葉康慨

(中鐵隧道股份有限公司， 河南 鄭州 450003)

0 引言

隨著我國“一帶一路”倡議的提出，隧道及地下工程領域迎來了前所未有的發(fā)展機遇。我國西部地區(qū)隧道施工過程中面臨著復雜、惡劣的地質(zhì)條件，其中高地應力和軟巖變形問題尤為突出，這些地質(zhì)災害不僅影響著施工進度和工程施工質(zhì)量，同時還危及人員和設備安全[1]。

很多學者和專家對高地應力區(qū)隧道變形的規(guī)律、機制、力學特征以及控制和施工技術(shù)進行了研究。如：文獻[2-4]研究了隧道施工過程中變形控制技術(shù)； 文獻[5]利用圍巖變形監(jiān)控量測數(shù)據(jù)，找出變形規(guī)律，及時調(diào)整施工參數(shù)。巖體開挖后受擾動而產(chǎn)生應力重分布的過程極其復雜,尤其是在不良地質(zhì)環(huán)境下。對于地質(zhì)條件差、地應力為高—極高的軟弱圍巖,其結(jié)構(gòu)受力大小與受力特征對隧道結(jié)構(gòu)安全尤為重要[6]。高地應力隧道開挖過程中圍巖將產(chǎn)生較大塑性區(qū),在拱肩及拱底部位發(fā)展最快,仰拱封閉是變形控制的關鍵點[7]。由于地質(zhì)條件的復雜性、多樣性和多變性，針對高地應力軟巖變形機制進行研究對提前調(diào)整和控制隧道變形有很大意義[8]，而對已經(jīng)嚴重破壞的隧道結(jié)構(gòu)的大變形治理的研究較少。本文以木寨嶺嶺脊核心段隧道擴拆施工為例，結(jié)合對高地應力軟巖變形的研究，分析隧道擠壓變形破壞和流變現(xiàn)象的特征和機制，提出洞碴回填機械開挖法的擴拆施工技術(shù)。

1 工程概況

新建蘭(蘭州)—渝(重慶)鐵路木寨嶺隧道設計為雙洞單線分離式特長隧道，全長19.1 km。隧道穿越地層地質(zhì)構(gòu)造復雜，通過包括區(qū)域性大斷裂F2在內(nèi)的共11條大斷裂、3個背斜和2個向斜構(gòu)造，屬高地應力區(qū)。隧道洞身穿越的板巖及炭質(zhì)板巖區(qū)占全隧的46.53%； 穿越的斷層、偏壓、滑層、泥石流等特殊不良地質(zhì)段總計長約16.1 km，占隧道長度的84.29%。

木寨嶺隧道洞身板巖及炭質(zhì)板巖圍巖強度為0.26～5 MPa，勘測最大水平主應力為10.5～27.16 MPa，圍巖強度應力比為0.01～3，屬極高地應力軟弱圍巖區(qū)域。隧道走向N55°～60°W，地應力方向為 N30°～40°E，水平主應力與隧道走向夾角小。

根據(jù)圍巖類別及地應力分布情況將木寨嶺隧道高地應力軟巖段分為3部分，分別為一般段、嶺脊一般段、嶺脊核心段，如圖1所示。一般段強度應力比為1～3，累計收斂平均為500 mm。嶺脊一般段強度應力比為0.2～0.6，累計收斂平均為700 mm。嶺脊核心段強度應力比為0.01～0.2，累計收斂大部分集中在1 500～2 000 mm，最大收斂達4 306 mm。

圖1 木寨嶺隧道段落劃分Fig. 1 Sectioning of Muzhailing Tunnel

2 嶺脊核心段襯砌結(jié)構(gòu)開裂

2.1 開裂情況

木寨嶺隧道進入嶺脊核心地段以后，擠壓變形更為顯著，具有明顯的流變現(xiàn)象，二次襯砌大面積出現(xiàn)開裂(見圖2)，結(jié)構(gòu)受到嚴重的破壞。嶺脊核心段單線長1 000 m，左右線合計2 000 m，施工后二次襯砌開裂擴拆處理共計1 054 m，擴拆段長度占比為52.7%。

2.2 流變現(xiàn)象

隧道開挖后，在隧道周邊形成塑性圈，受偏壓應力的影響，巖體發(fā)生蠕變，從有限蠕變到對數(shù)蠕變再到破壞蠕變。破壞蠕變時偏壓應力大于巖石可抗應力，發(fā)生典型的應力擴容顯現(xiàn)，巖體所承受的應力隨時間的推移減小，應變逐步增加，形成流變現(xiàn)象[9]。發(fā)生流變后的圍巖塑性圈半徑不斷增大，圍巖的變形破壞逐漸從淺部向深部發(fā)展。木寨嶺隧道襯砌大面積的開裂大部分發(fā)生在襯砌施作后半年左右，局部地段在襯砌施作3年后出現(xiàn)開裂，流變現(xiàn)象明顯。

圖2 襯砌開裂Fig. 2 Lining crack

在初期支護及二次襯砌結(jié)構(gòu)相同的情況下，若短時間內(nèi)發(fā)生流變現(xiàn)象，說明重新分布的圍巖應力大于支護及圍巖的極限強度，發(fā)生破壞式蠕變現(xiàn)象，塑性圈小； 若長時間出現(xiàn)流變，說明一段時間內(nèi)重新分布的圍巖應力小于支護及圍巖的極限強度，發(fā)生的是塑性蠕變現(xiàn)象，無破壞發(fā)生，但隨著塑性圈的增大，給支護結(jié)構(gòu)帶來更多的支撐荷載，極易造成重新組合的地應力大于支護及圍巖強度，發(fā)生明顯流變[10-12]。

2.3 開裂原因

嶺脊核心段埋深約500～600 m，發(fā)育有2條斷層，巖體極其破碎，處于“特極高地應力”狀態(tài)，在高地應力作用下，板巖及炭質(zhì)板巖段易發(fā)生擠壓性大變形，變形量大、變形速率高、持續(xù)時間長、難以穩(wěn)定，具有明顯的流變現(xiàn)象。因此，特殊復雜的高地應力環(huán)境是導致襯砌裂損的主要原因[13]。

3 擴拆技術(shù)

鑒于嶺脊核心段采用原設計支護的隧道二次襯砌已經(jīng)開裂，基本喪失承載能力，需要拆除重新施作。根據(jù)支護參數(shù)、隧道開裂和變形監(jiān)測情況，并結(jié)合以往隧道大變形施工經(jīng)驗，將嶺脊核心段二次襯砌開裂段落的初期支護及原來的二次襯砌同時拆除，進行擴挖施工。襯砌開裂段處理的具體措施有： 原有二次襯砌及初期支護拆除前采用套拱和圍巖徑向注漿加固，拆除后重新支護并采取加強支護剛度、優(yōu)化隧道斷面結(jié)構(gòu)、嚴格控制各工序施工步距、調(diào)整隧道變形預留量等措施。

3.1 套拱加固

為確保施工安全，在開裂段采取設置內(nèi)側(cè)套拱等措施進行安全防護及結(jié)構(gòu)臨時加固。采用H175型鋼、間距1榀/m在拱墻內(nèi)側(cè)架設臨時套拱加固，鋼架間采用φ22鋼筋縱向連接，如圖3所示。

圖3 襯砌開裂段型鋼加固Fig. 3 Shaped steel reinforcement in lining crack section

為防止裂損區(qū)在擴拆時繼續(xù)向兩側(cè)延伸，在保留區(qū)端頭與擴拆段相鄰位置設置不少于3榀I20b型鋼鋼架鎖口，間距0.5 m。鋼架間采用φ22鋼筋縱向連接，噴射C30混凝土填充，如圖4所示。

圖4 襯砌保留區(qū)套拱加固Fig. 4 Cover arch reinforcement in lining reserved section

拆除段附近的斜井口或通道口采用I20b、間距0.5 m的型鋼鋼架進行鎖口，鋼架之間采用C30噴射混凝土填充。鎖口設置長度不小于5 m。

3.2 圍巖徑向加固

二次襯砌拆除前在拱墻位置設置φ42鋼花管進行徑向注漿加固，鋼花管長4 m，間距1.5 m×1.5 m。注漿采用普通水泥單液漿，水灰比為1∶1，注漿指標采用定壓控制，注漿終壓為1.5 MPa。當達到設計終壓并繼續(xù)注漿10 min以上，單孔進漿量小于20 L/min，檢查孔涌水量小于0.2 L/min，停止單孔注漿。所有注漿孔均已符合單孔結(jié)束條件，無漏漿現(xiàn)象，注漿后段內(nèi)涌水量不大于5 m3/(m·d)，進行壓水實驗，在1.0 MPa壓力下，進水量小于2 L/(m·min)，結(jié)束本循環(huán)注漿。

3.3 加強支護剛度

襯砌開裂意味著原有的支護剛度不夠，需要加強支護剛度，增大預留變形量，確保后期結(jié)構(gòu)不開裂。加強的支護措施如下。

1)超前支護： 拱部120°范圍設φ42超前注漿小導管，長3.0 m，環(huán)向間距0.4 m，縱向每2榀鋼架施作1個循環(huán)。

2)第1層支護： C30噴射混凝土厚33 cm，預留變形量40～50 cm，全環(huán)采用H175型鋼鋼架，間距0.7 m/榀； 鋼架間設置φ22連接筋，每榀鋼架設置12根長4 m的φ42鎖腳錨管。

3)第2層支護： C30噴射混凝土厚25～40 cm，預留變形量40 cm，全環(huán)采用H175型鋼鋼架，間距0.7 m/榀； 鋼架間設置φ22連接筋，每榀鋼架設置8根長1.5 m的φ42鎖腳錨管。

4)長錨桿加固： 兩側(cè)邊墻設8 m長的R38N自進式錨桿鎖固，每側(cè)邊墻設置5根，縱向間距0.7 m，配合鋼架施工。

5)仰拱桁架： 采用H175型鋼設置仰拱桁架，縱向間距1.4 m/榀，縱向連接采用H175型鋼，間距3 m。桁架上梁位于仰拱填充頂面下20 cm處。

6)第3層支護： 全環(huán)采用C30鋼筋噴射混凝土，厚40 cm，預留變形量0～15 cm。鋼筋環(huán)向采用φ22主筋，間距20 cm；φ14縱向筋，間距25 cm；φ8箍筋，間距25 cm。

7)二次襯砌： 拱墻設置緩沖層代替土工布結(jié)構(gòu)，置于防水板外側(cè)，與初期支護密貼，緩沖結(jié)構(gòu)采用高密度閉孔橡塑海綿板，厚6 cm，密度不小于200 kg/m3。全環(huán)C35鋼筋混凝土，厚70 cm。襯砌鋼筋環(huán)向采用φ25主筋，間距20 cm，間隔雙筋布置；φ4縱向筋，間距25 cm；φ8箍筋，間距25 cm。

3.4 優(yōu)化隧道斷面結(jié)構(gòu)

擴拆前為馬蹄形斷面(見圖5)，擴拆后采用圓形隧道斷面(見圖6)，將襯砌周邊的不均勻受力以及側(cè)壓力進行分散，減少作用在結(jié)構(gòu)上的剪切應力。

圖5 擴拆前隧道結(jié)構(gòu)斷面(單位： cm)

Fig. 5 Tunnel cross-section before dismantling and enlarging(unit: cm)

圖6 優(yōu)化后的隧道結(jié)構(gòu)斷面(單位： cm)Fig. 6 Tunnel cross-section after optimization (unit: cm)

3.5 嚴格控制各工序施工步距

擴拆施工時，嚴格控制第1層支護、第2層支護、中上臺階長錨桿、仰拱、第3層支護、二次襯砌等工序的施工步距，避免因圍巖變形導致支護在施工過程中失效。上臺階步距不大于5 m，中臺階步距不大于7 m，仰拱至下臺階步距控制為15～20 m，第3層支護距離仰拱不大于20 m，二次襯砌距離第3層支護不大于20 m。

3.6 調(diào)整隧道預留變形量

擴拆施工前，分段統(tǒng)計圍巖變形情況和地質(zhì)情況，根據(jù)開裂段落前期變形情況及圍巖情況調(diào)整隧道開挖預留變形量。 若前期累計變形在1 000 mm以內(nèi)，按前期累計變形量的65%～85%進行考慮，即后期預留變形量控制在650～850 mm； 若前期累計變形為1 000～1 500 mm，按前期累計變形量的55%～70%進行考慮，即后期預留變形量控制在825～1 050 mm。

4 擴拆方法

4.1 擴拆施工方法選擇

隧道擴拆施工過程先后采取了臺架法和洞碴回填機械開挖法。通過現(xiàn)場摸索，最終采用洞碴回填機械開挖法實現(xiàn)了隧道擴拆的安全以及快速施工。

4.1.1 臺架法擴拆

施工前期，襯砌開裂段處于正常施工的主干道上，擴拆施工采用臺架法，分上中下3個臺階，上臺階高4.08 m，中臺階高3.85 m，下臺階高3.85 m。開挖采用弱爆破，爆破完成后立即清理碴體，梳通道路。采用該方法施工對圍巖擾動較大，容易造成圍巖局部垮塌甚至塌方。施工過程作業(yè)面狹小，施工安全得不到保障。上臺階擴挖后拱架拱腳無穩(wěn)固支撐點，造成圍巖變形加劇，容易造成隧道初期支護侵限。施工時，作業(yè)條件差，施工進度緩慢。

4.1.2 洞碴回填機械開挖法施工

為確保安全、防止溜坍、減小變形、杜絕拆換、加快進度以及穩(wěn)固結(jié)構(gòu)，在前方施工完成后，在襯砌開裂段采用洞碴進行回填，形成三臺階法施工。上臺階高度控制在3.5 m以內(nèi)，中下臺階高度均控制在4.5 m。中下部基腳由回填碴體形成穩(wěn)固基礎。采用機械液壓破碎錘進行擴拆施工，破碎后采用人工手持風鎬修整到擴拆設計斷面。作業(yè)時由專人在作業(yè)面指揮，避免機械作業(yè)過程中碰撞已支護好的初期支護，減少擴拆施工對周邊圍巖的擾動。

4.2 洞碴回填機械開挖法擴拆工藝

木寨嶺隧道襯砌開裂及其影響段共擴拆1 054 m，其中906 m主要集中在單層及雙層初期支護段，小部分(148 m)在第3層初期支護段。原有襯砌結(jié)構(gòu)斷面尺寸小、剛度低，擴拆后的斷面尺寸加大、剛度加強，高程相差2.7 m，因此需要設置漸變段逐步擴拆成型，并在擴拆段與非擴拆段間設置30 m寬隔離帶，隔離帶需斷開原有襯砌結(jié)構(gòu)。

4.2.1 漸變段施工

4.2.1.1 施工步驟

第1步在擬定開口位置回填碴土形成作業(yè)平臺；

第2步在距離隔離帶位置3.5 m處進行開口，先拆除2 m二次襯砌，再進行初期支護擴拆工作，設置5榀拱架,由原來的馬蹄形斷面漸變?yōu)閳A形斷面；

第3步正常斷面上臺階長度達到5 m時開始同步推進上、中臺階擴拆施工，達到15 m時停止正向擴拆,施作上、中臺階第2層支護；

第4步反向擴拆漸變段及預留段至擴拆起點(上中臺階同步推進)；

第5步從起點開始擴拆下臺階，至距離中臺階7 m后形成正常三臺階擴拆施工。

4.2.1.2 開口段縱斷面

如圖7所示。

圖7 開口段縱斷面示意圖(單位： m)Fig. 7 Longitudinal profile of tunnel open section (unit: m)

4.2.1.3 漸變段施工注意事項

開裂二次襯砌一次破除長度不大于2 m，且原有二次襯砌及初期支護拆除時應將初期支護連接鋼筋等一次切斷，避免拆除時對相鄰段結(jié)構(gòu)產(chǎn)生影響。

4.2.2 正常斷面段施工

4.2.2.1 工藝流程

開口段施工完成后可形成正常的三臺階法施工，施工工藝流程如圖8所示，擴拆步距如圖9所示。

4.2.2.2 關鍵技術(shù)

1)臺階形成。上臺階利用原有襯砌作為臺階支撐，上臺階長5 m，支撐臺階長3 m，中下臺階利用回填的碴體形成，分部分側(cè)作業(yè)。上臺階高3.5 m，中下臺階高控制在4.5 m以內(nèi)。

2)開挖作業(yè)。上循環(huán)噴漿支護完成后，采用液壓破碎錘對上中下3臺階原有襯砌及初期支護混凝土進行拆除。上臺階滯后掌子面3 m，每循環(huán)進尺不大于1榀拱架間距； 中下臺階左右側(cè)錯開2榀拱架間距進行施工，每次只能破除單側(cè)，進尺不大于2榀拱架間距。人工進行鋼筋及拱架割除，鋼筋及拱架割除后，由上到下分臺階擴挖圍巖至擴拆設計斷面。

圖8 正常斷面段擴拆施工工藝圖Fig. 8 Dismantling and enlarging construction process

圖9 洞碴回填機械開挖法擴拆步距示意圖(單位： m)Fig. 9 Construction step of muck backfilling with mechanical excavation method (unit: m)

3)支護作業(yè)。上中臺階第1層支護施工4榀拱架后，暫停掌子面施工，在中臺階同步施工上中臺階第2層支護。上中臺階第2層支護拱架完成4榀施工后進行上中臺階長錨桿施工。

4)襯砌作業(yè)。支護7 d平均變形速率小于1 mm/d時進行二次襯砌施工。

5 擴拆施工組織

5.1 擴拆施工進度指標

5.1.1 各工序施工時間

如表1所示。月進度指標為25 m。

表1 各工序施工時間Table 1 Construction schedule of each process

5.1.2 隧道襯砌滯后開挖的最終時間

上臺階施工完成后，中臺階施工滯后上臺階施工5 d，下臺階施工滯后中臺階施工5 d，仰拱施工滯后下臺階施工20 d，第3層支護施工滯后仰拱施工10 d，二次襯砌施工滯后第3層支護施工25 d，即隧道上臺階貫通后65 d內(nèi)完成隧道襯砌施工。

5.2 人員、設備配置

5.2.1 人員配置

施工班組人員配置如表2所示。

表2 施工班組人員統(tǒng)計Table 2 Labor statistic of each construction team

5.2.2 設備配置

主要設備配備如表3所示。

表3 主要機械設備配置表Table 3 Main equipment configuration

5.3 施工對比及關鍵問題

5.3.1 施工效率對比

根據(jù)鐵路隧道施工規(guī)范，Ⅴ級圍巖隧道采用單層初期支護時，若無變形正常施工月進度為50 m，若出現(xiàn)變形需要進行拆換施工月進度不大于20 m。木寨嶺隧道嶺脊段擴拆施工利用碴體形成三臺階，在中臺階提前施作第2層支護及長錨桿系統(tǒng)，將下臺階第2層支護及長錨桿系統(tǒng)與上中臺階第1層支護同步施工，仰拱、第3層支護以及二次襯砌同步施工，實現(xiàn)了高效，控制了變形，保障了施工安全，月進度達到了25 m。臺架法拆除是單工序作業(yè)，圍巖變形不可控，施工安全難以保障，施工進度指標不大于15 m/月。相比之下，對于大變形的處理采用回填法擴拆施工技術(shù)，效率提高了45%～65%。

5.3.2 關鍵問題

開挖支護需要實行同步，出碴是關鍵； 進度要穩(wěn)定，仰拱是關鍵； 支護要穩(wěn)定，第3層支護是關鍵。

施工過程中，長錨桿是單獨耗時，在控變形上起到了一定的作用。若取消長錨桿，在一定程度上可以節(jié)約支護封閉時間。

6 三臺階回填擴拆工法控制變形情況

6.1 監(jiān)控量測統(tǒng)計情況

木寨嶺隧道嶺脊段擴拆采用雙層型鋼剛架支護+鋼筋濕噴混凝土支護+二次襯砌的支護體系，典型斷面變形速率如圖10所示，各施工階段變形情況如表4所示?？芍?第2層支護施作完成后，變形速率迅速減小60%； 仰拱施工后，變形速率迅速減小66%； 第3層支護施工后，變形速率降至0～2 mm/d。

圖10 典型斷面變形速率Fig. 10 Deformation rate of typical monitoring section

表4 各施工階段變形速率情況Table 4 Deformation rate of each construction phase

通過對各階段變形累計值進行總結(jié)分析，在支護體系強度逐步加強的過程中，圍巖累計變形明顯減小。說明隨著支護剛度逐層加強，圍巖塑性圈逐步趨于穩(wěn)定，同時，隧道縱向隨著距離掌子面的距離增大，變形比例在逐步減小，如圖11和圖12所示。

圖11 各階段變形累計值統(tǒng)計Fig. 11 Accumulated deformation of each construction phase

圖12 各階段變形累計值占比

Fig. 12 Proportion of accumulated deformation of each construction phase

各區(qū)段累計收斂曲線如圖13所示。對整個段落的累計值進行統(tǒng)計分析，發(fā)現(xiàn)前期推斷的預留變形量準確，擴拆過程中變形可控。

圖13 累計收斂曲線圖Fig. 13 Curve of accumulated convergence

根據(jù)量測數(shù)據(jù)及現(xiàn)場施工經(jīng)驗，總結(jié)得出第1層支護后變形不穩(wěn)定，需盡快進行第2層支護以及仰拱施工，及早封閉成環(huán)。第2層支護和仰拱施工后，變形明顯減小，說明支護結(jié)構(gòu)的盡早封閉有利于支護體系的整體受力。第3層支護完成后基本穩(wěn)定，平均變形速率不超過1 mm/d，說明3層柔性支護能有效地控制圍巖的變形。

6.2 支護結(jié)構(gòu)穩(wěn)定情況

監(jiān)控量測數(shù)據(jù)顯示擴拆后變形相對穩(wěn)定，重新施作的二次襯砌結(jié)構(gòu)穩(wěn)定(見圖14)，無結(jié)構(gòu)開裂變形情況發(fā)生。

圖14 重新施作的二次襯砌Fig. 14 Reconstructed secondary lining

6.3 結(jié)構(gòu)受力情況

6.3.1 擴拆前應力測試

擴拆前，于2015年6月10日在DYK180+950斷面埋設二次襯砌測點，2015年6月21日模板臺車脫模測取初值，2016年2月16日終止測試。擴拆前測試時間約為8個月，在3個月左右時出現(xiàn)了襯砌裂縫。其結(jié)構(gòu)應力時程曲線如圖15—17所示。根據(jù)測試結(jié)果來看，擴拆前結(jié)構(gòu)整體受力較大，接觸壓力最大值為738.49 kPa，未趨于穩(wěn)定，左側(cè)接觸壓力明顯大于右側(cè)接觸壓力，左側(cè)接觸壓力平均值約為365 kPa，右側(cè)平均值約為90 kPa，鋼筋應力最大值為207.90 MPa，混凝土應力最大值為左墻腰的50.24 MPa，測試斷面的結(jié)構(gòu)受力超出極限值，受力不穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)安全不可靠，因此出現(xiàn)開裂。

圖15 擴拆前接觸壓力曲線Fig. 15 Contact pressure curves before dismantling and enlarging

圖16 擴拆前鋼筋應力曲線

Fig. 16 Reinforcement stress curves before dismantling and enlarging

圖17 擴拆前二次襯砌混凝土應力曲線

Fig.17 Concrete stress curves of secondary lining before dismantling and enlarging

6.3.2 擴拆后應力測試

擴拆后取DYK180+950斷面襯砌3個月的受力測試進行分析。其結(jié)構(gòu)應力時程曲線如圖18—20所示。 根據(jù)測試結(jié)果來看，擴拆后結(jié)構(gòu)整體受力均較小，接觸壓力最大值小于310 kPa，鋼筋應力最大值小于70 MPa，混凝土應力最大值小于18 MPa，測試斷面的結(jié)構(gòu)受力穩(wěn)定，結(jié)構(gòu)安全可靠。

圖18 擴拆后接觸壓力曲線Fig. 18 Contact pressure curves after dismantling and enlarging

圖19 擴拆后鋼筋應力曲線

Fig. 19 Reinforcement stress curves after dismantling and enlarging

圖20 擴拆后二次襯砌混凝土應力曲線

Fig. 20 Concrete stress curves of secondary lining after dismantling and enlarging

7 結(jié)論與討論

1)木寨嶺隧道的嶺脊核心段具有變形量大、速率快、持續(xù)時間長的流變特征。在襯砌擴拆過程中，為杜絕裂損區(qū)的繼續(xù)延伸，必須對保留段的二次襯砌進行套拱支護加固，以保證不受影響。擴拆過程采取增大預留變形量、多層支護、主動加固圍巖，采用更有安全保障的圓形斷面，嚴格控制各工序施工步距，選擇合適的預留變形量，以便于施工控制。

2)臺架法擴拆施工對圍巖擾動大，容易產(chǎn)生局部垮塌或塌方。施工時作業(yè)面狹小，施工難度大，不適用于高地應力軟巖區(qū)段。采用洞碴回填結(jié)合液壓破碎錘進行隧道擴拆施工，破碎后采用人工手持風鎬修面，極大地減少了對隧道周邊圍巖的擾動，保護了圍巖的自穩(wěn)性。

3) 設計支護剛度足夠強大是擴拆施工順利實施的前提，擴拆施工過程中應堅持“以抗為主、抗放結(jié)合、邊放邊抗”的原則。

4)通過嚴格控制多層支護、仰拱封閉及二次襯砌的步距，在監(jiān)控量測和應力測試的數(shù)據(jù)支持下，適時進行隧道襯砌施工，有利于結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定。

雖然木寨嶺隧道襯砌擴拆施工技術(shù)取得了成功，但在擴拆施工過程中投入了大量的人力、物力和機械設備，致使施工進度緩慢，施工成本巨大。在以后的施工過程中，如何提前應對極高地應力軟巖作用帶來的大變形、坍塌等地質(zhì)災害，盡可能地減少擴拆施工，是需要研究和努力的方向。

參考文獻(References)：

[1] 李利平, 李術(shù)才, 石少帥, 等. 巖體突水通道形成過程中應力-滲流-損傷多場耦合機制[J]. 采礦與安全工程學報, 2012, 29(2): 232.

LI Liping, LI Shucai, SHI Shaoshuai, et al. Multi-field coupling mechanism of seepage damage for the water inrush channel formation process of coal mine[J]. Journal of Mining and Safety Engineering, 2012, 29(2): 232.

[2] 關寶樹, 楊其新. 地下工程管棚法[M]. 成都: 西南交通大學出版社, 1996.

GUAN Baoshu, YANG Qixin. Pipe roofing method of underground works[M]. Chengdu: Southwest Jiaotong University Press, 1996.

[3] 郭波前. 極高地應力區(qū)隧道地質(zhì)特征及圍巖變形機制研究[J]. 隧道建設, 2017, 37(5): 586.

GUO Boqian. Geological characteristics of tunnels with extremely high geostress and study of surrounding rock deformation mechanism[J]. Tunnel Construction, 2017, 37(5): 586.

[4] 張梅, 何志軍, 張民慶, 等. 高地應力軟巖隧道變形控制設計與施工技術(shù)[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2012, 49(6): 13.

ZHANG Mei, HE Zhijun, ZHANG Minqing, et al. Design and construction technologies to control the deformation of a soft rock tunnel with high ground stress[J].Modern Tunnelling Technology, 2012, 49(6): 13.

[5] 趙福善. 蘭渝鐵路兩水隧道高地應力軟巖大變形控制技術(shù)[J]. 隧道建設, 2014, 34(6): 546.

ZHAO Fushan. Technologies to control serious deformation of soft rocks with high ground stress: Case study of Liangshui Tunnel on Lanzhou-Chongqing Railway[J]. Tunnel Construction, 2014, 34(6): 546.

[6] 李國良, 劉志春, 朱永全. 蘭渝鐵路高地應力軟巖隧道擠壓大變形規(guī)律及分級標準研究[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2015, 52(1): 62.

LI Guoliang, LIU Zhichun, ZHU Yongquan. On the large squeezing deformation law and classification criteria for the Lanzhou-Chongqing Railway Tunnels in soft and high geostress rocks[J]. Modern Tunnelling Technology, 2015,52(1): 62.

[7] 梁寧, 伍法權(quán), 王云峰, 等. 大埋深高地應力關山隧道圍巖變形破壞分析[J]. 巖土力學, 2016(增刊2): 329.

LIANG Ning, WU Faquan, WANG Yunfeng, et al. Analysis of deformation and failure of rock mass of deep Guanshan Tunnel under high in situ stress[J]. Rock and Soil Mechanics, 2016(S2): 329.

[8] 張志強, 關寶樹. 軟弱圍巖隧道在高地應力條件下的變形規(guī)律研究[J]. 巖土工程學報, 2000(6): 696.

ZHANG Zhiqiang, GUAN Baoshu. Research on the deformation rule of weak rock mass tunnel under high initial geostress[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2000 (6): 696.

[9] 何春保, 舒麗紅. 蘭渝鐵路高地應力軟巖隧道變形機理和施工控制[J]. 鐵道工程學報, 2014(5): 68.

HE Chunbao, SHU Lihong. Deformation mechanization and construction control of high ground stresses soft rock tunnel in Lanzhou-Chongqing Railway[J]. Journal of Railway Engineering Society, 2014(5): 68.

[10] 陳志敏. 高地應力軟巖隧道圍巖壓力研究和圍巖與支護結(jié)構(gòu)相互作用機制分析[J]. 巖石力學與工程學報, 2014, 33(3): 647.

CHEN Zhimin. Study of surrounding rock pressure and interaction mechanism between surrounding rock and supporting structure in high geostress and soft rock tunnel[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2014, 33(3): 647.

[11] 張德華, 劉士海, 任少強. 三臺階七步法施工高地應力隧道支護結(jié)構(gòu)受力特性分析[J]. 現(xiàn)代隧道技術(shù), 2016, 53(1): 96.

ZHANG Dehua, LIU Shihai, REN Shaoqiang.Analysis of the force applied on the support structure in a high-geostress tunnel constructed by the three-bench seven-step method[J]. Modern Tunnelling Technology, 2016, 53(1): 96.

[12] 劉高. 高地應力區(qū)結(jié)構(gòu)性流變圍巖穩(wěn)定性研究[D]. 成都： 成都理工大學, 2001.

LIU Gao. Stability study of surrounding rock with structural rheology in high stress area[D]. Chengdu：Chengdu University of Technology， 2001.

[13] 《工程地質(zhì)手冊》編委會. 工程地質(zhì)手冊[M]. 4版. 北京： 中國建筑工業(yè)出版社， 2007.

Editorial board of Engineering Geological Handbook. Engineering geological handbook[M]. The 4th edition. Beijing: China Architecture & Building Press, 2007.