木寨嶺公路隧道復合型大變形控制技術與實踐

于家武， 郭新新

(1. 中鐵隧道集團二處有限公司， 河北 三河 065201；2. 西南交通大學 交通隧道工程教育部重點實驗室， 四川 成都 610031)

0 引言

隨著我國中西部地區交通基礎設施的持續推進，高地應力引起的軟弱破碎圍巖隧道擠壓大變形已成為隧道建設領域中必須克服的工程重點難題[1-2]。此類擠壓變形隧道通常具有變形總量大、變形速率快和變形持續時間長等特點，施工中極易出現圍巖大變形、支護結構損裂、開挖輪廓侵限等病害，使得建設過程中支護結構拆換時常發生，成為制約隧道安全、高效、經濟建設的關鍵點[3-4]。

隧道軟巖大變形常被認為與地應力、圍巖強度、地下水發育程度和埋深等密切相關[5]。張祉道[6]通過對家竹箐隧道變形數據的分析，指出軟巖擠壓大變形中圍巖基本不出現松弛變形,作用在支護上的圍巖壓力多數仍是變形壓力； 李國良等[7-8]通過對蘭渝線和成蘭線大變形隧道的研究指出擠壓大變形受自身(圍巖)條件和外在條件的雙重影響，主要包括巖性、飽和單軸抗壓強度、地應力場和地下水發育程度等。而對于軟巖大變形隧道的施工控制，目前主要遵循了主動加固圍巖、強化支護、合理釋放和減少擾動等理念，并逐步形成了長(黏結型)錨桿、勤注漿、厚噴層、強鋼拱架、多層支護與短臺階(替代CD/CRD)等相結合的系統性施工支護措施。如蘭渝線兩水隧道、新城子隧道在擠壓大變形段采用的“三臺階+長錨桿+徑向注漿”為核心的支護措施，成功地將圍巖變形控制為100～300 mm[9]； 蘭渝鐵路木寨嶺隧道采用“超前小導管注漿+3層初期支護+錨注支護+二次襯砌”的支護措施，成功通過了隧道嶺脊段[10]。

綜上所述，前人對擠壓大變形的變形機制、成因、施工控制理念與措施等均開展了一定研究，也總結出了主動加固、逐步釋放的處治理念和以注漿、長(黏結型)錨桿、多層強支護為主的施工措施。但是，工程應用中的黏結型錨桿，以砂漿錨桿為代表，普遍存在支護時效性差、主動性弱等突出問題，難以發揮應有的支護與加固作用，并使得其在整個支護體系中的作用急劇下降[11]；注漿加固也因擠壓大變形變而不塌的特點，多數難以實現[12]；對于多層支護，則存在著層與層間支護時機難以確定的難題[13]；故針對擠壓大變形隧道，目前仍普遍采用的支護措施是增強以鋼拱架、噴射混凝土和二次襯砌為主的環向支護技術，缺乏對圍巖的主動加固，使得實踐中成功修建的擠壓大變形隧道多有支護結構拆換的發生。基于此，針對現有支護技術與措施普遍存在支護及時性差、主動性弱等突出問題，本文以木寨嶺公路隧道為依托，在分析圍巖變形機制與成因的基礎上，提出以小孔徑預應力錨索為核心并結合常規環向(強)支護技術，集及時性與主動性于一體的復合型大變形控制技術，以期實現一次(初期)支護即能滿足高應力軟巖隧道圍巖變形控制要求。

1 工程概況

1.1 工程地質概況

木寨嶺公路隧道是渭源—武都高速公路的控制性工程，橫跨漳縣、岷縣兩縣，縱穿漳河、洮河分水嶺木寨嶺。隧道采用分離式雙洞設計方案，左線全長為15.226 km，右線全長為15.168 km，洞身最大埋深約為629.1 m。隧址區內初始地應力場以水平構造應力為最大主應力，實測最大值為18.76 MPa；巖性主要為炭質板巖，巖體松軟，遇水軟化，受區域構造影響，隧道分布有12條主要斷層，全隧巖體破碎，節理裂隙發育，地勘均為Ⅴ級圍巖。木寨嶺公路隧道地質縱斷面如圖1所示。

圖1 木寨嶺公路隧道地質縱斷面圖(右線)

1.2 隧道施工與變形情況

1.2.1 設計、施工

木寨嶺公路隧道支護體系為強力被動型支護體系，其中，噴射混凝土為C25早強混凝土，厚25～53 cm；鋼拱架為HW175/HW200b型鋼，間距50～80 cm；二次襯砌為C30鋼筋混凝土，厚50～60 cm。木寨嶺公路隧道(部分)設計支護參數如表1所示。SVc指的是用于Ⅴ級深埋炭質板巖段的支護體系參數，SVe指的是用于Ⅴ級破碎帶的支護體系參數，SVf指的是原設計的Ⅰ級大變形參數，Ⅰ級大變形是設計院變更后的參數。下同。

表1 木寨嶺公路隧道(部分)設計支護參數

隧道施工中堅持以“弱爆破、短進尺、少振動、強支護、快封閉”為基本原則，開挖工法采用三臺階法，上、中臺階高度約為3.0 m，長度為3～5 m。

1.2.2 圍巖大變形

以木寨嶺公路隧道2#斜井為例，原支護體系下施工中多次出現因大變形而發生初期支護侵限現象(見圖2)。2#斜井初期支護變形破壞情況如表2所示。

(a) 噴射混凝土開裂 (b) 鋼拱架扭曲

表2 2#斜井初期支護變形破壞情況

2 變形機制與成因分析

2.1 變形演化機制

木寨嶺公路隧道大變形段巖性主要為薄層狀炭質板巖。板巖作為一種擠壓性圍巖，薄層、高地應力、有水等條件與環境下，將極易出現大變形。總結木寨嶺公路隧道薄層狀炭質板巖的變形機制，主要有炭質板巖的塑性流動和薄層狀結構的板梁彎曲變形2種，其他變形機制如軟巖膨脹變形和結構性流變等被認為是次要因素。

2.1.1 炭質板巖塑性流動

木寨嶺炭質板巖力學特性上表現為巖性軟，單軸飽和抗壓強度<30 MPa，浸水后強度可降低50%以上。在高應力環境下，開挖后的圍巖體應力將極易達到屈服面，使得洞壁一定深度圍巖產生塑性變形，引起應力狀態持續調整，進而引發大變形，并可在地下水的進一步軟化作用下，產生更大的變形。因塑性流動,XK1+115.4產生的擠壓大變形見圖3，具有較為明顯的變而不塌現象； XK1+525～+564左邊墻突發股狀水使圍巖強度急劇下降，使得圍巖出現塑性流動，引發的大變形見圖4。

圖3 XK1+115.4變形

圖4 XK1+525～+564變形

2.1.2 薄層狀結構的板梁彎曲變形

層狀，尤其是薄層狀炭質板巖，在高地應力卸荷下，使得徑向應力大幅降低而切向力增加，如此在二次應力場的橫彎或縱彎作用下，邊墻與拱腰部位易出現撓曲變形而內鼓，而底板和洞頂可發生壓頂和底鼓。

木寨嶺公路隧道開挖揭露大變形段掌子面圍巖層理、節理極為發育，主要層狀厚度集中為1～10 cm，層理角度為30°～75°。典型掌子面圍巖情況如圖5所示。結合木寨嶺公路隧道以水平應力為最大主應力，拱腰與邊墻部位將更易出現擠壓大變形。典型板梁彎曲引起的XK1+564～+587段大變形如圖6所示。

(a) 49°層理(水平) (b) 32°層理(水平)

(a) 變形機制 (b) 變形實景

2.2 大變形成因分析

擠壓大變形的成因主要有圍巖體自身因素和設計、施工等外加因素2類。自身因素主要包括應力場、圍巖條件、地下水等；外加因素主要包括設計支護理念與技術、施工技術等。

2.2.1 主要自身因素

2.2.1.1 應力場

已有的研究表明高地應力是擠壓大變形發生的首要原因，尤其是當構造應力較為發育時[14]。木寨嶺公路隧道隧址區內水平應力構造應力發育，據實測地應力場數據，應力場隨埋深逐漸增大，且最大、最小水平主應力均超過了豎向應力。結合表2中位移數據分析，木寨嶺公路隧道全線均有發生大變形的可能，同時埋深與變形量及大變形發生概率呈現了正相關的特性。

2.2.1.2 圍巖條件

經對已開挖圍巖的段落進行分析，木寨嶺公路隧道圍巖歸結起來主要有砂質板巖段、薄層狀單斜構造炭質板巖段和揉皺發育的炭質板巖段3種類型。圍巖與結構類型如圖7所示。

(a) 砂質板巖 (b) 單斜炭質板巖 (c) 揉皺發育炭質板巖

圍巖變形與圍巖類型存在明顯的關聯性，主要受到巖塊強度與結構面的共同影響。鑒于砂質板巖強度和層間結合度均要明顯大于炭質板巖，故砂質板巖段的圍巖變形量一般小于100 mm，原支護結構下多數無損裂，且變形一般在7～15 d趨于穩定；薄層狀單斜構造炭質板巖段的圍巖變形量一般大于100 mm，且變形量與層厚相關，表現出層厚越薄，變形越大，原支護結構下部分可見損裂，變形穩定時間也增大，可出現圍巖大變形(侵限)及初期支護嚴重破壞的情況；當炭質板巖揉皺發育時，表明巖體受到了強烈的地質構造作用，擠壓明顯，圍巖變形普遍在200 mm以上，極易出現圍巖大變形和支護結構整體損裂。

2.2.1.3 地下水

木寨嶺公路隧道中，地下水的影響程度與圍巖類型相關。具體表現如下： 當圍巖以中風化砂質板巖為主時，地下水影響較小，基本不會引發大變形；當圍巖以炭質板巖為主時，隨地下水發育程度增加，圍巖變形量呈現增長態勢，使得出現圍巖大變形的概率增大。

2.2.2 主要外加因素

2.2.2.1 支護理念與技術

目前主流的大變形支護理念為及時強(被動)支護理念，即強支硬頂。木寨嶺公路隧道(原)設計支護體系也正是以及時強(被動)支護理念為基礎的。而在斜井的早期施工過程中，也發現了I20a鋼拱架頻繁出現扭曲，支護強度明顯偏低，為此加大鋼拱架型號，變更為HW175鋼拱架，取得了較為明顯的支護效果，鋼拱架扭曲現象大幅減少。

當施工至圍巖變形較為嚴重段，采用以HW型鋼為代表的極強支護參數，仍頻繁出現了圍巖大變形。例如： 里程XK1+564～+587段，原設計為SVf型襯砌結構，根據前段隧道施工情況和監控量測數據，進行了主動變更。XK1+564～+587變更前、后主要支護參數如表3所示。施工揭示該段圍巖主要為薄層狀炭質板巖，揉皺發育一般，實測的累計下沉量為291～467 mm，累計收斂值為657～1 205 mm，最大變形收斂速率為57 mm/d，部分段出現初期支護混凝土開裂、掉塊，鋼拱架扭曲及變形侵限。

表3 XK1+564～+587變更前、后主要支護參數

上述現象的發生，主要是及時強支護體系過早約束圍巖變形發展，但又因其不能主動提升圍巖自承載能力，使得巖體形變能難以在預留變形量內由圍巖與支護體系共同分擔。同時，隨著隧道開挖應力逐步釋放，以及巖體蠕變效應和(局部段)遇水等不利因素引起的巖體強度下降，形變荷載持續增加，巖體自承能力繼續下降，最終導致支護結構處于極高的受力狀態，出現破壞。上述即說明了及時強(被動)支護理念與技術難以適用于嚴重擠壓變形段。

2.2.2.2 施工技術

受限于開挖掌子面穩定性要求，木寨嶺公路隧道采用的三臺階施工工法必然會造成臺階拱腳處變形內移，特別是在高應力環境下，每開挖一個臺階，圍巖就會向內移動一定距離，表現出最大變形值多出現于拱腰位置。同時，施工工序間距時間過長，支護體系未能及時封閉成環，也會使圍巖在長時間無約束作用下產生進一步變形。更為重要的是，頻繁的開挖擾動易導致變形由量變轉化到質變，往往使得下臺階施工完成后出現變形侵限現象。

初期支護的施工工藝也是變形控制的影響因素之一。鋼拱架安設不平順、連接不牢固，圍巖超欠挖，錨桿/錨索長度不足，噴射混凝土厚度不夠、質量差等都會對圍巖變形發展起到促進作用。

3 變形控制新理念及體系和施工措施的優化

3.1 主動支護理論與復合型支護體系

3.1.1 隧道主動支護理論

及時強(被動)支護理念，在一定程度上忽視了圍巖體的自承載能力，單一將其作為荷載來源，導致了“無止境地”增加支護力。基于此，提出對擠壓大變形的治理需回歸到圍巖-支護為主的支護體系，即采用的支護系統應能及時主動提升圍巖(峰后)自承能力，能更好地維持圍巖完整性，并減小巖體強度的降低。

提出的主動支護理論涵蓋2層含義： 一是強調了及時支護，快速施載； 二是突出了主動支護對圍巖力學性能的改善與提高。

3.1.1.1 不同支護形式下的圍巖應力變化

隧道開挖后的圍巖應力變化可采用摩爾-庫侖理論進行分析，如圖8所示。

圖8 基于摩爾-庫侖理論的圍巖應力變化

由圖8可以看出： 1)未開挖時，圍巖初始應力狀態為曲線①，位于強度包絡線下，處于穩定狀態； 2)開挖后，洞壁圍巖失去徑向支護作用，應力狀態變為曲線②，即由三維應力狀態轉變為二/一維； 3)如若不進行支護，在開挖效應持續作用下，圍巖應力狀態最終變為曲線③，與強度包絡線相交，發生破壞； 4)曲線④為被動支護下的圍巖應力變化，鑒于被動支護的承載依賴于圍巖位移，故實際上及時被動支護中及時的含義僅是及時施工支護系統，而非快速支護圍巖，因此在長時間的開挖效應作用下，切向應力將大幅應力集中，增至σ1-4，可使得摩爾圓與強度包絡線相交，發生破壞； 5)曲線⑤為主動支護下的圍巖應力變化，快速施載體現了真正及時支護，使得切向應力的應力集中效應大幅減小，僅增至σ1-5，最終支護成功。

3.1.1.2 不同支護與圍巖的作用機制

圍巖-支護作用機制可采用特征曲線法(見圖9)加以說明。圖中1為被動支護下的圍巖力學特性曲線，s1為圍巖坍塌破壞點，對應支護力學特性曲線為①、③，其中③的支護剛度要大于①； 2為主動支護下的圍巖力學特性曲線(初始加載為p1)，s2為圍巖坍塌破壞點，對應支護力學特性曲線為②。因主動支護效應，相比圍巖曲線1、曲線2可得到明顯改善(s2點位于s1點右下)。

圖9 圍巖-支護作用機制圖

假設3種支護起點相同，即均在圍巖位移量U1時施加支護。支護曲線①與圍巖曲線1未能相交，支護失敗；繼續增強支護剛度，曲線①變為曲線③，則可成功與圍巖曲線1相交于a，支護成功；而支護曲線②在未增強支護剛度下，與圍巖曲線2相交于b，支護成功。對比a、b點在圍巖曲線1、2中所處位置，a點要更加接近圍巖坍塌破壞點s1，顯示了2-②支護-圍巖穩定性要強于1-③，同時U2也明顯小于U3，即圍巖變形亦得到了有效控制。由上述可知，主動支護在不增加支護剛度的前提下即能實現圍巖穩定性的提升和支護位移量的減小。

3.1.2 復合型支護體系及其關鍵支護技術

3.1.2.1 支護體系的提出

現有的支護措施中僅錨桿/錨索具備加固與支護的雙重作用[15]，基于此，在借鑒煤礦巷道及時主動支護理念的基礎上，將小孔徑預應力錨索系統引入至隧道支護系統中，形成適用于擠壓大變形隧道的復合型初期支護體系。該支護體系是以小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統為核心疊加常規被動支護構件(噴射混凝土+鋼拱架)組成的，施工中為實現及時主動，要求在洞室開挖后“即刻”進行錨索系統的施作，即“一次”采用小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統加固、提升圍巖；“二次”采用“鋼拱架+噴射混凝土”等常規支護保護圍巖，并協同預應力錨索系統，共同支護圍巖。以三臺階為例的復合型支護體系施工工序如圖10所示。

圖10 復合型支護體系施工工序(以三臺階為例)

3.1.2.2 小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統支護技術

1)結構組成與特點。小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統(見圖11)由樹脂錨固劑、錨索體、表面協同支護構件、墊板和錨具等組成。要求樹脂錨固劑采用超快錨固系列，即CKa或CKb系列[16]；要求錨索體需具備高強支護能力，一般選用1×19S-21.80 mm-1 860 MPa形式，材質82B，最大承載力超600 kN，伸長率>5.5%；表面協同支護構件則主要是網和鋼帶，其中，網可采用柔性聚酯纖維網或鐵質勾花網；鋼帶應選用W型鋼帶或M型鋼帶，不推薦使用平鋼帶；墊板應采用大尺寸厚墊板，建議尺寸不應小于200 mm×200 mm×20 mm(長×寬×厚)；錨具推薦采用礦用3夾片錨；如此，上述“錨、帶、網”的組合形式將能夠較好地實現預應力由點及線至面的支護。

(a) 示意圖

對于小孔徑樹脂錨固預應力錨索(直徑21.8 mm)，其最大特點是采用了由樹脂膠泥和固化劑組成樹脂藥卷(見圖12(a))作為錨固劑，該型錨固劑具有凝結硬化快、黏結強度高、施工簡便等優點，施工中可通過將錨索連接至錨桿鉆機對樹脂錨固劑進行快速攪拌，就能夠在極短時間內達到很大的錨固力，實現了端錨下的快速高預應力施加[17]。以CKb系列樹脂錨固劑為例，膠凝時間和等待安裝時間分別為26～40 s和30～60 s，實現了錨固完成后即可進行預應力張拉的需求。其次，小孔徑樹脂錨固預應力錨索施工工序簡單，涉及施工設備少，操作簡便。工程應用中可采用小型單體式錨桿鉆機，如MQT-130/3.2氣動錨桿鉆機(見圖12(b))實現鉆孔和錨桿攪拌錨固2個工序；后采用小型錨索張拉儀，如MQ22-300/63氣動錨索張拉儀(見圖12(c))實現錨索的快速張拉，上述即完成了錨索的整個施工。由于直徑為28～32 mm的小孔徑，施工效率高，開挖后圍巖能及時承載，可有效避免巖體性能在無支護狀態下的持續惡化，維持/提升圍巖的峰后強度。

(a) 樹脂藥卷

2)工藝流程。小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統的施工工藝如圖13所示，施工中一般將其作為單獨工序進行管理。同時，整個支護體系采用“先錨后支”理念，錨索施工位于首要位置，即掌子面開挖完成后先進行錨索施工，待錨索施工完成后，再進行立拱和噴射混凝土等。故錨索施工與后續的立架及噴射混凝土等，在施工工序上無相互疊加，并未增加施工管理的難度。

圖13 小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統施工工藝

3)施工組織與工效。1個掌子面宜單獨設立1個錨索施工班組(10～15人)。5 m錨索全環(上臺階13根、中臺階4根、下臺階2根)施工耗時(從錨索班組入場到出場)3～5 h； 10 m錨索全環(上臺階13根、中臺階4根、下臺階2根)施工耗時6～10 h。

3.2 施工措施的優化

3.2.1 施工工法與開挖方法優化

根據現場圍巖具體情況，中、下臺階采取左右側錯進開挖方式。例如： 掌子面圍巖“左差右好”時，采取左側在前進行施工組織，如此則實現了對左側圍巖的及早支護加固。左右側錯進三臺階法如圖14(a)所示。針對揉皺發育的炭質板巖段，部分采用銑挖機進行開挖，降低爆破擾動對圍巖變形的不利影響。機械式開挖如圖14(b)所示。

(a) 左右側錯進三臺階法 (b) 機械式開挖

3.2.2 “錨+架+噴”系統優化

3.2.2.1 注漿導管替代中空注漿錨桿

針對正常與輕微擠壓大變形段，取消中空注漿錨桿。針對嚴重擠壓大變形段，采用φ42 mm注漿導管替換中空注漿錨桿(見表1)，并在表1的大變形支護參數中增加φ89 mm注漿導管(長6 m，每循環2根，分別布置在上中臺階、中下臺階的連接鋼板部位的上方30～50 cm處，斜向前下方約10°)。φ42 mm和φ89 mm注漿導管加固如圖15所示。

圖15 φ42 mm和φ89 mm注漿導管加固

在初期支護完成后，根據斷面量測數據，當位移達到2/3預留變形時進行注漿加固，既減小了漿液損失，又可順利實現注漿。注漿漿液采用高強快硬硫鋁酸鹽水泥漿液，凝固速度快，對快速變形段圍巖具有較好的加固效果，可減小25%～50%的日變形速率。

3.2.2.2 H型鋼拱架工藝改進

針對嚴重擠壓變形段，鋼拱架采用大拱腳工藝(見圖16(a))，并在拱腳設置C30 32 cm×24 cm×8 cm預制混凝土墊塊(見圖16(b))和采用雙排鎖腳錨管(見圖16(c))進行鎖固。

(a) 錨索系統 (b)支護效果

(a) 大拱腳

3.2.2.3 初期支護混凝土添加抗裂纖維

在部分大變形段，為降低初期支護開裂程度及減小掉塊概率，在噴射混凝土中添加了硬化抗裂合成纖維(約4 kg/m3)，結果顯示對防治噴射混凝土開裂有一定效果，變形由原來的20～30 cm增至25～40 cm才出現明顯開裂，但噴射混凝土施工難度加大。

3.2.3 地下水處理

炭質板巖及軟弱夾層地段，遇水軟化明顯，且木寨嶺山體潛水空隙基本貫通，水壓力對隧道支護體系影響較大。基于此，采取了對富水段預埋泄水管的處理措施(見圖17)，可降低水壓對初期支護結構的早期破壞，并減弱地下水對圍巖的軟化效應。

圖17 預埋的泄水管

4 復合型初期支護體系的支護效果分析

4.1 試驗段選擇與支護方案設計

為論證復合型初期支護體系在擠壓大變形中的適用性與有效性，根據地質勘察資料，選擇在YK218+840～+880段開展試驗對比分析，其中YK218+840～+860段為復合型初期支護體系試驗段，YK218+860～+880段為相鄰原支護(SVc)段。YK218+840～+860段和YK218+860～+880段圍巖地質情況如表4所示，可看出兩者的地質情況是較為一致的。YK218+840～+860段和YK218+860～+880段支護參數如表5所示。同時，試驗中分別在YK218+850.4和YK218+869.2斷面對鋼拱架應力進行了監測。

表4 YK218+840～+860段和YK218+860～+880段圍巖地質情況

表5 YK218+840～+860段和YK218+860～+880段支護參數

4.2 試驗結果與分析

4.2.1 圍巖位移分析

錨索系統與支護效果如圖18所示。繪制試驗段YK218+845、YK218+850、YK218+855和相臨原支護段YK218+865、YK218+870、YK218+875共6個斷面的拱頂沉降與拱腰收斂隨監測時間變化曲線，如圖19所示。

由圖19可知： 1)試驗段和相鄰原支護段的測點/線位移隨時間變化規律基本一致，均大致表現為“先快后緩再穩定”的形式； 2)總體上，試驗段YK218+845、YK218+850、YK218+855斷面的位移數據要明顯小于相鄰原支護段，同時變形穩定時間也明顯要短。

(a) 拱頂沉降

為詳細分析不同支護體系對位移的效果，提取各斷面拱頂沉降和拱腰收斂變形數據，如表6所示；繪制斷面位移數據隨里程變化曲線，如圖20所示；繪制區段內平均位移變化，如圖21所示。

表6 不同支護體系下隧道變形數據

圖20 拱頂沉降和拱腰收斂最終值變化曲線

圖21 不同支護體系段拱頂沉降與拱腰收斂平均值

由表6和圖20及圖21可知： 1)試驗段拱頂沉降、拱腰收斂區間和相應平均值均要明顯小于相鄰原支護段，其中，拱頂、邊墻平均位移減小量分別為76.75 mm和155.75 mm，減幅達到31%和32%； 2)結合表5支護參數分析，在弱化傳統支護構件(HW175型鋼變成I20a型鋼)基礎上，僅將常規全長黏結錨桿(長4.0 m)替換為小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統(長5.0 m)，圍巖位移即出現明顯減小； 3)顯示了軟巖大變形隧道中以預應力錨索為核心的復合型支護體系具備良好的支護性能，支護效果優于傳統純被動支護體系。

4.2.2 鋼拱架應力對比分析

鋼拱架應力測點布置、現場安裝和測量如圖22所示。繪制YK218+850.4、YK218+869.2監測斷面鋼拱架應力時程曲線，如圖23所示。

(a) 測點布置

由圖23可知：

(a) YK218+850.4斷面

1)YK218+850.4斷面的鋼拱架應力總體呈現出“先增后平”的現象，規律性較為明顯，在監測15 d后鋼拱架受力基本趨于穩定；而YK218+869.2斷面的鋼拱架應力規律性差，在監測30 d內多有明顯變化，如監測點10在第19天出現了突然增大。上述現象與圍巖的變形發展密切相關，監測數據顯示，YK218+870斷面的拱腰收斂在開挖后40 d內未能有效收斂，而YK218+850斷面在開挖后15 d左右即能夠有效收斂。

2)從鋼拱架最終受力上分析，YK218+850.4、YK218+869.2斷面的鋼拱架應力分布于81.1～221.0 MPa、182.2～467.4 MPa，需要說明的是YK218+869.2斷面中的467.4 MPa來自于第19天的3號測點(右拱腰外側)，后續出現了數據失真，推測測點處已出現破壞；設鋼拱架受力驗算保守取值為375 MPa，則YK218+850.4斷面的最小安全系數為1.7，而YK218+869.2已不具備安全性，反映在右拱腰位置出現了明顯的外鼓變形。上述分析可看出，小孔徑樹脂預應力錨索的應用使得支護體系更趨安全，并呈現出了更佳的支護整體性，即快速趨向于恒定受力。

先期的木寨嶺公路隧道斜井施工過程中，通過在圍巖變形較大段采用復合型支護體系，并對砂漿錨桿、噴射混凝土和鋼拱架等支護措施進行改進后，均未出現變形侵限與拆換，拆換率亦由初始的30%以上降至0，成功地對圍巖進行了“一次”支護。木寨嶺公路隧道WW06、WW07標段錨索施工前、后的效果對比分析如表7所示。

表7 錨索施工前、后變形情況

5 結論與討論

本文基于對木寨嶺公路隧道變形機制與成因的研究，分析了現有支護理念與措施的弊端，進而提出大變形隧道主動支護理論與復合型支護體系，并結合對施工措施的優化，實現了一次(初期)支護即能滿足隧道圍巖變形控制要求。主要結論如下。

1)木寨嶺公路隧道大變形多發生于薄層狀炭質板巖段，變形機制主要有高應力引起的炭質板巖塑性流動和薄層狀結構的板梁彎曲變形；變形影響因素主要包括應力場、圍巖條件和地下水等內在因素以及支護理念與技術和施工技術等外在因素。

2)基于不同支護下的圍巖應力變化和圍巖-支護作用機制，解析隧道主動支護理論的2層含義： 一是要求實現“真正”及時支護，即快速主動施載；二是主動支護能提升圍巖力學性能繼而實現改善圍巖-支護系統穩定性的效果。

3)引入及時主動支護理念，提出以小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統為核心的復合型初期支護體系，即“一次”采用小孔徑樹脂錨固預應力錨索系統；“二次”采用“鋼拱架+噴射混凝土”。

4)從可注漿性、提升鋼拱架穩定性與抗變形能力等方面考慮，對原“錨桿+鋼拱架+噴射混凝土”組成的初期支護系統進行改進，提出了后注漿(快硬性水泥)導管替代中空注漿錨桿，鋼拱架采用大拱腳、大墊板及雙排鎖腳錨管，噴射混凝土加入抗裂纖維和富水段打設泄水管等施工優化措施。

5)依托試驗段開展了復合型初期支護體系支護效果分析，驗證了其良好的大變形控制效果，且支護結構的安全性得到了提升；并結合優化的施工措施，最終實現了斜井施工中初期支護拆換率由30%以上到0的轉變。

復合型大變形控制技術以高強預應力錨索為支護核心，首先要求圍巖能夠穩定、高效成孔，其次要求圍巖具有較好的可錨性，即要求能施加較高的預應力。在無穩定自成(鉆)孔能力地層中，將難以適用，但因采用的是“小孔徑”，該種情況極少遇見；在地下水發育段，因樹脂錨固遇水會出現錨固能力大幅下降的情況，適用性受限；同時，在諸如土質地層等可錨性極差的地層中，適用性有待進一步探究。目前，木寨嶺隧道擠壓大變形段的施工進度仍不甚理想，小孔徑預應力錨索系統配套化機械施工技術值得探索，重點應關注“鉆(孔)、錨(固)、張(拉)”一體化的小型機械式臺車；錨索錨固系統與常規初期支護系統對圍巖變形的影響程度也值得進一步研究。

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