DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
system: [SYSTEM]

user: 2. 冷却系统模型等效 2.1. 换热模块建模 重载型商用车换热模块主要包括冷凝器、中冷器和散热器，其内部结构复杂，由不同排布形式的细密翅片组成。如果对换热器的翅片进行真实建模捕捉流体流动特征，划分的网格量巨大，将导致仿真计算效率低下甚至超出计算机负荷，不适用于工程计算。换热模块在三维仿真计算中可等效为阻力部件和热交换部件，模拟外流冷却空气流过芯体内部带走热量的过程，无法模拟内部冷却液的流动换热过程。换热模块从流场角度作为阻力元件可等效为具有阻尼和厚度的多孔介质，空气流过芯体时产生压力损失和速度衰减；从温度场的角度将换热器等效为体积热源，根据发动机传递给冷却系统的热量赋予散热器单位体积的散热量。 多孔介质的阻力损失模型遵循Darcy定律 [ 2 ]： Δ p Δ L = − ( δ i | v | + δ j ) v a (1) 式中： Δ p 为压降； Δ L 为多孔介质厚度； δ i 惯性阻力二次项系数； δ j 为黏性阻力一次项系数； v a 为气流速度。 根据供应商提供的换热模块台架试验数据，拟合多项式公式得到其流动方向上的惯性阻力系数 δ i 和粘性阻力系数 δ j 。冷凝器、中冷器和散热器外流速度与压降的曲线如图1所示： 图1. 换热器外流流速与压降的关系曲线 2.2. 风扇等效模型 风扇模拟模型主要分为三类，即旋转参考坐标系(Moving Reference Frame)、滑移网格(Rigid Body)和风扇动量源模型(Fan Momentum Source)。其中旋转参考坐标系法师通过稳态的方法进行风扇的模拟，网格并非真实的运动，通过旋转参考坐标系的方法体现风扇旋转区域的效果，是目前应用最广泛的等效方法。本文采用的正是MRF法模拟风扇的旋转效应 [ 3 ]，对于不同的工况只需修改风扇的旋转速率和旋转角即可计算，相比其他方法更简单、高效。
system: [SYSTEM]

user: 3. 气液联合热平衡仿真 3.1. 三维仿真建模与网格划分 三维仿真建模过程中为使重载型商用车热管理仿真达到一定精度，在计算资源允许的条件下尽可能完整反映结构的细节，满足指导设计的要求 [ 4 ]。建立包含发动机舱及部件的整车三维模型以及外部流域，分别如图2和图3所示。其中外流域尺寸为10倍车长、5倍车宽和4倍车高。 图2. 三维仿真模型 图3. 外流域模型 设置好表面网格尺寸划分三维模型的表面网格，对于重点关注区域网格尺寸设置较小，如格栅尺寸为1~2 mm，散热模块尺寸2~4 mm，风扇旋转区域尺寸2~8 mm，能够更准确的捕捉这些区域的流动与散热的特征。车体表面网格大多控制在8~24 mm之间。空气外流域设置从小到大三个加密区域，控制网格尺寸更好地过渡。采用star-ccm + 自带的切割体网格和棱柱层网格生成器划分体网格，得到网格总数约4270万个，其中发动机舱区域中截面的网格如图4所示。 图4. 发动机舱区域中截面网格 3.2. 三维边界条件与数值计算 在三维计算中，外流域入口面设置为速度入口，数值与车速一致，方向相反；外流域出口设置为压力出口，与大气环境压力一致；外流域底面设置为移动壁面，移动速度与入口气流速度一致；外流域顶面和侧面设置为无滑移壁面；风扇设置旋转速率，风扇相对发动机的速比为1.3，具体见表1。换热器等效为具有阻尼的体积热源，赋予等体积生热量；发动机、后处理、变速箱等发热部件壁面设置为温度壁面，与空气进行热交换。根据工程经验选用Realizable K-Epsilon two-layer的湍流模型进行求解，开启辐射模型，空气设置为不可压缩流体。 Table 1 Boundary condition settin 内容 设置 速度入口 最大扭矩工况：8.1 km/h 额定功率工况：13.7 km/h 压力出口 静压0 Pa 风洞地面 移动壁面，速度值与车速相同 风扇旋转速度 最大扭矩工况：1472 rpm 额定功率工况：2478 rrpm 环境温度 额定功率工况：33.3℃ 最大扭矩工况：32.8℃ 冷却液报警温度 110℃ 表1. 边界条件设置 通过三维仿真计算得到整车y向中截面上的速度矢量图和温度分布云图，如图5和图6所示。从图上明显看到，风扇旋转将外部的冷却空气通过格栅吸入至机舱内部后，大部分气流流经冷凝器、中冷器和散热器再经风扇整流后吹向发动机，其中吹向发动机上方的气流撞击到驾驶室底面形成很强的漩涡，导致此处区域空气滞留，对照温度分布云图可看到此处温度较高。顶部滞留的部分高温空气在风扇抽吸作用下回到换热器前端的进气侧参与二次换热，使得进气温度升高，降低冷却系统的散热效果。吹向发动机上方的气流掠过油底壳表面后流向车体后方，流动相对较顺畅，无局部高温区域产生。 图5. Y向截面速度矢量图 图6. Y向截面温度分布云图 从图7和图8所示的Z向截面速度矢量图和温度分布云图明显发现，冷却空气经过风扇加速后向在发动机前方呈现左右侧不对称分布，其中左侧气流撞击到挡板以及管道后回流至进气端造成二次加热，而右侧回流较少，因此左侧进气侧的温度明显高于右侧进气侧温度，发动机舱整体左侧散热效果比右侧差，这与整车布置有直接关系。 图7. Z向截面速度矢量图 图8. Z向截面温度分布云图 通过三维仿真结果统计通过冷却模块的空气流量值，如表2所示。 Table 2 Airflow of cooling module obtained by 3D simulatio 最大扭矩点 额定功率点 冷凝器 中冷器 散热器 冷凝器 中冷器 散热器 1.10 2.56 3.98 1.98 4.29 6.97 表2. 三维仿真获取的冷却模块空气流量(单位：kg/s) 3.3. 一维仿真建模与计算 一维模型建模主要包括冷却系统内循环和外循环回路搭建以及工况设置，其中内循环包括散热器冷却液回路和中冷器内部流体回路，具体如图9所示。 外循环回路主要包括格栅阻力模型、冷凝器、中冷器、散热器、风扇和机舱阻力模型，分别定义为外流空气流经的5个节点，将节点按照实车部件的先后次序连接成闭环模型，用于计算冷却系统的匹配效果，具体如图10所示。 图9. 一维仿真模型 图10. 外循环回路 通过前期三维仿真分析结果设置一维仿真模型的格栅阻力值、CP值，利用三维计算获取的冷却模块空气流量值标定出一维模型内部阻力BIR。设置好工况参数后运行计算，得到冷却模块内外流进出口温度、压力和流量等数据，如表3所示。通过公式(2)换算得到整车极限工况下的许用环境温度仿真值，与试验值对标误差百分比为2.7%，准确度较高，说明气液联合仿真方法可用来预测商用车热平衡性能。 许 用 环 境 温 度 = 冷 却 液 报 警 温 度 − ( 发 动 机 出 水 温 度 − 环 境 温 度 ) (2) Table 3 One dimensional simulation result 仿真结果 最大扭矩工况 额定功率工况 发动机出水温度(℃) 85.1 79.2 发动机进水温度(℃) 80.3 74.7 散热器表面风量(kg/s) 4.1 7.2 散热器外流进气温度(℃) 56.2 56.6 散热器外流出气温度(℃) 79.8 77.6 中冷器表面风量(kg/s) 2.4 4.1 中冷器外流进气温度(℃) 52.1 50.5 中冷器外流出气温度(℃) 63.3 63.4 冷凝器器表面风量(kg/s) 1.1 2.0 冷凝器外流进气温度(℃) 46.8 47.5 冷凝器外流出气温度(℃) 58.3 54.1 极限许用环境温度仿真值(℃) 57.7 (>55℃) 64.1 (>55℃) 极限许用环境温度试验值(℃) 59.3 63.3 误差百分比 2.7% 1.3% 表3. 一维仿真计算结果
system: [SYSTEM]

user: 4. 冷却系统性能优化仿真 由于三维仿真分析发现该重载型商用车发动机舱内回流现象较明显，降低了其冷却系统的散热效果，综合发动机舱的布局和开发成本，提出了在散热器顶面和侧边增加阻流板(可用隔热棉代替)优化方案，模型如图11所示： 图11. 优化方案 对改进方案设置同边界条件和工况参数进行气液联合热平衡计算，结果如图12~15所示。对比优化方案和原方案明显看到，阻流板添加后风扇出来后的气流被阻流板阻挡后通过顶部和两侧回到进气侧的气流减少，发动机舱进气侧的温度相比原来有所降低。从Z向速度矢量图和温度云图能明显看到回流的气流减少，左侧进气侧温度相比原方案有所降低，有利于散热性能的提升。 图12. 优化方案Y向截面速度矢量图 图13. 优化方案Y向截面温度分布云图 图14. 优化方案Z向截面速度矢量图 图15. 优化方案Z向截面温度分布云图 对比优化方案和原方案冷却模块的空气流量数据和温度，分别如表4和表5所示。添加阻流板后，回流至冷凝器和中冷器前端的热气流减少，使得通过冷凝器和中冷器的外部冷却流量增大；通过散热器的总流量稍有下降，推测散热器减少的回流量大于增加的冷却气流流量。添加阻流板后，冷却系统进风面的平均温度得到显著降低，说明回流现象明显改善，有利于发动机舱散热性能的提升。分析冷却模块温度数据发现，添加阻流板后冷却模块进出风面的平均温度和冷却水温得到显著降低，说明回流现象的改善明显提升了发动机舱整体的散热性能。 Table 4 Flow through cooling module before and after optimizatio 仿真结 果对比 最大扭矩点 额定功率点 冷凝器 中冷器 散热器 冷凝器 中冷器 散热器 原方案 1.10 2.56 3.98 1.98 4.29 6.97 优化方案 1.22 2.87 4.12 2.14 4.92 6.57 增幅% 9.8 12.1 -8.8 8.0 14.7 5.7 表4. 优化前后通过冷却模块的流量值(单位：kg/s) Table 5 Comparison of cooling module temperature before and after optimizatio 仿真结 果对比 冷凝器 中冷器 散热器 发动机出 水温度 进风平均温度 出风平均温度 进风平均温度 出风平均温度 进风平均温度 出风平均温度 最大扭矩点 原方案 47 59 50 66 61 87 85.1 优化方案 40 50 45 60 56 83 80.9 降幅% 14.9 15.2 10.0 9.0 8.2 4.6 4.9 额定功率点 原方案 45 52 46 63 59 81 79.2 优化方案 38 44 42 59 55 78 75.8 降幅% 15.6 15.4 8.7 6.3 6.8 3.7 4.3 表5. 优化前后冷却模块温度值对比(单位：℃)
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 1) 基于某重载型商用车冷却水温偏高的问题，提出了一种三维与一维耦合的气液联合仿真方法。在三维气侧的基础上获取一维计算所需要的压力、流量和温度边界参数，标定出一维的BIR内部阻力，通过迭代计算得到整机极限工况许用环境温度，解决传统的热平衡性能依赖试验反复验证的问题，大幅减少试验次数，缩短项目周期。该方法获得的仿真结果与试验结果对标，准确度高于90%，说明所采用的联合仿真的方法可靠有效。 2) 通过仿真发现该重载型商用车发动机舱内回流现象较明显，降低了其冷却系统的散热效果，综合发动机舱的布局和开发成本，提出了在散热器顶面和侧边增加阻流板的优化方案。经气液联合仿真分析证明，阻流板的添加可以有效地增加通过冷却模块的冷却空气流量，降低进气侧温度，提升冷却系统散热性能。
system: [SYSTEM]

user: 摘要 晾晒优质的葡萄干与气候条件和气象要素密切相关。掌握气象要素的变化规律对晾晒优质葡萄干具有重要意义。该文章通过对比分析吐鲁番市高昌区近十年地面观测资料及2017年晾房内外气象要素观测资料，对晾晒吐鲁番葡萄干与气温、相对湿度、风、日照等基本气象要素的关系进行研究，找出影响葡萄干品质的主要气候因子和关键影响时段，为开展葡萄成熟期、采摘期预报以及影响气象因子评价等服务提供技术支撑，并为今后晾制葡萄干工作提供科学理论依据。
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 吐鲁番是中国葡萄主要种植区之一，全市葡萄种植面积约56.74万亩，总产量占全疆的三分之一，吐鲁番市高昌区种植面积约25.71万亩，总产量48.7万吨(此数据从吐鲁番市林业局、吐鲁番市高昌区林业局获取)。吐鲁番属独特的暖温带干旱荒漠气候，地处盆地之中，四周高山环抱，增热迅速，散热慢，形成了夏季高温酷热，昼夜温差大，降水少，日照时数长，蒸发量大等特点，素有“火州”之称。吐鲁番优越的光热条件和独特的气候非常适宜葡萄生长、制干，晾制的葡萄干不但含糖高、含酸低、风味甘甜，同时还安全、无污染。
system: [SYSTEM]

user: 2. 葡萄制干方式 葡萄是新疆主产水果之一，主要以新鲜食用、加工罐头、制成葡萄干等途径销售 [ 1 ] [ 2 ] [ 3 ]。新疆地区对葡萄的加工方式主要分为晾干、晒干以及烘干，其中晒干的葡萄干卫生状况较差且褐变严重，导致整体品质较差，烘干只能小批量进行且消耗成本较高，因此晒干及烘干均未被广泛应用 [ 4 ] [ 5 ]。目前吐鲁番地区葡萄晾干仍以传统的晾房为主，晾干周期较长且品质难以控制，不能够满足市场的需求 [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ]。 吐鲁番是我国葡萄干主产区，葡萄干制作历史悠久，产业优势明显，品牌知名度高，尤其绿葡萄干更是驰名中外。历史上一直采用直接晒干的方法制红葡萄干。直到晚清时，才使用晾房阴干的方法制绿葡萄干 [ 9 ]。吐鲁番不采用直接日晒的方法(直接日晒的容易发酸)，而是在晾房内阴干。晾房阴干的方法是将鲜葡萄放进晾房内，凭借吐鲁番盆地干燥高温气候，使葡萄脱水浓缩干燥而制干 [ 9 ]。采用晾房制干，能加快鲜葡萄脱水排湿的速度，降低鲜葡萄在晾制期间的褐变和毒烂，保证葡萄干质量的高等级。 晾房设计为平屋顶，蜂窝状通透式墙体，用砖搭成的阴干房四面墙上有许多墙洞，这有利于通风，这种阴干法制成的葡萄干优质优良，呈半透明状，不变色采，最大优点是晾干以后，果肉柔软，甘之如饴，含糖高达60%左右，保持着绿中透黄的颜色，色香味俱佳、颗粒饱满、甜美可口，被称为“中国绿珍珠”。
system: [SYSTEM]

user: 3. 试验葡萄品种 以吐鲁番原产地域范围内的葡萄为原料，按标准晾制，质量达到国际标准要求的葡萄干。试验选取吐鲁番市高昌区具有代表性的主载品种无核白葡萄。该品种是优良的鲜食，制干兼用品种。制干后绿色或黄绿色，制干率高，外观晶莹剔透，果肉饱满风味纯正，无任何异味，耐储藏。
system: [SYSTEM]

user: 4. 葡萄关键生育期内适宜温度指标 4.1. 葡萄成熟期 葡萄的生育期分为芽膨大期、芽开放期、展叶期、花蕾或花絮出现期、开花期、果实成熟期、果实脱落期、叶变色期、落叶期共9个生育期。其中对无核白葡萄产量和品质形成比较关键的发育期有开花期、果实成熟期。 新疆具有悠久的葡萄干加工历史，因特殊的气候和环境条件，新疆葡萄干在国内外干果市场具有重要影响力。研究不同采收期对无核白品种葡萄干品质的影响，探索最佳采收期，为果农获得高质量葡萄干产品提供参考依据 [ 10 ]。无核白葡萄的成熟期(采摘期)直接影响到葡萄干质量等级指标。根据吐鲁番独特的气候特征算出历年葡萄成熟期前30℃的积温范围319.0~522.7 h，2014年葡萄成熟期最晚，30℃的积温历年最低(历年资料计算求得)。根据葡萄历年成熟期，逐步判断葡萄采摘期及采摘前后的气温变化规律。无核白葡萄成熟前气温偏低致使无核白葡萄成熟期迟缓，比历年同期偏晚。最早成熟期出现在2017年7月16日，成熟期前10天平均气温为39.3℃(历年最高)，最晚出现在2014年8月9日，成熟期前10天平均气温为31.4℃(历年最低)。历年成熟期出现在7月下旬(7月23日)，这几年成熟期前平均温度比历年32.5℃普遍偏高(见表1)。 成熟期适宜温度条件：平均温度为29℃~33℃，低于20℃果实不利于正常成熟。 Table 1 Temperature index during grape ripening and drying period/˚ 葡萄成熟期及其温度指标 晾干期温度指标 年份 成熟期(日/月) 成熟前10天平均气温 成熟期前月(7月)的平均气温 晾干期8月的平均气温 晾干期9月的平均气温 2007 2/8 35.1 33.6 30.9 24.9 2008 2/8 32.7 33.4 31.1 24.7 2009 21/7 32.6 32.1 30.6 24.7 2010 3/8 33.6 33.3 31.2 24.2 2011 21/7 35.1 34.2 32.0 25.1 2012 28/7 33.5 33.5 32.4 24.2 2013 20/7 32.8 32.8 31.8 24.3 2014 9/8 31.4 32.5 31.0 23.7 2015 27/7 35.3 33.7 29.9 22.0 2016 26/7 36.3 35.7 32.7 30.2 2017 16/7 39.3 37.3 33.1 27.6 2018 28/7 34.9 34.8 34.5 25.1 历年 23/7 32.5 30.5 23.9 表1. 葡萄成熟期及晾干期温度指标/˚C 4.2. 葡萄制干期 吐鲁番盆地7月底到9月20日都适宜葡萄制干，这个时期气温仍很高，相对湿度低，获得较高质量葡萄干的保证率大。通过葡萄干分级指标分析，8月下旬至9月上旬采摘晾制的葡萄色绿，干物质含量高，酸度低，含水率适中。
system: [SYSTEM]

user: 5. 葡萄制干影响因素 葡萄制干影响的气象因子有气温、湿度、风、日照、降水等。其中温度是主导因素，风是次要因素。 5.1. 气温 吐鲁番年平均气温13.5℃~17.6℃，全年大于等于10℃的积温6378.1℃~5653.1℃，22℃的积温5283.0℃~3549.4℃ (见表2)。每次葡萄采回后，将其置于质量分数为3.5%的促干剂溶液中常温浸穗1 min，然后挂在架子上。促干剂处理破坏了葡萄表皮蜡质层，降低了果皮韧性，使葡萄更容易脱水，采用此法制干时间可比直接晾干缩短8~12 d [ 10 ]。 气温与葡萄制干期的长度是负相关。30℃ ≤ 日平均温度 ≤ 32℃ (8月上旬、中旬)晾干时间平均为13~16天左右，有效积温480℃~390℃；26℃ ≤ 日平均温度 ≤ 30℃ (8月下旬及9月上旬)为17~19天左右，有效积温570℃~460℃；22℃ ≤ 日平均温度 ≤ 26℃ (9月中旬、下旬)时晾干期会延长，平均20~25天左右；日平均温度 ≤ 22℃晾干时间会一个月以上。根据吐鲁番市高昌区原种场一队150户人家(均使用促干剂)葡萄晾干时间统计后得出结论。(有效积温和平均温度用1981~2010年三十年历年资料统计所得。) Table 2 Temperature ≥10˚C， ≥20˚C， ≥22˚C accumulated temperature/˚ 年份 10℃的积温 20℃的积温 22℃的积温 8~9月15℃积温 年平均气温 2007 5901.2 5174.2 4546.2 1706.9 16.3 2008 6017.9 4955.6 4436.2 1703.5 16.1 2009 5798.9 5253.7 4127.8 1688.9 16.0 2010 5762.7 4195.4 3549.4 1693.8 15.6 2011 5837.8 5088.3 5025.3 1746.7 15.8 2012 5842.4 4557.0 4515.6 1729.4 15.5 2013 6132.2 4563.2 4542.4 1714.9 16.0 2014 5658.8 4229.5 3928.0 1672.1 15.1 2015 5653.1 4805.0 4344.5 1588.2 16.0 2016 6378.1 5832.1 5283.0 1921.2 17.6 历年 5576.6 4450.7 4032.4 15.1 表2. 气温≥10℃、≥20℃、≥22℃积温/℃ 5.2. 湿度 吐鲁番相对湿度较低，只有11月到次年1月的3个月中超过50%，而4月到9月的半年的时间里温度都在30%左右。相对湿度低于30%的时间可长达120~140天，甚至多次出现零的纪录。空气相对湿度值为：年平均42%~44%，8月、9月平均35%~40%。湿度与葡萄制干期的长度是正相关，湿度越大制干期越长，葡萄干品质也会受影响。 5.3. 风 晾房以土坯或红砖砌成的晾房，要考虑到当地8~9月的主风向，吐鲁番历年最多风向为E风向(东风)，而8~9月主风向也是东风(去除静风)。晾房应通风良好，与主风向垂直，以利于通风。晾干期最适宜的风速3~5米/秒，适宜的风速能加快鲜葡萄脱水排湿的速度。并能保证葡萄干质量的高等级。风速大则加快葡萄果粒失水过程，无风或强风都不利于葡萄制干。 5.4. 日照 葡萄是喜光植物，对光要求较高，光照时数长短对葡萄生长发育、产量和品质有很大影响。吐鲁番全年平均低云量不足一成，晴天占绝对优势，全年晴天日(日平均低云量 < 2成) 300天以上；全年(日平均总云量 < 2成)天数100天以上。年日照时数平均在2800小时以上，历年日照百分率为66% (见表3)。太阳年总辐射量为139.5千卡/平方厘米，最大达149.6千卡/平方厘米，最小也有132千卡/平方厘米。 葡萄制干期日照时数大小直接影响到制干时间的长短和葡萄干质量。日照时数越大，制干期越短。丰富的日照有利于葡萄进行光合作用，晾制的葡萄干干物质含量高，肉质饱满、色绿。全年6~9月日照时数最大，吐鲁番葡萄晾干期集中在8月至9月上旬，8月平均日照时数约300小时。 Table 3 Grape ripening sunshine index in the agrometeorological test station of Turpa 年份 成熟期(日/月) 成熟期前月 (7月)的日照 晾干期8月的日照 晾干期9月的日照 全年日照时数 日照百分率(%) 2007 2/8 308.0 308.1 245.8 2999.7 68 2008 2/8 311.1 321.2 295.9 3126.2 70 2009 21/7 301.2 311.8 291.9 2988.8 67 2010 3/8 300.1 300.7 265.8 3005.8 68 2011 21/7 355.1 303.6 306.7 3077.4 69 2012 28/7 306.0 329.6 275.4 2991.6 67 2013 20/7 330.2 309.0 287.3 2955.8 67 2014 9/8 311.2 325.8 262.6 2939.4 66 2015 27/7 338.3 274.9 250.0 2782.1 63 2016 26/7 299.6 199.6 301.6 2810.3 63 2017 16/7 351.2 315.9 317.1 3151.9 71 2018 28/7 299.9 337.5 307.8 3095.4 70 历年 23/7 2939.0 66 表3. 吐鲁番市高昌区农业气象试验站葡萄成熟日照指标 5.5. 降水 吐鲁番降水十分稀少，年均降水量为6.9~26.4毫米，累年平均值15.5毫米，最少的年份只有3.8毫米。降水少有利于葡萄生长和晾晒葡萄干，晾晒葡萄干期间出现降水现象会延长晾晒时间，并造成葡萄干褐变和毒烂，直接影响葡萄干品质。
system: [SYSTEM]

user: 6. 晾房内外温、湿度对比 分析葡萄晾晒期晾房内外实时温度对比数据发现，夜间晾房的温度值始终比外温度高(除降水天气以外)，白天室外温度升温后晾房内外温度差值变小，晾房内日较差比晾房外日较差小，晾房内温度一直处于恒温状态，这有利于葡萄制干。通过分析晾房内外湿度数据发现，晾房内湿度比房外湿度小(18日下雨，20点湿度晾房内比房外大)，湿度小有利于加速葡萄制干。气温和湿度晾房内外对比数据，进一步肯定：温度与葡萄制干期的长度是负相关，而湿度与葡萄制干期的长度是正相关这个结论。(晾房内资料来源于2017年8月16~25日，吐鲁番市高昌区恰乡1队农民马合木提家晾房内安装的自动站数据，晾房外数据是吐鲁番市高昌区农业气象试验站实时观测数据。) 18日天气现象： 阵雨0835-09521840-09021920-20 19日夜间有阵雨，降水量为1.1毫米。 图1. 晾房内外温度对比图 计算公式：Y = 0.9425x + 2.8957 Y表示晾房内温度、x表示晾房外温度 图2. 晾房内外湿度对比图 计算公式Y = 0.9395x − 1.5811 Y表示晾房内湿度、x表示晾房外湿度 计算公式(见图1、图2)通过室外温度、湿度计算出晾房内温度、湿度值。预测未来温度、湿度，就能准确的判断出晾房内温湿度变化，对葡萄制干期预报服务工作提供了科学依据。
system: [SYSTEM]

user: 7. 葡萄晾干期内关键气象因子适宜指标 一般地，葡萄干颜色一致、没有褐变、大小一致且粒大饱满、酸甜宜口的品 种受大家欢迎 [ 10 ]。优质葡萄干质量标准： 1) 以粒大、壮实、饱满、果粒均匀度 ≥ 80%、色泽度 ≥ 90%为一级葡萄干。 2) 干燥度掌握成把捏紧后放开，颗粒迅速散开的为干燥，水分 ≤ 15。 3) 无核白葡萄干的外表要求略乏糖霜，舐去糖霜后色泽晶绿透明。 4) 口味甜蜜鲜醇，不酸不涩，无异味。 晾干优质的葡萄干，最适宜的气象条件为：日较差小，日照充足，微风、降水少。 适宜指标：日平均气温：26℃ ≤ 日平均温度 ≤ 30℃；湿度：35%~40%；月日照时数：≥300 h，最适宜的风速：3~5米/秒。
system: [SYSTEM]

user: 8. 小结 通过研究出吐鲁番市高昌区一带影响葡萄干品质的主要气候条件及其与气象要素之间的关系，根据温度、湿度、风来预测晾制葡萄干的最佳气候条件，对晾制优质的葡萄干有更好的指示意义，并对农户起一定的指导作用，提高农民的经济效益并更好地体现气象为农服务的本质，对农户有很好的推广意义。
system: [SYSTEM]

user: 摘要 夯实水泥土桩复合地基是一种新兴的能适用于多数场景的一种地基处理方式，由于其施工简单，强度较高被广泛应用。本文通过查阅相关论文文献，就目前夯实水泥土桩复合地基的研究中所关注的重点问题进行了细致的分析和总结归纳，主要是影响水泥土强度的因素、桩土应力比的影响因素、有效桩长问题、垫层作用等问题，其次是完善细化了水泥土桩在实际工程设计中的设计步骤，确定承载力计算及变形验算的方法，最后就仍需关注和重点研究解决的问题做了梳理。
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 复合地基是指通过部分土体置换或土体增强，由地基土和竖向增强体共同作用，来承担荷载的人工地基 [ 1 ]。虽然复合地基的地基处理技术发展起步较晚，但由于其形式多样、适用性广泛，目前被广泛应用于工程实际当中。复合地基的地基处理采用桩型多样，可以按照桩体采用的材料对复合地基进行分类，一般来说可以分为柔性、刚性和散体材料桩复合地基三类。 其中，夯实水泥土桩复合地基属于柔性桩复合地基，是近年来新兴起的一种相对新型的地基处理办法，由于具有造价低，承载力高，沉降变形小和施工简单等特点，倍受工程界关注 [ 2 ]。 夯实水泥土桩最主要的特点是桩身水泥土经过充分拌合和夯实，桩身强度较高，比普通只经搅拌的搅拌水泥土桩强度高2~10倍，而且由于其对土体的挤密作用优异，能很好的消除黄土的湿陷性，因此在黄土地区的使用能起到较好的使用效果 [ 3 ]。 本文通过查阅相关论文资料来研究夯实水泥土桩复合地基的主要性状，主要包括对夯实水泥土桩的桩体强度、桩土应力比、有效桩长、垫层效应等问题的研究，并对夯实水泥土桩复合地基的设计计算过程进行总结归纳。
system: [SYSTEM]

user: 2. 夯实水泥土桩复合地基 夯实水泥土桩通常先通过人工或者机械钻孔，并选用较为稳定单一的土质材料与水泥按一定的配合比进行充分拌合，形成均匀的混合料。之后将拌和好了的水泥土分层向挖孔中回填，并用重锤逐层夯实成桩。夯实形成的水泥土桩与桩周挤密的土体和散体材料褥垫层共同作用，组合形成复合地基 [ 4 ]。如图1所示。 从桩体强度方面来看，夯实水泥土桩是中等粘结强度桩，多用于粉质黏土、素填土、淤泥质土等土体的地基处理，能有效提高地基基础的承载能力，在消除地基不均匀沉降方面有重要作用。 结合目前国内外的工程实际，夯实水泥土桩桩体水泥和土的体积比一般为1:5~1:8，夯实形成的桩身强度约为3.0~6.0 MPa，复合地基处理深度不宜超过10 m，桩径一般为350~600 mm，并通过褥垫层与桩和基础相联系 [ 5 ]。对于在特定环境和施工条件下的夯实水泥土桩复合地基设计，应结合实际施工情况进行，对桩身参数和承载力进行验算，使设计能符合实际工程要求。
system: [SYSTEM]

user: 3. 夯实水泥土桩复合地基研究现状 在当前有关夯实水泥土桩复合地基问题的研究中，主要是关于桩体强度的影响因素、桩土应力比、有效桩长、垫层效应等方面，目前的研究已经比较全面，对于各类问题在行业内也有了比较一致的结论，现就各方面问题的情况进行归纳总结。 图1. 夯实水泥土桩复合地基示意图 3.1. 桩体强度的影响因素 杨有海等(2013年) [ 6 ] 为研究提高水泥改良黄土强度的措施，就依据郑西客专夯实水泥土桩复合地基的应用背景，并结合室内的土工试验，测定了改良黄土的物理力学性质、压缩模量、最佳含水率、最大干密度等基本参数，分析了影响水泥改良黄土的多种因素的作用效果，为提高桩体强度提出多项建议和多种措施。 闫明礼等(1997年) [ 5 ] 也通过研究，介绍了夯实水泥土桩的力学特性，研究了土性、放置时间和冻结对夯实水泥土桩强度的影响，提出其适用范围和优缺点，并对夯实水泥土桩复合地基的施工工艺、施工流程做了研究。 论文结果表明，对夯实水泥土桩的强度起关键性作用的是水泥掺和比和龄期，放置时间也有影响但是作用不大。水泥土的龄期越长，强度越高，7~28 d龄期水泥黄土强度增长最快，超过28 d后，水泥土桩强度虽然仍有增长但是增长速度会逐渐减慢；水泥土桩中掺入的水泥量越大，桩体强度越高，但是在工程中，为了使效率最高，成本最低，需要结合实际情况，根据设计强度要求来确定水泥的掺和比。 3.2. 桩土应力比的研究 对于桩土应力比，简单来说，就是在复合地基中桩顶所承担的应力与桩间土所承担的应力的比值。在实际工程中，桩的强度优于桩间土强度，但是桩的造价较高，因此研究桩土应力比有着实际意义。最理想的复合地基设计效果是让桩体和桩间土都能发挥自身最大的价值，使强度效果和经济效益都能做到最优。 郭忠贤等(2006年) [ 7 ] 进行了现场载荷实验，来研究桩土应力比的影响因素。结果表明：在荷载增大时，桩土应力比n先增大后减小，取值范围约为2.2~14.8，跨越范围较大；n随桩长的增大而增大，但是存在着一个临界长度，当桩长超过临界长度之后，再增大桩长，对桩土应力比的影响不大；n值随桩土面积置换率和垫层刚度的增大而增大，但其影响逐渐减小。 郭忠贤等(2007年) [ 8 ] 的实验结果表明，增大桩长和提高面积置换率都可提高桩荷载分担比及桩土应力比，随着值继续提高，影响作用会逐步减弱；垫层刚度越大，桩的作用体现的越早，土的发挥滞后。 赵军贤等(2007年) [ 9 ] 为更细致全面地研究各种因素对桩土应力比的影响，在进行夯实水泥土块的无侧限抗压强度试验之后，进行了有限元分析。分析结果显示，桩长、桩身弹性模量、垫层弹性模量以及桩端土弹性模量的提高能有效提高桩土应力比，呈正相关关系，而桩土应力比会随着桩径桩周土弹性模量、垫层厚度的增大而减小。 郭忠贤等(2009年) [ 10 ] 提出建立一种计算桩土应力比的方法，以复合地基载荷试验为基础，充分考虑桩、土的变形协调，使之更能有效反应实际工程情况。计算结果表明，桩土应力比会受到桩、土和垫层性能的综合影响，相对比来看，垫层的影响更为明显，因此研究垫层作用的优化可以更好的促进桩—土协调作用的发挥。 综合上述论文研究结果，可发现桩土应力比n的取值受多种因素的影响，总的来说，可以分为桩体自身强度、桩周土体性质和垫层布置三大类。n会先随荷载增大到最大值然后再随荷载增大而减小；n的大小与桩的长径比呈正比，即n正比于l/r，在临界桩长以下n随长径比的增大而增大； n值随桩土面积置换率和垫层刚度的增大而增大，但其影响逐渐减小；垫层的模量对桩土应力比的影响较为显著。 3.3. 有效桩长的研究 桩的临界长度是指桩上端的侧摩阻力达到极限值，而桩身某处的侧摩擦力还为零时的桩长。有效桩长的计算，可以为实际工程切合实际地选用桩长，以在能满足施工设计要求的情况下，尽可能的降低施工成本，增大工程效益。 在查阅的有关夯实水泥土复合地基的论文中，大多都提到了存在着有效桩长，对比分析桩长长度在有效桩长以下和以上时，分别对桩土应力比、桩土荷载分担比等的影响，前文也有相关表述，在这一节主要分析有效桩长大小的影响因素，有部分学者在这一方面进行了深入研究。 闫明礼等(2012年) [ 4 ] 进行了多组室内的模型试验，对有效桩长问题展开研究。文中提出有效桩长和有效复合层厚度的概念，并指出夯实水泥土桩的桩身强度大小与有效桩长息息相关，是影响有效桩长的最主要因素。 佟建兴等(2013年) [ 1 ] 通过室内模型试验进行实测，通过对比引入了关于有效桩长的讨论。其研究结果表明，夯实水泥土桩有效桩长与桩身强度相关，应以桩身强度控制对夯实水泥土桩桩体设计。 综合上述论文的研究结果，可发现两篇文章均认为夯实水泥土桩复合地基的桩体设计应以桩身强度控制，有效桩长的计算与桩身强度有直接关系，在实际设计中，应使由桩身强度确定的单桩承载力大于(或等于)由桩周土和桩端土的抗力所提供的单桩承载力。 3.4. 垫层效应的研究 在复合地基中，基体与增强体共同起承担荷载的作用。在基础底部设置垫层，实际上是起到对上方何在重新分配的作用，可以改良复合地基中桩与土的荷载分配形式，合理的垫层布置，可以使得桩与桩间土的荷载分担更加合理，起到更好的复合效果，对复合地基的布置至关重要。 王兵等(2008年) [ 11 ] 进行了现场静载荷试验，改变褥垫层的厚度和材料，测试夯实水泥土单桩及多桩共同作用的地基承载特性，并得出相应结论。结果表明选用较好的褥垫层材料可以更好地协调桩土变形能力；垫层厚度增加，桩土应力比会随之降低。 杨志红等(2010年) [ 12 ] 也进行载荷试验，通过试验来分析垫层对复合地基桩土受力性能的影响，其研究结果证明，垫层刚度的大小会影响复合地基中桩与桩间土的应力分布情况，会影响复合地基的破坏形式。加大垫层厚度，减小垫层刚度可以使桩间土的性能发挥更大，在天然地基承载力较好的地基基础中，可以通过此种形式达到经济的目的，更好的发挥地基土效应。 上述两篇文章的研究，均是从现场的载荷试验出发，分析实验结果，研究垫层对复合地基承载特性的影响作用。 王兵等的研究主要是分析垫层材料性能和厚度两种因素对桩土应力比和桩土荷载分担比的影响。 杨志红等的研究主要分析垫层刚度的影响。实际上，若垫层为绝对刚性，桩会承担大部分荷载；若垫层为绝对柔性，桩的承载性能不能有效发挥。因此为使的桩土应力比均能有效发挥，应当结合实际工程情况，在绝对刚性和绝对柔性之间选择适当刚度的垫层，发挥桩与桩间土体的综合能力。
system: [SYSTEM]

user: 4. 水泥土桩复合地基的设计 在进行夯实水泥土桩复合地基设计时，既要满足承载力要求，又要便于施工，降低施工成本，因此需要进行多步骤的计算和验证，通常有以下七个步骤： 4.1. 进行地基变形计算 首先按照天然地基土进行地基变形计算，进行此步计算的主要目的是验证使用复合地基的必要性，通过计算天然地基土下的变形情况，当天然地基土下变形较大时，必须选用复合地基进行设计，并进行初步估计确定加固深度。 4.2. 确定桩身参数 首先确定所需桩的桩体强度、类型、底面积大小等桩身参数，然后做水泥土的配合比实验，确定所需的掺和比，使桩体能达到所需的桩体强度，又不至于所需水泥量过大增大成本。一般来说，通常需要a w = 12%~15%，f cu = 1~1.6 MPa，具体取值根据工程实际进行实验分析。 4.3. 确定(估算)单桩承载力 估算水泥土桩的单桩承载力，用下式计算： R a = η ⋅ f c u ⋅ A p ， (1) 式中， f c u 为抗压强度标准值， A p 为桩体截面面积。 用上式计算，可以大致估算单根桩的承载力。 4.4. 计算有效桩长 有效桩长的计算问题，在实际工程中大多采用经验估计法，参考临近项目或类似情形的其他工程项目的情况来确定有效桩长取值。 4.5. 确定(估算)置换率 选取桩置换土的置换率，可以按一般工程经验进行取值，也可按下式进行初步预估计算，公式如下： m = f s p k − β f s k R a A p − β f s k ， (2) 式中，R a 为单桩竖向承载力特征值 β为桩间土承载力折减因数； A p 为桩底端横截面面积； f sk 为处理后桩间土承载力特征值； f spk 为复合地基承载力特征值。 根据上式计算置换率m时，无法进行准确计算，只能大概按需要达到的复合地基承载力等值带入进行试算，初步确定m的取值，若后续验算不通过，要重新调整m重新计算。 4.6. 布桩设计 根据4.5中所取得的置换率m的值，进行布桩设计，选取布桩的范围、桩的直径、间距等数据，进行布桩。在布桩时应尽量对称布桩，便于后续的受力分析及计算。 4.7. 复合地基承载力及变形验算 根据规范规定，夯实水泥土桩复合地基承载力特征值按下式计算 [ 3 ] [ 13 ]： f s p k = λ m R a A p + β ( 1 − m ) f s k ， (3) R a 为单桩竖向承载力特征值，计算如下： R a = U p ∑ i = 1 n q s i l p i + α q p A p ， (4) 式中，λ为单桩承载力发挥系数； m为置换率； β为桩间土承载力折减因数； A p 为桩底端横截面面积； f sk 为处理后桩间土承载力特征值； U p 为桩身周边长度； q si 为桩侧摩阻力特征值； l pi 为第i层土的厚度； α为桩端阻力发挥系数； q p 为桩端阻力特征值。 并且桩身强度满足： f c u ≥ 4 λ R a A p ， (5) 在根据实际工程情况要求确定λ、α、β发挥系数后，运用叠加法，代入上述公式(3)(4)可验算复合地基中的承载力特征值，代入公式(5)验算抗压强度，并进行现场的载荷试验来加以确定设计的准确性和安全性。若不能达到工程要求，需要返回重新取值，重新进行验算。 高笑娟等(2015年) [ 3 ] 进行了夯实水泥土桩复合地基的承载力分析计算，在文章中，他们就某一工程实例进行了详细的复合地基承载力特征值验算，可以用做参考。
system: [SYSTEM]

user: 5. 结论 本文主要就水泥土桩复合地基目前研究较多的桩土应力比、有效桩长、影响水泥土强度的因素、垫层作用等问题进行了归纳整理和总结，也就水泥土桩复合地基的整体设计过程进行了步骤上的细化和归纳。 主要得出以下结论： 1) 桩土应力比的值受多方面因素的综合影响，桩土应力比会先随荷载增大到最大值然后再随之减小；桩土应力比与桩的长径比呈正比，随长径比的增大而增大；值随桩土面积置换率和垫层刚度的增大而增大；垫层的模量对桩土应力比的影响较为显著。 2) 夯实水泥土桩复合地基存在有效桩长或有效复合土层厚度，且与桩身强度的大小有直接关系。夯实水泥土桩复合地基的桩体设计应以桩身强度作为主要控制指标。 3) 垫层在复合地基中起调整桩和土的荷载分担，有利于桩间土的承载力发挥的作用。垫层的材料性能、垫层厚度、垫层刚度时目前研究中的主要研究点。 4) 水泥土桩复合地基的设计，需要先进行参数选择，根据经验和临近相似工程的取值作为参考进行布桩设计，之后再利用公式(3)~(5)做变形和承载力验算和现场载荷试验验算，若验算不通过需重新设计。 本文的研究仍存在下述部分不足，有待进一步研究。 1) 水泥土桩荷载传递规律。夯实水泥土桩在施工过程中需要进行重锤夯实挤密，在施工中势必会对桩间土产生一定的扰动，可能会对土体挤密，也可能会造成不利影响。扰动之后的土体与桩体的协调作用时，荷载的传递规律势必与原状土体情况下有所出入，有待进一步研究； 2) 关于桩间土的承载力计算。工程实际中桩间土承载力多仍按照天然土体承载力来进行计算，这是不准确的。由于桩对土体的挤密振密作用，以及固化剂的使用必然影响桩间土的承载力，因此具体取值需要按现场载荷试验进行确定。关于桩间土承载力如何确定，也是目前研究中的一项重要内容； 3) 基础刚度的影响。一般可以通过实验比较，通过控制变量法进行多组实验的对比观察影响因素的影响程度，或通过数值分析进行模拟计算。
system: [SYSTEM]

user: 摘要 以保神高速公路深挖路堑边坡工程为例，通过FLAC 3D 有限差分法定量评价了深挖路堑边坡的稳定性和加锚支护后路堑边坡的稳定性。研究发现，深挖路堑高边坡的稳定性系数为1.04，处于欠稳定状态，存在巨大安全隐患。采取植入锚索支护措施后，边坡稳定性系数达到1.88，边坡稳定性得到明显改善，可满足工程安全要求。
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 随着我国大中城市基础设施逐步完善，高速公路建设开始向西南山区推进。沿线地质灾害易发，其中不稳定斜坡和开挖后的高陡边坡成为高速公路建设和运营的主要潜在威胁之一 [ 1 ]。如若对沿线自然斜坡重视不足和防治不当，当自然环境变化时，极易发生不稳定斜坡灾害。如著名的丽水山体不稳定斜坡事件，山体不稳定斜坡一直延伸至里东高速，近二十栋建筑物被埋，最终造成34人遇难。因而，为保证高速公路安全建设与运营，必须深入了解公路沿线的地形地貌、地质构造、岩土性质和气候水文等自然因素，准确把握自然斜坡的形成机理以及开挖后的变形与稳定状态才能以此进行防治 [ 2 ]。 针对公路边坡的稳定性评价研究已十分丰富。杨春风等 [ 3 ] 基于改进粒子群算法、最大熵方法和高维数据评价方法投影寻踪法(IPSO-MEPP)分析了深路堑边坡的不同影响因素对整体稳定性的影响效果和几类边坡的整体稳定性。赵健等 [ 4 ] 采用极射赤平投影法定性分析和3DEC离散元方法定量分析截断原支护结构的边坡稳定性和新增支护后新建铁塔的边坡稳定性。樊炼等 [ 5 ] 采用FLAC 3D 强度折减法和刚体极限平衡法对路堑边坡开挖过程的稳定性进行综合研究。骆伟等 [ 6 ] 通过有限差分法建立三维有限元模型，分析了有无支护、分级开挖情况下边坡卸荷特征及可能出现失稳破坏的区域范围。何玉琼等 [ 7 ] 采用无限斜坡模型、瑞典条分法及极限平衡法计算分析降雨条件下斜坡的流向流量及稳定系数，研究开挖前后的稳定性及预测水流冲刷严重的区域。廖军等 [ 8 ] 借助Geo-studio的Seep/W模块分析边坡在降雨作用吓破题内部渗流场变化特征及瞬态稳定性。杨朝晖和王汉斌 [ 9 ] 采用离散元强度折减法对五盂高速公路边坡稳定性进行有效分析，选择滑面位移统计值作为边坡失稳判据，数值模拟结果与现场检测结果基本保持一致。因此，公路路堑边坡的研究已成为当前工程地质学、土力学和岩体力学研究的热点和重要课题。现如今在公路边坡的理论、方法和技术等方面均取得了许多具有价值的科研成果。 本文以湖北鄂西山区某公路边坡为研究案例，依据钻孔信息、大型原位剪切试验和原状土样室内试验综合确定滑动带以及相关力学参数，基于FLAC 3D 研究边坡稳定性以及开挖与支护前后变形场演化规律，为边坡的防治和公路建设提供工程依据。对于减少公路边坡对高速公路工程的威胁，确保工程的顺利实施和安全运营具有重大的现实意义。
system: [SYSTEM]

user: 2. 工程概况 湖北省保康至神农架高速公路位于湖北省西部，是湖北省“十二五”的“九纵五横三环”高速公路网规划和“鄂西生态文化旅游圈”建设的重要组成部分。本项目东连保康至宜昌高速，西接神农架阳日镇S307省道，是神农架林区与外界沟通联系的第一条高速公路，途经保康县的马桥镇。项目起点位于襄阳市保康县后坪镇的前坪村，与保宜高速公路相接，由东至西经过保康县马桥镇，终点为神农架林区阳日镇阳日湾村，与S307省道对接。项目高速公路路线全长43.63 km。
system: [SYSTEM]

user: 3. 边坡工程地质概况 拟建公路地处鄂西山地，黄陵背斜东北部，属秦巴山区东段。区内山谷相间，地形连绵起伏，山峰陡峻，河谷深切，多呈“V”型。沿线地形总体以分水岭为界，两侧低中间高，分水岭顶峰海拔高程在1640.5 m，线路起点高程最低为后坪镇约484 m，终点高程最低为马桥镇约419 m。路线区地貌单元分为构造侵蚀堆积区、构造剥蚀–侵蚀区、构造剥蚀–溶蚀区等。HK-36不稳定斜坡全貌与工程地质平面图见图1，图2。 图1. HK-36不稳定斜坡全貌 图2. HK-36不稳定斜坡工程地质平面图 保神高速路段ZK35+900~ZK36+060路堑区穿越段位于HK-36不稳定斜坡堆积体内，该不稳定斜坡堆积体平面呈“长条形”，后缘高程约600 m，前缘高程约485 m，主轴向长约270 m，两侧平均宽约115 m。不稳定斜坡堆积体两侧均为冲沟围切，周界基岩出露。不稳定斜坡体上发育多级缓坡平台，多被改造为旱地，缓坡地形坡度约10˚~16˚，陡坡地段地形坡度一般为20˚~35˚之间。根据钻孔揭露显示，堆积体厚度约为7.2~28.5 m。坡面主要为耕种地，坡前为笔架村。该不稳定斜坡典型地质剖面如图3所示。 图3. HK-36不稳定斜坡典型工程地质剖面图 根据地质调绘和钻探揭露，HK-36堆积体不稳定斜坡所处地层岩性如下所示： 第①层角砾土(Q 4 c+dl )：褐黄色，中密~密实状，稍湿。砾石含量约40%~55%，粘性土充填。仅SLK19号钻孔揭露厚度约为4.1 m，分布不均，为边坡的软弱层，力学性质较差。 第③-2层碎块石(Q 4 c+dl )：灰褐色，中密~密实状，浅表稍湿，碎石含量约60～80%，成分为页岩，粒径约4~20 cm，粘土填充。钻孔揭露厚度约为2.9~28.5 m，力学性质一般。 第⑦-1层强风化页岩(S 1 lr)：灰褐色，砂质结构，岩体节理裂隙极发育，岩体极破碎，广泛分布于路基区，力学性质一般。 第⑦-2层中风化页岩(S 1 lr)：深灰色、灰绿色，砂质结构，层状构造，岩体节理裂隙发育，岩芯多呈碎块状、柱状。广泛分布于路基区，力学性质较好。
system: [SYSTEM]

user: 4. 路堑边坡设计方案概况 根据高速公路路线设计方案，需要对该段路堑进行台阶式放坡开挖，路堑横断面设计如图4所示。 该段路堑边坡设计坡底高程为494.5m，宜需进行6级边坡分级开挖，第1级边坡坡比为1:1，高度为8m；第2至第5级设计坡比1:1.25，高度为10m；第6级设计坡比为1:1.5，开挖至斜坡坡面，高度为8.87m。为保证开挖后路堑高边坡的稳定性，工程上对各级边坡均采用锚杆框架进行防护。
system: [SYSTEM]

user: 5. 稳定性研究 根据堆积体不稳定斜坡的工程地质条件与公路项目设计要求，通过数值模拟研究HK-36堆积体不稳定斜坡在开挖加固后边坡自然与暴雨工况下的边坡稳定性状况以及变形演化规律。 图4. 路堑边坡开挖与支护图 5.1. 模型建立 对堆积体不稳定斜坡的工程地质横断面图进行概化后，建立如图3所示数值分析模型，边坡尺寸为272.4 m × 146.8 m × 4 m，其中组块3~8为分步开挖的6级坡体。借助国际通用软件Ansys进行前期处理建模，采用三角形和四边形混合平面网格进行划分，共划分4142个结点，1970个单元，如图5所示。将模型的左右边界固定，限制水平位移；模型底部设定为固定边界，同时限制水平和垂直位移；坡面设定为自由边界。选择莫尔–库仑屈服条件作为弹塑性模型进行计算开挖与支护边坡坡体的应力应变；采用强度折减法 [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] 计算边坡的稳定性。 图5. HK-36堆积体不稳定斜坡数值模型 5.2. 路堑边坡开挖过程稳定性分析 采用FLAC 3D 内嵌算法迭代模拟天然工况下该路堑边坡的开挖过程，该过程并不进行锚固支护。未开挖斜坡和不同开挖步的边坡稳定性计算分别如图6和图7所示。从图6和图7(a)和图7(b)可以发现，进行第1~2步开挖形成台阶后，剪应变增量带贯通整个边坡内部，揭示了潜在滑移模式基本与开挖前一致，基本沿碎石土层和基岩的界面下滑，剪出口位于边坡右下角基岩露出处。统计稳定系数于表1，发现边坡的稳定性系数是逐步上升的，这是由于削坡减载效应造成的，即土层自重减轻，土层的下滑力减小，导致抗滑力与下滑力比值增大。继续向下开挖施工，图7(c)~(f)表明，潜在滑移模式逐渐变成剪出口为该处开挖台阶坡脚的圆弧滑动。表1中显示边坡的稳定性系数逐渐降低，当开挖完成后，边坡的稳定性最低，仅1.04，处于欠稳定状态，极有可能失稳破坏，亟需支护加固以确保设计边坡的稳定。造成这种现象的原因是，设计边坡坡比比天然斜坡陡峭，当开挖达到一定高度规模后，继续向下开挖一方面时设计边坡的临空面逐渐加大，下滑力上升；另一方面丧失了坡脚前方土体的阻滑作用。两者作用下来便使得稳定系数降低。 图6. HK-36未开挖斜坡稳定性与应变增量计算结果 图7. 不同开挖步路堑边坡稳定性与应变增量计算结果 Table 1 HK-36 cut slope stability calculation result 施工工况 稳定性系数 HK-36不稳定斜坡 1.41 边坡第1步开挖 1.43 边坡第2步开挖 1.48 边坡第3步开挖 1.36 边坡第4步开挖 1.23 边坡第5步开挖 1.14 边坡第6步开挖 1.04 表1. HK-36路堑边坡稳定性计算结果 5.3. 路堑边坡支护过程稳定性分析 采用FLAC 3D 内嵌算法迭代模拟天然工况下该路堑边坡的边开挖边支护的过程，模拟结果见图8。从图8中发现，分析开挖过程设计边坡破坏模式发现，边坡第1~2步开挖并支护台阶后，其潜在滑移面与开挖不支护工况相似，沿碎石土层和基岩界面下滑，剪出口位于边坡右下角基岩露出处。继续向下进行第5步开挖后，边坡破坏模式转变为圆弧滑动，与开挖工况相比，剪出口位置没有发生改变，依然在基岩露出处，但潜在滑坡上缘变为开挖底面平台。而当进行至第6步开挖后，边坡产生滑坡的可能不再处于开挖的台阶任何一处，而是转移至HK-36斜坡坡顶处，此处的潜在滑移变形需要工作人员多加巡视监测。与只进行开挖的边坡稳定性系数进行对比并可视化，见图9，发现边开挖边支护后的各级边坡稳定性系数均得到了提升，最终整个设计边坡的稳定性系数达到1.88。由此可见边坡稳定性得到了较大幅度的改善，锚索加固效果良好。 图8. 不同开挖步路堑边坡支护时稳定性与应变增量计算结果 图9. 路堑边坡支护前后稳定性对比 另外，在暴雨工况下对边坡进行开挖支护模拟，发现在支护完第2级边坡，继续开挖第1级边坡后，如图10所示，虽然边坡整体稳定性达1.44，设计边坡已向坡脚方向滑移19.2 cm，若使锚索长期处于较大应变状态下，后期极易发生断裂。这对边坡的稳定非常不利。因而在开挖和支护的整个施工过程应避开暴雨天气。若无法避开，应提前做好防护措施。 5.4. 路堑边坡支护后稳定性分析 经FLAC 3D 对支护完成后的边坡进行模拟计算并示于图11可知该边坡在天然工况下的稳定系数达到1.88，最大变形位移为1.23 cm，主要表现为因开挖而造成应力释放，坡体向上隆起变形。暴雨工况下的稳定性系数为1.62，坡体最大变形位移为7.01 cm，方向沿坡面向下，主要原因为暴雨天气下，边坡土体力学性质恶化，抗滑性能下降；土体重度加大，下滑力增大，导致边坡稳定性下降，变形加剧。由图11的剪应变增量来看，边坡的潜在滑移面主要是位于HK-36不稳定斜坡的坡顶处。因此，应多加注意此处的滑动，建议对此处实行实时变形监测等措施，一旦出现异常及时采取措施消除隐患。 图10. 暴雨工况路堑边坡稳定性与变形计算结果 图11. 开挖并支护后路堑边坡稳定性与变形计算结果
system: [SYSTEM]

user: 6. 结论 本文以湖北保神公路某路堑边坡为研究对象，基于FLAC 3D 分析了湖北保神公路路堑边坡开挖与支护前后的边坡稳定性以及变形场演化规律，研究发现表明若只进行开挖不支护，边坡在开挖后期与暴雨工况下易形成滑坡，需要采取边开挖边支护的工程加固措施。可以得到以下具体结论： 1) 通过边坡开挖的强度折减法分析，在开挖(支护)第5~6级台阶时，边坡的稳定性均有逐步增大的特征；而开挖第1~4级台阶后，边坡的稳定越来越低，当全部开挖完成后，稳定系数降至1.04。表明在开挖过程中应及时进行支护以提高边坡的稳定性。 2) 采取边开挖边植入锚索支护的措施后，边坡各开挖阶段的稳定性均得到了较大的改善，同时位移也得到了较大的控制。暴雨工况下，在开挖第2级台阶后边坡坡体发生了较大的位移。从长期来看这对边坡的稳定性非常不利。建议在天气良好情况下加快施工进度，争取在雨天来临前完成施工。 3) 施工完成后，天然和暴雨工况下边坡的稳定性系数分别达到了1.88和1.67。位移也控制在了厘米级别，说明锚索支护效果良好，可满足工程安全性要求。边坡的潜在破裂面位于HK-36斜坡坡顶，此处也应重点关注，加强巡视监测。
system: [SYSTEM]

user: 摘要 软土地基属不良土质地基，需加固后才能进行工程建设，本文简要介绍了珠海华润燃气分布式能源项目场地软土地基的工程特性和采用“真空联合堆载预压 + 强夯法”对其进行加固的施工过程。通过对珠海华润燃气分布式能源项目场地预处理工程的实践分析，并根据监测、检测数据对软基处理前后其物理力学性质指标的比较，得出采用“真空联合堆载预压 + 强夯法”处理软土地基是一种工期较短、效果较好、无后期隐患、行之有效的方法，可为后续类似工程提供借鉴。
system: [SYSTEM]

user: 1. 引言 软土地基广泛分布于我国沿海地区，特别是珠三角地区，其具有孔隙比大、含水率高、灵敏度高、压缩性高、抗剪强度低等特点，对工程建设极为不利。为确保工程场地不影响建筑物的使用功能和生产安全，需对软土地基进行预处理，处理效果的好坏与地基承载能力、变形和稳定安全有直接关系。沈珠江分析了软土的工程特性与变形机理，提出了软土地基的本构模型与设计计算理论 [ 1 ]。郑刚等对包括软土地基在内的各类型地基的处理方法进行总结归纳并提出针对不同地基特性的处理建议 [ 2 ]。王婧研究了珠海地区软土的固结特性与微观结构，从微观上分析了真空预压法处理软土的固结机理 [ 3 ]。Schaefer等介绍了应用于美国各类地基的47项地基改良加固技术 [ 4 ]。软土地基处理方法有复合地基法、置换法、换填法、预压法、强夯法等 [ 5 ]，胡海英等较为充分地考虑了桩土变形协调原则，优化了刚性桩复合地基的设计计算并在工程中得到验证 [ 6 ]。白冰等在实测资料和理论分析的基础上，对强夯置换法加固松软土地基的若干问题进行研究 [ 7 ]。曹杰等验证和评价真空预压法在软土地基中的处理效果，并探讨了真空–堆载联合预压的结合时机问题 [ 8 ]。根据工程设计要求，结合工期和造价选择行之有效的方法是一项技术难度较大的工作，本文以珠海华润燃气分布式能源项目为例，阐述了“真空联合堆载预压+强夯法”在软土地基处理中的应用，为后续类似工程提供借鉴意义。
system: [SYSTEM]

user: 2. 场区工程地质条件 华润电力(珠海)智慧能源有限公司燃气分布式能源项目位于广东省珠海市富山工业园区，厂址面积约为4.68公顷，南北向长约为202 m，东西向长约230 m，基本呈方形。地貌单元为海陆交互相冲积平原，区域内河网发育，鱼塘密布，地形平缓开阔。鱼塘内常年有水，水深约1.50~2.00 m，常水位高程约为2.00 m。场地地面平均标高约为0.50 m。厂区用地平面图见图1。 图1. 场区用地平面图 据勘察钻孔揭露，场区地层自上而下按成因类型分为：人工填土层Q4ml (素填土①)、海陆交互相沉积层Q4mc (淤泥②、粉质粘土②1、中砂②2)、残积层Q4el(砂质粘性土③)和基岩γ53(1)，各土层厚度详见表1。 Table 1 Statistical table of thickness of each soil laye 层号 地层名称 土层厚度(m) 平均厚度(m) 备注 ① 素填土 1.70~4.50 2.99 ② 淤泥 4.60~13.00 7.35 ② 1 粉质粘土 3.40~14.80 7.83 ② 2 中砂 2.60~3.20 2.90 ③ 砂质粘性土 3.90~16.40 10.48 ④ 1 全风化花岗岩 0.80~11.30 4.63 表1. 各土层厚度统计表