水下冲击（共4篇）
水下冲击 篇1
摘要：分析了水下冲击大电流放电等效回路的微分方程;根据其中的电压方程,采用信赖域算法对测得的储能电容器放电电压波形数据进行数值计算,获得冲击电流的衰减系数,进而通过电流方程间接获得电流波形。该方法不影响脉冲功率装置的工作状态,避免了在水下放电电极之间接入罗科夫斯基线圈而带来的电感额外增加问题;也避免了罗科夫斯基线圈的防水密封问题,获得的电流波形数据反映了脉冲功率装置在水下的真实放电状态,可作为水中等离子物理研究的间接测量手段。
关键词：水下脉冲放电,冲击大电流,罗科夫斯基线圈
水下脉冲放电,可在瞬间产生高能的由内部高压向外膨胀的等离子体通道,借助水介质的弱压缩性,实现电能到机械能的高速转化。它自从20世纪50年代由前苏联开始系统研究以来,已广泛应用于工业领域,如医学上的体外碎石、机械加工中的液电成形、水下声学和地震勘探中的等离子体声源、环境工程中的水处理以及岩土工程中的岩石破碎[1]。脉冲放电特性研究是其中一个重要的研究领域,主要体现为脉冲波形特性,即剖析水中放电电压、放电电流、瞬时功率等因素与不同电源参数、反应器参数间的相互关系[2,3]。在所有脉冲放电特性参数中,最重要的分析参数是冲击大电流波形,而在水下放电条件下,获得准确的冲击大电流波形很困难。
冲击大电流测量有接入测量和非接入测量两种[4],接入测量采用通常采用同轴分流器法,该方法需要将同轴分流器接入放电回路,影响了脉冲功率装置的结构;非接入测量则通常采用罗科夫斯基线圈,虽然不需要接入测量回路,但是需要套在放电回路上,同样影响了脉冲功率装置的结构。有些水下脉冲放电装置对结构和体积要求很高,脉冲放电回路对于电感非常敏感,结构的改变会极大地影响电流周期、电流前沿和峰值电流,因此采用上述两种方法获得的电流波形并不是真实结构条件下的数据,获得真实结构条件下的电流波形对某些水下放电装置的设计非常重要。
本文在参考文献基础上,分析了水下冲击大电流放电等效回路的微分方程,根据其中的电压方程,采用信赖域算法对测得的储能电容器放电电压波形数据进行数值计算,获得冲击电流的衰减系数,进而通过电流方程间接获得电流波形。该方法不影响脉冲功率装置的结构和工作状态,避免了在水下放电电极之间接入罗科夫斯基线圈而带来的电感额外增加问题,也避免了罗科夫斯基线圈的防水密封问题,获得的电流波形数据反映了脉冲功率装置在水下的真实放电状态,可作为水中等离子物理研究的间接测量手段。
1 间接测量原理
图1为水下脉冲放电等效图,图1中R为回路总电阻,L为回路总电感,C为电容器的电容,K为触发开关。电容器两端电压为U(t),触发开关K被导通后,电路中的脉冲电流为I(t)。
根据经典电路理论,水下脉冲放电微分方程为
当时,电容器两端电压与放电电流可表示为[4]
回路总电感可表示为
式(4)中,δ为衰减系数,反映了电流振幅逐渐衰减的快慢;为角频率;T为电压周期。
鉴于放电电压波形可以通过高压探头在示波器中获得,通过识别和确定衰减系数δ并带入电流方程,即可获得电流波形。
2 算法
文献[5]中采用的算法处理电压波形前四分之一周期的准确性较高,但是处理后面3/4周期的准确性较低,因此本文采用信赖域算法重新进行衰减系数识别。电容器放电电压U(t)与待识别的衰减系数δ之间存在着非线性关系。可以利用无约束非线性最优化方法来识别衰减系数δ。
作放电电压的偏差平方和函数
式(6)中,(ti,Ui)为实验测得的时间-电压波形数据,i=1,2,…,m。
令fi(δ)=U(δ,ti)-Ui,则因此识别衰减系数δ转化为一个非线性最小二乘问题:min[Q(δ)]=‖f(δ)‖2,其中δ∈Rn,f(δ)=[f1(δ),f2(δ),…,fm(δ)]T,fi(δ)不全是线性函数。
假设目标函数f具有二阶连续的偏导数,第k个迭代点为δk,进行二阶泰勒展开,得
牛顿法中,如果正定,则可以求φk(y)的极小点来修正δk;而一旦φk(y)没有极小点,则迭代将无法继续,所以需要采取信赖域方法来保证算法的进行。可以用φk(y)在{y|‖y‖≤hk,hk>0}上的极小点dk来修正δk,其中dk的选取范围称为信赖域,hk是给定的正数,称为信赖域半径[6]。信赖域子问题表示如下
信赖域算法就是要考察φk(y)在δk的邻域上与f(δ)的近似程度,近似程度较高则扩大邻域,反之则缩小邻域并以此领域上φk(y)的最小解代替δk。
令
式(9)中f(δk)=φk(0)。可以利用二者的比值
来作为近似程度高低的指标[7]。当rk接近1时,近似程度越高,取δk+1=δk+dk,让hk增大;当rk接近或者小于0时,近似程度越低,取δk+1=δk并减小hk的值。
求解信赖域子问题的过程中利用了最小二乘LM法,对于矩阵可能不正定的漏洞,构造正定矩阵来解决,其中μk>0。迭代步长求解公式为
可以证明设为正定矩阵,则
是μk的单调减小函数,所以通过调整μk即可调整hk:增大μk即减小hk,减小μk即增大hk。
综上所述,得到信赖域算法的完整步骤如下。
(1)选取初始点δ0,选取μ0>0,0<β<γ<1,ρ>1,允许误差ε>0。
(2)考查是否满足终止条件。计算若终止迭代,此时的δk即为最优解。
(3)构造矩阵若正定则进行下一步,否则令μk=ρμk,直到正定为止。
(4)求解方程组
(5)计算出f(δk+dk)与rk的值。
(6)若rk<β,则令μk+1=ρμk;若rk>γ,则令若β<rk<γ,则μk+1=μk。
(7)若rk≤0,令δk+1=δk;否则令δk+1=δk+dk。
(8)令k=k+1,返回第(2)步。
3 水下放电实验
实验中利用高压放电装置进行水中放电,电容器两端电压波形由高压探头记录并显示在示波器上。利用示波器将数据存入EXCEL文件中。根据算法在计算机中编制MATLAB程序,首先读取EX-CEL文件中的Ui,ti值,用信赖域方法计算出衰减系数δ,然后将δ代入电流计算公式中,模拟出电流波形。
由于高压脉冲水中放电的瞬时性和不稳定性,使得对它的具体理论研究颇为困难,至今尚未形成一套完整成熟的理论体系。通常认为高压脉冲水中放电的物理过程可以大致分为三个阶段[8]。第一个阶段是预放电阶段(也称击穿阶段),在这个阶段内,放电电极间水介质发生碰撞电离过程并形成通道,即击穿。第二个阶段是电容器能量向放电通道倾输的阶段,即主放电阶段,或简称放电阶段。第三个阶段是放电后的气泡脉动阶段。
根据实验测得的电压波形,可以看出明显地分为平缓下降和急剧下降两个阶段,符合预放电阶段(也称击穿阶段),和即主放电阶段特征[9]。针对这两个阶段分别处理,可以获得这两个阶段的电流波形。
将高压放电装置置于水中进行放电实验,采用泰克P6015A(变比1 000∶1)接在储能电容器两端,储能电容C=2.16μF,充电电压U0=7 000 V,根据示波器电压波形测量出周期T=36.4μs,利用MATLAB程序识别衰减系数δ,程序进行的迭代过程如表1与表2所示。得到击穿前的衰减系数δ1*=1.966 8×105,击穿后衰减系数δ2*=3.368 5×104。
将衰减系数δ1*和δ2*分别代入放电电流表达式中,获得电流波形如图2与图3所示。其中绿色为电压波形,红色为电流波形。可以明显看出由于等离子体通道的形成,两极间的水介质电阻由过阻尼状态变为欠阻尼状态。
4 结论
本文的研究结果表明,利用信赖域算法可以有效地识别出水中放电冲击电流的衰减系数。利用这一方法可以仅通过测量电压波形数据而间接获得准确的电流波形,可作为水中等离子物理研究的间接测量手段。
参考文献
[1]金明剑,孙鹞鸿.不同参数条件下水中脉冲放电的电学特性研究.高电压技术,2014;(7):46—49Jin Mingjian,Sun Yaohong.The electrical characteristics of underwater pulsed discharge under different experiment parameters.High Voltage Engineering,2014;(7):46—49
[2] Zhao P F,Roy S.A modified resistance equation for modeling underwater spark discharge with salinity and high pressure conditions.Journal of Applied Physics,2014;(115):115—123
[3] Goh B H T,Oh Y D A,Klaseboer E,et al.A low-voltage spark-discharge method for generation of consistent oscillating bubbles.Rev Sci Instrum,2013;(84):84—88
[4] 陈景亮,姚学玲,孙伟.脉冲电流技术.西安:西安交通大学出版社,2008Chen Jingliang,Yao Xueling,Sun Wei.Pulse current technology.Xi'an:Xi'an Jiaotong University Press,2008
[5] 陈祎,袁士伟,吴昊,等.小型高压引爆装置冲击电流简易测量方法.爆炸与冲击,2015;35(1):65—69Chen Yi,Yuan Shiwei,Wu Hao,et al.A simple method of measuring impulse current of small high-voltage exploding device.Explosion and Shock Waves,2015;35(1):65—69
[6] 谢政,李建平,陈挚.非线性最优化理论与方法.北京:高等教育出版社,2010Xie Zheng,Li Jianping,Chen Zhi.Nonlinear optimization theory and method.Beijing:Higher Education Press,2010
[7] 赖炎连,贺国平.最优化方法.北京:清华大学出版社,2008Lai Yanlian,He Guoping.Optimization methods.Beijing:Tsinghua University Press,2008
[8] 孙冰.液相放电等离子体及其应用.北京:科学出版社,2013Sun Bing.Discharge plasma in liquid and its applications.Beijing:Science Press,2013
[9] 章婧,兰生,王竹勤,等.水中脉冲放电电压波形特性分析.电气开关,2015;(3):32—36Zhang Jing,Lan Sheng,Wang Zhuqin,et al.Analysis of the characteristics of voltage waveform by pulse discharge in water.Electric Switcher,2015;(3):32—36
水下冲击 篇2
1 计算模型
该燃气轮机排气装置是由混合管, 扩压环, 屏蔽罩, 支座等部件组成。其上半部是根据气膜冷却原理设计的四个叠套的薄壁圆台筒形的扩压环。每个扩压环之间用径向的肋板相连。下半部是屏蔽罩, 内有气流混合管 (薄壁筒形) 。混合管与屏壁罩之间也用径向肋板相连。在装置的下半部, 沿周向设有八个悬挂式支座, 它们穿过屏壁罩, 焊接在混合管上。为增加刚度, 每个扩压环及屏壁罩的下缘均用钢环加强。由于装置的板和圆筒的厚度与整个模型的高度相比达到1000∶1以上, 加强钢环是由等截面的细长不锈钢条组成, 因此计算可采用2维壳单元和一维的线单元的模型。在计算过程中, 在不影响结构分析的基础上, 对结构上的一些细微结构进行了适当的简化。支座处的网格划分采用正方形六面体网格进行划分, 相对于一般采用的四面体网格, 这种网格保证了计算的精度。整个计算模型共划分了18431个单元和20176个节点。
2 边界条件
在支座处的网格划分中, 8个支座与混合管和屏遮罩贯通相连, 形成一个整体, 支座与烟囱支撑平面通过焊接固定, 因此对支座上焊接部位的节点进行位移约束, 将其x, y, z方向的位移约束为0。
3 材料物理参数
由于考虑到装置的燃气排气温度一般不超过100℃, 因此在计算中材料可选择常物性计算。其物理参数如表1所示。
4 材料物理参数
美国在二次世界大战后, 通过大量的实船爆炸实验及相应的理论计算[2], 至今已得出一整套舰船抗冲击设计和考核方法包括制定了抗冲击设计规范MIL2STD2901系列等;德国也制定了相应的舰船抗冲击B V043。
水中非接触爆炸的损害方式主要是水中冲击波作用于艇体, 对舰上装置产生冲击破坏。爆炸产生的能量将以冲击波的形式向周围水介质传播, 冲击波的强度随着距离的增大而呈指数降低。冲击载荷的选用参考了前联邦德国海军军标 (BV 043) 。前联邦德国海军军标 (BV 043) 规定对冲击载荷需考虑两种不同形式, 一是长时冲击模式, 一是短时冲击模式。根据经验, 短时冲击对装置造成的损害更大, 因此, 本文着重讨论短时冲击模式下装置所受到的应力大小及变化情况。
短时冲击模式:对于质量大于2t的结构, 冲击时间为5ms~6ms。取冲击时间为6ms时, 对应的冲击加速度为450m/s2 (参考BV 043表7) 。冲击载荷随时间的变化如图1所示。
根据国军标GJB 1060.1-91对于乙类设备的垂向冲击, 载荷系数为1.0;同时, 考虑到冲击载荷是通过支座传递的, 因此我们把冲击加速度加在支座上, 方向为垂直向上。计算方法采用直接积分法[4]。阻尼系数取为1×10-4。
5 计算结果
图2为底部支座处和顶部扩压环处的应力随时间变化的曲线。
从图2中可以看出:在短时垂向冲击中, 底部支座处的应力较扩压环的应力要大, 其峰值达到230MPa, 两者均以一定的周期进行振荡, 每次振荡的峰值都有所衰减。而在扩压环和遮屏罩连接处的应力峰值仅仅为80MPa。而装置顶部的应力反应时间也要比底部支座处要滞后0.6ms。
6 结语
在垂向冲击模式中, 底部支座处总是最先受到冲击, 并向上传递冲击波能量, 因此在顶部或者中部与底部支座处相比, 会有一个时间上的滞后。而应力峰值的比较上, 顶部也较底部支座处要小得多, 这是因为时间太短, 冲击波未能完全传播至顶部。因此, 在装置的改进过程中, 应着重考虑对底部支座进行加固, 增大其强度, 来避免应力过大对装置造成的损害。
参考文献
[1]高兴军, 赵恒华.大型通用有限元分析软件ANSYS简介[J].辽宁石油化工大学学报, 2004 (3) .
水下冲击 篇3
安装在船上的桅杆用于支撑航行灯、气象仪表和各种电子装置。由于科学技术的进步和武器装备的发展, 舰船受到非接触爆炸攻击的可能性不断增加。并产生更剧烈的破坏。考虑到舰艇设备在爆炸冲击作用下的生命力, 需要在舰艇设计阶段制定一种方法来进行抗冲击评估。用于舰船抗冲击研究的方法一般分为三类:全尺寸试验、模型试验和理论分析方法。由于需要试验的设备的性能各异和数目众多, 某些设备如推进轴、桅杆和武器系统由于其体积和重量太大而不适宜在实验室进行试验。而全比例试验需要耗费大量和时间和精力且费用昂贵。因此, 提出可靠的冲击防护理论已经成为一项极其重要的任务[1]。本文应用响应谱分析方法与全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合对四角架桅杆受爆炸冲击响应进行了预报。
1 响应谱分析方法
响应谱方法假设结构响应是线弹性的, 且选择合适的自然频率和模态为基础在频域内进行分析。由于舰船桅杆在爆炸冲击下不能有任何塑性变形, 本文将响应谱方法与有限元方法相结合, 把连续结构离散化为N个自由度的数学模型。用冲击响应值来计算等效静力进行准静态分析。最后将结果用海军研究实验室合成方法 (NRL) 来进行合成, 从而计算出系统的总响应。其主要分析步骤如下:
(1) 定义结构特性:确定质量矩阵m和刚度矩阵k;定义边界条件。 (2) 用子空间迭代法确定振动的固有频率ω和固有模态Φ。 (3) 确定激励分布的模态成分sn。 (4) 计算模态参与因子。 (5) 计算有效模态质量和有效模态重量Wn。 (6) 计算所有模态的冲击设计值An:确定舰船种类;根据设备安装在船体、甲板或外板的位置选择参考方程正确的系数;用模态重量Wn从参考方程中计算出正确的A0和V0;获得适当的设计值Ai和Vi。 (7) 计算等效静力fn。 (8) 用系统受力fn时的静态分析方法计算应力、截面力和反作用力。 (9) 根据NRL方法通过合成峰值模态响应来确定峰值响应量的值。
2 四角架桅杆的冲击响应预报
2.1 模型描述
图1为四角架桅杆的原始模型布置图。桅杆由四个垂直构件与水平和对角撑杆连接而成。结构没有穿透甲板而是支撑在基座上从而将反作用力传递给舰艇结构。4个桁架状的构件提供每个节点的刚性支撑。桅杆物理结构可以用由一组梁单元组成的等效三维数学模型来模拟结构响应。图2描述了桅杆的有限元模型, 模型由109个单元和38个节点组成。
2.2 材料属性
桅杆所用的材料为铝合金 (6061-T6 grade C) , 主要材料属性如下:密度为22.7kg/m3, 泊松比为0.345, 杨氏模量为68.95GPa, 屈服应力为262MPa。
2.3 结果分析
用NRL合成法计算了四角架桅杆的响应。分析结果表明桅杆结构的底部响应最大, 最大轴向应力为单元103处的38.8MPa。最大von-Mises应力为单元102处的15.0MPa。屈服应力συ=262MPa, 说明构件应力在材料的弹性范围内。此外, 为了确定桅杆顶部的雷达有满意的状态和精度, 雷达基座的角位移在任意方向都不能超过0.2毫弧度, 而雷达基座的角位移均大于0.2毫弧度。因此需要改进桅杆的抗冲击设计。
4 结论
本文用美国海军通过全比例试验获得的设计冲击谱与有限元法相结合建立了一种冲击响应谱分析方法。通过对所介绍方法的评估, 可以预测舰载设备对水下爆炸产生的冲击载荷的响应。利用某四角架桅杆受水下爆炸作用的冲击响应分析。计算了桅杆不同位置的应力值和相应von-Mises值。为军船抗冲击设计提供参考。所述方法基于水下爆炸冲击向单一方向传播且设备的支撑运动相同的假设, 此假设仅适用于远离船体的非接触爆炸
摘要：桅杆是舰船安全和连续作战能力必需的A级设备。为了评估其在实战环境下的抗冲击能力, 本文应用响应谱分析方法与美国海军全比例试验获得的设计冲击谱相结合建立了一种冲击响应谱分析方法, 并与有限元离散和计算程序相结合分析了四角架桅杆的冲击响应。为桅杆的设计提供参考。
关键词：响应谱,桅杆,水下爆炸,冲击响应
参考文献
水下冲击 篇4
山西汾酒文化商务中心项目位于太原市龙城大街与滨河东路交汇处东南角,北侧为龙城大街,西侧为滨河东路,南侧为龙城南街,东侧为星河中路。该工程受场地地质条件限制,利用现有场地在自然地坪上进行桩基成孔,因天然地基不能满足设计要求,根据上部结构类型和地质条件设计采用钢筋混凝土灌注桩,其中自然地坪距桩顶形成16~18 m空桩,其主楼灌注桩基桩径为1.0 m,桩长为56.7 m;总钻孔钻进深度约为35 000延米,其中空桩钻进深度为8 200延米,桩体混凝土用量约2.7万m3。整个桩基施工过程处于雨期施工阶段。
1 地质条件
山西汾酒文化商务中心位于汾河东岸,距离汾河边约200 m,场地所处地貌单元为汾河东岸一级阶地,自然标高在779~780 m之间,地下水位标高在771.31~773.99 m之间,地下水类型属于潜水-承压水型,水位变幅约0.5~1.0 m。根据场地土腐蚀性分析资料,场地土对混凝土和混凝土中的钢筋有微至弱腐蚀性。
根据地质钻探结果和原位测试成果,桩长深度范围内土层自上而下共分为13层:
第(1)层杂填土:分布厚度极不均匀,未经碾压,松散无结构性,欠压密。场区普遍分布,厚度在0.40~12.80 m之间,平均厚度为3.77 m。
第(2)层粉细砂:砂质不纯,约含5%~15%的粉粒,局部有粉质黏土透镜体。该层土具有液化性。场区普遍分布,厚度在1.00~7.70 m之间,平均厚度为3.54 m。
第(3)层细砂:该层土具有液化性。场区普遍分布,厚度在1.90~8.50 m之间,平均厚度为5.00 m。
第(4)层粉质黏土:干强度中等;中压缩性。场区普遍分布,厚度在0.40~5.30 m之间,平均厚度为1.63 m。
第(5)、(6)、(7)层粉土:黄色,无光泽,干强度低,韧性低;中压缩性。场区普遍分布,厚度在1.50~9.58 m之间,平均厚度为5.67 m。
第(8)、(9)层中细砂:褐灰色,中密至密实,很湿,矿物成分为长石、石英、云母等,砂质不纯,场区普遍分布,厚度在0.40~12.45 m之间,平均厚度为4.77 m。
第(10)层粉土:黄褐色至褐灰色,密实,稍湿至很湿,土质不纯,混有少量粉砂成分,局部呈薄层状(10-2)细砂层或粉质黏土层,场区普遍分布,厚度在0.40~12.70 m之间,平均厚度为6.07 m。
第(11)层中砂:黄褐至褐灰色,中密至密实,很湿,矿物成分为长石、石英、云母等,砂质不纯,约含5%~15%的粉粒,局部为粉土与中砂互层,场区普遍分布。
第(12)层粉土:褐灰色,密实,稍湿至湿,土质均匀,局部夹薄层粉砂,可见少量黄色锈斑;场区普遍分布,厚度在1.10~12.45 m之间,平均厚度为6.44 m。
第(13)层中砂:褐灰色,密实,很湿,矿物成分以石英、长石、云母为主,砂质不纯。场区普遍分布,厚度在1.80~18.30 m之间,平均厚度为9.59 m。
2 施工工艺比选
酒店及塔楼桩基桩径为1 m,桩长为56.7 m,桩底深度介于第(13)层中砂层。经与类似工程比较,根据现场的地质情况,可选用以下几种成孔方案(见表1)。
根据对成孔工艺的对比,结合该工程施工工期节点,拟采用冲击钻机成孔方式进行施工。泥浆护壁形式的冲击钻钻孔工艺属于隐蔽工程,受土质情况、水位高低、埋置深浅及截面面积等因素影响,在成孔过程中极易出现坍孔、缩孔、斜孔、漏浆、卡钻、埋钻等各种问题,影响整个成孔的施工质量。结合前期试桩、锚桩施工工艺,由于其为检测桩,桩顶标高位于自然地坪,整体成桩深度已达75 m,而此次成桩桩顶标高在自然地坪-18 m处,因此必须分析地下18 m超长空桩条件下的成孔控制要点,找出施工过程中易出现的各种问题,并采取有针对性的控制方法,在保证质量的前提下,合理安排工序,加快施工进度。
3 施工控制要点
3.1 施工工艺
混凝土灌注桩冲击钻成孔的主要施工工艺流程为:场地整平→测量放线布桩→桩机就位→埋设护筒→桩点标识牌→钻孔→验孔→清孔。
3.2 场地整平
由于场地地表土质均为杂填土层,较为松散,在开钻之前对施工区域进行整体碾压平整,同时对机械行驶路线和材料堆放场地进行碎石铺垫,避免受雨期施工影响。
3.3 测量放线布桩
根据图纸及勘察单位给出的水准和坐标控制点,采用全站仪进行场内基准点布置,且控制点布设不能受到施工影响,在雨后必须进行复测。
3.4 桩机就位
机械就位采用“自牵法”。桩机底部采用两根250 mm×250 mm×4 000 mm的方木将机械前后轴顺机向垫高,轮胎悬空后由方木承受整机质量,保证钻头中心与桩中心对中并找平。枕木上设置两个控制点(钢钉),采用三角定位法量出两点到桩中心的距离。按45°角对称支好两根支撑杆,支撑杆底面垫方木,以防止钻进过程中发生移位。
3.5 埋设护筒
机械就位以后钻进4 m左右开始安放护筒,护筒直径大于桩径且≮200 mm,钻够护筒深度后,用机械将护筒吊入坑内,采用三角定位法复核偏差,护筒外围空隙用红黏土分层夯实。
3.6 桩点标识牌
护筒及机械就位后,由技术员按给定高程控制点和设计桩施工技术要求进行抄平,并根据抄平结果计算出所施工桩的“控制点标高、设计孔深、孔径、吊筋长度、三角线尺寸、开孔日期”等施工技术指标挂牌明示,并告知机组操作人员。
3.7 钻孔
开机前,向护筒内填入适量红黏土并加水,使开机就能造出泥浆护壁与护筒连成整体,当钻头全部进入护筒后再正常钻进。在钻孔过程中,尤其是在18 m空桩高度,每钻进1 m复核一次三角线,桩顶标高距孔底标高每隔2 m复核一次三角线,以保证桩身垂直度。遇到软硬变化较大的土层,应低冲程、慢进尺,防止出现斜孔。钻孔时,如遇黏土、粉砂土地层,应勤打勤松绳,不可大松绳、快进尺,防止出现斜孔;如遇砂地层,应填些黏土,勤打勤抽渣;在钻孔和抽渣过程中,使孔内水位经常保持在护筒口以下0.50 m处,并视地质情况适时调整泥浆密度。
3.8 验孔
在钻孔灌注桩钻孔过程中及终孔后,对钻孔进行分阶段的成孔质量检查,对孔深、孔径、孔壁、垂直度、沉渣厚度等技术数据进行检查;用测绳测量孔深和沉渣厚度并做记录,钻孔完成后应采用探孔器检测孔径和垂直度,合格后方可清孔。
3.9 清孔
终孔时,用桩机掏浆筒进行清渣,以保证孔底无沉渣,同时向孔内及时补充泥浆,以防孔壁坍塌。在清孔过程中实测孔底沉渣厚度,沉渣厚度≯100 mm,孔底500 mm以内泥浆密度调整至1.15~1.2 g/cm3。
4 出现问题时的处理及应对措施
4.1 桩位定位
在桩位控制点精准定位的同时,对桩机原位的定位尤为重要,须依靠支撑杆的可靠固定来保证桩机本身的稳定性。冲击成孔灌注桩三角架在施工过程中容易移动,对桩定位位置存在隐患,除了垫方木外,必要时做钢筋U型环卡住支撑杆插入地下,保证支撑杆在钻进过程中不移位。在18 m超长空桩范围内,每进1 m测量一次,保证三角尺寸偏差在10 mm之内。
4.2 钻头卡钻
由于地层变化情况较为复杂,结合钻进时所发生的各种情况,对形成卡钻的原因进行了总结分析:①发生停电、机械故障时间较长或水下局部塌孔情况,会造成停机卡钻;②在施工中下钻太猛,或钢丝绳松绳太长,致使钻锤倾倒卡在孔壁上;③施工中发生塌孔时,落下的坠落物或较大的工具将钻锤卡住;④当出现缩孔后,由于钻锤补焊后的尺寸加大,而形成的冲击太猛,钻锤被吸住形成卡钻;⑤在黏土层中钻孔时,由于冲程过大或泥浆太稠,冲锤也会被吸住。
针对这些情况,我们在每个钻头上采用主、副双绳进行保护,在卡钻不严重的情况下,用主绳加副绳一起将钻头强拉提起;如果卡钻头严重,强拉无效,可以在钻头上部用爆破法振松,迅速提起,但此法容易产生塌孔现象。在日常维护中,要经常性地检查机具、钢丝绳、钻头,消除机械隐患,同时在钻进过程中严格控制泥浆密度,并采用优质红黏土进行泥浆护壁,在砂层、粉黏土层中通过回填红黏土并反复冲打,形成密实的孔壁。
4.3 钻进中发生漏浆
在水下混凝土灌注桩成孔初期,当钻头深度超过护筒深度时,会不同程度地出现漏浆现象,使孔内泥浆液面下降。在塔楼初期的桩机钻进过程中,护筒以下2~3 m处均出现过此事故。根据现场地质条件分析及钻孔钻渣分析,可以认定,钢护筒下部处于杂填土层(此处杂填土层深度约为11 m),护筒接缝完好,可以排除护筒接缝而导致的漏浆现象,其原因为在护筒下放过程中,对杂填土层的冲击振动导致护筒周围土层松动。而杂填土层本身不密实,泥浆护壁泥浆密度不足,同时孔内水头压力高于孔外水头压力,因水头压力差及冲击振动的影响,土层与护筒之间出现空隙,形成漏浆现象。
我们采取的措施是:在钻进至护筒底部以下1~3 m处时停止钻进,采用红黏土回填并反复冲打使护筒底部土层密实,形成较厚的泥浆护壁,以有效防止钻进中漏浆的发生。
4.4 塌孔
在该工程施工中出现过不同程度的塌孔现象,其原因是桩基成孔过程中由于泥浆稠度小、护筒埋置较浅、周围封堵不密实、护筒底部土层厚度不足出现渗水;在施工过程中提升钻头时碰撞孔壁或钻孔附近有大型设备或车辆振动;清孔后未能及时灌注混凝土、放置时间过长等情况下均会出现塌孔现象。
在施工中,必须根据地勘资料及前期钻进的土质情况,调整泥浆密度、泥浆黏度和合理的钻进速度。在砂层中加大泥浆稠度、提高泥浆黏度以加强护壁,并适当降低钻进速度。在埋置护筒时,底部应夯填密实,护筒周围回填密实。在雨期施工水位变化大时,应升高护筒,增加水头,保证水头压力相对稳定。钻孔必须连续作业,提升钻头时保持垂直,不要碰撞孔壁。
经现场实际操作验证,如为轻微塌孔,应立即增大泥浆密度,提高泥浆水头,增大水头压力。塌孔不深时,可改用深埋护筒,将护筒周围夯实,重新开钻。若发生严重塌孔,可采用片石或砂类土进行回填,或用掺入≮5%水泥砂浆的黏土回填,待回填稳定后重钻。当回填后片石的岩面倾斜较大时,钻头易摆动、撞击护筒或孔壁,造成偏孔或塌孔、卡钻等现象,这时应先选用小冲程进行冲击,待将孔底的浮土、凸出部分凿平出现平台后,再转入正常冲程。
4.5 钻孔偏斜
在施工过程中,由于钻机固定不稳固或场地未平整及压实,钻机容易发生不均匀沉降。在钻进过程中,土层不均匀致使钻头受力不均,在原有建筑物位置钻孔遇到障碍物时把锤头挤向一侧,均会造成钻孔偏斜。因此,钻机就位前,要对施工场地进行整平和压实,采用垫枕木的方法把钻机调整到水平状态。在钻进过程中,应经常检查、调整,使钻机保持水平状态。
在软硬不均土层钻进时,放小冲程,慢速钻进,必要时回填片石、黏土重新钻进。突然遇到变硬地层时,要控制进尺,低速钻进,钻进过程中应减压钻进,避免出现斜孔、弯孔和扩孔。当钻孔偏斜超过规范要求时,应回填黏土重新钻孔。
4.6 缩径
由于该工程地层土质主要为砂层、粉土层、杂土层、砂层,在土的压力作用下向内挤压容易形成缩孔,在钻进中由于钻锤磨损、补焊不及时,钻出的孔径小于设计桩径。
根据现场钻孔的实际效果,若有软弱土层时,应注意加强扫孔。当锤头磨损严重时,要及时补焊。出现缩孔后,用钻头反复扫孔或适当扩大钻头尺寸重新钻进,直到满足设计桩径为止。
4.7 清孔
由于该工程地质砂层较厚,泥浆中含砂率大,在成孔后,进行二次清孔时孔内沉渣较厚,采用一般的泥浆泵进行正循环清孔效果极差,清孔时间过长。后来更换了清孔设备,采用专用泥浆净化装置进行清孔作业,将清孔时间控制在1~1.5 h,其清扫时间与钢筋笼吊装时间相同,既保证了孔内清理效果,又不影响钢筋笼吊装作业,保证了后续工序的进行。
5 结语
冲击成孔技术在桩基工程中应用广泛,尤其在粉土或砂土含量较高的地质条件下,在钻孔深度较深的桩基中优势明显。在具体应用中,应结合工程施工特点,采取相应的有针对性的技术措施,在保证施工质量和施工进度的同时,满足现场桩基施工需求。
参考文献
[1]邱长华.初探水中大直径钻孔桩冲击钻成孔工艺[J].商品与质量·建筑与发展,2014(1):96.