DreamBlooms/HansPub-15000-to-45000 huggingface dataset:
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user: 4. 讨论 肾上腺对人体的生理功能产生重大的影响，肾上腺是一个能产生和分泌多种激素的内分泌器官，一旦出现内分泌障碍或是有其他部位病变出现转移的情况会在该器官上发生不同种类的肿瘤病变 [ 7 ]。由于肾上腺具有内分泌功能，故肾上腺肿瘤的临床表现各异：包括儿茶酚胺、醛固酮、性激素等异常分泌导致的高血压、电解质紊乱、库欣综合征、性早熟等；肿瘤也可能无内分泌功能。在临床中，肾上腺肿瘤的诊断主要依靠内分泌检测和影像学检查 [ 8 ] [ 9 ]。对于该疾病进行影像学检查时能够清楚患者病变位置、病灶大小及形态，同时也能够发现疾病是否发生了转移。两种影像学检查手段CT和MRI是检查肾上腺肿瘤的重要手段，且两种不同的检查方法有着不同的表现特征。CT和MRI在诊断肾上腺肿瘤方面定位准确、定性敏感、可更好地观察肿瘤周围器官的情况及相互关系、可判断邻近结构及淋巴结转移情况等，对诊断肾上腺肿瘤具有一定的价值和优势 [ 10 ]。影像学检查尤其是CT为肾上腺肿瘤最重要的诊断。筛查中CT平扫相对于腹部B超敏感度更高，但当肿瘤出现明显边缘坏死或与周围组织分界不清时，三维重建对肾上腺肿瘤血供、与肾脏及肾脏血管的解剖关系可为手术提供重要参考依据。三维重建技术在成人泌尿外科领域应用并取得良好效果的领域包括肾囊肿、肾肿瘤、泌尿系结石等 [ 11 ] [ 12 ] [ 13 ]。其在术前的手术规划指导方面的良好作用受到了广大医学工作者的认可和使用。 本研究20例患儿均在术前行三维重建，对肾上腺、肾脏及血管精准分割，直观、立体地显示出了肾上腺肿瘤的具体位置、肾脏及血管的受压情况 [ 14 ]。可从360度全方位观察肾上腺肿瘤的血管供应、肾脏及肾脏血管的解剖关系。术前通过三维重建图像模拟切除肾上腺肿瘤的过程，术前判断肿瘤能否安全并完整地切除肿瘤，在术前最大程度上地准确判断并掌握肿瘤供应血管的位置及肾脏血管的位置关系，使得术中以最快的速度找到并结扎肿瘤供应血管，从而最大程度上降低手术对患儿造成的创伤，缩短手术时长，加快患儿术后恢复速度。本研究所有患儿手术治疗均在Hiscense CAS指导下进行，保护周围重要脏器及血管，完整切除肿瘤。右侧肾上腺静脉短、直接回流至下腔静脉，左侧肾上腺静脉回流至左肾静脉。肾上腺肿瘤的出现增加了血管变异的几率，使得术中对血管的识别及处理更加困难，故还要考虑血管变异情况 [ 15 ]。肾上腺静脉是术中出血的危险因素。肾上腺肿瘤与肾动脉及肾静脉毗邻紧密(图1)，无法判断肿瘤是否侵犯肾脏血管，术前在未能准确了解肿瘤周围情况下行手术治疗，会增加对周围脏器、组织的损伤，使手术时间延长，增加术后并发症出现的几率。在对其进行三维重建(图2、图3)，显示双侧肾上腺肿瘤并未侵犯到肾脏血管，判断术中能安全、完整地切除肾上腺肿瘤。术中通过实时智能导航系统，并按照术前计划保护肾脏及肾脏血管，寻找并暴露、游离肾上腺供应动脉及肾上腺中央静脉，最后给予准确的结扎并剪断肾上腺供应动脉及肾上腺中央静脉(图4)，减少了术中因翻找肾上腺血管造成的不必要的出血，将肿瘤完整切除。 图1. 术前CT图像：红色箭头为肾上腺肿瘤，绿色箭头为肾脏血管 图2. 三维重建图像：红色箭头为肾上腺肿瘤，绿色箭头为肾静脉 图3. 三维重建图像：红色箭头为肾上腺肿瘤，绿色箭头为肾动脉 图4. 术中图片：红色箭头为肾上腺肿瘤，绿色箭头为肾脏，黑色箭头为肾上腺中央静脉 计算机辅助手术系统在小儿肾上腺区肿瘤切除过程中有优势，但也应注意以下问题：1) Hisense CAS三维重建动图的制作需要在CT图像的基础上，这就需要制作者具有一定的阅读CT图像的能力。2) Hisense CAS虽然在术前可以准确地体现肿瘤周围的解剖关系，但一切解剖关系均已术中探查为准，术中切勿大意、盲目相信三维图像，避免对患儿造成不必要的伤害。 目前数字医学是医学发展的趋势，精准手术显然已成为外科手术的主流，Hisense CAS三维重建技术体现了精准外科手术的理念。精准外科手术理念是在21世纪结合本时代的社会环境、医学环境等形成的具有鲜明时代特点的外科手术理念，是传统医学向微观层次深入的表现 [ 3 ]。计算机辅助手术系统在指导肾上腺肿瘤的手术治疗过程中具有重要临床意义，在很大程度上弥补了CT图像对手术指导的局限性。
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user: 同意书 本研究经过青岛大学附属医院伦理委员会许可。
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user: 摘要 三轴水泥土搅拌桩施工时，在喷浆阶段和沉桩阶段，由于高压注浆和巨大扰动，会导致邻近地层相当大的水平位移。如果邻近地层中存在地下构筑物，特别是存在地铁隧道，这种地层水平移动必须控制在规定的限值内，否则会对这些地下构筑物产生不利影响。为了得到三轴搅拌桩施工的合适参数，针对三轴搅拌桩施工的注浆压力、沉桩速度和地面堆载等参数与邻近土体位移之关系，开展了现场1:1足尺试验研究。基于试验成果，获得了一套合理的沉桩施工参数并应用到某一实际工程中，该实际工程的水泥土搅拌桩邻近已有地铁隧道不到2 m。该工程的应用表明，结果满意，符合设计要求。相信本试验成果和应用实践对类似工程具有借鉴意义。
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user: 1. 引言 在邻近重要地下管线及地下构筑物——如地铁区间隧道等——进行钻孔灌注桩施工时，最大的风险来自钻孔灌注桩的成孔施工阶段，该阶段若发生坍孔事故，势必对邻近地下设施产生不利影响。为此必须采取有效措施加以防范。这些措施中，利用三轴搅拌桩对桩周土体进行加固是常用的方案之一。 但是，三轴搅拌桩施工势必伴随着高压注浆和快速搅拌及上下反复沉钻和提钻等施工工艺，这些因素也会导致周边土体受到挤压和扰动，如果邻近区域存在地铁隧道等地下设施，需要考虑搅拌桩施工导致的不利影响。 关于三轴搅拌桩施工对邻近地铁隧道的影响，工程界十分重视基于具体工程的现场试验研究。近10年来，国内不少学者和工程技术人员对此进行了不少现场试验研究。王煜(2013)针对苏州地区软土地层就SMW工法三轴水泥土搅拌桩施工对邻近地铁2号线区间隧道的影响，开展了现场试验研究 [ 1 ]，该项试验分析了钻头下钻速度、水灰比、注浆压力和钻头提升速度等因素对邻近土层产生的挤压作用的敏感度。沈荣飞(2018)针对用于地下连续墙护壁的三轴水泥土搅拌桩施工对邻近地铁区间隧道的影响，开展了现场试验研究 [ 2 ]，他研究了搅拌桩施工对邻近土体的水平挤压作用随时间变化的规律，发现桩下沉施工阶段和注浆阶段测斜管变形显著，24小时后逐渐向原位回复，至地下连续墙开挖进一步回复。 三轴水泥土搅拌桩对邻近土体的挤压作用与其水泥掺量有密切关系，水泥掺量对应的就是注浆工艺和喷浆压力。针对注浆对邻近地铁区间隧道的影响，翁承显(2006)针对南京火车站站前广场基坑坑底高压旋喷桩加固时对邻近地铁隧道的影响开展了理论分析、数值分析和现场实测研究 [ 3 ]，他在研究中将高压旋喷桩注浆压力等效成Vesic小孔扩张模型，推导了单桩施工时周围土层的应力和变形理论公式，然后通过Sap2000有限元软件和实测反分析修正了理论公式中的相关经验系数。 一般三轴搅拌桩桩机重量均在1800 kN左右，加上安装吊车等其它机械的重量，所形成的地面堆载更大。对于埋深较浅的区间隧道，地面超堆载影响需要重视。近年来，关于地面堆载对下伏已建隧道造成的损害的报道不断增加，引发了人们对这一课题的重视。许杰等(2013)针对上海某运营地铁隧道因其上方公园景观堆土导致隧道出现结构异常变形的情况进行了研究 [ 4 ]，他根据实测数据和盾构管片结构的计算结果对比，建立了堆载大小、隧道埋深对隧道变形的关系。邵华等(2016)针对上海某运营地铁隧道因突发大面积地面堆载导致隧道结构损坏的案例进行了研究 [ 5 ]，根据实测数据进行反演计算分析，在此基础上提出了修复方案。 这些研究表明，三轴搅拌桩施工对邻近土体的挤压作用与其施工参数、土层性质和相互位置有关系，地面堆载、隧道埋深对盾构隧道的安全也有密切关系。其关联的具体程度需就具体工程而论。 位于上海浦东地铁二号线附近的某跨线桥桥梁桩基工程采用钻孔灌注桩桩型，设计单位提出采用三轴水泥土搅拌桩对钻孔灌注桩桩周地层进行地基加固的方案，以实现防坍孔的目标。考虑到三轴搅拌桩施工时，桩机重量产生的地面超载和搅拌桩沉桩施工会对附近土体产生挤土作用，进而对邻近地铁区间隧道的安全产生不利影响，施工单位拟通过专题现场试验研究确定相关施工参数，并在此基础上制定相应的施工方案，确保地铁安全。本文将对此项试验研究进行介绍。
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user: 2. 工程背景及研究内容 2.1. 工程背景 上海市浦东新区的创新中路某跨线桥桥墩基桩邻近已经运营的地铁2号线区间隧道，基桩采用钻孔灌注桩，区间隧道为盾构形式，外径6.2米，埋深9~10 m。钻孔灌注桩直径1米，长58米和63米。基桩和区间隧道最小中心距离为3.35米。设计单位提出采用三轴水泥土搅拌桩先对钻孔桩桩周地层进行地基加固，以防止钻孔桩成孔过程中发生坍孔。搅拌桩直径850 mm，搭接250 mm，加固深度22 m。桥梁桩基与地铁隧道位置关系如图1所示。 图1. 桥梁桩基和地铁隧道的位置关系 考虑到三轴水泥土搅拌桩施工可能对邻近区间隧道产生不利影响，地铁运营管理部门要求施工单位必须进行先行试验，主要解决如下问题： 1) 三轴搅拌桩桩机重量达到1850 kN，此重量会否对其下隧道结构产生不利影响？ 2) 为减少不利影响，三轴水泥土搅拌桩施工的最佳施工参数(水泥掺量和下沉速度)宜为多少？ 本项试验研究即围绕此目的展开。 2.2. 试验研究内容 1) 三轴搅拌桩机自重对邻近土体位移的影响 三轴水泥土搅拌桩桩机重量大(1850 kN)，就位后产生较大的地面超载，会导致邻近土体产生位移。本试验需要通过试验了解桩机自重对邻近土体的位移影响，进而回答桩机自重对临近隧道的不利影响程度。 2) 水泥掺量对邻近土体位移的影响 一般来说，三轴搅拌桩的水泥掺量越高，地基加固效果越好。但水泥掺量越大，搅拌桩桩头的喷浆压力越大，其对邻近土体的挤压和扰动也越大。本试验考虑了10%，13%，17%，20%四种水泥掺量，分别考察它们对邻近土体的水平位移和竖向位移。 3) 搅拌桩施工顺序对临近土体位移的影响 每组搅拌桩由多根搅拌桩相互咬合构成，各根桩与检测点的距离不一样，那么必然存在桩的施工顺序对检测点处的土层的位移影响有所不同，为此需要通过试验了解桩施工顺序对邻近土体位移的影响。 4) 搅拌桩施工对邻近地铁隧道的影响现场监测反馈 在工程实施中搅拌桩的水泥掺量为10%，对此进行了施工的跟踪监测研究。
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user: 3. 试验情况简述 试验包括现场1:1足尺试验和施工现场监测。 3.1. 足尺试验布置 3.1.1. 试验场地布置 试验场地远离隧道(约50米)，根据理论计算和工程经验，此区域对运营的区间隧道无影响。试验按水泥掺量分A，B，C，D四组，水泥掺量分别为10%，13%，17%，20%。试验中每组由三根桩搭接而成，各桩施工顺序为1-3-2，简单地说，就是遵循“先两边后中间”的施工顺序。如图2所示。 图2. 现场试验布置图 邻近土体的位移量测内容为：水平位移和垂直位移(即沉降)，分别采用测斜管和分层沉降仪进行量测，如图3所示。为了保证二者的同步性，采取分层沉降磁环和测斜管整体安装。 图3. 测斜管和分层沉降磁环的埋设 3.1.2. 试验量测安排 对于试桩邻近土体的位移量测，根据施工内容，安排如下： 1) 三轴水泥土桩机自重对邻近土体位移的影响 每组搅拌桩桩机就位前，水平位移和垂直位移的初读数2次，取平均值，作为计算的初读数。当三轴水泥土搅拌桩安装就位后，量测此时的测斜读数和分层沉降读数。和初始值比较，可得桩机自重导致的测斜管位移和地基内部不同埋深处的沉降。 2) 不同水泥掺量对邻近土体位移的影响 对4种水泥掺量(10%，13%，17%，20%)分组进行施工，同时量测各组的3根桩施工时测斜管的位移和分层沉降。同时分析每分组内3根桩施工顺序对邻近土体位移的影响。 3.1.3. 桥墩桩基施工的现场监测 桩基施工前15天完成测斜管布设。桩基施工前一天量测初始读数。初始读数量测两次，取平均值作为计算初读数。每根搅拌桩施工前后均进行量测，得到该桩对邻近土体位移的影响。
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user: 4. 足尺试验结果 4.1. 三轴搅拌桩桩机自重对周边土体的挤压变形 三轴搅拌桩机自身重量大(1850 kN)，就位后情况如图4所示。就位稳定后，对邻近测斜管的水平变形和土体分层沉降进行了量测。图4为桩机堆载后邻近土体的水平位移。 图中正负号规定如下：远离三轴搅拌桩机一侧为正，靠近三轴搅拌桩机一侧为负。从量测结果可以看出，堆载引起的土体水平位移最大值为1.16 mm，发生在地表处。随着深度的增加，水平位移逐渐减小。在隧道埋深范围内水平位移的变化区间为0.46~0.68 mm。 图4. 桩机自重堆载引起的土体水平位移 根据竖向位移量测，桩机自重堆载对周围土体产生的竖向位移观测数据在1 mm以内，小于读数误差1 mm，在安全范围内。 4.2. 水泥掺量对土体水平位移的影响 量测得到4组不同掺量的试桩在施工过程中测斜管的水平位移，如图5所示。这4组桩的水泥掺量分别是A (水泥掺量10%)、B (水泥掺量13%)、C (水泥掺量17%)、D (水泥掺量20%)。每组共计三根三轴搅拌桩，相互咬合(搭接长度250 mm)，参见图2。图5为每组施工后的最大位移值。 图5. 不同因素下的土体水平位移对比分析 从图5中可以看出，水泥掺量与测斜管的位移是有关系的，水泥掺量低于15% (A组和B组)的水平位移明显小于水泥掺量大于15% (C组和D组)的水平位移。说明如果地基加固能够达到防坍孔要求时，尽可能采用低掺量。图5中还可以看到，相对于水泥掺量的影响，桩机重量对水平位移的影响很小，可以不予考虑。 4.3. 施工顺序对土体水平位移的影响 图6和图7为各组桩施工时测斜管的水平位移。各组内编号的几何意义参见图2。 图6. A组和B组桩施工引起的土体水平位移 图7. C组和D组桩施工引起的土体水平位移 从图6和图7中可以看出，在施作第一根搅拌桩(A1，B1，C1，D1)时，对周围土体产生的影响最大。后续桩(A2，B2，C2，D2及A3，B3，C3，D3)逐渐变小。其原因是，第一根桩距离测斜管最近，因而影响最为显著；后续桩除了距离原因外，还受到第一组桩的遮帘阻挡作用，使得其影响受到抑制。按此道理，最佳顺序应该是1-2-3，但由于搭接因素，若按1-2-3顺序，则后续桩(桩2和桩3)将分设在原状土和加固土两种介质，容易导致桩偏斜。因此，为了确保桩的垂直度，采用1-3-2的施工顺序(虽然桩2也分设在原状土和加固土两种介质上，但是对称性布设，故不会出现斜桩)。 从各图还可以看出，测斜管的水平位移的曲线呈现“峰型”，其中A、B、C、D各组引起的峰值分别为5.05 mm、4.24 mm、13.8 mm、15.6 mm，皆在浅层土体。 4.4. 搅拌桩对土体竖向位移的影响 各组试桩施工时邻近土体竖向位移情况如图8所示。 图8. A~D组桩沉桩施工引起的土体竖向位移 从图8中可以看出，搅拌桩施工时，竖向位移会出现隆起和沉降随深度不断震荡的情况，但峰值变化幅度在8 mm以内。说明搅拌桩施工导致的土体垂直位移是一种随机性很大的事件，变化幅度很小，对区间隧道影响不大。
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user: 5. 桩基施工阶段现场监测结果 本工程的三轴搅拌桩水泥掺量采用10%。搅拌桩养护期达到21天后，开始钻孔桩成孔施工，并完成桩的水下混凝土浇筑。搅拌桩加固施工完成后，量测隧道近处的测斜管位移。钻孔灌注施工完成后，再次量测隧道近处的测斜管位移。4个桥墩基桩施工的测点布置如图9所示，测斜管距离隧道外缘0.5 m。在此期间，运营隧道也实时进行隧道结构的变形量测。 图9. 施工现场各桥墩测点布置图 5.1. 三轴搅拌桩施工对隧道邻近土体位移影响 三轴搅拌桩施工完成后，各桥墩附近测点的水平位移曲线如图10所示。图中负号表示朝向隧道。 监测结果表明，三轴搅拌桩施工时导致临近隧道处土体水平位移朝向隧道一侧，数值随深度增加而减小。主要影响范围为浅层土体，深度0~5 m。最大水平位移出现在地表。在隧道所在深度处，水平位移微小，累积不足7 mm。 图10. 三轴搅拌桩施工完成后隧道邻近土体的水平位移曲线 三轴搅拌桩施工完成后，各测点测斜管的最大水平位移如表1所示。监测结果表明，三轴搅拌桩施工导致临近隧道处土体水平位移朝向隧道一侧，数值随深度增加而减小。主要影响范围为浅层土体，深度0~5 m。最大水平位移出现在地表。在隧道所在深度处，水平位移微小，累积不足5 mm。 Table 1 Maxim displacement of inclinometer casing after cement-mixing piling (mm 测点 最大水平位移(mm) 所在深度(m) 001 −3.25 4.5 002 −2.01 0.0 003 −6.17 1.0 004 2.24 2.5 表1. 三轴搅拌桩施工完成后测斜管最大水平位移(mm) 以上监测结果表明，搅拌桩对邻近土体的位移影响主要表现在埋深5米以内的土层，且导致的位移很小。而区间隧道顶部埋深在9米以下，因此，搅拌桩对隧道的影响更加微小。 5.2. 桩基施工对邻近隧道的影响 根据现场施工记录，经三轴搅拌桩加固后的钻孔灌注桩施工，均未出现坍孔现象，成孔垂直度在0.5%以下，说明搅拌桩加固的效果是不错的。 在三轴搅拌桩施工期间，邻近隧道结构也进行了同步监测。监测内容包括上下行线盾构管片的收敛变形和轨道竖向位移。作为典型情况，本文选取了001#桥墩桩基施工进行具体分析。 图11为001#桥墩桩基施工期间，隧道近处土体水平位移和隧道收敛变形曲线(下行线XS11测点)对比图。从图11可以看出，隧道收敛变形在±0.5 mm范围内，属于隧道监测的误差范围变动。说明桩基施工对邻近隧道影响微乎其微。 图11. 桩基施工完成期间隧道收敛变形与邻近土体的水平位移对照曲线 图12为001#桥墩桩基施工期间，隧道近处土体竖向位移和隧道垂直位移曲线(X13测点)对比图。从图12可以看出，隧道垂直位移在±0.5 mm范围内，属于隧道监测的误差范围变动。说明桩基施工对邻近隧道影响微乎其微。 图12. 桩基施工完成期间隧道垂直位移与邻近土体的竖向位移对照曲线 测点002#~004#所得结论相同，即桥墩桩基施工对邻近隧道影响微小，满足地铁运营的安全要求。
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user: 6. 结论 根据现场试验量测结果和现场施工监测结果，得到如下结论： 1) 采用三轴水泥土搅拌桩对地基进行加固，桩机重量对邻近土体的位移影响十分有限，大大低于其搅拌桩沉桩施工的挤压作用导致的土体位移； 2) 对于处于淤泥质土层的采用三轴搅拌桩进行地基处理，水泥掺量是影响土体挤压变形的重要因素，水泥掺量越低，挤压作用越小。一般将水泥掺量在10%~13%范围内，搅拌桩施工导致的土体挤压变形可控制在10 mm以内； 3) 三轴搅拌桩施工对邻近土体的挤压作用主要发生在浅层土体，本工程土体位移的峰值主要在埋深5米左右范围； 4) 采用三轴搅拌桩加固地基，对于淤泥质土，水泥掺量10%的三轴搅拌桩对钻孔桩成孔质量可以得到保证。说明作为钻孔桩成孔护壁用三轴水泥土搅拌桩，采用水泥掺量10%是合适的。而且其施工对邻近区间隧道影响微小，足可保证邻近区间隧道的安全和地铁正常运营的安全。
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user: 摘要 风蚀是我国干旱、半干旱地区土壤退化的主要影响因素。本实验采用室内风洞实验，研究了不同玉米茎秆汁液处理对土壤的风蚀控制效果。试验风速为20 m/s，吹蚀时间为5 min，吹角(坡度) 3˚、5˚、7˚和15˚，玉米茎秆汁液的施加量为25%、50%和75%。研究表明，土壤表层施加玉米茎秆汁液减少土壤的吹蚀量(风蚀量)和吹蚀度(风蚀速率)，且风蚀量与风蚀速率随着玉米茎秆汁液施加浓度的增加而降低。25%、50%和75%玉米茎秆汁液施加处理下，风蚀量分别为0.37、0.21、0.09 kg，风蚀速率分别为1.48、0.84、0.36 kg/(m 2 ∙s)。相同浓度玉米茎秆汁液条件下，风蚀量和风蚀速率随坡度的增大而增大，当坡度为3˚、5˚、7˚和15˚时，风蚀量分别为0.10、0.17、0.27和0.47 kg，风蚀速率分别为0.39、0.70、1.09和1.90 kg/(m 2 ∙s)。研究可为风力侵蚀的防治提供新方法。
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user: 1. 引言 土壤风蚀是指一定风速的气流作用于土壤或土壤母质，土壤颗粒发生位移造成土壤结构破坏、土壤物质损失的过程，实质是气流或气固两相流对地表物质的吹蚀和磨蚀过程 [ 1 ]。土壤风蚀是我国北方地区土壤退化的主要影响因素之一，也是黄土高原地区的主要环境问题之一。由土壤风蚀的定义可知，控制土壤风蚀有两个主要的措施，一是覆盖土壤表面阻断风力与土壤的直接接触；二是改善土壤特性，提高土壤颗粒间的粘滞吸引力，增强土壤的抗风蚀能力 [ 1 ] [ 2 ]。对于前者，目前已经有很多成熟的方法，比如在地表覆盖植被 [ 3 ] [ 4 ] [ 5 ]、秸秆还田 [ 2 ] [ 3 ]、作物残茬 [ 7 ] [ 8 ] [ 9 ] [ 10 ]、生物篱 [ 8 ] [ 9 ]、砾石 [ 11 ] 等，但是由于当地的生产生活条件决定了在土壤表面大量覆盖是不现实的。对于后者，关键是寻找一种成本低、使用方便、且不伤害植被和环境，同时又能很好地提高土壤颗粒间粘结力的材料，比如保水剂 [ 12 ] [ 13 ]、PAM [ 14 ]、液化玉米秸秆 [ 15 ] 等，在大量控制土壤水蚀的研究中，获取简捷，成本低，也不存在对人体伤害的问题，是一种非常有效的防治土壤水蚀的方法 [ 16 ]，但目前，有关玉米茎秆汁液的抗侵蚀研究多集中在土壤水蚀方面，对土壤风蚀的研究尚属空白，鉴于此，本实验利用室内风洞试验研究玉米茎秆汁液控制土壤风蚀的作用与效果。该研究对水土流失和水蚀荒漠化的防治具有重要科学指导意义。
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user: 2. 材料与方法 2.1. 试验材料与装置 试验在兰州大学西部灾害与环境力学教育部重点实验室的多功能环境风洞实验室进行。本试验的供试土样采自兰州大学榆中校区实验室附近农田表层土壤(0~10 cm)。供试土壤>0.05、0.05~0.005、<0.005 mm的粒径(质量)百分比为13%、53%、34%。将采集的土壤剔除植物根系和杂物后自然风干备用。供试玉米茎杆汁液用榨汁机榨汁提取，玉米茎秆来自于兰州大学榆中校区草科院试验田。兰州大学多功能环境风洞装置由哈尔滨空气动力研究院设计并承建，风洞最大指示风速可达40 m/s，实验段为1.3 m × 1.3 m × 20 m，全长55 m，配置的测量仪器有PIV粒子动态分析仪、集沙仪、风沙电场实时数据采集系统、风场实时数据采集系统、高速摄影仪、六分力天平等。 2.2. 试验设计与指标 实验土壤分别按照农田的实际容重装入长、宽、高为0.3 m × 0.165 m × 0.02 m的木质土盘中，表面刮平，玉米茎秆汁液按一定比例进行稀释，均匀洒在沙盘土壤的表层，将土盘在实验室内静置风干，放入风洞的测试部位以备实验。在测试部位前铺一层厚5 cm，长5 m的沙层，形成挟沙气流。测试玉米茎秆汁液不同浓度下的抗风蚀效果的对比实验。试验中玉米茎秆汁液施加浓度分别为25%、50%和75%三种，控制试验为不添加任何茎秆汁液的风干试验用土。试验风速为20 m/s和17 m/s两种，吹蚀时间为5 min，试验吹角(坡度)约为3˚、5˚、7˚和15˚。试验时，将土样盘轻轻放入风洞试验机的试验段中，并保持土样盘底部与风洞试验机底部相平行，然后开动风机进行测试。将土壤样品放人风道中，升高风速到设定值，在设定的风速下吹蚀，并称量吹蚀前、后的样品质量，即为吹蚀量(风蚀量)，单位为kg，吹蚀量除以土样盘的表面积和时间，即得到样品在该风速下的吹蚀度(风蚀速率)，单位为kg/(m 2 ∙s)。 2.3. 数据分析方法 试验数据采用Microsoft Excel 2010进行处理作图。
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user: 3. 结果与分析 3.1. 土壤风蚀量与风蚀速率随玉米茎秆汁液施加浓度的变化 图1为根据试验数据绘制的土壤风蚀量与风蚀速率随玉米茎秆汁液施加浓度的变化，图1(a)和图1(b)分别为风蚀量随玉米茎秆汁液施加浓度的变化和风蚀率随玉米茎秆汁液施加浓度的变化。由图1(a)和图1(b)可知，玉米茎秆汁液的施加，可以显著降低土壤的风蚀量和风蚀率。风蚀量和风蚀速率随着玉米茎秆汁液施加浓度的增大而减小，经拟合发现风蚀量和风蚀速率与玉米茎秆汁液的施加浓度均呈现指数函数递减关系，具体函数关系如式(1)和式(2)所示： y 1 = 0.7501 e − 2.754 x       R 2 = 0.9951 (1) y 2 = 3.0307 e − 2.754 x       R 2 = 0.9951 (2) 式中，y 1 为风蚀量，单位为kg；y 2 为风蚀速率，单位为kg/(m 2 ∙s)；x为玉米茎秆汁液的施加浓度。R 2 为决定系数。 图1. 土壤风蚀量与风蚀速率随玉米茎秆汁液施加浓度的变化 上式说明土壤表面的玉米茎秆汁液施加浓度越高，风蚀量和风蚀速率越小，对风蚀的控制作用越有效。表1给出了不同玉米茎秆汁液施加浓度下风蚀量、风蚀速率与风蚀量减小百分比。由表1可知，当土壤表面未添加玉米茎秆汁液时，土壤风蚀量和风蚀速率分别为0.74 kg和2.99 kg/(m 2 ∙s)，当玉米茎秆汁液的施加浓度为25%、50%和75%时，土壤风蚀量分别为0.37、0.21、0.09 kg，相应的风蚀速率分别为1.48、0.84、0.36 kg/(m 2 ∙s)。相对于控制试验(未添加玉米茎秆汁液)，25%、50%和75%玉米茎秆汁液施加量下其风蚀量的减小百分比分别为50%、72%和88%。可见，不同浓度玉米茎秆汁液的施加具有显著的降低风蚀量和风蚀速率的作用，即土壤表面施加玉米茎秆汁液可以有效地增加土壤的抗风蚀能力。 Table 1 The wind erosion amount， wind erosion rate and decrease percentage of wind erosion amount under different applied concentration of corn stalk juic 玉米茎秆汁液施加浓度 风蚀量(kg) 风蚀量减小百分比 风蚀速率kg/(m 2 ∙s) 0 0.74 2.99 25% 0.37 0.50 1.48 50% 0.21 0.72 0.84 75% 0.09 0.88 0.36 表1. 不同玉米茎秆汁液施加浓度下风蚀量、风蚀速率与风蚀量减小百分比 3.2. 土壤风蚀量和风蚀速率随坡度的变化 图2为根据试验数据绘制的土壤风蚀量和风蚀速率随坡度的变化，图2(a)和图2(b)分别为风蚀量随坡度的变化和风蚀速率随坡度的变化。由图2(a)和图2(b)可知，土壤的风蚀量和风蚀速率随坡度的增大而增大。经拟合发现风蚀量和风蚀速率与坡度均呈对数函数递增关系，具体函数关系如式(3)和式(4)所示： y 1 = 0.2829 ln ( x ) − 0.2861       R 2 = 0.9882 (3) y 2 = 1.1432 ln ( x ) − 1.156           R 2 = 0.9882 (4) 式中，y 1 为风蚀量，单位为kg；y 2 为风蚀速率，单位为kg/(m 2 ∙s)；x为坡度，单位为˚。R 2 为决定系数。 为了进一步分析坡度对风蚀量和风蚀速率的影响，给出了表2，表2为不同坡度下的风蚀量、风蚀速率和风蚀量的增大百分比。由表2可知，在试验设计的各坡度3˚、5˚、7˚和15˚下，土壤风蚀量分别为0.10、0.17、0.27和0.47 kg，风蚀速率分别为0.39、0.70、1.09和1.90 kg/(m 2 ∙s)，风蚀量的增大百分比分别为78%、178%、382%。可见，随着坡度的增大，土壤的风蚀量和风蚀速率显著增大。 图2. 土壤风蚀量和风蚀速率随坡度的变化 Table 2 The wind erosion amount， wind erosion rate and the increase percentage of wind erosion amount under different slope gradient 坡度 风蚀量(kg) 风蚀量增大百分比 风蚀速率kg/(m 2 ∙s) 3˚ 0.10 0.39 5˚ 0.17 0.78 0.70 7˚ 0.27 1.78 1.09 14˚ 0.47 3.82 1.90 表2. 不同坡度下的风蚀量、风蚀速率和风蚀量的增大百分比
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user: 4. 讨论 研究表明玉米茎秆汁液可降低土壤的风蚀量和风蚀率，且风蚀量和风蚀速率随着玉米茎秆汁液施加浓度的增大而减小。本研究是探索玉米茎秆汁液作为土壤改良剂来防治风力侵蚀的功效，结果表明玉米茎秆汁液可以作为土壤改良剂来降低风蚀量和风蚀速率，因此，天然副产品玉米茎秆汁液作为土壤改良剂来防治风力侵蚀具有重要的应用前景。但由于本研究的主要目的是探索玉米茎秆汁液作为土壤添加剂能否起到降低风蚀量与风蚀速率的作用及风蚀量随施加浓度的变化规律，所以主要侧重点是对现象的描述，尚未从内部规律上揭示玉米茎秆汁液作为土壤改良剂降低风蚀量和风蚀速率的原因。此外，从实际应用的角度来考虑，在后续研究中需要开展低浓度的玉米茎秆汁液施加的研究，并且量化低浓度的施加的防风蚀效益，为等量的玉米茎秆汁液作为土壤改良剂应用于风力侵蚀的防治实践提供具体的施加剂量参考，以便用尽可能少的玉米茎秆汁液的施加来控制尽可能多的风力侵蚀面积，为玉米茎秆汁液作为土壤改良剂大规模应用于风力侵蚀的防治提供科学指导。
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user: 5. 结论 本文通过对施加不同浓度玉米茎秆汁液的土盘进行室内风洞试验，探索了玉米茎秆汁液作为土壤添加剂防治风力侵蚀的作用，取得如下主要结论： 1) 土壤表面施加玉米茎秆汁液可以降低土壤风蚀量和风蚀速率，有效地增加土壤的抗风蚀能力，25%、50%和75%玉米茎秆汁液施加量下，土壤风蚀量分别为0.37、0.21、0.09 kg，风蚀量的减小百分比分别为50%、72%和88%。 2) 土壤表面施加相同浓度的玉米茎秆汁液时，土壤的风蚀量和风蚀速率随着坡度的增大而增大，当坡度为3˚、5˚、7˚和15˚时，土壤风蚀量分别为0.10、0.17、0.27和0.47 kg，风蚀量的增大百分比分别为78%、178%、382%。
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user: 摘要 地铁项目具有施工技术复杂、周边环境复杂、不可预见因素多等特点，导致安全事故多发。本文收集2001年~2019年地铁安全事故案例进行原因分析，并对危险源造成的损失成果程度进行问卷调查，借助主成分分析法研究危险源发生的频率及规律特点，研究危险源的相关性。将相关度高的危险源进行合并，从而得出六项关键危险源，为有效控制危险源提供参考。
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user: 1. 引言 地铁通达性为日常生活提供了众多便捷，但由于施工地点位于地下且属于大型机械化施工项目，施工过程中坍塌、机械伤害、高处作业等所造成的人员财产伤害不计其数。所以，识别危险源并进行有效规避显得尤为重要。而造成施工安全事故的危险源众多，导致控制安全危险源并进行预防需要投入大量人力物力。因此，本文通过收集2001年~2019年地铁施工事故案例进行统计分析，辨识主要危险源的规律特点，研究危险源之间的相关性，从而合并危险源种类，给相关单位提供有针对性的安全预防措施，降低安全管理的复杂性。
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user: 2. 危险源辨识 2.1. 危险源概念 哈默(Willie Hammer)认为危险源是指在某个系统中一种隐藏的不安全因素，这种因素具有潜在的能量使作用的物质能够通过某种形式释放危险，可能使人的生命安全受到威胁或财产遭到损失 [ 1 ]。 2.2. 危险源辨识方法 危险源辨识是安全管理的基础工作，主要目的是要找出每项工作活动有关的所有危险源，并考虑这些危险源可能会对什么人造成什么样的伤害，或导致什么设备设施损坏等 [ 2 ]。 目前应用于危险源的辨识方法有数十种，主要有事故案例统计分析、专家调查法、故障树分析，安全检查表法等，本文主要运用事故案例统计分析和问卷调查对危险源进行辨识。
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user: 3. 地铁施工安全事故案例原因统计分析 3.1. 危险源清单 通过对2001年~2019年收集240项地铁安全事故的初步研究得出以下15项原因，分别是：恶劣天气、地质构造复杂、水土流失土质疏松、地下水渗漏、安全教育培训不足、前期勘察不到位、施工前应急逃生管理不足、安全隐患排查治理不当、防护设备不达标、施工设备不达标、设计方案不合理、施工方擅自改变施工方案、工地管理人员应急处理措施不当、高空作业意外和用电意外。 将上述原因按照设备–人为–环境–管理四个角度进行分类汇总，形成危险源分类清单，见图1所示。 图1. 危险源分类清单 3.2. 危险源频率及造成损失后果程度分析 根据收集的地铁施工安全事故的事故调查报告中提出的各种原因分析及上文的危险源分类，得到各危险源导致安全事故统计频率图，如下图2所示。 图2. 事故发生原因频率图 上图显示，工地管理人员应急处理措施不当和安全教育培训不足在发生频率上占绝大多数。 在本次调查中，面向地铁项目建设的参与方，共发放15份问卷，收回15份问卷。问卷关于危险源清单中的危险源在施工过程中造成损失后果程度进行调研，将造成的后果损失程度分为不严重、不太严重、一般、严重以及很严重五个等级，在下图3中转化为百分比进行比较分析。 图3显示，各危险源造成的损失程度都相当高，并且差距不大。其中恶劣天气、安全隐患排查治理不当、施工设备不达标和工地管理人员应急处理措施不当所造成的损失最为严重。 将图2和图3结合观察可得，工地管理人员应急处理措施不当和安全教育培训不足发生频率最高，造成损失也非常严重。说明以上两种危险源在地铁施工过程中风险度最高，需要进行重点关注和研究。 图3. 危险源造成损失程度
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user: 5. 结论 综上所述，本文对于2001年~2019年间共240起施工事故案例进行详细分析，提取15项扼要危险源因素，利用SPSS软件进行主成分分析，将15项危险源分为Y1、Y2、Y3、Y4、Y5和Y6六种主成分。Y1突出反映了自然地理结构以及安全教育对施工安全的重要性；Y2突出反映了擅自改变施工方案对于施工过程中事故发生的影响之大；Y3突出反映了施工前对于施工场所安全隐患排查的重要性；Y4突出反映了防护设备对于保障施工安全的重要性；Y5突出反映了恶劣天气对增加施工事故发生概率的影响；Y6突出反映了施工前应及时做好逃生管理的培训，以应对施工过程中的突发情况，减少人员伤亡和财产损失。运用具体数据将危险源这一抽象事实具象化，从定性至定量，帮助从业者直接理解并规避以上危险源。地铁施工过程中可提出对以上六种危险源的针对方案，降低甚至消除对生命健康及财产安全的威胁，为未来城市建设贡献力量。
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user: 摘要 如果功能函数或极限状态函数有着较高的非线性程度，采取HL-RF算法时可能存在震荡、混沌的情况，甚至不收敛。针对以上问题在HL-RF算法基础上引入混沌反馈控制中的稳定转换法进行收敛控制，并利用混沌控制因子使每步迭代更加高效收敛。与此同时引入了一种迭代过程中震荡现象判定方法，当逐步收敛到验算点时利用经典HL-RF算法来进行迭代处理；如果检测到震荡的情况可通过混沌控制迭代算法来进行处理。从算例结果可以看到，对于迭代中的震荡问题，通过混沌控制迭代算法能有效解决，相对于经典HL-RF算法，该算法保证了稳定性的同时也更加高效。
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user: 1. 引言 在实际工程应用中对于不确定性结构设计和评价安全性能等方面，采取可靠度分析能获得较好的效果。由国际安全度联合委员会一致推荐的一次二阶矩方法能够在对常规问题进行可靠度分析时起到较好的应用效果。其实质是泰勒级数展开功能函数只对一次项保留，对随机变量的前两阶段作近似计算，以此实现对相应可靠度指标的有效获取。在极限状态曲面中具有几何意义的可靠性指标称为最可能失效点(MPP)或验算点，验算点的搜寻在迭代计算中是一个难点。FORM中的验算点法(HL-RF)以其计算精度较高、耗时少等优点而在求解结构可靠度指标方面得到广泛应用。当功能函数相对应的非线性程度处于较低水平时，通过对这种方式的应用能够使得最终所得到的结果在准确度方面得到更有力的保障；不过当功能函数相对应的非线性程度处于偏高水平，同时还存在二维以及二维以上的多维变量时，迭代阶段之中的HL-RF普遍都会存在震荡、混沌甚至不收敛。 为了解决HL-RF对高维非线性功能函数收敛困难的问题，多名学者提出了很多优化迭代算法。Yang [ 1 ] 等人利用混沌理论探讨了可靠性指数在FORM中产生周期和混沌解的根本原因，指出FORM的非收敛性不依赖于极限状态函数的大曲率和非线性程度。基于混沌控制原理，Yang、Yi、Yang、Li [ 2 ] [ 3 ] 分别采用稳定性变换方法(STM)控制非线性地震分析性能测量方法和容量谱方法的迭代失效。Li [ 4 ] 等人提到了提高非线性规划算法鲁棒性的方法，同时给出了FORM算法的优化版本。Gong [ 5 ] 等人对迭代步长做出适当的调整，从而完成了对FORM算法相应迭代阶段当中收敛性的有效改进。杨迪雄 [ 6 ] 采取的混沌反馈控制方法主要是稳定转换，对FORM迭代算法中的混沌控制、分岔和诊断等问题进行解决，但是操作复杂且收敛速度较慢。李彬 [ 7 ] 等的自适应稳定转换法是在Armijo准则基础上提出，其混沌控制因子是基于Armijo准则自行调整变换。在上述求解方法中未能从FORM中迭代算法的本质上理解功能函数不收敛的原因。 本篇文章以混沌动力学的相关知识为基础，完成了能够使得计算精度以及计算效率都得到有力保障的混沌控制算法。通过对混沌控制算法当中全局收敛性显著的稳定转化法的合理应用，实现对HL-RF方法的有效控制。除此之外，通过对函数震荡判据的适当引入来实现对迭代阶段中振荡问题的有效解决。凭借着对许多例子具体结果的适当引入，可以确保这种算法的收敛性以及计算效率都处于偏高水平，同时算法的鲁棒性以及有效性也能够得到有效验证。
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user: 2. 可靠度指标的定义 1969 年Cornell提出结构可靠度的衡量可采取结构的标准差和均值，凭此完成一次二阶矩方法的合理构建。从可靠度指标的角度出发，Hasofer和Lind对其概念进行重新定义，使其处于不同的功能函数下，确保可靠度指标是唯一的，从而对可靠性相关理论作出有效的完善。从几何意义的角度出发，可靠性指标也能够被定义为非线性等式约束优化模型的解： { min u u T u s .t .g ( u ) = 0 β = { u T u ， g ( 0 ) ≥ 0 − u T u ， g ( 0 ) < 0 (1) 在上面所给出的式子当中， u 以及 g ( u ) 所代表的分别是标准状态空间条件下的随机控制变量以及功能需求函数或者极限状态函数。 β 表示的是可靠度指标。优化模型的最优解已经代表着可能性最高的失效点或者验算点。从几何的角度出发，可靠度指标的问题会被定义成标准正态空间当中，所设定的坐标原点和相对应的极限工作状态空间曲面之间距离的最小值。从非正态分布随机变量的角度出发，能够选择通过Rosenblatt变换或者JC法来实现原本的非正态分布随机变量向标准正态随机变量的有效转化。之后再完成可靠度指标的有效求解。
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user: 3. 基于混沌控制的HL-RF迭代算法 HL-RF迭代算法在应用过程当中的首要步骤就是完成初始迭代点 u 0 的合理确定，紧接着以点迭代公式为基本完成对下一次迭代的有效求解，这个求解的过程会持续到相对应的收敛条件已经得到完全满足。这个算法会将相对应的功能函数放置在第k个迭代点 u k + 1 上，同时通过一级泰勒级数进行展开。除此之外还会要求第 k + 1 个迭代点 u k + 1 上的功能需求函数能够满足 g ( u k + 1 ) = 0 ，可得： g ( u k ) + ∇ g ( u k ) T ( u k + 1 − u k ) = 0 (2) 令 u k + 1 到原点的距离为 β k + 1 ，结合 的负梯度方向，则有： u k + 1 = − β k + 1 ∇ g ( u k ) / ‖ ∇ g ( u k ) ‖ (3) 结合式(3)，可以得到： β k + 1 = g ( u k ) − ∇ g ( u k ) T u k ‖ ∇ g ( u k ) ‖ (4) 图1. 三种典型的迭代历史 图1给出了以下三种经典的迭代发展过程。如图1所示，迭代学习阶段当中的随机变量会呈现出逐渐收敛的趋势到相应的验算点，这个条件下的功能函数所表现出的非线性影响程度较低，如果是较高的非线性，极易出现随机变量迂回震荡的现象，此时计算工作效率水平较低，甚至会导致分析结果不收敛。因此，利用混沌反馈控制算法中的稳定性转换方法收敛控制HL-RF迭代算法。通过稳定转换法可以把HL-RF迭代的式(4)转化为下列表达式： { u k + 1 = β k + 1 n ˜ ( u k + 1 ) ‖ n ˜ ( u k + 1 ) ‖ n ˜ ( u k + 1 ) = u k + λ C [ f ( u k ) − u k ] f ( u k ) = [ ∇ g ( u k ) ] T u k − g ( u k ) ‖ ∇ g ( u k ) ‖ 2 ∇ g ( u k ) (5) 其中，Yang [ 1 ] 等从混沌动力学出发对一次二阶矩法数值不稳定性机理进行分析，基于混沌控制理论的稳定转换法提出了改善一次二阶矩收敛性的混沌控制算法(CC)， n ˜ ( u k + 1 ) 表示下一个迭代点的方向向量，可以通过CC算法求得； λ 为混为沌控制因子，取值范围是 0 < λ < 1 ； C 是一个n维对合矩阵，一般取单位矩阵 I 。 如图1(a)中所示，对于通过减小每个迭代步骤的迭代过程的混沌控制方法，相对应的迭代点会呈现出逐渐收敛的趋势到相应的验算点。通过对图1(b)以及图1(c)的观察能够明显得到导致损失函数收敛速度较低或者完全不收敛的基本原因，就是极限工作状态曲面当中相应点的负梯度具体发展方向出现震荡。 因此选择通过某种判定准则的引入来对迭代阶段当中是否存在震荡情况做出有效判断。 { ξ k + 1 = ( n k + 1 − n k ) ( n k − n k − 1 ) n k = − ∇ u g ( u k ) ‖ ∇ u g ( u k ) ‖ (6) 其中 u k 可以表示标准正态空间中第k步迭代的随机变量， n k 代表一个功能函数g对随机变量负导数研究方向的单位方向向量。当 ξ k + 1 > 0 时，表示两个向量之间的夹角小于90˚，则迭代点没有发生震荡；反之，如果 ξ k + 1 < 0 ，表示两个向量之间的夹角大于90˚，则迭代点发生了震荡。如果函数迭代过程中没有震荡，可以采用经典的HL-RF迭代运算，直到收敛为止，否则收敛强的算法应该更好。 通常情况下混沌的控制因子都是0.1以及0.5，不过实际情况当中，应根据非线性程度来选择控制因子。非线性度越高，控制因子越小，反之亦然。基于混沌控制在迭代过程中的实际作用，即使当前迭代点更准确有效寻找到下一迭代点，根据 u k 和 u k + 1 两点与极限状态曲面的负梯度方向的夹角 θ k 和 θ k + 1 ，按照以下模型来确定混沌控制因子 λ ，即 λ = 1 1 + ( θ k + 1 / θ k ) q (7) 其中q为松弛因子，通过调节 θ k + 1 / θ k 来确定 λ 。一般情况下可取 q = 2 。 综合上面公式，算法的迭代步骤如下： 1) 通过变换，实现随机变量 x 到相对应的标准正态随机变量 u 的合理变换。 2) 令 k = 0 ，选择随机变量的均值 x 0 作为初始变量。 3) 由式(6)判定迭代过程中是否发生震荡，如果 ξ k + 1 > 0 ，迭代过程中无震荡，则使用式(4)和式(3)分别计算可靠度指标 β k 和下一步迭代点 u k + 1 ；如果 ξ k + 1 < 0 ，则迭代过程中出现震荡，此时转入式(5)和式(4)计算可靠度指标 β k 和下一步迭代点 u k + 1 。 4) 完成标准正态空间当中随机变量 u k + 1 到相对应原空间 x k + 1 的有效转变。 5) 对迭代点前后两次间所存在的误差进行计算 ‖ x k − x k + 1 ‖ / x k + 1 ≤ ε ， ε 代表着所规定范围之内的允许误差。假设已经满足条件，就可以停止迭代，不满足条件就会返回到步骤2)并反复进行。
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user: 4. 计算实例 实例1：对于二维随机变量的结构功能函数，可通过下式来描述其极限状态： g ( x ) = exp ( 1 + x 1 − x 2 ) − exp ( 5 − 5 x 1 − x 2 ) − 1 当中x 1 及x 2 全部服从标准正态分布随机变量并且相互独立。所设定的允许误差 ε = 10 − 6 。 分别采用经典HL-RF方法、CC算法以及本文方法求解，松弛因子取2。CC算法采用固定的混沌控制因子(此题中混沌控制因子取0.5)，其迭代式基本与本文一致，因此可作为算例对比方法。表1以及图2所列举出的就是三种方式所分别得出的计算结果以及相应的迭代历史。通过对图2的观察，可以发现选择HL-RF方法会无法收敛到相应的验算点。而CC方法就能够对迭代阶段中存在的震荡现象做到有效避免。不过会造成比较多的迭代次数以及比较慢的收敛速度。本文所提出的方法能够在对随机变量震荡做到有效控制的前提条件下，对整体的计算效率做到有效提高。 Table 1 Calculation results of two-dimensional example HL-RF CC 本文方法 验算点 (0.8521，2.1410) (0.8641，2.1310) 可靠度指标 2.2995 2.2994 迭代次数 162 12 表1. 二维实例计算结果 图2. 二维实例的迭代历史 实例2：多维高非线性结构功能函数。考虑某一含高频噪声项的功能函数为： g ( x ) = x 1 + 2 x 2 + 2 x 3 + x 4 − 5 x 5 − 5 x 6 + 0.001 ∑ i = 1 6 sin ( 100 x i ) x 1   -   x 4 ~ N ( 120 ， 12 ) ， x 5 ~ N ( 50 ， 15 ) ， x 6 ~ N ( 40 ， 12 ) 允许误差 ε = 10 − 6 ，相应的初始迭代点也就代表着随机变量均值。因为功能函数属于多维高非线性，故取0.03为CC混沌控制因子。表2所示的就是三种方式所分别得出的最终计算结果。HL-RF迭代计算结果无法收敛，CC方法具体的收敛速度过慢。本文方法能够在保证找到验算点的前提条件下，对整体的收敛速度做到有效提高。 Table 2 Calculation results of high-dimensional example HL-RF CC 本文方法 验算点 (117.3，115.4，115.2，117.2，83.5，55.6) (117.3，115.4，115.1，117.2.83.5，55.6) 可靠度指标 2.3484 2.3483 迭代次数 362 24 表2. 高维实例计算结果
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user: 5. 结论 如果功能函数非线性程度较高，在结构可靠指标迭代计算时HL-RF算法会出现混沌、震荡甚至不收敛的现象。本文基于这种迭代过程中不稳定的认识，以HL-RF算法为基础完成稳定转换法的合理引入，同时凭此完成有效的收敛控制，并利用混沌控制因子与迭代过程出现混沌的原因，建立关系等式使每步迭代更加高效收敛。在此基础上引入了一种新的函数进行判定纠正，该函数可以根据迭代点之间的夹角来判段迭代计算中是否产生了震荡。本文算法的实际效果在实例中已呈现，不仅验证了基于混沌控制算法的稳定性，也保证了该算法有更高的可靠性。
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user: 摘要 本文结合新疆某隧洞工程施工实例，对软岩大变形如何控制隧洞变形进行了成因分析探讨，并提出了有效的预留缓冲层防控措施，达到了很好的效果，以期对其它软岩隧洞施工的工程在设计、施工方面提供借鉴，从而达到提高软岩隧洞施工质量的目的。
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user: 1. 工程概述 新疆某隧洞工程洞长42 km，最大埋深约2268 m；隧洞为无压洞，纵坡1/564.8。隧洞共布置有4条施工支洞，分别为位于主洞桩号4 + 400的1#斜井、主洞桩号5 + 700的2#斜井、主洞桩号9 + 800的1#支洞、主洞桩号30 + 260的2#支洞。隧洞断面为圆形，洞径5.3~5.9 m，局部为马蹄形断面，采用现浇钢筋混凝土衬砌。其中1#斜井主洞控制段采用钻爆法施工，分上、下两个台阶开挖。
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user: 2. 工程地质条件 该段地表为北天山低山丘陵区，属台地地貌，地面高程1420~1560 m，山势相对平缓；大变形洞段埋深约190 m，隧洞轴线在沟底部斜穿布置 [ 1 ]。隧洞主要工程地质，为第三系(N1 + 2)泥岩、泥质砂岩、砂砾岩等为软岩，强度低，部分呈松散砂状、土状，并具有弱~中等膨胀性，另外，断层带、古风化壳等部位，岩石破碎。地下水属赋存砂砾岩层的孔隙潜水及裂隙水，局部具有承压性；开挖时围岩呈干燥状态，经一段时间仰拱部位砂砾岩有地下水渗出。因此，本洞段围岩类别为V1类，具备形成严重–极严重挤压变形的条件。
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user: 3. 隧洞围岩大变形 大变形洞段发生在1#斜井主洞控制段隧洞下游桩号4 + 704~4 + 985处，自2019年9月中下旬隧洞开挖后开始出现边墙侵限、已衬仰拱上抬出现纵向裂缝、未衬仰拱推土上抬、喷混开裂、钢拱架扭曲等现象，详见图1。 图1. 大变形洞段位置 在开挖过程中预留变形量400 mm后，仍出现在桩号K4 + 915断面，水平位移706.6 mm，侵限306.6 mm；桩号K4 + 923断面，出现水平位移990.6 mm，侵限590.6 mm；2019年10月23日，桩号4 + 904.3~4 + 913.3，已衬仰拱衬砌发现纵向裂纹，右边墙钢拱架出现弯折扭曲现象，详见图2。2019年11月3日，桩号4 + 913.3~4 + 924 (未施工仰拱衬砌)，仰拱推土上抬开裂，详见图3。 图2. 右边墙拱架弯折扭曲 图3. 仰拱推土上抬开裂 图4. K4 + 930断面变形变化情况
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user: 4. 大变形成因分析 1) 监测资料分析 围岩大变形洞段及其附近区域共包含4个收敛变形监测断面：K4 + 915、K4 + 923、K4 + 895、K4 + 930，详见图4~6； 图5. K4 + 895断面围岩变形监测 K4 + 895断面变形速率峰值均出现在起测后的第1天，随后收敛变形速率逐渐减小，围岩变形在起测后第15天趋于收敛，详见图5。 2) 大变形成因 1、围岩岩性因素：岩样中富含蒙脱石等黏土矿物(其矿物全分析成果详见表1)。及有关的混层结构矿物，黏土矿物的水化膨胀性和吸附性在岩样的物理试验过程中表现非常明显，遇水明显软化膨胀、泥化及快速崩解。可见，该洞段较差的围岩条件，是导致大变形的主要地质基础。 图6. K4 + 915断面监测 Table 1 XRD mineral composition and clay mineral analysis results of mudstone， marl and sandy mudston 编号 岩性 矿物相对含量(%) 粘土矿物主要矿物及相对质量百分比(%) 石英 斜长石 钾长石 粘土矿物 蒙脱石(s) A-1 泥灰岩 32.8 1.4 - 65.8 100 A-2 泥岩 48.3 1.1 - 50.5 100 A-3 砂质泥岩 48 19.4 4.6 27.2 100 表1. 泥岩、泥灰岩、砂质泥岩XRD矿物成分以及粘土矿物全分析成果 2、地下水因素：砂砾岩为含水层和导水层，为地下水与泥岩接触提供了通道；当围岩含水量较大时，开挖卸荷后围岩劣化效应显著，岩体强度和变形模量迅速降低，甚至膨胀、崩解，导致显著的围岩变形。因此地下水是导致围岩大变形的重要诱因。 3、地应力因素：大变形洞段隧洞埋深约190 m，以上覆岩层平均密度2.38 g/cm 3 估算，该洞段的铅直向初始地应力约为4.5 MPa。该洞段岩石饱和单轴抗压强度平均值fr = 0.155 MPa，围岩强度比fr/σ = 0.034<<4。按照《岩土工程勘察规范GB50021-94》中地应力的划分标准(采用岩石强度应力比来划分)，该洞段属极高应力区。因此，由开挖引起的围岩卸荷作用强烈，易诱发围岩大变形等失稳 [ 2 ]。 围岩收敛变形数据规律可以看出：K4 + 915和K4 + 923断面2个断面侵限部位均集中在下台阶右侧边墙及底拱中部和右侧部位。这是由于右侧围岩的含水率要高于左侧，相应的右侧的围岩强度要低于左侧。分析上述4个监测断面的围岩收敛变形监测数据特点，可知该洞段内的围岩收敛变形具有变形量值大。 该洞段围岩主要为泥岩、砂砾岩，属极软岩，围岩岩性差，承载能力低，隧洞开挖形成的重分布应力将显著超出围岩强度，使得围岩产生塑性屈服并发生较大的塑性变形 [ 3 ]。 隧洞开挖后改变了地下水的渗流路径，隧洞中部透水性良好的砂砾岩层，成为地下水的运移通道，使得隧洞中下部围岩的含水率或渗透性明显增大。同时，隧洞开挖导致围岩产生卸荷松弛，围岩内裂隙萌生、扩展及贯通，进一步增大了岩体的渗透系数，使得隧洞围岩的含水状态发生了显著变化，围岩遇水泥化、软化，强度显著降低并呈现出一定的膨胀性，使得围岩产生较大的塑性变形，特别是隧洞中下部泥岩受砂砾岩含水层的影响其塑性变形将更加显著 [ 4 ]。 在大变形侵限洞段，受岩性差异及地下水的影响，使得砂砾岩层下部泥岩夹泥灰岩的力学性能相较于砂砾岩层上部砂质泥岩其劣化将更为显著。砂砾岩层上下围岩力学性质的差异使得初期支护受力很不均匀(表现为边墙下部的变形要明显大于上部)，这也造成了钢拱架在砂砾岩层部位的局部屈曲 [ 5 ]。 桩号4 + 704~4 + 985洞段围岩大变形的发生机理与该洞段的地层结构和岩性分布，以及附近的水源补给密切相关。
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user: 5. 大变形防控措施实施 1) 在隧洞施工过程中桩号4 + 904~4 + 924洞段收敛变形极为严重，侵占设计断面，现场对侵限部位拆除已实施钢拱架以及扩挖等措施，然后重新开挖实施新钢拱架，详见图7~8；效率较低，后续二次衬砌有开裂风险。 图7. 现场处理情况——换侧拱 图8. 现场处理情况——换底拱 2) 为了尽可能减少换拱、扩挖以及避免二次衬砌因变形挤压应力过大出现裂缝，采取的超前管棚加U型钢方案双层一次支护加预留缓冲层的方案有着较好的效果： 1、采用超前支护措施加固围岩。顶拱160˚Φ63自进式超前中管棚预注浆，间距0.3 m，排距3.5 m，L = 6 m。 2、初期支护采用双层支护：外层：侧顶拱预应力中空注浆锚杆(50~100 KN，L = 5 m，间排距1.25 m)后，全断面HW125@0.5 m钢拱架，并在拱腰和拱脚长6 m的Φ63长注浆锚管，全断面Φ8单层钢筋网（20 cm * 20 cm），再喷15 cm厚纳米硅粉合成粗纤维混凝土。内层采用可伸缩29U@1.0 m型钢拱架，对称设置6个可伸缩节点，单节点最大环向伸缩量30 cm；拱架间填充可压缩聚乙烯材料。 3、初期支护与二衬间设置塑性缓冲层，采用可压缩聚乙烯预制块，层厚10 cm，现场裁成1 m * 2 m规格便于环向紧贴岩面，详见图9~10。 图9. 施工中缓冲层底拱安装 图10. 施工中缓冲层侧拱安装 4、洞周的排水点设置毛细透排水带进行引排水，缓解地下水对围岩的影响。 3) 二衬砼浇筑自2020年4月下旬隧洞对安装缓冲层段进行了二次砼浇筑、已衬仰拱未出现裂缝现象，详见图11~12。 图11. 缓冲层段二衬混凝土1 图12. 缓冲层段二衬混凝土2 4) 在施工K4 + 799.5监测断面处左右两侧拱腰、左右拱肩、拱顶共埋设了钢筋计和应变计，监测情况如下： 1、混凝土应变 观测数据表明目前底拱受力较小，边顶拱处于受压趋势。混凝土应变监测过程线见图13。 图13. K4 + 799.5监测断面混凝土应变监测过程线 2、钢筋应力 观测数据表明目前底拱钢筋受力较小，边顶拱钢筋受压增大趋势减缓。应力监测过程线见图14。 图14. K4 + 799.5监测断面钢筋应力监测过程线 观测数据表明目前边顶拱及底拱受力较小，都处于受压趋势，都在允许范围值内。
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user: 6. 结论 软岩隧洞围岩变形破坏特征及其治理一直是贯穿隧洞设计与施工全过程关注和亟待解决的问题。而目前对软岩变形的研究较为贫乏，仅仅靠归纳、总结以及采取工程类比的方法是远远不够的，因此，软岩变形问题的研究对于围岩变形的预测研究和工程对策的合理制定具有重大意义。本工程的案例以期对其它软岩隧洞施工的工程在设计、施工方面提供借鉴，为岩土工程从强度破坏极限状态控制向着变形极限状态控制发展提供了可靠技术保障，从而达到提高软岩隧洞施工质量的目的。