损伤评估模型（共8篇）
损伤评估模型 篇1
0 引言
混凝土结构经历火灾高温后,其材料性能将大为退化,结构安全性也将降低[1,2]。混凝土火灾损伤程度取决于混凝土性能和火灾作用,两者之间进行着物质、能量非线性交换。火灾作用具有随机性,混凝土性能具有不确定性,它们的表征参数具有多样性、模糊性、信息不完备性[3,4]。可见,混凝土火灾损伤状态与各类影响因素之间是一种复杂的非线性函数关系。因此,研究快速准确的评定混凝土损伤程度的方法是非常必要的。
目前国内外综合评估混凝土火灾损伤方法有两类:(1)基于结构损伤检测技术的综合评估方法[5,6]。该类方法需要结合结构检测、工程试验、实践经验等手段进行结构损伤评估,评估流程繁琐、考虑影响因素较少,而且至今还未形成一套完整规范的评价体系。(2)基于多指标体系与不确定性理论的综合评估方法。混凝土火灾损伤影响因素众多,这些因素耦合作用导致混凝土火灾损伤的非线性和不确定性。全面考虑所有因素不太现实,选取主要的控制因素构建指标体系,用多属性综合评价方法进行评估。如投影寻踪法[2]、物元理论[3]、模糊综合评价法[4]、灰色系统理论[7]、属性识别方法[8]等引入火灾后混凝土损伤的评判中,一定程度上提高了混凝土火灾损伤评估的准确性,但是也存在人为主观性大、计算量较大、信息缺失等问题,其工程实用性不高。而突变理论研究非线性系统演化过程中,某些变量从连续逐渐变化导致系统状态的突然变化。可见,用突变理论描述混凝土火灾损伤演化这一现象是合理的,而且突变理论计算简单、主观影响较小。因此,本文从混凝土火灾损伤机理角度出发,分析影响混凝土火灾损伤的主要控制因素,结合突变理论,构建火灾后既有结构混凝土损伤评估的突变模型,为混凝土火灾损伤的诊断评估提供科学依据。
1 突变理论及势函数
突变理论是研究非线性系统演化过程,认识和预测复杂的系统行为[9],其特点是过程连续而结果不连续。突变理论在多属性综合评价、预测估计、机理分析、样本分类分级等方面进行了应用和扩展。突变模型是根据势函数把临界点进行分类,研究各种临界点附近非连续状态的特性,从而归纳出控制变量不高于四维的4个初等突变模型[10],见表1。
注:u,v,w,t,s为控制变量,且重要性依次递减。
对表1中4种突变模型的归纳总结,递推出控制变量为任意维的突变模型势函数的一般表达式及相应的归一化公式为[11]:
式中:n为正整数;x为状态变量;a=(a1,a2,a3,…,an)为n维控制变量。
2 混凝土火灾损伤评估突变模型
2.1 评价指标与分级标准
火灾作用下的混凝土损伤可以看成是多因素耦合的非线性动态系统,而火灾作用下混凝土性能主要集中在力学性能、耐久性特征、爆裂表现等多方面研究[12,13,14]。因此,混凝土火灾损伤综合评价指标体系的构建应从火灾后混凝土的力学性能、耐久性特征、外观表现三个方面综合考虑,选取各方面的主要控制因素。在参考已有研究基础上,选取抗压强度损伤系数(A1)、抗渗透性损伤系数(A2)、外观损伤系数(A3),其中,外观损伤系数(A3)又包括爆裂损伤系数(B1)以及裂纹损伤系数(B2)两个因素,作为火灾后混凝土的评价指标,其物理含义见表2。
混凝土火灾损伤程度可划分为4级[4]:轻微损伤(I)、中等损伤(II)、较严重损伤(III)、严重损伤(IV),具体分级标准见表3所示。
2.2 原始数据标准化处理
指标单位不同,数值差异较大,需进行标准化处理。运用极差变换方法将指标原始数据转换为[0,1]范围内的数值,具体计算公式如下。
极大型指标,其标准化处理采用:
极小型指标,其标准化处理采用:
适中型指标,其标准化处理采用:
式中:xij为第j个评价对象的第i个指标值;ximin为第i个指标的最小值;ximax为第i个指标的最大值;x*ij为第j个评价对象的第i个指标无量纲化值;[L1,L2]为适度指标的适度区间;Lmin,Lmax分别为适度指标区间的最小值、最大值。
2.3 控制变量归一化处理
根据评价指标体系的递阶分解结构,选取突变类型对应的归一化公式计算突变隶属函数值。若一个指标分别分支出2、3、4个次级指标,则可分别选择尖点突变模型、燕尾突变模型和蝴蝶突变模型。混凝土火灾损伤有3个指标:抗压强度损伤系数、耐久性损伤系数和外观损伤系数(三者重要性依次递减)。这3个指标均采用燕尾突变模型;外观损伤系数又分为2个次级指标:爆裂损伤系数和裂缝损伤系数(两者重要性依次递减),采用尖点突变模型。
突变隶属函数值计算原则[10]:(1)非互补准则。一个系统的诸控制变量(如a,b,c,d)之间,不可相互弥补其不足时,按“大中取小”原则取值,即:x=min[xa,xb,xc,xd,…];(2)互补准则。诸控制变量之间可相互弥补其不足时,按其均值取用,即。
2.4 混凝土损伤评估判据
根据表3中混凝土火灾损伤指标分级标准的原始数据,通过2.2节评价指标的规范化处理,用2.3节控制变量归一化公式,求解各层评价指标的突变隶属函数值和总突变隶属函数值,最后得到混凝土火灾损伤等级的突变隶属函数值判据,见表4。
3 混凝土火灾损伤工程实例分析
为了验证本文方法的有效性和可行性,以2个火灾后混凝土试验样本[3,4]为例进行评价和分析。混凝土试验样本的属性及其参数测试结果,见表5。
对表5中的混凝土火灾损伤评估指标:抗压强度损伤系数采用式(4),耐久性损伤系数、爆裂损伤系数和裂纹损伤系数采用式(5)分别规范化,结果见表6。
首先,对外观损伤系数的次级指标:爆裂损伤系数和裂缝损伤系数,采用尖点突变模型归一化公式,互补原则(两个指标具有一定的相关互补性),计算外观损伤系数的突变隶属函数值;然后,对抗压强度损伤系数、耐久性损伤系数和外观损伤系数,采用燕尾突变模型归一化公式,互补原则(3个指标具有一定的相关互补性),计算混凝土火灾损伤程度突变隶属函数值。具体计算结果见表7。
由表7可知,两个样本的突变模型评价结果与投影寻踪方法、模糊综合方法、可拓物元方法、属性识别方法、分形插值方法有较好的一致性,这就验证了将突变模型应用于混凝土火灾损伤综合评估中是可行的,有效的。突变模型不仅能够考虑指标间复杂的非线性关系,而且计算公式简单,无需人为确定指标权重,仅给出指标重要性排序就可以,实用性更强。模糊综合方法、可拓物元方法和属性识别方法都需要人为确定指标权重和隶属函数计算式,计算量和主观性影响都较大。投影寻踪方法和分形插值方法都将高维数据投影到低维空间中,计算量较大,且数据信息量会丢失,可能会造成判断失真现象。
4 结论
1)选取火灾后混凝土的力学性能、耐久性特征、外观属性三方面的主要控制因素,利用突变理论建立了混凝土火灾损伤评估的突变模型,对火灾后混凝土损伤程度进行分级评价。实例分析表明该方法评价结果符合实际,验证了本文方法的可行性和有效性。
2)本文评价方法不受指标体系中指标个数的限制,无需对指标人为确定权重,能够反映系统内部结构的复杂性和非线性特征,保证了评价工作的客观性和准确性,模型简单,计算方便,能够有效合理地评价混凝土火灾损伤。
3)由于混凝土损伤演化具有动态性、非线性、突变性和随机性等属性,损伤演化有待深入的研究,评估指标有待进一步完善,为火灾后混凝土无损定量评估和修复加固工程提供科学依据。
损伤评估模型 篇2
关键词：钢筋混凝土框架；修正Park-Ang损伤模型；增量动力分析；易损性分析；柱拟静力试验
中图分类号：TU375 文献标识码：A
文章编号：1674-2974（2016）05-0009-13
Abstract：This paper study discussed the applicability of Park-Ang model modified by Wang based on the pseudo-static test results of reinforced concrete columns. The structural damage index based on the component level was selected， and both the incremental dynamic analysis and fragility analysis of the reinforced concrete frame were conducted. Additionally， the prediction by the modified method to evaluate the seismic performance in terms of the damage index of the RC frame was compared with the maximum inter-story drift ratio of the fragility analysis result. The analysis results show that the modified Park-Ang model that considers the loading path effect predicts well the cumulative damage process after the first damage， which discriminates the specimen damage status accurately， the damage development process， and the overall and local failure mechanism. Further， the weak links can be accurately distinguished. However， the damage index higher than 1.0 may be caused by using these methods， which cannot accurately reflect the basic meaning of the original definition. Compared with the maximum inter-story drift ratio， the seismic performance evaluation method using the damage index considers the structural response and properties. The modified method can be used to evaluate the structural performance more comprehensively and predict the failure probability of the structures under different earthquake loads.
Key words：reinforced concrete frame； fixed Park-Ang damage model； incremental dynamic analysis； fragility analysis； pseudo-static test of columns
海底管道的凹坑损伤安全评估 篇3
1 评价方法
海底管道的失效形式多种多样, 但第三方破坏、内腐蚀、外腐蚀、工程质量和操作不当等是主要因素。其损伤形式主要表现为:金属损失、凹坑、裂纹、划痕、自由悬跨、局部屈曲、整体屈曲、露管、位移、防护层破坏和阳极损坏等。
对于不同损伤形式, 由于失效机理也不相同, 在进行完整性评价的时候, 选取的具体的方法和参考的规范也是不同的, 见表1[1]。
凹坑是其中一种非常常见的损伤形式, 针对凹坑这种形式, 主要采用凹坑损伤安全评价法进行评估。凹坑损伤安全评估是一种通过弹性分析和试验研究计算在内压和弯矩联合作用下的极限载荷的评价方法[2]。通常分为三个等级 (一级、二级和三级) 。
2 凹坑损伤安全评估在某海管失效评估中的应用
2.1 受损海管概况
某油田海底管道的直径为711 mm (28″) , 壁厚为17.1 mm (局部25.4 mm) , 材质为X65。输送的主要介质为天然气, 设计压力约为15.5 MPa。
该海管由于受到外力而出现损伤, 经过勘查和检测发现, 最严重点的2点至6点时钟位置有较深的凹坑, 最深为17 cm, 长度方向100 cm, 圆周方向137 cm;在海管5点钟位置附近, 刮痕最深处测得厚度为22.6 mm。对凹坑周边一周和凹坑内3个刮痕A、B/C、D进行了ACFM和UTT作业, 测量数据见表2~表6。
注:时钟位是指海管视图, 最顶点为12点, 最低点为6点, 其余各点按照时钟表点位分布。如10.5为10点与11点之间。下同。
根据上述检测结果, 对损伤点进行了三维模拟, 得到该处三维示意图如图1所示。
2.2 凹坑损伤安全评估
根据检测结果来看, 该海底管道的失效形式为凹坑, 所以选取凹坑损伤安全评价方法进行评估。
2.2.1 计算原理
评估凹坑-划痕的一级评价算法, 要求带压状态下的凹坑深度不得大于管道外径的7%, 凹坑深度等于无压状态下深度的70%。而本凹坑为119mm, 相当于管道外径的16.7%, 因此一级评价无法满足, 直接采用二级评价[3]。
本案例采用了EPRG算法 (一种业界公认的比较满足全尺寸实验结果的评价算法) 。EPRG算法是针对凹坑-划痕缺陷评价的一种半经验方法, 该方法最早有英国燃气公司开发, 其对于已发表的全尺寸实验结果有着最好的适用性。该方法的评价过程如下。
(1) 底部含有划痕缺陷的平滑凹坑的失效应力 (环向应力) , 可由式 (1) 计算。
式中, d为划痕深度, t为管道名义壁厚, D为管道名义外径, Ho为无内压是测得的凹坑深度, Hr为有内压时测得的凹坑深度。
(2) 通过对已发表的162个全尺寸实验数据进行线性回归分析, 可以分析模型不确定性的影响。考虑模型不确定性的失效环向应力下限估计值由公式 (8) 算出。
式 (8) 中,
式中, tn-r-1 (α) 是单侧检验t分布中n-r-1自由度时的上α分位点, α为0.05时对应95%的置信度, t161 (0.05) 等于1.654。
(3) 安全操作压力由式 (9) 算出。
式 (9) 中, f为设计系数。
2.2.2 无划痕情况———静力作用
从前面的评价算法可以知道, 管材的冲击韧性对计算结果影响很大, 下面的计算中将分别考虑不同的冲击韧性数值, 并将结果加以对比。
结算结果表明:对于无划痕情况下, 该管道可承受最大内压为12.246 MPa。
2.2.3 有划痕情况———静力作用
根据检测结果, 凹坑底部存在2.8 mm壁厚减薄, 从保守角度出发计算考虑存在2.8 mm (即壁厚值25.4 mm~划痕最深处壁厚22.6 mm) 划痕情况下, 管道承受压力如表8。
计算结果表明:对于有划痕情况下, 管道可承受最大内压为4.941 MPa。但明显与现场试压结果不符。同时参考超声波检测结果, 该区域划痕处未见到裂纹。由于在该计算中, 划痕仅考虑深度影响, 没有考虑划痕宽度的影响。因此, 经验公式计算结果较为保守。故需进一步进行三级评价即有限元分析的方法进行进一步评估[2]。
2.3 有限元分析
凹坑缺陷处的应力通过有限元建模计算, 由结构力学计算得知, 跨中截面管壁内部的管顶处为控制点, 即该处有应力强度值[4]。
2.3.1 无划痕情况
(1) 有限元建模分析模型。
用检测的凹坑深度值拟合成一个曲面, 通过给定一个垂直的曲面位移, 与管道接触, 促使管道发生塑性变形, 在管道上挤压出一个与检测结果基本一致的凹坑 (图2) 。为使得计算结果更为准确, 选择10 m管道建模, 两端边界固定 (图3) 。
(2) 材料属性。
该海底管道损伤处的材料见表9。
通过表9, 可以初步得到管材的应力应变曲线如图4所示。
根据工程应力与真实应力的下列折算关系, 可以得到管道的真实应力应变曲线如图5所示。
(3) 分析步骤。
采用Abaqus (一套功能强大的工程模拟的有限元软件) 中的接触分析, 共分为3个分析步:
第一步, 对锚施加一定的刚性位移, 使得锚和管道接触挤压产生凹坑;
第二步, 将锚移开, 由于管道产生了塑性变形, 凹坑将会残留一部分, 通过试算, 使得残留的凹坑与检测值一致;
第三步, 在管道参数凹坑的基础上给管道施加不同内压, 计算管道的应力情况是否损坏。
(4) 分析结果。
管道挤压成型时有限元分析如图6所示, 管道凹坑形成后施加内压时有限元分析如图7所示。
通过以上方法分析得到的结果见表10和表11。
从计算结果可以看出:不考虑划痕, 该管道可承受内压为14.83 MPa;在初始位移施加230 mm的情况下, 管道会发生约174.5 mm的塑性凹坑, 此时的管道应力为525.1 MPa;在管道施加4 MPa的内压后, 凹坑进一步的回弹到162.3 mm, 管道应力增加到530.2 MPa。
2.3.2 有划痕情况
(1) 有限元建模分析模型。
计算采用的模型如图8所示, 采用实测的凹坑形状的样条图形作为计算中模拟的刚体锚杆形状。计算中, 从保守角度出发, 在刚体锚杆压向管道形成凹坑的模拟过程中, 对模拟管段的两段施加固定约束。加压过程结束后, 取消该约束, 在两端施加轴向力边界条件, 施加的轴向力根据施加内压的变化而变化。为减少计算量, 管道轴向取一半管道计算, 对管壁施加对称约束。
根据检测报告, 最大的划痕出现中凹坑中部, 大小为60 cm×15 cm, 深度2.8 mm。为了检验划痕宽度的影响, 另外还分别计算了宽度为10 cm、5 cm和1 cm的情况 (图9) 。
计算使用的网格及划痕局部放大如图10所示。
(2) 有限元分析结果。
有限元过程为锚体首先作用在管体上, 随后释放回弹, 再加内压的作用。
由此可见:第一次试算后回弹后的最深处的位移约为16.21 cm与检测结果十分接近。为了更加接近实际检测结果 (凹坑深度170 mm) , 分别对不同内压加载后的变形进行计算, 结果如表12所示。
根据计算结果可以看出:由于划痕相对较浅, 划痕宽度对计算结果的影响不大。各种工况的计算结果均表明, 凹坑处管道的承压能力 (内外压差) 为8.83 MPa, 取0.9的安全系数, 得到该损伤处安全运行内压值为7.95 MPa。
2.4 评估结论与建议
通过上面的结果和分析来看, 在现有凹坑和划痕条件下, 管道损伤处可承受内压为7.95 MPa, 考虑到该海底管道设计压力为15.5 MPa。为满足长期运行和未来油田实际情况, 建议更换损伤管段。
3 结束语
尽管上述案例评估结果建议更换该段海底管道, 但有些时候也可能另外一种情况:尽管某海底管道存在一些表面凹坑缺陷, 但经过这种评估后, 也许会出现无需采取任何措施, 仍然能够满足使用要求的情况。所以, 随着技术的进步, 有效的评估在企业的生产经营中发挥着越来越大的作用。
参考文献
[1] DNV-RP-F116.Integrety Management of Submarine Pipeline Systems, 2009; (10) :32
[2] 沈士明, 孙洪彬.含腐蚀凹坑缺陷管道的安全评定方法.化工机械, 2000;6:330—332Shen Shiming, Sun Hongbin.Safety assessment method for the pipes with corrosion pits.Chemical Engineering&Machinery, 2000;6:330 —332
[3] API 579-1/ASME FFS-1.Fitness for Service, 2007
脊髓损伤动物模型研究概况 篇4
1 实验动物的要求
实验动物的选择主要考虑以下因素: (1) SCI的类型与研究的目的; (2) 实验动物的解剖结构尽量与人类相接近; (3) 尽可能选用标准化的实验动物, 以增加可比性; (4) 尽量选用经济易饲养、生命力较顽强的动物。最理想的实验动物是灵长类动物, 其在解剖特点与人类非常相似, 如有人用恒河猴造模的[9,10,11,12], 但因价格昂贵, 来源受到限制, 且涉及到动物伦理问题, 喂养要求较高因而未能被广泛使用。目前国内外SCI实验研究中最常用的动物有大鼠、兔、猫、犬等, 这些动物高级神经系统较发达, 生命力较顽强且价格相对便宜。
2 损伤节段的选择
目前脊髓损伤动物模型能比较准确的达到不完全性损伤、完全性损伤及横断性损伤的要求。确定损伤节段是继动物选定后建立标准损伤模型的重要环节。在制备大鼠脊髓损伤模型中, 国内外学者都比较喜欢选择胸段做为损伤节段, 具体节段选定比较难统一, 大多从T6-T12中选择, 但是选择原则都遵循:一、选择与临床比较符合的损伤节段;二是能够比较方便且能精确的定位, 保证模型损伤效果的统一性;三是避免损伤动物的低级中枢神经, 尽量避免影响动物的排尿、排便功能, 减少动物死亡率。在手术操作上, 注意轻柔剥离, 尽量保护脊髓血运, 保护好脊髓组织的完整性。
3 脊髓急性损伤动物模型的种类及其优缺点
3.1 脊髓撞击损伤动物模型
Allen.s重物降落撞击法是运用物体重力撞击, 造成脊髓局部损伤, 并继发一系列损伤后脊髓水肿缺血的炎性反应。该模型制作上与临床发病比较相似, 弊端是在Allen, s打击法中, 虽然制造了致伤时的初始打击状态但却没考虑到持续性压迫对脊髓的影响, 而实质临床上SCI时往往因椎体骨折移位存在着持续压迫作用。出于对保持脊髓在损伤瞬间位置的考虑, 人们摸索出不同改进方案, 如将动物四肢固定稳定, 定位仪固定好动物头部, 可以减轻因损伤装置系统内在的影响导致的实验差异。Min等[13]用精密打击器制作大鼠脊髓损伤模型, 得出脊髓损伤后星形胶质细胞功能丧失所造成的迟发性神经元死亡比小神经胶质细胞的激活和单核细胞浸润更显著。撞击模型影响因素较多, 比如技术熟练程度、撞击物与脊髓表面相接触部位、面积差异。同时这种模型尚不能充分模拟临床上的脊髓损伤, 这是由于临床上大多数是外伤致脊柱骨折脱位导致的脊髓损伤, 最常累及脊髓前方, 从而损伤脊髓前动脉, 进而导致脊髓缺血引起相应的临床症状。
3.2 脊髓切割动物模型
该模型制作一般使用刀片横断或半横断脊髓造成脊髓横断性损伤。该方法操作简单, 继发反应轻, 适合用于观察脊髓损伤对神经递质、神经营养因子、神经组织、的的影响及脊髓放置移植物、药物、神经脊髓再生性研究。为了观察到脊髓损后感觉诱发电位与运动诱发电位的波幅值变化, 李景德等[14]用自己设计的特殊眼科维纳斯剪, 剪断脊髓的后3/4部分, 测得脊髓损伤组波幅降低非常明显。孟步亮等[15]对大鼠脊髓T10节段进行全横断, 建模后用BBB评分及SEP与MEP的检测, 结果提示造模成功。因为该模型制作上与临床发病存在差异, 用于临床应用说服力不强, 故此模型多适用于准确判定损伤所涉及的轴突神经类型, 脊髓半横断损伤模型还可与健侧作对比, 可比性说服力强。但是该方法切割时难以控制切割的深浅, 故难以保证模型损伤效果的一致性。
3.3 脊髓缺血损伤动物模型
脊髓长时间缺血缺氧可促发一系列损伤性生化改变, 进而增加氧自由基在神经细胞内的含量, 长时间缺氧可造成不可逆的脊髓功能的丧失。许多学者通过建立缺血损伤模型来探索脊髓缺血损害的机制。目前多采用介入性技术来阻断腹主动脉或选择性阻断脊髓的供血动脉。Awad H等[16]等通过用动脉瘤夹阻断小鼠腹主动脉3-10分钟, 观察血液流变和血气, 得出较好的实验结果。此种方法通过不同时间的缺血再灌注损伤模型来阐明随缺血时间的加长, 再灌注脊髓组织损伤会逐渐加重。有选择性阻断局部血供制作的缺血性模型优点是不影响其他脊髓供应区的血流, 可控制性及可重复性较好, 缺点是制备过程比较复杂。有学者提出[17]脊髓缺血的同时造成阻断平面下肝肾等重要脏器的缺血损伤, 其操作较复杂, 损伤靶向不准确, 动物死亡率较高。因此秦治刚等[18]尝试采用DSA (数字减影血管造影) 引导下栓塞山羊相应节段的脊髓供血动脉建立脊髓缺血损伤模型, 低了实验动物副损伤及死亡率。因很多动物动脉血管与人的相差较大, 以此有对此模型产生质疑, 寻找与人类血管相似的动物成为一个热点问题。
3.4 脊髓挤压损伤模型
Tralov[19]在动物椎管内脊髓腹侧置入连接有导气管的小气囊, 通过使气囊充气膨胀直接压迫脊髓, 制作了最初的脊髓压迫损伤模型。该模型对于研究SCI急性期神经病理生理变化、电刺激和神经保护性干预作用比较有优势。挤压损伤模型方法多种多样, 如Fleming等[20]采用钳夹不同节段脊髓的方式制备动物模型, 研究不同节段SCI导致的肝脏炎症反应, 获得满意的实验效果。Esposito等[21]也报道应用该方法制作小鼠SCI模型。另外脊髓压迫模型造模还包括螺钉植入压迫、肿瘤压迫、有机膨胀材料压迫和诱导异位骨化等方法[22,23,24], 其中植入螺钉需要在多次反复拧螺钉, 反复手术容易造成动物感染及死亡;肿瘤会侵蚀和破坏脊髓组织结构, 再加上肿瘤对全身的影响, 对观察受压脊髓组织的病理形态非常不利;通过骨形态发生蛋白诱导异位骨化压迫脊髓的方式, 影响模型的一致性, 为此王军等[25]在大鼠颈椎椎管内置入水凝胶, 材料形状大小不同, 造成大鼠不同程度的脊髓损伤, 其实验所采用的吸水性压迫材料从物理性质方面分类属于有机膨胀材料压迫模型, 可以用于小动物造模, 操作简便, 植入材料后不需多次重复手术, 造模动物死亡率低等优点。
3.5 其他类型
牵张性脊髓损伤动物模型是通过手术切除两侧椎板并充分暴露脊髓, 用特制牵拉系统装置以不同的速度牵拉脊柱, 造成脊髓不同损伤程度的损伤, 该方法最早见于Dolan等[26]的报道。此模型可以较好的阐明脊髓牵拉损伤的机理, 不足之处在于动物的个体耐受性不同, 导致牵拉程度难以统一, 效果难以达到统一性。有人使用化学诱导方法制作型SCI模型, 这一方法能保持硬脊膜完整性, 通过激光穿透脊背表面, 不必切开皮肤及皮下组织, 但光热灼伤可控性差。近年来还有有应用射频法, 选择损伤特定传导束, 具有损伤范围局限、重复性强、损伤程度一致性好等优势, 对神经元再生及运动功能恢复的研究比较适合。
4 展望
目前SCI模型不断改进, 一方面向微观化方向发展, 已经从单纯观察生理变化到联合应用生化、分子水平甚至基因水平观察脊髓的变化规律;另一方面向临床实际化靠近。随着神经内科学、免疫学技术、分子生物学、基因工程学、干细胞移植技术的成熟、计算机技术及信息科学的发展, SCI动物模型向着操作简便、可控制方向发展, 分子生物技术、基因重组技术和神经干细胞移植是当前研究的热点。如今干细胞移植已经不只是局限于动物研究, 在临床上已经广泛应用, 特别是在血液疾病方面已经相当成熟, 相信不久将来脊髓不能再生的观点将会被推翻。
摘要：目的:研究近十年文献, 探讨脊髓损伤动物模型的应用情况。方法:以“动物模型”、“脊髓损伤”为关键词在中国知网数据库、万方数据库上搜索近10年文献, 概括总结脊髓损伤动物模型的研究现状。结论:SCI模型不断改进, 向微观化、接近临床方向发展, 模型多种多样, 要根据自己研究方向有目的的选择合适的模型。
双参数地震损伤模型综述 篇5
建筑结构在使用过程中, 会受到各种因素的作用。这些因素的作用, 使结构内部产生各种损伤, 使结构的物理力学性能发生退化, 最终导致结构的破坏。建立合适的损伤累积模型, 可以估计结构的使用寿命, 进而对建筑的修复或重建提供科学的决策依据。
1 损伤变量
损伤变量是描述结构或构件受损程度的变量。一般定义为结构或构件反应历程中某一累积量与相应的指标极限允许量之比。对不同材料或不同破坏特性的结构, 其损伤累积模型亦不同。损伤变量具有如下性质:
1) 损伤变量D的范围应为[0, 1], 当D=0时, 对应无损伤状态;当D=1时, 意味着结构或构件完全破坏。
2) 损伤变量D应为单调递增的函数, 即结构损伤向着增大的方向发展, 且损伤不可逆。
2 单参数及双参数损伤模型
用于描述结构构件损伤的反应量 (破坏参数) 可归结为三大类:变形、退化和能量。而基于结构在地震作用下的两种破坏形式即首次超越破坏和累积损伤破坏, 同时考虑地震动三要素 (振幅、频谱、持时) 对结构的影响, 国内外许多研究者提出的各种破坏准则最终可归结为两类:单参数破坏准则和双参数破坏准则。单参数破坏准则是选取三类破坏参数中的一类来度量结构或构件的损伤程度;双参数破坏准则是选取不同破坏参数间的组合形式来度量损伤程度。
在早期的结构破坏研究当中, 所提的破坏准则主要是单参数破坏准则。随着地震反应分析方法的日臻完善, 人们开始认识到靠单一的首超破坏量或累积损伤量来描述损伤效果不是很理想。因此, 双参数损伤模型的研究逐渐成为主流。
3 现有的双参数地震损伤模型
Banon和Hwang分别于1981年和1982年首次提出用最大变形和累积耗能组合的破坏模型, 即首次建立变形—能量组合的双参数准则。
Banon.H和Veneziano.D于1982年又提出以弯曲破坏比和标准累积耗能两参数组合建立了一种双参数破坏模型, 并考虑其概率分布特性。但当时缺乏这方面的试验及震害观测资料对该模型的验证, 故没有引起足够重视。
Park, Ang和Wen[1,2]于1985年根据大量梁柱破坏试验资料, 提出最大变形—累积耗能的线性组合的地震破坏模型:
其中, δm为地震作用下结构或构件经历的最大变形;δu为结构或构件的极限变形;Qy为结构或构件的屈服强度;dE为滞回耗能的增量;β为循环荷载影响系数, 其表达式为:
β= (-0.357+0.73λ+0.24n0+0.31ρt) ×0.7ρw (2)
其中, λ为剪跨比, λ≤1.7时取1.7;n0为轴压比, n0≤0.2时取0.2;ρt为配筋率, ρt≤0.75%时取0.75%;ρw为配箍率, ρw≥2%时取2%。
系数β是有明确物理意义的, 它反映了强度的退化现象:
也即:
该表达式形象地说明了相同抗力水平下, 最大变形增量仅与滞回耗能的增量有关, 而与位移幅值无关。
Park损伤模型由于在很大程度上反映了地震动三要素对结构破坏的影响, 反映了破坏是由大的位移幅值和重复的循环加载效应联合作用所引起的这一受到普遍认同的观点, 所以在国内外地震工程界被普遍支持。
江近仁, 孙景江[3]通过对砖墙破坏试验结果的分析, 提出了砖结构双参数破坏准则, 表达式为:
其中, Qu为极限强度;E为累积滞回耗能;δk为与极限强度Qu和初刚度K的交点相应的位移。
欧进萍, 牛荻涛[4]同样采用最大变形与累积耗能的组合, 提出了钢结构双参数破坏准则, 表达式为:
其中, Eu为极限累积滞回耗能。
陈永祁, 龚思礼[5]根据Park模型的思路, 引入塑性耗能参数η和延性系数μ, 通过对比实际遭受唐山地震的结构破坏状况, 得出一个图解的双控破坏准则, 用于描述结构层发生严重破坏时的损伤程度。
王东升, 冯启民, 王新国[6]结合国内外发表的试验结果, 认为构件极限滞回耗能与位移延性系数的关系近似为指数衰减关系。通过引入与加载路径有关的能量项加权因子, 提出了双参数损伤模型的改进形式:
其中, Ei为第i个滞回圈所包围的面积 (即滞回耗能) ;βi为能量项加权因子, 与加载路径有关。
牛荻涛, 任利杰[7]通过实际震害结构计算分析得出变形与耗能的如下非线性组合形式:
李军旗、赵世春[8]改进了经典的Park模型表达式的形式, 认为大变形幅值下的累积耗能对循环损伤的影响应作折减:
其中, m为组合系数;ηp为强度折减系数;Vy为屈服剪力。
王光远等[9]提出了一种变形与耗能线性组合的表达式, 表达形式直观, 但该模型的组合方式在物理意义上不明确, 没有考虑到构件损伤随变位水平的变化。
在以上所有双参数破坏准则中, 绝大多数模型都是由Park的最大变形—累积耗能模型演化而来, 只是在组合形式上各不相同。为充分考虑结构由大的非弹性变形引起的破坏D1和低周累积损伤引起的破坏D2对构件整体破坏程度的作用, 杜修力, 欧进萍[10]提出了一种新的组合方式:
D=D1+D2-D1D2=D1+D2 (1-D1) =D1+f (D1) D2 (11)
其中, 通过f (D1) 来调整首超破坏和累积破坏的影响:D1较小时, 破坏主要由累积损伤控制;D1较大时, 破坏主要由最大变形控制, 充分考虑了滞回累积幅值对累积损伤的影响。
4 结论及建议
一种合理的破坏评估模型, 应能同时反映大的非弹性变形引起的破坏和大量的非线性循环引起的累积破坏这两种不同的破坏形式, 以适应人们对地震破坏机理的认识, 也即破坏模型中应包括来自每一类型的一个参数。而参数的选择, 则取决于哪一个参数给出的信息更多, 也取决于按分析类型算得的破坏参数的精度。因此, 现有的损伤模型研究还需要进一步的深入细化, 更加有针对性。
摘要：对建筑结构抗震性能设计中的损伤变量作了论述, 通过单参数及双参数损伤模型的对比分析, 重点对现有的双参数地震损伤模型进行了探讨, 旨在通过建立合适的损伤累积模型, 从而估计结构的使用寿命。
关键词：结构,损伤变量,损伤模型,地震破坏,累积损伤破坏
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损伤评估模型 篇6
疲劳破坏是机械构件失效的主要形式之一,据统计有80%以上的机械事故与金属的疲劳损伤有关。早期的无损检测方法主要应用于宏观尺寸缺陷的检测,在一定程度上减少了工程应用中危害性事故的发生。但是对于在役金属构件的疲劳早期损伤难以给出有效的评价[1]。
由于疲劳损伤主要集中于材料的表面和次表面,而涡流的集肤效应恰好使其在材料表面具有最高的检测精度,所以涡流是一种非常合适的疲劳损伤检测方法。近些年美国Goldfine团队研制了一种新型的以电导率和磁导率为表征参量的MWM涡流传感器,并用其探测到了金属构件疲劳裂纹萌生阶段的损伤[2,3,4]。但是,目前这种新型的涡流检测技术还未得到大规模推广,工程上主要使用的仍是传统阻抗模式的涡流检测设备,所以用阻抗模式涡流设备跟踪检测构件的疲劳损伤过程,建立阻抗信号和疲劳损伤的关系对构件的寿命预测及安全评估依然具有十分重要的意义。
本工作针对平板光滑试样,进行疲劳的涡流信号检测试验,研究涡流信号随疲劳循环周次的变化规律,探讨金属构件疲劳损伤评估条件及该涡流检测法在疲劳损伤检测方面的应用潜能。
1 实验材料与方法
采用321不锈钢板材为原料,其化学组成(质量分数/%)为:C 0.0523,Si 0.714,Mn 1.450,P 0.032,S 0.021,Cr 17.550,Ni 9.15,Ti 0.452;基本力学性能见表1。疲劳试验在Instron8801型液压伺服试验机上进行,光滑板状试样尺寸为120mm×45mm×5mm,加载形式为非标准三点弯曲,上压头由线接触改为点接触。利用有限元软件对加载后试样进行表面应力分布状态分析,结果如图1所示。可以看出涡流检测面在加载后中心位置应力最大,边缘应力最小,说明疲劳最大损伤集中于试样中心位置。疲劳试验选用应力控制,正弦波形,应力比R=0.1,加载频率f=20Hz。
疲劳损伤检测使用OmniScan 涡流阵列检测系统,探头型号为SBBR-025-01M-032。涡流检测条件设置如下:激励频率500kHz,探头驱动电压1.0V,增益50dB。涡流检测方式为离线扫描检测,检测区域为试样中心20mm×45mm的范围。涡流仪器使用前要先用无疲劳损伤的标准样进行绝对校准,确保所有线圈空置时幅值为5.000V,相位为180°。在离线涡流检测的间隙,使用金相显微镜对疲劳损伤区的表面形态进行观察,记录疲劳裂纹的形成和发展过程。
2 实验结果与讨论
2.1 疲劳行为分析
对321不锈钢板状试样进行了最大应力幅为509 MPa的疲劳试验。试样共循环45万周次,经过18万周次后出现多条小裂纹(图2(a)),尺寸在20～30μm之间,试验终止时多数小裂纹并未扩展(图2(b)),但主裂纹已形成并扩展到1mm左右(图2(c))。
(a)小裂纹(Nf=180000cycle);(b)小裂纹(Nf=450000cycle);(c)主裂纹(Nf=450000cycle)
(a)small crack(Nf=180000cycle);(b)small crack(Nf=450000cycle);(c)main crack(Nf=450000cycle)
321不锈钢是一种亚稳态奥氏体钢,加载后可能产生马氏体相变。图3为不同循环周次下试样的XRD谱,其中(111)γ,(200)γ,(220)γ分别为奥氏体结构(111),(200),(220)晶面的衍射峰,(110) α′和(211) α′分别为α′马氏体结构(110)和(211)晶面的衍射峰。可见1万周次以内,α′马氏体峰都不明显,直至进入裂纹扩展阶段,α′马氏体峰才清晰可见。根据文献[5]提供的方法计算α′马氏体体积分数,结果如表2所示。试样在循环10周次时没有出现马氏体相,100～10000周次之间出现的马氏体体积分数不到0.5%,疲劳终止时试样主裂纹区域的马氏体体积分数高达6.572%。Grosse[6,7]对321不锈钢低周疲劳过程的研究表明α′马氏体的转变量是累积塑性应变的函数,只有累积塑性应变达到临界值时才可能产生α′马氏体,而且α′马氏体的转变量会随着累积塑性应变的增大而增多。由此可见,试样在10周次时的累积塑性应变尚低于α′马氏体转变的临界值,所以试样表面维持全奥氏体状态;100周次后累积塑性应变超过了该临界值,试样表面开始出现α′马氏体,且其体积分数随着累积塑性应变的增长而增多;裂纹萌生后,裂纹尖端塑性区随裂纹扩展逐渐增大,导致试样累积塑性应变快速增加,α′马氏体体积分数明显增大[8,9]。
2.2 涡流检测结果
实验采用涡流幅值最大垂直分量(Vmax)来表征疲劳损伤的累积过程。图4为Vmax与疲劳相对寿命(Nf)的关系,其中100%疲劳寿命对应循环周次Nf=450000。整个疲劳过程中Vmax的变化可以分为三个阶段:1)快速增长阶段,该阶段Vmax增长量占总增长量的50%以上,却只占5% Nf;2)相对稳定阶段,该阶段Vmax上下波动,没有明显增长,约占85% Nf;3)加速增长阶段,一般出现在裂纹萌生以后。图5为第一阶段内Vmax与循环周次对数的关系。可见Vmax随循环周次对数的增长呈线性增长趋势。
图6为疲劳结束时试样疲劳损伤区的涡流C扫描图像,其中损伤位置清晰可见。为了说明疲劳过程中损伤区尺寸的变化,将Vmax>0.04V的位置视为出现疲劳损伤,继而得到不同循环周次下疲劳损伤区的面积如表3所示。可以看出,循环1个疲劳周次时,疲劳损伤区面积约有10mm×10mm,继续加载疲劳损伤区的大小基本不变,并不随着循环周次增长而增大。
(σ=509MPa,Nf=450000 cycle)
(σ=509MPa,Nf=450000 cycle)
2.3 涡流检测参数的表征
不同循环周次下Vmax及α′马氏体体积分数的变化趋势如图7所示。与Vmax的变化相比,10000周次内α′马氏体体积分数的变化量几乎是可以忽略不计的。造成这种现象的原因可能有两种:1)α′马氏体对涡流信号没有影响,整个疲劳过程中Vmax的变化与其无关;2)α′马氏体对Vmax有影响,但是只有当α′马氏体体积分数达到一定值时才能引起Vmax的变化,321不锈钢疲劳实验中Vmax的变化可能是多种因素交互作用的结果。由于α′马氏体是铁磁性的,试样中其体积分数的改变必然会影响磁导率的大小。理论上讲,涡流技术是以电磁交互作用为基础的,其检测信号必然能够表征材料电磁性能(电导率和磁导率)的变化;实际来说,钢铁材料中磁导率微小变化的涡流检测也已取得了成功[4,6]。所以用上述第二种原因来解释图7更加合理。
在疲劳第一阶段,裂纹尚未萌生,疲劳试样的损伤主要体现为三种微结构变化,即位错、表面滑移和α′马氏体相变。位错可以引起电子散射,导致电导率降低,位错密度越大,电导率降低幅度越大;表面滑移使得光滑试样表面凹凸不平,容易引起涡流畸变。所以它们都是涡流信号变化的重要影响因素。图7说明第一阶段α′马氏体转变量太少,对Vmax的贡献极低。实验中原始试样的表面粗糙度较大(图2),疲劳过程中几乎看不到试样表面滑移引起的变化,因而表面滑移对Vmax的影响也可以忽略。图8为试样疲劳前后的透射照片,可见疲劳早期位错密度就有大幅度提高,恰好对应第一阶段Vmax的显著增长。所以,疲劳位错的变化是第一阶段Vmax增长的主要影响因素。
(a)Nf=0 cycle;(b)Nf=10000 cycle
(a)Nf=0 cycle; (b)Nf=10000 cycle
图4中疲劳第二阶段的曲线变化趋势与SUS304-HP和超级奥氏体不锈钢疲劳过程中循环应力-应变响应曲线的稳定阶段相似[10,11]。在循环应力-应变响应曲线的稳定阶段,位错密度基本饱和,唯有累积塑性应变随着循环周次的增多缓慢增长。所以Vmax在该阶段变化幅度很小。
在疲劳第三阶段,裂纹快速扩展,试样表面的不连续性随着裂纹尺寸的增长而增加,裂纹尖端塑性区内α′马氏体体积分数也明显增大。两种因素相辅相成,促使疲劳第三阶段Vmax的加速增长。
3 结论
(1)321不锈钢非标准三点弯曲疲劳损伤检测实验(σ=509MPa,R=0.1,f=20Hz)中涡流幅值最大垂直分量(Vmax)的变化经历了三个阶段:快速增长阶段、稳定阶段和加速增长阶段,其中稳定阶段持续时间最长。
(2)疲劳损伤出现于第一个疲劳循环以后,在整个疲劳过程中疲劳损伤区的面积基本不变。
(3)在疲劳第一阶段,Vmax与循环周次对数之间存在线性关系。该阶段α′马氏体转变量很少,位错密度是Vmax的主要影响因素。
摘要：采用涡流阵列系统对321不锈钢疲劳早期损伤进行了检测与评估。整个疲劳过程中涡流幅值的变化分为快速增长、稳定和加速增长三个阶段。第一阶段的涡流幅值与循环周次对数之间有近似线性关系。在裂纹萌生寿命内,疲劳损伤区的大小与循环周次无关。对不同循环周次下321不锈钢试样的微结构分析表明疲劳早期涡流幅值变化的主要来源是材料内部位错的增殖和运动,而不是马氏体相转变。
关键词：涡流阵列,疲劳损伤,马氏体相变,位错密度,321不锈钢
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脊髓损伤动物模型的研究现状 篇7
1 脊髓损伤模型的造模方法及特点
1.1 脊髓撞击损伤模型
1.1.1 脊髓背侧损伤模型
Allen等[1]最早建立了重物坠落致脊髓损伤的模型, 即重物坠落法 (weight drop, WD) 。用一定重量的重锤沿一个套管垂直落下打击特定脊髓节段而致伤。脊髓致伤能量采用重物质量 (g) 与下落高度 (cm) 的乘积来衡量。此方法简单易行, 制作成本低, 易于复制, 可通过调整重锤的重量和坠落高度来改变撞击能量, 也可通过调整打击板的大小、形状等来调整撞击的部位和范围。该模型通过一定力量撞击造成脊髓水肿、缺血并继发一系列损伤, 能够很好的模拟人类脊髓受损的受力过程, 且致伤部位、范围可以人为控制, 是目前与临床脊髓损伤相关性最好的一种。
但这种致伤模型的影响因素很多, 需切除椎板, 易损伤脊髓血管和脊神经, 坠落部位不易精确确定, 重物反弹可使脊髓受多次打击等。国内外许多学者在此基础上作了进一步的改进, 制作了一些改良的致伤装置, 使得模型更可靠、更稳定。Stokes等[2]研制的机电打击器, Gruner等[3]研制的NYU (纽约大学) 碰撞器, 以及Jakeman等[4]研制的ESCID-2000打击器等均为改良的脊髓打击装置。Falconer等[5]利用立体定位仪调节大鼠脊髓位置, 通过计算机控制电子装置检测调节脊髓受压参数, 从而精确了坠落部位和坠落能量, 确保了模型的一致性。Khan等[6]在WD法的基础上设计出WD仪, 将重物、垫片、动物夹等各种附件均附着于可移动的磁性底座上, 使得动物的固定及重物的坠落等操作更方便、灵活。近年来, Bilegn等[7]将计算机控制系统引入打击装置中, 从而使模型的稳定性和可控性得到了更进一步的提高。
1.1.2 脊髓腹侧损伤模型
由于临床上脊髓损伤的外力作用多来自脊髓前方, 如椎体骨折、脱位等。张秋林等[8]设计出脊髓腹侧损伤模型, 基本方法是行椎板开窗, 将撞击钩置于脊髓前方, 钩固定于杠杆的一端, 重物坠击于杠杆的另一端, 利用杠杆原理使钩端上跷, 钩随之上提撞击脊髓腹侧而受伤。该方法是对Allen打击法的补充, 特点是脊髓损伤集中于前方, 更接近于临床的脊髓损伤类型, 但手术操作难度较大, 容易损伤脊髓。
1.2 脊髓切割损伤模型
脊髓切割损伤模型, 即使用刀片或显微剪横断或半横断脊髓、全切或半切致脊髓块状缺损, 使损伤部位脊髓的头端和尾端失去解剖连续性及生理上的联系[9]。此外, 还可根据研究目的不同选择部分切断损伤, 如锥体束切断术。此类模型具有操作简便、出血少、继发反应轻等优点, 主要用于SCI的再生修复与移植方面的研究。可判定损伤所涉及的轴突为何种类型的神经, 也可观察神经递质、神经营养因子、细胞移植对脊髓的影响及作用。但临床相关性差、动物死亡率高。
1.3 脊髓吸除损伤模型
脊髓吸除损伤模型, 是切除一段脊髓、或切开后用玻璃针吸出已损毁的脊髓、或负压吸除部分脊髓从而造成脊髓完全或非完全的横断性损伤。Taylor等[10]用负压吸除部分脊髓, 造成脊髓横断性缺损, 然后放置移植物、药物等进行再生性实验研究。此法所获得的模型与临床相关性较差, 且硬脊膜在切割时破裂, 大量外来成分介入损伤区, 破坏了损伤后的局部微环境, 重复性较低, 很难保证模型动物的一致性。
1.4 脊髓压迫损伤模型
根据压迫方式和致压迫物的不同可分为腹侧和背侧脊髓压迫模型, 静力性压迫和动力性压迫模型。Tarlov1等[11]于1935年最先报道了脊髓压迫损伤动物模型, 用一气囊连接导气管置于椎管内的脊髓腹侧, 通过向气囊内充气造成脊髓损伤。后来还有学者应用水囊进行压迫建立模型。Fukuda等[12]采用经犬L3~4椎间孔置入导管球囊, 向头侧推进球囊至L1水平, 注射生理盐水使球囊膨胀, 压迫10 min后取出球囊。这两种方法由于气囊或水囊在椎管内滚动而导致对脊髓压迫不均。Hukuda等[13]首次采用螺钉经颈椎椎体正中拧入, 通过脊柱前入路制作脊髓压迫动物模型。Kim等[14]在大鼠的第5、6胸椎椎板下放置一塑料板, 术后从第9到25周观测动物的行为学改变和病例组织学改变, 通过脊柱后入路制作脊髓压迫动物模型。近年来, 梁益建等[15]根据大鼠脊柱解剖结构特点自行设计一种大鼠脊髓压迫器, 脊髓压迫程度可根据实验目的不同进行调节, 制作大鼠脊柱后路慢性压迫模型, 通过行为学、影像学、组织学等方法评价, 结果表明该模型具有方法简单、科学、重复性强等特点。2007年, Lim等[16]将传统的球囊压迫法与X线透视相结合在一起, 能将球囊准确引导进入欲将造成脊髓损伤的位点, 制作出不同程度的脊髓损伤模型。至今, 人们已陆续发展了人工植入物、螺钉和移植肿瘤等造成压迫损伤。脊髓压迫损伤模型建立的是慢性脊髓损伤的动物模型, 临床上主要模拟退行性病变、肿瘤等占位性病变造成的脊髓损伤。主要用于探索慢性脊髓损伤的自然病理反应、神经再生及治疗, 能观察神经胶质增生状况, 了解其与神经元病变的相互关系等。
1.5 脊髓钳夹损伤模型
该模型是使用特制夹子, 垂直钳夹于开放的脊髓上, 不同夹子的钳夹压力不同, 通过调节钳夹时的压力大小与时间长短而得到不同程度的脊髓损伤模型[17]。Joshi等[18]用动脉瘤夹夹伤脊髓, 以夹持力和钳夹时间区别脊髓损伤轻重。该模型的显著特点是可以模拟脊柱移位造成的脊髓损伤, 揭示脊髓功能损伤与钳夹时间的关系, 寻求最佳的解压迫时间。缺点是对夹持力的判定不如重物坠落法直接。
1.6 脊髓牵拉损伤模型
临床上脊柱过度牵拉导致脊髓损伤多为医源性, 最早发现于脊柱侧弯矫形手术中。Maiman等[19]建立了免脊髓牵张性损伤模型, 将双侧椎板切除显露脊髓, 用牵开器从侧方牵拉脊髓, 实现水平方向上的脊髓牵拉损伤, 选用不同的牵拉负荷可制备不同程度的牵拉性脊髓损伤。实验结果证实随着牵张负荷的增加和持续时间的延长, 脊髓灰白质内血管充盈不足, 随之血管痉挛直至血管破裂出血, 脊髓诱发电位表现为波幅明显下降。此模型成功的模拟了临床状态下脊髓损伤的致伤条件和受伤机制, 但由于动物个体耐受不一致, 因而牵拉比率的精确性难以控制。
1.7 脊髓缺血损伤模型
脊髓缺血损伤模型的制备方法较多, 主要有主动脉阻断法和腰动脉阻断法。Mackey等[20]应用特制的环形压迫器压迫肾动脉平面以下腹主动脉, 制作脊髓腰段缺血模型, 且观察到脊髓腰段出现了神经细胞及神经胶质细胞的凋亡。Sufianova等[21]采用血管夹闭塞腹主动脉及其属支, 使腰段脊髓在一定时间内处于缺血状态后再松开血管夹, 建立脊髓缺血再灌注损伤模型, 并通过行为学表现和组织病理学的变化定性、定量地评估其脊髓形态功能状态。制备脊髓缺血损伤模型最经典的方法是自腹主动脉阻断致腰段脊髓缺血, 多以兔为实验对象[22]。主动脉压迫或夹闭法建立的模型具有简单、高度的可重复性等特点, 脊髓功能丧失稳定, 能长期进行临床跟踪研究, 比较适合应用于神经化学、神经病理学和神经生理学的研究。目前, 多采用介入技术阻断腹主动脉或选择性阻断脊髓供血动脉, 该方法虽然可控制性及可重复性较好, 但制备过程比较复杂, 实验要求高。
1.8 脊髓火器伤模型
第二次世界大战后, 人们开始重视对脊髓火器伤的研究。1990年, 国内胥少汀[23]以家猪为实验对象, 用FNC步枪、SS109子弹自猪左侧射击L1脊柱, 建立了实验性脊髓枪伤模型。陈长青等[24]用79式微型冲锋枪建立家猪胸腰段脊髓火器贯通伤模型, 发现脊髓火器伤后神经细胞的破坏与修复并存, 且有一定的时空性, 伤后1 h即可发现神经元细胞的破坏、崩解, 波及范围较打击伤更为广泛。马云青等[25]采用单质锰炸药黑索金纸壳雷管为爆炸源, 建立了实验条件下的脊髓爆震伤模型, 该模型排除弹片因素, 单纯分析冲击波致伤效应, 可控性、重复性好, 动物成活率高, 采用的是军用炸药, 与实战中爆炸效果可比性强。王海峰等[26]研制出一种新型冲击波发生装置, 并建立实验条件下的脊髓冲击伤动物模型, 该研究建立的脊髓冲击伤动物模型具有参数可控, 伤情稳定, 重复性好等优点, 为爆炸冲击波致脊髓操作的研究提供了一种较理想的实验模型, 具有实用性。
1.9 其他模型
静脉注射光增敏剂二碘曙红或四碘荧光素二钠, 然后分别以氩离子灯或氙弧灯产生的激光照射拟损伤的脊髓部位, 由此而制得光化学诱导型脊髓损伤模型[27]。David等[28]应用阳极电损毁方法制成脊髓损伤模型。Saklayen等[29]用脂肪栓塞的方法模拟了脊髓梗死损伤模型。此类模型与临床实际相距较远, 故只能在探讨脊髓损伤机制的某个方面具有价值, 难以推广。
2 小结及展望
诱发电位在脑损伤评估中的应用 篇8
临床上我们可以看到,神经内科重症监护病房中大部分为重症脑血管病患者,这些患者都伴有不同程度的脑损伤。因脑卒中为高度异质性疾病,不同的病变部位表现出不同的临床症状,同一病变部位虽临床表现类似,但有时出现不同的预后。然而不同的预后在疾病早期并非无迹可寻,如果早期能充分评估患者脑功能情况,对于预测远期预后、选择治疗方案、合理分配医疗资源等均可以做出充分科学的指导。目前急性重症脑血管病患者的脑功能评估最重要的方法还是神经电生理监测,主要包括脑电图和诱发电位( evoked potentials,EPs) 。迄今为止,还没有任何一种检查可以替代神经电生理检查在脑功能评估中的作用。近年来诱发电位在各类脑损伤后脑功能评估中的作用受到重视,关于诱发电位的研究也越来越多,尤其在创伤性脑损伤及心肺复苏后昏迷的患者中应用较广,有时甚至可以作为在心脏直视围术期[2]由于体外循环所致脑损伤无法直接评估脑功能时的监测方法。
诱发电位是一种神经电生理学的工具,可以帮助我们对大脑皮层、脑干和脊髓进行更广泛的研究。不同类型的诱发电位可用于不同的监测,不同技术相结合的诱发电位可以在重症监护病房( ICU) 中对昏迷患者的神经功能做出评价。除了对脑功能的评价外,诱发电位在昏迷起源的诊断、确认脑死亡、不同中枢神经系统疾病的预后方面也有很大的价值[3]。它是一种生物电活动,可以记录与体内外各种特异性刺激有锁时关系的一连串波形,各个反应波形都需要在特定的传导通路上才能记录到。由于神经发生源是特定的,故这些波形具有反应形式、空间及时间恒定的特点。临床可以通过波形有无异常及异常的程度来评价神经解剖部位的功能。
诱发电位的分类方法有很多种,最常用的分为外源性刺激相关电位和内源性事件相关电位( ERP) 。外源性刺激相关电位包括体感诱发电位( somatosensory evoked potentials,SEP) 、听觉诱发电位( auditory evoked potentials,AEP) 、视觉诱发电位( visual evoked potentials,VEP) 、运动诱发电位( motor evoked potentials,MEP) ;内源性事件相关电位包括P300、N400、MMN等。下面就临床应用最多的几种诱发电位在脑损伤患者的脑功能评价作一综述。
1 体感诱发电位
Carter等[4]对1976—2002 年的研究进行了系统回顾,结果显示体感诱发电位相对于GCS评分、脑电图、CT及瞳孔状态而言,在预测脑损伤患者预后方面更具有优势,其灵敏性及特异性更高。该研究肯定了体感诱发电位在脑功能评价中的地位,为今后的研究提供了方向。
Sun等[5]选取了94 例创伤后脑损伤患者,在损伤后第3 天及第7 天分别行床边SEP,1 年后随访评估,并将SEP分级标准划分为1 ~ 6 级,其中1 级代表双侧均未引出波形,6 级代表双侧波形均正常。结果显示,对于创伤性脑损伤患者,SEP 6 级在预测良好预后方面的特异性为97. 8% ,1 级在预测不良预后方面的特异性为100% 。该研究证实了SEP分级与脑损伤1 年后结局之间有关联,1 级预示着不良结局而6 级预示着结局良好,然而2 ~ 5 级的分级可能的结局范围较广泛,特异性不高。该研究的分级评估方法为结局评估提供了新的思路。
Schorl等[6]回顾性分析了28 例来自早期神经康复中心的[男78. 6% ,女21. 4% ; 平均年龄( 43. 1 ±18. 6) 岁]不同原因所致的重症脑损伤患者,这些患者在首次MSSEP检查中显示双侧皮层反应缺失( BLCR) ,而在( 66 ± 55. 8) d之后复查的结果显示,最初为BLCR的患者中,一半的患者在复查中出现了单侧或双侧的皮层电位。而预后良好的患者大多数是创伤所致脑损伤,而缺血性脑损伤患者中出现BLCR的患者预后仍旧不良。该研究为那些最初情况不佳的患者继续行神经康复治疗提出了支持的依据。该研究提示,反复行床边SEP检查,动态观察患者波形改变,有助于对脑损伤后脑功能恢复提供判断依据。
针对哪一项指标敏感性及特异性最高,Zhang等[7]2011 年的一项研究表明,SLSEP的N20 可以作为缺血性脑梗死不良预后的最有用的预测方法,而脑电图、SLSEP( N20) 及BAEP( V波) 的联合预测则最适合用于大脑半球大面积脑梗死的预后。
事实上,躯体感觉诱发电位应该结合临床检查来确定昏迷的预后。尽管体感诱发电位使用广泛,且其在急性脑损伤患者中判断预后具有实用性,但在重症监护病房中连续监测体感诱发电位的研究很少。有学者针对连续体感诱发电位进行实验,在神经外科重症监护病房( 创伤性脑损伤和颅内出血,格拉斯哥昏迷评分< 9,颅内压监测) 中开展了一项初步研究[8]。结果显示,从临床表现和CT扫描结果来看,所有病情稳定的患者中,体感诱发电位没有明显的改变。而在临床症状恶化的情况下( 23% ) ,躯体感觉诱发电位则显示出明显的变化。该研究结果还显示,躯体感觉诱发电位与短期预后相关,而与颅内压的高低无明显相关性。
2 听觉诱发电位
脑干AEP( BAEP) 是经短声刺激后神经系统产生的电反应,一般在10 ms以内,用于检测耳、耳蜗神经和脑干、皮层听觉传导通路[9]。
Fischer等[10]在2002 年提出,早期AEP( EAEP) 振幅的减弱或消失反映了脑干的损伤,同时也是一个不良预后因子,而EAEP的存在则对预后预测价值不大。
北京宣武医院2011 年的一项研究[7]显示,BAEP是预测脑卒中灵敏度最高的参数,同时也是预测不良预后的最准确的参数。
Morgalla等[11]在一项针对创伤性脑损伤后昏迷患者远期结局预测的研究中得到了不同的结果。他们的研究表明,只有中枢传导时间和N20 的潜伏期2 个参数显示与远期预后相关( P = 0. 036 6) 。早期听觉诱发电位的V/I波幅比在不同预后的组别中没有显示出显著差异。
3 运动诱发电位
运动诱发电位的出现或消失,为皮层运动通路功能的完整性和兴奋性提供了提示,并使得监测中相关的运动损伤的评估成为可能[12]。根据刺激方式的不同,可分为经颅电刺激( transcranial electrical stimulation,TES) 和经颅磁刺激( transcranial magnetic stimulation,TMS) 两类。
Khedr等[13]对48 例急性缺血性脑梗死患者进行研究,将其随机分为3 组,前两组受影响的大脑半球运动皮质区接受r TMS( 重复经颅磁刺激) ,第3 组在同一侧接受虚拟刺激,每天连续5 次刺激。在刺激50 次前后分别进行残疾评估,并且在1、2、3 及12 个月后进行再次评估。双侧大脑半球皮层的兴奋性评估在第2 次和第5 次刺激前后进行。结果显示,对运动皮层的真实的r TMS刺激可以增加并维持神经修复,这可能将作为急性脑卒中患者的一个有用的治疗方法。
一些针对急性脑卒中的研究[14,15,16,17]使用MEP的阈值和振幅进行预测,阐述了运动恢复和运动系统损伤水平的关系,为康复治疗提供了依据。
4 事件相关电位
Rodriguez等[18]对17 例昏迷患者的脑干听觉电位、中潜伏期电位和事件相关电位进行研究,以期得到各诱发电位对昏迷患者苏醒的预测价值。结果显示,所有昏迷患者中共有7 例苏醒,均出现了非匹配负波( mismatch negativity,MMN) ,而10 例未苏醒患者中有2 例出现了MMN。所有苏醒的患者均出现了完整的N100 以及可识别的脑干和中潜伏期波形。而在未苏醒患者中,有50% 出现了N100 和中潜伏期电位,90%出现了脑干诱发电位。最终他们得出的结论提到,在心脏骤停和心源性休克后昏迷的患者中,MMN是一个预测苏醒的良好指标,可以在苏醒前数天测得,并且为接下来的生命支持提供鼓励。
Schorr等[19]对昏迷患者的听觉事件相关电位的稳定性进行了研究,分别对醒状昏迷及最低意识状态的患者进行了2 d中4 个不同时间点内源性事件相关电位的重复试验,对12 例健康对照者和12 例患者( 其中8 例醒状昏迷,4 例最低意识状态; 6 例创伤性损伤,6 例非创伤性损伤) 进行每天2 次( 上午及下午) 共2 d的听力任务,并记录ERP。结果表明,相对较低的ERP重复试验的可靠性表明了重复试验的必要性,尤其是利用ERP评估意识的时候。一次的阴性ERP检测结果可能会将醒状昏迷的患者错误评估为无反应。从该研究我们可以看出,只进行1 次评估往往是不够的,往往需要多次重复试验进行评估才能得出较为准确的预测结果。
5 单模式及多模式诱发电位分级标准及分级评估
Greenberg等[20]1977 年首次提出SLSEP和BAEP的分级标准,并利用了多模式诱发电位( multimodality evoked potentials,MEP) 分级法预测重症脑外伤患者的预后。分级评估分为单模式诱发电位分级评估和多模式诱发电位分级评估: 单模式是指某一种诱发电位技术建立的单独分级标准,如Judson分级标准、Hall分级标准等; 多模式是指SLSEP与BAEP共同建立相同的分级标准,如Cant分级标准、Haupt分级标准等。
Morgalla等[11]同时进行的体感诱发电位及听觉诱发电位的研究结果显示,仅中枢传导速度及N20 潜伏期与远期预后相关,而EAEP的各项参数与预后无显著相关。这项研究指出,单模式诱发电位并不能很好地预测创伤后脑损伤患者的远期临床预后。据此,国内外学者也对单模式及多模式诱发电位的应用做了许多深入的研究,但临床结果显示并不一致。
赵红等[21]对66 例重症脑血管病患者利用动态监测诱发电位、格拉斯哥评分等方式进行脑功能损伤预后评价,对诱发电位采用Judson标准、Zentner标准分级比较,结果表明,脑功能损害的预后与SEP级别相关,SEP级别越高预后越差。同时该研究还证实,Judson标准的分级较Zentner标准分级和GCS评分更准确,因而更适用于重症脑血管病预后早期评价。
6 小结
脑损伤常带来严重的神经功能缺失,严重影响患者生活质量。通过不同类型的的诱发电位对神经系统检测,可从功能层面对脑功能进行评估,通过波形、波幅、潜伏期等指标变化来预测患者的预后并对治疗方案的选择进行指导,弥补了影像学的不足。但是,由于其不能精准定位,只能评估脑功能,所以具有使用的局限性。未来的研究可着力于诱发电位对于病灶精准定位的研究,相信将来诱发电位对脑功能的评估可以更加精准,使用可以更加成熟。
摘要：脑血管病(cerebrovascular disease)发病率、致残率、病死率均较高,给人们的健康和生存质量带来严重的威胁。重症脑血管病可给患者造成严重脑损伤,临床上脑卒中具有高度异质性,同一病变部位所致脑损伤也会出现不同的预后。因此,早期充分评估患者的脑功能,有利于预测远期预后、选择治疗方案、合理分配医疗资源等。近年来,诱发电位(evoked potentials,EPs)作为神经电生理检查的重要手段,在各类脑损伤后脑功能评估中的作用越来越受到重视。作者就近年各诱发电位对脑功能评估的研究作一综述。