高地应力近水平状页岩地层隧底隆起变形分析及设计优化

郦亚军 刘 科

(中铁二院成都勘察设计研究院有限责任公司， 成都 610031)

近年来，铁路隧道底部隆起变形影响行车安全的事故时有发生，如达成铁路某隧道正洞Ⅲ级围岩段埋深100～200 m地段在运营期间发生持续轨面抬升现象，累计最大抬升量24.7 mm，导致列车限速运行；沪昆高速铁路某隧道洞口浅埋偏压段发生无砟轨道道床隆起病害，导致轨面与设计高程偏差最大达 35.7 mm，列车降速运行。

要想有效地解决法庭口译中由于文化差异导致的交流障碍而又能最大限度地保证准确性和中立性，法庭口译员在进行文化调解时至少要知道什么样的调解策略是在其职责范围之内的。笔者认为，口译员要遵守以下几个原则：在必要时添加信息；促进双方直接交流；澄清之前先获得法庭许可；不作随意改述；不向任何一方提供建议。

引起隧底隆起变形的原因复杂，许多学者对此从理论及工程实际方面进行了诸多研究。王明年[1-2]等通过有限元与模型试验相结合的方法对隧道仰拱力学行为进行了研究，得出仰拱对提高结构承载力、约束位移发展具有至关重要的作用；钟正强[3]等基于 Hoek-Brown 准则模拟分析不同侧压系数时层状岩体变形破坏特征，表明隧道开挖围岩变形特征及破坏模式与侧压力系数有关；王立川[4]等研究了某运营铁路隧道底部结构隆起病害成因并提出了治理对策；李奎[5]等分析研究了某客运专线隧道洞口段道床隆起病害原因并提出整治对策。汪洋[6]等对云岭隧道底鼓机理进行了分析，李德武[7]等对隧底合理结构形式进行了研究，施成华[8]对隧底结构受力与变形进行了现场测试分析。

高地应力条件下隧道开挖变形力学响应非常复杂，上述研究鲜有提及洞室群条件下的隧底隆起变形研究。本文就某高速铁路隧道施工过程中平导底板发生多阶段的隆起变形，考虑洞室群影响，基于岩体地应力测试及监测数据分析隆起变形原因，对平导及正洞提出处理措施。

1 工程概况

某高速铁路设计速度350 km/h，其中XS隧道为单洞双线隧道，线间距5.0 m，隧道最大埋深725 m，开挖断面积约150 m2。隧道进口里程D1K 563+370，出口里程D1K 573+730，隧道全长 10 085.314 m。隧道内线路纵坡设计为“人”字坡辅助坑道，采用“1泄水洞+2横洞+1平导+1施工支洞”模式。

XS隧道地处鄂西神农架林区东南部，隧址区属溶蚀、构造剥蚀中低山河谷地貌区。隧道洞身D1K 563+370～D1K 569+095段 5 725 m穿越白云岩、断层角砾岩、灰岩页岩互层、灰岩夹页岩、砂质白云岩等可溶岩；D1K 569+095～D1K 573+730段 4 360.31 m穿越页岩夹砂岩，炭质页岩、硅质页岩等非可溶岩。洞身段主要穿过新华断裂和其次生断层(马家坪断层、庙岭断层)及由此产生的局部褶皱。隧道纵断面如图1所示。

图1 XS隧道纵断面示意图

2 隧底隆起及原因分析

2.1 隧底隆起变形过程

(1)2018年7月20日-2018年10月23日

对系统进行体温测量对比试验。图7中分别采用鱼跃医用水银温度计、厦门安氏兄弟科技有限公司生产的医用电子体温计与系统测量的体温进行对比。测量精度达到传统手持式体温测量精度。对比所采用的医用电子体温计符合《医用电子体温计校准规范》。人体基础体温生理性改变一般在24 h内波动幅度不超过1℃，以腋窝温度为例，正常范围为36.4～37.3℃平均为36.8℃[16]。测量结果在理论范围内。所以实时系统对体温的监测能够做到实时、准确。

2018年6月24日，XS隧道2号横洞工区正洞施工至10号横通道口时，检查发现10号横通道平导大里程一侧端墙处有初支剥落现象，量测数据未达预警值。7月17日10号横通道贯通。7月20日，PDK 570+910～PDK 570+960段底板发现纵向小裂缝，同时PDK 570+972～PDK 570+952段靠正洞侧边墙发现初支开裂、拱架变形。施工单位随即在 PDK 570+972～PDK 570+957段锚喷支护内侧紧贴设置I18型钢套拱，套拱施作完成后，底板裂缝未见继续发展，量测结果显示变形已稳定。

2018年8月10日，发现底板开裂向10号通道前后发展，向小里程发展至PDK 570+860，向大里程发展至PDK 570+995。根据现场调查及测量数据，平导 PDK 570+860～PDK 570+995段底板均有不同程度开裂，底板裂缝宽度在7 mm左右，最大宽度达10 mm。

2018年7月27日-2018年9月2日，平导底板监测数据显示该段坑底隆起最大值为234.7 mm，出现在PDK 570+932处。

2018年7月20日-2018年10月23日平导部分段落底板开裂上鼓，如图2所示。

图2 2018年7月20日-2018年10月23日平导部分段落底板开裂上鼓图

围岩岩性以为页岩为主，深灰、灰黑色，泥质结构，薄～中厚层状构造，页理较发育，层间结合一般，局部夹砂岩，岩质较软，根据勘察期间及施工期间岩石试验成果，为非膨胀岩。岩层倾角较缓，在掌子面视倾角 0°～20°，总体倾向隧道左侧。

2018年9月12日，PDK 570+860～PDK 570+995段支护补强及底板拆换完成，监测显示该段变形已趋稳定。

2019年3月16日，经排查，PDK 571+295～PDK 570+995.52、PDK 570+115～PDK 570+650段底板均有不同程度的断续纵向开裂，裂缝位于底板中线附近。平导底板已施工 1 274 m，其中底板开裂或开裂后隆起段共计888 m(含已处理的PDK 570+860～PDK 570+995段135 m，该段处理处理后未出现裂缝)，占比70%。

4.2.2 施工工法

综上，抗血小板治疗是目前冠心病治疗的关键，贯穿着冠心病治疗的整个过程。但是，鉴于凝血机制的复杂性和临床患者的异质性，冠心病患者在应用抗血小板药物前应充分评估其出血风险，因人而异地选择适合个体的最佳抗血小板治疗方案，实现最大的临床获益。

图3 2019年3月16日-2019年6月20日平导部分段落底板开裂上鼓图

(3)2019年6月20日-2020年9月6日

2019年12月10日，经现场排查显示PDK 570+021～PDK 570+115段底板均有不同程度断续开裂；PDK 570+115～ PDK 570+757段先期已开裂底板也有不同程度发展，出现开裂更严重、底板隆起范围加大、隆起更高的情况。

至2019年12月12日底板已施工 2 155.52 m，其中底板开裂或开裂后隆起段共计 1 068 m(含已处理的PDK 570+860～PDK 570+995段135 m，该段处理处理后未出现裂缝)，占比49.5%。

平导底板裂缝发展至PDK 570+021，此后 PDK 569+695～PDK 570+021段增设仰拱初支钢架封闭成环，底板改为弧形仰拱，未见裂缝继续发展。

2019年6月20日-2020年9月6日平导部分段落底板开裂上鼓，如图4所示。

图4 2019年6月20日-2020年9月6日平导部分段落底板开裂上鼓图

至此，XS隧道2号横洞工区中部平导发生隧底隆起变形段落集中在PDK 570+021～PDK 571+294，裂缝展开示意如图5所示。

图5 XS隧道中部平导底板隆起变形裂缝展示图

2.2 地应力及膨胀性测试

为探明隧底隆起变形是否与地应力存在直接关系，2019年8月，采用应力解除法对2号横洞工区正洞D1K 570+555断面右侧边墙进行了岩体应力测试，测试结果如表1所示。结果显示岩体空间三个主应力大小依次为10.26 MPa、6.42 MPa和5.38 MPa，天然状态下岩石单轴抗压强度值49.0 MPa，得到围岩强度应力比为Rc/σmax=4.78。结合现场揭示情况，围岩初始地应力场状态属于高地应力，且测试位置洞轴线与最大主应力大角度相交(69°)，对隧道边墙岩体的稳定相对不利。

表1 应力解除法岩体应力测试成果表

经平导取岩样5组测试页岩自由膨胀率为 2%～24%，平均值10.4%，围岩为非膨胀岩。

2.3 变形原因综合分析

综合各阶段隧底隆起变形情况，并结合地质情况，XS隧道平导页岩段隧底隆起变形原因主要为地层岩性软弱、地质构造复杂、局部高地应力及洞室群效应影响、地下水重分布影响等。

落实“八二分”原则， 把功夫花在平时，经常性近距离有原则地接触干部。通过民主生活会、年度考核、干部培训、谈心谈话、巡察督查、调研座谈等多种渠道，全方位、多角度、立体式考察干部，实现干部考核的经常化、制度化、全覆盖。

2.3.1 地层岩性

点击菜单[选择][按位置选择]，打开选择对话框，在[目标图层]勾选建筑物层，[源图层]选择阴影栅格转换而成的矢量图层，[空间选择方法]应选 “目标图层要素的质心在源图层要素内”；根据需要，设置其余参数，点击 [确认]完成查询。建筑物已选中。右击查询后的建筑物图层，选择[数据]→[导出数据]，打开工具对话框，完成设置，输出不符合规范的建筑物。如图12中，深色表示不符合规定的建筑。

(2)2019年3月16日-2019年6月20日

在完成抹面施工后要进行水泥混凝土路面的表面横向纹理处理和路面压槽施工。压槽施工中要做到对混凝土表面干湿度的有效把握，例如可采用现场用手试摁的方式进行检查。同时要在两侧模板位置上放置一根槽钢，保证槽钢位置平面朝下，凹面则要朝上，这是为压纹机提供合理的过往轨道空间[3]。

2.3.2 地质构造

隧道直接小角度穿越区域性大断裂——新华断裂，由于新华断裂的多期活动性，断面波状起伏，断层发育十分复杂。隧底隆起变形段落位于断裂上盘影响带，距主断裂破碎带较近，且发育次级断层。施工揭示该段围岩受地质构造影响，隐伏次级小褶曲发育，岩体节理总体较发育，节理一般密闭，局部结构体间有错动现象，围岩整体较破碎，局部破碎较严重。

2.3.3 局部高地应力及洞室群效应

根据岩体中地应力测试成果，断层影响带内洞轴线与最大主应力交角较大，且最大主应力方向、仰角与岩层倾向、倾角基本一致，最大主应力对薄层状的软质页岩段隧道边墙岩体的稳定相对不利。在较集中的洞室(正洞、平导、横通道、变压器洞室)开挖过程中，地应力多次重分布，隧底临空岩体在无支护或支护较弱条件下易发生剪切破坏失稳，最终导致隧底隆起变形。

2.3.4 地下水重分布

尽管隧道开挖揭示页岩段围岩干燥，地下水不发育，但揭示可溶岩段地下水发育，且隧道纵向坡度设计排水是由上游可溶岩段经下游页岩段排出洞外，地下水的重分布将对页岩段产生不利影响。

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

综上所述，XS隧道穿越区域性新华断裂，中部平导及相应正洞位于断裂上盘影响带，该段隧道围岩以薄层状缓倾或近水平状页岩为主，围岩质较软，较破 碎～破碎，地质条件复杂，受水平构造应力和群洞效应等因素影响，隧底围岩易发生剪切破坏变形，是引起隧底隆起变形的主要原因。

3 数值模拟分析

3.1 计算模型、参数及工况

由于平导中线距离正洞左线线路中线仅为30 m，平导与正洞间实际净距仅为20 m左右，局部高地应力及洞群效应可能对正洞产生较大影响。为分析平导底板开裂原因及为制定对应正洞合理的工程措施提供参考，采用有限元软件对原施工图地质工况和实测地应力工况进行数值模拟。模拟时采用有限差分软件FLAC3D，计算工况如表2所示。

表2 数值模拟计算工况表

计算时，围岩和填土采用莫尔-库伦模型，初期支护选用实体单元模拟，二次衬砌采用shell单元模拟。

根据圣维南原理，对于地下洞室开挖后的应力应变，仅在洞室周围距洞室中心点3～5倍隧道开挖宽度(或高度)的范围内存在实际影响，但考虑高地应力作用，围岩扰动范围较普通地层大，因此计算模型在隧道横断面边界考虑大于5倍的隧道开挖洞径。本文计算模型尺寸取为220 m(水平)×200 m(竖向)。计算模型的底面和两侧边界条件采用位移边界，限制其位移，模型顶面为自由面。计算参数如表3、表4所示。

表3 围岩弹塑性模型参数取值表

表4 混凝土参数表

3.2 计算结果及分析

1.2.1 角膜生物力学分析仪 角膜生物力学测量分析仪（Corvis ST，型号：72100，德国Oculus公司）基于高频Scheimpflug照相机对角膜形变过程进行超高频拍照，同时记录角膜形变幅度图、角膜压平长度图和角膜形变速率图，可客观地显示角膜形变及回复过程，可获得包括CCT、眼压、最大变形幅度、最大压陷曲率、2次压平速度、时间、长度等多个角膜生物力学参数。

但当无生名词进入间接及物语位置时，双及物构式就要对其进行压制，无生名词就会变成有生名词，否则所产生的句子就无法接受。例如：

3.2.1 原施工图地质

施工图计算工况下，围岩及支护结构变形、正洞初期支护及二次衬砌主应力分部如图6～图8所示。

图6 工况一原施工图围岩及支护结构位移云图

图7 工况一原施工图正洞初期支护及二次衬砌最大主应力图(Pa)

图8 工况一原施工图正洞初期支护及二次衬砌最小主应力图

由图6可以看出，施工图地质工况下隧道开挖后洞周收敛与拱顶沉降相差不大，拱顶最大沉降约37.4 mm，隧底隆起约29.7 mm，中岩柱侧最大收敛约36.6 mm，远离中岩柱侧最大收敛约33.0 mm，平导和正洞初期支护的周边收敛和拱顶沉降均小于预留变形量，在可接受范围内。

为避免正洞因高地应力影响结构运营安全，由于受地应力影响，将页岩地层隧底隆起变形段正洞断面优化调整，调整方式主要为加深仰拱63 cm，即仰拱曲率由原设计1∶17.21增大至1∶10，如图13所示。

表5 工况一施工图地质条件结构主应力极值表

从表5可看出，平导、正洞初期支护及二次衬砌的最大、最小主应力均未超过材料极限抗拉、抗压强度，结构不会被破坏。

3.2.2 实测地应力工况

实测地应力计算工况下，围岩及支护结构变形、正洞初期支护及二次衬砌主应力分部如图9～图11所示。

图9 工况一原施工图围岩及支护结构位移云图

图10 工况一实测地应力正洞初期支护及二次衬砌最大主应力图

图11 工况一实测地应力正洞初期支护及二次衬砌最小主应力图

由图9可以看出，拱顶最大沉降约52.0 mm，隧底隆起约21.9 mm，中岩柱侧最大收敛约24.8 mm，远离中岩柱侧最大收敛约20.4 mm，平导和正洞初期支护的周边收敛和拱顶沉降均小于预留变形量，在可接受范围内。

由图10、图11可以看出，平导最大主应力最大值主要分布在底板中部及靠近边墙两侧，正洞初期支护最大主应力最大值主要分布在边墙平台处，正洞二次衬砌最大主应力主要分布在靠近抑拱中部的两侧；平导最小主应力最大值主要分布在靠正洞侧边墙中部，正洞初期支护和二次衬砌最小主应力最大值主要分布两侧边墙中部。平导、正洞初期支护及二次衬砌的主应力极值统计如表6所示。

表6 工况一实测地应力条件结构主应力极值表

从表6可看出，平导最小主应力超过了材料极限抗压强度，正洞初期支护及二次衬砌最大主应力超过极限抗拉强度，衬砌将开裂破坏。

工况二、工况三计算结果和工况一类似。通过数值模拟计算可得出结论，在XS隧道在原施工图设计地质及实测地应力条件下，正洞支护结构无法满足结构安全性要求，需进行相应优化调整。

4 设计优化

4.1 平导

4.1.1 线位调整

XS隧道原设计施工工法为Ⅲ级围岩采用台阶法施工，Ⅳ级围岩采用台阶法加临时横撑施工，Ⅴ级围岩采用台阶法加临时仰拱施工。根据全线开展的隧道机械化施工科研课题研究成果，机械化大断面施工工法具有一次性快速开挖成型、一次性快速支护的优势，本隧道近水平状页岩地层段将施工工法调整为Ⅳ级围岩采用全断面带仰拱施工工法、Ⅴ级围岩采用微台阶同步掘进施工工法，可在短时间内完成隧道断面范围内的全部开挖、支护工序，缩短初期支护封闭成环时间、成环距离，对局部高地应力区隧道开挖后的变形控制极为有利。

图12 平导线位调整布置图

4.1.2 结构优化

由于平导原设计设置直墙平底板，直墙体、平底板结构简化后相当于是受弯的梁板式结构，地应力较高时引起结构弯矩较大，从而引起结构开裂破坏。因此，为避免结构局部应力集中，对平导及横通道进行结构优化。将平底板调整为弧形仰拱，部分段落将直墙调整为曲墙结构，并考虑已开挖和未开挖段情况分别实施；同时将本段落的附属洞室增设弧形仰拱结构。平导优化调整措施如表7所示。

表7 平导结构优化调整表

4.2 正洞

4.2.1 衬砌内轮廓

由图7、图8可以看出，施工图地质工况下隧道开挖后平导最大主应力最大值主要分布在底板中部及靠近边墙两侧，正洞初期支护和二次衬砌最大主应力最大值主要分布在拱顶和仰拱中部；平导最小主应力最大值主要分布在靠正洞侧边墙中部，正洞初期支护和二次衬砌最小主应力最大值主要分布两侧边墙中部。平导、正洞初期支护及二次衬砌衬的主应力极值统计如表5所示。

图13 正洞内轮廓优化调整断面图(cm)

以工况一为例进行模拟计算，仰拱曲率调整后，在实测地应力条件下，平导和正洞初支的周边收敛和拱顶沉降均小于预留变形量，且平导、正洞支护、正洞二衬最大主应力分别为0.62 MPa、1.14 MPa、0.08 MPa，均未超过材料极限抗拉强度，最小主应力分别为18.3 MPa、12.9 MPa、17.2 MPa，均未超过材料极限抗压强度，衬砌不会出现开裂破坏。

2018年9月2日-2019年3月16日，平导PDK 570+040～PDK 570+860段底板监测数据显示该段隧底隆起变形最大值为144.1 mm，位于PDK 570+521处。2019年3月16日-2019年6月20日平导部分段落底板开裂上鼓，如图3所示。

原施工图设计的平导中线距离正洞左线线路中线间距为30 m，为缓解局部高地应力条件下洞室群效应对隧道变形影响，PDK 569+890～PDK 568+000段 1 890 m与左线线间距由30 m调整为45 m，其中 PDK 569+890～PDK 569+790段100 m为过渡段，1～6号横通道长度发生调整，如图12所示。

4.2.3 支护结构

在行间清耕、间作小麦、自然生草3个处理分别选定500株苹果幼树。2015年7月调查当年定值成活率；2016年春季进行补栽，8月调查补栽成活率， 2017年4月调查越冬后成活率，统计总体成活率。

(1)主动支护体系

采用传统多台阶法施工，对应设计的隧道初期支护实际上存在支护力提供较为滞后的问题，主要表现在组合中空锚杆锚固效果差、C25喷混凝土早期/终凝强度等级较低、钢架整体承载力差等问题。

以工况一为例，分别分析在原施工图地质和实测地应力条件下模拟计算结果。

结合本隧道高地应力页岩段施工工法优化调整为机械化大断面法后，考虑到一次性开挖成型后围岩早期变形比传统工法更快、更大，应用本隧道科研成果，采用基于洞身主动支护设计理念的“早高强喷射混凝土+先锚后注式系统锚杆+全环钢架”主动式初期支护体系。其中，早高强喷混凝土等级为C30及以上，24 h龄期强度不低于15 MPa；先锚后注式系统锚杆主要采用涨壳式低预应力中空注浆锚杆，充分发挥大型凿岩台车施工优势，初始张拉力不低于4 t；采用全环钢架，并减少钢架单元接头数量，提升钢架整体承载能力。

(2)辅助支护措施

入冬了，来暖气了。回想起以前那个零食不如现在丰富的年代，家里大人放在暖气上烘烤的苹果干、山楂干、地瓜干和胡萝卜干等，就成了孩子们的零食。在暖气旁边玩边吃，也成了多少人的童年回忆。其实除了它们，暖气还能做出各种各样好吃的。

高地应力区隧道仰拱区域是结构薄弱点，本隧道仰拱加深后，未进一步防止正洞隧底隆起，于仰拱底增设地锚，设置于仰拱钢架之间，每两榀设置1环，采用9 m长φ32砂浆锚杆，环向间距2.5 m，每环5根，具体布置如图14所示。仰拱初支喷射混凝土层增设φ8钢筋网，网格间距20 cm×20 cm。其次，Ⅳ、Ⅴ级围岩段衬砌主筋分别加强至φ22、φ25，初期支护钢架分别加密至0.8 m、0.6 m。

前面谈到的具象的幸福观是池莉以人的不同角色来展现的幸福观，这样的幸福观是被抽象的幸福观所统领的。池莉的抽象幸福观认为承担属于自己的责任就是幸福。

图14 仰拱地锚布置图(cm)

4.2.4 地下水处理

经开挖揭示，D1K 569+095～D1K 569+046为非可溶岩与可溶岩接触带(灰岩页岩互层)，根据隧道纵向坡度设计，上游可溶岩段地下水可能通过节理裂隙由隧道周边向低高程端的隧底隆起变形处理段径流，地下水重分布会对本段产生不利影响。

为防止地下水串流影响，于D1K 569+033、D1K 569+045段隧底设置2道止水隔墙，如图15所示。隔墙深、宽均 1 m，采用仰拱衬砌同级别混凝土，与仰拱同时施作；D1K 569+024～D1K 569+060段隧底排水管加密设置，纵向盲沟间隔6 m设单向导水管引入隧道中心沟。采用5 m长φ42小导管对该接触带D1K 569+027～D1K 569+051段全环径向注纯水泥浆浆封堵，形成止水隔墙。

图15 止水隔墙图

5 现场监测

为验证设计优化措施的有效性，对围岩压力及支护结构内力进行监测。考虑到隧底变形情况，初期支护(围岩)监测采用3种方案，二衬衬砌采用一种方案，测点布置如图16、图17所示，监测断面布置如表8所示。

图16 初期支护(围岩)测点布置图(m)

图17 二次衬砌测点布置图

表8 监测断面布置表

以D1K 570+810断面隧底隆起变形监测结果为例，时程曲线如图18所示。仰拱最大隆起变形为3.86 mm，变形在前15 d随时间增加变化较快，随后变化较慢，第100 d后基本稳定，表明隆起变形得到了有效控制。

图18 D1K 570+810断面仰拱中部隆起变形时程曲线图

支护结构内力监测结果如表9所示。

表9 监测断面布置表

从实测内力可以看出，优化调整后相对于原设计围岩压力和喷混凝土应力均有不同程度减小，二次衬砌安全系数均有不同程度增大。因此，上述衬砌内轮廓调整、施工工法调整、主动初期支护体系及地下水处理等一系列措施可起到较好的变形控制效果。

6 结论与建议

本文采用理论分析、数值计算及现场测试等手段，分析了XS隧道平导底部隆起变形成因并提出了相应的调整优化方案，得出以下结论：

(1)通过应力解除法对XS隧道近水平状页岩层地应力测试，围岩强度应力比为Rc/σmax=4.78，结合揭示岩性，围岩初始地应力场状态属于高地应力；根据膨胀性测试结果显示为非膨胀岩。引起平导隧底隆起变形是否与地应力存在直接关系，综合各阶段隧底变形特征，结合地质情况，隆起变形原因主要为地层岩性软弱、地质构造复杂、局部高地应力及洞室群效应影响、地下水重分布影响4+个方面。

(2)基于实测地应力，原设计二次衬砌数值计算的混凝土应力值超过材料强度，但根据应力应变监测结果显示二次衬砌依然处于安全状态，表明模拟计算的指导性与实际仍然存在一定差异。

(3)采用平导线位与结构调整、正洞工法优化、内轮廓优化、支护体系优化及地下水处理措施后，变形监测及应力应变监测结果表明，优化调整措施控制了变形继续发展，并进一步提升了支护结构安全冗余系数。

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隧道工程设计应充分考虑支护结构在特殊地质环境中的适应性，如在薄层状缓倾页岩地层，采用部颁通用图衬砌形式及支护参数无法完全保证隧道绝对安全，在未来其他类似地层中修建隧道应在设计阶段适当考虑地质构造、地层岩性等因素进行针对性设计。如采用倒拱式结构，设计为轨道结构与隧道仰拱结构分离形式，使仰拱变形与轨道结构之间互不干扰，避免对行车安全造成影响。同时，高速铁路无砟轨道精度要求极高，对隧道底部变形具有极强的敏感性特性，但隧道土建施工实际上难以做到与之相匹配的精度，两者精度要求有着数量级的差异，如何处理这一矛盾，需进一步研究。