载荷试验测试（通用7篇）
载荷试验测试 篇1
0 引言
联合收割机由于结构复杂、工作环境恶劣、作业对象状态以及工作负荷波动较大[1,2],国产联合收割机平均无故障工作时间一般为20～30h,远低于发达国家的50～80h的水平[2]。
国外联合收割机从上世纪90年代开始广泛采用了各种电子监控装置和技术来提高联合收割机的智能化[2],以提高作业效率,已取得了良好效果。因此,国内学者在联合收割机故障监测[3,4]和工作状态监测调控[5,6]方面进行了大量工作。但国内联合收割机的设计水平同国外产品相比差距较大,很多零部件和结构的设计只是类比国外产品或依据经验[7],各部件设计并没有具体的载荷数值作为依据,在很大程度上限制了国产联合收割机的可靠性和工作性能提升。本文以沃得巨龙280双滚筒横轴流联合收割机为试验样机,构建了联合收割机载荷测试系统,对割刀、割台传动轴、输送槽、脱粒滚筒、切草器及中间传动轴等处的扭矩进行测量,进而得到各部件的功耗,通过改变脱粒滚筒转速和喂入量,探索各部件功耗的相互影响和关系。
1 载荷测试系统
沃得巨龙280联合收割机主要部件传动路线如图1所示。根据联合收割机的具体结构,选定割刀、割台、输送槽、第1脱粒滚筒、第2脱粒滚筒以及切草器等主要工作部件作为载荷测试对象,测量这些部件的扭矩。载荷测试系统主要由扭矩传感器和数据采集显示装置组成。数据采集装置采用ARM微处理器,可实现16路信号的同时采集。
载荷测试系统对各传动轴上的扭矩值在最大负荷情况下进行了初步计算以确定选用传感器的量程。根据各部件的具体结构确定了选用传感器的结构,选定传感器后,对各相关传动轴进行了重新设计,设计了相应的连接件和传感器支承座,在安装过程中对联合收割机进行了相应的改造。各测点测试方案和改造方案如下:
1) 割刀输入端选用北京威斯特中航CYB-807盘式扭矩传感器,量程300 N·m,测量割刀传动轴扭矩,以得到割刀的功耗。
2) 割台传动轴处选用CYB-803轴式扭矩传感器,量程为500N·m,测量割台传动轴输入端的扭矩,以得到割台的功耗。割台处传感器安装情况,如图2所示。
3) 输送槽输入端选用CYB-807盘式扭矩传感器,量程500N·m,测量输送槽输入端扭矩,以得到输送槽和割台的总功耗。
4) 第1脱粒滚筒输入端选用CYB-807盘式扭矩传感器,量程1 000N·m,测量第1滚筒输入端扭矩以得到脱粒滚筒总功耗。第1脱粒滚筒输入端和输送槽处传感器安装情况如图3所示。
5) 第1脱粒滚筒输出端选用CYB-807盘式扭矩传感器,量程500N·m,测量第1滚筒输出端扭矩,以得到第2滚筒和切草器的功耗。传感器安装情况如图4所示。
6) 中间输出轴选用CYB-803轴式扭矩传感器,量程1 000N·m,测量发动机到中间传动轴的扭矩,以得到联合收割机工作部件总功耗。传感器安装情况如图5所示。
2 试验物料和方法
试验水稻品种为镇稻11,作物田间测定情况如表1所示,完熟期,无倒伏。
为了确定联合收割机各部件功耗占工作部件总功耗的比例和探索不同工况对于各部件功耗变化的影响,选择第1脱粒滚筒转速、第2脱粒滚筒转速、收割机行进速度作为试验的3个因素。试验分为4组,试验安排如表2所示。喂入量由行进速度折合计算得到。4组试验条件下第1脱粒滚筒和第2脱粒滚筒的传动比分别为1.48,1.76,1.38,1.53,为此设计了不同齿数的链轮按照试验进行更换以达到预期传动比。
2011年12月3日至5日,在江苏省丹阳市进行了为期2天的水稻收获田间试验。试验田块的选取、联合收割机的操作和相关数据的获取均按照国家标准GB8097-2008《收获机械联合收割机试验方法》[8]进行。在进入测区前,联合收割机的行进速度和脱粒滚筒的转速均达到预定值并稳定,然后恒速进入测区。试验均为满幅(割幅2.8m)收获,试验中记录收割区间长度和作业时间。
3 试验结果与分析
取联合收割机进入测区开始切割到切割结束阶段的扭矩数据作为工作数据,联合收割机工作部件功耗如图6所示。从图6中可以看出,中间输出轴功耗和脱粒系统功耗波动较大,脱粒系统功耗占据工作部件总功耗的50%以上,而且割台输送槽的功耗变化较为平稳。
取各部件工作阶段扭矩的平均值,得到各部件的平均功耗,如表3所示。
图7是联合收割机在4组试验条件下,各工作部件平均功耗占工作部件平均总功耗的比例图。
3.1 割台和输送槽功耗分析
从图7中可以看出,割台功耗占工作部件总功耗的比例为9%～12%,比例相对稳定,数据波动较小,割台各部件传动轴承受的载荷冲击比较平稳。输送槽功耗的比例为2%～4%,功耗值较小,但是由于转速较低、在喂入量较大、堵塞等特殊情况下扭矩值较大。设计这些部件的传动轴时,割台各部件可按喂入量留有安全余量设计,输送槽需考虑一些特殊情况下传动轴扭矩激增、所受载荷冲击较大。
3.2 脱粒部分功耗分析
第1脱粒滚筒功耗占工作部件总功耗的比例为24%～26%,较为稳定;第2脱粒滚筒功耗的比例变化范围从27%～36%,变化较大。第2滚筒的功耗比例和第1滚筒之间的传动比有直接的关系,即第1滚筒转速不变的情况下,提高第2滚筒转速会增加滚筒的功率。在第1滚筒功耗比例相对稳定的情况下,第2滚筒的功耗就成了决定脱粒功耗大小的关键因素,转速低功耗虽低但影响脱粒质量,转速高虽能保证脱离质量但功耗高。
4 结论
1) 构建了联合收割机载荷测试系统,实现了对联合收割机主要工作部件的功耗的实时测量和数据采集显示,显示直观,操作方便。
2)采用所构建的测试系统进行的田间试验结果表明:第1、第2脱粒滚筒的转速和传动比对各部件功耗占工作部件总功耗比例有较为明显的影响;且第1、第2滚筒转速应合理配置,第1滚筒转速不能太低,两滚筒传动比不能过大。
摘要：为研究联合收割机主要工作部件功耗所占总功耗比例和相互关系,设计了联合收割机载荷测试系统,实现了对联合收割机脱粒滚筒、输送槽和割台等主要工作部件功耗的实时测量、采集和显示。以第1、第2脱粒滚筒转速和前进速度为因素进行了田间试验,得到了在不同工况下,各工作部件占工作部件总功耗的比例关系。通过分析,得出了各部件功耗之间的关系以及影响各部件功耗比例的因素。
关键词：联合收割机,载荷测试,性能测试,田间试验
参考文献
[1]张认成,桑正中.联合收割机自动控制研究现状与展望[J].江苏理工大学学报,1998,19(2):11-16.
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[3]陈进,李耀明.联合收割机转速监视报警装置的研制[J].农机化研究,1997(4):57-59.
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[6]李耀明,丁为民.梳脱式联合收获机脱粒输送装置自动控制系统[J].农业机械学报,2004,35(5):86-89.
[7]刘振营.透视小麦、水稻联合收割机[J].农业机械,2004(2):15-19.
[8]GB8097-2008收获机械联合收割机试验方法[S].
螺旋板载荷试验浅析 篇2
关键词：螺旋板载荷试验,变形模量,地基承载力特征值
0 引言
由于城市的不断发展，高层建筑层出不穷，对原本的工程勘察要求也在不断提高，普通的浅层平板载荷试验已经不能满足工程的要求，迫使岩土工程勘察中的测试手段不断完善，螺旋板载荷试验这种试验深度范围较大的测试手段也较多的应用在高层建筑的岩土勘察当中，笔者将工作中的经验总结本文，供同行参考。
1 试验方法
螺旋板载荷试验是将一螺旋型的承压板用人力或机械旋入地面以下的预定深度，通过传力杆向螺旋形承压板施加压力，测定承压板的下沉量，其深度可达10-15米，可测求地基土的压缩模量、固结系数、承载力等指标。
试验时应按如下步骤进行：
1.1 在所需进行试验的位置进行钻孔，当钻至试验深度上20-30cm处，停止钻进，清除孔底受压或受扰动土层。
1.2 将螺旋板连接在传力杆上旋入土层，螺旋板入土时，应按每转一圈下入一个螺距进行操作，减少对土的扰动。螺旋板与土层的接触面应加工光滑，可使对土体的扰动大大减少。
1.3 在测试点周围将反力锚旋入周边土层，固定好反力梁，将油压千斤顶与反力装置安装好，将测读承压板位移的两个百分表安装好，确保测读准确。将测力传感器连接线与数显仪正确连接并调校正确。
1.4 用油压千斤顶对载荷板分级加压，对砂土、中低压缩性的粘性土、粉土宜采用每级50kPa，对于高压缩性土宜采用每级25kPa。第一级荷载可视土层性质适当调整。一般情况下砂类土为100kPa、粘性土为50kPa、高压缩性土为25kPa
1.5 每级加荷后，按间隔时间10、10、10、15、15min，以后每隔半小时读一次承压板沉降量，当连续两小时，每小时沉降量小于0.1mm时，则达到相对稳定标准，可施加下一级载荷。
1.6 满足下列条件时可终止加载：(1)沉降s急骤增大，荷载-沉降（p-s）曲线上有可判定极限承载力的陡降段，且沉降量超过0.06d(d为承压板直径）；(2)某级荷载下24h沉降速率不能达到相对稳定标准；(3)当出现本级荷载的沉降量大于前级荷载沉降量的5倍；(4)当持力层坚硬，沉降量很小时，最大加载量不小于设计要求的2倍。
1.7 试验精度：位移量测的精度不应低于±0.01mm；荷载量测精度不应低于最大荷载的±1%；同一试验孔在垂直方向的试验点间距应大于1m，以保证试验的准确性。
2 资料整理
2.1 地基土的承载力特征值的确定。
根据p-s曲线上的特征点（P0、Py、Pu）可评定地基土的承载力。P0相当于上覆土的自重压力，Py相当于试验深度处的地基土承载力容许值，Pu相当于试验深度处地基承载力极限值。
(1)当p-s曲线上有比例界限时，取该比例界限所对应的荷载值；即fak=Py-P0。(2)当满足终止加载条件前三条时，其对应的前一级荷载定为极限荷载Pu，当该值小于对应比例界限的荷载值Py的2倍时，取极限荷载的一半；即fak=Pu/2且Pu<2 Py。(3)当不能按比例界限和极限荷载确定地基土承载力时，可取s/d=0.01-0.015所对应的荷载值，但其值不应大于最大加载量的一半。
同一土层参加统计的试验点不应少于3个点，当试验实测值的极差不超过平均值的30%时，取此平均值为该土层的地基承载力特征值。所确定的地基承载力特征值不再进行基础埋深的地基承载力修正。
2.2 计算变形模量E0:
E0—变形模量（MPa）；ω—与试验深度和土类有关的系数，可根据《工程地质手册》（第四版）表3-5-4查取；d—承压板直径（m）;p—p-s曲线线性段的压力（kPa）;s—与p对应的沉降量（mm）。
2.3 计算固结系数Cr:
按每级荷载下的沉降量s与时间的平方根绘制曲线。根据曲线可估算土不同固结度的固结系数。根据一维轴对称径向排水的固结理论，导得径向固结系数Cr为：Cr=T90R2/t90
Cr—径向固结系数（cm2/min）;R—螺旋板半径（cm）;T90—相当于90%固结度的时间因子，取0.335。
t90—完成90%固结度的时间（min），可用作图法求得：过曲线初始直线段与s轴的交点，做1.31倍初始直线段斜率的直线，交曲线的交点，其对应的时间为完成90%固结度的时间t90。
以上为本人在螺旋板载荷试验实际工作中的一点总结，供同行参考，如有错漏，还望指正。
参考文献
[1]GB50021-2001岩土工程勘察规范[S].北京:中国建筑工业出版社,2009.
载荷试验测试 篇3
1工程基本条件
1.1 工程地质条件
试验工点区上覆风化土属第四系全新统冲积层, 下伏基岩为元古界五河群峰山李组角闪岩, 地层岩性叙述如下:①-1黏土 (Q
1.2 试验段设计方案
为比较不同设计参数条件下复合地基的优劣性, 复合地基分成四个区 (A～D区) , A, B和C区为CFG桩帽结构, D区CFG桩筏结构;工点设计方案见表1。
2现场试验研究
现场采用单桩承载力试验和单桩复合地基载荷试验, 确定复合地基的承载力状况。通过对载荷试验过程中在桩顶与桩间土埋设土压力盒应力的分析, 确定复合地基中桩土荷载分担特性。
单桩和单桩复合地基载荷均采用慢速维持荷载法。由千斤顶、油泵、反力大梁、配重铁块组成反力系统。试验仪器设备包括武汉岩海公司研制生产的RS-JYC桩基静载荷测试分析系统、电子数显位移传感器 (精度0.01 mm) 、QY500-20C试验专用千斤顶 (双油路) 、静载试验反力装置和高压油泵加压系统等。
1) 单桩试验加载方式。
在受检桩上安放荷载板, 将液压千斤顶置于荷载板上, 千斤顶中心、荷载板中心与受检桩中心三者处于同一纵轴上, 通过高压油泵和压力表控制加载, 压重平台提供反力, 由固定在基准梁上的百分表量测受检桩的沉降量。
2) 单桩承载力确定标准。
单桩竖向抗压静载试验主要依据JGJ 106-2003建筑基桩检测技术规范要求进行, 采用慢速维持荷载方法。
3) 单桩复合地基载荷试验加荷方式。
试验主要依据JGJ 79-2002建筑地基处理技术规范要求进行。
4) 单桩复合地基承载力特征值确定标准:
a.当压力—沉降曲线上极限荷载能确定, 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;b.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:对水泥粉煤灰碎石或夯实水泥土桩复合地基, 当以卵石、圆砾、密实粗中砂为主的地基, 可取s/b或s/d等于0.008所对应的压力;当以黏性土、粉土为主的地基, 可取s/b或s/d等于0.01对应的压力。对有经验的地区, 也可按当地经验确定相对变形值。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。
5) 桩土荷载分担和承载力发挥系数试验。
载荷试验同时对桩土分担情况进行分析, 研究载荷过程中桩土应力比和桩土荷载分担情况, 分别在桩顶和桩间土中埋设土压力盒。数据采集用振弦式频率测试仪进行记录, 采集时间、频率与载荷试验过程中变形观测记录一致。
3现场检测试验成果分析
3.1 单桩载荷试验
本次单桩静载荷试验完成四根桩, 分别为1号, 4号, 6号, 10号的CFG试桩。选取代表性桩绘制出试验桩的Q—s曲线, 如图1所示。
从图1可见, 试验桩的Q—s曲线加载至1 540 kN时基本呈缓变形状;Q—s曲线加载至1 680 kN时出现明显下降趋势。依据规范规定, 单桩极限承载力可取为1 540 kN, 对应的沉降量为5.87 mm;则单桩的承载力特征值为770 kN, 对应的沉降量为1.88 mm。
经对试验桩数据进行整理和计算, 将其极限承载力和相应的承载力特征值汇总, 如表2所示。
从表2可见, 桩径为0.5 m桩长分别为12 m和10 m时单桩极限承载力分别为1 820 kN, 1 540 kN, 桩径为0.4 m桩长分别为12 m和9 m时单桩极限承载力分别为1 260 kN, 1 120 kN。同一直径的承载力特征值随着桩长增大而增大;同一桩长, 随着桩径增大而增大。
最大加载量所对应的沉降量较大, 最小值也达到46 mm以上;极限承载力所对应的沉降量都在15 mm以内, 最大值接近14 mm;承载力特征值所对应的沉降量更小, 最大值才接近4 mm。这说明设计单桩承载力控制在试验桩的承载力特征值范围内, 可满足高速铁路所要求的沉降控制要求。
3.2 复合地基载荷试验
试验段共完成单桩复合地基载荷试验13处, A区桩号分别为34-M, 41-M和49-M, B区分别为57-M, 65-M, C区分别为178-L, 185-L和193-L, D区分别为219-K, 225-M和233-K。选取代表性桩233-K的复合地基载荷试验数据曲线, 绘制如图2所示。
从图2可见, 233-K桩复合地基的最终沉降量分别为19.15 mm, 289 kPa时对应的沉降量分别为1.58 mm, 对应的s/b值均小于0.01。故复合地基承载力特征值不小于最终加荷值的一半, 按曲线延伸变化趋势, 最终确定233-K桩复合地基的承载力特征值应为340 kPa。其值大于相应复合地基承载力设计值, 说明承载力特征值满足施工设计承载要求, 并存在提高承载力、控制沉降变形的发挥潜力。
经对复合地基载荷数据进行整理分析, 将其复合地基载荷试验数据汇总, 将各区进行数据比较分析, 如图3所示。
从图3可见, 随着施加荷载增加, 沉降变形增大。荷载300 kPa之前, A区和B区的沉降变形量的差异性不明显, C区和D区的沉降变形量的差异性不明显;荷载300 kPa～400 kPa范围内时, A区, B区和C区的结构形式对沉降控制较好, D区结构形式对沉降控制较差;荷载400 kPa之后, 各种结构形式对沉降控制都较差, 但B区对沉降控制相对较好些。从A, B, C和D区综合来看, 在以沉降变形控制为主的CFG桩复合地基设计过程中, 单纯依靠加长CFG桩桩长, 并不是提高CFG桩复合地基承载力的最有效的办法。要考虑到桩径、桩身强度对复合地基承载力的影响, 以及复合地基载荷试验承压板影响深度的有限性。在承载力没有充分发挥的情况下, 可适当增加桩间距或减小桩径, 即为减小复合地基置换率。
4结语
1) 同一直径的单桩承载力特征值随着桩长增大而增大, 同时, 在同一桩长的条件下, 单桩承载力随着桩径增大而增大。2) 通过现场的抽样试验, 设计CFG桩都在承载力特征值范围内, 可满足高速铁路所要求的承载力要求。3) 复合地基承载力特征值能满足施工设计要求, 并存在承载力发挥的潜力。
摘要：对京沪高速铁路凤阳试验段进行了单桩和单桩复合地基承载力试验, 并进行了不同设计参数的对比分析, 结果表明, 按照目前的设计参数, 其承载能力完全能满足高速铁路设计要求。
关键词：复合地基,载荷试验,单桩极限承载力
参考文献
[1]姜龙.京沪高速铁路CFG桩复合地基刚性与柔性静载荷试验对比分析研究[D].北京:北京交通大学, 2009.
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文海水库大坝地基载荷试验分析 篇4
文海水库位于丽江市玉龙县白沙乡文海行政村境内, 距丽江古城36公里, 文海水库是一座以农业灌溉为主的水利枢纽工程。其总库容1217.0万m3, 正常库容1030.9m3, 兴利库容814.2万m3。水库建成后可增加灌溉面积3.12万亩。坝型为均质土坝, 大坝坝顶高程3088.00m, 坝顶长973.877m, 坝顶宽度为5.0m, 不含截水槽最大坝高13.0m。大坝上游坝坡坡比为1∶3.0。下游坝坡坡比为1∶3.0。堤坝上游采用干砌块石护坡, 堤坝下游3080.50m以下采用堆石凌体排水, 凌体顶宽2.3m, 上游坡比1∶1.5, 下游坡比1∶2。
文海是一个由四周群山环抱的封闭山间天然古老的冰蚀湖, 湖盆地排洪无明显出口, 仅靠盆地南部附近岩溶地带的落水洞排泄, 因泄洪能力极为有限, 盆地中心形成一季节性湖泊, 俗称文海。蓄水库盆主要为湖盆沉积粉质粘土、有机质、淤泥质粘土弱微透水层, 厚度达20~60m。坝基持力层为Qpl+l洪湖积与Ql湖积层, 均为高压缩性土。初设阶段根据标贯击数2.42~2.93, 判定的承载力[R]=108~112KPa, 地基承载力偏低, 坝基土压缩变形大, 存在坝基不均匀沉陷;深度0~14.7m, 天然含水量62~70%, 空隙比1.7~1.9, 抗剪强度低, 抗剪强度建议值:￠=7.68°~9.68°, C=8.04~16.0KPa, 坝基抗滑不稳定, 需加固处理。由于地基承载力偏低, 抗剪强度低, 需要采用工程措施提高基础承载力及抗剪强度, 经方案比较坝轴线上、下游侧坝基土均采用振冲碎石桩加固处理, 坝轴线处坝基土采用深层搅拌桩防渗处理。
2 振冲试验段地基载荷试验
由于振冲区域不是由单一土质组成, 厚度变化大, 加上施工质量方面不可避免的差异, 所以正式施工前需先进行振冲试验, 试验的主要目的是:确定桩径、桩距的合理性, 是否满足建筑物基础承载力及抗滑稳定性, 并验证设计确定的施工工艺和加密技术参数, 以指导大面积振冲碎石桩的施工。
文海水库2011年12月堤坝进行了基础开挖, 2012年1~3月根据规范并结合文海水库堤坝实际, 选定振冲试验区, 在振冲试验区拟定振冲碎石桩间排距2.2m、2.0m和1.8m试桩, 进行复合地基载荷试验、桩间土标准贯入实验、重型动力触探试验、桩间土物理力学指标实验;由于单桩复合地基特征值, 原初设拟定的振冲碎石桩间排距2.2m为122KPa, 振冲碎石桩间排距2.0m为102~112KPa, 均小于坝高13m所要求的承载力143~157KPa, 只有振冲碎石桩间排距1.8m基本满足所要求的承载力, 表明初设阶段判定的地基承载力[R]=108~112KPa可能偏大, 为此在坝基开挖线外 (边缘) 做三组天然土的综合试验 (标准贯入和天然地基承载力试验) , 用于检验天然土承载力。
3 天然地基载荷试验
天然地基载荷试验, 试验点A、B、C三点均位于初设地质报告主坝段 (0+400~1+065) 开挖线外, 坝基土为Qpl+l洪湖积与Ql湖积层, 其中A点位于坝轴线下游47.4m (地质里程0+610.708) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK16和ZK05, 与ZK05平面位置基本重合;B点位于坝轴线上游54.7m (地质里程0+791.548) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK17、ZK53和ZK54, 与ZK54平面位置大致接近;C点位于坝轴线上游46.47m (地质里程0+902.408) , 垂直坝轴线对应地质钻孔有ZK18和ZK55, 与ZK55平面位置基本重合。
据对现场实测资料计算整理, 综合分析, 检测结果列表如下:
检测方经对丽江市玉龙县文海水库坝基坝外天然地基进行试验, 结论如下:天然地基承载力试验:承载力特征值最大值75k Pa;最小值60kPa。
4 天然地基载荷试验分析
天然地基载荷试验, A点地基承载力特征值为60.0KPa;B点地基承载力特征值为61.0KPa;C点地基承载力特征值为75.0KPa, 极限承载力约120KPa, 与地质报告[R]=108~112KPa, 有较大出入, 地质报告的[R]与天然地基载荷试验极限承载力数值较为接近。
原因一方面, 天然地基载荷试验时, 表层有一定开挖 (0.5~1.5m, 其中B点0.5m) , 虽然试验点距振冲点有10m左右的距离, 但振冲对天然地基仍将造成不可避免的扰动, 加之载荷试验的仿真局限性, 导致载荷试验值与实际有一定程度的减少 (难以定量) 。
另一方面, 由于标准贯入试验锤击数N值的修正有一定的人为性 (用经过修正后的N值确定地基承载力) , 为地基承载力标准值 (在正常情况下, 可能出现承载力最小值, 系按标准方法试验, 并经数理统计处理得出的数据。可由野外鉴别结果和动力触探试验的锤击数直接查规范承载力表确定, 也可根据承载力基本值乘以回归修正系数即得) , 在工程地质手册及相关规范中, 以标贯击数查承载力值只是经验数据, 特别是3级以下无法查找, 如 (《建筑地基基础设计规范》GB50007-2002) 表4.1.6-2中N63.5与承载力的关系就无3级以下关系, 需凭地区及个人经验判定。而载荷试验, 地基承载力特征值 (正常使用极限状态计算时的地基承载力, 即在发挥正常使用功能时地基所允许采用抗力的设计值。它是以概率理论为基础, 也是在保证地基稳定的条件下, 使建筑物基础沉降计算值不超过允许值的地基承载力。) 是由载荷试验测定的地基土压力变形曲线线性变形段内规定的变形所对应的压力值, 其最大值为比例界限值;两者方法不同, 承载力取值也有所不同, 虽其取值方法大概相同, 但考虑的修正有所区别, 载荷试验法为最可靠的基本原位测试法。
虽然地质报告的[R]系由标贯试验确定, 本次在B点也做了标贯试验, 过B点垂直坝轴线的地质钻孔有ZK17、ZK53和ZK54, ZK54平面位置大致与B点接近, 初设阶段均做了标贯试验, 见下表。
由该表可看出, 在贯入深度基本一致时, 本次标贯试验与地质报告击数基本一致, 表明二者基本无差异。初设阶段标贯试验承载力标准值最小值仍比天然地基承载力特征值小, 但数值更接近, 也表明两者方法不同, 承载力取值也有所不同。
5 结语
对湖盆沉积粉质粘土、有机质、淤泥质粘土通过振冲碎石桩施工, 受条件限制, 一般情况下采用标准贯入试验锤击数, 判断天然地基承载力, 以标贯击数查承载力值只是经验数据, 特别是3级以下无法查找, 天然地基承载力的取值对振冲碎石桩桩距设计影响巨大, 对标贯击数3级以下判定天然地基承载力应高度注意, 在整理判定范围内宁小勿大;天然地基承载力特征值取值载荷试验法为最可靠的基本原位测试法。
摘要：文海水库堤坝基础为软基, 初设阶段按标贯击数分析判定地基承载力, 经振冲试验, 按初设判定地基承载力设计的振冲碎石桩间距偏大, 不能满足坝体承载力要求, 通过地基载荷试验, 检验初设阶段标贯击数确定的地基承载力。
关键词：软基,振冲碎石桩,标贯击数,载荷试验
参考文献
自平衡载荷测试结果的研究与分析 篇5
自平衡试桩法,是近年来在国内迅速发展并推广应用的一种桩基静载试验新方法,有效解决了传统静载试验难以应对的大吨位及试桩环境恶劣等问题,对大直径基桩检测有较好的推广前景。自平衡试桩理念最早于1969年由日本的学者提出,到1989年于美国付诸实践,我国于1993年关注到此项技术,于1996年自行研制开发了测桩系统并投入工程应用。
近年来,国内的自平衡试桩技术已从江苏等小范围试用开始向全国范围推广,在25个地市进行了测桩试验;但鉴于自平衡测桩技术的缺陷,业界对其是否适于工程应用仍存在争论和质疑。
本文作者认为,自平衡测试技术要想得到人们的普遍认可,必须解决两个问题,即保证其:测试结果的可靠性和成果转换的可靠性。测试结果的可靠性是此技术可靠性的基础。本文结合山西太原市2007年开始兴建的两个桥梁工程——南中环桥和火炬桥项目,通过对比自平衡试桩和地质勘察所得的桩侧摩阻力结果,分析二者的趋同性,对自平衡测试技术的测试可靠性进行了探讨。
2研究思路
2.1理论依据
本文研究的立足点在于─相同场地、相同施工质量情况下,对于同一范围土层的桩侧摩阻力,不同测试手段所得的结果应具有趋同性。
2.2研究方法
本研究结合汾河太原段的南内环桥和火炬桥的勘察及试桩资料,依据把握宏观走势的原则、利用概率统计方法,以分析曲线走势图间是否具有趋同性质来判断自平衡测桩的技术可靠性。具体操作办法为:以相同场地的不同土层段桩侧摩阻力为对象,作柱状、折线、雷达图进行对比(如前文述),分析研究曲线走势图看它们是否具有趋同性质。
本次研究依据的勘察资料,具有详尽的标贯及静力触探等原位测试手段所得的综合结果,且该项目都在很大范围内对基桩做了自平衡测试,有很详尽的测桩数据。这两方面条件为本次研究结果的可靠和准确性提供了基本保证。
3主要工作和成果
3.1主要工作
采用图形分析和数值计算的方法,对太原南中环桥和火炬桥的勘察及试桩所得的桩侧摩阻力结果进行了趋同对比,包括:
1)试桩侧摩阻力测试与勘察走势图分析;
2)试桩侧摩阻力测试与勘察数据比值分析;
3)相同土层测试与勘察值的对比;
4)试桩上拔段的结果比较等。
3.2成果分析
通过对比两个桥梁约10个试桩10组的勘察数据,结果显示和分析如下。
3.2.1走势图对比
对比结果如图1所示。可见,总体趋势为:河岸试桩值高于勘察值,河床试桩值偏向小于勘察值。(工程经验:由传统勘察手段给出的结果,在土质较好的地层得出的单桩承载力值较为保守。)
3.2.2数值分析
一、各试桩侧摩阻力测试与勘察值的对比,相关结果见1-4表。
(注:表中区间,下限为开区间上限为闭区间)
(注:表中区间,下限为开区间上限为闭区间)
小结:南中环试桩有90%的数据结果,偏差在小于或等于30%的区间内。火炬桥试桩,测试所得结果与勘察值相比有约占总数85%的数据偏差小于30%,有约15%的数据偏差在30%-50%之间。
综合两桥结果,共计109个试桩数据中有96个数值偏差小于或等于30%,约是总数的88%,接近90%。
说明,本次试桩结果较为可信。
二、相同土层测试与勘察值的对比(相关结果见5-6表)
小结:
测试值整体比勘察值大,偏大幅度比较稳定各土层间的差异不大。火炬桥的变异系数整体大于南中环桥值。南中环桥变异系数值第5-8土层变异系数在0.1到0.15之间,火炬桥的4-7层变异系数变化稳定在0.15到0.18之间。说明,本次试桩测试稳定性较好。
三、试桩上拔段的结果比较
取上拔段的试桩与勘察值的比值,对比曲线汇总,南中环桥情况如图2,火炬桥情况如图3示。
综合南中环桥和火炬桥的上段桩测试与勘察值对比走势图,整体变化连贯有类似于两个二次函数连接的曲线形态。同区域的试桩,比值曲线也具有相类似的变化性状。说明测试结果有良好的稳定性。
4结论
螺旋板载荷试验改进及成果应用 篇6
螺旋板载荷试验(SPLT)是由挪威人N.JanBu于1973年提出的，是由常规的平板载荷试验演变而来的，它是将一螺旋形的承压板用人力或机械旋入地面以下的预定深度，通过传力杆向螺旋形承压板施加压力，测定承压板的下沉量，以获得荷载-沉降-时间关系，然后根据理论公式或经验公式获得地基土参数的一种现场测试技术。
螺旋板载荷试验适用于深层地基土或地下水位以下的地基土。它可以测求地基土的压缩模量、固结系数、饱和软粘土的不排水抗剪强度、地基土的承载力等，其测试最大深度一般10～12m。
1 螺旋板载荷试验的改进
深圳地铁2号线全线主要持力层为残积砾(砂)质粘土，其顶板埋深一般在13～18m之间。而普通螺旋板载荷试验设备一般适合于12m深度以内，深度过大，传力杆将产生较大挠曲，导致螺旋板板头倾斜，致使测量位移偏大、土体加荷不均而导致局部破坏，无法满足技术要求，导致试验失败。同时普通螺旋板载荷试验设备在试验结束之后，将螺旋板板头弃于钻孔中，在一个试验点之后，如果继续做下一深度的试验，必须在旁边重新开孔。试验结果将是不同位置不同深度的数据，特别是地层差异较大时，势必产生较大影响。
针对螺旋板载荷试验深度超深问题，我院对普通螺旋板载荷试验设备加以改进(见图1)，在传力杆中间分段加置导向板(一般5m左右加置一片)，从而解决深度过大后产生的挠曲、土体受力不均、局部破坏等问题，其测试最大深度可以达到20～30m。经过多次反复试验，以及通过标贯、动探、旁压等多项原位测试手段结合对比分析，验证其是有效、可行的。同时由于导向板的导向作用，可以让螺旋板板头位于钻孔中心位置，在试验结束之后，即可用直径稍大于板头的钻头直接打捞出来，从而实现了螺旋板的板头、钻孔的重复利用。并且可以得到同一地质点不同深度的数据，更好地反应了钻孔的土层及其力学性质。特别对于深圳地区厚层～巨厚层残积土层的分带具有重大意义。
2 成果应用
2.1 螺旋板载荷试验应用
(1)根据实测数据绘制p-s′曲线。当p-s′曲线的前段曲线呈直线且不过坐标原点时(如图2a中曲线2，应先求得该段直线的斜率c和截距so，然后对比例界限(即第一拐点A)以前各点的沉降值按s=cp进行修正；对比例界限以后各点的沉降值按s=s′-s0修正。
(2)当整个p-s′曲线呈圆弧形时(如图1a中的曲线1及3，可用双曲线法拟合：
式中：so-沉降修正量；α、b′—曲线拟合参数，亦即回归直线的截距、斜率，曲线拟合时，应试取so值达最佳拟合为止。
(3)当p-s′曲线呈反弯形时(如图2a中曲线4)，对反弯点C以后的实测数据，可按上述双曲线法拟合，也可按式(3)的三点法拟合，取两者中精度较高者进行整理：
式中s1′、s2′、s3′分别为反弯点C以后对应于荷载p1、p2、p3的实测沉降。p1、p2、p3应符合下列条件：
(4)根据修正后的数据绘制p-s曲线(图1b)，必要时尚应绘制lgp-lgs、p-Δs/Δp(Δp为荷载增量，Δs为沉降增量)、s-t或s-lgt等曲线。
(5)根据《铁路工程地质原位测试规程》(TB100102-2001)，通过p-s、p-s′曲线求取p0、pF、pL，通过拐点法、相对沉降法、极限荷载法三种方法综合求取地基基本承载力σ0、pu。根据《工程地质手册》(第四版)中公式(3-5-14)求取E0。根据大量现场试验，针对深圳地区，将公式中系数0.33调整为5.5。
式中：Eo-变形模量(MPa)；Δp-压力增量(MPa)；s-压力增量Δp下固结完成后的最终沉降量(mm)；D-螺旋板直径(mm)。
2.2 工程实例
深圳地铁2号线一期工程西起蛇口车辆段，沿线穿过蛇口老城区、规划填海发展区、高新技术园区和世界之窗旅游景区，在世界之窗站与1号线接驳，12站12区间，线路总长度13.40km，全部为地下线。全线2/3位于填海区，填土厚度一般为6～8m，其下为海积淤泥、淤泥质砂，冲洪积粘土、砾砂、残积砾(砂)质粘土。全线主要穿越层、持力层均为花岗岩残积土，对其力学性质研究具有特别意义。投资估算55.90亿元。计划2010年建成。
花岗岩残积土颗粒成分具有“两头大、中间小”的特点，即颗粒成分中，粗颗粒(>2mm)的组分及颗粒小的组分(<0.005mm)的含量较多，而介于其中的颗粒成分则较少。这种独特的组分特征，使其既具有砂土的特征，亦具粘性土特征。
残积土厚度较大，沿线一般在10～20m，最厚达30～40m。根据风化残积土的力学性质，根据螺旋板载荷试验，结合标准贯入试验强度将花岗岩残积土分为二带：pL<450 kPa(修正后标贯击数N<15击=时，划分为可塑状残积土(8)2;pL≥450kPa(修正后标贯击数15≤N<30击)时划分为硬塑状残积土(8)3。
特此对该层进行了大量试验，其数据统计结果见表1。
注：p0—初始压力(kPa)；pF—临塑压力(kPa)；pl—极限压力(kPa)；pu—极限承载力(KPa)；σ0—地基基本承载力(kPa)；E0—变形模量(MPa)
结合室内土工试验、标准贯入试验、双桥静力触探试验、重型动力触探试验、旁压试验、K30载荷试验等多种方法综合求取地基承载力特征值fak、变形模量E0，详见表2。
由上表对比、分析可以看出，深层螺旋板载荷试验求取的地基承载力特征值fak、变形模量E0与实际K30试验值十分接近，说明深层螺旋板载荷试验是一种比对、分析求取K30试验值的适合方法。同时也验证我院采取的螺旋板改进方法是有效的、可行的，其数据是可信、可靠的。
3 结语
螺旋板载荷试验在深圳地铁2号线的初步应用表明，对于地下水位以下基础下卧土层的承载特征具有较强的适宜性与模拟性，尤其是测定埋深大于1 2 m的土层承载力及变形模量，可获得接近实际的试验结果。文中介绍的试验特点及我院做出的技术改进，供以参考。相信随着螺旋板载荷试验在岩土工程勘察规范中位置的确定和试验理论、计算公式的不断完善，必将有着更广泛的应用和发展。
当然，螺旋板载荷试验理论在野外试验及资料整理上还不够完善。如水位以下砂层，试验过程中由于水力作用，出现涌砂现象，导致试验结果误差较大。同时作为载荷试验的一种，螺旋板载荷试验急需完善理论公式，估算或计算基床系数等力学参数。
特别是基床系数的求取，一般基床系数是通过K30试验求得，而K30试验必须先开挖一试验平台，在开挖形成的工作面上进行试验。开挖过程中，不可避免地产生土体扰动及应力释放，同时K30试验必须将地下水降到工作面以下，从而和实际地质情况有较大差别。而螺旋板载荷试验则可以减小、甚至消除以上影响，理论上可以更加准确求取土体的真实基床系数。
摘要：本文通过工程实践,针对螺旋板载荷试验的深度超深问题,将现行螺旋板载荷试验设备加以改进,使其测试深度大大增加,实现了同一钻孔不同深度的多次试验、螺旋板板头的重复使用。同时,结合工程实践数据进行分析、验证,证实改进后深层螺旋板载荷试验的成果真实,数据可靠,同时有效地扩大了试验深度,节约了野外试验成本,提高了试验效益。
关键词：螺旋板载荷试验,改进,应用
参考文献
[1]常士骠,张苏民.工程地质手册(第四版)[M].北京:中国建筑工业出版社,2007,218～234.
[2]林宗元.岩土工程试验监测手册[M].北京:中国建筑工业出版社,2005,195～208.
平板载荷试验确定地基承载力 篇7
平板载荷试验 (PLT) 是在一定面积的承压板上向地基土逐级施加荷载, 测求地基土的压力与变形特性的原位测试方法。它反映承压板下1.5倍～2.0倍承压板直径或宽度范围内地基土强度、变形的综合性状。浅层平板载荷试验适用于确定浅部地基土 (埋深小于3.0 m) 承压板下压力主要影响范围内的承载力和变形模量。
2 工程实例
2.1 实例一
广肇高速公路采用平板载荷试验 (平板采用混凝土平板1块, 板厚20 cm, 宽60 cm, 长60 cm) , 在软基处理后的基础上测定在不同荷载等级作用下的沉降量, 根据荷载和沉降量的关系计算地基上的变形模量和评定地基承载力。
2.1.1 广肇高速公路第一期13标段K59+935圆管涵
根据测点1和测点2的测定结果绘制的P—S关系曲线见图1。
该圆管涵地基容许承载力0.15 MPa, 从荷载压强和沉降量关系曲线可知, 一般对砂土宜采用S/b=0.01～0.015对应的压力为地基土的容许承载力, 相应S的范围是6 mm～9 mm, 而实测结果测点1荷载压强为0.15 MPa时S=4.6 mm, 测点2荷载压强为0.15 MPa时S=3.8 mm, 即使稳定4 h 40 min后S=8.2 mm,
能够满足设计地基容许承载力要求。对于典型的荷载试验P—S曲线, 在曲线上能够明显地区分3个阶段。在确定地基容许承载力时, 一方面要求地基容许承载力不超过比例界限, 这时地基土是处于压密阶段, 地基变形较小。但有时为了提高地基容许承载力, 在满足建筑物沉降要求的前提下, 也可超过比例界限, 允许土中产生一定范围的塑性区。另一方面又要求地基容许承载力对极限荷载Pu有一定的安全度, 即地基容许承载力等于极限荷载除以安全系数。
2.1.2 广肇高速公路第一期12标段K57+354圆管涵
根据测点1, 2和3的测定结果绘制的P—S曲线见图2。
该圆管涵基础地基容许承载力0.15 MPa, 从图2可知, 测试点均不超过比例界限的容许地基承载力, 满足设计要求。
该工程中P—S均不是典型的三段式, 从图2中很难直接查到比例界限, 这时该工程根据实践经验, 取相应于沉降S等于荷载板宽度B的2%时的荷载作为地基的容许承载力。
规范中一般对砂土宜采用S/b=0.01～0.015对应的压力为地基土的容许承载力, 该工程P—S曲线图中相应S的范围应是6 mm～9 mm, 而实测结果测点1荷载压强为0.15 MPa时S=4.6 mm, 测点2荷载压强为0.15 MPa时S=3.8 mm, 即稳定4 h 40 min后S=8.2 mm, 能够满足设计地基容许承载力要求。
2.2 实例二
某工程位于市开发区, 楼高11层, 设地下室1层, 由于以前为Abstract:
It pointed out that static pressure prestressed concrete pipe pile as a fast and practical foundation treatment method, which had comprehensive application in various foundation treatment. The static pressure prestressed pipe pile compacting effect on soil was analyzed, how to adopt preventive measures to reduce soil compacting effect, therefore reduced influences on around buildings.
Key words:
foundation engineering, prestressed pipe pile, soil compacting effect
农田, 勘察资料及工程实例较少, 只能根据其土的物理力学指标, 结合地区经验, 给出其承载力。该工程底埋深约为自然地面下1.5 m, 持力层第②层为黏土, 在以前, 第②层土为本地区标志土层, 所确定的承载力是按老地基规范GBJ 7-89建筑地基基础设计规范并结合地区经验定为140 kPa～160 kPa, 新的地基规范施行后, 所给承载力失去了依据。据GB 50007-2002建筑地基基础设计规范第5.2.3条:地基承载力特征值可由载荷试验或其他原位测试、公式计算并结合工程实践经验等方法综合确定的原则, 因此该工程在第②层土上共布置了3个浅层平板试验, 试验概要如下:承载板直径为0.8 m, 面积为0.5 m2, 试验基坑采用人工开挖, 宽度不小于承载板宽度或直径的3倍, 即2.4 m, 开挖时应尽量减小对地基土的扰动, 挖成后立即在试压表面用粗砂找平, 厚度不超过20 mm。工程二与工程一相比而言, 做了卸载记录, 卸载级数为加载级数的一半, 等量进行, 每卸一级, 间隔0.5 h, 读记回弹量, 待卸完全部荷载后间隔3 h读记总回弹量。
测定P—S曲线如图3所示。
由图3试验结果曲线可以看出, 其承载力要远大于160 kPa, 其极差小于平均值的30%, 但由于该地区类似工程实践经验较少, 最后综合确定本场地这一层土承载力为180 kPa, 高层住宅楼筏基以天然地基第②层作持力层, 承载力经深宽修正后为227 kPa, pk=204 kPa<fa=227 kPa, 满足设计要求。
3 工程实例的分析与总结
3.1 对于工程实例一
1) 平板载荷试验采用计算弹性模量的理论公式是方形刚性压板 (B为边长) :
2) 一般完整的载荷试验室要做卸荷试验, 虽然规范中对于平板载荷试验没有明文规定如何卸荷, 对于公路路基做平板载荷试验主要是确定地基承载力, 但试验记录卸荷曲线求的回弹模量是否能够应用, 还是对公路路基另作载荷试验以求得路基的回弹模量。相对而言, 公路路基求出回弹模量更为合理些。
3) 该工程得出来的地基承载力未明确做出深度修正。
3.2 对于工程实例二
相对于工程一而言, 该试验室针对建筑地基, 做出了完整的荷载试验, 但是没有明确写出如何利用所绘制的P—S曲线的卸荷阶段求的回弹模量, 以及如何应用该回弹模量值。
3.3 典型的压力—沉降曲线图
由图4a) 可知, P—S曲线有两个直线段, 第一段为S0—P′y, 第二段为P′y—Py (Py为比例界限点) , 第一段为再压缩, 第二段则为首次压缩, 第二段直线斜率明显大于第一段。实际上, 由于地基土的回弹模量远大于其压缩模量或变形模量, 故其回弹再压缩的变形很小, 对于一般的浅基坑接近于零, 如图4b) 所示。因此对于上两个工程的载荷试验整理资料的方法没有准确反映出地基土的变形特征。
3.4 地基承载力
依据GB 50007-2002建筑地基与基础设计规范, 地基承载力特征值表达式为:fa=fak+ηdγm (d-0.5) +ηbγ (b-3) 。其中, fa为修正后的地基承载力特征值, kPa;fak为地基承载力特征值, kPa;ηb, ηd分别为基础宽度和埋深的地基承载力修正系数;γ为基础底面以下土的重度, 地下水位以下取浮重度;γm为基础底面以上土的加权平均重度, 地下水位以下取浮重度;b为基础宽度, m, 当宽度小于3 m, 按3 m取值, 大于6 m, 按6 m取值;d为基础埋置深度, m, 一般自室外地面标高算起。
将上式变为:fa=fak+γmd′+[ηdγm (d-0.5) -γmd′]+ηbγ (b-3) 。目前, 载荷试验取值主要有以下两种做法:1) 按照GB 50007-2002建筑地基与基础设计规范方法采用修正后的地基承载力特征值fa;2) 不作深度修正, 只作宽度修正。方法一是目前常用的方法, 实际工程中发现用该法确定的地基承载力较其他方法高出很多。由上式可知, 实际上载荷试验所得的地基承载力特征资料整理时原始P—S曲线无需修正, 可直接在原始曲线上找出比例界限点或相对沉降点, 将载荷试验得到的承载力减去挖除土自重或沉降点为零时的荷载之后即为承载力特征值, 修正时按上式进行。
4 结语
对于上两个工程平板载荷试验布置的载荷试验点数均为3个。规范要求是不少于3个, 试验点数少, 增加了试验的随机性和偶然性。对于平板载荷试验确定E0的方法要注意的是:如果地表以下不远处还含有软弱下卧层, 把表层荷载试验所得的E0用于全压缩层的总沉降计算, 其结果必然较地基的实际沉降低, 这是偏危险的。因此, 在进行地基沉降计算前务必把地层情况搞清楚。
摘要：通过对广肇高速公路和某开发区的高楼两工程实例的平板载荷试验进行分析, 得出不同地基土采用的平板载荷试验是有差别的, 一般对于公路地基土要采取卸载的平板载荷试验, 同时用平板载荷试验进行地基承载力的确定有其局限性。
关键词：平板载荷试验,沉降,地基承载力,弹性模量
参考文献
[1]周少平.平板载荷试验测定地基承载力方法的探讨[J].公路, 2002 (2) :56-57.
[2]陈大为, 张明启.平板载荷试验的方法及成果应用[J].铁道勘察, 2007 (3) :44-45.
[3]张争强.平板载荷试验确定承载力方法的研究[J].水利与建筑工程学报, 2005, 3 (2) :33-34.