DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 资料与方法 2.1. 研究对象 2014年1月至2019年11 月，120例于安徽医科大学第二附属医院行TEVAR的TBAD病人入组。纳入标准：CTA结果提示夹层为Stanford B型；远端破口存在一个及以上；患者无明显手术禁忌症；肠系膜上动脉由真腔供血；最少一侧肾脏由真腔供血；主动脉全程无严重扭曲、狭窄者；排除73例，入选：47例。排除标准：既往主动脉夹层手术史；远端破口小于1个者；造影剂过敏者；录入病人中男、女各为41例及6例，年龄为30~77岁，平均为54.1 ± 12.8岁。住院天数为7~41天，平均住院天数为20.3 ± 8.1 天。夹层的原发破口与左锁骨下动脉(left subclavian artery， LSA)相距为0.38~7.29 cm，平均距离为：2.65 ± 1.55 cm，其中距左锁骨下动脉距离不足1.5 cm者10例。术前远端破口个数2~7个，平均：3.6 ± 1.6个。余见表1。 Table 1 General information of the patient 一般情况 例数(%) 男性 41 (87.2%) 女性 6 (12.8%) 吸烟史 20 (42.6%) 高血压病 36 (76.6%) 高脂血症 2 (4.2%) 糖尿病 2 (4.2%) 脑血管病 7 (14.9%) 冠心病 3 (6.4%) 马凡综合征 0 (0) 其他遗传性结缔组织病 1 (2.1%) 慢性肾病或肾功能不全 4 (8.5%) 急性 6 TBAD (<2周) 24 (51.1%) 亚急性 6 TBAD (2~6周) 19 (40.4%) 慢性期 6 TBAD (>6周) 4 (8.5%) 表1. 一般情况 注：统计病例数47例。 2.2. 术前资料 入院时主诉症状见表2。所有患者术前均于安徽医科大学第二附属医院行主动脉CTA检查，由2位及以上影像科主治及以上职称医生诊断为Stanford B型夹层。 Table 2 Entering complaints of patient 临床症状 例数(%) 胸痛 8 (17.0%) 背痛 3 (6.4%) 胸背痛 20 (42.6%) 腰痛 2 (4.2%) 腹痛 8 (17.0%) 少尿 1 (2.1%) 无尿 0 (0) 下肢麻木 1 (2.1%) 晕厥 2 (4.2%) 胸闷、气促 2 (4.2%) 表2. 入院时主诉症状 注：统计病例数47例。 2.3. 手术情况 夹层原发破口距LSA > 1.5 cm者(37人)，予以TEVAR术。原发口距LSA < 1.5 cm者(10人)，术前需进行评估，若评估结果为右侧椎动脉优势或双侧均势且Wills环完整者(3例)，直接封堵左锁骨下动脉。若评估结果为左侧椎动脉占优势或Wills环不完整(7例)，在TEVAR的基础上联合“烟囱”技术。 夹层腔内修复手术过程如下：所有患者均在全麻状态下于DSA下行TEVAR。术前均行DSA造影，明确近端破口位置、真假腔解剖关系及与内脏供血关系、远端破口位置及分布情况。手术多采用股动脉为入路途径，采用穿刺或股动脉切开，静脉注射肝素钠，置入动脉鞘，泥鳅配合猪尾导管边上行边造影，并标记LSA及瘤颈位置。交换超硬导丝及动脉鞘，延导丝置入覆膜支架，头端标记定位于LSA开口中段，平均动脉压约80 mmHg。释放支架，撤出输送系统。术终造影明确原发破口覆盖情况、是否存在术终内漏、覆膜支架是否扭曲。弓上3分支情况，肠系膜动脉、腹腔干动脉及其余内脏动脉显影情况。 2.4. 研究方法 1) 所有患者入院后登记相关信息。2) 所有患者术前均行标准药物治疗，血压控制在100~120 mmHg，心率控制在60~80次/分。3) 将所有患者按术后远端破口个数分为A (单破口)、B (多破口)组。3) 手术成功的标志是：主动脉夹层第一破口破口封闭且无支架移位，无重要血管被封堵导致缺血情况。4) 术后随访：所有患者均于术后3、6、9个月于我院门诊或住院行使胸主动脉CTA检查。 2.5. 统计学分析：使用SPSS 16.0软件对所得数据进行统计学分析 使用SPSS 16.0软件对所得数据进行统计分析。对于计数资料用X2检验，计量资料，按是否符合正态分布分别采用单因素方差分析及秩和检验，以P < 0.05为差异有统计学意义。
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user: 3. 结果 3.1. 术后患者情况 所有病人手术均取得成功，随访期间发生内漏11例，其中I型内漏1例，行第二次介入治疗。II型内漏10例，因血液反流不明显，未予以相关治疗，嘱患者定期随访。术后1位患者发生左上肢无力，1位患者发生右上肢无力，考虑脊髓缺血导致，予以腰大池引流，出院时2人上肢肌力恢复情况可。47例患者术中共释放54例支架。所有患者顺利出院，住院期间无夹层破裂、无支架扭曲及脏器缺血等并发症。 3.2. 远端破口短期愈后 A组，术后随访期间远端破口自行闭合3例，再发远端新破口2例。B组术后随访期间远端破口自行闭合6例，再发远端新破口5例。两组间远端破口早中期愈后情况无统计学差异(P > 0.05)。具体数据见表3。 3.3. 内漏情况 随访期间发生内漏11例，A组2例，B组9例，术后B组较A组更易形成内漏，P < 0.05，差异有统计学意义，详见表4。急性期夹层患者随访期间发生内漏8例，非急性期患者(亚急性及慢性)随访期间发生内漏3例，急性期患者行TEVAR较非急性期更易发生内漏，P < 0.05，差异有统计学意义，具体见表5。术前第一破口在主动脉大弯侧的为31例，随访期间出现内漏4例，于小弯侧的16例，随访期间出现内漏7例。原发破口位于小弯侧术后较原发破口位于大弯侧的患者随访期间更易发生内漏，P < 0.05，差异存在统计学意义。结果见表6。 3.4. 主动脉重塑情况 选取胸主动脉段、腹腔干动脉、肠系膜上动脉这三个平面段真腔/主动脉直径(TLI)表示主动脉重塑情况。结果显示：病人术后支架覆盖的胸主动脉段恢复较好，真腔管径变大，假腔管径明显变小。A组恢复较B组更佳，两者存在统计学意义。对于整体患者而言，支架未能覆盖的腹主动脉段重塑作用则较差，但术后远端A组患者腹主动脉段重塑效果较B组好，两者间存在统计学意义。具体数据见表7~10。 Table 3 Early and middle prognosis of distal incision [n (%) 破口情况 A组 B组 远端新发破口 2 (9.0%) 5 (20%) 远端无新发破口 20 (90.9%) 20 (80%) P数值 远端破口自行闭合 远端破口无闭合 P数值 0.423 3 (13.6%) 19 (86.4) 0.470 6 (24%) 19 (76%) 表3. 远端破口早中期愈后情况[n (%)] Table 4 The relationship between postoperative leakage and the number of distal incision [n (%) 组别 n (例数) 内漏 无内漏 A组 22 2 (9.0%) 20 (90.9%) B组 25 9 (36%) 16 (64%) 合计 47 11 36 表4. 内漏与术后远端破口数量关系[n (%)] 注：P = 0.041。 Table 5 The relationship between postoperative leakage and Aortic dissection stage relationship [n (%) 组别： N (例数) 内漏 无内漏 急性期 24 9 (37.5%) 15 (62.5%) 非急性期 23 2 (8.7%) 21 (91.3%) 合计 47 11 36 表5. 内漏与夹层分期关系[n (%)] 注：P = 0.036。 Table 6 The relationship between postoperative leakage and primary tear [n (%) 组别 N (例数) 内漏 无内漏 小弯侧 16 7 (43.6%) 9 (56.3%) 大弯侧 31 4 (12.9%) 27 (87.1) 合计 47 11 36 表6. 随访期间内漏与夹层原发破口位置关系[n (%)] 注：P = 0.029。 Table 7 TLI in each planar segment between the two groups before operation ( x ¯ ± s 组别 胸主动脉平面 腹腔干动脉平面 肠系膜上动脉平面 A组(n = 22) 0.43 ± 0.06 0.45 ± 0.11 0.50 ± 0.11 (n = 19) B组(n = 25) 0.40 ± 0.06 0.43 ± 0.12 0.43 ± 0.11 (n = 24) P值 0.105 0.663 0.041 表7. 术前两组间各平面段TLI情况( x ¯ ± s ) Table 8 TLI in each planar segment between the two groups three months after operation ( x ¯ ± s 组别 胸主动脉平面 腹腔干动脉平面 肠系膜上动脉平面 A组(n = 22) 0.85 ± 0.05 0.53 ± 0.11 0.53 ± 0.10 (n = 19) B组(n = 25) 0.82 ± 0.02 0.49 ± 0.10 0.46 ± 0.08 (n = 24) P值 0.011 0.213 0.012 表8. 术后3个月两组间各平面段TIL情况( x ¯ ± s ) Table 9 TLI in each planar segment between the two groups six months after operation ( x ¯ ± s 组别 胸主动脉平面 腹腔干动脉平面 肠系膜上动脉平面 A组(n = 22) 0.86 ± 0.05 0.59 ± 0.08 0.56 ± 0.09 (n = 19) B组(n = 25) 0.83 ± 0.03 0.52 ± 0.10 0.46 ± 0.08 (n = 24) P值 0.043 0.012 0.002 表9. 术后6个月两组间各平面段TLI情况( x ¯ ± s ) Table 1 0 TLI in each planar segment between the two groups nine months after operation ( x ¯ ± s 组别 胸主动脉平面 腹腔干动脉平面 肠系膜上动脉平面 A组(n = 22) 0.91 ± 0.03 0.58 ± 0.08 0.55 ± 0.10 (n = 19) B组(n = 25) 0.89 ± 0.03 0.54 ± 0.10 0.46 ± 0.07 (n = 24) P值 0.026 0.125 0.004 表10. 术后9个月两组间各平面段TLI情况( x ¯ ± s )
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user: 4. 讨论 AD发病及死亡率都较高 [ 6 ] 对于无并发症的患者，建议采用控制血压和心率的药物治疗，而对于有持续症状、有无灌注证据的急性患者，或与主动脉形态学特征有关，包括主动脉破裂等。通常采用开放手术或TEVAR进行修复干预 [ 7 ]。TEVAR的适应症是对于复杂型的TBAD。但国内大多数非复杂型 TBAD病人也采用TEVAR进行治疗，并且取得了较好的早中期疗效 [ 8 ] [ 9 ]。本文中所有患者均接受TEVAR的治疗。其术后生活质量显著提升，住院期间无死亡病例发生。 近年来对该病的认识不断加深及基层医院CT等基础检查设备的不断更新，AD的检出率有了较大的提升，相对的误、漏诊率降低不少，这为AD患者得到积极救治提供保障，且AD患者生存率有了明显提升。主动脉夹层患者症状多以胸背处撕裂样疼痛为首发症状，这与急性心梗有相似之处，故部分AD患者前期多以心梗误诊入院，入院后完善检查才确诊为夹层，这及有可能耽误AD的最佳治疗时间，故一旦结合患者主诉、临床症状及相关辅助检查怀疑是AD者，有条件均应行CTA检查 [ 10 ]。 急性AD的定义是发现首发症状以来小于2周者，慢性AD的定义是发现首发症状以来大于6周者，亚急性是介于两者之间 [ 11 ]。关于Stanford B型AD接受TEVAR的时机的选择，各研究中心并无一致的观点。对于无并发症的患者，多采取药物来控制患者的血压及心率，而有持续症状、有重要器官无灌注证据的急性患者，或与主动脉形态学特征有关，如主动脉破裂等。通常采用开放性外科手术或TEVAR修复干预。而夹层的腔内修复治疗相对于开放性外科手术治疗，因其创伤小、手术时长短及更低的并发症 [ 2 ] [ 3 ]，已成为Stanford B型夹层的一线治疗方式。急性期主动脉壁由于炎性物质的作用导致主动脉壁水肿从而导致内、外膜片的脆弱，期间行腔内修复术，则可能导致术终内漏或其他的相关并发症 [ 12 ]。本文47位患者中，介入治疗时夹层位于急性期、亚急性期以及慢性期的人数分别为24，17以及4，术后内漏发生率急性期明显高于非急性期。急性B型AD合并有夹层破裂可能、器官缺血、夹层进展、逆撕、持续症状、血压难以控制等。患者在发病后24 h内完成TEVAR术，术后30d病死率约为3.3%。Kato [ 13 ] 等人研究称，TEVAR治疗急性期AD与慢性期AD患者，术后初期并发症率分别为33%和4%，晚期则为36%和0 [ 14 ]。结合本文相关数据，故建议对于临床确诊的B型AD，急性期患者予以药物控制血压、心率，待病情趋于稳定且已过急性期，可行介入手术治疗，这样手术风险将显著降低。对于患者病情情况不可控者，需果断选择手术，以免错失治疗时机。 TEVAR术后较常见的并发症是内漏，现统一意见将内漏分成四型 [ 15 ]。内漏的本质是血流持续流入假腔，使假腔持续处于高压状态，导致假腔持续不愈，也加大了主动脉破裂的风险。本文所有AD病人中，随访期间出现内漏11人，其中I型内漏1人，行二次手术干预，II型内漏10人，由于返流量不大，故予以定期随访。文中相关数据显示术后内漏与术后远端破口数量、夹层时间分期、术前第一破口的位置相关，术后远端多破口，急性期夹层行手术治疗的患者中，第一破口位于小弯侧者随访期间出现内漏概率较大弯侧高。术后远端破口多的病人，动脉壁的病变相对重，假腔内的血液因为有数个出入口，故相对于远端单破口患者更难发生血栓化，主动脉的重塑效果更差。也因此更容易在随访期间因为发生内漏及二次手术 [ 16 ]。急性期主动脉壁由于炎性水肿导致外膜及内膜片脆弱，期间行腔内修复术，术后内漏等并发症发生概率将会增大。第一破口位于小弯侧患者内漏发生几率更大的原因可能是弓降部的生理弯曲与直筒状的支架的外形贴合不紧密造成的。支架释放时以大弯侧的LSA开口为参考，术中释放的支架为直筒状，而需覆盖的主动脉范围为弯曲状，这就会造成支架在小弯侧的覆盖范围相对于大弯侧更多，导致支架局部皱折或与动脉壁贴合不良。这就导致小弯侧原发破口封堵不完全，从而导致术后内漏的发生。Schurink等 [ 17 ] 270例内漏进行了评估，统计出约21%内漏可以自愈，故内漏的应对方式应视实际状况而定。本文中10例II型内漏由于较低的返流量，让患者定期随访，其中一例I型内漏予以积极二次手术干预。 对于锚定区的选定，TEVAR手术的前提需要有足量的锚定范围来确保支架的不位移。一般夹层第一破口距LSA应大于1.5 cm，来避免支架释放后部分或全部封堵LSA而造成缺血情况。而对于锚定范围不够(<1.5 cm)者，行TEVAR前需评估双侧椎动脉优势情况及Wills环完整度，若右侧椎动脉优势且Wills环完整的病人可部分或全部覆盖LAS，本文中3例直接封堵LSA，术后均为出现缺血等病发症。余7人锚定区不足病人，TEVAR前造影显示左侧椎动脉为优势且Wills环完整，选择TEVAR基础上联合烟囱技术，释放LSA支架，术终1例患者发生左上肢无力，予以腰大池引流术，至出院时该患者左上肢无力症状恢复良好。 支架远端假腔内血流血栓化情况较差，一些病人术后假腔内血栓化不完全，并假腔且有进展的趋势，甚至导致动脉瘤的可能 [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ]。假腔的持续开放与术后存在远端破口相关。TEVAR术后旷置的远端破口与假腔的转归大致分为四种：1) 血液在旷置的破口处由出转为入，导致夹层逆撕可能甚至出现主动脉破裂，存在生命危险。2) 远端破口未闭合导致假腔管径略微增粗或者变化不大，但生命危险较小。3) 远端破口持续缩小乃至愈合，且假腔内部分血栓化但不完全。4) 远段破口逐渐缩小直至消失，假腔完全血栓化，假腔消失。显而意见，2、3两种转归更多见 [ 18 ] [ 19 ] [ 20 ] [ 21 ] [ 22 ]。理论上来说，一期封堵近端破口的时候对于所有远端破口进行一期或分期处理。但过早或全部进行远端破口的封堵可能导致内脏或脊髓的供血不足，引起相应的并发症。2008年主动脉夹层腔内治疗指南 [ 9 ]，提出远端旷置的破口于肾动脉以上，且破口不小者应与原发破口一期修复的治疗意见。现腔内治疗治疗远端破口的报道越来越多，可供选择的方式也越来越多 [ 23 ]。
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user: 5. 结论 TEVAR应用于主动脉夹层是卓有成效的，疗效令人信服，作为B型夹层的一线诊疗方案值得肯定。但术后远端的残留破口数量对术后的主动脉重塑及相关并发症有着不同的影响。夹层的分期对于术后愈后也有不同的情况。对于远端破口的处理及夹层的手术时机的选择需要更多的临床数据与经验分享。本文的不足之处是患者数据样本较小，只报道了术后早中期情况，对于远期愈后情况未进行报道分析。
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user: 摘 要 假设检验是统计推断的一项主要内容，而P值在基于概率性反证法的假设检验中又扮演者重要角色。在之前的学习过程中，我们往往在熟识假设检验的基本步骤之后，却对P值的相关理论认识不清，没有正确理解利用P值进行检验的思想。本文首先在假设检验的背景下，进行对检验的P值与显著性水平 α 的比较讨论。其次在对P值不同角度的解释中加深对其的认识，厘清对P值的错误认识，深化对P值的正确理解，了解其在统计研究的优势和局限，以此规范P值在显著性检验中相关表述。最后将P值计算的理论方法应用于实践，通过运用Excel和R软件实现在实例中P值的计算，更好地理解P值在假设检验中的作用。 关键词 :假设检验，P值，显著性检验 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 假设检验是统计推断和决策的基本形式之一， 它是先对研究总体的参数做出某种假设，然后通过样本所提供的信息来检验假设是否成立。其中，包含假设检验的两个等价的方面：其一是建立拒绝域，考察样本观测值是否落入拒绝域而加以判断；其二是根据样本观测值计算检验的P值，通过将P值与事先设定的显著性水平 α 比较大小而做出判断。对于前者来说， α 是一个通用的风险概率，但事实上根据不同的样本结果进行决策，所面临的风险事实上是有差别的，这是用拒绝域表示的缺点，这时P值的采用常常能够在精确反映决策的风险度的同时简化决策过程中的运算。但是我发现一部分同学在运用P值解决假设检验的相关问题时，仅仅记住做题过程甚至是解题模板，对P值往往是“知其然不知其所以然”，这对于之后更深入的学习统计学思想，培养统计学思维无疑是一个障碍。因此对P值进行比较全面和深入的探讨是十分必要的。归其本源，我们先从P值提出的背景——假设检验入手，尝试逐渐将P值相关描述具体化。
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user: 2. 假设检验的两种方法 假设检验是根据所提供的样本信息对未知总体分布某些方面的假设作出的合理判断， 在相关文献资料中一般将假设检验的两种方法称为：临界值法与P值法，两者是等价的，只是处理问题的角度不同，P值法的核心是计算出现样本值或更极端值的概率，而临界值法则着重于比较检验统计量的值与临界值的大小。 2.1. 临界值法：规定显著性水平 α 作假设检验 第一步：根据实际情况，提出原假设和备择假设 H 0 vs H 1 [ 1 ]； 第二步：选取一个适当的检验统计量 T ( X ) ，使当 H 0 成立时(或 H 0 中某个具体参数下)，T的分布完全已知，并根据 H 0 及 H 1 的特点，确定拒绝域W的形状 [ 1 ]； 第三步：确定显著性水平 α ，确定具体的拒绝域W [ 1 ]； 第四步：有样本观测值 x 1 ， ⋯ ， x n ，计算检验统计量的 T ( x 1 ， ⋯ ， x n ) ，由 T ( x 1 ， ⋯ ， x n ) 是否属于W，做出最终判断 [ 1 ]。 在这个方法下进行的假设检验所下的结论是在给定的显著性水平下给出的，因此，在不同的显著性水平下对同一检验问题所下的结论可能是完全相反的。例如，在显著性水平 α = 0.1 时应拒绝原假设，但是有可能在显著性水平 α = 0.05 时应接受原假设。因为降低显著性水平 α 会导致拒绝区域缩小， 从而就有可能使原来落在 α = 0.10 的拒绝域的统计量的值变成落在 α = 0.05 的接受域内。 从这个角度来说，在给定显著性水平的基础上，对于相同的样本容量和分布，临界值是固定的，也就是说拒绝域固定的，但是对于不同的样本计算出来的检验统计量的值是不同的，虽然说都落在相同的拒绝域，最终作出的都是拒绝原假设的判断，实际上，检验的把握程度是存在差异的。 2.2. P值法：假设检验的P值 P值是进行检验决策的另一个依据，它是由检验计量的样本观测值能够作出拒绝原假设的最小显著性水平，我们首先需要计算P值，大多数情况下借助计算机应用统计软件进行计算，然后由检验的P值与人们心目中的显著性水平 α 进行比较作出检验的结论。 2.2.1. P值的计算 若用u表示检验的统计量， u 0 为u根据样本数据计算出的值，根据检验统计量u的具体分布，通常可由如下的公式计算得到P值。 1) 双边检验的P值 假设 H 0 : θ = θ 0 ； H 1 : θ ≠ θ 0 。 a) 检验统计量为对称分布的双边检验 p 双 = P { | u | ≥ | u 0 | } = { P { u ≥ u 0 } ， u 0 ≥ 0 P { u ≤ u 0 } ， u 0 < 0 b) 检验统计量为非对称分布的双边检验 p 双 = 2 min { P { u ≥ u 0 } ， P { u ≤ u 0 } } 2) 单边检验的P值 a) 拒绝域为右边区域的右边检验 假设 H 0 : θ ≤ θ 0 ； H 1 : θ > θ 0 。 p 右 = P { u ≥ u 0 } b) 拒绝域为左边区域的左边邻域 假设 H 0 : θ ≥ θ 0 ； H 1 : θ < θ 0 。 p 左 = P { u ≤ u 0 } 2.2.2. P值与给定的显著性水平 α 作比较 如果 α > p ，则在显著性水平 α 下拒绝原假设； 如果 ，则在显著性水平 α 下接受原假设 [ 1 ]。 实际中，p很小时(如 p ≤ 0.001 )即可作出拒绝结论，p很大时(如 p > 0.5 )即可接受。只有当p与 α 接近即统计量的值 u 0 接近临界值才需比较，为慎重起见，可增加样本容量，重新进行抽样检验。 2.3. 显著性水平 α 与检验的P值区别与联系 在假设检验的两个方面中，前者是将拒绝域作为进行决策的最终概念条件，而其中的显著性水平 α 我们可以将其理解为在给出拒绝域具体表示的过程中的一个重要的中间概念条件；相比之下，后者是将检验的P值作为进行决策的中间概念条件，而其中的显著性水平 α 便作为了进行决策的最终概念条件。总的来说，显著性水平 α 和检验的P值分别在统计决策中发挥着不同的作用，具体两者的相同之处和不同方面如表1所示。 Table 1 Comparison of significance level and P value of tes α p 相同 表示尾部面积的概率 表示尾部面积的概率 不同 ① 预先设定的固定值，不能反映证据的变化程度 依赖数据的随机变量，反映测量证据强度 ② 不确定所形成的拒绝区域的位置 获得做出拒绝原假设确定的位置 ③ 针对多个样本数据，长期的结果，减少错误率 针对单一样本数据，短期的结果 表1. 显著性水平与检验的P值的比较 与此同时，在几何图示中我们也可以更加直观的认识给出显著性水平 α 之后临界值和检验的P值之间的关系。比如说，在总体方差已知时，我们以右侧假设检验 H 0 : θ = θ 0 ； H 1 : θ > θ 0 为例，假设显著性水平为 α 在 H 0 为真的条件下， P ( X ≥ u α ) = α ， u α 为临界值，可通过标准正态分布表查出具体数值，如 α = 0.05 时， u α = 1.65 。P值是由检验计量的样本观测值能够作出拒绝原假设的最小显著性水平，正态分布概率密度函数条件下，假设检验的临界值和P值几何意义在图1得以展现。 图1. 正态分布概率密度函数下临界值和P值图
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user: 4. P值的计算 现如今，许多软件都可以实现P值的计算，本文以Excel为例和R软件为例实现P值的计算。 4.1. Excel 用Excel进行P的计算有两个方法：其一，运用内置函数。首先明确假设形式和检验形式，其次选择Excel中相应的内置函数计算相应分布的概率，如表2中所示，其中，需要注意的是除标准正态函数外，其余函数中x必须大于0，最后根据函数所得出的概率带入P计算的具体公式中即可求出P值；其二，运用数据分析功能。首先需要在Excel中添加数据分析功能，具体操作流程为“菜单栏—工具—加载宏—分析数据库—确定”，然后直接加载出数据分析功能，即“菜单栏—工具—数据分析”，在实际计算是根据数据情况选择F-检验：双样本方差、t-检验：平均值的成对而样本分析、t-检验：双样本等方差假设、t-检验：双样本异方差假设或z-检验：双样本平均差检验得出P值。 Table 2 Built in functions in Excel and their corresponding distribution and probabilit 分布 函数 对应概率 标准正态分布 normsdist(x) P { u ≤ x } t分布 tdist(x，n，1)/tdist(x，n，2) P { t > x } P { | t | > x } 卡方分布 chidist(x，n) P { χ 2 > x } F分布 fdist(x，m，n) P { F > x } 表2. Excel中内置函数及其对应分布和概率 4.2. R语言 [ 8 ] 利用R语言实现P值的计算如下表3所示： Table 3 R language functions under different test form 检验形式 R语言函数 正态总体均值的假设检验 单个总体 双边检验 t. test ( x， y = NULL， alternative = c(“1ess“greater“)， mu = 0， paired = FALSE， var.equal = FALSE， conf.level = 0.95，…) 单边检验 t. test ( x， y = NULL， alternative = “two.sided”， mu = 0， paired = FALSE， var.equal = FALSE， conf.level = 0.95，…) 正态总体均值的假设检验 两个总体 方差相等 t. test ( x， y， alternative = c(“two.sided”1ess“greater“)， mu = 0， paired = FALSE， var.equal = TRUE， conf.level = 0.95，…) 方差不等 t. test ( x， y， alternative = c(“two.sided”1ess“greater“)， mu = 0， paired = FALSE， var.equal = FALSE， conf.level = 0.95，…) 成对数据t检验 t. test ( x-y， alternative = c(“two.sided”1ess“greater“)， mu = 0， paired = FALSE， var.equal = FALSE， conf.level = 0.95，…) 正态总体方差的假设检验 单个总体 var. test ( x， y = NULL， ratio = 1， alternative = c(“two.sided“1ess“greater“)， conf.1evel = 0.95， ...) 两个总体 var. test ( x， y， ratio = 1， alternative = c(“two. sided“1ess“greater“)， conf.1evel=0.95， ...) 二项分布总体的假设检验 binom.test ( x， n， p = 0.5， alternative = c(“two.sided“1ess“greater“)， conf.level = 0.95) 表3. 不同检验形式下的R语言函数
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user: 5. 总结 P值和假设检验的使用具有其存在的广泛价值，但是在使用过程中要注意到P值存在的局限性 [ 5 ]。在具体应用中，我们要综合把握其优缺点，合理使用统计分析结果。
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user: 摘 要 为有效提高人防框架梁的受弯性能，减小构件截面高度，将高强细晶粒钢筋(HRBF500)和纤维增强水泥基复合材料(FRCC)组合形成一种新型人防框架梁，设计制作2榀HRBF500/FRCC人防框架试件与2榀HRB335/C30对比人防框架试件，进全过程等效静力试验，同时应用ANSYS软件建模分析试验过程，试验和分析结果均表明：在受弯承载力接近的前提下，新型框架梁截面高度可减小27%，跨中极限位移值增大2倍以上，两种高新材料的结合，在人防工程中具有一定的应用价值。 关键词 :高强细晶粒钢筋，纤维增强水泥基复合材料，人防框架梁，有限元分析 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 人防工程在设计中要考虑战时冲击荷载，人防构件截面高度及配筋率较大，因此，提高材料力学性能，减小构件截面高度，增强构件抗冲击能力有重要意义。高强细晶粒钢筋(HRBF500)强度高、延性好，纤维增强水泥基复合材料(Fiber Reinforced Cementitious Composite，简称FRCC)抗拉、抗压、抗折强度以及抗裂性能较普通混凝土均有提高，在人防工程中采用高强细晶粒钢筋与纤维增强水泥基复合材料的组合，预计可以满足战时的安全性和低损伤性要求 [ 1 ]。 新型材料的性能直接影响着人防框架梁的受力性能，有必要对对两种材料构成的人防框架梁进行有限元模拟计算分析，对其应力分布、承载能力、裂缝发展等问题能够有一定预测，并对试验结果和理论计算结果进行验证。ANSYS软件是当今通用的有限元分析工具，它有众多的材料模型可供选择，因此可以从中挑选合适的材料模型对钢筋混凝土结构进行准确可靠的分析 [ 2 ]。 本文以单建式人防结构和附建式人防结构为原型，分别制作2榀HRBF500/FRCC人防框架试件与2榀HRB335/C30人防框架试件，进行全过程等效静力试验研究，同时采用ANSYS有限元进行数值模拟，并对试验与计算结果进行对比分析，为今后在推广采用高强细晶粒钢筋与纤维增强水泥基复合材料在人防工程的应用提供依据。
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user: 2. 试验概况 2.1. 试件设计 试件材料、编号、截面尺寸及纵向受拉钢筋的配筋率见表1，梁柱分别使用C100级纤维增强水泥基复合材料、HRBF500细晶粒带肋钢筋和C30级商品混凝土、HRB335级钢筋。试件立面及截面配筋见图1、图2 (以F3-SRCC为例)。 Table 1 Details of specimen 人防 类型 研究 类型 框架编号 截面尺寸 水泥基体 钢材 备注 材料 等级 纤维 含量 材料 等级 配筋 率 位置 单建式 受弯 F1-PFRCC 170 × 270 FRCC 100 1.5% HRBF 500 2.22% 中间框架 单建式 受弯 F2- RC 200 × 370 RC 30 — HRB 335 1.35% 中间框架 附建式 受弯 F3-SFRCC 170 × 270 FRCC 100 1.5% HRBF 500 2.22% 中间框架 附建式 受弯 F4- RC 200 × 370 RC 30 — HRB 335 1.35% 中间框架 表1. 模型框架材料及编号 图1. F3- SFRCC立面 图2. F3-SFRCC截面配筋 2.2. 试验材料 试件用所有规格钢材在现场加工前均取样做力学性能检测，检测结果见表2；FRCC制备采用原材料及配合比见表3；FRCC及C30同条件养护试块实测力学性能指标均值见表4。 Table 2 The measured values of steel mechanical propertie 钢筋规格(mm) 屈服强度 σ y (MPa) 极限强度 σ u (MPa) 强屈比 σ u σ y 弹性模量 E s (GPa) 8 541 676 1.25 210 12 544 680 1.25 213 14 560 710 1.27 211 16 557 690 1.24 215 20 560 710 1.27 213 22 530 677 1.28 215 8 378 525 1.39 201 12 381 563 1.48 200 16 394 512 1.30 201 18 399 557 1.40 201 20 392 540 1.38 201 表2. 钢筋力学性能指标试验均值 Table 3 Mix proportion of FRC 代号 水泥 硅灰 粉煤灰 减水剂 水 砂 纤维 备注 PFRCC 1 0.3 0.7 0.05 0.42 2.4 0.028 纤维体积掺 量均为1.5% SFRCC 1 0.3 0.7 0.05 0.42 2.4 0.333 表3. FRCC的主要配合比(质量比) Table 4 The mechanical properties of FRCC and R 材料 立方体抗压强度f c ( MPa) 1 2 3 平均值 1 2 3 平均值 PFRCC 96 95 96 95.6 31 32 30 31 SFRCC 97 99 95 97 35 36 35 35.3 C30 34 35 33 34 31 30 3.1 30.6 表4. 水泥基材料及混凝土力学性能指标 2.3. 试验装置 试验加载装置包括三部反力架与三台液压千斤顶，为保证对称加载，试件两侧的千斤顶利用一根三通油管和油泵相互并联。依据《混凝土结构试验方法标准》(GB 50152-2012) [ 3 ] 中的相关要求，本试验采用两集中力三分点加载等效均布荷载分级加载的原则，在试件关键截面处设置应变片，并用TDS采集应变数据。 试验中的加载方式见图3，作为中间框架，节点处存在轴向力和平衡弯矩，可通过在挑梁上或牛腿上施加集中力实现。钢筋应变片、FRCC应变片位置及编号见图4。 图3. 试件加载图。(1) 单建式；(2) 附建式 图4. 应变片个数及位置。(1) 钢筋应变片；(2) FRCC应变片
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user: 3. 试验现象 各组试件的试件破坏形态见图5，不论F1-PFRCC/F3-SFRCC防护框架还是F2-RC/F3-RC防护框架，破坏主要呈三个阶段变化。第一阶段：FRCC/RC开裂前，荷载与跨中位移近似呈线性变化且位移增加相对较小；第二阶段：FRCC/RC开裂至受拉区钢筋屈服前，随着中和轴上移，框架梁刚度降低，位移增幅较前一阶段大，荷载与跨中位移仍接近线性。第三阶段：支座处受拉区FRCC/RC被撕裂，钢筋屈服，形成塑性较，进一步加载，跨中受拉区FRCC/RC被撕裂，钢筋屈服，整个构件发生弯曲破坏，此时梁的位移增幅较大。比较几榀框架的破坏情况可以看出，P(S)FRCC框架梁的裂缝开展数目明显要多于RC框架，P(S)FRCC的受拉裂缝基本分布在支座顶部和加载点之间的范围内，水泥基材中的纤维对构件的抗弯性能增强明显，而RC的受拉裂缝往往集中在支座顶部和跨中的位置，数目少且裂缝宽度大；在框架梁端的弯剪区域，P(S)FRCC的斜裂缝开展的数目要多于RC框架，但是长度和宽度明显要少于RC框架。 图5. 试件破坏形态图 表5为试验结果，极限荷载F1-PFRCC为660 kN，F2-RC为700 kN，基本一致；极限位移F1-PFRCC为97 mm，而F2-RC仅为43 mm。F3-SFRCC与F4-RC可得到类似的结果，极限荷载F3-SFRCC为657 kN，F4-RC为700，极限位移F3-SFRCC为110 mm，而F4-RC极限位移为46。比较两组试件的极限位移值发现，F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁的极限位移约为F2-RC/F3-RC人防框架梁的2倍以上。其中F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁的跨中极限位移最高可达跨径的1/21，F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁则为1/51，表明F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁具有更好的变形能力。对比F1-PFRCC与F3-SFRCC，后者掺有钢纤维，极限荷载略高，而极限位移较略小。 Table 5 Test result 框架编号 开裂荷载 P cr (kN) 开裂挠度 Δ cr (mm) 极限荷载 P u (kN) 极限挠度 Δ u (mm) 跨中裂缝(mm) 破坏模式 F1-PFRCC 520 21 660 97 3 弯曲破坏 F2-RC 400 11 700 43 3 弯曲破坏 F3-SFRCC 527 19 657 110 1.9 弯曲破坏 F4-RC 453 12 700 46 2.41 弯曲破坏 表5. 试验结果
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user: 4. 有限元计算 4.1. 有限元模型的建立 钢筋混凝土有限元分析一般有三种离散模型：分离式，组合式和整体式 [ 4 ]。当需要计算裂缝的分布和宽度时，应采用分离式模型；当主要计算承载力时，可采用组合式模型；当钢筋较多，布置均匀，并不计钢筋与混凝土之间的相对滑移时，可采用整体式单元，和分离式和组合式相比，整体式误差较大。本文采用分离式模型，位移协调，由三维实体单元Solid 65单元建立混凝土单元，空间杆单元link8建立钢筋模型，二者共用节点，图6。 图6. 有限元模型图。(1) F1-PFRCC单元；(2) F2-RC单元；(3) F3-SFRCC单元；(4) F4-RC单元；(5) F1/F2钢筋单元；(6) F3/F4钢筋单元 4.2. 本构关系 [ 5 ] 本构关系是人防框架梁有限元分析中最基本的研究条件，对计算结果的准确性起决定性作用。 HRBF500的应力—应变关系曲线可分为三段：弹性段、屈服平台段和强化段，图7(a)，其本构关系可简化为式(1)。 FRCC的应力—应变关系曲线可分为四段：抗拉下降段、抗拉上升段、抗压上升段和抗压下降段。图7(b)，其本构关系分别见(2)、(3)式。 图7. 应力—应变关系 HRBF500本构关系为： σ T-S = { σ y ε sy ε       0 ≤ ε ≤ ε sy σ y         ​ ε sy ≤ ε ≤ ε sh (1) FRCC受压区应力—应变分段曲线为： σ c = { f cp [ α 1 ξ + ( 3 − 2 α 1 ) ξ 2 + ( α 1 − 2 ) ξ 3 ]     ε ≤ ε 0 f cp ξ α 2 ( ξ − 1 ) 2 + ξ                     ε > ε 0 (2) FRCC受拉区应力—应变分段曲线为： σ t = { f tp ( α 0 + α 1 ξ + α 6 ξ 6 )         ε ≤ ε 0 f tp ξ α t ( ξ − 1 ) β + ξ           ε > ε 0 (3) 4.3. 破坏模式 Solid 65单元能够用来模拟混凝土拉裂和压碎两种破坏模式。ANSYS中的混凝土的破坏准则是Willam-Wamker五参数破坏准则和拉应力准则的组合模式。多轴应力状态下破坏准破坏准则可表达为： F f c − S ≥ 0 (4) 式中－F为外力状态函数；S为破坏应力，由主应力和输入的参数(实参数、材料模型和数据表)确定；f c 为单轴抗压强度。 上式若小于0，混凝土仍处于弹性状态；若满足该式时，当任意主应力为拉应力时，材料开裂；当所有主应力均为压应力时，材料被压碎，构件破坏。 4.4. 收敛准则 本次分析使用力值控制加载，根据数值分析结果在模型中施加一个稍大的荷载值，将time值设为1，取倒数第二步时间值对应的荷载为极限荷载，网格密度取0.05 m，子步数设置为100，收敛精度为5%。 4.5. 有限元结果的分析 从有限元分析可以得到相关应力、荷载和位移数值(图8、表6)，其中F1-PFRCC所能承受的极限荷载为690 kN，PFRCC最大压应力约为92 MPa，位于框架梁中点顶部，除框架梁支座底部较小的范围外，大部分区域PFRCC的压应力都远低于此数值，裂缝出现时最大拉应力为5.49 MPa；HRBF500的最大拉应力680 MPa；跨中节点的最大变形为94 mm，约为框架梁计算长度的1/29。F2-RC所能承受的极限荷载为701 kN，计算得到C30最大压应力约为34 MPa，同样位于框架梁中点顶部，，裂缝出现时最大拉应力为2.49 MPa；HRB335的最大拉应力422 MPa；跨中节点最大变形为40 mm，约为框架梁计算长度的1/68。F3-SFRCC所能承受的极限荷载为707 kN，计算得到SFRCC最大压应力约为104 MPa，裂缝出现时最大拉应力为5.37 MPa；HRBF500的最大拉应力690 MPa；跨中节点最大变形为99 mm，约为框架梁计算长度的1/27。F4-RC所能承受的极限荷载为704 kN，计算得到C30最大压应力约为34 MPa，裂缝出现时最大拉应力为2.49 MPa；HRB335的最大拉应力430 MPa；跨中节点最大变形为41 mm，约为框架梁计算长度的1/66。 图8. 有限元分析图。(1) F1-PFRCC主拉应力；(2) F1-PFRCC位移；(3) F2-RC主拉应力；(4) F2-RC位移；(5) F3-SFRCC主拉应力；(6) F3-SFRCC位移；(7) F4-RC主拉应力；(8) F4-RC位移 Table 6 Results of finite element analysi 框架编号 开裂荷载 P cr (kN) 开裂挠度 Δ cr (mm) 极限荷载 P u (kN) 极限挠度 Δ u (mm) 混凝土压应力 (MPa) 钢筋拉应力 (MPa) F1-PFRCC 509 19 690 94 92 680 F2-RC 498 10 701 40 34 422 F3-SFRCC 502 20 707 99 104 690 F4-RC 496 9 704 41 34 430 表6. 有限元分析结果
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user: 5. 试验值与有限元值对比 试验结果和有限元分析相比较见表7和图9。可以看出，对于开裂挠度，HRB335/C30人防框架梁的试验值和有限元值吻合较好，而HRBF500/FRCC人防框架梁的试验值要大于有限元值；对于极限挠度，两类人防框架梁的试验值和有限元值均吻合较好。这证明：上述方法适用于HRBF500/FRCC人防框架梁极限挠度的计算。但对于开裂荷载的计算，HRBF500/FRCC人防框架梁计算挠度要小于开裂挠度，这一点，与HRBF500/FRCC两者的材料特性相关。结合已有试验值及有限元值可以得出： Table 7 Comparison of test value and finite element valu 框架编号 开裂荷载 P cr (kN) 开裂挠度 Δ cr (mm) 极限荷载 P u (kN) 极限挠度 Δ u (mm) 试验值 有限元值 试验值 有限元值 试验值 有限元值 试验值 有限元值 F1-PFRCC 520 509 21 19 660 690 97 94 F2-RC 400 498 11 10 700 701 43 40 F3-SFRCC 527 502 19 20 657 707 110 99 F4-RC 453 496 12 9 700 704 46 41 表7. 试验值和有限元值对比 图9. 人防框架梁P-δ试验值与有限元值对比 1) 由于此次有限元分析输入了由材性试验得到的实际应力一应变关系，关闭了混凝土的压碎开关，使得混凝土默认的破坏准则失效，建立了多线性随动强化本构关系，总体上分析结果与实测值较为吻合。 2) 通过与实验数据的比较，可以认为：如果建立的有限元模型足够精确，边界约束条件正确，在输入真实本构关系的条件下，ANSYS能够预测结构的受荷行为、破坏状态。 3) 两组对比试件极限荷载接近，在相同的配筋量下，F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁截面高度为F2-RC/F4-RC人防框架梁截面高度的73% (截面面积为62%)。新材料在构件截面减小的同时有效提高了人防框架的承载能力。 4) F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁的极限位移约为F2-RC/F3-RC人防框架梁的2倍以上，表明F1-PFRCC/F3-SFRCC人防框架梁具有更好的变形能力。
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user: 6. 结论 本文对HRBF500/FRCC人防框架梁的弯曲力学性能进行了有限元计算和试验研究，并与HRB335/C30人防框架梁进行对比，可以发现： 1) 试验值和有限元值吻合较好，表明本文提出的有限元模拟方法可行，以该方法为基础，可以延伸分析截面、配筋率、水泥基材强度及极限压应变对上述关系的影响。 2) 与普通人防框架梁相比，在弯矩值接近的前提下，FRCC人防框架梁跨中位移更大，其构件弯曲性能更好。 上述试验研究和有限元分析表明，在人防结构体系中应用HRBF500/FRCC可以有效提高人防框架结构的受弯性能，提高人防结构延性，HRBF500和FRCC这两种材料的结合，在人防工程中具有一定的应用价值。
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user: 摘 要 刀盘是盾构机的主要工作部件，不同地质地层应采用不同的刀盘结构形式和刀具布置，盾构刀具作为掘进过程中的切削工具，选型与布置影响着盾构的使用性能，刀盘及刀具的好坏关系到盾构施工的成败，影响着盾构掘进的速度和效益，本文结合阿基米德螺旋线原理布置刀盘刀具，并考虑到刀盘刀具的使用寿命，其中包括刀盘的挖掘系数和磨损系数的计算，应用等寿命原则确定刀具数量，通过这种布置方案刀盘的寿命将提高大约15%。 关键词 :盾构机，刀盘刀具，布置，阿基米德螺旋线 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 现代社会功能集中，人口众多，因此，城市交通功能的完善是非常重要的。由于城市空间的高密度利用，为了保护城市景观和环境，需要在地下建设地铁、公路、供水系统、污水系统、电力线路、电信网络等组成的基础设施 [ 1 ]。目前，我国许多城市都在运行大量的地铁和轻轨，还有更多的地铁和轻轨正在建设中 [ 2 ]。盾构机因具有环保、快速及对周围环境影响较小等优点，被广泛应用于市政、矿山、交通、水工等隧道工程施工中 [ 3 ]。刀盘是盾构掘进机的关键部件，盾构机的大部分部件可以重复使用，而刀盘则不是这种情况，刀盘结构和刀具材料是由地质状态决定的。在不同的地质和水文情况下选择不同的刀盘结构形式和刀具布置，刀盘和刀具的性能直接影响到盾构掘进的效率和速度 [ 4 ]。 目前，国外如德国、日本己经对盾构刀盘进行了深入的研究；国内，对其理论研究还处在起步阶段，由于盾构刀盘技术受到国外的封锁，至今成果显著的论述还不多。现在国内制造的盾构刀盘很多都是仿制，设计理论依据不足，工作性能不佳。我国的盾构机发展和应用还有很多亟待解决的问题，如技术还不够成熟，形式不够多样，面临着国产化的挑战等 [ 5 ]。所以，对盾构机刀盘设计的研究是一个迫切的问题。以某城市地铁施工盾构机为研究对象，对土压平衡盾构机刀盘布置方案中刀具的组合、采用的布置方法、刀具数目对盾构机刀具的磨损和使用寿命产生的直接影响进行研究，设计出符合施工要求的刀盘刀具布置方案。
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user: 2. 盾构机常用刀具分类 不同的土层土体信息对刀具类型有不同的要求，刀具的分类及应用场景情况如表1所示 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ]。
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user: 4. 结论 1) 针对某地铁工程施工段的地质地层报告、盾构机的主要施工参数以及施工中的掘进参数，依据刀具磨损的等寿命原则，获得刀具布置的主要参数。并考虑施工过程中刀具的磨损量和掘进距离，为保障施工的安全顺利进行提供参考。 2) 提出了刀盘刀具布置采用双螺旋线布置的方法，刀盘采用六辐条布置，先行刀的布置方案采用阿基米德单线的布置，在刀盘的外周布置六把刮刀。 3) 考虑实际施工需要，盾构刀具选择如下：盾构刀盘需要106把切刀，35把先行刀，6把周边刮刀，1把鱼尾刀，一共需要148把刀具，增加一定数目的切刀，以减少单个切刀的磨损量，增加整个刀盘刀具的使用寿命。 4) 以上布置方案通过阿基米德螺旋线原理布置刀盘刀具，并考虑到刀盘刀具的使用寿命，其中包括刀盘的挖掘系数和磨损系数的计算，应用等寿命原则确定刀具数量，通过这种布置方案刀盘的寿命将提高大约15%。
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user: 摘 要 本文介绍了管波探测法基本原理与数据采集、处理、解释的基本方法；通过工程实例表明：对于采用桩基础作为建筑基础的岩溶发育地区，采用“一个钻孔 + 管波探测法”的方式进行施工勘察与基桩质量检测，可弥补“一孔之见”的不足，避免基桩半边嵌岩及桩身质量误判，使建筑物安全和稳定性更有保障；管波探测法在岩溶勘察与基桩检测中具有良好应用前景。 关键词 :管波探测法，施工勘察，基桩检测，溶洞 Copyright © 2020 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY 4.0). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 前言 采用桩基础作为建筑基础使用，越来越广泛。湖南省是一个岩溶地质灾害发育的省份，地下溶(土)洞、软弱夹层等不良地质体的存在对桩基础的稳定和安全构成了威胁。 在岩溶地区进行施工勘察时，对于大直径嵌岩桩，往往采用一桩一孔，甚至一桩多孔进行勘探，因“一孔之见”的局限性，均难以有效探明桩位范围内的岩溶(洞)发育情况，依然存在基桩半边嵌岩、持力层中存在溶洞的风险隐患(图1)。 图1. 施工勘察中基桩半边嵌岩示意图 在基桩检测时，根据《建筑基桩检测技术规范》JGJ106-2014钻芯法要求：“桩径为1.2~1.6 m的桩的钻孔数量宜为2个孔，桩径大于1.6 m的桩的钻孔数量宜为3个孔”。钻芯法工作劳动强度大、成本高、钻探取芯技术水平参差不齐，也存在一孔之见评价桩身全断面质量的局限性，影响对基桩质量的准确判断，同时又缺乏合适的复检方法，不利于工程质量的监管。 为了解决上述难题，笔者结合实际工程经验，在施工勘察或基桩检测钻探取芯后，再在孔中进行单孔物探测试——管波探测，综合判定桩位岩溶与桩身缺陷情况。管波探测法是一种新的单孔物探方法，在桩位中心的一个勘察钻孔进行管波探测，即可快速探明桩位范围内(半径约1 m)的岩溶、软弱夹层、裂隙带的发育和分布情况，评价嵌岩桩持力层的完整性与基桩钻芯法检测质量等级，为科学施工及质量检测提供技术保障 [ 1 ]。“管波探测法”与“一桩多孔”的桩位勘察或基桩检测方式相比较，节省勘察成本，建设工期、建筑物安全和稳定性更有保障。
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user: 2. 方法原理与技术 1) 方法原理 根据弹性波理论，在弹性界面上形成的反射波和折射波，它们随着时间的增加向整个弹性空间的介质体积内传播，这类称为体波；相对体波而言，在弹性分界面还存在另一类波，其能量只分布在弹性分界面附近，这类称为界面波 [ 2 ]；管波为沿填充体液的钻孔孔轴传播的界面波。研究表明：管波的能量集中在界面以外半波长的范围内，即管波的探测范围为以钻孔中心为轴心，管波的半波长为半径的圆柱状区域，考虑到管波的径向能量衰减及分辨率的因素，探测半径约为1.0 m；钻孔旁侧的岩性差异及溶洞、软弱夹层等不良地质体形成波阻抗变化，在管波的有效探测范围内都将产生能量衰减与管波反射 [ 3 ] (图2)。 图2. 管波探测法探测原理示意图 2) 工作技术 数据采集：管波探测法的工作装置采用自激自收观测系统(图3)，工作时由记录仪同步控制发射仪发射脉冲信号，经发射换能器T转换成振动脉冲后，孔壁周边将产生管波，管波沿钻孔轴向进行上下传播；直达管波先到达接收换能器R，反射管波及后续多次反射管波随后到达接收换能器R，并换成电信号被记录仪接收记录，接收探头和发射探头的中心点为记录点；自下而上进行点测，点距0.1 m，异常位置可加密。 图3. 管波探测法数据采集示意图 数据处理：数据处理分为数据预处理与数据实质性处理两部分(图4)，解译分管波时间剖面的定性解译和三参数曲线的定量解译 [ 4 ]；采用管波剖面图解译可满足一般施工勘察项目的工程应用需求。 图4. 管波探测法数据处理流程示意图 资料解议：当管波在传播方向上遇到空洞、软弱夹层等缺陷时，在缺陷附近存在波阻抗差异，管波在波阻抗界面将产生透射和反射 [ 5 ]。透射直达管波穿过缺陷内低速介质时，走时增加，时间延后；当管波穿过缺陷后，各种频率成分的管波能量将衰减，高频部分比低频部分衰减严重，因而导致管波的中心频率降低；在波阻抗界面处将产生反射管波，距离反射界面越近，反射能量越强，因此在波阻抗界面反射系数最大。根据管波探测法时间剖面中首波声时变化，波组形态或波幅能量大小、有无顶底界面反射波等特征等可判定相应位置是否存在岩溶裂隙或软弱夹层等低密度地质体。
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user: 4. 结语 1) 工程实例表明，管波探测法在施工勘察与基桩检测中能取得很好的应用效果。在桩底岩溶探测中，管波探测法可以有效的查明桩底孔旁岩溶裂隙与软弱夹层的发育情况，完全杜绝了基桩半边嵌岩、持力层存在溶洞的隐患，为桩底完整性提供充分保障；在基桩检测中，管波探测法可以有效的检测桩身缺陷及桩底沉渣厚度，为基桩钻芯法检测及仲裁检验增加了一种科学的方法。 2) 采用“一个钻孔 + 管波探测法”的方式，对大直径桩可减少钻孔数，从而节省时间和钻孔费用。 3) 由于刚套管具有管波信号屏蔽作用，因此，在实际应用中，若遇易垮孔地层，一般在管波测试段上部采用钢套管护壁、管波测试段不应采用刚套管。另外需要指出的是在实际工程应用中管波探测法的参数异常有可能是地层界面、孔径改变等非缺陷波阻抗界面造成的，解释时需要结合钻孔资料。 4) 目前，管波探测法无法判定溶洞对于钻孔的具体方位，此时需结合其他方法(如孔中雷达法)进行综合判定。