DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 6. 均衡结果比较与性质分析 命题1：两种决策模式下的产品零售价、回收率和系统总效用的数量关系为： p M ∗ < p C ∗ ， τ C ∗ > τ M ∗ ， v C ∗ > v M ∗ 。 证明略。命题1表明：与集中式决策相比，分散式决策博弈过程中存在的双重边际化效应将使其回收率和系统总效用较低，相反产品零售价较高，从而使消费者剩余较低。 命题2：两种决策模式下的批发价、零售价、回收率、各方效用(利润)、系统总效用与CSR履行水平 θ 1 ， θ 2 的增减关系如下： i) ∂ w M ∗ ∂ θ 2 < ∂ w M ∗ ∂ θ 1 < 0 ； ∂ p M ∗ ∂ θ 1 < ∂ p M ∗ ∂ θ 2 < 0 且 | ∂ p M ∗ ∂ θ 1 | = 2 | ∂ p M ∗ ∂ θ 2 | ； ∂ τ M ∗ ∂ θ 1 > ∂ τ M ∗ ∂ θ 2 > 0 且 ∂ τ M ∗ ∂ θ 1 = 2 ∂ τ M ∗ ∂ θ 2 ； ∂ v m M ∗ ∂ θ 1 > ∂ v m M ∗ ∂ θ 2 > 0 且 ∂ v m M ∗ ∂ θ 1 = 2 ∂ v m M ∗ ∂ θ 2 ； ∂ v r M ∗ ∂ θ 1 > ∂ v r M ∗ ∂ θ 2 > 0 ； ∂ π t M ∗ ∂ θ 1 > ∂ π t M ∗ ∂ θ 2 > 0 且 ∂ π t M ∗ ∂ θ 1 = 2 ∂ π t M ∗ ∂ θ 2 ； ∂ v M ∗ ∂ θ 2 > ∂ v M ∗ ∂ θ 1 > 0 。 ii) ∂ p C ∗ ∂ θ 1 = ∂ p C ∗ ∂ θ 2 < 0 ； ∂ τ C ∗ ∂ θ 1 = ∂ τ C ∗ ∂ θ 2 > 0 ； ∂ v C ∗ ∂ θ 1 = ∂ v C ∗ ∂ θ 2 > 0 。 证明略。命题2-i表明：在分散式决策下，双方CSR履行水平的增加均能够降低批发价和零售价、提高回收率和闭环供应链各方成员效用(利润)以及系统总效用，但跟随者零售商CSR履行水平增加的效果更加显著。具体地，除制造商CSR履行水平增加使其更愿意降低批发价外，在双方CSR履行水平同等增量条件下，制造商增加履行水平引发的价格减幅、回收率增幅、制造商效用增幅和第三方利润增幅仅为零售商的1/2。故处于领导地位的制造商，应充分意识到其引领跟随者零售商履行CSR的经济效益和环保价值。 命题2-ii表明：在集中式决策下，制造商和零售商的CSR履行水平对零售价、回收率和成员总效用的影响程度是完全相同的。
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user: 8. 算例分析 本节通过算例验证命题1至命题3。假设某可再制造产品的相关参数取值如下：市场容量 α = 60 ，价格敏感因子 β = 4 ，新品生产成本和旧品再制造成本分别为 c m = 8 和 c r = 3 ，则成本节约额 Δ = c m − c r = 5 ，回收规模系数 C L = 300 。考虑到当前CSR实践尚处于起步阶段，故假定制造商和零售商的CSR履行水平 θ 1 ， θ 2 不会过高，其上限均为0.5 [ 18 ]。在此基础上借助Matlab软件分析 θ 1 ， θ 2 在从0到0.5的增长过程中，两种决策模式下的零售价、回收率、系统总效用及RCS契约参数的变化趋势，具体由图1~5给出。 图1和图2表明分散式决策下的零售价和回收率分别高于和低于集中式决策，且两种模式的零售价均随制造商和零售商的CSR履行水平的增加而降低，相反回收率均随二者CSR履行水平的增加而提升，故任一方CSR履行水平的增加均有助于增加消费者剩余并改善环保绩效。但可发现分散式决策下零售商CSR履行水平的增加所产生的价格降低幅度与回收率提升幅度均大于同等增量的制造商CSR履行水平。图3表明两种模式下的系统总效用均随双方CSR履行水平增加，但分散式决策明显劣于集中式决策。即因此图1~3验证了命题1和命题2的结论。 首先易证明 θ 1 ， θ 2 的取值范围能够满足RCS契约协调闭环供应链的先决条件。基于此，图4和图5分别给出了该契约中双方CSR履行水平对零售商销售收入分成比例 λ 2 的上下限及回收商的回收成本承担比例 λ 1 下限的影响。从图中可发现 λ 2 上下限分别随 θ 1 提高及随 θ 2 而降低； λ 1 下限随 θ 1 和 θ 2 均降低(在本算例中，由式(34)得到的理论上限 λ ˜ 1 严格大于1，故无论 θ 1 和 θ 2 取值如何， λ ¯ 1 均为1)，因此验证了命题3的结论。但需指出的是，在RCS契约有效即各方效用(利润)均比分散式决策有所改善的要求下， λ ¯ 1 与 λ ¯ 2 无法同时实现。原因如下： λ _   1 与 λ _   2 保证协调时回收商和零售商分别实现对分散式决策利润(效用)的Pareto改进， λ ¯ 1 与 λ ¯ 2 则确保协调时其他两位成员效用(利润)至少不低于分散式决策。如 λ 2 = λ ¯ 2 意味着将协调状态下系统总效用(即集中式决策下的系统效用)相比于分散式决策系统总效用的增量完全分配给零售商，此时制造商和回收商均只能获得与分散式决策相同的效用(利润)，故在满足各方参与约束条件下 λ ¯ 2 必然对应于 λ _   1 ；而当 λ ¯ 1 = 1 时， λ 2 不必取 λ _   2 ，这是因为仅当 λ 1 = λ ˜ 1 > 1 时，协调状态相比于分散式决策的系统总效用增量才完全属于回收商，但考虑到 λ ˜ 1 > 1 且 λ 1 取值范围被限定在区间 [ 0 ， 1 ] ，故当 λ ¯ 1 = 1 时，尚有部分效用增量由制造商与零售商共同所有，具体分配结果取决于双方的谈判能力，在零售商谈判能力最低的情况下， λ 2 = λ _   2 ，此部分效用增量完全归属于制造商；而只要满足 λ 2 > λ _   2 ，则双方可共享该部分增量。因此 λ 1 (或 λ 2 )上下限仅能保证回收商(或零售商)自身实现Pareto改进，而二者可行组合还应满足契约协调状态下的制造商利润不低于分散式决策。 图1. 产品价格vs. θ 1 ， θ 2 图2. 回收率vs. θ 1 ， θ 2 图3. 系统总效用vs. θ 1 ， θ 2 图4. 利润分成比例 λ 2 上下限vs. θ 1 ， θ 2 图5. 成本分摊比例 λ 1 下限vs. θ 1 ， θ 2
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user: 9. 结束语 本文围绕第三方回收的闭环供应链系统，分别探讨了集中式和分散式两种决策模式下制造商和零售商同时履行CSR时的成员定价、回收率与CSR履行水平决策，然后提出RCS契约对分散式决策予以协调，主要结论如下： 1) 在分散式决策下，制造商和零售商CSR履行水平的增加均能够改善回收效率、降低零售价并提高消费者福利，但从某种程度而言，作为渠道领导者的制造商引领零售商履行CSR比其自身履行CSR的效果更加显著。 2) 当制造商与零售商的CSR履行水平之和处于一定区间时，若继续满足制造商和零售商间的收入分成比例、制造商与回收商间的回收成本分担比例均在合理范围内，则RCS契约能完美协调该第三方回收型闭环供应链，实现三方效用(利润)的Pareto改进。 3) 在协调状态下，制造商或零售商CSR履行水平的增加均将使回收商承担的回收成本比例上下限降低，相反制造商承担的回收成本比例上下限提高；零售商(制造商)增加CSR履行水平将使零售商可行销售收入比例的上下限增加(降低)。 未来的研究方向是探讨存在多个回收方的闭环供应链定价、CSR水平与协调策略。
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user: 摘要 检索是发明专利申请实质审查中至关重要的一步，检索得到的结果是后续“三性”审查的基础和专利能否授权的重要依据。如何提高检索效率，一直是广大专利审查工作者所密切关注和亟待解决的问题。本文结合实际案例，浅谈如何通过对申请文件的发明构思和权利要求保护范围的准确事实认定，促进基本检索要素的准确确定、检索式的高效合理构建、对比文件的快速筛选获取，从而极大地促进检索效率的提高。
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user: 1. 引言 检索是发明专利申请实质审查程序中的一个重要步骤，其检索结果是后续进行“三性”审查的重要依据。检索结果的好坏直接影响着申请文件“三性”审查结论和授权前景的判断 [ 1 ]。如何提高检索效率，进而提升专利审查质量，一直是广大专利审查工作者孜孜不倦追求的目标和亟待解决的问题。 通常，检索是先提炼申请文件的发明构思，把握发明对现有技术的改进，再结合权利要求保护的发明主题，确定基本检索要素，然后，构建、调整检索式进行检索，最后分析筛选检索结果，确定对比文件 [ 2 ]。然而需要注意的是，上述检索流程的推进顺利与否，依赖于对申请文件发明构思和权利要求保护范围等事实的认定是否准确。 事实认定主要包括：权利要求请求保护的是什么？说明书公开了什么？权利要求保护的内容是否得到说明书的支持？这种事实认定是“三性”审查的基础，也是检索的基础 [ 3 ]。事实认定的准确与否将直接影响到检索过程中对于基本检索要素的确定、检索式的构建调整、文献筛选的效率高低，进而影响到最终的检索结果和审查结论 [ 4 ]。因而，准确的事实认定是进行高效检索的必然要求，只有对申请文件的发明构思和权利要求的保护范围等事实进行准确认定，才能在此基础上，快速确定准确的基本检索要素，构建高效精准的检索式，筛选得到合适的对比文件，从而极大地提升专利检索的效率。
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user: 2. 准确的事实认定对检索的重要性 通常，检索的流程主要包括确定基本检索要素，然后，构建、调整检索式进行检索，最后分析筛选检索结果，确定对比文件 [ 2 ]。而上述检索流程的顺利展开则与申请文件事实的准确认定密切相关。只有准确认定了权利要求请求保护的是什么，审查员方能明确权利要求的保护范围；只有仔细阅读说明书，认真分析实施例及其相关性能测试数据，准确认定了说明书公开了什么，审查员才能明确权利要求采用的技术手段、解决的技术问题、达到的技术效果，进而提炼权利要求的发明构思和确定权利要求是否体现了申请文件整体的发明构思。当经过准确的事实认定，明确了权利要求的保护范围和发明构思，审查员方能快速确定基本检索要素的表达、检索式的构建和对比文件的筛选标准，从而极大地提升专利检索的效能。 2.1. 事实认定促进基本检索要素的确定 事实认定的过程离不开对本申请发明构思的透彻理解。在这一过程中，应当在权利要求书的基础上，结合说明书中的实施例及相关效果数据，确定发明解决的技术问题，采用的技术手段和能够达到的技术效果，最终准确提炼本申请的发明构思，进而在此基础上，高效确定体现本申请发明构思的基本检索要素。 2.2. 事实认定促进检索式的构建调整 检索是以“三性”评判为主线的全面审查的基础，采用正确的检索策略，构建高效合理的检索式，可以大大提高检索效率，快速命中对比文件，使检索的结果更准确。在理解发明构思，确定基本检索要素后，就需要构建检索式。然而，如何构建合理高效的检索式？这就有赖于审查员对申请文件发明构思进行准确的事实认定。只有对申请文件发明构思进行准确的事实认定，审查员方能透彻理解各基本检索要素之间的联系，知晓哪些检索要素是不可分割、彼此关联的，需要组合在一起进行检索，才能完整表达申请文件的发明构思；哪些检索要素与其它检索要素关联性不大，在部分要素检索的过程中是可以缺省的；哪些检索要素体现了申请文件发明构思的核心，是必不可少的…… [ 5 ]。因而，在构建调整检索式的过程中，应在准确提炼的发明构思的基础上，构建一个可以精准表达申请文件发明构思的检索式，这样才可以更高效的命中对比文件，极大的提升检索效率。 2.3. 事实认定促进文献筛选 在检索的过程中，若仅从技术特征的角度去筛选文献，可能获得很多包含发明技术特征的对比文献，但这些技术特征在对比文件中构成的技术方案所要解决的技术问题，达到的技术效果可能与申请文件大相径庭，发明构思也相差甚远，进而难以评述本申请的创造性。而只有对申请文件的发明构思和权利要求的保护范围等事实进行准确认定后，才能对潜在对比文件的技术方案和其发明构思有一个大致的了解和预判。在此基础上，方能在文献筛选的过程中快速排除掉不相干的文献或者极相似但构思不同的干扰文献，从而极大的提高文献的筛选精准度和速度，进而提高检索效率，高效获得对比文件 [ 6 ]。
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user: 4. 小结 本文从检索的流程出发，结合实际案例探讨了对申请文件发明构思和权利要求保护范围准确的事实认定，对基本检索要素确定、检索式构建调整、文献筛选、最接近的现有技术确定的促进作用。因而，在检索的过程中，应当对申请文件的发明构思和权利要求保护范围进行准确的事实认定，再基于发明构思，精准确定基本检索要素，合理构建高效的检索式，快速筛选出有效的对比文件，从而大幅提高检索效率。
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user: 摘要 离散元法是专门用来解决不连续介质问题的数值模拟方法，主要应用于岩土及地基工程。在既有建筑改造领域，由于砌体结构建筑的主要材质为砖和砂浆的结合体，在构造上有典型的非连续性特征，因此本文以隧道窑结构为例，尝试创新使用离散元法对砌体结构进行建模分析，并据此提供一种可行的计算模拟思路及方法。
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user: 1. 引言 离散元方法的思想源于较早的分子动力学，是研究不连续体力学行为的一种新数值方法。物理介质通常呈现非连续即离散特征，这里的离散特征可以现实表现为材料属性、或细观、宏观构造形态意义上的非连续，离散构成本质决定介质亦呈现力学意义上的非连续特点，即离散介质在受力时呈现的变形不连续现象。 离散元法在岩土工程、地质工程和能源开采领域具有广泛的应用价值，例如自然边坡凸起的山梁模拟、结构面控制型边坡的稳定分析、复杂自然边坡的开挖模拟等等。 在既有建筑改造领域，砌体结构建筑占了很大的比例，鉴定过程中存在一些非常规的砌体结构建筑或构筑物，由于形状构造特殊，常规的结构计算软件无法进行建模计算，导致计算部分空白，因此为后续的鉴定分析带来困难，砌体结构的主要材料为砖砌体，而砖砌体则是用砖和砂浆两种材料砌筑而成，考虑到砖和砂浆的组成为非连续介质，因此尝试创新采用离散元法对砌体结构进行建模分析。 为更好的介绍离散元在砌体结构中的计算模拟，本文以隧道窑为例，详细的阐述采用离散元法对隧道窑建模，根据现场实测的砂浆及砖强度及材料本身的性能换算为离散元软件计算所需要的弹性模量、体积模量、剪切模量、泊松比、内聚力、摩擦角、抗拉强度等计算参数，最终获得隧道窑结构的主要力学性能信息，并模拟其在当前情况的发展趋势和稳定度的全过程，为砌体结构的计算模拟开辟一条全新的思路及方法。
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user: 2. 离散元建模 案例为拱顶隧道窑，砖砌体结构，窑长约为108 m，内宽为3.6 m，净高(拱顶最高处)为2.63 m，由于隧道窑整体长度太长，考虑到计算量过大，且在不同分段区域的材料现状情况有所不同，在实际建模中根据隧道窑的测绘成果，截取一段材料现状较为接近的隧道窑结构进行三维建模(见图1)，并基于该模型进行参数化分析。 本次采用3DEC软件，该软件是一款以非连续介质力学模拟为目标，采用离散元法作为基本理论的三维分析程序，特别适用于因不连续界面导致变形和破坏现象的机制性研究。 图1. 隧道窑局部结构离散元三维模型
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user: 3. 材料性能参数 根据案例隧道窑现场检测结果，评定得到实测砖强度达到MU10的强度，砂浆达到M3.3的强度要求。 1) 砂浆计算参数取值 弹性模量：参考刘桂秋 [ 1 ] 数据回归得到的弹性模量E与抗压强度f的换算公式： E = 1057 f 0.84 。根据现场实测砂浆评定强度M3.3得到砂浆弹性模量 E = 2881.6   MPa 。 泊松比：参考刘桂秋 [ 1 ] 建议的砂浆泊松比取值，本次砂浆泊松比取0.24。 体积模量：根据弹性模量(E)、体积模量(B)、泊松比(v)三者关系公式 B = E / [ 3 ( 1 − 2 v ) ] ，计算得到砖的剪切模量 G = 1847   MPa 。 剪切模量：根据弹性模量(E)、剪切模量(G)、泊松比(v)三者关系公式 G = E / [ 2 ( 1 + v ) ] ，计算得到砖的剪切模量 G = 1162   MPa 。 内聚力及摩擦角：查阅多方资料后将砂浆的内聚力取1 MPa，摩擦角取35˚。 抗拉强度：参考Hamid [ 2 ] 和Chukwunenye [ 2 ] 按照劈裂试验所定义的抗拉强度公示为 f t m = 0.58 f k m ，其中抗压强度标准值 f k m 参照JGJ98-2010《砌筑砂浆配合比设计规程》 [ 3 ] 中5.1.1章节中砂浆试配的计算公式 f k m = k f ， f 2 为砂浆强度等级值，k为系数通过表5.1.1砂浆强度标准值与k值查找，该表按施工水平优良、一般、较差三级进行分类，本文考虑最不利情况即较差进行取值为1.25， f k m = 4.125   MPa ， f t m = 1.18   MPa 。 2) 砖计算参数取值 弹性模量：参考刘桂秋 [ 1 ] 数据回归得到的弹性模量E与抗压强度f的换算公式 E = 4467 f 0.22 。根据现场实测砖评定强度MU10得到砖弹性模量 E = 7413.4   MPa 。 泊松比：参考刘桂秋 [ 1 ] 根据国外文献中实测砖的泊松比数据，得到泊松比平均值为0.1645，本次砖泊松比取0.17。 体积模量：根据弹性模量(E)、体积模量(B)、泊松比(v)三者关系公式 B = E / [ 3 ( 1 − 2 v ) ] ，计算得到砖的剪切模量 G = 3744   MPa 。 剪切模量：根据弹性模量(E)、剪切模量(G)、泊松比(v)三者关系公式 G = E / [ 2 ( 1 + v ) ] ，计算得到砖的剪切模量 G = 3168   MPa 。 内聚力及摩擦角：查阅多方资料后将砖的内聚力取5 MPa，摩擦角取35˚。 抗拉强度：参考Cheema [ 4 ] 和Klinger [ 4 ] 按照劈裂试验所定义的抗拉强度公示为 f r = 0.415 f k ，其中抗压强度标准值 f k 参照GB5101-2017《烧结普通砖》 [ 5 ] 中6.3强度等级章节中的表3，根据实测砖强度评定等级进行换算，计算得到MU10砖的抗拉强度 f r = 1.06   MPa 。
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user: 4. 案例离散元模型计算 综上所述，案例隧道窑砂浆及砖的离散元计算参数整理如表1所示。 Table 1 Dispersion calculation parameters and results of brick strength MU10 mortar strength M3. 材料种类 强度等级 弹性模量(MPa) 泊松比 体积模量(MPa) 剪切模量(MPa) 内聚力(KPa) 摩擦角(˚) 抗拉强度(MPa) 弹性模量(MPa) 砖 MU10 7413 0.17 3744 3168 5 35 1.06 7413 砂浆 M3.3 2882 0.24 1847 1162 1 35 1.18 2882 表1. 砖强度MU10砂浆强度M3.3离散元计算参数及计算结果 将计算参数导入模型代码，详细计算结果如图2~4所示，左侧ZZ Stress表示垂直应力，Z-displacement表示垂直位移，Max.Prin.Stress表示最大主应力。从计算结果可知：该段隧道窑结构的垂直应力范围在0~210.8 KPa；主应力范围在200~369.3 KPa；垂直位移范围在0~ 2.2173 × 10 −5 m，从图5模拟结果可知，主要的滑移发生在两侧墙体中段外侧、拱顶及底部、弧形拱与两侧墙体交接部位，但没有发生松散破坏，因此认为结构较为稳定。 图2. 隧道窑局部结构垂直应力计算结果 图3. 隧道窑局部结构最大主应力计算结果 图4. 隧道窑局部结构垂直位移计算结果 图5. 结构破坏模拟结果
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user: 5. 案例离散元破坏模拟 离散元破坏模拟的原理是结构自身的重力通过时间的推移所产生的变化，将案例模型进行破坏模拟，通过不断降低材料强度调整对应的计算参数组继续进行破坏模拟，最终获得其破坏发展规律及最终发生坍塌的材料强度临界值。 根据上述方法，我们主要通过降低案例隧道窑材料强度的方法进行几组破坏模拟，具体计算参数如表2~4所示，破坏模拟结果如图6~11所示。 图6. 工况1结构破坏模拟结果 图7. 工况2结构破坏模拟结果 Table 2 Calculation parameters and simulation results of failure simulation under working conditions 1 and 材料种类 工况 强度等级 弹性模量 (MPa) 泊松比 体积模量 (MPa) 剪切模量 (MPa) 内聚力 (KPa) 摩擦角(˚) 抗拉强度 (MPa) 砖 一 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M2.5 2282 0.24 1463 920 0.76 35 1.03 砖 二 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M2.4 2205 0.24 1413 889 0.73 35 1.00 表2. 工况1、2破坏模拟计算参数及模拟结果 Table 3 Calculation parameters and simulation results of failure simulation under working conditions 3 and 材料种类 工况 强度等级 弹性模量(MPa) 泊松比 体积模量(MPa) 剪切模量(MPa) 内聚力(KPa) 摩擦角(˚) 抗拉强度(MPa) 砖 三 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M2.3 2128 0.24 1364 858 0.70 35 0.98 砖 四 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M1.8 1732 0.24 1110 698 0.55 35 0.87 表3. 工况3、4破坏模拟计算参数及模拟结果 模拟结论：当砖和砂浆强度等级分别降低至MU7.5和M2.5时，主要的滑移任然发生在两侧墙体中段外侧、拱顶及底部、弧形拱与两侧墙体交接部位，没有发生松散破坏。随后逐步降低砂浆强度等级，当砂浆强度等级为M2.4时，拱与一侧墙体交接处上部局部发生小范围松散破坏；当砂浆强度等级为M1.8~M2.3范围内，拱与两侧墙体交接处上部均发生松散破坏；当砂浆强度等级为M1.7时，拱与两侧墙体交接处松散破坏延伸至拱侧端；当砂浆强度等级降至M1.6时，拱与两侧墙体交接处破坏发展至底部，从而整体松散发生坍塌。 图8. 工况3结构破坏模拟结果 图9. 工况4结构破坏模拟结果 Table 4 Calculation parameters and simulation results of failure simulation under working conditions 5 and 材料种类 工况 强度等级 弹性模量(MPa) 泊松比 体积模量(MPa) 剪切模量(MPa) 内聚力(KPa) 摩擦角(˚) 抗拉强度(MPa) 砖 五 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M1.7 1651 0.24 1058 666 0.52 35 0.85 砖 六 MU7.5 6959 0.17 3514 2974 3.5 35 0.90 砂浆 M1.6 1569 0.24 1006 633 0.48 35 0.82 表4. 工况5、6破坏模拟计算参数及模拟结果 图10. 工况5结构破坏模拟结果 图11. 工况6结构破坏模拟结果
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user: 6. 结论 本文以砌体结构隧道窑为例，详细介绍了尝试采用离散元对该类不连续材料介质结构体进行计算模拟的方法，计算获取主要受力信息，同时通过降低两种材料介质的强度来进行坍塌模拟，获取整个结构体破坏的过程及最终破坏的材料强度临界点，提供一种砌体结构可行的计算及模拟思路及方法。
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user: 摘要 基坑施工过程中对周边环境的影响一直是个热点问题，论文以沈阳某基坑工程背景，采用有限差分软件建立基坑开挖对临近既有结构的三维计算模型，研究基坑开挖时模型范围内位移场、既有运营隧道和地下商道结构变形的安全性评估。研究结果表明，随着基坑开挖，土体沉降量逐渐增加，并且土体水平位移在大部分发生在基坑内支撑附近；基坑开挖到中部时对其土体侧向位移影响最大，而既有盾构隧道和既有地下商道结构的最大变形随着基坑开挖基本呈现线性增加。
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user: 1. 引言 近年来，随着基坑工程在各大中城市越来越多，基坑施工周边不可避免的会出现既有结构体系，如：地铁运营区间隧道 [ 1 ]、地下管线 [ 2 ] 以及其他地下结构体系 [ 3 ]。因此，基坑施工过程中对周边环境的影响一直是个热门的研究问题，国内外学者对此已进行了一些研究。 魏刚等 [ 4 ] 以杭州市某地下通道工程上跨已运营盾构隧道工程背景，通过现场监测数据，研究分析了不同施工阶段盾构隧道竖向位移、水平向位移及收敛变形的规律和特点。章红兵等 [ 5 ] 得出，基坑施工过程中，其周边土体移动、应力重分布以及时空效应等均对邻近地铁隧道的变形产生影响。陈仁朋等 [ 6 ] 针对邻近深基坑地铁隧道过大位移的问题，对比分析了几种保护措施的效果，并给出了其核心保护区域。丁智 [ 7 ] 某基坑工程的现场监测数据，研究了基坑施工过程中的深层土体侧向位移与邻近隧道变形之间的规律，并探讨了基坑开挖对周边的重点影响区域。赵文等 [ 8 ] 以哈大客专沈阳站房改造工程为背景，研究了基坑开挖对下卧既有盾构隧道管片和接头的影响规律，并通过FLAC 3D建立三维有限差分模型，对坑底堆载保护措施进行了数值模拟。 但目前的研究多集中在基坑开挖对临近单一既有隧道或管线的影响，而同时对既有运营隧道和地下商道结构的影响较少。基于此，本文采用数值模拟的方法建立有限差分模型，研究基坑开挖时模型范围内位移场、既有运营隧道和地下商道结构变形的安全性评估。
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user: 2. 工程背景 沈阳新世界商业中心二期基坑支护工程位于沈阳市和平区南京南街2号附近，中华路的南侧，南京南街的西侧，南宁南街的东侧。地上部分建筑面积70，440平方米，地下部分建筑面积25，698平方米，建筑地上最高共31层，地下共四层。地上1至5层裙房为百货部分；塔楼6层至30层为办公楼，19层为避难层及设备用房；地下1层为百货；地下2层至4层为汽车库及设备用房。基坑深19.65 m，支护结构周长约342米。剖面支护形式采用双排桩+锚索支护，支护桩采用双排钢筋混凝土灌注桩，桩径1.0米，桩长34.65米，水平间距1.3米，设置五层预应力锚索，长度为14~26米，张拉力为200~300 KN，钢梁规格为25b，坡面采用挂网喷射C20混凝土保护，厚度40~60 mm，内置钢板网，见图1。 图1. 地质剖面图
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user: 3. 计算模型的建立 3.1. 基本假定 模型中采用的基本假定和基本说明： 1) 地铁结构、地下商道结构内力依据原设计标准进行计算分析，基坑开挖施工期间既有结构仅考虑正常使用步骤，不考虑地震、人防步骤； 2) 假定岩土体为弹塑性模型，土体各向同性，土体力学行为服从摩尔–库伦本构模型； 3) 假定既有地铁结构、地下商道主体结构基坑围护结构为线弹性材料且地铁结构、地下商道结构及土体之间符合变形协调原则； 4) 通过刚度等效的方法，将地铁及地下商道结构等效为一种同刚度材料。 3.2. 有限元模型 本文建立三维数值计算模型，分析了基坑施工过程对临近地铁运营区间的影响及相互作用。 综合考虑既有地铁1号线北沿中华路与基坑的相对位置关系以及基坑开挖影响范围的经验值来建立三维数值分析模型。本节建立的有限差分模型中，模型的边界条件情况主要为顶面选取自由边界，侧面选取法向约束，底面选取三个坐标轴方向的位移约束。由于基坑面积较大，本模型分析过程主要针对与既有地铁的基坑北侧开挖土体与支护结构。模型总体在X轴方向上长70 m，Y轴方向上长120 m，Z轴(深度方向) 40 m，模型共划分为43，200个单元，46，535个节点。为了模拟路面的荷载，在地面上加载10 kPa，见图2。 图2. 三维数值模型 土体和围护桩设为实体单元，锚索设定为线单元。模型土体选取摩尔库伦本构模型，围护桩与盾构管片采用线弹性结构，土体和其他计算参数，见表1和表2。 Table 1 Soil calculation parameter 弹性模量E/kPa 泊松比µ 土体密度ρ/kg/m 3 粘聚力c/kPa 内摩擦角φ/˚ 5700 0.3 1800 8.3 32 表1. 土体计算参数 Table 2 Related material parameter 材料号 容重(kN/m 3 ) 弹性模量(GPa) 泊松比 盾构管片 25.0 24.2 0.20 钢材 78.5 210 0.30 表2. 相关材料参数 3.3. 模拟施工工序 模拟过程严格遵从施工工序，对施工步序进行少量的简化。根据施工方案，模型开挖分为以下几个阶段进行，包括初始地应力平衡、隧道结构建立、土体开挖、预应力锚索的施做及建筑荷载的施加。由于基坑深度较大，采用逐层开挖的办法，重力方向分为5层，每层约4 m厚。具体阶段，见表3。 Table 3 Construction proces 步骤 模拟阶段描述 step 1 地应力平衡 step 2 基坑围护桩、冠梁施工 step 3 基坑开挖至5.0 m step 4 施做支撑，基坑开挖至9.0 m step 5 施做支撑，基坑开挖至13.0 m step 6 施做支撑，基坑开挖至17.0 m step 7 施做支撑，基坑开挖至19.65 m step 8 施加建筑荷载 表3. 施工工序 为了更直观的描述表3的相关模拟过程，对基坑外部土体单元进行了消隐，只保留基坑土体、隧道于地下通道的相关单元，通过基坑土体的变化查看整体的施工进度，具体的见图3。 图3. 模拟施工工序
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user: 4. 结果分析 4.1. 基坑开挖时模型范围内位移场分析 取基坑开挖截面与隧道截面，分析基坑开挖引起的周边土层位移场分布规律。由图4看出，基坑开挖第一层，即开挖深度为5.0 m时，开挖初期，基坑开挖对周边产生的水平位移和竖向位移仅发生在基坑边缘，竖向位移沿基坑垂向产生沉降槽，横向位移在第一道内支撑处最小，沿深度方向中间部位水平位移最大，隧道周边位移场为零。图5为基坑开挖第三层时基坑周边位移场，基坑周边水平和竖向位移影响范围扩大，水平位移逐渐往坑底转移，竖向位移影响范围逐渐扩展至基坑边缘以外更远，此时基坑开挖深度为13.5 m，由于隧道洞顶埋深约13.65 m，因此基坑开挖还未到达隧道埋深，因此隧道周边位移场依然为零。图6为基坑开挖最后一层时基坑周边位移场，此时基坑开挖结束，基坑内支撑支护结构完成，基坑周边土体沉降已经影响至隧道周边，且距基坑越近，土体竖向沉降量越大，土体水平位移在大部分发生在基坑内支撑附近。因此在施工过程中应加强既有隧道位移监测，进而控制隧道的变形。 图4. 第1层开挖 图5. 第3层开挖 图6. 第5层开挖 4.2. 既有地铁隧道结构安全性评估 基坑开挖施工会引起隧道结构及周边土体产生一定程度的变形，为了评价基坑开挖过程既有地铁隧道的影响，本节将对隧道结构变形进行预测分析。因为隧道的位置恰好处于基坑中间水平方向，受到土体变形影响的可能性较大，在隧道结构分析开始前先对基坑侧壁的变形进行初步分析。基坑开挖过程其侧壁的最大水平位移，见图7和图8。由图可知，基坑完工后侧壁最大水平位移为8.2 mm，从第一步开始到第五步，基坑侧向位移增长较为平稳，平均值为0.75 mm，开挖步从第五步到第六步基坑侧壁第最大水平位移变化量最大，对应位置是基坑开挖深度从13 m到17 m，为2.9 mm。从第五步到第七步是基坑位移变化的主要范围，实际施工中支护的施做需要提高精度。 图7. 基坑最大侧向位移 图8. 基坑侧壁横向(X)变形云图 隧道的水平及竖向变形情况，见图9，在水平方向上，两条隧道的变形均表现为朝向基坑方向，左侧隧道位移量比右侧高出约25.6%，在竖直方向上，左侧隧道表现为隆起，右侧则主要表现为整体性下沉，两端下沉量高于中间处。结合图9~11可知，基坑的开挖对两条地铁隧道，尤其是距离较近的隧道结构造成一定的位移扰动。基坑开挖至13 m后(step 5)，既有隧道结构横向变形最大值为2.25 mm，方向为朝向基坑；竖向变形最大值为1.63 mm，方向为上浮。基坑施工完毕后(step 7)，既有隧道结构横向变形最大值为3.20 mm，方向为朝向基坑；竖向变形最大值为2.41 mm，方向为上浮。建筑物施工完毕后(step 8)，既有隧道结构横向变形最大值为2.57 mm，方向为朝向基坑；竖向变形最大值为1.40 mm，方向为上浮。 图9. 隧道最大位移 图10. 隧道横向(X)变形云图 图11. 隧道纵向(Z)变形云图 4.3. 既有地下商道结构安全性评估 通过对基坑侧壁及隧道的变形分析可以知道隧道在开挖深度达到13 m后，其变形有一个明显的增大，这同样会引起地下商道结构及附近地层产生一定程度的变形扰动，为了评价工程施工对既有地下商道的影响，本节将对地下商道变形进行预测分析。结合之前的分析可以知道，基坑开挖至13 m (step 5)、基坑完毕(step 7)及建筑物修建完毕(step 8)时对研究对象产生的变形幅度最大，所以本节选取该情况下的地下商道结构进行分析，地下通道的位移情况，见图12。 图12. 地下通道变形 基坑开挖至13 m后(step 5)，既有地下商道结构横向变形最大值为1.37 mm，方向为朝向基坑，见图13；竖向变形近端最大值为0.93 mm，方向为上浮，远端0.78 mm，方向下沉，结构最大倾斜率0.06‰。基坑施工完毕后(step 7)，既有地下商道结构横向变形最大值为2.25 mm，方向为朝向基坑；竖向变形近端最大值为1.22 mm，方向为上浮，远端1.15 mm，方向下沉，结构最大倾斜率0.09‰。建筑物施工完毕后(step 8)，既有地下商道结构横向变形最大值为1.34 mm，方向为朝向基坑；竖向变形近端最大值为0.18 mm，方向为上浮，远端0.70 mm，方向下沉，结构最大倾斜率0.03‰，见图14。 图13. 地下商道横向(X)变形云图 图14. 地下商道纵向(Z)变形云图
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user: 5. 结论 1) 随着基坑开，土体位移逐渐增加，并且距基坑越近，土体竖向沉降量越大，土体水平位移在大部分发生在基坑内支撑附近。 2) 基坑开挖到中部时对其土体侧向位移影响最大，而既有盾构隧道和既有地下商道结构的最大变形随着基坑开挖基本呈现线性增加。 3) 考虑基坑开挖的“时空效应”，开挖时要严格控制每步开挖土方的空间尺寸，并尽量减少每步开挖中一部分基坑未支撑前的暴露时间，基坑开挖做到分层、分块、对称、随开挖随架设支撑，并严格按信息化数据指导施工。
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user: 摘要 为研究BN/TiO 2 填充环氧树脂复合材料的介电性能和绝缘性能，制备了不同填充量和混合比例的BN/TiO 2 环氧树脂复合材料，并分别测试了其介质损耗因数、介电常数、体积电阻率、表面电阻率、局部放电起始电场强度及交流击穿场强，研究了超支化CHBP处理对复合材料介电性能和绝缘性能的影响。研究发现CHBP处理后BN:TiO 2 (3:7)在1wt%质量分数时介质损耗因数达到最小值0.076%，CHBP处理后BN在5wt%质量分数介电常数达到最小值1.11；BN质量分数1wt%时达到局部放电起始电场强度最大值22.435 kV/mm；BN:TiO 2 (1:1)质量分数7wt%时经CHBP处理后击穿电场强度达到峰值88.405 kV/mm。研究表明，TiO 2 的引入降低了质损耗因数但提高了介电常数，提高了体积电阻率和表面电阻率，降低了局部放电起始电场强度但提高了击穿电压。CHBP处理可以弥补TiO 2 引入后的缺点。
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user: 1. 引言 资源分布跨度大、各地生产力不对等是我国能源使用面临的两大矛盾，伴随着我国高压输电网络架构的逐渐形成得到了缓解 [ 1 ] [ 2 ]。但高压设备绝缘老化对电力系统的安全性、稳定性、可靠性具有严重威胁 [ 3 ] [ 4 ]。环氧树脂(EP)因其优秀的特性，成为高压电网中广泛应用的绝缘材料 [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ]。但环氧树脂也存在诸如韧性不好、交联密度高，易老化等缺点。研究表明环氧树脂中添加纳米微粒会改善其性能。 张晓虹等人利用熔融共混法制备了环氧树脂/二氧化硅/蒙脱土(EP/SiO 2 /MMT)微米复合材料，微纳米粒子有效降低了电树枝引发率、电树枝生长长度 [ 8 ]；郭玉兰等人采用化学还原法制备了氮化硼/石墨烯(BN/GS)复合填料，并通过共混的方式制备了环氧树脂(EP)复合材料显著提升了热导率和热稳定性能 [ 9 ]；黄雷等人将纳米TiO 2 和黏度调节剂VM以砂磨的方式加入到环氧树脂中，随着TiO 2 含量的提升复合材料的粘度、分散粒径、冲击韧度、弯曲模量显著提高，电阻率下降 [ 10 ]。环氧树脂中填充纳米微粒易产生团聚现象。团聚现象会减弱微粒与材料的结合反应，影响改性效果。超支化CHBP协同KH550偶联剂处理纳米粒子可有效抑制团聚现象 [ 11 ]。 本文采用BN和TiO 2 作为填充粒子，通过超支化CHBP协同KH550偶联剂处理BN、BN与TiO 2 混合粉末，进一步抑制团聚现象。并制备质量比为1%、3%、5%、7%、10%的8种环氧树脂(EP)试样。其中混合粉末BN:TIO 2 分别为1:1、3:7、7:3。对所制备的试样进行了介质损耗、介电常数、体积电阻率、导热性能、击穿电压、局部放电特性测试，探究填充粒子对环氧树脂性能的影响和超支化协同处理的效果。
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user: 2. 试验系统 2.1. 试样制备与处理 2.1.2. 超支化纳米BN/TiO 2 的制备 主要原料和试剂：氮化硼(宜城晶瑞，化学纯)；二氧化钛(宜城晶瑞，化学纯)；Y-氨丙基三乙氧基硅烷(KH550，山东优索，分析纯)；端羧基超支化聚酯CHBP (C102，苏州海博特，化学纯)，羧基数12 mol，分子量2600 g/mol，羟值 < 15 mg/g；环氧树脂(E-51，吴江合力，工业品)。 在BN/TiO 2 粉末中加入无水乙醇充分稀释，机械搅拌20 min，超声分散处理20 min。称取BN/TiO 2 粉末重量10%的KH550加入KH550质量一半的蒸馏水，再加入KH550质量3.5倍的无水乙醇。将两种溶液混合，机械搅拌40 min，超声分散处理40 min，烘干研磨备用。将偶联剂(KH550)处理后的BN/TiO 2 粉末与丙酮混合，超声分散处理备用；称取BN/TiO 2 粉末重量0.005倍的CHBP粉末；称取CHBP粉末重量0.05倍的对甲苯磺酸备用；将全部对甲苯磺酸加入搅拌均匀的溶液中，在加热状态下进行磁力搅拌，反应40 min；然后分四次加入CHBP粉末。搅拌完成后，烘干研磨放入密封袋中，排出空气密封。制备的试验样品见表1。 Table 1 Experimental sample 编号 处理方式 A BN + KH550 B BN + KH550 + 5‰CHBP C BN/TiO 2 (7:3) + KH550 D BN/TiO 2 (7:3) + KH550 + 5‰CHBP E BN/TiO 2 (1:1) + KH550 F BN/TiO 2 (1:1) + KH550 + 5‰CHBP G BN/TiO 2 (3:7) + KH550 H BN/TiO 2 (3:7) + KH550 + 5‰CHBP 表1. 试验样品 2.1.3. BN/TiO 2 混合填充环氧树脂的制备 清洁模具并均匀喷涂脱模剂JD-909A，放入烤箱内100℃加热，称取超支化处理后的BN/TiO 2 粉末(重量为环氧树脂的1/3/5/7/10%)，固化剂(甲基四氢苯酐) 40 g；待粉末溶于固化剂后，机械加超声波搅拌40 min，然后加入环氧树脂(0164) 50 g，增韧剂(DH410) 10 g，促进剂(BMP-30) 1 mL；机械加超声波搅拌20 min，搅拌完毕后抽真空20 min。反复加热静置直到排出表面气泡。之后将溶液注入模具中，在100℃固化1 h，110℃固化1 h，140℃固化1 h，150℃固化1 h时间，试样直径50 mm，厚度为0.2 mm和直径30 mm，厚度1 mm的两种。 2.2. 试样性能测试方法 2.2.1. 介电参数测试 采用GWS-4全自动介质损耗测试仪，测试前在直径50 mm厚度为0.2 mm试片的正反两面粘贴边长为30 mm的正方形导电胶带电极，实验电压为600 kV，频率50 Hz，测试试样直径30 mm，厚度1 mm，实验温度28℃，湿度40%RH。 2.2.2. 电阻率测试 电源采用HT2671F数字型兆欧表，电流表采用GDM-8055万用表，搭建测试系统。测试前在直径50 mm厚度为0.2 mm试片的正反两面粘贴边长为30 mm的正方形导电胶带电极，电路中的保护电阻为2000 Ω。测试电压为2500 V，测试试样直径30 mm，厚度1 mm，实验的环境的温度25℃，湿度85%RH。 2.2.3. 局放测试 本次局部放电测试采用JFD-2000A局部放电测试仪，检测灵敏度0.1 pC，频率50 Hz。实验电源YDQ-10/100为100 kV/100 mA的局部放电测试电源(变压器)。局部放电测试仪的校准采用JF-2006校正脉冲发射器，校准电压10 V，频率50 Hz，校正电量50 pC。测试采用球电极，电极直径f = 25 mm。测试背景局部放电量为7.4~8.3 pC，实验采用的试样直径50 mm，厚度为0.2 mm。 本文采用台阶逐级加压法来测试局部放电起始电压，从低电压开始，每0.5 kV为1阶，每级电压稳定时间为10 s，每种填充质量分数至少测量2个试样，每个试样测试3次，采用SGB-100C交直流分压器测量电压，精度：1.0%，当在某个电压测到局部放电量大于10 pC时，记录电场强度。 2.2.4. 击穿测试 本文将试样放置在HTJY-80A绝缘油介质强度测试仪的放电腔体中，实验时加入25#变压器油抑制沿面闪络。采用YDQ-10/100做电源。测试采用铜制板板电极，电极末端直径f = 25 mm。实验采用的试样直径50 mm，厚度为0.2 mm。测试采用正极性电压。 本文采用台阶逐级加压法来测试击穿电压，频率50 Hz，从低电压开始，每0.5 kV为1阶，每级电压稳定时间为5 s，采用SGB-100C交直流分压器测量电压。
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user: 3. 实验结果与讨论 3.1. 介电特性 3.1.1. 介电常数 图1环氧复合材料的介电常数，填充经过CHBP处理的纳米粉末的环氧树脂，其介电常数较单一使用KH550偶联剂要小。仅在质量分数7wt%BN:TiO 2 (1:1)以及质量分数7wt%，BN:TiO 2 (3:7)的情况下使用单一偶联剂处理的环氧树脂介质损耗小。 最小的介质损耗出现在纳米颗粒比例为CHBP协同KH550改性的BN、质量分数5wt%时，介电常数仅为1.11；最大则为使用KH550单一处理的TiO 2 质量分数3wt%时，介电常数为7.13，两者相差6.42倍。 上述现象表明，在一定的添加范围内，使用超支化处理的纳米颗粒与单一使用KH550相比可以明显降低介电常数。 图1. 环氧复合材料的介电常数 3.1.2. 介质损耗 图2为环氧复合材料的介质损耗因数，CHBP协同KH550改性的BN:TiO 2 (7:3)质量分数1wt%时，介质损耗因数最小，为0.076%；仅KH550改性BN，质量分数5wt%时，介质损耗因数最大，为0.987%，两者相差12.98倍。TiO 2 以及BN等粒子的加入使得环氧树脂的分子更加紧密，锚定环氧基体的分子链，使得其分子链不容易在电场的作用下偏移、移动，但是随着填充粒子含量增高，发生团聚效应使得纳米粒子的间距缩小、BN/TiO 2 /EP界面粘结性降低且界面可能会有出现层叠。通过CHBP协同KH550处理 图2. 环氧复合材料的介质损耗因数 的TiO 2 、BN会在粒子表面形成长链，长链会将环氧树脂基体的分子链紧紧结合，使其难以转动从而减轻极化效应的作用。 3.2. 电阻率 3.2.1. 表面电阻率 如图3随着纳米粒子填充度由1wt%上升到10wt%，表面电阻率先上升后降低，使用CHBP处理的环氧树脂会比使用单一KH550的表面电阻率大；而在BN:TiO 2 (3:7)质量分数为10wt%时，两者相差不大。使用单一偶联剂时，BN:TiO 2 (1:1)质量分数3wt%时的表面电阻率为11.11 × 10 11 Ω，表面电阻率均值BN:TiO 2 (1:1) > BN：TiO 2 (7:3) > BN > BN:TiO 2 (3:7)。CHBP协同KH550改性的BN、质量分数3wt%时，表面电阻率最大16.67 × 10 11 Ω。 结果表明，超支化粉末填充的环氧树脂的表面电阻率，明显高于单一使用硅烷偶联剂处理，造成这一现象的原因可能是纳米粒子交互区深、浅陷阱的变化，调控了电介质内部空间电荷与电场分布，从而改变了复合材料的电导特性。 图3. 环氧复合材料的表面电阻率 3.2.2. 体积电阻率 如图4随着纳米粒子填充度上升体积电阻率先上升后降低，使用CHBP处理的环氧树脂会比使用单一KH550的体积电阻率高。但BN:TiO 2 (1:1)质量分数为7wt%时CHBP处理效果不明显，均为2.08 × 10 12 Ω·m，而在使用纯BN质量分数为1wt%，使用CHBP协同KH550的效果最为明显，由原先的6.09 × 10 10 Ω·m升高1.18 × 10 11 Ω·m，提高幅度为93.76%。最大值为7wt%时的BN:TiO 2 (3:7)，其最大值为2.62 × 10 12 Ω·m，体积电阻率均值BN:TiO 2 (3:7) > BN > BN:TiO 2 (1:1) > BN:TiO 2 (7:3)。 图4. 环氧复合材料的体积电阻率 由于CHBP处理后纳米颗粒与环氧树脂的界面生成了高能陷阱，足以抑制载流子的运动，从而有效的降低了电导电流，使得使用CHBP协同KH550改性的BN/TiO 2 /EP拥有更高的体积电阻率。 3.3. 局部放电起始电场强度 图5 CHBP处理BN质量分数10wt%时，其局部放电起始电场强度17.94 kV/mm，比未经CHBP处理的局部放电起始电压提高了58.34%。其余质量分数下，CHBP处理降低了局放起始场强。CHBP处理BN:TiO 2 (7:3)质量分数3wt%时，比未经CHBP处理的局部放电起始电场强度提高了8.165 kV/mm，未经CHBP处理BN:TiO 2 (7:3)质量分数1wt%时局部放电起始电场强度22.435 kV/mm。BN:TiO 2 (1:1)先升后降，在质量分数7wt%时，CHBP处理后局部放电起始电场强度达到峰值16.495 kV/mm。BN:TiO 2 (3:7)先降后升，质量分数10wt%时，局部放电起始电场强度相较未CHBP处理提高了96.55%。随着纳米粒子质量分数的增加，实验测得未经CHBP处理的环氧复合材料绝缘介质内部气泡放电量上升。经CHBP处理的纳米粒子将产生大量自由基，通过与EP的化学键合提高了界面强度，从而提高了复合材料的局部放电起始场强。 图5. 环氧复合材料的局放起始电场强度 3.4. 交流击穿电场强度 图6为环氧复合材料的击穿电场强度，CHBP处理BN后降低了击穿电场强度。CHBP处理BN:TiO 2 (7:3)质量分数3wt%时，比未经CHBP处理提高了52.580 kV/mm，未经CHBP处理BN:TiO 2 (7:3)质量分数1wt%时击穿场强84.375kV /mm。CHBP处理后BN:TiO 2 (1:1)质量分数7wt%时，击穿场强达到峰值88.405 kV/mm。BN:TiO 2 (3:7) CHBP处理后提高了击穿场强平均增幅46.80%。界面区可分为键合区、过渡区和正常区 [ 12 ]，离子键、共价键、氢键、范德华力等相互作用将在键合区产生较高的势垒。造成这一现象的原因可能是BN纳米粒子和TiO 2 纳米粒子CHBP超支化处理后键合区的面积和厚度有差异，从而导致界面区的费米能级不同。 图6. 环氧复合材料的击穿电场强度
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user: 4. 结论 本文以E-51型EP为改性基体，基于硅烷偶联剂KH-550 (Y-氨丙基三乙氧基硅烷)与端羧基超支化聚酯协同偶联剂(CHBP)改性技术处理BN和TiO 2 纳米粒子，并研究了共填充复合材料的介电性能和绝缘性能，得出如下主要结论： 1) CHBP协同KH550改性降低环氧树脂介质损耗和介电常数。通过CHBP协同KH550处理介质损耗最多降低64.68%，介电常数最多降低51.64%。CHBP协同KH550处理会在粒子表面形成长链，长链限制粒子转动从而减轻极化效应的作用。 2) CHBP协同KH550改性环氧树脂体积电阻率和表面电阻率提高。CHBP处理后体积电阻率最多增幅93.76%。CHBP处理后表面电阻率达到最大值16.67 × 10 11 Ω，增幅67%。由于CHBP处理后纳米颗粒与环氧树脂的界面生成了高能陷阱，抑制载流子的运动，从而有效的降低了电导电流，提高体积电阻率，由于纳米粒子交互区深、浅陷阱的变化，调控了电介质内部空间电荷与电场分布，表面电阻率提高。 3) CHBP协同KH550改性对局部放电起始电场强度的影响不规律。局部放电起始电场强度最大值22.435 kV/mm；经CHBP处理交流击穿场强平均增幅46.80%。经CHBP处理交流击穿场强峰值88.405 kV/mm。经CHBP处理的纳米粒子将产生大量自由基，通过与EP的化学键合提高了界面强度，从而提高了复合材料的局部放电起始场强。 4) TiO 2 填入BN一方面降低了质损耗因数，另一方面却提高了介电常数，提高了体积电阻率和表面电阻率，降低局放起始场强提高了击穿电场强度，CHBP处理可以弥补TiO 2 填入后的缺点。造成这一现象的原因可能是BN纳米粒子和TiO 2 纳米粒子CHBP超支化处理后键合区的面积和厚度有差异，从而导致界面区的费米能级不同。
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user: 摘要 建筑地基沉降是岩土工程领域的一个难点，在建筑设计和施工前常要预测建筑物的地基沉降，从而采取措施将建筑地基沉降控制在规范和设计要求的范围内，现常用的地基沉降计算和预测方法是分层总和法，本文介绍了分层总和法的原理，并运用于某具体的厂区分段堆场、钢料堆场、部件工场、切割工场的地基沉降预测计算中，通过沉降实测值与沉降预测值对比，表明分层总和法能很好地运用于场地地基沉降的预测。
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user: 1. 引言 分层总和法是目前计算地基变形的一种比较成熟的方法，虽然条件假设与实际地层条件不完全吻合，但计算结果还是能反映地基沉降规律，我国建筑业已经把分层总和法列为变形计算的主要方法，应用十分广泛。某厂区地基场地主要为开挖完山体后的回填。根据老的地形图，局部填土厚度较厚，最厚约为20.00 m。回填材料主要为碎石，根据调查，回填后的填土未经过有效的处理，因此，场地建成至今，地面沉降及差异沉降较严重，根据最新资料显示，最大沉降量已超过300 mm。应建设单位要求，对该厂区内的地基进行沉降预测计算。本文介绍了分层总和法 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ] 的原理，并运用于该厂区内的分段堆场、钢料堆场、部件工场、切割工场的沉降预测计算中，通过沉降实测值与沉降预测值对比，表明分层总和法能很好地运用于场地地基沉降的预测 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ]。
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user: 2. 分层总和法 根据《建筑地基基础设计规范》(GB50007-2011)第 5.3.5 条计算地基变形时，地基内的应力分布，可采用各向同性均质变形体理论，其最终变形量可按下式进行计算 [ 10 ]： S = ψ s ∑ i = 1 n P o E s i ( Z i α ¯ i − Z i − 1 α ¯ i − 1 ) s——地面最终沉降量(mm)； s′——按分层总和法计算出的地面沉降量(mm)； ψ s ——沉降计算经验系数； n——地面变形计算深度范围内划分的土层数； p 0 ——对应于荷载效应准永久组合时的基础底面处的附加应力(kPa)； E si ——基础底面下第i层土的压缩模量(MPa)，应取土的自重压力至土自重压力与附加压力之和的压力段计算； z i 、 z i − 1 ——基础底面至第i层土、第 i − 1 层土底面的距离(m)； α ¯ i 、 α ¯ i − 1 ——基础底面计算点至第i层土、第 i − 1 层土底面范围内平均附加应力系数。
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user: 3. 工程地质概况 3.1. 地层分布特征 本场地属于海积平原和丘陵地貌，该段岸线多为开山回填后形成，根据勘察资料揭露该区域内的地层分布特征如下： ① 1 填土：层厚约0.80~20.00 m，主要成分为开山后回填的碎石，局部为块石，最大直径大于20 cm，混碎石屑，充填物主要以砂、粘性土为主。根据原有地形，分布厚度变化较大。总体呈松散–中密状。 ① 2 灰黄色淤泥：层厚约1.10~10.80 m，仅分布在水域，为新近沉积，层面起伏较大，厚度变化大，该层土状态差，流塑状，局部夹碎石颗粒。 ① 3 灰黄色碎石土：层厚约1.40~7.80 m，碎石成分为凝灰岩，夹粘性土，局部夹淤泥。主要为坡积、残坡积形成。总体呈稍密状。状态不均，局部密实度较好。 ③灰色淤泥质粘土：层厚约2.20~18.80 m，层面起伏较大，场地内局部缺失，该层土局部夹薄层中粗砂。该层土无结构，状态差，钻进过程中，钻具自沉，流塑状。 ④灰色粘土：层厚约6.00~18.50 m，层面起伏较大，厚度变化大，该层土状态总体较③层好，局部夹状态较好的粉质粘土和状态较差的淤泥质土，软塑状。 ⑤灰色粉质粘土：层厚约1.40~11.90 m，层面起伏及厚度均较大，仅部分区域分布，分布不均，状态软塑。 ⑥灰绿色粉质粘土：层厚约2.30~16.60 m，层面起伏及厚度均较大，土层分布不均，该层土状态较好，可塑状，局部灰黄色。 ⑨ 1 强风化凝灰岩：层厚约1.60~2.70 m，岩样呈碎块状，该层动力触探击数约8.0~50.0击。 ⑨ 2 中风化凝灰岩：本次勘探深度范围内未揭穿，层面起伏较大，由于岩石节理、裂隙发育，岩芯多呈碎块状和短柱状。 3.2. 土层物理力学性质参数 各土层的物理力学性质参数指标根据野外原位测试成果及室内土工试验指标，进行分析、分层统计。各土层的工程特性指标详见《土层工程特性指标参数表》(表1)。 Table 1 Engineering characteristic index of soil laye 土层名称 压缩系数a0.1~0.2 (MPa) 压缩模量Es0.1~0.2 (MPa) 直剪(固快) 标准贯入N (击) 实测值 重型动力触探N (击) 实测值 内聚力C (kPa) 内摩擦角Φ (˚) ① 1 填土(碎石) 11.4 ① 2 灰黄色淤泥 1.13 2.27 9 8.0 ① 3 碎石土 9.8 ③灰色淤泥质粘土 0.96 2.41 13 12.0 1.5 ④灰色粘土 0.86 2.58 14 14.0 4.1 ⑤灰色粉质粘土 0.61 3.56 15 15.5 4.9 ⑥灰绿色粉质粘土 0.35 5.40 31 16.5 14.4 ⑨ 1 强风化凝灰岩 25.6 ⑨ 2 中风化凝灰岩 表1. 土层工程特性指标参数表