方 勇，周超月，劉書斌，徐 晨

(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)

上覆薄煤層采空區(qū)公路隧道開挖穩(wěn)定性試驗(yàn)研究*

方 勇?，周超月，劉書斌，徐 晨

(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)

隧道下穿煤層采空區(qū)施工將對(duì)周圍地層產(chǎn)生擾動(dòng)，影響隧道圍巖及初期支護(hù)的穩(wěn)定性.進(jìn)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(yàn)，試驗(yàn)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(hù)內(nèi)力等參數(shù)，對(duì)上下臺(tái)階法和單側(cè)壁導(dǎo)坑法進(jìn)行了對(duì)比分析.測試結(jié)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(tái)階法開挖引起的采空區(qū)地層沉降高于單側(cè)壁導(dǎo)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(shí)，采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)初期支護(hù)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(tái)階法開挖.研究表明在隧道下穿傾斜煤層采空區(qū)施工時(shí)，采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖可以顯著減小對(duì)采空區(qū)地層及圍巖的擾動(dòng)，但同時(shí)需增強(qiáng)初期支護(hù)的剛度，確保圍巖及隧道結(jié)構(gòu)的整體穩(wěn)定性.

公路隧道；煤層采空區(qū)；單側(cè)壁導(dǎo)坑法；上下臺(tái)階法；模型試驗(yàn)

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(huì)因?yàn)橹ёo(hù)結(jié)構(gòu)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(dòng)區(qū)持續(xù)增大，進(jìn)而造成支護(hù)荷載的持續(xù)增大，最終可能造成支護(hù)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)，或者塌方破壞[1].

20世紀(jì)80年代后期國外學(xué)者已開始運(yùn)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(shí)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(jī)理方面己經(jīng)積累了較為豐富的經(jīng)驗(yàn)：汪吉林等[3]將概率積分法與數(shù)值模擬相結(jié)合，對(duì)采空區(qū)地表移動(dòng)變形進(jìn)行了定量計(jì)算和分析；吳啟紅等[4]將數(shù)值模擬分析與多級(jí)模糊評(píng)判相結(jié)合綜合評(píng)價(jià)多層采空區(qū)群的穩(wěn)定性，更好地反映復(fù)雜多層采空區(qū)群的穩(wěn)定程度；于跟波等[5]運(yùn)用RMR分級(jí)法和Q系統(tǒng)分級(jí)法分別對(duì)緩傾斜薄礦體礦柱回采圍巖質(zhì)量進(jìn)行分級(jí)研究并且分析了緩傾斜薄礦體采空區(qū)頂板破壞機(jī)理.采空區(qū)對(duì)隧道工程建設(shè)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(zhuǎn)換分析了橋隧工程地表沉陷盆地的特征和關(guān)鍵部位，對(duì)指導(dǎo)注(補(bǔ))漿孔設(shè)計(jì)有重要意義；李曉紅等[7]通過實(shí)測數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬分析認(rèn)為采空區(qū)在隧道運(yùn)營后可能對(duì)隧道支護(hù)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(duì)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(jì)算了采空區(qū)上方地層彎曲時(shí)對(duì)隧道產(chǎn)生的附加荷載及地層產(chǎn)生水平應(yīng)變時(shí)對(duì)隧道產(chǎn)生的附加荷載，并推導(dǎo)出了采空區(qū)地層容許彎曲變形和水平應(yīng)變數(shù)值.

由現(xiàn)有的資料看，對(duì)穿越煤系地層和采空區(qū)的公路隧道開挖方法進(jìn)行系統(tǒng)研究的內(nèi)容較少，實(shí)際施工中開挖方法的選取大都依賴于工程經(jīng)驗(yàn).由于隧道施工中通常使用上下臺(tái)階法，而單側(cè)壁導(dǎo)坑法多適用于地質(zhì)差、斷面大、地表下沉有嚴(yán)格要求的情況，故本文結(jié)合隧道上覆傾斜薄煤層采空區(qū)這一復(fù)雜地質(zhì)情況，開展了采用上下臺(tái)階法和單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖方法模型試驗(yàn)，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(hù)內(nèi)力的變化規(guī)律，對(duì)指導(dǎo)類似施工有借鑒意義.

1 試驗(yàn)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(shí)，將對(duì)圍巖造成擾動(dòng)，影響圍巖及采空區(qū)地層穩(wěn)定性.本次試驗(yàn)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(yàn)公式[10]由采高可計(jì)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(fēng)化細(xì)砂巖、粉砂巖及粉砂質(zhì)泥巖，屬軟質(zhì)巖～中硬巖，巖體結(jié)構(gòu)為中～薄層狀結(jié)構(gòu)，巖體以較破碎為主，局部較完整，圍巖分級(jí)為Ⅳ級(jí).

1.2 相似關(guān)系

試驗(yàn)中選取幾何相似比和容重相似比為基礎(chǔ)相似比，并且取CL=20，Cγ=1.

根據(jù)相似第二定理，由模型相關(guān)參數(shù)表達(dá)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(yīng)變?chǔ)?，?nèi)摩擦角φ，位移δ，彈性模量E，應(yīng)力σ和粘聚力c.

根據(jù)以上相似關(guān)系，各物理量的控制量模擬對(duì)應(yīng)關(guān)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(yàn)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(jī)油及石英砂等，粉煤灰與機(jī)油配合可調(diào)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(qiáng)度和彈性模量.模型土的物理參數(shù)是通過直剪試驗(yàn)和壓縮試驗(yàn)獲得，根據(jù)測試結(jié)果調(diào)節(jié)模型土的材料配比，直到滿足模型試驗(yàn)的物理參數(shù)值.最終獲得的模型土力學(xué)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(xué)參數(shù)

表2 模型土配比(質(zhì)量分?jǐn)?shù))

1.4 初期支護(hù)

依托工程隧道初期支護(hù)體系由鋼筋網(wǎng)、錨桿、噴混凝土及鋼拱架構(gòu)成，試驗(yàn)中主要對(duì)噴混凝土、錨桿及鋼拱架進(jìn)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(guān)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(guān)系.根據(jù)相似理論，模型中錨桿直徑應(yīng)為1.25 mm，由于尺寸過小無法進(jìn)行應(yīng)變片粘貼，試驗(yàn)已無法在幾何尺寸上實(shí)現(xiàn)和原型的完全相似，只能實(shí)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(guān)系，同時(shí)采用環(huán)氧樹脂作膠結(jié)劑，并在表面均勻粘附細(xì)石英來模擬中空注漿錨桿的作用.初期支護(hù)參數(shù)如表3所示.

表3 模型試驗(yàn)初期支護(hù)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(yán)重，由垮塌的松散巖塊構(gòu)成，對(duì)隧道施工的影響最大，故本次試驗(yàn)對(duì)采空區(qū)的模擬主要考慮冒落帶的影響.結(jié)合依托工程，根據(jù)相似理論及相似比例，試驗(yàn)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(guān)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(jié)構(gòu)松散，模型試驗(yàn)中主要通過控制巖塊的抗壓強(qiáng)度和孔隙率兩個(gè)參數(shù)來實(shí)現(xiàn)對(duì)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(qiáng)度試驗(yàn)結(jié)果調(diào)整配比，直到滿足相似關(guān)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(hù)成形并達(dá)到抗壓強(qiáng)度的模擬巖塊敲成不同級(jí)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(zhì)量分?jǐn)?shù))

表5 冒落帶參數(shù)

2 試驗(yàn)方案

2.1 試驗(yàn)臺(tái)架

試驗(yàn)在專門制作的臺(tái)架式鋼板試驗(yàn)槽內(nèi)進(jìn)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(yàn)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(yīng)對(duì)試驗(yàn)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(jìn)行支撐.由于依托工程的隧道埋深為70 m，而試驗(yàn)中限于臺(tái)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(yīng)力(實(shí)際所需厚度為3.5 m)，故在臺(tái)架頂部設(shè)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(shí)的初始地應(yīng)力場，實(shí)驗(yàn)前，先將反力加到預(yù)定值，待穩(wěn)定后再進(jìn)行開挖施工.

圖2 試驗(yàn)臺(tái)架

2.2 開挖方法及工序

實(shí)驗(yàn)臺(tái)架縱向長度為80 cm(對(duì)應(yīng)原形值為16 m)，分別采用上下臺(tái)階法和單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖，模擬8個(gè)完整的施工循環(huán)，每一步的開挖進(jìn)尺為10 cm (對(duì)應(yīng)原型值為2 m)，其中上下臺(tái)階法共開挖16步，單側(cè)壁導(dǎo)坑法共開挖32步，每一步開挖完成后間隔一段時(shí)間進(jìn)行錨噴支護(hù)以模擬出渣過程.上下臺(tái)階法開挖時(shí)上臺(tái)階超前下臺(tái)階6個(gè)開挖步(60 cm)，單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)，導(dǎo)坑超前右側(cè)面6個(gè)開挖步，先行導(dǎo)坑的上臺(tái)階比下臺(tái)階超前2個(gè)開挖步，右側(cè)面上臺(tái)階超前下臺(tái)階2個(gè)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(hù)的要求，土體開挖后分步施作鋼拱架，上部銅條施加時(shí)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(duì)接閉合；然后沿橫斷面在預(yù)先設(shè)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(jié)合噴石膏層的厚度計(jì)算出開挖土體段內(nèi)所需石膏的體積,按照強(qiáng)度配比要求配制相應(yīng)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(gè)工序完成后觀察地中位移變化情況,當(dāng)位移變化達(dá)到初步穩(wěn)定后就開始下一工序.

2.3 量測項(xiàng)目

2.3.1 初期支護(hù)受力

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

①初期支護(hù)圍巖壓力：采用應(yīng)變式土壓力盒測量，沿隧道環(huán)向共布置10個(gè)測點(diǎn)；

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

初期支護(hù)內(nèi)力測試的布點(diǎn)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(yàn)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(dǎo)桿引至試驗(yàn)地層上表面，采用差動(dòng)式數(shù)顯位移計(jì)測量，精度為0.01 mm.地中位移計(jì)布置如圖4所示.

圖4 地中位移計(jì)布置圖

3 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.1 采空區(qū)地層移動(dòng)

隧道開挖后將會(huì)導(dǎo)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(duì)圍巖穩(wěn)定性的破壞程度.采空區(qū)地層移動(dòng)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(dòng)式地中位移計(jì)用來監(jiān)測采空區(qū)地層的移動(dòng).

3.1.1 采空區(qū)地層移動(dòng)分布情況.

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

(a)上下臺(tái)階法

(b)單側(cè)壁導(dǎo)坑法

圖中的數(shù)值均表示模型試驗(yàn)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(diǎn)4)，而兩側(cè)的沉降則隨著離測點(diǎn)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(tái)階法開挖后所得到的曲線走勢較陡，單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖后得到的形狀則較為平緩，說明單側(cè)壁導(dǎo)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(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)采空區(qū)上、下表面的最大沉降量分別為3.05 mm,2.78 mm，對(duì)應(yīng)原型值分別6.10 cm,5.56 cm.采用上下臺(tái)階法開挖時(shí)因?yàn)槊恳徊介_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(duì)應(yīng)原型值分別9.42 cm,9.18 cm，分別比單側(cè)壁導(dǎo)坑法增加54.43%，65.11%.同種開挖方法中，測點(diǎn)5及其左邊的所有測點(diǎn)的沉降量均是采空區(qū)的上側(cè)大于采空區(qū)的下側(cè)，而右邊的測點(diǎn)6,7則出現(xiàn)下側(cè)沉降大于上側(cè)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(gòu)成的多孔隙結(jié)構(gòu)，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(dòng)，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(dòng)和固結(jié)，從而導(dǎo)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(diǎn)6，7所處的位置出現(xiàn)部分連續(xù)介質(zhì)而呈現(xiàn)相反的結(jié)果.

不同方法開挖過程中，選取沉降量最大的測點(diǎn)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(dǎo)坑)上臺(tái)階開挖前的沉降，II為測試斷面開挖過程中的沉降(從(導(dǎo)坑)上臺(tái)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(tái)階法開挖時(shí)測試斷面開挖過程中的沉降量所占比例明顯高于單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)的比例，所以在采空區(qū)區(qū)域采用上下臺(tái)階法開挖時(shí)一定要注意及時(shí)施加一定剛度的支護(hù)從而減小隧道開挖對(duì)采空區(qū)地層的擾動(dòng)，采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)，測試斷面初支閉合后仍有較大比例的沉降，這主要是因?yàn)閷?dǎo)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(hù)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(dòng)隨開挖時(shí)間的變化

取測試斷面采空區(qū)沉降量最大的地層測點(diǎn)1-4(采空區(qū)上表面)、測點(diǎn)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(shí)采空區(qū)地層移動(dòng)時(shí)程曲線[11]對(duì)比圖，如圖6所示.

時(shí)間/h

由時(shí)程曲線圖可以看出，在隧道開挖過程中，采空區(qū)表面測點(diǎn)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(tái)階(單側(cè)壁導(dǎo)坑法指導(dǎo)坑上臺(tái)階)開挖至初支閉合采空區(qū)地層的時(shí)程曲線最陡，沉降速率達(dá)到最大.單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)上、下表面測點(diǎn)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(tái)階法開挖時(shí)上、下表面測點(diǎn)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(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)沉降速率的兩倍.貫通后，采用上下臺(tái)階法開挖時(shí)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(cè)壁導(dǎo)坑法時(shí)沉降收斂速率分別為0.014 9 mm/h，0.009 9 mm/h，可見，單側(cè)壁導(dǎo)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(yàn)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(yù)埋了3個(gè)地中測點(diǎn)(測點(diǎn)3-1,3-2,3-3)，如圖4所示.通過位移傳遞桿，可以從地表對(duì)拱頂下沉進(jìn)行測量.兩種開挖方法拱頂位置測點(diǎn)3-2的下沉隨開挖時(shí)間變化時(shí)程曲線如圖7所示.

由拱頂沉降時(shí)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(tái)階法開挖所產(chǎn)生的最終沉降為4.32 mm(對(duì)應(yīng)原型值為8.64 cm)明顯大于單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖所產(chǎn)生的最終沉降2.57 mm(對(duì)應(yīng)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(tái)階法開挖時(shí)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(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)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(tái)階法開挖時(shí)，拱頂沉降速率為0.020 2 mm/h，而單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí)的沉降速率為0.015 3 mm/h，可見利用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖上覆采空區(qū)的隧道時(shí)，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(hù)閉合后，拱頂下沉迅速收斂，表明目前的初期支護(hù)參數(shù)是合理的，能夠保證隧道開挖后的圍巖穩(wěn)定.

時(shí)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(shè)應(yīng)變式土壓力盒來測定作用于隧道初期支護(hù)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(jié)果如圖8所示.可以看出，兩種方法開挖后，隧道初期支護(hù)右側(cè)的圍巖壓力都要明顯高于左側(cè)，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(cè)拱腳出現(xiàn)了最大圍巖壓力.通過比較可知，單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖引起的初期支護(hù)背后圍巖壓力要大于上下臺(tái)階法，在拱頂和拱腳處，前者比后者分別增加81.88%和61.77%.結(jié)合位移測試結(jié)果可以看出，采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖，雖然限制了圍巖的位移，減小了開挖對(duì)圍巖的擾動(dòng)，但同時(shí)會(huì)增加初期支護(hù)背后的圍巖壓力.隧道貫通后，上下臺(tái)階法和單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖引起的初期支護(hù)背后最大、最小圍巖壓力之比分別為4.40和3.72，即單側(cè)壁導(dǎo)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(cè)壁導(dǎo)坑法中，拱頂圍巖壓力在初支施作后迅速增加，在導(dǎo)坑下半部分開挖前達(dá)到最大值；隨著導(dǎo)坑下半部分的開挖，圍巖壓力逐漸降低，后隨著右側(cè)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(huì)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(tái)階開挖后，圍巖壓力迅速增高，隨著右側(cè)部分的開挖,圍巖壓力還會(huì)經(jīng)歷一個(gè)先減小、后增加、再減小、再回升的一個(gè)過程.單側(cè)壁導(dǎo)坑法中,初支最大圍巖壓力均出現(xiàn)在貫通后的一段時(shí)間內(nèi).

圖8 初次支護(hù)背后圍巖壓力(單位：kPa)

上下臺(tái)階法開挖對(duì)地層的擾動(dòng)次數(shù)較少，上臺(tái)階開挖后，拱頂處圍巖壓力迅速增加，隨著下臺(tái)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(shí)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(dòng)區(qū)垮塌范圍的進(jìn)一步擴(kuò)大.拱腳處的圍巖壓力變化波動(dòng)更明顯，直到貫通后該處圍巖壓力才開始保持一個(gè)逐漸增加的趨勢至基本穩(wěn)定.

時(shí)間/h

3.4 鋼拱架內(nèi)力

隧道開挖完成后，初期支護(hù)鋼拱架最終彎矩如圖10所示.由圖可知，采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖引起的初支正彎或負(fù)彎出現(xiàn)的位置與上下臺(tái)階法基本一致，但量值上單側(cè)壁導(dǎo)坑法明顯高于上下臺(tái)階法.上下臺(tái)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(fù)彎矩為-261.05 N·mm(右側(cè)拱腳).單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖后最大正彎矩增大至372.59 N·mm(右側(cè)拱肩)，最大負(fù)彎矩增大至-482.36 N·mm(左側(cè)拱腳).可以看出，由于初支背后圍巖壓力的增加，導(dǎo)致鋼拱架彎矩相應(yīng)增加，最大正負(fù)彎矩分別增大了52.86%和84.78%，這對(duì)初期支護(hù)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(cè)壁導(dǎo)坑法開挖后的鋼拱架軸力明顯高于上下臺(tái)階法.上下臺(tái)階法開挖后最大、最小軸力為386.66 N(右側(cè)拱肩)、66.15 N(左側(cè)拱腳上部)，最大最小軸力比為5.85；單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖后最大、最小軸力為597.25 N(左側(cè)拱腰)、94.5 N(右側(cè)拱腰)，最大最小軸力比為6.32.可以看出，上下臺(tái)階法開挖后的軸力分布不均勻性要好于單側(cè)壁導(dǎo)坑法，即初支背后圍巖壓力的增加，同樣會(huì)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(hù)結(jié)構(gòu)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(tái)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(cè)壁導(dǎo)坑法中，左、右拱腳及右側(cè)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(cè)壁導(dǎo)坑法開挖后鋼拱架的偏心距普遍大于上下臺(tái)階法開挖后的值，即初期支護(hù)參數(shù)完全一致的情況下，采用單側(cè)壁導(dǎo)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(jié)構(gòu)失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn).結(jié)合鋼拱架的彎矩和軸力結(jié)果可以看出，在相同地層條件下，雖然采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法進(jìn)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(dòng)，但會(huì)引起初期支護(hù)結(jié)構(gòu)內(nèi)力大幅度增加，此時(shí)宜相應(yīng)的增強(qiáng)初期支護(hù)剛度，以確保圍巖及隧道結(jié)構(gòu)體系的整體穩(wěn)定.

圖12 測點(diǎn)偏心距分布圖(單位：mm)

4 結(jié) 論

本文針對(duì)公路隧道下穿傾斜薄煤層采空區(qū)利用上下臺(tái)階法和單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖進(jìn)行了室內(nèi)相似模型試驗(yàn)，得出主要結(jié)論如下：

1)采空區(qū)地層沉降曲線呈槽狀，上下臺(tái)階法開挖后引起的沉降量值要明顯高于單側(cè)壁導(dǎo)坑法，且沉降槽比單側(cè)壁導(dǎo)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(cè)壁導(dǎo)坑法.

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

3)初期支護(hù)參數(shù)完全一致的情況下,相對(duì)于上下臺(tái)階法開挖,采用單側(cè)壁導(dǎo)坑法開挖時(shí),不僅引起初期支護(hù)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(hù)結(jié)構(gòu)失穩(wěn)風(fēng)險(xiǎn).

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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(xué)基金資助項(xiàng)目(51278422)，National Natural Science Foundation of China(51278422) ；國家科技支撐計(jì)劃項(xiàng)目(2012BAG05B03)；四川省青年科技基金資助項(xiàng)目(2012JQ0021)；中央高?；究蒲袠I(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金資助項(xiàng)目( SWJTU11ZT33)作者簡介：方 勇(1981-)，男，四川大竹人，西南交通大學(xué)副教授，博士

U451.5

A

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