兰州理工大学,西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心简介

山区机场粉质粘土高填方地基处理方法朱彦鹏;汪国栋;来春景;杨校辉;包泽学【摘要】为了采用合理、经济的方法对山区某粉质粘土高填方机场地基进行处理,减小工后沉降,通过比选山区机场常用地基处理方法:振动碾压法、冲击碾压法以及强夯法,确定强夯法为适用于本机场地基处理的最优方法.通过现场强夯试验区不同夯击能(1,2,3,4 MN· m)进行强夯处理对比试验,根据地基处理前后物理力学参数和处理效果分析,确定夯击能为2MN·m,点距4m为该工程的合理加固参数.【期刊名称】《兰州理工大学学报》【年(卷),期】2015(041)001【总页数】5页(P117-121)【关键词】机场;地基处理;强夯【作者】朱彦鹏;汪国栋;来春景;杨校辉;包泽学【作者单位】兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050【正文语种】中文【中图分类】TU472山区机场的地基处理方法，主要有振动碾压法、冲击碾压法和强夯法3种.具体操作时，可根据各地区的地质条件不同，单独或组合使用.振动碾压是通过重型振动压路机，由牵引车带动非圆形轮滚动，多边形滚轮的大小半径产生位能落差与行驶的动能相结合，沿地面对土石材料进行静压、搓揉、冲击的连续冲击碾压作业，形成高振幅、低频率的冲击压实原理.冲击碾压通过压路机在工作中，用牵引车拖动三边弧形轮子向前滚动时，压实轮重心离地面的高度上下交替变化，产生的势能和动能集中向前、向下碾压，形成巨大的冲击波，通过边弧形轮连续均匀的冲击地面，从而使原土体更加均匀密实，达到加固地基的目的［1-3］，但此法要求压实轮有较高速度.强夯法是1969年法国Menard技术公司首创的一种地基加固方法［4］，亦称为动力固结法.该法加固效果好、适用土类广、设备简单、施工方便、节省劳力、施工期短、节约材料并且施工费用低，在国内外已获得广泛的应用［5-9］.中国于1978年前后初次进行了强夯法试验.起初仅用于处理砂石和碎石地基，后来由于施工方法的改进和排水条件的改善，逐步应用到细粒土地基，如低饱和度的粉土与黏性土、杂填土等地基等［10］.比选山区机场常用地基处理方法：振动碾压法影响深度较浅，对减小工后沉降的效果不明显；冲击碾压虽然影响深度可以达到，但其对施工条件要求高，又因该工程地处山区，不利用冲击碾压设备的施工，无法达到施工效果；强夯法则可弥补前两种方法的缺点，达到施工要求.故本工程采用强夯法对地基进行加固处理.国内对于机场地基强夯压实也有应用先例，如四川万州机场、贵阳荔波机场、云南大理机场等；但基本都是砾石、碎石填料地基，而对于大面积粉质粘土机场地基的强夯处理还没有见到.本文将对某民用机场粉质粘土地基使用强夯法处理进行试验研究，为后续机场建设提供可靠的技术支持.1 工程概况1.1 机场概况该机场飞行区等级为4C，跑道长度为2 800m；道面宽度45m，两侧各设1.5m宽道肩，总宽48 m.跑道中心最大填方高度52.35m，最大挖方高度61.74m.机场平面图如图1所示.图1 机场平面示意图Fig.1 Layout plan of airport1.2 工程地质该区域工程地质条件自上而下依次为：1）填土层.层厚0.1～2.3m.黄褐色，土质不均匀，以耕土为主；表层含大量腐殖质和植物根系，局部含少量姜结石颗粒及基岩碎屑等；稍潮，稍密.2）粉质粘土层.埋深0.1～2.3m，厚度0.2～29.4m.依地形起伏变化较大.黄褐色-红褐色，土质较均匀；具水平层理，见空隙、虫孔，局部裂隙较发育，分布有粉土薄层.3）强风化基岩层.埋深0.3～30.2m，厚度3.0～5.8m.半成岩，砖红色，以蒙脱石、绿泥石、高岭石、白云母、长石、石英等为主，分布有灰白色、灰绿色粗砂岩及砂砾岩薄层，表层局部含钙质结核.4）中风化基岩层.埋深4.0～34.0m，勘测厚度1.2～46.8m（未穿透）.依地形起伏变化较大.半成岩，砖红色，矿物成分以蒙脱石、绿泥石、高岭石、白云母、长石、石英等为主，分布有灰白色、灰绿色粗砂岩及砂砾岩薄层.试验场地内粉质粘土层厚度一般均小于9m，又由于需要清除地表至少0.5m厚度的植物土，故剩余粉质粘土厚度一般小于8m.2 强夯试验由于机场填方较高，因此如何对原地基加固，减小工后沉降，保证高填方地基及填筑体的稳定性，成为该机场地基处理中的关键问题之一.根据不同的夯击能、夯击遍数对地基加固效果和经济指标进行比较，选择较为经济合理的夯击能及夯击遍数，为后期大面积处理及整个机场填筑体施工提供合理的施工参数.此次强夯试验的主要内容有：利用不同的夯击能进行加固深度和加固效果的试验，对原状土和不同夯击能的夯击效果进行检验.强夯处理试验区分为：B3B4C3C4区、B4B5C4C5区和B5B6C5C6区3个区，如图2所示.B3B4C3C4区夯击能为1和2MN·m，B4B5C4C5区和B5B6C5C6区夯击能分别为3和4MN·m.施工前采用测量仪器按施工图要求确定强夯区域及点位布置，如图3所示.在强夯范围外设置坐标控制网点基桩，同时在其周围合理布置水准点作为控制高程、路基沉降的依据.施工时将填料含水量控制在最优含水量.填料处理采用两遍点夯、一遍满夯的方法.在点夯时，要对每一夯点的能量，夯击次数，每次夯坑沉陷量、夯击坑周围土的隆起量以及埋设测点进行量测和记录，并注意夯击振动的影响范围和程度.点夯完成后，按设计要求进行满夯.施工现场如图4所示.图2 挖填方试验区分布图Fig.2 Layout plan of test area subjected to cut embankment图3 试夯夯点布置Fig.3 Layout drawing of compact point and test图4 施工现场Fig.4 Construction site map1）点夯施工完成，等孔隙水消散到设计要求以后，进行满夯施工.2）满夯施工主要加固点夯夯坑底标高以上部分的夯间土.3）满夯施工一般采取1／3锤径双向搭接，夯击遍数、每点击数以及搭接均应保证，不得出现漏夯现象.夯点间距、夯击遍数等试验参数见表1.施工每完成一遍，需现场测定其密实度.表1 填筑体强夯处理试验参数Tab.1 Filling and compaction of test parameters强夯试验分区单点夯击能量／（MN·m）夯点间距／m夯击遍数／遍夯点布置形式方格网布置方格网布置B3B4C3C4区B4B5C4C5区B5B6C5C6区1，234 444 222方格网布置3 试验结果对比分析3.1 原地基强夯试验参数分析根据现场施工实际情况，采用夯底面积4.9 m2，重量为23.8t的夯锤根据不同的提升高度控制能级.试验采用不同的夯击能级和击数，分析能级与击数之间的优化关系.试验过程中，应及时观测夯坑的下沉量确定夯击次数.不同能级夯击次数与下沉量的关系如图5所示.随夯击次数增加，下沉量增长幅度逐渐减小.开夯前几击夯沉量较大，曲线呈陡升趋势，随着夯击次数的增加，每击夯沉量逐渐变小.6～7击以后每击夯沉量增量较小且变化不大，夯沉量与夯击次数的关系曲线在8～10击后开始收敛，试验观测1、2 MN·m隆起量较小，夯击效果较好；3、4MN·m隆起量较明显，坑周边破损严重，夯击效果减弱，如图6所示.3.2 地基处理前后地基土物理力学指标对照分析图5 各能级夯沉量曲线Fig.5 Energy-level settlement curve图6 3、4MN·m夯坑Fig.6 3and 4MN·m tamping pit强夯法处理地基是利用夯锤自由落下产生的冲击波和振动使土体中的空隙体积减小，地基土变得密实，从而提高强度，达到加固地基的目的.从干密度的角度出发，对强夯法加固地基的效果进行数值对比分析，具体参数见表2.表2 不同能级点夯夯坑下土样物理参数Tab.2 Physical parameters of soil sample in compaction pit with point compaction of different energy levels土样含水率／%湿密度／（g·cm-3）干密度／（g·cm-3）原状土19.60 1.931.61 1MN·m夯击2MN·m夯击3MN·m夯击4MN·m夯击第一遍 16.762.13 1.80第二遍 16.05 2.13 1.84第一遍 17.60 2.12 1.80第二遍 17.10 2.11 1.81第一遍 19.60 2.09 1.75第二遍 20.70 2.08 1.80第一遍 19.30 2.10 1.76第二遍19.80 2.07 1.75由表2可知，夯后土的物理参数指标比夯前有所改善，实际处理效果随着间歇时间的增加还会有所提高，说明强夯法处理地基的效果明显.比如由干密度数据可知：第一遍夯完后，各能级下的干密度分别为1.80、1.80、1.75、1.76g／cm3，较之原状土的干密度1.61g／cm3增加较多.对比分析可知，1、2 MN·m能级的强夯结果测得密度增加值大于3 MN·m和4MN·m两个能级.3.3 压实度和影响深度分析压实度是地基密实度和稳定性的判断依据，而有效加固深度是选择地基处理方法的重要指标.在强夯法中，一般以梅钠德经验公式结合本地实际情况进行修正得出加固影响深度公式［11-12］：式中：H为影响深度，m；α为修正系数；W 为锤重，kN；h为落距，m.压实度和影响深度见表3.表3 夯击压实度和影响深度参数Tab.3 Compactness and affected depth parameters土样压实度／% 影响深度／m原状土85 1MN·m夯击2MN·m夯击3MN·m夯击4MN·m夯击第一遍 92第二遍 93第一遍 96第二遍 97第一遍 92第二遍 94第一遍 92第二遍 93 2～4 3～5 4～7＞6由表3可以看出，经过强夯后，地基压实度得到明显的提高，加固效果显著.经强夯后，压实度基本都可达到92%以上，可以达到设计要求.经过强夯后的压实度随着时间的增长和后续施工荷载增加，将会进一步增大.影响深度随着能级的增加明显加深，对于提高地基的承载力有显著效果.1MN·m夯击能由于其影响深度较浅，不能满足要求；3和4 MN·m夯击能虽然影响深度较深，但从经济及施工工期要求来说均不适合本工程施工；2MN·m夯击能既可满足影响深度要求，又可满足经济性施工要求.4 结论1）经过强夯后，土体密实度有很大提高，2 MN·m能级的压实度更是达到96%以上，随着间歇时间的加长压实度还会有所增长.干、湿密度相对强夯之前有较大提高，达到了地基加固目的.2）随着夯击能的提高，虽然有效处理深度增大，但是达到要求密实度或最后三击夯沉量控制标准的击数增多，3、4MN·m能级的坑周回弹和坑周裂缝相应增大，不利于表层地基土压实度控制.3）由试验得出，原地基采用2MN·m能级强夯处理；位于填方区时，2～4m厚的粉质粘土可采用2MN·m能级强夯处理；4～6m厚的粉质粘土可采用3MN·m能级强夯处理；对于少量小于2m或大于6m厚的粉质粘土可采用1或4MN·m能级强夯处理［13-16］.参考文献：［1］吴立坚，杨世基.冲击碾压应用技术指南［M］.北京：中国建筑工业出版社，2002.［2］马胜利.不良地基的加固处理［J］.山西建筑，2004，30（15）：44-45. ［3］苟桂枝，张洪，刘勇.冲击压实机压实效果的理论分析［J］.山西农业大学学报：自然科学版，2002，22（1）：72-74.［4］ MENARD L，BRUISE Y.Theoretical and practical aspects of dynamic consolidation ［J］.Journal of Geotechnical Engineering，ASCE，1975，25（1）：3-18.［5］ MINAVE O P.Prospects of using dynamic compaction when placing ash materials and preparing bases for ash dumps［J］.Journal of Geomechanics Abstracts，1997（1）：22.［6］周立新，黄晓波，邓长平.强夯密实处理块碎石填料试验研究［J］.工程地质学报，2007，15（6）：812-816.［7］年廷凯，李鸿江，杨庆，等.不同土质条件下高能级强夯加固效果测试与对比分析［J］.岩土工程学报，2009，31（1）：139-144.［8］何长明，邹金锋，李亮.强夯动应力的量测及现场试验研究［J］.岩土工程学报，2007，29（4）：628-632.［9］水厚伟，王铁宏，王亚凌.高能级强夯地基土载荷试验研究［J］.岩土工程学报，2007，29（7）：1090-1093.［10］地基处理手册编写委员会.地基处理手册［M］.3版.北京：中国建筑工业出版社，2008.［11］李学亮.强夯法处理湿陷性黄土地基加固深度公式探讨［J］.山西建筑，2003，29（17）：28-30.［12］王成华.强夯地基加固深度估算方法评价［J］.地基处理，1991，2（1）：20-24.［13］胡燕妮，米海珍.兰州大厚度黄土湿陷系数的影响因素［J］.兰州理工大学学报，2009，35（1）：121-124.［14］米海珍，李如梦，牛军贤.兰州原状黄土剪切强度特性试验研究［J］.兰州理工大学学报，2006，32（4）：109-111.［15］中国建筑科学研究院.JGJ 79—2002 建筑地基处理技术规范［S］.北京：中国建筑工业出版社，2002.［16］中华人民共和国建设部.GB 50025—2004 湿陷性黄土地区建筑规范［S］.北京：中国建筑工业出版社，2004.。

西北新建砌体农房抗震及热工性能分析与改造建议杜永峰;方登甲;祝青鑫【期刊名称】《工程抗震与加固改造》【年(卷),期】2018(40)1【摘要】In order to improve the following deficiencies of the new masonry residential housing in middle area of Gansu province:poor seismic performance and large energy consumption in winter,a finite element modeling of typical housing is built on the basis of the actual research parameters.After the mechanical responses analysis with staticforce,structural vibration frequency and dynamic responses under the earthquake,the drift amplitude and damage of wall are illuminateo,and the corresponding improvement measures are put forward.In addition,the results of heat consumption index calculator show that the roof and enveloped wall are the main part of energy consuming part.The correlative improving measures are also adopted in the paper.The research shows that the wall-roof of which the connection area is weak,presents larger displacement at the top than the bottom location,which easily leads to out-of-plane tensile failure;The improvement measure can effectively reduce earthquake response.The calculation results of improved rural housing model shows that the improved housing can greatly reduce energy consumption and improve indoor living condition.%为改善陇中地区农村新建砌体房屋抗震性能较差,建筑耗能大等问题.针对已建某农房进行基于实际调研数据的有限元建模,就结构自振周期及在静力、地震作用下的力学响应进行分析,并提出改进措施.除此之外,还对该农房进行建筑物耗热量指标计算,得出围护结构屋面、墙体为主要耗能部位,且维护结构传热系数较大,并就其提出新的保温做法.研究表明,农房砌筑墙体、屋面连接较弱,地震作用下墙体顶部位移相对墙体中部、底部位移较大,墙体易出现平面外拉裂破坏;改进后可有效减轻地震响应.同时,改进后农房可大大降低建筑能耗,提高室内舒适度.【总页数】8页(P135-141,134)【作者】杜永峰;方登甲;祝青鑫【作者单位】兰州理工大学防震减灾研究所,甘肃兰州730050;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学防震减灾研究所,甘肃兰州730050;兰州理工大学防震减灾研究所,甘肃兰州730050【正文语种】中文【中图分类】TU362;TU241.4;TU111.4【相关文献】1.国产DCS与电网热工自动化改造建议 [J], 江胜克;2.山东新建农房抗震设防不低于 7 度 [J],3.国产DCS与电网热工自动化改造建议 [J], 江胜克4.赣榆县城里村新建农房的抗震经验 [J], 张怡芝5.黑龙江省新建农房引入抗震设计 [J],因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

兰州理工大学防震减灾研究所兰州理工大学防震减灾研究所是在土木工程学院结构减震控制及健康检测研究课题组基础上发展起来的校属研究机构。

本研究所主要致力于结构振动控制、健康监测及高层结构基础研究，主要包括以下几个研究内容:1、被动隔震、智能隔震及耗能减震结构减振控制技术通过在结构中安装减震控制装置，阻隔、耗散地震能量或主动抵御地震作用力，从而有效减小主体结构损伤，并保护建筑物内部设施的安全。

这项技术在上个世纪末的20多年里得以迅速发展，成为土木工程结构的前沿研究领域。

课题组抓住结构减振控制技术研究与发展的重要机遇，从上个世纪90年代初期，就开始从事摩擦滑移隔震研究，并较早地在国内用能量法阐述隔震体系的减震机理。

90年代中期，随着叠层橡胶隔震的兴起，结合地方特色开展橡胶支座隔震的关键技术研究，在非比例阻尼动力分析的工程实用方法、橡胶隔震器的低温力学性能试验、地下室柱与隔震器组成的串联系统的动力稳定性、隔震结构的随机响应分析和动力可靠性等方面取得了一批创新成果。

本世纪初，又开始进行以磁流变阻尼器、压电摩擦阻尼器为背景的智能隔震技术研究。

针对结构振动控制建立了一种概念严密的最优控制模型，分别在线性和滞变结构中实现了模型更为合理的最优控制算法，改进了原来由美国学者提出的两种近似算法。

该部分研究得到了中国和美国国家自然科学基金的联合资助。

在耗能减震结构方面，研究多种阻尼器的减震机理、耗能减震结构的时域响应和随机响应，对粘滞阻尼墙和耗能支撑最优布置及动力可靠性进行探讨，并在实际工程中尝试了采用耗能支撑减小机械设备引发的楼板振动。

2、结构健康监测与诊断通过对土木工程结构服役过程中的响应信息进行监测，实时获得结构内部特性。

或者在结构经历某种灾害后，通过测定其关键性能指标，把握结构性能的退化和继续服役的安全程度，已经成为国际土木工程领域的又一研究热点。

课题组将小波包分解与人工神经网络技术相结合，利用结构响应的能量谱，对结构损伤位置和程度的进行识别，探讨不同类型的神经网络在结构特性识别方面的应用特点；将结构健康监测技术用于基础纠倾过程中上部结构的动态监测，并对一顶升纠倾的实际工程结构进行静力模拟和动力数值仿真；正在开展的研究中，采用冲击激振手段，采集动态应变和加速度等参量，对钢筋单元、砼单元，以及由此而组合得到的梁、板等结构系统在经历不同应变历史的响应特征进行探索；通过对不同结构系统的动力有限元响应分析及损伤模拟，探讨采样点的最佳布置方式。

大断面浅埋隧道地表沉降Peck修正公式及其应用
马昭;张明礼;段旭晗;赵博
【期刊名称】《长江科学院院报》
【年(卷),期】2024(41)3
【摘要】针对经典Peck公式未考虑隧道断面形状、埋深对大断面浅埋隧道地表沉降影响的不足,考虑断面形状与隧道埋深修正系数改进Peck公式。

利用白塔山隧道地表沉降实测数据对修正公式进行验证,两个监测断面预测值与实测值平均相对误差8.3%,最大相对误差18.4%。

进而采用修正Peck公式对不同断面形状、不同埋深隧道开挖引起的地表沉降进行预测。

结果表明:地表最大沉降与断面形状修正系数成正相关,地表最大沉降依次为矩形-1(Ⅰ)>马蹄形-1(Ⅱ)>圆形(Ⅴ)>矩形-
2(Ⅲ)>马蹄形-2(Ⅳ);随着大断面浅埋隧道埋深增加,地表最大沉降减小而地表沉降槽宽度相应增大。

地表沉降曲线形态由窄而深过渡到宽而浅,地表核心沉降区面积也逐渐减小。

研究成果可为类似工程提供理论支持和技术参考。

【总页数】8页(P118-125)
【作者】马昭;张明礼;段旭晗;赵博
【作者单位】兰州理工大学土木工程学院;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心
【正文语种】中文
【中图分类】U451
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5.修正的Peck公式在长沙地铁隧道施工地表沉降预测中的应用
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第４３卷㊀第６期２０２１年１１月地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报C H I N A E A R T H Q U A K EE N G I N E E R I N GJ O U R N A LV o l ．４３㊀N o ．６N o v e m b e r ,２０２１㊀㊀收稿日期:２０２０Ｇ０８Ｇ１１㊀㊀基金项目:国家自然科学基金(５２１６８０５０);国家自然科学基金青年基金(５１７６８０４０)㊀㊀第一作者简介:叶帅华(１９８３－),男,河南巩义人,教授,博士后,主要从事支挡结构㊁地基处理及岩土工程抗震研究.E Ｇm a i l :ye s h ＠l u t ．e d u ．c n .㊀㊀通信作者:章瑞环(１９９５－),男,甘肃平凉人,硕士研究生,主要从事支挡结构及岩土工程抗震研究.E Ｇm a i l :Z h a n gR H １９９５＠１６３．c o m .叶帅华,章瑞环,袁中夏．边坡稳定性分析及滑移面快速确定[J ]．地震工程学报,２０２１,４３(６):１３６１Ｇ１３６７．D O I :１０．３９６９/j．i s s n ．１０００Ｇ０８４４．２０２１．０６．１３６１Y ES h u a i h u a ,Z HA N G R u i h u a n ,Y U A N Z h o n g x i a ．S t a b i l i t y a n a l y s i so f s l o p ea n d q u i c kd e t e r m i n a t i o no f s l i p su r f a c e [J ]．C h i n a E a r t h q u a k eE n g i n e e r i n g J o u r n a l ,２０２１,４３(６):１３６１Ｇ１３６７．D O I :１０．３９６９/j．i s s n ．１０００Ｇ０８４４．２０２１．０６．１３６１边坡稳定性分析及滑移面快速确定叶帅华１,２,章瑞环１,２,袁中夏１,２(１．兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州７３００５０;２．兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州７３００５０)摘要:针对边坡稳定性分析及滑移面确定这一工程问题,提出一种解析法.首先根据基本假设及边坡的几何关系,建立边坡滑移面确定模型,推导出滑移面控制方程;然后基于极限平衡理论,采用解析的方法推导出与滑移面控制方程相关联的安全系数解析表达式;最后通过求解目标函数(一元函数)在定义域上的最小值,求出边坡最小安全系数及对应的临界滑移面.通过算例验证表明:本文方法的边坡稳定性分析结果与传统极限平衡条分法分析结果基本一致,最小安全系数偏差不超过ʃ５％;本文方法所确定的临界滑移面与基于传统极限平衡条分法所广泛搜索的临界滑移面比较接近.本文方法对于高效㊁精准地进行边坡稳定性分析及滑移面确定具有借鉴意义.关键词:极限平衡法;滑移面控制方程;安全系数;临界滑移面;边坡稳定性中图分类号:T U ４４３㊀㊀㊀㊀㊀㊀文献标志码:A㊀㊀㊀文章编号:１０００Ｇ０８４４(２０２１)０６－１３６１－０７D O I :１０．３９６９/j．i s s n ．１０００Ｇ０８４４．２０２１．０６．１３６１S t a b i l i t y a n a l y s i s o f s l o p e a n d q u i c kd e t e r m i n a t i o no f s l i p su r f a c e Y ES h u a i h u a １,２,Z H A N G R u i h u a n １,２,Y U A NZ h o n gx i a １,２(１．K e y L a b o r a t o r y o f D i s a s t e rM i t i g a t i o n i nC i v i lE n g i n e e r i n g o f Ga n s uP r o v i n c e ,L a n z h o uU n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y ,L a n z h o u７３００５０,G a n s u ,C h i n a ;２．W e s t e r nC h i n aC i v i lE n g i n e e r i n g D i s a s t e rP r e v e n t i o na n d M i t i g a t i o nE n g i n e e r i n g R e s e a r c hC e n t e r o ft h eM i n i s t r y o f E d u c a t i o n ,L a n z h o uU n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y ,L a n z h o u７３００５０,G a n s u ,C h i n a )A b s t r a c t :T o s o l v e t h e p r o b l e m o f s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s a n ds l i p su r f a c ed e t e r m i n a t i o n i n p r o Ｇj e c t s ,a na n a l y t i c a lm e t h o dw a s p r o p o s e d i nt h i s p a p e r ．F i r s t ,b a s e do nt h eb a s i ca s s u m p t i o na n d t h e g e o m e t r i c r e l a t i o n s h i p o f s l o p e ,am o d e l f o rd e t e r m i n i n g t h e c r i t i c a l s l i p s u r f a c eo f s l o pew a s e s t a b l i s h e d ,a n d t h e g o v e r n i n g e q u a t i o no f s l i p s u r f a c ew a s d e r i v e d ．T h e n ,b a s e do n t h e l i m i t e qu i Ｇl i b r i u mt h e o r y ,t h e a n a l y t i c a l e x p r e s s i o n o f s a f e t y f a c t o r a s s o c i a t e dw i t h t h e g o v e r n i n g e qu a t i o n o f s l i p s u r f a c ew a s d e r i v e d ．F i n a l l y ,t h em i n i m u ms a f e t y f a c t o r a n d t h e c o r r e s p o n d i n g c r i t i c a l s l i p s u r Ｇf a c e c o u l db e o b t a i n e d b y s o l v i n g t h em i n i m u mv a l u e o f o b j e c t i v e f u n c t i o n (u n a r y f u n c t i o n )i n t h e Copyright©博看网 . All Rights Reserved.d e f i n i t i o nd o m a i n．T h e c a l c u l a t i o nr e s u l t s s h o w e d t h a t t h ea n a l y s i s r e s u l t so f s l o p e s t a b i l i t y w i t h t h e p r o p o s e d m e t h o da r eb a s i c a l l y c o n s i s t e n tw i t ht h o s e w i t ht h et r a d i t i o n a l l i m i te q u i l i b r i u m m e t h o d,a n d t h e d e v i a t i o n o f t h em i n i m u ms a f e t y f a c t o r c a l c u l a t e d b y t h e t w om e t h o d s i s l e s s t h a n ʃ５％;T h ec r i t i c a ls l i p s u r f a c ed e t e r m i n e d b y t h e p r o p o s e d m e t h o di sc l o s et ot h a t w i d e l y s e a r c h e db y t h e t r a d i t i o n a l l i m i t e q u i l i b r i u m m e t h o d．T h em e t h o d i nt h i s p a p e r c a nb eu s e da sa r e f e r e n c e f o r e f f i c i e n t a n d a c c u r a t e s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s a n d s l i p s u r f a c e d e t e r m i n a t i o n．K e y w o r d s:l i m i t e q u i l i b r i u m m e t h o d;g o v e r n i n g e q u a t i o no f s l i p s u r f a c e;s a f e t y f a c t o r;c r i t i c a l s l i p s u r f a c e;s l o p e s t a b i l i t y０㊀引言对于边坡稳定性的研究一直是岩土界广泛关注的问题之一.目前边坡稳定性的研究方法主要有有限元法和极限平衡法.针对有限元法[１Ｇ４],国内外学者做了大量工作,并取得了一定成果,但是仍有很多问题,例如:该方法着重边坡的变形分析,很难给出明确的临界滑移面[５];安全系数的力学概念不明确[６];当边坡变形较大时,容易出现计算不收敛等一系列问题.因此经典的极限平衡法[７Ｇ９]凭借其独特的优势在边坡稳定性分析中占据着主导地位,在国内外研究中方兴未艾.极限平衡法在分析边坡稳定性时一般分两步进行:第一步,对某一可能滑移面,构造安全系数F s 与滑移面的关系;第二步,对众多潜在滑移面,计算安全系数并确定相应于最小安全系数F s(m i n)的滑移面,即临界滑移面.近几十年来,绝大多数研究都集中到第一步,得出了许多有效的安全系数计算公式[１０Ｇ１２]:最早有F e l l e n i u s提出的瑞典条分法,后来有学者在此基础上又提出了B i s h o p法㊁J a n b u法㊁M o r g e n s t e rＧP r i c e法和S p e n c e r法等.近年来,蒋斌松等[１３]㊁郑宏等[１４]基于极限平衡理论,采用无条分法给出了边坡安全系数的解析表达式;时卫民等[１５]在假定滑裂面为平面的基础上,给出了阶梯型边坡临界滑移面及最小安全系数的解析算式.对第二步的研究,近年来也取得了许多成果,对边坡临界滑移面的搜索提出了一些新方法:如莫海鸿等[１６]提出应用模式搜索法寻找临界滑移面;马忠政等[１７]提出了三向搜索法,在一定程度上提高了滑移面搜索效率.目前临界滑移面的搜索方法主要有变分法[１８]㊁固定模式搜索法㊁数学规划方法[１９]㊁随机搜索方法[２０]和人工智能方法等.但是无论哪种方法都没有摆脱广泛试算这一重大弊端,当自由度大时,其计算量将难以想象.另外,近年来可靠度理论也开始广泛运用于边坡稳定性分析中,并取得了颇为丰富的成果[２１Ｇ２２].但现有的边坡可靠度分析大多建立在传统极限平衡条分法的基础上,自然而然地沿袭了传统极限平衡条分法的上述缺点[２３].基于以上论述,在前人研究的基础上,本文拟提出一种采用解析的方法进行边坡稳定性分析及临界滑移面确定的新方法,并通过实例验证其可行性.此方法可提高边坡滑移面确定及稳定性分析的效率与精度,克服传统方法在边坡稳定性分析中存在的计算量大㊁滑移面搜索效率低等问题,为均匀土质边坡临界滑移面确定及稳定性分析提供技术参考.１㊀基本假定根据极限平衡理论和瑞典圆弧法的基本假设以及均匀土质边坡发生滑移时滑移面的位置㊁形状等基本特征,为方便滑移面控制方程和安全系数解析表达式的推导,提出以下３条基本假定:(１)边坡为均匀土质边坡,其抗剪强度服从M o h rＧC o u l o m b准则.(２)土条间的作用力对边坡稳定性的影响不大,可以忽略;或土条两侧的作用力大小相等㊁方向相反且作用于同一直线上.(３)假定剪切面为通过坡脚的圆弧面,即在横剖面上滑移面为圆弧;圆弧的圆心位于边坡上方.２㊀滑移面确定模型以边坡A B D为例,建立如图１所示的边坡滑移面确定模型.线段A B表示边坡坡面;B D表示边坡坡顶;β表示坡面角;H表示坡高.以坡脚A 为原点建立直角坐标系０x y,圆弧A C为假定的滑移面,其圆心为点o,半径为r,圆弧A C与坡顶平面B D的交点为C;直线A E为圆弧A C在点A处的切线.根据建立的滑移面确定模型,进行滑移面控制方程的推导,具体过程如下.(１)在直角坐标系中,令点o坐标为(a,b),点C坐标为(S,H),点A坐标为(０,０),则圆弧A C的方程为:２６３１㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２１年Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图１㊀边坡滑移面确定模型F i g ．１㊀D e t e r m i n a t i o nm o d e l o f s l o p e s l i p su r f a c e (x －a )２＋(y －b )２＝r ２㊀(１)且满足:a ２＋b ２＝r ２㊀(２)(S －a )２＋(H －b )２＝r ２㊀(３)(２)对于均匀土质边坡A B D ,坡面A B 处于单向应力状态,其上的作用力σ１为大主应力.根据M o h r ＧC o u l o m b 破坏准则,当单元体剪应力达到土体抗剪强度时会发生破坏,那么滑移面A C 与大主应力作用方向即坡面A B 的夹角为:θ＝４５ʎ－φ２㊀(４)㊀㊀令k 为切线A E 的斜率,由几何关系可得:k ＝t a n (β－θ)㊀(５)则:a ＝－kb ㊀(６)(３)联立式(２)㊁(３)㊁(６)可求得滑移面圆弧的圆心及半径表达式为:a ＝k (H ２＋S ２)２k S －２Hb ＝H ２＋S ２２H －２k S r ＝k ２＋１(H ２＋S ２)２H －２k S üþýïïïïïïïï㊀(７)式中:H c o t βɤS ,k ɤ０H c o t βɤS ＜Hk,k ＞０ìîíïïï㊀(８)至此,滑移面控制方程已确定.当一个边坡给定后,k ㊁H 均为已知量,滑移面控制方程将变成关于S 的一元函数.３㊀边坡稳定性分析３．１㊀安全系数解析式推导根据滑移面确定模型及控制方程,建立如图２所示的边坡稳定性分析模型,进行边坡安全系数解析式的推导.图２㊀边坡稳定性分析模型F i g ．２㊀S l o p e s t a b i l i t y a n a l ys i sm o d e 将滑动土体A B C A 划分为宽度d x 趋于无限小的土条微元,取其中的土条c d e f 进行分析,其受力示意图如图３所示.该土条上的作用力有d W ㊁d N 及d T ,由土条平衡条件得:d N ＝d W c o s αd T ＝d W s i n α}㊀(９)式中:d W ＝γh d x ,为土条重力;d N 为作用于滑移面的正应力;d T 为作用于滑移面的剪应力.图３㊀土条c d e f 受力示意图F i g ．３㊀S c h e m a t i c d i a g r a mo f t h e f o r c e o n s o i l b a r c d e f由式(９)可得在整个滑移面上,由所用土条自重引起的剪力所产生的滑动力矩:M s ＝rʏx bx ad T ＝r ʏx bx aγh si n αd x ㊀(１０)３６３１第４３卷第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀叶帅华,等:边坡稳定性分析及滑移面快速确定㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Copyright©博看网 . All Rights Reserved.同理,由所有土条上的抗剪强度所产生的抗滑力矩为:M r ＝rʏx bx at a n φd N ＋c l ()＝r ʏx bx aγh t a n φc o s αd x ＋c l ()(１１)式中:x a ㊁x b 分别为积分下限与上限;c 为土体黏聚力;φ为土体内摩擦角;l 为弧长.由几何关系可知式(１０)㊁(１１)中:s i n α＝x －arc o s α＝r ２－(x －a )２rüþýïïïï㊀(１２)㊀㊀边坡的安全系数F s 为抗滑力矩M r 与滑动力矩M s 的比值:F s＝ʏx bx aγh t a n φc o s αd x ＋c l ʏx bx aγh s i n αd x ＝γt a n φI r＋c l γIs(１３)式中:I r ＝１６r{－t a n β[２r ２＋(H c o t β－a )２] r ２－(H c o t β－a )２}－１６r[(S －a ) (b －H )２]－r ２(b －a t a n β)a r c s i n a r éëêêùûúú＋１６r[(３a ２＋２b ２)b t a n β＋４S r ２－a b ２]＋r ２(a t a n β－H )a r c s i n H c o t β－a r éëêêùûúú－r ２(b －H )a r c s i n S －a r éëêêùûúú(１４)I s ＝H ２６r(３a c o t β＋３b －H c s c ２β)㊀(１５)l ＝２r a r c s i n H ２＋S ２２r㊀(１６)式中:a ㊁b ㊁r 的取值列于式(７).３．２㊀临界滑移面和最小安全系数的确定由式(１３)可以看到,当一个边坡给定以后,边坡的安全系数F s 为S 的一元函数,那么求最小安全系数F s (m i n)将变为一元函数求最值的问题,亦为数学优化问题[２４Ｇ２５],其目标函数及约束条件分别为式(１７)㊁(１８).F s (m i n)＝m i n F s (S )㊀(１７)s ．t ．H c o t βɤS ,k ɤ０H c o t βɤS ＜Hk ,k ＞０ìîíïïï㊀(１８)求解时可借助MA T L A B 计算软件,通过MA T L A B 中嵌套f m i n 函数实现对最小安全系数F s (m i n)的求解计算,也可以应用图解法实现对F s (m i n )的求解计算.求得S 后,根据式(７)即可确定与最小安全系数F s (m i n )相对应的滑移面,即临界滑移面.４㊀算例验证已知某均质边坡:坡高H ＝６．５m ,坡角β＝５５ʎ,重度γ＝１９k N /m ３,黏聚力c ＝３２k P ,内摩擦角φ＝２３ʎ.对此边坡算例,采用不同方法进行临界滑移面的确定及最小安全系数计算,并对不同方法的计算结果进行对比分析.４．１㊀本文方法对上述边坡算例,采用本文方法进行边坡临界滑移面确定及最小安全系数计算.通过分析计算,在定义区间[４．６,３１．９]内,S 与F s 的关系如图４所示.从图４可以看到,当S ＝８．４m 时,安全系数F s 取最小值２．２３３,即最小安全系数F s (m i n)＝２．２３３.将S ＝８．４m 代入式(７)可以得到最小安全系数所对应的临界滑移面圆心坐标o (－２．３９６,１１．７７４),半径r ＝１２．０１５m .图４㊀S ＧF s 关系曲线F i g．４㊀S ＧF s r e l a t i o n c u r v e ４．２㊀传统极限平衡条分法对上述边坡算例,采用基于传统极限平衡条分法的边坡稳定性分析软件G e o S t u d i o 中的S L O P E /W 分析模块进行边坡稳定性分析计算,并选用B i s h o p法㊁J a n b u 法㊁M ＧP 法和S p e n c e r 法４种不同的分析方法(统称传统极限平衡条分法),建立如图５所示的分析模型.各方法的计算结果列于表１.４６３１㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２１年Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图５㊀G e o S t u d i o边坡稳定性分析模型(B i s h o p法) F i g．５㊀G e o S t u d i o s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i sm o d e(B i s h o p m e t h o d)表１㊀传统极限平衡条分法边坡稳定性分析结果T a b l e１㊀A n a l y s i s r e s u l t s o f s l o p e s t a b i l i t y w i t ht r a d i t i o n a l l i m i t e q u i l i b r i u m m e t h o d s计算方法临界滑移面圆心坐标(a,b)临界滑移面半径r/m最小安全系数F s(m i n)B i s h o p法(－１．９７５,１１．３１)１１．４８１２．１４５J a n b u法(－１．９７５,１１．３１)１１．４８１２．１６０MＧP法(－０．２７,８．７５)９．００５２．３３０S p e n c e r法(－０．２７,８．７５)９．００５２．３３３４．３㊀对比分析将采用本文方法求得的边坡最小安全系数与采用传统极限平衡条分法求得的结果进行对比(表２).从表２中可以看到,两种方法分析结果的定性完全一致(F s(m i n)＞１．０,边坡稳定),定量相近,最小安全系数相对偏差不超过ʃ５％.将采用本文方法计算确定的临界滑移面与基于传统极限平衡条分法广泛搜索得到的临界滑移面进行对比,结果如图６所示.从图６可以看到,本文方法所确定的临界滑移面与基于B i s h o p法和J a n b u法所广泛搜索的滑移面基本一致,而与基于MＧP法和S p e n c e r法所广泛搜索的滑移面有一定差异.其主要原因在于对条间力的考虑方面本文方法与B i s h o p法和J a n b u法比较相似,与MＧP法和S p e n c e r法则差距较大.但整体而言,采用本文方法所确定的临界滑移面与基于传统极限平衡条分法所广泛搜索的滑移面还是比较接近的.表２㊀安全系数对比T a b l e２㊀C o m p a r i s o no f s a f e t y f a c t o r s计算方法最小安全系数F s(m i n)最小安全系数相对偏差/％本文方法２．２３３ＧB i s h o p法２．１４５４．１％J a n b u法２．１６０３．４％MＧP法２．３３０－４．２％S p e n c e r法２．３３３－４．３％图６㊀不同方法搜索的临界滑移面示意图F i g．６㊀S c h e m a t i c d i a g r a mo f c r i t i c a l s l i p s u r f a c ew i t hd i f fe r e n tm e t h o d s该实例佐证了本文基本假设的合理性,也证明了本文方法在边坡稳定性分析及临界滑移面确定方面的可行性.相对G e o S t u d i o而言,本文方法不需要划分网格,并进行广泛的搜索计算,也不会出现搜索计算不收敛的情况,所以在边坡稳定性分析方面具有较大的优势.５㊀参数影响分析本文方法的特殊之处就是引入了参数k,但参数k的合理性并不能通过一个算例来充分说明,还有待进一步验证.k的取值与坡面角β与土体内摩擦角φ有关.因此以上述算例为背景,针对β与φ分别设计单因素试验,采用本文方法和严格的MＧP 法进行稳定性分析计算,并将分析结果进行对比,研究参数β㊁φ对本文方法分析结果准确性的影响,同时研究其对边坡稳定性的影响.５．１㊀参数β对本文方法准确性的影响坡面角β取３０ʎ㊁４５ʎ和６０ʎ,采用本文方法和MＧP法分别进行稳定性分析计算,结果如图７所示.图７中,R D m a x代表最小安全系数相对偏差的最大值.从图７中可以看到,本文方法的准确性不受β取值影响,始终与MＧP法的计算结果保持较高的相似性,偏差最大时仅为１．８％.边坡稳定性受坡面角β的影响明显,最小安全系数F s(m i n)与坡面角β基本呈反比例关系.５．２㊀参数φ对本文方法准确性的影响土体内摩擦角φ取１６ʎ㊁２２ʎ和２８ʎ,采用本文方法和MＧP法分别进行稳定性分析计算,结果如图８所示.从图８中可以看到,本文方法的准确性也不受φ取值影响,始终与MＧP法的计算结果保持较高的相似性,偏差最大时仅为－１．５％.边坡最小安全系数F s(m i n)与φ呈正比例关系.５６３１第４３卷第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀叶帅华,等:边坡稳定性分析及滑移面快速确定㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Copyright©博看网 . All Rights Reserved.图７㊀参数β对本文方法准确性的影响F i g ．７㊀I n f l u e n c e o f p a r a m e t e r βon t h e a c c u r a c y o f t h e p r o po s e dm e t h od 图８㊀参数φ对本文方法准确性的影响F i g ．８㊀I n f l u e n c e o f p a r a m e t e r φon t h e a c c u r a c y o f t h e p r o po s e dm e t h o d 通过上述分析可以看到,本文方法边坡稳定性分析结果的准确性不受边坡参数取值的影响,始终与M ＧP 法的分析结果保持较高的相似性,这也说明本文方法中参数k 的取值是科学㊁合理的.６㊀结论本文基于极限平衡理论,提出一种边坡稳定性分析及滑移面快速确定的新方法,并通过算例及试验对该方法进行了验证,得到以下结论:(１)本文方法边坡稳定性分析结果与传统极限平衡条分法分析结果的定性一致,定量相近,二者分析得到的最小安全系数的相对偏差不超过ʃ５％,完全满足工程要求.(２)本文方法所快速确定的临界滑移面与基于传统极限平衡条分法所广泛搜索的临界滑移面比较接近.(３)本文方法边坡稳定性分析结果的准确性不受边坡参数取值的影响,始终与传统极限平衡条分法保持较高的相似性.参考文献(R e f e r e n c e s)[１]㊀郑颖人,赵尚毅．有限元强度折减法在土坡与岩坡中的应用[J ]．岩石力学与工程学报,２００４,２３(１９):３３８１Ｇ３３８８．Z H E N G Y i n g r e n ,Z H A O S h a n g y i ．A p p l i c a t i o no fs t r e n g t hr e Ｇd u c t i o nF E Mi n s o i l a n d r o c k s l o pe [J ]．C h i n e s e J o u r n a l of R o c k M e c h a n i c s a n dE ng i n e e r i n g ,２００４,２３(１９):３３８１Ｇ３３８８．[２]㊀史卜涛,张云,张巍．边坡稳定性分析的物质点强度折减法[J ]．岩土工程学报,２０１６,３８(９):１６７８Ｇ１６８４．S H IB u t a o ,Z H A N G Y u n ,Z HA N G W e i ．S t r e n g t hr e d u c t i o n m a t e r i a l p o i n tm e t h o d f o r s l o p e s t a b i l i t y[J ]．C h i n e s e J o u r n a l o f G e o t e c h n i c a l E n g i n e e r i n g,２０１６,３８(９):１６７８Ｇ１６８４．[３]㊀O B E R H O L L E N Z E RS ,T S C HU C HN I G GF ,S C HW E I G E R HF ．F i n i t ee l e m e n ta n a l y s e so fs l o p es t a b i l i t y p r o b l e m su s i n gn o n Ｇa s s o c i a t e d p l a s t i c i t y [J ]．J o u r n a lo fR o c k M e c h a n i c sa n d G e o t e c h n i c a l E n g i n e e r i n g,２０１８,１０(６):１０９１Ｇ１１０１．[４]㊀R A B I E M．C o m p a r i s o n s t u d y be t w e e n t r a d i t i o n a l a n df i n i t e e l e Ｇm e n tm e t h o d s f o r s l o p e s u n d e rh e a v y r a i n f a l l [J ]．H B R CJ o u r Ｇn a l ,２０１４,１０(２):１６０Ｇ１６８．[５]㊀秦卫星,陈胜宏,陈士军．有限单元法分析边坡稳定的若干问题研究[J ]．岩土力学,２００６,２７(４):５８６Ｇ５９０．Q I N W e i x i n g ,C H E N S h e n g h o n g ,C H E N S h i j u n ．A s t u d y o n s o m e i s s u e s f o r s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s b y f i n i t e e l e m e n tm e t h Ｇo d [J ]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s ,２００６,２７(４):５８６Ｇ５９０．[６]㊀赵尚毅,郑颖人,时卫民,等．用有限元强度折减法求边坡稳定安全系数[J ]．岩土工程学报,２００２,２４(３):３４３Ｇ３４６．Z H A OS h a n g y i ,Z H E N G Y i n g r e n ,S H IW e i m i n ,e t a l ．A n a l ys i s o n s a f e t y f a c t o ro f s l o p eb y s t r e n g t hr e d u c t i o nF E M [J ]．C h i Ｇn e s e J o u r n a lo fG e o t e c h n i c a lE n g i n e e r i n g,２００２,２４(３):３４３Ｇ３４６．[７]㊀卢坤林,朱大勇,甘文宁,等．一种边坡稳定性分析的三维极限平衡法及应用[J ]．岩土工程学报,２０１３,３５(１２):２２７６Ｇ２２８２．L U K u n l i n ,Z HU D a y o n g ,G A N W e n n i n g ,e t a l ．３Dl i m i t e q u i Ｇl i b r i u m m e t h o d f o rs l o p es t a b i l i t y a n a l y s i sa n d i t sa p pl i c a t i o n [J ]．C h i n e s eJ o u r n a lo f G e o t e c h n i c a l E n g i n e e r i n g ,２０１３,３５(１２):２２７６Ｇ２２８２．[８]㊀黄梦宏,丁桦．边坡稳定性分析极限平衡法的简化条件[J ]．岩石力学与工程学报,２００６,２５(１２):２５２９Ｇ２５３６．HU A N G M e n g h o n g ,D I N G H u a ．S o m ea s s u m p t i o nc o n d i t i o n s o f l i m i t e q u i l i b r i u m m e t h o d f o r s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s [J ]．C h i Ｇn e s eJ o u r n a lo f R o c k M e c h a n i c sa n d E n g i n e e r i n g ,２００６,２５(１２):２５２９Ｇ２５３６．[９]㊀刘振平,杨波,刘建,等．基于G R A S SG I S 与T I N 滑动面的边坡三维极限平衡方法研究[J ]．岩土力学,２０１７,３８(１):２２１Ｇ２２８．L I U Z h e n p i n g,Y A N G B o ,L I U J i a n ,e ta l ．T h r e e Ｇd i m e n s i o n a l l i m i t e qu i l i b r i u m m e t h o db a s e do nG R A S SG I Sa n dT I Ns l i d Ｇ６６３１㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２１年Copyright©博看网 . All Rights Reserved.i n g s u r f a c e[J]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s,２０１７,３８(１):２２１Ｇ２２８．[１０]㊀C H E NLL,Z HA N G W G,Z H E N GY,e t a l．S t a b i l i t y a n a l y s i sa n dd e s i g nc h a r t sf o ro v e rＧd i p r o c ks l o p ea g a i n s tb iＧp l a n a rs l i d i n g[J]．E n g i n e e r i n g G e o l o g y,２０２０,２７５:１０５７３２．[１１]㊀邓东平,李亮．基于非线性统一强度理论下的边坡稳定性极限平衡分析[J]．岩土力学,２０１５,３６(９):２６１３Ｇ２６２３．D E N GD o n g p i n g,L I L i a n g．L i m i t e q u i l i b r i u ma n a l y s i s o f s l o p es t a b i l i t y b a s e do nn o n l i n e a ru n i f i e ds t r e n g t ht h e o r y[J]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s,２０１５,３６(９):２６１３Ｇ２６２３．[１２]㊀WA N GZY,Z HA N G W G,G A OXC,e t a l．S t a b i l i t y a n a l y s i s o f s o i l s l o p e s b a s e do n s t r a i n i n f o r m a t i o n[J]．A c t aG e o t e c h n iＧc a,２０２０,１５(１１):３１２１Ｇ３１３４．[１３]㊀蒋斌松,蔡美峰,吕爱钟．边坡稳定性的解析计算[J]．岩石力学与工程学报,２００４,２３(１６):２７２６Ｇ２７２９．J I A N GB i n s o n g,C A IM e i f e n g,LÜA i z h o n g．A n a l y t i c a l c a l c uＧl a t i o no f s l o p e s t a b i l i t y[J]．C h i n e s e J o u r n a l o f R o c kM e c h a n i c sa n dE n g i n e e r i n g,２００４,２３(１６):２７２６Ｇ２７２９．[１４]㊀郑宏,谭国焕,刘德富．边坡稳定性分析的无条分法[J]．岩土力学,２００７,２８(７):１２８５Ｇ１２９１．Z H E N G H o n g,T A NG u o h u a n,L I UD e f u．As l i c eＧf r e em e t h o df o r s t a b i l i t y a n a l y s i so f s l o p e s[J]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s,２００７,２８(７):１２８５Ｇ１２９１．[１５]㊀时卫民,叶晓明,郑颖人．阶梯形边坡的稳定性分析[J]．岩石力学与工程学报,２００２,２１(５):６９８Ｇ７０１．S H IW e i m i n,Y E X i a o m i n g,Z H E N G Y i n g r e n．S t a b i l i t y a n a l yＧs i s o n s t e pＧs h a p e d s l o p e[J]．C h i n e s e J o u r n a l o fR o c kM e c h a nＧi c s a n dE n g i n e e r i n g,２００２,２１(５):６９８Ｇ７０１．[１６]㊀莫海鸿,唐超宏,刘少跃．应用模式搜索法寻找最危险滑动圆弧[J]．岩土工程学报,１９９９,２１(６):６９６Ｇ６９９．MO H a i h o n g,T A N GC h a o h o n g,L I US h a o y u e．D e t e r m i n a t i o no f t h em o s t d a n g e r o u s s l i p s u r f a c ew i t h p a t t e r n s e a r c hm e t hＧo d[J]．C h i n e s eJ o u r n a l o fG e o t e c h n i c a lE n g i n e e r i n g,１９９９,２１(６):６９６Ｇ６９９．[１７]㊀马忠政,祁红卫,侯学渊．边坡稳定验算中全面搜索的一种新方法[J]．岩土力学,２０００,２１(３):２５６Ｇ２５９．MAZ h o n g z h e n g,Q IH o n g w e i,H O U X u e y u a n．An e wr o u n dＧl y s e a r c h m e t h o df o rs l o p es t a b i l i t y c h e c k i n g[J]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s,２０００,２１(３):２５６Ｇ２５９．[１８]㊀陈建功,李会,贺自勇．基于变分法的均质土坡稳定性分析[J]．岩土力学,２０１９,４０(８):２９３１Ｇ２９３７．C H E NJ i a n g o n g,L IH u i,H EZ i y o n g．H o m o g e n e o u s s o i l s l o p es t a b i l i t y a n a l y s i sb a s e do nv a r i a t i o n a lm e t h o d[J]．R o c ka n dS o i lM e c h a n i c s,２０１９,４０(８):２９３１Ｇ２９３７．[１９]㊀M E N GJ,HU A N GJ,S L O A NS W,e t a l．D i s c r e t em o d e l l i n g j o i n t e d r o c k s l o p e s u s i n g m a t h e m a t i c a l p r o g r a mm i n g m e t h o d s[J]．C o m p u t e r s a n dG e o t e c h n i c s,２０１８,９６:１８９Ｇ２０２．[２０]㊀邹广电,陈永平．滑坡和边坡稳定性分析的模拟退火Ｇ随机搜索耦合算法[J]．岩石力学与工程学报,２００４,２３(１２):２０３２Ｇ２０３７．Z O U G u a n g d i a n,C H E N Y o n g p i n g．C o u p l i n g a l g o r i t h m o fs i m u l a t e d a n n e a l i n g a l g o r i t h ma n d r a n d o ms e a r c hm e t h o d f o rs l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s[J]．C h i n e s e J o u r n a l o fR o c kM e c h a n i c sa n dE n g i n e e r i n g,２００４,２３(１２):２０３２Ｇ２０３７．[２１]㊀WA N G L,WU C Z,T A N G L B,e ta l．E f f i c i e n tr e l i a b i l i t ya n a l y s i s o f e a r t hd a ms l o p es t ab i l i t y u s i n g e x t r e m e g r a d i e n tb o o s t i n g m e t h o d[J]．Ac t aG e o t e c h n i c a,２０２０,１５(１１):３１３５Ｇ３１５０．[２２]㊀C H E NLL,Z HA N G W G,G A O XC,e t a l．D e s i g nc h a r t s f o r r e l i a b i l i t y a s s e s s m e n t o f r o c kb e d d i n g s l o p e s s t a b i l i t y a g a i n s tb iＧp l a n a r s l i d i n g:S R L E Ma n dB P N Na p p r o ac h e s[J]．G e o r i s k:A s s e s s m e n t a n dM a n a g e m e n t o f R i s k f o rE n g i n e e r e dS y s t e m sa n dG e o h a z a r d s,２０２０(１):１Ｇ１６．[２３]㊀C H E NFY,Z H A N G R H,WA N G Y,e t a l．P r o b a b i l i s t i c s t aＧb i l i t y a n a l y s e s o f s l o p e r e i n f o rc e dw i t h p i l e s i n s p a t i a l l y v a r i aＧb l e s o i l s[J]．I n t e r n a t i o n a l J o u r n a l o fA p p r o x i m a t eR e a s o n i n g,２０２０,１２２:６６Ｇ７９．[２４]㊀陈祖煜,邵长明．最优化方法在确定边坡最小安全系数方面的应用[J]．岩土工程学报,１９８８,１０(４):１Ｇ１３．C H E NZ u y u,S H A O C h a n g m i n g．T h eu s eo ft h e m e t h o do fo p t i m i z a t i o nf o r m i n i m i z i n g s a f e t y f a c t o r si ns l o p es t a b i l i t ya n a l y s i s[J]．C h i n e s eJ o u r n a lo f G e o t e c h n i c a l E n g i n e e r i n g,１９８８,１０(４):１Ｇ１３．[２５]㊀J I NLX,F E N G Q X．I m p r o v e d r a d i a lm o v e m e n t o p t i m i z a t i o n t od e t e r m i n e t h e c r i t i c a l f a i l u r e s u r f a c e f o r s l o p e s t a b i l i t y a n a l y s i s[J]．E n v i r o n m e n t a l E a r t hS c i e n c e s,２０１８,７７(１６):１Ｇ１３．７６３１第４３卷第６期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀叶帅华,等:边坡稳定性分析及滑移面快速确定㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀Copyright©博看网 . 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#红柳⼈物#他是中国防震减灾领域的专家，在地震、泥⽯流的灾害现场，他都要下到坑洞或者地下室查看建筑物的隔震板状况，他对同事说，⾃⼰亲⾃做的检查才能放⼼，不能为了⾃⼰的安危不顾众多灾区百姓的安危。

他是2015年“全国师德标兵”，在课堂、实验室、学⽣宿舍，你都能看到他和学⽣交流的⾝影。

他对妻⼦说，我们的孩⼦，我不在的时候还有你，可学校⾥，⼏⼗个孩⼦在等着我。

他发起创建了⼀个名为“建⼯七七”的基⾦，作为兰州理⼯⼤学七七级校友的⼀员，他和他的同学们为了给母校学弟学妹更多的⿎励和资助，积极筹资，改⾰增值。

他对同学们说，要好好珍惜来之不易的机会，对得起校友，对得起母校。

他就是杜永峰，兰州理⼯⼤学⼟⽊学院教授，防灾减灾研究所主任，⼏⼗年如⼀⽇，他⽤发⾃内⼼的爱与奉献谱写了⼀⾸动⼈的育⼈之歌。

哪⾥有地震哪⾥就有他2008年汶川⼤地震，⽢肃省陇南市因为毗邻四川，⼀些地⽅也成为重灾区。

作为省内专家的杜永峰⽴即赶赴灾区，当他站在3栋⼏乎完好⽆损的住宅楼前时，“悬着的⼼⼀下⼦就落进了肚⼦⾥。

”这些六层楼的建筑，因为使⽤了他研究推⼴的“隔震垫”技术，墙体没有出现裂缝，住户家中的东西也没有因为地震发⽣掉落，这是⽢肃省内应⽤这⼀技术的建筑⾸次成功经受住地震的考验。

⽽这距离杜永峰的研究，已经过去了12年。

1996年，结构⼯程专业的杜永峰开始研究“隔震垫”技术。

这项起源于新西兰，最初在国内南⽅应⽤的技术对于地震的作⽤可谓和地基⼀样重要。

“隔震垫”的专业名称叫做“叠层橡胶隔震⽀座”，是⼀种由橡胶和钢板制作⽽成的圆柱形装置。

这种被放在建筑物地基与上体结构中间的⼩垫⼦，在地震来临时，起到了⾮常⼤的缓冲作⽤，上体结构的晃动会明显减⼩。

杜永峰不⼤的办公室⾥，堆满了研究⽤的设备、仪器、军⼤⾐，还有这近20年来他研究的各种“隔震垫”。

南北⽅的⽓候差异，导致“隔震垫”要进⼊北⽅，⾸先要适应这⾥的温度。

研究中，杜永峰带着他的学⽣们经常待在零摄⽒度以下的实验室⾥，把放置在零下50摄⽒度冷冻机⾥的“隔震垫”快速取出安装，然后接受模拟地震震动，虽然每次都穿着军⼤⾐，但他们⼀个个还是冻得直打哆嗦。

基于调研对泥石流拦挡坝双向流固耦合分析朱彦鹏;徐江【摘要】对甘肃省南部地区泥石流防治结构进行了现场调研,分析总结了现有防治结构存在的几点问题.在合理建立模型、确定计算参数的基础上,运用分析软件CFX、ANSYS对中小规模泥石流逐渐淤积至满库工况下的泥石流拦挡坝进行双向流固耦合分析,得到了泥石流流体在坝后的运动规律及坝体的应力、应变、位移等参数,为后续的工程治理提供参考和建议.【期刊名称】《甘肃科学学报》【年(卷),期】2015(027)001【总页数】5页(P100-104)【关键词】泥石流;现有结构研究;双向流固耦合分析【作者】朱彦鹏;徐江【作者单位】兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州730050;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,甘肃兰州 730050;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州 730050【正文语种】中文【中图分类】P642.23泥石流是一种山区常见的突发性地质灾害。

它是由泥沙在水动力作用下失稳后,集中输移的自然演变过程之一,在形成、流通和停积等运动环节上,具有严重的灾害性[1] 。

早期对泥石流的研究主要有理论研究及现场观测和试验等方法,随着计算机技术的不断发展,对泥石流的数值模拟也成为了泥石流研究的新方向,很多学者在泥石流数值模型及模拟方面做了大量工作,取得了很多成果[2-9]。

甘肃省是我国滑坡泥石流最发育的省份之一,兰州、武都、宕昌、文县、礼县、康县、舟曲等10余城市,宝成、成昆、宝兰等20余条铁路沿线受滑坡泥石流危害,泥石流经常埋没村庄、冲毁农田、危害城镇、威胁人民生命财产安全。

在这些泥石流灾害中,有一部分泥石流沟已经实施了防治工程,但是这些泥石流防治工程在灾害来临时并没有很好地发挥防治效能,这说明目前的防治理念、防治技术都有待进一步完善。

因此,特对甘肃省南部地区泥石流防治结构进行了现场调研,在此基础上,应用CFX、ANSYS对中小规模泥石流逐渐淤积至满库工况下的泥石流拦挡坝进行双向流固耦合分析,以期为后续的工程治理提供参考和建议。

第４６卷㊀第１期２０２４年１月地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报C H I N A E A R T H Q U A K EE N G I N E E R I N GJ O U R N A LV o l ．４６㊀N o ．１J a n u a r y,２０２４㊀㊀收稿日期:２０２１Ｇ１２Ｇ３０㊀㊀基金项目:中国博士后科学基金面上项目(２０１９M ６５３８９７X B );国家自然科学基金(青年基金)(５１８０８２７４)㊀㊀第一作者简介:李喜梅(１９７９－),女,博士,副教授,研究方向为桥梁与隧道工程.E Ｇm a i l :m e i ６１１＠１６３．c o m .李喜梅,蒲奎,杨国俊,等．不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析[J ]．地震工程学报,２０２４,４６(１):２６Ｇ３８．D O I :１０．２００００/j．１０００Ｇ０８４４．２０２１１２３０００２L IX i m e i ,P U K u i ,Y A N GG u o j u n ,e t a l ．F r a g i l i t y a n a l y s i s o f i s o l a t e d c u r v e d g i r d e r b r i d ge s u n d e r d if f e r e n t s e i s m i c e x c i t a t i o nd i Ｇr e c t i o n s [J ]．C h i n aE a r t h q u a k eE ng i n e e r i n g J o u r n a l ,２０２４,４６(１):２６Ｇ３８．D O I :１０．２００００/j．１０００Ｇ０８４４．２０２１１２３０００２不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析李喜梅１,２,蒲㊀奎１,２,杨国俊１,２,母渤海３(１．兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,甘肃兰州７３００５０;２．兰州理工大学防震减灾研究所,甘肃兰州７３００５０;３．中国市政工程西北设计研究院有限公司,甘肃兰州７３００５０)摘要:为进一步评估隔震曲线梁桥在地震激励下的抗震性能,从地震易损性角度出发并兼顾考虑地震激励方向对其易损性的影响.利用A P D L 建立采用板式橡胶支座的隔震曲线梁桥有限元模型,从P E E R 中选取同一地震事件中的近断层地震动,按规范规定比例输入水平双向地震动进行非线性动力时程分析,结合地震响应与损伤指标计算得到各构件地震易损性曲线;考虑地震激励方向的变化,通过MA T L A B 编程绘制得到桥梁结构构件(桥墩与支座)以及整体系统的地震易损性曲面,分析探讨地震激励方向对隔震曲线梁桥易损性的影响.结果表明:不同极限状态下各桥墩切向损伤条件概率明显大于其径向,各支座的切向与径向易损性相差不大,但仍是各支座的切向易损性略大于径向易损性;桥梁各构件(桥墩与支座)切向易损性对地震激励方向均表现出很强依赖性,而径向易损性对其的依赖性相对较弱,且伴随损伤等级的提高,构件易损性对地震激励方向更加敏感;桥梁整体系统易损性对地震激励方向的变化不太敏感,且因各构件响应之间的相关性较高,其系统易损性更接近于易损性最大的构件 易损性下限;当进行隔震曲线梁桥抗震性能评估时,应考虑不同地震激励方向对其地震易损性的影响,从而使得易损性分析结果更加合理,能够更加真实地反映隔震曲线梁桥的实际损伤状态.关键词:隔震曲线梁桥;抗震性能;地震激励方向;易损性曲面中图分类号:T U ３５２．１㊀㊀㊀㊀㊀㊀文献标志码:A㊀㊀㊀文章编号:１０００Ｇ０８４４(２０２４)０１－００２６－１３D O I :１０．２００００/j．１０００Ｇ０８４４．２０２１１２３０００２F r a g i l i t y a n a l y s i s o f i s o l a t e d c u r v e d g i r d e r b r i d ge s u n d e r d if f e r e n t s e i s m i c e x c i t a t i o nd i r e c t i o n sL IX i m e i １,２,P U K u i １,２,Y A N G G u o ju n １,２,MU B o h a i ３(１．W e s t e r nE n g i n e e r i n g R e s e a r c hC e n t e r o f D i s a s t e rM i t i g a t i o n i nC i v i lE n g i n e e r i n g ,L a n z h o uU n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y ,L a n z h o u７３００５０,G a n s u ,C h i n a ;２．I n s t i t u t e o f E a r t h q u a k eP r o t e c t i o na n dD i s a s t e rM i t i g a t i o n ,L a n z h o uU n i v e r s i t y o f T e c h n o l o g y ,L a n z h o u７３００５０,G a n s u ,C h i n a ;３．C h i n aM u n i c i p a lE n g i n e e r i n g N o r t h w e s tD e s i gn &R e s e a r c hI n s t i t u t eC o ．,L t d ．,L a n z h o u７３００５０,G a n s u ,C h i n a )A b s t r a c t :T of u r t h e re v a l u a t et h es e i s m i c p e r f o r m a n c eo f i s o l a t e dc u r v e d g i r d e rb r i d ge su n d e r s e i s m i c e x c i t a t i o n ,t h e i nf l u e n c eo f s e i s m i ce x c i t a t i o nd i r e c t i o no nt h e i r f r ag i l i t y wa ss t u d i e d ．Af i n i t e e l e m e n tm o d e l o f a n i s o l a t e d c u r v e dg i r d e r b r i d g ew i th l a mi n a t e d r u b b e r b e a r i n g sw a s e s t a bＧl i s h e db y A P D L．N e a rＧf a u l t g r o u n dm o t i o n s i n t h e s a m e s e i s m i c e v e n tw e r e s e l e c t e d f r o mP E E R, a n dh o r i z o n t a l b i d i r e c t i o n a l g r o u n dm o t i o n sw e r e i n p u t a c c o r d i n g t o t h e p r o p o r t i o n s p e c i f i e d i n t h e c o d e f o r n o n l i n e a r d y n a m i c t i m eＧh i s t o r y a n a l y s i s．T h e s e i s m i c f r a g i l i t y c u r v e so f t h e c o m p o n e n t s w e r e c a l c u l a t e db y c o m b i n i n g t h e s e i s m i c r e s p o n s e a n dd a m a g e i n d e x．C o n s i d e r i n g t h e c h a n g e i n s e i s m i c e x c i t a t i o nd i r e c t i o n,s e i s m i c f r a g i l i t y s u r f a c e so f t h e c o m p o n e n t s(p i e r a n db e a r i n g)a n d b r i d g e s y s t e m w e r e o b t a i n e d u s i n g MA T L A B p r o g r a mm i n g a n d t h e i n f l u e n c e o f s e i s m i c e x c i t a t i o n d i r e c t i o no n t h e f r a g i l i t y o f t h e i s o l a t e d c u r v e d g i r d e r b r i d g ew a s a n a l y z e d a n dd i s c u s s e d．T h e r eＧs u l t s s h o wt h a t u n d e r d i f f e r e n t l i m i t s t a t e s,t h e t a n g e n t i a l d a m a g e p r o b a b i l i t y o f e a c h p i e r i s o b v iＧo u s l yg r e a t e r t h a n t h a t i n t h e r a d i a l d i r e c t i o n．T h e t a n g e n t i a l f r a g i l i t y o f e a c hb e a r i n g i s s l i g h t l y g r e a t e r t h a n t h e r a d i a l f r a g i l i t y,w i t h l i t t l e d i f f e r e n c e．T h e t a n g e n t i a l f r a g i l i t y o f b r i d g em e m b e r s (p i e r a n db e a r i n g)s t r o n g l y d e p e n d so n t h e s e i s m i c e x c i t a t i o nd i r e c t i o n,w h e r e a s t h ed e p e n d e n c e o f r a d i a l f r a g i l i t y i sw e a k e r;w i t ha n i n c r e a s i n g d a m a g e l e v e l,t h e f r a g i l i t y o fm e m b e r sb e c o m e s m o r e s e n s i t i v e t o t h e s e i s m i c e x c i t a t i o nd i r e c t i o n．T h e f r a g i l i t y o f t h e b r i d g e s y s t e m,w h i c h i s i nＧs e n s i t i v e t o c h a n g e s i nt h es e i s m i ce x c i t a t i o nd i r e c t i o n,i sc l o s e r t ot h a to f t h e m o s tv u l n e r a b l e c o m p o n e n tb e c a u s e o f t h e h i g h c o r r e l a t i o n b e t w e e n t h e r e s p o n s e s o f t h e c o m p o n e n t s．W h e n e v a l uＧa t i n g t h e s e i s m i c p e r f o r m a n c eo f t h e i s o l a t e dc u r v e d g i r d e rb r i d g e s,t h e i n f l u e n c eo f t h e s e i s m i c e x c i t a t i o nd i r e c t i o no nt h e i r s e i s m i c f r a g i l i t y s h o u l db ec o n s i d e r e dt o m a k e t h e f r a g i l i t y a n a l y s i s r e s u l t sm o r e r e a s o n a b l e a n d r e f l e c t t h e i r a c t u a l d a m a g e s t a t em o r e a c c u r a t e l y．K e y w o r d s:i s o l a t e d c u r v e d g i r d e r b r i d g e;s e i s m i c p e r f o r m a n c e;s e i s m i ce x c i t a t i o n d i r e c t i o n;f r ag i l i t y s u r f a c e０㊀引言因对地形㊁地物等因素限制而特有的空间适应性以及优美的线型,曲线梁桥在公路及城市道路中广泛应用.地震激励下,曲线梁桥因平面不规则性导致结构地震响应相较于直线梁桥更加复杂.自１９７１年S a nF e r n a n d o地震发生以来,历次强震作用下均出现较为严重的曲线梁桥震害[１Ｇ３],对于曲线梁桥的抗震问题研究已取得了一定成果.为研究地震激励下曲线梁桥的地震响应规律, J e o n等[４]㊁游新等[５]分析了曲率㊁墩高等因素对曲线梁桥地震响应的影响,通过对比分析得到显著影响地震需求的结构几何参数;文献[６]从地震动特性出发,分析了不同类型地震激励下曲线梁桥的动力响应,研究发现近断层速度脉冲地震激励下响应更加显著;陈彦江等[７]㊁L i等[８]进行了曲线梁桥的振动台试验,研究了地震激励下的纵坡㊁墩高等因素对其地震响应影响.此外,李喜梅等[９]借助MA TＧL A B软件建立了隔震曲线梁桥的简化分析模型,提出多维地震激励下曲线梁桥的最不利激励方向确定方法,为后续最不利激励方向的研究提供参考;基于构件合力方法,冯睿为等[１０]推导出曲线梁桥最不利激励方向的计算公式,该方法可靠性较高且能够反映构件整体的受力性能随激励方向的变化规律;梁瑞军等[１１]则从地震动随机性的角度出发,研究了地震激励方向与强度随机性对隔震曲线梁桥动力响应的影响,表明激励方向对曲线梁桥地震响应有显著影响.因此,对于地震激励方向的研究成为曲线梁桥抗震设计中亟待解决的问题.目前,以控制地震风险(R i s k)与损失(L o s s)为目标的新一代基于性能地震工程(P e r f o r m a n c eＧB a s e dE a r t h q u a k eE n g i n e e r i n g,P B E E)正成为国际地震工程领域的研究热点.其中,对于地震激励下桥梁结构易损性的研究也逐渐得到学者们的关注[１２Ｇ１３].李宏男等[１２]与文献[１３]分别综述了国内与国外桥梁易损性研究现状,并对易损性分析方法及相关理论进行了详细总结归纳.T a s k a r i等[１４]与X u等[１５]从构件角度出发研究了不同地震激励方向下曲线梁桥的桥墩易损性变化规律,结果表明低墩所受损伤程度较小.通过考虑地震动与材料特性等因素的不确定性,A b b a s i等[１６]研究了不同极限状态下曲率半径与墩高比对曲线梁桥易损性曲线的影响,并根据易损性敏感度划分了主要构件与次要构件.分别从构件及系统易损性层面出发,S h i r a z i 等[１７]研究发现土壤条件及地震动特性对曲线梁桥７２第４６卷第１期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀李喜梅,等:不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地震易损性有一定影响,并指出地震激励方向对易损性的影响同样不可忽略.以往对于曲线梁桥抗震性能的研究,主要从地震目标响应(墩顶位移㊁支座位移等)角度入手分析其所受地震激励方向的影响,少有考虑地震激励方向对隔震曲线梁桥易损性的影响.鉴于此,本研究以采用板式橡胶支座的三跨隔震曲线梁桥为对象,利用A P D L(A N S Y SP a r a m e t e rD e s i g nL a n g u a g e)建立该桥的有限元分析模型,在P E E R地震动数据库中选取同一地震事件中的近断层地震动并进行调幅处理,依据一定水平向比例系数[１８Ｇ１９]输入双向地震激励进行地震响应分析,结合损伤指标计算得到其易损性曲线;另外考虑地震激励方向的影响,通过MA T L A B编程绘制得到桥梁结构不同构件 桥墩与支座,以及整体桥梁系统易损性曲面;通过研究不同地震激励方向对其地震易损性的影响,可为隔震曲线梁桥的抗震性能评估及抗震设计等提供一定的参考借鉴.１㊀工程背景及有限元分析模型１．１㊀工程背景以某曲线梁桥为研究对象进行有限元模型的建立,其桥梁长度为１０５m(３ˑ３５m),曲率半径R为１００m,其桥梁总体布置图如图１所示.主梁为现浇混凝土连续箱梁,其横截面采用单箱单室截面,其混凝土强度等级为C５０;桥墩为矩形单柱墩,编号为P１~P４,边墩(P１㊁P４)与中墩(P２㊁P３)截面尺寸均为３．１m(长)ˑ１．３m(宽),墩高均为１０m,混凝土强度等级为C３０;支座编号为B１~B８,内外侧支座的偏心距不同,分别为０．８５m㊁１．１５m .图１㊀曲线梁桥总体布置图(单位:c m)F i g．１㊀G e n e r a l l a y o u t o f t h e c u r v e d g i r d e rb r i d g e(U n i t:c m)１．２㊀有限元模型的建立(１)上部结构地震激励作用下,桥梁上部结构(即主梁)通常情况下无损伤或损失程度较小,可认为其保持弹性状态,故采用弹性梁单元B E AM１８９模拟.(２)隔震支座由于该隔震曲线梁桥采用了传统的板式橡胶支座,依据结构的对称性及竖向承载力大小选择合适的支座规格,边墩和中墩板式橡胶支座规格分别为G Y Z d３５０ˑ９６㊁G Y Zd５００ˑ１３０,其性能参数如表１所列.表１㊀板式橡胶支座性能参数T a b l e１㊀T h e p a r a m e t e r s o f l a m i n a t e d r u b b e r b e a r i n g s位置支座类型及规格K０/(k N/mm)K１/(k N/mm)K V/(k N/mm)Q y/k N 边墩G Y Zd３５０ˑ９６２．１２０７４９８６中墩G Y Zd５００ˑ１３０２．４８０７４５９４注:K０为初始刚度,K１为屈服后刚度,K V为竖向刚度,Q y为屈服力每个隔震支座均由水平向(切向和径向)理想弹塑性弹簧单元及竖向弹性弹簧单元组成,分别从A NＧS Y S单元库中选取C OM B I N４０与C OM B I N１４单元模拟,其支座本构关系如图２所示. (３)下部结构下部结构(本研究为矩形单柱式桥墩)作为桥梁结构中较为脆弱的构件之一,其在地震作用下进入了塑性变形阶段,在此选用B E AM１８９的非线性广义梁截面,其是一种抽象的梁截面类型(所谓宏观单图２㊀支座本构关系F i g．２㊀C o n s t i t u t i v e r e l a t i o no f t h eb e a r i n g s８２㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２４年元),可直接定义轴力与轴向应变㊁弯矩与曲率以及扭矩与扭转率等函数关系,从而确定梁单元的刚度方程.非线性广义梁截面所定义的广义力和广义应变的关系如式(１)所列:N M １M ２τS １S ２éëêêêêêêêêêùûúúúúúúúúú＝A E (ε,T )I E １(κ１,T )０I E２(κ２,T )J G (χ,T )０A G １(γ１,T )A G ２(γ２,T )éëêêêêêêêêêùûúúúúúúúúú㊀(１)式中:N 为轴力;M １㊁M ２分别为X Z 与X Y 平面内的弯矩;τ为扭矩;S １㊁S ２为X Z 与X Y 平面内的剪力;ε为轴向应变;κ１㊁κ２为XZ 与X Y 平面内的曲率;χ为横截面扭转率;γ１㊁γ２为X Z 与X Y 平面内的横向剪应变;A E (ε,T )㊁I E １(κ１,T )㊁I E２(κ２,T )㊁J G (χ,T )㊁A G １(γ１,T )㊁A G２(γ２,T )分别为轴向刚度㊁X Z 和X Y 平面内的弯曲刚度㊁扭转刚度,以及X Z 和X Y 平面内的剪切刚度.(４)R a y l e i gh 阻尼R a y l e i gh 阻尼是最常用的黏性阻尼模型,也称为比例阻尼(P r o p o r t i o n a lD a m p i n g),即C R a y l e i gh ＝αM ＋βK ㊀(２)式中:α为质量矩阵系数,又称为α阻尼,用A L P H A D 定义;β为刚度矩阵系数,又称为β阻尼,用B E T A D 定义;C ㊁M ㊁K 分别为结构的阻尼矩阵㊁质量矩阵及刚度矩阵.设结构的第i 阶与第j 阶固有频率分别为ωi ㊁ωj ,相应的第i 阶和第j 阶模态阻尼比分别为ξi ㊁ξj ,通常假定各阶模态阻尼比相同,即ξi ＝ξj ＝ξ,则可求得α和β:α＝２ωi ωj ξωi ＋ωj ㊀(３)β＝２ξωi ＋ωj㊀(４)(５)其他处理支座与上部结构主梁㊁下部结构桥墩均采用刚性梁单元M P C １８４连接,桥墩墩底采用固结形式,未考虑主梁与挡块之间的碰撞以及桩Ｇ土相互作用.值得注意的是,A N S Y S 默认模型建立及分析计算均在直角坐标系下进行,由于曲线梁桥结构的特殊性,其曲率的存在需要建立由柱坐标控制下的局部坐标系(编号必须ȡ１１且为整数),其编号为１１~１４;此外,不同局部坐标系下建立的桥墩与支座节点及单元均应分别通过节点旋转与单元旋转命令统一在其坐标系下,从而防止计算结果的奇异性而收敛困难甚至无解.所建立的隔震曲线梁桥的有限元简化模型与实体模型分别如图３(a )㊁图３(b)所示.图３㊀水平双向地震激励下曲线梁桥有限元模型F i g ．３㊀T h eF E Mo f c u r v e d g i r d e r b r i d g e s u b je c t t o h o r i z o n t a l b i Ｇd i r e c t i o n a l gr o u n dm o t i o n s １．３㊀动力特性分析由表２可知,采用板式橡胶支座的曲线梁桥基频为０．５０８H z ,且前４阶阵型主要是主梁的水平向移动,其主要原因是与桥墩相比,支座的水平向剪切刚度较小,其与桥墩形成的串联体系较柔,产生对曲线梁桥的水平约束较小,故自振频率相对较小.该桥的主梁第１阶正对称竖向弯曲振型出现较晚,与文献[２０]中支座对于曲线梁桥动力特性影响的一般规律相符.表２㊀曲线梁桥频率及振型T a b l e ２㊀T h e f r e q u e n c y a n dm o d a l s h a p e o f c u r v e db r i d ge 振型阶数曲线梁桥频率/H z振型描述１０．５０８主梁切向平动２０．５３１主梁径向平动３０．６８４主梁１阶反对称平动４２．１１４主梁１阶正对称平动９２第４６卷第１期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀李喜梅,等:不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２㊀易损性理论与地震动选取及输入２．１㊀地震易损性分析理论概率地震易损性分析作为一种评估单个构件或结构整体,甚至某区域桥梁网络抗震能力的常用方法,其物理意义为在给定强度地震激励下,结构构件或整体系统地震响应需求达到或超越某极限状态抗震能力的损伤条件概率,其研究内容主要包括概率地震需求分析(P r o b a b i l i s t i cS e i s m i cD e m a n dA n a l Ｇys i s ,P S D A )与概率抗震能力分析(P r o b a b i l i s t i c S e i s m i cC a p a c i t y A n a l y s i s ,P S C A ).对于前者的研究主要为得到结构工程需求参数(E D P )与地震动强度指标(I M )之间的关系,表示为:E D P ＝a (I M )b㊀(５)式中:a 与b 均为统计回归系数.假定上述的地震需求模型服从两参数对数正态分布,则对应的损伤条件概率为:㊀P f ＝P (D I ȡL S |I M )＝１－Φl n (L S )－l n (a I M b)βE D P |I M æèçöø÷(６)式中:D I 为结构的损伤指数(D a m a g eI n d e x );L S 为结构的极限状态(L i m i tS t a t e );βE D P |I M 为地震需求与强度指标之间对数线性回归分析所得的标准差.βE D P |I M ＝１n －２ðni ＝１[l n E D P i －(l n a ＋b l n I M i )]２(７)式中:n 为构件的个数.同时,假设结构构件的抗震能力也服从对数正态分布,并考虑地震激励方向的影响,则其构件易损性函数可表示为:P f ＝P (D I ȡL S |I M ,θ)＝Φl n (S D ,θ/S C ,θ)β２E D P |I M ,θ＋β２C ,θæèçöø÷(８)式中:S D ,θ与S C ,θ分别为地震激励方向为θ时结构响应需求与抗震能力的均值;βE D P |I M ,θ与βC ,θ分别为考虑地震激励方向时结构响应需求与抗震能力的标准差.根据相关文献研究[１２],当I M 以地震动加速度峰值P G A 为自变量时,β２E D P |I M ,θ＋β２C ,θ取值为０．５.２．２㊀损伤指标的确定作为桥梁结构易损性分析过程中的关键步骤之一,选取合适的损伤指标来量化其所遭受的地震损伤具有非常重要的意义,合理的损伤指标可以更加真实地描述桥梁结构的不同损伤状态,并对易损性分析结果产生显著影响.(１)支座损伤指标文中对于支座损伤状态的判定参考文献[１２]中的剪切应变指标,由于隔震支座采用了板式橡胶支座,故得到不同损伤极限状态下的板式橡胶支座的剪切应变界限值,如表３所列.表３㊀各支座剪切应变[１２]T a b l e ３㊀T h e s h e a r s t r a i no f e a c hb e a r i n g[１２]支座类型无损伤轻微破坏中等破坏严重破坏完全破坏板式０~１．０１．０~１．５１．５~２．０２．０~２．５＞２．５(２)桥墩损伤指标通常情况下,国内外学者采用曲率延性㊁位移延性以及P a r k ＧA n g 损伤指标等作为桥墩的性能指标[１２Ｇ１３].由于该桥梁桥墩为矩形截面,根据矩形桥墩在地震激励下的震害与损伤机理,将其划分为无损伤㊁轻微破坏㊁中等破坏㊁严重破坏与完全破坏五个损伤极限状态,对应四个不同的损伤界限值.由于矩形桥墩在两个不同主轴方向的较大刚度差异,利用软件X T R A C T 对各桥墩的不同方向(径向与切向)进行弯矩Ｇ曲率分析,以墩顶位移延性比为损伤指标,通过式(９)~式(１３)计算得到各极限状态损伤界限值,如表４所列.桥墩首次屈服时的曲率所对应的位移为:Δd y １＝ϕᶄyL ２/３㊀(９)同理可得,桥墩等效屈服时对应的位移为:Δd y ＝ϕyL ２/３㊀(１０)混凝土应变为０．００４对应的位移为:Δd ４＝Δd y ＋Δpθp ＝L p ˑϕp ＝L p ˑ(ϕc４－ϕy )Δp ＝θp ˑ(H －L p /２)㊀(１１)其中,单柱墩的塑性铰长度为:L p １＝０．０８H ＋０．０２２d f y ȡ０．０４４d f y L p ２＝２b /３L p ＝m i n (L p １,L p ２)(１２)故可以得到各损伤界限值分别为:μdy １＝１μdy ＝Δd y /Δd y １μd ４＝Δd ４/Δd y １μd m ax ＝Δd ４＋３㊀(１３)０３㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２４年表４㊀各墩顶位移延性比T a b l e４㊀T h e d i s p l a c e m e n t d u c t i l i t y r a t i o o f t h e t o p o f e a c h p i e r部位不同界限切向位移/m位移延性比径向位移/m位移延性比边墩中墩首次屈服０．０５７１０．０４１１等效屈服０．０７１１．２２０．０５３１．３０混凝土应变０．００４０．０９５１．６４０．０７３１．７８极限屈服０．２６８４．６４０．１９６４．７８首次屈服０．０６２１０．０４４１等效屈服０．０７４１．２００．０５６１．２７混凝土应变０．００４０．０９７１．５６０．０７７１．７５极限屈服０．２８３４．５６０．２０９４．７５注:首次屈服㊁等效屈服㊁混凝土应变０．００４与极限屈服分别对应四个不同损伤极限状态(L S１~L S４)２．３㊀地震动选取及输入曲线梁桥在近断层地震激励下的地震响应更剧烈,因此选取同一地震事件(L o m aP r i e t ae a r t hＧq u a k e)中的１０条近断层地震动,其选取记录如表５所列.采用I D A法将所选地震动峰值加速度(P G A)从０．１g调幅至１．０g,加速度增量为０．１g,单一角度进行１００次非线性动力时程分析.我国于２０２０年最新颁布的«公路桥梁抗震设计表５㊀近断层地震动记录T a b l e５㊀R e c o r d s o f n e a rＧf a u l t g r o u n dm o t i o n s地震事件地震震级观测台站震中距/k m断层距/k m L o m a P r i e t a６．９３B R A N３．８５１０．７２L o m a P r i e t a６．９３C a p i t o l a８．６５１５．２３L o m a P r i e t a６．９３C o r r a l i t o s０．１６３．８５L o m a P r i e t a６．９３G i l r o yＧG a v i l a nC o l l．９．１９９．９６L o m a P r i e t a６．９３G i l r o yＧH i s t o r i cB l d g．１０．２７１０．９７L o m a P r i e t a６．９３S a r a t o g aＧA l o h aA v e７．５８８．５L o m a P r i e t a６．９３S a r a t o g aＧW V a l l e y C o l l．８．４８９．３１L o m a P r i e t a６．９３U C S C１２．１５１８．５１L o m a P r i e t a６．９３U C S CL i c kO b s e r v a t o r y１２．０４１８．４１L o m a P r i e t a６．９３WA H O１１．０３１７．４７规范»对地震激励方向做出规定:当进行曲线桥梁的地震反应分析时,宜分别沿两边墩(或桥台)弦线方向与垂直于弦线方向分别输入纵向与横向地震动,从而进行动力时程分析得到地震激励下的动力响应.采用非线性时程法(N o n l i n e a rT i m e H i s t oＧr y A n a l y s e s,N T H A s)进行理论易损性计算总量可通过结构对称性而在一定程度上减小[１９].由于该曲线连续梁桥关于横轴[如图２(a)中的Y轴]对称,其计算角度范围减小为－９０ʎɤθɤ９０ʎ,又因文中所定义的角度范围均为正值,故其计算范围可转换为０ʎɤθɤ１８０ʎ,以３０ʎ的角度增量共设７个不同激励方向.３㊀隔震曲线梁桥地震易损性分析３．１㊀单一激励方向桥墩与支座易损性分析为研究地震激励下各构件不同方向(切向与径向)的易损性变化规律,以地震激励方向θ为０ʎ时的板式橡胶支座曲线连续梁桥为例,图４与图５分别给出了四种不同极限状态下各桥墩与各内侧支座易损性曲线.根据各极限状态下桥墩与支座的切向与径向地震易损性曲线,可以得到:(１)不同极限状态下各桥墩切向损伤条件概率均明显大于其径向,主要因为矩形桥墩沿两个方向的抗侧移刚度差异所致;不同桥墩的切向易损性曲线在轻微破坏㊁中等破坏极限状态下相接近,并随着损伤等级的提高易损性曲线之间的差异性增大;其中,４＃桥墩切向与径向易损性曲线较其他桥墩差异性更为明显,应关注边墩桥墩的地震响应. (２)支座与桥墩不同方向易损性差异性较大,其径向与切向易损性相差不大,但总体来看,仍是各支座的切向易损性大于径向易损性,主要原因是桥梁自身结构响应主要为切向且未考虑桥梁径向挡块对支座变形的限制作用;尤其是,各支座切向与径向易损性变化趋势几乎相一致,不存在类似桥墩１３第４６卷第１期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀李喜梅,等:不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２３㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２４年图４㊀各极限状态桥墩易损性曲线F i g．４㊀F r a g i l i t y c u r v e s o f p i e r s a t e a c h l i m i t s t a t e图５㊀各极限状态支座易损性曲线F i g．５㊀F r a g i l i t y c u r v e s o f b e a r i n g s a t e a c h l i m i t s t a t e易损性曲线急剧增大的情况,主要因为所选取的不同极限状态下支座损伤指标界限值为线性变化关系;此外,边墩支座(１＃㊁７＃)相较于中墩支座(３＃㊁５＃)更容易发生损伤,主要因为边墩支座的规格相对于中墩支座而言较小,其抵抗变形的能力较差,故抗震设计时应考虑适当增大边墩支座规格.３．２㊀不同激励方向下桥墩与支座易损性分析基于所建立的概率地震需求模型(P S D M )与所定义的能力极限状态,考虑不同地震激励方向对构件易损性的影响,得到在不同损伤极限状态下的构件损伤概率随地震激励方向变化的规律,从而得到其易损性曲面.由于不同极限状态下各桥墩易损性相差不大,以该板式橡胶支座曲线梁桥中１＃桥墩为例,利用MA T L A B 编程实现三维极坐标图像绘制,径向坐标代表峰值加速度P G A ,其取值范围为０~１．０g ;环向坐标代表地震激励方向,逆时针旋转且取值范围为０ʎ~３６０ʎ;X 轴与Y 轴分别代表直角坐标系下的图像投影范围,其切向与径向的易损性曲面在不同极限状态下的损伤概率变化趋势如图６与图７所示.图６㊀各极限状态桥墩切向易损性曲面F i g ．６㊀T a n g e n t i a l f r a g i l i t y su r f a c e o f p i e r a t e a c h l i m i t s t a t e ㊀㊀为进一步阐述桥墩易损性随地震激励方向的变化规律,图８描绘了在轻微破坏极限状态(L S １)下,各桥墩在同一地震动强度(P G A ＝０．４g )地震激励下对应不同激励方向的切向损伤概率,其余损伤极限状态下的规律与此相似,可类推.由以上各极限状态下桥墩不同方向易损性曲面与轻微破坏极限状态下各桥墩切向损伤概率雷达图可以看出:(１)总体来看,桥墩切向易损性对地震激励方向表现出很强依赖性,即在不同损伤极限状态下其易损性随地震激励方向的变化而产生较大差异,但桥墩径向易损性对激励方向的依赖性相对较弱,表明地震激励方向对桥墩易损性有重要影响;同时,随着损伤等级的提高,各桥墩切向易损性对地震激励方向的变化更加敏感,而径向易损性对激励方向的敏感性相对较弱.(２)各桥墩切向易损性总存在特定地震激励方向使其损伤概率达到最大,即 最不利激励方向 ,１＃３３第４６卷第１期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀李喜梅,等:不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀图７㊀各极限状态桥墩径向易损性曲面F i g ．７㊀R a d i a l f r a g i l i t y su r f a c e o f p i e r a t e a c h l i m i t s t a te 图８㊀桥墩切向损伤概率雷达图F i g ．８㊀R a d a r d i a g r a mo f t a n g e n t i a l d a m a g e p r o b a b i l i t y of p i e r ４３㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２４年与２＃桥墩所对应的角度为１５０ʎ,而３＃与４＃桥墩所对应的角度为１２０ʎ;尽管各桥墩可通过易损性分析得到其最不利激励方向,但由于矩形桥墩曲线梁桥其结构的特殊性,与最不利激励方向相邻的角度也应该被考虑,因此建议用 最不利区间角 表达,则该桥梁各桥墩切向最不利区间角为１２０ʎ~１５０ʎ.同样地,因边墩支座损伤可能性相对较大,故用前述方法绘制出边墩位置处１＃支座的切向与径向易损性曲面在不同极限状态下的损伤概率变化曲面,如图９与图１０所示.可以得到:图９㊀各极限状态支座切向易损性曲面F i g ．９㊀T a n g e n t i a l f r a g i l i t y s u r f a c e o f b e a r i n g at e a c h l i m i t s t a t e ㊀㊀支座与桥墩易损性曲面的规律相似,即支座切向易损性对地震激励方向表现出很强依赖性,但其径向易损性对激励方向的依赖性相对较弱,表明地震激励方向同样对支座易损性具有重要影响;随着损伤等级的提高,各支座切向易损性对地震激励方向的变化更加敏感,而径向易损性对激励方向的敏感性相对较弱.由前述对于桥墩 最不利区间角 的建议及说明,可以得到该曲线梁桥各支座切向对应的最不利区间角为１２０ʎ~１５０ʎ,径向对应的最不利区间角为３０ʎ~６０ʎ.３．３㊀不同激励方向下桥梁系统易损性分析由前述的地震构件易损性分析可以看出,在不同地震激励方向下,各支座和桥墩的损伤状况以及破坏秩序不尽相同,故为了判定曲线梁桥的最不利地震激励方向,需要从结构构件转向结整体系统来分析损伤条件概率.文中采用宽界限法(又称一阶界限法)[２１]分析桥梁系统易损性,即:将各桥梁构件看成串联体系,假定各构件之间完全相关,构件中破坏概率最大者为系统损伤概率的下限值;反之,将各桥梁构件看成并联体系,假定各构件之间完全独立,则所有构件全部失效时的概率为系统失效概率的上限值,可表示为:m a x n i ＝１[P i ]ɤP s y s ɤ１－ᵑmi ＝１[１－P i ]㊀(１４)式中:P s y s 为桥梁系统的失效概率;P i 为第i 个构件发生损伤破坏的概率.图１１给出板式橡胶支座隔震曲线梁桥各极限状态下的系统易损性曲面,其中红色表示系统易损性上界,蓝色表示不同极限状态下系统易损性下界,可以得到:５３第４６卷第１期㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀李喜梅,等:不同地震激励方向下隔震曲线梁桥易损性分析㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀图１０㊀各极限状态支座径向易损性曲面F i g．１０㊀R a d i a l f r a g i l i t y s u r f a c e o f b e a r i n g a t e a c h l i m i t s t a t e㊀㊀(１)随着损伤等级的提高,采用板式橡胶支座的曲线梁桥系统地震易损性曲面呈现出不规则的形状特征,尤其以下界不规则性更加显著,其对地震激励方向的敏感性逐渐增强,这与构件易损性所得结论近似相同.(２)尽管构件(如桥墩)易损性对地震激励方向有较强的依赖性,但相同极限状态下桥梁系统易损性对地震激励方向的依赖性相对较弱,因此采用构件易损性代替整体桥梁系统易损性较不合理;各构件响应之间的相关性较高,因此桥梁系统易损性更加接近于易损性最大的构件,即易损性的下界;因各构件对地震激励方向的敏感性不同,且不同构件之间的相关性未知,故进行易损性分析研究时地震激励方向对桥梁易损性的影响不可忽略,否则可能导致对桥梁系统易损性的低估,从而对最终决策的合理性产生不利结果.４㊀结论为研究不同地震激励方向下隔震曲线梁桥的易损性变化规律,以某三跨曲线梁桥为研究对象,利用A P D L建立采用板式橡胶支座的曲线梁桥有限元模型,选取同一地震事件中的近断层地震动进行调幅处理;考虑地震激励方向的变化,得到地震激励作用下桥梁结构构件(桥墩与支座)及系统易损性曲面,分析地震易损性变化规律所受地震激励方向的影响.得到的主要结论如下:(１)不同极限状态下各桥墩切向损伤条件概率均明显大于其径向,而各支座的径向与切向易损性相差不大,但总体上仍是各支座的切向易损性大于径向易损性;同时,随着损伤等级的不断提高,边墩切向与径向易损性曲线较中墩差异性更为明显,且边墩支座相较于中墩支座更容易发生损伤. (２)桥梁构件(桥墩与支座)切向易损性对地震激励方向表现出很强依赖性,但径向易损性对激励方向的依赖性相对较弱;随着损伤等级的提高,构件切向易损性对地震激励方向的变化更加敏感,而径向易损性对激励方向的敏感性相对较弱. (３)由于矩形桥墩曲线梁桥其结构特殊性,与最不利激励方向相邻的角度也应该被考虑,建议用 最不利区间角 表达,得到桥梁各桥墩与支座切向易损性对应的最不利区间角为１２０ʎ~１５０ʎ,径向易损性对应的最不利区间角为３０ʎ~６０ʎ.６３㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀地㊀震㊀工㊀程㊀学㊀报㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀㊀２０２４年。

三重摩擦摆支座多阶段隔震性能的控制参数分析韩建平;尚继英【摘要】简要介绍了三重摩擦摆支座的基本原理和力-位移关系,分析讨论了三重摩擦摆支座用于数值模拟的串联模型及其数值模拟的实现方法.以一装设三重摩擦摆支座的六层钢筋混凝土框架结构为算例,利用串联模型模拟三重摩擦摆支座,采用SAP2000进行建模分析.选择3组分别对应众值烈度、基本烈度以及罕遇烈度水准的地震动记录,对该隔震结构动力模型进行非线性时程分析,研究了支座滞回特性以及中周期支座和长周期支座的参数变化对隔震结构地震响应的影响.分析结果表明:支座的滑移面半径和滑移面摩擦系数对中周期支座隔震结构响应的影响较大,而滑移面半径和支座位移能力对长周期支座隔震结构响应的影响较大.【期刊名称】《结构工程师》【年(卷),期】2019(035)001【总页数】10页(P112-121)【关键词】三重摩擦摆支座;串联模型;风险水平;地震响应;钢筋混凝土框架【作者】韩建平;尚继英【作者单位】兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,兰州730050;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,兰州730050;兰州理工大学甘肃省土木工程防灾减灾重点实验室,兰州730050;兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心,兰州730050【正文语种】中文0 引言基础隔震能够有效降低上部结构的地震响应,保护上部结构和内部设施在地震下免于破坏。

目前,基础隔震装置主要有叠层橡胶类隔震支座和摩擦摆类隔震支座。

其中,摩擦摆隔震系统最初由Zayas等[1]发明,其概念现已经拓展到具有多个独立摆机制的隔震装置。

Morgan等[2-3]提出了多级摩擦摆隔震支座(Multi-Stage Friction Pendulum Isolators),并对其性能进行了试验与数值模拟研究。

Fenz等[4-6]探讨了三重摩擦摆(Triple Friction Pendulum,TFP)支座的运行规律,并推导了三重摩擦摆支座侧向力-位移的数学关系式。

西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心
佚名
【期刊名称】《兰州理工大学学报》
【年(卷),期】2009(35)3
【摘要】西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心经教育部于2007年5月评审通过，以兰州理工大学为依托单位，2007年6月和2007年8月组织国内有关专家对工程中心建设方案进行评审并获通过，2007年9月教育部正式批准建设。

【总页数】1页(PF0003-F0003)
【关键词】工程研究中心;防灾减灾;土木工程;教育部;西部;兰州理工大学;工程中心;建设方
【正文语种】中文
【中图分类】TU984.116;T-24
【相关文献】
1.土木工程行业在建工程防灾减灾对策研究 [J], 张望;刘婺
2.共商新世纪西部防灾减灾大计--中国第八届西部防灾减灾工作经验交流会侧记[J], 雷沉
3.土木工程研究生防灾减灾工程学课程建设探索 [J], 李耀庄;熊伟;赵望达
4.土木工程专业卓越工程师实验班《防灾减灾概论》教学改革初探 [J], 申永江;李耀庄;冷伍明
5.西部地方院校土木工程防灾减灾系列课程建设探索与实践 [J], 李万润;杜永峰;韩建平;李喜梅;杨国俊;朱前坤;景伟
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收稿日期：2020-09-16基金项目：国家自然科学基金资助项目（51868044），National Natural Science Foundation of China （51868044）；硅酸盐建筑材料国家重点实验室（武汉理工大学）开放基金资助项目（SYSJJ2018-20），Open-ended Fund of State Key Laboratory of Silicate Building Materials （Wuhan U -niversity of Technology ）（SYSJJ2018-20）；兰州理工大学红柳一流学科建设计划资助项目，Hongliu First-class Discipline Construction Pro -gram of Lanzhou University of Technology作者简介：李刊（1985—），女，甘肃兰州人，兰州理工大学博士研究生†通信联系人，E-mail ：*********************第48卷第11期2021年11月湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University （Natural Sciences ）Vol.48，No.11Nov.2021DOI ：10.16339/ki.hdxbzkb.2021.11.015文章编号：1674—2974（2021）11—0150—10纳米SiO 2改性聚合物水泥基材料性能试验研究李刊1，魏智强2，乔宏霞1，3†，路承功1，乔国斌1，郭健1（1.兰州理工大学土木工程学院，甘肃兰州730050；2.兰州理工大学省部共建有色金属先进加工与再利用国家重点实验室，甘肃兰州730050；3.兰州理工大学西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心，甘肃兰州730050）摘要：利用纳米SiO 2（Nano-SiO 2，NS ）可以促进聚合物水泥基材料水化，提升其力学性能、改变其水化产物微观形貌及界面过渡区（Interface Transition Zone ，ITZ ）性能等特点，采用电液式压力试验机、水泥胶砂干缩比长仪、X 射线衍射技术（X-ray Diffraction ，XRD ）、扫描电镜（Scanning Electron Microscope ，SEM ）、X 射线能谱仪（Energy Dispersive Spectrometer ，EDS ）及显微硬度试验等各种宏观与微观测试手段相结合的方法对NS 改性聚合物水泥基材料的力学性能、干缩性能、水化产物微观形貌与组成及ITZ 相关性能进行研究.结果表明：掺加NS 后，大大提高了聚合物水泥砂浆的力学性能，尤其对早期强度提高更为明显.随着NS 的掺入，聚合物水泥砂浆干缩率增大，在早期干缩现象更加明显；NS 加入改变了聚合物水泥基材料水化产物的数量及C-S-H 凝胶微观形貌及组成，促进了聚合物水泥基材料的水化并且降低了C-S-H 凝胶的钙硅比.对于ITZ 性能，NS 掺入使得聚合物水泥硬化浆体-骨料ITZ 形貌变得更加致密，减少了ITZ 明显的裂缝和孔洞，并且ITZ 水化产物丰富密集，C-S-H 凝胶明显增多，显微硬度升高.关键词：纳米二氧化硅；聚合物水泥基材料；微观结构；界面过渡区；抗压强度；干缩性能中图分类号：TU528文献标志码：AExperimental Study on Property of Polymer CementBased Composite Modified by Nano-SiO 2LI Kan 1，WEI Zhiqiang 2，QIAO Hongxia 1，3†，LU Chenggong 1，QIAO Guobin 1，GUO Jian 1（1.School of Civil Engineering ，Lanzhou University of Technology ，Lanzhou 730050，China ；2.State Key Laboratory of Advanced Processing and Recycling of Non-ferrous Metals ，Lanzhou University of Technology ，Lanzhou 730050，China ；3.Western Center of Disaster Mitigation in Civil Engineering of Ministry of Education ，Lanzhou University of Technology ，Lanzhou 730050，China ）Abstract ：The utilization of Nano-SiO 2（NS ）in polymer cement based composite can promote its hydration rate,. All Rights Reserved.李刊等：纳米SiO2改性聚合物水泥基材料性能试验研究与普通水泥基材料相比，聚合物水泥基材料具有强度高、变形性能好、粘结性能好、防水性能及耐久性能好等优点，被广泛应用于结构修补领域.但是，目前聚合物对水泥基材料的改性仍存在局限性，研究发现，聚合物掺入水泥基材料虽然能明显改善胶凝材料的抗折性能，但会明显延缓水泥的凝结硬化并降低复合胶凝材料的早期抗压强度，使得体系水化速率大大减弱[1-2]，这在一定程度上限制了聚合物水泥基材料的广泛应用.纳米材料是指粒径为1~100nm，颗粒极小，比表面积巨大的一种与传统材料具有不同性质的新型材料.研究发现，将纳米材料引入水泥基材料中，可以在一定程度上改善其力学性能、耐久性能及微观结构[3-11].纳米SiO2（Nano-SiO2，NS）因同时具备微细颗粒特性以及极大的火山灰活性，逐渐成为现今纳米改性水泥基复合材料中应用最为广泛的纳米颗粒[12-13].目前将纳米材料引入聚合物水泥基材料的研究较少，仅有部分学者研究发现，将NS引入聚合物水泥基材料，可以大大弥补聚合物对水泥基材料带来的部分负面影响，如杨潮军[14]和王茹等[15]研究发现NS的掺入能够提高聚合物/水泥复合胶凝材料的早期水化速率，缩短凝结时间，促进聚合物在复合胶凝体系中的成膜，改善孔隙结构，但对后期水化放热影响不大.综上所述，为了深入了解纳米材料的加入对聚合物水泥基材料性能的影响，本次试验采用气相NS 作为改性剂，制备纳米改性聚合物水泥基材料，研究NS对聚合物水泥砂浆干缩性能、力学性能影响的演变规律，以及其对砂浆水化产物微观形貌、结构组成和对净浆-骨料ITZ（Interface Transition Zone）相关性能的影响，深入研究NS对聚合物水泥基材料的影响机制，以期为纳米聚合物水泥基材料在修补领域的工程应用提供参考.1原材料与试验方法1.1原材料试验采用宁夏赛马水泥有限公司生产的PO·52.5级普通硅酸盐水泥；细骨料为ISO标准砂；粗骨料为级配5~10mm石灰岩碎石；粉煤灰为Ⅱ级粉煤灰；减水剂为粉剂聚羧酸粉剂减水剂；消泡剂为有机硅消泡剂；聚合物为Vin-napas5010N（乙烯酯/乙烯共聚胶粉）可再分散乳胶粉（Ethylene Vinyl Acetate，胶粉，简称EVA胶粉）；NS为气相白色蓬松粉末，其基本性能见表1，透射电子显微镜（Transmission Electron Microscope，TEM）微观结构图如图1所示，粉煤灰成分分析如表2所示，水泥技术指标如表3所示.表1NS基本性能Tab.1Basic properties of Nano-SiO2w SiO/%外观平均尺寸/nm比表面积/（m2·g-1）≥99.5白色粉末20±5250±30enhance its mechanical property,change its microstructure of hydration products and improve its performance of inter-face transition zone(ITZ).Hence,mechanical properties,drying shrinkage property,microstructure and composition ofhydration products and ITZ related performance of polymer cement based composite modified by various dosages of NSwere studied by adopting the combination of macro and micro methods,including electro-hydraulic pressure testingmachine,cement mortar comparator,X-ray diffraction(XRD),scanning electron microscope(SEM)and X-ray energyspectrometer(EDS).The test results reveal that NS can enhance the strength of the polymer cement mortar(PCM),es-pecially at the early age.With the incorporation of NS,the dry shrinkage rate of PCM increases,which is also moresignificantly pronounced at the early age.It can be seen from XRD and SEM results that the degree of polymer cementbased composite hydration is accelerated because of mixing NS.Pozzolanic reaction of NS can alter the number,mi-crostructure and composition of hydration products of polymer cement based composite,and reduce the Ca/Si atomicfraction ratio of C-S-H gel.ITZ between polymer cement hardened paste and aggregate is improved due to the reac-tion of NS with Ca(OH)2rapidly,resulting in a more compact structure without obvious cracks and holes.It tends to bean increased micro-hardness in ITZ as a result of the dense hydration products and the generation of more C-S-H gel.Key words：nano-SiO2；polymer cement based composite；microstructure；ITZ（Interface Transition Zone）；com-pressive strength；drying shrinkage第11期151 . All Rights Reserved.1.3试件制备及试验方法1）NS 改性聚合物水泥基材料样品成型步骤如下：按配合比称量各种材料后，将NS 加入掺有高效减水剂和消泡剂的拌和水中，倒入高速搅拌机中搅拌1~2min ，然后将拌和水移至数控超声波清洗器中，用超声波分散15min.把水泥、石英砂、聚合物、粉煤灰倒入砂浆搅拌机中，干拌1min 后，然后把剩余用水与上述制备好的NS 悬浊液一同加入搅拌机中，慢速搅拌2min 后快速搅拌2min ，直至材料变成流动性能极佳的浆体，通过调整减水剂的用量，保证各组砂浆流动度相近，流动度控制在160~180mm.除此之外，界面过渡区SEM （Scanning Electron Mi -croscope ）及EDS （Energy Dispersive Spectrometer ）测试试样和界面过渡区显微硬度试验试样采用和上述水泥砂浆相同配合比的净浆和粗骨料制成，胶凝材料与粗骨料质量比为3∶1.所采用水泥净浆其配合比与砂浆配合比一样，仅调整减水剂用量，保证各组配比净浆流动度也在160~180mm 之间.2）强度测试：将上述砂浆制备好后，依据GB/T17671—1999《水泥胶砂强度检验方法》[16]进行成型、养护及测试.试件尺寸为40mm ×40mm ×160mm ，在温度为（20±1）℃，相对湿度不低于95%的标准条件下进行养护，测试砂浆3d 、7d 、28d 强度.3）干缩测试：参考JC /T 603—2004《水泥胶砂干缩试验方法》[17]中所述水泥胶砂干缩试验方法.分别测试各组样品1d 、3d 、7d 、14d 、28d 、56d 、90d 、120d 及150d 的干缩率.4）XRD 测试：水化物相测试的各组样品均为3d 龄期的净浆试样，将净浆试件破碎后用无水乙醇浸泡48h ，终止水化，并在60℃真空干燥箱中烘干.研磨净浆试样至颗粒粒径在80μm 以下，用于XRD 测试.采用德国BRUKER ，AXS 公司型号为D8AD -VANCE 的X 射线粉末衍射仪进行XRD 测试.5）SEM 及EDS 测试：SEM 及EDS 试样制备时，将砂浆及净浆-骨料复合试件养护至3d 龄期并破碎，取其中1cm ×1cm ×1cm 左右的块体，放入无水乙醇中终止水化48h ，试件断面不作任何处理.采用50nm图1纳米SiO 2TEM 图Fig.1TEM image of nano-SiO 2表2粉煤灰成分分析Tab.2Composition analysis of fly ash%w SiOw Fe Ow Al Ow CaO w MgO w SOw 碱烧失量60.007.5721.02 5.461.390.361.112.69表3水泥技术指标Tab.3Technical indicators of cement强度等级安定性抗压强抗折强凝结时3d28d 3d 28d 初凝终凝52.5合格33.558.76.28.41662291.2试验配合比本次试验设计水胶比为0.3，胶砂比1∶1.5，聚灰比（聚合物与胶凝材料的质量比）固定为4%，粉煤灰以10%等质量代替水泥，NS 分别以0%、1%、2%、3%的取代率等质量代替水泥，共配制1种聚合物水泥砂浆（PM ）和3种不同NS 掺量的改性聚合物水泥砂浆（NSM1、NSM2、NSM3），砂浆配合比及性能如表4所示，与此对应的聚合物水泥净浆及NS 改性聚合物水泥净浆的样品编号分别为PP 、NSP1、NSP2、NSP3.表4砂浆配合比Tab.4Mix proportions of mortar编号水泥/g水/g砂/g 粉煤灰/g NS/%EVA/%减水剂/%消泡剂/%流动度/mmPM 72024012008040.150.1180NSM1712240120080140.2750.1170NSM2704240120080240.450.1160NSM3696240120080340.80.1160湖南大学学报（自然科学版）2021年152. All Rights Reserved.美国FEI公司型号为Quanta450FEG场发射扫描电子显微镜及英国牛津公司型号为AztecX-Max80电制冷X射线能谱仪进行样品SEM及EDS测试.6）显微硬度测试：采用山东烟台华银试验仪器有限公司生产的显微硬度计，测试系统测试样品不同区域的维氏硬度.显微硬度试验试样采用切割机在试件正中间切取1段厚度为15mm左右的试样，然后打磨抛光.测试时的荷载为0.9807N，加载时间15s.2结果与分析2.1NS对聚合物水泥砂浆力学性能的影响由图2（a）可知，掺加NS的各组砂浆试样，较PM砂浆试样抗压强度在各个龄期均有一定幅度的提升.当NS掺量为2%时，砂浆抗压强度达到最大，3 d、7d以及28d龄期抗压强度分别为57.5MPa、67.1 MPa和72.4MPa，较PM试样分别提高12.7%、13.9%以及10.0%，掺加NS的各组砂浆试样7d龄期抗压强度提高率最大.砂浆试样强度的提高主要是由于NS的火山灰活性和物理填充效应，NS具有高的早期火山灰活性，7d内能与水泥水化产物Ca（OH）2反应，生成更多的粘结力强、比表面积大的水化硅酸钙，有效细化了Ca（OH）2晶粒，反应放出热量，促进了水泥水化反应的进行[18]，弥补了聚合物加入延缓水泥水化、降低水泥水化速率的效应.除此之外，未水化的NS填充于水泥颗粒及水化产物的空隙之间，起到微集料填充的作用，从而提高聚合物水泥砂浆的抗压强度.而28d龄期，相比于早龄期，NSM各组试样较PM试样抗压强度提高率降低，说明NS加入后，聚合物水泥砂浆早期抗压强度提高率大于后期，由抗压强度数据可知，NSM2试样较PM试样强度提高了10.0%，与早期强度提高率相差并非很大，在聚合物水泥砂浆中掺入NS，虽然NS的活性在早期发挥更加明显，但由于聚合物的存在在早期对水泥水化的抑制更加明显，而在后期这种作用会显著减弱，尽管后期NS发挥作用并不明显，但是强度提高率并没有显著低于早期.其次，当NS掺量为3%时，各个龄期强度相比NSM2组均略有下降，这可能是由于本次试验水胶比偏低，过多的NS掺量，可能会导致NS颗粒在体系中分散性有所降低，NS颗粒会发生团聚现象，限制了NS颗粒水化活性的有效发挥，同时颗粒分散不均匀及团聚也可能影响了砂浆的流动性，不利于砂浆的密实成型，可能造成砂浆内部有大的孔隙，从而影响砂浆强度[19].图2（b）结果表明，不同掺量的NS对聚合物水泥砂浆的抗折强度影响规律与抗压强度基本一致，当NS掺量为2%时，各个龄期砂浆抗折强度均达到最大，分别为11.0MPa、12.3MPa及13.1MPa，较PM 试样在3d、7d以及28d龄期时分别提高12.2%和17.1%、15.9%，并且与抗压强度发展规律一样，掺加NS的各组砂浆试样7d抗折强度提高率最大.除此之外，NSM各组砂浆抗折强度增幅较抗压强度明显.当NS掺量为3%时，相比于NSM2组，在各个龄期时抗折强度亦降低.90807060504030201003728PM NSM1NSM2NSM351555657.559.165.667.365.165.86972.471龄期/d（a）抗压强度161412108642PM NSM1NSM2NSM39.810.51110.810.511.111.712.311.311.713.112.63728龄期/d（b）抗折强度图2不同NS掺量砂浆试样力学性能Fig.2Mechanical properties of mortar sampleswith different NS contents2.2NS对聚合物水泥砂浆干缩性能的影响聚合物水泥基材料作为一种修补材料，其收缩性能直接影响到修补界面的粘结性能.本次试验测试了PM试样和NSM各组砂浆试样的干燥收缩性能.由图3可知，PM试样的干缩率在各个龄期均小于NSM各组试样，说明掺加NS后，试样干缩率增李刊等：纳米SiO2改性聚合物水泥基材料性能试验研究第11期153 . All Rights Reserved.大.此外，随着龄期的增加，各组水泥砂浆的干缩率也逐渐增大.在早期，7d 内各组试样干缩率增长迅速；7~14d 和14~28d 这种趋势逐渐变缓，但干缩率增长仍然较快；28~56d 龄期时，干缩率增加的趋势进一步变缓，56d 以后干缩率增长十分缓慢，基本变化不大.以NSM3组试样为例，其14d 干缩率为0.13%，是28d 龄期干缩率的79.8%，而NSM2组试样14d 龄期干缩率占28d 龄期干缩率的81.0%.说明掺加NS 的聚合物水泥砂浆在早期干缩现象更为突出.由图3还可以看出，随着NS 掺量的增加，试件干缩率逐渐增加，NS 掺量为3%时，各个龄期干缩率最大.14d 和28d 干缩率与不掺加NS 的PM 砂浆试样相比，分别增大了57.6%和22.5%.0.250.200.150.100.050-2020406080100120140160PMNSM2NSM1NSM3龄期/d 图3不同NS 掺量砂浆试样干缩率与龄期的关系Fig.3Relationship between dry shrinkage and age of mortar samples with different NS contents研究表明[20]毛细管张力学说可以用来解释混凝土的干燥收缩机理，混凝土内部存在着大量含有自由水的毛细孔，这些毛细孔中的水分子是水化反应未消耗的多余水分，大多数研究认为混凝土的干燥收缩是其凝结硬化后，由于其内部毛细孔内自由水蒸发，导致水泥石内毛细孔壁受压后收缩而引起的水泥石整体收缩.如图4所示[14]，当混凝土表面与内部的温度和相对湿度存在差异时，混凝土内部被大量水分子填充的毛细孔水分会逐渐损失，毛细孔中的液面逐渐降低，在相邻凝胶之间形成了一个气液弯月面，当混凝土表层的水分蒸发速度较快，内部的水分逐渐向外迁移而来不及补充时，在气-液界面的外表面，即在混凝土毛细孔的气象表面产生了毛细管负压ΔP ，为了保持平衡，则会产生与弯月面张力相反的力作用于弯月面.在这对力的作用下，凝胶颗粒间的距离被拉近，宏观上就会表现为混凝土产生了干燥收缩.掺入NS 后，一方面，NS 的微填充效应与极高的火山灰活性能迅速地与水泥水化产物Ca （OH ）2发生火山灰反应，生成大量的C-S-H 凝胶，其填充效应会密实孔隙，减少了聚合物水泥硬化浆体内部的毛细孔，同时减少了弯月面的数量，试样干缩率会减小；另一方面，NS 具有较强的吸水性，能吸收毛细孔中的自由水，一定程度地降低硬化浆体内部的湿度，NS 掺入后进一步促进水泥水化，放出大量水化热，导致硬化浆体内部温度升高，降低了其内部的湿度，毛细孔中自由水蒸发，导致毛细管中弯月面受力增大，从而增大了毛细孔压力，试样干缩率增大[18，21-22].从本次试验结果来看，NS 掺入，试样干缩率始终是增大的，这是因为NS 的加入导致试样内部毛细孔压力的增大而宏观表现为干缩率增大，是影响干缩率的主导因素，并且纳米材料的这种效应在早期更加明显，故干缩率在早期更大一些.干燥作用蒸发气液弯月面凝胶颗粒泌水干燥作用凝胶颗粒ΔP毛细孔水图4毛细孔中气液弯月面的形成过程Fig.4Formation of the meniscus of gasand liquid in capillary pore2.3NS 改性聚合物水泥净浆物相表征图5为PP 试样和NSP 各组试样在标准养护3d 条件下的水化产物XRD 图.各组复合胶凝材料试样中均主要含有四种晶体物相，分别为C 2S 、C 3S 、Ca （OH ）2及AFt ，其中C 2S 和C 3S 为水泥未水化熟料矿物，在水泥水化的过程中为主要反应物质，Ca （OH ）2和AFt 为水化反应的生成物。

好氧颗粒污泥结构稳定强化策略研究评述王亚军;秦楚桐;李肇隆;杨胜;姜舒恒;王艳纯【期刊名称】《生态环境学报》【年(卷),期】2024(33)3【摘要】好氧颗粒污泥由于其强大的抗冲击能力和出色的除污效果,在常规活性污泥性能升级改造中得到热点关注,而其形成时间较长和稳定性较弱的问题限制了在污水处理厂的商业化应用。

为了能尽快将好氧颗粒污泥技术广泛投入到污水处理领域中,有必要重新深入认知形成机制和结构稳定性的关键影响因素,从而达到精准调控其形成过程和实现长期稳定有效使用目的。

该文通过系统地收集和分析相关研究文献,梳理了好氧颗粒污泥形成机制,形成机制主要集中在七大类假说,即晶核理论、自凝聚原理、胞外聚合物假说、丝状菌假说、细胞疏水性假说、选择压驱动假说和阶段假说等。

从宏观和微观两个角度分析了其稳定性的关键影响因素。

宏观上,反应器的高径比、水力剪切力、有机负荷率等因素都会对好氧颗粒污泥的形成和稳定性产生影响;微观上,微生物的群体感应及其分泌的胞外聚合物等因素也发挥着重要作用。

详细阐述了好氧颗粒污泥微生物群落组成和功能,进一步整理了好氧颗粒污泥微生物群落与颗粒结构稳定性能的内在关联。

依据以上研究进展并结合工程应用的实际情况和需求,总结概况了好氧颗粒污泥结构稳定强化策略,即控制污泥粒径、改善进料与曝气方式、调控胞外聚合物分泌、调控群体感应等。

初步构想了基于生物强化、崩解和再造粒的技术路径,具有生化、物化和化学理论融合的特点,在一定程度上可能代表了群体感应-晶核凝聚共诱导造粒的研究方向。

【总页数】9页(P478-486)【作者】王亚军;秦楚桐;李肇隆;杨胜;姜舒恒;王艳纯【作者单位】兰州理工大学土木工程学院;西部土木工程防灾减灾教育部工程研究中心【正文语种】中文【中图分类】X52【相关文献】1.好氧污泥絮体与厌氧颗粒污泥的剪切稳定性分析2.强化好氧颗粒污泥稳定性的研究进展3.投加粉末活性炭强化好氧颗粒污泥的稳定性4.联合厌氧/微好氧的A/(O/A)_(n)强化好氧颗粒污泥脱氮除磷因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。