不排水强度（通用7篇）
不排水强度 篇1
卡塔尔路赛场地准备项目位于多哈市北部, 占地面积约35 km2, 长宽分别为7 km ×5 km , 工程规划共分1A、1B、1C、1D、1E、2A、2B、2C、3A、3B、3C、3D等12个区。工程通过疏浚和改造荒地, 填筑新岛屿, 建造交通水道和其他设施达到改造海岸线的目的。整个海岸线长约30多km, 包括约10 km的挡土墙和20多km的护坡以及沙滩等。从前期工程地质报告中可知2A区地质条件最差, 淤泥最厚, 2A区位于路赛场地准备项目南部, 淤泥厚度从西向东、从北向南逐渐增加, 最厚可达8 m, 淤泥底高程为-9.5 m QNHD左右。根据招标文件要求, 护坡底部淤泥需要全部挖除并进行换填。因为进行深约10 m的大基坑开挖, 对施工来说难度较大, 而且大开挖对2A区南部西部泻湖工程原有的防波堤的稳定有很大的影响, 因此通过项目部、设计与咨询商量通过将原有的大开挖换填方案改为先采用堆载接合塑料排水板预压处理, 然后进行护坡底局部换填的方案。进行方案变更后, 咨询要求进行护坡的边坡稳定计算, 而其中不排水抗剪强度的确定是护坡稳定计算的关键参数。
1工程地质条件
根据前期地质勘查报告 (丹麦COWI公司) 和2A区边线CPT解读报告 (中水北方勘测设计研究有限责任公司) , 2A区边线表层为1.3～3 m海成沙, 下卧4～8 m厚的海成泥, 海成泥下部为1.0～2.5 m厚海成沙, 海成沙下部为风化灰岩。各土层物理力学指标见表1, 典型的地质剖面如图1。
2护坡基础处理
2A区护坡基础处理由原标书规定的护坡基础淤泥全部挖除并进行换填方案改为采用堆载预压结合排水板进行处理, 护坡底局部换填的方案。通过固结沉降计算, 确定堆载高度为2.0 m, 超高0.7 m, 排水板间排距为1.5 m×1.5 m, 三角形布置, 固结时间为25 d。
3不排水抗剪强度估算
不排水抗剪强度在护坡稳定计算中非常关键, 对于设计优化方案成立与否起到至关重要的作用, 因此项目部及咨询对于不排水抗剪强度参数高度重视, 特别强调在堆载移除后的护坡部位再次进行CPT (静力触探) 试验, 要求根据试验结果分析并准确估算其余岸线基础淤泥的不排水抗剪强度。
3.1 应力法
由土层应力及土层前期固结程度来估算不排水固结强度。
丹麦咨询COWI推荐的SHANSEP-model方法是一种采用地基应力来估算土层中不排水抗剪强度的非常有效方法。SHANSEP-model假定不排水抗剪强度由下列公式计算:
Cu=α×σv× (OCR) ∧
式中 Cu——土的不排水抗剪强度, kPa;
α——系数, 取0.2～ 0.4;
σv——竖向有效应力;
∧——“超固结比”指数, 范围变化从0 (无前期固结) 到1 (完全前期固结) , 典型值变化范围0.7～0.9;
OCR——超固结比, 由下式确定:OCR= (ΔσPC+σv) /σv, ΔσPC为前期固结应力, σv为有效竖向应力。
3.2 由CPT试验结果估算不排水抗剪强度
不排水抗剪强度可以由CPT (静力触探试验) 结果进行估算, 计算公式如下:
Cu= (qc-σv) /15
或 Cu= (q1-σv) /15
q1=qc+u2× (1-a)
式中 q1——修正后的锥尖阻力;
qc——锥尖阻力;
σv——总竖向应力, kPa;
u2——孔隙水压力;
a——净面积比, a=Ac/An;
Ac——锥尖投影面积;
An——测压元件或测压轴面积;
本工程在已经进行堆载预压处理并已卸载的护坡部位进行了9个CPT试验, 以此来验证处理后护坡基础的效果, 同时对CPT试验结果进行分析并估算淤泥的不排水抗剪强度。
通过上述两种方法, 对9个CPT试验点分别估算不排水抗剪强度。根据CPT试验结果, 用锥尖阻力来估算不排水抗剪强度, 并与采用SHANSEP-model方法估算的不排水抗剪强度进行比较, 得到最佳的SHANSEP-model系数a和∧, 从而利用最佳的SHANSEP-model较为准确地估算其余岸线的不排水抗剪强度。
根据不同的SHANSEP-model系数a和∧, 以及CPT试验结果q1和qc, 对9个CPT点分别估算不排水抗剪强度, 进行绘图并比较2种方法的结果。在此, 举其中3个有代表性的CPT点进行说明, 2个CPT点号分别为2A-28和2A-32。结果见图2和图3。
从图2、3中可以看出, 两种方法所得到的不排水抗剪强度结果很匹配, 特别是采用SHANSEP-model参数α=0.3和∧=0.9时, 所得结果与通过CPT试验结果所得不排水抗剪强度最接近, 所以参数为α=0.3和∧=0.9的SHANSEP-model将被用来进行其余护坡断面的不排水抗剪强度的估算, 其结果将用来进行边坡稳定计算。
4不排水抗剪强度估算实例
从上面了解到对于未进行CPT试验的岸线, 如何估算不排水抗剪强度。由已进行CPT试验的岸线, 通过SHANSEP-model和CPT试验结果两种方法来估算护坡基础淤泥的不排水抗剪强度, 并得到了最佳的SHANSEP-model。因此参数α=0.3和∧=0.9的SHANSEP-model被用来进行2A区其余岸线的不排水强度估算, 并采用这个不排水强度指标进行边坡稳定计算。
根据原有的CPT解读成果可知, 2A区岸线桩号CH.5320处淤泥最厚, 因此选此处作为最不利断面来进行不排水强度估算, 不排水抗剪强度计算简图见图4。
为了更加贴近实际的地层情况, 计算出最合理的地层参数, 从上述计算简图中选取了A-A和B-B两个断面进行不排水抗剪强度的计算, 在进行边坡稳定计算中, 不同部位采用不同的参数, 根据上述的SHANSEP方法, A-A和B-B两个断面的海成泥不排水抗剪强度计算分别见表2、3。
将表中的不排水抗剪强度运用到北京水科院的STAB2005程序进行边坡稳定计算, 计算结果将用来判断此次设计变更的可行性。通过对几种最不利工况的计算, 安全系数全部满足英国BS6439中所规定的最小允许安全系数。
5结语
(1) 采用静力触探 (CPT) 来进行地层特性分析的方法在全世界范围内都很普遍, 它是一种简单有效的办法, 通过CPT试验结果, 对同一地区地基参数的估算是很有预见性的。
(2) 不排水抗剪强度指标在土质边坡稳定计算中是一个非常重要、非常关键的参数, 直接影响到设计方案的优化, 对于范围较大的土质边坡, 采用合适的方法来估算不排水抗剪强度是很有必要的。
(3) 采用上述方法估算出的不排水抗剪强度以及北京水科院STAB2005程序进行了2A区护坡稳定计算。通过护坡稳定计算得出结论, 采用堆载预压方案并进行护坡局部换填的方案是可行的, 进行方案修改后, 不仅降低了施工风险和施工难度, 还节约了工程量和施工时间, 为工程顺利完工打下良好的基础。
摘要：卡塔尔路赛项目整个海岸线长约30多km, 包括约10km的挡土墙和20多km的护坡, 大部分护坡基础坐落在软土地基中, 需要进行基础处理并进行边坡稳定计算。而其中不排水抗剪强度指标是边坡稳定分析的关键参数, 直接影响到岸线的处理方法和范围以及设计方案的优化, 对于范围较大的土质边坡, 采用合适的方法来估算不排水抗剪强度是很有必要的。
关键词：不排水抗剪强度,应力法,静力触探,卡塔尔
不排水强度 篇2
随着科学技术的进步, 传统的镀锌钢管和普通排水铸铁管由于易锈蚀、自重大、运输施工不方便等原因而被新型管材取而代之。目前, 建筑排水用管材主要以塑料管为主, 它具有重量轻、耐压强度好、输送流体阻力小、耐化学腐蚀性强、阻燃自熄性能好、安装方便、使用寿命长等优点。其品种主要有建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材及管件、芯层发泡硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材及管件、硬聚氯乙烯 (PVC-U) 内螺旋管材及管件等, 用于排放水温不大于40℃, 瞬时水温不大于80℃的建筑物内生活污水。文章以建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材为例。
建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材现已广泛应用于各行各业, 其质量的好坏直接影响着工程质量。建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材物理力学性能之一的拉伸屈服强度是重要和必须考核的指标, 它也是衡量排水管材使用性能的重要依据之一。但是, 通常在试验室所检测的结果, 仅仅表于被测量的近似值, 能够合理评定被测量值的分散性, 真实反映整个测量过程的准确性和可靠性, 就有必要对测量结果的准确度以说明, 使测量结果的真实性增强。
根据《测量不确定度评定和表示》JJF1059.1-2012、《建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材》GB/T5836.1-2006、《热塑性塑料管材拉伸性能第1部分:试验方法总则》GB/T8804.1-2003、《热塑性塑料管材拉伸性能第2部分:硬聚氯乙烯 (PVC-U) 、氯化聚氯乙烯 (PVC-C) 和高抗冲聚氯乙烯 (PVC-HI) 管材》GB/T8804.2-2003, 对建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材拉伸屈服强度检测结果的不确定度进行了评定, 分析了不确定度产生的来源和因素。
1测量方法
测量原理:沿热塑性塑料管材的纵向裁切或机械加工制取规定形状和尺寸的试样。通过拉力试验机在规定的条件下测得管材的拉伸性能。
测量仪器:WDW-20A型微机控制电子万能试验机, 力值范围为0-20KN, 准确度为0.3级, 即最大允许误差为±0.3%, 分辨力为0.1N;数显游标卡尺, 最大允许误差为±0.02mm, 分辨力为0.01mm;管壁测厚仪, 最大允许误差为±0.02mm, 分辨力为0.01mm。
测量方法:测量试样标距间中部的宽度和最小厚度, 然后将试样安装在拉力机上, 使其轴线与拉伸应力方向一致, 使其夹具松紧适宜以防试样滑脱。选用检测方法规定的试验速度, 测得拉伸过程中屈服点所对应的拉应力F, 从而求得拉伸屈服强度σ。
测量环境:温度为 (23±2) ℃, 湿度为 (50±10) %
2建立数学模型
在温度和其它条件不变时, 单个试样的拉伸强度可表示为:σ=F/A=F/ab
σ-拉伸屈服强度, 单位为MPa;F-屈服点的拉力, 单位为N;A-试样的原始截面积, 单位为mm2;a-试样标距的最小厚度, 单位为mm;b-标距间中部的宽度, 单位为mm。
3影响不确定度的主要来源
3.1拉伸屈服强度σ重复性测量及样品不均匀性所引入的相对标准不确定度分量Uσ, 按A类方法评定。
3.2试样平行部分宽度b测量所引入的相对标准不确定度分量Ub, 按B类方法评定。
3.3试样最小厚度a测量所引入的相对标准不确定度分量Ua, 按B类方法评定。
3.4试验力值F测量误差所引入的不确定度分量UF, 包括试验机的最大允许误差引入的不确定度分量UF1, 标准测力仪校准试验机引入的标准不确定度UF2。按B类方法评定。
4评定各影响量的标准不确定度
4.1拉伸屈服强度σ重复性测量及样品不均匀性所引入的相对标准不确定度分量Uσ。
以公称外径为110mm, 壁厚为3.2mm的建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材为例, 加工10个试样进行试验, 试验结果见表1。
实际测量时, 是以5个试样的拉伸屈服强度试验结果的平均值作为检测结果, 所以, 由重复性测量引入的标准不确定度分量为:
确根据数学模型, 其相对标准不确定度的分量为:
4.2试样平行部分宽度b测量所引入的相对标准不确定度分量Ub该试样的尺寸按GB/T8804.2-2003要求, 机械加工制备成Ⅰ型试样, 其试样平行部分宽度标准规定为6mm[0, +0.4], 其出现此区间的概率是均匀的, 服从正态分布, 它所引起的标准不确定度为:
以宽度平均值计算, 其相对标准不确定度的分量为
4.3试样最小厚度a测量所引入的相对标准不确定度分量Ua
a厚度采用管壁测厚仪, 最大允许误差为±0.02mm, 区间半宽为0.02mm, 呈均匀分布估计, 其所引起的标准不确度为:
以厚度平均值计算, 其相对标准不确定度的分量为:
4.4试验力值F测量误差所引入的不确定度分量UF
4.4.1试验机的最大允许误差引入的不确定度分量UF1
根据GB/T8804.1-2003标准, 拉伸试验所用的试验机为Ⅰ级, 拉伸试验机的最大允许误差为0.3%, 误差范围区间的半宽为0.3%, 误差出现的概率是均匀的, 所以其相对标准不确定度为:
4.4.2标准测力仪校准试验机引入的标准不确定度UF2
4.4.3试验力值F测量误差所引入的不确定度分量UF
UF1和UF2这两方面因素所引入的测量不确定度彼此独立不相关, 所以试验力值F测量误差所引入的不确定度分量UF可合成为:
5合成标准不确定度
各分量不确定度之间彼此独立不相关, 因此, 合成标准不确定度为:
6扩展不确定度的评定
扩展不确定度是由合成标准不确定度乘以包含因子K得到, 通常取K=2区间的包含概率约为95%, 所以
其绝对扩展不确定度为
7测量结果报告
按照GB/T8804.1-2003标准测量结果保留三位有效数字, 此排水管材的拉伸屈服强度为41.7Mpa, 其绝对扩展不确定度为1.909N/mm2。
8结束语
通过对建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材拉伸屈服强度的测量不确定度的评定, 分析了影响拉伸屈服强度测量结果的主要因素。这就要求我们在平常做试验时, 对试样的宽度和厚度测量要准确, 取样要均匀。试验前, 应对仪器设备进行检查, 调整好速度, 正确操作, 以减少不必要的误差。
参考文献
[1]GB/T5836.1-2006.建筑排水用硬聚氯乙烯 (PVC-U) 管材[S].
[2]GB/T8804.1-2003.热塑性塑料管材拉伸性能第1部分:试验方法总则[S].
[3]GB/T8804.2-2003.热塑性塑料管材拉伸性能第2部分:硬聚氯乙烯 (PVC-U) 、氯化聚氯乙烯 (PVC-C) 和高抗冲聚氯乙烯 (PVC-HI) 管材[S].
[4]JJF1059.1-2012.测量不确定度评定和表示[S].北京:中国标准出版社, 2013.
排水箱涵混凝土强度不足加固方案 篇3
关键词：排水箱涵,混凝土强度,碳纤维加固
0 引言
广虹路排水工程 (一期) 排水箱涵桩号0+085~0+160段、0+180~0+200 段混凝抗压强度原设计为30MPa, 根据检测, 实际混凝土抗压强度为19.82MPa~22.10MPa, 不满足设计要求。如果采用常规的拆除重建, 则工程费用大, 工期长。本文提出了在原有结构强度的基础上进行补强加固的方法, 并应用于实际工程之中, 取得了较好的效果。
1 加固方案
1.1减荷方案
通过减小箱涵的填土荷载, 从而减少箱涵的内力, 降低对箱涵结构受力的要求。
本段箱涵填土厚度3.0m, 顶板填土荷载3*1.8=5.4t/m2, 将下部1m填土改为泡沫轻质土 (比重0.65t/m3) , 相应顶板荷载2*1.8+1*0.65=4.25 t/m2, 减少21%荷载, 等代填土厚度为2+0.65/1.8=2.36m, 按C20 强度对箱涵进行复核, 计算底板跨中计算配筋最大为1429mm2, 实际配筋D25@150, 实际配筋面积为3274mm2, 现有的配筋可以满足结构受力要求。
1.2 结构补强方案
通过对粘贴碳纤维、粘贴钢板、粘贴玻璃钢、预应力加固等方法进行比较, 选定采用粘贴碳纤维加固, 粘贴范围包括砼强度达不到设计要求的箱涵内壁, 顶板和侧墙的外壁。碳纤维采用高强度II级200g碳纤布, 箱涵内壁采用纵向满贴方式, 顶板与侧墙外壁采用双向网格状粘贴 (详见图纸) 。与传统加固修补方法相比, 粘帖碳纤维加固修补混凝土结构具有明显技术优势, 主要表现在:
1高强高效。由于碳纤维有高强的物理力学性能, 抗拉强度比钢材大7~9 倍, 在加固修补混凝土结构中可以充分利用其高强度、高弹性模量的特点来提高混凝土结构及构件的承载力和延性, 改善其受力性能, 达到高效加固修补目的。
2具有极佳的耐防腐性能及耐久性能。试验表明, 粘帖碳纤维加固修补混凝土结构有良好的耐腐蚀性, 可以抗拒建筑物经常遇到的各种酸、碱、盐对结构物的腐蚀。使用该种加固修补方法对结构进行处理后, 不仅不需要如粘帖钢板工法所需要的定期防腐维护, 而且其本身更可以起到对内部混凝土结构的保护作用, 达到双重加固修补目的。
3适用面广。粘帖碳纤维加固修补混凝土结构可以广泛适用于各种结构类型 (如建筑物、构筑物、桥梁、隧道、箱涵等) 、各种结构形状 (矩形、圆形、曲面结构等) 、各种结构部位 (梁、板、柱、节点、壳等) 的加固修补, 且不改变结构形状及不影响结构外观。
4施工质量容易保证。由于碳纤维粘帖是柔性的, 即使被加固物的结构表面不是非常平整也基本可以达到100%的有效粘帖率。即使是粘帖后发现表面局部有气泡, 也可以修补, 只要用树脂注射进气泡中将空气赶走就可以。
5碳纤维质量轻且薄, 粘帖加固后, 局部不增加原结构自重及结构尺寸。
2 加固施工
2.1 碳纤维加固施工
2.1.1 碳纤维复合材的安全性能指标
按照《混凝土结构加固设计规范》 (GB50367-2013) 表4.3.3 要求。本工程碳纤维采用高强度II级200g碳纤维布, 主要指标如表1 所示。
2.1.2 碳纤维胶粘剂
碳纤维用浸渍、粘结胶采用A级胶, 胶粘剂必须符合《混凝土结构加固设计规范》 (GB50367-2013) 表4.4.3 要求。底胶和修补胶应与浸渍、粘结剂相适配, 符合《混凝土结构加固设计规范》 (GB50367-2013) 4.4.3 条要求。主要指标如表2 所示。
2.1.3 施工步骤
2.1.3.1清除表土
表土清理完毕后, 用高压水枪对混凝土表面进行冲洗, 达到表面干净整洁效果。渠箱底板采用人工高压水枪冲洗。
2.1.3.2 贴面处理
1混凝土表面出现剥落、空鼓、蜂窝、腐蚀等劣化现象的部位应予以凿除, 对于较大面积的劣质层在凿除后应用环氧砂浆进行修复。
2混凝土角磨机、砂纸等机具除去混凝土表面的浮浆、油污等杂质, 构件基面的混凝土要打磨平整, 尤其是表面的凸起部位要磨平。
3风机将混凝土表面清理干净, 并保持干燥。
2.1.3.3涂底胶 (碳纤维浸渍胶)
将底胶均匀涂刷于混凝土表面, 底胶厚度0.2mm为宜, 待胶固化后再进行下一工序施工。一般固化时间为6小时。
2.1.3.4 找平
混凝土表面凹陷部位应用修补剂填平, 模板接头等出现高度差的部位应用修补剂填补, 尽量减小高度差。
2.1.3.5 粘贴
1按设计要求的尺寸裁剪碳纤维布。
2调配、搅拌粘贴材料粘结剂 (使用方法与底胶相同) , 然后均匀涂抹于待粘贴的部位。
3用特制工具反复沿纤维方向滚压, 去除气泡, 并使粘结胶充分浸透碳纤维布;并用刮板刮涂碳纤维布表面粘结胶, 使之均匀。
4在最后一层碳纤维布的表面均匀涂抹0.5mm粘结胶。用工具反复沿纤维方向滚压, 并用刮板刮涂碳纤维布表面粘结胶, 使之均匀。
2.2 泡沫轻质土施工
泡沫轻质土要求如表3 所示。
1泡沫轻质土单个浇注区、浇注层的浇注时间应控制在水泥浆初凝时间3h~4h内, 上层浇注层仅当下层浇注层终凝6h~8h时间后方可浇注施工。一般采用水平分层浇注施工。
2金属网及防渗土工膜的铺设。距离填筑体50cm以内位置设置一层钢丝网。
3金属网应铺设时, 应采用u形钉进行锚固, 纵向锚固间距2.0m、横向锚固间距1.0m。金属网平面位置应重叠搭接, 相邻两块钢丝网间的重叠宽度不宜小于20cm, 搭接处用铁丝绑扎并用u形钉锚固。
4泡沫轻质土扩建路基区段边界断面或填筑体长度在15m~20m间距设置一道变形缝, 变形缝采用1.5~2cm厚的普通木夹板。
3 加固效果分析
3.1结构安全分析
1通过减小箱涵的填土荷载, 将下部1m填土改为泡沫轻质土 (比重0.65 t/m3) , 按C20 强度对箱涵进行复核, 现有的箱涵结构满足受力安全要求;
2采用粘贴碳纤维加固后, 增加了箱涵的结构受力性能, 在减荷的基础上进一步补强结构。
综上所述, 通过减荷和结构补强加固后, 现有的箱涵结构满足受力安全要求, 不影响正常使用。
3.2 结构耐久性分析
3.2.1 结构混凝土强度分析
1根据 《钢筋混凝土结构耐久性设计规范》 (GB52476-2008) 3.3.1、3.4.4 条, 一般市政设施设计使用寿命年限不少于50 年, 相应钢筋混凝土结构最低强度为C30, 该段箱涵混凝土强度只达到19.82MPa~22.10MPa, 不满足耐久性要求;
2根据 《钢筋混凝土结构耐久性设计规范》 (GB52476-2008) 4.3.2 条, 在加大钢筋保护层时 (保护层增加50mm) , 钢筋混凝土结构最低强度可降低2 级, 但不低于C20。本工程采用粘贴碳纤维后, 对钢筋保护层的保护能力大大加强, 抗碳化能力相应增加, 如果视为增加了钢筋保护层, 则箱涵钢筋混凝土结构强度可至C20 可以满足耐久性强度要求。
3.2.2 结构耐久性分析
结构耐久性主要包括6 个方面:抗渗性、抗冲刷、抗冻性、抗裂性、抗碳化、抗侵蚀。
1本工程是作为市政雨水排放渠道, 流速较慢, 不存在抗冲刷问题, 对抗渗性要求不高, 也不存在抗冻的问题。
2抗裂性与钢筋混凝土结构强度有关, 根据加固后涵洞结构计算复核, 减荷后结构满足抗裂要求。在此基础上, 再采用粘贴碳纤维加固, 抗裂由碳纤维首先承受, 碳纤维失效后, 才由钢筋混凝土结构承受, 所以粘贴碳纤维加固后抗裂没有问题。
3抗碳化与水灰比、钢筋保护层有关。钢筋保护层越大, 抗碳化能力越大。采用粘贴碳纤维加固后, 相当于增加了钢筋保护层, 提高了混凝土结构的抗碳性。
4抗侵蚀:箱涵主要排放雨水, 属于非污染环境, 一般不存在抗侵蚀问题。即使箱涵排放污染水体, 由于箱涵表面采用了粘贴碳纤维加固, 具有极佳的耐防腐性能及耐久性能, 也可以满足抗侵蚀要求。
3.2.3 碳纤维耐久性问题
经加速暴露老化试验验证, 碳纤维可历时40 年性能不变, 且在表面涂装后, 耐久性将进一步加长。
综上所述, 结合本工程的实际情况, 采用粘贴碳纤维加固后, 箱涵结构的耐久性得到加强, 可以满足正常使用年限要求。
4 结论
广虹路排水工程 (一期) 排水箱涵混凝土强度未达到设计要求的部位, 按照本方案施工完成后, 经过检测, 在实际使用中没有产生裂缝, 达到了预期效果。该方案施工便捷, 工期短, 可以为类似工程提供参考。
参考文献
[1]SL 191-2008, 水工混凝土结构设计规范[S].中华人民共和国水利部, 北京:中国水利水电出版社, 2009.
[2]GB 52476-2008, 钢筋混凝土结构耐久性设计规范[S].中华人民共和国建设部, 北京:中国建筑工业出版社, 2009.
[3]GB50367-2013, 混凝土结构加固设计规范[S].中华人民共和国建设部等, 北京:中国建筑工业出版社, 2014.
塑料薄膜拉伸强度不确定度简析 篇4
一、实验部分
1.主要仪器。电子拉力试验机:高铁检测仪器有限公司GT-TCS-2000。
薄膜测厚仪:济南三泉中石实验仪器有限公司CHY-U, 0-1mm。
2.测试方法。试验按照GB/T 1040.3-2006《塑料拉伸性能的测定》第3部分:薄膜和薄片的试验方法, 裁制5型试样, 以50 mm/min的速率拉伸至断裂。试样拉伸过程中的最大拉伸应力即为塑料薄膜的拉伸强度。
3.数学模型。塑料薄膜拉伸强度按公式 (1) 计算:
式中:σ—塑料薄膜拉伸强度, MPa;
F—载荷, N;
b—试样宽度, mm;
d—试样厚度, mm。
二、测定塑料薄膜拉伸强度的不确定度评度
在使用电子拉力试验机测定拉伸强度的过程中, 测量不确定度的根本是拉伸试验过程、尺寸测量过程及由于样品本身存在的不均匀性而带来的不确定度。具体包括: (1) 电子拉力试验机测试重复性所带来的不确定度; (2) 尺寸测量过程带来的不确定度; (3) 载荷测量的精度。上述影响因素中, 试样的重复性试验属于A类不确定度评定;其他的影响因素均属于B类不确定度评定。
1.测试重复性带来的不确定度。测试重复性带来的不确定度属于A类的不确定度。在相同的试验条件下, 对相同试样进行的多次测试, 测定结果见表1。在进行测试之前, 必须对电子拉力机进行校正, 以消除电子拉力机使用状态对测量的影响。以平均值作为测试结果, 则由测试重复性带来的标准不确定度uA为:
将试验数据带入公式 (2) , 试验计算结果见表1。
2.尺寸测量过程带来的不确定度。尺寸测量过程带来的不确定度属于B类不确定度。薄膜测厚仪量程1 mm, 不确定度U= (0.001~0.003) mm, k=2。
该测厚仪的标准不确定度为:
u (b) =0.003/2=0.0015 (mm)
相应的相对标准不确定度为:
3.试验机拉力误差引入的标准不确定度。根据仪器检定结果, 电子拉力试验机拉力值测试的最大示值误差为±1%。本次试验的5组试样中, 测试所得到的最大拉力值F=28.03N, 所测试验力的示值误差为0.28N。
σ对F的灵敏系数通过对公式 (1) 求偏导得到:
将试样的截面尺寸代入上式计算得:
4.合成标准的不确定度。由于所述的3个不确定度分量都彼此独立, 所以可按公式 (3) 计算合成标准不确定度:
将所得各不确定度分量值代入公式 (3) , 计算得:
5.扩展不确定度。包含因子k=2, 则扩展不确定度为:
三、结论
对薄膜的拉伸强度测量过程中可能引起的不确度分量进行了分析, 其中重复性的测试、试样厚度的测量和试验机拉力偏差对测量结果的不确定度贡献较大。
参考文献
[1]CNAS-CL01.检测和校准实验室能力认可准则[S]
[2]GB/T27411-2012.检测实验室中常用不确定度评定方法和表示[S]
[3]JJF1059.1-2012.测量不确定度的评定与表示[S]
不排水强度 篇5
1 施工工艺和控制过程
二灰稳定钢渣基层 (底基层) 是由一定数量的石灰、粉煤灰作稳定剂与已经过崩解达到稳定的工业废渣钢渣在最佳含水量的情况下, 经拌和、压实及养生得到的一种半刚性基层 (底基层) 。钢渣集料约占整个混合料的80%左右, 石灰、粉煤灰在混合料中起填充集料的空隙、粘结稳定粒料的作用。
1.1 二灰钢渣强度形成机理概述。
二灰钢渣混合料中, 钢渣本身具有一定的级配, 钢渣颗粒形成骨架密实结构, 由于钢渣本身强度很高, 钢渣骨架具有一定的强度;在钢渣颗粒之间, 石灰提供活性Ca O, 在混合料中的水环境下进行离子交换反应、Ca (OH) 2的结晶反应、火山灰反应等物理化学反应。粉煤灰的主要作用是提供火山灰反应所需要的活性氧化钙和氧化铝, 在石灰和碱性物质作用下活性被激发, 促进火山灰反应的进行。石灰粉煤灰在混合料中的反应随着龄期的延长, 各种反应继续进行, 同时火山灰反应生成的产物进行聚合, 使钢渣颗粒间形成混乱的空间网状连结, 且连结强度和刚度增强, 从而使二灰钢渣具有很高的强度。
1.2 材料试验。
a.石灰。生石灰配制的二灰钢渣混合料。石灰的有效氧化钙加氧化镁含量为66.7%, 为等外生石灰。b.粉煤灰。粉煤灰的各项指标均符合规范要求。另外, 为防止粉煤灰扬尘, 钢渣厂应对粉煤灰及时打水, 使用时将成块粉煤灰打散, 清除其中的树根、杂草等杂质, 检测含水量后用于配制二灰钢渣混合料。c.钢渣。液态钢渣由炼钢厂运到钢渣厂后进行热泼, 然后向热渣打水, 水量控制在1:1, 持续打水至渣厚6~8m, 泼渣位置水平移动。然后进入闷渣阶段, 打水焖渣加速钢渣的分解稳定。7天后, 用电铲对已闷过的料翻转, 然后运到钢渣生产线, 经过二次破碎、二次筛分、二次磁选产生自然级配的钢渣尾料产品, 经过独特的水淬焖渣工艺后, 自然堆放6~12月作为二灰钢渣混合料的原料。
2 配合比设计
2.1 配合比设计原则:
在确保质量的前提下, 因地制宜, 就地取材, 结合本工地实际进行组合;对原材料的剂量, 通过试验优化确定最合理的用量;对集料要求应有尽可能好的级配, 以达到集料数量满足、间隙由结合料填充, 形成各自发挥特点的稳定结构。
2.2 试配:
因为该钢渣是介于集料与土之间的一种颗粒组成, 规范中无此匹配的组成设计范围。我们参考二灰集料和二灰土组成设计范围, 按重型击实试验, 进行试验试配, 并进行无侧限抗压强度试验。采用保证强度满足设计要求, 材料符合规范要求, 施工技术可靠, 经济合理的密实性级配。
2.3 试验结果分析:
a.以试验结果分析来看, 二灰钢渣的7天无侧限强度普遍偏高, 均在1.0MPa以上, 满足设计规定的R7≥0.6MPa要求, 28天抗压强度又有明显增长, 均达到3.0MPa以上, 且后期强度还有缓慢增长的趋势。b.用等剂量的石灰, 如果钢渣用量较多则前期强度 (7天强度) 较高, 这主要是由钢渣的粒型结构, 自身强度高, 内摩阻力大造成的;后期强度主要是随着粉煤灰的用量变化而有所变化, 即如果粉煤灰用量较多, 则后期强度 (28天以后) 增长较明显。c.如果在二灰钢渣中, 二灰的用量增大时, 虽然后期 (28天) 强度增长幅度较明显, 但无论是前期还是后期强度的最终值都不如二灰用量相对较少的配合比, 特别强调石灰用量相对较少的配比效果较好。
3 原因分析
影响二灰钢渣混合料强度的因素有很多, 如钢渣的物理化学性质 (包括钢渣的级配、游离Ca O含量、粉化率) 、石灰的性质、粉煤灰的性质、二灰钢渣的配比以及施工中许多随机因素都将影响二灰钢渣混合料的强度。通过讨论、分析, 影响二灰钢渣混合料初期强度有以下几点:
3.1 混合料的含水量影响。
通过试验可知, 配合比为4:16:80的二灰钢渣的最大密度为2.2766g/cm3, 最佳含水量为9.9%。而同一配合比的二灰砂砾的最大干密度为2.17g/cm3, 最佳含水量为6.9%。最佳含水量相差3%左右, 这是由于钢渣颗粒本身含水, 空隙率大, 吸水性大, 而砂砾颗粒几乎不含水。
当石灰、粉煤灰与纲渣之间发生一系列的火山灰反应时, 颗粒之间的水分减少, 而钢渣颗粒本身含水外渗到颗粒间, 使得水量过多, 过多的水使得二灰钢渣混合料的强度形成非常缓慢;而二灰砂砾中的砂砾颗粒无法外渗水, 故初期强度形成较快。
3.2 二灰钢渣级配对强度的影响。
拌和均匀的混合料卸至储料场待运, 在装、运、卸的过程中, 粗、细料发生离析。此外, 钢渣级配靠近规范要求的下限, 甚至比规范要求偏粗。而且34cm的二灰钢渣基层分两层施工, 采用推土机初平、平地机精平。平地机精平时, 二灰钢渣骨料很容易被刮出, 填在低洼处或路两端, 形成离析。在试件制作时, 颗粒偏大, 也不易插捣。二灰钢渣混合料强度形成初期, 石灰和粉煤灰的加固作用还没有发挥出来, 骨料的骨架作用对强度影响非常重要, 骨料多的混合料略比骨料少的混合料强度高。
3.3 焖料时间对混合料强度的影响。
按4:16:80比例掺加生石灰和粉煤灰, 加水至最佳含水量, 拌合均匀后, 焖料不同的时间后, 成型试件进行7天无侧限抗压强度试验。
随着焖料时间的延迟, 二灰钢渣的强度先有所上升, 时间继续延长, 强度又下降。这是因为对于二灰钢渣, 采用生石灰粉加入混合料中后, 生石灰遇水消解放热, 并开始进行物理化学反应, 生石灰消解放热有助于促进各项反应的进行, 充分利用水化热有利于提高混合料的强度。焖料时间太短, 水化热没有充分利用, 强度不高。当焖料1天左右, 生石灰在混合料中扩散均匀, 各项反应逐渐开始, 混合料的强度达到一峰值。焖料时间延长, 石灰水化热散失, 没有充分利用, 影响加固效果、强度有所降低。
3.4 钢渣粉化率的影响。
粉化率从另一侧面反映钢渣的稳定性。钢渣粉化率越大, 钢渣的遇水膨胀性越大, 稳定性也越差。冶金部门对粉化率的要求为:波动上限≤5%。钢渣的粉化率随存放时间的增长逐渐降低, 钢渣中游离Ca O含量和粉化率都是反映钢渣稳定性的指标。目前, 冶金部门只从控制粉化率的角度控制钢渣的稳定性, 而城建部门则用游离Ca O含量衡量钢渣的质量稳定性。
因此, 二灰稳定钢渣中的钢渣、粉煤灰均属于工业废渣, 使用大量的钢渣和粉煤灰作公路建设的筑路材料既可以减少环境污染, 又可解决公路建设的材料来源, 提高工程质量, 降低工程的造价, 具有可观的经济效益和社会效益。因此, 在当前可持续发展战略中, 二灰稳定钢渣有着广阔的推广空间。
摘要：二灰稳定钢渣作为一种新型的筑路材料, 具有良好的力学性能, 强度高、板体性、水稳性强, 抗冻性好, 其抗冻性比传统的石灰土要高得多, 同时其成本低、施工工艺简单, 受雨季影响小, 可充当各级公路的底基层、一般公路的基层, 是一种良好的半刚性筑路材料。
关键词：二灰钢渣,强度不稳定,原因分析
参考文献
不排水强度 篇6
弯曲强度是评定石材质量的重要力学性能指标。本文根据JJF105-1999《测量不确定度评定与表示》和GB/T9966.2-2001《天然饰面石材试验方法第2部分:干燥、水饱和弯曲强度试验方法》, 对石材干燥弯曲强度检测结果的不确定度进行分析评定。
2 测量方法
2.1 测量对象
尺寸规格为350mm×100mm×30mm的天然大理石建筑板材。
2.2 测量仪器
万能材料试验机:测量范围0～500kN。
数显卡尺:测量范围0～150mm, 分度值为0.01mm。
钢直尺:测量范围0～300mm, 分度值为1mm。
2.3 测量依据
GB/T 9966.2-2001《天然饰面石材试验方法第2部分:干燥、水饱和弯曲强度试验方法》。
2.4 测量环境条件
本试验在25℃环境条件下进行。
2.5 操作过程
按照标准GB/T 9966.2-2001, 采用尺寸偏差和外观质量均合格的同一批石材中随机抽取5块试样, 将试样置于 (105±2) ℃的干燥箱干燥24h后, 放入干燥器中冷却至室温。调节支架下支座之间的距离为300mm, 调节上支座之间的距离为150mm, 按照试样上标记的支点位置将试样装饰面朝下放在上下支架之间, 以每分钟 (1800±50) N的速率对试样施加荷载至试样破坏, 记录试样破坏载荷值F, 精确到10N。用游标卡尺测量试样断裂面的宽度K和厚度H, 精确到0.1mm。测量结果见表1。
3 数学模型
式中:
Pw———干燥弯曲强度, MPa;
F———试样破坏荷载, N;
L———下支座支点间距离, mm;
K———试样宽度, mm;
H———试样厚度, mm。
根据上述公式, 在检测过程中不确定度有以下方面:
⑴破坏荷载引入的不确定度urel (F) ;
⑵石材试样宽度重复测量引入的不确定度urel (K) ;
⑶石材试样厚度重复测量引入的不确定度urel (H) ;
⑷跨距调节引入的不确定度urel (L) ;
⑸游标卡尺引入的不确定度urel (C) ;
⑹干燥弯曲强度的重复测量引起的不确定度urel (Pw) 。其中: (2) 、 (3) 和 (6) 属于A类标准不确定度, (1) 、 (4) 和 (5) 属于B类标准不确定度。
4 不确定度评定
4.1 破坏荷载引入的不确定度urel (F)
破坏荷载F的不确定度来源于仪器校准的不确定度urel (F1) 、加荷速度对压力的不确定度urel (F2) 和读数不确定度urel (F3) 三个方面。
4.1.1 万能材料试验机校准的不确定度urel (F1)
该万能材料试验机的检定证书上标明示值误差不确定度为u=0.5%, k=2, 故该试验机的校准不确定度为:
4.1.2 加荷速度对压力的不确定度urel (F2)
标准要求加荷速度为每分钟 (1800士50) N, 假设符合均匀分布, 所以加荷速度对压力的不确定度为:
其标准相对不确定度为urel (F2) =28.87/5660=0.51%
4.1.3 读数不确定度urel (F3)
由于万能试验机可数据采集, 检测人员读数引入的相对不确定度为:
因此, 破坏荷载测量的相对标准不确定度为:
4.2 石材试样宽度测量引入的不确定度urel (K)
石材试样宽度不确定度主要包括游标卡尺示值误差导致的不确定度和重复测量所引入的不确定度两部分。
4.2.1 游标卡尺示值误差导致的不确定度urel (K1)
试验所用游标卡尺的检定证书上标明, 该卡尺的测量不确定度为u=0.01mm, k=2, 故游标卡尺的标准不确定度为:
4.2.2 重复测量所引入的不确定度urel (K2)
宽度平均值K軈=100.1mm
宽度平均值标准差
重复测量所引入的不确定度为:
由于游标卡尺示值误差和重复测量两分量不相关, 所以石材试样宽度的标准不确定度为:
即石材试样宽度的相对标准不确定度为:
4.3 石材试样厚度测量引入的不确定度urel (H)
石材试样厚度不确定度主要包括游标卡尺示值误差导致的不确定度和重复测量所引入的不确定度两部分。
4.3.1 游标卡尺示值误差导致的不确定度urel (H1)
试验所用游标卡尺的检定证书上标明, 该卡尺的测量不确定度为u=0.01mm, k=2, 故游标卡尺的标准不确定度为:
4.3.2 重复测量所引入的不确定度urel (H2)
厚度平均值H軈=29.6mm
厚度平均值标准差:
重复测量所引入的不确定度为:
由于游标卡尺示值误差和重复测量两分量不相关, 所以石材试样厚度的标准不确定度为:
即石材试样厚度的相对标准不确定度为:
4.4 跨距调节引入的不确定度urel (L)
跨距调节引入的不确定度主要由钢直尺测量的示值误差所致。钢直尺的示值误差为1mm, 其引起的不确定度服从均匀分布, , 则不确定度为:
即跨距的相对标准不确定度为:
4.5 干燥弯曲强度的重复测量引起的不确定度urel (Pw)
干燥弯曲强度平均值
干燥弯曲强度平均值标准差
即干燥弯曲强度的重复测量引起的标准不确定度为:
4.6 合成相对标准不确定度
4.7 干燥弯曲强度合成标准不确定度
4.8 干燥弯曲强度的扩展不确定度
根据JJF1059-1999《测量不确定度评定与表示》, 按正态分布进行扩展不确定度评定, 取置信概率为95%, 则包含因子k=2。所以石材干燥弯曲强度的扩展不确定度为:U=2×0.23=0.46MPa。
4.9 不确定度报告
本次石材干燥弯曲强度测试结果为:Pw= (14.6±0.46) MPa, 包含因子k=2。
5 结语
从上述不确定度分量评定分析来看, 影响石材干燥弯曲强度不确定度的最主要因素是试验测量的重复性, 其次是破坏荷载、厚度以及跨距, 而宽度的测量对不确定度影响相对较小。因此, 试验仪器设备都必须严格按时进行计量, 以确保其精度, 试验时按正确步骤操作试验机, 调整加荷速度在标准规定范围内, 从而减少不必要的不确定因素来源。
摘要：本文分析了石材干燥弯曲强度试验中不确定度的影响因素, 通过对各不确定度分量的计算, 给出了扩展不确定度以及分析结果, 为提高测量结果的准确性提供指导。
关键词：石材,干燥弯曲强度,不确定度
参考文献
[1]JJF1059-1999.《测量不确定度评定与表示》
不排水强度 篇7
抗张强度是考核材料机械性能的重要指标, 电线电缆产品标准对绝缘和护套材料的抗张强度指标有明确的数值规定。本文讨论了抗张强度在测量时, 检测结果的不确定度进行评定与研究, 为出具符合要求的、风险低的报告提供依据。
(1) 检测方法
依据GB/T 2951.11-2008电缆和光缆绝缘和护套材料通用试验方法第11部分:通用试验方法厚度和外形尺寸测量—机械性能试验。
(2) 评定不确定方法依据
JJF1059.1-2012测量不确定度评定与表示。
(3) 试验温度
标准要求在 (23±5) ℃, 本次评定在 (23±1) ℃。
(4) 检测设备
机械式试验拉力机XL-50A, 测量范围0~500N。
低倍投影仪型号DTTA, 测量范围0~25mm, 精度0.01mm。
(5) 评定对象
电缆型号及规格60227 IEC 01 (BV) 450V/750V 1×2.5, 评定对象是该电缆的绝缘老化前抗张强度。
(6) 测量过程
1) 将电缆的绝缘层制成100mm长的小段10个。
2) 按照标准要求在规定的温度下存放3h, 然后在规定的温度下进行试验。
3) 将管状试件夹在试验机的上下夹头之间, 夹头之间的间距为50mm, 夹头移动速度为250mm/min, 试验期间记录最大拉力F。
4) 测量试验样品的外径和厚度, 标准要求测量一个试片, 在本次评定过程中测量了两个试片, 厚度δ共12点, 外径D共4点。
5) 根据步骤3) 、4) 获得的数据计算强度P。
1 数学模型
式中, P为抗张强度, N/mm2;F为拉力, N;D为试样外径, mm;δ为绝缘厚度, mm。
2 本次试验所测得的数据
试验拉力如见表1所示。
外径如表2所示。
厚度如表3所示。
经过计算得如表4所示。
3 测量不确定度的主要来源分析
主要来源:最大拉力测量所引起的不确定度分量, 分量中包含了重复性测量所带来的不确定分量;试件尺寸测量所引起的不确定度分量;检测设备误差带来的不确定度分量;环境温度变化带来的不确定度。
4 不确定度分量评定
4.1 最大拉力测量所引起的不确定度分量
(1) 测量重复性引入的不确定度
1) 计算最大拉力的最佳估计值
2) 计算单次测量标准差
3) 计算标准不确定度
4) 计算F的自由度Υ0=n-1=10-1=9
则拉力平均值的标准不确定度
(2) 由机械式拉力机示值误差引入的不确定度u2 (F)
查拉力机的检定证书, 250N档中量程在100-150N时, 示值的误差限为±1%。假设该分布为均匀分布, 取, 则引入的相对不确定;换算为绝对不确定度u2 (F) =129.8×0.58%=0.75284
(3) 试验机分辨力引入的不确定度u3 (F)
根据试验拉力机的分辨力δx=0.5, 根据经验公式, 引入的不确定度为u3 (F) =0.29×0.5=0.145N
由于上术各个因素所引入的测量不确定度彼此不相关, 所以最大拉力测量的标准不确定度可合成为:
4.2 试件尺寸测量所引起的不确定度分量
(1) 测量外径D由投影仪引入的不确定度分量
投影仪最大允许误差引起的不确定度分量, 根据仪器的说明书给定的最大允许误差:
(2) 测量厚度δ由投影仪引入的不确定度分量
投影仪最大允许误差引起的不确定度分量, 根据仪器的说明书给定的最大允许误差:
4.3环境温度变化引起的不确定度
本实验中, 环境温度保持在 (23±1) ℃, 对样品的尺寸及拉力测量结果引起的不确定度很小, 这里忽略不计。
5协方差与传播系数
由于得出测量结果的三个量F、δ、D三个量不相关, 所以相关系数r (F, D) , r (F, δ) , r (D, δ) 都等于0。
传播系数
标准不确定度分量汇总如表5所示。
6合成标准不确定度
其中u (F) 是三个影响力值的分量合成的。
7 扩展不确定度
根据上述表格, 最大拉力测量所引入的不确定度分量是占优势的分量, 满足正态分布。
取包含因子k=2, 于是扩展不确定度为
8 测量结果的报告
该电缆绝缘老化前抗张强度测量结果为:P=17.2 N/mm2;U=0.28 N/mm2, k=2, 置信概率为95%。
参考文献
[1]JJF-1059测量不确定度评定与表示.国家质量技术监督局[S].北京:中国计量出版社, 1999.