加固后的复合地基承载力特征值≥200KPa；
②总加载量为设计要求值的2.0倍，即400KPa；
③复合地基静载荷试验在地基加固处理2周后进行；
④试验采用20mm厚的钢压板，压板直径1.35m，压板面积为1.43m2，压板下用50mm厚中粗砂找平。
主要试验方法：试验采用慢速维持荷载法，即逐级加载，每级荷载达到相对稳定后再加下一级荷载，直至满足试验加载终止条件。
①加载分级：总加载量为设计载荷的2.0倍，即400KPa。共分8级加荷，第1级加载按50KPa加荷。
②沉降观测：在每级加载前后各测读承压板沉降量一次，然后每隔半小时读记一次，直到沉降稳定。
③沉降相对稳定标准：每级荷载作用下，承压板沉降量在一小时内小于0.1mm，即认为已达到相对稳定，可加下一级荷载。
④终止加荷条件：当出现下列情况之一时，即可终止试验：
a沉降急剧增大，土被挤出或周围出现明显裂缝；
b累计沉降量已大于压板宽度或直径的6％；
c总加载量已为设计要求值的2.0倍以上。
3 复合地基静载荷试验结果
3.1 复合地基承载力的确定
①当压力～沉降曲线上极限载荷能确定，而其值不小于对应比例界限的2倍时，可取比例界限；当其值小于对应比例界限的2倍时，可取极限荷载的一半。
②当压力～沉降曲线是平缓的光滑曲线时，可按相对变形值确定；对深搅桩复合地基，可取s/b或s/d（s为沉压板沉降量，b和d分别为承压板宽度和直径）等于0.006所对应的压力；按相对变形值确定的承载力特征值不应大于最大加载压力的一半。
③试验点数不应小于3点，当满足其极差不超过平均值的30％时，可取其平均值为地基承载力特征值。
该工程三个试验点P-S曲线如图1（A1、A2、A3）。
3.2 静载荷试验检测结果
通过对测试数据进行计算整理，考虑到各试验桩龄期、工程地质条件等因素，综合分析得出各试验点的承载力结果如下：
A1试验点复合地基承载力基本值 fo＝200KPa；
A2试验点复合地基承载力基本值fo=200KPa；
A3试验点复合地基承载力基本值fo=186KPa。
三个复合地基试验点承载力平均值为195.3KPa，极差小于30％，故该场地复合地基承载力特征值为195.3KPa，不能满足设计要求。
4 复合地基静载荷试加载量的选择
《建筑地基处理技术规范》（JGJ79-2002）规定，复合地基静荷载试验最大加载压力不应小于设计要求压力值的2倍。同时规定，试验点数量不应小于3点，当满足其极差不超过平均值的30％时，可取平均值为复合地基承载力特征值。但现在的检测人员多按等于设计要求压力值的2倍设计最大加载量。本文的工程实例就是如此，当施工单位收到静载荷试验检测结果，并要求其对地基进行再处理时认为，检测单位按等于设计要求压力值的2倍设计最大加载量，在检测的试验点中，只要有一个试验点的复合地基承载力特征值小于设计值时，那么，本工程即为不合格工程，就需要再处理；如果检测单位按设计要求压力值的2.1倍设计最大加载量，在检测的试验点中，即使是有一个试验点的复合承载力特征值小于设计值，只要其极差不超过平均值的30％，所取的平均值作为复合地基承载力特征值还是可以满足设计要求的。因此，施工单位在征得设计单位同意，通过甲方，要求检测单位对本工程再次进行补测，且按等于设计要求压力值的2.1倍设计最大加载量。
重新检测的二个试验点P-S曲线如图2（b1、b2）：
经过综合分析，重新检测的二个试验点的复合地基承载力特征值均为210KPa。
这样，两次共检测5个复合地基试验点，其承载力特征值分别为200KPa、200KPa、186KPa、210KPa和210KPa，承载力平均值为201.2KPa，极差为11.9％，小于30％，所以该场地复合地基承载力特征值为201.2KPa，满足设计要求。
5 结论
检测方案设计最大加载量不一定刚好等于复合地基承载力特征值的2倍，应根据实际情况，适当加大，否则，就可能把本来满足设计要求的工程判为不能满足设计要求，不仅影响工期，而且给施工单位造成较大的浪费。
参考文献:
[1]中华人民共和国国家标准.《建筑地基基础设计规范》(GB5007-2002).北京：中国建筑工业出版社，2002.
[2]中华人民共和国行业标准.《建筑地基处理技术规范》(JGJ79-
2002、J220-2002).北京：中国建筑工业出版社，2002.
[3]中华人民共和国国家标准.《建筑地基基础工程施工质量验收规范》(GB50202-2002).北京：中国建筑工业出版社，2002.
强夯处理液化地基的试验研究 篇4
江苏某高速公路路线经过区, 地表沉积了10 m左右厚的泛滥沉积物, 并存在不连续的废黄河水系。沉积物以粉土、粉细砂为主, 并夹有软土, 结构松散、强度低, 是工程建设的不良地基。由于江苏北部地区受郯城—庐江地震带的影响, 地震基本烈度较高, 地震作用会加重该类地基的不良影响, 给工程建设带来更大的危害。根据《公路工程抗震设计规范》 (JTJ004—89) 的要求[1,2], 对该类地基必须进行加固处理。为消除液化地基的液化势, 在施工现场进行强夯试验, 以确定强夯加固效果[3,4,5,6]。
2 试验概况
工程地质勘察显示, 在钻孔揭示深度内主要为第四系全新统和上更新统地层, 可液化土主要以全新统 (Q4) 低液限粉土为主, 中部局部夹有软土层, 多属中等-严重液化, 局部轻微液化。液化土层主要由软塑状低液限粉土及部分塑性指数小于10的低液限粘土和粉细砂透镜体组成, 厚度一般10~15 m, 多呈软塑-流塑状或松散状态, 力学性质差。据勘察资料, 试夯区在深度8.5 m范围内地层可分为3层, 其主要物理力学参数见表1。
由表1可知, 该试夯区的土层由可液化的粉土和粉土质砂组成, 同时在粉土中又有淤泥质软土夹层, 因此必须对相应土层进行抗液化处理, 同时要控制沉降。
强夯试验内容主要有强夯前后的物理力学性质、夯沉量、隆起量、标准贯入试验 (SPT) 。强夯施工机械为国产W2001型50 t履带强夯机, 夯锤重18.04 t, 直径2.6 m, 底面积5.31 m2, 锤高0.85 m。强夯施工夯击能级为2 500 k N·m, 夯锤落距13.90 m, 主、副夯击能夯点间距为4.5 m, 单点夯击击数4击。
3 强夯试验效果检测分析
通过强夯前后土的物理力学性质、标贯击数对比, 判断各土层的强度增长和可液化土层是否完全消除液化势。对强夯试验区在试夯结束后7 d、35 d进行试夯效果检测。强夯后试验区土体的物理力学参数见表2。
从室内土工试验成果看, 处理后液化土的含水量、孔隙比、压缩系数、渗透系数减小, 而密度、强度变大。但在低液限粘土为主的土层中, 土的孔隙比、压缩系数、压缩模量等物理力学性质指标不如加固前好, 分析其主要原因为强夯施工对粘土的扰动所致。处理前后各土层标准贯入击数随深度、时间的变化见图1。
由图1可见:在0~3.5 m的液化土层中, 随龄期的增长标贯击数有明显增长:龄期为7 d的标贯击数约为原状土击数的2~3倍, 龄期35 d的标贯击数约为原状土击数的3~6倍。浅层土由于在强夯冲击作用下产生较大裂缝, 离排水自由边界近, 强度增长快。在4.1~4.5 m的软土夹层中, 受其本身性质的影响排水条件不良, 龄期7 d标贯击数基本无增长, 龄期35 d才有较明显增长。同时该夹层下卧的粉土层中标贯击数增长没有上面的粉土层明显, 特别是在5.65~5.95 m这个标贯点反映更明显。7.15~7.45 m这个标贯点上, 龄期7 d的比龄期35 d的增长要大, 这可能是由于土层的局部变化所致, 但总体上龄期35 d的比龄期7 d的增长显著。从现场试验结果可以看出, 在地基深度7.45 m范围内, 强夯处理地基均能取得良好的效果。
为了检验强夯后地基处理是否满足规范要求, 将实测的修正标贯击数N1与理论计算临界标贯击数N0进行对比, 根据公路工程抗震设计规范, 修正标贯击数和临界标贯击数计算公式如下:
式中:Cn为标贯击数的修正系数;N68.5为实测标贯击数;Kn为水平地震系数;σ0为贯入点处土的总上覆压力;σe为贯入点处土的有效覆土压力;Cv为地震剪应力随深度的折减系数;ξ为粘粒含量修正系数。
经过计算, 修正标贯击数和临界标贯击数如表3所示。
从表3中可以看出, 在处理前, 地基的标贯击数小于临界标贯击数, 不满足规范要求;在强夯处理后35 d的实测修正标贯击数均大于临界标贯击数, 处理效果满足规范要求。
4 结论
本文结合某高速公路强夯处理液化地基的工程实践, 对强夯处理液化地基进行了深入研究, 采用强夯处理液化地基和软土与液化土交互地基, 能消除液化地基的液化势。从处理前后土的物理力学性质及标贯试验的对比分析可知, 液化地基的液化势消除, 达到了地基处理目的。
摘要：文章结合某高速公路强夯处理液化地基的工程实践, 对强夯在液化地基处理中的应用进行试验研究, 将强夯处理前后液化地基的标准贯入击数进行对比, 结果表明强夯应用于液化地基处理具有良好的工程效果, 可供类似工程参考。
关键词：高速公路,地基处理,强夯,标准贯入试验,质量检验
参考文献
[1]JTJ004—89公路工程抗震设计规范[S].
[2]GB50011—2001建筑抗震设计规范[S].
[3]《地基处理手册》编委会.地基处理手册[M].北京:中国建筑工业出版社, 2008.
[4]周世良, 王江, 张明强.强夯加固机理研究现状及展望[J].重庆交通大学学报 (自然科学版) , 2006, 25 (1) :65-70.
[5]刘洪涛.强夯法在下卧深层软基处治中的应用[J].公路交通技术, 2014 (2) :9-12.
环保疏浚余水处理试验研究 篇5
环保疏浚余水处理试验研究
环保疏浚是治理重污染水体的重要手段,在疏浚过程中产生了大量富含污染物的余水,对余水的`处理成为环保疏浚二次污染防治的重要内容之一.通过室内模拟试验和生产性试验,进行了不同投药方式的对比,并筛选、复配了适合余水处理的絮凝剂.试验结果表明,输泥管投加絮凝剂和堆场出水投加絮凝剂都可以保证余水达标排放,堆场出水投加絮凝剂容易控制出水水质,且投加絮凝剂的费用为输泥管投加絮凝剂费用的1/10,但需在堆场外设置混凝沉淀设施.对不同絮凝剂的絮凝效果比较发现,复配絮凝剂的效果较好,余水处理的成本低,剩余ρ(SS)小.
作 者：霍守亮 荆一凤 程静 作者单位：霍守亮,程静(北京工业大学,北京,100022)荆一凤(中国环境科学研究院,北京,100012)
刊 名：环境科学研究 ISTIC PKU英文刊名：RESEARCH OF ENVIRONMENTAL SCIENCES 年，卷(期)： 18(1) 分类号：X703.1 关键词：环保疏浚 余水 余水处理 絮凝剂地基处理试验 篇6
【关键词】地基检测；现场载荷；试验对比
1.现场载荷试验简况
小型载荷试验分别在桩间土和碎石桩上进行。试验设备为常规油压载荷试验设备。大型载荷试验设备系专门设计与加工;如承压板面积为5.76㎡的一种，是采用4cm厚钢板制成，板上架有30号工字钢两层(垂直交叉组成一体)。
试验加荷方法:一种是以重物作反力，同时用两台QY-200 x l0kn油压千斤顶加荷，另一种即是用重物逐级加荷，最终荷载量大于设计荷载的2倍。重物施加和放置，采用QY-10x10kn吊车和坦克吊车进行;每级荷载分别为0.25 x l0ZkPa和0.5 x l0zkPao用百分表观测下沉量。稳定标谁及破坏标谁按TJ21-77规范的规定。
对压板面积为11.23㎡的特大型载荷试验，在压板下埋设了土压力计，试验时可以分别测定碎石桩和桩间土上的应力。根据其面积置换率及桩间土应力比，也可计算出大型载荷试验结果。
2.试验结果及其分析
根据所得的小型与大型载荷试验记录资料，绘制具有代表性P-S曲线图。在沉降相等的条件下，查P-S曲线上所对应的应力，分别求出桩间土顶面应力和碎石桩顶面应力，利用下式(1)计算出复合地基应力，从而绘制出复合地基的P-S计算曲线，它与实测大型载荷试验曲线(N)相比，两者形态非常一致。明显看出:计算与实测曲线中，在相同荷载下的沉降量前者较后者为小，表明与压板尺寸有关。
3.計算复合地墓承载力和变形模量
3.1采用的公式
根据小型载荷试验在桩间土、碎石桩上所获得的两种资料，按下列公式确定复合地基的承载力及变形模量。
3.1.1复合地基承载力计算公式:
R’sp=(Pp·Ap+Ps·As)/A (1)或R’sp=[1+m(n-1)]Ps (2)
式中R’sp—计算复合地基承载力(x 102kPa)
Pp—碎石桩顶面平均应力(x 102kPa)
Ps—桩间土顶面平均应力(x 102kPa)
Aq—碎石桩面积(㎡);
As—桩间土面积(㎡);
A—复合地基载荷承压板面积(㎡);
m—面积置换率(M=Ap/A);
n—桩土应力比(n=pp/ps)。
3.1.2复合地基变形模量采用下式计算:
E’osp=Eopm+(1-m)Eos (3)
式中Eop-碎石桩变形模量(x102kPa);
Eop—桩间土变形模量(x102kPa);
3.2计算结果对比
根据碎石桩与桩间土上小型载荷资料，按上述公式计算。
3.2.1计算值与实测值两者十分接近。承载力误差为-0.09-0.15,平均0.08，变形模量误差为-0.14-0.13，平均0.01。
3.2.2计算值与实测值的相关关系，经数理统计分析所建立的回归方程式为:
Rsp=0.25+0.889R’sp(4)
N+11r+0.971s+0.288
检验，用回归预报值与实测值相比之误差，结果为-0.13~0.16，平均0.11。
检验，用回归预报值和实测值相比之误差，结果是-0.14~0.13，平均0.13。
应指明，上述精度分析，误差统计及回归方程式之建立，是取复合地基容许承载力为p0.015和相应的变形模量为E0.015时求得。
实测大型载荷平行试验(1组与2组及3组试验资料)误差为0.07 ~0.13，平均0 .l0。
通过误差对比得知:计算值误差比回妇预报值误差稍小，但二者误差都非常接近实测值误差，由此充分表明其精度满足生产要求。
综上所述，这就验证了根据碎石桩、桩间上的单一小型载荷试验成果，求解复合地基承载力和变形模量是可靠的。
当然，计算值与实测值尚有一定误差，分析有以下原因:
（1）土质不均匀造成。通过对实验完后承压板下持力层的开挖得知，·原来就不均匀(如7组与8组，天然碎石含量较多)的地基土经振冲加固后，桩间土中又挤入多量人工碎石，而碎石桩质量又较密实，故在这种地基上进行的小型载荷试验，桩间土以及进而推算的复合地基其结果就偏大，反之偏小。
（2）压板尺寸引起的误差，大型载荷试验因压板尺寸大，比小型载荷试验克服土质非均匀性要好。
（3）碎石桩和桩间土面积测量误差。
经分析认为土质不均匀是误差产生的主要原因，为提高计算精度，在试桩区内应做不少于3组桩、土小型载荷试验，并取平均值进行复合地基承载力和变形模量计算，可消除局部误差，使精度提高。
4.结语
4.1从8个地区地基处理所进行的现场载荷试验，根据小型载荷试验推求的结果，与大型载荷试验实测结果相比，两者非常接近，这就进一步验证了用小型载荷试验结果，推算复合地基承载力和变形模量是可行的。可以取代费用昂贵、复杂笨重的大型载荷试验。
4.2小型载荷试验本身，是对大型载荷试验的模拟，而大型载荷试验压板尺寸较大，工作条件与实际基础接近，所以试验结果当更为可靠。
4.3小型载荷试验，具有设备轻，周期短，经济，操作简单易行，便于普及等优点，建议今后对复合等地基加固效果检测中可推广应用，但不应少于3组平行试验，而对重大复杂工程仍应做少量大型载荷试验。
4.4文中所提出的方法，已在部分实际振冲桩工程中得到正式应用，并取得良好效果;提高了经济效益。为使其更加完善和得到更广泛的应用，作者希望能有更多的实测对比试验资料进行验证和补充。■
【参考文献】
［１］JGJ 94-94,建筑桩基技术规范[S].
［２］JGJ 106-97,基桩高应变动力检测规程[S].
［２］马裕国, 解志浩. 基桩高应变动力检测在工程桩检测中的应用[J]. 山西建筑, 2003, (01) :53-54.
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地基处理试验 篇7
硬壳层是指软土或软弱土地基由于蒸发和风化等因素长期作用，在地表形成的厚达几米的相对下面软弱土层坚硬的硬壳。这种硬壳层胶结结构性强，呈中等压缩性，与土基密切联结，具有很好的承载作用。开发硬壳层的工程利用价值，提高了道路设计的合理性和经济性，早已为道路工程界所关注[1]。特别是对于在饱和软弱地基上的低填路堤，硬壳层的工程利用更是具有重要的意义。但在一些地区的软弱土地基往往没有我们所期望的硬壳层，或是硬壳层的厚度较薄而不能够为道路工程所利用，因而需要我们“制造”一定厚度的硬壳层来满足道路设计的需要。
1.“制造”硬壳层基本原理
1.1 硬壳层的工程特性及利用
当软弱土层上具有硬壳层时，硬壳层与软土层形成了较为鲜明的强度差和刚度差。硬壳层相对其下的软土既是一种柔性的却又类似板体的结构，它不仅能够将其下部承受的荷载传递到较大的面积上去而起到应力扩散的作用，同时对下卧淤泥土的变形具有较强的封闭作用。
硬壳层地基的实际应力分布是：当荷载较小时，地基中大部分应力集中在硬壳层内，地基表现出明显的板体性承载特征，软弱土中的应力很小，并且随深度迅速衰减；而当荷载较大时，虽然板体性作用的削弱使硬壳层内的应力集中程度越来越小，但硬壳层和软基的强度差和刚度差作用仍然使地基中的应力大量地聚集在地基的上部。另一方面，硬壳层本身具有相对较大的密实度，而且有一定的刚度，因此它可以分担荷载产生的一部分剪力，即在一定的荷载剪力作用下不产生剪切变形或变形极小，这就使得硬壳层与下卧软弱层间的荷载传递方式有了一定的变化，此时的硬壳层已具有了类似于板体的作用，这种作用可称为硬壳层的“壳体效应”。壳体效应可使外荷传到较大的下卧软土中，使其下卧软土层的附加应力低于按传统扩散方法计算出来的附加应力，且分布更加均匀，分布的范围更大[2]。
因此，对软弱土层上硬壳层的了解和充分的利用，对于在软弱地基上的修建低填路堤具有重要的意义。
1.2 冲压动力固结原理
土体在外界荷载作用下内部所含水缓慢渗出，体积逐渐缩减的现象，称为土的“固结”。这种固体现象，使土体产生压缩变形，同时也使土的强度逐步增长。土体中的自由水在重力作用下，产生的水压力称为静水压力，在有附加荷载存在时，土体中的孔隙水因不能及时排出，会产生大于静水压力的超静水压力，也叫超孔隙水压力；随着孔隙水的逐渐排出，超静水压力逐渐消散，土体则逐渐固结。动力固结是在外动力作用下，使土体中的孔隙水排出，一定深度的土体被密实，达到某种程度的超固结状态，这种固结状态若与后期附加荷载所能引起的固结程度相匹配时，也就是使土体预先完成了固结过程[3]。
采用冲压法进行动力固结具有其许多独特的优势。首先冲压的应力作用方式兼具有揉、挤、冲击等多种作用，在这种作用下很容易使土体中产生大量的微裂隙，这些裂隙的存在可大大加速地基土中孔隙水的排出以加速土体固结。冲压相当于小能量的强夯，根据有关计算25kJ三边冲压机型，速度10～12km/h时，相当于350kN·m强夯。而在动力固结理论中，固结过程应该是由表层至深层逐渐发生的，这种低能量的强夯对进行浅层固结，即处理硬壳层是十分有效的。
冲压施工相当于一种连续的夯拍过程，具有波浪起伏及周期间歇等特点，这种间歇周期可以通过合理划分作业面积等手段很容易与土基的孔压消散周期相协调，使孔压消散持续的发生在最有效的消散阶段，即使动力固结过程持续高效进行，相比于传统强夯法可将冲击能更有效的利用，并可大大缩短固结周期[4]。冲压的冲击能量较低（相比于强夯法），在其作用下，土体在一定程度上仍可保持原有的结构强度，并在此基础上进一步密实提高。
2. 试验工程概况
2.1 场地工程地质条件
拟建建筑物为某经济开发区一级道路，场区地形较为平坦，属于河流冲洪积平原。道路主要为填方施工，填方高度0.5～2.0m。场地地下水位埋深较浅，在自然地表下1.50m左右。据钻探资料分析：场区范围内为第四系地层，浅表部土层为正常固结土，各项力学指标都较差，为本区域的软弱层（中软场地），其主要地层物理力学指标[5]平均值见表1。
2.2 处理方案
本场地采用冲压动力固结的方法，“制造”硬壳层来满足道路的施工要求。清除场地表层植物土；铺设一定规格的滤水土工布；回填20～30cm砂砾石；进行冲击压实。本着以质量好、工期快、投资少为目的确定如下施工参数：
在整个冲压试验施工过程中，进行了孔压监测、表面沉降观测、干密度检测。通过冲压过程中的检测、监测，了解动力固结的发展变化规律、预处理沉降量以及有效处理深度等相关数据，选择合理的施工及控制参数。
3 孔隙水压力监测
冲压作用使土体中的孔隙水排出，一定深度的土体被密实，达到某种程度的超固结状态。在外动力的作用下会使土中的孔隙水产生超孔隙水压力，超孔隙水压力一般随着外动力的加载、间歇而大小变化。超孔隙水压力过高会使土体原有结构被破坏（排水通道破坏，孔隙水压力长时间无法消散）、强度丧失（表现为弹簧土、翻浆现象出现），致使土体无法被有效密实。有关研究表明：孔隙水压力的增长量不宜超过上覆土体的自重。因此，通过对冲压施工中地基土体的孔隙水压力监测，得出最佳超孔压范围、最佳超孔压与冲压遍数的关系；确定冲压施工合理间歇周期[6]。
孔压监测自冲压试验施工开始，读取每冲压四遍后的孔压值。冲压先进行20遍，待孔压消散一定程度，又进行了20～32遍的冲压。将数据整理后绘制了2.0m埋深孔压冲压遍数与孔压峰值关系特征曲线和冲压20遍后孔压消散曲线（见图1、图2）。
由图中我们得出：
(1）在连续冲压施工中，孔压峰值不断增大；在间歇后的冲压中亦有类似的规律[7]。
(2）第一次冲压至16遍，孔压已接近上覆土体自重压力；16～20遍孔压超过了上覆土体自重压力，现场也看到进行16～20遍冲压过程中，局部出现弹簧土的现象。第二次冲压12遍后孔压也接近上覆土体自重压力。由此确定：一次性冲压遍数不宜大于16遍，间歇后一次性冲压遍数不宜大于12遍。
(3）在冲压施工间歇期（消散时间约为4～5天），孔隙水压力的消散越来越小，剩余孔压很难在短时间内消散。由此可得：第一次冲压完成后的间歇周期不宜少于4天[8]。
4.“制造”硬壳层效果分析
4.1 标准贯入试验
为了验证冲压处理效果，进行了冲压前后的标贯对比。如图3所示为冲压前后标贯对比曲线图。
由图3可以看出：冲压处理后标贯击数明显得到了增加，特别是3.5m以上的标贯击数有大幅提高，地基土强度得到很大的提高[9]。
4.2 干密度指标
取样测试干密度并进行了处理前后的对比试验。如图4所示为冲压前后干密度资料对比曲线图、表4为处理后土体压实度。
从以上图表可以看出：冲压处理后干密度值明显增加，特别是3.0m以上的地基土体，处理后地基土体得到了很大程度上的压实[5][10][11]。
4.3 压缩模量指标
将试验所得压缩模量数据剔除异常点后取平均值，并列入处理前相应深度的压缩模量平均值，制成冲压处理前后压缩模量对比表（表5）。
由表中数据可以明显看出，冲压处理后土基的压缩模量普遍提高，特别是4m以上地层提高尤为明显。冲压处理后，土基的压缩指标明显改良，可压缩性降低，即起到了一定的沉降预处理作用[5][10][11]。另外，通过冲压后地基土体沉降的观测：经冲压处理后的沉降量达到了10.13cm，已足够满足沉降设计要求。
4.4 前期固结压力试验
为了解采用冲压法动力固结的效果、固结层厚度及固结状态，以及为沉降计算提供参数。在冲压完成后通过钻孔取样，进行了高压固结试验。
对比各钻孔高压固结试验结果，选取了有代表性的钻孔试验数据列于表6。
由表中数据可以看出，经冲压处理后，4.0m以上地层土均处于超固结状态，且随深度增加而固结程度逐渐降低，至5～6m处已接近正常固结状态。综合标贯、干密度、压缩模量等对比资料，冲压处理在地基浅层形成了超固结的“硬壳层”，达到了预期的处理效果[5][10][11]。
5 结论
(1）硬壳层具有的特殊工程特性和利用价值，在一些无硬壳层或非常薄的饱和软弱土地基，可采用冲压动力固结“制造”一定厚度的硬壳层来满足道路设计的需求。
(2）通过现场孔隙水压力的监测确定合理的施工控制：冲压机的行驶速度10～12km/h，冲压遍数不宜少于28遍；冲压宜分两次进行，第一次连续冲压遍数不宜大于16遍，第二次连续冲压遍数不宜大于12遍,两次冲压间歇期不宜小于4天。
(3)根据冲压处理后的试验检测:标准贯入试验、干密度指标、压缩模量指标、前期固结压力等,冲压处理在地基浅层“制造”了3～4m的超固结硬壳层,达到了预期的处理效果。使地基土达到稳定、密实、均匀,满足设计要求。
(4)冲压法动力固结具有的特点,使得其在低填路堤的饱和软弱地基上“制造”硬壳层具有很好的优势。就本工程而言,冲压对工程的适宜性显然很好。
摘要：硬壳层具有特殊工程的特性和利用价值,对于在饱和软弱地基上的低填路堤具有重要的意义。在一些无或非常薄硬壳层的地基,可采用冲压动力固结“制造”一定厚度的硬壳层来满足道路设计的需求。试验过程中,通过对超孔隙水压力的监测分析提出了最佳冲压施工参数和合理间歇周期。冲压处理后检测:标准贯入试验、干密度指标、压缩模量指标、前期固结压力试验,冲压处理在地基浅层形成了超固结的硬壳层,达到了预期的处理效果。通过试验为工程提供了合理的施工方法和施工工艺,为展开大面积施工提供保证。
地基处理试验 篇8
我国东南沿海地区广泛分布着海相沉积的软弱粘性土层, 地下水位浅, 软土含水量大、压缩性高、透水性差、承载低, 且埋藏深厚, 有的厚达30m深。在天然地基上修建大型工程, 往往不能满足地基变形和稳定的设计要求, 因此, 在工程建设前需要对地基进行加固处理。对于港口码头软土地基处理而言, 如果施工时间允许的情况下, 综合经济和技术两方面考虑, 超载预压法是比较理想的软基加固方法。从技术角度上, 该方法施工工艺比较简单, 施工过程中设计要素很容易得到控制, 从经济角度上, 堆载所需要的填料可以直接从海里吹填海砂, 填料来源丰富, 同时又减小了运输成本, 更为重要的是超载预压处理软基的加固效果非常明显。
由于超载预压工程的超载是临时荷载, 是在施加之后持续一定时间待满足设计的工后沉降设计要求之后卸除的, 从工期进度的角度考虑, 如何确定合理的卸载时机是超载预压工程的关键所在, 而目前常常采用的工程方法是根据实测曲线反分析剩余沉降来确定卸载时机[1]。但是, 由于地质条件以及施工方式等工程实际条件的不同, 目前工程界对沉降预测方法难以形成统一的认识[2~3], 同时由于目前的沉降预测方法大部分局限于陆域地区, 很少涉及到海域工程中海水对软基固结沉降的影响, 所以现有的沉降计算方法是否用来去分析研究沿海超载预压工程仍然值得商榷。
本文结合厦门市海沧某港区地基处理工程现场试验, 研究分析塑料排水板和加载方式等因素对地基沉降的影响, 总结软土的固结沉降规律, 检验超载预压法处理深厚软土地基的加固效果, 为该方法在沿海地区软土地基处理的推广和应用提供技术建议和施工指导。
2 试验概况
试验区位于厦门港海沧港区, 所在区域范围内滩面标高-3.5~2.8m之间, 试验区紧邻码头泊位, 地下水位与海水相通。该段总体上以软弱黏性土为主, 表层为5~8m厚淤泥土, 天然含水量在57%~62%之间, 液限一般为48%~53%, 孔隙比为1.5~1.7;下层为12~18m厚淤泥质黏土层, 天然含水量在39%~53%之间, 液限在44%~48%左右, 孔隙比在1.0~1.7之间变化, 压缩模量在3.7MPa左右;黏土层之间夹有1~2m的薄细砂层;底层为处于稍密~中密状态的中砂层。
根据地质勘察资料, 现有地基经计算试验区在使用荷载40k Pa作用下, 地基沉降值在2.2~2.9m, 沉降量过大, 需要对深厚软土层进行处理, 本工程采用超载预压法对地基进行处理。为了评价超载预压法的加固效果和分析塑料排水板的设置以及不同加载方式对固结沉降的影响, 通过调整是否打设塑料排水板、是否分级加载设置不同工况进行现场试验, 具体分布见表1, 其中C1、C2、C3、C4中心区处于同一纵向断面, 其中心距离码头泊位大致相同, 采用B型塑料排水板作为竖向排水系统, 排水板滤膜渗透系数≥5×10-4cm/s, 呈等边三角形布置, 间距为1.2m, 竖向排水体均打穿地基软土层。
3 试验结果分析
通过对试验区表层沉降、分层沉降等指标的长期监测以及处理后的原位试验, 综合分析各测点的沉降变形特性, 总结分析不同工况下软土层的固结沉降规律, 通过现场试验结果对超载预压法的加固效果进行评价。
3.1 表层沉降随荷载-时间的变化规律
试验区分阶段分区对各测点分布区域进行堆载, 测点表层沉降统计数据见表2, 表层沉降随时间的变化曲线见图1~图4。
由表2可以看出, 在预压总荷载大小相同的条件下, C3采用单级加载方式, 由于一次堆载厚度较大, 荷载施加后沉降速率突增至89mm/d, 远超出规范的最大沉降控制速率[4~5], 这对地基的整体稳定性是极其不利的, 而C1、C2分级施加可以很好地控制预压过程中的最大沉降速率;比较分析C3与C1、C2的最大沉降速率, C3一次性堆载厚度是C1、C2的2倍, 其最大沉降速率也近似为C1、C2的2倍, 可以得出, 软土的固结沉降速率随着预压荷载的增大而呈线性变化。堆载设计中, 在预压总荷载确定的情况下, 应从地基稳定性和工期的控制要求入手, 通过监控最大沉降速率确定一次预压土的堆载厚度, 采用分区分阶段分级进行堆载。
C1、C2、C3区域最大沉降速率明显大于未设置塑料排水板的沉降速率, 说明打设塑料排水板能够加快加载初期软土层超静水压的消散, 从而加速软土地基的沉降发展。而C4区域未打设塑料排水板, 平均沉降速率较大, 主要是基槽开挖回填碎石和中粗砂引起软土层厚度明显减小, 竖向排水路径缩短的原因。
综合分析各测点的沉降曲线特性, 可以看出, 在预压荷载作用开始时刻, 沉降曲线较陡, 沉降速率很大, 随着固结时间变长, 沉降曲线趋向于平缓, 沉降速率变小。在C1、C2分级加载过程中, 沉降曲线在第2级荷载施加后, 出现明显的“台阶状”现象, 这与软土地基的固结沉降理论分析结果相吻合[6]。C4第2级荷载施加后, 由于软土层渗透系数差且厚度较大, 在无竖向排水系统的情况下, 孔隙水排出路径受阻[6], 软土层形成的超静水压在短时间内很难消散, 沉降受预压荷载的影响较小, 累计沉降曲线轨迹在荷载作用下几乎没有变化。而在塑料排水板加固区域, 在预压堆载填筑开始阶段, 累计沉降曲线均有一个明显的拐点, 沉降速率突然变大, 而在未设置塑料排水板的C4区域, 沉降速率有所增大, 但是很小, 这进一步说明了塑料排水板联合堆载预压消除沉降、加快软基的固结效果明显。
3.2 分层沉降随时间的变化规律
图5~图8给出了C1~C4表层沉降标高对应的分层沉降管CM1~CM4各土层压缩量随时间的变化曲线, 图右为各磁环的初始分布高程, 磁环随着土体一起发生沉降, 两个磁环之间的高程差即为土层的压缩厚度。
比较分析不同分布高程的各压缩层厚度的变化大小, 在整个监测阶段, 压缩层厚度发生明显变化的土层分布标高在-3.0~-20m之间, 在此标高范围内土层厚度的变化值之和占累计总沉降的70%左右, 根据工程地质断面图可以看出, 分布在此标高范围内的为淤泥和淤泥质粘土, 说明沉降主要发生在打设有塑料排水板的软土层。
在打设有塑料排水板的CM1~CM3, 在塑料排水板的底端标高-20m以下的区域内, 土层压缩层厚度在施加堆载荷载后有一定的变化, 约占总沉降量的11%左右, 这是由于附加应力能够直接作用到该深度以下的土体上引起下卧层产生了一定的沉降, 但是沉降量较小。
未打设塑料排水板的CM4软土层沉降之和至卸载完成为0.65m, 仅占累计总沉降的35%, 表明软土下卧层在预压阶段发生较大的沉降, 堆载预压没有很好地改善软土的性质, 处理后的软土地基承载力有待进一步改善。
3.3 地基处理效果评价
根据实测沉降曲线反分析最终沉降, 采用mathematica软件分别对双曲线模型、指数曲线模型、增长曲线模型进行参数优化设计, 将求得的参数代入模型中进而求得不同模型的最终沉降值[8]。比较分析图9~图10中C1、C3观测点三种模型的拟合情况, 可以得出:采用指数曲线沉降预测模型预测的沉降变化曲线与实测曲线的吻合精度比较高, 尤其在加载后期, 较之其他两种预测模型具有更高的拟合度。表3列出了三种预测方法的最终沉降值和工后沉降值。根据指数曲线预测, 工程区域内大部分区域固结度均大于90%, 满足地基处理设计要求, 而C4区域由于加载时间较短, 固结度仅完成81%, 在地基使用前根据构筑物的要求要进一步进行处理, 可以采用强夯或是深层搅拌桩等方法处理。
同时, 在加固区的同一位置处, 于加固前后与钻探配合进行标准贯入试验。软土层加固处理前后击数的平均值分别为2.2和5.2, 提高了约2.5倍。根据规范[9], 估算加固后软基的承载力fk为165k Pa。软土地基经过加固处理后, 地基承载力有显著的提高。
4 结语
通过对现场试验实测资料的分析总结, 可以得出以下结论:
(1) 在相同预压荷载条件下, 塑料排水板能够明显加快软土的固结沉降速率, 有效地缩短工期。固结沉降与预压荷载的大小有明显的相关性, 预压荷载越大, 最大固结沉降速率线性增大, 堆载过程中可以通过监控最大沉降速率确定堆土厚度, 分区分阶段进行。
(2) 预压阶段, 发生沉降的主要是打设有塑料排水板的软土区域, 软土层的沉降占累计总沉降的70%左右, 并且同一土层浅部的土层压缩量的发展明显快于深部的土层。
(3) 试验结果表明, 在塑料排水板加固区地基固结度均达到90%以上, 地基承载力达到165k Pa左右, 软土地基经过处理后能够满足变形和承载力设计要求。
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地基处理试验 篇9
水泥土深层搅拌桩, 是一种用于加固饱和软粘土地基的新的地基处理方法, 其通过与桩周土一起组成复合地基, 从而提高地基承载力, 减少地基沉降。钉形水泥土双向搅拌桩, 是在充分研究水泥土搅拌桩的加固机理的基础上, 它吸收了常规水泥土搅拌桩的优点, 利用水泥土搅拌桩复合地基的应力传递规律, 提高了水泥土搅拌桩的成桩质量与经济效益。
1 试验概况
汉阳四新地区位于连通港西路、四明路及梅子东路, 是该地区路网骨架的重要组成部分。由于这三条道路地基为厚层的湖积软土, 承载力及变形不能满足路基的设计要求, 需要进行地基处理。根据设计要求, 本项目拟采用堆载预压、真空联合堆载预压、钉形双向搅拌桩及旋喷桩等工法进行地基加固处理。
试验使用的是直径500 mm的桩体, 水灰比定为1∶ 0. 58。水泥采用强度为不低于32. 5 MPa的水泥。本次试样取样18 根水泥土钉形桩的现场钻取的芯样, 龄期分别为7 d, 14 d, 28 d, 采用XY-2B型油压钻进行钻芯取样, 沙包堆载进行荷载试验。验证试验时要求试验加载量应达到承载力特征值的2. 1 倍; 验证试验时试验加载量可能需要达到承载力特征值的3. 5 倍。
本次检测的单桩6 根, 桩号为24-11 ( 行号—列号) , 25-11, 26-13, 33-13, 27-15, 31-15; 单桩复合地基试验6 根, 桩号分别为:30-11, 27-11, 29-13, 32-13, 33-15, 30-15。采用3 种掺灰量, 列号为11 的掺灰量为55 kg / m, 列号为13 的掺灰量为60 kg / m, 列号为15 的掺灰量为65 kg / m。
2 试验结果及分析
1) 单桩竖向承载力R。
Ra= 220 k N, 安全系数K = 2, 试验载荷为480 k N / 根。单桩竖向承载力试验汇总表见表1。
2) 单桩复合地基承载力。
单桩复合地基fspk= 90 k Pa, 安全系数K = 2, 试验载荷为520 k N / 根。单桩复合地基承载力试验汇总表见表2。
本次试样取样龄期分别为7 d, 14 d, 28 d的水泥土钉形桩的无侧限抗压强度值统计分析见图1 ~ 图3。
芯样单轴抗压强度试验数据分析:
7 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 052 MPa, 最大值为5. 014 MPa, 平均值为0. 84 MPa; 14 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 061 MPa, 最大值为3. 811 MPa, 平均值为0. 992 MPa;28 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 083 MPa, 最大值为4. 192 MPa, 平均值为1. 231 MPa。离散性较大, 说明水泥土桩桩身不太均匀。
掺灰量因素分析:
65 kg/m:
7 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 13 MPa, 最大值为5. 01 MPa, 平均值为1. 19 MPa; 14 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 41 MPa, 最大值为3. 22 MPa, 平均值为1. 69 MPa; 28 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 14 MPa, 最大值为3. 65 MPa, 平均值为1. 35 MPa。
60 kg / m:
7 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 09 MPa, 最大值为2. 68 MPa, 平均值为0. 75 MPa; 14 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 06 MPa, 最大值为3. 81 MPa, 平均值为1. 05 MPa; 28 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 09 MPa, 最大值为4. 2 MPa, 平均值为1. 29 MPa。
55 kg / m:
7 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 05 MPa, 最大值为4. 92 MPa, 平均值为0. 66 MPa; 14 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 07 MPa, 最大值为2. 53 MPa, 平均值为0. 87 MPa; 28 d龄期水泥土单轴抗压强度最小值为0. 08 MPa, 最大值为1. 57 MPa, 平均值为0. 65 MPa。
3 结语
由现场检测结果综合分析可以得出以下结论:
1) 试验区已完工钉形桩32 根, 抽取6 组进行载荷试验。其中5 根承载力特征值为90 k Pa, 32-13 为108 k Pa, 极限承载力126 k Pa, 故特征值为63 k Pa不满足设计要求。
2) 通过对最大沉降量和最终残余沉降量结果的综合分析: 桩身含灰量越高, 复合地基最终沉降量越小, 且其残余沉降量也越小。
通过对室内实验与现场抽芯得到的结果对比, 综合分析得到以下结论:
1) 不同掺灰量的芯样, 单轴抗压强度能满足大于0. 75 MPa, 同时建议实际工程采用55 kg/m掺灰量。
2) 随着桩深度增加, 芯样强度由高到低, 在桩径向, 从桩中心到桩周边, 其强度呈现逐渐降低的现象。
3) 从现场取芯得到的结果可以看出, 桩体的喷灰量仍然存在不均匀现象。
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地基处理试验 篇10
在电力系统中, 变压器是一个极为重要的构成部分, 能否有效确保变压器安全稳定运行, 将直接影响到整个电力系统的安全稳定运行。随着现代科技水平的不断提高, 带来了日益完善的监测系统, 使得监测变压器绝缘问题的方式也日益增多。本文针对这些问题, 着重探讨了如何采用有效措施来加以解决。
1 变压器高压试验的分析
进行电力系统变压器的检测试验, 就是在完成检修变压器设备之后, 就变压器质量有无合格进行判定, 以此来确保电力系统运行安全。检测变压器的试验, 通常包括空载、绝缘电阻及变比实验等。在进行空载试验过程中, 可以把电流与电压的变化情况及规律确定出来, 在此基础上还能把变压器自身有无故障这个问题检测出来, 有关变压器自身属性会对此试验结果产生较大的影响。在进行变压试验中, 对于变压器一侧要事先进行加压, 以把高低压绕组电压确定出来, 再对变压器变比值进行计算, 并对这二者进行比较:计算结果与试验中所测得的数据, 以求出误差, 此实验能把与标准变比值存在着偏差的线圈确定出来, 以便能把电力系统中所存在问题尽快发现出来并及时予以维修。
2 高压试验中变压器试验存在的问题及处理措施
2.1 温度
1) 温度对绝缘电阻的影响。对电力系统各种试验产生影响的各因素中, 最为主要的因素就是温度, 由于电力设备经常处于高压环境中, 在进行变压器高压试验时, 要确保具有适宜的温度。在进行变压器试验中, 要适当进行温度处理, 以确保试验具有适宜的温度, 并在整个试验过程中要确保该适宜温度保持恒定不变化, 以保障试验结果不出现误差。如果温度对试验不适宜, 则会极大地影响绝缘电阻, 最终对试验结果产生不利影响。实践表明, 温度对绝缘电阻具有较为显著的影响, 其变化将极大地影响着变压器绝缘性常规试验。一般情况下, 随着温度升高, 绝缘电阻反而降低;在实验中, 如果让温度持续升高, 也将不断溶解设备绝缘层的杂质, 这也会不断降低设备绝缘电阻。此外, 如果试验中出现漏电或绝缘电阻具有较多杂质, 也会不断降低其电阻。
2) 处理措施。在实施绝缘电阻试验过程中, 一定要确保试验具备有效温度, 并促使该温度保持恒定不变, 此外, 还要让设备绝缘表面保持干净, 以此来提高试验的准确性。
2.2 升压速度
1) 升压速度对测量泄露电流的影响。从某种程度上来看, 变压器的一大特性就是有关大电流出现泄漏, 这与升压速度没有任何联系, 但在具体应用中, 升压速度却会对测量值产生影响。基于高压试验的绝缘试验, 若以微安表对绝缘电流进行测量, 真实的泄漏电流值往往与所得的数值不一致, 这主要是因为在测量中, 对合成电流进行了吸收而易受升压速度的制约, 就出现了所测数值与真实泄漏电流值不一致, 特别是在这种高压试验中, 进行泄漏电流的测量更易受到升压速度的影响。基于高压试验的变压器绝缘试验, 一般在一定升压时间段后进行微安表的度数, 因此, 如果没有把升压速度很好地控制, 就会出现错误的微安表泄露电流读数值。在正常情况下, 基于高压试验的变压器绝缘试验, 若逐渐提高升压速度, 则所得到的微安表读数小于真实的泄露电流值;若快速提高升压速度, 则所得到的微安表读数大于真实的泄露电流值, 并且大容量变压器对合成电流的吸收现象也更为显著。
2) 处理措施。基于高压试验的变压器绝缘试验, 具有一定危险性, 且升压速度对试验结果影响较大, 因此, 电力人员一定要把升压速度严格地控制好, 仔细进行测量, 尽量避免因不精确的试验条件而使试验结果出现误差, 尽可能地把准确、真实的泄露电流数值测量出来。
2.3 电压极性
1) 电压极性对测量泄露电流的影响。高压试验中的变压器绝缘试验会受到电压极性的极大影响。依据电流现象, 变压器在工作中, 其绝缘层一旦发生受潮情况, 因水的电解作用, 将使绝缘层显示出正电荷, 此时, 若在变压器绕组上增加极性电压, 绝缘层中的水分子将因排斥而向变压器外部渗透, 此时, 水分子含量又相对不多, 就会使得变压器内部的泄露电流降低;若在变压器绕组上增加负极性电压, 则将吸收变压器内部水分子, 致使水分子向绕组方向进行移动而出现渗透, 此时, 因水分子具有较多含量, 则会增大变压器内部泄露电流值。
2) 处理措施。就高压试验的变压器绝缘试验而言, 一定要确保变压器设备保持干燥状态、不受潮, 并采取有效措施提高变压器绝缘层的防潮性, 最大限度地把测量泄露电流时所受电压极性的影响降低下来, 以便能够有效提升电力系统中变压器的绝缘性能。
3 结语
实践表明, 基于高压试验的变压器试验, 极易忽略某些微小细节, 但往往是在这些被忽略的细节中隐藏着较大的安全隐患。因此, 在变压器试验中, 对于一些微小的细节一定要予以足够重视, 并采取有效措施确保温度、升压速度及电压极性稳定, 这对于最大限度降低各种因素对试验结果的不利影响, 促进电力系统中变压器的安全稳定运行具有重要的作用。
摘要：变压器在电力系统中起着极为重要的作用, 它能有效确保整个电力系统的安全稳定运行, 因而在实际生产中一定要确保变压器的安全稳定运行。
关键词：高压试验,变压器,存在问题,处理
参考文献
[1]宋杰.变压器试验的研究与分析[J].科海故事博览.科教论坛, 2013 (6) .
地基处理试验 篇11
关键词：氧化钙，改性粉煤灰，甲基橙溶 液；搅拌
中图分类号：X703.1文献标识码：A文章编号：1006-8937（2012）05-0161-02
我国火力发电厂年产粉煤灰量达到亿吨以上，大量未被充分利用的粉煤灰被当作固体废弃物堆放在灰场，不仅造成了土地的浪费，更重要的是导致了空气和地下水的不同程度污染，破坏了生态环境。粉煤灰由于表面结构致密，使其直接使用时投放量大、效率低，因此限制了其在水处理中的大规模应用。实验证明，对粉煤灰进行不同类型的改性可改善或提高其吸附性能。
染料是人们生活中必需的化工产品。最早采用直接染料印染棉布，酸性染料印染羊毛等。随着化学纤维工业的发展，大量新型染料随之产生，如印染化纤产品的分散染料、阳离子染料等，种类越来越多，应用也广，因而染料生产及印染行业产生的染料废水已成为工业废水处理中的难点。
本项目在对粉煤灰进行改性的基础上，将其用于染料废水的处理，这不仅是废水资源化利用的有效途径，同时也能达到以废治废的目的。
1实验部分
①仪器与试剂。仪器：PHS-3C型数字酸度计；恒温干燥箱； HANGPING JA5003型电子分析天平；78HW-1型恒温磁力搅拌器；分光光度计。试剂：氧化钙；甲基橙；去离子水；氢氧化钠溶液；稀盐酸；粉煤灰。
②改性粉煤灰的制备。准确称量100 g粉煤灰，将其和1 mol/L的CaO溶液按固液比1g∶10 mL混合，在室温下搅拌3 h，静置沉淀30 min，抽滤，在90℃下烘干1 h，过100目筛，制得改性粉煤灰。
③改性粉煤灰吸附工段。验测定甲基橙溶液的最大吸收波长和最大吸收波长下使其吸光度在0.4～0.6之间的甲基橙溶液的浓度。在室温下，取50ml0.05% g/L的甲基橙溶液，加入适量的改性粉煤灰，调pH值，在磁力搅拌器上搅拌后沉淀，过滤，滤液用分光光度计测定其吸光度。在此过程中，考察改性粉煤灰的用量，甲基橙溶液的pH值，搅拌时间3个因素对甲基橙溶液去除率的影响。
2结果与讨论
改性粉煤灰吸附工段最佳运行条件的确定包括以下几个方面。
①改性粉煤灰的用量对去除率的影响。取50 mL甲基橙溶液 5份，分别加入0.4 g、0.7 g、1.0g 、1.3 g、1.6 g的改性粉煤灰，搅拌27 min，过滤，测滤液的吸光度。考察改性粉煤灰的用量对去除率的影响，结果如图1所示。由图1可以看出，随着改性粉煤灰的用量增大，去除率也在增大，当用量达到1.0 g时，去除率达到最大值76.61%。继续增大改性粉煤灰的投放量，去除率反而减小，所以选择改性粉煤灰的用量为1.0 g。
②搅拌时间对去除率的影响。取50 ml甲基橙溶液 5份，各加入1.0 g改性粉煤灰，常温下分别搅拌20 min，25min，30 min，35 min，40 min，过滤后，取清液测定处理后甲基橙溶液，测其吸光度，结果如图2所示。由图2可以看出，最佳搅拌时间在25 min至30 min中。在此范围内，缩小时间梯度（以2 min为间隔），重复试验，结果如图3所示。从图3中可以看出，27 min去除率为最大值，但是31 min至35 min，去除率在缓慢增大，为了提高试验效率，所以最佳搅拌时间为27 min。
③甲基橙溶液的pH值对去除率的影响。取50mL甲基橙溶液 5份，分别将其pH值调至3、4、5、6、7、8，再各加入1.0g改性粉煤灰，常温下搅拌27min，过滤，测其滤液的吸光度。甲基橙溶液的pH值对去除率的影响如图4所示。由图4可以看出，当pH值达到4以后吸附能力迅速下降，去除率逐渐降低。故选择pH值为4的时候，去除率最大。
3结语
实验采用CaO改性粉煤灰的方法，用甲基橙溶液代替印染废水，进行改性粉煤灰处理印染废水的研究。通过试验结果分析，可以得出以下结论：改性粉煤灰吸附甲基橙溶液的最佳运行条件为：改性粉煤灰的用量为1.0 g，pH为4，搅拌时间为27 min。在此条件下，COD去除率可达80.12%。
参考文献：
[1] 罗惠莉.利用改性粉煤灰处理垃圾渗
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[3] 钟玉凤,谢四才.改性粉煤灰处理含酚废水的实验研究[J].
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地基处理试验 篇12
目前, 有很多常规试验可以对变压器绝缘进行监测, 然而通过实际的操作发现, 这些试验往往并不能准确真实地反映出变压器的绝缘特性变化。造成这种现象的原因有很多种, 究其主要原因是试验过程中, 试验人员忽略了一些细小的问题, 影响了测量的结果, 造成误判断, 导致得出了错误的结论, 从而给实际的工作带来很多不必要的困扰和麻烦。本文针对几个比较容易忽视的问题进行了相应的分析, 举例分析了故障发生的原因, 并对解决方法进行了探讨。
1 温度因素影响绝缘电阻的分析
对于绝缘电阻而言, 它对温度比较敏感, 受温度的影响很大, 大部分的绝缘电阻都是随着温度上升而减小的。我们可以从微观的角度来解释这一现象:众所周知, 在一定的条件下, 假如温度越高, 那么分子就会越快越剧烈, 离子的运动也遵循同样的道理。因而, 当温度越高, 绝缘电阻内部的分子和离子的运动相对而言就会加快, 绝缘电阻中的极化加剧, 电导就会随之增加, 这就导致了绝缘电阻的电阻值相对降低。不仅如此, 当温度升高的时候, 绝缘层中的水分中溶解了一些电阻内部更多的杂质, 这样也加大了绝缘电阻电阻值的降低程度。如果绝缘电阻的表面脏污, 那么电阻值的降低程度会更为显著。
经过科学家多年的理论研究分析和大量的实际试验结果证明, 变压器的绝缘吸收比不是固定不变的, 而是随温度变化的, 一般当温度升高时, 变压器的受潮绝缘吸收比会在不同程度上有所降低;然而, 对于干式变压器, 随着温度的升高, 绝缘的吸收比会逐渐增大, 当温度升至到40℃以上时, 超过了材料的极限值, 吸收比就不会再升高, 而是开始下降。
2 升压速度对测量泄漏电流的影响
理论上讲, 泄漏电流本身是变压器的一个性质, 它和升压速度是毫无关系的, 然而, 在实际的测量过程中会发现, 假如用微安表去读取电流, 则所得到的值和泄漏电流还是有很大差距的, 它是一个非真实的泄漏电流, 因为在其中包含有微量吸收电流在内的合成电流。所以, 升压速度就会对泄漏电流的读数造成一定程度的影响, 尤其是对于大容量的变压器, 这种影响就更为明显了。此外, 因为大容量的变压器吸收现象比较强, 为了能够得到较为准确、真实的泄漏电流, 需掌握一定的方法技巧, 具体测量时, 一定要有足够的耐心, 把握好时间, 只有经过较长的时间, 才能读到比较精确的结果。在具体操作测量的时候, 有时候不可能等很长的时间, 读取的仅仅是加压1min之后的电流值, 显然这个测量的电流中包含有微量的被试设备的吸收电流, 读取的泄漏电流同升压速度是相关的。假如电压是在逐渐升高, 那么在电压升高的过程中就有吸收过程, 读取的电流值就要比实际的电流值偏小;假如电压是在极短的时间内加上去的或者升高的速度过快, 那么在升压过程中吸收过程就不会完成, 此时读取的电流就会比实际值大一些, 就会引起误判断。
3 试验电压极性与泄漏电流关系分析
运用物理学的知识, 我们知道变压器的绝缘受潮的起点通常是从外皮附近, 变压器的外皮是导致绝缘受潮的主要原因。根据电渗现象, 变压器绝缘中的水分子在电场中是显示正电荷的, 但是, 如果变压器绕组所加为正极性电压时, 绝缘中的水分会被排斥, 从而被排除渗向外壳, 这就会导致水分含量减小, 这样在变压器的内部就会导致泄漏电流减小;反之道理是一样的, 当变压器绕组所加为负极性电压时, 变压器内部的水分子也会发生变化, 具体表现为:绝缘中的水分会被吸引, 并且会渗过绝缘而向变压器绕组方向进行移动, 这就会导致在变压器内部绝缘中高场强区的水分相对增加, 增大了泄漏电流。同时, 要非常强调一点, 那就是电压的极性并不是对所有的变压器都会有影响的, 其中最为典型的例子就是新变压器, 电压极性对于新变压器的测量结果是不会造成影响的, 因为新的变压器绝缘基本是没有受潮现象的, 所含水分也可以基本上忽略不计, 在电场的作用下, 电渗现象非常微弱, 因而在正极性实验电压以及负极性试验电压下, 测量出来的泄漏电流是相同的。对于旧变压器而言, 试验电压极性会对其测量结果产生较为明显的影响。
4 变压器出现的故障现象
下面就以一个例子来说明变压器出现的故障现象。某台购自南方某市的仪器, 之前曾经发生故障, 经返厂维修过后又出现了故障, 并且两次故障现象是相同的, 具体的故障表现是:变压器的控制箱高电压指示仪表指示出现异常, 也就是说该仪表不能对试验时所升高电压数进行检测。初步对外观进行检查发现, 能够正常输出自藕调压器二次, 电压表也没有异常的情况, 线路的连接也都是正确的。
5 原因分析
为了能够查找出发生故障的原因, 针对仪器进行相应的检查并对故障发生的原因进行分析, 具体的步骤如下:
1) 对控制箱内的控制回路进行检查, 发现控制回路升压正常, 并且也能够进行正常的输入和输出;用万用表欧姆档对连接导线进行测试发现, 连接导线也是正常的。通过以上的测试初步判断有可能是由于高压试验变压器发生了故障。高压试验变压器是由三个同心线圈组成的, 这三个线圈分别是原边线圈、高压输出线圈以及仪表专用线圈。当高压实验变压器工作时, 在接通控制箱内电压回路之后, 自动调压器能够进行调节, 从而使其内部的原边线圈与高压输出线圈保持不变的比例关系, 而其匝数要比高压输出线圈小得多, 因此能够从仪表上对升压值进行读取。拆开高压试验变压器, 经检查后发现, 高压实验变压器的原边线圈以及高压输出线圈都没有异常现象, 然而其内部的仪表专用线圈则存在明显的过热痕迹, 从而可以判定是仪表专用线圈烧毁。
2) 对仪表线圈进行检查发现, 该仪表线圈使用的是0.3 ram2导线。烧毁原因经分析应当是因为该线圈芯线的截面积较小, 所以载负荷能力就会相对差一些, 这样就导致在仪器升压工作过程中如果泄漏电流比较大, 线圈就被烧毁了。上面提到仪器已经发生了两次相同现象的故障, 可以判定都是由于这种原因造成的, 因为线径在设计装配过程中就确定了的, 所以即使上次已经返厂进行修理了, 该问题也并未得到彻底的解决。
6 处理方法
经过上述的原因分析, 目前要想解决该故障, 更换仪表线圈是唯一行之有效的方法。高压试验变压器内部三个线圈的排列顺序是———由铁心向外, 最内层为仪表线圈, 向外为高压输出线圈, 最外层是原边线圈, 也就是一次线圈。对仪表线圈进行更换时, 要选择较为干净的房间, 然后将铁心硅钢片一一拆开, 再将位于外侧的原边线圈和高压输出线圈依次取下, 并用白布将它们分别包好, 并妥善放置, 以免沾染尘土或者其他异物, 方便之后再进行装配;在对仪表线圈的原绕制成型的数据进行测量之后, 取下已烧毁的仪表线圈, 换上截面积较大并且载负荷能力也相对较高的0.45 mm2的漆包线, 根据原仪表线圈数据进行装配。
经过绕制、浸漆、干燥、装配等多道工序之后, 仪表就修好了。对于修好的仪表还要进行相应的测试, 并选用另外的仪器进行比较实验, 对性能进行测试。
7 结语
在对电力变压器进行绝缘试验的过程中, 很容易忽视一些细小的环节, 这样可能造成严重的影响, 因此, 在实际的过程中一定要高度的重视细节;此外, 对环境湿度、高压连线、剩余电荷等方面的影响, 也要给予重视, 掌握它们产生影响的机理;同时要熟悉掌握各类试验方法, 对实验结果进行精确的测量, 保证设备的可靠运行。
摘要：电力变压器是电力系统中最常用的电气设备, 电气试验是保证变压器安全运行的一种行之有效的手段。文章主要从温度因素、升压速度、试验电压极性与泄漏电流关系等几方面对电力变压器高压试验进行了分析, 并举例分析某变压器产生故障的原因以及相应的解决方案。
关键词：电力变压器,高压试验,研究极性,绝缘电阻,故障处理
参考文献
[1]肖兴才.浅析变压器实验问题及故障处理[J].大科技, 2012 (1) .
[2]赵娜, 张华.电力变压器高压试验研究分析[J].科技与企业, 2012 (1) .
[3]杨明光.对电力系统中高压试验研究及安全措施的探讨[J].中华民居, 2011 (11) .
[4]陈天擎, 廖志毅.高压试验中变压器实验问题及故障处理方法的探讨[J].科技天地, 2011 (2) .