劈裂注浆加固土体的数值模拟和试验研究

朱明听，张庆松，李术才，刘人太，张连震



劈裂注浆加固土体的数值模拟和试验研究

朱明听，张庆松，李术才，刘人太，张连震

(山东大学 岩土与结构工程研究中心，山东 济南，250061)

针对目前有关土体劈裂注浆加固机理方面的研究，并未区分注浆挤密作用、浆脉骨架作用对于土体强度影响的问题，通过三轴压缩数值分析与室内试验研究注浆挤密作用和浆脉骨架作用对被注土体黏聚力、内摩擦角及在不同围压条件下的压缩强度及变形的影响规律，获得土体劈裂注浆加固效果的主控因素。研究结果表明：浆脉嵌入土体内部，破坏了土体的完整性及非均质性，且土体与浆脉的力学性质差异性较大，当两者发生较大相对位移时，将导致显著的非协调变形；浆脉边缘存在应力集中，首先出现破坏并逐渐向土周边发展，最终相互搭接形成宏观破坏面；注浆挤密作用是提高土体强度的主控因素，限制液扩散范围，提高注浆压力，强化注浆挤密作用是保证注浆加固效果的关键。

土体加固；注浆挤密作用；浆脉骨架作用；三轴压缩；数值分析

在隧道掘进、矿山开挖及水利水电工程建设过程中经常会遭遇土质地层。由于土质地层往往具有强度低、遇水弱化等不良性质，在工程扰动作用下极易发生围岩坍塌失稳、突水涌泥等灾害，严重时形成较大工程事故，致使工程停滞，造成较大的经济损失[1−4]。实践表明，劈裂注浆是地下工程中土体加固的最有效手段之一。国内外研究者对浆液扩散模式、注浆压力、注浆材料及注浆量等参数均进行了大量研究与探 讨[5−8]。目前，注浆技术及其施工工艺已较为成熟，并且有很多成功的实例，但有关劈裂注浆加固机理方面的研究多是定性结论，并未明确给出注浆加固主控因素[9−12]。劈裂注浆对土体的加固作用可概括为以下2点[13−18]：一是浆脉相互搭接并形成浆脉骨架网络，对于周边土体起到骨架支撑作用；二是土体在注浆压力挤密作用下，自身强度提高。在浆液凝固前，浆液在注浆压力作用下劈裂土体，注入土体内部，这在一定程度上破坏了土体的原始结构，降低了土体强度；在浆液凝固后，浆脉骨架对于土体变形具有一定的限制作用，这在一定程度上增强了土体强度：浆脉骨架作用对土体强度的影响由上述2个方面的因素综合决定。在土力学研究领域，人们针对土体的抗剪强度(内摩擦角、黏聚力)与土体的密度、含水率之间的关系开展了较多研究。许旭堂等[19−21]的研究结果表明：随着土体密度增大，其黏聚力与内摩擦角增大；随着土体含水率减小，其黏聚力与内摩擦角均增大。注浆加固机理是注浆参数设计的关键理论依据，直接影响到注浆工程量、注浆工期及注浆加固效果。若将浆脉骨架作用作为注浆参数设计的依据，宜选用低黏度浆液，从而在较低注浆压力下获得较大浆液扩散范围；若将注浆挤密作用作为注浆参数设计的依据，宜选用黏度较大的浆液，从而在限制浆液扩散范围的条件下获得较高注浆压力。由于注浆加固效果的主控因素不明确，因此在生产实践中土体劈裂注浆加固参数设计多是基于工程经验，往往导致注浆参数的设计针对性较差，注浆效果不易保证，经济性较差。针对上述问题，本文作者采用数值三轴压缩分析与室内三轴压缩试验相结合的方法，研究土体自身强度、浆脉空间分布对于试样抗压强度及变形特征的影响规律，获得土体劈裂注浆加固效果的主控因素。

1 浆脉空间分布特征分析

水泥作为注浆材料具有结石体强度高、抗渗性好、材料来源丰富、价格低廉、注浆工艺简单、浆液无毒等优点，现已成为土体注浆加固工程中应用最为广泛的注浆材料。水泥的最大粒径变化范围为60~100 μm，比表面积为几百至3 000 cm2，就这种粒径而言，水泥基浆液难以通过渗入进入土体，主要通过劈裂方式进入土体。大量的土质地层注浆实践表明，水泥浆液在土体内主要以劈裂方式进行扩散[22]。图1所示为江西省莲花县永莲隧道F2断层破碎带注浆工程开挖揭露浆脉。由图1可知：浆脉与土体层面清晰，难以观察到浆液渗透现象。

图1 实际工程揭露浆脉

图2 浆脉空间分布示意图

2 注浆加固机理数值分析

采用有限差分软件FLAC3D及摩尔−库仑准则分析土体试样(试样中无浆脉分布)及浆脉试样(试样中分布浆脉)在不同围压条件下的强度和变形的影响规律以及浆脉骨架作用对于土体内摩擦角、黏聚力的影响。

2.1 数值分析原理

在土体力学参数相同条件下，对比分析土体试样与浆脉试样的强度及变形特征，获得浆脉骨架作用对于注浆加固效果及土体内摩擦角、黏聚力的影响。在浆脉空间分布相同条件下，分析土体力学参数对于浆脉试样的强度及变形特征的影响，获得注浆挤密作用对于注浆加固效果的影响。

2.2 浆脉与土体相互作用分析

在浆液固化过程中，浆液与土体接触交界处发生的化学反应如下：浆液中多余的Ca2+与土体中的Na+发生交换；浆液中多余的硅酸离子与土体中数目较多的钙和镁等交换性阳离子反应，生成难溶性或不溶性硅酸盐。为此可将注浆加固土体划分为土体、浆脉及浆−土过渡区这3种单元。浆脉与土体通过浆−土过渡区相互作用。为了模拟浆脉与土体之间的相互作用，将浆−土过渡区等效为数学模型[23−24]，如图3所示。其中：S为Coulomb滑块；s为剪切刚度；s为抗拉强度；n为法向刚度。

图3 浆−土过渡区计算模型

2.3 计算参数

2.3.1 土体及浆脉力学参数

随着浆液持续注入，注浆压力持续升高，注浆挤密作用逐渐增强，土体干密实度增大、含水率降低。当土体干密度增加时，土颗粒之间相互作用力增强，促使土体强度提高；当土体含水率降低时，土的基质吸力及土颗粒之间的黏接作用力增大，促使强度提 高[19−21]。依据土体压缩模量，土体可划分为低压缩土(s＞15 MPa)、中压缩土(4 MPa＜s＜15 MPa)及高压缩土(s＜4 MPa)[25]。由于压缩模量与土体的挤密程度密切相关，因此土体压缩性可表征土体注浆挤密程度。浆脉及不同注浆挤密程度土体的计算参数如表1所示。

2.3.2 浆−土过渡区力学参数

浆−土过渡区黏聚力、内摩擦角及抗拉强度介于其两侧土体与浆脉之间。由于剪切破坏、拉破坏发生在抗剪强度最小、抗拉强度最小处，因此，浆−土过渡区黏聚力、内摩擦角及抗拉强度均取最小值，即与土体相同，其余参数均取经验值。浆−土过渡区计算参数如表2所示。

2.3.3 计算模型及边界条件

计算模型为直径为50 cm，高度为100 cm的圆柱体，其内部分布8条浆脉，浆脉空间分布示意图如图4所示。单条浆脉长×宽×厚度为3 cm×3 cm× 0.3 cm。浆脉空间分布较为均匀，浆脉体积率为10.4%，可较好地表征浆脉分布较为理想的注浆加固土体。计算模型顶面与底面为速度边界，每一计算时步位移为10−7m，侧面为压力边界(施加围压)。

表1 土体与浆脉计算参数

注：JM为浆脉；DYS为低压缩性土体；ZYS为中压缩性土体；GYS为高压缩性土体。

表2 浆−土过渡区计算参数

图4 浆脉空间分布示意图

2.4 试验结果分析

2.4.1 应力−应变分析

由图5可知：土体试样与浆脉试样应力差异随应变增大而逐渐增大，这说明随着应变增大，浆脉骨架作用对于土体强度影响逐渐增加；土体试样与浆脉试样强度较为接近，且均随土体压缩性降低而提高，这说明注浆挤密作用可显著提高试样强度，浆脉骨架作用对其影响较小。经分析，其原因如下：1) 浆脉嵌入土体内部，这在一定程度上破坏了土体的完整性及均质性，且土体与浆脉力学参数差异显著，其非协调变形随浆脉试样变形增大而增大；2) 在荷载作用下，浆脉边缘存在较大的集中应力，故浆脉边缘首先产生破坏并逐步向周边发展，逐渐形成宏观破坏面，最终导致浆脉试样整体性破坏。

2.4.2 峰值抗压强度及抗剪参数分析

表3所示为浆脉试样在不同围压条件下的峰值抗压强度。通过表3中的数据绘制一系列摩尔应力圆可得到浆脉试样黏聚力及内摩擦角，土体试样与浆脉试样抗剪强度参数如表4所示。

σ3/kPa：(a) 100；(b) 200；(c) 300

表3 浆脉试样峰值强度

表4 土体试样与浆脉试样抗剪强度参数

由表4可知：浆脉骨架作用可提高土体黏聚力，减小其内摩擦角。经分析其原因为：浆脉骨架对于周边土体变形具有一定的限制作用，当剪切面两侧土体具有相对滑动的趋势时其初始滑动阻力增大，故脉骨架作用可提高土体黏聚力；浆脉嵌入土体内部，这在一定程度上破坏了土体的完整性及均质性且土体与浆脉的力学参数具有显著差异性，当剪切面两侧土体相对滑动时具有相互分离的趋势，相当于减小了剪切面接触面积，故浆脉脉骨架作用导致土体内摩擦角减小。

2.4.3 轴向应变−横向应变曲线分析

2.4.4 塑性区分析

图7(a)~(c)与图7(d)~(f)所示分别为土体试样与浆脉试样塑形区演化过程。由图7(a)~(c)可知：土体试样塑性区由周边向内部发展。由图7(d)~(f)可知：浆脉边缘首先出现塑性区，随着荷载的增加逐渐向土体内部发展，最终相互搭接形成宏观破坏面。这说明浆脉边缘存在较大集中应力，故浆脉边缘首先破坏。

3 注浆加固机理室内试验验证

3.1 试样制作

试样取自江西省莲花县永莲隧道F2断层破碎带注浆工程，将采集来的围岩取芯、加工成直径为50 mm、高度为100 mm的标准圆柱体试样，如图8所示。所有的试样均取自同一条浆脉周边，以保证土体自身力学参数较为一致。

σ3/kPa：(a) 100；(b) 200；(c) 300

(a)~(c)土体试样塑性区演过过程；(d)~(f) 浆脉试样塑性区演化过程

Fig, 7 Evolution process of plastic zone of specimens

图8 三轴压缩试样

3.2 永莲隧道F2断层破碎带注浆工程概况

永莲隧道为分离式隧道，长约 2 500 m，穿越F2及多条次生断层，其影响范围内为全风化的页岩夹强风化砂岩孤石，岩体结构破碎松散，基本无自稳能力，加之断层内补给水源丰富，具有承压水特征，揭露后涌水、涌泥量大。2012−07−02—2012−08−19，钟家山隧道进口左洞共发生 8 次大规模突水、突泥，累计涌出淤泥约 17 000 m3，严重影响了隧道正常施工。针对永莲隧道突泥和塌方情况及F2断层地质特点分析，采用帷幕注浆治理与塌穴塌腔充填相结合的综合治理方法。永莲隧道原状土基本物理参数如表5所示。

3.3 测试方法

试验设备采用山东大学和长春朝阳压力机厂联合研制的多功能岩石三轴仪。首先施加围压，然后采用轴向位移控制方式进行加载，加载速率为0.5 mm/min，加载期间实时记录轴向应力、围压、轴向位移和径向位移。

表5 永莲隧道原状土基本物理参数

3.4 应力−应变曲线分析

图 9所示为土体试样与浆脉试样分别在围压为100，200，300 kPa时的三轴压缩应力−应变曲线。由图9可知：土体试样与浆脉试样应力差异性随应变增大而增加；土体试样与浆脉试样强度较为接近，这与数值分析结果相吻合。

σ3/kPa：(a) 100；(b) 200；(c) 300

土体试样均呈现应变硬化现象，而浆脉试样在围压为100 kPa时呈现应变硬化现象，200 kPa与300 kPa时呈现应变软化特征。考虑到土体本构关系极其复杂且室内三轴压缩试验受到加载条件、浆脉空间分布等因素影响，而数值分析采用理想化的弹塑性土体本构模型及加载条件，故虽然通过数值分析获得的三轴压缩应力−应变曲线与室内试验获得三轴压缩应力−应变曲线存在差异，但均能反映浆脉骨架作用试样强度的影响。

3.5 峰值抗压强度及抗剪参数分析

由于土体试样具有硬化特征，故将其由弹性变形向塑性变形转变时的应力作为峰值抗压强度。表6所示为土体试样与浆脉试样在不同围压条件下的峰值抗压强度。通过表6中的数据绘制一系列摩尔应力圆可得出土体试样与浆脉试样黏聚力及内摩擦角，如表7所示。

表6 土体试样与浆脉试样峰值抗压强度

表7 土体试样与浆脉试样抗剪强度参数

由表7可知：浆脉试样黏聚力大于土体试样黏聚力，而其内摩擦角小于土体试样内摩擦角。由此可见，浆脉骨架作用可提高土体黏聚力，降低其内摩擦角，这与数值分析结果较吻合。

4 结论

1) 浆脉边缘存在应力集中现象，首先发生破坏并向周边发展，最终形成宏观破坏面。

2) 浆脉嵌入土体内部，这在一定程度上破坏了土体的完整性及均质性且两者力学性质差异显著，当两者发生相对位移时，将出现较大的非协调变形。

3) 浆脉骨架作用可提高土体黏聚力，降低土体内摩擦角，但不能显著提高注浆加固土体强度。

4) 注浆挤密作用是土体注浆加固效果的主控因素，限制液扩散范围，提高注浆压力，强化注浆挤密作用是保证土体注浆加固效果的关键。

[1] 刘招伟, 何满潮, 王树仁. 圆梁山隧道岩溶突水机理及防治对策研究[J]. 岩土力学, 2006, 27(2): 228−232.LIU Zhaowei, HE Manchao, WANG Shuren. Study on karst waterburst mechanism and prevention countermeasures in Yuanliangshan tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2006, 27(2): 228−232.

[2] ZHANG Qingsong, LI Peng, ZHANG Xiao, et al. Exploration and grouting of large-scale water capsule in the fault fracture zone of Yonglian Tunnel[J]. Open Civil Engineering Journal, 2015, 9(1): 32−43.

[3] ZHANG Dingli, FANG Qian, LOU Haicheng. Grouting techniques for the unfavorable geological conditions of Xiang'an subsea tunnel in China[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2014, 6(5): 438−446.

[4] 张庆松, 韩伟伟, 李术才, 等. 灰岩角砾岩破碎带涌水综合注浆治理[J]. 岩石力学与工程学报, 2012, 31(12): 2412−2419. ZHANG Qingsong, HAN Weiwei, LI Shucai, et al. Comprehensive grouting treatment for water gushing analysis in limestone breccias fracture zone[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2012, 31(12): 2412−2419.

[5] 李术才, 张伟杰, 张庆松, 等. 富水断裂带优势劈裂注浆机制及注浆控制方法研究[J]. 岩土力学, 2014, 35(3): 744−752. LI Shucai, ZHANG Weijie, ZHANG Qingsong, et al. Research on advantage-fracture grouting mechanism and controlled grouting method in water-rich fault zone[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(3): 744−752.

[6] 杨坪, 唐益群, 彭振斌, 等. 砂卵(砾)石层中注浆模拟试验研究[J]. 岩土工程学报, 2006, 28(12): 2134−2138. YANG Ping, TANG Yiqun, PENG Zhenbin. Study on grouting simulating experiment in sandy gravels[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2006, 28(12): 2134−2138.

[7] 李术才, 韩伟伟, 张庆松, 等. 地下工程动水注浆速凝浆液黏度时变特性研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2013, 32(1): 1−7. LI Schucai, HAN Weiwei, ZHANG Qingsong, et al. Research on time-dependent behavior of viscosity of fast curing grouts in underground construction grouting[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering,, 2013, 32(1): 1−7.

[8] 阙云, 刘强华, 李丹, 等. 渗透注浆扩散理论探讨[J]. 重庆交通学院学报, 2006, 25(5): 105−108.QUE Yun, LIU Qianghua, LI Dan, et al. Research on diffusion theory of permeation grouting[J]. Journal of Chongqing Jiaotong University, 2006, 25(5): 105−108.

[9] 李立新, 邹金锋. 破碎岩体隧道注浆参数确定方法[J]. 中南大学学报(自然科学版), 2013, 44(8): 3432−3440. LI Lixin, ZOU Jinfeng. Design method of grouting parameters for broken rock tunnel[J]. Journal of Central South University(Science and Technology), 2013, 44(8): 3432−3440.

[10] 伍振志, 傅志锋, 王静, 等. 浅埋软弱地层开挖中管棚注浆法的加固机理及效果分析[J]. 岩石力学与工程学报, 2005, 24(6): 1025−1029. WU Zhenzhi, FU Zhifeng, WANG Jing, et al. Study of support mechanism and effect of shedpipe grouting technology for tunneling construction in shallow-buried soft stratum[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2005, 24(6): 1025−1029.

[11] 谢文兵, 陆士良, 殷少举. 软岩硐室围岩注浆加固作用与浆液扩散规律[J]. 中国矿业大学学报, 1998, 27(4): 76−79. XIE Wenbing，LU Shiliang，YIN Shaoju. Reinforcement effect of grouting for soft rock chamber and spread regularity of grout[J]. Journal of China University of Mining & Technology, 1998, 27(4): 76−79.

[12] 李术才, 张霄, 张庆松, 等. 地下工程涌突水注浆止水浆液扩散机制和封堵方法研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2011, 30(12): 2377−2396. LI Shucai, ZHANG Xiao, ZHANG Qingsong, et al. Research on mechanism of grout diffusion of dynamic grouting and plugging method in water inrush of underground engineering[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2011, 30(12): 2377−2396.

[13] FRANSSON A, TSANG C F, RUTQVIST J, et al. A new parameter to assess hydro mechanical effects in single-hole hydraulic testing and grouting[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2007, 44(7): 1011−1021.

[14] 李鹏, 张庆松, 张霄, 等. 基于模型试验的劈裂注浆机制分析[J]. 岩土力学, 2014, 35(11): 3221−3230. LI Peng, ZHANG Qingsong, ZHANG Xiao, et al. Laboratory tests on compaction grouting and fracture grouting of clay[J]. Rock and Soil Mechanics, 2014, 35(11): 3221−3230.

[15] EKLUND D, STILLE H. Penetrability due to filtration tendency of cement-based grouts[J]. Tunnelling and Underground Space Technology, 2008, 23(4): 389−398.

[16] 张庆松, 李鹏, 张霄, 等. 隧道断层泥注浆加固机制模型试验研究[J]. 岩石力学与工程学报, 2015, 34(5): 924−934. ZHANG Qingsong, LI Peng, ZHANG Xiao, et al. Model test of grouting strengthening mechanism for fault gouge of tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2015, 34(5): 924−934.

[17] 黄春香, 简文彬.软土特性与水泥−水玻璃加固土效应的试验[J]. 福州大学学报(自然科学版), 2001, 29(3): 91−95. HUANG Xiangxiang, JIAN Wenbin. Effects of soft soil properties on soil stabilized with cement sodium silicate[J]. Journal of Fuzhou University(Natural science), 2001, 29(3): 91−95.

[18] 周书明, 陈建军. 软流塑淤泥质地层地铁区间隧道劈裂注浆加固[J]. 岩土工程学报, 2002, 24(2): 222−224. ZHOU Mingshu, CHEN Jianjun. Hydrofracture grouting in soft flowing mucky ground for a metro tunnel[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(2): 222−224.

[19] 许旭堂, 简文彬, 柳侃. 含水率和干密度对残积土抗剪强度参数的影响[J]. 地下空间与工程学报, 2015, 11(2): 364−369. XU Xutang, JIAN Wenbin, LIU Kan. The influence of water content and dry density on shear strength parameters of residual soil[J]. Chinese Journal of Underground Space and Engineering, 2015, 11(2): 364−369.

[20] 黄琨, 万军伟, 陈刚, 等. 非饱和土的抗剪强度与含水率关系的试验研究[J]. 岩土力学, 2012, 33(9): 2600−2604. HUANG Kun, WAN Junwei, CHEN Gang, et al. Testing study of relationship between water content and shear strength of unsaturated soils[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(9): 2600−2604.

[21] 申春妮, 方祥位, 王和文, 等. 吸力、含水率和干密度对重塑非饱和土抗剪强度影响研究[J]. 岩土力学, 2009, 30(5): 1347−1351. SHEN Chunni, FANG Xiangwei, WANG Hewen, et al. Research on effects of suction, water content and dry density on shear strength of remolded unsaturated soils[J]. Rock and Soil Mechanics, 2009, 30(5): 1347−1351.

[22] 岩土注浆理论与工程实践协作组. 岩土注浆理论与工程实践[M]. 北京: 科学出版社, 2001: 136−137. The Research Group of Grouting Theories and Case Histories. The grouting theories and histories[M]. Beijing: Science Press, 2001: 136−137.

[23] 孙书伟, 林杭, 仁连伟. FLAC3D在岩土工程中的应用[M].北京: 中国水利水电出版社, 2011: 271−276.SUN Shuwei, LIN Hang, REN lianwei. Application of FLAC3D in geotechnical engineering[M]. Beijing: China Water & Power Press, 2011: 271−276.

[24] 彭文斌. FLAC3D实用教程[M]. 北京: 机械工业出版社, 2007: 273−277. PENG Wenbin. FLAC3D practical tutorial[M]. Beijing: China Machine Press, 2007: 273−277.

[25] 金耀华. 土力学与地基工程[M]. 武汉: 华中科技大学出版社, 2013: 74−76. JIN Yaohua. Soil mechanics and foundation engineering[M]. Wuhan: Huazhong University of Science and Technology Press, 2013: 74−76.

(编辑 伍锦花)

Numerical simulation and experimental study on soil split grouting reinforcement mechanism

ZHU Mingting, ZHANG Qingsong, LI Shucai, LIU Rentai, ZHANG Lianzhen

(Geotechnical and Structural Engineering Research Center, Shandong University, Jinan 250061, China)

Considering that current research of soil split grouting reinforcement mechanism does not clearly distinguish between grouting compaction effect and slurry vein skeleton effect on soil strength, the effects of grouting compaction and slurry vein skeleton on cohesion, internal friction angle, compressive strength and deformation properties of soil under different confining pressures were studied by numerical analysis and laboratory tests. Hereby, main controlling factor affecting split grouting reinforcement and calculation method of grouting quantity was obtained. The results show that the embedded slurry vein destroys the soil integrity and heterogeneity. Since the mechanical properties between soil and slurry vein are significantly different, a large non-coordinated deformation occurs when the relative displacement is large. Due to the stress concentration, the plastic deformations first appear on slurry vein edges, then extends to the soil gradually, and the macro shear surface is formed when plastic deformations overlap each other. Grouting compaction effect is the main controlling factor, and controlling the grouting slurry distance, reaching the grouting engineering quantity, strengthening the grouting compaction effect are key factors to ensure the effect of grouting reinforcement.

soil reinforcement; grouting compaction; slurry vein skeleton; three axis compression; numerical analysis

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.05.024

U445.55+2

A

1672−7207(2018)05−1213−08

2017−05−23；

2017−06−29

国家重点研发计划(2016YFC0801600)；国家自然科学基金资助项目(41272385)；国家青年科学基金资助项目(51309146) (Project(2016YFC0801600) supported by the National Key Research and Development Program of China; Project(41272385) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(51309146) supported by the National Natural Science Foundation for Young Scientists of China)

张庆松，博士，教授，从事地下工程灾害防止方面研究；E-mail: zhangqingsong@sdu.edu.cn