馮冀蒙， 李洪濤， 張俊儒, *， 丁曉琦， 陳 政

(1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院， 四川 成都 610031； 2. 西南交通大學(xué)交通隧道工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 四川 成都 610031)

0 引言

軟弱圍巖大變形一直是威脅隧道施工安全的重大問(wèn)題，特別是在穿越高地應(yīng)力、較大構(gòu)造應(yīng)力、淺埋偏壓區(qū)域或軟弱破碎圍巖體時(shí)，這一問(wèn)題顯得尤為嚴(yán)重。孫洋等[1]認(rèn)為地質(zhì)條件是大變形發(fā)生的客觀原因，以膨脹作用、軟巖高地應(yīng)力擠壓作用和圍巖松動(dòng)變形作用為主，淺埋、偏壓、圍巖巖體軟弱是隧道發(fā)生大變形的內(nèi)部條件，而施工支護(hù)結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度不足以及施工方法的不合理是引起隧道大變形發(fā)生的直接原因。

對(duì)于圍巖大變形的支護(hù)問(wèn)題，文獻(xiàn)[2-6]認(rèn)為對(duì)于軟弱圍巖支護(hù)，不能一味地追求加強(qiáng)剛度，并總結(jié)出了“先柔后剛，先讓后抗，柔讓適度，穩(wěn)定支護(hù)” 的支護(hù)原則。王建宇等[7]從圍巖特征曲線出發(fā)，闡述了可讓式支護(hù)原理，并說(shuō)明了加大支護(hù)剛度、強(qiáng)調(diào)以支護(hù)的及時(shí)性為主要原則的“硬頂強(qiáng)支”支護(hù)方案是難以解決圍巖大變形問(wèn)題的。

王華牢等[8]采用數(shù)值計(jì)算方法，通過(guò)比較襯砌不同位置的內(nèi)力和安全系數(shù)，得出襯砌厚度對(duì)襯砌安全性的影響。王勇[9]通過(guò)數(shù)值模擬分析認(rèn)為隨著二次襯砌厚度的增加，二次襯砌的內(nèi)力均呈現(xiàn)出增加的趨勢(shì)，由于二次襯砌的彎矩比軸力增加的幅度快，導(dǎo)致偏心影響系數(shù)出現(xiàn)減小的趨勢(shì)，但厚度增加的影響大于極限軸力變化的影響，因此二次襯砌的安全系數(shù)變大。

目前的研究主要集中在施工開(kāi)挖過(guò)程中的初期支護(hù)變形階段，屬于早期變形，即使進(jìn)行了襯砌剛度的相應(yīng)研究，也是基于彈塑性理論的研究，對(duì)整個(gè)破壞過(guò)程的研究較少。馮冀蒙等[10]通過(guò)室內(nèi)模型進(jìn)行了破壞的全過(guò)程試驗(yàn)，得出了襯砌剛度越大，襯砌出現(xiàn)開(kāi)裂的時(shí)間越早，相對(duì)應(yīng)進(jìn)入塑性階段的時(shí)間就越早，襯砌的極限承載力也就越小的結(jié)論。

由大量破碎泥質(zhì)巖隧道的施工研究表明，進(jìn)行了支護(hù)結(jié)構(gòu)后，二次襯砌變形及開(kāi)裂的的現(xiàn)象還時(shí)有發(fā)生，對(duì)于圍巖的滯后變形研究，很多情況下是參照膨脹巖的機(jī)制及規(guī)律進(jìn)行的。然而，泥質(zhì)巖的變形很多情況下是受地下水影響產(chǎn)生的較為明顯的強(qiáng)度損失，體積擴(kuò)容現(xiàn)象并沒(méi)有膨脹巖那么明顯，因此需要分別對(duì)待。

本文基于破碎泥質(zhì)巖遇水后產(chǎn)生滯后變形這一特點(diǎn)，通過(guò)室內(nèi)模型試驗(yàn)，對(duì)不同厚度和強(qiáng)度襯砌的承載力進(jìn)行測(cè)試，對(duì)襯砌的圍巖壓力、位移及內(nèi)力數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，以期得出襯砌剛度和破碎泥質(zhì)巖滯后變形的相互規(guī)律，為類似研究提供參考。

1 工程背景

小寨隧道為云桂鐵路的重點(diǎn)工程，位于白臘寨至廣南區(qū)間，為雙線隧道，單面坡，隧道全長(zhǎng)6 496 m，洞身最大埋深約263 m，最小埋深約11 m。施工過(guò)程中正洞DK412+495～DK412+540段出現(xiàn)了不同程度的初期支護(hù)變形、開(kāi)裂及侵限，局部地段二次襯砌邊墻及拱部出現(xiàn)環(huán)向裂縫，裂縫寬度為1～2 mm，局部二次襯砌有崩塌，現(xiàn)場(chǎng)照片如圖1所示。

該區(qū)域的地質(zhì)構(gòu)造如圖2所示。穿越泥盆系下統(tǒng)坡腳組泥質(zhì)砂巖夾頁(yè)巖，地層巖性以薄層狀泥巖為主，巖質(zhì)極軟，強(qiáng)度低，開(kāi)挖后變形大。受老炭山1號(hào)逆斷層和老炭山2號(hào)逆斷層的影響，構(gòu)造應(yīng)力明顯，水平應(yīng)力較豎向應(yīng)力大。經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)測(cè)試，水平應(yīng)力與豎向應(yīng)力比為1.4∶1。采用加強(qiáng)支護(hù)，初期支護(hù)的主要支撐構(gòu)件設(shè)計(jì)為工22 b型工字鋼+30 cm噴射混凝土，二次襯砌設(shè)計(jì)為厚度60 cm鋼筋混凝土。

初期支護(hù)封閉后，盡快施作二次襯砌，變形并未得到有效控制，開(kāi)裂發(fā)展較快，變形持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，即出現(xiàn)了明顯的滯后變形情況，對(duì)隧道結(jié)構(gòu)整體的安全性帶來(lái)了巨大的影響。經(jīng)初步分析可知，初期支護(hù)的支護(hù)強(qiáng)度偏弱，而二次襯砌的剛度較大致其承載較大，超過(guò)了材料的極限強(qiáng)度而產(chǎn)生了開(kāi)裂破壞。經(jīng)過(guò)加強(qiáng)初期支護(hù)參數(shù)，采用I25b型鋼鋼架+30 cm厚噴射混凝土+環(huán)向間距為1 m的工18工字鋼作為縱向連接，60 cm鋼筋混凝土作為二次襯砌，變形得到了有效控制，二次襯砌的開(kāi)裂情況也有較大的緩解，但是后期還是出現(xiàn)了一些裂縫，只是寬度較小，沒(méi)有出現(xiàn)侵限的情況。

(a) 初期支護(hù)剝落鋼架變形

(b) 二次襯砌開(kāi)裂掉塊

Fig. 1 Photos of deformation and cracking of tunnel lining

Ⅴ為極為破碎的區(qū)域； Ⅳ為破碎區(qū)域； Ⅲ為較破碎區(qū)域。

圖2地質(zhì)構(gòu)造圖

Fig. 2 Geological structure

目前對(duì)于大變形隧道的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在保證初期支護(hù)安全的情況下，普遍采用加強(qiáng)二次襯砌的方法，但是很多情況下變形并不是很快就出現(xiàn)的，較強(qiáng)的二次襯砌可能會(huì)因后期受力增加而提早出現(xiàn)破壞，因此合理的二次襯砌強(qiáng)度和剛度設(shè)計(jì)就顯得尤為重要。

2 模型試驗(yàn)設(shè)計(jì)

2.1 模型試驗(yàn)方案臺(tái)架選擇

小寨隧道的水平應(yīng)力較大，為了便于施加水平應(yīng)力，選擇臥式臺(tái)架進(jìn)行試驗(yàn)研究，如圖3所示。

2.2 相似比與實(shí)驗(yàn)域的選取

隧道開(kāi)挖后對(duì)于山體圍巖的影響范圍，單側(cè)橫向是隧道尺寸的2～3倍。隧道原型尺寸中開(kāi)挖高度是10.58 m，開(kāi)挖寬度為14.02 m，橫向影響范圍為70～98 m。實(shí)驗(yàn)臺(tái)架的尺寸為2 500 mm×2 500 mm×300 mm，按照比例尺寸越大越好的原則，采用相似比為1∶25，換算出隧道原型的橫向影響范圍為62.5 m，與實(shí)際情況差別不大，實(shí)驗(yàn)域的取值見(jiàn)表1。

根據(jù)室內(nèi)模型試驗(yàn)的基本原理和Buckingham的π定理[11]得到模型與原型的各種參數(shù)相似比，如表2所示。

表1 實(shí)驗(yàn)域取值Table 1 Experimental parameters m

表2 各種參數(shù)相似比Table 2 Similarity ratios of parameters

根據(jù)小寨隧道該區(qū)域的實(shí)際埋深(80～120 m)情況，取隧道埋深為100 m，豎向應(yīng)力取土體的自重，土密度為2 000 kg/m3，水平應(yīng)力和豎向應(yīng)力的比值為1.4。經(jīng)計(jì)算，豎向施加的力單側(cè)為60 kN，平均到每個(gè)千斤頂?shù)膲毫?0 kN；水平施加的力為84 kN，平均到每個(gè)千斤頂?shù)膲毫?2 kN。

2.3 模型材料的選擇

2.3.1 圍巖材料

小寨隧道大變形區(qū)域的泥質(zhì)巖整體為極破碎圍巖，開(kāi)挖后風(fēng)化嚴(yán)重，同時(shí)，在地下水影響下，有明顯的崩解現(xiàn)象，巖體自身強(qiáng)度損傷較為明顯，整體上表現(xiàn)為彈性模量、內(nèi)黏聚力和內(nèi)摩擦角等力學(xué)指標(biāo)的降低，這是造成圍巖滯后形變的主要原因。為模擬破碎泥質(zhì)巖的強(qiáng)度損失特性，試驗(yàn)中采用黏土和細(xì)沙按照質(zhì)量比1∶1混合，開(kāi)挖過(guò)程中通過(guò)注水的方式模擬巖體自身的強(qiáng)度損傷。圍巖材料的力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表3。由表3可知，圍巖含水率的不同對(duì)材料的力學(xué)參數(shù)影響巨大，特別是黏聚力及內(nèi)摩擦角隨著含水率的上升有明顯的下降。

表3 圍巖材料力學(xué)參數(shù)Table 3 Mechanical parameters of surrounding rock materials

注： 圍巖的彈性模量滿足規(guī)范的要求[12]。

2.3.2 支護(hù)材料

襯砌和初期支護(hù)均采用石膏和水模擬，錨桿和鋼架采用鋁絲外表涂強(qiáng)力膠粘上細(xì)沙模擬。石膏力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 石膏力學(xué)參數(shù)Table 4 Mechanical parameters of gypsum

初期支護(hù)和二次襯砌作為壓彎構(gòu)件，為了體現(xiàn)其抗彎特性，采用剛度等效模擬；錨桿和鋼架主要以受軸向力為主，采用強(qiáng)度等效模擬。隧道構(gòu)件材料力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表5。

表5 隧道構(gòu)件材料力學(xué)參數(shù)Table 5 Mechanical parameters of tunnel components

注：E為彈性模量；A為截面面積；I為慣性矩；EA單位為MPa·m2；EI的單位為MPa·m4。下同。

根據(jù)襯砌剛度及強(qiáng)度的不同，設(shè)置LT-1—LT-4 4種工況。每種工況的襯砌設(shè)計(jì)及模擬情況見(jiàn)表6。

表6每種工況的襯砌設(shè)計(jì)及模擬情況

Table 6 Lining design and simulation conditions of every construction case

工況原型基本參數(shù)EA/EI模型基本參數(shù)EA/EI換算強(qiáng)度/(Pa·m2)LT-1 60 cm厚C35混凝土,無(wú)鋼筋540 3.5 cm厚K1材料1.42×10-3555.4LT-2 60 cm厚C35混凝土,內(nèi)置雙層鋼筋網(wǎng)540 3.5 cm厚K1材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)1.42×10-3555.4LT-3 50 cm厚C35混凝土,內(nèi)置雙層鋼筋網(wǎng)312 3.1 cm厚K2材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)8.02×10-4313.2LT-4 40 cm厚C35混凝土,內(nèi)置單層鋼筋網(wǎng)160 2.7 cm厚K3材料,內(nèi)置雙層鋼絲網(wǎng)4.54×10-4177.5

2.4 測(cè)點(diǎn)布置

試驗(yàn)中主要的測(cè)試項(xiàng)目為圍巖壓力、襯砌位移及襯砌的內(nèi)力。試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置如圖4所示。

(a) 圍巖壓力測(cè)點(diǎn)

(b) 襯砌位移測(cè)點(diǎn)

(c) 襯砌內(nèi)力測(cè)點(diǎn)

2.5 試驗(yàn)步驟

1)全部填土壓實(shí)，先加載水平荷載，然后再加載豎向荷載，待加載力達(dá)到設(shè)計(jì)值(豎向60 kN，水平84 kN)后，保持荷載1 d。然后進(jìn)行后續(xù)的試驗(yàn)，在試驗(yàn)過(guò)程中，施加的壓力保持恒定。

2)打開(kāi)模型蓋板，一邊開(kāi)挖一邊支護(hù)，按橫、縱間距為8 cm×8 cm打入錨桿，并安裝好鋼拱架，待初期支護(hù)完成后，用烤爐將初期支護(hù)烤干。

3)安裝壓力盒到相應(yīng)的設(shè)計(jì)位置，進(jìn)行二次襯砌支護(hù)，在不密實(shí)的地方注入石膏漿液，并在二次襯砌的拱頂、邊墻和仰拱處安裝好3、6、9號(hào)位移計(jì)。

4)通過(guò)加水，弱化圍巖，記錄模型的變化過(guò)程及各項(xiàng)數(shù)據(jù)，澆水量為10 L/h，從隧道拱頂、兩側(cè)邊墻和仰拱同時(shí)進(jìn)行。

3 模型試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 試驗(yàn)情況分析

從整體上來(lái)看，二次襯砌均出現(xiàn)了不同程度的開(kāi)裂破壞，但是其破壞形態(tài)是有區(qū)別的，如圖5所示。

(a) 工況LT-1仰拱部位開(kāi)裂錯(cuò)位

(b) 工況LT-2墻腳部位鼓出及壓裂破壞

(c) 工況LT-3墻腳部位壓裂工況

(d) 工況LT-4 拱腰斜向裂縫

由圖5可以看出： 工況LT-1中仰拱已經(jīng)完全錯(cuò)位，背后的初期支護(hù)也出現(xiàn)了較大范圍的破壞；工況LT-2中墻腳出現(xiàn)了開(kāi)裂和擠出現(xiàn)象；工況LT-3中墻腳的裂縫明顯小于工況LT-2中墻角的裂縫；工況LT-4中裂縫出現(xiàn)在拱腰部位；其他區(qū)域并沒(méi)有發(fā)生破壞，工況LT-2—LT-4中初期支護(hù)未發(fā)生破壞。由此可以得出一些初步結(jié)論： 1)二次襯砌厚度越大，破壞越嚴(yán)重，襯砌厚度越小，破壞越輕微； 2)二次襯砌受力最容易破壞的部位是拱腳，拱部和仰拱次之； 3)拱部和仰拱都是向洞內(nèi)變形，邊墻是先向洞外變形，然后向洞內(nèi)變形； 4)鋼筋可有效延緩裂縫的進(jìn)一步發(fā)展。

3.2 襯砌位移情況分析

二次襯砌位移隨澆水時(shí)間的變化曲線如圖6所示。

(a) 拱頂

(b) 邊墻

(c) 仰拱

位移向洞內(nèi)方向時(shí)為負(fù)。

圖6二次襯砌位移隨澆水時(shí)間的變化曲線

Fig. 6 Variation curves of secondary lining displacement with watering time

由圖6得到如下結(jié)論：

1)工況LT-1中二次襯砌位移隨時(shí)間的變化斜率最小，工況LT-2和工況LT-3的相差不大。由此可見(jiàn)，襯砌厚度越大，位移量越小，且鋼筋的存在會(huì)影響變形量。

2)拱頂與仰拱的襯砌位移隨著澆水時(shí)間一直在增加，邊墻的襯砌位移隨時(shí)間先增大后減小。拱部和仰拱襯砌均是向洞內(nèi)變形，邊墻襯砌是先向洞外變形，然后向洞內(nèi)變形，主要是因?yàn)楣绊數(shù)暮奢d大于邊墻荷載，拱頂向洞內(nèi)位移較大，襯砌變形協(xié)調(diào)，邊墻向洞外移動(dòng)，隨著拱頂和邊墻荷載的增加，襯砌變形協(xié)調(diào)不能消除邊墻荷載的作用，會(huì)呈現(xiàn)向洞內(nèi)移動(dòng)的趨勢(shì)。

3)在圖(b)中，襯砌厚度越大，邊墻向洞內(nèi)變形的時(shí)間也就越晚。

3.3 圍巖壓力

拱頂、邊墻和仰拱部位圍巖壓力隨澆水時(shí)間的變化曲線如圖7所示。

(a) 拱頂

(b) 邊墻

(c) 仰拱

Fig. 7 Variation curves of surrounding rock pressure with watering time

由圖7可知：

1)拱頂、仰拱以及邊墻襯砌的圍巖壓力并不隨著澆水時(shí)間的增加而增加，當(dāng)襯砌開(kāi)裂時(shí)，圍巖壓力均突然減小。

2)對(duì)于拱頂?shù)膰鷰r壓力變化曲線，工況LT- 1中初始斜率最大，工況LT- 2、LT-3 和 LT-4初始斜率差別不大，但由于襯砌厚度越大，開(kāi)裂時(shí)間越晚，襯砌承受的圍巖壓力最大值增加。

3)襯砌厚度越大，其受到的圍巖壓力也就越大，特別是襯砌厚度為60 cm時(shí)(工況LT-1和工況LT-2)，圍巖壓力要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他2個(gè)工況。從數(shù)值上來(lái)看，邊墻的圍巖壓力要大于拱部和仰拱。

3.4 二次襯砌內(nèi)力

通過(guò)二次襯砌表面應(yīng)力的測(cè)試分析，得到二次襯砌彎矩和軸力隨澆水時(shí)間的變化曲線，分別如圖8和圖9所示。

(a) 拱頂

(b) 拱腰

(c) 邊墻

(d) 仰拱

(a) 拱頂

(b) 拱腰

(c) 邊墻

(d) 仰拱

由圖8和圖9可以看出：

1)軸力的變化趨勢(shì)與圍巖壓力的變化趨勢(shì)相差不大，襯砌厚度越大，軸力越大。

2)工況LT-1的軸力大于其他工況，工況LT-2穩(wěn)定后的軸力值約為工況LT-1的50%，工況LT-3和工況LT-4軸力變化曲線差別不大。

3)邊墻的軸力也存在著襯砌開(kāi)裂引起內(nèi)力變小的情況，邊墻和仰拱破壞引起工況LT-3和工況LT-4內(nèi)力明顯減小。

4)隨著襯砌厚度的增加，彎矩呈指數(shù)增加趨勢(shì)；工況LT-1(襯砌厚度為60 cm)襯砌的整體彎矩要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其他工況；襯砌開(kāi)裂破壞后，其彎矩明顯降低，主要是因?yàn)橐r砌開(kāi)裂后造成卸載，內(nèi)力減小。

5)由工況LT-2、LT-3、LT-4可以看出，二次襯砌的內(nèi)力呈現(xiàn)出穩(wěn)定的變化規(guī)律，鋼筋的存在有效抑制了變形的進(jìn)一步發(fā)展。

根據(jù)圖8和圖9的數(shù)據(jù)按照文獻(xiàn)[13]中混凝土襯砌容許應(yīng)力法中安全系數(shù)的計(jì)算方法得到各部位的最小安全系數(shù)情況，如圖10所示。

圖10 襯砌各部位最小安全系數(shù)

Fig. 10 Minimum safety factors of every part of lining

由圖10可以看出：

1)工況LT-1的安全系數(shù)均小于1，工況LT-2—LT-4的安全系數(shù)均大于1。

2)襯砌厚度越大，安全系數(shù)越?。灰r砌剛度越小，安全系數(shù)較大。

3)拱部和仰拱襯砌的安全系數(shù)較高，邊墻襯砌的安全系數(shù)最小，這是由于邊墻受到的軸力最大引起的。

3.5 試驗(yàn)結(jié)論

從室內(nèi)模型試驗(yàn)的情況及數(shù)據(jù)分析的結(jié)果可以得出如下的試驗(yàn)結(jié)論：

1)剛度較大且為脆性材料的工況LT-1最先出現(xiàn)裂縫，破壞程度最嚴(yán)重。

2)設(shè)置鋼筋的工況LT-2—LT-4，裂縫的發(fā)展得到了有效抑制。

3)襯砌厚度越大，安全系數(shù)越??；剛度越小，安全系數(shù)越大。

4)工況LT-4時(shí)襯砌裂縫最小，整體安全性最高，因此在較強(qiáng)的初期支護(hù)情況下，剛度較小的工況LT-4(鋼筋混凝土厚度為40 cm)的安全性是較優(yōu)的。

4 結(jié)合實(shí)際工程的討論

開(kāi)挖引起的圍巖自承能力降低在各類巖體中普遍存在，其往往以圍巖的流變或蠕變的形式展現(xiàn)出來(lái)，對(duì)于破碎泥質(zhì)巖，這樣的性質(zhì)尤為突出。隧道開(kāi)挖后，泥巖出現(xiàn)應(yīng)力變化，會(huì)引起泥巖的部分卸載，由于圍巖自身致密程度不足，應(yīng)力的變化會(huì)引起微裂縫的出現(xiàn)及發(fā)展，進(jìn)而影響承載能力。這樣的變化過(guò)程囊括整個(gè)施工過(guò)程，并且在運(yùn)營(yíng)后很長(zhǎng)一段時(shí)間仍在持續(xù)，如果有地下水的間斷性影響，泥質(zhì)巖崩解劣化的時(shí)間會(huì)更長(zhǎng)。

根據(jù)結(jié)構(gòu)力學(xué)原理可知，二次襯砌與初期支護(hù)之間按照剛度分配原則進(jìn)行荷載分配，二次襯砌的剛度較大，則會(huì)分擔(dān)較多的荷載，洞內(nèi)一側(cè)屬于臨空狀態(tài)，無(wú)法限制二次襯砌的位移，其彎矩增加會(huì)更加明顯，襯砌開(kāi)裂的風(fēng)險(xiǎn)也就越高，混凝土屬于脆性材料，開(kāi)裂后裂縫發(fā)展較快，整體承載能力降低較快，如果沒(méi)有采用鋼筋混凝土，極有可能出現(xiàn)更大范圍的襯砌破壞。然而，剛度較小的襯砌，由于其彎矩較小，其開(kāi)裂的時(shí)間較晚，裂縫的發(fā)展也會(huì)較慢，承載能力降低速度亦較慢，如果配置鋼筋，將有效延緩裂縫的進(jìn)一步發(fā)展，結(jié)構(gòu)整體的承載力降低就不明顯。從這個(gè)角度上來(lái)講，增加襯砌的剛度及厚度并不能有效提升結(jié)構(gòu)整體的承載能力，其安全性能也不能得到有效提升，因此在面臨滯后形變時(shí)，合理設(shè)置襯砌的剛度及厚度，將有利于提升結(jié)構(gòu)的安全性及經(jīng)濟(jì)性。

通過(guò)對(duì) 4 種工況進(jìn)行分析，在滯后變形過(guò)程中，如果不加以限制，襯砌的安全將很難滿足規(guī)范的要求。整體來(lái)說(shuō)，襯砌剛度越大，其承擔(dān)的荷載越大，彎矩增加越明顯。對(duì)于混凝土這種脆性材料，拉應(yīng)力很容易引起其開(kāi)裂，開(kāi)裂后整體承載力降低，將進(jìn)一步惡化結(jié)構(gòu)整體的安全狀態(tài)，甚至出現(xiàn)更大范圍的裂縫發(fā)展和結(jié)構(gòu)破壞。

在初始設(shè)計(jì)參數(shù)下，小寨隧道初期支護(hù)剛度小，整體承載能力也小，在泥巖劣化情況下，分擔(dān)在初期支護(hù)上的荷載較小，分擔(dān)在二次襯砌上的荷載大，開(kāi)裂較為明顯，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)。當(dāng)修正了設(shè)計(jì)參數(shù)后，初期支護(hù)的整體承載能力得到了加強(qiáng)，在未增加二次襯砌剛度及強(qiáng)度的情況下，二次襯砌分擔(dān)的荷載減小。但由于二次襯砌的剛度仍比初期支護(hù)大很多，二次襯砌部分區(qū)域出現(xiàn)了裂縫。

5 結(jié)論與討論

小寨隧道整體埋深并不大，不均衡的地應(yīng)力和開(kāi)挖過(guò)程中破碎泥質(zhì)巖的易劣化特性是隧道出現(xiàn)滯后形變的主要因素。針對(duì)破碎泥質(zhì)巖的滯后形變這一特殊的工程難題，本文采用模型試驗(yàn)的方法，對(duì)二次襯砌剛度和圍巖變形的相互關(guān)系進(jìn)行了深入的研究。

1)襯砌剛度越大，其限制變形的能力越強(qiáng)。但是由于襯砌變形量較小時(shí)，自身承受的荷載較大，最大彎矩比較大，容易出現(xiàn)開(kāi)裂，相同剛度下裂縫出現(xiàn)的時(shí)間相差不大；如果開(kāi)裂后仍然不能有效使襯砌承擔(dān)的荷載降低，則裂縫會(huì)進(jìn)一步擴(kuò)大甚至導(dǎo)致結(jié)構(gòu)破壞。

2)鋼筋可以有效抑制裂縫的進(jìn)一步發(fā)展，因此針對(duì)圍巖滯后形變的情況，設(shè)置鋼筋混凝土是必要的。

3)襯砌剛度較小時(shí)，變形量較大，有效降低了圍巖壓力，襯砌的內(nèi)力明顯降低。

4)僅僅加大二次襯砌的剛度并不能有效提高安全系數(shù)，甚至?xí)档推浒踩禂?shù)。