四边形块元法和沉抗土坝的稳定分析——兼论复合土坡的最危险滑弧位置

土坡的稳定分析通常采用“条分法”进行计算。近几年来已有采用有限单元法结合渗流分析进行坝坡稳定计算.它完全避免了一般条分法在计算时略去土条侧边水压力的误差,同时也不需考虑边坡的外水压力,从而简化了力的分析。 (一)原文提出的“四边形块元法”,在划分土块单元体时又基于单元体的两侧边线必须是铅垂线的规定,利用积分导出的抗滑稳定安全系数的计算公式。这对分析滑动土体的自重方面要比条分法准确、合理;但原文并未对土坡稳定起主要作用的渗透力方面作任何改进,仍沿用以往的总应力法。因     

矩形明槽中断面紊流流速分布规律的初步研究

现对原文提出讨论如下:原文在推导矩形断面流速分布公式时,根据两个假设导出原文中的(13)式,(u_(mix)-u(r))/((r/p)~(1/2))=1/K1nx/(x-r)相应的验证结果表明,该式的计算值与实测资料相一致。但是若对(13)式作以下分析,情况并非如此。为方便起见,认为矩形明槽流动的宽深比大于10,并令中垂线最大流速的位置系数α=1,即中垂线上最大流速位于水面。这样当0≤θ≤arc tg B/(2H)时,(参见原文     

考虑井孔蓄水和延迟给水作用时潜水含水层非稳定流

原文为减少参数,便于计算,在进行拉普拉斯逆变换时,采用了分时段的近似方法推导公式,这样,既便于制作图表,又能保证一定的计算精度,方法是可取的。但为着理论上的完整性,笔者于此取严格的拉普拉斯逆变换,以获得解析解。 录下原文拉普拉斯变换解式(6)     

散粒体极限平衡理论及其应用

金问鲁(杭州市建设局):散粒体极限平衡理论是土壤地基中一个极其重要而又复杂的学科,原文全面地介绍了这一方面的理论及其应用,这是很可喜的.原文第十二节采用动态分析,用式(13)作为极小原理的推论基础,推导了应用在土坡稳定分析中的极值原理和极限平衡理论之间的关系.但其计算工作较为复杂,以下将提出作者在土坡问题方面较为简单的方法,供大家研究参考.     

堤坝下游減压工程的研究

原文运用近似的片段法,对完整井列、不完整井列、浅井列和浅沟等排渗减压工程做了不少研究,并以电拟试验来验证.学习后,提出以下几点意见. (一)急变区的半径原文采用急变区概念作为推导近似公式的基础,是符合实际的.以急变区为界,地下水流在急变区内以辐射流方式运动,而在急变区外可近似看作平行平面流.但原文关于急变区半径的取值有商讨的必要. 1.第一种情况中的长列完整井原文根据过水断面相等的原则,得急变区半径l’=a/2π,这与     

从流域调节特性论设计洪水过程线的推求

原文提出的峯量倍比計算式(6)在推导过程中,认为同倍比的峯量关系线为通过(?)点的切线是不正确的。因为流域汇流蓄泄线在蓄量为零时,流量亦应为零,即应通过原点。故同倍比的峯量关系线(流域汇流蓄泄线)应为过原点及(?)点的割綫。据之推导峯量倍比关系式为     

渠道悬移质含沙量的经验关系式

1.黄河水利委员会最近发表了该会泥沙研究所根据1953～1956年在引黄济卫工程渠道实测资料作出的分析研究报告(1),提出了渠道挟沙能力的合轴相关图和经验关系式:与上两式中,以式(2)的估计误差较小。合轴相关图及式(1)(2)的推算值和实测值的关系,见图1至3。显然,目合轴相关图查得的数值,除含沙量较小时偏差较大以外,很接近实测值,但应用上不如计算式方便;而式(2)中不包括泥沙粗度值,是其缺点之一。     

水电站埋藏式压力钢管弹塑性设计原理和方法

张文倬-贺行军(水利电力部昆明勘测设计院):钟秉章等同志对埋藏式压力钢管设计提出了新的方法。通过学习,感到该文对今后工作有很大帮助,我们准备将它应用到工程设计中去。现对原文提出几点浅见如下: (一)原文的主要贡献在于使钢管与混凝土和围岩联合受力,并且将钢管应力传递到围岩上去,从而节省钢材。原文提出的按弹塑性设计原理和方法的核心是:充分利用围岩应力。因此,围岩承载能力是主要研究的问题之一。可以设想,如果围岩稳定,在钢管应力产生的变形进入塑性阶段,但还未破坏情况下,钢管应力虽然越过弹性状态而进入塑性状态工作,它是决不会破坏的。因为围岩已经把钢管箍住,从而限制了钢管变形的扩展。这样,就归结为如何保证围岩承载能力的可靠性问题。 (二)原文在推导内水压力作用下的管壁厚度计算公式时,采用的变位相容条件为:     

堤坝非稳定渗流数学模型

终结讨论:各讨论文中对原文作了有益的评论。兹提出答覆意见如下: (一)非稳定渗流的数学模型 式(1)由C.E.雅各布于1940年在研究弹性承压含水层考虑了水体的压缩及介质孔隙的压密推导而得,后经H.H.Cooper加以补充完善,其整个推导过程在普通地下水动力学书中都可见到,在此不再赘述。S.P.纽曼等于1971年直接应用武(1)于具有自由面的堤坝非稳定渗流中。同年饭田隆一在解自由面的士坝非稳定渗流时,考虑了土体和水体的压缩作了类似的推导。1977年毛昶熙亦进行了同样的推导,并对实有土坝非稳定渗流作了有限单元法计算。其推导是严密的,假设体积     

来函照登

1.《垄嘴重力坝的安全监控》一文(原载1985年创刊号)的公式(1)应改为由原文(3)式中可清楚地看到在回归计算中是采用了上式的各因子。2.原文图4中,δ_θ的纵座标应将-2改为0,0改为2。     

深孔闸后矩形槽非均匀流掺气水面线的计算法

谭福甲(安徽水利厅設計院):原文积累了一些宝贵的原型观测成果,并对深孔闸后渠槽的掺气水流流态作了观察分析,可供设计方面参考.然而对原作者所推导出的经验公式(1),(2),笔者认为根据还很不充分,特則是公式中引入绝对糙度8得出平坡掺气比σ为常数,看来不符合客观规律.即以原作者所列举作为验证原文公式正确性的某坝泄洪隧洞为例(见表8),在桩号1+260之后,还接有一段未经混凝土衬砌的岩石渠道,若按岩石开挖时的粗糙情况估计,其绝对糙度8应大于0.20米.以表8     

矿浆管道水力输送的试验研究

(一)公式的理论分析:原文以河流的水流挟沙能力公式(6)为出发点,通过分析论证,以水力半径R代替河流水深H,得出既适合于管流又适合于明流的水流挟沙能力公式(8)。笔者认为,实际上公式(6)是由式(8)当河床宽度与深度比随较大时R≈H而得到的,只需直接引用《河流动力学》书中的式(3—14),即是文中的式(8),根本不必分析推导。     

闸门振动的流体弹性理论

宋彧浙(大连工学院):原文用流体弹性理论处理闸门振动问题,以颤振解释实际工程中某些轻型阐门在小开度范围内的强烈振动现象,颇有启发.然而论文中有些论点值得怀疑.(一)关于闸门面钣的边界条件原文中的式(2-7),实际上假定了在振动过程中,即使闸门面钣由于旋转而略有倾斜时,紧贴面钣的水质点仍沿垂直方向流动.没有严格遵守固体表面上的边界条件,在振动过程的任何时刻,固体表面任一点上,水质点既不能进入固体内部,又不应脱离固体表面.我们认为,对于原文所处理的刚性平板闸门整体振动的情况,没有必要采用上述近似假定.若取 n为法线方向,则闸门面钣上的边界条件应为(坐标与符号与原文同)     

滇中红层泥岩与其重塑土的膨胀力研究

为研究滇中红层泥岩的膨胀应力,通过改变密度与含水率的方法研究了泥岩重塑土膨胀应力与密度、含水率之间的关系式,进而推广到泥岩膨胀应力与密度、含水率之间的关系式。结果表明:(1)泥岩的重塑土的膨胀应力并不是受密度或者含水率单一因素影响,而是两者进行耦合的,故而拟合重塑土膨胀应力与密度、含水率之间的关系式;(2)泥岩与其重塑土的膨胀应力相差较大,这主要是由两者间的体积、密度、含水率以及与水接触面面积不同所导致;(3)在泥岩重塑土膨胀应力与密度、含水率之间关系式的基础上,充分考虑泥岩与其重塑土之间的与水接触面积比例系数、体积比例系数以及孔隙度比例系数,进而推广得到泥岩的膨胀应力与含水率、密度之间的关系式,计算证明可信度在92. 9%以上。     

河渠不恒定流考虑惯性项的瞬态法

原文通过相应的代换与演绎,使惯性项的影响,用水位校正参数η和流量校正参数X_K去体现.显然,它与以前已有的方法在处理方法上不同.另外,由于方程格式的改变,对于第一流段,可用解析法直接点绘可能流态曲线,也是一长处. 笔者提出以下两个问题进行商讨: (一)方法的适用效应问题 河渠非恒定渐变流,尽管可视作长波去处理,但毕竟属于复杂的过程.不同的水流要素与时、空关系所构成的特定函数,常有很大的变化幅度.原文式(8)演化成式     

一般线性汇流模型实时预报方法的初步探讨

葛守西(长江流域规划办公室)终结讨论: (一)关于状态方程建立问题 原文限于篇幅,仅指出了使用“系统响应流量”作为状态向量,未详述其构成,引起了误解.在建立状态方程时,设系统响应函数长度为m,纵坐标依次为h_1,h_2,……,h_m,若以[x_1(t),x_2(t),……,x_n(t)]~T代表n维状态向量,系统的响应流量即系统输入函数与响应函数的卷积分.在t时刻,令     

空心圆柱形液体射流分裂与雾化机理的研究

本文采用线性稳定性分析的方法推导出了普遍三维形式下的空心圆柱射流自由表面扰动发展的特征方程.数值计算结果表明当空心圆柱内半径很小时与圆柱形液体射流的结果是一致的.数值计算还表明,当Je＜1时,空心圆柱射流分裂雾化形态与Ah数(内半径与液膜厚度比)的大小有很大关系,当Ah数较小时射流分裂雾化是轴对称扰动模态与非轴对称扰动模态基本相同,当Ah数较大时非轴对称扰动模态占绝对优势;在Je＞1时,所对应的分裂形态是轴对称模态占绝对优势.     

研究水工建筑物动力特性的全息干涉法

李振富(天津大学): (一)原文指出:“对于拱坝而言,可作为圆柱壳体来进行动力分析”.笔者认为,这种说法是不确切的.对于龙羊峡大坝这样的重力拱坝,近似地按圆柱壳体进行动力分析是可以的,而对其他型式的拱坝,例如双曲拱坝,也作为圆柱壳体,将会引起难以估计的误差,甚至会导致错误的结果. (二)在原文的式(15)中,引用了符号~4,并给出~4=~4/z~4 2/R·~4/z~2θ~2 1/R·~4/θ~4,看来有误,应为~4=~4/z~4 2/R~2·~4/z~2θ~2 1/R~4·~4/θ~4,否则式(15)中的第3式等号两端量纲将不一致,因而不能成立,也不能导出式(16)中的各项比尺. (三)原文表4给出的是柱坐标系下振型振幅值,表5给出的是柱坐标系下的振型应变值.按照原文的叙述可知,原文作者首先求出的是振幅分量dx,dy,dz,再按照式(20)转换成柱坐标系下的振幅分量,然后依照式(11)-(13)则可求得ε_w,ε_θ及ε_(θz)。 原文作者并给出计算应变的公式(14).     

岩基上混凝土坝抗滑稳定研究初步报告

任克昌(水利电力部上海勘测设计院):不难看出,原文所述诸式中,除式(4)系谢尔康诺夫考虑τ～σ曲棱关系,属于另一种情况外,式(1),(2),(3)都是式(5)的个别形式.已往在工程设计中常采用的式(1),(2)仅适用于坝基由均一岩石组成,且处处有相同的抗滑参数,这种情况在工程实践中却不多见.而式     

正常压密粘性土的原位不排水强度的计算和测定

沈珠江(南京水利科学研究院):原文从摩尔-库伦强度理论及毕晓普的孔隙压力公式出发推导出粘土的不排水强度,即破坏时的应力状态是初始应力状态及加荷时主应力方向偏转角的函数。该文对理解室内及现场各种剪切试验的结果很有意义。但作者对有关的假设和前提论述不够,本讨论准备就这方面补充几点看法。为简单起见,下面叙述中也象原文一样忽略中主应力的影响。