DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 结语 本文结合在计算机科学与技术专业中十分重要的Lasso正则化技术，加强高等数学多重积分等内容的教学。这部分内容有具体的计算机科学的背景，又与高等数学，线性代数中的诸多内容交叉。在实践中取得了学生积极的反应。实践证明，通过将高等数学教学内容与学生所在学科的专业内容相结合，可以有效提高学生学习的积极性。
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user: 摘 要 疏松砂岩油藏的储层识别与有效开发是油藏地质学领域的研究热点与难点。本文以吐哈盆地Y油田为例，应用其成熟的开发资料，通过开展岩心归位、曲线环境校正和标准化，优选与岩性相关性较好的补偿中子、补偿密度、声波时差、深探测感应电阻率4个参数，利用主成分分析方法建立了岩性识别图版，划分出了泥岩、粉细砂岩、中细砂岩和含砾砂岩四种岩性判别区间。结合疏松砂岩的岩性和测井曲线特征，建立了疏松砂岩和储层识别图版，精度分别达到90.0%和91.9%。该成果有望在Y油田，以及其他疏松砂岩发育地区的储层精细描述中起到参考作用。 关键词 :疏松砂岩，储层参数解释，岩性识别，储层识别，参数建模 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 油气储层测井评价是油气藏勘探开发的基本内容，主要包括储层岩性及流体识别、储层参数计算、含水饱和度测井精细解释等 [ 1 ]，解释的精度直接影响了油藏开发方案及开发效果，是领域研究的热点 [ 2 ]。目前常用的评价方法有补偿中子测井和声波时差测井进行岩性识别，中子和电阻率曲线进行储层识别 [ 3 ]。 这些方法在面对天然岩性胶结疏松的储层时碰到了巨大困难，这是因为注入水对粘土胶结物的运移会造成出砂，部分井段扩径严重，导致自然伽马和三孔隙度曲线失真，使得储层参数计算、隔夹层划分及储层非均质性研究困难变大 [ 4 ]。同时，受高矿化度盐水泥浆影响，自然电位曲线无法准确进行储层识别 [ 5 ]。故而造成了目前针对疏松砂岩油藏的测井解释精度不高，岩性识别和储层识别精度较差，是领域研究的难点 [ 6 ]。 本文以吐哈盆地Y油田为例，应用其成熟的开发资料，在对研究区测井曲线环境校正的基础上，进行岩性、物性识别，探索疏松砂岩油藏提高储层识别方法。
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user: 2. 地质背景 Y油田主要目的层为第三系鄯善群，其中上部为一套冲积平原沉积的紫红色泥岩，厚度为300~350 m，下部为一套干盐湖滩砂沉积的粉砂岩、细砂岩、砂砾岩，砂层厚度40~60 m；由此构成以上部冲积平原沉积泥岩为盖层，下部砂岩为储集层的储盖组合，无断层发育。储层类型为扇中扇端沉积，目的层岩石类型主要为岩屑长石砂岩，孔隙度为20.4%，渗透率为228.8 × 10 −3 μm 2 ，为中孔中渗储层，取芯井资料表明，油藏层内非均质性严重。地面原油具有“三低一高”的特点，即原油密度低(0.83 g/cm 3 )，粘度低(3.87 mPa∙s)，凝固点低(3.0˚C)，汽油含量高(31.0%)。
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user: 3. 环境校正和曲线标准化 由于测井采集环境和仪器系列的差异，在应用统一标准进行综合解释时，需要考虑钻井环境和井眼环境对测井资料的影响。因此，在开展单井测井评价前，应开展测井曲线质量评价和测井曲线标准化校正，以消除环境和采集工艺对测井曲线的影响。 统计Y油田第三系147口井垮塌情况，从储层厚度看，垮塌大于3 cm的储层厚度为847 m，占总厚度的8.5%。从统计的井数来看，单井垮塌大于3 cm的井段厚度大于单井井段厚度20%的井为22口，占总井数的15%，说明储层井眼情况总体较好，在开展测井曲线环境校正基础上，可以保证后续测井解释结果的准确性。 3.1. 自然伽马校正 自然伽马测井曲线受井眼垮塌的影响，会导致测井响应值降低，而在后续储层参数计算过程中，要用到自然伽马曲线计算泥质含量。因此，对于井眼垮塌的井段需要做自然伽马曲线环境校正。在自然伽马曲线井眼环境校正过程中，参考斯伦贝谢和阿特拉斯公司自然伽马测井仪器的校正图版，应用GEOLOG软件的环境校正模块对研究区自然伽马曲线进行了处理。 3.2. 声波时差校正 钻井作用导致的井壁垮塌是影响三孔隙度测井的首要因素，其中补偿声波测井相对来说具有较好的补偿作用，主要采用了基于井径变化的声波测井时差校正方法。设记录点A的设计测量声波时差(即井径变大后测量)为∆t，真实时差(即井径稳定时测量)为∆t′，井径为D，对A点的声波时差有影响的井段平均井径是 (不包括A点)，井内泥浆的声波时差为∆t 1 ，接收器之间的距离d，则声波时差的误差校正公式为 [ 7 ] Δ t ′ = Δ t + ( D ¯ − D ) × Δ t １ 2 d (1) 3.3. 密度、中子曲线校正 针对井眼垮塌的井段的密度、中子曲线校正主要采用曲线相关校正方法，依据未扩径井段的声波时差值和密度、中子值的关系模型，对扩径段的密度和中子值进行曲线重构，以消除井眼崩塌对曲线值的影响。 3.4. 声波时差曲线标准化 本文主要针对在多井评价以及油藏描述中经常采用的方法：直方图均值校正法和趋势面分析法进行研究分析。每种方法各有优缺点，最终结合研究区地质情况，对上述方法优选并改进，总结了一套双标准层趋势校正法作为测井资料标准化方法。优选Esh 2-0 段泥岩为主要标准层，这套泥岩各井均钻遇到，在平面内发育比较稳定，测井曲线显示为高自然伽马值，高中子孔隙度值以及低电阻率值。同时选择整个Esh 2+3 段砂岩储层作为辅助标准层。
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user: 4. 储层岩性识别方法研究 通过对研究区岩石物理性质分析基础上，结合储层四性关系研究成果，可知研究区不同岩性测井响应具有随着泥岩到含砾砂岩等不同岩性粒径的增大，测井响应具有密度、电阻率值逐渐增大，而补偿中子、声波时差、自然伽马值逐渐减小的特征。由此认为不同岩性由于所含矿物成分与含量的差异，在自然伽马、中子、密度等几个参数上具有不同的测井响应特征，因此可以应用常规测井资料进行岩性识别 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。 在测井响应分析基础上，应用Y630、YX6-10共2口井104层资料，优选补偿中子、补偿密度、声波时差、深探测感应电阻率4个参数，利用主成分分析方法 [ 11 ] 建立了岩性识别图版(图1)，编制了Sinolog岩性自动识别程序，识别精度达到88.5%。 图1. Y油田第三系砂岩储层岩性识别图版
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user: 5. 疏松砂岩识别 研究区岩心疏松，取心不易成型，说明岩心胶结物质为泥质胶结，岩心胶结强度低。遇水后泥质胶结物膨胀，产生表面水化(“结晶膨胀”或“层间膨胀”)及渗透水化(外表面水化)作用，进而引起粘土开膨胀、分散和絮凝，最终表现为粘土矿物失去对石英颗粒的胶结作用，导致岩心破坏。总的来说疏松砂岩岩心特点是以泥质胶结为主，胶结强度低，遇水后泥质胶结物膨胀，失去对石英颗粒的胶结作用，在开采过程中容易出砂。从取心井在现场岩心描述砂岩疏松段可以看出，物性相对较好，粒度相对较细，泥质含量相对较高。疏松砂岩在测井曲线上的特点主要表现在由于地层声吸收大，声衰变严重，声波时差增大，而密度曲线相对变化不大。 综上所述，应用声波时差和岩性密度，构建了反应砂岩疏松程度的参数疏松指数，建立了声波时差AC与岩性密度DEN的关系图，回归出声波时差与岩性密度的关系式(公式2、3)。 疏 松 指 数 = ( AC − AC DEN ) / AC (2) AC DEN = − 84.98 × DEN + 287.6 (3) 应用Y301、Y630和YX6-10共3口井50层的岩心描述资料，优选密度和声波时差曲线，编制了疏松砂岩判别图版及识别程序，与取芯井资料对比，精度达到90.0%。
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user: 6. 储层识别 以往储层识别主要应用了泥质含量参数，该参数主要应用中子和电阻率曲线获得，其中中子测井曲线法在井眼垮塌处，中子曲线失真储层识别不准，电阻率曲线法RD受储层含油性影响致储层识别不准，且它们中的RMLL均受含泥、含钙及流体影响储层准确识别。因此本次储层识别泥质含量主要应用校后伽马曲线计算泥质含量。 应用3口取心井124层及生产井51口139层资料，优选声波时差，泥质含量和深感应电阻率等曲线编制了储层识别划分图版，形成了Y油田储层电性划分标准(表1)，图版精度达到91.9%。 Table 1 Reservoir electricity classification standard of Y oilfiel 储层类别 深感应电阻率(Ω∙m) 声波时差(μs/ft) 泥质含量(%) 孔隙度(%) 渗透率(mD) 储层 渗透层 0.4~3 85~115 ≤30 ≥16 ≥4 非储层 干层(致密层) >1.0 75~90 <75 <30 <16 <4 泥岩层 >0.7 >90 >30 表1. Y油田储层电性划分标准
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user: 7. 实例应用 应用GEOLOG软件的环境校正模块对研究区自然伽马曲线进行了处理(图2、图3)。通过校正处理，在泥质含量相对较高段明显出现井眼垮塌现象的地层，自然伽马曲线在井眼扩径处有明显的修正。采用校后GR计算的泥质含量相对原伽马计算的泥质含量，精度有了明显提高，说明应用该校正方法针对目标区块的自然伽马曲线进行校正是合理的，从而保证了利用自然伽马曲线计算泥质含量的可靠性。 图2. 自然伽马环境校正模型参数图 应用非建模的Y6井录井和岩心样品岩性描述检验测井识别岩性结果来看(图4)，岩性上细下粗的总体分布两者一致：上部录井粉砂岩与测井解释粉细砂岩基本对应，下部Esh 2+3 以深则以含砾砂岩分布为主，测井解释岩性间含中细和粉细砂岩。岩性识别结果可以满足下步参数与地质评价需要。 应用疏松砂岩在开采过程中易于出砂的特点，根据53口井井史资料对生产过程中出砂、防砂的描述，对疏松砂岩识别图版进行了验证，验证精度90.6% (图5)。Y6-35井是其中一口验证井，证实图版验证效果良好。 应用储层电性划分标准对Y6-3井进行了综合处理解释(图6)，与传统的IRX法、RNG法对比表明，在含钙储层段(1621~1625 m)或含泥较重段(1631~1634 m)，应用原来的方法地划为了储层，而新的方法配合钙质含量计算和校后自然伽马计算的泥质含量，能较好的排除这些非储层。总的来说，新的储层识别方法精度更高。 图3. 自然伽马环境校正图版 图4. Y6井储层岩性识别成果图 图5. Y油田储层疏松砂岩识别图版 图6. Y6-3井测井处理解释成果图
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user: 8. 结论 1. 针对疏松砂岩油藏的测井解释精度不高的问题，前期一定要进行环境校正和曲线标准化工作，保证后续测井评价的准确性。 2. 通过对该区块测井解释方法的优选，新建立了岩性识别、储层识别及疏松砂岩判别图版，图版精度分别达到88.5%、91.9%和90.0%，并取得了很好的应用效果。 3. 通过对储层类别和疏松砂岩的特征识别，深化了该区块储集层的认识，对沉积相研究起到了关键作用。该方法可在同类疏松砂岩较发育地区推广应用。
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user: 摘 要 本文基于2006~2016年MODIS AOD 3 km产品及四川盆地地面气象站观测资料分析了四川盆地AOD时空分布特征及气象因素相关性分析。结果表明四川盆地2006~2016年在10a间呈“M型”增长趋势，其中2010年和2013年是AOD高值年。AOD月均值呈“双峰型”变化特征，双峰分别位于每年的春季和夏季。四川盆地AOD空间分布特征为，沿地形呈带状分布，盆地西部向东部递减，海拔高地区AOD值小，海拔低地区AOD值大。四川盆地AOD与相对湿度具有相关性，与风速、降水并无明显变化关系。 关键词 :四川盆地，MODIS，AOD，气溶胶，时空分布，气象因素 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 大气气溶胶是悬浮于大气中的固态和液态颗粒物的总称，它包括水滴、冰晶、悬浮着的固体灰尘微粒、烟粒、微生物、植物孢子和花粉以及各种凝结核和带点粒子等，它是低层大气的重要组成成分。大气气溶胶粒子对辐射的吸收和散射，云雾降水的形成，大气污染以及大气光学与电学现象的产生都具有重要的作用 [ 1 ]。气溶胶的来源可以分为人工源和自然源两大类，通过辐射(直接)效应和微物理(间接)效应两种机制对大气能量和气候变化产生重要影响 [ 2 ]。随着经济的高速发展，大气污染物的排放也越来越多，全球气候系统(如温度、湿度、水汽压、云量和风速等)的变化对地理环境的干湿状态及区域气溶胶的时空分布产生重要影响(IPCC第五次评估报告)。作为大气中的主要污染物，气溶胶一方面通过吸收和散射太阳辐射，直接影响地气系统的辐射平衡 [ 1 ] [ 2 ]，另一方面还可作为云凝结核，通过改变云的物理和微物理特征影响降水 [ 3 ]，继而影响全区气候。因此研究四川盆地大气气溶胶时空变化特征及其与气象要素的关系，将为了解四川盆地地区大气污染物扩散和传输规律以及气溶胶对降水的影响提供了依据。 对于气溶胶的观测，使用了MODIS提供的2006年~2016年以来3 km AOD (气溶胶光学厚度)产品，卫星数据的使用可以弥补气象观测的不足。气溶胶在大气中存在时间较短，其浓度受到排放源强度、地形条件和气象因素的影响，具有显著的时空变异性，在一定时间和空间范围内进行外场实验所获取的数据，只能提供一些个例研究结果 [ 4 ]。卫星资料可以提供长时间序列的对地观测数据，使得宏观尺度上评估气溶胶–云–降水间相互影响关系成为了可能。 晏利斌等 [ 5 ] 认为气溶胶光学厚度和云量之间存在显著正相关关系，气溶胶光学厚度的增加使得云滴粒子有效半径的减小从而造成云量增多；Nakajima等 [ 6 ] 发现气溶胶光学厚度和云有效半径呈现明显的负相关关系；Tang等 [ 7 ] 发现在陆地上空云滴粒径与气溶胶光学厚度呈正相关，而在海洋上空呈负相关；Mahowald等 [ 8 ] 提出气溶胶与降水之间存在正反馈机制，即气溶胶增加–降水减少–气溶胶更多；Li等 [ 9 ] 以美国南部平原为研究区，发现当云水含量较高时，随着气溶胶浓度的增多，云滴粒子也会增大，继而使得降水增加，而当云水含量较低时，气溶胶浓度的增多，云滴有效半径会变小，从而对降水产生抑制 作用；石睿等 [ 10 ] 通过统计中国四个典型地区夏季气溶胶、云、降水的时空分布特征发现，气溶胶光学厚度与云光学厚度和云水路径呈正相关，在相对湿度较低情况下，与云滴有效粒子半径呈负相关；陈宇 [ 11 ] 针对西北地区春季沙尘和非沙尘天气的统计，发现沙尘天比非沙尘天云滴粒子有效半径减小，而云水路径和光学厚度增大。吴蓬萍等 [ 12 ] 对四川盆地秋季的气溶胶光学厚度和低云云量进行了分析，发现气溶胶会使高云量增加，反之使低云量增加高云量减少。 四川盆地是AOD高值区 [ 13 ]，但是前人对四川盆地AOD的研究所采用的数据精确度不高且分析个别城市，对四川盆地整体AOD变化趋势与气象要素相关性的研究甚少 [ 14 ] [ 15 ]，因此本文开展了四川盆地AOD空间变化趋势的研究及气象要素分析。
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user: 2. 研究区域与方法 2.1. 研究区域 四川盆地本身一直是全国气溶胶高值区，且邻接青藏高原东坡，盆地地势平坦，盆地四周地势高度差巨大，具有特殊的地形和环流，导致气溶胶不易扩散，还会聚集来自其它地区的气溶胶 [ 12 ] 此外，四川盆地具有典型的湿热气候，年平均相对湿度达75%~85%，云雾较多，是全国云量和雾日最多日照最低的地区。 2.2. 数据选取 2013年9月国务院印发《大气污染防治行动计划》，简称大气十条。具体目标为到2017年，全国地级以上城市可吸入颗粒物浓度比2012年下降10%以上。故选时间范围为2006年至2016年，分析2013年颁布大气十条对城市污染物浓度下降是否产生显著影响以及大气十条是否达到其颁布时所定目标。 2.3. 研究方法 本研究拟用NASA官方发布的2006~2016年中国地区MODIS AOD 3 km产品，选区四川盆地作为其研究对象利用IDL反演利用四川省地边界矢量裁剪得到相应的AOD年、季节空间分布，并通过ArcMap软件绘制图形。 MODIS是搭载于Terra和Aqua卫星上的一个中分辨率传感器，该装置在36个相互配准的光谱捕捉数据，覆盖从可见光到红外波段，可以得到众多的大气物理信息。NASA发布了10 km和3 km两种AOD产品，其中10 km产品采用了常规的暗像元算法，而3 km采用深蓝反演算法填充了暗像算法对亮的目标区域反演盲区。10 km适用于海洋和暗像元区(例如植被茂密地区)，两种分辨率的AOD产品最主要的区别在于反演算法中使用的像元矩阵不同，两种分辨率的反演结果近乎一致 [ 16 ]。 MODIS AOD是地表到卫星高度上大气颗粒物对入射太阳光的消失，太阳光度计是从地面直接探测太阳入射光在进入大气层后到达地面的消光，是目前公认的获取近地面气溶胶最准确的探测手段。研究表明多种气溶胶遥感参量与气溶胶光学厚度等均与PM2.5存在一定相关性 [ 17 ]。利用IDL和NASA官方发布用于处理MODIS产品的插件MCTK (The MODIS Conversion Toolkit)对MODIS AOD产品进行投影处理，再结合ENVI的layer Stacking模块对投影后的多个文件组合成多波段文件，以像素为处理单元计算有效元的均值。 2.3.1. CE318 AOD数据处理 MODIS AOD产品是利用暗像元法反演得到的550 nm的数据，而CE318给出的是1020 nm、870 nm、670 nm、440 nm的数据，根据Angstrom波长指数公式 [ 18 ]。 AOD α = β × λ α (1) 选择两个不受水汽影响的波段870 nm和440 nm，则有： AOD α ( λ 870 ) = β × λ 870 α (2) (3) 由(2)、(3)可计算得到α到β，从而得到550 nm的AOD。 2.3.2. 站点数据处理 本研究使用的地面气象资料来自2006~2016年四川省主要城市的常规气象观测，利用Fortran计算得出四川省主要气象站点的气象数据年均值，选取其AOD高值期春季和夏季的气象要素年均值。包括空气相对湿度，平均风速，降水量。分析四川盆地年际AOD变化与气象要素之间联系。
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user: 3. 结果与讨论 3.1. 四川盆地MODIS AOD均值时空变化特征 3.1.1. 四川盆地MODIS AOD均值年际变化 四川盆地MODIS AOD 2006~2016年均值变化趋势如图1所示，十年来AOD均值变化在0.2~1.1之间其中年平均平均值变化在0.6~1.1之间。其中2016年均值最低约为0.5，2010年、2011年和2013年均值最高约为0.6。这十年来AOD值呈现“M”型变化的趋势，2007~2010年增大，2010年达到峰值后下降，2013年再次达到峰值，2013~2016年下降。其中最大减小率出现在2013~2014年，高达16.6%。2006年~2013年AOD平均值都维持在0.5以上，2013年之后AOD值逐年下降，2016年下降到十年中平均浓度的最低值。虽然2006年至2008年AOD均值浓度有所下降但是下降相对于2013年至2016年，其下降趋势并不明显。与此同时2006年-2016年AOD均值的最大值和最小值都在2013年~2014年下降趋势明显。 图1. 2006~2016年四川盆地MODIS AOD年均浓度年际变化特征 图2为四川盆地AOD月均值折线图，月均值呈双峰形分布，第一个峰值在每年的春季(3月~5月)，第二个峰值在每年夏季(6月~8月)且第一个峰值的数值要大于第二个峰值。2006~2016年十年中，四川盆地AOD值是逐渐变小的，其峰值也逐渐变小。整体上，四川盆地春季AOD值最大，夏季次之，其次为秋季和冬季。其周期表现为1~3月逐月增加，4~7月逐月下降8~9月逐月增加并达到第二个峰值10~12月下降。 图2. 四川盆地AOD 2006~2016年月均值 3.1.2. 四川盆地MODIS AOD均值空间分布特征 由图3可见，四川盆地AOD变化趋势为西高东低，由中部向四周减少的变化特征。这与前人的研究成果一致 [ 19 ]。AOD大值区域主要分布在四川盆地中部和东部地区即德阳市-成都市-眉山市-乐山市北，呈带状分布。由于地形因素的影响，该城市群位于龙门山脉东侧AOD分布有沿山脉走向分布特征。四川南部的川南城市群是第二个AOD的高值区域，由气象站观测资料中川南城市群的风速较小静风频率高故污染物不易扩散。此外川南城市群人口多，机动车数量大，机动车排污辆大。位于四川盆地东北部的资阳市、遂宁市、广安市是第三个AOD高值区。 整体上来看，四川盆地整体AOD空间分布特征为中部低海拔城市AOD值高，其中以成都市为高值中心(AOD值 > 0.8)；由成都平原向四周海拔高处逐渐递减，海拔越高AOD值越高。 3.1.3. 四川盆地MODIS AOD均值季节特征 图4为2006~2016年四川盆地AOD不同季节(春季：3~5月，夏季：6~8月，秋季：9~11月，冬季12~2月) AOD均值浓度变化情况，整体来看四季AOD值自2013年后都呈下降趋势，和图1 AOD年均变化趋势一致。十年中春季AOD值最高其次为夏季，秋冬AOD值低，春夏大于秋冬。夏季和秋季的变化趋势一致同样呈2006~2008先下降后上升2010年达到最大值，2010年后下降。其中春季在2013~2014年下降率最大，下降明显。其他季节AOD浓度变化无明显的变化规律。春夏AOD值高于秋冬AOD值的原因是因为夏季以小颗粒的人为气溶胶为主，春季以大颗粒的沙尘气溶胶为主 [ 6 ]。春夏主要受本地秸秆燃烧和北方沙尘天气影响 [ 20 ]，夏季四川盆地内气温高，降雨量大，人为排放污染物多，大气中气溶胶粒子在夏季高温高湿的环境下吸收空气中的水汽凝结成核。秋季四川盆地时长会发生华西秋雨，但是相比于夏季，秋季的湿度小，加上降水的湿沉降过程秋季的污染物浓度较小。冬季四川盆地气温低，风速小有时会出现逆温层大气层节稳定常伴有重污染的发生，但冬季的AOD高值区表现为局部。 图3. 四川盆地AOD年均空间分布图 图4. 2006~2016年四川盆地AOD季节变化 由图5 2006~2016年四川盆地AOD四季空间的分布图表现为AOD值从大到小依次为春季、夏季、秋季、冬季。其中春季的最大值可达1.4，高值区分布于四川盆地成都平原和四川南部地区。夏季AOD高值区相比春季范围明显减小，高值区位于成都市-德阳市。秋季AOD高值区位于四川南部的内江市–自贡市。冬季的AOD分布的高值区和夏季高值区相似，但AOD值较低。 图5. 四川盆地AOD季节空间变化图 3.1.4. 四川盆地MODIS AOD年际空间变化 图6为2006~2016年四川盆地AOD年均空间变化图，四川盆地AOD年际变化大值区出现在四川盆地中部，呈四川盆地中部向四周减少的趋势。2006~2009年AOD年均值逐年减小，其AOD高值区位于成都市-德阳市-自贡市，AOD高值区范围逐渐缩小。2010~2011年AOD逐年增大，高值区范围逐渐增大。2012年AOD高值区范围相较于前几年减小，2013年AOD高值区范围达到最大，AOD值均值最大，是2006~2016年颗粒污染物浓度最大污染最严重的一年。2014~2016年AOD年均值开始减小，至2016年90%以上四川盆地区域年均值小于0.55。 图6. 2006~2016年AOD空间年际变化 3.2. 四川盆地AOD变化和气象要素变化关系 在本研究中讨论了AOD与相对湿度、地面风速、降水的关系。 3.2.1. AOD和相对湿度 图7为2006~2016年四川盆地主要站点春夏季年均降水、平均风速、相对湿度三者变化。夏季相对湿度高于春季相对湿度，夏季气溶胶在夏季高温高湿的环境下吸收空气中的水汽凝结成核。夏季相对湿度变化和夏季AOD均值成正比，2009~2010、2011~2012平均相对湿度增加，AOD值增加；2010~2011、2013~2016平均相对湿度下降，AOD值下降。春季2006~2012年相对湿度和AOD值呈反比，2012~2016年相对湿度和AOD值呈正比。有研究表面，一定湿度范围内，相对湿度是影响光学厚度的重要气象因素，大气气溶胶中大部分云凝结核吸湿性很强，且人类活动导致含量明显增加。 图7. 2006~2016年气象要素(降水量、风速、相对湿度)年均变化 3.2.2. AOD和降水 气溶胶和降水的关系复杂，气溶胶浓度增加会降低云滴有效粒子半径，抑制降水；其次降水会湿沉降气溶胶粒子清除气溶胶。夏季降水和春季降水和AOD值变化成正比，降水会湿沉降气溶胶，气溶胶通过两种方式间接影响降水 [ 10 ]。一种增加云中凝结核云有效粒子半径减小导致气溶胶光学厚度增加；另一种造成有效粒子半径减小抑制降水。四川盆地气溶胶粒子增多云中的凝结核增加，云滴有效粒子半径增加，减少云水路径，导致降水减少。故四川盆地降水机制复杂，AOD与降水相关性低。 3.2.3. AOD和风速 如图所示，四川盆地风速春夏季地面平均风速年均值小于2 m/s为静风区。风速对污染物的影响主要影响其分布和扩散速度而四川盆地常年为静风区，盆地内污染物不宜扩散故四川盆地的低风速对AOD的影响并不大。
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user: 4. 结果与讨论 4.1. 结果 a) 四川盆地AOD均值具有明显的年际变化特征，AOD年均值在0.6和1.0之间波动，整体上呈波动减小，表现为“M”型变化趋势。即2007~2010年增大，2010年达到峰值后下降，2013年再次达到峰值，2013~2016年下降。 b) 四川盆地AOD月均值变化在0.2~1.1之间，整理呈“双峰型”变化周期。第一个峰值在春季，第二个在夏季。表现为1~3月逐月增加达到第一个峰值，4~7月逐月下降，8~9月逐月增加达到第二个峰值，10~12月下降。 c) 四川盆地AOD空间变化特征为沿着四川盆地山脉地形走向分布，呈盆地西部向东部减少，中部向四周减少的变化特征。海拔低的地区AOD值大，海拔高的地区AOD值小。 d) 四川盆地AOD季节变化特征为AOD值从大到小一次依次为春季、夏季、秋季、冬季。因春季四川盆受到沙尘和秸秆燃烧的影响，AOD值较高，夏季高温高湿气溶胶吸收水分成云致雨仍然维持较高水平，冬季四川盆地温度低，有时会出现逆温层大气层结稳定，不利于污染物扩散。 e) 四川盆地AOD与相对湿度呈正相关，与降水和风速并无明显的关系。 4.2. 讨论 本研究分析了2006年至2016年四川盆地AOD年均变化趋势，2013年国务院颁布了“大气十条”，2013年后四川盆地AOD值明显下降，我们可以认为“大气十条”的颁布与实施对四川盆地的污染防治是起到积极作用的。但是气溶胶与云的微物理过程是十分复杂，并且已有理论是否适用于具有不同热力、动力和水汽背景的其他区域仍然有待验证。且四川盆地气溶胶与云的相互作用的主导机制是否与其他地区研究结论一致是仍然需要不断研究的问题。利用多种相关性分析方法可以对四川盆地气溶胶与云、降水的间接效应进行细致分析，以加深对四川盆地云微物理特性对气溶胶敏感性及其它们后续对降水的作用的了解。
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user: 摘 要 本文利用1960~2014年北京市17个站点的逐日最高、最低气温资料，采用了显著性检验和计算趋势系数等方法，对北京市极端气温进行了分析。结果表明：北京市南部极端高(低)温阈值大于(小于)北部，中心的极端高(低)温阈值大于(小于)周边；南部的北京极端气温天数趋势系数总是低于北部极端气温天数趋势系数；极端最低气温的增暖范围要明显大于极端最高气温的增暖范围；极端气温均呈一个弱的增温趋势，并且极端平均高温的增暖趋势小于极端平均低温的增暖趋势。且极端高温的年代际变化比极端低温的更稳定。 关键词 :北京，极端气温，时空变化特征 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 近年来，北京极端气温事件频发，且以暖化为主，已有研究学者发现1960~2014年北京气温增温趋势显著，最高温和最低温均呈明显上升趋势，修订后数据增温幅度有所下降，但是增温趋势依然明显 [ 1 ]。张宁 [ 2 ] 等发现极端低温在四季和全年中表现出稳定的增暖趋势。周雅清等 [ 3 ] 研究发现：最高(低)气温的极小值是在20世纪80年代中后期以后开始明显增加，而极大值则是在20世纪90年代中期后迅速升高。 在全球变暖的大背景下，对北京极端气温变化的研究显得尤为重要，受到国内外众多学者广泛的关注 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ] [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ]，郑祚芳 [ 10 ] 等研究发现，过去50a北京极端最高气温以0.23℃/10a的线性倾向率显著增加，极端最低气温以1.02℃/10a的线性倾向率显著地增加 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ] [ 14 ] [ 15 ]。 本文将通过北京近几十年来的气温资料，计算并分析北京市极端高温和极端低温的变化特征，并充实和完善极端气温方面的研究。同时研究极端天气事件的发生频率以及长期变率特征，对于风险检测或预警、防灾减灾和经济建设等都有重大的现实意义和实际价值。
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user: 2. 资料与方法 2.1. 资料 本文采用中国国家气象信息中心整编的北京17个站1960~2004年的逐日最高温度、最低温度资料。考虑到某些站点有缺测的情况：本文选取了1960~2014年总缺测日数小于10天的14个站点资料，对年以及冬夏两季极端气温的时空演变特征进行分析。 2.2. 方法 为了研究北京市极端温度的趋势变化，本文采用了显著性检验和计算趋势系数等方法，对北京市极端气温进行了分析。
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user: 3. 研究结果 3.1. 极端气温的年际变化 图1为1960~2014年年平均极端高(低)温的柱形图，从图1中显示：年平均极端高温的趋势系数为0.0041。年极端高温在1975年之前有微弱的增温趋势，并且年平均极端高温每三年左右又一次温度的陡升。直到1993年，年平均极端高温没有显著变化，但是每隔一段时间就会出现0.5℃左右的增幅并在第二年回降。年平均极端高温在1999年到2014年间呈现一高一低的波动，年平均极端高温有所升高，依然存在弱的增温趋势。虽然五十年来年平均极端高温有所波动，但是始终保持着一个弱的增温趋势。 图1. 1960~2014年年平均极端高(低)温 年平均极端低温的趋势系数为0.0062。在1960~1990年之间，年平均极端低温一直存在一个弱的增温趋势，同时气温呈现着一高一低的波动状态。1990年之后，年极端低温就基本稳定在了−17.0℃左右。1997到2014年极端低温又开始出现波动状态，但是幅度较上次偏小。总体来说年平均极端低温波动大，同时有一个弱的增温趋势。此外，年极端气温均通过了0.05显著性检验。 图2为1960~2014年年平均极端高温(低)温天数的柱形图，从图2中显示：年极端高温天数的趋势系数为0.0194。年极端高温天数呈现出高—低—高的波动状态，总趋势是上升的，但从2000年开始天数出现明显的波动。年平均极端低温天数的趋势系数为−0.0255。年极端低温天数有明显的负趋势，并且在1992年左右到达低谷时出现回升，在波动的同时稳定减少。 图2. 1960~2014年年平均极端高(低)温天数 3.2. 极端气温的趋势变化 图3为1960~2014年北京市年极端高温天数和平均极端高温趋势变化的空间分布图。其中房山、大兴和北京城区年极端高温天数均呈一个负趋势，并且大兴地区的负趋势最大，年极端高温天数有明显的减少趋势；除此之外的地区均呈一个或大或小的正趋势，年极端高温天数有不同程度的增加，同时在延庆的极端高温天数存在明显的增加趋势。 北京市年平均极端高温主要呈现北高南低的分布趋势，年极端高温都有不同程度的正趋势，但房山地区仍然为负趋势，并且在怀柔、昌平为中心的地区有明显增幅，通过0.05显著性水平检验，有明显的增温趋势。年平均极端高温和年极端高温天数在北京大部分地区都呈一个不同程度的正趋势，但北京南部变化趋势总是偏低甚至出现负趋势。 图4为1960~2014年北京市年极端低温天数和平均极端低温趋势系数的空间分布图，其中在怀柔和霞云岭地区分别存在一个较大的正趋势，年极端低温天数有明显增加；在怀柔、延庆和霞云岭以外的地区，基本上都呈一个或大或小的负趋势，并且在北京南部即北京城区和有一个较大的负趋势，有明显的降温趋势。 图3. 1960~2014年北京市年极端高温天数和平均极端高温趋势系数 图4. 1960~2014年北京市年极端低温天数和平均极端低温趋势系数 北京市平均极端低温主要呈现西低东高的分布特征。怀柔、顺义以东大部分地区的平均极端低温有大小不一的降温趋势，其中平谷的降温趋势最大在0.028~0.034之间。虽然降温大值区范围较小，但是由中心向外部发散直到怀柔、顺义；在怀柔、顺义以西大部分地区均呈增温趋势，极端最低气温的负趋势在昌平、朝阳达到最大，但北京城区部分不受周边情况影响，依然保持一定程度的正趋势，与周边情况相悖，可能是因为人口密集并保持高度的城市发展度。
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user: 4. 结论 本文利用1960~2014年缺测日数小于10天的14个站点资料，对北京市极端气温的时空演变特征和趋势变化进行分析，得出以下结论： 1) 在时间演变上，在全球变暖的大背景下，北京市年平均极端高(低)温阈值分别为37.2℃ (−16.9℃)，极端气温均呈一个弱的增温趋势，并且极端平均低温的增暖趋势大于极端平均高温的增暖趋势。平均极端气温不稳定，时常出现微弱波动，但不影响气温的稳定增长。极端高温天数在55年间存在着稳定的正趋势，而极端低温天数总是存在着稳定的负趋势。 2) 南部极端气温天数趋势系数总是低于北部的北京极端气温天数趋势系数；极端最低气温的增暖范围要明显大于极端最高气温的增暖范围；怀柔、平谷地区表现出了稳定的较大幅度的增温趋势；北京城区的极端最低气温表现出了明显的增温趋势，极端低温的天数也有一定程度的减少。
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user: 摘 要 由于某在建国际金融中心建筑加层改造的需要，造成已建4层的部分框架柱轴压比超限。结合其加层改造设计实际，介绍了加层结构框架柱的加固设计措施。在外包型钢加固法的基础上，提出了一种同时运用增大截面法及外包型钢法的综合加固方案。比较外包型钢法及综合法加固后加层结构各项力学指标，选择最优加固方案。结果表明，两种方案加固后加层结构各项力学指标均满足现行规范要求，但综合加固法同时具有增大截面加固法及外包型钢加固法的优点，不显著影响净空面积，且钢材使用量较少，经济性较好，可应用于该类加层加固工程。 关键词 :结构加层，PKPM，整体分析，延性，外包型钢加固法，综合加固法 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 目前，我国城市化进程正处于加速发展阶段，城市建设用地日益紧缺。为缓解建设用地压力，提高土地利用效率，建筑物的加层改造已被广泛应用。冯廉 [ 1 ] 、S. Kahraman [ 2 ] 等结合工程实际分析了加层结构模型的动力特性，对不满足规范要求的部位提出了加固方案，为类似加层加固工程提供了理论依据；魏常宝 [ 3 ] 等结合某多层框架结构办公楼加层加固工程实际，给出了后续使用50年的框架结构的加固思路和设计方法，为类似加层工程的加固设计提供了参考；杨勇 [ 4 ] 等推导了预应力钢带打包加固钢筋混凝土柱后轴压比的计算公式并成功应用于某加层工程中，为日后实际工程的应用提供了实践参考；肖伟 [ 5 ] 等比较了不同加固方案在某增层工程中的加固效果，为相关试验研究提供了借鉴；赵玲军 [ 6 ] 等论证了框架结构加层改造的三种常见方法，引入了一种混合结构梁柱节点连接方式，为同类工程的加层提供了参考。 针对框架柱的加固计算，目前大多采用增大截面加固法或外包型钢加固法，但增大截面加固法柱截面尺寸的增大可能影响建筑物的使用功能，而外包型钢加固法用钢量较大，加固成本较高。本文首先运用PKPM软件SATWE模块对不加固直接加层结构进行计算分析，结合主体结构检测鉴定结论，提出两种框架柱的加固处理方案，方案一为外包型钢加固法，方案二为同时运用增大截面法及外包型钢法的综合加固法。然后应用PKPM软件JDJG模块分别建立两种方案加固后加层结构整体模型，对加固后加层结构的加固效果进行综合评价与比较，得出最优加固方案。
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user: 2. 工程背景 2.1. 工程概况 某国际金融中心建筑，原设计为5层现浇钢筋混凝土框架结构。1、2层层高为4.5 m，3~5层层高为4.2 m，建筑总高度21.6 m。该建筑抗震设防烈度7度(0.1 g)，第I组，场地类别为II类，地面粗糙度类别为B类，抗震等级2级。基础采用C30柱下独立基础，主体结构的板、梁、柱均采用C30混凝土。板、梁、柱主筋采用HRB400级钢筋，梁、柱箍筋为HRB335级钢筋。其结构平面布置见图1。 图1. 某国际金融中心结构平面图 该工程施工至第4层时甲方要求在原设计基础上增加3层，即加层后为地上8层的框架结构。房屋加层引起的荷载变化，必将导致结构受力和变形的增加，因此，为保证建筑物的安全，需对该建筑主体结构进行检测鉴定及计算分析，并根据分析结果进行加固改造。 2.2. 主体结构检测鉴定结论 根据主体结构检测鉴定报告，该建筑主体框架结构(柱、梁和板)的截面尺寸、混凝土强度和配筋均达到设计要求；柱下独立基础也满足规范设计要求。 在不加固的基础上，直接在原结构上增加3层，层高均为4.2 m。加层后为地上8层的框架结构，建筑总高度为34.2 m。
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user: 3. 直接加层结构内力分析 3.1. 主体结构检测鉴定结论 根据主体结构检测鉴定报告，该建筑主体框架结构(柱、梁和板)的截面尺寸、混凝土强度和配筋均达到设计要求；柱下独立基础也满足规范设计要求。 在不加固的基础上，直接在原结构上增加3层，层高均为4.2 m。加层后为地上8层的框架结构，建筑总高度为34.2 m。 图2. 直接加层结构计算模型 运用PKPM软件SATWE模块对不加固直接加层的结构进行建模分析，所取计算参数如下： 恒载根据图纸按现行荷载规范 [ 7 ] 计算确定；活荷载：国际贸易交易大厅、展厅及走廊楼面活荷载取3.5 KN/m 2 ，会议厅、商务中心、卫生间、楼梯间活荷载取2.0 KN/m 2 ，上人屋面活荷载取2.0 KN/m 2 ；修正后的基本风压取0.6 KN/m 2 ，场地特征周期0.35 s，振型数取15个，结构阻尼比为0.05；混凝土容重26 KN/m 3 ；钢材容重78 KN/m 3 。其直接加层模型见图2。 3.2. 计算结果分析 经抗震承载力及变形验算，直接加层结构地震作用下X、Y向最大层间位移角分别为1/1087、1/1229，满足小于规范限值1/550 [ 8 ] 的要求；结构自振周期表现为前两阶振型平动，第三阶振型扭转振动，周期比为0.89，满足规范中≤0.90的限值要求；X向、Y向有效质量系数分别为99.04%、99.17%，满足规范大于90%的要求，结构参与振型足够；直接加层后，1~4层共计69个框架柱的轴压比>0.75，超过规范限值要求，柱延性不足，需要进行加固处理。其轴压比计算结果见表1。 Table 1 Axial compression ratio of 1-4 F columns of storey-adding structur 楼层号 柱编号(KZ) 8 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 1F 0.76 0.89 0.99 1.07 1.15 0.81 0.87 1.12 1.04 0.96 1.07 0.78 0.97 0.81 0.76 0.78 2F 0.64 0.77 0.87 0.95 1.01 0.69 0.78 1.09 0.92 0.83 0.90 0.65 0.80 0.69 0.63 0.68 3F 0.55 0.66 0.76 0.84 0.88 0.59 0.67 0.97 0.81 0.72 0.80 0.57 0.97 0.81 0.72 0.80 4F 0.46 0.52 0.61 0.69 0.73 0.49 0.55 0.80 0.66 0.59 0.66 0.47 0.53 0.45 0.41 0.45 表1. 直接加层结构1~4 F部分柱轴压比
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user: 4. 柱加固设计 根据检测鉴定报告及直接加层结构计算结果，需对轴压比超限的柱进行加固处理以提高其承载力。 尽管增大截面加固法及外包型钢加固法都能有效提高框架柱的承载力，但柱截面的增大可能影响该国际贸易中心建筑的使用功能，为不显著减小净空面积，拟采用外包型钢加固法及同时运用增大截面法及外包型钢法的综合加固法两种加固方案分别对轴压比超限的柱进行加固设计，综合比较两种加固方案，选择最优方案应用于该工程。 选取底层轴压比最大的一根柱KZ14，原截面尺寸为500 mm × 500 mm，混凝土强度为C30，柱高4500 mm。直接加层后柱的内力为：N = 4095.7 KN，M x = 128.6 KN∙m，M y = 0.7 KN∙m。 4.1. 外包型钢加固设计 采用外包型钢法对KZ14进行加固设计，其加固设计过程如下： 1) 大小偏心判别 根据《混凝土结构设计规范》 [ 9 ]，对于对称配筋的矩形截面柱，其相对受压区高度根据式(1)计算，式中各参数含义见规范。 ξ = N − ξ b α 1 f c b h 0 W + ξ b (1) 其中， W = N e − 0.43 α 1 f c b h 0 2 ( N e − 0.43 α 1 f c b h 0 2 ) / [ ( β 1 − ξ b ) ⋅ ( h 0 − a ′ s ) ] + α 1 f c b h 0 ξ b 为界限相对受压区高度，且有： ξ b = β 1 / [ ( 1 + f y ) ⋅ ( E s ⋅ ε c u ) ] (2) 经计算，该柱属于小偏心受压构件。 2) 外包型钢加固设计 根据《混凝土结构设计规范》 [ 9 ] 8.3.1外包型钢加固法的构造规定，选用L125 × 8等边角钢对称布置，新增角钢面积7900 mm 2 。该型号角钢最小回转半径i = 25 mm，缀板采用50 × 5，缀板面积1000 mm 2 ，缀板间距300 mm。角钢与缀板均采用Q235级钢材。其加固截面见图3。 3) 加固验算 根据《混凝土结构设计规范》 [ 9 ]，根据式(3)对KZ14正截面承载力进行验算，式中各参数含义见规范。 N e ≤ α 1 f c 0 b x ( h 0 − x / 2 ) + f ′ y 0 A s 0 ( h 0 − a ′ s ) + σ s 0 A s 0 ( a s 0 − a a ) + α a f ′ a A ′ a ( h 0 − a ′ a ) (3) 代入上述加固做法中各参数值解得：N e = 1172.6 KN∙m ，右边 = 1271.5 KN∙m ，上述不等式显然成立。因此，该加固设计满足要求。 图3. 框架柱外包型钢加固示意图 4.2. 综合法加固设计 采用综合法对KZ14进行加固设计，其加固设计过程如下： 初步计算按轴心受压承载力进行 [ 10 ]，原柱截面尺寸为500 mm × 500 mm，需要提高的承载力为1712.7 KN。增大截面加固设计采用四面围套加固法，新增混凝土强度等级采用C35，各边增大截面尺寸为100 mm (每侧各50 mm)，新增截面面积110，000 mm 2 。新增角筋采用2C16，中部筋采用3C16，箍筋采用B12@100。根据式(4)，增大截面法提高的截面承载力为1322.6 KN。根据式(5)，所需角钢面积为1845 mm 2 。式中各参数含义见规范。 Δ N = 0.9 φ α c s ( f c A c + f y A s ) (4) A = Δ N 0.9 φ a a f y (5) 选用L75 × 5等边角钢对称布置，该型号角钢最小回转半径i = 15 mm。缀板采用40 × 4，缀板间距300 mm。角钢与缀板均采用Q235级钢材，新增角钢面积2964.8 mm 2 ，缀板面积640 mm 2 。其加固截面见图4。 图4. 框架柱综合法加固示意图
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user: 5. 加固后加层结构内力分析 5.1. 综合加固法加固参数输入 运用PKPM软件JDJG模块，输入框架柱外包型钢加固做法。由于PKPM软件JDJG模块中没有综合加固法参数输入选项，故在增大截面加固法的基础上，利用型钢等代混凝土理论 [ 11 ] 将型钢截面换算为混凝土截面，然后按增大截面法输入加固参数。 根据《混凝土结构设计规范》 [ 9 ]，C35混凝土弹性模量E c 为3.15 × 104 N/mm 2 ；由《钢结构设计规范》 [ 12 ]，型钢弹性模量E s 为2.06 × 105 N/mm 2 。由3.2节可知，组合截面型钢面积A a 为3604.8 mm 2 ，根据式(6)等代成混凝土的面积为22，890.48 mm 2 ，则全截面混凝土面积A A = 600 × 600 + 22，890.48= 382，890.48 mm 2 。此时，根据式(7)算得的轴压比为0.64，满足规范要求。因此，实际换算面积： A h = N / ( μ f c ) = 4095.7 × 10 3 / ( 16.7 × 0.64 ) = 383205 mm 2 相当于625 mm × 625 mm的柱截面。 A a c = E s / E c ⋅ A a (6) μ = N / ( f c ⋅ A A ) 。 (7) 5.2. 内力分析 经计算，外包型钢法加固后加层结构地震作用下X、Y向最大层间位移角分别为1/1096、1/1238，综合法加固后加层结构地震作用下X、Y向最大层间位移角分别为1/1099、1/1259，其值较直接加层结构均略有减小，结构整体侧向刚度有所增加；两种加固方案结构自振周期均表现为前两阶振型平动，第三阶振型扭转振动，前者周期比为0.88，后者为0.87，与直接加层结构相比均有所降低，结构动力性能有所改善；前者X向、Y向有效质量系数分别为98.81%、98.94%，后者分别为98.04%、98.18%，两种方案均仍满足规范大于90%的要求；两种方案加固后，原承载力不足的框架柱轴压比均被控制在规范限值0.75以内，且外包型钢法加固柱轴压比降低范围在26.43%~41.74%，综合法加固柱轴压比降低范围在19.56%~55.96%，柱延性均得到明显提高。两种方案加固后结构轴压比计算结果分别见表2、表3。 Table 2 Axial compression ratio of 1-4 F columns after reinforcement with external steel-cla 楼层号 柱编号(KZ) 8 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 1F 0.55 0.65 0.71 0.70 0.67 0.58 0.64 0.71 0.68 0.69 0.72 0.56 0.70 0.59 0.55 0.57 2F 0.64 0.56 0.63 0.69 0.73 0.69 0.56 0.72 0.66 0.60 0.66 0.65 0.58 0.69 0.63 0.68 3F 0.55 0.66 0.55 0.61 0.64 0.59 0.67 0.70 0.58 0.72 0.58 0.57 0.70 0.58 0.72 0.58 4F 0.46 0.52 0.61 0.69 0.73 0.49 0.55 0.58 0.66 0.59 0.66 0.47 0.53 0.45 0.41 0.45 表2. 外包型钢法加固后结构1~4 F部分柱轴压比 Table 3 Axial compression ratio of 1-4 F columns after reinforcement with comprehensive strengthening metho 楼层号 柱编号(KZ) 8 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 1F 0.53 0.55 0.62 0.62 0.64 0.50 0.54 0.62 0.65 0.59 0.69 0.48 0.61 0.49 0.46 0.48 2F 0.64 0.48 0.55 0.61 0.64 0.67 0.56 0.48 0.74 0.57 0.59 0.64 0.50 0.66 0.62 0.67 3F 0.55 0.66 0.48 0.53 0.56 0.57 0.67 0.66 0.50 0.71 0.52 0.56 0.66 0.50 0.71 0.52 4F 0.45 0.51 0.61 0.69 0.73 0.47 0.54 0.55 0.66 0.59 0.59 0.47 0.53 0.44 0.40 0.44 表3. 综合法加固后结构1~4 F部分柱轴压比 对两种方案各项力学指标对比后可知，在不显著减小建筑净空面积的前提下，本工程采用外包型钢加固法及综合加固法均能满足现行规范要求。但综合法加固柱同时具有增大截面加固法及外包型钢加固法的优点，既能有效提高柱的延性，增加结构侧向刚度，又能有效降低钢材使用量，节约成本，因此本工程采用综合法进行加固改造。
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user: 6. 结论 本文在已有的框架柱外包型钢加固方法基础上，提出一种综合加固方案，通过两种方案加固效果对比，主要得出以下结论： 1) 外包型钢法及综合法加固柱，均能将超限的轴压比控制在规范限值之内，能够有效增加柱的延性，提高柱的承载力；二者在地震作用下最大层间位移角较直接加层结构均有所减小，能够提高结构的整体侧向刚度。 2) 与外包型钢加固法相比，综合加固法同时具有增大截面加固法及外包型钢加固法的优点，且钢材使用量较少，经济性更好，可以应用于该类加层加固工程。
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user: 摘 要 文章以贵安新区腾讯七星数据中心隧道群为研究对象，对隧道工程开挖施工爆破的控制技术进行了研究并对爆破振动波进行了监测。研究结果表明：1) 本项目浅埋隧道群采用CD法施工可有效控制爆破对周边环境的影响；2) 选择合理的掏槽形式、确定合适的循环进尺和台阶长度等技术措施，能有效控制爆破震动效应对隧道稳定性的影响；3) 地表监测点主振频率随着距离的增加而减少的趋势并不明显，说明爆破振动对钢筋混凝土套拱结构影响显著；4) 通过隧道内监测数据可知，岩石的两侧收敛位移较小，拱顶沉降位移较大，浅埋隧道应着重满足竖直方向受力要求。 关键词 :浅埋，CD法施工，控制爆破，位移监测 Copyright © 2019 by author(s) and Hans Publishers Inc. This work is licensed under the Creative Commons Attribution International License (CC BY). http://creativecommons.org/licenses/by/4.0/
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user: 1. 引言 随着我国基础工程建设的快速发展，大型工程建设的技术与经验已经趋于成熟。在我国的特大浅埋隧道隧道开挖方法中，现在主要采用采用钻爆法施工 [ 1 ]。一般来说，岩质隧道洞口段，围岩比较破碎，且通常伴有浅埋、偏压等特点，围岩自稳能力差，承载能力低。同时，隧道开挖过程中爆破产生爆破冲击波会延岩石向深处传播和反射，在岩石破裂面产生应力集中效应和张拉作用，造成岩体内部裂隙的产生，使得围岩整体稳定性降低，降低隧道的安全性 [ 2 ] [ 3 ]。因此，在采用爆破法施工的同时，我们需要选择合理的爆破参数，并采取相应的控制措施，降低爆破队周围岩体的振动效应，保证施工的安全性。 目前，国内外学者对爆破产证的振动波已经进行了广泛研究，并获得了大量的研究成果 [ 4 ] [ 5 ] [ 6 ]。这些研究通过爆破振动试验，获得振动波的传播规律，并建立相关分析系统，以减少爆破振动带来的地震危险。然而，这些研究主要集中在深埋隧道或者中深孔爆破效应，对浅埋隧道爆破开挖振动效应的研究还不够，尤其是爆破过程中浅埋隧道和拱形隧道地震动传播规律及振动控制技术的研究并不多。工程实践表明，浅埋隧道在开挖爆破过程中，爆破产生的振动效应不仅使周围岩石产生破坏，并且对地面有重大影响。同时，浅部爆破振动波的传播规律与深部不同，因此应该进行进一步的研究其机制 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]。 本文以贵州省贵安新区腾讯七星数据中心隧道群为例，通过采用合理的施工技术和有效的爆破控制技术，结合对隧道开挖段爆破振动的监测和数据分析，得到浅埋隧道群爆破开挖的表面振动特征及变化规律，为类似工程提供借鉴。
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user: 2. 工程概况 贵州省贵安新区腾讯七星数据中心隧道群分为五个主要隧道和其他隧道联合组成，均为复合式衬砌结构。该隧道群在施工区域的山体中并排布置B1~B5隧道，纵向布置A1、A2隧道。A1~B6隧道拱顶埋深0~63 m，隧道平面布置如图1所示。由地质工程报告得知，隧址区围岩主要白云岩，风化程度严重，岩体节理发育，呈碎裂状结构，岩体质量分级结果显示围岩等级为V级。 图1. 隧道群平面布置图
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user: 3. 隧道爆破施工方案 综合腾讯七星数据中心隧道群施工环境及围岩地质条件，全隧采用CD法施工。左、右两侧导坑平行施工，掌子面错开长度不得小于50 m，每侧导坑分四步台阶开挖，上台阶5 m，中上台阶3 m，中下台阶3 m。待上台阶进尺5 m后，开始同步施工中上台阶，待中上台阶进尺3 m后，同步施工中下台阶，待中下台阶进尺3 m后，同步进行上、中上、中下、下台阶施工，每循环进尺0.5 m，具体施工顺序见图2所示。 图2. 断面爆破顺序 开挖必须采用控制爆破，施工中应按照设计并严格控制断面爆破药用量，同时钻孔必须采取空间错位，不得对相邻隧道采取同时爆破施工作业，相邻隧道掌子面应错开50 m以上。对于距离竖井位置的超短距离段，应采用微差控制爆破或机械钻孔方法，并应根据振动试验确定每段的爆炸时间。通过理论计算炸药装药量与炮孔间排距，得到隧道断面的炮孔布置图，如图3所示，具体施工参数见表1所示。 图3. 炮孔布置示意(单位：cm) Table 1 Table of blasting construction parameters (partial 断面 炮眼名称 数量 炮眼深度(m) 间距 (cm) 单眼药量(kg) 总装药量(kg) 起爆顺序 装药 结构 合计 炸药 单耗 毫秒雷管单耗 2步 1层眼 9 0.7 90 0.2 1.8 1 连续 17.3 1.09 2.14 2层眼 11 0.7 80 0.3 3.3 3 连续 3层眼 11 0.7 80 0.3 3.3 5 连续 4层眼 12 0.7 80 0.3 3.6 7 连续 周边眼 17 0.5 40 0.1 1.7 9 间隔 底板眼 12 0.5 80 0.3 3.6 11 间隔 6步 1层眼 8 0.7 90 0.2 1.6 1 连续 13.6 1.01 1.76 2层眼 9 0.7 80 0.3 2.7 3 连续 3层眼 9 0.7 80 0.3 2.7 5 连续 4层眼 9 0.7 80 0.3 2.7 7 连续 周边眼 9 0.5 40 0.1 0.9 9 间隔 底板眼 10 0.5 80 0.3 3 11 间隔 表1. 爆破法施工参数表(部分)