上覆土嵌巖樁抗拔受力性狀離心模型試驗(yàn)研究

王欽科，馬建林，褚晶磊，孫珍茂

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上覆土嵌巖樁抗拔受力性狀離心模型試驗(yàn)研究

王欽科1，馬建林1，褚晶磊1，孫珍茂2

(1. 西南交通大學(xué) 土木工程學(xué)院，四川 成都 610031； 2. 四川電力設(shè)計(jì)咨詢有限責(zé)任公司，四川 成都 610041)

上覆土嵌巖樁采用的形式主要為等截面樁和擴(kuò)底樁，而目前擴(kuò)底樁相對(duì)等截面樁承載力提高機(jī)制尚無(wú)理論研究，實(shí)際工程中現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)往往限制因素太多，此方面在規(guī)范設(shè)計(jì)中也比較缺乏，對(duì)嵌巖樁的相關(guān)研究和現(xiàn)行規(guī)范不能完全應(yīng)用于電力行業(yè)中?；诖?，采用離心模型試驗(yàn)對(duì)等截面樁和擴(kuò)底樁的抗拔承載特性進(jìn)行研究，分析比較等截面樁和擴(kuò)底樁在完整巖體中巖體破壞模式的差異，以及在豎向上拔荷載作用過(guò)程中的-曲線、樁身軸力分布和樁側(cè)摩阻力曲線。試驗(yàn)成果對(duì)我國(guó)西部輸電線路工程中樁基優(yōu)化設(shè)計(jì)具有工程意義和經(jīng)濟(jì)價(jià)值，能為類似工程提供參考依據(jù)。

等截面樁與擴(kuò)底樁；離心模型試驗(yàn)；抗拔承載特性；樁基優(yōu)化設(shè)計(jì)

隨著我國(guó)西部電力事業(yè)的快速發(fā)展，輸電線路工程規(guī)模日益壯大。輸電線路桿塔一般都立于陡峭山區(qū)的坡頂和山脊等區(qū)域，然而這些區(qū)域植被較發(fā)育，生態(tài)脆弱，風(fēng)雪荷載較大，對(duì)桿塔基礎(chǔ)抗拔要求很高。抗拔樁因其承載力高、施工方便、對(duì)生態(tài)環(huán)境破壞小而廣泛應(yīng)用于我國(guó)山區(qū)的輸電線路建設(shè)。目前抗拔樁形式主要有等截面樁和擴(kuò)底樁，擴(kuò)底樁相對(duì)等截面樁承載力提高機(jī)制尚無(wú)理論研究，對(duì)于此類嵌巖樁更是研究較少，開展等截面樁與擴(kuò)底樁抗拔承載特性的研究有重要的現(xiàn)實(shí)意義和工程應(yīng)用價(jià)值。Meyerhof等[1?3]通過(guò)理論研究假定等截面樁破裂面為圓柱型、倒錐型和喇叭型3種形式，計(jì)算抗拔樁的極限承載力。Stewart等[4]綜合多人研究成果提出等截面樁復(fù)合型破裂面(圓柱型與倒錐型復(fù)合)的倒錐體深度的確定方法。對(duì)于擴(kuò)底樁，Majer[5]假定破裂面為圓柱型，Clemence等[6?7]提出倒錐型破裂面，分別認(rèn)為破裂面與豎直面夾角為/2，。Balla[8]提出喇叭型破裂面。郭楠等[9]根據(jù)西寧火車站綜合改造工程，完成了6根布袋樁的現(xiàn)場(chǎng)單樁抗拔載荷試驗(yàn)，擬合出極限抗拔承載力預(yù)測(cè)函數(shù)模型的曲線，并采用PLAXIS對(duì)不同等級(jí)荷載下的樁?土位移進(jìn)行模擬。張繼紅等[10]通過(guò)Mindlin公式推導(dǎo)出抗拔樁極限平衡方程，并能反映樁體尺寸、群樁效應(yīng)、卸荷效應(yīng)等因素對(duì)承載力的影響。羅少鋒[11]通過(guò)剪切破壞面法和變分法分別得出了砂土中抗拔樁的極限承載力表達(dá)式和位移控制方程，并得到了模型試驗(yàn)結(jié)果的驗(yàn)證。趙彤等[12]開展擴(kuò)底抗拔樁與樁側(cè)后注漿抗拔樁的現(xiàn)場(chǎng)足尺試驗(yàn)，表明抗拔承載力較常規(guī)等截面樁大幅度提高，極限承載力與變形控制優(yōu)于樁側(cè)后注漿抗拔樁。魯先龍等[13]對(duì)甘肅黃土地區(qū)2個(gè)試驗(yàn)場(chǎng)地12個(gè)掏挖擴(kuò)底基礎(chǔ)的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，得到了不同保證概率下的基礎(chǔ)荷載?位移預(yù)測(cè)曲線。然而上述研究成果主要是僅針對(duì)等截面樁或擴(kuò)底樁，對(duì)于等截面樁與擴(kuò)底樁的抗拔承載特性比較研究較少。目前對(duì)嵌巖抗拔樁的作用機(jī)制和承載力設(shè)計(jì)計(jì)算方法并不完善，加之由于地質(zhì)條件、荷載工況及應(yīng)用行業(yè)等的不同，相關(guān)研究和計(jì)算理論不能完全應(yīng)用到西部山區(qū)電力工程桿塔基礎(chǔ)的抗拔設(shè)計(jì)中。離心模型試驗(yàn)基于應(yīng)力一致的原則，可以減小模型尺寸和縮短試驗(yàn)時(shí)間，并能夠反映出與原型相似的變形和破壞過(guò)程。本文通過(guò)離心模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)5根上覆土嵌巖樁，分析比較等截面樁與擴(kuò)底樁在豎向上拔荷載作用過(guò)程中的巖體破壞模式、-曲線、樁身軸力及樁側(cè)摩阻力變化的區(qū)別，為我國(guó)西部山區(qū)輸電線路工程桿塔基礎(chǔ)抗拔設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)，具有重要的工程意義。

1 離心模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)設(shè)備

1) 土工離心機(jī)

本次試驗(yàn)在西南交通大學(xué)土工離心機(jī)實(shí)驗(yàn)室的TLJ-2型土工離心機(jī)上完成，該離心機(jī)有效半徑為2.7 m，最大容量為100 gt，最大運(yùn)行加速度為200 g。

2) 模型箱和加載系統(tǒng)

試驗(yàn)所使用模型箱的內(nèi)部尺寸為800 mm×700 mm×700 mm(長(zhǎng)×寬×高)。加載系統(tǒng)使用絲桿作為機(jī)構(gòu)，步進(jìn)電機(jī)提供驅(qū)動(dòng)力，螺旋升降速率為0.125 mm/s，可根據(jù)試驗(yàn)需要設(shè)置加載級(jí)數(shù)，在離心環(huán)境下進(jìn)行自動(dòng)化加載，對(duì)模型樁進(jìn)行勻速上拔，并實(shí)時(shí)采集記錄上拔荷載。將日本KEYENCE公司研制的CMOS(IL-300)的激光位移計(jì)安裝在加載系統(tǒng)上，測(cè)量加載系統(tǒng)施加豎向上拔荷載時(shí)的樁頂位移變化。

1.2 相似關(guān)系及模型樁設(shè)計(jì)

根據(jù)離心機(jī)參數(shù)、模型箱尺寸及模型樁設(shè)計(jì)方案等因素設(shè)定離心加速度為50(為重力加速度)，即原型與模型的幾何尺寸相似比為C=50。離心模型試驗(yàn)中滿足模型與原型對(duì)應(yīng)點(diǎn)的應(yīng)力相等，即應(yīng)力相似常數(shù)為=1，采用長(zhǎng)度，質(zhì)量和時(shí)間這3個(gè)基本物理量組成量綱系統(tǒng)，根據(jù)π定理進(jìn)而推導(dǎo)出各物理量的相似比，具體見(jiàn)表1。

本次試驗(yàn)共設(shè)計(jì)5根樁徑為20 mm，不同樁長(zhǎng)的模型樁，對(duì)應(yīng)原型樁樁徑為1 m，其中3根等截面樁(編號(hào)分別為DP1，DP2和DP3)，2根擴(kuò)底樁(編號(hào)分別為KP1和KP2)。模型樁采用圓形鋁合金空心管模擬，擴(kuò)底樁的等截面段和擴(kuò)大頭通過(guò)螺栓將其接好，模型樁如圖1所示。鋁合金彈性模量為70 GPa，原型樁為鋼筋混凝土樁，樁身混凝土強(qiáng)度等級(jí)為C30，對(duì)應(yīng)彈性模量為35 GPa。模型樁設(shè)計(jì)采用在50條件下與原型樁保持抗拔剛度一致的原則[14?16]，從而通過(guò)式(1)[16]計(jì)算確定模型樁的樁身壁厚約為3 mm，模型樁及對(duì)應(yīng)原型樁的主要參數(shù)見(jiàn)表2。為模擬樁巖/土界面間的相互作用，將在后續(xù)工作中對(duì)樁身表面進(jìn)行裹砂處理。

式中：c為模型樁的彈性模量；s為原型樁的彈性模量；為模型樁的樁徑。

表1 離心模型試驗(yàn)各物理量相似比

為了研究模型樁的樁身軸力傳遞規(guī)律變化，沿樁身內(nèi)壁從地面處往下黏貼BA120-2AA(23)型應(yīng)變片，同一深度對(duì)稱位置處各布置一片，導(dǎo)線從空心管內(nèi)部引出，應(yīng)變片黏貼在樁內(nèi)側(cè)后，在應(yīng)變片及導(dǎo)線周圍涂抹環(huán)氧樹脂膠以保護(hù)應(yīng)變片，應(yīng)變片先經(jīng)過(guò)校正后再進(jìn)行試驗(yàn)。

(a) 等截面樁DP3；(b) 擴(kuò)底樁KP2

表2 抗拔樁主要參數(shù)

1.3 相似材料設(shè)計(jì)

試驗(yàn)選取廣漢市石亭江的天然河沙為試驗(yàn)砂，為消除粒徑效應(yīng)，先將砂曬干至完全松散狀，然后將用2 mm孔徑的篩子進(jìn)行篩分，篩除大顆粒和雜質(zhì)以達(dá)到均勻，用以模擬上覆土。考慮原型場(chǎng)地難以獲取完整的原狀巖體，且無(wú)法嵌入擴(kuò)底樁，因此借鑒袁文忠等[17]采用砂漿作為軟巖的相似材料，模擬巖層與原型巖層的物理力學(xué)參數(shù)(如單軸抗壓強(qiáng)度、彈性模量、泊松比、內(nèi)摩擦角和黏聚力)保持一致，試驗(yàn)所需的軟巖由425號(hào)水泥、砂和水按照一定的配合比制作成砂漿，質(zhì)量配合比為：425號(hào)水泥:砂:水=1:4.74:0.83，并摻合水泥量的2%的早強(qiáng)劑，試驗(yàn)測(cè)定其單軸抗壓強(qiáng)度為5~6 MPa。本次試驗(yàn)巖體保持完整，不考慮層理、節(jié)理等軟弱面的影響。圖4為離心模型試驗(yàn)布置剖面圖，主要巖土參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 巖土主要參數(shù)

1—步進(jìn)電機(jī)；2—減速機(jī)；3—加載系統(tǒng)； 4—激光位移計(jì)；5—模型箱；6—測(cè)力傳感器

1.4 試驗(yàn)步驟

試驗(yàn)共按9步完成，如下所示：

1) 將試驗(yàn)砂曬干至完全松散狀，再篩分均勻，以消除粒徑效應(yīng)。

2) 應(yīng)變片黏貼在樁內(nèi)側(cè)設(shè)計(jì)位置處，在應(yīng)變片和導(dǎo)線處涂抹環(huán)氧樹脂膠以保護(hù)應(yīng)變片。在樁身涂膠裹砂，以模擬樁巖/土界面。

3) 將凡士林均勻涂抹于模型箱內(nèi)壁上以減小邊界效應(yīng)。

4) 按照設(shè)計(jì)配合比制成砂漿，分層填筑并夯實(shí)，當(dāng)砂漿達(dá)到樁底部標(biāo)高時(shí)，即可埋入模型樁，繼續(xù)填筑砂漿至設(shè)計(jì)標(biāo)高。制作砂漿試塊，養(yǎng)護(hù)5 d后完成室內(nèi)土工試驗(yàn)，以確定巖土體的主要參數(shù)。養(yǎng)護(hù)砂漿達(dá)到設(shè)計(jì)強(qiáng)度時(shí)，再填筑上覆土。

本文案例所使用的是勘察者Ⅲ型無(wú)人機(jī)航攝系統(tǒng)，系統(tǒng)的穩(wěn)定性較好?？辈煺撷笮蜔o(wú)人機(jī)長(zhǎng)2.2 m，翼展3.2 m，飛行作業(yè)時(shí)航速為110 km/h，按航向重疊度為75%，旁向重疊度為55%的要求進(jìn)行航攝。按照1∶2000比例尺的成圖要求，采用主距為35 mm的Canon EOS 5D Mark Ⅲ相機(jī)，按照15 cm的地面分辨率拍攝了22條航線，共獲取197 8幅影像。

5) 開啟離心機(jī)，模型在50離心條件下固結(jié) 1 h。

6) 固結(jié)完成后停機(jī)，安裝加載系統(tǒng)和激光位移計(jì)，完成數(shù)據(jù)采集接線等工作。

7) 開啟離心機(jī)，運(yùn)行至設(shè)計(jì)離心加速度，待穩(wěn)定10 min后啟動(dòng)加載系統(tǒng)，根據(jù)規(guī)范[18]采用慢速維持荷載法，等截面樁和擴(kuò)底樁分別以每級(jí)200 kN和500 kN進(jìn)行分級(jí)勻速加載，直至破壞，采集存儲(chǔ)數(shù)據(jù)。

8) 關(guān)閉離心機(jī)，取出模型箱，小心清除上覆土，觀察巖體破壞模式。

9) 清除模型，整理數(shù)據(jù)。

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

本文完成了50條件下的上覆土嵌巖樁的離心模型試驗(yàn)，通過(guò)布置不同類型的測(cè)試元器件，采集了上覆土嵌巖樁在整個(gè)上拔過(guò)程中的樁頂上拔荷載、樁頂上拔位移和樁身應(yīng)變。為了便于分析，將試驗(yàn)過(guò)程中采集存儲(chǔ)的數(shù)據(jù)經(jīng)過(guò)整理后根據(jù)離心模型相似關(guān)系(如表1所示)換算至原型條件，并從巖體破壞模式、-曲線、樁身軸力傳遞規(guī)律和樁側(cè)摩阻力發(fā)揮共4個(gè)方面比較分析等截面樁與擴(kuò)底樁的抗拔受力性狀。

2.1 巖體破壞模式

離心模型試驗(yàn)完成后，小心清除上覆土，觀察確定抗拔樁的巖體破壞模式。等截面樁和擴(kuò)底樁的巖體破壞模式分別為圓柱型和喇叭型，相同樁型的破壞模式具有相似性，僅不同嵌巖深度下擴(kuò)底樁的巖體破壞范圍有差異，如圖3所示。

(a) DP1和DP2；(b) DP3和KP2；(c) KP1

2.2 Q-s曲線分析

圖4為5根模型樁的-曲線，試驗(yàn)結(jié)果匯總見(jiàn)表4。

圖4 模型樁Q-s曲線

表4 試驗(yàn)結(jié)果匯總表

從圖4中可以看出，-曲線出現(xiàn)了明顯的拐點(diǎn)，拐點(diǎn)之前隨著上拔荷載的增加，樁頂位移基本呈線性增加。拐點(diǎn)之后，等截面樁和擴(kuò)底樁均出現(xiàn)樁頂位移迅速增大的現(xiàn)象，發(fā)生巖體破壞，因此拐點(diǎn)處即為上覆土嵌巖樁的極限抗拔狀態(tài)。試驗(yàn)結(jié)果表明，-曲線未出現(xiàn)明顯的塑性變形階段，破壞屬于脆性破壞，因此等截面樁與擴(kuò)底樁均屬于陡變型破壞，實(shí)際工程設(shè)計(jì)中應(yīng)考慮足夠的安全儲(chǔ)備。魯先龍等[19]認(rèn)為建立以承載力和位移控制相結(jié)合的工程設(shè)計(jì)更為合理，并提出一般建(構(gòu))筑物基礎(chǔ)上拔位移允許值為25 mm。本次試驗(yàn)?zāi)Ｐ蜆兜纳习挝灰屏烤闯^(guò)25 mm，極限抗拔承載力的確定以規(guī)范[20]的規(guī)定為依據(jù)，對(duì)于陡變型的-曲線，取陡變起始點(diǎn)對(duì)應(yīng)的荷載值。因此DP1，DP2和DP3的極限抗拔承載力分別為1 748，3 385和6 400 kN；KP1和KP2的極限抗拔承載力分別為4 028 kN和7 791 kN。-曲線的斜率反映模型樁的抗拔剛度系數(shù)0(0=/)，在相同嵌巖深度條件下，擴(kuò)底樁的抗拔剛度系數(shù)0明顯大于等截面樁。

如表4所示，相同條件下，擴(kuò)底樁KP1和KP2的極限抗拔承載力分別約為等截面樁DP1和DP2的2.3倍。相同樁型情況下，嵌巖深度每增加1(為樁徑)，極限抗拔承載力約增加1.9倍。

2.3 樁身軸力分析

根據(jù)應(yīng)變片測(cè)得各個(gè)截面軸向應(yīng)變，根據(jù)表1所示的離心模型相似關(guān)系通過(guò)式(2)計(jì)算出樁身各級(jí)荷載作用下所有測(cè)試截面的樁身軸力，分析上覆土嵌巖樁上拔過(guò)程中樁身軸力傳遞規(guī)律。圖5為上覆土嵌巖樁各級(jí)荷載作用下的樁身軸力，極限荷載下上覆土層和嵌巖層的軸力衰減和樁側(cè)摩阻力值如表5所示。

表5 極限荷載下軸力衰減和樁側(cè)摩阻力值

式中：為第個(gè)測(cè)試截面上的軸向應(yīng)變；Q為第個(gè)測(cè)試截面上的軸力；c為模型樁的截面面積；為離心加速度。

從圖5可以看出，總體上等截面樁和擴(kuò)底樁在上拔荷載作用下樁身軸力變化規(guī)律相似，樁身軸力沿深度方向逐漸減小，樁底位置處減小為零，極限狀態(tài)時(shí)嵌巖層樁身軸力沿嵌巖深度基本呈線性分布，相同荷載下擴(kuò)底樁與等截面樁的曲線斜率不同。上覆土層的樁身軸力始終基本不變化，由表5知，上覆土層樁身軸力的衰減值占樁頂上拔荷載的比值小于20%。嵌巖層樁身軸力衰減速率明顯大于上覆土層，擴(kuò)底樁嵌巖層的樁身軸力衰減速率明顯大于等截面樁，表明嵌巖層的樁側(cè)摩阻力大于上覆土層，擴(kuò)大頭使得樁側(cè)摩阻力得到了很大程度的提高。

(a) DP1；(b) DP2；(c) DP3；(d) KP1；(e) KP2

2.4 樁側(cè)摩阻力分析

樁側(cè)平均摩阻力根據(jù)圖6所示樁身軸力分布曲線按式(3)[15]計(jì)算所得，如圖6所示。曲線斜率大小反映軸力衰減程度，樁身軸力衰減視其土層性質(zhì)不同而不同，軸力衰減速率越快，樁側(cè)摩阻力越大。

式中：q為第個(gè)與第?1個(gè)測(cè)試截面之間的單位面積平均樁側(cè)摩阻力；A為第個(gè)與第?1個(gè)測(cè)試截面之間的樁側(cè)面積。

從圖6可以看出，樁側(cè)摩阻力的發(fā)揮是一個(gè)自上而下的過(guò)程，當(dāng)樁頂上拔荷載較小時(shí)，嵌巖層上部樁身軸力衰減較快，表明上拔初期嵌巖層上部樁側(cè)摩阻力先發(fā)揮。隨著上拔荷載增加，嵌巖層下部樁側(cè)摩阻力才逐漸被激發(fā)，最大樁側(cè)摩阻力呈現(xiàn)不斷增大并逐漸下移現(xiàn)象，嵌巖層上部的樁側(cè)摩阻力發(fā)揮最大，達(dá)到極限狀態(tài)時(shí)伴隨不同程度的軟化現(xiàn)象，如圖5可知，這是由于等截面樁樁側(cè)巖體表面出現(xiàn)了不同程度破損缺口，擴(kuò)底樁樁側(cè)也形成以樁為中心的“十”字形裂縫。由圖6及表5可知，上覆土層樁側(cè)摩阻力約為50 kPa，而對(duì)于等截面樁、擴(kuò)底樁的嵌巖層樁側(cè)摩阻力分別約是上覆土層的10倍、20倍，因此嵌巖層是抵抗上拔荷載的重要組成部分，擴(kuò)大頭對(duì)提高抗拔承載力有顯著的 效果。

(a) DP1；(b) DP2；(c) DP3；(d) KP1；(e) KP2

3 結(jié)論

1) 等截面樁與擴(kuò)底樁在上拔荷載作用下巖體破壞模式分別為圓柱型和喇叭型。極限狀態(tài)時(shí)等截面樁樁側(cè)巖體表面出現(xiàn)不同程度小范圍的破損缺口，擴(kuò)底樁則在巖體表面形成以樁軸心為中心的圓形或橢圓形破壞區(qū)域，該區(qū)域范圍為3~6倍樁徑。

2) 等截面樁與擴(kuò)底樁的-曲線均屬于陡變型，實(shí)際工程設(shè)計(jì)中建議應(yīng)該考慮足夠的安全儲(chǔ)備。相同條件下擴(kuò)底樁相對(duì)等截面樁有較大的抗拔剛度系數(shù)，承載力提高了約2.3倍。

3) 總體上講，等截面樁和擴(kuò)底樁具有相似的樁身軸力傳遞規(guī)律，樁身軸力沿深度方向逐漸減小，樁底位置處減小為零，極限狀態(tài)時(shí)嵌巖層樁身軸力沿嵌巖深度基本呈線性分布。

4) 極限狀態(tài)時(shí)，嵌巖層上部出現(xiàn)不同程度的軟化現(xiàn)象，這是由于樁巖間相對(duì)運(yùn)動(dòng)大于彈性滑移允許值，樁側(cè)巖體表面出現(xiàn)破損或裂縫，因此樁側(cè)巖體表面出現(xiàn)破損或裂縫應(yīng)是抗拔極限狀態(tài)的征兆。

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(編輯 涂鵬)

Centrifugal model tests research of uplift behavior of rock-socketed piles overburden soil

WANG Qinke1, MA Jianlin1, CHU Jinglei1, SUN Zhenmao2

(1. School of Civil Engineering, Southwest Jiaotong University, Chengdu 610031, China; 2.Sichuan Electric Power Design & Consulting Co., Ltd, Chengdu 610041, China)

Overburden rock-socketed pile with enlarged bottom and equal section were mainly used for the foundation of transmission tower in mountainous area of western China. Nevertheless, there is no theoretical research on mechanism of the enhanced bearing capacity of the pile with enlarged bottom. Compared to the pile with equal section, there are too many constraints for the pile with enlarged bottom in field test of practical engineering and few specifications in this aspect. Therefore, the research and current specification of rock-socketed piles can not be entirely applied to the power industry. Based on this, a centrifugal model test is proposed to study the bearing capacity of pile with enlarged bottom and equal section, analyze and compare the failure mode,-curves, distribution of axial force and lateral friction curves of pile with enlarged bottom and equal section in intact rock mass under uplift load. Accurate knowledge of uplift bearing capacity behavior of pile with enlarged bottom and equal section is of great significance to engineering and economy in optimal design of pile foundation in transmission line engineering in western China and it’s also a good reference for similar engineering.

constant section pile and pedestal pile; centrifugal model test; uplift behavior; optimum design of pile foundations

10.19713/j.cnki.43?1423/u.2018.12.011

TU 473.1

A

1672 ? 7029(2018)12 ? 3097 ? 09

2017?10?26

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)計(jì)劃資助項(xiàng)目(2016YFC0802203)

馬建林(1958?)，男，四川樂(lè)山人，教授，博士，從事地基基礎(chǔ)工程等方面的研究；E?mail：majianlin01@126.com