DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 1. 引言 红砂岩为富含铁质氧化物而呈红、深红或者褐色的砂岩、泥岩，主要分布于我国华东、西南及中南各省区。由于其成岩的时间较晚、组成岩石的碎屑堆积物成分混杂，且胶结物大多数为泥质成分，导致其岩石的胶结性不良，矿物稳定性差，风化迅速，其风化产物水敏感性极强，干湿循环作用下易发生膨胀崩解，工程性质较差 [ 1 ] [ 2 ] 。加之红砂岩大多数属于软岩或极软岩，单轴抗压强度较低，所以无法直接用来填筑路基。但利用其易风化，遇水易崩解的特点，可将红砂岩经人工崩解后形成的崩解产物作为路基填料 [ 3 ] [ 4 ] 。但是，已有研究及工程实例表明，利用崩解后的红砂岩填筑的道路在通车运营后，路基经常出现不均匀沉降并产生裂缝，存在一定的工程问题。尤其是在夏季多雨的情况下，加之地下水位升降的影响，红砂岩路基土常处于干湿循环或长期浸水的环境中，环境的干湿交替可改变路基土的力学状态，影响路基工程的稳定性，造成路基变形、塌陷等工程问题，从而极大地降低了行车的安全性。因此，探究红砂岩崩解性，了解红砂岩崩解规律，通过改良方法提高其水稳定性就显得尤为重要。曾胜 [ 5 ] 等通过计算红砂岩边坡安全系数发现，多次干湿循环后，边坡安全系数下降至天然状态下的40%，很容易发生变形破坏；曾清林 [ 6 ] 等通过室内崩解试验及对原状红砂岩及崩解后的红砂岩进行微观结构分析得出，崩解作用有助于红砂岩中亲水性强的矿物流失，改善其遇水膨胀特性，减少道路路基的沉降。吴道祥等 [ 7 ] 利用室内浸水崩解试验，分析了红砂岩崩解后颗粒级配变化情况，得出结论，红砂岩类型及其黏土矿物含量是决定红砂岩崩解性强弱的主要内在因素，且随着崩解的进行，红砂岩的崩解性逐渐减弱甚至消失；祝艳波 [ 8 ] 等研究表明水泥、石灰、粉煤灰等固化剂可以有效抑制红砂岩的膨胀性，使其力学性能有了较大提高，能够满足高速公路设计强度要求；王帅等研究表明水泥或石灰作为改良剂效果较好，可以大大提高红砂岩强度，改善其填料的崩解性 [ 9 ] ；高慧芳 [ 10 ] 等研究表明石灰与粉煤灰复掺，其强度介于水泥固化土及石灰固化土之间，且强度呈现后期持续增长的特点。 本研究通过崩解试验，研究了原状红砂岩的崩解规律并利用水泥、石灰对红砂岩进行了改良。通过干湿循环和长期浸水试验，对比了不同工况下水泥和石灰改良土的无侧限抗压强度及质量的变化规律，并阐述了其作用机理。
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user: 2. 试验材料和试验方案 2.1. 试验材料 本试验所采用的原材料为山东章丘桃花山地区的红砂岩，利用液塑限联合测定法测得液限为27.75%，塑限为15.75%，塑性指数为12；利用密度计法测得其充分崩解后颗粒以粒径小于0.075 mm的细粒为主，为低液限粘土；采用重II-2型击实试验测得原状土及改良土的最佳含水率及最大干密度见表1； Table 1 Optimal moisture content and maximum dry density of red sand and improved soi 原料 比例 最佳含水率/% 最大干密度/g/cm 3 红砂岩 100 8.84 2.03 石灰：红砂岩 4:96 11.31 1.98 石灰：红砂岩 6:94 12.49 1.96 石灰：红砂岩 8:92 13.01 1.93 水泥：红砂岩 4:96 9.52 2.01 水泥：红砂岩 6:94 9.78 2.00 水泥：红砂岩 8:92 10.59 1.98 表1. 红砂岩及改良土的最佳含水率和最大干密度 2.2. 试验方案 将红砂岩切成4 × 4 × 4 cm的立方体试块，取12个试块进行崩解试验。将试块放入容器，加水至淹没试块。浸泡时间设置为第一次30 min，之后为每次24 h。达到浸泡时间后，将容器内崩解后的红砂岩带水依次过5 mm、2 mm、1 mm、0.5 mm、0.25 mm、0.075 mm孔径的土壤筛并反复冲洗。将各级筛中的崩解物置于烘箱内于105℃下烘干至恒重(时间不少于24 h)，冷却至室温后，称取各级筛中崩解物质量。记录质量后将崩解物再次倒入容器，加水进行下一次崩解，依次循环，完成崩解实验。 将红砂岩原料进行3次人工浸水崩解，烘干后用木碾碾碎，过5 mm筛。按相关规程 [ 11 ] 制件并在标准条件下养护28 d后分别进行干湿循环及长期浸水试验。 干湿循环试验共制备5组试件(每组6个)。将试件放入烘箱中低温烘干24 h (温度保持50℃)，从烘箱中取出试件，室温下(20℃左右)冷却1~2 h后称重并泡入水中浸泡24 h，取一组试件进行无侧限抗压强度试验，此为一次循环，五组试样分别进行1、2、3、4、5次循环。每次循环后分别测试试件的无侧限抗压强度和质量。 长期浸水试验共制备4组试件(每组6个)。分别置于水中浸泡1 d、7 d、28 d和90 d后，测试其无侧限抗压强度。
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user: 3. 试验结果及分析 3.1. 红砂岩的崩解性 崩解是红砂岩失去整体性，逐步解体分散的过程。该地区红砂岩的崩解曲线如图1所示。由图可知，红砂岩在解体分散过程中，随崩解次数的增加，粒径 > 5 mm的颗粒呈现逐渐减少的趋势，减少的速度先快后慢，第一次崩解后，其含量仅剩31%，崩解3次后，其含量低于10%，说明该红砂岩水稳定性极差，遇水后极易崩解。粒径0.075~5 mm的颗粒呈现先增加后降低的趋势，均出现极值现象。粒径越大，崩解性就越强，崩解速度越快，达到含量极值的崩解次数也就越少。粒径 < 0.075 mm的颗粒在前10次干湿循环过程中呈持续增加趋势。 图1. 红砂岩崩解曲线 图2为随崩解次数的增加，红砂岩在不同尺寸筛孔的通过率曲线。随崩解次数的增加，通过率曲线越来越密。说明早期的干湿循环对红砂岩的崩解效果最为明显，每一级粒径的含量变化率较大。循环次数越多，红砂岩崩解的越充分，粒径变化程度也就越小。 红砂岩的浸水崩解是一种物理风化现象，其主要与黏土矿物有关 [ 12 ] 。蒙脱石、伊利石和高岭石等黏土矿物颗粒与颗粒之间靠较弱的吸引力连接而成。由于结构单元表面呈负电性，故极性水化阳离子和极性水分子易受到电性吸引进入结构单元之间，在结构单元之间形成一层水膜，使得层间间距增大，从而导致岩石表面产生微小裂缝，随着水分的不断侵入，可溶性胶结物不断流逝 [ 13 ] [ 14 ] ，在水的毛细作用下微裂缝不断扩展，最终导致岩体的开裂。 3.2. 干湿循环条件下改良土强度的变化规律 未改良的素土试件进行一次干湿循环，试件便发生崩解溃散，无侧限抗压强度为0 MPa。掺入水泥、石灰进行改良后，红砂岩水稳定性有了极大提高。图3为改良土无侧限抗压强度随干湿循环次数的变化曲线。由图可以看出，固化剂掺量为4%时，石灰改良土的强度随循环次数的增加先上升后下降，而水泥改良土的强度则呈现持续下降的趋势。固化剂掺量为6%和8%时，石灰改良土和水泥改良土的强度随循环次数的增加均呈现先上升后下降的趋势。原因在于：红砂岩改良土最优含水率较低，拌和时加入的水，大部分被土体吸收，造成参与水化反应的水较少，胶凝材料掺量较大时，不能完全进行水化反应。从而在干湿循环初期，随着循环次数的增加，改良土的水化反应得到进一步发展，强度不断提高。当干湿循环达到一定次数后，对改良土结构产生的破坏作用不断累积，加之土粒间的盐溶质不断流失 [ 15 ] ，导致改良土产生了大量微裂缝，随循环次数的增加，微裂缝逐渐变大，削弱了结构的完整性，无侧限抗压强度逐渐降低。 图2. 崩解后红砂岩通过率曲线 图3. 改良土强度与干湿循环次数的关系 进一步分析试验结果可以发现，随着固化剂掺量的增加，其强度峰值点所对应的循环次数不断增大。说明固化剂掺量越高，其水化反应所需要的循环次数越多。 经过五次干湿循环，4%掺量水泥、石灰改良土强度分别由2.05 MPa、1.09 MPa下降至1.18 MPa、0.74 MPa，强度损失率分别为42.4%和32.1%；6%掺量的水泥、石灰改良土强度分别由2.5 MPa、1.14 MPa下降至2.07 MPa、1.04 MPa，强度损失率分别为17.2%和8.8%。对比可知，掺量较低(4%、6%)时，在干湿循环下石灰改良土的强度损失率要低于水泥改良土。原因在于，改良土中的黏粒具有吸水膨胀、失水收缩的特性。在改良土进行干湿循环时，必然在内部发生干缩和湿胀变形。水泥改良土内部生成水化硅酸钙凝胶及钙矾石晶体，结构较为紧密(如图4(a))，本身具有一定的强度，变形会受到水泥改良土自身强度的限制。当变形产生的应力超过水泥改良土自身的强度时，就会在土颗粒连结薄弱处产生微裂缝，随着干湿循环次数的不断增加，干缩和湿胀变形也进一步增大，导致裂缝进一步扩展，造成强度的降低。而石灰改良土中的氢氧化钙遇水离解出的Ca 2+ 可以置换出土中的Na + 、K + 等阳离子，改变了土颗粒表面带电状态，减少了黏土颗粒表面吸附水膜的厚度，使分子间引力增加，有效的抑制了黏土矿物的吸水膨胀作用，且石灰改良土相对较软，相比于水泥改良土，其结构较为疏松(如图4(b))，为干缩湿胀提供了一定的变形空间。故低掺量时，石灰改良土在干湿循环下的性能要优于水泥改良土。对比8%掺量的水泥、石灰改良土，经过5次干湿循环后，水泥改良土强度增长3.9%，石灰改良土强度降低2.5%。原因在于:掺量较高时，水泥改良土自身强度较高且处于不断发展的状态，能够抵消大部分的干湿循环导致的变形应力。从而五次干湿循环后水泥改良土强度略高于初始状态。 图4. 改良土标准养护28 d的SEM照片 图5为改良土质量随干湿循环次数的变化规律。由图可知，水泥、石灰改良土质量随干湿循环次数的增加呈现逐渐降低的趋势。4%的水泥、石灰改良土经5次干湿循环后，质量损失率分别为4.02%和1.33%；6%的水泥、石灰改良土质量损失率为1.04%和0.92%；8%的水泥、石灰改良土质量损失率为0.59%和0.62%。低掺量时(4%、6%)，水泥改良土的质量损失率高于石灰改良土；高掺量时(8%)，两种改良土结构均较完整，无大块脱落现象，试件形态变化差异不大，质量损失率基本相同。 图5. 改良土质量与干湿循环次数的关系 对比干湿循环后改良土的破坏形态(如图6)可知，对于4%掺量的水泥改良土，循环2次时，试件表面开始出现裂缝；随循环次数增加，裂缝不断扩展，并出现了少量浅坑；循环5次后，试件边缘出现了大块脱落，试件表面破坏严重。对于4%掺量的石灰改良土，其5次循环后试件边缘仅出现了少量脱落，表面结构相对完整，进一步说明了低掺量时，石灰改良土抗干湿循环的能力要明显优于水泥改良土。 图6. 改良土破坏形态随干湿循环次数的变化 3.3. 长期浸水条件下改良土强度的变化规律 图7为改良土强度与浸水时间的关系曲线。由图可知，两种改良土的无侧限抗压强度随浸水时间的延长均呈现不断增长的趋势。对比可知，水泥改良土强度增幅较大，8%掺量的水泥改良土强度由3.09 MPa增长至5.03 MPa，增幅为62.8%。相同掺量的石灰改良土增幅仅为5.7%，且后期强度基本没有增长。原因在于，水泥改良土含水量较低，水分不足以让水泥完全进行水化，将试件浸入水中后，水分通过土颗粒间空隙逐渐渗入试件内部，未水化完全的水泥得到进一步水化，从而加强了土颗粒间的连结力，填充了土颗粒间的空隙。而且不同于干湿循环作用，长期浸水下水泥改良土不会发生循环性的干缩湿胀，从而减小了体积变化应力对结构的破坏，这就导致水泥改良土在浸水后强度一直处于上涨阶段。将石灰改良土试件浸入水中后，一部分未反应完全的石灰继续进行火山灰反应，改良土强度有了一定提高。然而，不同于水泥改良土的是，石灰改良土的火山灰反应较慢，随着浸泡时间的延长，一部分土颗粒间未反应完全的石灰和部分盐溶质溶解流失。导致土颗粒胶结性变低，颗粒间空隙的填充性变差，从而强度在并没有显著提高。所以对于长期浸水试件的水稳定性来说，水泥对红砂岩的改良效果要高于石灰。 图7. 改良土强度与浸水时间的关系
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user: 4. 结论 本研究通过室内试验，研究了原状红砂岩在干湿循环条件下的崩解规律。并对改良后的红砂岩进行了干湿循环和长期浸水试验，研究了其在不同条件下的强度和质量变化，探究了胶凝材料种类及掺量对红砂岩水稳定性的改良效果。 1) 红砂岩在干湿循环条件下极易崩解，粒径越大，崩解性就越强，崩解速度就越快，粒径 > 5 mm的颗粒在第一次崩解后，其含量仅剩31%。 2) 干湿循环条件下，胶凝材料掺量较高(8%)时，水泥改良土的强度损失率低于石灰改良土，试件结构较为完整，质量损失率与石灰改良土基本相同。故高掺量时，水泥改良土的水稳定性较好； 3) 干湿循环条件下，胶凝材料掺量较低(4%、6%)时，水泥改良土的强度损失率高于石灰改良土，试件破损严重，有大块脱落现象，质量损失率高于石灰改良土。故低掺量时，石灰改良土在水稳定性较好。 4) 长期浸水条件下，水泥改良土强度增长显著，而石灰改良土强度增长缓慢，故水泥改良土在长期浸水条件下的稳定性要高于石灰改良土。
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user: 摘 要 目前使用最广泛和成熟的压水堆包壳材料是Zircaloy-2和Zircaloy-4。然而随着核动力反应堆技术朝着提高燃料燃耗和降低燃料循环成本、提高反应堆热效率和提高安全可靠性的方向发展，对关键核心部件燃料元件包壳材料锆合金的性能提出了更高的要求，包壳耐腐蚀性能、吸氢性能、力学性能及辐照尺寸稳定性等。总而言之，包壳材料是核反应堆重要的组成部分，最终包壳材料在核反应堆运行过程中性能的变化情况决定了反应堆的使用寿命及安全可靠性。因此，需要深入研究压水堆堆内行为的演变规律能为更优异综合性能的新锆合金设计、加工工艺优化等提供新的思路。本文综述了近年来国内外对目前压水堆锆合金包壳材料(Zircaloy-2和Zircaloy-4)的研究概况，即基于高温高压下包壳材料在核反应堆中受到冷却剂冲刷(析氢腐蚀和吸氧腐蚀)和辐照蠕变，分析和总结了对包壳材料性能退降的原因。此外，展望了未来研究的方向。 关键词 :Zircaloy，析氢，氧化，辐照蠕变，性能退降 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 随着国内外对能源的需求和要求不断提升，温室效应和气候变化的日益加重，因而，寻找可靠性、可持续性、经济性和绿色环保的清洁新能源越来越受到国内外的重视。核能作为清洁新能源之一，尤其是核电站核燃料方面的研究，日益受到国内外政府的重视。自1970年建立了第一批商业化核电站后并被证实是可靠且有经济竞争力，因而，核电站的发展日益受到世界各国的关注。随着核电站技术的不断进步和发展，因此建立产生更大电能的核电站来满足日益增长的工业生产需求。核电站的核心部分是核反应堆，它是通过一系列核聚变或核裂变来产生各种中子、γ射线等高能射线来产生高能量。因此，对核反应堆所用的材料性能提出了更高的要求，尤其是对要产生更大电能所用的材料。其中，燃料元件受到辐照破坏的研究也是主要研究方面之一。 锆合金具有优异的综合性能，它的热中子吸收截面只有0.18 × 10 −28 m 2 。如Zircaloy-2、Zircaloy-4和Zr-1Nb等锆合金的热中子吸收截面也只有(0.20~0.24) × 10 −28 m 2 。在300℃~400℃的高温高压水和蒸汽中有良好的耐蚀性能，在堆内有相当好的抗中子辐照性能。此外，锆合金具有热膨胀系数小、热导率高，对核燃料有良好的相容性且容易冷加工等优点。因此锆合金被广泛用做核反应堆包壳材料 [ 1 ] - [ 8 ] 。目前使用最广泛和成熟的压水堆包壳材料是Zircaloy-2和Zircaloy-4。在核反应堆芯部，锆合金受到快中子通量的轰击(E > 1 MeV)，这将导致锆合金的辐照损伤。合金的辐照损伤主要是由于快中子和合金原子的弹性相互作用，这使得在没有改变目标原子的情况下，合金原子离开其晶格位置并产生点缺陷。从而，降低锆合金的综合性能。在核反应堆运作过程中，包壳材料是处于非常恶劣的环境下，它要受到高温、高压、辐照和腐蚀的综合作用，必须对Zircaloy在这种环境下受到的破坏做相应的研究，以保证核反应堆正常运行和人身安全及其使用寿命的预测。国内外从理论计算和实验研究两种方式对核反应堆所用的包壳材料在反应堆运行时，包壳材料性能退降方面做了大量而深入的研究 [ 9 ] - [ 15 ] 。本文对近年来，锆合金包壳材料在性能退降方面的研究做了系统的分析，归纳和总结，并对这方面未来研究的方向提出了一些建议。
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user: 2. 核燃料包壳化学成分 由于锆合金具有非常低的吸收中子能力，这样大大节省了燃耗，并且在高温时具有良好的热导率、耐氧化性能和抗腐蚀性能。因此，目前使用最广泛的压水堆包壳材料是锆合金(Zircaloy-2和Zircaloy-4)，它们的化学成分如表1所示。其中，Zircaloy-2应用于沸水核反应堆，Zircaloy-4应用于压力水核反应堆。 Table 1 Chemical composition of Zircaloy Weight % of Alloying Elements Alloy Sn Fe Cr Ni Zr and Impurities Zircaloy-2 1.5 0.12 0.1 0.05 Balance Zircaloy-4 1.5 0.22 0.1 - Balance 表1. Zircaloys的化学成分 锆合金腐蚀是核反应堆使用中的燃料包壳退化的主要影响因素之一。在核反应堆中冷却水与锆合金包壳的表面反应，使得锆合金包壳氧化和释放氢。接着，锆合金吸收氢形成氢化物(氢化)，招致锆合金包壳管脆化。Zircaloy的氢化、氧化和蠕变是影响Zircaloy力学性能的主要因素。以下综合了近年来国内外学者对这方面的主要研究为Zircaloy的氢化、氧化行为和Zircaloy的辐照蠕变行为。
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user: 4. Zircaloy的氧化行为 Zircaloy氧化过程由以下3个步骤组成。Zircaloy的氧化过程示意图如图4所示 [ 33 ] 。 1) 氧在水分子中的分离并被Zircaloy氧化层表面吸附。 2 H 2 O → dissicoiation 4 H + + 2 O adsorbed 2 − (2) O adsorbed 2 − + V o ¨ → absorption O absorbed 2 − (3) 2) 由于缺陷浓度梯度，氧阴离子扩散或者通过Zircaloy氧化物体或者沿着氧化物晶界。当氧阴离子到达氧化物与金属的界面时，它与Zr阳离子反应生成新的氧化物。 Zr → oxidation Zr 4 + + 4 e − (4) Zr 4 + + 2 O absorbed 2 − → formation ZrO 2 (5) 3) 新的氧化物形成后释放电子，接着迁移通过氧化层来还原H离子。 4 H + + 4 e − → reduction 2 H 2 (6) 图4. Zircaloy氧化过程示意图 4.1. 氧化行为的理论计算 目前关于锆合金氧化行为的理论计算的公开报道较少。A.V. Ruban等人 [ 35 ] 通过第一性原理计算，预测了Zr-O间隙合金的的有序化类型。ZrO 1/6 是氧原子占据间隙位置的每个(0001)面。Z. Wang等人 [ 36 ] 则通过分子动力学模拟了ZrO 2 的晶界和晶粒取向的演变。模拟结果揭示了随着变形量的增加，靠近晶粒的位错将发射出来，进而影响原子的相对运动导致相邻原子排列的变化，最终使得相邻两个晶粒合并。这个模拟结果与实验观察到的现象相一致。 4.2. 氧化行为的实验研究 N. Stojilovic等人 [ 37 ] 采用AES和TPD方法分别研究了在温度为150 K和300 K，18O 2 对Zircaloy-4的作用。结果表明，在这个两个温度下氧化没有明显的差异；水脱吸是涉及临近表面的物质传输，并且它依赖于原始的18O 2 的吸附温度。而A. Yilmazbayhan等人 [ 38 ] 应用透射电子显微镜研究了Zircaloy-4、ZIRLO和Zr-2.5Nb三种锆合金在纯水和含锂水两种环境下的氧化行为。得知，这三种锆合金的氧化物差异，且这些差异是来源于不同的腐蚀动力学。W. Qin等人 [ 39 ] 则通过建立热力学模型来研究锆合金形成的ZrO 2 薄膜及其对腐蚀的阻抗。研究结果表明，正方相的ZrO 2 到单斜相的ZrO 2 薄膜转变显著影响了氧化物腐蚀阻抗；ZrO 2 薄膜的中间合金沉淀能过减少断裂变形；通过消除正方相的ZrO 2 到单斜相的ZrO 2 的产生来提高锆合金的腐蚀阻抗。X. Ma等人 [ 40 ] 深入研究了在温度为973 K至1123 K (中温)和温度高于1373 K至1523 K (高温)时低含量锡的Zircaloy-4的氧化动力学并计算了氧的扩散系数，得到了一个温度范围为973 K至1523 K氧的扩散系数为D α = 4.604 exp (−214.44 kJ/RT) cm 2 /s。 进一步地，N. Ni等人 [ 41 ] 通过透射电子显微镜，研究了孔隙率控制锆合金的氧化行为。结果表明，氧化物孔隙率的增加是随着氧化速率和孔隙形貌变化而显著增加的；开始纳米级的小孔在氧化物与金属界面形成，逐渐通过晶界扩散到氧化物与金属界面促进锆合金的进一步氧化。Pia Tejland等人 [ 42 ] 则通过透射电子显微镜和扫描电子显微镜研究了两种不同第二相尺寸和不同腐蚀阻抗的Zircaloy-2的氧化物大小对Zircaloy-2后期断裂的影响。获知，第二相是断裂的形核点，后期断裂加速了Zircaloy-2的氧化进程。 4.3. Zircaloy的辐照蠕变行为 辐照蠕变最直接的机制是位错的滑移和攀移机制蠕变，即通过辐照产生的点缺陷来辅助变形产生的位错绕过障碍。蠕变应变的影响因素和相互关系如图5所示 [ 43 ] 。 图5. 蠕变应变的影响因素和相互关系 4.3.1. 辐照蠕变行为的理论计算 Venkat Rao Mallipudi等人 [ 43 ] 采用有限元方法计算模拟并结合非轴向蠕变实验研究了不同温度下氢对Zircaloy-4蠕变行为的影响。结果表明，在高温时氢减少了蠕变应力比低温时更明显，氢化物空间分布变化越大，蠕变应力越大。而J.W. Dunlop等人 [ 44 ] 采用修正的Kocks，MeckingEstrin (KME)建立的塑性变形模型并结合恒定应变速率的拉伸测试及应变速率跃迁测试来研究Zircaloy-4的蠕变行为。结果表明，新建立的模型能更好预测Zircaloy-4的蠕变行为。Ville Tulkki等人 [ 45 ] 则基于粘弹性理论建立了一个Zircaloy蠕变模型来研究Zircaloy蠕变行为。得知，粘弹性行为对瞬间条件下燃料球团从Zircaloy包壳相互作用和脱落有影响。 4.3.2. 辐照蠕变行为的实验研究 J.H. Moon等人 [ 46 ] 采用修正的螺型位错割阶蠕变模型研究了Zircaloy-4的蠕变机理并通过对Zircaloy-4蠕变实验测试。结果表明，温度低于510℃出现高割阶的螺型位错，在温度为510℃~593℃范围内，螺型位错转变为更多的刃型位错。而Troy A. Hayes等人 [ 47 ] 采用扩散控制的空位长大机制来研究Zircaloy-2蠕变断裂机制。结果表明，Zircaloy-2蠕变空位断裂失效机制是由断裂表面附近的外延空位形核和长大引起的。TROY A. HAYES等人 [ 48 ] 则研究了通过普通的“五阶定律”机制并结合实验研究了温度范围为300℃~850℃下Zircaloy-2和Zircaloy-4的蠕变行为。得知，位错滑移很可能是控制着蠕变速率的变化，Zircaloy-2和Zircaloy-4的蠕变速率分别为4.8和5。 B. M. Morrow等人 [ 49 ] 通过Zircaloy-4蠕变测试和并结合全息场透射电子显微镜验证修正的螺型位错割阶蠕变稳态应变速率模型来预测Zircaloy-4蠕变行为的合理性。A.R. Massih [ 50 ] 则采用两个单相区域的相转变模型和超塑性模型两种模型并结合在温度范围为900~1400 K下高温稳态蠕变测试数据来研究Zircaloy-4蠕变行为。结果表明，两个单相区域的相转变模型与测试数据不怎么相符，而超塑性模型测试数据比较相符合。A. Sarkar等人 [ 51 ] 深入研究了氢对Zircaloy-4蠕变行为的影响。结果表明，H存在于固溶体中增加了退后过后的Zircaloy-4的蠕变速率，而减少了冷加工应力释放的Zircaloy-4的蠕变速率。 进一步地，R.W. Kozar等人 [ 52 ] 研究了在不同的温度和应力下，测试了Zircaloy-2的核反应堆内的原位监视的蠕变行为，并比较了几种不同的弹性变形蠕变机制。获知，这些弹性变形蠕变机制分别适用于低、中和高应力区域内。变化的蠕变速率主要受位错亚结构变化影响而不是辐照辅助的点缺陷运动影响。B. Kombaiah等人 [ 53 ] 则通过做了温度范围为500℃~600℃，高应力(>10 −3 E)下，Zircaloy-4非轴向蠕变测试，来揭示蠕变速率控制机制。结果表明，该条件下，蠕变速率控制机制主要是由螺型位错的纵向滑移来控制。
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user: 5. 结束语 核燃料元件关系到核反应堆能否正常安全的运行，因此受到国内外学者对核反应堆运行过程中，核燃料元件受到的辐照破坏做了大量深入的研究。综上所述，近几年国内外学者来针对目前压水堆锆合金(Zircaloy-2和Zircaloy-4)做的主要研究工作是高温高压下包壳材料性能的演变。 结合以上对核燃料元件受到辐照破坏的近年来研究，得出以下一些结论： 1) 辐照蠕变在核反应堆运作过程中，主要是中子辐照使Zircaloy包壳产生点缺陷，并结合Zircaloy固有的位错共同作用下产生的弹性变形。辐照蠕变主要经过一次蠕变，稳态蠕变及最后的失效三个阶段。 2) 在核反应堆运作过程中，包含在Zircaloy包壳内的UO 2 球团不断变热，膨胀和破裂导致Zircaloy包壳受到多个轴向应力，这将减薄Zircaloy包壳的壁厚。另外，Zircaloy包壳受到水溶液腐蚀产生氢导致其氢化脆断。这些都严重减少了包壳材料的使用寿命。 对于核燃料元件方面的未来研究，提出了一些建议： 1) Zircaloy-2中的镍元素吸收氢，容易导致Zircaloy-2氢化脆断。因此为了降低锆合金的吸氢速率，来减少锆合金的力学性能退化速率，必须寻找新的元素来代替，目前据公开报道的文献中得知通过添加Nb元素，具有更好的抗腐蚀能力和更低的吸氢速率。 2) 由于各种蠕变模型的建立本质上是基于经验的，不能够真实地预测蠕变行为，因此需要结合各种模型和一些弹性特征来更好地理解和反映蠕变行为。 3) 在核反应堆运行过程中，受到辐照破坏后的核燃料元件变化是极其复杂的。从世界各国学者对辐照蠕变做的实验研究，得知，辐照蠕变是受到相互变化的变量影响的，然而有些变量是不能控制的的变量，因此，不能结合辐照蠕变模型及其机理来更好地理解包壳材料在辐照过程中的实际变化情况。据此，为了更好地反映包壳材料在辐照过程中的实际变化情况，可以通过实验获得更多的物理量，并基于第一性原理来计算得到相应的变量。
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user: 摘 要 隧道工程地质条件复杂、开挖难度大，尤其是特大断面隧道开挖工程，为了保证施工安全性，需要选择合适的支护结构。本文以贵安新区浅埋软岩特大断面隧道群项目为工程背景，在确保安全的前提下，为了提高施工进度，采用小断面变大断面进行开挖，选用组合钢模衬砌作为特大断面隧道开挖的支护结构。利用朗肯土压力理论计算得到了不同埋深隧道围岩垂直压力、水平压力，设计了组合钢模衬砌结构参数。通过隧道围岩两帮位移和拱顶沉降位移监测结果，变形量在控制范围内，对围岩的扰动小，表明选用的组合钢模衬砌结构能有效的控制隧道围岩的变形，采用的工作原理及工艺流程是可行的，确保了隧道施工进度和安全。此次施工技术和方法可为类似工程提供借鉴。 关键词 :隧道工程，特大断面，组合钢模，围岩变形 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 隧道工程地质条件复杂，仅依靠围岩自身承载能力往往无法保证工程施工的安全性，因此，施工过程中选择合适支护结构是关键。在隧道钢筋混凝土衬砌施工中，全液压钢模台车的应用不仅可以提高混凝土施工质量，同时也能提高施工工效，节约成本。张志高等 [ 1 ] 在隧道混凝土衬砌中进行了组合钢模板支护；罗勇等 [ 2 ] 利用脚手架组合刚模板在深竖井混凝土衬砌中进行了应用。较多学者和工程技术人员开展了隧道工程组合钢模支护的研究与工程应用 [ 3 ] - [ 13 ] 。但特大断面隧道施工遇到衬砌断面由小变大时，在保障施工进度的情况下施工安全是一大难题，需要选择合适的支护结构体。本文以贵安新区浅埋软岩特大断面隧道群项目为工程背景，在小断面变大断面进行开挖时，设计了组合钢模衬砌支护结构，可为类似工程提供参考。
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user: 2. 工程概述 腾讯七星数据中心位于贵阳贵安新区金马大道与天府路交叉口西南侧，项目北临天府路、东接金马大道、南靠天玑路，东侧为白马大道。项目隧道土建部分为5条主体隧道(B1-B5) + 1条联络隧道(A1) + 11个立井排风井，是一项复杂的隧道洞库群工程，图1所示。隧道沿栖凤坡山体横向布置B1~B5隧道，隧道中心线线间距为46 m。B1隧道长232.5 m，B2~B5隧道长276.4 m，隧道净宽16.466 m、净高11.7 m，净断面182.4 m 2 。 隧道埋深0~36 m，地表土层零星分布，基岩出露较好，围岩为主要为三叠系下统安顺组(T^1a)强–中风化白云岩夹泥质白云岩，岩体节理裂隙较发育，呈碎石状松散结构、碎裂状结构，有覆盖层孔隙水和基岩裂隙水，雨季呈淋雨状出水。衬砌除洞口部分为明洞结构外，其余均为复合式衬砌结构。 图1. 项目隧道群
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user: 3. 隧道围岩压力 根据上述工程概况，隧道群施工过程中相邻隧道产生压力叠加，应力集中系数增大，围岩的稳定受到影响。根据朗肯土压力理论，隧道围岩压力分布图2所示。 图2. 隧道围岩压力计算简图 隧道外侧侧压力系数为λ 1 λ 1 = tan β − tan φ 0 tan β [ 1 + tan β ( tan φ 0 − tan θ ) + tan φ 0 tan θ ] (1) 隧道内侧侧压力系数为λ 2 λ 2 = D h ( 1 − D 4 h tan β ) ( tan β − tan φ 0 ) 1 + tan β ( tan φ 0 − tan θ ) + tan φ 0 tan θ (2) β为产生最大推力时外侧破裂角 tan β = tan φ 0 + ( tan 2 φ 0 + 1 ) tan φ 0 tan φ 0 − tan θ (3) 隧道顶部外侧垂直压力q 1 和内侧垂直压力q 2 分别为： q 1 = γ H ( 1 − H B λ 1 tan θ ) (4) q 2 = γ H ( 1 − H B λ 2 tan θ ) (5) 式中，IV级围岩中θ = (0.7~0.9) × φ 0 ；D为相邻隧道中间岩柱宽度，m；h为隧道洞高，m；H为隧道埋深，m。 隧道外侧顶部侧压力为e 1 ，腰肢侧压力为e 2 e 1 = q 1 λ 1 (6) e 2 = q 1 λ 1 + h γ λ 1 (7) 隧道外侧顶部侧压力为 e ′ 1 ，腰肢侧压力为 e ′ 2 e ′ 1 = q 2 λ 2 (8) e ′ 2 = q 2 λ 2 + h γ λ 2 (9) 隧道岩体力学参数表1所示，根据以上公式，计算了隧道开挖不同埋深围岩压力表2所示。 Table 1 Rock mechanics parameter 岩体参数 泥质白云岩 容重/(kN/m 3 ) 24 单轴抗压强度/MPa 16 内摩擦角φ/˚ 48 内聚力/MPa 4.4 抗拉强度/MPa 3.75 弹性模量/GPa 12 泊松比μ 0.38 侧压力系数λ 0.18 表1. 岩体力学参数 Table 2 Surrounding rock pressure of B1 tunnel excavatio 埋深/m 20 25 30 36 垂直压力q 1 /kPa 422.1 509.5 589.7 676.3 垂直压力q 2 /kPa 428.7 519.9 604.6 697.8 水平压力e 1 /kPa 81.0 97.8 113.2 129.9 水平压力e 2 /kPa 173.2 213.0 251.5 295.7 表2. 隧道开挖围岩压力
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user: 4. 组合钢模结构设计与施工方法 现场实际施工中，全液压钢模台车以衬砌一般段洞身设计为依据，衬砌内模钢支撑由多节弧形型钢拱架组成。全液压台车由行走机构、台车架、模板纵梁、钢模板、模板垂直升降、侧向伸收机构及液压、电气控制等组成。在隧道扩大段衬砌钢筋绑扎完毕后，台车移动并按一般段衬砌内轮廓进行定位，支撑牢固，进行下一步自行加工衬砌内模钢支撑的架立施工，上部钢支撑与模板台车通过多节型钢拱架连接牢固，钢支撑间设连接筋连接，确认加固牢固后，将小钢模设在钢支撑背面一圈并与钢支撑连接牢固，图3所示。 根据朗肯土压力计算得到了隧道垂直压力、水平压力，考虑结构的稳定性、安全性，设计的组合钢模参数：钢模全长12 m，钢支撑外弧按设计内轮廓缩小2.5 cm，钢模板尺寸(长 × 宽 × 厚)为1.5 m × 0.3 m × 0.05 m，钢支撑与台车之间用型钢拱架焊接牢固。 图3. 组合钢模工作原理示意图 组合钢模台车在隧道混凝土衬砌施工过程中须完成仰拱及填充混凝土的施工作业。组合钢模衬砌段，防水作业台架按本标段一般衬砌段设计台架进行适当加宽、加高，保证安全可靠。待二衬钢筋绑扎完成，开始以下工作： 1) 衬砌内模钢支撑的架立 测量人员对衬砌内模钢支撑进行施工放样，现场利用防水作业台架，由边墙至拱顶顺序左右侧对称安装每一榀钢支撑，钢支撑由多节I25b弧形型钢拱架拼装而成，钢支撑之间通过Ф25纵向连接筋按环向间距1 m焊接牢固。型钢拱架按间距0.75 cm架立，架立、拼装过程中，由于断面较大，需按“架立一层、固定一节”的原则进行分层安装、分层固定，保证施工安全。 2) 台车就位及固定 衬砌内模钢支撑架立、固定完毕后，防水作业台架向前移动，开始进行台车定位工作。台车就位前，检查和清除台车上妨碍操作的障碍物，且每次支模衬砌前，模板工作面必须涂好脱模剂。台车按施工进尺移动就位，按一般段衬砌设计内轮廓进行定位，并支撑牢固。 3) 连接钢支撑作业 一般段台车定位完毕后，开始进行台车与钢支撑之间的钢支撑焊接作业。连接钢支撑按纵向间距0.75 m，环向设置于每榀拱架中间设置，由于台车钢模板由8节1.5 m钢模板组成，因此连接钢支撑正好坐落在模板缝与单节模板中间，达到受力均匀、有效防止模板变形的目的。 4) 钢模板安装 钢模板安装前提前涂刷脱模剂，沿架立完成后的衬砌内模钢支撑外弧安装钢模板，利用混凝土垫块控制钢筋保护层，将其与钢支撑绑扎牢固，确定合格后，进入堵头模板安装、施工缝防水工作。钢模板安装过程中需预留浇筑窗口，其窗口与台车所开窗口对应分布，拱顶设三道混凝土灌注孔及三道注浆孔，与台车灌注口相对应。 5) 混凝土浇筑 隧道衬砌结构采用C35钢筋混凝土，抗渗标号P6，采用分层、左右交替对称浇筑。浇筑时将混凝土送入浇筑工作面，采用平铺法浇筑方式，对混凝土进行平仓振捣，保证混凝土铺料厚度不超过500 mm，并且在混凝土施工中，对进入的混凝土应确保其均衡平整，避免及加大工作量。 在混凝土脱模后，由作业人员清扫模板表面，并涂刷脱模剂，之后进入下一隧道施工循环，直至施工结束。采用组合钢模浇筑二衬混凝土，大大提高了施工功效，节省了大量工期，有效的节约了施工成本。
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user: 5. 隧道开挖变形监测 隧道开挖后，围岩的位移是围岩和支护形态变化最直接、最明显的反映，净空的变化(收缩和扩张)是围岩变化最明显的体现。通过周边收敛和拱顶下沉监测，反馈围岩变化信息，及时指导施工，隧道围岩监测点布置图4所示。 图4. 隧道变形测点布置图 隧道拱顶下沉量、两帮水平移近量实测结果图5、图6所示。隧道开挖后，围岩和支护结构变形总体较小，随开挖时间增加，隧道两帮收敛位移和隧道拱顶沉降位移均呈缓慢增加至趋于平稳的趋势，开挖80天后，变形量基本稳定，其中，水平收敛均在6 mm以内，拱顶下沉在16 mm以内，均小于控制指标(35 mm)。以上监测结果表明隧道设计的初期支护结构是合理的、有效的、安全的，能控制围岩的变形和保证隧道的稳定性。 图5. 隧道拱顶沉降规律 图6. 隧道两帮变形量规律
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user: 6. 结论 1) 利用朗肯土压力理论，结合工程概况，计算了隧道围岩的垂直压力与水平压力，设计了组合钢模衬砌结构参数。 2) 特大断面隧道施工遇到衬砌断面由小变大时，提出了应用钢模台车与自制衬砌内模临时钢支撑相结合的方法，相比洞内组装台车省时省力，能提高施工进度、保证施工安全。 3) 隧道围岩变形监测结果表明，选用组合钢模衬砌作为本次隧道开挖支护的主要技术，对围岩扰动小，施工影响小，工程整体进度快。
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user: 摘 要 本文以贵安新区浅埋软岩特大断面隧道项目为工程背景，在兼顾安全性和工期要求的前提下，提出了CD法与台阶法相结合新型隧道施工工艺。根据[BQ]值对隧道围岩进行岩体质量分级计算，得出该施工段应考虑按Ⅴ级围岩进行施工设计；利用FLAC3D软件对CD法和CD法与台阶法相结合的新方法进行围岩稳定性数值模拟，结果表明，相比于CD法，新方法对围岩变形的影响更小，这说明该新方法更有利于保持围岩稳定；通过对新方法开挖过程中的围岩监测表明，隧道两帮水平收敛和拱顶下沉量均在控制目标以内，这说明隧道开挖后围岩和初期支护结构处于安全状态。此种新型施工方法已在贵安新区浅埋软岩特大断面隧道项目中成功应用，施工结果可为其他相关工程，如隧道工程、地下空间工程提供参考，具有一定的实用价值。 关键词 :特大断面，软岩隧道，CD法，台阶法 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 近些年来，随着我国地下工程建设的迅速发展，隧道工程的开挖技术、施工方法、支护技术在不断的创新和应用 [ 1 ] [ 2 ] 。邓永峰 [ 3 ] 等在大断面黄土隧道施工中采用上台阶CD法施工，通过监测沉降数据表明，上台阶CD法能有效控制隧道围岩稳定和施工安全。周永 [ 4 ] 介绍了CD法在厦门站预留隧道中的施工应用，施工中采用CD法施工，取得了较好的施工效果。张新亮 [ 5 ] 针对大断面隧道CD法开挖后围岩稳定性不均衡的情况，通过设置锚杆加固区提高稳定性差的一侧的围岩参数，使得隧道稳定达到均衡，总结出加固区围岩参数与隧道稳定性之间的影响规律。赵俊澄等 [ 6 ] 采用数值模拟的手段对三种典型的隧道施工方法CD法、台阶法、双侧壁导坑法进行模拟，通过相互对比研究，确定了三种施工方法各自适用的开挖场地。雷丙超介绍了软岩隧道短台阶法开挖的机械化施工的工艺过程 [ 7 ] ，而为今后类似工程施工提供借鉴。根据以上研究可以发现，对于隧道项目工程，CD法和台阶法是较为适用的常规施工方法。 由于贵安新区五线并行隧道工程项目施工环境比较复杂，施工工期紧张，因此，需要优化施工工法，通过查阅相关文献 [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ] [ 11 ] [ 12 ] ，并进行理论推导和模拟仿真等多种技术手段对设计方案进行反复优化与论证，最终提出了CD法与台阶法相结合隧道施工工艺，该施工工艺在兼顾“安全”“工期”和“造价”等条件下，具有“作业空间大，施工速度快，灵活多变和适用性强”等优点，可以满足此次施工需求。
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user: 2. 工程概况 本项目隧道土建部分为5条主体隧道 + 1条油库隧道 + 1条人防指挥中心隧道 + 排风井 + 联络横洞 + 联络通道，均为复合式衬砌结构。本文研究特大断面隧道断面净空宽度为13.964 m、高度为11.35 m，内轮廓净空断面为159.9 m 2 ，图1是该隧道的横断面示意图。 图1. 隧道横断面示意图
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user: 3. 岩体质量分级及施工工艺 3.1. 岩体质量分级 目前岩体质量分级种类繁多，我国根据工程实际，颁布了国家工程岩体分级标准。按照该标准，工程岩体分级分两步进行。首先从定性判别与定量测试两个方面分别确定岩石的坚硬程度和岩体的完整性，计算出岩体基本质量指标BQ。岩体基本质量指标BQ用下式表示： B Q = 90 + 3 σ c w + K ν (1) 式中：σ cw 为岩石单轴饱和抗压强度(MPa)；Kv为岩体完整性系数；Kv = (ʋ pm /ʋ p ) 2 ，ʋ p 、ʋ pm 分别为岩石与岩体纵波速度。 岩体工程的稳定性，除与岩体基本质量的好坏有关外，还受地下水、主要软弱结构面、天然应力的影响。结合工程特点，考虑地下水、初始应力场以及软弱结构面走向与工程轴线的关系等因素，对岩体基本质量指标BQ加以修正，以修正后的岩体基本质量BQ作为划分工程岩体级别的依据，对地下工程修正值[BQ]按下式计算： [ B Q ] = B Q − 100 ( K 1 + K 2 + K 3 ) (2) 式中：K 1 ——主要结构面产状影响修正系数；K 2 ——地下水影响修正系数；K 3 ——天然地应力影响修正系数。 根据贵安新区腾讯七星数据中心工程现场实际调研情况来看，该特大隧道长271.09 m，隧道埋深5.2~58 m，地表土层零星分布，基岩出露较好，围岩为主要为三叠系下统安顺组强~中风化白云岩夹泥质白云岩，岩体节理裂隙较发育，呈碎石状松散结构、碎裂状结构，有覆盖层孔隙水和基岩裂隙水，雨季呈淋雨状出水。场地整体稳定性较好，适宜隧道建设，隧道开挖后应及时支护。施工设计围岩参数选取值表1所示，根据地下工程修正值[BQ]的计算结果建议该段按Ⅴ级围岩进行施工设计。 Table 1 Surrounding rock grade and recommended design parameter value 围岩级别V 岩体重度r/(kN/m 3 ) 20 弹性抗力系数K/(MPa/m) 180 弹性模量E/GPa 1.8 泊松比μ 0.38 计算内摩擦角Φ c /˚ 48 岩石单轴饱和抗压强度R c /MPa 16 围岩基本质量指标修正值[BQ] 218 表1. 围岩级别及建议设计参数值 3.2. 施工工艺简介 隧道开挖模式是将CD法与台阶法相结合使用，采用四台阶施工方式，对其上台阶、中上台阶采用CD法施工，待开挖贯通后，再利用台阶法对中下台阶、下台阶进行施工掘进。隧道开挖采用控制爆破掘进，采用无轨装、运机械化设备进行配套作业，将贯穿整个施工过程的综合超前地质预测预报和监控量测工作，纳入正常施工工序，对隧道开挖作业进行实际指导。隧道施工作业简图如图2所示。 图2. CD法与台阶法相结合的隧道施工方法简图
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user: 4. 围岩变形数值模拟 利用FLAC3D软件对特大隧道全断面开挖法及CD法与台阶法相结合的新方法开挖过程进行数值模拟，其中围岩参数选自表1。采用CD法隧道开挖时，其竖向位移和水平位移分布云图分别如图3(a)、图3(b)所示，采用CD法与台阶法相结合隧道开挖时，其竖向位移和水平位移分布云图分别如图4(a)、图4(b)所示。 图3. CD法开挖数值模拟图 图4. CD法与台阶法相结合开挖数值模拟图 对比分析可以发现，采用新方法开挖的拱顶竖向位移稍大于CD法开挖隧道拱顶的竖向位移，但是新方法开挖的拱底位移却远小于CD法开挖时拱底的隆起位移，说明三台阶法有利于控制拱底的围岩的稳定，减小拱底隆起的程度。通过图3与图4的对比可以发现，CD法与新方法对拱腰的水平位移的影响相差不多。 为具体对比CD法和新方法关于特定位置位移条件的对比，现将FLAC3D中关于隧道拱顶的位移监控曲线进行对比分析。 图5. CD法拱顶的竖向位移变化曲线 图6. 新方法拱顶的竖向位移变化曲线 对比图5和图6可知，新方法开挖隧道中间拱顶的竖向位移比用CD法拱底位移出现的时间早，这是由于新方法开挖上部过程中对拱顶产生影响，而CD法只有在隧道开挖快到隧道中间的时候才会对拱顶产生影响。由于台阶法拱底位移变化相对CD法缓慢，有助于围岩应力的缓慢释放，同时新的施工方法有利于控制隧道开挖上覆土层的位移沉降，说明其对围岩的影响相比于CD法开挖时小，CD法与台阶法相结合的新方法更有利于保持围岩稳定。
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user: 5. 围岩变形监测 隧道开挖后，围岩的位移是围岩和支护形态变化最直接、最明显的反映，净空的变化(收缩和扩张)是围岩变化最明显的体现。通过周边收敛和拱顶下沉监测，反馈围岩变化信息，及时指导施工。 图7. 隧道两帮随时间的收敛规律 图8. 隧道拱顶随时间的沉降规律 根据隧道布置的拱顶下沉测点和水平收敛测线的实测结果，图7、图8所示，从中可以看出：隧道开挖后，围岩和支护结构变形总体较小；随开挖时间增加，隧道两帮收敛位移和隧道拱顶沉降位移均呈缓慢增加至趋于平稳的趋势，开挖80天后，变形位移基本稳定。其中，水平收敛均在6 mm以内，最大值仅为5.6 mm (图7)；拱顶下沉均小于18 mm，最大下沉值仅为17.6 mm (图8)，小于控制指标(35 mm)。以上结果表明，隧道开挖后围岩和初期支护结构处于安全状态。
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user: 6. 结论 1) 本文以贵安新区浅埋软岩特大断面隧道项目为工程背景，提出了CD法与台阶法相结合新型隧道施工工艺。2) 数值模拟结果表明，相比CD法，优化方法对围岩变形的影响更小，表明优化方法能有效控制围岩的稳定性。3) 围岩监测结果表明，优化方法在开挖过程中隧道两帮水平收敛和拱顶下沉量均在控制目标值以内，能保证隧道施工安全。
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user: 摘 要 近年来，随着人民币纳入SDR货币篮子与中国的综合实力不断提高，跨境人民币结算业务的大力开展，使得人民币作为结算货币已被大多数境外主体所接受，人民币国际化步入新阶段。而香港依据国内外形势环境与自身的优势，已成为最重要的离岸人民币市场。长期来看，离岸金融市场的发展能够更好地提高人民币的国际信用度，为人民币未来成为国际储备货币打下基础。同时可以全面深化在岸市场的金融体制改革，促进在岸金融市场的发展。因此，研究离岸市场与在岸市场之间的联动关系具有深刻的现实意义。本文以利率平价理论为基础，分析两个市场间的人民币资金流动与套利套汇机制；构建VAR模型，通过格兰杰因果检验、脉冲响应函数等计量方法研究两个市场利率与汇率的动态变化关系。主要结论为：两个市场在短期利率方面联动性弱；在汇率方面，离岸市场是人民币的价格信息中心，离岸市场的汇率引导在岸市场的汇率；汇率预期受到汇差和利差的影响显著。基于上述结论，提出加强利率汇率市场化改革，加快资本可自由兑换进程与增强在岸人民币外汇市场的定价权等政策建议。 关键词 :人民币，离岸市场，在岸市场 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 2016年以来，中国经济结构不断优化，国际上人民币在世界范围内展露锋芒，以人民币计价的交易数量在国际债券与票据、国际信贷、直接投资等领域上涨迅速。人民币作为贸易结算货币和投资货币的职能不断增强，作为储备货币的功能逐渐显现。根据环球银行金融电信协会(SWIFT)数据显示，截至2019年1月，人民币在全球支付中的份额上升至2.15%，排名居第5位。目前，离岸人民币市场已形成以中国香港为主，伦敦、新加坡、欧洲及东南亚地区多点并行的格局。得益于离岸市场的快速发展，人民币跨境收付总体平衡，境外主体持有境内人民币资产的意愿不断提升，人民币外汇交易与货币互换范围不断扩大，人民币跨境制度系统趋于完善，境外人民币业务清算行的数量增加。同时人民币产品不断多元化，如内地香港基金互认、“沪伦通”、“沪港通”、“深港通”和“债券通”等一系列新制度安排推出，进一步打通离岸和在岸的流动渠道，不断活跃离岸人民币市场。 当前，中国对外政策“一带一路”的兴起和上海自贸区的建立，使用人民币变得越来越广泛，境外主体对人民币的国际化使用的便利性提出更高的需求，如放宽外汇管制、进一步推进跨境结算等。一方面，目前人民币国际化程度仍处于较低的水平，在国际投融资与衍生金融交易领域的应用仍属于起步阶段，而离岸市场的发展可以为境外居民提供人民币投融资渠道，推动人民币的国际化进程。另一方面，当前境内金融体系脆弱与实行外汇管制，而离岸市场的存在与发展可以为在岸市场的资本账户的逐渐开放提供缓冲带，减缓骤然开放对国内金融市场带来的冲击，为国内在岸市场的发展与建立、金融改革和对外开放提供有益的借鉴意义。因此，研究离岸市场与在岸市场之间的联动性具有深刻的现实意义。
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user: 2. 文献综述 针对人民币离岸金融市场的发展上，巴曙松和郭云钊(2008)对离岸金融市场的发展历程、发展特点与国际趋势进行研究；同时解读目前中国离岸金融业的路径，研究相应的发展模式和轨道 [ 1 ] 。杨承亮(2014)分析人民币离岸市场的建立历程发展现状，对利率和汇率的联动关系进行实证检验和探讨内在机制，并运用其他货币的国际化经验提出人民币发展相关政策建议 [ 2 ] 。屠婕(2018)通过基本的VAR模型比较分析CNH市场与CNY市场，同时引入人民币加入SDR货币篮子和进行人民币中间价机制的两类政策面外生变量分析，采用DCC-MVGARCH模型对不同阶段的两个市场波动溢出效应的进行实证分析 [ 3 ] 。在人民币国际化的大背景下，张明，何帆(2012)发现2009年至2011年间人民币国际化的快速发展和停滞均与离岸市场和在岸市场之间的套利套汇活动密切相关 [ 4 ] 。张斌，徐奇渊(2014)认为人民币离岸市场发展的主要驱动力量在于套利套汇，即使存在外汇干预，人民币离岸市场的套利空间依旧不会收窄 [ 5 ] 。乔依德、李蕊、葛佳飞(2014)指出离岸市场的发展有利于人民币国际化，劣势是增加国内货币调控难度和对定价权带来不利影响 [ 6 ] 。在离岸市场与在岸市场的联动关系研究上，戎如香(2009)通过对不同期限的在岸人民币远期汇价和离岸NDF汇价的Granger因果检验研究发现，“811汇改”以来两个市场的联系不断加强，同时离岸NDF引导在岸远期市场汇率的变动 [ 7 ] 。龙艺，胡静(2018)认为在岸对离岸市场的汇率和利率影响较大。通过运用VEC模型分析得出即期CNH与即期CNY之间存在的双向流动关系与不同期限的SHIBOR与HIBOR之间存在联系的结论 [ 8 ] 。
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user: 5. 结论与政策建议 5.1. 结论与说明 第一，SHIBOR与HIBOR相互影响力弱，主要的原因是与在岸市场人民币规模体量相比，离岸市场的人民币存款资金量较小，市场的冲击作用较小。第二，香港离岸人民币外汇市场的引导效应强于在岸人民币市场，香港离岸人民币市场可能是人民币的定价中心。存在香港即期汇率对人民币在岸即期汇率的单向引导关系，冲击响应明显，信息传导迅速，影响程度大。主要原因是香港离岸人民币市场交易主体广泛，交易产品丰富，市场化程度更高发挥更强的效应。而在岸市场人民币汇率制度还未充分市场化，尚未掌握人民币汇率的真实定价权。而CNY价格是央行的政策和市场预期的综合反映，波动幅度有限。第三，短中长期限的离岸NDF汇率引导CNYDF，冲击作用在短期内显著，信息传导迅速。主要的原因是境外人民币NDF市场发展成熟，海外投资需求和政策宽松使得境外NDF市场的影响力更加广泛，具有坚实的市场基础。相比较而言，虽然在岸市场已实现远期结售汇业务的完全市场化，但由于开放时间短，交易产品结构少，且在一定程度上受到国家外汇管制的影响，尚未成熟。同时我国央行为了抑制人民币的过快升值而对远期市场进行干预，在一定程度上阻碍价格发现功能的发挥，使在岸远期市场的定价能力趋于薄弱。第四，汇差与利差、汇差与汇率预期则存在双向格兰杰因果关系。主要的原因是根据利率平价理论，套汇空间的存在很大程度上受到两国之间的利率差异的影响。利差越大，表示两个市场的资产收益率的差值越大，相对于离岸市场，在岸市场的汇率升值预期更大。 5.2. 政策建议 5.2.1. 加快在岸市场利率汇率市场化改革与资本可自由兑换进程 首先是加快利率市场化的程度，使金融资产能够准确定价；打通利率传导机制，从而使得套利空间减少，离岸人民币资金大规模跨境流动趋于平缓。同时需要加快在岸市场的汇率市场化改革，扩大人民币汇率波动区间和弹性，以提高市场出清的速度。在利率汇率市场化改革逐步完善的情况下，逐渐放宽管制，加速资本项目可自由兑换进程。拓展已有的投资渠道，实行贸易投资自由化与便利化，继续扩大境内外互联互通，促进金融市场的进一步开放。 5.2.2. 增强在岸人民币外汇市场的定价权和风险防范能力 从实证分析结果来看，香港离岸人民币市场和离岸NDF市场的价格引导能力强，信息传递速度快，相比较而言，在岸市场的定价能力薄弱。因此，应大力完善在岸远期市场的远期结售汇业务，创新各项避险产品和交易机制，丰富交易主体。同时完善在岸市场基础设施的建设，充分反映市场信息，提高人民币汇率的境内定价权。发挥进一步完善宏观审慎政策框架，保证市场的弹性，防范系统性风险。 5.2.3. 建立以香港为核心的人民币离岸市场体系 香港目前作为最大的离岸人民币市场，应加强与内地的深化合作和发挥境内政策鼓励的优势，拓展市场的深度和广度，提高境外人民币投资选择的多样性。同时逐渐建立以香港为轴心，与伦敦、台湾、新加坡等离岸人民币市场协同发展的体系，构建良性的人民币流出与回流的有效循环机制。
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user: 摘 要 为研究浅埋水平锚定板极限承载特性，本文采用钢棒相似土替代传统砂土，结合GeoPIV (particle image velocimetry)粒子图像测速法，通过开展极限拉拔试验，研究平面应变条件下下锚板抗拔力及位移响应特征，得出不同埋深比下锚板周围填料位移场分布及应变特性，揭示浅埋水平锚板承载机理。研究结果表明：锚板荷载与竖向位移响应大致可分为三个阶段：包括峰前弹性阶段、峰后下降阶段以及波动阶段，极限上拔力随埋深率的增加成几何级数增加；在张拉过程中，锚板两侧出现对称斜向破裂面并随着锚板竖向位移的增加逐渐发展至表面，破裂面与竖直方向的夹角大致等于45˚-φ/2；板顶高度1D (D为锚定板宽度)范围内形成刚性三角形，且在拉拔过程中刚性三角形的大小保持不变。试验结果可为水平锚板极限平衡计算模型建立提供参考。 关键词 :锚板，钢棒，抗拔特性，PIV，破裂面 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/