武当地块基性岩墙群^40Ar—^39Ar定年及其地质意义

通过对南秦岭武当地块内变形变质基性岩墙群中的角闪石、黑云母矿物的４０Ａｒ－３９Ａｒ定年,获得角闪石三组年龄,分别为高温坪年龄６９４．４±２１Ｍａ,中温坪年龄３８４．４±３Ｍａ（相应等时线年龄为３８３．３±１０Ｍａ）和低温视年龄２４０～１８０Ｍａ。黑云母单一坪年龄为２３５．３±２Ｍａ（相应等时年龄为２３６．７±６Ｍａ）。结合本区基性岩墙已获得的Ｓｍ－Ｎｄ全岩等时年龄（７８２±１６４Ｍａ）分析,７８２±１６４Ｍａ～６９４．４±２１Ｍａ代表岩墙侵位、冷却过程的时间,提供了武当地块裂解的构造事件年龄;３８４．４±３Ｍａ和约２４０Ｍａ则代表岩墙群侵位后两期重要构造－热事件的改造年龄。上述为武当地块的构造作用过程和南秦岭构造带的形成、演化提供了重要证据。     

侵入煤层的“褶皱岩墙”

介绍了“褶皱岩墙”侵入煤层,引起煤层厚度变化的情况,并阐述了研究“褶皱岩墙”的意义。      

基于小比例缩尺模型结构试验的小型钢架反力墙优化设计与力学性能分析

为了降低模型制作加工成本和节约试验空间,开展结构缩尺比例小于1:10的小模型结构抗震试验。目前,国内相关的试验设备较少,本文将参考大型反力墙的结构形式,研究小型钢架反力墙,并对其进行优化设计和力学性能分析,为后续的制作加工提供理论依据。     

框架-摇摆墙结构设计方法与研究现状分析

摇摆墙释放了墙底与基础之间的约束以实现竖向摇摆。已有研究表明:将摇摆墙与RC框架结构结合形成框架-摇摆墙结构体系能有效提高结构的整体承载力及延性,使结构的破坏发生在预期的位置,减少结构地震响应的不确定性。本文首先回顾了摇摆墙的发展历史,简要介绍了框架-摇摆墙结构的基本原理,综述了框架-摇摆墙结构的研究现状,总结了其墙体及连接节点的设计要点并对其未来的发展方向进行展望,指出框架-摇摆墙结构体系后续的研究重点可以包括:墙体与RC框架结构水平连接节点的设计、摇摆墙与基础实现理想铰接的设计、摇摆墙与预制装配式技术结合的设计及摇摆墙墙体在框架结构中布局方式的设计。     

基于循环Pushover及IDA方法的半刚接钢框架内填暗竖缝RC墙结构的超强分析

为研究评估方法对量化半刚接钢框架内填暗竖缝RC墙结构(简称PSRCW)超强性能的影响,严格按我国现行抗震规范设计了一栋位于设防烈度为8度区的10层PSRCW标准算例。考虑钢材、钢筋、混凝土强度等材料力学性能的随机性,基于Latin超立方抽样方法将其扩展为40个PSRCW样本算例,采用广义乘方及均匀水平荷载分布模式的循环Pushover方法确定了40个PSRCW样本算例的滞回及骨架曲线,基于概率方法按置信水平为95%的单侧置信下限值确定PSRCW结构的超强系数。随后,选取ATC63规范建议的2组22条近场及远场地震波,对10层PSRCW标准算例进行增量动力时程分析(简称IDA),基于概率法确定了10层PSRCW标准算例的超强系数。分析结果表明:评估方法对量化PSRCW结构超强系数影响显著,考虑材料随机性按广义乘方分布循环Pushover方法确定10层PSRCW标准算例的超强系数为1.3,按均匀分布循环Pushover方法确定的10层PSRCW标准算例的超强系数为1.73。考虑近场及远场地震波随机性按IDA方法确定10层PSRCW标准算例的超强系数分别为2.45和2.42。     

木构架承重-空斗墙围护民居抗震加固振动台试验研究

木构架承重-空斗墙围护民居大量分布在我国南方农村地区,该类民居整体性较差,历次地震中该类民居破坏较严重。采取高延性混凝土ECC面层加固围护空斗墙,扁钢、角钢及薄钢板增强木构架节点,穿墙钢筋捆绑木构架与围护墙体等加固措施。设计了1/2缩尺模型进行振动台试验,通过调整输入地震波峰值加速度来考虑不同水准地震烈度,分析了围护空斗墙损伤,探讨了模型频率与阻尼比变化特性,对比了围护空斗墙体与木构架加速度放大系数和位移包络值,并验证了二者在地震中的变形协调性。试验结果表明:（1）围护墙体仅在外侧出现明显裂缝,内侧ECC面层与墙体始终未脱离且未出现裂缝,围护墙整体性仍可得到一定保障;（2）木构架与钢加固件连接部位仅发生轻微破坏,木构架没有出现明显损伤;（3）木构架与围护墙体之间出现滑移,整体上二者协同抗震变形性能良好。该系列措施的加固效果较理想,适用于该类民居的抗震加固。     

确定似大地水准面的Hotine-Helmert边值解算模型

空间大地测量技术的发展使大地高的观测成为可能,从而为第二大地边值问题的研究带来了新的机遇,本文对基于Helmert第二压缩法的第二边值问题(简称为Hotine-Helmert边值问题)展开研究。首先介绍了地形直接、间接影响的定义与算法,然后推导了Hotine-Helmert边值问题的解算模型。Hotine-Helmert边值理论无须计算地形压缩对重力的次要间接影响,因而较Stokes-Helmert边值理论更简单。此外,文中引入了一种低阶修正的Hotine截断核函数,该核函数较传统的截断核函数能有效地改善似大地水准面的解算精度。为了验证本文构建的Hotine-Helmert边值解算模型的有效性和实用性,本文将EIGEN-6C4模型的前360阶作为参考模型,利用Hotine-Helmert边值解算模型构建了我国中部地区6°×4°范围、1.5′×1.5′分辨率的重力似大地水准面,其精度达到±4.8 cm。     

活性炭改性土-膨润土泥浆墙阻隔苯酚污染地下水

为了增加土-膨润土泥浆墙回填材料对污染物的阻滞性能,本文采用活性炭对其进行改性。通过坍落度和土柱实验研究了添加活性炭对土-膨润土泥浆墙施工和易性、渗透性和兼容性能的影响,明确了活性炭添加量对泥浆墙渗透性和兼容性的作用规律。实验结果显示,满足泥浆墙墙体材料施工和易性要求的含水率范围随着活性炭质量分数增加而增大。活性炭质量分数为2%～10%的改性土-膨润土泥浆墙墙体材料渗透系数均小于1.0×10^-7cm/s,满足垂直阻隔墙渗透系数要求。当活性炭质量分数≤2%时,活性炭的添加对墙体材料与苯酚溶液的兼容性能没有影响;随着活性炭质量分数的增大,苯酚对其不利影响加剧。当活性炭质量分数增大至10%时,活性炭改性土-膨润土泥浆墙不适用于苯酚污染地下环境。     

土岩复合地层超深圆形基坑内衬墙作用效果及优化

为选择合理的支护方案,满足复杂地层条件下基坑的安全稳定和高效施工,以佛山市某超深圆形基坑为研究背景,采用数值模拟及现场监测手段,对土岩复合地层内衬墙作用效果进行分析,并分别对内衬墙厚度、施工方法、内衬墙布置形式进行优化。研究表明：内衬墙对地连墙受力变形起有利作用;相比有内衬墙支护,无内衬墙支护时地连墙受力变形增加较多,但均未超过规范要求预警值,表明该复合地层内衬墙具有一定的优化空间;地连墙水平位移、地连墙环向应力、坑外地表沉降量最大值与内衬墙厚度呈负相关,内衬墙厚度减小至0.80～0.60 m之间时,地连墙水平位移及环向应力作用效果减弱,内衬墙厚度减小至0.60～0.40 m之间时,坑外地表沉降量作用效果有所减弱;在最优厚度基础上,采用顺逆结合的施工方法既可保障基坑安全稳定,又可提高施工便利性。提出了不连续内衬墙布置形式,即,在最优厚度基础上,采用受压区较小时隔两层施作一层、较大时隔一层施作一层的布置形式,既安全又经济合理。     

中试尺度下可渗透反应墙位置优化模拟——以铬污染地下水场地为例

可渗透反应墙（PRB）是一种高效的地下水污染原位修复技术。不同水文地质条件下,污染场地墙体位置布设合理性影响其修复效果,而利用地下水数值模拟可实现墙体位置优化。文章以某Cr6+污染地下水场地为例,基于Visual Modflow建立了研究区平面二维稳定流数值模型,并通过模型检验。根据墙体的设计尺寸（长20 m×宽2 m×深12 m）及填充材料的渗透系数（80 m/d）,利用所建模型分别计算了4种布设方案（墙体尺寸大小和填充材料渗透系数相同,布设位置不同）下墙体的捕获区宽度、粒子滞留时间和通过墙体的Cr6+通量。结果表明:4种布设方案模拟的滞留时间和捕获区宽度取值差异性不大,变异系数小于2%;Cr6+通量差别较大,变异系数高达76.32%,主要由地下水中Cr6+浓度空间分布不均引起。对比分析4种方案的各评价指标,方案2求得的捕获区宽度为21.9 m,粒子滞留时间为4.1 d,Cr6+去除量可达127.7 mg/d,可作为最佳布设方案。本研究建立的地下水流数值模型符合场地实际情况,可有效评估PRB截获污染羽的范围和去除目标污染物的能力,为铬渣类污染场地PRB原位修复工程设计与实施提供技术支撑和参考依据。