王 剛，龔 倫，申志軍,3，仇文革,4

（1.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；2.西南交通大學土木工程學院，四川成都 610031；3.中鐵四局集團有限公司，安徽合肥 230022；4.成都天佑智隧科技有限公司，四川成都 610031）

隧道開挖后圍巖會產(chǎn)生一定的變形和松弛，變形大小和松弛范圍與隧道條件和地質(zhì)條件相關(guān)，對于圍巖變形量級與松弛范圍不同的隧道，相應(yīng)地，其具體的開挖與支護方法也有所不同。在軟弱圍巖中，隧道支護方法一般存在2 種理念：一是抵抗理念，要求隧道支護充分調(diào)動圍巖的自承能力，使圍巖盡量少地受到擾動，故支護應(yīng)提供足夠的剛度來抵抗圍巖的變形和松弛；二是讓壓理念，在隧道變形量級較大的情況下，以鋼架和噴射混凝土為基礎(chǔ)的傳統(tǒng)支護的變形能力無法與圍巖變形相匹配，致使支護受到過大的形變壓力而發(fā)生破壞，故要求支護剛度較低，以便支護與圍巖協(xié)同變形，釋放圍巖壓力。

抵抗理念強調(diào)強度匹配，讓壓理念強調(diào)變形協(xié)調(diào)，各有適用的條件，但沒有絕對的界限。Hoek［1］建議隧道徑向應(yīng)變小于10%時采用剛性支護抵抗變形，在大于10%時采用讓壓支護，而目前在國內(nèi)，抵抗理念為主流理念，初期支護設(shè)計著重于錨桿、鋼架、噴射混凝土等強度參數(shù)的選擇，較為強調(diào)支護的承載能力指標，相應(yīng)忽略了變形能力指標。在既有的黃土隧道支護方法相關(guān)研究中，大多為基于抵抗理念的、以控制圍巖變形為基礎(chǔ)進行的支護強度匹配的研究，如陳建勛［2-4］、譚忠盛［5-7］等研究了黃土隧道中的錨桿效用、鋼架型式及其適應(yīng)條件，李樹忱等［8］研究了膨脹性黃土隧道“格柵鋼架+型鋼鋼架+噴射混凝土”的聯(lián)合支護方法，周亞［9］研究了鋼管混凝土代替鋼拱架支護方法的研究等，其他的研究角度相對較為鮮見。

本文從綜合圍巖壓力和變形的角度，提出隧道的能量支護理念；依托蒙華鐵路陽山隧道深埋老黃土段支護破壞案例，在分析初期支護變形及受力機理的基礎(chǔ)上，論證深埋老黃土隧道中耗能支護的可行性，提出采用鋼板型限阻器的限阻耗能型支護型式，建立深埋老黃土隧道限阻耗能型支護方法；依托試驗段的施工試驗，考察限阻耗能型支護在深埋老黃土隧道中的工作狀態(tài)，并從安全性、經(jīng)濟性、施工進度3 個方面與原設(shè)計支護方案與加強支護方案進行對比。

1 隧道能量支護理念

隧道開挖后，圍巖的壓力與變形是密切相關(guān)的。大剛度支護變形量小，抑制了圍巖變形，帶來較高的形變壓力；若允許圍巖發(fā)生一定變形，則會顯著降低圍巖壓力。隧道支護的關(guān)鍵在于處理好“抗”和“放”，即圍巖壓力與變形之間的關(guān)系。根據(jù)物理定律，能量為力與變形的乘積，由此可將隧道支護問題視為能量支護問題，從能量指標的角度出發(fā)，探究圍巖中能量存儲與分配間的關(guān)系，更為合理地指導支護設(shè)計。

隧道施工時的圍巖能量關(guān)系如圖1 所示。圖中：A為圍巖能量密度；r為隧道半徑方向；σ為巖體單元應(yīng)力（壓力為正）；ε為巖體單元應(yīng)變；σci為初始狀態(tài)3 軸受力下的巖體單元應(yīng)力；σc為開挖后側(cè)壓力解除后的巖體單元抗壓強度。由圖1 可知：在隧道開挖前，圍巖單元處于3軸受力狀態(tài)，可以儲存大量的彈性應(yīng)變能。在隧道開挖后，隧道周邊發(fā)生應(yīng)力集中，致使圍巖能量聚集（見圖1（a）），此時圍巖能量密度在隧道輪廓邊緣處最高，在遠處邊界降為初始能量水平，而圍巖側(cè)向壓力解除或降低，巖體單元抗壓強度降低，從而儲能能力降低（見圖1（b）），導致隧道周邊一定深度內(nèi)圍巖的儲能能力小于其能量密度，從而產(chǎn)生需要釋放的剩余能量。在硬巖中，剩余能量往往通過巖爆的劇烈方式動力釋放，此時為了吸收動能，要求支護具有較高的吸能水平，如D-Bolt 等高吸能錨桿［10］便屬此類。而在軟弱圍巖中，剩余能量往往通過相對溫和的塑性流動大變形方式耗散掉，與之對應(yīng)，便要求支護具有較高的耗能能力，這即是耗能型支護。吸能型支護與耗能型支護均屬于能量型支護。

圖1 隧道施工圍巖能量關(guān)系

對于耗能型支護，其工作原理為：在保證圍巖穩(wěn)定性的條件下允許圍巖塑性變形，輔助圍巖利用其峰后塑性承載力充分耗散剩余能量，最終使得隧道達到穩(wěn)定狀態(tài)。一些大變形隧道中采用的讓壓元件（Yielding element）［11］及恒阻大變形錨桿/索［12］等，實質(zhì)上都屬于實現(xiàn)耗能支護的方式。

耗能型支護需要滿足以下3 點要求：一是安全性，即提供保障圍巖穩(wěn)定的最小支護阻力；二是耗能性，即提供足夠的變形能力，充分耗散圍巖剩余能量；三是經(jīng)濟性，根據(jù)圍巖壓力特征曲線，會出現(xiàn)若干組滿足隧道安全支護的圍巖壓力和變形量的解，故最后還需要結(jié)合圍巖超挖量、支護造價、施工時間等因素，達到綜合成本最低。

實現(xiàn)耗能型支護的方法一般有2 種：一是在支護環(huán)向設(shè)置耗能元件，把現(xiàn)有剛性支護變成柔性支護，通過耗能元件的壓縮變形帶動支護和圍巖共同收縮變形，此類元件有可滑動鋼架、襯砌應(yīng)力控制器（LSC）、高度可壓縮混凝土（HiDCon）和限阻器等；二是在支護背后設(shè)置耗能元件，通過耗能元件的壓縮變形實現(xiàn)支護不變而圍巖變形，此類可以采用鋼筋肋、泡沫混凝土等易壓縮可提供變形空間的材料。同時，還可在這2 種方法的基礎(chǔ)上徑向打設(shè)恒阻大變形錨桿/索等，以提供更大的支護阻力，提高安全性。

2 工程背景

2.1 地質(zhì)概況

陽山隧道地處陜北黃土高原地區(qū)，為單洞雙線重載鐵路隧道，全長11.6 km。隧道出口工區(qū)起訖里程DK388+650—DK391+270，最大埋深174 m，其中洞身DK389+580—DK390+960為深埋老黃土段，此處地層巖性為第四系中更新統(tǒng)黏質(zhì)老黃土（Q2pl），棕紅色局部夾棕黃色，土體堅硬為主，夾多層古土壤層，層位穩(wěn)定，鈣質(zhì)含量高，鈣質(zhì)結(jié)核局部成層，節(jié)理不發(fā)育，呈大塊狀壓實結(jié)構(gòu)。水文地質(zhì)為第四系孔隙水，主要受大氣降水補給，水量較小，土體塑限20%、液限33.4%，開挖未見地下水。

2.2 原支護方案

陽山隧道出口深埋老黃土段圍巖級別Ⅳ土，設(shè)計隧道斷面高11.1 m，寬11.2 m，面積110.0 m2，采用三臺階法施工。原設(shè)計采用復合式襯砌支護，初期支護為全環(huán)H150 格柵鋼架噴C25 混凝土22 cm；格柵鋼架由主筋和“8”字形連接筋組成，截面高150.0 mm，主筋直徑22.0 mm，間距1.0 m；噴射混凝土24 h強度不低于10 MPa。

2.3 現(xiàn)場支護破壞情況及改進支護方案

上臺階施工至DK390+543.5 時，DK390+638—+639 段的右側(cè)上、中臺階連接板偏上部位噴射混凝土出現(xiàn)表層脫落掉塊現(xiàn)象（破壞斷面距掌子面約95 m）；施工時經(jīng)歷連續(xù)降雨，DK390+630—+650 段的右側(cè)上、中臺階交界處局部出現(xiàn)滲水現(xiàn)象。隨著施工的持續(xù)進行，噴射混凝土剝落及滲水現(xiàn)象沿縱向緩慢延伸發(fā)展，但監(jiān)控量測數(shù)據(jù)無異常。施工至DK390+521.5 時，破壞現(xiàn)象加劇，初期支護迅速失去強度，結(jié)構(gòu)沿環(huán)向產(chǎn)生斜向圍巖側(cè)的貫穿裂縫，格柵鋼架變形外鼓，多處鋼筋外露，呈錯臺狀扭曲，裂縫沿縱向貫通至掌子面附近，如圖2所示，破壞范圍DK390+530—+715共185 m。

圖2 初期支護現(xiàn)場破壞形態(tài)

支護發(fā)生破壞后，采用加強型支護（ⅤC型支護） 方案在DK390+168—+520 段施工，架設(shè)H230 格柵鋼架（主筋直徑28 mm，間距0.6 m），噴射300 mm混凝土。

采用加強型支護方案后，初期支護整體穩(wěn)定，局部在DK390+465—+467 段出現(xiàn)混凝土剝落現(xiàn)象（距掌子面約105 m），但鋼架無明顯錯臺扭曲，噴射混凝土破壞未深入發(fā)展與縱向貫通，如圖3 所示。這說明初期支護受力已達到其承載極限。

圖3 采用加強型支護方案后的初支局部破壞現(xiàn)象

3 初期支護變形及受力機理

3.1 圍巖含水率及初期支護變形規(guī)律

前述支護破壞段在開挖過程中，施工測試黃土含水率較低，為15.0%～17.9%，低于老黃土20%的塑限，土體較硬，初期支護無滲水現(xiàn)象，施工變形量小，變形規(guī)律與淺埋大斷面黃土隧道變形規(guī)律相同，即拱頂沉降大于邊墻收斂。

經(jīng)歷連續(xù)降雨后，雨水滲入下層老黃土裂隙，導致該段土體含水率逐漸增加，達到20.0%～29.5%，普遍高于老黃土塑限，圍巖強度軟化，初期支護在臺階連接處出現(xiàn)滲水，同時隧道初期支護的變形量也隨著含水率的增加而增大，呈現(xiàn)邊墻收斂大于拱頂沉降的規(guī)律，具體數(shù)據(jù)匯總見表1。

表1 圍巖含水率及初期支護變形規(guī)律

土體含水率的持續(xù)增加導致圍巖軟化、自承能力降低，圍巖塑性區(qū)增大，不斷向初期支護塑性擠壓變形，更多的圍巖壓力施加到支護結(jié)構(gòu)上，直至超出支護的承載能力導致支護破壞。

3.2 初期支護的受力與破壞

測量并分析蒙華鐵路沿線多種圍巖地質(zhì)條件（石質(zhì)、土質(zhì)，Ⅱ—Ⅴ級）和不同斷面形狀（單、雙線）下深埋隧道的初期支護受力［13-15］，結(jié)合已發(fā)表的有關(guān)實測和計算支護內(nèi)力的文獻資料［16-19］，對此時的陽山隧道支護受力情況做出判斷：隧道初期支護結(jié)構(gòu)內(nèi)外側(cè)基本無受拉現(xiàn)象出現(xiàn)，支護處于小偏心受壓狀態(tài)為大概率事件。后期開展的限阻耗能型支護內(nèi)力量測結(jié)果也驗證了這一判定：深埋老黃土隧道初期支護在封閉后整體處于小偏心受壓狀態(tài)。

由于三臺階法施工帶來中臺階和下臺階的應(yīng)力釋放，初期支護的受力關(guān)鍵部位位于拱部。在圍巖弱化前，若初支不具備足夠的安全儲備，那么圍巖弱化后，初支拱部的內(nèi)力會很快達到支護的極限抗壓強度，加之拱腳在分臺階施作時存在強度損傷，那么在綜合因素的影響下，初支破壞會首先在拱腳部位發(fā)生，表現(xiàn)為小偏心受壓的斜截面剪切破壞。拱腳部位發(fā)生破壞后，圍巖及初支隨即產(chǎn)生較大變形，圍巖壓力繼續(xù)釋放，此時初支雖遭受破壞但并未完全失效，可憑借其殘余承載能力繼續(xù)起到支護作用。在破壞后的變形過程中，圍巖壓力逐漸減小，最終與初支殘余（或補強）承載能力持平，隧道圍巖又達到新的平衡狀態(tài)。

老黃土塑性變形能力好，塑性變形過程中不易解體，若圍巖壓力為松散圍巖體帶來的塌落荷載，不隨圍巖變形而減小，那么初支破壞后，其殘余承載能力遠低于其峰值承載能力，在塌落荷載作用下，初支遭受破壞后會在短時間內(nèi)垮塌，故施加在深埋老黃土隧道初期支護上的圍巖壓力應(yīng)以形變荷載為主，即圍巖壓力主要來源于支護抑制圍巖變形而產(chǎn)生的形變荷載。

4 限阻耗能型支護的設(shè)計與施工

4.1 耗能型支護方法及適用性

由前節(jié)分析可知，深埋老黃土隧道的初期支護主要受形變壓力，且因其塑性變形能力良好，故可采用耗能型支護，保護和輔助圍巖塑性變形、充分耗散剩余能量；由于支護受力為小偏心受壓，故可采用文獻［20］中的鋼板型限阻器，將其環(huán)向嵌入原初期支護受力關(guān)鍵部位，轉(zhuǎn)變剛性支護為耗能型支護，通過限阻器受壓后的屈服變形帶動支護總體收縮變形，以實現(xiàn)控制圍巖變形、釋放形變壓力、耗散圍巖能量的目的。

4.2 限阻耗能型支護設(shè)計

限阻耗能型支護的工程設(shè)計和應(yīng)用需要結(jié)合工程自身特點。對于支護未發(fā)生破壞或無法通過類似工程等獲知隧道支護受力和變形特征的情況，應(yīng)首先通過數(shù)值計算來確定支護的受力和變形特征，然后根據(jù)圍巖超挖量、支護造價、施工時間等進行成本最優(yōu)分析，選擇最合適的支護參數(shù)；對于本文依托工程這種初期支護已發(fā)生破壞的情況，可基于現(xiàn)場觀察和統(tǒng)計資料，分析隧道的支護受力和圍巖變形特征，給出最符合現(xiàn)場條件的支護參數(shù)。

限阻耗能型支護的具體設(shè)計方案為：保持原Ⅳ土型支護參數(shù)不變，在初期支護受力關(guān)鍵部位（左、右拱腳）設(shè)置2 個鋼板型限阻器，其安裝位置及支護型式如圖4 所示。為保證初期支護的整體性，限阻器通過連接板開孔與鋼架螺栓連接，與噴射混凝土采用鋼筋連接，前后兩榀限阻器采用鋼筋幫焊的方式連接。同時，將左、右拱腳處外擴150 mm，并預留80～120 mm變形量。

圖4 限阻耗能型支護設(shè)計

支護相關(guān)性能指標取值及依據(jù)如下：根據(jù)初期支護破壞結(jié)果，支護破壞后約有一半8 字節(jié)長度的環(huán)向錯臺壓縮量，可設(shè)計限阻器的壓縮變形量為200 mm；根據(jù)工程經(jīng)驗和支護受力數(shù)值分析，可設(shè)定限阻器初始峰值為8.0～12.0 MPa；因初始峰值與恒阻值存在相關(guān)性，根據(jù)初始峰值，可設(shè)定恒阻值為1.0～1.5 MPa，此恒阻值大于支護破壞后鋼架的殘余強度，滿足最小支護阻力的要求。

基于以上性能指標，結(jié)合文獻［20］中的限阻器試驗結(jié)果，鋼板型限阻器的設(shè)計參數(shù)分別取：寬度為初期支護的厚度220 mm，豎向鋼板厚度7.5 mm、高度280.0 mm，間距100.0～150.0 mm，可根據(jù)鋼架間距在此區(qū)間調(diào)整。

4.3 試驗段施工

選取加強段后續(xù)段落DK390+152—+168 為試驗段，開展限阻耗能型支護的施工試驗，其上、中臺階施工方法與具體步序如圖5所示，其余步驟同原設(shè)計。支護分步施工如圖6所示。

圖5 限阻耗能型支護的施工方法與步序

施作完成后，限阻器距掌子面約1.5 倍洞徑時開始明顯發(fā)生變形，最終壓縮變形量為100～150 mm，其工作變形過程如圖7 所示。初期支護變形期間，除與原剛性支護接觸斷面產(chǎn)生環(huán)向裂縫外，其他部位完好無破損，限阻器豎向鋼板之間的空隙會被前期噴入的混凝土和后期擠入的圍巖局部填充，上下連接板之間會產(chǎn)生輕微錯臺現(xiàn)象，但最大錯臺量未超過10 mm，不影響穩(wěn)定后的后續(xù)工序施工；初期支護變形穩(wěn)定后（約2.5 個月），限阻器尚未達到完全壓實狀態(tài)，說明圍巖壓力已釋放充分，圍巖特征曲線與支護特征曲線相交（圍巖壓力與支護阻力達到平衡），此時隧道系統(tǒng)已達到穩(wěn)定，采用噴射混凝土輔以小導管注漿的方式封閉限阻器，限阻器退出工作，限阻耗能型支護轉(zhuǎn)換成剛性支護，然后進行二襯施作工序。

圖7 限阻器變形過程

試驗段施工無支護破壞和拆換一次性實施通過，表明限阻耗能型支護可有效解決陽山隧道深埋老黃土的初期支護破壞問題，同時，由于施工期圍巖壓力釋放充分，施工完成后的初支二襯復合支護體系能更好地應(yīng)對運營期圍巖劣化帶來的圍巖壓力，擁有更高的運營期安全儲備。

4.4 支護變形及應(yīng)力量測

為考察限阻耗能型支護的施工力學特征，在試驗段選取3 處斷面，分別量測支護結(jié)構(gòu)的變形、圍巖應(yīng)力、鋼架主筋應(yīng)力及噴射混凝土應(yīng)力。

1）支護變形量測

試驗段每間隔5.0 m 處設(shè)置1 個結(jié)構(gòu)變形量測斷面，共設(shè)置DK390+165，DK390+160和DK390+155這3處斷面，分別量測拱頂沉降（拱頂）、限阻器上、下0.5 m 處水平收斂（測線1、測線2）和下臺階開挖線上1.5 m處水平收斂（測線3）。限于篇幅，取DK390+165 斷面為例進行分析，繪制其支護變形時程曲線并標注各階段變形速率，如圖8所示，圖中正值表示指向洞內(nèi)的變形。結(jié)合現(xiàn)場實際對圖8進行分析，可得到以下結(jié)論。

圖8 DK390+165斷面處的支護變形時程曲線

（1）支護前期，DK390+165 斷面的變形速率較大，但此時限阻器還未壓縮變形，直到其距掌子面約1.5 倍洞徑即上臺階掌子面開挖5 d 左右才開始變形。這種前期變形速率過快的現(xiàn)象在其他量測斷面也有出現(xiàn)。其發(fā)生的可能原因有2 個：一是側(cè)點靶標經(jīng)常受施工擾動，變形量測干擾較大；二是圍巖含水率高，噴射混凝土彈性模量低加之支護未閉合，因支護剛度低而導致。

（2）在限阻器開始壓縮變形后，支護的最大變形速率為9.3 mm·d-1，出現(xiàn)在測線2 位置上。仰拱初支閉合后支護各測線上的變形速度均開始變緩，約在自上臺階掌子面開挖12 d 后，除測線2外，其他部位變形皆接近穩(wěn)定，測線2 則按平均1.4 mm·d-1的速率持續(xù)變形，在54 d 后，測線2按0.6 mm·d-1的平均速率持續(xù)變形。

（3）最終，DK390+165 斷面的拱頂變形53.5 mm，測線1 變形89.3 mm、測線2 變形144.6 mm、測線3變形91.3 mm，3條測線的水平收斂均大于拱頂沉降，拱頂沉降小于限阻器壓縮變形（100～150 mm）。

DK390+160 和DK390+155 這2 處斷面的支護變形量測結(jié)果與之近似，不再展開。

2）圍巖壓力量測

由于施工因素，圍巖壓力量測斷面較變形量測斷面稍有偏離，依次分別為DK390+163，DK390+159 和DK390+155，分別量測拱頂、左右拱腳、左右邊墻和左右墻腳共7 處圍巖壓力。限于篇幅，取與變形分析斷面對應(yīng)的DK390+163 斷面為例進行分析，繪制其圍巖壓力時程曲線圖9所示，圖中正值表示受壓。由圖9可得到如下結(jié)論。

圖9 DK390+163斷面圍巖壓力時程曲線

（1）在施工過程中，該斷面的圍巖壓力出現(xiàn)先增加后減小的趨勢，圍巖壓力一度出現(xiàn)峰值，之后隨著限阻器的壓縮屈服及大幅變形，圍巖壓力隨之減小，其中圍巖壓力降幅最大的部位為變形最大的拱腳處，這說明支護變形后達到了釋放圍巖壓力的效果，也驗證了圍巖壓力為形變壓力的分析。

（2）拱部始終是支護受力的關(guān)鍵部位，施工過程最大圍巖壓力出現(xiàn)在右拱腳，為0.46 MPa，其次為拱頂和左拱腳，依次分別為0.40 MPa 和0.25 MPa，最終拱頂與左右拱腳處圍巖壓力分別為0.38，0.11 和0.27 MPa，其他位置最終圍巖壓力較小且均勻，為0.07～0.08 MPa，這一受力規(guī)律也與支護實際在拱腳處發(fā)生破壞相符。

（3）由于現(xiàn)場原因未測得未設(shè)限阻器段的圍巖壓力，通過理論分析和數(shù)值計算得到致使支護發(fā)生破壞的圍巖壓力在0.8 MPa 左右，綜合3 個測試斷面的圍巖壓力數(shù)據(jù)，設(shè)限阻器后最大圍巖壓力經(jīng)測試不超過0.5 MPa，多處于0.1～0.2 MPa 水平，圍巖壓力的降低幅度至少為37.5%。

DK390+159 和DK390+155 這2 處斷面的圍巖壓力量測結(jié)果與之近似，不再展開。

3）支護內(nèi)力量測

繪制全部3 個測試斷面的最終支護內(nèi)力包絡(luò)圖如圖10 所示，圖中支護內(nèi)力包括噴射混凝土和鋼架主筋的凈空側(cè)和圍巖側(cè)的應(yīng)力，數(shù)值以受壓為正、受拉為負，藍色虛線為各部位量測到的最小值、紅色實線為最大值。結(jié)合現(xiàn)場實際對圖10 進行分析，可得到以下結(jié)論。

（1）支護各截面基本無受拉區(qū)域的存在，說明支護處于小偏心受壓狀態(tài)；凈空側(cè)應(yīng)力普遍高于圍巖側(cè)應(yīng)力，說明偏心距偏向于凈空側(cè)。

（2）支護受力最大位置在拱部，左右拱腳處噴射混凝土應(yīng)力普遍小于拱頂應(yīng)力，說明限阻器起到了保護支護關(guān)鍵部位受力的作用；同時可看到拱腳處噴射混凝土應(yīng)力大于限阻器恒阻值，這一現(xiàn)象產(chǎn)生的原因，一方面支護與圍巖之間摩擦作用較強，增加了拱腳截面噴射混凝土內(nèi)力，另一方面限阻器受圍巖和混凝土填充影響也導致恒阻值有所增加。

（3）噴射混凝土應(yīng)力最大值為32.1 MPa，對應(yīng)現(xiàn)場位置為DK390+155 斷面右拱腳，此應(yīng)力值已超過C25噴射混凝土的單軸抗壓強度設(shè)計值，但現(xiàn)場未發(fā)現(xiàn)明顯的混凝土剝皮掉落現(xiàn)象，包括在28.9 MPa和29.2 MPa應(yīng)力水平較高的位置，說明現(xiàn)場噴射混凝土抗壓強度已超過30.0 MPa；其他位置噴射混凝土內(nèi)力基本小于20.0 MPa，具有1.5倍以上的安全系數(shù)；鋼架主筋內(nèi)力最大值為230.7 MPa，遠小于HRB400鋼筋的抗壓屈服強度，支護各截面的鋼筋均擁有較高安全系數(shù)。

5 支護方案對比

分別從安全性、經(jīng)濟性和施工進度這3 個方面，將本文提出的耗能型支護方法設(shè)計的限阻耗能型支護方案與以強度指標方法設(shè)計的原設(shè)計支護（Ⅳ土）方案、加強型支護（Ⅴc）方案進行對比分析，綜合分析限阻耗能型支護的特點與優(yōu)勢。

1）安全性對比

原設(shè)計支護方案和加強型支護方案并未進行受力量測，因此可從支護是否發(fā)生破壞及破壞原因的角度出發(fā)，評判對比陽山隧道深埋老黃土段3種支護方案的結(jié)構(gòu)安全性，詳見表2。對比可知，限阻耗能型支護方案的結(jié)構(gòu)安全性最高，加強型支護方案次之。

表2 3種支護方案的結(jié)構(gòu)安全性對比

2）經(jīng)濟性對比

限阻耗能型支護方案為在原設(shè)計支護基礎(chǔ)上的初期支護優(yōu)化方案，當圍巖壓力充分釋放后，二襯及其他工序可按照Ⅳ級的標準設(shè)計與施工，二者直接成本差別較?。欢訌娦椭ёo方案則需采用Ⅴ級標準。在綜合考慮工程造價后，限阻耗能型支護方案比加強型支護方案節(jié)省直接成本1.4萬元·m-1。

3）施工進度對比

限阻耗能型支護方案的施工進度優(yōu)于加強型支護方案，稍慢于原設(shè)計支護方案。Ⅳ級圍巖日進尺2 個循環(huán)為4.0 m，Ⅴ級圍巖日進尺2 個循環(huán)為2.4 m；由于限阻器重量大、安裝精度要求高，采用人力施工難度較大，工人施工熟練程度不足，加之需要安裝量測元件，導致施工進度偏慢，平均1 d 不足2 個施工循環(huán)為3.2 m。雖然限阻耗能性支護方案施工進度較慢，但這可規(guī)避更耗時費力的支護破壞拆換返工風險，而且隨著隧道機械化施工的全面配套升級，限阻器安裝帶來施工進度問題會得到解決。

4）綜合對比

限阻耗能型支護方案可以有效解決支護破壞問題，并給隧道整體支護結(jié)構(gòu)在后期工作留足安全系數(shù)，在安全性方面優(yōu)于原設(shè)計支護方案和加強型支護方案，在造價上也比加強型支護方案節(jié)省了1.4萬元· m-1，故限阻耗能型支護方案既能增加隧道安全性，又可有效降低施工成本。

綜上，從結(jié)構(gòu)安全性、經(jīng)濟性和施工進度方面綜合比對，限阻耗能型支護方案的優(yōu)越性明顯。

6 結(jié) 論

（1）針對目前國內(nèi)軟弱隧道的支護設(shè)計往往片面強調(diào)支護的承載能力而忽略其變形能力，導致支護變形能力不能適應(yīng)圍巖變形而發(fā)生破壞的問題，綜合力與變形的能量理念，提出更為合理的指導軟弱圍巖隧道支護的限阻耗能型支護方法。

（2）依托工程老黃土含水率增大軟化后不斷向初期支護塑性擠壓變形，隧道圍巖壓力以形變壓力為主，初期支護整體處于小偏心受壓狀態(tài)，在此受力狀態(tài)下可采用基于限阻器的耗能型支護，通過限阻器環(huán)向壓縮帶動支護隨圍巖共同變形來釋放圍巖壓力、耗散剩余能量。

（3）根據(jù)依托工程現(xiàn)場支護破壞先驗資料，采用豎向鋼板厚7.5 mm、高280 mm、間距100～150 mm的鋼板型限阻器滿足安全性和耗能性要求，將其環(huán)向嵌入初期支護的左右拱腳位置形成限阻耗能型支護，能夠治理蒙華鐵路陽山隧道深埋老黃土的初期支護破壞問題。

（4）根據(jù)試驗段施工與測試，限阻器在距掌子面約1.5倍洞徑時開始壓縮變形、最終壓縮變形量為100～150 mm；隨著支護的持續(xù)變形，支護受到的圍巖壓力有減小現(xiàn)象；受支護與圍巖間的摩擦作用和限阻器局部填充導致恒阻值增加的綜合影響，支護各部位內(nèi)力值皆高于限阻器設(shè)計恒阻值，但均處于安全狀態(tài)，支護除特殊情況外無破損現(xiàn)象；初期支護變形穩(wěn)定、圍巖壓力釋放充分后封閉限阻器、施作二襯。

（5）限阻耗能型支護既增加了支護的安全性又降低了工程造價，相比加強型支護節(jié)省直接成本1.4萬元·m-1，優(yōu)越性明顯；但限阻器重量大、且工人施工熟練度不足導致施工進度較慢，為保證施工質(zhì)量和作業(yè)效率，還應(yīng)與隧道機械化施工配合發(fā)展。