酈亞軍 劉 科

(中鐵二院成都勘察設計研究院有限責任公司， 成都 610031)

近年來，鐵路隧道底部隆起變形影響行車安全的事故時有發(fā)生，如達成鐵路某隧道正洞Ⅲ級圍巖段埋深100～200 m地段在運營期間發(fā)生持續(xù)軌面抬升現(xiàn)象，累計最大抬升量24.7 mm，導致列車限速運行；滬昆高速鐵路某隧道洞口淺埋偏壓段發(fā)生無砟軌道道床隆起病害，導致軌面與設計高程偏差最大達 35.7 mm，列車降速運行。

要想有效地解決法庭口譯中由于文化差異導致的交流障礙而又能最大限度地保證準確性和中立性，法庭口譯員在進行文化調解時至少要知道什么樣的調解策略是在其職責范圍之內的。筆者認為，口譯員要遵守以下幾個原則：在必要時添加信息；促進雙方直接交流；澄清之前先獲得法庭許可；不作隨意改述；不向任何一方提供建議。

引起隧底隆起變形的原因復雜，許多學者對此從理論及工程實際方面進行了諸多研究。王明年[1-2]等通過有限元與模型試驗相結合的方法對隧道仰拱力學行為進行了研究，得出仰拱對提高結構承載力、約束位移發(fā)展具有至關重要的作用；鐘正強[3]等基于 Hoek-Brown 準則模擬分析不同側壓系數時層狀巖體變形破壞特征，表明隧道開挖圍巖變形特征及破壞模式與側壓力系數有關；王立川[4]等研究了某運營鐵路隧道底部結構隆起病害成因并提出了治理對策；李奎[5]等分析研究了某客運專線隧道洞口段道床隆起病害原因并提出整治對策。汪洋[6]等對云嶺隧道底鼓機理進行了分析，李德武[7]等對隧底合理結構形式進行了研究，施成華[8]對隧底結構受力與變形進行了現(xiàn)場測試分析。

高地應力條件下隧道開挖變形力學響應非常復雜，上述研究鮮有提及洞室群條件下的隧底隆起變形研究。本文就某高速鐵路隧道施工過程中平導底板發(fā)生多階段的隆起變形，考慮洞室群影響，基于巖體地應力測試及監(jiān)測數據分析隆起變形原因，對平導及正洞提出處理措施。

1 工程概況

某高速鐵路設計速度350 km/h，其中XS隧道為單洞雙線隧道，線間距5.0 m，隧道最大埋深725 m，開挖斷面積約150 m2。隧道進口里程D1K 563+370，出口里程D1K 573+730，隧道全長 10 085.314 m。隧道內線路縱坡設計為“人”字坡輔助坑道，采用“1泄水洞+2橫洞+1平導+1施工支洞”模式。

XS隧道地處鄂西神農架林區(qū)東南部，隧址區(qū)屬溶蝕、構造剝蝕中低山河谷地貌區(qū)。隧道洞身D1K 563+370～D1K 569+095段 5 725 m穿越白云巖、斷層角礫巖、灰?guī)r頁巖互層、灰?guī)r夾頁巖、砂質白云巖等可溶巖；D1K 569+095～D1K 573+730段 4 360.31 m穿越頁巖夾砂巖，炭質頁巖、硅質頁巖等非可溶巖。洞身段主要穿過新華斷裂和其次生斷層(馬家坪斷層、廟嶺斷層)及由此產生的局部褶皺。隧道縱斷面如圖1所示。

圖1 XS隧道縱斷面示意圖

2 隧底隆起及原因分析

2.1 隧底隆起變形過程

(1)2018年7月20日-2018年10月23日

對系統(tǒng)進行體溫測量對比試驗。圖7中分別采用魚躍醫(yī)用水銀溫度計、廈門安氏兄弟科技有限公司生產的醫(yī)用電子體溫計與系統(tǒng)測量的體溫進行對比。測量精度達到傳統(tǒng)手持式體溫測量精度。對比所采用的醫(yī)用電子體溫計符合《醫(yī)用電子體溫計校準規(guī)范》。人體基礎體溫生理性改變一般在24 h內波動幅度不超過1℃，以腋窩溫度為例，正常范圍為36.4～37.3℃平均為36.8℃[16]。測量結果在理論范圍內。所以實時系統(tǒng)對體溫的監(jiān)測能夠做到實時、準確。

2018年6月24日，XS隧道2號橫洞工區(qū)正洞施工至10號橫通道口時，檢查發(fā)現(xiàn)10號橫通道平導大里程一側端墻處有初支剝落現(xiàn)象，量測數據未達預警值。7月17日10號橫通道貫通。7月20日，PDK 570+910～PDK 570+960段底板發(fā)現(xiàn)縱向小裂縫，同時PDK 570+972～PDK 570+952段靠正洞側邊墻發(fā)現(xiàn)初支開裂、拱架變形。施工單位隨即在 PDK 570+972～PDK 570+957段錨噴支護內側緊貼設置I18型鋼套拱，套拱施作完成后，底板裂縫未見繼續(xù)發(fā)展，量測結果顯示變形已穩(wěn)定。

2018年8月10日，發(fā)現(xiàn)底板開裂向10號通道前后發(fā)展，向小里程發(fā)展至PDK 570+860，向大里程發(fā)展至PDK 570+995。根據現(xiàn)場調查及測量數據，平導 PDK 570+860～PDK 570+995段底板均有不同程度開裂，底板裂縫寬度在7 mm左右，最大寬度達10 mm。

2018年7月27日-2018年9月2日，平導底板監(jiān)測數據顯示該段坑底隆起最大值為234.7 mm，出現(xiàn)在PDK 570+932處。

2018年7月20日-2018年10月23日平導部分段落底板開裂上鼓，如圖2所示。

圖2 2018年7月20日-2018年10月23日平導部分段落底板開裂上鼓圖

圍巖巖性以為頁巖為主，深灰、灰黑色，泥質結構，薄～中厚層狀構造，頁理較發(fā)育，層間結合一般，局部夾砂巖，巖質較軟，根據勘察期間及施工期間巖石試驗成果，為非膨脹巖。巖層傾角較緩，在掌子面視傾角 0°～20°，總體傾向隧道左側。

2018年9月12日，PDK 570+860～PDK 570+995段支護補強及底板拆換完成，監(jiān)測顯示該段變形已趨穩(wěn)定。

2019年3月16日，經排查，PDK 571+295～PDK 570+995.52、PDK 570+115～PDK 570+650段底板均有不同程度的斷續(xù)縱向開裂，裂縫位于底板中線附近。平導底板已施工 1 274 m，其中底板開裂或開裂后隆起段共計888 m(含已處理的PDK 570+860～PDK 570+995段135 m，該段處理處理后未出現(xiàn)裂縫)，占比70%。

4.2.2 施工工法

綜上，抗血小板治療是目前冠心病治療的關鍵，貫穿著冠心病治療的整個過程。但是，鑒于凝血機制的復雜性和臨床患者的異質性，冠心病患者在應用抗血小板藥物前應充分評估其出血風險，因人而異地選擇適合個體的最佳抗血小板治療方案，實現(xiàn)最大的臨床獲益。

圖3 2019年3月16日-2019年6月20日平導部分段落底板開裂上鼓圖

(3)2019年6月20日-2020年9月6日

2019年12月10日，經現(xiàn)場排查顯示PDK 570+021～PDK 570+115段底板均有不同程度斷續(xù)開裂；PDK 570+115～ PDK 570+757段先期已開裂底板也有不同程度發(fā)展，出現(xiàn)開裂更嚴重、底板隆起范圍加大、隆起更高的情況。

至2019年12月12日底板已施工 2 155.52 m，其中底板開裂或開裂后隆起段共計 1 068 m(含已處理的PDK 570+860～PDK 570+995段135 m，該段處理處理后未出現(xiàn)裂縫)，占比49.5%。

平導底板裂縫發(fā)展至PDK 570+021，此后 PDK 569+695～PDK 570+021段增設仰拱初支鋼架封閉成環(huán)，底板改為弧形仰拱，未見裂縫繼續(xù)發(fā)展。

2019年6月20日-2020年9月6日平導部分段落底板開裂上鼓，如圖4所示。

圖4 2019年6月20日-2020年9月6日平導部分段落底板開裂上鼓圖

至此，XS隧道2號橫洞工區(qū)中部平導發(fā)生隧底隆起變形段落集中在PDK 570+021～PDK 571+294，裂縫展開示意如圖5所示。

圖5 XS隧道中部平導底板隆起變形裂縫展示圖

2.2 地應力及膨脹性測試

為探明隧底隆起變形是否與地應力存在直接關系，2019年8月，采用應力解除法對2號橫洞工區(qū)正洞D1K 570+555斷面右側邊墻進行了巖體應力測試，測試結果如表1所示。結果顯示巖體空間三個主應力大小依次為10.26 MPa、6.42 MPa和5.38 MPa，天然狀態(tài)下巖石單軸抗壓強度值49.0 MPa，得到圍巖強度應力比為Rc/σmax=4.78。結合現(xiàn)場揭示情況，圍巖初始地應力場狀態(tài)屬于高地應力，且測試位置洞軸線與最大主應力大角度相交(69°)，對隧道邊墻巖體的穩(wěn)定相對不利。

表1 應力解除法巖體應力測試成果表

經平導取巖樣5組測試頁巖自由膨脹率為 2%～24%，平均值10.4%，圍巖為非膨脹巖。

2.3 變形原因綜合分析

綜合各階段隧底隆起變形情況，并結合地質情況，XS隧道平導頁巖段隧底隆起變形原因主要為地層巖性軟弱、地質構造復雜、局部高地應力及洞室群效應影響、地下水重分布影響等。

落實“八二分”原則， 把功夫花在平時，經常性近距離有原則地接觸干部。通過民主生活會、年度考核、干部培訓、談心談話、巡察督查、調研座談等多種渠道，全方位、多角度、立體式考察干部，實現(xiàn)干部考核的經常化、制度化、全覆蓋。

2.3.1 地層巖性

點擊菜單[選擇][按位置選擇]，打開選擇對話框，在[目標圖層]勾選建筑物層，[源圖層]選擇陰影柵格轉換而成的矢量圖層，[空間選擇方法]應選 “目標圖層要素的質心在源圖層要素內”；根據需要，設置其余參數，點擊 [確認]完成查詢。建筑物已選中。右擊查詢后的建筑物圖層，選擇[數據]→[導出數據]，打開工具對話框，完成設置，輸出不符合規(guī)范的建筑物。如圖12中，深色表示不符合規(guī)定的建筑。

(2)2019年3月16日-2019年6月20日

在完成抹面施工后要進行水泥混凝土路面的表面橫向紋理處理和路面壓槽施工。壓槽施工中要做到對混凝土表面干濕度的有效把握，例如可采用現(xiàn)場用手試摁的方式進行檢查。同時要在兩側模板位置上放置一根槽鋼，保證槽鋼位置平面朝下，凹面則要朝上，這是為壓紋機提供合理的過往軌道空間[3]。

2.3.2 地質構造

隧道直接小角度穿越區(qū)域性大斷裂——新華斷裂，由于新華斷裂的多期活動性，斷面波狀起伏，斷層發(fā)育十分復雜。隧底隆起變形段落位于斷裂上盤影響帶，距主斷裂破碎帶較近，且發(fā)育次級斷層。施工揭示該段圍巖受地質構造影響，隱伏次級小褶曲發(fā)育，巖體節(jié)理總體較發(fā)育，節(jié)理一般密閉，局部結構體間有錯動現(xiàn)象，圍巖整體較破碎，局部破碎較嚴重。

2.3.3 局部高地應力及洞室群效應

根據巖體中地應力測試成果，斷層影響帶內洞軸線與最大主應力交角較大，且最大主應力方向、仰角與巖層傾向、傾角基本一致，最大主應力對薄層狀的軟質頁巖段隧道邊墻巖體的穩(wěn)定相對不利。在較集中的洞室(正洞、平導、橫通道、變壓器洞室)開挖過程中，地應力多次重分布，隧底臨空巖體在無支護或支護較弱條件下易發(fā)生剪切破壞失穩(wěn)，最終導致隧底隆起變形。

2.3.4 地下水重分布

盡管隧道開挖揭示頁巖段圍巖干燥，地下水不發(fā)育，但揭示可溶巖段地下水發(fā)育，且隧道縱向坡度設計排水是由上游可溶巖段經下游頁巖段排出洞外，地下水的重分布將對頁巖段產生不利影響。

F3=-0.364X1+0.072X2+0.233X3+0.064X4+0.071X5+0.292X6+0.365X7+0.046X8-0.104X9+0.076X10+0.104X11

綜上所述，XS隧道穿越區(qū)域性新華斷裂，中部平導及相應正洞位于斷裂上盤影響帶，該段隧道圍巖以薄層狀緩傾或近水平狀頁巖為主，圍巖質較軟，較破 碎～破碎，地質條件復雜，受水平構造應力和群洞效應等因素影響，隧底圍巖易發(fā)生剪切破壞變形，是引起隧底隆起變形的主要原因。

3 數值模擬分析

3.1 計算模型、參數及工況

由于平導中線距離正洞左線線路中線僅為30 m，平導與正洞間實際凈距僅為20 m左右，局部高地應力及洞群效應可能對正洞產生較大影響。為分析平導底板開裂原因及為制定對應正洞合理的工程措施提供參考，采用有限元軟件對原施工圖地質工況和實測地應力工況進行數值模擬。模擬時采用有限差分軟件FLAC3D，計算工況如表2所示。

表2 數值模擬計算工況表

計算時，圍巖和填土采用莫爾-庫倫模型，初期支護選用實體單元模擬，二次襯砌采用shell單元模擬。

根據圣維南原理，對于地下洞室開挖后的應力應變，僅在洞室周圍距洞室中心點3～5倍隧道開挖寬度(或高度)的范圍內存在實際影響，但考慮高地應力作用，圍巖擾動范圍較普通地層大，因此計算模型在隧道橫斷面邊界考慮大于5倍的隧道開挖洞徑。本文計算模型尺寸取為220 m(水平)×200 m(豎向)。計算模型的底面和兩側邊界條件采用位移邊界，限制其位移，模型頂面為自由面。計算參數如表3、表4所示。

表3 圍巖彈塑性模型參數取值表

表4 混凝土參數表

3.2 計算結果及分析

1.2.1 角膜生物力學分析儀 角膜生物力學測量分析儀（Corvis ST，型號：72100，德國Oculus公司）基于高頻Scheimpflug照相機對角膜形變過程進行超高頻拍照，同時記錄角膜形變幅度圖、角膜壓平長度圖和角膜形變速率圖，可客觀地顯示角膜形變及回復過程，可獲得包括CCT、眼壓、最大變形幅度、最大壓陷曲率、2次壓平速度、時間、長度等多個角膜生物力學參數。

但當無生名詞進入間接及物語位置時，雙及物構式就要對其進行壓制，無生名詞就會變成有生名詞，否則所產生的句子就無法接受。例如：

3.2.1 原施工圖地質

施工圖計算工況下，圍巖及支護結構變形、正洞初期支護及二次襯砌主應力分部如圖6～圖8所示。

圖6 工況一原施工圖圍巖及支護結構位移云圖

圖7 工況一原施工圖正洞初期支護及二次襯砌最大主應力圖(Pa)

圖8 工況一原施工圖正洞初期支護及二次襯砌最小主應力圖

由圖6可以看出，施工圖地質工況下隧道開挖后洞周收斂與拱頂沉降相差不大，拱頂最大沉降約37.4 mm，隧底隆起約29.7 mm，中巖柱側最大收斂約36.6 mm，遠離中巖柱側最大收斂約33.0 mm，平導和正洞初期支護的周邊收斂和拱頂沉降均小于預留變形量，在可接受范圍內。

為避免正洞因高地應力影響結構運營安全，由于受地應力影響，將頁巖地層隧底隆起變形段正洞斷面優(yōu)化調整，調整方式主要為加深仰拱63 cm，即仰拱曲率由原設計1∶17.21增大至1∶10，如圖13所示。

表5 工況一施工圖地質條件結構主應力極值表

從表5可看出，平導、正洞初期支護及二次襯砌的最大、最小主應力均未超過材料極限抗拉、抗壓強度，結構不會被破壞。

3.2.2 實測地應力工況

實測地應力計算工況下，圍巖及支護結構變形、正洞初期支護及二次襯砌主應力分部如圖9～圖11所示。

圖9 工況一原施工圖圍巖及支護結構位移云圖

圖10 工況一實測地應力正洞初期支護及二次襯砌最大主應力圖

圖11 工況一實測地應力正洞初期支護及二次襯砌最小主應力圖

由圖9可以看出，拱頂最大沉降約52.0 mm，隧底隆起約21.9 mm，中巖柱側最大收斂約24.8 mm，遠離中巖柱側最大收斂約20.4 mm，平導和正洞初期支護的周邊收斂和拱頂沉降均小于預留變形量，在可接受范圍內。

由圖10、圖11可以看出，平導最大主應力最大值主要分布在底板中部及靠近邊墻兩側，正洞初期支護最大主應力最大值主要分布在邊墻平臺處，正洞二次襯砌最大主應力主要分布在靠近抑拱中部的兩側；平導最小主應力最大值主要分布在靠正洞側邊墻中部，正洞初期支護和二次襯砌最小主應力最大值主要分布兩側邊墻中部。平導、正洞初期支護及二次襯砌的主應力極值統(tǒng)計如表6所示。

表6 工況一實測地應力條件結構主應力極值表

從表6可看出，平導最小主應力超過了材料極限抗壓強度，正洞初期支護及二次襯砌最大主應力超過極限抗拉強度，襯砌將開裂破壞。

工況二、工況三計算結果和工況一類似。通過數值模擬計算可得出結論，在XS隧道在原施工圖設計地質及實測地應力條件下，正洞支護結構無法滿足結構安全性要求，需進行相應優(yōu)化調整。

4 設計優(yōu)化

4.1 平導

4.1.1 線位調整

XS隧道原設計施工工法為Ⅲ級圍巖采用臺階法施工，Ⅳ級圍巖采用臺階法加臨時橫撐施工，Ⅴ級圍巖采用臺階法加臨時仰拱施工。根據全線開展的隧道機械化施工科研課題研究成果，機械化大斷面施工工法具有一次性快速開挖成型、一次性快速支護的優(yōu)勢，本隧道近水平狀頁巖地層段將施工工法調整為Ⅳ級圍巖采用全斷面帶仰拱施工工法、Ⅴ級圍巖采用微臺階同步掘進施工工法，可在短時間內完成隧道斷面范圍內的全部開挖、支護工序，縮短初期支護封閉成環(huán)時間、成環(huán)距離，對局部高地應力區(qū)隧道開挖后的變形控制極為有利。

圖12 平導線位調整布置圖

4.1.2 結構優(yōu)化

由于平導原設計設置直墻平底板，直墻體、平底板結構簡化后相當于是受彎的梁板式結構，地應力較高時引起結構彎矩較大，從而引起結構開裂破壞。因此，為避免結構局部應力集中，對平導及橫通道進行結構優(yōu)化。將平底板調整為弧形仰拱，部分段落將直墻調整為曲墻結構，并考慮已開挖和未開挖段情況分別實施；同時將本段落的附屬洞室增設弧形仰拱結構。平導優(yōu)化調整措施如表7所示。

表7 平導結構優(yōu)化調整表

4.2 正洞

4.2.1 襯砌內輪廓

由圖7、圖8可以看出，施工圖地質工況下隧道開挖后平導最大主應力最大值主要分布在底板中部及靠近邊墻兩側，正洞初期支護和二次襯砌最大主應力最大值主要分布在拱頂和仰拱中部；平導最小主應力最大值主要分布在靠正洞側邊墻中部，正洞初期支護和二次襯砌最小主應力最大值主要分布兩側邊墻中部。平導、正洞初期支護及二次襯砌襯的主應力極值統(tǒng)計如表5所示。

圖13 正洞內輪廓優(yōu)化調整斷面圖(cm)

以工況一為例進行模擬計算，仰拱曲率調整后，在實測地應力條件下，平導和正洞初支的周邊收斂和拱頂沉降均小于預留變形量，且平導、正洞支護、正洞二襯最大主應力分別為0.62 MPa、1.14 MPa、0.08 MPa，均未超過材料極限抗拉強度，最小主應力分別為18.3 MPa、12.9 MPa、17.2 MPa，均未超過材料極限抗壓強度，襯砌不會出現(xiàn)開裂破壞。

2018年9月2日-2019年3月16日，平導PDK 570+040～PDK 570+860段底板監(jiān)測數據顯示該段隧底隆起變形最大值為144.1 mm，位于PDK 570+521處。2019年3月16日-2019年6月20日平導部分段落底板開裂上鼓，如圖3所示。

原施工圖設計的平導中線距離正洞左線線路中線間距為30 m，為緩解局部高地應力條件下洞室群效應對隧道變形影響，PDK 569+890～PDK 568+000段 1 890 m與左線線間距由30 m調整為45 m，其中 PDK 569+890～PDK 569+790段100 m為過渡段，1～6號橫通道長度發(fā)生調整，如圖12所示。

4.2.3 支護結構

在行間清耕、間作小麥、自然生草3個處理分別選定500株蘋果幼樹。2015年7月調查當年定值成活率；2016年春季進行補栽，8月調查補栽成活率， 2017年4月調查越冬后成活率，統(tǒng)計總體成活率。

(1)主動支護體系

采用傳統(tǒng)多臺階法施工，對應設計的隧道初期支護實際上存在支護力提供較為滯后的問題，主要表現(xiàn)在組合中空錨桿錨固效果差、C25噴混凝土早期/終凝強度等級較低、鋼架整體承載力差等問題。

以工況一為例，分別分析在原施工圖地質和實測地應力條件下模擬計算結果。

結合本隧道高地應力頁巖段施工工法優(yōu)化調整為機械化大斷面法后，考慮到一次性開挖成型后圍巖早期變形比傳統(tǒng)工法更快、更大，應用本隧道科研成果，采用基于洞身主動支護設計理念的“早高強噴射混凝土+先錨后注式系統(tǒng)錨桿+全環(huán)鋼架”主動式初期支護體系。其中，早高強噴混凝土等級為C30及以上，24 h齡期強度不低于15 MPa；先錨后注式系統(tǒng)錨桿主要采用漲殼式低預應力中空注漿錨桿，充分發(fā)揮大型鑿巖臺車施工優(yōu)勢，初始張拉力不低于4 t；采用全環(huán)鋼架，并減少鋼架單元接頭數量，提升鋼架整體承載能力。

(2)輔助支護措施

入冬了，來暖氣了。回想起以前那個零食不如現(xiàn)在豐富的年代，家里大人放在暖氣上烘烤的蘋果干、山楂干、地瓜干和胡蘿卜干等，就成了孩子們的零食。在暖氣旁邊玩邊吃，也成了多少人的童年回憶。其實除了它們，暖氣還能做出各種各樣好吃的。

高地應力區(qū)隧道仰拱區(qū)域是結構薄弱點，本隧道仰拱加深后，未進一步防止正洞隧底隆起，于仰拱底增設地錨，設置于仰拱鋼架之間，每兩榀設置1環(huán)，采用9 m長φ32砂漿錨桿，環(huán)向間距2.5 m，每環(huán)5根，具體布置如圖14所示。仰拱初支噴射混凝土層增設φ8鋼筋網，網格間距20 cm×20 cm。其次，Ⅳ、Ⅴ級圍巖段襯砌主筋分別加強至φ22、φ25，初期支護鋼架分別加密至0.8 m、0.6 m。

前面談到的具象的幸福觀是池莉以人的不同角色來展現(xiàn)的幸福觀，這樣的幸福觀是被抽象的幸福觀所統(tǒng)領的。池莉的抽象幸福觀認為承擔屬于自己的責任就是幸福。

圖14 仰拱地錨布置圖(cm)

4.2.4 地下水處理

經開挖揭示，D1K 569+095～D1K 569+046為非可溶巖與可溶巖接觸帶(灰?guī)r頁巖互層)，根據隧道縱向坡度設計，上游可溶巖段地下水可能通過節(jié)理裂隙由隧道周邊向低高程端的隧底隆起變形處理段徑流，地下水重分布會對本段產生不利影響。

為防止地下水串流影響，于D1K 569+033、D1K 569+045段隧底設置2道止水隔墻，如圖15所示。隔墻深、寬均 1 m，采用仰拱襯砌同級別混凝土，與仰拱同時施作；D1K 569+024～D1K 569+060段隧底排水管加密設置，縱向盲溝間隔6 m設單向導水管引入隧道中心溝。采用5 m長φ42小導管對該接觸帶D1K 569+027～D1K 569+051段全環(huán)徑向注純水泥漿漿封堵，形成止水隔墻。

圖15 止水隔墻圖

5 現(xiàn)場監(jiān)測

為驗證設計優(yōu)化措施的有效性，對圍巖壓力及支護結構內力進行監(jiān)測。考慮到隧底變形情況，初期支護(圍巖)監(jiān)測采用3種方案，二襯襯砌采用一種方案，測點布置如圖16、圖17所示，監(jiān)測斷面布置如表8所示。

圖16 初期支護(圍巖)測點布置圖(m)

圖17 二次襯砌測點布置圖

表8 監(jiān)測斷面布置表

以D1K 570+810斷面隧底隆起變形監(jiān)測結果為例，時程曲線如圖18所示。仰拱最大隆起變形為3.86 mm，變形在前15 d隨時間增加變化較快，隨后變化較慢，第100 d后基本穩(wěn)定，表明隆起變形得到了有效控制。

圖18 D1K 570+810斷面仰拱中部隆起變形時程曲線圖

支護結構內力監(jiān)測結果如表9所示。

表9 監(jiān)測斷面布置表

從實測內力可以看出，優(yōu)化調整后相對于原設計圍巖壓力和噴混凝土應力均有不同程度減小，二次襯砌安全系數均有不同程度增大。因此，上述襯砌內輪廓調整、施工工法調整、主動初期支護體系及地下水處理等一系列措施可起到較好的變形控制效果。

6 結論與建議

本文采用理論分析、數值計算及現(xiàn)場測試等手段，分析了XS隧道平導底部隆起變形成因并提出了相應的調整優(yōu)化方案，得出以下結論：

(1)通過應力解除法對XS隧道近水平狀頁巖層地應力測試，圍巖強度應力比為Rc/σmax=4.78，結合揭示巖性，圍巖初始地應力場狀態(tài)屬于高地應力；根據膨脹性測試結果顯示為非膨脹巖。引起平導隧底隆起變形是否與地應力存在直接關系，綜合各階段隧底變形特征，結合地質情況，隆起變形原因主要為地層巖性軟弱、地質構造復雜、局部高地應力及洞室群效應影響、地下水重分布影響4+個方面。

(2)基于實測地應力，原設計二次襯砌數值計算的混凝土應力值超過材料強度，但根據應力應變監(jiān)測結果顯示二次襯砌依然處于安全狀態(tài)，表明模擬計算的指導性與實際仍然存在一定差異。

(3)采用平導線位與結構調整、正洞工法優(yōu)化、內輪廓優(yōu)化、支護體系優(yōu)化及地下水處理措施后，變形監(jiān)測及應力應變監(jiān)測結果表明，優(yōu)化調整措施控制了變形繼續(xù)發(fā)展，并進一步提升了支護結構安全冗余系數。

單元信息的關聯(lián)也可分為基于主題的內容關聯(lián)和基于特征的外部關聯(lián)兩種。其中，單元信息的內容關聯(lián)主要通過主題標注實現(xiàn)。主題詞是規(guī)范化的詞語，能夠揭示出單元信息所屬的學科領域，代表文獻的核心內容。主題詞鏈接到單元信息庫中以該詞為關鍵詞的單元信息和來源文獻，可以利用主題詞之間的關聯(lián)揭示內容之間的關聯(lián)，挖掘知識間的隱性關聯(lián)關系。單元信息的外部關聯(lián)如相同名稱、相同主題、相同來源的單元信息，以及與來源文獻的關聯(lián)。本體法適合于知識內部關聯(lián)的組織，通過豐富的詞及詞間關系實現(xiàn)單元信息的內容關聯(lián)；關聯(lián)數據適合于知識外部關聯(lián)的組織，通過RDF和URI對信息資源進行描述和定位，實現(xiàn)任何單元信息的外部關聯(lián)。

隧道工程設計應充分考慮支護結構在特殊地質環(huán)境中的適應性，如在薄層狀緩傾頁巖地層，采用部頒通用圖襯砌形式及支護參數無法完全保證隧道絕對安全，在未來其他類似地層中修建隧道應在設計階段適當考慮地質構造、地層巖性等因素進行針對性設計。如采用倒拱式結構，設計為軌道結構與隧道仰拱結構分離形式，使仰拱變形與軌道結構之間互不干擾，避免對行車安全造成影響。同時，高速鐵路無砟軌道精度要求極高，對隧道底部變形具有極強的敏感性特性，但隧道土建施工實際上難以做到與之相匹配的精度，兩者精度要求有著數量級的差異，如何處理這一矛盾，需進一步研究。