DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 2. 理论分析 对于一个多自由度结构系统，忽略阻尼的影响，其振动特征方程为： ( K − ω 2 M ) φ = 0 (1) 式中，M为质量矩阵，K为刚度矩阵，ω为固有频率，φ为正则化振型。 当结构的刚度和质量发生微小变化∆K和∆M时，由摄动理论式(1)可知： [ ( K + Δ K ) − ( ω 2 + Δ ω 2 ) ( M + Δ M ) ] ( φ + Δ φ ) = 0 (2) 结构的损伤对结构的刚度影响比较大，而对结构的质量影响比较小，一般当损伤比较小的时候可忽略质量的变化。由小损伤引起的振型变化也很小，所以忽略振型的变化 [ 7 ] 。将式(2)两边同时左乘φ T ，展开并且忽略质量的变化、振型的变化和高阶小量，则式(2)变为： Δ ω 2 = φ T Δ K φ φ T M φ (3) 对于第i阶模态，式(3)有： Δ ω 2 = φ i T Δ K φ i φ i T M φ i (4) 用∆K n 表示第n个单元的刚度变化，通常情况下， Δ K = ∑ Δ K n ，用 ε n ( φ i ) 表示由第 阶振型 φ i 计算得到的第n个单元的单元变形，则 φ i T Δ K φ i 可表示为 ∑ n ε n T ( φ i ) Δ K n ε n ( φ i ) 将其带入式(4)得： Δ ω i 2 = ∑ n ε n T ( φ i ) Δ K n ε n ( φ i ) φ i T M φ i (5) 当只有第n个单元出现损伤时，式(5)可简化为： Δ ω i 2 = ε n T ( φ i ) Δ K n ε n ( φ i ) φ i T M φ i (6) 固有频率平方ω 2 的变化可定义为损伤位置n和损伤系数α n 的函数 [ 8 ] ，即： Δ ω i 2 = λ i ( α n ， n ) (7) α n = Δ K n K n (8) 式中K n 为第n个单元的刚度矩阵，α n 为第n个单元的损伤系数，表示损伤的程度。由于通常单个损伤对刚度矩阵的各个单元影响不同，所以∆K n /K n 一般是一个矩阵。但是通常结构单元损伤主要影响结构的一种刚度，因此α n 取标量。 把式(7)和式(8)带入式(6)，则可化为： Δ ω i 2 = α n ε n T ( φ i ) K n ε n ( φ i ) φ i T M φ i (9) 从式(9)可知，固有频率变化的平方是损伤位置和损伤程度的函数 [ 9 ] [ 10 ] 。取任意一阶固有频率变化的平方与第一阶固有频率变化的平方的比值的算数平方根，得到： (10) 式(10)表明，任意一阶固有频率变化与第一阶固有频率变化的比值的绝对值仅是结构损伤位置的函数。不同位置的损伤对应一组特定的固有频率变化比的绝对值，根据结构的损伤前后的各阶模态对应的频率变化比的绝对值，可识别出结构的损伤位置。为了精确地进行损伤定位，采用如式(11)所示的偏差函数的计算值作为损伤对位的依据： B = ∑ i [ ( | Δ ω i Δ ω 1 | ) O − ( | Δ ω i Δ ω 1 | ) C ] 2 (11) 式中下标O表示实验测试数据；C表示数值计算数据。 由式(11)可知，理想状态下，使B = 0的单元就是损伤所在单元。但在实际工程中，由于测量误差等原因，不可能使B = 0，一般可近似认为使B为最小值的单元，就是损伤所在单元。
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user: 3. 测量方法及装置 对于旋转机构，如在测试航空发动机转子叶片性能，当利用固有频率变化检测其损伤状况时，无法实现在线实时监测，需要将转子叶片拆下然后固定在其他夹具上进行测量。因普通夹具对转子叶片的夹紧力波动比较大，对所测得数据有较大的影响。为减小夹紧力变化对测量轻小构件固有频率造成的误差，在此提供一种测量装置及其方法，有效减小在多次拆卸安装时因夹紧力的变化而造成的误差，从而提高检测精度。 针对悬臂梁，其固定端为燕尾形榫头，提供一套测量方法和装置。各部件装配关系如下图1所示。 3.1. 原理及测量说明 3.1.1. 原理 消除夹紧力影响的装置如图1所示，利用螺栓顶紧垫片，然后通过垫片同时将被测件和参考件压紧，使其与夹具贴紧，实现固定。当其他条件不变时，悬臂梁的固有频率和夹紧力呈正相关。因此可用参考件的固有频率来表征夹具对悬臂梁的夹紧力的变化。当同一参考件固有频率不变时，即可认为被测件的夹紧力稳定不变。 图1. 测量装置及被测件装配图 3.1.2. 测量说明 在对被测件进行固有频率测量时，在所述装置上，同时固定与被测件相类似的参考件，如流程图2所示。选定适合的夹紧力固定参考件和被测件，然后测量参考件和被测件的初始固有频率，分别记为f R 和f O 。 规定当第i次测量， | f R i − f R | < m f R 时，夹具的夹紧力稳定，测量数据有效，其中m为参考件固有频率允许变化范围。被测件经过一些处理或者变化后，需要再次测量固有频率时，同时固定被测件和参考件(被测件和参考件的固定位置要与第一次测量时候一致)，调节螺栓使参考件测得的固有频率f Ri 与初始固有频率f R 相对误差保持在允许范围内，然后测量被测件的固有频率，得到f Oi 。 3.2. 实验验证 对所述的测量方法及装置进行实验验证。以45号钢为材料，制作了上述测量装置以及被测件和参考件模型。实验将压电陶瓷贴在被测件和参考件上，进行扫频激励，用polytec PSV-500激光测振仪测量，如图3所示。 测量中，在参考件的固有频率基本不变的条件下，对被测件进行了多次安装–测量–拆卸的过程。测量中，通过调节螺栓控制夹紧力，使参考件第二阶固有频率稳定在适当的范围内，记录了实验数据如表1所示。 由表1中数据可知，当控制参考件第二阶固有频率平均相对误差小于0.07%时，可确保被测件第一阶和第二阶固有频率平均相对误差小于0.7%。综上所知：当保持参考件固有频率稳定在一定范围内时，被测件的固有频率具有较高的测量精度。 图2. 测量流程图 图3. 实验测量 Table 1 Measurement data of the test piece and reference piece without damag 测量次数 被测件 参考件 第一阶/Hz 第二阶/Hz 第二阶/Hz 第一次 336 1970 1934 第二次 332 1964 1932 第三次 332 1964 1936 第四次 337 1978 1934 第五次 336 1970 1934 平均值 335 1969 1934 标准差 2 5 1 平均相对误差% 0.64 0.26 0.07 表1. 无损伤时候被测件和参考件的测量数据
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user: 4. 利用固有频率变化对损伤悬臂梁分析 4.1. 对悬臂梁损伤处理 考虑悬臂梁承受载荷时，靠近固定端的地方所受应力最大，因此容易产生破坏。模拟悬臂梁产生疲劳裂纹，在靠近固定端的适当位置用钢锯制造一个宽1.3 mm，深1.4 mm的凹槽如下图4所示。 图4. 产生损伤后的悬臂梁 4.2. 分析损伤悬臂梁的固有频率变化 4.2.1. 实验测量悬臂梁损伤前后频率变化 利用2.1所述的测量方法，测量损伤梁的固有频率。测量时按照表1所示测量结果，调节螺栓使参考件第二阶固有频率稳定在1934 Hz左右，然后测量损伤梁的前2阶固有频率，记录实验数据如表2所示范。由表1和表2可知，在该加持状态下，悬臂梁损伤后相比于损伤前其第一、二阶固有频率出现下降趋势。 Table 2 Natural frequency of damaged cantilever bea 测量次数 被测件 参考件 第一阶/Hz 第二阶/Hz 第二阶/Hz 第六次 290 1945 1936 第七次 288 1949 1938 第八次 289 1946 1935 第九次 288 1947 1939 第十次 289 1948 1937 平均值 289 1947 1937 标准差 0.84 1.58 1.58 平均相对误差% 0.29 0.08 0.08 表2. 损伤后悬臂梁固有频率 4.2.2. 有限元分析悬臂梁频率变化 利用COMSOL进行有限元分析。建立了相关的计算模型，按照物理场需要划分网格。计算出悬臂梁受损伤前第一阶和第二阶固有频率值分别为341 Hz和1985 Hz。损伤后第一阶和第二阶固有频率分别为307 Hz和1945 Hz。 在此基础上又分别计算了裂纹相对实际位置向右偏移不同距离时，第一阶和第二阶固有频率，并且根据式11计算B值，如表3所示。 由表3可知，裂纹位置与实际位置相同时，所计算得到的B值最小。当裂纹相对实际位置向左或向右偏移时，所计算的B值会呈现不同的上升趋势。因此可根据结构损伤前后固有频率变化初步估算裂纹位置。 Table 3 Natural frequency calculation of cracks at different position 裂纹向右偏移距离/mm 第一阶/Hz 第二阶/Hz B −5 300.0 1918.0 2.52 −4 302.6 1929.5 1.95 −3 303.6 1936.1 1.59 −2 304.9 1940.8 1.39 −1 306.2 1943.6 1.31 0 307.2 1945.0 1.29 1 308.4 1945.8 1.34 2 309.7 1946.0 1.43 3 310.6 1945.3 1.59 4 311.4 1944.1 1.78 5 312.7 1943.9 1.98 10 317.2 1939.1 3.53 15 321.5 1938.5 5.48 20 325.6 1941.4 7.79 30 332.2 1949.1 16.11 40 337.0 1960.6 37.20 表3. 裂纹在不同位置时固有频率计算结果
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user: 5. 结论 1) 详细推导了悬臂梁损伤定位公式，得出了结构损伤前后固有频率变化的比值仅是损伤位置的函数。采用该方法可估算出只有单一损伤时悬臂梁损伤位置。 2) 制定了一套能够提高悬臂梁固有频率测量精度的方法。在实际工程应用中可减小由约束条件波动对测量结果造成的影响。对于文章所用试件，可将测量的平均相对误差控制在0.7%以下。 3) 制作了简化的航空发动机叶片模型。采用文章所述的测量方法和损伤定位公式，得到的损伤位置计算值与实际值一致。验证了损伤定位公式和固有频率测量方法的有效性。利用固有频率的变化计算结构的损伤位置具有定位简便，精度高，成本低的优点。
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user: 摘 要 为了对工程施工提供合理的参数，基于室内土工试验和常规三轴试验，选取佛山禅城地区四种浅层典型岩土体：淤泥、淤泥质土、粉质黏土、全风化粉砂岩，对其进行试验研究，获得包括天然含水率、天然密度、塑限、液限、孔隙比等物理力学性质指标，再通过室内常规三轴试验，获得四种岩土体应力应变关系曲线，为后续针对该地区的工程地质条件研究以及建筑施工提供参考。 关键词 :佛山禅城，土工试验，常规三轴试验，应力应变关系 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 工程建筑施工中，工程地质条件会对施工活动以及经济成本产生重要的影响。因此，在施工前期通常会对建筑场地进行钻孔勘察，根据勘察和室内试验结果所得地层参数，选择合理的施工方法，以达到更加经济、合理的目的 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] 。 室内常规试验通常是指物理力学性质试验，主要包括液限、塑限、含水量、颗粒分析、压缩和抗剪强度等试验。三轴压缩试验是获得岩土体力学性质的一种重要试验方法 [ 4 ] ，多年来，国内外学者在三轴试验上取得了诸多进展。Nakata， A. F. L.等 [ 5 ] 对砂的组成矿物进行了单颗粒破碎试验，并将试验结果与分别放置在三轴样品中并进行各向同性固结和剪切试验的标记颗粒的结果进行了统计比较。Indraratna， B.等 [ 6 ] 采用了大型三轴设备，对两个均匀分级的宽英质玄武岩碎石进行抗剪强度和内摩擦角随粒径分布的试验研究。卢志堂等 [ 7 ] 利用改进的霍普金森压杆对不同围压、不同应变率下的岩样进行了试验研究，分析了其在中高应变率下的冲击响应特征与破坏模式。雷胜友 [ 8 ] 用三轴试验方法研究了加筋黄土的应力–应变及强度特性，得到了加筋土的强度指标与对应素土的强度指标间关系。对于新开发的地区，在施工前查明其工程地质条件，并通过试验获得其各典型地层的岩土体基本参数，具有十分重要的实际意义。
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user: 2. 工程地质条件 佛山市禅城区坐落于珠江三角洲西北处，上覆厚度约为20 m的第四系松散沉积物，绿岛湖地块位于禅城区西侧，场地地势开阔，根据现场钻孔揭露，场地地层有人工填土层( Q 4 m l )、第四系冲积层( Q 4 a l )、第四系残积层(Q el )，下伏基岩为新生界下第三系(E)地层，具体地层状况自上而下为： 1) 人工填土层( Q 4 m l )：主要包含由砂、碎石等组成的素填土，褐黄色，松散~稍压实，厚度约为4.30~6.50 m； 2) 第四系冲积层( Q 4 a l )：包括淤泥质粉质黏土( Q 4 a l )、中粗砂( Q 4 a l )、淤泥( Q 4 a l )。淤泥泥质粉质黏土( Q 4 a l )主要呈深灰、黑色，流塑状、韧性差，质纯，手捻具滑腻感，切面稍光泽，干强度低，层厚约为1.80~4.90 m；中粗砂( Q 4 a l )层主要呈深灰色、灰白色，稍密~中密，主要成分为石英颗粒，级配差，层厚约为1.40~4.20 m；淤泥( Q 4 a l )主要呈深灰色、黑色，饱和，流塑状，其他性状与淤泥泥质粉质黏土相似，层厚约为1.75~6.80 m； 3) 第四系残积层(Q el )：主要为灰黄褐色，局部坚硬，干强度和韧性高的粉质黏土，局部含粉细砂，层厚约为2.20~8.30 m； 4) 新生界下第三系(E)地层：根据风化程度可划分为全、强风化两个带，主要包含全风化泥质粉砂岩、强风化泥质粉砂岩和中风化泥质粉砂岩。 全风化泥质粉砂岩：灰白色，灰黄色，岩芯风化强烈，岩芯多呈土状，遇水易软化，手易折断，风干易裂，岩石坚硬程度为极软岩，完整程度属破碎，岩体基本质量等级为V级。场地内各钻孔均有揭露，层厚0.80~7.50 m。
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user: 3. 基本物理力学性能试验 3.1. 试验指标 对所选取的土层进行常规试验，所测基本物理力学试验指标主要包括：天然含水率、天然密度、塑限、液限、孔隙比、比重、颗粒分析(限于砂性土)；压缩系数、压缩模量、剪切试验(直剪与常规三轴测C、φ值，以常规三轴为准)等。 3.2. 试验方案 1) 土工试验方案 对所选取的四种岩土体进行室内常规土工试验，具体试验方案见表1。 Table 1 Four kinds of rock and soil geotechnical test scheme 土样 淤泥质土 粉质黏土 淤泥 全风化泥质粉砂岩 试 件 数 量 含水率 5 5 5 5 密度 1 1 1 1 比重 1 1 1 1 界限含水率 3 3 3 3 无侧限压缩 1 1 1 1 固结直剪 3 3 3 3 常水头试验 3 2 表1. 四种岩土体土工试验方案 2) 常规三轴试验方案 对四种岩土体进行室内常规三轴验，具体试验方案见表2。 Table 2 Four kinds of rock and soil conventional triaxial test scheme 土样 常规三轴CU试验 围压/kPa 深度 粉质黏土 100 18~18.2 150 18~18.2 200 18~18.2 全风化泥质粉砂岩 100 21.50~21.70 150 21.50~21.70 200 18.9~19.4 淤泥质土 100 6.2~6.7 150 6.2~6.7 200 7.2~7.7 淤泥 100 11.8~12.3 150 11.8~12.3 200 11.8~12.3 表2. 四种岩土体土工试验方案 3.3. 试验结果 室内试验所得四种岩土体物理力学性质指标见表3。 Table 3 Four kinds of rock and soil general physical and mechanical propertie 土样 淤泥质土 粉质黏土 淤泥 全风化泥质粉砂岩 天然状态指标 天然密度ρ (g/cm 3 ) 1.73 1.91 1.62 2.09 土粒比重Gs 2.68 2.72 2.67 2.73 含水率ω (%) 43.22 32.6 72.4 21.3 孔隙比e 1.19 0.83 1.81 0.58 渗透系数k (cm/s) - 3.47 × 10 −6 - 6.94 × 10 −4 稠度 液限ω L (%) 40.9 39.1 55.4 31.2 塑限ω p (%) 26.8 27.2 36.2 19.9 塑性指数I p 14.1 12.9 19.2 11.3 液性指数I L 1.16 0.18 1.89 0.12 固结压缩 压缩系数a v (MPa −1 ) 0.93 0.32 1.56 0.19 压缩模量Es (MPa) 2.97 4.89 1.8 8.34 固结快剪 粘聚力c (kPa) 24.6 19.09 9.4 34.3 内摩擦角φ (˚) 10.7 12.4 5.9 17.9 三轴压缩(CU) 粘聚力c (kPa) 12.4 34.2 11.0 24.1 内摩擦角φ (˚) 9.80 7.50 6.10 22.15 表3. 四种岩土体常规物理力学性质指标
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user: 4. 常规三轴试验及结果分析 4.1. 试验概述 常规三轴试验是土工试验的一种基本方法，基本配置可进行常规应力应变式UU、CU、CD 等压缩剪切试验 [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] 。若配备不同的试验容器和控制模块还可以进行Ko固结、静止侧压力系数、多种应力路径等等试验。其测试土样静态压缩剪切指标较直接剪切试验指标具有相对较强的客观性，对于重要工程与研究项目的土样强度参数测试通常采用该手段进行。试验借助于常规三轴仪(TKA三轴仪)进行土样静态强度参数(黏聚力与内摩擦角)测试。 4.2. 试验原理 常规三轴试验采用圆柱形试样，对试样的空间三个坐标方向上施加压力。试验时先通过压力室内的有压液体，使试样在三个轴向受到相同的周围压力 σ 3 ，并维持整个试验过程不变。然后向试样施加垂直轴向压力，直到试样剪坏。若轴向所施加的试样破坏时的压力强度为 q = σ 1 − σ 3 (偏应力)，小主应力是周围压力，中主应力 σ 2 和 σ 3 相等。则由一个试样所得的 σ 1 和 σ 3 ，可以绘制一个极限应力圆。对同一种土，另取几个试样，改变围压 σ 3 ，试样剪坏时所加的轴压力 σ 1 也会改变，从而又可绘制另几个极限应力圆。这样，在不同周围压力下试验，就可得到一组(最少三个试样)极限应力圆。作这些应力圆的公切线，便是土的抗剪强度包线，由此包线可求得抗剪强度指标内摩擦角 φ 和黏聚力 c 。 4.3. 仪器设备 TKA三轴仪集机械、电子技术、自动控制技术、传感器自动检测技术及计算机技术于一体，是一机多用的土样常规三轴仪。基本配置可进行常规应力应变式UU、CU、CD等压缩剪切试验。若配备不同的试验容器和控制模块还可以进行Ko固结、静止侧压力系数、多种应力路径三轴试验、拉伸试验、弹性模量试验、承载比试验等，若配备固结模块，还可做分级加荷、连续加荷等固结试验。 主要技术指标： 1) 围压：0~1 MPa，分辨率：1 kPa； 2) 反压：0~1 MPa，分辨率：1 kPa； 3) 体变测量范围：0~50 ml，分辨率0.001 ml； 4) 最大轴力：10 kN。 4.4. 试验步骤 试验主要分为以下几个步骤： 1) 试验饱和，即设置围压/反压以及相应加载时间； 2) 检测试样饱和度是否达到要求(通常为95%以上)以及超孔隙水压力是否消散； 3) 固结，该阶段根据所需的固结压力，设置相应的围压； 4) 剪切，对试样施加轴向压力增量，进行剪切。剪切完成后将压力室复位，并注意清理压力室内部杂质，防止堵塞管路。 4.5. 试验结果 常规三轴压缩剪切试验数据整理及分析可通过一定操作，由TKA三轴仪自带软件完成。以下给出相关各土的三轴压缩剪切试验两种基本结果：1) 主应力差与轴向应变曲线；2) 三种不同侧压(100 kPa， 150 kPa， 200 kPa)固结不排水(CU)下剪切强度包络线及强度参数。 图1给出了不同围压下淤泥主应力差与轴向应变关系曲线，如图所示，三个围压下，试样的轴向应变随着主应力差的增大而增大，在达到峰值强度后，试验产生破坏，应变减小；从图中开可以看到，当围压在100、150、200 kPa时，峰值强度分别为160、190、230 kPa。由图2可知，淤泥的粘聚力 c = 11.00 kPa，内摩擦角 φ = 6.10 ˚ 。 图1. 淤泥主应力差与轴向应变关系曲线 图2. 淤泥固结不排水剪强度包线 图3给出了不同围压下淤泥质土主应力差与轴向应变关系曲线，如图所示，三个围压下，试样的轴向应变随着主应力差的增大而增大，在达到峰值强度后，试验产生破坏，应变减小；从图中开可以看到，当围压在100、150、200 kPa时，峰值强度分别为70、90、110 kPa，在初始变形阶段，围压对轴向应变的影响相对较小，随着主应力差的增大，应变之差越来越大由图4可知，淤泥质土的粘聚力 c = 12.40 kPa，内摩擦角 φ = 9.80 ˚ 。 图5给出了不同围压下粉质黏土主应力差与轴向应变关系曲线，如图所示，三个围压下，试样的轴向应变随着主应力差的增大而增大，在达到峰值强度后，试验产生破坏，应变减小；从图中开可以看到，当围压在100、150、200 kPa时，峰值强度分别为160、190、230 kPa，在初始变形阶段，围压对轴向应变的影响相对较小，随着主应力差的增大，应变之差越来越大。由图6可知，粉质黏土的粘聚力 c = 34.20 kPa，内摩擦角 φ = 7.50 ˚ 。 图3. 淤泥质土主应力差与轴向应变关系曲线 图4. 淤泥质土固结不排水剪强度包线 图5. 粉质黏土主应力差与轴向应变关系曲线 图6. 粉质黏土固结不排水剪强度包线 图7给出了不同围压下全风化泥质粉砂岩主应力差与轴向应变关系曲线，如图所示，三个围压下，试样的轴向应变随着主应力差的增大而增大，在达到峰值强度后，试验产生破坏，应变减小；从图中开可以看到，当围压在100、150、200 kPa时，峰值强度分别为190、260、310 kPa，在初始变形阶段，围压对轴向应变的影响相对较小，随着主应力差的增大，应变之差越来越大。由图8可知，全风化泥质粉砂岩的粘聚力 c = 24.05 kPa，内摩擦角 φ = 22.16 ˚ 。 图7. 全风化泥质粉砂岩主应力差与轴向应变关系曲线 图8. 全风化泥质粉砂岩固结不排水剪强度包线
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user: 5. 结论 本文针对佛山禅城地区典型地层，选取淤泥、淤泥质土、粉质黏土、全风化粉砂岩四种岩土体进行室内土工试验和三轴试验研究，获得以下结果： 1) 通过含水率、比重、界限含水率、无侧限压缩试验、固结直剪和常水头试验，获得四种岩土体基本物理力学性质参数，淤泥质土、粉质黏土、淤泥、全风化泥质粉砂岩的压缩模量分别为2.97 MPa、4.98 MPa、1.8 MPa、8.34 MPa。 2) 通过室内常规三轴试验，获得四种岩土体主应力差与轴向应变关系和固结不排水强度包线，可知，淤泥的粘聚力 c = 11.00 kPa，内摩擦角 φ = 6.10 ˚ ；淤泥质土的粘聚力 c = 12.40 kPa，内摩擦角 φ = 9.80 ˚ ；粉质黏土的粘聚力 c = 34.20 kPa，内摩擦角 φ = 7.50 ˚ ；全风化泥质粉砂岩的粘聚力 c = 24.05 kPa，内摩擦角 φ = 22.16 ˚ 。 3) 本文所获得参数基于现场土体和室内试验，可为现场施工或进一步研究提供参考。
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user: 摘 要 混凝土异形柱体系在我国的住宅建筑中已有广泛的应用，并有规范遵循，而钢异形柱的应用规范总结尚未全面，本文就已有的大量文献资料，对比总结了目前钢结构住宅中常见异形截面柱的截面形式及各自的静力性能。结果表明，目前文献中的异形柱的受压性能因截面特性不同而有较大差别。综合分析国内外对异形柱的研究成果，提出后续具有研究价值的方向。为此类新型钢结构进一步的研究工作及设计方法制定提供参考与建议，同时促进其在我国钢结构工程领域的应用。 关键词 :装配式，钢结构住宅，异形柱，稳定，极限承载力 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 为了促进建筑业的转型升级、推动新型城镇化发展，装配式钢结构体系逐渐成为建筑领域的主流趋势 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] ，其中应用热轧H型钢和矩形方钢管的框架结构体系存在露梁露柱的问题，不利于居民的生活居住，受混凝土异形柱规范的启发，国内外学者先后研究出钢管混凝土柱和钢骨混凝土柱的异形柱结构，结合钢结构和混凝土的各自优势。陈志华，赵炳 [ 4 ] [ 5 ] ，周婷 [ 6 ] ，陈宪东，王小盾 [ 7 ] ，田存 [ 8 ] 等采用有限元分析软件分别对沧州福康家园项目、汶川县映秀镇渔子溪村重建项目、拟建的格调松间南里项目、海航工人宿舍楼项目工程、山东威海卓达小区项目进行静力弹塑性分析，表明该结构具有良好的延性，各项参数均达到规范要求，可应用于实际工程，发现方钢管混凝土异形柱结构在罕遇地震作用下的表现优于方钢管混凝土单柱结构，采用钢板剪力墙体系用钢量更少且拥有更好的侧向刚度，层间位移角减少，自振周期较小，抗扭转能力更高。 在钢结构住宅建筑中，使用由L形、T形、十字形和其他形状的横截面柱和矩形或T形横截面梁组成的梁柱结构，不仅可以解决钢结构住宅建筑室内柱角凸出问题，而且具有空间利用率高、抗震性能好、施工周期短，改善资金投入等优势，在我国许多省市的住宅建筑中已有实际应用，如徐珂，程燕立 [ 9 ] 设计钢异形柱3层纯框架结构。张莉若 [ 10 ] 介绍了在设计钢结构住宅中，异形柱结构应用时如何布置和截面选择问题。电算建模时，根据刚度相等的原则将异形柱化为矩形钢管，并使用支撑来提高结构的整体刚度。王恒华 [ 11 ] 介绍了江苏某公司职工培训中心项目，分析设计中常见问题，指出异形柱作为纵向柱刚度较大，解决了纵向不利于设置支撑的问题。节点若采用螺栓连接，更有利于提高装配率。 然而，钢异形柱由于其横截面不对称，稳定与极限承载力的研究显得至关重要。受国内外学者对钢管 [ 12 ] 或钢骨混凝土异形柱 [ 13 ] [ 14 ] 研究方法和研究思路的启发，2006年以来国内学者采用理论分析、有限元模拟和试验研究等研究手段，对纯钢结构异形柱及其节点的静力性能做了大量工作，其研究成果为钢结构住宅建筑的产业化和钢异形柱相关规范的制定奠定了理论基础。
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user: 2. 钢异形柱的截面形式 迄今为止，市场中最常见的钢筋混凝土异形柱体系较为成熟 [ 15 ] [ 16 ] [ 17 ] ，相关设计规程如天津《钢筋混凝土异形柱结构技术规程》(DB 29-16-2003) [ 18 ] 等已可作为实际工程参考。但与纯钢和组合异形柱相比，钢筋混凝土异形柱抗震性能和承载力相对较差，施工环保性逊色，不符合绿色建筑理念。 开口截面钢柱应运而生，如图1所示，包括T形截面，十字形截面和L形截面。张爱林等人 [ 19 ] - [ 25 ] 采用有限元计算理论，考虑初始缺陷和材料非线性，在单向和循环加载下，研究了滞回性能、强度、变形、延性和破坏特征等抗震性能，并进行了比例模型和等应力模型的拟静力试验，与分析结果对比验证。发现在罕遇地震下该结构破坏模式为塑性破坏，可用于强震区。然而，具有这种截面的异形柱局部稳定性的计算以及梁柱节点和异形柱偏离时的整体受力分析更加复杂，需要进一步的研究。 图1. 开口截面钢异形柱 2013年，王恒华等人提出了如图2所示的闭合异形柱 [ 26 ] 及其带H型截面梁的端板连接接头。该柱由冷弯槽钢和冷弯方钢管焊接而成，利用有限元软件得到该接头的力矩–旋转曲线 [ 27 ] ，结果表明，该接头具有较高的初始刚度和极限承载力。2014年，如图3所示的闭口截面异形柱 [ 28 ] [ 29 ] [ 30 ] 受到关注，得出影响T形、L形截面柱承载力的因素和稳定承载力的计算公式，并指出等截面积的闭口截面异形柱与开口截面异形柱，前者惯性矩更高，受力性能更好。 图2. 冷弯钢管闭口截面异形柱 图3. 闭口截面异形柱截面形式 2012年，王萌，樊江 [ 31 ] 等使用箱形柱和T形柱焊接成一个新型的L形钢柱，如图4所示。通过非线性屈曲分析得出结论，与H形钢柱相比，L形钢异形柱的承载能力降低了33.33%，在实际工程中，适用于承载力要求较低的低、多层建筑和低震区建筑。新型L形钢异形柱承载能力比L形钢柱高32.86%，在实际工程中，适用于承载力要求较高的多、小高层建筑以及高震区建筑。2018年，麻建锁等 [ 32 ] 人对上述的新型L形异形柱进行了轴心受压条件下的有限元计算，证明在用钢量相同的条件下，新型钢异形柱承载能力、稳定性有很大的提高，通过外包轻质混凝土形成预制构件，可以广泛应用于装配式多层建筑中。但在钢异形柱改进截面中确定截面几何性质更加困难，其复杂的屈曲模态以及可能发生的畸变屈曲都对钢异形柱的稳定有至关重要的影响。因此，只有对改进截面钢异形柱的抗压性能进行系统研究，才可能将其推广应用。 图4. 新型L形钢异形柱截面形式 可见，国内研究人员对极具优势的钢异形柱在钢结构住宅中的应用前景十分看好，对多种新型截面形式分析主要集中在影响其稳定性与承载力的因素上，开口异形柱和方钢管混凝土组合柱的相关研究相对完备，规范或规程中记载了承载力方法，然而，对其他横截面异形柱，仅限于研究单个试件的压缩或抗震性能，不够全面和系统，不足以直接应用于工程实践。
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user: 4. 钢异形柱节点静力性能研究进展 节点的性能影响整体结构的刚度和承载力，关系着钢结构体系的安全应用。目前的研究主要针对如图5所示的开口截面异形柱–梁节点的承载能力和抗震性能，且多数是有限元分析，试验较少。 图5. 开口截面钢异形柱梁柱节点 文献 [ 44 ] 利用ANSYS有限元软件分析T形钢异形柱框架节点的基本力学性能，发现栓焊连接的T形异形柱节点比全焊的承载力高，随节点腹板、翼缘厚度的增大，节点抵抗弯矩的作用也增大，但是增大的幅度越来越小。节点极限转角也随翼缘厚度逐步增大，但太大反而制约了节点的转动能力，随腹板厚度变化不大。 文献 [ 45 ] 研究的L形截面钢异形柱框架节点，节点域腹板比梁先进入塑性变形，但最终破坏都发生在梁盖板附近的梁翼缘板和梁腹板上，说明该节点能够满足强节点弱构件的要求。发现随着柱子腹板厚度的增加，节点的弹性极限承载力也增加，而柱翼缘板厚度对其几乎无影响，而节点中柱子腹板厚度与翼缘厚度对节点塑性极限承载力无明显的影响，这是因为节点塑性极限承载力取决于梁承载能力。延性系数随着柱子的腹板厚度增大而急剧下降，但是七个节点的静力延性系数均大于3.0。 从上述文献回顾中可以看出，对于钢结构异形柱梁柱节点，开口截面异形柱节点的研究内容较多，但梁柱翼缘腹板对节点承载力的影响尚未给出定量的公式，部分学者提出的新型异形柱截面相关节点研究也甚少。另外，关于L形和T形柱节点的试验研究不足，难以形成实用的设计方法。
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user: 5. 结语 在装配式住宅中，不同形式异形柱静力承载力的研究方面取得了显著的成果，但局部稳定计算理论尚不成熟、梁柱节点的受力性能关注较少，没有可以直接应用于钢异形柱结构系统的完整理论，已完成的试验研究很少，相关规范(规程)的编制所需的参考数据不足，有限元方法的研究不能逼真地模拟边界条件，所得数值分析结论能否实际应用于工程尚且存疑。异形柱结构在促进可持续发展战略和住宅产业化中有很大作用，为了钢异形柱结构在建筑市场中更好地推广应用，可以从以下几个方面进行深入的研究工作： 1) 已有的钢异形柱研究是以两端简支承受均匀等端弯矩为基础的，改变约束形式或承受不均匀荷载的情况下进行双向压弯试验，验证工程实用设计公式的结果可靠性，或基于此对相关影响系数进行简化修正。其次，可以分析偏心距增大对钢异形柱的稳定性及承载能力的影响； 2) 对钢异形柱构件、节点和框架进行足尺试验，研究其应力和变形性能，采用不同的几何尺寸、构造形式研究每种截面类型异形柱结构静力性能的变化，并考虑不同加载方式所得的结果； 3) 对异形柱节点试验结果进行理论分析，得到试验无法直接测量的参数，进而推导节点设计实用公式，保证与试验和有限元结果拟合。编制包含梁柱节点与柱脚的构造要求及设计方法在内的相关设计规范，方便异形柱在今后工程中的应用； 4) 关注焊接变形和焊接残余应力对异形柱受压稳定性能的影响，进行试验研究，进一步增强已有研究成果的可靠性和准确性； 5) 采用有限元技术模拟分析时，合理考虑构件的各种初始缺陷及有限元模型的边界约束形式，形成满足计算精度要求并符合工程实际的简化分析模型和方法；开发异形柱结构设计专用软件。
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user: 摘 要 岩石地层中的地铁车站施工多采用双侧壁导坑法，工程实践中发现深埋地铁车站局部地段有采用3台阶法施工的案例。以陡倾岩层某深埋地铁车站为例，采用三维有限元数值模拟方法，从围岩变形、应力特征及塑性区分布特征三个方面，对车站采用3台阶开挖过程中的车站围岩应力应变特征随时间和空间的变化规律进行研究。有限元分析表明：岩石地层深埋地铁车站围岩的位移、应力大小及塑性区范围可以满足稳定和安全要求，且表现出明显的非对称性，在砂质泥岩–砂岩接触面两侧出现明显的位移错动；对研究断面影响较大的位置，基本上位于断面前后3个施工步(6.0 m)内。在车站施工过程中要注意岩层层面对围岩稳定性的影响，加强顺倾侧的监测和支护。 关键词 :陡倾岩层，深埋车站，3台阶法，3维有限元 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 随着时代的发展及隧道和地下工程技术的不断进步，城市地下空间的开发和利用得到了充分的发展，由于地质条件的复杂性，一些地下(隧道)工程不得不修建在倾斜的层状中。由于地层的倾角较大，加之节理裂隙的影响，地下工程的开挖往往引起倾斜岩层向临空侧滑动。为了及时分析地下工程围岩的稳定性，采用数值模拟分析是非常必要的。岩石地层中的地铁车站施工多采用双侧壁导坑法。刘伟伟以地铁大断面隧道为背景，利用有限元对双侧壁导坑法施工诱发的地面沉陷及隧道本身的变形规律进行了研究 [ 1 ] ；黄木田等应用有限元方法对重庆地铁暗挖车站双侧壁导坑法施工核心土直立开挖安全宽度进行了研究 [ 2 ] ；张玉兰等结合青岛地铁车站对双侧壁导坑法施工步序、工法优化、初支及二次衬砌施工技术进行了研究 [ 3 ] ；崔振东以重庆轨道交通上桥车站为例，对双侧导洞先行贯通、中隔墙后续开挖的双侧壁导坑工法进行了研究，形成了临时中隔墙岩柱开挖的施工关键技术 [ 4 ] ；黄木田等对深埋大断面地铁车站双侧壁导坑核心岩直立开挖施工技术进行了研究，验证了深埋大断面地铁车站双侧壁导坑法核心岩直立开挖技术的合理性和安全性 [ 5 ] ；钟良健等对陡倾岩层深埋地铁车站双侧壁导坑法和台阶法2种施工方法进行了对比分析，认为采用双侧壁导坑法比台阶法更有利于车站围岩的稳定，但其围岩应力、位移、初期支护结构轴力等相差较小，两种开挖方法均能满足车站围岩稳定性的要求 [ 6 ] 。工程实践中也发现深埋地铁车站局部地段有采用3台阶法施工的案例。本文以重庆某陡倾岩层深埋地铁车站为例，采用有限元数值模拟方法，从围岩变形特征、应力特征及塑性区分布特征三方面，对车站开挖过程中的力学行为进行深入的研究。该地铁车站围岩岩层倾角约为60˚，为陡倾角岩层，围岩级别为IV级，施工过程对围岩的变形与破坏影响大。
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user: 2. 计算模型的建立 2.1. 模型范围及边界条件 地铁车站三维模型的长度取40 m，宽度取144 m，在车站两侧各取约2.5倍跨度，模型底边界取2倍洞高，顶面取至地表。有限元模型地表为自由边界，底部采用固定约束，其余各面施加法向约束。三维模型中围岩采用四面体实体单元，锚杆采用GTX NX提供的桁架单元，喷射混凝土采用平面板单元。围岩材料采用莫尔–库伦屈服准则。锚杆和喷射混凝土可将其视为弹性体，初始地应力由岩体自重计算求得。在模型的格划分时，车站隧道周边和软弱夹层网格密，经过有限元网格划分，整个三维模型共有单元172，809个，节点32，701个。有限元模型见图1。 图1. 有限元分析模型 2.2. 计算参数 根据实际工程的地勘资料和同地区类似工程的地勘资料，地铁车站围岩力学参数及支护参数如表1所列。 Table 1 Surrounding rock and initial support parameters of metro statio 围岩 重度 γ (kN/m 3 ) 内聚力 c (kPa) 内摩擦角 φ (˚) 抗拉强度 (kPa) 弹性模量 E (MPa) 泊松比 μ 砂质泥岩 25.6 600 32.6 168 1382 0.37 砂岩 24.8 1620 40.5 500 4132 0.30 喷射混凝土 25.0 - - - 15，000 0.20 锚杆 78.5 - - - 200，000 0.30 表1. 地铁车站围岩及初期支护参数 注：喷射混凝土为C25厚350 mm；锚杆直径25.0 mm，环向间距1.0 m。 2.3. 施工过程控制 根据工程施工现场调研，结合数值模拟实际，从偏于不安全的角度考虑，车站分部开挖的短台阶长度取为8.0 m，施工进尺取2.0 m。车站相邻的上、中、下台阶间隔4个施工步(8.0 m)，每开挖一个台阶后及时进行初期支护，依次循环。有限元分析模型共122个施工步，地铁车站施工步序如图2。 图2. 车站开挖步序示意图
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user: 3. 计算结果分析 为了合理地分析地铁车站的围岩应力及变形特征，选取模型纵向中间断面作为研究对象，在研究断面选取拱顶、拱底、两侧拱肩和拱腰以及两侧拱脚8个代表点进行分析。选取的断面及特征点如图3~图4。 图3. 研究断面位置 图4. 特征点位置 3.1. 围岩变形位移 地铁车站(分析模型)开挖完成后，车站围岩X、Y、Z方向合位移矢量云图如图5。 由图5可以看出，车站围岩的合位移呈拱顶下沉、底板隆起、两侧向内收敛的变化特征，其中拱顶最大下沉位移为8.80 mm，底板隆起最大位移为15.30 mm，左侧边墙水平最大位移9.27 mm，右侧边墙水平最大位移5.13 mm。从合位移矢量方向变化可以看出，车站围岩整体向内收缩，受地层陡倾角的影响，在左侧拱肩顺岩层倾向的位移方向有明显平行于岩层层面的趋势，右侧反倾向的位移方向则有垂直于岩层层面的趋势。其中车站左侧边墙位移明显比右侧边墙位移变化大，车站围岩的变形表现出了明显的非对称性。 图5. 车站围岩合位移矢量图 3.2. 围岩应力特征 1) 围岩最小主应力(P1) 地铁车站(分析模型)开挖完成后，车站围岩最小主应力云图及受拉塑性区范围如图6~图7所示。 由图6可以看出，围岩最小主应力基本为压应力，在边墙底部及开挖进尺接触带局部出现拉应力，压应力最大值为2.86 MPa，拉应力最大值为0.43 MPa，在车站的左、右拱脚处出现了明显的应力集中现象。拉应力出现在地铁车站左、右拱腰处，左侧拱腰拉应力区范围明显大于右侧。 由图7可以看出，① 在地表局部出现了拉应力，这与地表土层局部有裂缝的现象是一致的。② 在车站右侧拱腰局部出现了拉应力，这与车站右侧砂岩岩层有关，砂岩的抗压强度和抗拉强度大于砂质泥岩，在砂岩层发生了应力集中现象；③ 在车站左侧拱腰位置拉应力较右侧明显，这与左侧的顺层岩层陡倾角有关，在左侧拱腰可能出现局部掉块、坍塌现象。施工过程中，车站左侧收敛位移较大，施工单位及时采取了支护加强措施，控制住了围岩的进一步变形。这同时也验证了施工过程有限元数值分析结果的合理性和正确性。 图6. 最小主应力云图 图7. 围岩及地表受拉区示意图 2) 围岩最大主应力(P3) 地铁车站(分析模型)开挖完成后，车站围岩最大主应力云图如图8所示。 图8. 最大主应力云图 可以看出，车站围岩最大主应力(P3)均为压应力，在车站左、右两侧拱脚围岩出现了明显的应力集中现象，最大主应力最大值为7.23 MPa，位于车站左侧拱脚处，小于砂质泥岩的抗压强度，不会引起围岩的屈服破坏。车站左、右两侧拱腰处的最大主应力也有明显的不对称性，左侧大于右侧，左侧最大主应力为3.30 MPa，右侧最大主应力为2.1 MPa，这也与该车站陡倾角地层有关。 3.3. 隧道洞周塑性区分布特征 隧道开挖完成后，围岩塑性区分布图如图9所示。 由图9可以看出，车站围岩塑性区主要分布在车站左、右拱脚及左侧拱腰，但塑性区整体没有贯通。① 车站左、右侧拱脚塑性区沿车站纵向断续分布，左侧最大影响半径为4.0 m，右侧最大影响半径为4.30 m；② 左、右侧拱肩塑性区的最大影响半径分别为3.90 m和2.90 m；③ 车站左侧拱腰塑性区的分布范围最大，最大影响半径为5.30 m，但基本都在锚杆长度控制范围之内。同样可以看出，车站围岩塑性区的分布范围和最大影响半径也表现出了明显的非对称性，车站左侧塑性区分布范围和最大影响半径明显大于右侧，这同样与左侧为顺层结构面(岩层层面)、右侧为反倾结构面(岩层层面)有关。 图9. 围岩塑性区特征
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user: 4. 结论 1) 地铁车站(模型)开挖完成后，车站左侧边墙位移明显比右侧边墙位移大，围岩变形表现出明显的非对称性，围岩变形受结构面(岩层层面)控制明显。 2) 车站围岩最小主应力以压应力为主，局部出现了拉应力，其分部范围和大小也与岩层倾角有关。左侧的最小主应力(压应力和拉应力)值大于右侧，这与车站施工过程中在左侧拱腰位移较大且局部出现掉块现象是一致的。 3) 车站围岩的最大主应力均为压应力，左侧大于右侧，在两侧拱腰表现出明显的不对称性，也与该车站围岩陡倾角岩层有关。 4) 车站左右侧围岩塑性区的分布范围和最大影响半径也表现出了明显的非对称性，左侧大于右侧，同样与左侧为顺层结构面、右侧为反倾结构面有关。 5) 在山地城市暗挖地下车站施工中，要注意岩层层面或主要结构面倾角对围岩变形、应力及塑性区的影响，加强顺倾侧的监测和支护。
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user: 摘 要 科学化的训练监控水平体现着专项训练的科学化水平，表面肌电(sEMG)信号可以通过记录机体肌肉组织的电生理活动而直接反映着机体运动时神经和肌肉的实时状态。sEMG在体育领域中的应用已有一定成果，而在赛艇运动训练实践中的研究较少。基于无线网络的肌电测量系统能够在保证肌电信号在被准确、便捷、快速采集的情况下实现无线传输并加以分析，因其具备无损伤性、针对性和实时性的监测特征而在人体研究中具备广阔的应用价值。 关键词 :赛艇，科学化训练，表面肌电，应用价值 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. 前言 随着社会科学技术的迅猛发展和国家科技软实力的快速提升，竞技体育、大众体育以及全民健身等科学化训练水平得到了不断地提高。赛艇运动是奥运会的金牌大户，近年来我国赛艇运动有了很大发展，取得了显著的成绩。目前关于赛艇运动训练的科学研究水平进步明显，但是从整体而言仍旧落后于其本身运动的技术发展水平。竞技水平的提高在很大程度上依赖于训练的科学化水平，而训练的科学化水平则取决于对运动训练的监控是否及时、准确和有效 [ 1 ] 。运动训练监控通过记录信息和描述训练状态，进而实现对训练计划的调整和控制作用。在计算机技术和神经生理学的发展带动下，肌电图的定量分析在运动医学领域得到了迅速推广。表面肌电(Surface Electromyograhy， sEMG)信号可以通过记录机体肌肉组织的电生理活动而直接反映着机体运动时神经和肌肉的实时状态(局部的机体状态、参与运动的贡献率和顺序、收缩速度和力量、疲劳程度、运动技术合理性分析、无损伤性预测等)，因其无损伤性的监测特征而在人体研究中具备广阔的应用前景。
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user: 2. sEMG的作用与在运动领域的相关研究 sEMG的采集原理及特点：sEMG是通过表面电极而采集到的神经肌肉系统活动时的生物电信号，是多个运动单元的动作电位在时间和空间上叠加的综合结果，肌电信号的产生机理如图1所示。表面肌电信号是一种稳定性很差而随机性很强的信号，其特征表现有：微弱性(一般只有0~5 mV，20~300 μV)、交变性(是乱序的交流电压，其幅值与产生的张力基本成正比)、对称性(由正弦波叠加形成)和低频性(频谱在0~1000 Hz，主要集中在200 Hz以下)。sEMG的分析指标可分为时域分析与频域分析，时域分析参数包括振幅(AMP)、积分肌电值(iEMG)、均方根值(RMS)、时程(DUR)等，频域分析参数包括平均功率频率(MPF)、中位频率(MF)、中心频率(CF)等。sEMG测试因其具有无创性和操作简便等特点在临床医学、人机工效学、康复医学和运动医学等领域而备受重视。 图1. 肌电信号的产生机理示意图 sEMG在评价运动性肌肉疲劳中的应用研究 [ 2 ] ：很多研究发现，在静力性运动至力竭的过程中，sEMG的振幅有所提升，MPF和MF的时间序列曲线出现线性的递减趋势，其斜率值和等长收缩的延续时间具有相关性。sEMG在动力性运动疲劳中的变化与静力性运动对比相对复杂，其相关的研究结果也不尽相同。张非若和丁嘉顺等人在上肢肌肉动力性运动疲劳的sEMG研究中发现 [ 3 ] ，肱二头肌和斜方肌的最大自主收缩百分在比动力性运动疲劳过程中有上升现象，而MF和MPF则有所下降。张海红和王健等人在上肢活动主动肌与拮抗肌的sEMG观察中发现 [ 4 ] ，在向心屈肘关节运动过程中，主动肌的AEMG随肌肉收缩次数的升高而升高的变化，而拮抗肌并未出现显著升高的趋势。总而言之，sEMG在评价运动性疲劳方面应用愈加广泛，但远未全面和统一地解释在疲劳过程中的一切肌电变化和深层机理。 sEMG在肌力与肌电关系方面的研究：应用sEMG观察肌肉张力与肌电振幅两者的关系早已广泛开展，大多学者发现了肌肉收缩力增加而致使肌电图幅值升高的现象。然而一些具体的肌电指标变化和肌肉力量的联系一直以来存在争论。有些学者的发现iEMG与肌力之间的相关性很高(如在人体股四头肌收缩的研究中发现肌力和肌电参数呈现了线性关系)，而也有学者的研究认为肌力和iEMG之间的定量测量和分析存有较大误差，其线性关系证据不足。 sEMG在肌纤维类型方面的研究：上述对运动疲劳的研究同时也涉及了对肌纤维类型的研究，比如运动至力竭时比目鱼(典型的以慢肌纤维为主的肌肉) iEMG的变化不明显，而腓肠肌(典型的以快肌纤维为主的肌肉)iEMG的变化则非常明显；以快肌纤维为主的肌肉，其MPF值较大，随运动疲劳而显著减少，以快肌纤维为主的肌肉其MPF值没有显著减少。 sEMG在运动技术的合理性与运动选材方面的研究：从训练的角度而言，参与某个技术环节的肌肉协调关系是运动技术的关键因素。非专业者或是初学者在完成某个专业技术动作时，由于有多余用力的现象，参与运动的肌肉放电活动表现为不统一、不协调。相反，训练水平很高的专业选手在完成相同的技术环节过程中，参与运动的肌肉放电活动则表现为放电比较规律、统一协调，而与运动无关的肌肉放电现象则明显减少。因此，sEMG在技术环节中肌肉被激活的先后顺序和贡献率方面具有很强的应用价值，这对肌肉工作的机制分析、训练水平和效率评价非常重要。另外，sEMG还可以通过观察机体运动时的电–力延迟等指标在运动选材方面体现着应用价值，如在赛艇的多人搭配中为选材提供科学的数据资料。 sEMG的市场产品现状：目前国外产品在sEMG的应用中占据着主导位置，经过了长期的发展较为全面地解决了对原始肌电信号的放大和采集分析。Thought Technology公司(加拿大)是sEMG应用测试产品的全球领跑者，其肌电信号的采集和分析放大技术已经为行业标准。Noraxon公司(美国)研发了Myo System系统，可以用于测定肌肉运动电位的多个参数数据，其产品在低噪声方面独具优势。Bio Semi公司(荷兰)研制的Active Two system产品拥有80个通道和24位的解析度，在数据采集的全面程度方面优势明显。伴随着信息技术的发展，我国的sEMG技术也获得了进一步发展的机会，最新的产品是Pclab系统，其软件分析和硬件采集两个体系均达到国际的先进水平构成的。
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user: 3. sEMG在赛艇运动应用中的相关研究 赛艇是一项周期性运动，一个划桨周期包括提桨入水、水中拉桨、按桨出水与空中推桨四个节段。赛艇运动划桨的动作技术指标主要有频率、节奏距离和速度等。关于赛艇运动的传统研究手段有：录像系统的研究方式、实船系统的研究方式和测功仪系统的研究方式等。作为一种新兴的研究手段，sEMG将先进的无线传输网络应用于赛艇运动，摆脱有线信号传输的困扰(导线易缠绕、易断、距离短)，在对促进赛艇运动训练监控更准确和及时有效方面具备独特的应用价值。因此，虽然目前sEMG在赛艇运动训练实践中的研究较少，但有越来越多的学者在此方面做出了一些有价值的探索性的应用研究。 蔡凌丽等人在赛艇选手下肢运动的sEMG研究发现 [ 5 ] ，运动员开始蹬伸时最先被激活的是胫骨前肌，其次是腓肠肌和股四头肌。随着运动时间的延长，下肢各肌肉放电量差别变大；右侧腿在蹬伸运动时所做功较左侧腿多，胫骨前肌的平均IEMG值均比腓肠肌和股四头肌大(T2段腓肠肌除外)；IEMG的值随着时间的延续基本呈上升趋势。MF和MPF值均随着运动时间的延长而增大。刘建红等人在赛艇运动员积分肌电定量分析中发现 [ 6 ] ，运动员股直肌、肱二头肌及背阔肌的iEMG值随着运动强度的增加而增加，且与运动强度均呈明显的正相关；股直肌和背阔肌的神经肌电变化随着运动强度的增加，出现明显的 iEMG增加的拐点，而肱二头肌则无明显拐点；在赛艇训练中，股直肌的iEMG随着运动强度的增加，其所占股直肌、肱二头肌及背阔肌三者总iEMG值的比例增加；而肱二头肌和背阔肌的比例则有所下降。麻文慧等人对赛艇运动的生物力学分析发现 [ 7 ] ，在一个动作周期中，肱二头肌和三角肌用力比较大，其次是股四头肌内侧头，胫骨前肌最后是竖脊肌和背阔肌，在整个动作中股四头肌内侧头放电持续时间最长；一个完整的动作是从蹬伸脚(胫骨前肌)开始，然后蹬伸膝关节(股四头肌)，之后是背伸(竖脊肌)，拉开上臂(背阔肌)，最后带动的是收上臂(三角肌后束)，屈肘(肱二)等一连串动作。形成由下向上、由远端到低端的动力链；随着运动强度的增加和疲劳的出现iEMG值出现下降趋势，MF和MPF也呈下降趋势，但是在最后冲刺阶段iEMG值、MF和MPF都有所上升，在整个2000 m运动过程中背部肌肉背阔肌和竖脊肌疲劳最明显。 赛艇肌电无线测量系统的总体要求：sEMG在运动训练的监控中能及时的反映运动员训练时局部肌肉状态，且监测过程中没有损伤性。而无线传感器网络更是可以及时有效地检测机体的生命体征，解决了传统肌电测量系统移动性差且易受到数据线的限制等缺点。基于无线网络的肌电测量系统在灵活性、实时性、远距离可操作性上使整个测量系统的性能大大提升。目前对无线传感器网络的研究已被国内外的研究机构和厂家列为主要科技攻关项目，美国加州大学的Smart Dust系统在对无线传感器网络节点化的研制中独树一帜，国内对无线传感器网络的研究也在逐步展开。因此，今后赛艇肌电无线测量仪的研发，将在极大程度上提高对赛艇训练监控的针对性、实时性和安全性。
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user: 4. 结论 综上所述，科学化的训练监控水平体现着专项训练的科学化水平，目前赛艇运动的常用指标(如心率、最大摄氧量、无氧阈、最大乳酸值、血清睾酮、血清肌酸激酶等)多为对整体的机能评价且具有一定的损伤性、延迟性和滞后性。sEMG因其无创性和操作简单而易于被受试者接受，基于无线网络的肌电测量系统能够在保证肌电信号在被准确、便捷、快速采集的情况下实现无线传输并加以分析，可以反映整体和局部的肌电信号的变化。sEMG在体育领域中的应用已有一定成果，而在赛艇运动训练实践中的研究较少。赛艇肌电无线测量仪具备针对性、实时性和安全性的先进特征，因此，对赛艇肌电无线测量仪进行开发和研究，具有很强的应用价值，可以为科学训练的发展提供新的思路，同时将会拥有较为深远的社会经济效益。
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user: 摘 要 导光板是液晶显示器的光源核心部件，其性能直接影响液晶显示器的成像质量。目前散射网点的研究多建立于球形网点形状基础之上。而实际生产中，为了提高加工效率，采用二维并联机构激光加工散射网点的形状为大小不一的半椭球形，因此现有研究结果不够精确。本文针对不同形状的散射网点进行了分析，基于Trace Pro软件建立了导光板的仿真模型，研究了不同网点形状对均匀性及光通量的影响。结果表明，当网点形状为棱柱、圆锥、半圆球和半椭球时，导光板的光通量依次增大，分别为1829.1 W/m 2 、2799.6 W/m 2 、3120.4 W/m 2 和3505.5 W/m 2 。按照优化后的网点分布设计，散射网点为半椭球时均匀性最大，可以达到91%，能够很好地适应现有生产平台的使用。该研究结果对于实际生产具有一定的指导意义，有助于提高导光板产品良率，减少生产成本。 关键词 :激光加工，网点形状，导光板，均匀性，光通量，290.0290，220.0220，230.0230 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/