DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 材料的本构关系 本文为提高计算效率，钢管型钢材料采用理想的弹塑性模型。 σ s = { E s ε ε ≤ ε s f y ε > ε s (1) 考虑核心区混凝土变形受到钢管的侧向约束，其抗压能力会有所提升。本文钢管内混凝土本构关系均采用韩林海模型 [ 2 ] ，本构关系如下： σ c = { σ 0 [ A ε c ε 0 − B ε c 2 ε 0 2 ] ε c ≤ ε 0 ε c ε 0 × σ 0 β ( ε c ε 0 − 1 ) η + ε c ε 0 ε c > ε 0 (2) 其中： σ 0 = f c k [ 1.194 + ( − 0.01961 ξ 2 + 0.1447 ξ ) × ( 13 f c k ) 0.45 ] A = 2.0 − 0.1 ξ 0.745 B = 1.0 − 0.1 ξ 0.745 η = 1.60 + 1.5 ε 0 ε c ε 0 = ε c c + [ 1300 + 760 ( f c k − 20 20 ) ] ξ 0.2 (με) β = { 0.75 1 + ξ f c k 0.1 ξ ≤ 3.0 0.75 ( 1 + ξ ) ( ξ − 2 ) 2 f c k 0.1 ξ > 3.0 ε c c = 1300 + 14.93 f c k ( μ ε ) ξ = f y A s f c k A c .
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user: 4. 截面刚度计算的基本原理 钢管混凝土柱在压弯变形满足平截面假定的条件下，截面的应变呈线性变化，采用纤维模型离散，即将截面沿变形高度划分为若干水平条带(如图1)，可以用数组先记录每个纤维层中型钢和混凝土的面积 A s ， i 、 A c ， i 及相应的高度 y i 。认为同一纤维层内应变均相同，即为纤维层中心点处的应变值。 图1. 截面纤维层划分及应变示意图 则第i个纤维层的应变 ε i ： ε i = ε N + φ ⋅ y i (3) 其中 ε 0 为截面形心轴 y = 0 位置的应变，即轴力产生的轴向应变。 y i 为第i个纤维层的坐标， φ 为截面弯曲变形产生的曲率。 根据各纤维层的应变值 ε i ，代入式(1)、(2)即可以确定各纤维层中混凝土应力σ c ，i 及型钢应力σ s ，i 。 离散后截面各纤维层应力合力和截面轴力N和弯矩M要满足平衡方程： ∑ i = 1 n ( σ c ， i ⋅ A c ， i + σ s ， i ⋅ A s ， i ) = N ∑ i = 1 n ( σ c ， i ⋅ A c ， i + σ s ， i ⋅ A s ， i ) ⋅ y i = M (4) 为了避免负刚度给计算带来的麻烦，计算中采用截面瞬时割线刚度 E I = M φ ， E A = N ε N (5) 式(7)中含有两个未知量 ε N 和 φ ，因此瞬时刚度的求解问题就转化为 ε N 和 φ 的求解问题。理论上可以通过式(4)求解，可因为应力与应变之间呈非线性关系，因而式(4)也是非线性方程组，一般通过数值方法求解。
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user: 5. 牛顿迭代法求瞬时应变 牛顿迭代法在函数曲线上通过某一点的切线来逼近方程真实解(如图4)。其基本形式如下式所示： x k = x k − 1 − f ( x k − 1 ) f ′ ( x k − 1 ) (6) 其具体的迭代过程如图2所示 图2. 牛顿法迭代 当需要求解 f ( x ) = y 0 时需要进行应的变换，首先构造一个新函数 φ ( x ) = f ( x ) − y 0 .求解 f ( x ) = y 0 的问题便转变成了求解 φ ( x ) = 0 的问题。将式(6)中的函数 f ( x ) 替换为函数 φ ( x ) 则可得到 x k = x k − 1 + y 0 − f ( x k − 1 ) f ′ ( x k − 1 ) (7) 牛顿迭代法具有较快的收敛速度，当 x k ≈ x k − 1 ，或二者间的误差满足精度要求，迭代终止，x k 即为y 0 对应的自变量值。当y 0 为截面瞬时弯矩M时，x k 就是相应的截面曲率φ；当y 0 为截面瞬时轴力N时，x k 就是相应的轴向应变ε N 。即 φ k = φ k − 1 + M − M k − 1 E I k − 1 (8) ε N k = ε N k − 1 + N − N k − 1 E A k − 1 (9)
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user: 6. 截面瞬时刚度的计算 对ε N 和φ两个变形量同时迭代最终满足式(4)才算找到真实解，为了提高迭代效率，需要进行简化。因每个纤维层中，一般轴力产生的应变ε N 相对弯曲产生的应变要小，本文先根据初始状态的弹性刚度，假定轴线位置的应变ε N ，然后采用牛顿迭代算法，由式(8)迭代求得相应的φ，使力矩方程近似满足平衡；再由由式(9)迭代修正轴线应变ε N ，使轴向力近似平衡；如此反复迭代，直到力矩和轴向力都达到平衡或满足允许的误差限值。具体迭代算法如下： 1) 设ε 0 和φ的初始值可以取上一步截面内力平衡时的变形值，如果是初次迭代可根据当前内力按弹性取值，即： ε N 0 = N E A 0 ， φ 0 = M E I 0 其中：EA 0 、EI 0 分别为弹性状态截面的抗拉、抗弯刚度值，可近似取为 E A 0 = E s A s + E c A c E I 0 = E s I s + E c I c 2) 令 ε N j = ε N j − 1 ( j = 1 ， 2 ， ⋯ ) ；按式(8)求解力矩平衡状态下的φ值；具体步骤如下： a) 计算每个纤维层的应变 ε i = ε N j + φ m y i ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， n ; k = 1 ， 2 ， ⋯ ) b) 代入式(1)、(2)计算每个纤维层中型钢和混凝土的应力σ s ，i 、σ c ，i ； c) 将应力σ s ，i 、σ c ，i 代入式(4)计算截面应力的合力矩； M k − 1 = ∑ i = 1 n ( σ s ， i A s ， i + σ c ， i A c ， i ) y i d) 由式(8)计算曲率迭代值 φ k = φ k − 1 + M − M k − 1 E I k − 1 e) 计算截面瞬时割线刚度： E I k = M φ k f) 如果 | M − M k − 1 M | ≤ e (e为设定的相对误差限值)，则认为迭代收敛，可终止迭代。意味着给定ε N 和M条件下， φ = φ k ， E I = E I k 。如果不收敛，回到第a步进入下一次迭代。 g) 如果： | φ k | ≥ φ u ，φ u 为截面极限转角，也视截面达到极限状态，形成塑性铰，也需要终止迭代。由此可见采用层纤维模型，截面的弯曲变形有限，因而不可能出现全截面屈服的状态。 3) 根据第(2)步力矩平衡状态下的φ值，按线性迭代算法求解轴向力平衡状态下的 ε N j 值；具体步骤如下： h) 令 ε N k = ε N j 计算每个纤维层的应变： ε i = ε N k + φ y i ( i = 1 ， 2 ， ⋯ ， n ; k = 0 ， 1 ， 2 ， ⋯ ) i) 代入式(1)、(2)计算每个纤维层中型钢和混凝土的应力σ s ，i 、σ c ，i ； j) 将应力σ s ，i 、σ c ，i 代入式(4)计算截面应力的合力； N k − 1 = ∑ i = 1 n ( σ s ， i A s ， i + σ c ， i A c ， i ) ； k) 由式(8)计算轴向应变的迭代值 ε N k = ε N k − 1 + N − N k − 1 E A k − 1 l) 计算截面瞬时割线刚度： E A k = N ε N k m) 如果 | N − N k N | ≤ e (e为设定的相对误差限值)，则认为迭代收敛，可终止迭代。意味着给定φ和轴力N条件下， ε N j = ε N k ， E A = E A k 。如果不收敛，回到第h步进入下一次迭代。 4) 根据第(3)步轴向力平衡状态的 ε N j 回到第(2)步，继续迭代，直到截面应力的轴向合力和合力矩都满足平衡条件，即得到所求的ε N 和φ值，代入式(5)即可求得截面的瞬时割线刚度EA、EI。
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user: 7. 算例分析 以文献 [ 1 ] 边长300 mm的方钢管截面为例，其它基本参数：轴压比n = N/N u = 0.2。钢材f y = 235 MPa，混凝土f ck = 20 MPa。钢管的壁厚t = 14 mm。截面分三个区域共划分300个纤维层，上下翼缘各划分25个纤维层，中间划分250个纤维层。 1) 含钢率的影响 仅改变钢管的壁厚，以描述含钢率对截面弯曲变形性能及割线刚度EA、EI的影响。计算结果如图3~5所示。 图3. 钢管不同壁厚的截面M~φ曲线 图4. 钢管不同壁厚的截面EA~φ曲线 图5. 钢管不同壁厚的截面EI~φ曲线 从图3~5可知，随着钢管壁厚的增加，增加了截面的含钢率，增强了对混凝土的约束作用，截面的变形能力、承载能力以及刚度都有明显提高。从图5可知，在加载初期，随着截面弯曲变形的增加，截面弯矩增加，截面曲率在0.036至0.039之间达到塑性极限弯矩，之后随之截面曲率的增加，弯矩开始缓慢降低。从图6，图7可知，随着截面曲率的不断增加，截面抗压刚度和截面抗弯刚度都呈现出下降的趋势。而且刚度的下降趋势非呈线性特性，当割线刚度降低到初始刚度的15%~30%左右就基本不再下降了。 2) 钢材强度等级的影响 仅改变钢材强度等级，计算结果如图6~8所示。 图6. 钢材不同强度等级的截面M~φ曲线 图7. 钢材不同等级的截面EA~φ曲线 图8. 钢材不同等级的截面EI~φ曲线 从图6~8中可看出，由于不同等级的钢材其弹性模量变化不大，因此在弹性变形阶段，不同钢材强度下构件的弯矩-曲率以及刚度–曲率变化基本一致，但钢材强度等级的提高，会提升截面的弹性变形能力和弹性极限弯矩。在塑性变形阶段，随着曲率的增加，截面刚度呈现非线性下降趋势，而且钢材强度等级越低，刚度下降的速率越大。 3) 混凝土强度等级的影响 仅改变混凝土的强度等级，计算结果如图9~11所示。 图9. 混凝土不同强度等级的截面M~φ曲线 图10. 混凝土不同强度等级的截面EA~φ曲线 图11. 混凝土不同强度等级的截面EI~φ曲线 从图9~11可知，在构件受弯变形的初期即弹性阶段，混凝土强度对方钢管混凝土截面的变形能力、承载能力及刚度的影响相对较小，其主要原因是因为不同强度混凝土的弹性模量变化不大。但与钢材强度等级影响不同的是，增加混凝土强度对提升构件的弹性变形范围和塑性极限弯矩并没有太大影响。这主要是因为忽略了混凝土的抗拉能力，在受拉区不能有效抵抗由弯矩引起的应力。 3) 轴压比的影响 仅改变轴压比，以描述截面轴力水平的影响，计算结果如图12~14所示。 图12. 不同轴压比下的M~φ曲线 图13. 不同轴压比截面EA~φ曲线 图14. 不同轴压比的截面EI~φ曲线 从图12~14的可知，当构件的轴压水平很低时，轴压比的变化对钢管混凝土截面的抗弯能力和截面刚度几乎没有影响，其弯矩曲率曲线基本相同。当轴压比较高时，构件会更早地产生塑性变形，同时弯矩曲率曲线会呈现出明显的下降段，而且构件的塑性极限弯矩及抗弯刚度也会下降，但因受压区混凝土面积增加，截面抗压刚度会有所提升。
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user: 8. 结论 本文采用层纤维模型研究钢管混凝土压弯构件截面的非线性性能，为杆件单元的截面刚度计算提供高精度迭代算法。在结构体系的非线性分析过程中，可以根据截面当前内力，利用本文算法计算截面的瞬时刚度。通过对典型算例进行分析，得出如下结论： 1) 在弹性阶段，截面刚度基本保持不变，随着变形的增加，截面部分纤维层进入塑性状态并沿高度不断扩展，截面弯矩和曲率之间呈现明显的非线性，截面抗压、抗弯刚度都呈非线性下降趋势，当割线刚度降低到初始刚度的15%~30%左右就基本不再下降了，形成塑性铰。 2) 增加钢管混凝土构件的含钢率会加强对混凝土的约束作用，截面的承载能力和刚度都有明显提高。 3) 增加钢材强度等级对截面弹性阶段的变形和刚度并无太大影响，但可以提高截面的弹、塑性极限承载力和截面刚度。增加混凝土强度等级对截面的强度和刚度影响较小。 4) 轴压比的低水平变化对截面抗弯能力和刚度影响很小，当轴压比较高时，截面塑性极限弯矩及抗弯刚度也会明显下降，但截面抗压刚度会有所提升。 5) 钢管混凝土构件含钢率、钢材强度及轴压比对钢材变形、刚度及承载力影响较大，设计时应选取合适含钢率及钢材强度等级，钢管的壁厚宜取14 mm以上，等级为Q345以上型钢。当轴压比较高时，构件会更早地产生塑性变形，而且构件的塑性极限弯矩及抗弯刚度也会下降，轴压比不宜过大，应小于0.2。 5) 纤维层模型可以描述塑性沿截面高度扩展以及局部塑性对截面变形性能的影响。试算表明：对截面划分300个纤维层，对钢管翼缘和腹部混凝土采用1:10:1的比例分区均匀分划，对任意截面尺寸的钢管混凝土截面都可以获得高精度的解。当截面应变达到屈服应变，则认为进入塑性状态；当截面应变达到极限应变，则认为型钢混凝土构件发生破坏，钢筋屈服，混凝土被压碎。
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user: 摘 要 本文以单宁酸修饰的超高交联吸附树脂(TAMR)、邻苯二甲酸酐修饰的超高交联吸附树脂(PTAMR)和脯氨酸修饰的超高交联吸附树脂(PROMR)为吸附剂，通过等温吸附实验和吸附动力学实验，探讨了3种酸性吸附树脂对水中的1，2-苯并异噻唑-3-酮(BIT)的吸附性能。结果表明3种酸性树脂对BIT均具有较好的吸附性能，吸附过程存在较明显的化学吸附作用。Langmuir方程能够很好地拟合BIT在3种酸性树脂上的吸附等温线，吸附均为单分子层吸附过程。3种树脂对BIT的吸附均为自发且熵增加的过程，在TAMR上的吸附过程放热，在PTAMR和PROMR上的吸附过程吸热。3种吸附树脂对BIT的吸附动力学过程符合准一级动力学方程，颗粒内扩散是3种树脂吸附BIT的主要控制步骤。 关键词 :1，2-苯并异噻唑-3-酮，酸性吸附树脂，吸附热力学，吸附动力学 Copyright © 2019 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 1，2-苯并异噻唑-3-酮(BIT)具有突出的抑制霉菌、藻类等微生物在有机介质中的滋生作用，是主要的工业杀菌、防腐、防酶剂 [ 1 ] [ 2 ] 。但由于BIT生物降解性差，且工业中的广泛应用，导致其威胁环境安全和人体健康。 吸附法被认为是一种高效去除化工废水中有机污染物的可行性技术。尤其是吸附树脂具有多孔立体结构，吸附效率高，脱附再生容易，性能稳定，使用寿命长等特点，且可实现废水中的有用物质的资源化 [ 3 ] [ 4 ] 。先前有研究者已采用大孔吸附树脂对BIT进行处理，然而效果并不理想。本次研究拟采用拥有高比表面积和微孔网状结构的超高交联树脂对BIT废水处理进一步研究。近年来，富羧类功能基修饰的超高交联吸附树脂被用于化工废水中的有机物的资源化 [ 5 ] [ 6 ] 。本文选用3种酸性官能团修饰的超高交联吸附树脂为吸附剂，通过等温吸附实验和吸附动力学实验，考察3种酸性吸附树脂对水中BIT的吸附性能，并通过吸附热力学和动力学参数的拟合探讨吸附机理，为树脂吸附法治理BIT类废水提供理论依据。
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user: 2. 实验部分 2.1. 试剂和仪器 1，2-苯并异噻唑-3-酮(BIT，分析纯)，结构式见图1，购自百灵威科技有限公司；硝基苯，单宁酸，邻苯二甲酸酐，脯氨酸和无水三氯化铝为分析纯，甲醇为色谱纯，均购自国药集团试剂有限公司。氯球(CLPS，氯含量为17.8%)购自江苏南大金山环保科技有限公司。 高效液相色谱仪(Waters 2695，美国沃特世公司)；大容量恒温振荡器(DHZ-DA，太仓华美生化仪器厂)；烘箱(HG101-1型，南京实验设备厂)；比表面积及孔径分布仪(Quadrasorb EVO，美国康塔仪器公司)。 图1. 1，2-苯并异噻唑-3-酮的结构式 [ 1 ] 2.2. 实验方法 2.2.1. 树脂的制备与表征 3种酸性吸附树脂的制备方法参考文献 [ 6 ] ，图2是所得的3种树脂结构式。通过比表面及孔径分析仪测定树脂的表面参数；3种树脂的氯含量通过Volhard法测定 [ 7 ] 。 图2. 3种酸性吸附树脂的结构 2.2.2. 等温吸附实验 准确配置浓度为100 mg/L、200 mg/L、300 mg/L、400 mg/L和500 mg/L的BIT吸附液。准确称量3种吸附树脂各0.1000 g于150 mL磨口锥形瓶中，加入100 mL不同浓度的吸附液，将锥形瓶放置在恒温振荡器中，依次控制温度为288 K、303 K、318 K和288 K * ，以130 r/min的转速恒温振荡24 h后，用高效液相色谱仪测定吸附液中BIT的平衡浓度(C e ， mg/L)，计算3种树脂对BIT的平衡吸附量(Q e ， mg/g) [ 6 ] 。 2.2.3. 吸附动力学实验 准确称取上述3种树脂各0.1000 g于150 mL磨口锥形瓶中，加入100 mL浓度为300 mg/L的BIT吸附液，将锥形瓶放置在转速为130 r/min的恒温振荡器中，设置温度为288 K，于设定t(min)时刻取样测定BIT的浓度(C t ， mg/L)，计算t时刻3种树脂对BIT的吸附量(Q t ， mg/g) [ 6 ] 。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 树脂的表面性质 3种酸性吸附树脂的表面性质参数见表1，TAMR、PTAMR和PROMR树脂的比表面积分别为780.1 m 2 /g、857.8 m 2 /g和794.2 m 2 /g，氯含量由CLPs的17.8%分别降低至3.87%、3.58%和3.39%。 Table 1 Surface properties of three kinds of acid adsorption resin 表面性质 TAMR PTAMR PROMR 比表面积(m 2 /g) 780.1 857.8 794.2 微孔面积(m 2 /g) 482.3 511.7 486.3 微孔体积(cm 3 /g) 0.720 0.625 0.660 平均孔径(nm) 5.97 3.05 4.30 平均粒径(mm) 0.5 0.5 0.5 氯含量(%) 3.87 3.58 3.69 表1. 3种酸性吸附树脂的表面性质 3.2. 吸附等温线 不同温度时，3种酸性吸附树脂对BIT的吸附等温线如图3(a)~图3(c)所示。由图3(a)可知，温度从288K升高至303 K时，BIT在TAMR上的吸附量增大，表明TAMR对BIT的吸附作用力随温度升高而增大，而当温度继续升高至318 K时，吸附量又减小。这主要是因为TAMR对BIT的吸附过程同时存在物理吸附和化学吸附，升高温度，物理吸附作用力减弱，而化学吸附作用增强，318 K时由于不可逆的化学作用产生的吸附量的增加值小于由于物理吸附作用产生的吸附量减少值，使树脂的吸附总量减小。当温度由318 K直接降至288 K * 时，TAMR对BIT的吸附量最大，表明吸附过程存在较强的不可逆的化学吸附作用 [ 8 ] 。由图3(b)和图3(c)可知，BIT在PTAMR和PROMR上的吸附量的变化趋势与TAMR基本一致，吸附过程均同时存在物理吸附作用和不可逆的化学吸附作用。 3.3. 吸附等温线的拟合 采用Langmuir和Freundlich方程 [ 8 ] 描述3种酸性树脂对BIT的吸附等温线。结果见表2。表2结果表明Langmuir方程式对吸附等温线的拟合度更高( R L 2 > 0.99)，表明3种吸附树脂对BIT的吸附均属单分子层吸附。由表2可知，288 K*时K L 值最大，表明3种树脂对BIT的吸附过程存在着较强的化学吸附，这主要是因为TAMR、PTAMR和PROMR均为酸性功能基修饰的超高交联吸附树脂，树脂表面具有大量的酸性官能团，能够与BIT分子产生化学作用力，因而吸附过程存在不可逆的化学吸附作用。 图3. 3种酸性吸附树脂对BIT的吸附等温线 Table 2 The results of Langmuir equation and Freundlich equation fittin 树脂 T(K) Langmuir方程 Freundlich方程 R L 2 Q m K L R F 2 TAMR 288 0.999 345 0.021 0.966 303 0.996 417 0.016 0.989 318 0.998 357 0.019 0.979 288 * 0.990 385 0.029 0.996 PTAMR 288 0.992 344 0.014 0.975 303 0.999 416 0.018 0.968 318 0.996 345 0.024 0.985 288 * 0.994 385 0.030 0.987 PROMR 288 0.993 313 0.023 0.908 303 0.999 357 0.022 0.959 318 0.998 357 0.018 0.977 288 * 0.992 370 0.026 0.983 表2. Langmuir方程和Freundlich方程拟合结果 3.4. 吸附热力学 BIT在树脂上的吸附焓变、自由能变和熵变参考文献 [ 9 ] 计算，结果见表3。由表3可知，BIT在TAMR上的等量吸附焓∆H是负值，表明吸附过程为放热过程，降低温度有利于吸附的进行。PTAMR和PROMR的等量吸附焓是正值，说明是吸热过程，升高温度更有利于吸附的进行，此2种吸附树脂对BIT的吸附过程存在较明显的化学吸附。吸附自由能∆G是吸附驱动力和吸附优惠性的体现，3种树脂的∆G均小于0，体现了吸附质倾向于从溶液中吸附到吸附剂表面，表明3种树脂对BIT的吸附是自发过程。∆S均大于0，表明吸附过程熵增加，表明3种树脂对BIT的吸附为熵推动为主的过程。 Table 3 Adsorption thermodynamic data of BIT on three kinds of acidic adsorption resin 吸附树脂 ∆H(kJ/mol) ∆G(kJ/mol) ∆S(J/mol∙K) 288 K 303 K 318 K 288 K 303 K 318 K TAMR −1.21 −1.96 −2.06 −1.98 2.60 2.81 2.42 PTAMR 17.3 −0.99 −2.06 −2.79 63.5 63.9 63.2 PROMR 8.15 −1.42 −2.06 −1.78 33.2 33.7 31.2 表3. BIT在3种酸性吸附树脂上的吸附热力学数据 3.5. 吸附动力学 3种吸附树脂对BIT的吸附动力学曲线如图4所示，吸附动力学曲线只有一个明显的平台，可认为吸附过程中存在着独立的动力学过程，并且都能在500 min内对BIT的吸附基本达到平衡。分别用准一级动力学方程和准二级动力学方程对吸附动力学过程进行描述，结果如表4所述。由表4可知，3种吸附树脂对BIT的吸附动力学过程更符准一级动力学吸附方程( R 1 2 > 0.97)，表明颗粒内扩散过程是该吸附过程的主要控制步骤 [ 6 ] 。由方程拟合的k 1 值可知，PTAMR对BIT的吸附速率最大，而TAMR的吸附速率最小，这主要与3种酸性树脂的表面性质参数有关。 图4. 3种酸性吸附树脂对BIT的吸附动力学曲线 Table 4 Adsorption kinetic equation fitting results of BIT on three kinds of acidic resin 吸附树脂 准一级动力学方程 准二级动力学方程 k 1 (1/min) × 10 3 R 1 2 Q e (mg/g) R 2 2 TAMR 5.7 0.993 212.7 0.846 PTAMR 9.0 0.976 206.9 0.818 PROMR 8.3 0.984 217.0 0.910 表4. 3种酸性吸附树脂对BIT的吸附动力学方程拟合结果
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user: 4. 结论 TAMR、PTAMR和PROMR树脂具有较高的比表面积和丰富的微孔。3种酸性吸附树脂对BIT均具有较好的吸附性能，吸附过程均存在较强的化学吸附作用。Langmuir方程能够较好地拟合BIT在3种酸性树脂上的吸附等温线，3种树脂对BIT的吸附均属单分子层吸附。BIT在TAMR树脂上的吸附过程中放热，而在PTAMR和PROMR树脂上的吸附过程中吸热。3种酸性树脂对BIT的吸附均为自发的熵增加过程。3种酸性树脂对BIT的吸附动力学过程更符合准一级动力学吸附方程，粒内扩散过程是吸附过程的主要控制步骤。
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user: 摘 要 高层建筑剪力墙结构中，当因错层导致地下室顶板不连续时，水平地震力将通过地下室顶板或室外侧向土传到错层处的剪力墙上。为避免地震作用下该错层部位发生的脆性剪切或扭转破坏，影响整体结构的抗震性能，有必要在工程设计中采取相关加强措施以减小地下室顶板错层带来的不利影响。本文采用YJK建筑结构设计软件，对工程中地下室顶板错层的高层剪力墙结构几种常用的构造加强措施进行反应谱法分析，得到不同加强措施下结构整体模型的抗震性能指标以及剪力墙的内力和应力分布，对比结果表明：三种构造措施下结构的动力特性以及地震反应特征区别很小，对计算结果几乎没有影响；斜梁板构造与分布错层构造均能有效地降低错层处的最大剪力和峰值应力，且应力分布较均匀；加腋构造对剪力墙受力情况有一定程度的改善，应力分布与错层处无构造措施的结构类似，传力效果不如前两种构造措施。 关键词 :高层建筑，地下室顶板，错层，剪力墙，加强措施 Copyright © 2019 by author 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 当室外地下室顶板与塔楼首层楼板标高存在错层时，错层处的剪力墙和深梁需承担巨大的剪力和扭矩 [ 1 ] 。特别是以地下室顶板作为嵌固端时，错层高差处的传力性能显得尤为重要。此前已有针对错层处加腋深梁有限元细部研究 [ 2 ] ，针对框架结构地下室顶板错层处构件内力研究 [ 3 ] 。本文提出通过错层处斜梁板，如图1(a) [ 4 ] 、提高高层建筑结构地下室周边一跨处梁高分步错层，如图1(b)、错层处整体加腋构造，如图1(c) [ 5 ] 所示等措施帮助传递剪力弯矩。 图1. 三种错层构造措施 本文建立以上三种不同构造措施，以及无构造措施的地下室顶板错层高层建筑结构的对比模型，研究其在水平地震作用下的传力性能。
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user: 2. 工程概况以及模型的建立 本工程建筑平面尺寸149.7 m × 222.8 m，地面以上由11幢16~33层框剪结构或剪力墙结构单体组成，抗震设防烈度6度、设计基本地震加速度0.20 g、场地类别II类。 本工程1层地下室，地下室顶板平面见图2。其中，第6#楼33层剪力墙结构，地下室层高5.0 m，上部结构首层层高3.2 m，标准层层高2.9 m，与基础相连构件的最大底标高−4.6 m，地下室顶板主楼内外高差1.0 m。地下室部分剪力墙300 mm厚，上部剪力墙厚200 mm，外扩地下室部分柱截面尺寸。标准层主梁200 mm × 550 mm；地下室顶板主楼以外主梁300 mm × 900 mm，主楼以内主梁250 mm × 600 mm；地下室顶板主楼内外高差1.0m。地下室顶板板厚主楼内180 mm，主楼外300mm，错层处连梁均取300 × 1400 mm。屋面恒载4.5 kN/m 2 ，活载2.0 kN/m 2 ；标准层恒载1.5 kN/m 2 ，活载2.0 kN/m 2 ；主楼范围内地下室顶板恒载1.5 kN/m 2 ，活载4.0 kN/m 2 ；主楼范围外地下室顶板恒载取18 kN/m 2 ，活载4.0 kN/m 2 。 图2. 地下室顶板平面(阴影范围内为6#楼) 实际工程单体分析时，对于带地下室的塔楼进行计算分析时通常采用主楼外伸2~3跨的计算模型 [ 6 ] [ 7 ] ，对于地下室顶板主楼内外高差部位多是采用将高差加在首层，对整体结构偏安全的模型；为反映工程实际情况(错层1000)建立了外扩地下室错层的参照模型，如图3(a)；图3(b)为分步错层模型，将1000 mm的高差分成两个台阶，每阶下降500 mm；图3(c)为塔楼外围第一跨内斜梁板模型；图3(d)为错层处整体加腋模型。 图3. 地下室顶板平面(阴影范围内为6#楼)
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user: 3. 计算结果的分析和讨论 表1中的模型计算结果反映了体系的动力特性以及地震反应特征，本文构建的四个模型前6阶振动周期非常接近，相差不超过1.5%，且四个模型扭转周期比T t /T 1 均为0.74小于规范 [ 8 ] 规定的0.9，四个模型的抗扭刚度适中，自振特性且几乎没有区别。地震剪力、地震倾覆弯矩最大值均出现在结构的地下室层，且相差不超过5%。顶点位移情况类似。最大层间位移角出现在结构中部，均满足规范 [ 9 ] 规定1/1000的限值。几个模型在整体指标上差别不明显，提取构件内力进一步对比分析。 Table 1 YJK model main calculation result 错层无构造 分步错层 周期T i /s T 1 = 3.2413(X) T 4 = 0.9928 T 1 = 3.2419(X) T 4 = 0.9932 T 2 = 3.2030(Y) T 5 = 0.8197 T 2 = 3.2034(Y) T 5 = 0.8195 T 3 = 2.3997(T) T 6 = 0.6886 T 3 = 2.3993(T) T 6 = 0.6884 地震作用方向 X向 Y向 X向 Y向 基底剪力Q/kN 3302.3 2786.6 3406.4 2787.3 基底倾覆弯矩M/(kN∙m) 106731.1 151006.9 106528.0 146233.0 顶点位移 Δ / mm 28.9 39.3 28.9 38.9 最大层间位移角 δ i / h i 1/1978 1/1867 1/1980 1/1899 斜梁板 加腋 周期T i /s T 1 = 3.2369(X) T 4 = 0.9921 T 1 = 3.1859(X) T 4 = 0.9473 T 2 = 3.1975(Y) T 5 = 0.8175 T 2 = 3.0789(Y) T 5 = 0.8018 T 3 = 2.3937(T) T 6 =0.6868 T 3 = 2.3936(T) T 6 = 0.6717 地震作用方向 X向 Y向 X向 Y向 基底剪力Q/kN 3487.4 2810.2 3447.2 2800.6 基底倾覆弯矩M/(kN∙m) 106，288.3 144，198.3 107，557.8 156，866.7 顶点位移 Δ / mm 28.8 38.6 29.3 36.2 最大层间位移角 δ i / h i 1/1985 1/1917 1/1899 1/1995 表1. YJK模型主要计算结果 提取该高层建筑与外围地下室交界处左下角南北走向某一字形剪力墙QY-1的轴力、弯矩、剪力计算值，发现三种构造措施均能有效地减少水平地震对错层处剪力墙的剪力，对弯矩、轴力作用不明显，故进行抗剪承载力复核。 钢筋混凝土剪力墙的受剪承载力可按下式计算： V ≤ 1 γ R E [ 1 λ − 0.5 ( 0.4 f t b w h w 0 + 0.1 N A w A ) + 0.8 f y h A s h s h w 0 ] (1) 式中：N——剪力墙截面轴向力设计值，当N大于 0.2 f c b w h w 时，应取N等于 0.2 f c b w h w ； A——剪力墙全截面积； A w ——T形或I形截面剪力墙腹板的面积，矩形截面时应取A； A sh ——为在水平分布筋间距内的水平分布筋面积(cm 2 )； s——剪力墙水平分布钢筋间距； f t ——混凝土轴心抗位强度设计值； f yh ——剪力墙水平分布钢筋的抗位强度设计值。 《高规》7.2.6对地震设计状况下剪力墙墙肢截面剪力设计值的规定： 剪跨比λ大于2.5时 V ≤ 1 γ R E ( 0.20 β c f c b w h w 0 ) (2) 剪跨比λ不大于2.5时 V ≤ 1 γ R E ( 0.15 β c f c b w h w 0 ) (3) 剪跨比按下式计算： λ = M C / ( V C h w 0 ) (4) 式中：V——剪力墙墙肢截面的剪力设计值； h w 0 ——剪力墙截面有多高效， h w 0 = h w − a ′ s ； β c ——混凝土强度影响系数，按《高层建筑混凝土技术规程》第6.2.6条采用； λ——剪跨比，其中M C 、V C 应取同一组合、未经调整的墙肢截面弯矩、剪力计算值，并取墙肢上、下端截面计算剪跨比的较大值； f c ——混凝土轴心抗压强度设计值； γ RE ——承载力抗震调整系数，按《混凝土结构技术规范》第11.1.6条采用； a ′ s ——剪力墙受压区端部钢筋合力点到受压区边缘的距离。 剪力墙QY-1墙肢长度h w 为3800 mm，截面有效高度 h w 0 = h w − a ′ s 扣除保护层厚度、箍筋直径和纵筋半径为3500 mm。用式(4) 四种构造措施剪跨比λ，计算结果分别为1.54 (错层无构造措施)，1.67 (分步错层构造)，1.48 (斜梁板构造)，1.59 (加腋构造)，均小于2.5。 通过式(1)计算剪力墙QY-3的截面抗剪承载力，γ RE = 0.85，b w = 300 mm，f t = 23.1 N/mm 2 ，f yh = 360 N/mm 2 计算出的抗剪承载力为1530.8 kN，通过式(3)计算截面抗剪限制条件V ≤ 3280.3 kN。四种模型下QY-3在组合设计时最大剪力分别为612.9 kN (错层无构造措施)，496.6 kN (分步错层构造)，459.0 kN (斜梁板构造)，602.3 kN (加腋构造)。地下室层剪力墙为底部加强部位，剪力设计值按规范中1.2的剪力增大系数进行调整。 四个模型的剪力计算结果均小于地震作用下的底部剪力墙抗剪承载力设计值和截面抗剪限值。斜梁板构造措施的剪力最小，分步错层其次，加腋构造也能减小剪力墙所受剪力，但效果不明显。 为研究地震作用下剪力墙内的应力分布，提取剪力墙QY-1在1.2 (恒载) + 0.60 (活荷载) + 0.28 (Y向风荷载) + 1.30 (Y向地震作用)组合工况作用下的mises应力云图，见图4。 由图4可以看出Y向地震作用下，错层处无构造措施的剪力墙在与地下室顶板交界处出现应力集中，达到19.27 MPa，最大应力19.97 MPa出现在剪力墙底部；分布错层构造在错层处应力集中不明显，最大mises应力值出现在墙底为18.85 MPa；斜梁板构造措施中，地下室顶板实际上是连续的，并未对剪力墙产生集中应力，其内力分布与分布错层构造措施内力分布类似，最大应力值为18.73 MPa；加腋构造措施与错层处无构造措施的应力云图分布类似，但应力峰值有所降低。 对于整体剪力墙，在水平荷载以及地震作用下，其受力情况类似于一整体的悬臂弯曲杆件。错层处收到由水平地震传递而来的集中力，故在此处产生应力集中；而斜梁板措施将力传递到与室内楼板交接处，规避了错层带来的集中力，故最大应力只出现在剪力墙的底部；分步错层措施情况类似，错层高度的减小对此处水平集中力的传递较为有利。加腋措施将一部分水平应力跨过剪力墙传递到室内地下室顶板，同时令错层部位的剪力墙刚度有所增加，但其受力特点与错层无加强措施的剪力墙无本质区别，故应力分布也较为相似。总体来说应力最大值均出现在剪力墙底部，三种措施均能有效减小地下室顶板错层处剪力墙的最大应力值，斜梁板构造措施效果最佳，分步错层次之，加腋措施效果不明显。 图4. QY-1剪力墙mises应力云图
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user: 4. 结论 1) 地下室顶板错层对整体结构的自振特性、内力及变形特征影响很小；地下室顶板具备作为上部结构的嵌固部位的条件。 2) 采用斜梁板构造措施能有效降低水平地震作用下错层处剪力墙的剪力，且室内外交界处的剪力墙应力分布较为均匀，没有产生应力突变。 3) 采用分步错层能够降低剪力墙的剪力，应力分布也较为均匀，但错层处剪力墙的最大剪力值和应力峰值均大于斜梁板措施。 4) 采用加腋构造措施对剪力墙剪力的影响程度较小，应力分布与错层无加强措施的剪力墙基本一致，且存在明显的应力集中，但错层处剪力墙的最大剪力值和应力峰值均有不同程度的降低。 综上所述，三种措施均能有效减小地下室顶板错层处剪力墙的地震反应，斜梁板构造措施效果最佳，分步错层次之，加腋措施效果不明显，可根据实际工程条件选择合适的构造加强措施。
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user: 摘 要 基坑设计过程中，若基坑的重力式围护墙水平位移略大于规范要求，应选择何种方式加固重力式围护墙受到了越来越大的关注。根据复旦大学江湾校区化学楼与环境科学楼基坑开挖过程中实时监测数据，利用有限元反演方法，建立Plaxis应力应变分析模型。结果表明，采用反演法分析得到的土体参数优于土工试验数据，更适用于实际工况。并在此模型基础上，考虑分析了五种加固重力式围护墙的方法。得出结论，台阶加宽、底部台阶靠近坑内两种围护墙加固形式更优，更为经济。理论上，台阶加宽是最为经济的加固方式。并发现，靠近坑内底部台阶长宽比越大，加固方式越经济；而加宽的台阶长宽比越小，加固方式越经济。本文对异型水泥土重力式围护墙的经济效益展开分析，对类似工程具有参考意义。 关键词 :数值反演，水泥土重力式围护墙，经济效益 Copyright © 2019 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 随着经济的迅猛发展，我国地下活动日益增多，大量基坑工程与已有地下结构相邻，由此引发的岩土问题日益突出 [ 1 ]。大规模的基坑工程之中，基坑支护尤为重要 [ 2 ]。水泥土重力式围护墙具有施工技术简单、工期短、成本低等优点，在基坑支护工程中应用甚广 [ 3 ]。目前的基坑支护设计忽略了岩土参数随着基坑开挖和变形过程中的发展变化 [ 4 ]，由于岩土参数具有高度的不确定性，设计重力式围护墙围护结构时，往往需要根据实测数据来反演其参数，才能做进一步研究 [ 5 ]。因此，有必要对工程涉及土体的主要物理力学参数(c、φ、E等)进行反演分析。大量学者针对岩土体参数，展开对反演法的研究，例如，孙钧等(1992)提出了一种全局优化方法，对岩体参数展开弹塑性反演分析 [ 6 ]；田明俊等(2004)提出了虚拟位移法，对土石坝土体参数进行反演 [ 7 ]；杨玲等(2013)运用有限元数值反演方法，建立三维模型来反映大坝渗流及稳定特性 [ 8 ]；肖明清等(2017)提出内摩擦角φ、弹性模量E、内聚力c在深厚软土基坑开挖模拟中，分别为高、中、低敏感度参数，并基于BP神经网络方法对岩土体参数进行反演分析 [ 9 ]。 但是，由于分析理论的不完善，各因素影响重力式围护墙的变形、可靠度的机制还存在许多疑问 [ 10 ]。况龙川等(1998)探讨了上海地区不同开挖深度的重力式围护墙安全水平，并得出地基承载力与水平侧移是水泥土重力式围护墙失效的重要控制因素 [ 11 ]。因此，本文在已有经验和理论研究的基础上，主要根据重力式围护墙的水平侧移监测数据，利用有限元反演方法，建立Plaxis基坑开挖的应力应变分析模型。并结合复旦大学新江湾校区化学楼与新建环境科学楼基坑围护实际工程，验证有限元反演模型的适用性、可靠性。 另外，水泥土重力式围护墙在现行实际施工条件下，墙体宽度一般为开挖深度的0.7~1.0倍 [ 12 ]。但在搅拌桩总长度的控制上还并没有完整的、更加精确的经验。实际工程应用中，墙体的加固一般为全断面加深或加宽的方式。复旦大学新江湾校区化学楼和新建环境科学楼在其基坑围护中选择了两种不同的水泥土重力式围护墙的施工方式。其中，环境科学楼采用台阶形布置，而化学楼则采用矩形断面布置。本文进一步对异型水泥土重力式围护墙变形与经济效益展开分析，以论证环境科学楼台阶形布置基坑的适用性与合理性。
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user: 2. 有限元建模与反演分析 2.1. 有限元建模 根据复旦大学新江湾校区化学楼基坑项目的实际勘察数据(如图1所示)，本文利用Plaxis有限元软件建立模型。模型的底部边界施加完全固定约束，左侧边界施加水平向约束，右侧边界施加对称边界条件。根据勘察资料，计算过程中始终考虑基坑地下水位为地下0.5 m。为更好的模拟接触关系、更符合实际工况，在水泥土搅拌桩底部将界面线多深入土层1 m。利用Plaxis软件提供的15节点三角形单元模拟土体单元，定义网格疏密度为中等。由于最终的分析主要分析水泥土搅拌桩的变形情况，为得到更准确的计算结果，需对水泥土搅拌桩进行局部加密，如图2所示。 图1. 新江湾校区化学楼基坑剖面图 图2. 有限元建模网格划分 并根据实际工程开挖情况，模拟以下施工工序，如表1所示。每步开挖过程完成后，应重新设置水位线，模拟基坑降水。统一设置地下水水位线为基坑坑底以下0.5 m处。此外，本例分析固结30天后的重力式围护墙的变形，水平侧移改变量小于1%，故可不予考虑固结分析步。 Table 1 Simulated construction proces 施工步骤 工序号 分析方法 模拟时间 开挖至2.0米 1 塑性分析 0天 开挖至4.1米 2 塑性分析 0天 开挖至5.2米 3 塑性分析 0天 固结分析 4 塑性分析 30天 表1. 模拟施工工序 2.2. 反演分析 岩土参数往往具有高度的不确定性，而且在基坑受周边环境的影响工程问题中，目前仍以理论分析和试验为主，土体的承载强度、压缩模量、变形模量、标准贯入度等参数一般能由地质勘查试验获得，但数值模拟所必需的土体弹性模量无法通过试验测得。因此，需要根据实测数据来反演岩土体参数，建立反演模型，从而适应实际情况。 对数据进行筛选，排除边缘位置和数据反常的监测点。选用化学楼基坑TX10监测点数据进行反演。基于TX10监测点的土层信息，对比TX10监测点的监测数据，小范围调整土层c、φ、E的大小，以最大可能与实际围护墙顶最大水平位移、基坑周边土体沉降值拟合，拟合结果如图3所示，最终反演获得合适参数见表2。其中实测数据和反演数据在深度约9米处的差距明显增大，原因可能是重力式挡土墙深部侧移发展较慢，而监测获得本文相关数据时，距离基坑施工期结束时间较短，深部侧移未发展完全。同时，有限元模型是理想性模型，其结果也相对理想。但实际工程中，土体具有各种复杂特性以及全断面的重力式水泥土挡墙的施工质量也并非完全一致，有限元模型未能完全考虑这些因素。此外，挡墙以下(深度11.7米以下)的土体侧移量在实际工况中随深度增加迅速减小，说明实际工程对重力式挡墙以下土体的影响深度较浅。这也与所建立模型的结果有一定差异，说明模型中水泥土重力式围护墙与土体间的接触关系仍需进一步改进。 Table 2 Soil parameter of inversion mode 土层 土体参数 渗透系数 编号 名称 天然重度 γ (kN/m 3 ) 饱水重度 γ (kN/m 3 ) c (kPa) φ ( ˚ ) v E K v (m/d) K h (m/d) ① 杂填土 16.0 18.0 12 10 0.30 2.00e4 0.03 0.03 ② 灰色粘质粉土夹粉质粘土 17.0 18.7 7.5 15.5 0.35 2.55e4 0.01 0.01 ③ 灰色淤泥质粉质粘土 16.8 18.9 8.0 17.0 0.32 2.20e4 0.01 0.01 ④ 灰色淤泥质粘土 17.0 19.0 13.0 8.5 0.20 4.00e4 0.01 0.01 水泥土搅拌桩 19.3 19.3 120 35 0.27 1.30e6 0 0 表2. 反演模型土体参数表 图3. 反演对比图
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user: 3. 围护墙的安全可行性分析 3.1. 临界状态分析 根据建筑基坑工程监测技术规范GB50497-2009，基于重力式围护墙尺寸、与周边管线等建筑的距离等因素考虑，本文确定基坑监测报警累计值是40 mm。用上文所述反演模型(开挖5.2 m)继续开挖至重力式围护墙最大侧移接近40 mm，达到安全警戒的临界值。经反复修改开挖深度得出，当开挖深度为5.5m时，最大侧移为39.03 mm，认为该开挖深度是临界安全开挖深度。 3.2. 安全临界状态下多挖一层 实际工程中，基坑的重力式围护墙水平位移略大于规范要求的情况经常发生，采取何种形式加固重力式围护墙成为热点问题。因此，本文考虑安全临界状态下多挖一层土，以模拟实际工程中对已有基坑的再次深挖，使其围护墙水平位移略大于规范要求。当多挖0.1 m土(即开挖深度为5.6 m)时，重力式围护墙最大侧移增加为47.88 mm，基坑最大隆起量为23.01 mm。此时基坑处于非安全状态，需对其支护结构进行加强。 3.3. 不同支护加强方式比较 本文研究讨论以下四种不同的重力式围护墙加强方式：全断面加宽、全断面加长、底部台阶形重力式围护墙、顶部台阶形重力式围护墙。比较不同重力式围护墙加固形式的经济性(见表3、图4)，选择最优的重力式围护墙加固形式。 由表3分析可得：1) 台阶形布置的墙体加固所用水泥土方量明显小于传统的矩形断面布置，其采用的工程材料和施工量所产生的经济效益明显优于矩形断面布置的围护墙。2) 台阶靠近坑内的台阶形重力围护墙支护效果优于台阶靠近坑外的台阶形重力围护墙，即台阶靠近坑内的台阶形重力围护墙围护墙更经济。3) 台阶加宽、底部台阶靠近坑内两种围护墙加固形式最优，最为经济。 Table 3 Economic comparison of reinforcemen 加固形式 尺寸 水平侧移(mm) 垂直侧移(mm) 水泥土方量(m 3 /m) 全断面加宽 0.5 m × 11.7 m 34.48 19.87 5.85 全断面加长 4.7 m × 0.8 m 40.06 20.82 3.76 底部台阶靠近坑外 1.2 m × 2.7 m 39.98 20.55 3.24 底部台阶靠近坑内 1.2 m × 1.1 m 39.99 21.01 1.32 台阶形加宽 0.5 m × 3.0 m 40.00 21.04 1.50 1.0 m × 1.1 m 40.00 21.06 1.10 表3. 加固形式的经济性比较 图4. 加固形式的经济性比较(柱状图)
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user: 4. 台阶长宽比对加固效果的影响 4.1. 验证加固方案适用性与经济性 通过对临界深度状态多开挖0.1 m工况展开分析，得出台阶加宽、底部台阶靠近坑内两种围护加固方案为最优化方案。本节对临界深度状态多开挖0.2 m工况展开分析，验证两种方案适用性与经济性的同时，初步探讨台阶长宽比改变对加固效果的影响。 在安全临界状态下多挖一层土，以模拟实际工程中对已有基坑的再次深挖。当多挖0.2 m土(即开挖深度为5.7 m)时，重力式围护墙最大侧移增加为62.03 mm，基坑最大隆起量为27.76 mm。此时基坑处于非安全状态，需对其支护结构进行加强。由表4、图5可以验证前文所述结论，其中台阶形加宽的加固形式最为经济。 Table 4 Economic comparison of reinforcement forms—additional excavation 0.2 加固形式 尺寸 水平侧移(mm) 垂直侧移(mm) 水泥土方量(m 3 /m) 全断面加宽 1.0 m × 11.7 m 31.94 20.68 11.70 全断面加长 4.7 m × 1.9 m 39.47 21.29 8.93 底部台阶靠近坑外 1.2 m × 5.0 m 38.87 27.79 6.00 底部台阶靠近坑内 1.2 m × 4.0 m 39.95 21.81 4.80 台阶形加宽 1.0 m ×3.1 m 39.87 21.91 3.10 表4. 加固形式的经济性比较——多开挖0.2 m 图5. 加固形式的经济性比较-多开挖0.2 m (柱状图) 4.2. 探讨台阶长宽比对加固效果的影响 根据施工的模数，坑底台阶宽度为(0.5 n + 0.2) m，加宽台阶宽度为(0.5 n) m，其中(n = 1，2，3，4)。分别计算相应宽度所对应的台阶的临界安全高度设计值，计算得到表5。 Table 5 Influence of step aspect ratio on reinforcement effec 加固形式 尺寸 水平侧移(mm) 垂直侧移(mm) 水泥土方量(m 3 /m) 长宽比 底部台阶靠近坑内 1.2 m × 4.0 m 39.95 21.81 4.80 3.33 1.7 m × 3.6 m 40.03 21.77 6.12 2.12 2.2 m × 3.3 m 40.12 21.76 7.26 1.50 顶部台阶加宽 1.0 m× 3.1 m 39.87 21.91 3.10 3.10 1.5 m × 1.6 m 39.92 21.92 1.50 1.03 2.0 m × 0.7 m 39.23 21.78 1.40 0.35 表5. 台阶长宽比对加固效果的影响 根据表5可以得出，台阶形加宽的加固效果略优于底部台阶靠近坑内。且靠近坑内底部台阶长宽比越大，加固方式越经济；而加宽的台阶长宽比越小，加固方式越经济。其加固形式的经济效应与其台阶材料的利用效率密切相关，其利用效率可从所受应力大致判断，图6、图7为重力式围护墙的剪应力云图。 图6. 不同尺寸靠近坑内底部台阶剪应力云图 图7. 不同尺寸加宽台阶剪应力云图
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user: 5. 结论 1) 本文通过反演法建立的模型以最大可能与实际围护墙顶最大水平位移拟合，最终拟合结果较好，可适用于复旦大学新江湾校区化学楼实际工程项目。 2) 台阶加宽、底部台阶靠近坑内两种围护墙加固形式较优，较为经济性。其中，靠近坑内底部台阶长宽比越大，加固方式越经济；加宽的台阶长宽比越小，加固方式越经济。其中台阶加宽的加固形式最优，但基坑加固方案设计时需考虑地表周边建筑物与基坑的距离。故应根据实际工程项目，选择此两种中最经济、最适用的方案。 3) 本文提出的有限元反演方法在基坑工程中广泛适用，对异型水泥土重力式围护墙的经济效益分析为基坑工程设计和现场施工提供了参考。
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user: 摘 要 本文主要介绍在汕头某工程地连墙实际成槽过程中，遇到因地质复杂造成成槽困难时的实际解决方案所得的施工经验。主要是从机具及技术措施两方面进行讨论，最终得出在汕头这种上软下硬且分布有不规格孤石及斜坡岩地层中的快速成槽施工方法。 关键词 :地下连续墙，串联孤石，斜坡岩，偏孔处理 Copyright © 2019 by author 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 伴随着地下连续墙的兴起，它的使用数量与使用范围也越来越广，因施工地层的差异，施工难度也越来越大。在相关研究中已有类似介绍：文献 [ 1 ] 介绍了底部为岩石的地下连续墙采用冲锤与成槽机结合冲抓破岩成槽施工，较好地解决了基岩突起段地连墙成槽施工。文献 [ 2 ] 介绍了采用直接抓取成槽法与密集冲击成槽法结合的方法在保证成槽稳定，地表沉降小的要求下快速穿越沿海填石层的地连墙成槽方法。文献 [ 3 ] 介绍了采用槽壁机配合冲孔钻机一冲抓结合的方式穿越填土层和软土层，从而进行地下连续墙的施工成槽。解决了原先采用密集冲击成槽法，功效低、成槽周期大、槽壁稳定性差、扩孔塌孔严重的问题。文献 [ 4 ] 介绍了双轮铣槽机成槽技术可在岩石及类似地层中方便、快捷、高效地进行施工，并能保证质量。文献 [ 5 ] 介绍了在海域围堰内地层结构复杂的条件下，采用“槽壁预先加固、成槽机抓取软土、密集钻孔 + 冲锤冲击破碎孤石、旋挖钻机和成槽机钻抓配合挖除风化岩层、牙轮钻钻取斜面基岩”的施工工艺，并通过严格控制施工管理作业程序，实现平行作业，大幅提高连续墙施工效率。文献 [ 6 ] 介绍了在上部软土、中部砂层、下部强风化、中风化岩层岩石强度高及槽段内有大量潜在孤石的软硬差异大的复杂混合地层施工成槽困难，通过优化、改进形成了“成槽机抓取软土、冲锤往返冲击破碎法破除孤石、旋挖钻和成槽机钻抓配合挖除强风化岩、牙轮钻钻取斜面基岩等方法相组合成槽施工工艺”得到了有效解决。文献 [ 7 ] 对各类钻机配合抓斗成槽机施工地下入岩连续墙工艺特点进行调研总结，优化采用“旋挖钻机配合冲击钻机破碎岩层、成槽机取土成槽”的施工工艺，并采取主副孔引孔策略和针对不同地层灵活换用各类钻机并合理组织等方式，有效提高了成槽入岩施工效率。 本文主要就软体–串联孤石–斜坡岩等不良地质条件下地连墙成槽的器械组合以及施工组织相关经验进行探讨与研究，希望能对类似地层地连墙施工有所帮助。
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user: 2. 工程概况 广东省某项目盾构始发井及后配套段围护结构为地下连续墙，其地层地质条件复杂，场地范围内从上到下穿越地层主要为淤泥、中粗砂、粉质粘土、全风化花岗岩、强风化花岗岩、中风化花岗岩，其中软土层中夹杂高强度不规则串联孤石，下部硬岩多为高强度斜坡岩。经补勘，孤石强度约为80 MPa~100 MPa，基岩强度约为100 MPa~140 MPa，岩面起伏变化极大。 本工程将地下连续墙划分为180幅槽段，其中 地连墙厚度有1200 mm、1000 mm、800 mm三种，深度最深为44 m。部分段地连墙需下穿中风化岩层，设计按地连墙墙底嵌入中风化岩层不小于1 m~2 m控制，同时要求地连墙深入主体结构底板下不小于2 m。
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user: 3. 不规则孤石及斜坡岩特点与难点 3.1. 塌孔风险大 地连墙开挖地区为2年前填海所得，存在较厚的淤泥，淤泥地层长时间冲孔施工发生塌孔的风险极大。 3.2. 成槽难度大 1) 孤石分布范围广，几乎所有地连墙成槽均遇到孤石。 2) 孤石埋深无规律，大部分分布在上部软土地层中且埋深较深，且多成串联分布，无法采取换填方式挖出。 3) 孤石形状各异、大小不一，最大8.1 m，最小0.4 m，普遍2 m~5 m，无法采取成槽机直接抓取 4) 孤石强度高达80 MPa~100 MPa，处理困难。 5) 下部坚硬岩层多为起伏较大的斜坡岩，冲锤施工易偏孔。 6) 地连墙入中风化、微风化岩层，岩石强度达80 MPa~140 MPa，成槽困难，施工周期长、进度无法保证。 3.3. 工期要求高、施工组织难度大 由于盾构机进场时间要求，围护结构必须在相应时间内完成，时间紧，任务重，对现场施工效率要求高。同时施工场内机械设备、人员众多，而且场地有限，因此施工组织难度大，对管理人员施工组织要求高。 3.4. 质量要求高 始发井处于海域段回填围堰内，围护结构质量对后期施工安全格外重要，因此对围护结构质量控制至关重要。