交叉不确定性（精选3篇）
交叉不确定性 篇1
通常情况下，交通工程中描述路网的基本要素有两大类：节点和边(或弧)。在路网中通常理解的节点就是交叉口，边就是路段。实际城市道路交通流运行中，路段上不同特征区间的道路交通特性也有很大的差异，其主要影响因素为交叉口和公交站点。很多时候，为了研究的需要，路网要素的划分需进一步精确。
交叉口影响区的概念，在最近的研究中开始被一些研究者注意到，但关于其范围的确定，仅仅是根据不够充分的实地调查数据或是仿真试验获得[1,2]，其理论支撑不够充分。本文主要通过理论分析，根据信号交叉口对路段交通流的影响，将路段进一步划分为交叉口影响区和基本路段，并提出了两者的划分方法。其研究成果可用于道路通行能力研究、路网容量研究等。
1 交叉口影响区的概念及划分
根据前面的分析，文章提出交叉口影响区的概念，即交叉口影响区是车辆进入交叉口前，由于受交叉口车流组织的影响而导致车辆以不同于基本路段的状态行驶的路段区域。其最明显的特征便是车辆的停车等待行为，因此文中以排队长度来界定该区域与基本路段的分界。
以城市道路中交通流特性的明显变化情况为依据，在常规城市道路划分为交叉口和路段两大类路网单元的基础上，将路段又分成交叉口影响区和基本路段两部分。交叉口以各进口停车线为界，各方向的车流在交叉口内按照信号灯分配的通行权顺次通过，并存在不同向车流的冲突;上下游交叉口停车线之间的范围为交叉口影响区和基本路段，划分示意图见图1。
2 排队长度计算方法
目前交叉口排队长度及延误传统的理论算法主要包括稳态理论、定数理论和过渡函数理论。这些理论都将交通流达到率假设为一定值，据此计算得到的稳态延误部分是车辆在交叉口所受延误的主要部分。但后续研究和应用发现，这些理论假设条件不符合实际，城市道路交通流由于受到信号交叉口的影响而呈现间断流和非均匀流状态，交叉口的车辆到达率不能看成稳定值，因此延误时间和排队长度的理论计算值往往与实际存在偏差[4]。本文根据交通波理论的研究成果，探讨应用交通波理论建立延误时间和排队长度计算模型。
2.1 基本公式
根据交通波理论和交通流理论的研究成果，认为通常情况下车队停车排队状态时后续车流密度适中，可用Greenshields模型关系推导停车波速。而刚启动的车流由于密度较高，大部分研究者已认同采用Greenberg模型推导。据此得到停车波ωA和启动波ωB分别为：
式中：ωAB为A、B两股交通流转化时形成的波速;qB、qA为波阵面前后的交通流量;kB、kA为波阵面前后的交通密度;uf为自由流速度;ωAI为停车波波速;kj为阻塞密度;ηA为标准化密度，ηA=kA/kj;um、km为交通量最大时的速度、密度。
2.2 排队长度计算模型
假定上游交叉口车辆释放处于饱和状态，且到达本交叉口的车流能在1个周期内通过，即不需要二次停车。
考察一个流向的车流，以直行为例，当上游交叉口车流释放为饱和状态时，相位绿灯全部被车队利用。在驶向本交叉口的过程中，车队行驶为主要形式。车队到达本交叉口停车线的基本图示可用图2表示(时间轴的起点为上游交叉口相位绿灯启亮时刻，下同)，曲线的头部和尾部形状是车队离散现象作用的结果。为便于计算，根据交通控制理论的研究成果，可将图中曲线用等面积的矩形代替，如图3示。
图3中,矩形的高即为车队的平均流率(或稳定流率)矩形的宽即为车队以平均流率到达时的有效时间宽度。若记上游交叉口绿灯期间通过的车辆数为N,取车队平均行驶速度为,其中:L为相邻交叉口停车线的距离;t′为矩形曲线起始时刻与车队第1辆车到达停车线时刻之差,需要调查得到;观测本交叉口的车辆到达,记第1辆车的到达时刻为T1′。车队行驶过程中由于离散特性,速度高的车辆将逐渐集中于车队头部,速度低的车辆将逐步集中于车队尾部。假定车辆速度分布符合正态分布,根据正态分布的特性,取车队稳定行驶比例为δ,记第
以所考察的进口的直行车流为例，记其相位绿灯时间为G。记Xmaxi和Di分别为所讨论各种情况下的周期最大排队长度和周期总延误，单位分别为m和s;i代表各种所讨论的情况的序号。根据交叉口的车辆到达情况，可用如图4所示的3幅图表示，其中t1′和t2′分别为相位绿灯的起始时刻和终止时刻。
在图4(a)所示的情况下，该交叉口车辆排队和延误可忽略不计，即Xmax1≈0,D1≈0。
记为平均安全停车距离,T为排队消散时间,则在图4(b)所示情况下,车辆最大排队长度和总延误为:
记C为本交叉口周期时长，则在图4(c)所示情况下，车辆最大排队长度和周期总延误为：
3 交叉口影响区的确定
由于各周期(指本交叉口的周期)来车强度的不同，各个周期排队长度是一个变化的值，因此该区域也相应随之变化，其取值范围就在以上分析的各种情况下的最大排队长度和最小排队长度之间。若直行、左转、右转车流各自有1个车道，根据相位来划分，即L2 i的取值范围为：L2 i[min Xmax ij,max Xmax ij]。其中min Xmax ij=0;i表示周期序号;j=1,2,3，分别表示直行、左转或右转车流。
但从一个较长时间段来看，需要知道这个排队长度的平均值才便于分析问题及制定相应的措施。理想状态下，当上下游交叉口实施了成功的协调控制，即上游来车总是以图4(a)的模式到达，不产生排队和延误时，交叉口影响区与基本路段没有区别。而在实际状态下，由于我国城市道路中大部分不符合实施协调控制的条件，并且车辆在路段运行中的干扰因素太多，上游交叉口释放的车辆在该交叉口通常会遇到红灯而产生停车排队。上游交叉口来车会以哪种状态到达，是该交叉口影响区排队长度和延误的关键。当假定上游交叉口在一定时间内不变地以较高饱和度释放时，到达该交叉口的车辆会遇到图4的哪种情况，便取决于两交叉口信号控制特性和相关性。
3.1 相邻交叉口信号周期循环特性
对于2个相邻交叉口，在这里分别称之为上游交叉口和本交叉口，设其周期分别为C′和C，仍以直行车流为例。选定某一周期上游交叉口直行相位的绿灯起始时刻为零时刻，此时本交叉口的绿灯起始时刻为t0时刻，即两交叉口初始相位差为t0，且t0≥0。则从零时刻开始，上游交叉口该相位第2次绿灯亮时，即第2个周期开始时，两交叉口相位差变为t0+(C′-C)，也就是说每过1个周期，两交叉口的相位差便变化C′-C，则当上游交叉口的第m个周期开始时，即(m-1)C′时刻时，本交叉口与上游交叉口紧接的那一个周期在t0+mC时刻开始，相位差变为t0+m(C′-C)。若假定C′>C，则在经过x个周期(对于上游交叉口而言)之后，会出现在上游交叉口的第x+1周期(同理，若C′
设其循环周期为n(相对于上游交叉口来说)，当C′-C可以被C整除时：
即:不能被C整除时:由式,取n为大于(C>C′时)的第1个整数或小于)的第1个整数,此时有:
式中：t01为下一轮周期循环的初始相位差。
3.2 3种车辆到达情况的概率
选定上游交叉口某一周期起始时刻(例如记直行绿灯其实时刻)为零时刻，本交叉口的该周期起始时刻为t0时刻，由于文章假定到达本交叉口的车辆可以在1个周期内消散，且两交叉口均保持较高饱和度，在两交叉口转向比例相当的情况下，绿灯时间G≥(t2-t1)但差值不大，通常情况能够满足G-(t2-t1)≤1个循环周期n内每个信号周期的相位差。
为了方便分析，假定上述零时刻从上游出发的车流在x1周期的到达情况为图4(a)的状态，即本交叉口tx1=t0+(x1-1)C时绿灯起亮，随后t1时刻(近似成饱和流到达)车辆到达，即该车经过行驶时间为t1，且t1≈tx1，并且该车流在本周期绿灯时间内全部通过本交叉口。因为上游交叉口一直保持同样的释放规律，车辆在路段上也保持同样的离散规律，故上游交叉口第2个周期释放的车流，将在C′+t1≈C′+t0+(x1-1)C时到达，而本交叉口绿灯起亮的时刻为tx2=C+t0+(x0-1)C=t0+x1C，即车流将超前或者推后本交叉口下一周期绿灯起亮一段长为C′-C时间到达，即到达图示变为图4(b)成图4(c)的状态，并以C′-C为步长在以后的各周期中不断变化，与交叉口的循环周期n内的相位差保持同样的变化规律。因此，在排队长度计算公式中，只要确定了所考察第1个信号周期的到达时间，依据绿灯起亮时间的关系，在1个循环周期n内，后续信号周期的这一差值便可顺次推出。同时，由交叉口周期循环的对称性，可知车辆在图4(a)情况下到达本交叉口的概率，在1个循环周期n=C/(C-C′)内只能有1次，即概率为1/n。而其他2种情况，各自的概率为(1-1/n)/2。即有：
3.4 交叉口影响区平均长度的确定
由全概率公式可以得到，对于直行车流：
式中：X′直为1个循环周期内交叉口影响区直行车流的平均周期排队长度。
4 交叉口影响区排队长度和延误算例
4.1 基本条件设定
根据经验值给定各参数的取值。车辆平均长度取6 m，阻塞时前后车平均车间距为1.5 m，即平均安全停车间距为7.5 m，则阻塞密度ki=133辆/km(则期望间距为21 m)。基本路段饱和度较高且无干扰时平均速度取40 km/h(11 m/s)，交叉口平均速度取20 km/h(5.6 m/s)。停车波波速取17 km/h(4.7 m/s)，启动波波速取9 km/h(2.5 m/s)。
以上下游交叉口间直行车流为例计算。设其间路段长500 m(得到平均行程时间72 s)，上下游交叉口信号周期时长分别为60 s和70 s，初始相位差为10 s，本交叉口直行相位绿灯时间为25 s。
4.2 排队长度和延误计算
由第3部分的分析，两交叉口相位差的循环周期(相对于上游交叉口)为n=3，即第n+1(即第4)个周期相位差与第1个周期相位差相同，由于C>C′，则相对于本交叉口循环周期为2。表1也显示了这一结果，括号内的数字表示各交叉口的周期序号。需要强调是的，表中最右侧一栏，取到达时刻与其紧邻的一个周期的时间差。例如在第112 s到达的车队，在下一周期开始之前18 s，在上一周期开始之后48 s，在这里统一取绝对值小的一个。该栏中负号表示提前于信号周期开始时刻。
s
假定在第72 s到达本交叉口的车流能够在绿灯期间完全释放，即不产生排队，则3种情况下的周期排队长度和延误Xmax1=0,D1=0;Xmax2=85 m,D2=147 s,D2′=13 s;Xmax3=99 m,D3=540 s,D3′=41 s。其中D2′、D3′表示车均延误。
则该直行车流的周期平均排队长度、平均周期总延误和车均延误分别为Xm直=61 m;D=229 s,D′=18 s。即由于交叉口信号控制的存在，对车流造成了阻隔作用，交叉口前有一段距离不同于基本路段，在期间将产生最长为61 m的排队。
5 结束语
本文提出了交叉口影响区以排队长度为依据的划分标准，并根据上下游交叉口信号配时的相关性，以交通波理论和概率论为基础建立了排队长度和延误模型，给出了算例分析。其研究方法和结论可为时空资源概念下的路网容量研究提供交叉口无效时空资源的确定依据;在交叉口前瓶颈断面判定或其等效通行能力研究中提供距离参考。研究内容可结合交叉口渠化方式进一步深入探讨。
摘要：根据车流在不同城市道路单元上的不同运行状态,将路段进一步划分为交叉口影响区和基本路段,提出以相邻交叉口信号相位差循环周期内的周期平均最大排队长度为依据来划分,并建立了相应的排队模型、讨论了相邻交叉口信号相位差循环特性以及交叉口影响区的确定方法,给出了算例分析。其研究思路和结论可服务于路网容量研究和通行能力研究。
关键词：交叉口影响区,排队长度,相位差
参考文献
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交叉不确定性 篇2
1 锦屏隧洞群多洞交叉概况
锦屏二级水电站引水隧洞施工中,3号节点地质条件最差、断面变异最为复杂、位置极其特殊,且3号节点扩挖与3号引水隧洞TBM组装洞室开挖相互干扰和相互影响,其各隧洞平面布置和空间布置详见第67页图1。按第67页图1中交叉隧洞平面布置,实线为第一次开挖后位置,东引1号施工支洞宽6 m、高9 m,由图中左下方向进入3号引水隧洞后并未加宽加高,目前3号引水隧洞同样宽6 m、高9 m,经3号节点后(东引1号施工延伸支洞)加宽为9 m,高度不变;2号施工支洞宽14 m、高9 m;在第一次开挖后由五个洞口形成五岔口,五个断面均已变异为非常规形状,断面尺寸也大为增加,交叉口斜向跨度近30 m。因此,3号节点所处地段围岩地质条件变差,局部位置应力极度集中,围岩稳定性已受到严重影响,给二次扩挖带来极大困难,特别是施工及安全控制技术难以决策。另外,因考虑安全因素和进度要求,各施工节点处隧洞宽度与高度均未一次施工到位,为不影响3号引水隧洞的TBM胶带运输,必须尽快进行扩挖成标准引水洞断面,即须在超埋深、高地应力、岩爆和钻爆法施工动力干扰等内外部因素影响的条件下,把目前并不规整的异形大断面二次扩挖成更大的异形断面。
由于前期施工开挖后3号施工节点已成为五岔口,断面斜向跨度近50 m,按照建设要求,扩挖后断面斜向跨度近60 m,高度13 m,断面形状变异非常大。再者,距3号节点100 m处就是4号引水隧洞中的超大断面TBM组装隧洞。
2 高地应力下多洞交叉施工全过程数值仿真分析
隧洞开挖后,隧洞周围一定范围岩体的应力场和位移场重新分布。当地下多隧洞群开挖时,地下隧洞之间相互影响。尤其在高地应力作用下,地应力主应力方向对隧洞围岩的破坏模式具有较大的影响,因地制宜地采用合理的开挖顺序和支护方案,可以把有害的影响及隐患控制在较低的限度内。在3号节点隧洞群开挖过程中,采取分布开挖,逐级释放荷载的方法,首先开挖2号隧洞,后开挖1号隧洞,最后开挖3号隧洞完成整个隧洞群的整体开挖。因此,研究隧洞群的整体稳定性必须对开挖过程中各关键步骤的围岩的变形和应力状况以及破坏区分布进行分析,在经济合理的前提条件下采取合适的施工方法,从而得到综合最佳的地下洞群稳定性和施工经济性。
在优化出若干施工方案后,对锦屏二级电站多隧洞交叉3号节点部分隧洞群开挖进行全过程模拟,通过对隧洞群开挖过程中围岩稳定性以及破坏模式的分析,得出高地应力条件下多洞交叉危险区段的围岩应力、变形及其变化规律,从而选出合理的施工控制方案及相应技术。
2.1 计算范围与数值模型
计算坐标系统:坐标原点为1号隧洞隧洞纵轴线与隧洞拱顶点交点,x轴为TBM组装洞纵轴线垂直方向,y轴与大地坐标方向重合,z轴与3号引水洞的纵轴线方向重合(见图1)。计算范围:左边界距3号引水隧洞中心56.5 m,右边界距3号引水隧洞中心60 m,上下边界距离取80 m。在地下隧洞开挖过程中,隧洞各工作面的开挖经常存在或多或少的交叉、并非一个严格的分序和分期连续的过程。依据施工组织过程,各工作面每开挖一个进尺,延迟一个开挖步安装锚杆及断面初期支护。三维数值模型的计算网格与开挖体计算网格,见图2,节点总数95 232,单元总数88 980。锚杆支护效应的模拟采用了中国科学院武汉岩土力学研究所朱维申等人通过大量模型试验而提出的锚杆支护提高隧洞岩体强度的经验公式,喷砼采用shell结构单元模拟。
2.2 初始应力及边界条件
由于多隧洞交叉部位与地应力主应力平面方位和倾角的关系,依据新的地应力测试所得成果采用地应力反演理论进行三维初始应力场的反演回归分析,并根据反演大区域下地应力值插值计算得到地应力值,具体见第68页表1。由于计算模型区域的应力场由大区域下地应力场通过插值计算而得,考虑其边界效应影响计算结果的精确度,计算区域其边界取值超过了隧洞半径约6倍,边界用位移边界条件,约束四周位移。
2.3 岩体本构模型及参数
现场调研和岩石力学室内试验结果都表明了地下厂房洞群地段的花岗岩脆性性质很明显,具有明显峰值强度及残余强度特征。为了能更加准确模拟洞群围岩开挖后的破损区的范围,以Sidoroff各向同性弹性损伤为基础的硬岩损伤劣化本构模型。根据此本构模型以及岩石力学的测试结果,得出了多隧洞交叉区段的围岩力学指标,其中弹性模量(E)为15 GPa,岩石内摩擦角40°,黏结力2 MPa,泊松比0.25,岩石拉应力强度1.2 MPa。
2.4 隧洞开挖洞周位移场分布特征
2.4.1 隧洞围岩位移场空间分布特征
在多条隧洞复杂开挖过程中,已开挖隧洞的围岩状态对后续开挖具有较大影响,根据3节点开挖多隧洞交叉开挖过程,在此主要对按2号隧洞开挖后、后续1号隧洞开挖以及3号隧洞开挖3个关键工序下的岩体围岩状态分布进行分析。由2号隧洞典型断面分析可见,地下隧洞开挖后,地下隧洞围岩位移总体趋势表现为向临空面方向移动,位移最大值与主应力方向一致,拱顶以及底板以竖向位移为主,左、右拱肩位移较大,且右拱肩位移大于左拱肩位移。在较大的水平构造应力的影响下,隧洞围岩产生了一定程度的轴线方向位移,且数值较大,对后续隧洞开挖会产生一定的影响。拱顶以及底板以竖向变形为主,且拱顶、底板的最大位移点与隧道中线存在一定的夹角。由于地应力主应力方向的影响,隧洞左右两部分围岩产生了反方向的移动,隧洞左边墙围岩向掌子面前移动,右边墙向掌子面后移动。左边墙的最大位移点出现在拱脚部位,右边墙的最大位移点出现在拱肩部位。
3号隧洞开挖完成后,隧洞群典型断面围岩矢量以及位移分布,由隧洞典型断面矢量以及位移分布综合分析可得:地下隧洞整体开挖完成后,地下隧洞围岩位移总体趋势表现为向临空面方向移动,位移最大值与主应力方向一致,拱顶以及底板以竖向位移为主,隧洞围岩在3号隧洞的交叉锐角部位岩体扰动明显,是整个隧洞围岩的薄弱环节。拱顶以及底板一竖向变形为主,拱顶最大竖向位移为-25 mm,底板隆起量值为20 mm,最大位移值位于3号隧洞于2号隧洞轴线交点。3号隧洞左右边墙部位围岩产生了较明显的侧向位移,且最大值位于2号隧洞与3号隧洞交汇的拱肩部位,量值为16 mm。由于地应力主应力方向的影响,3号隧洞左右两部分围岩产生了反方向的移动,隧洞左边墙围岩向掌子面后方移动,右边墙位移向掌子面前方移动,最大位移值均位于2号隧洞的拱肩部位。
2.4.2 隧洞开挖围岩位移场时空演化特征分析
为了分析地下隧洞的开挖过程中,洞周位移的时空演变特性及开挖工序影响地下隧洞围岩的规律,通过仿真分析得出了4个监测点的位移变化规律、监测点位置以及编号(见第67页图1)。对地下隧洞各开挖工序监测得到的围岩位移变化规律,见第69页图3。3号节点地下隧洞周边监测点位移随开挖步的变化规律为:一是从位移的时程演化特点来看,洞周变形总体上呈现内收的变形特点,开挖释放位移随与开挖面距离而衰减,隧洞顶拱下沉一般在第一期开挖最大,后续开挖过程中,拱顶下沉随开挖期而逐渐增加,变形逐渐减缓。二是由于多隧洞工序开挖,应力逐级释放,3号隧道拱顶a点竖向位移明显减小,有助于3号大断面隧洞的围岩稳定。三是2号隧洞、1号隧洞拱顶围岩由于承担了应力释放负荷,竖向位移增加明显。四是4个监测点都产生了一定程度的侧向位移,且量值较大,施工过程中应予以重视。
2.4.3 隧洞开挖围岩应力场分布及演化过程
隧洞开挖扰动围岩,会使围岩应力出现二次重分布,在此仅选择隧洞整体开挖完成后几个典型断面进行分析具体到2号隧洞开挖后,隧洞围岩典型断面应力分布。
通过分析得出:隧洞分步开挖后,隧洞围岩沿径向进行应力释放,围岩表层的应力调整较为明显。围岩的应力释放非常显著,应力主方向出现了很大的偏转,主应力方向的围岩应力明显释放,表层的岩体屈服使应力向更深部转移,而使得非主应力方向上出现了一些的应力集中现象。由2号隧洞断面第一主应力及第三主应力分布可知,隧洞表层岩体应力得到充分释放。第一主应力在左拱肩、右拱脚部位出现小范围的应力集中,第三主应力在拱脚部位有小范围的应力集中。1号隧洞开挖后,在x=0断面表层岩体应力释放,在靠近与2号隧洞结合部位应力释放越明显。2号隧洞表层岩体应力得到进一步的释放,应力释放区域向深层次发展。3号隧洞开挖完成后,从最大主应力分布来看,隧洞周边围岩出现了大范围的应力松弛区。从最小主应力分布来看,由于大空间的开挖,2号与3号隧洞交叉部位为整个地下洞群的应力松弛面积最突出的区域,应力集中未出现。隧洞开挖扰动围岩,使围岩应力出现二次重分布,隧洞径向应力得到释放。由于多条隧道的相互影响,第一主应力影响区域较大,第三主应力改变较为复杂,在3号隧洞的一倍洞宽区域内应力松弛的程度较明显。最大主应力表现为与隧洞周边相切(顶拱部位)或平行(边墙部位)的趋势;隧洞周围基本上没有拉应力,因而隧洞的主要破坏方式为剪切破坏。
3 结论
运用数值仿真对多隧洞交叉3节点隧洞群施工过程进行模拟,并得出主要结论为:一是洞线的合理布置和相邻隧洞的施工进度对能量释放规律有着重要影响,在一定的洞间距下隧洞掘进工序优化可作为一种防治脆性破坏的区域性措施。二是洞线的布置不仅要统筹考虑隧洞开挖的稳定与变形的要求,而且要综合考虑地质构造因素和地应力影响分析结果,并结合工程经验做出决策。三是提高洞周松动圈中开裂岩体的整体性,能够有效降低后期变形、裂缝及锚杆锚索超限的发生。四是通过对地下隧洞施工工序的合理优化,可有效地降低岩爆的发生。五是多隧洞交叉结合是整个地下隧洞群的薄弱环节,在后续隧洞开挖过程中应对原有隧洞围岩适当加固,防止围岩垮落。
参考文献
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交叉不确定性 篇3
1 资料与方法
1.1 一般资料
本组30 例, 男12 例, 女18 例;年龄30～70 岁, 平均56 岁。右腕18 例, 左腕12 例。摔伤20 例, 交通伤8 例, 工作伤2 例。按AO/ASIF分型, A3型4 例, C2型9 例, C3型17 例。按名称分类, Colles骨折26 例, Smith骨折4 例。所有病例均为新鲜闭合骨折, 受伤至手术时间平均3 d。
1.2 手术方法
所有患者采用臂丛麻醉, 根据骨折端背掌侧压缩方向而取背侧或掌侧入路, 本组26 例取背侧入路, 4 例取掌侧入路, 显露骨折端及关节面, 于第二掌骨及桡骨近骨折端各拧入2枚Schanz钉, 安装外固定支架, 然后按与致伤暴力相反的方向牵引复位, X线监视复位满意后紧固外固定器, 将腕关节固定在尺偏屈腕位 (Colles骨折) 或尺偏背伸位 (Smith骨折) 。再次直视下撬拨微调复位骨折端, 复位时重点观察关节面的平整和桡骨纵轴长度, 并恢复掌倾角和尺偏角, 然后分别于桡骨远骨折端的尺桡侧向近骨折端的桡尺侧各钻入1枚克氏针, 针尾折弯埋于皮下或外露, 然后局麻下取同侧部分髂骨并制成骨粒, 填塞于骨缺损区压实, 进一步调整支架固定角度, 透视骨折复位满意, 锁紧锁定装置。
2 结 果
本组均获得随访, 随访时间6～18个月, 平均12个月。全部病例均获得骨性愈合, 平均40 d, 外固定架拆除时间4～6周, 平均5.2周。术后按Dienst等[1]标准评估腕关节功能及疗效, 优23例, 良6例, 可1例。无伤口感染、骨折移位及神经血管损伤等并发症发生, X线未见创伤性关节炎改变。
3 讨 论
贡小英等[2]将桡骨远端不稳定骨折定义为:a) 桡骨远端掌、背侧皮质粉碎, 关节面移位大于2 mm;b) 掌倾角向背侧倾斜超过20°～25°;c) 桡骨短缩大于5 mm;d) 复位后不稳定, 易发生再移位。其治疗的关键在于关节结构稳定性、完整性恢复, 关节面解剖复位, 防止重新塌陷, 并能早期功能锻炼[3]。而传统的石膏或夹板固定, 无法对抗前臂肌肉对骨折端的持续挤压, 故极易造成骨折端再短缩及关节面的再移位[4]。徐生根[5]报道此类骨折经手法复位石膏或夹板外固定后遗症发生率高达86.6%。而切开复位钢板内固定手术, 由于存在骨质疏松、粉碎性骨折及骨质压缩缺损, 致使钢板螺钉把持力不足, 固定不牢;并且切开复位内固定加重了桡骨远端及其相关韧带、关节囊的损伤, 进而使局部纤维化及腕关节功能障碍程度增大, 并且桡骨远端空间窄小, 骨折块因附着软组织的剥离而更欠稳定, 因而常遗留疼痛、创伤性关节炎、畸形愈合等并发症, 并且需二次内固定物取出术。
近年来, 随着经济条件的改善、患者对腕关节功能康复要求的提高, 对于那些桡骨远端不稳定骨折者, 笔者采用外固定架联合交叉克氏针固定并有限切开植骨治疗取得了满意疗效, 该方法操作简单、损伤小、能够提供对抗前臂肌肉挤压力的持续牵引力, 具有可调节性、无需二次手术等优点。外固定架的作用原理是由Vidal等[6]最早提出的韧带牵拉复位原理, 韧带复位术的实施有赖于桡骨远端关节面周围韧带及关节囊的完整性, 而对于无韧带及关节囊附着的骨块则不能通过牵引达到复位效果。
吕维加等[7]研究表明单纯外固定架固定桡骨远端骨折, 并没有直接、牢固的稳定骨折端, 因此单纯应用外固定架固定不稳定, 有再移位的可能, 且不能早期进行功能锻炼。笔者加用交叉克氏针固定骨折端, 交叉克氏针为粉碎性骨折块提供了内在支架作用, 为骨折端提供了更高的生物力学稳定性, 能够促进骨折愈合并能够早期功能锻炼。孙磊等[8]证明外固定支架加克氏针固定具有良好的稳定性和效果, 可使骨折在稳定的内外部力学环境下顺利愈合。
桡骨远端为松质骨, 大部分患者存在骨质疏松, 骨折后常存在压缩性骨缺损, 经牵引大体复位及有限切开直视下复位后恢复桡骨长度及关节面平整, 并纠正掌倾角及尺偏角后, 常遗留骨缺损, 且常常是压缩性骨缺损, 即蛋壳状骨缺损, 因此复位后不稳定, 仍有复位丢失的可能且不利于骨折愈合。笔者采用取自体髂骨制成骨粒填塞于蛋壳内骨缺损区, 填补了骨折端骨缺损, 重建了正常力学结构, 达到支撑关节面并恢复桡骨长度及掌倾角尺偏角的效果, 增加了骨折端的稳定性, 可促进骨折愈合。曾逸文等[9]运用注射型人工骨的微创手段行植骨, 值得借鉴。
本组患者动力支架固定4周后松开锁定关节, 调整腕关节为伸直位, 并每周向与原固定方向相反的调节腕关节位置, 这大大避免了关节周围软组织黏连而造成关节僵硬等并发症, 经过4～6周固定后, 骨折端基本愈合, 在早期拆除外固定架行功能锻炼时, 由于有充分植骨提供的骨性支撑力和穿越骨折端交叉克氏针的稳定骨折端的作用, 不会造成关节面塌陷及骨折再移位。
我们认为外固定架联合交叉克氏针固定并有限切开植骨治疗桡骨远端不稳定性骨折具有:a) 微创, 操作简单;b) 复位质量好, 疗效佳;c) 固定牢固可靠, 能够早期功能锻炼;d) 骨折愈合率高, 畸形愈合率低;e) 术后腕关节功能恢复好, 留残率低;f) 符合BO的治疗原则。
总之, 选择合理的适应证, 应用外固定架联合交叉克氏针固定并有限切开植骨治疗桡骨远端不稳定性骨折是一种行之有效的治疗手段, 值得在临床上推广。
参考文献
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[5]徐生根.桡骨下端骨折117例分型及其远期疗效分析[J].骨与关节损伤杂志, 1999, 14 (2) :116-117.
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[7]吕维加, 朱立军, 倪国新, 等.不同固定方法治疗不稳定性桡骨远端关节内骨折的离体生物力学评估研究[J].中华创伤骨科杂志, 2006, 8 (3) :208-211.
[8]孙磊, 侯金永, 毕宏政.外固定支架结合有限切开植骨内固定治疗桡骨远端粉碎性骨折[J].中国骨与关节损伤杂志, 2009, 24 (1) :82-83.