用Ⅰ_O/Ⅰ余图法简化变梁常数之计算

本文叙述一种I_0/I余圖法,以簡化变梁常数的計算。所謂I_0/I余圖,即自等截面梁的I_0/I=1圖減去变梁的I_0/I圖后所剩余的兩端梁腋的I_0/I圖。 於本文第二著者前此所建議的I_0/I圖法中,必須計算变梁全長的I_0/I圖的各次矩图面积,於I_0/I余圖法中,則只須計算变梁兩端梁腋的I_0/I余圖的各項积分值。故后法显此前法为簡單,亦可视作系前法的进一步的改善。 角变常数为变梁的基本常数,而所須計算者只是各項角变常数的系数φ,簡称为“角变系数”。任一形式的变梁均可视作一端或兩端的加腋梁或減腋梁。採用I_0/I余圖法,則变梁的各項角变系数φ的計算可分开为等截面梁的φ及其a与b兩端梁腋的φ~a与φ~b三部分而后綜合之,以公式表之,即於加腋梁φ~a与φ~b为正号;於減腋梁φ~a与φ~b为負号,於无梁腋之端則其φ~a或φ~b之值为霉。 計算梁腋的φa或φ~b值时,可用一根三次拋物線以代替I_0/I余圖而計算其各項积分的近似值。由是可得其中y_0,y_3及y_7为a或b端I_0/I余圖的三个豎距。如按变梁的形角变系数及其在各种荷載下的载角变系数將各項K值列成表格,則此項表格显有下列优点:(一)应用步驟簡單,只有几个簡單的乘法与加減法;(二)所得結果的近似程度頗高,差誤一般不超过1％;(三)应用范圍广泛,只一套K值表可用於任何截面及     

根据揚水試驗数据計算渗透系数及井出水量圖表

在实际水文地質調查中,从井群或从單独井中作揚水試驗,是决定滲透系数的基本方法之一。此滲透系数一般按杜朋氏公式决定(圖一)。而 q——井出水量立方公尺/書夜; x_n——主井至最远观察井的距离; x_(n-1)——主井至最近观察井的距离; y_n——抽水时最远观察井的水柱; y_(n-1)——同上,最近观察井的。按此公式計算滲透系数是很麻煩的,特别是在有数口井时,为了避免差錯,尚須做第二次檢查。作者編制了一个圖表,在使用这圖表时,渗透系数的計算减縮到分数。 圖表可以确定:①渗透系数以每个井的出水量从1到50公升/秒,布置距主井3到100公尺,含水層厚1至20公尺,水位下降1至19公尺,以及井的直徑2至16     

混凝土配合比簡易設計法

設計混擬土配合比的方法很多,有繁有簡,繁的需要很多試驗与計算,簡的編成配合此表,祇需按表試配。新的方法还在不断創造,趨向于簡化試驗与計算手續,但又要能切合实际,容易得到符合要求的配合比。早在1948～1949年,作者根据混凝土組成原理,——絕大部分水泥漿是用來填充砂石间空隙,很小部分用來包裹砂石粒面及超潤滑作用——先求得最小砂石混合空隙率,加一常数,就可定出最經济水泥漿量,經过試配,確定最終配合比。1951～1952年,幾处工地試用,当時祇能做出水灰此为0.7坍落度3—7厘米的混凝土。1953～1954年,通过学習苏联混凝土技術,將本法發展到適用於各种要求的混凝土,即灰水比坍落度可任意改变,形成目前較完善的形式,合於工地及試驗室採用。本法在选定灰水比及坍落度後,祇需2—3步即可求出配合此,並算出材料用量;本法計算簡便,祇用兩个簡單的表(表1和表3);本法在進行中有自己校核的作用,計算秤量中如有錯誤容易查出。本法祇需極簡單的設备,易於学習,在大同及大伙房水庫工地祇經一小時的講解,試驗員即会应用。本法通过試配,应用的理論和數据都有正確根据,所以結果能切合实际。希望大家試用研究,提出改進意見,使本法日趨完善,並能逐漸推廣,在混凝土工程中發揮墳產節約与保證質量的作用。     

用不均衡力矩及側力傳播法分析跨变剛構

凡具有曲梁、山牆式梁、摺式梁、门式梁、桁架梁或其他“跨变”横梁之剛構均可称为“跨变剛構”。跨变剛構常为高次的超靜定結構,其应力分析至为复杂。採用冗力法、最少功法或角变位移法以分析此类刚構,常嫌过繁,当结構受有多种荷載情形时,更需作多次計算,尤覺繁不堪言,頗不为实际工作者所乐用。著者於本文發表一不均衡力矩及侧力傳播法以分析此类剛構。無論剛構本身以及單个的跨变横梁是否对称,也不論組成剛構的各个桿件为等截面或为变截面,本法均可适用,因此本法之实用范圍可称广泛。 本法之基本观念可簡單描述如次:首先將作用於各結点的不均衡力矩及側力,傳播至所有其他結点之桿端,求得每一結点的不均衡力矩及侧力的总值,然后經过一次分配則可得出該結点桿端之分配力矩及分配侧力。計算所需之最終桿端力矩及侧力即为a)定端力矩或側力,b)傳播力矩或侧力,以及c)分配力矩或側力三者之和。 本法之性质属于一次分配法之范疇,共精神与我国結構学者蔡方蔭先生所得分析直桿剛構之“不均衡力矩傳播法”甚为相似,如果跨变横梁变为直桿,則本法所得計算公式即簡化而成蔡氏所得之公式。 文中举二算例,以明本法之应用。 著者認为採用此法以分析跨变剛构,不仅計算可趋精簡,且当結構承受多种荷載情形时,尤其具有显明     

鋼砼井字梁的計算

本文介紹了計算井字梁的兩种方法。 第一种方法是按冗力送来計算的。本文利用了成对的未知力以建立冗力法的典型方程,指明了由典型方程所組成的联立方程中其系数排列的規律,从而簡化了建立方程的过程和減少錯誤的机会。冗力法仅在联立方程的数目不多于3至4时是相当方便的,若未知冗力过多,解算过程便異常繁重。为此,笔者提出了下述的第二种方法。 当梁的間距比梁的跨度为一較小的数值时,可应用彈性力学所常用的方法,建立一个关于井字梁撓度曲面的偏微分方程。以符合簡支边界条件的正弦级数求出撓度后,便可依微分关系求出各梁的弯矩、切力及扭矩。鈇摩辛柯在其著作中(見[3]§37)討論向異性板的弯曲时,亦曾附帶地提及本法的可能性。本文給出了全部計算公式及为实用的目的而制訂了各种数表。計算的結果表明当梁間距不大于跨度的1/5时,本法与冗力法的結果相差無几,而本法在应用上的簡便笑为任何方法所不及。     

三角形儎作用於矩形面積上時地基內垂直应力之分佈

工程師們在進行地基設計時,如果遇到偏心儎作用的話,則压力將假定为一三角形或一梯形分佈地作用在半無限的彈性体上。本文提出了当三角形分佈儎作用於矩形面積上時求地基內垂直应力的方法。对地基設計者而言,它將是一个很实用的方法。另一个为我們所熟知的“角點法”是適用於均佈儎作用於一矩形面積上者,本法即与它相像,而能用以求得矩形基礎的指定的角點下任一深度Z处的垂直应力σ_z,且亦能以極其簡單之形式表示如下:σ_z=k_1q,其中L及b各表示矩形面積的边長(見圖1)。当我們知道L/b及Z/b之此值後,相应的k_1值即可很快地从本文中的表中查得。根据叠加原理,当一梯形儎作用於一矩形面積上時。地基內的垂直应力亦可用本法求之;因为由於梯形儎而在任意點所產生的σ_z是等於由於一个三角形分佈儎及一个均佈儎所產生的应力的代數和。很顯然地,如果將本法加以推廣的話,可以用它來求矩形面積上任一點下任意深度Z处的垂直应力,不論三角形分佈儎及梯形分佈儎均可適用     

游三国,学数学(连载二十二)

<正>第二十二回刘备计夺天荡山——整式的加减上回说到诸葛亮应众将士要求,出题设置演练战场,供将士们强化理解,将士们个个兴致勃勃,跃跃欲试,都想表演一番.1.B 2.D 3.D 4.D 5.A 6.A 7.D 8.B9.分配律去括号法则合并同类项法则10.0【解析】由题意得m+n=0,故原式=3m-2n-2m+3n=m+n=0.11.解:(1)原式=-4x+1/3x-1/4x=-47/12x;(2)原式=2x+3(x-1)=2x+3x-3=5x-3;     

高阶非线性常微分方程积分边值问题的非平凡解

利用拓扑度理论研究下列高阶非线性常微分方程{u(n)+a(t)f(t,u)=0,u(i)(0)=0,i=1,2,…,n-2,u(0)=∫01u(τ)dα(τ),u′(1)=∫01u′(τ)dβ(τ).非平凡解的存在性,其中f∈C([0,1]×,),a∈L(0,1),a在[0,1]上可奇异且非负,满足∫01a(t)dt>0.对超线性和次线性都做到了第一特征值,本质推广和改进了现有文献的结果.     

决定剪床生产率及模鍛錘能力的曲綫

一决定剪床生产率的曲綫 根据彼得洛闊維奇專家的分析,認为剪床的生产率决定于下列三个因素:剪床的行程数n(次/分)、被切割棒料的直徑D(公分)或方料的边長A(公分)及切成毛坯的長度l(公分)。如以q表示生产率,則根据專家的公式,我們按德国PELS制造厂所生产的各种剪床編制了剪床生产率的曲綫(如圖1)。曲綫使用法举例:在500吨剪床(行程数18次/分)上,剪切φ55×500公厘的毛坯其生产率按公式計算为:     

關於“剛構常數與剛構分析”的討論(六)

關於蔡方蔭先生的“剛構常數与剛構分析”這一篇文章和顧翼鷹先生對於這篇文章的討論,我也有幾點不成熟的意見,寫出來請大家指教。(1)抗戰前林氏發表“直接撓矩分配法”論文時,我覺得他的方法此撓矩分配法須更多做一些初步計算工作,纔能動手分配;同時每結點須分配一次,結點相當多時,他的方法也不怎樣方便。譬如我們有五個結點,分配時我們要寫五行數字,再加初步     

基于变形镜本征模式的方形孔径激光光束净化

传统基于Zernike或Lukosz模式的无波前传感器自适应光学校正方法仅适用于圆形光瞳,并且校正精度会受模式拟合误差的影响。为避免上述问题,提出了1种基于变形镜本征模式的校正方法并将其用于方形孔径激光光束净化,通过仿真,分析了算法的可行性和校正效果;仿真建立了115单元方形变形镜模型并推导出2类变形镜本征模式,分别采用斯特列尔比和远场光斑均方根半径作为评价函数,对不同大小的像差进行了校正;利用第2类变形镜本征模式对不同强度的大气湍流引起的波前误差进行了仿真校正。仿真结果表明:采用第2类变形镜本征模式校正的动态范围优于第1类变形镜本征模式;在湍流强度D/r0分别为5、10、15时,经过3次迭代,校正后算法均可收敛,校正后系统的斯特列尔比高于0.8.     

用有瞬鉸的基本杆件分析空腹桁架

本文建議采用有瞬铰的基本杆件(简称有瞬铰杆件)(图1,a与b),分析縱向“对称”(同一节间二弦勁率相同,各腹杆平行者)空腹桁架、室腹塔架与空腹拱[15]等,并不受其弦杆平行与否之限制。对于此类剛构,将此种有瞬鉸杆件用于角变位移法[16]时,可以使綫位移示知数下出现,而形成只包含角变未知数的一系列三項式;用于力矩分配法或不均衡力矩傳播法[1]时,在力矩分配傳递过程中切力可以自动調整平衡,不必另行照顾。对于縱向“对称”之刚构,受平行于腹杆之非节点荷载时,本文証实:也可将该荷载分成正反“对称”两组,分別計算,最后叠加。 本法在概念上乃是錢令希、胡海昌二氏所创調整分配法[2]之发展,采用有瞬铰杆件代替二氏法之以节間为研究对象,似更较清晰,而便于推广应用。本文对有瞬鉸杆件,导出了较完备的杆件常数公式,并制有專門函数麦与曲线图以减輕計算工作,故此二氏原法在理論上更为完善,在实用上也更为敏捷。作者認为,对于腹杆与弦杆勁率比值較大之空腹桁架,直采用有瞬銨杆件之力矩分配法;对于比值较小者,宜用有瞬铰杆件之不均衡力矩傳播法;对于受多种荷载須分几次計算者,当然皆宜用后者。目前常用之三内力方程法[3]不可避免地要解算大量联立方程,受多种荷载时該法尤觉不便。     

京津城际轨道交通工程开工——全长115km,运行时间半小时，最小行车间隔3分钟

②荷载计算a．墙顶荷载：垂直力Nb,水平力Vb和弯矩Mb,结构自重标准值所产生,b．侧压力计算Ei=0．5γwHi+Δhwi,γw为土中水容量,即γww=(γ-1)；如在水位以上,则γ=0．5：为土压力侧压系数,按静止土压力计算,不应按tg2(45°-Φ/2)计算；c．水压力：hw(水位差),这里要注意两点：土压力应按静土压力计算,即e=0．5γh；因为地下室墙顶位移为0,一般侧压系数为1-sinΦ或0．5。但当墙(桩)为悬臂时,土压力按主动土压力计算,即e=rhtz2(45°-Φ/2)。如有地下水时,一定要水土分开计算,否则不安全。③内力及配筋汁算a．配筋计算：根据以上分析,边墙构件应属偏心受压构件,但目前在设计时多是按纯弯构件来计算和配筋,所以配筋偏于保守和浪费,更有的是按裂缝宽度来验算．而且裂缝宽度还是按二类环境0．2mm来控制,结果是墙厚、筋多,耗钢量急剧上升。b．关于裂缝宽度的验算目前在板的计算和配筋中,多是裂缝宽度起控制因素,这里需注意：第一、裂缝的控制等级及允许最大裂缝宽的标准是怎样定的,目前设计者多认为,只要是地下室外墙,其环境类别就是二类,则根据规范表3．3．4与其对应的裂缝等级就是三级,控制裂缝的宽度为0．2mm,墙薄不了,配筋也少不了。但此标准定的是否合适,值得探讨。因为地下室外墙已设置了外包防水层,根据美国规范,算是有保护的结构,与完全暴露于土或水中的结构截然不同,从实际来讲,应属一类的环境。至于将来防水层破坏了怎么办?问题不能如此假设。据记载,莫斯科地铁发现40—50年前做的卷材防水,至今仍完好无损,所以现在做的防水层,特别是埋于地下的防水层,不一定有什么问题,所以其环境类别可定为一类,并符合表3_3．4注2的条件,裂缝宽度可定为0．4mm。第二、目前计算裂缝宽度的公式,是根据一个单跨简支粱的试验而来,对一些超静定的连续梁或多跨连续的双向板等均不适用,所以现在算出的裂缝宽度,无论是按规范公式手算或程序电算,对于一些超静定的结构来讲其结果     

现浇盒状内模空心楼盖的直接设计法

为研究直接设计法对盒状内模空心楼盖的适用性,以典型的四角柱支撑盒状内模空心楼盖为分析对象,在校核分析模型后,用ABAQUS软件完成了224个算例分析。考察了具有相同参数的空心楼盖和对照实心楼盖的截面弯矩分布的异同,进而分析了空心率、板格边比、柱跨比、梁板相对抗弯刚度比和边梁抗扭刚度比等5个因数对空心楼盖弯矩分布的影响,得到了内板格和端板格各弯矩控制截面的一次弯矩分配系数以及各控制截面内柱上板带板、跨中板带和柱上板带梁的二次弯矩分配系数,并与规范建议的直接设计法系数做了对比。分析结果表明:空心楼盖与实心楼盖在边计算单元和中计算单元间以及各计算单元内的弯矩分布规律类似,差异主要体现在跨中正弯矩的分配上;当板格边比不大于1以及柱跨比不大于0.2时,柱(或柱帽)的尺寸效应对截面弯矩一次分配的影响可以忽略;规范中直接设计法的分配系数与计算值在部分截面有较大差距,需对柱上板带负弯矩、柱上板带正弯矩、柱上板带梁的弯矩分配做相应调整。根据分析结果,文章最终提出了直接设计法一次弯矩分配系数表和二次弯矩分配系数表供研究和设计应用。     

空中三角测量

本文的目的,在於提供一种算学解析的方法,从理論上去解决在一条相当長的航帶上只在兩端各有三个地面控制点的情况下,展开空中三角測量,以达到每張像片都有足够的控制点,以便独立或分区制圖的問題,解决本問題的重点是:(1)根据一条航带兩端的三控制点确定該航线首尾兩端各兩張像片的外方位元素。(2)由于在一条航带上的各像片彼此都有60—80％的左右重叠,在第一、第二及第三像片的重叠区域可选出七个点来利用已經定位了的第一、第二兩像片,以空間交会的办法計算出該七点的地面坐标。(3)在該七点中适当选擇6个点的地面坐标及其在第三像片上的像点坐标(根据第三像片的几何軸量得的),确定第三像片的外方位元素。(4)利用第二、第三及第四像片,在其重叠的区域内选擇七个点,按照确定第三像片外方位元素的办法,确定第四像片的外方位元素,如是类推至最后一張像片为止。(5)由于航帶兩端各有三控制点,上面的推算各像片的外方元素的过程实际上是从兩端开始向中央推进,其最中間的一張像片的外方位元素及其中央的交会控制点的坐标,因有各种誤差参入的关系,由兩端推来,当会得到兩組不同的数值,取其中数作为第一次近似值,將其坐标誤差一边一半向兩端按距离分配,作为控制点的概略平差。(6)利用概略的像片外方位元素,將各像     

丁丑金牛 百业具兴——砖瓦杂志社全体工作人员向广大读者恭贺新年

。”五卜日工工」在募壳圣.汪S三早尘芝三57:}.?}HFZg\jR＄A5grtPM,4;2。。3”。:tB二干了二rn日年X亨Z戊约一兽页“L通殊部延安站证长吁云丕反厂的正压排滚/、二”懦至（图路。礼管星人工”陵窒〔d图示）ZR与会K表的浓层兴趣。,砖二、读琶眼呈剖开右巾大型Z轻风叮于卜;王批量在五市乏后劲厚了自8亡衬差经歹万亡冒川Z冥勒屋乒_。王已和奏琴安工程广全王F刃臣厂勤?巨厂和n工臣量Z、、,非叫,sls＃t＊te’=＊NHrmy锡哇辜蚤二三黯刁恕\饼范子孰而训5受组工作人吴不辞辛吕弓〕矗远LZ乡镇企1匡适肖二三轮窒,图中节能风机也皇眼务剖配套…     

粗蛋白质及有效赖氨酸水平对育肥猪生产性能、氮平衡和养分消化率的影响

研究旨在探讨降低日粮粗蛋白质(CP)水平(设2个有效赖氨酸水平)对育肥猪养分消化率、氮(N)平衡和生产性能的影响。试验中10个育肥日粮处理中包含5个CP水平(分别为144、155、168、182和193g·kg-1基础日粮)和2个水平赖氨酸(分别为6.9和8.2g·kg-1基础日粮)。选用10周龄育肥猪(n=800,大白×长白)进行试验,并于21周+5d结束。记录育肥猪的平均日增重(ADG),平均日采食量(ADFI)和饲料转化率(FCR)。此外,选择80头育肥猪于代谢笼内做氮代谢试验。测定其干物质(DM)、CP、脂肪、纤维和能量的消化率。氮平衡值通过尿液和粪便中的氮含量以及ADG值进行测定。猪在10和13周龄(<40kg)的生长性能较差,表明日粮中的营养不充足。试验中随CP的增加,育肥猪从第10¹3周的采食量、ADG和FCR呈现二次增加,说明低水平CP不能提供足够的必需和非必需氨基酸。试验初期阶段,不同水平赖氨酸对猪的生长性能无显著影响,结合日龄较大的猪进行研究表明,日粮中赖氨酸8.2和6.9g·kg-1不足以促进猪的最适生长。从13周到试验结束期间,增加有效赖氨酸水平对育肥猪的作用效果显著(P<0.05),而赖氨酸6.9g·kg-1不能满足育肥猪的需要量。猪的能量消化率随CP水平(含有效赖氨酸6.9g·kg-1)的降低而下降,其原因可能由于日粮中纤维含量较高而CP含量较低,氮的排出量(g·d-1)随日粮中CP含量的减少而下降,并呈现线性(P<0.001)和二次(P<0.001)下降。研究中计算的氮平衡指标与北爱尔兰和英国的Nitrates Directive方案进行比较,饲喂169g·kg-1CP,8.2g·kg-1有效赖氨酸日粮猪(断奶到育肥)的氮排泄量较低。     

粗蛋白质及有效赖氨酸水平对育肥猪生产性能、氮平衡和养分消化率的影响

研究旨在探讨降低日粮粗蛋白质(CP)水平(设2个有效赖氨酸水平)对育肥猪养分消化率、氮(N)平衡和生产性能的影响。试验中10个育肥日粮处理中包含5个CP水平(分别为144、155、168、182和193g·kg-1基础日粮)和2个水平赖氨酸(赖氨酸6.9和8.2g·kg-1基础日粮)。选用10周龄育肥猪(n=800,大白×长白)进行试验,并于21周+5d结束。记录育肥猪的平均日增重(ADG),平均日采食量(ADFI)和饲料转化率(FCR)。此外,选择育肥猪80头于代谢笼内做氮代谢试验。测定其干物质(DM)、CP、脂肪、粗纤维和能量的消化率。氮平衡值通过尿液和粪便中的氮含量以及ADG值进行测定。猪在10和13周龄(低于40kg)的生长性能较差,表明日粮中的营养不充足。随CP的增加,育肥猪第10¹3周的采食量、ADG和FCR呈现二次增加,说明低水平CP不能提供足够的必需和非必需氨基酸。试验初期阶段,不同水平赖氨酸对猪的生长性能无显著影响。研究表明,日粮中添加赖氨酸8.2和6.9g·kg-1不足以满足猪的最适生长。从13周到试验结束期间,增加有效赖氨酸水平对育肥猪的作用效果显著,而6.9g·kg-1的赖氨酸不能满足育肥猪的需要量。猪的能量消化率随CP水平(含有效赖氨酸6.9g·kg-1)的降低而下降,其原因可能由于日粮中纤维含量较高而CP含量较低,氮的排出量(g·d-1)随日粮中CP含量的减少而下降,并呈现线性(P<0.001)和二次(P<0.001)下降。研究的氮平衡指标与北爱尔兰和英国的NitratesDirective方案(CP169g·kg-1)进行比较,猪(断奶到育肥)日粮有效赖氨酸含量为8.2g·kg-1时氮排泄量较低。     

初次来压前受超前增压荷载作用的坚硬顶板弯矩、挠度和剪力的解析解

 坚硬顶板弯矩、挠度的理论解是矿山岩体力学中未曾获得较好解决的课题。初次来压坚硬顶板问题的超静定次数,比周期来压坚硬顶板问题的超静定次数要高1次。将煤层、直接顶按弹性地基处理,对初次来压前受均布荷载、荷载峰超前的增压荷载和支护阻力共同作用的,工作面中部煤壁前方和采空区单位宽坚硬顶板的挠度进行求解,采用潘 岳等求解周期来压前坚硬顶板弯矩、挠度解中的部分结果,求得满足全部连续条件和自然边界条件的坚硬顶板的4段式挠度表达式中的所有系数。据所得表达式,采用Matlab软件计算和绘图得到的初次来压前坚硬顶板挠度、弯矩曲线在考察区间光滑连接,剪力曲线连续。对曲线进行分析可知：(1) 荷载增减对顶板弯矩、挠度作用明显;(2) 支护阻力可有效减小煤壁前方顶板和悬空顶板的弯矩、挠度及采空区顶板的剪力值;(3) 单位宽顶板的特征长度由弹性地基系数、顶板抗弯刚度组成。在相同荷载下,只要特征长度相同,顶板弯矩分布完全相同,特征长度大者顶板弯矩大;(4) 弹性地基系数小者,煤壁前方顶板挠度(下沉量)大。抗弯刚度小者,采空区顶板挠度(下沉量)大;(5) 顶板弯矩峰位置在煤壁前方。顶板荷载大,支护阻力小,弹性地基系数大者,其弯矩峰与煤壁的距离近。在控顶区两端顶板剪力取最大值。所得硬顶板的关系式为理想坚硬顶板模型的解析解,其应用是从解析解算例中受到启发,获得参数变动时坚硬顶板弯矩、挠度和剪力变化的规律性认识,对采场顶板状况变化作出合理的定性判断,亦可为坚硬顶板断裂过程和断裂引发顶板应变能释放、冲击矿压能量来源及初次来压步距的量化分析提供基础。     

竖向荷载下桩身压缩和桩基沉降变形研究

随着我国建设规模的扩大,桩基础领域发展迅速,长桩基础被越来越多的工程所采用.工程实测表明,桩侧土模量较高的非软土地区,长桩静力试桩的荷载传递和桩身压缩性状与软土地区超长桩性状相似,长桩的桩身压缩量相当可观,计算中应予以考虑.目前的桩身压缩测试结果大都基于工程试桩所得,通过现场大型单、群桩模型试验,深入研究群桩基础承载力、桩身压缩和土体压缩沉降性状.主要研究内容如下:(1) 通过系统模型试验,研究单、群桩基础的承载力性状.群桩中基桩桩身轴力、侧阻力的分布形式因位置的不同而不同.群桩端阻表现出明显的沉降硬化效应,即随着群桩基础沉降的增大,端阻力都会有不同程度的提高,且在较小桩距条件下提高程度较大,在较大桩距条件下提高程度较小.(2) 工程实测表明,桩身压缩产生的沉降始于加载初期,并伴随加载全过程.桩侧土压缩模量较高的非软土地区,长桩静力试桩的荷载传递和桩身压缩性状与软土地区超长桩性状相似,长桩的桩身压缩量相当可观,计算中应予以考虑.(3) 群桩试验表明,桩间土的竖向变形在桩顶处最大,随着深度的增加,桩间土的竖向变形逐渐变小.桩间土除了产生剪切变形(桩、土相对位移)外,还出现压缩变形.(4) 同一荷载水平下,桩端以下土层的沉降值随深度的增加而减小,整体压缩主要产生在距桩端一定厚度的土层范围内,即土层距桩端越近,单位厚度土层的整体压缩量越大;同一深度处,土体整体压缩沉降值随荷载的增大而增大.(5) 当复合基桩分担荷载值一定时,大桩距群桩桩端整体压缩沉降值较小桩距群桩小;桩数多的群桩桩端整体压缩沉降值较桩数少的群桩大,这是由于群桩效应增强所致,即桩距一定时,随着桩数的增多,桩与桩之间的增沉效应增强.(6) 群桩桩端平面以下地基土,其整体压缩变形及压缩层深度因桩距的不同差异很大,即在P=Pu/2(其中,P为群桩承载力特征值,Pu为群桩极限承载力)荷载条件下,大桩距群桩基础地基土整体压缩变形及压缩层深度较小桩距小,这与粉土、软土中群桩试验的结果一致.(7) 研究了桩侧阻力分布模式对桩身压缩沉降的影响机制,给出了考虑不同侧阻分布模式时,桩身压缩系数的3个计算公式:ξe正三角=0.33α+0.67,ξe矩形=0.50α+0.50,ξe倒三角=0.67α+0.33其中zξe正三角,ξe矩形,ξe倒三角,为不同侧阻力分布模式下的桩身压缩系数,α为端阻比例.(8) 给出了小桩距群桩基础的沉降计算公式:s=ψn∑(i=1)σgzi-Esi△zi+se 其中,s为计算沉降值;ψ为沉降计算经验系数;σgzi为群桩各基桩对应力计算点桩端平面以下第i层土1/2厚度处产生的平均附加应力之和;Esi为第i计算土层的压缩模量,采用土的自重压力至土自重加附加压力作用段的压缩模量;.zi为第i计算土层的厚度;se为计算桩身压缩量.该公式可考虑桩身的压缩、桩数、群桩的几何特征、侧阻力分布模式、端阻比例等因素对桩基沉降的影响.(9) 基于目前规范中给出的压缩层厚度确定方法,通过压缩层厚度计算方案的比较,确定了压缩层厚度计算公式.(10) 在已有的考虑桩径影响Mindlin解竖向应力系数的研究成果上,给出了小桩距群桩基础的平均竖向应力系数的数值解,制作相应的数据表格,该表格可供相关的工程设计人员手算沉降量时使用.