DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 3. 数值模拟结果与分析 3.1. 底板破坏深度分析 断层影响下，四种顶板岩性组合类型的煤层底板破坏深度分布情况如图3系列所示： 在断层影响下，对四种不同顶板岩性组合类型的工作面煤层底板破坏深度进行对比，可以看出：随着采掘向前推进4~5 m时，底板开始产生破坏，且在X方向185 m左右处破坏深度达到最大。 顶板为硬软硬与均质硬岩组合岩层时，工作面底板中间部分普遍破坏深度为3 m，较为均匀；两者分别于X方向185.5 m和184 m处取得最大破坏深度，且最大破坏深度均为6 m，亦是相差不大。 顶板为软硬软与均质软岩组合岩层时，工作面底板中间部分破坏深度时有波动，但均在3~4 m左右徘徊；前者在X方向185.5 m处取得最大破坏深度7 m，后者于X方向180.5 m处取得最大破坏深度9 m。 不同顶板岩层组合结构的底板破坏深度有差异，顶板为硬软硬和均质硬岩组合类型时，底板破坏深度相对较小；顶板为软硬软和均质软岩组合类型时，底板破坏深度相对较大。 图2. 测点布置图 图3. 四种组合顶板结构的煤层底板破坏深度分布 3.2. 剪应力分析 断层条件下，四种顶板岩性组合类型的煤层底板剪应力分布云图如图4系列所示。 由图4分析可知：随着工作面向前推进，四种顶板组合类型的煤层底板均于X方向102 m，Y方向77.8 m处左右取得最大剪应力值，按上图分类排列分别是6.94 MPa，7.4 MPa，6.91 MPa，6.95 MPa，即硬软硬顶板组合的底板最大剪应力值最大，另三种类型最大剪应力值相比差距很小；且3 MPa以上应力集中范围总体上呈上窄下阔的葫芦状。 顶板为软硬软和均质软岩组合时，其应力分布云图范围相差较小，剪应力大于5 MPa集中在X方向99.4~104.2 m，垂向深度0~6.7 m范围内；剪应力大于4 MPa主要分布在X方向98~105.4 m，垂向深度0~13.6 m以及X方向96.6~109.8 m，Y方向46.6~58.5 m两个区域范围内。 顶板为硬软硬和均质硬岩组合时，其应力分布范围相差较小，5 MPa以上应力大致集中分布水平方向99~104.4 m范围，垂向深度为0~9 m；4 MPa以上应力集中区域X方向宽度约为93.7~111.6 m，Y方向高度约为0~44.4 m。和前者相比，其5 MPa以上和4 MPa以上应力分布区域范围相对较小。 3.3. 垂向应力分析 断层作用下，四种顶板岩性组合类型的煤层底板垂向应力分布如图5系列所示。 煤层工作面采空后，底板岩层存在向上和向下垂向应力，其整体范围云图呈漏斗状，且向下垂向应力分布较广(图6)。 图4. 四种组合顶板结构的煤层底板剪应力分布 图5. 四种组合顶板结构的煤层底板垂向应力分布 图6. 工作面下10 m和20 m处测点垂向应力变化趋势 均质硬岩组合顶板的底板向上垂向应力深度为0~16 m，最大值为0.53 MPa，于底板后74.8 m处取得；最大向下垂向应力为28.1 MPa，位于采掘工作面左端点处。其底板向上垂向应力深度区域最小，最大向上垂向应力和最大向下垂向应力值在四种顶板组合类型中亦是最小。 均质软岩顶板组合结构底板向上垂向应力深度区域为0~22 m，最大值为1.09 MPa，位于工作面后74.8 m处；向下垂向应力最大值为31.5 MPa，位于工作面左端向外0.2 m处。其底板向上垂向应力深度区域最大，最大向上垂向应力值和最大向下垂向应力值在四种顶板组合类型均是最大。 当顶板为软硬软岩层组合时，底板向上垂向应力深度范围为0~21 m，最大值为0.88 MPa，位于工作面后75 m处；向下垂向应力最大值为30.4 MPa，位于工作面左端外0.2 m处。 而顶板为硬软硬岩层组合时，底板向上垂向应力深度为0~18.9 m，最大值为0.73 MPa，位于工作面后75 m处；向下最大垂向应力为30.1 MPa，位于工作面左端点处。顶板为软硬软和硬软硬组合类型的底板的最大垂向应力值和向上垂向应力深度区域范围大小位于均质硬岩和均质软岩组合顶板类型之间。 3.4. 垂向位移分析 断层影响下，四种顶板岩性组合类型的煤层底板垂向位移分布情况如图7、图8系列所示。 四种顶板岩性组合类型的底板垂向位移变化云图对比知：四种组合类型中的底板岩层垂向位移均大于零。 顶板为软硬软岩性组合时，最大垂向位移为0.038 m，位于工作面后79.5 m处取得；位移量大于0.03 m的区域为X方向134.8~187 m，Y方向74~80 m；位移大于0.02的区域集中在水平方向112.5~191.5 m，底板下0~24 m范围内。 顶板为硬软硬岩性组合时，最大垂向位移为0.035 m，于采掘煤层后61 m处取得；位移量大于0.03 m的区域为水平方向138.6~186 m，底板下4.5 m范围；大于0.02 m位移主要集中在水平114.6~191 m，竖直60~80 m区域内。 顶板为均质硬岩组合类型时，随着工作面向前推进60.8 m，取得最大垂向位移为0.038 m；位移大于0.03主要位于X方向123.5~187 m，Y方向71~80 m范围内；大于0.02 m的垂向位移分布在水平方向108~192 m，垂向深度30 m范围内。 顶板为均质软岩组合类型时，于水平方向179.5 m处取得最大垂向位移为0.043 m；在水平方向177.1~181.8 m，垂向深度0~1 m范围内位移量大于0.04 m；0.03 m以上位移量主要分布在X方向131.4~187.7 m，Y方向72~80 m区域内；位移量大于0.02 m则位于X方向111.8~191.7 m，垂向深度0~27 m范围内。 由上分析可知，均质软岩顶板组合的底板垂向位移变化最为剧烈，最大垂向位移量最大，硬软硬岩性组合顶板的底板最大垂向位移最小，而软硬软和均质硬岩顶板组合的最大垂向位移相等；均质硬岩顶板组合类型的底板垂向位移量在0.03 m以上和0.02 m以上的区域范围最大，相反硬软硬岩性组合顶板类型的底板对应垂向位移量的区域范围最小，另两者则相差不大。 图7. 四种组合顶板结构的煤层底板垂向位移分布 图8. 工作面下10 m和20 m处测点垂向位移变化趋势
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user: 4. 结语 1) 均质软岩顶板组合结构的底板破坏深度最大为9 m，底板中部普遍破坏深度为3~4 m，略大于其他三种顶板类型底板；最大剪应力值为6.95 MPa，只小于硬软硬组合顶板结构的底板最大剪应力值；最大向上垂向应力值为1.09 MPa，最大向下垂向应力值为31.5 MPa，均为四种类型中的最大值；其垂向位移变化最为剧烈，最大垂向位移为0.043 m，为四种类型中最大值。其底板破坏程度最大。 2) 均质硬岩顶板组合结构的底板破坏深度最小为6 m，底板中部普遍破坏深度为3 m；最大剪应力值为6.91 MPa，为四种类型中最小值；其最大向上垂向应力和最大向下垂向应力分别是0.53 MPa和28.1 MPa，亦是最小量；与其他三种顶板类型的底板垂向位移相比，其垂向位移为0.038 m，亦是不大。其底板破坏程度最小。 3) 硬软硬顶板组合结构的底板破坏深度最小为6 m，底板中部普遍破坏深度为3 m；最大剪应力值为7.4 MPa，为四种顶板类型中最大值，但分布范围面积较小；其最大向上垂向应力和最大向下垂向应力分别是0.73 MPa和30.1 MPa，位于前两者之间；最大垂向位移为0.035 m，为四种类型中的最小值。其底板破坏程度位于前两者之间。 4) 软硬软顶板组合结构的底板破坏深度为7 m，底板中部普遍破坏深度为3~4 m；最大剪应力值为6.94 MPa，向上和向下最大垂向应力分别是0.88 MPa和30.4 MPa，最大垂向位移为0.038 m。在四种顶板组合结构类型中，其底板各项参数均不是最大或最小，底板应力分布和破坏深度与硬软硬顶板组合结构的底板类似。
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user: 摘 要 鄂尔多斯盆地上古生界赋存的致密气、页岩气和煤层气在空间上呈现相互叠置特征，但各种资源之间内在联系及其共生富集规律研究薄弱。利用测井、录井和分析化验等资料，在上古生界天然气资源时空分布基础上，以天然气的组分特征、碳同位素特征为依据，分析鄂尔多斯盆地上古生界天然气成生关系，划分共生成藏系统，识别其组合类型，提出天然气运聚模式。研究表明，鄂尔多斯盆地上古生界煤层气、页岩气分别与致密气具有成生关系，具有5种共生组合类型；发育煤层气–页岩气–致密气和页岩气–致密气2个共生成藏系统，前者分布在盆地的南部和北部地区，后者展布范围更广；天然气以垂向运移为主，存在原地运聚和近距离运聚2种模式。 关键词 :鄂尔多斯盆地，天然气，成生关系，共生成藏，运聚模式 Copyright © 2018 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 近年来的研究和勘探证实 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] ，鄂尔多斯盆地上古生界主要富集非常规致密砂岩气、煤层气和页岩气，是我国重要的天然气生产基地。盆地内已发现苏里格、榆林、乌审旗、子洲、大牛地与延长等6个储量均超过1000 × 10 8 m 3 的上古生界致密砂岩大气田 [ 4 ] [ 5 ] ；盆地东缘煤层含气量高，一般8~15 m 3 /t [ 6 ] [ 7 ] ；鄂页1井和镇钾1井太原组页岩已获得高产工业气流 [ 8 ] ，此外，榆106井区山西组页岩试气产能较高，具有较好的页岩气勘探潜力 [ 9 ] 。前人就鄂尔多斯盆地致密气成藏特征及富集规律 [ 10 ] - [ 18 ] 、煤层气和页岩气形成条件及其储层特征 [ 19 ] - [ 24 ] 进行了大量的研究，但这些矿产资源内在的富集规律和直接或间接的依存关系尚不清楚，整体研究薄弱。本文在前人研究成果基础上，开展盆地上古生界多种天然气资源的成生关系、组合类型及其共生成藏系统研究，总结其油气运聚模式，为实现鄂尔多斯盆地上古生界天然气协同勘探与开发、提高勘探开发效率、节约勘探开发成本提供依据与支撑。
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user: 2. 地质概况 鄂尔多斯盆地是在太古代–元古代结晶基底的基础上发展而成的多旋回叠合的克拉通盆地，面积约25 × 10 4 km 2 。根据现今的构造形态、基底特征，可以将鄂尔多斯盆地由伊盟隆起、渭北隆起、晋西挠褶带、陕北斜坡、天环坳陷、西缘冲断带等6个一级构造单元组成(图1)。盆地现今构造格局形成于中燕山运动，发展完善于喜马拉雅运动 [ 25 ] ，总体为一南北翘起、东翼缓而长、西翼陡而短的近南北走向不对称大向斜(图2)。盆地上古生界主要赋存致密气、页岩气和煤层气等天然气资源，致密气产量最大，其次为煤层气。平面上，上古生界致密气大部分位于伊陕斜坡的北部，页岩气主要分布在盆地的东部，煤层气有利区主要分布在盆地的东西缘(图1)。纵向上，上古生界致密气藏主力产气层段位于下石盒子组和山西组 [ 4 ] [ 10 ] [ 26 ] [ 27 ] ，上古生界页岩气赋存于本溪组、太原组和山西组三套富含有机质页岩中 [ 20 ] [ 21 ] [ 22 ] ，煤层气主要发育在本溪组8号煤层和山西组5号煤层 [ 19 ] (图2)。 图1. 鄂尔多斯盆地多种油气类资源平面分布 图2. 鄂尔多斯盆地多种油气类资源剖面分布模式
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user: 3. 天然气共生关系及组合类型 3.1. 天然气共生关系 通过对比分析鄂尔多斯盆地上古生界天然气的组分特征、碳同位素特征，结合其分布特征，揭示相互之间的成生关系。 3.1.1. 天然气组分特征 上古生界致密气甲烷含量为88.81%~96.37%，多位于92%~96%，平均值为92.94%，重烃含量为2.28%~7.51%，大部分样品数值分布在4%~6%，平均值为4.82%，干燥系数平均为0.95；致密气非烃气体为CO 2 和N 2 ，二者含量都比较低，CO 2 含量分布在0.49%~2.64%之间，大部分小于1%，平均值为0.974%，N 2 含量分布在0~2.27%之间，主体分布在0~1%，平均值为0.939%。天然气组分特征表示，上古生界致密气以过成熟干气为主。 3.1.2. 天然气同位素特征 据前人资料 [ 12 ] [ 28 ] [ 29 ] ，统计了25组鄂尔多斯盆地上古生界天然气碳同位素特征，分析表明上古生界石炭–二叠系致密气甲烷碳同位素分布在−35%~−29%，大部分分布在−35%~−33%，平均值为−32.98；乙烷碳同位素分布在−32.05%~−22.13%，大部分分布在−27%~−24%，平均值为−24.91% (图3)；丙烷碳同位素分布在−27.69%~−21.77%，平均值为−24.19%。甲烷和乙烷碳同位素分布比较集中，表明上古生界致密气来源比较单一，故甲烷和乙烷碳同位素可以作为鉴别致密气成因和来源的指标。 根据戴金星等 [ 30 ] 提出的利用碳同位素鉴别天然气成因标准(表1)，鄂尔多斯盆地上古生界致密气为典型的煤成气，其依据主要有三个方面：1) 上古生界致密气甲烷碳同位素δ 13 C 1 大部分分布在−36%~−33%，平均值为−33.91%；25组乙烷碳同位素δ 13 C 2 数据中，除了府5井太原组其他24组δ 13 C 2 的值均大于−28%。2) 依据δ 13 C 1 与Ro的关系，假设上古生界致密气为煤成气，利用统计数据中的−35%和−29%作为δ 13 C 1 的下限和上限，推出相对应的Ro值范围为0.9%~2.4%，与实际上古生界石炭–二叠系烃源岩Ro在1.2%~2.2%之间是相符合的；假设上古生界致密气为油型气，则推出相应的Ro值大于2.8%，与实际情况不符。3) 通过最新修订的δ 13 C 1 -δ 13 C 2 -δ 13 C 3 图版分析，鄂尔多斯盆地上古生界天然气全部落入煤成气区域，表明天然气为煤成气。综合天然气组分特征、碳同位素特征以及工区上下古生界烃源岩发育情况，可以推测出其气源岩主要为石炭–二叠系煤系。 图3. 上古生界致密气甲烷和乙烷碳同位素含量直方分布图 Table 1 Using carbon isotope to identify genetic types of natural gas [30 指标 油型气 煤型气 δ 13 C 1 /% −30 > δ 13 C 1 > −55 −10 > δ 13 C 1 > −43 δ 13 C 2 /% <−29 >−28.0 δ 13 C 1 -Ro关系 δ 13 C 1 ≈ 15.8 Lg Ro − 42.21 δ 13 C 1 ≈ 14.13 Lg Ro − 34.39 表1. 利用碳同位素鉴别天然气成因类型 [ 30 ] 综上，鄂尔多斯盆地上古生界致密气为煤成气，气源岩为上古生界煤系烃源岩。上古生界煤系烃源岩包括煤和暗色泥页岩，煤层为主要的烃源岩，泥页岩次之 [ 27 ] [ 31 ] [ 32 ] 。勘探证实，上古生界本溪组和山西组煤层中发育煤层气，太原组优质泥页岩与山西组炭质页岩内均赋存页岩气，故盆地内上古生界致密气与煤层气和页岩气都存在成生关系，且致密气与煤层气在成因上的相关性更大。关于煤层气与页岩气之间的成生关系，由于煤层气与页岩气属于自生自储的非常规气藏，因此上古生界煤层气与页岩气在成因上不存在相互关系。 3.2. 天然气共生组合类型 煤层气–页岩气–致密气成藏系统内煤层气和页岩气为气源，二者同时向致密储层供气。受沉积环境的控制，剖面上，鄂尔多斯盆地本溪组、太原组和山西组煤层、富含有机质泥页岩和致密砂岩储层相互叠置，在剖面上发育四种共生组合类型，组合模式如图4。 根据钻井资料，识别出了每种组合类型的发育层段，如煤层气–页岩气–致密气组合在孤1井1776~1784 m层段发育(图5(a))，致密气–煤层气–页岩气组合在陕2井3216~3220 m层段发育(图5(b))，致密气–页岩气–煤层气组合在孤1井1739.5~1749.5 m层段发育(图5(c))，页岩气–致密气–煤层气组合在孤1井1784~1795 m层段发育(图5(d))。 页岩气–致密气共生组合岩性以黑色、深灰色泥岩、黑色碳质页岩以及灰色中细砂岩为主，在剖面上表现为致密砂岩与泥页岩互层沉积，主要发育在山1段及以上地层中。此种组合类型具有成生关系，表现为泥页岩为烃源岩，致密砂岩为储层，发育上生下储、下生上储两种生储关系。利用测井、钻井资料，发现致密砂岩储层单层厚多在3~10 m。
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user: 4. 天然气共生成藏系统 油气共生成藏系统是在一定的地质单元内，具有成因联系的常规和非常规油气成藏所需要的动态和静态要素有机集合，形成一源多藏、多源多藏和多源一藏等常规与非常规油气多层系、多类型共生成藏组合。 依据生储盖组合特征，鄂尔多斯盆地上古生界发育煤层气–页岩气–致密气和页岩气–致密气2个共生成藏系统。其中，煤层气–页岩气–致密气成藏系统以太原组–山2段煤层和泥页岩为主要烃源岩，致密砂岩为储层，具有双源供气的特征；综合考虑鄂尔多斯盆地煤层气–页岩气–致密气成藏系统烃源岩和储层条件，以山西组煤层5 m等值线、太原组泥页岩厚度5 m等值线、TOC为1%等值线以及山2段储层5 m等值线为界限，圈定该系统平面分布范围。研究表明，鄂尔多斯盆地存在两个煤层气–页岩气–致密气成藏系统，主要分布在盆地的北部和南部，即鄂托克前旗–靖边–柳林一线以北、定边–安塞–子长一线以南的广大地区。 页岩气–致密气成藏系统剖面上主要发育在盒8段–山1段地层中，平面上位于在盆地的北部和南部地区，苏里格气田是其中的典型代表。该系统以山1段泥页岩为主要烃源岩，盒8段–山1段致密砂岩为主力储层。广覆式生烃的暗色泥页岩与大面积分布的致密砂岩储集层相互叠置，天然气近距离运移、 图4. 鄂尔多斯盆地煤层气–页岩气–致密气成藏系统组合模式图 图5. 鄂尔多斯盆地煤层气–页岩气–致密气成藏系统组合类型实例 大面积成藏。综合考虑鄂尔多斯盆地页岩气–致密气成藏系统烃源岩和储层条件，以山西组泥页岩厚度10 m等值线、TOC为1%、Ro为0.6%等值线以及砂岩储层5 m等值线为界限，圈定该系统平面分布范围。研究表明，页岩气–致密气成藏系统分布在盆地的中东部，即靖边–吴旗–庆阳一线以东地区。
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user: 5. 天然气共生成藏模式 煤层气–页岩气–致密气成藏系统存在两种运聚模式，一种是太原组–山2段煤系烃源岩生成的天然气向紧邻的致密储层中聚集成藏，以垂向运移为主，运移距离较短；一种是煤系烃源岩生成的天然气未经过二次运移储集在煤层和泥页岩中，形成煤层气藏和页岩气藏(图6)。 页岩气–致密气成藏系统天然气运聚模式与煤层气–页岩气–致密气成藏系统相同，页岩气是有机质生成的天然气未经过二次运移储集在泥页岩中聚集形成，致密气是烃源岩生成的天然气经过近距离垂向运移，在紧邻的致密砂岩储层中聚集形成(图7)。页岩气和致密气分布均不受区域构造控制，无统一气水界面，呈大面积连续性含气、局部地区含水的特征，气藏分布在一定范围内相对独立，互不连通。 图6. 鄂尔多斯盆地煤层气–页岩气–致密气成藏系统运聚模式图 图7. 鄂尔多斯盆地页岩气–致密气成藏系统运聚模式图
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user: 6. 结论 1) 通过分析天然气的组分特征和碳同位素特征，认为鄂尔多斯盆地上古生界煤层气、页岩气均与致密气具有成生关系，且煤层气与致密气成生关系更加密切。 2) 鄂尔多斯盆地上古生界发育煤层气–页岩气–致密气和页岩气–致密气2个成藏系统。前者分布在鄂托克前旗–靖边–柳林一线以北、定边–安塞–子长一线以南地区，后者分布在靖边–吴旗–庆阳一线以东地区。 3) 煤层气–页岩气–致密气和页岩气–致密气成藏系统均存在2种运聚模式，一种是煤系烃源岩生成的天然气向紧邻的致密储层中聚集成藏，以垂向运移为主，运移距离较短；一种是煤系烃源岩生成的天然气未经过二次运移储集在煤层和泥页岩中，形成煤层气藏和页岩气藏。
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user: 摘 要 为进一步提升河南中原高速公路股份有限公司的竞争力，使其在不同的风险环境中，仍能持续稳定的发展，文章采用系统动力学原理和Vensim软件，在充分考虑人才、技术、投资、政治风险、市场、物流等多种因素的前提下，构建系统动力学模型。模拟分析不同风险环境对公司的发展产生的影响，以期为公司的国家化发展提供理论支持。 关键词 :河南中原高速公路股份有限公司，系统动力学，Vensim软件，模拟仿真 Copyright © 2018 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 河南中原高速公路股份有限公司(以下简称“中原高速”或“公司”)是目前为止，河南境内交通行业中的唯一一家上市公司。截止2017年底，中原高速拥有3724名员工，其中大专及以上学历达到85.7%，本科及以上学历达到33.1%，可以说中原高速拥有着一只高素质的员工队伍。公司的主营业务除了交通运输业外，还包括房地产、成品油销售、技术服务等行业，多元化的经营模式给公司带来了丰厚的盈利。然而，通过分析中原高速近几年的财务报表发现，公司的盈利能力较前几年虽有所提升，但呈现出不稳定的趋势，随着市场和国家政策的改变必然会给公司带来更多的挑战。因此，为进一步提升中原高速应对不同风险环境的能力，使公司在国际化发展之路中能够稳步前行，有必要充分考虑人才、技术、投资、政治风险、市场、物流等多种因素对公司发展带来的影响。 对于公司发展的研究，不同的学者采用了不同的研究方法，如郑晓明等人采用双元能力的视角，以海底捞为例，研究了企业服务敏捷性形成的特征、过程和原因，为服务行业的发展提供参考 [ 1 ] 。为提高我国公路行业整体的运营效率，张建斌从高速公路规模经济的测度及改革路径的选择来研究高速公路行业规模经济效应，从而来提高企业的竞争力 [ 2 ] 。谢获宝等人根据深交所在官网上披露的上市公司信息，研究分析了上市公司战略差异对财务分析师盈余预测质量的影响以及信息透明度对两者之间关系的作用，从而为企业的决策提供理论基础 [ 3 ] 。李雁从组织行为学、组织文化、公共政策等公共管理理论角度，研究了公路行业企业的组织文化构建问题，为企业的国际化发展提供了理论支撑 [ 4 ] 。王化冰借助企业核心竞争力建立普遍理论，为高速公路企业有针对性的核心竞争力理论框架，从而使得我国的高速公路行业、企业可以更好地发展 [ 5 ] 。刘飏对我国高速公路多元化经营的重要意义进行了具体的探索，分析了当前高速公路在多元化经营中存在的具体困境，围绕这些困境针对性的提出了高速公路多元化经营模式的具体策略，以期为高速公路顺利开展多元化经营带来有益的指导 [ 6 ] 。Hongyu Zhou等人以环宇公路建设发展有限公司为例，从控制环境、风险评估、控制活动、信息沟通和内部监督五个方面指出了公司内部控制状况的缺陷和不足，为公司的健康发展提供决策依据 [ 7 ] 。易雪采用PEST分析和SWOT分析相结合的方式，对我国的百货公司的发展之路进行深度分析，为行业的发展提出战略规划 [ 8 ] 。以上方法多是定性分析，缺少定量分析，而且只对公司内部影响发展因素进行了分析，没有考虑公司所处的外部环境。有一些学者对影响公司发展的内部因素参数进行了求解分析，如徐海成以收费公路行业为例通过对模型中行政垄断的租值构成及相关参数的分析，实证测度了收费公路行业租值耗散程度并对结果及成因加以探讨，进而从重塑规制职能和构建双重监管体系两方面提出减少行政垄断、降低租值耗散的改革路径 [ 9 ] 。Algan Tezel等人从中小企业的角度来确定如何实施精益建设(LC)的参数(当前状况)和如何进一步促进(未来方向)，从而为高速公路企业提供未来发展方向 [ 10 ] 。还有一些学者运用数理统计的方法对企业的资本结构进行了研究，如周荣等人以我国23家上市公司的数据为基础，采用相关分析和线性回归分析相结合方法，检验企业的知识资本对上市公司盈利能力和成长能力的作用关系 [ 11 ] 。许小骏运用描述性统计分析、方差分析、相关性分析、回归分析及二次曲线特性分析等数据分析方法，从实证分析的角度研究了高速公路上市公司的企业资本结构 [ 12 ] 。SaugatoDatta以印度的黄金四边形工程为例采用差分–差分估计策略，在这种策略中，改进的高速公路上和外的状态以及与它们之间的距离用作处理变量 [ 13 ] 。数理统计虽然是定量分析，但是不能全面考虑影响公司发展的相关因素。因此，为全面考虑影响公司发展的影响因素，文章选用系统动力学建立完整的结构模型，由于系统动力学可用于研究处理社会 [ 14 ] 、经济 [ 15 ] [ 16 ] 、生态 [ 17 ] [ 18 ] 等复杂系统问题，特别适合处理变量间关系复杂，非线性的情况，其研究对象主要是开放的系统。它不但强调系统的结构和行为，而且还注重系统的因果关系，利用历史数据获取初始条件或结构参数，建立完整的结构模型；然后仿照现实在一定的假设条件下进行仿真，模拟不同情况下系统的动态行为。由于系统动力学对复杂系统的研究独具特色，因此选择该方法对河南中原高速公路股份有限公司进行研究。
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user: 3. 系统模拟及结构分析 为了进一步增加公司的年收益，提高河南中原高速股份有限公司的发展前景，对于河南中原高速公路股份有限公司国际化发展系统动力学模型，分别从其系统的内部和外部影响因素出发，模拟仿真定量分析不同情境下公司的运营状况、经营收益及面临的风险。 3.1. 系统内部环境影响 河南中原高速股份有限公司系统的内部包含诸多因素，由于数据的局限，本文仅考虑人才、投资、技术等对公司发展影响较大的一些因素。人才是衡量一个企业发展潜力的重要因素，由于不同环境下，人才的定义也不同，考虑到河南中原高速股份有限公司可归为制造行业，对其我们将大专及其以上的学历归为人才。通过统计得知，中原高速近几年的人才比例一直徘徊在85%左右，但是高精尖的硕士及其以上的人才比例不足3%，这可以充分解释说明，图7(b)中的研发收入支出比例一直较低的原因，而且在今后的几年有略微下降的趋势。因此，公司在今后的招聘中，应当注意高精尖例如硕士、博士等人才的引进，从而提高公司的科研能力，在加大科研支出的同时，得到较高的研发收入支出比例。从图中的数 图6. 主要变量数据变化趋势图 图7. 系统内部环境变化主要变量变化趋势图 据均大于一说明公司的研发收入都是大于支出的，反观公司的研发支出，这几年却一直有下降的趋势，因此，公司在今后也应当加大研发支出费用，从而提高技术服务销售收入。 对于河南中原高速股份有限公司拥有的高速公路总里程，模型中的假设为753.27公里，也即是一直保持不变。根据公司财务状况和现阶段每建设一公里所投入的资金可知，公司在今后的几年中如果能使公司拥有的高速公路总里程保持一定的增长率，通过图7可知，公司的年收益会稳步提升。因此，对公司而言，可以在自己资金允许范围内，提升公司高速总里程的长度。 3.2. 系统外部环境影响 河南中原高速股份有限公司所处的系统外部环境主要包括GDP、国内高速总里程、国内汽车总量、人口总量等因素变化对市场环境造成影响，此外还包括国家政策变化对公司带来的影响。 由图8可知，对于河南中原高速股份有限公司发展系统来说，系统外环境中市场因素包含的GDP、国内高速总里程、国内汽车总量、人口总量等在今后的几年均保持不断增长的趋势，这说明公司现阶段所处的外部市场环境良好。我国的物流、国民出行在今后均会加大，必然对高速的需求有所加大，因此也给公司的发展带来良好的前景。对于国家政策的改变公司应当密切关注，积极研究国家有关宏观政策及行业政策的变化，及时跟踪、研判政策走势，适时制定应对策略与措施，在确保通行能力的前提下，避免收入流失。同时就相关行业政策调整进行分析研究，积极与政府主管部门沟通，表达公司及投资者的期望，并提出合理工作方案，切实维护公司及投资者利益。通过加强银企合作争取贷款优惠政策，在做好优化公司财务结构，降低财务成本的同时，积极开辟多样化、低成本融资途径，破解融资难、融资贵问题(图8)。
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user: 4. 结论 本文通过构建河南中原高速公路股份有限公司国际化发展系统动力学模型，模拟分析了河南中原高 图8. 系统外部环境变化主要变量变化趋势图 速公路股份有限公司的发展过程中所面临的局限与优势，并对系统在演化过程中系统内外环境变化对系统带来的影响。研究结果表明，河南中原高速公路股份有限公司在今后的几年所处市场环境良好，内部因素大多也能给公司的发展带来收益。但是，为使公司在此基础上更好地发展，公司应当引进高精尖的科研人员，增加公司拥有的技术数量，并增加对科研的支出，从而提升公司的竞争力。公司所处外部环境中的政策因素会给公司的运营带来潜在的风险，为此公司在今后运营中应当坚持主业发展，持续加强项目建设和运营管理，大力提高经营管理和服务水平，严格控制成本费用，在工程建设期改革物资采供方式，推广新技术、新材料、新工艺，切实提高成本管控水平，同时继续加强项目的安全和质量管理。努力保持和提高路桥盈利水平，使项目建成后由培育期尽快过渡到盈利期。及时跟踪、研判宏观调控政策走势，依据政策导向，灵活应对市场变化，完善和优化产品结构，创新营销推广模式，进一步提升公司核心竞争力和可持续发展能力。
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user: 摘 要 采用ABAQUS数值模拟方法，建立了有力筋块体自由摇摆振动的数值模型，以块体的高宽比、力筋刚度、初始位移为分析参数，研究了不同参数水平下块体自由摇摆振动的恢复系数。研究发现恢复系数具有一定的随机离散性；高宽比对恢复系数有显著影响，力筋的施加以及初始位移的大小对恢复系数几乎没有影响；恢复系数的理论值，可以直接用于高瘦型块体的计算，但对矮胖型块体的计算则误差较大。给出了不同情况下恢复系数的试验平均值，可供计算时参考。 关键词 :块体，自由摇摆振动，恢复系数，力筋，ABAQUS Copyright © 2018 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 目前，除了采用消震与隔震措施，一般的建筑结构在地震作用下是通过自身的不可恢复变形和损伤来耗散地震能量，在大震作用下，即使结构没有发生倒塌，因耗散地震能量而产生的变形和损伤也常常会导致结构难以修复或加固费用昂贵，甚至需要推倒重建。而摇摆结构在地震作用下以刚体运动为主，变形和损伤均很小，因此受到越来越多研究者的关注 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] 。 摇摆结构的概念由Housner [ 5 ] 于1963年首次提出。Housner以刚性地面上的平面矩形刚性块体(图1)作为研究对象，分析了块体在自由振动下的周期及耗能，在常水平加速度、正弦波加速度及水平地震力作用下的倾覆反应。Pena [ 6 ] 等通过试验研究了花岗岩块体在刚性基础上的自由振动摇摆响应，并采用两种计算模型分别计算块体在正弦波激励和地震波激励下的反应。Cheng [ 8 ] 用有力筋的钢筋混凝土试块模拟桥墩进行了自由振动试验，分析了接触面材料、力筋面积、试件高宽比及横截面尺寸四个影响因素对混凝土块体在摇摆振动中的滑移、最大加速度、阻尼比等响应的影响。Maryam [ 9 ] 等以NEESR-CR项目中的摇摆墙为原型，进行了四个1/3.6单片有力筋的摇摆墙试件的振动台试验，分析了初始预应力和力筋截面面积对墙体的底部应力、碰撞面范围及抬升高度的影响。Vassiliou和Makris [ 10 ] 从理论出发研究了有力筋块体(图2)在地震作用下的摇摆振动响应，分析了力筋的刚度对系统刚度的影响。 Schau [ 11 ] 等将摇摆振动理论方程所得位移响应与ABAQUS模拟结果进行了比较，其中方程计算采用四阶Runge-Kutta迭代法并采用不同的恢复系数分析；ABAQUS模拟中采用平面应力单元，分析不同的接触条件、基础特性、刚体底部几何尺寸的微小改变对位移响应的影响。Kalliontzis [ 12 ] [ 13 ] 等做了一系列摇摆振动试验，基于ABAQUS对试验进行模拟，并在模拟中引入Rayleigh阻尼系数，研究了摇摆振动过程中柱的位移时程、速度–位移相图以及力筋中力的变化图。 目前，虽然对摇摆振动已有一定的理论与试验研究，但理论研究基本都是基于块体和基础都为刚性且无弹跳与滑移的假定，同时相应的试验研究成果较少，如何建立合理有效的摇摆振动模型仍处于探索之中，各参数对振动响应的影响也有待进一步分析与讨论。 本文提出一种模拟摇摆振动的ABAQUS建模方法，通过与已有试验结果对比验证方法的正确性。模型根据实际情况定义材料特性和接触特性，避免了理论研究的刚体假定和无弹跳、滑移的假定，之后研究了不同参数水平下块体的碰撞恢复系数。
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user: 2. 有限元模型的建立与验证 2.1. 试验说明 本文以Kalliontzis [ 13 ] 完成的摇摆振动试验作为标定试验，验证建模方法的正确性。试验中的摇摆系统(图3)主要由柱、基础、柱顶质量块、水泥层以及柱内无粘结力筋组成，各部分尺寸如图3所示。柱的质量为553.4 kg，质量块重1080 kg，质量块顶部与柱顶齐平；力筋两端分别与柱顶面和基础底面锚固。力筋采用强度等级为Grade270的七束钢绞线，横截面面积为140 mm²，初始预应力为69.9 MPa，弹性模量为199，948 MPa。柱、质量块、基础的弹性模量为26，372.45 MPa，水泥层为41，368.55 MPa。试验中，液压千斤顶通过牵拉环在质量块的高度中部施加力，使柱产生初始角位移0.03 rad，之后释放该力，使柱体产生自由摇摆振动，并通过LED测控系统测量位移。 图1. 摇摆块体 [ 5 ] 图2. 有力筋的摇摆块体 [ 10 ] 图3. 试验中的摇摆系统(单位：m) 图4. 试验中摇摆系统的ABAQUS模型 2.2. ABAQUS有限元模型说明 对摇摆振动选用显式动力学方法建立接触条件更为容易，因此选用ABAQUS 6.13/Explicit作为分析平台。模型中各部分尺寸及材料参数按照试验取定，材料为弹性，力筋线膨胀系数根据钢结构设计规范取1.2 × 10 −5 。完成的ABAQUS模型如图4所示，对建模中关键内容说明如下。 2.2.1. 网格划分及单元类型选取 在系统摇摆过程中，整体以刚体运动为主，只有柱底部与水泥层有碰撞，为减小模型的体量，将柱沿高度方向分段划分网格。上部和下部采用C3D8R单元，增强沙漏控制(enhanced)，中间过渡部分选择C3D4单元。力筋选用T3D2，基础、质量块、水泥层以及锚板的单元类型与柱上部相同。 2.2.2. 各部件之间相互作用定义 柱与质量块、基础与水泥层分别以一个部件建模；柱顶部和锚板、基础底部和锚板之间用束缚约束(Tie)连接在一起。以柱底面和水泥层顶面作为接触面定义通用接触，切向特性中摩擦公式选罚函数(Penalty)，摩擦系数取0.6，法向特性中选硬接触(“Hard” Contact)，其余取默认值。 2.2.3. 分析步的设置及荷载、边界条件施加 试验通过五个分析步来实现。初始分析步，加z向重力g = −9.8 m/s 2 ，约束基础底面三个方向的平动位移。第二个分析步，以降温法给力筋施加初始预应力，分析步时长0.01 s。第三个分析步，给柱体及质量块施加绕y轴初始角位移0.03 rad，时长0.2 s；为防止出现三维振动，约束柱体和质量块的y向平动位移直至分析结束。第四个分析步，使柱体及质量块在初始位移状态下保持稳定，时长0.05 s。第五个分析步，释放初始位移，使结构摇摆，时长5 s。 2.3. 有限元结果与试验结果对比 2.3.1. 数值计算有效性分析 在ABAQUS/Explicit分析中，可以通过各种能量之间的比较，帮助评估一个分析是否得到了合理及准确的响应(ABAQUS 6.13帮助文件)，通常总能量(total energy， ETOTAL)应保持为一个常数或接近于一个常数，伪应变能(artificial energy， ALLAE)与实际的能量如动能(kinetic energy， ALLKE)、内能(internal energy， ALLIE)相比应是可以忽略的。图5给出摇摆过程中的能量图，可以看到，总能量的数值基本保持在2~5之内，伪应变能接近于零，与动能和内能相比，总能量接近于一个常数，伪应变能可以忽略，因此认为模型结果计算有效。 2.3.2. 位移时程对比及分析 通过GetData Graph Digitizer软件对试验结果(文献 [ 13 ] 中的 Figure 4 -18)进行数据提取，试验与数值模拟所得的角位移时程对比结果见图6。 由图6可以看到，在振动前4 s，试验结果与数值模拟所得结果在振动周期上吻合度很好，振幅间的差值随着振动时间的增加逐渐增加。造成振幅有差值的原因主要是数值模拟中没有考虑力筋与管道之间的摩擦产生的能量损失。实际试验中，力筋与管道之间不可避免的存在着摩擦，在结构摇摆的过程中，力筋反复伸长与回缩，与管道之间产生摩擦进而产生能量损耗，导致振幅减小。由于目前的建模方法还不能准确的模拟这部分耗能对振幅的影响，同时考虑到本文主要探讨不同参数对恢复系数的影响，因而本文数值试验中均不考虑此项摩擦。
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user: 3. 有无力筋时碰撞恢复系数的有限元试验设计 3.1. 数值试验模型 图7为有力筋块体摇摆振动的计算简图。块体以角点O或O’为转动轴作刚体运动，当块体运动到 θ = 0 时，与基础发生碰撞，随之转动轴发生改变，因而摇摆振动的方程是分段连续的。根据块体绕角点O的动量平衡推导得到块体绕一个角点的运动方程如式(1)： I O d 2 θ d t 2 + W R sin ( α − θ ) + ( F 0 + F e ) b = 0 (1) 式中 I O = 4 MR 2 / 3 是矩形块体对角点O的动量矩，W是块体重力， F e = E s A s ε = E s A s tan α | sin θ / 2 | 是由力筋伸长产生的恢复力， F 0 = σ 0 A s 是由初始预应力产生的恢复力。由(1)式可以看到，在振动过程中，有力 图5. 系统能量图 图6. 角位移时程对比图 图7. 有力筋块体计算简图 筋的块体有三部分恢复力，W、 F e 及 F 0 ，当 F 0 = 0 和 F e = 0 同时满足时，(1)式即为无力筋的摇摆振动系统的运动方程，只有重力恢复力，同Housner [ 5 ] 提出的运动方程一样。 理论方程中一般假定能量损耗集中在碰撞过程，并以Housner [ 5 ] 提出的恢复系数r来表示能量损耗。当r值已知，则摇摆振动的整个运动过程即确定，因此r在摇摆振动的研究中有极为重要的作用。r定义为碰撞后与碰撞前块体的动能之比，对矩形无力筋的块体 r = ( 1 − 3 sin 2 α / 2 ) 2 ，目前关于恢复系数的研究 [ 6 ] [ 7 ] [ 14 ] 仍是基于试验在此基础上进行修正，并没有统一有效的方法可以直接计算恢复系数，而对有力筋块体的恢复系数目前还没有相关计算公式。 3.2. 试验说明 数值试验模型包括块体、基础、力筋及锚板(图8)。基础和块体的材料选C30混凝土，弹性模量为3 × 10 10 Pa，密度为2400 kg/m 3 。块体与基础间的摩擦系数取0.6。所有模型中的基础尺寸均为1.5 m × 1.5 m × 0.4 m (长 × 宽 × 高)。力筋采用钢绞线，弹性模量为1.95 × 10 11 Pa，密度为7850 kg/m 3 ，线膨胀系数 α = 1.2 × 10 − 5 / ℃ ；锚板选用钢板，弹性模量2.06 × 10 11 Pa，密度7850 kg/m 3 。为防止三维振动，约束块体y方向中面(即ABC面)的y向位 根据定义，恢复系数由碰撞后与碰移，分析步设置、边界条件以及荷载施加方式都与标定试验相同。 定义力筋刚度为 ∏ E = E s A s / W ，角位移为 Θ = θ / α ，数值试验中取块体宽度为0.4 m，初始预应力为0，以块体高宽比h/b、力筋刚度 ∏ E 及初始角位移 Θ 0 为变量设计了具有不同水平的12个数值模型(见表1)，可以看到，这三个参数均是无量纲参数，当 ∏ E = 0 时即为无力筋的情况。模型名称按照“h/b- ∏ E - Θ 0 ”的方式编写，如4-300-0.1表示块体高宽比为4，力筋刚度 ∏ E = 300 ，初始角位移 Θ 0 =0 .1 。
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user: 4. 试验结果及分析 撞前的动能之比求得，在本文计算中，由于在摇摆过程中块体无明显损伤，故认为块体质量在整个摇摆过程中保持不变，由碰撞后与碰撞前速度的平方之比求得各数值模型的恢复系数。图9(a)~图9(d)给出了12个数值试验的恢复系数随碰撞次数n的变化图，图中实线为恢复系数理论值(以下简称理论值)，高宽比为4、6、10时，理论值分别为0.83132、0.92056、0.97052。 由图9可以看到，因为考虑了块体和基础的实际材质以及接触条件，数值试验所得的恢复系数(以下简称试验值)并不是一个固定值，而是在振动过程中以理论值为基准线随机波动，整体呈现离散状态，由文献 [ 14 ] 也可看到这一点。高宽比为6和10的块体，恢复系数的离散性较小，且高宽比为6的块体其理论值是试验值的下限，而高宽比为10的块体其理论值则基本是试验值的均值，相比较而言，高宽比为4的块体的恢复系数离散性更大，理论值是试验值的偏上界。 对块体在整个振动过程中的恢复系数取平均值，并将试验平均值r 1 与理论值r 0 进行比较，以e = (r 1 − r 0 )/r 0 表示试验平均值与理论值的相对差值，见表2。 Table 1 Parameters of model specimen 模型名称 h/b ∏ E Θ 0 4-0-0.1 4 0 0.1 4-300-0.1 4 300 0.1 4-650-0.1 4 650 0.1 6-0-0.1 6 0 0.1 6-300-0.1 6 300 0.1 6-650-0.1 6 650 0.1 10-0-0.1 10 0 0.1 10-650-0.1 10 650 0.1 10-6500-0.1 10 6500 0.1 6-0-0.5 6 0 0.5 6-70-0.5 6 70 0.5 6-300-0.5 6 300 0.5 表1. 模型试件参数 Table 2 Average values of CO 高宽比(初始位移) 无力筋情况 有力筋情况1 有力筋情况2 理论解 r 1 e (%) r 1 e (%) r 1 e (%) r 0 4 (0.1) 0.69588 −16.292 0.76454 −8.033 0.77014 −7.360 0.83132 6 (0.1) 0.95589 3.838 0.95761 4.025 0.96437 4.759 0.92056 10 (0.1) 0.96489 −0.580 0.9394 −3.207 0.97978 0.954 0.97052 6 (0.5) 0.94899 3.088 0.95207 3.423 0.94718 2.892 0.92056 表2. 恢复系数平均值 注：有力筋情况1包括4-300-0.1、6-300-0.1、10-650-0.1、6-70-0.5，有力筋情况2包括4-650-0.1、6-650-0.1、10-6500-0.1、6-300-0.5。 图8. 数值分析的ABAQUS模型 图9. 模型试件的恢复系数 从表2看，对高宽比为4的块体，力筋的施加对恢复系数r的平均值有较为明显的影响，但由图9(a)可以看到，因为r本身具有极大的离散性，所以实际的r并不因力筋的施加而具有显著变化；对高宽比为6和10的块体，无论是从表2中r的试验平均值方面还是图9(b)~图9(d)中r随碰撞次数变化方面，力筋的施加对恢复系数都不具有显著影响。由图9(b)、图9(d)以及表2可以看到，初始位移对恢复系数没有显著影响。
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user: 5. 结论 1) 在振动过程中，恢复系数r具有一定的随机离散性，并不像理论所得为一恒定值，且矮胖型块体的恢复系数离散性更大。 2) 对瘦高型的块体，其恢复系数可以用理论计算值表示，相对误差很小；但是对于矮胖型块体，理论值存在较大误差。本文给出的各工况下的恢复系数试验平均值，可供相关计算参考。 3) 块体是否加力筋以及所加力筋的大小，对恢复系数似无显著影响。 4) 初始位移的大小对恢复系数无明显影响。 本文的建模方法未考虑力筋与管道之间的摩擦，同时因为计算时间原因对高宽比为6和10的块体并未分析其运动全过程，只分析了前10 s的运动，之后的研究可以在这些方面进一步改进与探讨。
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user: 摘 要 在不同结构载荷的随机因素中，温度是影响桥梁形变的最主要因素。索梁(塔)温差效应是斜拉桥温度作用之一。引起索梁温差的内因是索与梁在材料组成和几何形状方面的不同，外因是日照的影响。本文以岳阳洞庭湖大桥为例，针对温度效应中的索梁温差效应，对在不同温差下岳阳洞庭湖大桥的主梁以及中塔进行形变规律分析。 关键词 :斜拉桥，索梁温差，桥梁形变 Copyright © 2018 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 斜拉桥是由梁、塔和索三部分组成的缆索承重的高次超静定柔性结构，其预应力混凝土箱梁和箱型桥塔以其优良的截面特性在混凝土桥中占据主要地位。在桥梁结构设计和施工中，日照温度变化对斜拉桥的主梁位移、桥塔偏位和索力均会产生不同程度的影响。混凝土的热传导性较差，由此在索塔、主梁和索结构内产生不利温度场，从而形成较大的温度应力，严重时会引起结构的开裂。 斜拉桥的温度作用分为体系温差、索梁(塔)温差、主梁温度梯度、主塔温度梯度四个方面 [ 1 ] 。目前已有研究结合实测温度数据与有限元模型对PC斜拉桥拉压支座影响惊醒风险识别与分析 [ 2 ] ；以及利用Midas/Civil对成桥阶段的索梁温差以及全桥整体升温、降温进行计算分析温度对形变的影响 [ 3 ] ；采用大型通用有限元程序ANSYS对箱型截面温度进行预测，为施工控制提供理论依据 [ 4 ] 。本文以岳阳洞庭湖大桥为例，针对温度效应中的索梁温差效应，对在不同温差作用下岳阳洞庭湖大桥的主梁以及中塔进行形变规律分析。
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user: 2. 温度传感器布设 温度是影响桥梁形变非常重要的因素，为了分析温度对桥梁形变的影响，在洞庭湖大桥上安装了温度传感器，时刻监测大桥的温度变化。在索面交界处的桥面底部安装2个主机箱。采用粘贴工艺拉索上共布12个温度计，选择每组拉索居中的一根(如图1中，S11表示所选拉索)，粘贴在距离桥面约200厘米处，面向桥面(背阳)的一侧(如图1所示)。 采用钻孔工艺，主塔上共布18个温度计，桥面系共布28个温度计，钻孔深度以能完全掩埋温度计为准。线采用专用屏蔽线：每一个温度计用一根导线连接至机箱，中途根据需要采用线套保护并固定。两个主机之间用一个导线连接。单根导线的长度见表1。
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user: 3. 索梁温差效应下桥梁随机形变规律分析 索梁(塔)温差效应是指结构从同一基准温度出发，索的温度变化量与主梁的温度变化量不一致而形成索与主梁之间的温度差值。引起索梁温差的内因是索与梁在材料组成和几何形状方面的不同：斜拉索构件单独升温或降温。斜拉索的结构尺寸比主梁及索塔的结构尺寸小得多，同时斜拉索材料导热性能比主梁及索塔大得多，因而斜拉索的温度变化幅度要比主梁及索塔的温度变化幅度大得多。引起索梁温差的外因是日照的影响。 以岳阳洞庭湖大桥为例，在主梁与塔无温差时，我们考虑斜拉索与主梁的温差为5℃、10℃、15℃、20℃的情况下，模拟了索梁温差效应下主梁的竖向形变和中塔塔顶的形变，如图2、图3所示，以及洞庭湖大桥的形变率空间统计情况结果，如图4所示。 造成大桥主梁与索塔温度变化幅度不同的主要原因是原材料导热性能不同，这使得同一光照条件下主梁与索梁存在温差。温度变化导致主梁和索梁产生变形，主梁和索梁变形效果叠加造成大桥的变形。随着斜拉索与主梁温差的增大，主梁每部分的竖向位移不断增大；同时主梁两侧形变效果对称，其中主梁中点和两端点形变最小，主梁两侧随长度的增加，竖向位移先变大后变小，主梁距中点接近200 m的部分，竖向位移最大。随着斜拉索与主梁温差的增大，中塔塔顶的纵向位移不断增大，而竖向位移不断减小。这种变形效果会导致主梁两侧产生凹陷，在距中点200 m处凹陷效果最明显。总体在各温差条件下，桥梁形变呈一定的规律性。 图1. 斜拉索温度计布置示意图 Table 1 Length of thermometer wiring (estimated 温度计(个) 距桥面顶板距离h (m) 桥面顶板厚度(m) 距机箱位置(纵向)m 距机箱位置(横向)m 合计(m) 中塔 1/3处 2 35.2 0.32 0 11.5 94.04 2/3处 2 70.4 0.32 0 11.5 164.44 顶端 2 105.5 0.32 0 11.5 234.64 左边塔 1/3处 2 26.4 0.32 310 11.5 696.44 2/3处 2 52.8 0.32 310 11.5 749.24 顶端 2 79.13 0.32 310 11.5 801.9 右边塔 1/3处 2 26.4 0.32 310 11.5 696.44 2/3处 2 52.8 0.32 310 11.5 749.24 顶端 2 79.13 0.32 310 11.5 801.9 拉索 A08 (2根) 2 2 0.32 375 11.5 777.64 B08 (2根) 2 2 0.32 245 11.5 517.64 S11 (2根) 2 2 0.32 90 11.5 207.64 S11 (2根) 2 2 0.32 90 11.5 207.64 B08 (2根) 2 2 0.32 245 11.5 517.64 A08 (2根) 2 2 0.32 375 11.5 777.64 总计 30 539.76 4.8 3280 172.5 7994.12 表1. 温度计布线长度(预估) 图2. 索梁温差效应下主梁的竖向位移模拟结果 图3. 索梁温差效应下中塔塔顶位移模拟结果 图4. 洞庭湖大桥形变率的空间统计情况 如图4所示，从形变信息，内陆地区相对稳定，基本不存在地面沉降；而岸边地面沉降现象比较明显，沉降速率明显大于内陆地区；洞庭湖大桥形变速率有正有负，形变率在空间上存在较大差异。洞庭湖大桥引桥部分相对稳定，几乎不存在形变；三座桥塔位置存在明显向上形变；桥塔之间、以及桥塔与引桥之间的桥面存在明显向下形变。总体来看，桥梁在空间上呈现波浪形起伏形变现象。
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user: 4. 小结 在不同结构载荷的随机因素中，温度是影响桥梁形变的最主要因素。本文通过对洞庭湖大桥在索梁温差效应下的随机形变规律分析，进行模拟实验，结果表明，由于日照温度的影响，结合桥梁材料的导热性能不同等原因，索梁温差效应对桥梁影响在空间形变上呈波浪起伏现象，具有一定的规律性。对斜拉桥温度效应进行分析研究后得到基准影像和从图像干涉，得到桥梁随机形变差值，最终从PS-InSAR技术提取的形变信息中剔除这种随机形变差值。在考虑温差效应之后，后续研究我们将结合车载、风载(即结构载荷的随机性)等随机性的同时也考虑结构物理特性的不确定性(即结构材料特性的随机性和结构几何尺寸的随机性)，从而建立目标桥梁的随机场模型及多维随机变量有限元模型，以完善桥梁安全评估体系，为桥梁日常养护和安全使用提供技术手段，为桥梁管理部门提供新的技术支撑。
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user: 摘 要 用密度泛函理论对Si n (10 ≤ n ≤ 20)团簇的稳定几何构型、电子结构和成键特性进行了系统的理论研究。结果表明当n < 16时，团簇结构中的扁长结构在占主导地位，原子倾向于躺在表面而不是内部；当n ≥ 17时，出现了具有核心原子的类似球形结构。结合能值随着团簇大小的增大而增加，HOMO-LUMO间隙随着团簇尺寸的增加而减小。 关键词 :硅团簇，密度泛函，几何结构 Copyright © 2018 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 团簇通常被视为原子演变为宏观物质的过渡状态，团簇的物理和化学性质取决于它的尺寸 [ 1 ] 。硅半导体团簇在纳米电子学中具有重要的科学意义和应用价值 [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] ，因此，在过去的十几年中，人们对硅团簇在实验和理论上都做了深入的研究 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] 。到目前为止，对较小尺寸的硅团簇Si n (2 ≤ n ≤ 7)的研究已经比较完善 [ 11 ] 。但是，对较大尺寸的硅团簇Si n (n ≥ 10)的研究仍然很有限。研究硅团簇Si n (10 ≤ n ≤ 20)的结构和性质，对分析大中型硅团簇的结构规律，和设计新的纳米材料具有重要的理论指导意义。但随着团簇的尺寸增加，结构异构体的数量呈指数增加，这使得找到具有全局能量最小值的结构成为一项困难的任务。本文通过计算得到了Si n 团簇(10 ≤ n ≤ 20)的最低能量结构，找到了许多文献中未曾报道的结构。同时发现原子被组织成两个壳，当n < 16时，扁长结构占主导地位，团簇结构中原子明显倾向于躺在表面而不是内部；然而，当n ≥ 17时，出现了具有核心原子的类似球形结构。硅团簇的结构与块体硅有很大的不同，硅团簇的键长大于块体硅中的键长，结合能值随着团簇大小的增大而增加。
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user: 2. 方法 使用高斯量子化学计算软件Gaussian09 (Revision B.01)完成，程序中通过自洽迭代法求解Kohn-Sham方程。先采用B3LYP/6-3lG(d)方法和基组对所有可能构型进行计算，通过振动频率计算对每一个局域最小进行检验，直到找到局域能量最小的构型。然后对能量较低的结构进行点群调整。最后选用更精确的基组B3LYP/6-311G(d) [ 12 ] 对构型进一步优化和频率计算，寻找团簇的基态结构，并计算团簇的原子平均结合能(BE)和能隙(HOMO-LUMO gap)。