高面板堆石坝地震反应和破坏振动台模型试验研究

杨正权， 刘小生， 刘启旺， 杨玉生， 陈 宁， 赵剑明

(1.流域水循环模拟与调控国家重点实验室，北京 100038；2.中国水利水电科学研究院岩土工程研究所，北京 100048)

高面板堆石坝地震反应和破坏振动台模型试验研究

杨正权1,2， 刘小生1,2， 刘启旺1,2， 杨玉生1,2， 陈 宁1,2， 赵剑明1,2

(1.流域水循环模拟与调控国家重点实验室，北京 100038；2.中国水利水电科学研究院岩土工程研究所，北京 100048)

坝体在地震作用下的加速度反应、残余变形和破坏是土石坝动力分析的重要内容。针对狭窄河谷中猴子岩高面板堆石坝的特殊结构形式，设计、制作了高达1 m的大坝坝段模型和整体模型，进行大型地震模拟振动台模型试验。研究了大坝加速度反应的空间分布规律及相关因素对坝体加速度反应特性的影响，分析了大坝地震残余变形和破坏的发展过程和破坏机理。研究表明：面板对堆石坝体的加速度反应有明显的限制作用，不对称河谷中高面板堆石坝两岸侧坝体的加速度反应水平差异明显；高面板堆石坝的地震残余变形量值相对较小，坝体抗震性能良好，但猴子岩水电站开关站所在下游压重体平台是整个大坝结构抗震的薄弱环节，应当在设计中重点予以考虑。

高面板堆石坝； 振动台模型试验； 加速度反应； 地震残余变形； 动力破坏

1 概 述

地震作用下，土石坝的加速度反应水平和在坝体内部的分布情况是大坝动力分析的重要内容，也是后续进行坝体和地基液化判别、大坝地震残余变形和坝坡稳定性分析的基础[1]。以往，对土石坝动力安全性的考察主要集中于坝体应力状态和坝坡稳定性上。然而，大量的土石坝震害调查和分析表明：地震引起的坝体地震残余变形和不均匀沉降是很多土石坝动力破坏的主要原因，土石坝的地震残余变形分析应当作为大坝动力稳定分析的重要内容[2]。此外，中国近几年在西部高地震烈度区修建了多座高土石坝工程，这些高坝大库的抗震安全性一直是工程界关注的焦点，尤其是在汶川大地震后，高土石坝的极限抗震能力问题成为了研究的热点[3-4]。

猴子岩水电站装机容量1 700 MW，是大渡河干流水电规划“三库22级”的第9级电站，在整个大渡河流域水电开发中占有重要地位。水库挡水大坝为钢筋混凝土面板堆石坝，最大坝高223.5 m，建成后将是该坝型的世界第2高坝。由于坝址区处在河流转弯处，河谷狭窄，两岸岸坡地形差异很大，堆石大坝结构两侧形态差异明显——左岸边坡先陡后缓，嵌入坝体内部；右岸边坡坡度变化不大，但十分陡峻，如图1(a)和(b)所示。此外，狭窄河谷不仅使得大坝结构宽高比较小，三维结构性明显，也使得枢纽建筑物的布置十分困难。例如，水电站开关站就被迫布置在了大坝下游坡压重体形成的宽马道平台上[5]， 如图1(c)所示。面板堆石大坝在地震作用下的加速度反应和残余变形特性，以及大坝在极端地震作用下的动力破坏特性是设计人员重点关注的内容，尤其是该坝的特殊几何结构形式对前述特性的影响和开关站所在压重体平台的地震稳定性问题。

图1 面板堆石坝模型的制作Fig.1 Construction of the model dam

由于经历过强烈地震的高土石坝较少，更未见有由于强震而引起高土石坝严重破坏的实例报道，缺乏高土石坝震害实测资料，土石坝地震模拟振动台模型试验仍是人们认识大坝结构动力反应特性和在极端地震作用下破坏特性的重要研究手段[5]。本文，利用大型地震模拟振动台模型试验——包括坝段模型试验和整体模型试验，进行狭窄河谷中猴子岩高面板堆石坝地震反应和破坏特性研究。研究了坝体在地震作用下的加速度反应特性和相关影响规律，面板和大坝结构特殊几何形态的影响是重点关注内容；研究了高面板堆石坝的地震残余变形特性和在极端地震动作用下的动力破坏特性，分析了大坝的地震破坏机理，对原型大坝在地震荷载作用下的抗震性能进行了评价。相关研究成果可为原型大坝抗震设计提供参考，也可为土石坝动力分析理论和计算模式的验证和改进提供基础资料。

2 振动台模型试验设计

模型振动试验在6 m×6 m三向六自由度大型地震模拟振动台上进行。基于刘小生等提出的重力场中土石坝动力模型试验相似律[6]，进行大坝振动台模型试验的模型设计、工况设计和试验成果分析。模型坝高1 m，包括坝段模型和整体模型各一，模型试验相似律和相应相似常数汇总如表1所示。坝段模型控制断面由原型大坝最大横断面缩尺确定。整体模型的几何形状则由原型坝的10个控制断面缩尺后确定，用钢筋混凝土来模拟基岩河谷，用原型堆石料缩尺料作为模型坝填筑料，用人工配合材料制作模型坝面板，用细铁丝网来模拟钢筋的作用。坝体填筑堆石料最大控制粒径为20 mm，为了更好地模拟原型堆石料的级配特性，采用相似级配法和等量替代法综合确定模型坝堆石料的级配。面板人工配合材料采用水泥、砂子、珍珠岩和水，按7.8%，66%，4%和22.2%的比例配合而成[6]。模型坝坝体按7层称料，并逐层填筑击实而成。浇注成型的三维河谷模型如图1(a)所示，用绘图软件构建的三维模型坝结构如图1(b)所示，填筑完成的整体模型坝如图1(c)所示。

表1 模型试验相似律及相应相似常数

Tab.1 Similarity law of the model test and the corresponding similarity parameters

符号项目相似律模型试验相似常数L堆石坝体几何尺寸Cl223．5ρ堆石体密度Cρ1．0C模量系数Cc=Cp/Cm3．9G堆石体剪切模量CG=C1/2lCcC1/2ρ58．9σ堆石体应力Cσ=C1/2lCcC1/2ρ58．9ε堆石体应变Cε=C1/2ρC1/2l/Cc3．8u堆石体位移Cu=C1/2ρC3/2l/Cc848．1ù堆石体速度Cù=C1/4ρC3/4l/C1/2c29．2ü堆石体加速度Cü=Cg=11ξ堆石体阻尼比Cξ=11C′堆石体有效凝聚力CC′=CρCl223．5φ′堆石体有效摩擦角C′=11t时间Ct=C1/4ρC3/4l/C1/2c29．2f频率Cf=C-1/4ρC-3/4lC1/2c1/29．2

根据输入地震动的差异(包括地震波类型、幅值水平和输入方式等)，整个试验分为若干方案工况，其中坝段模型试验又分为空库和满库蓄水两种情况。整体模型试验共18个方案，34个小工况；空库条件下，坝段模型进行14个方案，共计26个小工况的振动试验；满库蓄水条件下，进行18个方案，共计38个小工况的振动试验。工况设置的基本原则是先输入各类压缩普通地震波，先小震后大震，先单向后多向，最后输入高幅值规范正弦波，每次震动前后都要输入低幅白噪声进行坝体自振特性测试。输入普通地震波包括工程场区周边实际记录天然波，地震危险性分析确定的场地波和依据规范确定的规范波，输入加速度峰值0.1g～0.8g不等。3种地震波的归一化加速度时程，如图2所示。

图2 归一化的输入地震波加速度时程Fig.2 Seismic motion time history of inputting earthquakes

本次试验的主要测试内容包括坝体加速度反应测试、大坝地震残余变形和动力破坏测试等。坝体振动的加速度反应通过预埋在坝体内部的加速度传感器来量测。坝段模型的测试断面为中间断面。对于整体模型，由于猴子岩大坝修建在河流的转弯处，而且河道狭窄、两岸山体形态不规则，没有能够兼顾上下游坝坡的最大横断面，所以选择两个相距较近的控制断面(控制断面5和6)共同作为加速度反应的主测试断面，选取主测试断面两侧3个控制断面作为辅助测试断面(控制断面2，4和8)。主测试断面内加速度传感器的分布情况，如图3所示。通过在坝体表面预埋位移测点和在模型箱上固定基准线来监测坝体表面点的地震残余变形，坝体表面位移测点的分布情况如图4(图中竖直线是坝坡面和填筑层面的交线)。通过人工观察，现场照相和录像等方式来监测坝体的地震反应和破坏过程。震后，通过人工观察和测量来确定滑坡的深度和破坏模式。

图3 整体模型主测试断面内加速度传感器布设(单位：mm)Fig.3 Layout of the acceleration sensors in controlled sections of 3-D model dam(Unit:mm)

图4 坝坡表面位移测点分布Fig.4 Layout of the displacement samples on dam surface

以上关于模型坝的设计与制作，试验工况设置，坝体加速度反应、地震残余变形和动力破坏的量测等，可具体参考文献[5]。

3 坝体的加速度反应

依据土石坝振动台模型试验相似率，原型大坝的加速度反应水平和分布与模型坝相同，所以通过分析模型坝的加速度反应情况，即可直接确定原型大坝的加速度反应特性。本文重点考察狭窄不对称河谷地形条件下，大坝结构三维效应对坝体地震动力反应特性的影响，故后续内容除库水的影响分析外，均以整体模型试验作为基本分析对象。

3.1 高面板堆石坝加速度反应水平和空间分布规律

对比高心墙堆石坝的振动台模型试验结果可知[7]，坝高水平大体相当的情况下，猴子岩面板坝的加速度反应水平整体小于心墙坝。由于面板的保护作用，加之狭窄不对称河谷地形，猴子岩高面板堆石坝的加速度反应空间分布规律较心墙坝有所不同。

竖直向上，随着高度的增加，坝体的顺河水平向加速度反应增强。但是，在低幅值普通地震波作用下，坝顶的“鞭梢”效应较心墙坝弱[1]，这应当和面板保护作用有关。越靠近坝顶处，面板对坝体水平向振动的限制作用越明显，而随着振动的加强(如高幅值规范正弦波)，面板的这种保护作用相对不再明显，坝顶“鞭梢”效应变得突出。图5是场地地震波、天然地震波和规范正弦波作用下，模型坝主断面竖直中心线上顺河水平向加速度放大倍数分布的对比。

图5 不同地震波作用下，加速度放大倍数沿坝高分布的对比Fig.5 Comparison of the acceleration magnified factors on vertical direction under different earthquakes

横河水平向上，图6给出了规范正弦波激励下坝顶轴线上顺河水平向加速度放大倍数的分布情况。从图中可以看出，横河向上坝体的加速反应明显不对称，左岸坝段要明显小于右岸坝段。这一现象和河谷的地形条件直接对应——由于左岸顶部岸坡相对平缓，其上堆石坝体厚度相对较小，对基岩输入地震动的放大作用有限，而右岸边坡陡峻，一来是堆石坝体高度较大，坝顶加速度反应 “鞭梢”效应显著，二来是陡峻岸坡对坝体顺河向振动的约束作用相对较弱，所以右岸一侧坝体的加速度反应较左岸强烈。从大坝结构自振特性白噪声震动试验结果也可明显看出，大坝右岸坝段的动位移反应明显大于左岸坝段[8]。

图6 加速度放大倍数沿坝顶轴线分布Fig.6 Comparison of the acceleration magnified factors on dam axis direction

图7 加速度放大倍数沿顺河方向分布Fig.7 Comparison of the acceleration magnified factors on horizontal direction along river

顺河水平向上，和心墙坝心墙中心反应小、两侧堆石坝坡放大作用明显且基本对称的分布形式不同，面板坝上游坝坡由于受到面板的保护，坝坡表面的加速度放大效应受到抑制，加速度放大倍数略大于坝体中心处，下游坝坡的表面放大效应仍旧明显。图7为规范正弦波激励下，主断面0.9倍坝高高程上，顺河水平向加速度放大倍数的分布情况。

3.2 高面板堆石坝加速度反应影响因素分析

对比分析表明：输入地震动特性(包括强度和波形)、水库蓄水状态和地震动输入方式等，均对面板堆石坝坝体的加速度反应有较大影响。

从图5可以看出，同等幅值水平、不同类型地震动激励下，大坝结构的加速度反应水平差异明显。规范正弦波作用下的坝体加速度反应明显比普通地震波要强烈。这是因为，规范正弦波对结构的破坏作用本身就比天然地震波更为强烈，再加上试验输入正弦波的频率为40.0 Hz，很接近模型坝结构的一阶自振频率[8]，所以大坝的加速度反应格外强烈。即使同为普通地震波，由于不同地震波的频谱特性存在差异，坝体在其作用下的加速度反应水平也不相同。本次试验中，实测天然地震波作用下，坝体的加速度反应水平明显高于场地地震波。地震动强度对坝体加速度反应的影响规律和以往认识一致：随着输入地震动强度的增加，坝体的加速度反应水平也在增加，但加速度放大倍数是减小的，这应当是由堆石体材料动力变形的非线性特性所导致的。

为了研究水库蓄水状态对面板堆石坝加速度反应特性的影响，分别进行了坝段模型在空库和满库蓄水工况下的振动试验。图8给出了场地地震波作用下，空库坝段模型和满库蓄水坝段模型主断面竖直中心线上不同高程点顺河水平向加速度放大倍数的对比。从图中可以明显看出库水对大坝加速度反应的限制作用：水库蓄水后，面板堆石坝的加速度反应水平大为下降，且除了靠近坝底基岩的测点外，库水对坝体加速度反应的限制作用沿整个坝高方向基本相当。

为了考察地震动输入方式对坝体加速度反应的影响，分别进行了场地地震波作用下的顺河水平单向、顺河水平和竖直双向及三向地震动输入的振动试验。试验结果表明：竖直向输入地震动使得坝体的顺河水平向振动明显增强，而横河向地震动输入对坝体顺河水平向的加速度反应影响不大。图9给出了3种不同地震动输入方式下，顺河水平向加速度放大倍数在不同高程处的对比。从图中还可以看出，竖直向地震动输入对坝体不同高程处加速度反应的影响有所不同，竖直向地震动输入对坝体顶端的放大作用更明显。这应当是由于坝顶处竖直向压力较小，竖向地震动的影响就更为显著所致。

图8 空库和满库蓄水时，坝体不同高程点加速度放大倍数的对比Fig.8 Comparison of the acceleration magnified factors when the reservoir is full of water or no water

图9 地震动输入方式对大坝顺河水平向加速度反应的影响Fig.9 Impacts of the seismic motion inputting mode on the acceleration response of dam

4 坝体的地震残余变形与动力破坏

面板堆石坝具有良好的抗震性能。受振动台的实际性能所限，振动台输入的普通(压缩)地震波很难使得面板坝发生严重破坏，难以呈现极端地震作用下坝体的破坏过程。振动台输入规范正弦波不仅可以使得坝体产生持续高幅振动，而且可以调整输入频率使其接近坝体一阶自振频率，从而使得坝体产生更剧烈的振动，产生严重的地震动力破坏。本次试验，在输入普通压缩地震波后，对整体模型和加水坝段模型输入了频率为40 Hz的规范正弦波进行激振，监测极端地震作用下高面板堆石坝的地震残余变形特性，观察坝体的动力破坏过程，深入分析面板堆石坝的地震动力破坏机理。

4.1 坝体的地震残余变形

表2给出了强震工况下，实测得到坝坡表面位移测点地震残余变形值汇总。表中，x表示顺河水平方向，向上游为正；z表示竖直方向，竖直向下为正。

表2 强震作用下，坝体表面测点地震残余变形值汇总(单位:mm)

从表2可以看出，面板坝在强震作用下，随着输入地震动强度的增加， 坝坡表面的地震残余变形值也在增加。但是，坝体整体地震残余变形水平较低，各测点最终的地震残余变形值均未超过坝高的1%，这表明面板堆石坝具有良好的抗地震残余变形能力。坝体表面地震残余变形表现出以下分布规律：1)上游坡的变形值很小，除最后一个工况外，均未测到明显的变形，这应当是由于面板对堆石坝坡的保护作用，使得堆石坝坡的地震变形受限所致；2)测点水平向变形明显高于竖直向变形，这应当是散粒体结构的堆石坝表面变形模式所造成的结果：由于坡面上大量散粒体的滑移、拖拽，使得测点的水平变形明显，而由于测点底部埋植相对较深，其竖向沉降受坝坡表面颗粒滑动的影响相对较小，实测值也就相对较小；3)变形极值点发生在0.75倍坝高左右的下游坝坡上，靠近河床中央坝段坝坡上测点的变形整体上高于靠近岸坡坝段坝坡上测点。

应当指出，表2中给出的每一工况对应的坝体地震残余变形值是前期各次由弱到强地震动作用的累积结果。虽然不考虑先期振动的影响，将累积变形值作为最强输入地震动作用下的坝体地震残余变形值是存在一定误差的，但对试验定性分析的结论应当是不会有大的影响的。

4.2 坝体的动力破坏过程与机理分析

随着输入地震动强度的增加，模型坝主控制断面附近坝段下游坝坡坝顶到0.75倍坝高间的区域首先出现局部碎石颗粒滑移滚落，继而发生滚石的范围逐渐扩大，逐渐发展成较大面积的堆石坝坡表层滑动，滑动区域也向两岸及下方坝坡扩展——下游坝坡从起初的局部碎石颗粒的滚动，逐渐发展成大面积的表层滑动，最后滑动范围扩展到整个下游坝坡面。规范正弦波对大坝坝坡的破坏力较同幅值的普通地震波要强烈的多。当输入正弦波幅值达到0.4g～0.8g时，下游坝坡有大量的颗粒体发生滑移滚落，堆积于坡底的马道之上，如图10所示。而在之前输入的同等幅值水平多向(压缩)普通地震波作用下，堆石坝体只出现有少量碎石颗粒滚落的现象。虽然强震作用下堆石坝坡滑动的范围很大，滑动的影响深度也较深，但是滑动的形式仍旧是散粒体滑移，没有形成视觉上可以判别的大规模块体滑移。

猴子岩大坝下游坝坡压重体平台形成的宽马道宽约80 m，水电站开关站被布置于其上。虽然平台以下坝坡高程相对较低，但是强震工况下的震害却同样很严重。强震结束后，马道下坝坡由于散粒体滑落和堆石体自身震缩，产生了一个较大范围的震陷，深度接近1 cm，和高处坝坡的地震残余变形值相当，如图11所示。虽然马道下坝坡高程相对不高，但是马道平台和其下坝坡边坡形成了一个局部突出体。该区域的地震加速度反应也相应较大，形成的震害也就较严重。遗憾的是，本次试验由于未在马道下坝坡和边坡转角处布置加速度传感器和位移测点，没有能够得到这一区域加速度响应和地震残余变形的准确数值。但是，通过对表观震害现象的观察，确定该区域震害相对较严重的结论是可以成立的。

图10 下游坝坡(马道以上)的破坏Fig.10 Failure of the dam down-slope (up the kentledge)

图11 开关站平台(马道)下坝坡的破坏Fig.11 Failure of the dam down-slope (down the kentledge)

坝顶轴线和马道变坡转角在强震作用下，堆石颗粒位置发生调整，原本规则的转角变成了相对平滑的类似于天然碎石堆积体顶面的形态；由于坝顶区堆石体的震动变形，堆石坝坡和面板间发生一定程度的脱空，但是面板相对堆石坝坡没有产生明显的顺坡滑移，如图12所示。试验过程中，没有观察到面板发生明显震害，震后检查也没有发现面板出现有明显裂缝或者同两岸岸坡分离的现象。

图12 强震后的坝顶轴线和面板状态Fig.12 State of the dam crest after strong earthquake

对比大坝结构动力特性参数的变化，也可以看出强震对坝体造成的震损[8]。在前期强度较低的地震动作用前后，模型坝的一阶自振频率(整体模型为49.5 Hz左右)和阻尼比变化都不大。但是经过较强烈的高幅值规范正弦波激振后，坝体自振频率明显降低(整体模型由49.5 Hz左右降低至44 Hz左右)，阻尼比值提升，强震使得大坝结构发生损伤。

对比紫坪铺高面板堆石坝在“5.12”汶川大地震中所表现出的震害特征[9-10]，本次模型试验较好地再现了高面板堆石坝在强震过程中的破坏过程。河谷中央坝段靠近坝顶的区域是地震中坝体反应最强烈、破坏最严重区域的试验结论也和紫坪铺大坝的实际震害表现相互印证。

4.3 原型坝的抗震安全性评价

猴子岩大坝的抗震设计中，设计基岩水平向峰值加速度取为坝址区100年超越概率2%地震动水平，即为0.297g，校核加速度取为100年超越概率1%地震动水平，即为0.401g。本次试验中，模型坝在双向(压缩)场地地震波作用下，甚至在水平向输入加速度峰值接近0.8g时，也只是在下游坝坡出现有小面积的表层颗粒体滑移，未出现明显破坏性震害。所以，原型大坝在设计和校核地震作用下，其整体抗震稳定性是可以充分保障的。但是，本次试验中，水电站开关站所在压重体平台下坝坡发生了较严重的震害，为了保证开关站的抗震安全，应对该区域进行重点防护，如提高碾压标准和增加局部抗震措施等。

5 结 论

本文利用大坝结构大型地震模拟振动台模型试验，研究了猴子岩高面板堆石坝在强震作用下的加速度反应和坝体地震残余变形特性，呈现了大坝在极端地震作用下的动力破坏过程，分析了大坝的动力破坏机理，并对大坝的抗震安全性进行了评价。主要研究结论为：

(1)面板堆石坝的钢筋混凝土面板和狭窄转弯谷地形条件下大坝的特殊几何形态，对坝体的地震加速度反应水平和分布规律有重要影响：面板的保护作用使得大坝坝顶区加速度反应的“鞭梢”效应减弱，也使得上游坝坡的加速度反应水平大幅降低，不对称狭窄河谷地形条件使得大坝右岸坝段的加速度反应水平明显高于左岸坝段；

(2)地震动类型和强度对坝体加速度反应水平和分布均有影响：规范正弦波作用下，坝顶的“鞭梢”效应相对明显，随着输入地震动加速度峰值的增加，坝体加速度反应放大倍数减小；

(3)水库蓄水后，由于库水的限制作用，面板堆石坝的加速度反应水平降低，而竖直向地震动输入，则使得坝顶区的加速度反应水平大幅提升；

(4)地震作用下的坝体地震残余变形相对较小，不超出设计对坝体沉降的要求；

(5)猴子岩高面板堆石坝在极端地震作用下的动力破坏形式包括：下游坝坡表面堆石体的浅层滑动，坝顶区堆石体振动变形后和面板发生局部脱空，开关站所在压重体平台转角下坝坡出现有较大范围的堆石滑移和震陷；

(6)在设计和校核地震作用下，猴子岩高面板堆石坝坝体的整体抗震稳定性良好，但是开关站平台下的坝坡应当加强抗震防护设计。

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Study on shaking table model tests for dynamic response and failure of high concrete face rock-fill dam

YANGZheng-quan1,2,LIUXiao-sheng1,2,LIUQi-wang1,2,YANGYu-sheng1,2,CHENNing1,2,ZHAOJian-ming1,2

(1.State Key Laboratory of Simulation and Regulation of Water Cycle in River Basin, Beijing 100038, China; 2.China Institute of Water Resources and Hydropower Research, Beijing 100048, China)

Acceleration response, seismic residual deformation and dynamic failure of dam in earthquake are the important contents of dam dynamic analysis. Two Houziyan high concrete face rock-fill dam models (2-D and 3-D) which are 1.0 meter high were designed and constructed considering the valley topographic of dam site and dam's structure features. Firstly, the acceleration response characteristics of dam was studied deeply; then, the seismic residual deformation process and the dynamic failure mechanism of dam were analyzed comprehensively. The study shows that, the acceleration response amplitude of dam was reduced because of the impacts of concrete face slab, and the amplification effects of dam to bedrock inputting earthquake on left and right river bank was different obviously; seismic residual deformation of the concrete face rock-fill dam is relatively lower, and the anti-seismic performance of dam is well; the downstream kentledge platform of dam that switch station of the water power station was constructed on it is the weakness of dam system in earthquake, and the specific anti-seismic design for it is necessary.

high concrete face rock-fill dam; shaking table model test; acceleration response; seismic residual deformation; dynamic failure

2014-03-08；

2015-07-16

国家重点基础研究发展计划(973计划)课题(2013CB036404)；中国水利水电科学研究院科研专项(岩集1467)；“十二·五”国家科技支撑计划课题(2013BAB06B02)；国家自然科学基金青年基金资助项目(51209234,51509272)

TU352.11; TV312

A

1004-4523(2015)06-0937-09

10.16385/j.cnki.issn.1004-4523.2015.06.011

杨正权(1980—)，男，博士，高级工程师。电话：(010)68786691；E-mail：yangzhq@iwhr.com