DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 冷暖的周期性 根据邵阳市气温资料统计分析，邵阳市区近70年来，交替出现了四个偏冷期和四个正常偏暖期。偏冷期分别为1951~1957年、1967~1972年、1980~1986年、1993~1997年、4个偏暖或正常偏暖期为1960~1966年暖期、1973~1979年属正常偏暖期、1987~1992年暖期、1998~2018年暖期(见表1)。在冷暖期中，寒期一般6~7年，暖期一般7~9年，但从1998年开始的暖期持续了21年，至今尚未结束，这说明气候变暖将暂不会停止。 在冷暖交替过程中，各期气温升降有高有低，暖期的年平均气温，一般比常年平均气温偏高0.3℃左右，冷期的平均气温，一般比常年平均气温偏低0.5℃左右。同时在冷暖期中，并不都是保持年年增温和降温的，而是寒中个别年份持平，暖中个别年份气温持平或略降，四个暖期中都有1~2年距平偏低了−0.1到−0.3℃。 Table 1 The average temperature anomaly statistics (˚C) of Shaoyang in 1951~201 年代 冷暖周期资料 年代 冷暖周期资料 年平均气温 距平 冷暖 年平均气温 距平 冷暖 1951 16.8 −0.4 ● 1985 16.6 −0.6 ● 1952 16.6 −0.6 ● 1986 17.1 −0.1 ● 1953 17.0 −0.2 ● 1987 17.3 0.1 1954 16.5 −0.7 ● 1988 17.6 0.4 1955 16.7 −0.5 ● 1989 16.9 −0.3 ● 1956 16.9 −0.3 ● 1990 17.1 −0.1 ● 1957 16.7 −0.5 ● 1991 17.5 0.3 1958 17.5 0.3 1992 17.2 0.0 1959 17.2 0.0 1993 16.5 −0.7 ● 1960 17.2 0.0 1994 16.9 −0.3 ● 1961 17.3 0.1 1995 16.6 −0.6 ● 1962 17.0 −0.2 1996 16.9 −0.3 ● 1963 18.0 0.8 1997 16.8 −0.4 ● 1964 17.2 0.0 1998 18.1 0.9 1965 17.4 0.2 1999 17.6 0.4 1966 17.6 0.4 2000 17.0 −0.2 1967 16.6 −0.6 ● 2001 17.6 0.4 1968 17.1 −0.1 ● 2002 17.6 0.4 1969 16.4 −0.8 ● 2003 17.8 0.6 1970 16.2 −1.0 ● 2004 17.8 0.6 1971 16.6 −0.5 ● 2005 17.5 0.3 1972 16.8 −0.4 ● 2006 18.0 0.8 1973 17.2 0.0 2007 18.5 1.3 1974 17.1 −0.1 ● 2008 17.8 0.6 1975 17.2 0.0 2009 18.0 0.8 1976 16.9 −0.3 ● 2010 17.8 0.6 1977 17.2 0.0 2011 17.5 0.3 1978 17.3 0.1 2012 17.0 −0.2 ● 1979 17.6 0.4 2013 17.9 0.7 1980 16.7 −0.5 ● 2014 17.5 0.2 1981 16.8 −0.4 ● 2015 17.8 0.6 1982 16.6 −0.6 ● 2016 17.9 0.7 1983 17.1 −0.1 ● 2017 17.9 0.7 1984 16.1 −1.1 ● 2018 17.6 0.4 表1. 邵阳市1951~2018年平均气温距平统计表(℃) 注：邵阳市60年(1951~2010)平均气温为17.2℃，冷暧“●”表示其年偏冷，反之偏暖。 从表1还可看出，邵阳市区以第1个寒期、第3个寒期和第4个暖期，气温升降比较明显。在68年中，气温距平低于−0.5℃最冷年，有1954、1967、1969、1970、1982、1984、1985、1993、1995年；距平高于0.5℃最暖年，有1963、1998、2003、2004、2006、2007、2008、2009、2010、2013、2015、2016、2017、2018年。从1998年开始暖期呈现明显加强的趋势。
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user: 4. 冬夏气温变化特征 气温的年变化，是和冬夏季节的气温变化联系在一起的，邵阳市区冬夏季节的冷暖亦呈周期性交替。一般的讲，在暖期中，多炎夏暖冬，季平均气温偏高；在寒期中，多凉夏严冬，季平均气温偏低。此外，还具备以下明显趋势特征： 4.1. 冬季升温 从资料统计得知，邵阳市70年代以来，冬季气温，逐年代不断增温：如60年代比50年代增高0.2℃，70年代比60年代增高0.1℃，80年代比70年代增高0.2℃，90年代比80年代增高0.5℃，近10年比90年代又增高0.4℃。与此同时，邵东与邵阳县，70年代比60年代分别增高0.2℃，21世纪以来比20世纪50年代~70年代分别升高1.7℃与1.4℃，20世纪90年代比80年代分别增高0.7℃，最近10年继续呈上升趋势(见表2)。 Table 2 The average temperature raising temperature comparison table (˚C) of Shaoyang city in winter (December-February 年代 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2011~2018 邵阳市 6.0 6.2 6.3 6.5 7.2 7.6 7.7 表2. 邵阳市区冬季(12月~2月)平均气温增温比较表(℃) 4.1.1. 冬季气温距平比较 我们统计邵阳市区1951年以来的冬季气温距平发现，1970年以前，冷冬多于暖冬，偏冷冬季14个，距平均为−0.5℃，偏暖冬季6个，距平均为0.3℃，正负偏差为0.8℃。1970年以后，暖冬多于冷冬，偏暖冬季33个，距平均为0.6℃，偏冷冬季16个，距平均为−0.4℃，正负偏差为1.0℃。前者冬季冷暖变化较剧，以冷为甚；后者冬季冷暖变化较暖，趋势是暖冬升温(见表3)。 Table 3 The temperature anomaly table (˚C) of Shaoyang city in winter (December-February 年代 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2011~2018 冷冬(年) 8 6 4 4 5 0 3 距平均 −0.4 −0.5 −0.5 −0.4 −0.3 −0.4 暖冬(年) 2 4 6 6 5 10 6 距平均 0.2 0.4 0.3 0.4 0.5 0.8 0.9 表3. 邵阳市区冬季(12月~2月)气温距平表(℃) 4.1.2. 冬季日最低气温 < 5.0℃比较 随着全球气候变暖，邵阳冬季严寒日数逐渐减少，1970年以前的20年，邵阳市日最低气温 < 5.0℃日数为15天，1970年以后的48年里仅为6天(见表4)。 Table 4 The days of lowest temperature < 5.0˚C of Shaoyang city in winter (December-February 年份 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2010~2018 邵阳市 9 6 2 1 1 0 2 表4. 邵阳市区冬季(12月~2月)日最低气温 < 5.0℃天数比较 4.2. 夏季降温 根据邵阳市区的气温资料统计分析可以看出，邵阳市夏季七十年代后是降温的，即1971~1980年与1981~1990年，夏季气温较1951~1970年降低了0.3℃，1991~2000年与2001~2010年又分别降低了0.6℃与0.3℃，2011~2018年降低了0.5 (见表5)。 Table 5 Comparison of the average temperature of Shaoyang city in summer (6~8 months) (˚C 年份 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2011~2018 邵阳市 27.4 27.4 27.1 27.1 26.8 27.1 26.9 表5. 邵阳市区夏季(6~8月)平均降温比较表(℃) 4.2.1. 夏季气温距平比较 从统计邵阳市每年夏季距平值来看，1970年以前，炎夏多于凉夏，炎夏14个，距平平均为0.6℃，凉夏6个，距平平均为−0.5℃，正负偏差1.2℃。1970年后，则凉夏多于炎夏，凉夏26个，距平平均为−0.7℃，炎夏14个，距平平均为0.4℃，正负偏差为1.1℃。显然，前者夏季炎凉变化较大，主要是炎夏气温较高；后者夏季炎凉变化较小，并凉夏与炎夏气温降低，以正距平减少为著，因此夏季总趋势是降温(见表6)。 另一种表现，就是炎热日数减少很明显，1970年以前，邵阳市区出现≥35.0℃的炎热日数，平均每年出现21.5天，其中≥38.0℃的高温日数，平均每年出现0.6天，而1970年以后到现在，前者下降到18.6天，后者下降到0.5天，减少很显著。 Table 6 The temperature anomaly table (˚C) of Shaoyang city in summer (June-August 年代 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2011~2018 凉夏(年) 4 2 6 7 6 7 5 距平均 −0.5 −0.4 −0.5 −0.6 −0.5 −0.6 −0.5 炎夏(年) 6 8 4 3 3 4 3 距平均 0.5 0.7 0.4 0.3 0.3 0.4 0.3 表6. 邵阳市区夏季(6~8月)气温距平表(℃) 4.2.2. 气温的年幅变化 文中气温的年幅，定义为各年的最热月与最冷月平均气温的差值。邵阳市区最冷月为1月，平均气温为5.1℃，最热月为7月，平均气温为28.1℃，年较差为23.0℃。从资料统计中看出，邵阳市区自60年代开始，年较差是缓慢递减的，即60年比50年代递减0.4℃，70年代比60年代递减0.2℃，80年代比70年代递减0.2℃，90年代比80年代递减0.2℃，2011年至今又比90年代递减了0.2℃ (见表7)。这是因为邵阳市区最冷月的气温升高了和最热月的气温降低了。因而，邵阳市区冬季没有以前那样冷，夏季没有以前那样热。 Table 7 The annual range of temperature decline table of Shaoyang urban area (˚C 年份 每年平均 1951~1960 1961~1970 1971~1980 1981~1990 1991~2000 2001~2010 2011~2018 邵阳市 23.4 23.9 23.5 23.3 23.1 22.9 22.7 22.7 表7. 邵阳市区气温年较差递减表(℃)
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user: 5. 结论和讨论 IPCC第四次评估报告指出 [ 8 ] ，过去50年气候变暖趋势是每十年升高0.13℃ (0.10℃~0.16℃)，几乎是过去100年的两倍，2001~2005年与1850~1899相比，总的温度升高0.76℃ (0.10℃~0.16℃)，城市热岛效应存在，但属于局地效应，影响较小，可以忽略不计，在未来20年里，全球的平均气温，每10年要上升0.2℃，即到2118年，将上升2℃，气温上升2度会导致人类缺水，缺水人口将达20亿。为此，我国提出五大措施应对气候变化：发展节水灌溉；调整作物布局；推广集雨灌溉，解决干旱缺水地区农村饮水和部分农业生产用水问题；人工影响天气；组织实施“气候变化对我国农业、林业、水资源和沿海地区海平面的影响评估”等一系列与气候变化有关的科研项目。 但是，气候总是在不断变化的，冷暖总是交替出现，只是周期不同而已。目前邵阳市区，从1998年开始的温暖期，期限突破了历史记录，至今已持续21年。因此，在人类的干预下，很可能在未来6年内，暖期要转为寒期。
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user: 摘 要 随着物联网技术的不断发展，以及“互联网+”时代的到来，构建一种低成本密集分布式地震观测系统成为了可能。本文设计了一种基于“互联网+”的地球物理信息采集终端，用于定时采集地震孕育过程中的地球重力加速度、地磁场、温湿度、大气压及低频电磁波等地球物理信息，采用以太网或GPRS通信方式将数据上传至地震监控中心服务器群，可为地震的大数据分析预测工作提供大量的实时数据支持。文中简单介绍了低成本密集分布式地震观测系统的结构功能，着重分析了系统采集终端的软硬件设计及数据预处理。该终端结构简单、功耗低、数据传输可靠，可用于大范围分布式布设。 关键词 :互联网+，地球物理信息，分布式地震观测系统，远程数据采集 Copyright © 2019 by author(s) 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 物联网、传感器及“互联网+”的出现，在不断改变人类生活方式的同时，也促进了各类创新技术的实现。各行各业都在适应这种变化，并逐步探索出符合自身发展的新科技之路 [ 1 ] 。 地震是地壳运动的一种表现，是构造变动急剧的地块所发生的破坏活动，在孕育过程中会伴随应力、应变、重、磁、电、地下水等异常值的出现 [ 2 ] ，对于这些异常信息的捕捉和分析是地震预测的主要任务。目前，常用的地震预测方法大多需要测井试验、GPS阵列观测站、卫星、地点管测井等较为庞大复杂的测试系统，不仅安装时需要耗费较大的人力物力，还因恶劣的观测环境及观测系统建设与维护成本的制约，使得专业地震观测台站无法大密度地部署。目前有些基于FPGA的终端采集器具有较高的采集与处理速度，但是因为价格昂贵不能大范围布置 [ 3 ] 。那么，如何在保证成本不高的情况下，将采集设备大范围地布置，提高监控范围及监控的准确度成为了新时期地震行业发展亟需解决的问题。 本文提出了一种基于“互联网+”的地球物理信息系统，并设计了信息采集终端，它具有低成本、可密集分布的特点，并且终端满足了远距离条件下对地球物理信息实时采集监测的需要，无需铺设数据信号传输电缆，简化了设备安装方式，组网方便，相对于目前的一些以新型MEMS加速度传感器为基础的设计，采用的九轴传感器所能采集的信息更多，加上温湿度，气压的物理信息采集，真正实现了多传感器数据采集，实现了低成本密集分布式地震数据观测的功能，让监测更多元更精确 [ 4 ] 。
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user: 2. 系统概述 “互联网+”技术指依托互联网信息技术实现互联网与传统产业的融合，以产业升级提升经济生产力，最后实现社会财富的增加 [ 5 ] 。“互联网+”的过程实际上是传统产业转型升级的过程，其基本技术在于云计算、大数据与新分工网络。 本文利用“互联网+”技术，建立了一个低成本密集分布式地震观测系统，系统主要包括远程数据采集终端和地震监控中心服务器群，系统整体结构框图如图1所示。广泛布设的采集终端用于检测特定区域内的重力加速度、地磁场、温度、湿度、大气压和低频电磁波信号，并对这些数据进行预处理和存储，利用以太网或GPRS通过互联网将采集到的数据实时发送至监控中心服务器群。地震监控中心服务器群负责对数据进行存储、分析处理和预测。服务器采用乡、县、市、省分级布设，逐级采集、管理的模式。此外还可以对终端进行远程升级，调整采集发送间隔等操作，增强其使用及维护的便捷性。 图1. 系统整体结构框图
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user: 3. 采集终端硬件设计 3.1. 采集终端硬件总体设计 采集终端主要完成地球物理信息数据的采集、预处理与上传。主要包括主控制器，九轴传感器、温湿度计传感器、气压计传感器和电磁波检测单元等传感器模块，以及以太网和GPRS通信模块，存储器及电源模块等，其硬件结构框图如图2所示。 图2. 采集终端整体硬件结构设计图 3.2. 主控制器 采集终端的主控选用以ARMCortex-M4为内核的嵌入式微控制芯片STM32F429，它具有功耗低、速度快以及内部集成以太网控制器及其他丰富资源等优点。其最高工作频率为180 MHz，包括3个IIC总线和SPI总线，3个12 bitA/D转换器 [ 6 ] [ 7 ] 。 3.3. 传感器模块设计 3.3.1. 温湿度计传感器 选用内部含有已校准数字信号输出的AM2320温湿度复合型传感器，可同时检测环境中的温度与湿度信息。温度量程范围为−40℃~80℃，精度±0.5℃；湿度量程范围为0~99.9% RH，25℃条件下的精度为±3% RH；供电电压3.1 V~5.5 V。AM2320地址为0xB8，采用IIC总线与微处理器相连，其电路原理图如图3所示。 图3. 温湿度计检测电路原理图 3.3.2. 气压计传感器 选用BMP280气压计传感器，其压力测量范围为300 hPa~1100 hPa，压力相对准确度为±0.12 hPa，精度0.18 Pa，IIC接口时钟频率高达3.4 MHz。BMP280地址为b111011x，利用主控制器的I/O口控制SDO引脚确定其地址的最低位，其电路原理图如图4所示。 图4. 气压计传感器电路原理图 3.3.3. 九轴传感器 选用MPU9250九轴传感器。其集成三轴陀螺仪、三轴加速度传感器和三轴磁感应传感器，可对当前放置角度、重力加速度、环境地磁场情况进行检测，输出信号都是16位的数字量。陀螺仪的角速度测量范围最高达±2000˚/s，具有良好的动态响应特性；加速度计的测量范围最大为±16 g (g为重力加速度)，静态测量精度高；磁感应强度测量范围为±4800 μT [ 8 ] 。其供电电压为2.4 V~3.6 V，采用IIC总线接口与主控制器相连，其电路原理如图5所示。 图5. 九轴传感器电路原理图 3.3.4. 电磁波检测 空间电磁波检测选择磁感应式探头作为感应天线接收电磁波，将电容并联在电感两端，形成LC振荡回路。采用低功耗、高增益、具有内部频率补偿的运算放大器，通过调节反馈电阻的阻值改变放大倍数。滤波器采用RC低通滤波，滤除高频信号得到低频电磁波。其电路原理如图6所示。 图6. 电磁波检测电路原理图 3.4. 通信模块设计 采集终端采用以太网和GPRS两种接入互联网方式。能够适应不同采集环境下的通信需求。 3.4.1. 以太网接口电路设计 主控制器STM32F429内部集成了一个MAC控制器，只需外接PHY芯片便可实现以太网通信。PHY芯片选用支持10/100 Mbps全双工数据传输的LAN8720A，通过RMII与MAC连接。LAN8720A内部集成PLL，将25 MHz的时钟源倍频到50 MHz与REF_CLK引脚连接，NINTSEL引脚通过下拉电阻拉低，设置NINT/FEFCLKO输出50 MHZ时钟，其电路原理图如图7所示。 图7. 以太网接口电路硬件设计 3.4.2. GPRS模块设计 GPRS是GSM移动电话用户可用的一种移动数据业务，具有安全、可靠、组网灵活、经济实用、覆盖面广等优点 [ 9 ] ，可用于不易架设有线网络的边远地区或山区的地理信息数据的上传。GPRS模块选用高性能、低功耗的工业级SIM800C，它支持四频传输，可实现全球使用，工作电压为2.4 V~4.4 V，最大下行速率为85.6 kbit/s，支持TEXT和PDU格式的短信息发送与接收，同时芯片内嵌TCP/IP协议。GPRS模块与控制器通过串口进行通信。
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user: 4. 采集终端软件设计 4.1. 采集终端主程序设计 采集终端采用C语言编程，编程效率高、可移植性强。系统终端上电后通过总线读取EEPROM中存储的关键参数，对其进行初始化，之后进入循环并判断是否接收到服务器发来的远程升级或其他命令，以及RTC定时时间是否到来。如果接收到服务器命令，则执行相应操作，完成后系统重启；如果没有接收到服务器命令，则等待RTC定时时间，读取传感器采集数据并对其进行预处理。最后将结果保存到存储器并通过以太网或GPRS上传至监控中心服务器群。终端可进行远程升级，升级文件采用TFTP协议传送。其程序流程图如图8所示。 图8. 主程序工作流程图 4.2. 采集终端数据预处理 考虑到采集的地球物理信息大数据量、时效性、动态性等特点，终端采用滑动窗口技术将数据处理为指定长度的时间序列，并用统计量阈值检测法对上述序列进行异常值检测，当终端监测数据达到不同阈值等级时，调整数据采样及工作频率。 滑动窗口技术指当接受到一个新数据 x n + 1 时，会删除原先指定长度的时间序列 G ( x 1 ， x 2 ， ⋯ ， x n ) 中最早的数据 x 1 ，并将最新数据 x n + 1 添加进去，形成新的时间序列，再对其进行处理。 统计量阈值检测是一种简易的异常值检测方法，由V. Barnett和T. Lewis提出 [ 10 ] 。它对观测数据一段时间内的某个特征值的大小进行限定，当观测数据出现异常时，会在特征值的大小变化上得以体现。本文采用平均差分阈值法对异常值进行检测，即将处理后的时间序列进行二阶差分后作为特征值。因为观测数据在出现异常时，其数据平稳情况会发生较大的变化，因此考虑从数据平稳性的角度对数据进行监测，采用求一段时间内采集数据的二阶差分平均值的方法来衡量数据的稳定程度 [ 11 ] 。 设在一段时间 t [ 1 ， n ] 内，时间序列 G ( x 1 ， x 2 ， ⋯ ， x n ) 在时间点 t 1 ， t 2 ， ⋯ ， t n 上有n个有序观测值 x 1 ， x 2 ， ⋯ ， x n ，阈值设为S。当采集数据满足式(1)时，该段数据为正常数据，终端采样频率不变，其中 n > 2 。 1 n ∑ i = 1 n | x i + 2 − 2 ∗ x i + 1 + x i | ≤ S (1) 当 1 n ∑ i = 1 n | x i + 2 − 2 ∗ x i + 1 + x i | > S (2) 时，则该段数据为异常值。根据不同地区情况，可设置不同的阈值，并将阈值分为不同等级 ，针对不同等级设定不同终端采样频率。如：若 (3) 时，终端采集频率由原来的5分钟采集一次，增大到1分钟采集一次；若大于S 2 ，则终端10秒钟采集一次数据。此方法可满足终端对数据进行实时检测的要求，从较粗的粒度上发现异常值。在无异常数据时，终端采集频率较慢，大大减小了终端功耗；在监测到异常数据时终端增大采集频率，可防止异常数据的遗漏。
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user: 5. 主控计算机 5.1. 装置及功能介绍 如图9所示，为了检测设计好的采集终端的工作性能，本文利用了两套该地球物理信息采集终端进行实验，通过将该采集终端连接到交换机上，并将交换机与PC机相连接，通过在PC机上观测各数据的变化，并进行实验结果分析，从而对地震活动的趋势进行预测。 图9. 实验装置 5.2. 实验内容 分别从两套采集终端的：①不同放置地点；②是否受到敲击来进行实验。通过进行不同的实验，实时地采集到了大气中的温度、湿度、大气压、重力加速度、地磁场以及旋转角等地球物理信息，通过将采集到的各地震参数整理并绘制成折线图，可以直观的观察到大气中各地震参数的变化趋势。 这里将第②实验情况的数据进行展示出来。将两套采集终端同时放到桌子上并对其中的一套采集终端以每分钟一次的频率进行敲击，通过对各地震参数进行采集，并发送到PC机上，可以方便的观察到各地震参数的变化。将各参数的变化分别绘制成折线图，重力加速度各轴向的变化、陀螺仪GYRO各轴向的变化、地磁场MAG各轴向的变化以及温度、湿度、大气压的变化分别如图10~15所示。 图10. 九轴传感器测量的重力加速度各轴向的变化 图11. 九轴传感器测量的陀螺仪GYRO各轴向的变化 图12. 九轴传感器测量的地磁场MAG各轴向的变化 图13. 温湿度计传感器测量的温度变化 图14. 温湿度计传感器测量的湿度变化 图15. 气压计传感器测量的大气压的变化 5.3. 数据分析 观察图10~15可以发现，温湿度及大气压没有明显变换，地磁场发生了较小的变换。从图10和图11中可以看出对桌面敲击引起了波形的强烈变化.具体来讲，在图10中两个九轴传感器x轴、y轴及z轴方向的重力加速度出现明显的差异性波动，在图11中，两个九轴传感器测量的GYRO各轴向的数据也发生了明显的差异性变化，这正是检测地震的有用信息，可以通过现代数据分析技术对数据进行分析得出结论。 5.4. PC机用户界面设计 本文利用C语言编程设计界面，将温湿度计传感器、气压计传感器、九轴传感器分别采集到的温度、湿度、大气压、重力加速度、地磁场以及旋转角等信息发送到服务器并显示在设计好的界面上。如图16，采用C语言设计的采集终端采集到数据的用户界面，形象直观，便于观察 [ 12 ] 。 图16. 用户界面
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user: 6. 结束语 在“互联网+”的大背景下，本文对低成本密集分布式地震观测系统进行了探索，设计了基于“互联网+”的地球物理信息采集终端。收集的物理信息包括温度、湿度、大气压、重力加速度、地磁场以及旋转角等信息，比许多当前的采集系统采集的信息要更全，而且能够做到及时的向服务器上传，做到实时监控，另外，终端总成本低至近百元，可实现分布式密集观测，是目前的大型采集器所无法做到的。经测试，该终端可完成对目标信息数据的采集，并能将数据可靠地传送至远端服务器群，为地震预测的大数据分析提供了大量可靠的数据支持，为全社会的防震减灾工作提供了有效的创新方案，具有较强的应用价值。该设计解决了以FPGA作为终端控制核心带来的价格贵的问题。本设计也还存在一些不足，如，在采集终端没有加入多传感器融合算法，不能综合全部的采集数据分析，做出自动的更高精度预测，该设计里是将数据传到服务器后再做综合分析处理的。此外，如果能够对初始数据进行有效的预处理，降低噪声影响，将提高数据向服务器发送的效率。
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user: 摘 要 针对转速对静压气体轴承的影响不可忽略，提出了对径向小孔节流气体静压轴承的静动态性能分析。通过求解非定常雷诺方程，建立线性扰动理论和迭代过程。数值计算了轴承在不同转速，气膜厚度以及供气压力工况下的承载性，动刚度和动阻尼。结果表明，轴颈旋转对轴承静动态性能有重要影响，小孔节流静压径向轴承的垂向主刚度和主阻尼对扰动转速有很大的依赖性。 关键词 :静压气体轴承，线性扰动，承载性，刚度，阻尼 Copyright © 2019 by author(s) 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 气体轴承相比较传统轴承有着摩擦力小、高速、无污染的有点；是因为利用了空气作为润滑介质，所以相对传统的轴承转子系统，气体轴承有着替代的作用。但由于气体存在可压缩性，导致了气体轴承稳定性较差，刚度和承载性不高的缺点；由于具有良好润滑支撑性能，静压气体轴承被广泛应用于航空航天、火箭技术等先进技术领域 [ 1 ] [ 2 ] 。 Li [ 3 ] 提出了一种基于有限差分法(FDM)求解雷诺数方程的新迭代法，分析了高速气体轴承，同时通过改变设计参数来研究承载能力和刚度。Su [ 4 ] 分析了静压轴承的旋转效应，并且通过计算得到，承载力变化不是随着供气压力无限制增大。Chen [ 5 ] [ 6 ] 在文献中研究了由静压轴承支撑的刚性主轴的静态和动态特性，通过扰动法获得的刚性转子–气动系统的运动方程式的临界惯性力和临界旋转比的稳定性值，考虑了各种偏心度、转子速度和限制参数，并且分析了节流孔个数和位置对静压轴承的影响，同时得出了轴承的几何特征对气体轴承的刚度有显著影响。Wang [ 7 ] [ 8 ] 文献中研究了气膜支撑的柔性转子的分叉和非线性现象，采用连续过度关联法的有限差分法求解雷诺方程，得到了轴承运行轨迹、能量图、功率频谱和分岔图等动态特性，分析和揭示了复杂的动态行为，包括转子和轴颈中心的周期性和次谐波响应。同时文献分析了这种柔性系统中动态特性是如何随着转子质量和转速的变化而变化；这项研究的结果有助于进一步了解气体轴承转子系统的非线性动力学。张敏 [ 9 ] 研究了多孔材料在流场下的变形特性及其对轴承静态性能的影响。 针对径向气体轴承的刚度、阻尼、以及承载性的研究，本文创新性的利用扰动理论提出轴向扰动和径向扰动对气体轴承的影响，通过求解非定常雷诺方程，得到径向节流小孔静压轴承的静动态特性。
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user: 2. 数学模型 2.1. 润滑分析 为了得到径向节流小孔静压轴承的静动态特性，必须解非定常雷诺方程。需要对屋里模型进行假设： 1) 空气是等温和层流的。 2) 温度的变化被忽略，空气的粘度是恒定的。 3) 空气是理想气体之一。 得到径向小孔节流气体轴承的润滑方程： ∂ ∂ x ( h 3 p ∂ p ∂ x ) + ∂ ∂ z ( h 3 p ∂ p ∂ z ) + 12 η p a ρ a ρ v ˜ = 12 η ∂ ( p h ) ∂ t + 6 η V x 1 ∂ ∂ x ( p h ) + 6 η V z 1 ∂ ∂ z ( p h ) (1) h是空气膜厚度，可以表示为 h = h m ( 1 + ε cos θ ) (2) 由于轴颈相对于轴承瓦的轴向速度为零，因此式(1)可以简化为 ∂ ∂ x ( h 3 p ∂ p ∂ x ) + ∂ ∂ z ( h 3 p ∂ p ∂ z ) + 12 η p a ρ a ρ v ˜ = 12 η ∂ ( p h ) ∂ t + 6 η u ∂ ∂ x ( p h ) (3) 其润滑方程采用无量纲处理，无量纲参数变化如下： h ¯ = h / h m ， p ¯ = p / p r ， x ¯ = x / l ， z ¯ = z / l ， t = τ / ω s ， λ = ω s / ω ， Λ = 6 η ω R 2 p a h m 2 通过无量纲将公式(3) ∂ ∂ x ¯ ( h ¯ 3 p ¯ ∂ p ¯ ∂ x ¯ ) + ∂ ∂ z ¯ ( h ¯ 3 p ¯ ∂ p ¯ ∂ z ¯ ) + 12 η p a ρ a ρ v ˜ = 2 λ Λ ∂ ( p ¯ h ¯ ) ∂ τ + Λ ∂ ∂ x ¯ ( p ¯ h ¯ ) (4) 2.2. 数值分析 利用扰动理论将轴承的振动分为轴向扰动和径向扰动。建立气体静压轴承扰动模型，如图1所示，对于具有恒定转速的空气静压轴颈轴承，气膜压力和气膜厚度取决于轴颈中心位置一及其位置的变化率。 图1. 静压气体轴承的扰动示意图 p = p 0 + p X Δ X + p X ˙ Δ X ˙ + p Z Δ Z + p Z ˙ Δ Y ˙ (5) h = h 0 + h X Δ X + h X ˙ Δ X ˙ + h Z Δ Z + h Y ˙ Δ Z ˙ (6) 为了解决方程(4)线性摄动方法是，假设期刊中心以小振幅周期运动的方式围绕其稳态位置旋转，旋转频率为ω s 。那么该中心的无量纲扰动位移可以表示为： Δ X ¯ = | Δ X | e i ω s t = | Δ X | e i τ (7) Δ Z ¯ = | Δ Z | e i ω s t = | Δ Z | e i τ (8) 对时间项求导： ∂ p ¯ ∂ τ = p ¯ X Δ X ˙ − p ¯ X ˙ Δ X + p ¯ Y Δ Y ˙ − p ¯ Y ˙ Δ Y (9) ∂ h ¯ ∂ τ = p ¯ X Δ X ˙ − p ¯ X ˙ Δ X + p ¯ Y Δ Y ˙ − p ¯ Y ˙ Δ Y (10) 气膜厚度的无量纲处理 h ¯ = 1 + Z cos ϕ − X sin ϕ (11) 将(9) (10) (11)代入(4)中求解雷诺方程，同时需要定义边界条件： 大气边界条件： p ( z = 0 ) = p ( z = n z + 1 ) = p a 对称边界条件： p ( x = 0 ) = p ( n x + 1 ) 求解方程需要用牛顿迭代耦合非定常雷诺方程，利用超松弛迭代法满足边界条件和节流孔处的质量连续性方程，计算的压力分布提供了整合刚度和阻尼的系数，通过推导和坐标的变化可以得到刚度和阻尼。模型参数如表1所示： Table 1 Small hole gas bearing parameter 名称 模型参数 轴长l (mm) 30 直径d (mm) 30 平均半径间隙厚度h m (μm) 20 轴向网格数nz 60 径向网格数nx 60 单排节流孔数 5 节流孔直径d 0 (mm) 0.24 节流孔排数N 2 空气密度ρ (kg/m 3 ) 1.204 空气粘度系数η (pa∙s) 1.84 × 10 −5 空气比热比 κ 1.404 节流系数 ϕ 0.8 大气压p a 1 atm 表1. 小孔气体轴承参数
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user: 3. 特性参数分析 通过变换坐标和有量纲转化，求出动态特性刚度和阻尼。 ( K x x K y x ) = p a l 2 h m ∫ 0 1 ∫ 0 π d / l p ¯ X ( sin Δ x ¯ − cos Δ x ¯ ) Δ x ¯ Δ z ¯ (12) ( K x x K y x ) = p a l 2 h m ∫ 0 1 ∫ 0 π d / l p ¯ Y ( sin Δ x ¯ − cos Δ x ¯ ) Δ x ¯ Δ z ¯ (13) ( D x x D y x ) = p a l 2 h m ω ∫ 0 1 ∫ 0 π d / l p ¯ X ˙ ( sin Δ x ¯ − cos Δ x ¯ ) Δ x ¯ Δ z ¯ (14) ( D y y D x y ) = p a l 2 h m ω ∫ 0 1 ∫ 0 π d / l p ¯ Y ˙ ( sin Δ x ¯ − cos Δ x ¯ ) Δ x ¯ Δ z ¯ (15) 通过轴承静特性求出无量纲承载力： { W ¯ x = ∑ i ∑ j p ¯ x Δ x ¯ Δ z ¯ sin ( ( i − 0.5 ) Δ x ¯ R ) W ¯ y = ∑ i ∑ j p ¯ y Δ x ¯ Δ z ¯ cos ( ( i − 0.5 ) Δ x ¯ R ) (16) W ¯ = W ¯ x 2 + W ¯ y 2 (17)
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user: 4. 结果分析 图2是显示了动态刚度和动态的变化在转速n = 5000 rpm，n s = 5000 rpm情况下相对于偏心率的阻尼和刚度。从图2(a)中可以看出随着偏心的增加轴承的主刚度Kxx和Kyy是伴随着一定的下降，但是Kyy在随着偏心增大的过程中出现了先下降后上升的过程；这说明了提高Kyy可以采取利用大偏心来实现。这个原因是由于轴承的主要承载力是集中在轴承的径向方向，所以径方向的偏心是大于轴方向；也因此导致了径向方向的刚度是大于轴向方向，同时由于本章采取的是5孔双排计算模型，所以导致初始状态的刚度径向是大于轴向方向，而在交叉刚度Kxy和Kyx变化不明显，这是因为偏心的发生只是集中在竖直的径向方向，所以对轴向方向的压力变化也几乎没有太明显的影响。图2(b)是反映的阻尼随着偏心变化的情况，从图中可以看出随着偏心率的增加主阻尼Dyy是不断增加的，Dxx是略微的减小，对于偏心的不断增加，在径向方向的气膜厚度是逐渐减少，导致了Dyy的阻尼是不断增加，这是更气体的压缩性是有一定关系的，但是随着大偏心的出现会导致气膜厚度极薄，理论上气体刚度是为此一个恒定的值，这也是阻尼在大偏心下变化较小，同时由于偏心是在径向方向进行，对于偏心的反方向由于气膜厚度的增加会导致刚度的减小，阻尼的变小，气体的可压缩性变大，同样对于交叉阻尼Dxy，Dyx变化较小，这仍然是属于气膜厚度发生变化主要的是发生在径向方向。同时随着主阻尼Dyy增大，意味着轴承在运转的过程中更加的稳定。对于在小偏心范围内由于Dyy变化速率较不稳定因素较大。 图3显示了轴承动态刚度的变化在偏心率为0.4扰动转速n s = 3000 rpm的情况下，对于轴承数的阻尼系数。可以看出情况下，轴承数(转速)对气体轴承的刚度和阻尼。图3(a)显示了轴承数(转速)对刚度的影响，同样可以明显的看出主刚度kyy是所有刚度中变化最明显，显示参数也最大，说明了随着轴承数(转速)的增大，轴承的动力学特性明显，对于交叉刚度kxx和kyy变化不明显。图3(b)是阻尼变化示意图，在图中可以看出随着轴承数(转速)的增加，主阻尼Dxx和Dyy都是不断减小其中Dyy减小较大，这是因为随着轴承数(转速)的增加，会导致气膜内部的压力产生一定变化，利用轴颈的剪切运动对气膜压力产生影响，所以随着转速的增加会导致期末区域内部的剪切运动加强，因此会导致主阻尼明显减小；对于交叉阻尼Dyx和Dxy同样是属于转速对影响，会导致在气膜内压力分布不均匀，从而导致了交叉刚度Dxy发生增加，Dyx减小。 图2. 刚度和阻尼随着偏心率变化(n = 5000 rpm， n s = 5000 rpm， h m = 20 μm) 图3. 不同轴承数的刚度和阻尼(ε = 0.4， n s = 3000 rpm， n = 3000 rpm， p s = 6 atm) 图4是偏心率在0.4的情况下气膜厚度的变化对刚度和阻尼的影响变化图，从图中可知主刚度Kxx和Kyy变化较为明显，出现了随着气膜厚度的逐渐增加，轴承的主刚度逐渐减小，这与空气动力学和热力学知识相符合，因为随着气体容量的增加，容积的压缩量也会增加，会导致刚性性质变弱，对于耦合交叉刚度Kxy和Kyx相对变化较小；同时随着气膜厚度逐渐增大，刚度逐渐减小，最后有逐渐趋于一个定值的趋势，这可能是由于转子的自身惯性作用所导致的，从图4(a)可以说明了平均气膜的增加对主刚度的Kxx和Kyy有较，也会导致高转速情况下出现失稳。从图4(b)中看出随着平均气膜厚度的增加，主阻尼Dxx和Dyy逐渐减小，并且减小的趋势较为明显，对于交叉耦合刚度的影响较小，这说明了平均气膜厚度的增加会增加轴承的振动效果，对于整个轴承转子系统的稳定性影响较大。综合图4可以说明，增加平均气膜对静压气体轴承高转速下的稳定性有不利的作用。 图5是供气压力对静压气体轴承的刚度和阻尼的影响，从图5(a)可以发现供气压力的不断的增大，主刚度Kxx和Kyy有明显的提高，交叉刚度Kyx和Kxy增加趋势较为缓慢，因此增加供气压力对提高静压气体轴承的刚度有明显的作用，同时对于提高轴承稳定性有重要的帮助。从图5(b)中可以发现在主阻尼Dxx和Dyy在变化过程中出现了交叉的现象，其中Dxx是随着供气压力的提高有逐渐减小的趋势，Dyy有逐渐增大的趋势，交叉阻尼Dyx和Dxy是有逐渐变小的趋势，这对于轴承在运转过程中减振有不利的影响，所以有一个合理的供气压力使气体静压轴承的减振状态最佳。 图4. 平均气膜厚度对刚度和阻尼的影响(ε = 0.4， p s = 8 atm， n s = 3000 rpm， n = 3000 rpm) 图5. 供气压力对刚度和阻尼的影响(ε = 0.4， h m = 20 μm， n s = 3000 rpm， n = 3000 rpm) 图6是转速对静压气体轴承承载力的影响，通过图中可以看出在承载力在不同转速情况下有一定的变化，对于偏心率小于0.4情况下，不同转速情况下的承载力几乎一样，没有明显的区别，但是在偏心率大于0.4的情况下，承载力变化较为明显，同时转速越高，承载力变化越明显，对于低转速情况下的承载力变化同样不明显，因此在对高转速或者超高转速的气体轴承分析过程中，转速对气体轴承承载力的影响较大。 图6. 承载力变化关系
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user: 5. 结论 本文利用扰动理论提出轴向扰动和径向扰动对气体轴承的影响，通过求解非定常雷诺方程，得到径向节流小孔静压轴承的静动态特性，结论如下： 1) 随着偏心率的不断增加，气体轴承的两个主刚度有比较明显的减小趋势，且气体轴承的y向阻尼逐渐增大，x向阻尼变化不大。所以在偏心率较小的情况下，转速对承载力影响较小，随着偏心率的增大，转速对承载力的影响也逐渐显著。 2) 随着转速的不断增加，气体轴承竖直方向的刚度不断变大，但是竖直方向的阻尼不断变小。通过提高供气压力可以有效的提高轴承的刚度，但对轴承的阻尼影响较小。 3) 随着气膜厚度的增加，轴承的刚度和阻尼都在不断减小，并且减小的幅度逐渐降低，最终趋于一个定值。所以增大轴承的气膜厚度可以有效地提高空气静压轴承的承载力。
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user: 摘 要 针对特高压GIL综合管廊工程地层分布复杂、外部水压力高、隧道断面尺寸大等特点，提出了一种适用于电力越江盾构隧道的结构健康监测方案及安全评价标准。根据电力越江盾构隧道结构受力的特点，对水土压力、钢筋应力、螺栓轴力、接缝张开量、隧道沉降等进行监测，取钢筋应力、接缝张开和螺栓轴力为安全分级控制值，制定了4级评价标准。 关键词 :超大水压，盾构隧道，复杂地层，GIL管廊，结构健康监测 Copyright © 2019 by author(s) 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. 前言 近年来，随着国家政策的大力支持，综合管廊工程的建设得到了蓬勃发展，而盾构法隧道以其施工速度快，环境适应性高，对周围建筑物影响小，施工方便等优点 [ 1 ] [ 2 ] 逐渐成为管廊工程穿越各类水域的主流方案。 以往对于盾构法隧道设计人员关注的通常只是施工和运行期的结构受力变形问题 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] ，而对如何建立水下大直径盾构隧道结构健康监测系统以及科学系统的水下大直径盾构隧道健康状况评价方法研究不足 [ 7 ] - [ 12 ] 。 鉴于上述现状，本文拟依托苏通GIL综合管廊隧道工程，分析影响运维阶段超大水压大直径盾构隧道安全的各项因素，为进一步建立特高压电力盾构隧道结构安全性评价指标体系与评价方法提供依据，为制定合理、主动、预防性的养护措施提供技术支持，从而有效降低盾构隧道全寿命期的运营维护成本，最大限度延长盾构隧道的使用年限。
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user: 2. 工程概况 苏通GIL综合管廊工程起于南岸(苏州)引接站，止于北岸(南通)引接站(如图1)，越江段全长逾5.5 km，采用水下盾构法修建，盾构机直径达12.1 m，是典型的大直径、长距离过江隧道之一，也是目前世界上电压等级最高、输送容量最大、技术水平最高的超长距离GIL创新工程。该工程是华东特高压交流环网合环运行的“咽喉要道”和控制性工程，建成后，将形成华东特高压受端环网，大大提高华东地区接受区外电的能力，对促进经济社会与生态环境和谐发展具有重要意义。同时，苏通GIL综合管廊工程是特高压输电领域的重大技术创新，为特高压、超高压输电提供了新的方向，也将进一步提高国内电工装备制造水平，持续提升我国在世界电网技术和电工装备制造领域的影响力和竞争力。 作为世界上首个特高压GIL综合管廊工程，主要工程特点如下所述： 1) 越江盾构段全长约5.5 km，采用管片拼装式单层衬砌，内径10.5 m，外径11.6 m，隧道截面如图2所示，是典型的长距离、大直径水下盾构隧道工程； 2) 隧道主要穿越地层为粉细砂、细砂、中粗砂，渗透系数大，属强透水层，含水量丰富，局部切入粉质黏土混粉土、粉土层，总体上沿线土层相对软弱，分布具有一定差异性； 图1. 盾构隧道示意图 图2. 盾构隧道典型截面 3) 越江段最大水压力0.8 MPa，全线水压力逾0.6 MPa的长度达1.6 km以上，为目前国内管廊隧道之最，具有显著的高水压特点； 4) 受两岸长江大堤、江中段高水压及平面线形影响，纵断面坡度大、且多次变坡，两侧岸坡段及江中深槽过渡段坡度最大，高达5%； 5) 隧道地处长江入海口，潮流强劲，潮差极大，水位受潮汐影响呈周期性涨落，在径流和潮汐反复交替作用下，深泓摆动频繁且摆幅较大，河床冲淤剧烈； 6) 以江中深槽为界，北部上部20 m范围内普遍分布粉砂、粉砂混粉土，液化等级为中等~严重，南部上部20 m范围内普遍分布粉砂层，液化等级为轻微。
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user: 3. 监测断面选择 依据前期工程案例调研、勘察设计资料分析及计算模拟结果，考虑地质条件、覆土厚度、高水压作用及周边环境，监测断面布设如下： 1) 地质条件：隧道穿越淤泥质粉质黏土、粉质黏土混粉土、粉土、粉细砂等典型土层，液化土层(如北段接近出洞位置① 3层粉砂为严重液化土层)或土层差异分布时，布设监测断面6个； 2) 覆土厚度：考虑管廊在江中段覆土厚度最大(>4D，D为隧道外径)、覆土厚度最小(<2D)以及覆土厚度在2~3D的典型断面，布设监测断面3个； 3) 高水压作用：江中深槽段，考虑高水压(水压0.7~0.8 MPa)对结构受力影响，布设监测断面2个； 4) 线形变化：结合管廊平纵线形变化对结构受力影响，布设监测断面2个。
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user: 4. 监测项目的选择 影响水下电力盾构隧道安全运行的主要因素有：外部荷载、钢筋受力状态、螺栓受力状态、接缝变形量、隧道自身沉降等。针对此情况，最终确定苏通GIL管廊隧道结构健康监测项目如下： 1) 水土压力监测：管片背后水土压力是导致隧道结构变形损伤的直接因素，通过监测水土压力，可以直观掌控结构受力状态，为结构承载能力及变形预测分析提供数据支持，同时可为水土压力计算及结构设计理论的验证、完善提供依据。 2) 钢筋应力监测：钢筋应力间接反映了隧道管片的内力水平，通过监测钢筋应力，可以掌握隧道关键部位的应力状态，结合水土压力监测，可为评估管片的力学性能和损伤程度提供数据支持。 3) 螺栓轴力监测：接头部位是盾构隧道结构承载及防水的最薄弱环节，通过监测纵向及环向螺栓轴力，可以直接反映管片之间的连接性能，结合水土压力、钢筋应力数据，间接反映结构的整体健康状态，并为螺栓受力模式及设计理论深化提供数据支撑。 4) 接缝张开量监测：通过监测接缝张开量，不仅可直接反映隧道结构的防水性能，还可间接反映隧道断面变形情况，服务于结构健康状态的评价。 5) 隧道沉降监测：通过监测隧道沉降，可全面掌握隧道全线沉降情况，特别是差异沉降程度，为合理预测接头张开、管片开裂及可能的漏水、漏泥等病害提供数据支持，辅助结构管养及维修方案的制定。 相比城市交通隧道工程，苏通GIL综合管廊有着更恶劣地质环境、更高建设标准和安全要求。因此，本工程结构安全评价应更具针对性和有效性，相比城市交通隧道的五级预警机制，苏通管廊预警机制需适当提高。水下盾构隧道结构管片安全评价的四级预警机制按表1划分，宜用表1规定分级色彩标识。 Table 1 Classification criteria for safety assessment and early warning of tunne 分级 服役状态 分级定义 图示色彩 Ⅰ 正常 隧道管片无安全隐患、无显著变形、无渗漏。 绿色 Ⅱ 退化 隧道部分管片耐久性退化，不影响正常功能； 隧道有局部轻度损伤或缺陷，无安全隐患。 蓝色 III 劣化 隧道管片的耐久性劣化，中等病害损伤，影响正常功能； 隧道受力变形小于结构抗力设计值，无安全隐患。 黄色 IV 恶化 隧道整体变形较大或多处管片缺损，影响正常功能； 隧道受力变形超出结构抗力设计值，安全性不足，有安全隐患。 红色 表1. 隧道结构区段安全评价预警分级标准
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user: 5. 隧道破坏过程分析 5.1. 有限元建模 本项目前期先建立有限元模型，对隧道结构在典型断面下受力特性及破坏过程进行计算研究。数值分析采用“荷载–结构”模型，三维实体单元模拟隧道的管片和内部结构，梁单元模拟螺栓和钢筋。根据设计和勘察资料，获得模型的最初计算参数；随着隧道工程实施，将根据施工和维护阶段，修正模型参数，使得计算尽可能符合实际，逐渐完善评价标准、等级和划分值。 有限元模型如下图3所示，管片间螺栓以杆单元进行模拟，管片与管片间考虑摩擦作用。管片衬砌采用混凝土损伤塑性模型。随外部荷载增加，损伤积累到一定程度时产生裂缝并扩展，进而导致应变软化现象。损伤因子在混凝土的弹性阶段为0，当混凝土进入非弹性阶段，损伤开始积累，弹性模量不断折减；当损伤因子到1时，混凝土完全失去承载能力。 图3. 隧道模型及螺栓 5.2. 计算结果分析 1) 大面积堆载 以水陆交接处断面2作为典型断面，达到设计荷载时，隧道变形表现为水平外扩、底部隆起和顶部下沉，如下图4所示。隧道底部隆起15.1 mm，顶部下沉6.7 mm，水平外扩20.1 mm，竖向收敛21.8 mm。收敛变形远小于3% D，隧道变形、抗浮均为安全状态。 设计荷载作用下，计算结果显示隧道整体呈现“横鸭蛋”变形，引起的接缝张开和螺栓轴力均较小，接缝张开最大值是0.17 mm，最大螺栓轴力值为29.92 MPa。混凝土最大主应力值为2.9 MPa，出现在底部；混凝土最小主应力值为−16.72 MPa，出现在左腰内侧。钢筋最大拉压应力−81.97 MPa，拉应力最大值为17.05 MPa，裂缝计算值为0.008 mm。 达到设计荷载后继续加载，隧道变形不断变大，钢筋与混凝土受力不断增加，直至钢筋屈服。 达到屈服状态时，钢筋达到压屈服值−400 MPa，隧道水平外扩和底部隆起急剧增大，顶部继续下沉，如下图5所示。隧道底部隆起71.9 mm，顶部下沉41.9 mm，水平外扩106.1 mm，竖向收敛，113.8 mm。收敛变形远大于3% D，约为9.81% D，隧道变形处于不安全状态。 最终，钢筋压屈服状态下，接缝张开最大值0.98 mm，螺栓最大轴力值为51.16 MPa。随着荷载变形增大，顶部混凝土达抗拉强度值区域扩大，最大拉应力值为2.9 MPa，最大压应力值为−55.2 MPa。隧道左腰部位钢筋压屈服，最大压应力值为−400 MPa；钢筋最大拉应力值158 MPa，裂缝宽度计算值为0.074 mm。 图4. 设计荷载下结构位移云图(单位：m)：(a) 水平位移；(b) 竖向位移 图5. 钢筋屈服时结构位移云图(单位：m)：(a) 水平位移；(b) 竖向位移 大面积加载下典型断面破坏过程见下表2。 Table 2 Failure process of section under large area loadin 管片状态 拱顶荷载 kPa 水平扩张 mm 竖向收敛 mm 直径变形比 % 钢筋最大主应力 MPa 混凝土最大主应力 MPa 裂缝 mm 接缝mm 设计荷载 388.11 20.1 21.8 1.88% 17.05 2.92 0.008 0.17 3% D变形 549.30 32.1 34.6 2.98% 36.27 3.13 0.024 0.27 混凝土 −38.5 MPa 847.50 56.4 60.5 5.22% 74.5 3.04 0.035 0.52 混凝土 −46.2 MPa 1073.42 75.8 81.0 6.98% 106.1 3.06 0.05 0.67 钢筋 400 MPa 1411.92 106.1 113.8 9.81% 158 2.9 0.074 0.98 表2. 大面积加载下断面破坏过程 2) 局部加载 局部加载作用下，隧道结构受力变化趋势与大面积加载时相类似，典型断面破坏过程见下表3。 Table 3 Failure process of section under local loadin 管片状态 拱顶荷载 kPa 水平扩张 mm 竖向收敛 mm 直径变形比 % 钢筋最大主应力 MPa 混凝土最大主应力 MPa 裂缝 mm 接缝 mm 设计荷载 388.11 20.1 21.8 1.88% 17.05 2.92 0.008 0.17 3% D变形 479.04 32 34.7 2.99% 51.81 3.36 0.024 0.62 混凝土 −38.5 MPa 788.34 78.1 86 7.41% 223.6 3.2 0.19 2.34 混凝土 −46.2 MPa 965.65 105.7 117.2 10.10% 320.9 3.14 0.44 3.58 钢筋 400 MPa 1134.90 132.2 147.9 12.75% 400 3.1 0.64 4.7 表3. 局部加载下断面破坏过程
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user: 6. 隧道结构安全评价标准及措施 由上表可见，大面积加载与局部加载作用下，隧道破坏过程演化基本相同，但在不同阶段内力、变形和损伤部位等方面略有不同，因此不同工况下，安全控制指标应综合考虑多种因素。在各外部荷载作用下，隧道的结构破坏过程基本可分为4个阶段：① 隧道建成至设计荷载，隧道顶部和底部少量混凝土达到抗拉强度值，直径变形比和裂缝均满足设计要求；② 设计荷载至混凝土达单轴抗压强度值，混凝土达抗拉强度区域扩大，直径变形比超过3% D的设计要求；③ 混凝土单轴抗压强度至三轴抗压强度值，顶部和底部混凝土达到抗压和抗拉强度值，直径变形比远超设计要求；④ 混凝土达抗压强度至钢筋屈服，裂缝和直径变形比远超设计和规范要求，接缝张开量急剧增大。 因此，大面积堆载和局部加载的安全评价应满足：结构应力状态S < 抗力设计值R、裂缝 < 0.2 mm、接缝张开 < 2 mm，大面积堆载和局部加载的详细分级标准如下表4。 Table 4 Classification criteria for safety of tunnel structure 大面积堆载 局部加载 评价等级 控制标准 评价等级 控制标准 I级 <直径变形比3% D I级 M设计荷载 II级 ≤混凝土单轴抗压强度 II级 ≤直径变形比3% D III级 <混凝土三轴抗压强度 III级 m混凝土单轴抗压强度 IV级 ≥混凝土三轴抗压强度 IV级 ≥混凝土单轴抗压强度 表4. 隧道结构安全等级划分标准 以结构损伤状态、设计使用要求和规范控制值作为安全等级划分标准，可提取各标准下结构内力变形作为安全分级控制值，包括钢筋应力、接缝张开、螺栓轴力、裂缝和直径变形比等。苏通GIL管廊隧道两层箱板结构、电力设备多，狭窄视野严重影响直径变形比观测，取钢筋应力、接缝张开和螺栓轴力为安全分级控制值，根据最不利原则，隧道结构安全分级控制值如下表5。 根据不同的隧道结构安全评价预警等级，采用相对应的处治措施如下表6所示。