基于监测更新的水 - 力不确定性下受岩溶影响深基坑的可靠性评估：白云东平站现场证据

《TUNNELLING AND UNDERGROUND SPACE TECHNOLOGY》：Monitoring-updated reliability assessment of a karst-influenced deep excavation under hydro-mechanical uncertainty: Field evidence from Baiyun Dongping Station

　　

# 摘要

受岩溶影响的深基坑开挖涉及地质、水力、结构和观测等多重不确定性耦合，仅靠确定性校核无法充分表征。本研究针对广州白云东平站开挖工程，建立了一种基于监测更新的可靠性框架。研究通过来源—路径—响应机制解读，整合了项目文件、岩溶勘察记录、已记录的涌水事件、现场监测数据、APDL导出的几何信息以及全局—局部直接耦合模拟结果。严格的概率表述仅限于两项可溯源的准则：24 mm墙位移预警阈值和270 m3/h大流量阈值，而支撑轴力、地下水位变化和邻近资产响应则作为诊断或验证证据处理。贝叶斯更新用于降低具有物理意义的参数不确定性，包括岩石刚度、洞顶抗拉强度、裂隙导水率和有效水头。后验标准差降低了38.5–81.8%。直接模拟结果显示，第4、5、6阶段的超阈大流量概率分别为0.0407、0.1386和0.0631。有效水头和裂隙导水率主导连通后的水流，而洞顶强度控制通道形成，土岩刚度控制应力传递。墙响应的外部预测覆盖率为0.70，而留一沉降仅为0.20，表明该框架支持水力重建和墙体预警评估，但在现有现场证据下不支持广泛的邻近资产可靠性声明。

## 1. 引言

密集城市环境中的深支撑基坑通常被设计为确定性土体-结构相互作用问题，但其实际表现受不确定性支配。经典观测研究表表明，墙体位移、地面沉降和邻近结构响应受施工顺序、支撑激活、墙体刚度、土体刚度和地下水位条件控制，而非仅取决于开挖深度（Peck, 1969, Clough和O'Rourke, 1990, Ou等, 1993, Hsieh和Ou, 1998, Long, 2001, Moormann, 2004）。上海、台北和其他城市地层的后续案例证实，长条形、窄且不规则的站箱可产生显著的三维效应和局部荷载重分布（Wang等, 2010, Tan和Wei, 2012, Tan等, 2014, Zhang等, 2015），而降水和开挖交互作用也被证明会影响地表沉降发展（Yang等, 2026）。这些发现推动了可靠性视角的引入：问题不仅是发生了何种变形，还包括每个施工阶段响应和承载力的不确定性程度。

不确定性问题比普通的材料离散性更广泛。地质边界不规则，土体刚度和渗透性在短距离内变化，施工阶段偏离理想进度，支撑轴力受工艺和温度影响，监测数据包含传感器噪声和符号惯例不一致。地下水渗流和防水结构穿透可进一步影响水力和结构响应（Yang等, 2025）。在岩溶影响开挖中，量化这些不确定性的需求尤为迫切，因为溶洞、裂隙和黏土-灰岩界面可将局部水力扰动转化为系统级服役风险（Cui等, 2015, Elbaz等, 2018, Yang等, 2023, Waltham和Fookes, 2003, Waltham, 2008, Bai等, 2013, Pujades和Jurado, 2021）。在此类地层中，确定性墙位移校核可能满足设计准则，而水力通道正接近激活。

广州白云东平站开挖工程为基于监测更新的可靠性评估提供了全尺度案例。其长条形不规则站箱、1000 mm地下连续墙、五道内支撑体系和局部加宽平面在分层开挖过程中产生显著的三维荷载重分布。

地质条件以强岩溶石灰岩地层为主导，包括多级溶洞和孔隙水、基岩裂隙水和岩溶水相互作用系统。该配置允许水力梯度沿黏土-灰岩界面和部分连通溶洞局部化，需要联合处理几何、力学和水力不确定性。

已记录的涌水事件被视为案例史边界条件，用于来源识别、过程重建、监测解释和稳定化评估（Pujades和Jurado, 2021, Huang等, 2020）。墙体变形和支撑轴力表征结构响应，地下水位变化和有效水头表征水力激励，邻近线路、管道和建筑物位移表征环境影响。

响应族被赋予不同的证据角色，因为只有墙体位移和大流量具有全项目统一准则。支撑轴力、地下水位变化和邻近资产位移因此约束机制解释和验证，而未被转化为无支撑的通用失效概率。

可靠性理论长期通过一阶可靠度方法、概率有限元、子集模拟和贝叶斯更新应用于岩土工程（Phoon和Kulhawy, 1999, Duncan, 2000, Baecher和Christian, 2008, Fenton和Griffiths, 2008, Griffiths和Fenton, 2004, Hasofer和Lind, 1974, Low和Tang, 2007, Au和Beck, 2003, Straub, 2011, Straub和Papaioannou, 2015, Kanjilal等, 2023）。这些方法提供了一种以失效概率和可靠度指数表达不确定性的合理方式。对于深基坑，概率反分析已被用于从墙位移数据推断土体参数（Qi和Zhou, 2017），贝叶斯网络已被用于估计支撑基坑的服役失效概率（He等, 2020, Wang等, 2020）。关于地下连续墙位移更新和不确定性感知数字孪生的最新研究表明，监测证据可在整个施工过程中纳入，而非仅在完工后（Chen等, 2024, Tian等, 2026）。最新发展进一步强调显式处理模型和测量误差、贝叶斯服役更新和不确定性感知开挖数字孪生（Tian等, 2026, Xiao等, 2025, Li等, 2025, Pinto等, 2025, Ma等, 2021, Huang等, 2026）。这些研究还强化了后验不确定性降低和物理风险降低是不同的工程陈述。

然而，很少有研究将强岩溶空间不确定性、分层开挖监测、水力扰动和多种响应族结合在单一案例史中。现有开挖可靠性研究通常专注于墙体变形或服役性（Qi和Zhou, 2017, He等, 2020, Wang等, 2020），而许多岩溶案例史强调处理和观测变形。由此产生的差距在于，当项目记录不完整时，异质现场证据如何更新物理可解释的可靠性度量。

基于监测更新的可靠性不假设现场观测无误差，也不将数值模型视为确定性真理。现场测量降低响应参数和模型偏差的不确定性，而地质、水力条件和施工操作的残余变异性继续传播至极限状态。此处理遵循观测方法原则，但通过后验可靠性度量定量表达更新证据（Peck, 1969, Straub, 2011, Straub和Papaioannou, 2015, Kanjilal等, 2023）。

本研究的主要创新和贡献在于建立了一个将异质项目证据与物理可解释的水力学机制相整合的基于监测更新的可靠性框架。与将监测记录、数值模型和失效准则视为单一未区分数据结构的传统开挖可靠性研究不同，所提出的框架显式区分了处理前涌水证据和处理后监测观测，并为每个来源分配可溯源的分析角色。通过来源—路径—响应机制重建已记录的涌水过程，而APDL模型仅用于提供开挖几何和参考刚度，避免将其作为非线性渗流求解器进行无支撑解释。严格的概率表述仅限于统一的24 mm墙位移预警阈值和270 m3/h大流量准则，而支撑轴力、地下水变化和邻近资产响应则保留为诊断或验证证据。测量误差和模型差异在贝叶斯更新中分别处理，最终大流量概率通过加权的直接耦合模拟获得，而非不充分验证的代理模型。

## 2. 项目背景与监测证据

白云东平站是位于中国广州强岩溶地层中的长条形不规则站箱开挖工程。开挖长度286.25 m，标准段宽度34.7 m，局部加宽至42.9 m，最终开挖深度29.5–37.9 m。支护体系由1000 mm地下连续墙和五道内支撑组成，形成具有显著三维效应的多道支撑开挖系统。由于车站位于紧邻现有地铁设施、管道和建筑物的密集城市走廊中，开挖响应涉及支护墙变形、支撑轴力重分布、地下水扰动和邻近资产变形。

地质条件以石灰岩地层中强烈发育的岩溶特征为主。补充勘察报告了193个岩溶溶洞和82.52%的岩溶遭遇率，表明存在空间不连续溶洞和优先渗流通道的较高概率。地下水系统包括第四纪孔隙水、基岩裂隙水和岩溶裂隙水。因此，开挖安全不能仅解释为常规的土体-结构相互作用问题；关键不确定性在于应力释放、支撑重分布、水头变化和岩溶控制的渗流通连性之间的耦合响应。

2023年11月2日，在38–39轴附近、距南侧地下连续墙约10 m处发生了涌水事件。第一阶段应急预案估计入流量约为270 m3/h，而后续项目总结报告涌水阶段峰值流量约442 m3/h、平均流量约210 m3/h。这些数值代表不同的时间摘要。现场同期的270 m3/h应急估计值被用作大流量准则；后续210 m3/h平均值和442 m3/h峰值仅定义外部文献范围。

现场记录表明，涌水点靠近广从断裂带，且在A26轴附近南侧地下连续墙下识别出一个溶洞。该溶洞位于原处理范围之外，表明该事件受未处理溶洞、破碎石灰岩区和黏土-灰岩过渡区旁路渗流通道的控制。应急处理包括临时挡水措施、混凝土反压、分层注浆以及邻近既有地铁线附近的回灌/观测井。

图1总结了与涌水事件相关的现场证据、监测布置和推断的渗流路径。该图将广从断裂带、注浆加固区、涌水位置和A26轴下方溶洞与水土涌入和暴露溶洞的现场照片联系起来。这些观测支持了由岩溶溶洞发育、破碎岩石连通性和开挖边界附近水力扰动控制的来源—路径—响应解释。

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**图1.** 白云东平站涌水事件的现场证据与来源—路径解释。

表1按来源、时间支持和分析角色区分保留的证据。2023年11月涌水事件作为处理前物理证据保留，用于来源—路径—响应机制，而2024年3月至10月的监测档案作为应急注浆、排水和回灌后的处理后证据处理。两个时期不作为稳态水力观测合并。对35个工作簿和109个工作表的全档案审计产生了2,946行原始数据和来自22个点级监测系列的1,861条整合观测。墙体和支撑记录描述结构响应；地下水位变化记录约束处理后有效水头代理；沉降和邻近线路记录主要用于外部检查。此证据层次保留了共享地质，同时允许干预改变水力导水率。

**表1.** 分析中的数据来源、时间支持和证据角色。

| 证据来源 | 时间支持/数量 | 分析角色和质量处理 |
|---------|--------------|-------------------|
| 设计和几何文件 | 应急预案、图纸和APDL档案 | 尺寸、施工阶段和已记录控制值的主要项目证据。 |
| 岩溶勘察 | 118个钻孔；103个暴露灰岩；85个含溶洞区间 | 主要现场勘察。13个土溶洞和193个岩溶溶洞区间总计206；区间数不是钻孔数。 |
| 涌水记录 | 2023年11月2日，06:40；270、210和442 m3/h | 处理前机制证据。同期270 m3/h估计值定义大流量准则；210和442 m3/h是后续平均和峰值摘要。 |
| 监测工作簿 | 2024年3月–10月；35个工作簿，109个工作表，2,946行原始数据 | 处理后响应证据。记录不与2023年事件作为稳态水力观测合并。 |
| 质量控制监测 | 22个点级系列中的1,861条观测 | 通过中位数整合重复点-日期-数量记录；保留来源分散；似然中无插值。 |
| 遗留APDL命令流 | SOLID185、BEAM188；work1.out中184,212个单元和9,020个节点 | 仅提供几何和参考刚度框架。存档模型为线弹性，未呈现为非线性渗流模型。 |
| 直接后验战役 | 64个代表性案例 × 7阶段 = 448个阶段结果 | 最终大流量概率使用加权直接结果。所有64个案例完成了所有阶段。 |
| 外部检查 | 10条2023年墙体记录；5条留一沉降记录 | 预测区间覆盖率分别为0.70和0.20；后者限制邻近资产声明。 |

### 2.1. 证据时间线与数据质量控制

证据层次区分同期原始记录、后续摘要记录、监测工作簿和数值输出。2023年应急预案与涌水的时间接近度最高，定义了270 m3/h的事件等效大流量准则。后续210和442 m3/h摘要作为外部范围保留。

2024年监测工作簿描述的是经过治理后的开挖状态，因此更新的是机械刚度和治理后有效水头代理变量，而非治理前的导水系数。日累积读数具有序列相关性。因此，机械更新采用八个稳健的阶段点摘要，而非将每个日值视为独立证据。文中报告了贝叶斯后验区间、预测覆盖率、加权误差、秩相关和有效样本量；由于本研究未进行零假设组间比较，P值不适用。证据清单将设计文件、岩溶勘察记录、突水文档、监测工作簿、数值模型信息、直接模拟案例和外部校核分离开来。条目区分了治理前事件证据与治理后监测证据。这一分离可防止来自不同水力工况的数据被当作平稳观测混合在一起。

表2汇总了白云东平开挖案例中用于定义关键工程、地质、水力、监测和可靠性模型参数的信息。开挖几何形状和支护体系信息确定了车站箱体的规模、平面不规则性、开挖深度和结构约束条件，而岩溶勘察数据通过钻孔证据、空腔清单、岩溶遭遇率和报告的空腔高度量化了高度非均质的地基条件。突水记录进一步提供了关键的源-路径证据，包括事件时间、位置、报告涌水量以及与A26轴下方空腔相关的推断渗流路径。监测档案汇总了用于可靠性更新的现场响应水平，包括围护墙位移、支撑轴力、地下水变化和邻近线路变形。最后，可靠性模型参数区分了两个可追溯的正式准则与诊断响应族，而原始水头和空腔因子趋势仅作为初步筛查保留。

表2. 白云东平受岩溶影响开挖案例的关键参数汇总

| 类别 | 参数/指标 | 数值 | 在本文中的作用 |
|---|---|---|---|
| 开挖几何形状 | 车站箱体长度 | 286.25 m | 定义开挖尺度和纵向三维效应 |
| 开挖几何形状 | 标准/扩大宽度 | 34.7 m / 42.9 m | 定义平面不规则性和支护布置变化 |
| 开挖几何形状 | 最终开挖深度 | 29.5–37.9 m | 控制应力释放和水力边界变化 |
| 支护体系 | 挡土及支撑体系 | 1000 mm 地下连续墙配五道内支撑 | 定义围护墙和支撑力极限状态 |
| 支护体系 | 设计安全等级/使用寿命 | 一级 / 100年 | 表明车站开挖的高后果等级 |
| 岩溶勘察 | 补充钻孔 | 118个钻孔；103个揭露石灰岩；85个包含一个或以上空腔区间 | 空间非均质岩溶发育的证据 |
| 岩溶勘察 | 空腔清单 | 13个土洞区间 + 193个岩溶空腔区间 = 206个区间 | 明确空腔区间与钻孔是不同的计数单位；一个钻孔可能包含多个区间 |
| 岩溶勘察 | 岩溶遭遇率/线性岩溶率 | 82.52% / 19.74% | 用于论证岩溶空腔因子 |
| 岩溶勘察 | 报告空腔高度 | 岩溶空腔：0.10–18.20 m；土洞：0.50–5.30 m | 表明可能存在大空腔连通性 |
| 突水 | 时间和位置 | 2023年11月2日，约06:40；38–39轴；距南墙约10 m | 定义源-路径-响应事件 |
| 突水 | 报告涌水量 | 一阶段平面270 m3/h；峰值约442 m3/h；平均约210 m3/h | 270 m3/h定义大流量准则；210和442 m3/h仅作为后续平均/峰值文档范围保留 |
| 突水 | 推断渗流路径 | A26轴空腔位于墙下约6.35 m，高度约4.35 m；超出原治理范围 | 支持旁路渗流解释 |
| 监测档案 | 保留的监测记录 | 22个系列共1,861条合并观测值，2024年3月–10月 | 档案全面质量控制后的治理后证据；无数值插补进入似然函数 |
| 监测档案 | 代表性围护墙位移 | ZQT13-2峰值：34.19 mm | 可靠性分析的墙体变形需求 |
| 监测档案 | 代表性支撑轴力 | ZCL11-4最大值：约12,937 kN | 支撑力需求和重分布证据 |
| 监测档案 | 地下水累积变化 | DSW10-1最终降深6.7415 m；DSW11-1最终降深7.915 m | 负源值表示降深；d = -Δh_source/1000 m，非绝对测量水头 |
| 监测档案 | 既有线路竖向位移 | S1-5：约?15.0至?13.0 mm | 邻近资产响应指标 |
| 可靠性模型 | 极限状态模式 | 正式准则：24 mm墙体预警和270 m3/h大流量；支撑、地下水和邻近资产作为证据/验证保留 | 将概率陈述限定在可追溯的统一项目准则内 |
| 可靠性模型 | 主要不利不确定性变量 | 有效水头、裂隙导水率、顶板抗拉强度和土/岩刚度 | 分离不同的源、路径和抗力机制，而非依赖单一标量空腔因子 |

图2总结了从35个工作簿和109个工作表到2,946条原始行、1,861条合并观测值和22条保留的点级系列的完整档案处理链。保留的档案包含1,793个单日区间、38个2–7天区间和8个超过7天的区间。重复源记录、矛盾观测和非物理条目在贝叶斯更新前进行了量化，无数值插补值进入似然函数。保留的系列计数确定了各监测族的采样支撑。

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图2. 监测数据来源、合并与采样审核

图3总结了项目设置和现场数据工作流程。286.25 m长的车站箱体位于密集城市走廊内，标准宽度为34.7 m，局部拓宽至42.9 m。施工照片记录了长开挖和内支撑布置，而工作流程面板将项目数据库、监测点注册表、预警评估和时程审查分离开来。这些证据层将现场布置和施工阶段与概率分析中使用的监测记录联系起来。

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图3. 项目设置、开挖现场及英文监测工作流程

图4以统一的纵向等轴测视图定义了有限厚度三维APDL计算域。完整模型在纵向从?25延伸至312 m，横向从?46.452延伸至46.450 m，竖向从?20延伸至36.152 m，而开挖区域约占0–287 m和?21.45至21.45 m。重建模型包含111,436个节点和20,136个SOLID186单元，包括地基、1.0 m地下连续墙、五道支撑层、围檩、24根临时格构柱及其桩基。面板(a)显示开挖前的完整地基，面板(b)展示开挖后的地下连续墙和内部传力体系。图4(c–h)以相同的相机位置和模型比例展示了六个代表性计算阶段的实体几何演变。阶段1代表初始地基状态，阶段5移除标高36.152至29.55 m之间的第一层。到阶段9，开挖已达到标高14.95 m，前两道支撑层已激活；阶段11额外施加了南墙附近局部岩溶水扰动。阶段15达到最终开挖标高0.00 m，阶段18包含全部五道支撑层、临时柱和最终基底约束。因此，该序列区分了开挖引起的应力释放与逐道支撑引入的离散约束。

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图4. 代表性施工阶段的实体几何演变：(a)初始地基及第一次开挖，(b)第三次开挖及岩溶水扰动，(c)第五次开挖及最终稳定状态

图5使用各物理量的固定颜色限值对比了代表性力学场。在监测控制断面，计算所得深层围护墙位移从阶段5的32.06 mm增至阶段18的35.83 mm；最终值比观测值33.62 mm高6.6%。提取的支撑轴力从阶段10的11,006.34 kN增至阶段18的12,840.73 kN，与观测值12,577.86 kN相差2.1%。地基99分位等效应力从阶段11岩溶水扰动期间的26.47 MPa增至最终状态的40.37 MPa。围护墙位移显示范围为±40 mm，支撑应力为0–20 MPa，地基应力为0–40 MPa；超出绘图区间的值被饱和而非独立重新缩放。由于水力扰动在APDL中由等效力学荷载表示，这些等值线图应解释为全局力学诊断而非孔隙压力场。

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图5. 共同等轴测视图中的力学场演变：(a)阶段5和阶段18的地下连续墙横向位移；(b)阶段10和阶段18的内部支撑等效应力；(c)阶段11和阶段18的地基等效应力

图6展示了结构、水力和邻近资产响应的四个代表性监测系列。ZQT13-2深层围护墙位移从四月初的约26 mm增至峰值34.19 mm，超过24 mm预警值10.19 mm，即42.5%。ZCL11-4支撑轴力从约8,480 kN增至最大值12,937 kN，表明后期存在渐进式荷载重分布。DSW10-1地下水记录相对于项目基准读数从约?6,957 mm瞬时变化至?5,858 mm，而S1-5既有线路位移保持在约?15.0至?13.0 mm。因此，墙体准则被视为观测到的使用性预警超限，而支撑、地下水和邻近线路记录保留诊断或验证角色。

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图6. 墙体位移、支撑力、地下水和既有线路响应的监测数据

图7在共同的0–1标度上对比了主要结构、水力和邻近资产响应的归一化轨迹，使其相对时序可直接比较。墙体响应指数从四月初的低水平快速上升至五月初接近1.0的首个峰值，随后主要在0.55–0.95范围内波动，之后再次向十月底回升。相比之下，支撑力指数在初期保持中等水平，六月初急剧下降，八个月后持续上升，最终在记录末尾附近达到最高水平。地下水指数在四至五月保持在上限范围附近，六月骤降至接近零，六月底至七月快速恢复至高水平，八月底后稳定在约0.75–0.80的较低平台。邻近资产指数表现又不同：直到七月保持较高水平，但八月初后明显下降，九至十月维持在较低水平。

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图7. 归一化轨迹显示结构、水力和邻近资产响应的相对时序

图8展示了深层围护墙位移和支撑轴力的分阶段分布，突出了开挖需求中的非平稳特性。墙体位移响应集中在相对狭窄的高值带内，一般在26至34 mm之间。阶段S1分散度最大，数值几乎跨越整个观测范围，中位数接近29.5 mm，表明初期响应较为分散。在S2–S4阶段，墙体响应变得更加稳定，中位数聚集在31–32 mm附近，尽管S3仍显示较宽的离散度。到S5阶段，分布向上偏移并更加集中，中位数约33 mm，表明后期变形水平更高但更稳定。相比之下，支撑力分布显示出更明显的逐阶段上移趋势。中位轴力在S1约为8,500 kN，S2降至约8,000 kN，然后通过S3和S4逐步增加至超过10,000 kN。在S5，中位数达到约11,700 kN，多个后期值超过12,500 kN，最高点接近12,900 kN。这些结果表明，墙体变形在整个监测阶段始终保持在高水平，而支撑力随施工推进呈现渐进式重分布和累积。

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图8. 墙体位移和支撑轴力的分阶段分布

图9展示了皮尔逊相关矩阵，突出了结构响应与水力响应之间的差异。支撑力、管线位移和建筑沉降呈强相关（r ≥ 0.87），表明同步的力学演化。地下水变化与结构变量的相关性明显较弱（|r| ≤ 0.36），因此水力变化不能仅由结构响应表征。日线性插补仅用于同步该探索性绘图；插补值不进入似然函数或外部验证。

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图9. 仅用于探索性可视化后日插补的代表性监测族相关矩阵

图10在定义地下水符号约定后考察了水-力耦合。横坐标是相对于项目基准读数的地下水累积变化量绝对值，源工作簿中以毫米报告；它不是绝对水位标高。在相似地下水变化量下，墙体响应的宽广范围表明水力变化本身不足以确定力学状态。墙体-支撑关系图同样展示了施工阶段和传力依赖性。这些图为描述性证据，不被视为独立的贝叶斯观测。

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图10. 从监测轨迹推断的地下水、墙体位移与支撑力之间的耦合关系

3. 水-力机制与极限状态

白云东平车站开挖的响应由耦合的应力释放、支撑重分布和地下水渗流机制控制。开挖降低了地下连续墙被动侧的总应力并改变了侧向土压力分布，而地下水变化根据公式(1)改变有效应力状态。

在普通土层中，该过程主要表现为墙体位移和支撑力调整。然而，在本文所研究的岩溶影响场地中，溶洞、裂隙以及黏土–石灰岩界面提供了潜在的优先渗流通道。一旦开挖接近风化石灰岩边界，约束力的丧失便会开启既有界面或裂隙，增加水力传导性并使有效水头梯度集中。由此产生的源-径-响应链耦联了有效应力降低、局部损伤或裂隙开度增大以及通道连通后的渗流；侵蚀和颗粒输运可能进一步扩径，但超出了本文模型的范畴（Huang et al., 2020, Li et al., 2025）。

(1) σ′ = σ ? u

2023年11月的涌水事件为该机理提供了直接的现场证据。如图11所示，涌水发生在轴号38附近，距南侧地下连续墙约10 m处，当时开挖面距设计坑底约2 m。据报道涌水量约为270 m3/h，表明该事件涉及通过岩溶溶洞及黏土-石灰岩过渡区的水力连通，而不仅仅是结构变形。因此，地下连续墙、内部支撑体系、地下水场及周边资产构成了相互作用的流固耦合响应系统（Huang et al., 2020, Ma et al., 2025）。

图11. 根据现场资料解释的涌水事件流固耦合机理。

基于上述机理，保留了四类响应模式：墙体变形、支撑轴力、地下水变化及周边资产响应；形式化的概率表述仅限于两项可追溯的准则。对于每种响应模式k，极限状态表示为可用阈值减去不确定需求，如式(2)所示。式(3)中的不确定参数向量包括土体刚度、墙体刚度、支撑刚度、水力水头、等效渗透系数、岩溶溶洞系数、施工附加荷载、模型偏差和测量不确定性。式(4)中的需求模型将响应锚定于观测到的监测轨迹，同时允许其随具有物理意义的流固耦合参数变化。以此方式，监测数据不被视为孤立的预警曲线，而是作为更新结构和水力响应后验状态的证据，而不强加缺乏支撑的通用支撑或周边资产抗力。

(2) g_k(t, θ) = R_k ? S_k(t, θ) ? ε_k

(3) θ = {E_s, E_w, K_s, H_w, k_eq, C_k, q, b_m, σ_e}

(4) S_k(t, θ) = b_m · S_k,obs(t) · f_k(E_s, E_w, K_s, H_w, k_eq, C_k, q)

其中σ′、σ和u分别表示有效应力、总应力和孔隙水压力。无量纲岩溶溶洞系数C_k仅作为初步筛选中的无量纲坐标使用。直接计算解析了物理上不同的量：溶洞等效刚度控制应力传递，顶板抗拉强度控制损伤起始，裂隙导通性控制通道开启后的渗透率，有效水头提供水力能量。支撑和周边资产的观测值仍作为工程证据保留，但当项目档案未能提供统一抗力时，不赋予通用的失效概率。

3.1 可追溯极限状态与证据角色

仅两项准则在整个保留档案中是均匀且可追溯的。墙体准则为项目水平位移预警值24 mm，代表适用性预警而非结构终极失效。水力准则为同期严重涌流估计值270 m3/h。构件特定的支撑限值、累积地下水变化及周边资产位移因缺乏全项目统一抗力而无法对该系列做出合理假设，故仅作为证据保留。

(5) g_u(s, θ) = u_lim ? max_i|u_i(s, θ)| = 24 ? max_i|u_i(s, θ)| [mm]

(6) g_Q(s, θ) = Q_lim ? Q_eq(s, θ) = 270 ? Q_eq(s, θ) [m3/h]

失效或超越定义为g ≤ 0。界面损伤、裂隙开启和地下水变化仍作为机理诊断指标。除非有文件记录的准则被超越，否则不独立标记为失效。这一限制消除了最终可靠性报告中缺乏支撑的通用四模式系统并集。

4. 监测更新的可靠性方法

4.1 APDL框架、耦合模型范围与观测模型

归档的APDL几何模型被重建为以实体为主的分级模型，同时保留了站位尺寸和六个控制标高。重建模型包含111,436个节点和20,136个SOLID186单元；土层、地下连续墙、围檩、对撑、临时格构柱和桩柱均以有限厚度实体表示。十八个静力阶段代表初始地层状态、支护体系建立、初始降水、五次开挖分层及支撑预加力、局部岩溶涌水扰动、注浆、底板约束和最终稳定。材料分区采用线弹性本构定义，水效应以等效机械荷载施加，而非通过孔隙水压力自由度求解。因此，APDL结果用于几何形状、参考刚度、分级力传递和监测尺度力学校核，而非线性水力行为则通过全局-局部耦合计算评估。

在直接的全局-局部表示中，区域土岩刚度控制卸载传递，而局部溶洞模型解析顶板抗拉强度、损伤、开度及裂隙导通性。全局边界在采样水位以下以静水压力初始化，远场和底部水力边界固定，新暴露的开挖面为零压排水。与阶段相关的有效正应力、剪应力和孔隙水压力传递至局部溶洞窗口。该单向传递用于水力重构，并不声称是校准的绝对支撑力模型。

监测更新的概率程序将开挖几何形状、阶段坐标、不确定的材料和水力变量与实测响应摘要相关联。似然函数比较观测值与计算值，同时允许测量误差和模型误差。后验变量通过极限状态函数传播，以获得时间相关的墙体预警和严重涌流概率。支撑力、地下水变化及周边资产响应仍作为诊断或验证证据，因为这些系列缺乏全项目统一抗力。

(7) L(M_1:t | θ) = ∏_i N[m_i ? y_i(θ), σ2_m,i + σ2_model,i]

(8) p(θ | M_1:t) = L(M_1:t | θ) · p(θ) / ∫ L(M_1:t | θ) · p(θ) dθ

(9) P_f,k(t) = P[g_k(t, θ) ≤ 0 | M_1:t]

(10) β_k(t) = ?Φ?1[P_f,k(t)]

(11) P_f,sys(t) = P[∪_k g_k(t, θ) ≤ 0]

(12) I_j = |ρ_s(X_j, β_sys)| / Σ_j |ρ_s(X_j, β_sys)|

其中L(M_1:t | θ)表示可追溯监测摘要的似然函数，p(θ | M_1:t)表示后验密度。式(7)-(12)定义了贝叶斯更新、分量超越概率、可靠度指标、初步筛选系统表达式及筛选相关度指标。测量散布和重复来源离散度进入测量误差项，而切线模型或直接模型偏差进入模型误差项。后验区间、加权误差、有效样本量和外部预测区间覆盖率均有报告，因为未进行零假设组间比较。

后验计算采用两个关联但明确分离的步骤。首先，250,000个先验抽样由力学和水力观测模型加权；水力重要性更新的有效样本量为13,338，最大归一化权重为2.08×10??。其次，24个后验种子案例和40个自适应选择案例通过七个施工阶段传播。全部64个案例均完成了所有阶段。初步响应面仅用于在阈值附近选择信息量丰富的案例。最终的严重涌流概率和分位数采用加权直接计算结果，因为第5阶段的代理模型验证不够充分。

(13) L(θ) ∝ ∏_{i=1}^n exp{?(m_i ? y_i(θ))2 / [2(σ2_meas,i + σ2_mod,i)]}

(14) P(f,Q)(s) = Σ_{j=1}^N w_j · I[Q_eq,j(s) ≥ Q_lim] / Σ_{j=1}^N w_j, Q_lim = 270 m3/h

式(13)将测量散布与模型偏差分离。式(14)使用64个加权直接响应进行计算，而非代理模型预测值。代表性权重有效计数为26.1；远低于可分辨尾部的概率则需要额外的定向模拟。

表3将初步响应面筛选中使用的8个无量纲变量与直接可靠性计算中使用的4个物理解析变量分开列出。比率型筛选变量以1为中心，变异系数为0.15–0.35，边界支撑选取自项目信息和监测变异性。直接参数集包括全局岩体刚度、溶洞顶板抗拉强度、裂隙导通性和有效水力水头。其概率分布和边界在监测后验更新之前保留了不同的源、径和抗力机理。

表3. 初步筛选中的先验定义与直接可靠性计算中物理解析变量的先验定义

| 变量 | 物理含义 | 先验分布 | 均值 | 离散度与边界 | 依据 |
|------|---------|---------|------|------------|------|
| r_E | 土体刚度比 | 对数正态 | 1.00 | COV = 0.25；0.50–1.80 | 分层土体现场解释及变形敏感性 |
| r_w | 地下连续墙弯曲刚度比 | 截断正态 | 1.00 | SD = 0.10；0.75–1.25 | 设计刚度、混凝土变异性及墙体截面建模不确定性 |
| r_s | 内部支撑刚度比 | 对数正态 | 1.00 | COV = 0.15；0.70–1.40 | 支撑安装、预加力及连接不确定性 |
| r_H | 水力水头比 | 对数正态 | 1.00 | COV = 0.30；0.40–1.90 | 地下水监测及涌水源-径证据 |
| r_k | 等效渗透系数比 | 对数正态 | 1.00 | COV = 0.35；0.30–2.20 | 岩溶裂隙渗流变异性及排水不确定性 |
| C_k | 仅用于初步响应面筛选的无量纲溶洞影响坐标 | 缩放Beta | 0.95 | SD = 0.35；0.20–1.80 | 由溶洞清册导出的筛选坐标；最终直接可靠性分别解析顶板强度、导通性和有效水头 |
| r_q | 施工附加荷载比 | 截断正态 | 1.00 | SD = 0.15；0.60–1.40 | 施工阶段荷载波动及材料堆载 |
| b_m | 模型偏差因子 | 对数正态 | 1.00 | COV = 0.15；0.60–1.60 | 响应面残差偏差；由监测数据更新 |
| E_r | 全局岩体刚度乘数 | 对数正态 | 中位数1.0 | 先验95%：0.44–2.26 | 区域刚度先验；由墙体响应摘要更新 |
| f_t | 溶洞顶板抗拉强度 | 对数正态 | 中位数0.55 MPa | σ_ln = 0.40 | 全损失溶洞证据及广泛弱岩范围；后验中位数0.418 MPa |
| m_k | 裂隙导通性乘数 | 对数正态 | 中位数1.0 | σ_ln = 0.90 | 预处理连通性及事件涌流证据；后验中位数0.787 |
| h | 有效水力水头 | 截断正态 | 均值29 m | SD = 5 m；15–42 m | 含水明确的基准差错的地下水变化记录；后验中位数27.84 m |

图12展示了分配给主要筛选变量的先验分布。比率型变量以1为中心，使解释的设计或场地条件保持为参考状态，而离散度和截断边界代表认知不确定性。刚度、水力水头及渗透系数比采用右偏对数正态先验，因为不利的高需求或低刚度尾部在力学上具有意义。有界溶洞坐标反映了所调查的岩溶发育范围，模型偏差因子随后由监测残差约束。

图12. 分配给关键流固耦合不确定变量的概率模型。

图13比较了七个物理解析流固耦合参数的先验和后验95%区间。后验标准差缩减范围从溶洞等效刚度的38.5%到裂隙导通性的81.8%，而后验均值仍保持在场地信息先验边界内。有效水头和顶板抗拉强度分别降低78.4%和73.3%，表明来自事件和监测证据的强信息增益。溶洞等效刚度仍是约束最弱的参数组。区间收缩表示参数分辨力提高，并不意味着开挖系统物理增强。

图13. 先验至后验的收缩及参数标准差缩减百分比。

图14总结了从先验信息到时间相关可靠性指标的可靠性更新序列。先验变量和APDL导出的几何表示定义了初始模型状态，而监测数据M_1:t更新参数分布和响应偏差。后验变量通过两项可追溯极限状态传播，分别对应墙体预警和严重涌流准则。该序列分离了先验不确定性、现场证据、模型表示和可靠性评估，未将几何一致性视为水力验证。

图14. 可靠性更新计算序列。

图15展示了用于将开挖阶段应力和孔隙水压力信息传递至溶洞尺度通道模型的全局-局部架构。三维区域模型在局部模型边界提供有效正应力、剪应力和孔隙水压力。二维局部模型随后在所传递条件下解析顶板响应、开度变化及裂隙导通性。静水初始化、固定远场边界及新暴露面的零压排水定义了水力边界假设。该单向传递保留了不同的几何、本构和水力证据角色。

图15. 用于应力和孔隙水压力传递至溶洞尺度通道模型的全局-局部模型架构。

图16展示了溶洞尺度耦合物理场的分级演化结果。阶段3、5和6采用相同的局部域、视图、可见网格和行特定色标极限进行比较；各场量由耦合C3D8P至HM-FDEM结果路径获得。所传递的骨架应力解释为有效应力，最大主有效应力在阶段3、5和6分别达到1.89、4.78和0.58 MPa，表明阶段5水力突破期间存在局部拉应力集中，而非单调的von Mises响应。最大平均孔隙水压力分别为358.7、348.8和235.8 kPa，阶段6的压力降低伴随部分裂隙闭合。不可逆界面损伤保持在D_max = 0.999，损伤界面长度从阶段3的26.30 m增加到阶段5的28.06 m，连通开裂隙首次到达开挖面底。最大法向开度从阶段3的1.10 mm变为阶段5的1.75 mm，随后在阶段6降至0.33 mm。计算涌出量为0.075、5.658和3.826 m3/h/m；分段等效流贡献按界面导通性乘以局部孔隙水压力分配，并归一化以保持每个求解器报告的阶段总量。

图16. 溶洞尺度耦合物理场的分级演化：(a-c)最大主有效应力，(d-f)平均孔隙水压力，(g-i)溶洞顶板界面损伤，(j-l)裂隙法向开度，(m-o)阶段3、5和6的等效界面流贡献。

图17展示了基于监测的验证，包括(a)ZQT13-2深墙位移、(b)ZCL11-4支撑轴力以及(c)分级等效涌流量，分别与210、270和442 m3/h的现场记录对比。阴影带表示90%预测区间，面板(a)和(b)中的浅灰色区域标识时间上留出的验证阶段。

图17. 基于监测的验证：(a) ZQT13-2深墙位移，(b) ZCL11-4支撑轴力，(c) 分级等效涌流量与210、270和442 m3/h现场记录的对比。阴影带表示90%预测区间，面板(a)和(b)中的浅灰色区域标识时间上留出的验证阶段。

图18展示了严重涌流极限状态通过施工阶段的后验直接传播。

图18. 严重涌流极限状态通过施工阶段的后验直接传播。

模型-数据一致性采用时间分离的校准和验证阶段进行评估。

对于ZQT13-2，第1至12阶段定义残差偏差和高斯学生t预测模型，第13至18阶段用于验证；相应的RMSE、MAE、峰值误差和90%预测区间覆盖率为3.64 mm、3.52 mm、2.34 mm和100%。对于ZCL11-4，第6至13阶段用于定义更新，第14至18阶段用于验证，所得RMSE为805.55 kN，MAE为721.33 kN，峰值误差为109.35 kN，覆盖率为100%，如图17所示。第5阶段的直接耦合集合的加权平均等效出流量为160.49 m3/h，5-95%区间为20.08-515.52 m3/h，该区间包含了后续报告的平均值210 m3/h、初始应急估计值270 m3/h以及后续报告的峰值442 m3/h。相对于这三个记录，流量RMSE、MAE和峰值误差分别为176.72、146.84和281.51 m3/h，区间覆盖率为100%；较宽的区间表明保留了水力不确定性，而非具有高精度预测能力。

图18展示了加权直接耦合集合获得的逐阶段等效出流响应。等效出流量在第3阶段之后急剧增加，并在第5阶段发展出最大的上尾响应，此时水头差最大。第4、5、6阶段超过270 m3/h的概率分别为0.0407、0.1386和0.0631。第5阶段加权中位数为79.8 m3/h，95百分位数为515.5 m3/h。中位数与上百分位数之间显著的分离表明，严重流量极限状态由明显的后验尾部控制，而非由墙体变形需求控制。

5. 结果

结果通过后验不确定性收缩、直接严重流量可靠性、初步参数筛选和后验预测验证进行评估。直接耦合集合提供最终的严重流量概率，而响应面结果用于检查相对参数趋势和交互模式。内部和外部预测检验分别报告，以避免将后验拟合解读为独立验证。

表4汇编了四个直接控制腔体尺度水-力学响应的参数的证据链。腔体邻近岩体模量和裂隙导水率分别以GPa和10?1? m3 Pa?1 s?1报告，而非以前验中位数的比率表示。后验中位数为岩体模量2.613 GPa、顶板抗拉强度0.418 MPa、参考裂隙导水率6.99 × 10?1? m3 Pa?1 s?1和有效水头27.837 m。对于导水率，其量纲参考遵循立方定律，初始水力开度为4微米，参考界面长度为0.60 m；阶段相关的导水率继续与水力开度的立方成正比演化。

表4. 量纲参数证据、监测更新的后验区间和水-力学作用

| 参数 | 单位 | 先验分布 | 先验95%范围 | 后验中位数 | 后验95%区间 | 数据来源 | 物理作用 |
|------|------|----------|-------------|-----------|-------------|----------|----------|
| 腔体邻近岩体模量, Ecav | GPa | 对数正态刚度场; Ecav = 3 exp(Hθ) | 1.258–7.163 | 2.613 | 1.380–5.008 | 墙体位移反演和全局到局部应力传递 | 控制卸载刚度、应力重分布和顶板变形 |
| 腔体顶板抗拉强度, ft | MPa | 对数正态; ln(ft/MPa) ～ N[ln(0.55), 0.402] | 0.251–1.206 | 0.418 | 0.295–0.557 | 弱岩先验，第5阶段首次连接和2023年涌水似然 | 控制拉伸启动、损伤扩展和水力连接 |
| 参考裂隙导水率, gf,ref | 10?1? m3 Pa?1 s?1 | 对数正态; ln(gf,ref/g0) ～ N(0, 0.902) | 1.51–51.92 | 6.99 | 3.48–13.76 | 立方定律，b? = 4 μm，L_ref = 0.60 m；涌水似然 | 尺度化压力驱动通量；演化导水率仍与b3成正比 |
| 有效水力水头, heff | m | 截断正态; N(29, 52)，15 ≤ heff ≤ 42 | 19.342–38.450 | 27.837 | 25.797–29.890 | 地下水变化记录和2023年涌水似然 | 设定水力梯度和裂隙压力做功 |

图19比较了原始物理单位下的先验和监测更新后的边缘密度。腔体邻近岩体模量中位数从3.00降至2.61 GPa，顶板抗拉强度中位数从0.55降至0.418 MPa。参考裂隙导水率从8.92降至6.99 × 10?1? m3 Pa?1 s?1，有效水力水头从29.00降至27.84 m。相应的后验95%区间为1.380-5.008 GPa、0.295-0.557 MPa、3.48-13.76 × 10?1? m3 Pa?1 s?1和25.797-29.890 m，顶板强度、导水率和有效水头显示出最强的收缩。

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图19. 原始物理单位下先验和监测更新的概率密度，(a)腔体邻近岩体模量，(b)腔体顶板抗拉强度，(c)参考裂隙导水率，(d)有效水力水头。

图20展示了水力水头、腔体影响、开挖需求和支护刚度场景下的初步易损性筛选。水力筛选概率随水力水头比和腔体影响增加而非线性上升，而支护刚度增加则降低对比支护需求指数。因此，这两族曲线反映了不同的水力和力学敏感性模式。支护曲线不应解读为最终的构件失效概率，因为缺乏统一的全项目支护阻力。

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图20. 水力和支护系统不确定性场景的初步易损性筛选。

图21展示了不确定变量相对于初步筛选可靠度的全局敏感性排序。岩溶腔体坐标具有最大的不利关联（ρs约-0.70），其次是水力水头比（ρs约-0.55）。土体模量比和支护刚度比分别为约0.32和0.19的正关联，超载和模型偏差具有接近-0.20的较小不利关联。这些系数量化了带符号的单调筛选关系，而非方差份额或因果效应。最终严重流量概率从加权直接集合获得，而非此筛选指数。

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图21. 不确定变量相对于初步筛选可靠度的敏感性排序。

图22报告了四种响应族的绝对Spearman秩相关系数大小：墙体、支护、水力和邻近资产响应。最大值为水力响应与水力水头比之间的0.62，水力响应与腔体影响之间的0.46，支护响应与支护刚度之间的0.46，以及墙体响应与腔体影响之间的0.40。响应特异模式表明，同一参数对结构、水力和环境观测的重要性可能不同。因此，热力图用作初步筛选比较，而非加性重要性分解。

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图22. 初步筛选的模式依赖绝对Spearman秩相关系数大小。

图23展示了水力水头比和岩溶腔体坐标对初步筛选可靠度的综合影响。可靠度从低水力水头和弱腔体影响下的4.5以上，降至两者均高时的约2.0以下。对角线等值线表明存在强交互作用，即路径连通性增加放大了水力加载的不利影响。该曲面用于识别直接评估的参数组合，但不用于计算最终严重流量概率。

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图23. 由水力水头和岩溶腔体影响控制的初步筛选曲面。

图24说明了土体模量比和墙体刚度比对初步墙体模式筛选指数的稳定效应。当刚度比均高时，指数从低刚度比时的约3.1增至4.4以上。近乎对角线的等值线表明土体和墙体刚度共同控制变形需求。该曲面支持比较性参数解释，而观测到的24 mm预警超限仍为可追溯的墙体响应准则。

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图24. 土体和墙体刚度对墙体响应的初步参数曲面。

图25绘制了支护刚度和施工超载不确定性下的初步支护响应曲面。当支护刚度增加且施工超载增加时，筛选指数从约2.8升至4.4以上，并随施工超载增加而下降。足够的刚度可部分抵消超载诱导的需求，而低刚度与高超载的组合产生最不利的响应。由于支护阻力是构件特异的，该曲面作为诊断性敏感性结果保留，而非最终的支护失效概率。

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图25. 刚度和超载不确定性下的初步支护响应曲面。

图26展示了等效渗透率和渗控效率控制的初步水力筛选曲面。当渗透率低且控制效率高时，筛选指数超过4.0；当渗透率高且控制效率弱时，降至约1.6-2.0。等值线展示了路径透性与水力控制之间的预期竞争。最终严重流量概率仍为图15中直接耦合集合获得的结果。

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图26. 渗透率和渗控效率的初步水力筛选曲面。

图27将采集响应面与全部64个已完成的第5阶段直接耦合结果进行对照。加权MAE为202.0 m3/h，RMSE为234.7 m3/h，加权R2为-0.445，Spearman ρ为0.229。替代模型估计P(Q ≥ 270 m3/h) = 0.521，而加权直接集合给出0.139。因此，替代模型不足以用于最终非线性尾部可靠性估计，仅保留用于自适应案例采集；所有报告的最终概率和分位数均从加权直接耦合结果计算。

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图27. 采集响应面的直接验证和拒绝。

图28区分了后验拟合与独立预测证据。95%预测区间覆盖了更新中使用的所有八个阶段点墙体汇总值、2023年的10条外部墙体记录中的7条以及留出的5条沉降记录中的1条，对应覆盖率为1.00、0.70和0.20。外部墙体结果部分支持墙体尺度传递，而较低的沉降覆盖率表明邻近资产不确定性仍显著。不从内部拟合中得出关于邻近资产的通用可靠性结论。

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图28. 墙体和沉降响应的内部后验检验与独立外部验证。

表5将内部后验检验、外部墙体观测、留出沉降观测、替代模型误差和先验稳健性置于不同的证据角色中。外部墙体覆盖率为0.70，而留出沉降覆盖率为0.20。这些值限定了可靠性解释的范围，并确定了需要额外现场观测的领域。

表5. 内部检验、外部验证、替代模型诊断和先验稳健性

| 验证目标 | 证据 | 指标1 | 指标2 | 概率/覆盖率 | 解释 |
|----------|------|-------|-------|-------------|------|
| 内部更新汇总 | 8个阶段点墙体汇总 | 95% PI覆盖率 = 1.00 | 最大|标准化对数残差| = 1.301 | 非外部概率检验 | 预期有利，因为汇总值参与了后验信息 |
| 外部墙体检验 | 2023年10条墙体记录 | 95% PI覆盖率 = 0.70 | 独立时段 | 7/10覆盖 | 支持墙体尺度传递，但存在实质性残差不确定性 |
| 留出沉降检验 | 5条地面沉降记录 | 95% PI覆盖率 = 0.20 | 独立响应族 | 1/5覆盖 | 不支持邻近资产通用可靠性主张 |
| 采集替代模型 | 64个直接第5阶段结果 | 加权MAE = 202.0 m3/h | RMSE = 234.7 m3/h; R2 = -0.445 | Pf: 替代0.521 / 直接0.139 | 替代模型被拒绝用于最终可靠性，仅保留用于案例采集 |
| 先验稳健性 | 似然保持重加权 | 第5阶段Pf = 0.130–0.153 | ESS = 23.0–27.8 | 定性结论不变 | 范围是稳健性筛选，而非完整的模型置信区间 |

图29映射了直接集合第5阶段严重流量概率与残余裂隙导水率和有效水头降低量的关系。每个单元代表第5阶段状态的固定损伤重标定，并提供来源-路径控制的比较度量。概率随残余导水率或有效水头降低而降低，最低值出现在两个控制同时作用时。该曲面是基于机制的干预筛选，而非处理设计，因为处理相关的几何、刚度、侵蚀和渐进路径变化需要额外的耦合模拟。

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图29. 第5阶段严重流量准则的基于机制的干预筛选。

若干局限性限制了结论的范围。2023年事件和2024年监测代表不同的处理方案，且处理后导水率未被直接测量。APDL模型为线性弹性的，不用于非线性土-水求解。局部路径模型为二维，采用等效6 m水力宽度，并排除了侵蚀、颗粒运输和渐进路径扩张。支护预压力、有效支护刚度、围堰力传递和构件力提取的标定仍不充分，无法形成通用支护阻力。直接试验解决了实质性的第5阶段上尾部，但代表权有效计数为26.1，且某些局部开度或损伤指标仍与网格有关。留出沉降覆盖率仅为0.20。因此，该分析支持可追溯的水力重构和墙体预警评估，而非通用运营安全认证或邻近资产可靠性主张。

6. 结论

白云东站案例展示了深基坑开挖过程中耦合的应力释放、支护重分布和岩溶控制渗流行为。2023年涌水记录了涉及未处理腔体、裂隙石灰岩和黏土-石灰岩过渡区的旁路流通路径，而2024年记录约束了处理后响应。定量概率报告仅限于24 mm墙体预警和270 m3/h严重流量准则。其他监测族提供诊断和验证证据，因为其阻力阈值在空间上不均匀。

(1) 监测数据表明墙体位移、支护力、地下水变化和邻近资产响应之间存在明显异步行为。这些响应族应联合解释，因为单一预警指标无法表征耦合的开挖状态。

正式的概率陈述仍然仅限于围护结构预警和严重涌水标准；支护、地下水变化和环境记录保留诊断或验证作用。（2）开挖响应受水-力耦合机制控制，而非仅由结构变形决定。重建的2023年11月过程显示了源-路径-响应链：A26下方未经处理的空腔且位于广从断层影响范围内，使得绕渗向开挖面涌出，而需要应急导流、反压、分级灌浆和补水/观测措施来恢复水力控制。（3）直接水力计算给出第4至6阶段严重涌水概率分别为0.0407、0.1386和0.0631。监测和事件证据降低了参数不确定性，但后验收缩仅是预测置信度的提升，本身并不降低物理风险。（4）敏感性解释具有机制特异性。有效水头和裂隙导水率控制连通后的流量，顶板抗拉强度控制路径起始，土/岩刚度控制应力传递。原始标量空腔系数仅作为初步筛选坐标，不作为最终可靠性的唯一物理解释。

CRediT作者贡献声明

Wei Zhang：撰写—初稿，调查，数据管理，概念化。Cheng Yuan：撰写—初稿，软件，形式分析。Wanxiang Chen：撰写—审阅与编辑，经费获取。Jianlin Li：可视化。Hao Luo：调查。Ruihong Wang：项目管理。

Wei Zhang | Cheng Yuan | Wanxiang Chen | Jianlin Li | Hao Luo | Ruihong Wang