DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 试验加载方案简述及结果分析 3.1. 加载方案简述 力(荷载)—位移控制的方法：试件开裂前按20 kN/40 s逐级加载，开裂后按10 kN/20 s逐级加载并循环三次直至屈服，屈服后按屈服位移的0.2倍逐级加载，当极限承载力下降为最大承载力的10%~15%时，对试件停止加载。上图2展示了以RCBC-SS为例的加载过程。 3.2. 试验结果分析 通过对试验数据的分析，本节将从延性、承载力、刚度退化以及耗能能力这几个方面展开论述。 3.2.1. 滞回曲线特征概述 滞回曲线是研究结构或构件抗震性能的重要工具，是体现结构或构件抗震性能的综合性指标，也是研究延性、承载力、刚度退化以及耗能能力的基础。 试验所得滞回曲线如下图3中的(a)， (b)所示。 观察上图所示的滞回曲线可得： 图3. 各试件滞回曲线 1) 相比RCBC-SS，RCBC-SR每级循环荷载下的滞回环面积均有所增大，滞回曲线更为饱满； 2) 两者均有较长的屈服平台； 3) 在下降段，RCBC-SR承载力的变化幅度大于RCBC-SS。 3.2.2. 骨架曲线特征概述 将每一级加载得到的滞回环上荷载最大的点连接起来所形成的包络线即为骨架曲线。骨架曲线集中体现了试件的承载能力和延性。 各试件骨架曲线对比图如下图4所示。 图4. 各试件骨架曲线对比图 从图中可以看出： 1) 试件屈服前，SS和SR的曲线几乎重合，试件进入屈服后，SR的割线刚度明显高于SS； 2) 屈服后，试件SR的屈服平台明显高于SS； 3) 在下降段，SR和SS的极限荷载基本相同，但由于SR的最大承载力远大于SS，所以SR承载力的下降幅度远大于SS。 3.2.3. 延性 结构或构件的延性一般通过无量纲参数位移延性系数定量地表示，位移延性系数越大说明试件的延性性能越好，位移延性系数的定义为： μ = Δ u / Δ y Δ y 为屈服位移，取纵筋屈服时对应的位移， Δ u 为极限位移，取承载力降为最大承载力的85%时对应的位移，各试件的位移延性系数如表4所示。 分析表中数据可得： 1) 两试件的延性比均在3~8之间，根据抗震设计规范的要求，两试件均有较好的延性性能和塑性变形能力； Table 4 Displacement ductility coefficient of specimen 试件编号 配筋率 正向屈服位移/mm 正向极限位移/mm 延性比 反向屈服位移/mm 反向极限位移/mm 延性比 平均延性比 RCBC-SR 2.21% 14.53 55 3.79 −13.88 −55 3.96 3.88 RCBC-SS 1.58% 8.33 50 6.00 −9.02 −50 5.54 5.77 表4. 各试件位移延性比 2) 当试件的配筋率从1.58%增大到2.21%时，试件的延性比从5.57降低到了3.88，说明在此范围内配筋率的增大会降低试件延性； 3) 相比与试件SS，SR的屈服位移增长了74%，极限位移只增长了10%，配筋率的增大使SR获得了较大的屈服位移，而在此配筋率范围，混凝土的强度和变形能力限制了SR极限位移的增长，所以导致SR延性比明显减小。 3.2.4. 承载力分析 将各试件的荷载与对应的位移列入下表5所示。 Table 5 Displacement and bearing capacity of specimen 试件编号 正向屈服荷载/KN 正向屈服位移/mm 正向最大荷载/KN 正向最大荷载位移/mm 正向极限荷载/KN 正向极限位移/mm RCBC-SR 140 14.5 306 45 209.8 55 RCBC-SS 120 8.33 244 40 217.2 50 表5. 各试件特征位移及承载力汇总表 分析表5的数据，可得： 1) 试件配筋率从1.58%增加到2.21%使得构件最大承载力从244KN增加到了306KN，增长了25.4%，说明配筋率的增大对试件最大承载力的提高效果明显； 2) 配筋率的增大使得混凝土受压区高度增加，有更多的混凝土参与到受压承载中，所以配筋率增大明显增加了试件的最大承载力，而相同强度的混凝土(C40)则决定了在此配筋率范围内，两者相近的破坏荷载。 3.2.5. 刚度退化 本文采用割线刚度代替试件的实际刚度，割线刚度的计算分三个阶段：开始加载到屈服为第一阶段、屈服到最大承载力为第二阶段以及最大承载力到破坏为第三阶段，分别用K 1 、K 2 和K 3 表示这三个阶段的割线刚度。用α 1 和α 2 分别表示试件的刚度折减系数，其中α 1 = K 2 /K 1 和α 2 = K 3 /K 1 。 各试件割线刚度及折减率如下表6所示。 Table 6 Stiffness change of specimen 试件编号 K 1 K 2 K 3 α 1 α 2 RCBC-SR 9.64 5.45 −9.62 0.57 −1.00 RCBC-SS 14.41 3.92 −2.68 0.27 −0.19 表6. 各试件刚度变化一览表 从表中可以看出： 1) SR的屈服后刚度K 2 高于SS，说明增大配筋率可以在试件屈服后获得较大的结构抗力； 2) 相比于SS，SR的配筋率从增加到了2.21%，α 1 从0.27增加到了0.57，说明配筋率的增大可以减缓刚度的退化； 3) SR的α 2 绝对值远大于SS，表明破坏时SR的承载力降低的幅度更大。 3.2.6. 耗能能力 结构或构件在一次周期性荷载中所消耗的能量可以通过计算滞回环所围成的面积求得，下表7列出了试件在加载过程中各阶段的耗能和总耗能。 Table 7 Dissipation of specimen 耗能(KN*mm) 试件编号 屈服 最大荷载 极限荷载 总耗能 RCBC-SR 2452.83 4131.56 7496.59 28，556.59 RCBC-SS 1242.52 4040.42 5168.72 19，237.66 表7. 各试件各阶段耗能如下表 因各试件的位移和承载力不同，为了消除其影响，使得各试件的耗能能力具有可比性，在此引入结构动力学中比阻尼容量的概念 [ 10 ] ，其定义如下所示： h e = E S O / E D 式中， E S O 为试件一个循环中吸收的能量， E D 为试件在同一个循环中达到最大位移时的势能。 计算各试件在刚达到屈服、达到最大承载力以及达到极限承载力时对应的比阻尼容量值并列于下表8。 Table 8 Specific damping capacity of specimen 试件状态 试件编号 屈服 最大荷载 极限荷载 RCBC-SR 0.28 0.30 0.52 RCBC-SS 0.30 0.41 0.48 表8. 各试件比阻尼容量一览表 从表中可以看出： 1) 表7表明将配筋率从1.58%增加到2.21%总耗能增加了48.4%，明显提升了试件的总耗能； 2) 由表8可知，在使试件第一次达到屈服的那一级循环荷载作用下，RCBC-SS的比阻尼容量略高于RCBC-SR，此时两者的耗能效率相差不大，这主要是因为此时钢筋基本未屈服，主要是依靠混凝土在耗能； 3) 结合表7和表8可以看出，当试件达到最大承载力时，RCBC-SS和RCBC-SR的耗能相近，但SS的耗能效率比SR高，说明SS可以以较小的变形和承载力获得和SR相近的耗能； 4) 当试件达到极限荷载时，SR的耗能相比SS增长了45%，而比阻尼容量只增长了8%，说明配筋率增加可以明显改善试件的耗能，但对试件的耗能效率影响不大。
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user: 4. 结论 1) 当试件配筋率从1.58%增加到2.21%时，试件的耗能明显增加； 2) 当配筋率在1.58%~2.21%，配筋率的增大使得混凝土受压区的高度增大，从而增大了试件的承载力； 3) 配筋率在1.58%~2.21%范围内时，试件的延性会因为配筋率的增大而降低，虽然试件在屈服后会因为配筋率的增大而获得更高的结构抗力，但试件在破坏时会因为配筋率的增大而产生脆性破坏的趋势。
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user: 摘 要 以常熟碧溪大桥(矮塔混凝土斜拉桥)为工程背景，基于影响矩阵方法，考虑主梁体内预应力作用，以主梁和主塔弯曲能量最小为目标函数，以主梁和主塔控制截面的内力为约束条件，进行了成桥索力优化分析。分析结果表明：优化计算获得的大桥合理成桥索力有利于减小混凝土收缩徐变和预应力损失给桥梁运营带来的不利影响；对成桥状态下进行了移动荷载分析，结果表明活载作用对结构状态影响较小；此成桥状态满足设计规范及合理成桥状态优化目标要求。 关键词 :矮塔斜拉桥，影响矩阵，未知荷载系数，成桥索力优化 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 矮塔斜拉桥又称“部分斜拉桥”，是介于刚性连续梁桥和柔性常规斜拉桥的一种桥型，具有刚柔相济的结构特性 [ 1 ] [ 2 ] 。矮塔斜拉桥具有经济、美观、施工方便、跨径布置灵活等优点，近二十年来，在国内外城市景观桥梁、轻轨、高速铁路桥梁建设中得到广泛应用。矮塔斜拉桥在我国应用的历史仅十多年，在索力优化、受力特性研究、极限承载力分析、施工控制等诸多领域仍有待进一步的研究 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 。 合理成桥状态是指斜拉桥在施工结束后，在所有恒载作用下，包含预应力荷载，各个构件受力满足某种理想状态。目前，进行一般斜拉桥成桥索力优化的方法主要有影响矩阵法、零阶方法、最小弯曲能量法等 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] 。但是混凝土矮塔斜拉桥主梁配置了大量体内预应力钢筋，体内预应力对成桥状态的影响与斜拉索索力分布状态作用相当，因此不能完全照搬斜拉桥一般索力优化的方法。必须考虑体内预应力作用影响与斜拉索索力比例分配优化问题，处理好索力和预应力同时优化的关系。目前的相关文献，对于同时考虑索力与预应力影响的方式比较模糊。 本文以常熟市碧溪大桥为工程背景，基于影响矩阵方法，考虑主梁体内预应力影响，以主梁和主塔单元的弯曲能量最小为目标函数，以主梁和主塔控制截面(如塔底截面、主梁根部截面等)的内力为约束条件，对大桥进行成桥索力优化。
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user: 2. 工程概况与模型的建立 常熟市碧溪大桥为双塔双索面混凝土矮塔斜拉桥，跨径布置41.6 + 80 + 41.6 m，桥面宽32 m。主塔下部为等截面、上部为变截面的现浇钢筋混凝土结构，从主梁顶面起主塔高为15.8 m；主梁为双向预应力双肋板式截面。主塔在桥台上部塔-梁-墩固接，副塔在塔梁固接梁底设立支座。每个桥塔斜拉索7对，由环氧喷涂钢绞线组成，标准强度1860 MPa。主桥立面图及拉索编号如图1所示。 本文借助于有限元软件MIDAS/CIVIL 2010对于大桥进行有限元仿真分析，主梁、索塔和桥墩以梁单元进行模拟，建模时采用“双主梁模型”。考虑到斜拉索只受拉并有一定的初张力，采用桁架单元对其进行模拟，拉索的垂度效应影响采用Ernst公式换算弹性模量。拉索锚固点均采用和主梁主塔单元共节点的方式进行模拟，塔墩梁固结处采用梁单元共节点方式处理，塔底固结处理。主梁按照截面积等效和抗弯刚度等效原则，双肋与中横梁以共节点的方式组成空间平面框架；主塔按照实际结构尺寸进行模拟。全桥计算模型共划分365个单元。全桥有限元模型如图2所示。 图1. 主桥立面图及拉索编号 图2. 碧溪大桥整体有限元模型
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user: 3. 成桥索力优化计算原理 影响矩阵法是基于调值计算原理提出的一种索力优化方法，它可以考虑主梁预应力及汽车活载等多种因素的影响，通过设置优化控制目标和约束条件，得到满足设计要求的合理成桥索力。本文采用影响矩阵调值原理，以大桥结构弯曲应变能为目标函数，考虑预应力及运营车辆荷载作用，以结构关键截面应力容许范围为约束条件，进行成桥索力优化。计算过程如下： 假设结构满足线性叠加原理，根据影响矩阵的定义： [ C ] { X } = { D } (1) 其中 { X } 为施调相量索力向量； { D } 为梁塔关键面弯矩向量； [ C ] 为影响矩阵。 以大桥结构弯曲应变能为目标函数，则： U = ∫ S M 2 ( S ) 2 E I = ∑ i = 1 m L i 4 E i I i ( M L i 2 + M R I 2 ) (2) 式中：m为离散结构的单元总数； L i 、 E i 、 I i 分别为i号单元的杆件长度、弹性模量、截面惯性矩； M L i 、 M R i 分别表示单元i杆件左右端弯矩。上式矩阵形式为： U = { M L } T [ B ] { M L } T + { M R } T [ B ] { M R } T (3) 式中： { M L } T ， { M R } T 分别为杆件单元左右端弯矩向量； [ B ] 为对角系数矩阵； 对角系数为： b i i = L i 4 E i I i ， i = 1 ， 2 ， 3 ， ⋯ ， m 令调索前杆件左右端弯矩为 { M L 0 } 、 { M R 0 } ，施调索力向量为 { T } ，则调索后弯矩向量 { { M L } = { M L 0 } + [ C L ] { T } { M R } = { M R 0 } + [ C R ] { T } (4) 式中： [ C L ] 、 [ C R ] 分别为索力对左右端弯矩的影响矩阵，将式代入式得： U = U 0 + { M L 0 } T [ B ] [ C L ] { T } + { T } T [ C L ] T [ B ] { M L 0 } + { T } T [ C L ] T [ B ] [ C L ] { T }         +   { M R 0 } T [ B ] [ C R ] { T } + { T } T [ C R ] T [ B ] { M R 0 } + { T } T [ C R ] T [ B ] [ C R ] { T } (5) U 0 为与 { T } 无关的常数，由结构特性及其他荷载效应决定。根据变分原理，为了使结构弯曲应变能最小，则 ∂ U ∂ T i = 0 ， ( i = 1 ， 2 ， 3 ， ⋯ ， n ) 。n为调索的总数，即56。得到： ( [ C L ] T [ B ] [ C L ] + [ C R ] T [ B ] [ C R ] ) { T } = − [ C R ] T [ B ] { M R 0 } − [ C L ] T [ B ] { M L 0 } (6) 求解式线性方程组即可得到结构弯曲应变能最小目标下的成桥索力。
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user: 4. 成桥索力优化实施流程 采用MIDAS/CIVIL 2010“未知荷载系数”索力优化功能模块自动计算并根据结构分析经验进行局部人工调整，实现合理成桥索力。以主梁和主塔控制截面(如塔底截面、主梁根部截面等)的内力为约束条件，主梁主塔全部单元的上下缘应力为验算条件(必须满足)，兼顾拉索力均匀性以及边墩反力，对大桥进行成桥索力优化。具体实现过程如下： 1) 根据设计资料，建立碧溪大桥空间有限元模型。 2) 确定各斜拉索张力荷载工况以及结构自重、预应力荷载、二期恒载等荷载工况。 3) 根据实际支承情况对有限元模型施加边界约束条件，进行一次落架成桥计算。 4) 利用“未知荷载系数”模块功能，选取弯矩应变能作为目标函数。约束条件为：索塔塔顶侧移以及主梁跨中挠度限值，索塔塔底与主梁固结处截面、主梁根部与索塔固结处截面、主梁边跨四分点截面以及主跨八分点截面弯矩限值；边墩不出现负反力。求解拉索初张力并组合荷载。 5) 判断主梁主塔的边缘应力是否超过材料容许应力，结构应力分布是否合理。否则重新调整“未知荷载系数”来调整索力。 6) 调整索力使主梁主塔的边缘应力、拉索索力相对均匀。将此荷载组合作用下的索力值作为合理成桥索力。
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user: 5. 成桥索力优化计算结果与分析 表1为一次成桥合理拉索初张力，在此组斜拉索初张力以及结构恒载作用下，进行一次落架计算，得出成桥状态下斜拉索内力即恒载作用下合理成桥索力，如表2所示。相应的成桥结构内力及应力状态如图3~7所示。 与合理成桥索力对应的合理成桥结构内力及应力状态如图3~7所示。 Table 1 Reasonable initial tension of integral cast constructio 斜拉索编号 1# 2# 3# 4# 5# 6# 7# 一次成桥合理初张力(kN) 2339 2297 2445 2594 2751 2907 3048 斜拉索编号 1'# 2'# 3'# 4'# 5'# 6'# 7'# 一次成桥合理初张力(kN) 2412 2355 2397 2563 2689 2843 2994 表1. 一次成桥合理初张力 Table 2 Reasonable bridge cable forc 斜拉索编号 1# 2# 3# 4# 5# 6# 7# 合理成桥索力(kN) 2221 2161 2323 2501 2667 2839 3009 斜拉索编号 1'# 2'# 3'# 4'# 5'# 6'# 7'# 合理成桥索力(kN) 2346 2288 2326 2478 2620 2771 2930 表2. 合理成桥索力 图3. 合理成桥索力柱状图 图4. 合理成桥弯矩图 图5. 合理成桥轴力图 图6. 合理成桥结构上缘应力图 图7. 合理成桥结构下缘应力图 从图中可以看出，优化计算得到的大桥成桥索力比较均匀且有一定规律。与此相对的成桥结构内力状态，主梁和主塔弯矩幅值很小，主梁弯矩幅值最大6670 kN·m，最小−6322 kN·m。由于碧溪大桥跨径不是很大，该弯矩幅值比较小，且主梁弯矩图接近主梁形心连线分布。 主梁根部位置以小幅正弯矩为主，边跨L/2截面和主跨L/2截面弯矩分布都是小幅负弯矩为主，有利于减小运营期间混凝土收缩徐变和预应力损失对于结构的不利影响，增加了安全储备。 主梁轴力变化均匀，主梁主塔上下缘应力大小变化均匀。除了边墩附近主梁下缘应力有0.6 Mpa左右的拉应力外(远小于结构拉应力极限为1.89 Mpa)，主梁主塔在其余区域全截面受压，应力幅值为−6.7 Mpa，结构具有足够的安全储备。 综上所述，此成桥车辆荷载作用下的结构内力分析表明，活载作用对结构内力影响较小，主要原因是混凝土矮塔斜拉桥恒载较大。斜拉索应力增量最大为39 Mpa，远小于斜拉索强度极限。 状态满足设计规范及成桥状态优化目标要求，该成桥状态下结构弯曲应变能接近最小，此组索力可以作为合理成桥索力。
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user: 6. 结语 以常熟碧溪大桥(矮塔混凝土斜拉桥)为工程背景，基于影响矩阵方法，在计入已知的主梁体内预应力的前提下，以主梁和主塔单元的弯曲能量最小为目标函数，以主梁和主塔控制截面(如塔底截面、主梁根部截面等)的内力容许范围为约束条件，对大桥进行了成桥索力优化分析。研究结果表明： 1) 优化分析得到的大桥成桥索力比较均匀且有一定规律。 2) 在边跨和中跨跨中位置弯矩分布以小幅负弯矩为主，主梁根部位置以小幅正弯矩为主，此种内力状态有利于减小混凝土收缩徐变和预应力损失给桥梁运营带来的不利影响。 3) 对成桥状态下进行了移动车辆荷载作用分析，结果表明活载作用对混凝土矮塔斜拉桥结构状态影响较小。
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user: 摘 要 本文结合某既有桥梁，建立桥梁结构有限元模型，模拟计算不同工况下桥梁受力与变形情况，确定桥梁静载试验的监控截面及监控点，通过不同的加载方案，得到了桥梁在不同受力状态下关键部位的变形及受力数据，对比实际监测与理论计算值，对桥梁整体健康安全状况进行评价，为以后桥梁检测中的静载试验及健康状况评价提供一些参考。 关键词 :桥梁检测，静载试验，应变，挠度 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着基础设施建设项目中桥梁的大量使用，既有桥梁随着使用时间的增加，桥体会逐渐出现损伤、老化等现象，桥梁梁体表面会出现渗漏水、细小裂缝、支座变形等现象，当以上表观现象累积到一定程度就会对桥梁整体结构安全带来影响，定期或不定期对桥梁健康安全状态进行监测评价是确保桥梁正常使用的前提和关键因素。目前对桥梁健康状况评价大多是通过桥梁在不同使用状态下的各项指标的监测和测试实现的，如英国工程师在Foyle连续钢箱梁上布置传感器，收集桥梁在车辆运行及风荷载作用下主梁的振动、挠度和应变情况，以此分析、判断桥梁的健康状况 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。而目前国内对大型桥梁的监测、评估均有较多的实际案例，如武汉的跨长江的白沙洲大桥、江苏的江阴长江大桥等均安装了健康监测用的传感设备，桥梁在实际运行过程中的各项指标数据均能实时上传到监控中心并由相应分析程序分析判断以得出桥梁的健康状态 [ 4 ] [ 5 ] 。对于中小型桥梁，目前因成本原因，无法完全做到实时采集数据并动态分析与判断，较多采用定期静、动载试验结合的方法分析桥梁在不同状态的受力与变形情况，从而分析、判断桥梁的健康安全状态 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 。 静载试验是通过测试桥梁结构在试验荷载作用下的控制截面的应变、位移或裂缝，分析判定桥梁的状态。评定现有桥梁的实际承载能力，判断结构的安全承载能力和使用条件，从而对既有桥梁的健康状况进行评估并提出桥梁维修、加固及运营管理的要求 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ] 。本文根据某跨铁路桥梁工程的静载试验，分析了既有桥梁在不同工况下的受力、变形情况，对桥梁健康状况进行了评价。
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user: 2. 工程概况 武汉市东湖新技术开发区某跨铁路桥梁，全桥总长594 m，如图1所示。主桥采用2 × 53 m变截面箱形预应力混凝土现浇连续刚构+2×34 m等截面斜腹板预应力砼连续箱梁；引桥采用3 × 30 m + 3 × 30 m + 4 × 30 m + 4 × 30 m = 420 m等截面预应力砼连续箱梁结构。下部结构主墩采用板式墩，其余桥墩均采用门型板式墩，基础均采用钻孔灌注桩。 桥梁主要技术标准为：汽车荷载：城-A；铁路荷载(仅主桥)：中-活载；有轨电车车辆轴重(仅主桥)：不大于12.5 t。经现场普查，发现桥梁排水也附近出现较为明显的水渍现象(图2)，现拟定对该桥实施静 图1. 桥梁外观图及剖面图 图2. 桥梁外观渍水图 载试验以判定桥梁健康安全状态。
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user: 2. 静载试验目的及试验内容 2.1. 静载试验目的 通过静载试验，考察桥梁结构的整体变形规律，了解结构的实际受力状态和工作状况，并与数值计算结果进行对比，从而对桥梁的整体结构的安全承载能力和使用条件做出判断，检验桥梁结构的承载能力、结构变形及正常使用状态是否满足设计要求。 2.2. 试验内容 1) 理论计算 在进行荷载试验前，首先根据桥梁结构型式、控制活荷载等参数，采用有限元软件MIDAS/civil计算本桥控制截面在各个活荷载工况下的内力。控制截面最不利活载内力计算的方法是先求出该截面的内力影响线，利用影响线并根据加载车道数和动力系数计算出该截面在控制活荷载作用下的最不利内力。再按内力(应力)等效的原则确定加载车辆参数后，得出桥梁在试验荷载(加载车辆)作用下的理论应变值和位移值，用以和加载试验实测数据进行比较，从而判断桥梁结构是否满足承载力和使用要求。分别选取2 × 53 m (连续刚构)和2 × 34 m (连续箱梁)建立有限元模型进行计算(图3)，其对应的混凝土强度等级分别为C55和C50。 选取左幅第4联(连续刚构)和右幅第4联(连续箱梁)，采用MIDAS软件计算桥梁在控制荷载作用下的内力(弯矩)，各测试跨设计荷载标准组合弯矩包络图见图4，连续刚构对应的最大弯矩值分别16，515.5 kN∙m和−33，130.8 kN∙m，连续箱梁对应的最大弯矩值分别−8408.8 kN∙m和13，521.4 kN∙m。 图3. 有限元模型图 图4. 设计荷载标准组合弯矩包络图 2) 测试截面选取及测试点布置 根据弯矩包络图，为反映桥梁在试验荷载作用下应力、挠度的大小，试验跨及测试截面详见图5，测试内容如表1所示。 Table 1 Main test section， control internal force and the test conten 序号 桥跨 控制截面 控制内力 测试内容 1 左幅第4联 主桥(连续刚构) A-A截面 最大正弯矩 各级试验荷载作用下测点应变 各级试验荷载作用下测点竖向变位 2 B-B截面 最大负弯矩 各级试验荷载作用下测点应变 3 右幅第4联 主桥(连续箱梁) C-C截面 最大负弯矩 各级试验荷载作用下测点应变 4 D-D截面 最大正弯矩 各级试验荷载作用下测点应变 各级试验荷载作用下测点竖向变位 表1. 主要测试截面、控制内力及测试内容 考虑到测试跨的结构形式和受力特点，选取桥梁跨中截面、支点附近截面作为控制截面，测量跨中截面在各级试验荷载作用下应力及竖向变位，各截面测点布置如图6所示；测量支点截面在各级试验荷载作用下应力。 3) 试验荷载工况 根据等效荷载的原理，即设计荷载与试验荷载(载重汽车)作用效应一致的原则，并根据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)规定 [ 16 ] ，对交(竣)工验收荷载，荷载试验效率宜介于0.85~1.05之间的要求，通过软件计算得出加载车吨位和台数。本次荷载试验各工况采用3~6辆载重汽车进行加载，加载车辆前轴重100 kN，后轴重400 kN，总轴重500 kN。 图5. 主梁应力、挠度测试截面(单位：cm) 图6. 应力、挠度测点布置示意图 根据前面计算结果，本次桥梁结构选取三种工况状态分析结构状态，工况一对应连续刚构中的A-A、B-B截面的受力与变形，平面加载位置如图7中(a)所示，工况二对应连续箱梁中的C-C、D-D截面的受力与变形，平面加载位置如图7中(b)所示，工况三对应连续刚构中的A-A、B-B截面的最大中载正弯矩和最大中载负弯矩，平面加载位置如图7中(c)所示。 根据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)规定，对交(竣)工验收荷载，荷载试验效率宜介于0.85~1.05之间的要求。 0.85 ≤ η = S S S ( 1 + μ ) ≤ 1.05 (式2.1) 式中： η ——静力试验荷载效率； S S ——静载试验荷载作用下控制截面内力计算值； S ——设计标准活荷载不计冲击作用时产生的某试验工况的最不利计算效应值； ( 1 + μ ) ——设计计算取用的动力增大系数。 本次荷载试验各工况荷载效率见表2。 图7. 平面加载位置(单位：cm) Table 2 The efficiency of static load test loa 测试桥跨 工况编号 工况内容 试验荷载效应 设计荷载效应 效率系数 左幅第4联 主桥(连续刚构) 工况一 (偏载) A-A截面最大正弯矩 14，552.5 16，515.5 0.88 B-B截面最大负弯矩 −29，877.2 −33，130.8 0.90 工况三 (中载) A-A截面最大正弯矩 14，552.5 16，515.5 0.88 B-B截面最大负弯矩 −29，877.2 −33，130.8 0.90 右幅第4联 主桥(连续箱梁) 工况二 (偏载) C-C截面最大负弯矩 −7714.4 −8408.8 0.92 D-D截面最大正弯矩 14，114.1 13，521.4 1.04 表2. 静载试验荷载效率 注：设计控制内力已计入冲击系数(冲击系数按2004《桥规》进行计算)。
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user: 3. 测试数据分析 3.1. 实测数据计算 3.1.1. 实测挠度与应变计算 跨中截面在静力荷载试验时的挠度，按下式进行计算： S = D − ( D 1 + D 2 ) / 2 (式3.1) 式中：S — 桥梁某工况跨中截面在静力荷载试验时的挠度； D — 该工况作用下跨中实测竖向变位值； D 1 — 该工况作用下一端支座处竖向变位值； D 2 — 该工况作用下另一端支座处竖向变位值。 静力荷载试验的各测点实测变位与应变的计算按下式进行。 1) 总变位(或总应变)： S t = S I − S i (式3.2) 2) 弹性变位(或弹性应变)： S e = S I − S u (式3.3) 3) 残余变位(或残余应变)： (式3.4) 式中：S i — 加载前测值； S I — 加载达到稳定时测值； S u — 卸载后达到稳定时测值。 3.1.2. 测点实测应力计算 1) 在单向应力状态下，测点应力可按下式进行计算： σ = E ε (式3.5) 式中：σ — 测点应力； E — 构件材料的弹性模量； ε — 测点实测应变值。 2) 在主应力方向已知的平面应力状态下，测点应力可按《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)规定进行计算。 3.1.3. 主要测点的校验系数及相对残余变形的计算 对加载试验的主要测点(即控制测点或加载试验效率最大部位测点)按下式计算校验系数ζ： ζ = S e / S s (式3.6) 式中：S e —试验荷载作用下量测的弹性变位(或应变)值； S s —试验荷载作用下的理论计算变位(或应变)值。 对加载试验的主要测点，按下式计算其相对残余变位(或应变)： S ′ P = ( S P / S t ) × 100 % ； (式3.7) 式中： S ′ P ——相对残余变位(或应变)，S P 、S t 见公式(4)、公式(2)。 3.2. 试验结果及分析 3.2.1. 挠度测试结果及分析 在各试验荷载工况作用下，连续刚构及连续箱梁测试截面竖向挠度测试结果见图8，图中工况一及工况三对应跨中A-A截面挠度，工况二对应跨中D-D截面挠度，图中各测点挠度均为负值，表明加载时各测加载时实际向下变形，在不同工况下，A-A截面及D-D截面的最大变形均发生在截面中部，测试截面在各荷载工况作用下的挠度值均小于规范规定的L/600，满足规范要求。根据前述加载量计算得到A-A、D-D截面挠度理论计算值分别为−2.52 mm和−3.01 mm，据式3.6可以计算得到A-A截面在工况一和工况三两种加载形式下的校验系数分别为0.69和0.71，D-D截面的校验系数为0.58，A-A、D-D截面均能满足校验系数要求。 图8. 不同工况下各测点挠度值 在不同加载工况下，根据式3.7计算得到各测试截面在荷载试验载重汽车退出桥跨后的挠度残余变形详见表3。 Table 3 The main residual deformation value under corresponding working conditions (mm 截面编号 测点编号 1 2 3 4 5 A-A 工况一 0.06 0.08 0.06 0.02 −0.02 A-A 工况二 −0.03 −0.04 −0.06 −0.03 −0.02 D-D 工况三 0.09 0.11 0.14 0.12 0.13 表3. 主桥在对应工况作用下残余变形值(mm) 测试结果表明试验跨各测试截面的残余变形均小于《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)的规定，满足规范要求，试验跨各主要受力构件在试验荷载作用下具有良好的弹性恢复能力。 3.2.2. 应变测试结果及分析 各测试截面在最不利试验荷载工况作用下，各测点应力测试结果及分析见图9至图11，其中，残余应变值按式3.8计算得到，图9和图10分别为A-A截面和B-B在工况一和工况三情况下的应变值及残余应变值，图11为C-C和D-D截面在工况二情况下的应变值及残余应变值。应力符号定义为：正值(+)表示拉应力，负值(−)表示压应力；图中实测值及理论值均为满载工况下应力值。 图9. A-A截面实测应变及残余应变值 图10. B-B截面实测应变及残余应变值 图11. C-C、D-D截面实测应变及残余应变值 A-A截面在工况一及工况三下，理论计算应变值为17，根据图9所得数据，可计算工况一、工况三对应的校验系数分为0.63及0.59；B-B截面在工况一及工况三下，理论计算应变值为−13，根据图10所得数据，可计算工况一、工况三对应的校验系数分为0.7及0.66；在工况二下，C-C、D-D截面对应理论计算应变值分别为−18及30，实测数据分析得到对应的校验系数分别为0.54和0.56。各测试截面在试验工况荷载作用下，各截面的正应力校验系数为0.54~0.75 (<1.0)。根据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)规定，说明各试验跨强度满足设计荷载等级的正常使用要求。 各测试截面在荷载试验载重汽车退出桥跨后的残余应力最大值为1.5，对应的相对残余应变最大值为0.15，小于规范容许值0.2，因此，各截面残余应力均能满足要求。表明试验跨各主要受力构件在试验荷载作用下具有良好的弹性恢复能力。
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user: 4. 结论 1) 测试截面在各荷载工况作用下的挠度值均小于规范规定的L/600，满足规范要求，试验跨跨中截面的挠度校验系数在0.58~0.75之间，校验系数均小于1，依据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)，说明本桥试验跨满足设计荷载等级正常使用要求。 2) 各测试截面在试验工况荷载作用下，各截面的正应力校验系数为0.52~0.75 (<1.0)。根据《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)规定，说明各试验跨强度满足设计荷载等级的正常使用要求。 3) 试验跨各测试截面的残余变形和残余应变均小于《公路桥梁荷载试验规程》(JTG/T J21-01-2015)的规定，满足规范要求，试验跨各主要受力构件在试验荷载作用下具有良好的弹性恢复能力。
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user: 摘 要 为科学量化农村建设用地整理潜力，在人均用地估算法测算的理论潜力基础上，建立农村建设用地整理潜力逐级修正模型，对理论潜力进行适宜性修正和规划修正，并对修正后的现实潜力采用自然裂点法进行分级。研究结果表明修正后的农村建设用地整理现实潜力更接近实际，更为科学合理，基于GIS技术的自然裂点法潜力分级也比较合理，能够科学指导农村建设用地整理的方向，研究结果可为编制土地整治规划，促进农村建设用地整理活动的顺利开展与实施提供依据。 关键词 :农村建设用地整理，理论潜力，修正，现实潜力 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 近年来，随着城镇化的推进，农村人口涌入城镇，造成“空心村”问题严重，另外农村经济迅速发展也使得村镇建设发展迅速，很多地区农村产生了“村庄规模不断扩张”、“一户多宅”、“空心村”等问题，造成农村土地资源的严重浪费和建设用地结构的极不合理、除此之外，很多地区农村建设用地分布零散，影响了新农村建设。因此，亟需对农村建设用地进行整理。而科学量化农村建设用地整理潜力则是开展农村建设用地整理的前提和基础 [ 1 ] 。另外，我国各地正在编制“十三五”土地整治规划，农村建设用地整理潜力的科学量化也是科学编制土地整治规划的重要前提。 目前，对于农村建设用地整理潜力测算主要有闲置率法 [ 2 ] 、规划模拟法 [ 3 ] 、户均用地估算法 [ 4 ] 和人均用地估算法 [ 5 ] [ 6 ] 等方法。闲置率法简单易行，但仅适用于闲置土地现象较为普遍的区域；规划模拟法指参照土地利用总体规划中农村建设用地可整理规模进行测算，对规划的准确度依赖性较强；户均用地估算法与人均用地估算法比较类似，都是根据现状与国家规定标准差值来计算潜力，但户均用地估算法不易测算规划目标年整理区的户数，而人均用地估算法较易测算目标年人口数，也比较简单易行，但该方法测算的潜力偏大，难以实现 [ 7 ] 。为此，我国很多学者在人均用地估算法的基础上，从限制潜力发挥的自然、经济和社会等方面构建估算模型，意图使潜力测算更贴近实际 [ 8 ] [ 9 ] 。但农村建设用地整理是一项系统工程，涉及到地形地貌、交通、水利、环境和生态等多个方面，也必须符合土地利用总体规划，因此，对农村建设用地潜力的测算就必须考虑整理的适宜性与土地利用总体规划的约束。 基于此，本文以城固县为研究区，对人均用地估算法测算的农村建设用地整理潜力进行适宜性修正与规划修正，为科学量化土地整治潜力提供参考依据。
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user: 2. 研究思路与数据来源 1) 研究思路 采用人均用地估算法初步计算农村建设用地整理的理论潜力，再考虑农村建设用地整理潜力释放过程中的自然、社会经济、生态适宜性及规划引导等因素影响，建立农村建设用地整理潜力逐级修正的测算模型，对理论潜力进行适宜性修正与规划修正，获得农村建设用地整理的现实潜力，然后运用ArcGIS软件的空间分析功能，采用自然烈点法对现实潜力进行分级。本文研究技术路线如图1所示。 图1. 研究技术路线 2) 数据来源 本文所需数据主要来源于城固县2015年土地利用现状变更调查、土地利用总体规划、耕地质量等别更新成果、国民经济与社会发展统计与规划、移民搬迁安置总体规划、村庄布点规划、土壤普查、交通运输现状与规划、水利现状与发展规划、地质灾害与防治、水土流失、土地荒漠化、自然保护区、水源保护区等资料。
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user: 3. 实证研究 1) 研究区概况 城固县位于陕西省南部汉中盆地腹部，地处东经107˚03'~107˚30'、北纬32˚45'~33˚40'之间，北依秦岭南麓，南屏巴山北坡，中纳汉江平川，地形南北长101 km、东西宽42 km，县域土地总面积221，337.36 hm 2 ，辖15个镇2个街道办事处，232个行政村，40个社区，总人口54万，是陕西省汉中市第二人口大县和副中心城市。2015年，城固县农村建设用地面积为5455.01 hm 2 。 2) 理论潜力的测算 采用人均用地估算法测算农村建设用地整理的理论潜力，理论潜力是农村建设用地现状面积与确定的人均农村建设用地标准与规划期末农村人口乘积的差值，计算公式见式(1)： Q t = S 0 − B t × P t = S 0 − B t × ( P 0 × ( 1 + r ) n ± Δ P ) (1) 式(1)中： Q t 为农村建设用地整理理论潜力； S 0 为农村建设用地现状面积； B t 为目标年农村建设用地标准； P t 为目标年农村人口数； P 0 为基期年农村人口数量；r为自然人口增长率；n为规划年限； Δ P 为人口机械变化量。 按照《镇规划建设标准》(GB50188-2007)、城固县移民搬迁规划、城固村庄布点规划，通过调查及统计分析，确定山区、丘陵地区、平原区用地标准分别为80 m 2 /人、90 m 2 /人、100 m 2 /人，根据式(1)测算出城固县农村建设用地整理的理论潜力共1429.69 hm 2 。 3) 适宜性修正系数测算 深入分析自然、社会经济、土地利用、生态环境适宜性等对农村建设用地整理潜力释放的影响，综合确定农村建设用地整理的适宜性指数，并采用式(2)计算农村建设用地整理潜力的适宜性修正系数。 f ( Y ) = ∑ i = 1 n ( S i S × n Y i ) (2) 式(2)中： f ( Y ) 为整理区内农村建设用地整理潜力的适宜性修正系数；S i 为第i个待整理的农村建设用地地块面积；S为待整理区农村建设用地总面积；n为待整理区内农村建设用地地块总个数；Y i 为第i个待整理的农村建设用地地块的适宜性指数。 4) 规划修正系数测算 规划修正主要考虑在土地利用总体规划中确定的空间用途管制等政策因素对农村建设用地整理潜力实现的影响，即位于土地利用总体规划允许建设区、有条件建设区和禁止建设区中的农村建设用地不能被整理为耕地，以土地利用总体规划为规划导向性依据，采用概念赋值法，确定规划向导下的农村建设用地整理潜力修正系数，即当现状农村建设用地在允许建设区、有条件建设区和禁止建设区内赋值为0，当现状农村建设用地在限制建设区内赋值为1，使用统计值为1的地块面积之和与整理内农村建设用地总面积的比例作为农村建设用地整理潜力规划修正系数。公式见式(3)： f ( G ) = ( ∑ i = 1 n S G g = 1 i ) / S (3) 式(3)中， f ( G ) 为规划修正系数；n为赋值为1的农村建设用地地块个数；S为整理区农村建设用地总面积； S G g = 1 i 为第i个赋值为1的农村建设用地地块面积。 5) 测算农村建设用地整理实际潜力 农村建设用地整理实际潜力在理论潜力基础上，乘以适宜性修正系数和规划修正系数后所得的偏差较小的潜力，测算模型见式(4)： Q = Q t × f ( Y ) × f ( G ) (4) 式(4)中，Q为农村建设用地整理现实潜力， Q t 、 f ( Y ) 和 f ( G ) 的含义同式(1)~(3)。 通过适宜性修正与规划修正，测算出城固县农村建设用地整理的现实潜力共1120.15 hm 2 。 6) 农村建设用地整理潜力分级 以行政村为分级单元，根据农村建设用地整理的现实潜力大小，综合考虑社会、经济、科技水平和可投入的资金量等因素，运用ArcGIS软件的空间分析功能，采取自然裂点法将城固县农村建设用地整理现实潜力分为四个等级，结果见表1和图2。 Table 1 Rural construction land rearrangement potential classification of Chengg 级别 理论潜力(hm 2 ) 现实潜力 面积(hm 2 ) 比重(%) Ⅰ级[5.0， +∞) 764.73 611.57 54.6 Ⅱ级[2.0， 5.0) 534.4 410.43 36.64 Ⅲ级[0.01， 2.0) 130.56 98.15 8.76 Ⅳ级[0， 0.01) 0 0 0 合计 1429.69 1120.15 100 表1. 城固县农村建设用地整理潜力分级 图2. 城固县农村建设用地整理现实潜力分级
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user: 4. 结果分析 由表1和图1可知，城固县农村建设用地整理理论潜力共1429.69 hm 2 ，现实潜力共1120.15 hm 2 ，其中Ⅰ级潜力区理论潜力764.73 hm 2 ，现实潜力611.57 hm 2 ，主要分布在文川、龙头、柳林和原公等镇，这些镇靠近县城中心，自然、社会经济条件优越，整治适宜度高，限制建设区面积较大；Ⅱ级潜力区理论潜力534.40 hm 2 ，现实潜力410.43 hm 2 ，主要分布在老庄、三合、桔园和柳林等镇，这些镇位于汉江北岸平坝区，自然与社会经济条件较好，整治适宜度较高，限制建设区范围大；Ⅲ级潜力区理论潜力130.56 hm 2 ，现实潜力98.15 hm 2 ，主要分布在水磨、小河、天明和五堵等镇，这些镇位于丘陵区域，自然与经济条件较差，整治适宜度较低；IV级潜力区潜力为零，主要分布在二里、原公和博望等镇(街道)，二里镇位于秦巴山区，自然经济条件落后，难以整治，且地质灾害较多，禁止建设区范围较大，博望街道是县城所在地，也是允许建设区的主要布局地，原公镇也是城固县重点发展镇之一，允许建设区面积大，不适宜整治。
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user: 5. 结论与讨论 农村建设用地整理是解决目前农村建设用地布局分散、空心化严重和不减反增等问题的主要途径，而科学量化农村建设用地整理潜力则是开展农村建设用地整理的前提和依据，也是编制“十三五”土地整治规划的重要依据。论文在人均用地估算法基础上，建立了农村建设用地整理潜力测算的适宜性修正与规划修正模型，并在GIS技术支持下，采用自然裂点法对测算的现实潜力进行潜力分级。实践证明，论文所采用的方法测算出来的农村建设用地整理潜力更接近实际，也更准确，是进行农村建设用地整理潜力测算的一种较好方法。自然裂点法能够对农村建设用地整理现实潜力进行方便、准确的进行级别划分，所划分的潜力级别与实际情况基本一致。 论文所建立的适宜性修正模型是在适宜性评价的基础上建立的，因此，在测算之前，首先要开展农村建设用地整理适宜性评价，而适宜性评价则要对待整理区域自然与社会经济、土地利用、生态环境状况和基础设施建设等情况进行综合、定量分析才能确定农村建设用地整理的适宜性指数，适宜性评价所采用的方法和具体指标体系对评价结果都有一定的影响。因此，农村建设用地整理适宜性评价也是开展农村建设用地整理的重要基础工作。
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user: 摘 要 本文乃承接今年5月份调查陕西省洛川县于开春时使用高效复合肥“大力丸”春肥后营养生长效果，于膨果期进行追肥后并追踪其对果实质量的效果。本报告针对果实的重量、硬度、糖度和果形指数进一步总结，对比常规复合肥，高效肥“大力丸”增产12~15%，硬度提升20%以上，糖度提高5~7%。所有调查组别之果形指数均维持在红富士良好指数0.8以上。本报告总结“大力丸”使用量仅常规复合肥的10~15%且效果更优，符合国家减肥增效政策，针对大型果树极具推广价值。 关键词 :红富士苹果，缓释肥，果形指数，增产 Copyright © 2018 by authors and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 陕西黄土高原苹果乃中国苹果优生区，以洛川一带更为重要的优质果产地。今年4月6–7日本地区发生了严重倒春寒，严重影响了苹果开花的质量。尽管如此，使用特种复合肥“大力丸”果树在营养生长的前篇研究中表明，较常规复合肥减量达到85%以上，且在叶绿素、叶长、叶宽和厚度均较常规者表现更佳 [ 1 ] ，显示此款肥料在洛川红富士前期生长达到减肥增效的效果。本文乃延续前篇报告，针对洛川地区使用“大力丸”红富士苹果在果形、硬度、甜度、果重等质量指标进行调查，结果显示，对比常规复合肥不但省肥减量，且提质增效。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 供试地点和品种 试验地点为陕西省洛川县旧县镇(距离县城17公里)洛阳村和故现村、黄章乡(距离县城27公里)潘尧科村和西关村、秦观乡(距离县城56公里)安草村等地。地处年均气温9.2度，年降水量约650毫米，无霜期167天，日照充足，昼夜温差大，为极适合苹果的气候带。果树品种为10年以上红富士，栽培行株距为3.0 m × 4.0 m。 2.2. 使用设备 测量果形使用游标卡尺；测量硬度使用GY-1果实硬度计；糖度计使用LB32T测糖仪。每果园取十个数值记录。 2.3. 试验方法 膨果肥开始使用时间为2018年6月22~25日。供试果园为红富士10年以上树龄的果园共8处。每果园测试果树30株不等。选择坐果稳定的树使用马来西亚绿丰公司生产“大力丸”膨果肥，配方为氮、磷、钾、镁12-12-20-2约35粒(每粒16.5克，共约580克)，并以穴施方式于树冠外缘滴水线位置选取3穴，深度为20 cm，将用量平均施入。常规复合肥为氮、磷、钾为17-10-18，以惯行表面撤施，每株使用量为2~3公斤。此外，所有管理均相同。于2018年10月20~25日期间陆续回访调查果径、硬度、糖度、重量分别以卡尺、硬度计、测糖仪和电子秤记录。每个试验地点个别取样10个直径80 mm的果实进行测量。
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user: 3. 结果 苹果的果型指数为果实的纵横径比，果实在发育初期为纵向的拉长，后期为横向的生长。按GB/T-10651-2008「鲜苹果」国家标准、农业部NY/T439-2001「苹果外观等级标准」果形指数：苹果的纵切面和横切面的比值。二级以上果要求果形指数 ≥ 0.7；特级果果形指数 > 0.7。因此，理想的红富士果型指数均达到理想值的0.8以上。使用大力丸和常规肥料的果型指数均达到理想值。从表1可得知，虽然平均值相同，但对照组的纵径标准差最高，显示其个体之间的差异大。另外在所有使用大力丸的组别的横径平均值都高于常规组，显示肥力在后期膨果的效力持续发挥。洛阳村1园主分别使用大力丸和常规肥，除此之外其他管理均相同，因此，可直接看出使用大力丸苹果的纵、横径都较常规肥的表现佳。 Table 1 Apple fruit shape index comparison using “Daliwan” and common compound fertilizer 序号 故现村(萌芽，膨果) 洛阳村1(萌芽，膨果) 洛阳村(膨果) 洛阳村(膨果) 洛阳村1(常规肥) 纵径 横径 纵横径比 纵径 横径 纵横径比 纵径 横径 纵横径比 纵径 横径 纵横径比 纵径 横径 纵横径比 1 65.5 76.7 0.85 81.5 95.6 0.85 79.4 87.8 0.90 69.8 78 0.89 70.2 78.6 0.89 2 78.2 82.5 0.95 74 78.7 0.94 78.6 83 0.95 78.8 80.2 0.98 70 80 0.88 3 68.7 82 0.84 71 83.6 0.85 87.8 91.7 0.96 75.6 80.7 0.94 77.6 80.6 0.96 4 67.1 80.7 0.83 83.1 88.4 0.94 68.6 80.3 0.85 74.8 86.9 0.86 68.2 76.2 0.90 5 70 79 0.89 80.5 85.7 0.94 86.2 98.1 0.88 74.7 80.3 0.93 70.4 73.9 0.95 6 58.9 78.9 0.75 71 78.5 0.90 83.5 91.8 0.91 72.2 79.1 0.91 88.9 88.7 1.00 7 75.4 94.4 0.80 79 88.7 0.89 84.6 87.2 0.97 69.9 83.5 0.84 69 78.3 0.88 8 73.4 86.3 0.85 95 104.7 0.91 76.2 84.1 0.91 83.5 86.9 0.96 88.8 94.4 0.94 9 66.1 78 0.85 81.7 85.6 0.95 91.1 99.1 0.92 75.1 80.3 0.94 74.9 80.7 0.93 10 73 79.6 0.92 76.9 83 0.93 81.1 78.9 1.03 74.5 81.6 0.91 68 80.7 0.84 平均 69.63 81.81 0.85 79.37 87.25 0.91 81.71 88.20 0.93 74.89 81.75 0.92 74.60 81.21 0.92 标准差 5.62 5.19 7.03 7.91 6.45 6.96 4.06 3.07 8.09 6.02 表1. 洛川县使用“大力丸”和常规复合肥果形指数 各大力丸处理组的硬度均比常规肥料高出22%以上(表2)。其中以找秦关乡2个村的平均硬度最高，分别为10.13和10.14。糖度方面(表3)，使用大力丸者均提高5%左右，平均最高为16.41度，高出对照的15.32度7.11%。苹果重量为果农最为重视的质量指针，挑选#80果各50颗称重，可得出均重，经比较后，大力丸可提升12~16%的果重(表4)，给果农带来直接的效益。
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user: 4. 讨论 红富士对平衡的中微量元素的需求旺盛 [ 2 ] 。“大力丸”为马来西亚进口高效率复合肥，含有大、中、微量元素，其中以硅元素作为专利配方的吸附载体，是扮演缓释效果的主成份，在热带和大田作物已有增产提质的报道 [ 3 ] [ 4 ] 。在苹果生长期，使用硅肥对叶长叶宽的提升达31~42.5% [ 5 ] 。此结论和前期研究相符合 [ 1 ] 。在姚的报告中，硅肥对苹果产量的提升也可达到10%以上 [ 6 ] ，和本研究提升果实重量的12~16%结果相似。近年来，农民老龄化与女性化让劳动力代际转换危机问题日益突出 [ 7 ] ，施肥劳作成本日益上升。膨果期施肥，常规复合肥平均每株使用2~3公斤，对比“大力丸”0.5公斤，可节约肥料搬运劳动力高达80%以上。对经年高化肥投入量的果园土壤，其承载量也可大幅减轻。 Table 2 Apple hardness comparison using “Daliwan” and common compound fertilizer 硬度读值 样品1 样品2 样品3 样品4 样品5 样品6 样品7 样品8 样品9 样品10 平均值 差异% 旧县镇洛阳村1处理组 9.5 9.1 9.1 10.3 10.7 9.9 11.1 10.1 10 10.8 10.06 22.83% 旧县镇洛阳村2处理组 9.7 8.7 9.7 10.5 10.9 10.2 10.9 9.2 10.2 11.2 10.12 23.57% 旧县镇故现村1处理组 9.6 9.3 9.4 10.3 10.1 10.8 10.4 10.3 10.5 9.7 10.04 22.59% 旧县镇故现村2处理组 10.3 10.2 9.1 9.3 9.4 9.8 10.2 10.7 10.9 10.1 10 22.10% 黄章乡潘窑科村处理组 10.1 10.3 10.8 9.8 9.2 9.7 10.1 10.8 10.4 10 10.12 23.57% 黄章乡西关村处理组 9.3 9.7 10.3 9.8 10.7 10.2 10.1 11 10.5 9.7 10.13 23.69% 秦关乡安草村处理组 10.2 10.3 9.8 9.5 9.9 10.3 10.6 10.9 9.8 10.1 10.14 23.81% 常规肥处理组 7.3 7.8 8.5 8.9 7.6 8.8 8.9 7.8 7.9 8.4 8.19 0.00% 表2. 洛川县使用“大力丸”和常规复合肥硬度 Table 3 Apple sweetness brix measured using “Daliwan” and common compound fertilizer 处理 测糖仪读值 样品1 样品2 样品3 样品4 样品5 样品6 样品7 样品8 样品9 样品10 平均值 差异% 旧县镇洛阳村1处理组 15.5 15.8 16 16.2 16.8 17.2 16.5 16.4 16 15.8 16.22 5.87% 旧县镇洛阳村2处理组 16.2 16.6 16.8 17.2 16.5 15.8 16.6 16.3 15.5 16.6 16.41 7.11% 旧县镇故现村1处理组 15.8 16 16.2 17.2 16.1 16.4 16.7 16.2 16.2 16.4 16.32 6.53% 旧县镇故现村2处理组 16.3 16.2 15.6 16.8 16.3 16.7 16.1 16.8 16.4 16.2 16.34 6.66% 黄章乡潘窑科村处理组 16.2 16 16.3 16.4 15.8 15.5 16.3 16.8 16.6 16.4 16.23 5.94% 黄章乡西关村处理组 15.8 16.8 17 16.2 16.4 16.4 16.2 16.5 16.3 16.2 16.38 6.92% 秦关乡安草村处理组 16.2 16.4 16.3 15.6 16.2 16.4 15.8 16.8 16.6 16.4 16.27 6.20% 常规肥处理组 14.5 15.8 14.8 15 15.2 15.6 15.4 15.8 15.5 15.6 15.32 0.00% 表3. 洛川县使用“大力丸”和常规复合肥糖度值 Table 4 Apple weight recorded using “Daliwan” and common compound fertilizer 50颗80#苹果重量 总重量(公斤) 单果均重(g) 差异% 旧县镇洛阳村1处理组 12.25 245 15.57% 旧县镇洛阳村2处理组 12.4 248 16.98% 旧县镇故现村1处理组 12.25 245 15.57% 旧县镇故现村2处理组 12.1 242 14.15% 黄章乡潘窑科村处理组 11.9 238 12.26% 黄章乡西关村处理组 12.3 246 16.04% 秦关乡安草村处理组 12.15 243 14.62% 常规肥处理组 10.6 212 0.00% 表4. 洛川县使用“大力丸”和常规复合肥果实重量