上覆薄煤層采空區(qū)公路隧道開挖穩(wěn)定性試驗研究*

方 勇，周超月，劉書斌，徐 晨

(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)

上覆薄煤層采空區(qū)公路隧道開挖穩(wěn)定性試驗研究*

方 勇?，周超月，劉書斌，徐 晨

(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)

隧道下穿煤層采空區(qū)施工將對周圍地層產(chǎn)生擾動，影響隧道圍巖及初期支護的穩(wěn)定性.進行了上覆薄煤層采空區(qū)隧道開挖的室內(nèi)相似模型試驗，試驗中通過測量隧道開挖過程中采空區(qū)地層、隧道拱頂?shù)某两导俺跗谥ёo內(nèi)力等參數(shù)，對上下臺階法和單側壁導坑法進行了對比分析.測試結果表明，隧道開挖引起的采空區(qū)地層沉降受開挖方法的影響顯著，上下臺階法開挖引起的采空區(qū)地層沉降高于單側壁導坑法，沉降槽曲線較陡、沉降范圍更寬.兩種開挖方法中，圍巖壓力的最大值均位于右拱腳處，鋼拱架最大彎矩出現(xiàn)在拱腳處，最大軸力位于拱腰或拱肩處.其它條件相同時，采用單側壁導坑法開挖時初期支護背后的圍巖壓力、鋼拱架內(nèi)力和偏心距等普遍大于上下臺階法開挖.研究表明在隧道下穿傾斜煤層采空區(qū)施工時，采用單側壁導坑法開挖可以顯著減小對采空區(qū)地層及圍巖的擾動，但同時需增強初期支護的剛度，確保圍巖及隧道結構的整體穩(wěn)定性.

公路隧道；煤層采空區(qū)；單側壁導坑法；上下臺階法；模型試驗

采空區(qū)是人為挖掘后在地表下面產(chǎn)生的“空洞”.采空區(qū)內(nèi)部可能充填著之前垮塌的松散堆積物，容易造成工程施工中的突水、突泥、瓦斯突出等事故.穿越采空區(qū)的隧道，會因為支護結構的不合理受力，或局部采空區(qū)內(nèi)空腔的坍塌，致使圍巖松動區(qū)持續(xù)增大，進而造成支護荷載的持續(xù)增大，最終可能造成支護結構失穩(wěn)，或者塌方破壞[1].

20世紀80年代后期國外學者已開始運用數(shù)值模擬的方法研究煤層采空區(qū)，Yao等[2]采用非線性有限元法分析了傾斜煤層開采時地表的沉降，為安全采煤提供了理論依據(jù).目前國內(nèi)在采空區(qū)地表沉陷穩(wěn)定性分析及破壞機理方面己經(jīng)積累了較為豐富的經(jīng)驗：汪吉林等[3]將概率積分法與數(shù)值模擬相結合，對采空區(qū)地表移動變形進行了定量計算和分析；吳啟紅等[4]將數(shù)值模擬分析與多級模糊評判相結合綜合評價多層采空區(qū)群的穩(wěn)定性，更好地反映復雜多層采空區(qū)群的穩(wěn)定程度；于跟波等[5]運用RMR分級法和Q系統(tǒng)分級法分別對緩傾斜薄礦體礦柱回采圍巖質量進行分級研究并且分析了緩傾斜薄礦體采空區(qū)頂板破壞機理.采空區(qū)對隧道工程建設而言是近年來才出現(xiàn)的新課題：王樹仁等[6]利用數(shù)據(jù)轉換分析了橋隧工程地表沉陷盆地的特征和關鍵部位，對指導注(補)漿孔設計有重要意義；李曉紅等[7]通過實測數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬分析認為采空區(qū)在隧道運營后可能對隧道支護系統(tǒng)，圍巖的穩(wěn)定性造成不良影響；張志沛等[8]利用數(shù)值模擬軟件研究了隧道與采空區(qū)所在的空間位置對隧道穩(wěn)定性的影響，為安全施工提出了理論依據(jù)；廖沛源等[9]計算了采空區(qū)上方地層彎曲時對隧道產(chǎn)生的附加荷載及地層產(chǎn)生水平應變時對隧道產(chǎn)生的附加荷載，并推導出了采空區(qū)地層容許彎曲變形和水平應變數(shù)值.

由現(xiàn)有的資料看，對穿越煤系地層和采空區(qū)的公路隧道開挖方法進行系統(tǒng)研究的內(nèi)容較少，實際施工中開挖方法的選取大都依賴于工程經(jīng)驗.由于隧道施工中通常使用上下臺階法，而單側壁導坑法多適用于地質差、斷面大、地表下沉有嚴格要求的情況，故本文結合隧道上覆傾斜薄煤層采空區(qū)這一復雜地質情況，開展了采用上下臺階法和單側壁導坑法開挖方法模型試驗，分析比較了兩種方法所引起的采空區(qū)地層沉降和初期支護內(nèi)力的變化規(guī)律，對指導類似施工有借鑒意義.

1 試驗材料配制

1.1 依托工程概況

宜賓至瀘州高速公路觀斗山隧道長2 560 m，穿越三疊系上統(tǒng)須家河組(T3xj3)煤系地層及采空區(qū)，其中采煤主巷道傾角約30°，可采煤層以C3-1煤層為主，厚0.3～0.6 m，采高為1.0 m，該煤層開采后經(jīng)放頂塌落形成采空區(qū).隧道下穿該煤層采空區(qū)施工時，將對圍巖造成擾動，影響圍巖及采空區(qū)地層穩(wěn)定性.本次試驗以觀斗山隧道為依托工程，隧道下穿采空區(qū)段埋深70 m，跨度12 m，高9.6 m，煤層厚度0.5 m，傾角30°，依據(jù)經(jīng)驗公式[10]由采高可計算出采空區(qū)冒落帶高度約為5.0 m.依托工程穿越采空區(qū)地段圍巖主要為弱風化細砂巖、粉砂巖及粉砂質泥巖，屬軟質巖～中硬巖，巖體結構為中～薄層狀結構，巖體以較破碎為主，局部較完整，圍巖分級為Ⅳ級.

1.2 相似關系

試驗中選取幾何相似比和容重相似比為基礎相似比，并且取CL=20，Cγ=1.

根據(jù)相似第二定理，由模型相關參數(shù)表達式

得到各其余物理參數(shù)的相似比為：

Cμ=Cε=Cφ= 1；

Cδ=CE=Cσ=Cc= 20．

式中物理量分別為泊松比μ，應變ε，內(nèi)摩擦角φ，位移δ，彈性模量E，應力σ和粘聚力c.

根據(jù)以上相似關系，各物理量的控制量模擬對應關系如下．

1)圍巖：粘聚力c，內(nèi)摩擦角φ，容重γ，彈性模量E等；

2)錨桿：剛度EA；

3)型鋼支撐：剛度EI.

1.3 圍巖的配制

試驗中，圍巖采用模型土模擬，控制參數(shù)為內(nèi)摩擦角、粘聚力、容重、彈性模量等.模型土的配制以河砂為基材，添加一定比例的粉煤灰、機油及石英砂等，粉煤灰與機油配合可調節(jié)模型土的粘聚力和摩擦角，石英砂用來控制模型土的強度和彈性模量.模型土的物理參數(shù)是通過直剪試驗和壓縮試驗獲得，根據(jù)測試結果調節(jié)模型土的材料配比，直到滿足模型試驗的物理參數(shù)值.最終獲得的模型土力學參數(shù)如表1所示，各組分所占比例如表2所示.

表1 圍巖及模型土力學參數(shù)

表2 模型土配比(質量分數(shù))

1.4 初期支護

依托工程隧道初期支護體系由鋼筋網(wǎng)、錨桿、噴混凝土及鋼拱架構成，試驗中主要對噴混凝土、錨桿及鋼拱架進行了模擬.采用特制水灰比的石膏來模擬噴混凝土使其彈性模量E與原型滿足相似關系，采用3 mm(高)×5 mm(寬)的銅合金條來模擬鋼拱架使其抗彎剛度EI與原型滿足相似關系.根據(jù)相似理論，模型中錨桿直徑應為1.25 mm，由于尺寸過小無法進行應變片粘貼，試驗已無法在幾何尺寸上實現(xiàn)和原型的完全相似，只能實現(xiàn)錨桿總的抗拉能力的相似，故采用Φ2.25 mm的鋁絲來模擬錨桿使其抗拉剛度EA與原型滿足相似關系，同時采用環(huán)氧樹脂作膠結劑，并在表面均勻粘附細石英來模擬中空注漿錨桿的作用.初期支護參數(shù)如表3所示.

表3 模型試驗初期支護參數(shù)

1.5 采空區(qū)模擬

采空區(qū)由下至上大致可分為冒落帶、裂隙帶和彎曲帶，其中冒落帶巖層的破壞最為嚴重，由垮塌的松散巖塊構成，對隧道施工的影響最大，故本次試驗對采空區(qū)的模擬主要考慮冒落帶的影響.結合依托工程，根據(jù)相似理論及相似比例，試驗中，取采空區(qū)厚度為25 cm，傾角30°，采空區(qū)底板與隧道的最小間距為1/3D，其中D為隧道跨度，大小為0.6 m.考慮到隧道開挖方向與采空區(qū)走向大致一致，在一定范圍內(nèi)隧道與采空區(qū)的間距變化不大，故可以近似地簡化為平面問題來研究.采空區(qū)與隧道的位置關系如圖1所示.

圖1 隧道與采空區(qū)空間位置圖

冒落帶巖石結構松散，模型試驗中主要通過控制巖塊的抗壓強度和孔隙率兩個參數(shù)來實現(xiàn)對原型的模擬.其中巖塊選用特定比例的石膏、石英砂以及水的混合物來模擬，按照特定比例將上述材料混合澆筑試件，根據(jù)試件的單軸抗壓強度試驗結果調整配比，直到滿足相似關系.最終獲得的模擬巖塊的材料配比及材料參數(shù)如表4所示，冒落帶的主要控制參數(shù)如表5所示.然后根據(jù)冒落帶孔隙率，將養(yǎng)護成形并達到抗壓強度的模擬巖塊敲成不同級配的塊體，完成采空區(qū)冒落帶的相似模擬.

表4 冒落帶巖塊模擬材料配比(質量分數(shù))

表5 冒落帶參數(shù)

2 試驗方案

2.1 試驗臺架

試驗在專門制作的臺架式鋼板試驗槽內(nèi)進行，槽體的尺寸為5.5 m(寬)×3.0 m(高)×0.8 m(厚)，如圖2所示.模型試驗槽內(nèi)表面粘一層厚1 mm的聚四氟乙烯板以減小模型槽邊界摩擦效應對試驗的影響.為減小圍巖和隧道試體在縱向上的變形，模型槽后方采用1 m厚的混凝土墻作為約束，前方采用I80工字鋼進行支撐.由于依托工程的隧道埋深為70 m，而試驗中限于臺架的高度，模型土的厚度(1.8 m)無法根據(jù)相似比例模擬深埋原型隧道的初始地應力(實際所需厚度為3.5 m)，故在臺架頂部設置了千斤頂、反力梁及傳力鋼板，千斤頂壓力可以通過傳力鋼板均勻地傳至下方土體，從而用于模擬埋深較大時的初始地應力場，實驗前，先將反力加到預定值，待穩(wěn)定后再進行開挖施工.

圖2 試驗臺架

2.2 開挖方法及工序

實驗臺架縱向長度為80 cm(對應原形值為16 m)，分別采用上下臺階法和單側壁導坑法開挖，模擬8個完整的施工循環(huán)，每一步的開挖進尺為10 cm (對應原型值為2 m)，其中上下臺階法共開挖16步，單側壁導坑法共開挖32步，每一步開挖完成后間隔一段時間進行錨噴支護以模擬出渣過程.上下臺階法開挖時上臺階超前下臺階6個開挖步(60 cm)，單側壁導坑法開挖時，導坑超前右側面6個開挖步，先行導坑的上臺階比下臺階超前2個開挖步，右側面上臺階超前下臺階2個開挖步.具體工序如表6所示.

表6 施工工序表

按照不同開挖方法支護的要求，土體開挖后分步施作鋼拱架，上部銅條施加時直接將銅條的下部插入土體內(nèi)(模擬鎖腳錨桿)以防止銅條滑落，下部土體開挖后在上部銅條插入土體的位置處插入下部銅條并使兩段銅條截面對接閉合；然后沿橫斷面在預先設定的位置鉆孔,把附有石英砂的鋁絲插入孔內(nèi)以模擬中空注漿錨桿的作用；最后按照土體開挖的縱向長度,結合噴石膏層的厚度計算出開挖土體段內(nèi)所需石膏的體積,按照強度配比要求配制相應體積的石膏并人工均勻涂抹于開挖土體的表面以模擬噴混凝土的過程.每個工序完成后觀察地中位移變化情況,當位移變化達到初步穩(wěn)定后就開始下一工序.

2.3 量測項目

2.3.1 初期支護受力

為了減小邊界效應的影響，在隧道開挖方向的中間位置設置測試斷面，測試內(nèi)容包括:

①初期支護圍巖壓力：采用應變式土壓力盒測量，沿隧道環(huán)向共布置10個測點；

②鋼支撐彎矩和軸力：采用表面電阻應變片測量鋼支撐內(nèi)外表面應變，換算得到彎矩和軸力，沿隧道環(huán)向共布設10對測點.

初期支護內(nèi)力測試的布點情況如圖3所示.

圖3 測試元器件布置圖

2.3.2 地層位移

試驗中量測的地層位移包括采空區(qū)上、下表面處及拱頂下沉.地層位移通過位移傳導桿引至試驗地層上表面，采用差動式數(shù)顯位移計測量，精度為0.01 mm.地中位移計布置如圖4所示.

圖4 地中位移計布置圖

3 試驗結果分析

3.1 采空區(qū)地層移動

隧道開挖后將會導致采空區(qū)地層出現(xiàn)不同程度的沉降，位移沉降量的大小反映出隧道開挖對圍巖穩(wěn)定性的破壞程度.采空區(qū)地層移動主要集中于采空區(qū)冒落帶破碎巖體，故在采空區(qū)上、下表面安裝差動式地中位移計用來監(jiān)測采空區(qū)地層的移動.

3.1.1 采空區(qū)地層移動分布情況.

選取測試斷面采空區(qū)上、下表面測點，繪制采空區(qū)地層沉降曲線圖，如圖5所示.

(a)上下臺階法

(b)單側壁導坑法

圖中的數(shù)值均表示模型試驗所測得的數(shù)值(下同)，由沉降曲線圖可以看出，采空區(qū)地層的沉降形態(tài)都呈槽狀，最大沉降量發(fā)生在隧道正上方偏左的位置(測點4)，而兩側的沉降則隨著離測點4位置距離的增加而逐漸減小.采空區(qū)地層沉降槽的形態(tài)特征受開挖方法的影響而有所不同，上下臺階法開挖后所得到的曲線走勢較陡，單側壁導坑法開挖后得到的形狀則較為平緩，說明單側壁導坑法開挖后采空區(qū)的沉降比較均勻.采空區(qū)地層最大沉降量因開挖方法的不同而有所不同：采用單側壁導坑法開挖時采空區(qū)上、下表面的最大沉降量分別為3.05 mm,2.78 mm，對應原型值分別6.10 cm,5.56 cm.采用上下臺階法開挖時因為每一步開挖斷面大而沉降量大，上、下表面的最大沉降量分別為4.71 mm，4.59 mm，對應原型值分別9.42 cm,9.18 cm，分別比單側壁導坑法增加54.43%，65.11%.同種開挖方法中，測點5及其左邊的所有測點的沉降量均是采空區(qū)的上側大于采空區(qū)的下側，而右邊的測點6,7則出現(xiàn)下側沉降大于上側沉降的情況，如圖5所示，原因在于采空區(qū)大部分是由松散的巖塊構成的多孔隙結構，具有高度的松散性、離散性和非連續(xù)性.隧道開挖產(chǎn)生的擾動，將破壞采空區(qū)原有的穩(wěn)定狀態(tài)，引起松散巖塊的移動和固結，從而導致采空區(qū)上表面的沉降值往往大于下表面的沉降值，測點6，7所處的位置出現(xiàn)部分連續(xù)介質而呈現(xiàn)相反的結果.

不同方法開挖過程中，選取沉降量最大的測點4列出各階段的沉降量占總沉降量的比例如表7所示，其中：I為(導坑)上臺階開挖前的沉降，II為測試斷面開挖過程中的沉降(從(導坑)上臺階開挖至初支閉合)，III為測試斷面初支閉合后的沉降.

表7 各階段沉降比例表

由表7可知，采用上下臺階法開挖時測試斷面開挖過程中的沉降量所占比例明顯高于單側壁導坑法開挖時的比例，所以在采空區(qū)區(qū)域采用上下臺階法開挖時一定要注意及時施加一定剛度的支護從而減小隧道開挖對采空區(qū)地層的擾動，采用單側壁導坑法開挖時，測試斷面初支閉合后仍有較大比例的沉降，這主要是因為導坑的引入有效控制了測試斷面開挖過程中的沉降，而初支閉合以后在柔性支護的作用下隧道的圍巖仍可以釋放一定量的位移.

3.1.2 采空區(qū)地層移動隨開挖時間的變化

取測試斷面采空區(qū)沉降量最大的地層測點1-4(采空區(qū)上表面)、測點2-4(采空區(qū)下表面)的測試數(shù)據(jù)，繪制兩種開挖方法開挖時采空區(qū)地層移動時程曲線[11]對比圖，如圖6所示.

時間/h

由時程曲線圖可以看出，在隧道開挖過程中，采空區(qū)表面測點沉降速率經(jīng)歷了先增加再減小的過程.隧道從測試斷面上臺階(單側壁導坑法指導坑上臺階)開挖至初支閉合采空區(qū)地層的時程曲線最陡，沉降速率達到最大.單側壁導坑法開挖時上、下表面測點在該階段的沉降平均速率分別為0.383 1 mm/h,0.373 8 mm/h，上下臺階法開挖時上、下表面測點在該階段的沉降平均速率分別為0.730 8 mm/h,0.711 5 mm/h；大致均為采用單側壁導坑法開挖時沉降速率的兩倍.貫通后，采用上下臺階法開挖時采空區(qū)上、下表面沉降收斂速率分別為0.027 2 mm/h，0.019 7 mm/h，采用單側壁導坑法時沉降收斂速率分別為0.014 9 mm/h，0.009 9 mm/h，可見，單側壁導坑法在開挖過程能夠有效抑制采空區(qū)的過快下沉.

3.2 隧道拱頂下沉

試驗中，為了獲得隧道開挖過程中拱頂下沉的變化規(guī)律，在測試斷面隧道上方位置預埋了3個地中測點(測點3-1,3-2,3-3)，如圖4所示.通過位移傳遞桿，可以從地表對拱頂下沉進行測量.兩種開挖方法拱頂位置測點3-2的下沉隨開挖時間變化時程曲線如圖7所示.

由拱頂沉降時程曲線可以看出，兩種開挖方法產(chǎn)生的拱頂沉降趨勢大致與采空區(qū)地層的沉降規(guī)律相同.上下臺階法開挖所產(chǎn)生的最終沉降為4.32 mm(對應原型值為8.64 cm)明顯大于單側壁導坑法開挖所產(chǎn)生的最終沉降2.57 mm(對應原型值為5.14 cm)，再者測試斷面從開挖至初支閉合這一過程中，采用上下臺階法開挖時產(chǎn)生的沉降為3.47 mm,占總沉降的90.83%，沉降平均速率為0.667 3 mm/h，而采用單側壁導坑法開挖時沉降值為1.81 mm，占總沉降70.43%，沉降的平均速率0.333 3 mm/h.貫通后，采用上下臺階法開挖時，拱頂沉降速率為0.020 2 mm/h，而單側壁導坑法開挖時的沉降速率為0.015 3 mm/h，可見利用單側壁導坑法開挖上覆采空區(qū)的隧道時，不僅能有效控制隧道開挖過程中圍巖的沉降速率也可以限制圍巖的最終位移.另外，初期支護閉合后，拱頂下沉迅速收斂，表明目前的初期支護參數(shù)是合理的，能夠保證隧道開挖后的圍巖穩(wěn)定.

時間/h

3.3 初支背后圍巖壓力

通過在初支鋼架和圍巖之間埋設應變式土壓力盒來測定作用于隧道初期支護背后圍巖壓力，隧道貫通后，采用兩種方法開挖后最終的圍巖壓力測試結果如圖8所示.可以看出，兩種方法開挖后，隧道初期支護右側的圍巖壓力都要明顯高于左側，即隧道上方出現(xiàn)了一定的偏壓現(xiàn)象[12].兩種方法均在右側拱腳出現(xiàn)了最大圍巖壓力.通過比較可知，單側壁導坑法開挖引起的初期支護背后圍巖壓力要大于上下臺階法，在拱頂和拱腳處，前者比后者分別增加81.88%和61.77%.結合位移測試結果可以看出，采用單側壁導坑法開挖，雖然限制了圍巖的位移，減小了開挖對圍巖的擾動，但同時會增加初期支護背后的圍巖壓力.隧道貫通后，上下臺階法和單側壁導坑法開挖引起的初期支護背后最大、最小圍巖壓力之比分別為4.40和3.72，即單側壁導坑法中圍巖壓力分布的不均勻性得到了降低.

兩種方法開挖過程中拱頂和右拱腳的圍巖壓力變化如圖9所示.由圖可知，在測試斷面襯砌閉合之前，受開挖過程的影響，初支背后的圍巖壓力較不穩(wěn)定.單側壁導坑法中，拱頂圍巖壓力在初支施作后迅速增加，在導坑下半部分開挖前達到最大值；隨著導坑下半部分的開挖，圍巖壓力逐漸降低，后隨著右側部分的開挖，圍巖壓力開始回升，直到初支閉合成環(huán)，隨后，拱頂圍巖壓力還會繼續(xù)增加，但幅度較緩.拱腳處圍巖壓力變化規(guī)律與拱頂大致相似，下臺階開挖后，圍巖壓力迅速增高，隨著右側部分的開挖,圍巖壓力還會經(jīng)歷一個先減小、后增加、再減小、再回升的一個過程.單側壁導坑法中,初支最大圍巖壓力均出現(xiàn)在貫通后的一段時間內(nèi).

圖8 初次支護背后圍巖壓力(單位：kPa)

上下臺階法開挖對地層的擾動次數(shù)較少，上臺階開挖后，拱頂處圍巖壓力迅速增加，隨著下臺階的開挖，該壓力逐漸降低，初支閉合成環(huán)后，該壓力逐漸穩(wěn)定.但在貫通后的一定時間后，該處的壓力開始突然增加，直到最終穩(wěn)定，期間壓力增加了9.47 kPa，主要原因在于開挖引起的拱頂松動區(qū)垮塌范圍的進一步擴大.拱腳處的圍巖壓力變化波動更明顯，直到貫通后該處圍巖壓力才開始保持一個逐漸增加的趨勢至基本穩(wěn)定.

時間/h

3.4 鋼拱架內(nèi)力

隧道開挖完成后，初期支護鋼拱架最終彎矩如圖10所示.由圖可知，采用單側壁導坑法開挖引起的初支正彎或負彎出現(xiàn)的位置與上下臺階法基本一致，但量值上單側壁導坑法明顯高于上下臺階法.上下臺階法開挖引起的鋼拱架最大正彎矩為243.73 N·mm(拱底)、最大負彎矩為-261.05 N·mm(右側拱腳).單側壁導坑法開挖后最大正彎矩增大至372.59 N·mm(右側拱肩)，最大負彎矩增大至-482.36 N·mm(左側拱腳).可以看出，由于初支背后圍巖壓力的增加，導致鋼拱架彎矩相應增加，最大正負彎矩分別增大了52.86%和84.78%，這對初期支護的剛度提出了更高要求.

圖10 鋼拱架彎矩圖 (單位：N·mm)

最終的軸力分布如圖11所示.從量值上看，單側壁導坑法開挖后的鋼拱架軸力明顯高于上下臺階法.上下臺階法開挖后最大、最小軸力為386.66 N(右側拱肩)、66.15 N(左側拱腳上部)，最大最小軸力比為5.85；單側壁導坑法開挖后最大、最小軸力為597.25 N(左側拱腰)、94.5 N(右側拱腰)，最大最小軸力比為6.32.可以看出，上下臺階法開挖后的軸力分布不均勻性要好于單側壁導坑法，即初支背后圍巖壓力的增加，同樣會引起鋼拱架軸力水平和軸力分布不均勻性的增加.

圖11 鋼拱架軸力圖(單位：N)

彎矩與軸力之比(偏心距)可以衡量隧道初期支護結構的穩(wěn)定性.隧道貫通后，兩種開挖方法最終的鋼拱架偏心距分布如圖12所示.上下臺階法中，左、右拱腳和拱底處的鋼拱架偏心距較大，最大值為2.21 mm(右拱腳)；單側壁導坑法中，左、右拱腳及右側拱腰處的偏心距較大，最大值為3.89 mm(右拱腳)，是前者的1.76倍.由偏心距分布圖可以看出，采用單側壁導坑法開挖后鋼拱架的偏心距普遍大于上下臺階法開挖后的值，即初期支護參數(shù)完全一致的情況下，采用單側壁導坑法開挖，不僅引起初支鋼拱架的內(nèi)力值增大，還引起鋼拱架偏心距增大，增大初支結構失穩(wěn)風險.結合鋼拱架的彎矩和軸力結果可以看出，在相同地層條件下，雖然采用單側壁導坑法進行隧道下穿采空區(qū)開挖可以大幅度減小拱頂下沉和地層移動，但會引起初期支護結構內(nèi)力大幅度增加，此時宜相應的增強初期支護剛度，以確保圍巖及隧道結構體系的整體穩(wěn)定.

圖12 測點偏心距分布圖(單位：mm)

4 結 論

本文針對公路隧道下穿傾斜薄煤層采空區(qū)利用上下臺階法和單側壁導坑法開挖進行了室內(nèi)相似模型試驗，得出主要結論如下：

1)采空區(qū)地層沉降曲線呈槽狀，上下臺階法開挖后引起的沉降量值要明顯高于單側壁導坑法，且沉降槽比單側壁導坑法更深，范圍更廣，在隧道開挖過程中的沉降速率也要高于單側壁導坑法.

2)采用單側壁導坑法開挖后初支背后的圍巖壓力要明顯大于上下臺階法；兩種開挖方法中，最大圍巖壓力均處于右側拱腳處，從整個橫斷面來看，存在一定的偏壓現(xiàn)象，即初支右側的圍巖壓力水平要高于左側；開挖過程中，初支背后的圍巖壓力在上下臺階轉換時，出現(xiàn)明顯的波動；初支閉合及隧道貫通后的一段時間內(nèi)，圍巖壓力均出現(xiàn)一個緩慢增加的趨勢直至穩(wěn)定.

3)初期支護參數(shù)完全一致的情況下,相對于上下臺階法開挖,采用單側壁導坑法開挖時,不僅引起初期支護鋼拱架彎矩和軸力量值增加，還引起鋼拱架偏心距增加，從而增大隧道初期支護結構失穩(wěn)風險.

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Model Test of Excavation Stability for Highway Tunnel Beneath Mined-out Thin Coal Seam

FANG Yong?,ZHOU Chao-yue,LIU Shu-bin，XU Chen

(Key Laboratory of Transportation Tunnel Engineering, Ministry of Education,Southwest Jiaotong Univ, Chengdu,Sichuan 610031, China)

The construction of tunnels beneath mined-out coal seam disturbs the stratum nearby and influences the stability of surrounding rocks and primary support. Similar indoor model tests were carried out to simulate the excavation of tunnels beneath inclined mined-out thin coal seam. Benching method and side heading method were compared on the basis of the measured data such as subsidence of mined-out coal seam, internal force of primary support and so on. The test results indicate that excavation method has a significant effect on the subsidence of mined-out area. Benching method leads to bigger subsidence than the side heading method, which has a deeper and wider subsidence trough. In both methods, the biggest surrounding rock pressure are located in right arch foot, the biggest bending moment in the arch foot and axial force of the steel frame on the haunch or spandrel. Under the same condition, surrounding rocks pressure, internal force and the eccentricity of steel frame measured in side heading method are generally greater than those in benching method. Although side heading method can reduce the disturbance of surrounding rocks, the primary support of the tunnel should be strengthened to ensure the stability of surrounding rocks and the structure.

highway tunnel; mined-out coal seam; side heading method; benching method; model test

1674-2974(2015)07-0100-08

2014-07-25

國家自然科學基金資助項目(51278422)，National Natural Science Foundation of China(51278422) ；國家科技支撐計劃項目(2012BAG05B03)；四川省青年科技基金資助項目(2012JQ0021)；中央高校基本科研業(yè)務費專項資金資助項目( SWJTU11ZT33)作者簡介：方 勇(1981-)，男，四川大竹人，西南交通大學副教授，博士

U451.5

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