上覆薄煤层采空区公路隧道开挖稳定性试验研究*

方 勇，周超月，刘书斌，徐 晨

(西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031)

上覆薄煤层采空区公路隧道开挖稳定性试验研究*

方 勇†，周超月，刘书斌，徐 晨

(西南交通大学 交通隧道工程教育部重点实验室，四川 成都 610031)

隧道下穿煤层采空区施工将对周围地层产生扰动，影响隧道围岩及初期支护的稳定性.进行了上覆薄煤层采空区隧道开挖的室内相似模型试验，试验中通过测量隧道开挖过程中采空区地层、隧道拱顶的沉降及初期支护内力等参数，对上下台阶法和单侧壁导坑法进行了对比分析.测试结果表明，隧道开挖引起的采空区地层沉降受开挖方法的影响显著，上下台阶法开挖引起的采空区地层沉降高于单侧壁导坑法，沉降槽曲线较陡、沉降范围更宽.两种开挖方法中，围岩压力的最大值均位于右拱脚处，钢拱架最大弯矩出现在拱脚处，最大轴力位于拱腰或拱肩处.其它条件相同时，采用单侧壁导坑法开挖时初期支护背后的围岩压力、钢拱架内力和偏心距等普遍大于上下台阶法开挖.研究表明在隧道下穿倾斜煤层采空区施工时，采用单侧壁导坑法开挖可以显著减小对采空区地层及围岩的扰动，但同时需增强初期支护的刚度，确保围岩及隧道结构的整体稳定性.

公路隧道；煤层采空区；单侧壁导坑法；上下台阶法；模型试验

采空区是人为挖掘后在地表下面产生的“空洞”.采空区内部可能充填着之前垮塌的松散堆积物，容易造成工程施工中的突水、突泥、瓦斯突出等事故.穿越采空区的隧道，会因为支护结构的不合理受力，或局部采空区内空腔的坍塌，致使围岩松动区持续增大，进而造成支护荷载的持续增大，最终可能造成支护结构失稳，或者塌方破坏[1].

20世纪80年代后期国外学者已开始运用数值模拟的方法研究煤层采空区，Yao等[2]采用非线性有限元法分析了倾斜煤层开采时地表的沉降，为安全采煤提供了理论依据.目前国内在采空区地表沉陷稳定性分析及破坏机理方面己经积累了较为丰富的经验：汪吉林等[3]将概率积分法与数值模拟相结合，对采空区地表移动变形进行了定量计算和分析；吴启红等[4]将数值模拟分析与多级模糊评判相结合综合评价多层采空区群的稳定性，更好地反映复杂多层采空区群的稳定程度；于跟波等[5]运用RMR分级法和Q系统分级法分别对缓倾斜薄矿体矿柱回采围岩质量进行分级研究并且分析了缓倾斜薄矿体采空区顶板破坏机理.采空区对隧道工程建设而言是近年来才出现的新课题：王树仁等[6]利用数据转换分析了桥隧工程地表沉陷盆地的特征和关键部位，对指导注(补)浆孔设计有重要意义；李晓红等[7]通过实测数据和数值模拟分析认为采空区在隧道运营后可能对隧道支护系统，围岩的稳定性造成不良影响；张志沛等[8]利用数值模拟软件研究了隧道与采空区所在的空间位置对隧道稳定性的影响，为安全施工提出了理论依据；廖沛源等[9]计算了采空区上方地层弯曲时对隧道产生的附加荷载及地层产生水平应变时对隧道产生的附加荷载，并推导出了采空区地层容许弯曲变形和水平应变数值.

由现有的资料看，对穿越煤系地层和采空区的公路隧道开挖方法进行系统研究的内容较少，实际施工中开挖方法的选取大都依赖于工程经验.由于隧道施工中通常使用上下台阶法，而单侧壁导坑法多适用于地质差、断面大、地表下沉有严格要求的情况，故本文结合隧道上覆倾斜薄煤层采空区这一复杂地质情况，开展了采用上下台阶法和单侧壁导坑法开挖方法模型试验，分析比较了两种方法所引起的采空区地层沉降和初期支护内力的变化规律，对指导类似施工有借鉴意义.

1 试验材料配制

1.1 依托工程概况

宜宾至泸州高速公路观斗山隧道长2 560 m，穿越三叠系上统须家河组(T3xj3)煤系地层及采空区，其中采煤主巷道倾角约30°，可采煤层以C3-1煤层为主，厚0.3～0.6 m，采高为1.0 m，该煤层开采后经放顶塌落形成采空区.隧道下穿该煤层采空区施工时，将对围岩造成扰动，影响围岩及采空区地层稳定性.本次试验以观斗山隧道为依托工程，隧道下穿采空区段埋深70 m，跨度12 m，高9.6 m，煤层厚度0.5 m，倾角30°，依据经验公式[10]由采高可计算出采空区冒落带高度约为5.0 m.依托工程穿越采空区地段围岩主要为弱风化细砂岩、粉砂岩及粉砂质泥岩，属软质岩～中硬岩，岩体结构为中～薄层状结构，岩体以较破碎为主，局部较完整，围岩分级为Ⅳ级.

1.2 相似关系

试验中选取几何相似比和容重相似比为基础相似比，并且取CL=20，Cγ=1.

根据相似第二定理，由模型相关参数表达式

得到各其余物理参数的相似比为：

Cμ=Cε=Cφ= 1；

Cδ=CE=Cσ=Cc= 20．

式中物理量分别为泊松比μ，应变ε，内摩擦角φ，位移δ，弹性模量E，应力σ和粘聚力c.

根据以上相似关系，各物理量的控制量模拟对应关系如下．

1)围岩：粘聚力c，内摩擦角φ，容重γ，弹性模量E等；

2)锚杆：刚度EA；

3)型钢支撑：刚度EI.

1.3 围岩的配制

试验中，围岩采用模型土模拟，控制参数为内摩擦角、粘聚力、容重、弹性模量等.模型土的配制以河砂为基材，添加一定比例的粉煤灰、机油及石英砂等，粉煤灰与机油配合可调节模型土的粘聚力和摩擦角，石英砂用来控制模型土的强度和弹性模量.模型土的物理参数是通过直剪试验和压缩试验获得，根据测试结果调节模型土的材料配比，直到满足模型试验的物理参数值.最终获得的模型土力学参数如表1所示，各组分所占比例如表2所示.

表1 围岩及模型土力学参数

表2 模型土配比(质量分数)

1.4 初期支护

依托工程隧道初期支护体系由钢筋网、锚杆、喷混凝土及钢拱架构成，试验中主要对喷混凝土、锚杆及钢拱架进行了模拟.采用特制水灰比的石膏来模拟喷混凝土使其弹性模量E与原型满足相似关系，采用3 mm(高)×5 mm(宽)的铜合金条来模拟钢拱架使其抗弯刚度EI与原型满足相似关系.根据相似理论，模型中锚杆直径应为1.25 mm，由于尺寸过小无法进行应变片粘贴，试验已无法在几何尺寸上实现和原型的完全相似，只能实现锚杆总的抗拉能力的相似，故采用Φ2.25 mm的铝丝来模拟锚杆使其抗拉刚度EA与原型满足相似关系，同时采用环氧树脂作胶结剂，并在表面均匀粘附细石英来模拟中空注浆锚杆的作用.初期支护参数如表3所示.

表3 模型试验初期支护参数

1.5 采空区模拟

采空区由下至上大致可分为冒落带、裂隙带和弯曲带，其中冒落带岩层的破坏最为严重，由垮塌的松散岩块构成，对隧道施工的影响最大，故本次试验对采空区的模拟主要考虑冒落带的影响.结合依托工程，根据相似理论及相似比例，试验中，取采空区厚度为25 cm，倾角30°，采空区底板与隧道的最小间距为1/3D，其中D为隧道跨度，大小为0.6 m.考虑到隧道开挖方向与采空区走向大致一致，在一定范围内隧道与采空区的间距变化不大，故可以近似地简化为平面问题来研究.采空区与隧道的位置关系如图1所示.

图1 隧道与采空区空间位置图

冒落带岩石结构松散，模型试验中主要通过控制岩块的抗压强度和孔隙率两个参数来实现对原型的模拟.其中岩块选用特定比例的石膏、石英砂以及水的混合物来模拟，按照特定比例将上述材料混合浇筑试件，根据试件的单轴抗压强度试验结果调整配比，直到满足相似关系.最终获得的模拟岩块的材料配比及材料参数如表4所示，冒落带的主要控制参数如表5所示.然后根据冒落带孔隙率，将养护成形并达到抗压强度的模拟岩块敲成不同级配的块体，完成采空区冒落带的相似模拟.

表4 冒落带岩块模拟材料配比(质量分数)

表5 冒落带参数

2 试验方案

2.1 试验台架

试验在专门制作的台架式钢板试验槽内进行，槽体的尺寸为5.5 m(宽)×3.0 m(高)×0.8 m(厚)，如图2所示.模型试验槽内表面粘一层厚1 mm的聚四氟乙烯板以减小模型槽边界摩擦效应对试验的影响.为减小围岩和隧道试体在纵向上的变形，模型槽后方采用1 m厚的混凝土墙作为约束，前方采用I80工字钢进行支撑.由于依托工程的隧道埋深为70 m，而试验中限于台架的高度，模型土的厚度(1.8 m)无法根据相似比例模拟深埋原型隧道的初始地应力(实际所需厚度为3.5 m)，故在台架顶部设置了千斤顶、反力梁及传力钢板，千斤顶压力可以通过传力钢板均匀地传至下方土体，从而用于模拟埋深较大时的初始地应力场，实验前，先将反力加到预定值，待稳定后再进行开挖施工.

图2 试验台架

2.2 开挖方法及工序

实验台架纵向长度为80 cm(对应原形值为16 m)，分别采用上下台阶法和单侧壁导坑法开挖，模拟8个完整的施工循环，每一步的开挖进尺为10 cm (对应原型值为2 m)，其中上下台阶法共开挖16步，单侧壁导坑法共开挖32步，每一步开挖完成后间隔一段时间进行锚喷支护以模拟出渣过程.上下台阶法开挖时上台阶超前下台阶6个开挖步(60 cm)，单侧壁导坑法开挖时，导坑超前右侧面6个开挖步，先行导坑的上台阶比下台阶超前2个开挖步，右侧面上台阶超前下台阶2个开挖步.具体工序如表6所示.

表6 施工工序表

按照不同开挖方法支护的要求，土体开挖后分步施作钢拱架，上部铜条施加时直接将铜条的下部插入土体内(模拟锁脚锚杆)以防止铜条滑落，下部土体开挖后在上部铜条插入土体的位置处插入下部铜条并使两段铜条截面对接闭合；然后沿横断面在预先设定的位置钻孔,把附有石英砂的铝丝插入孔内以模拟中空注浆锚杆的作用；最后按照土体开挖的纵向长度,结合喷石膏层的厚度计算出开挖土体段内所需石膏的体积,按照强度配比要求配制相应体积的石膏并人工均匀涂抹于开挖土体的表面以模拟喷混凝土的过程.每个工序完成后观察地中位移变化情况,当位移变化达到初步稳定后就开始下一工序.

2.3 量测项目

2.3.1 初期支护受力

为了减小边界效应的影响，在隧道开挖方向的中间位置设置测试断面，测试内容包括:

①初期支护围岩压力：采用应变式土压力盒测量，沿隧道环向共布置10个测点；

②钢支撑弯矩和轴力：采用表面电阻应变片测量钢支撑内外表面应变，换算得到弯矩和轴力，沿隧道环向共布设10对测点.

初期支护内力测试的布点情况如图3所示.

图3 测试元器件布置图

2.3.2 地层位移

试验中量测的地层位移包括采空区上、下表面处及拱顶下沉.地层位移通过位移传导杆引至试验地层上表面，采用差动式数显位移计测量，精度为0.01 mm.地中位移计布置如图4所示.

图4 地中位移计布置图

3 试验结果分析

3.1 采空区地层移动

隧道开挖后将会导致采空区地层出现不同程度的沉降，位移沉降量的大小反映出隧道开挖对围岩稳定性的破坏程度.采空区地层移动主要集中于采空区冒落带破碎岩体，故在采空区上、下表面安装差动式地中位移计用来监测采空区地层的移动.

3.1.1 采空区地层移动分布情况.

选取测试断面采空区上、下表面测点，绘制采空区地层沉降曲线图，如图5所示.

(a)上下台阶法

(b)单侧壁导坑法

图中的数值均表示模型试验所测得的数值(下同)，由沉降曲线图可以看出，采空区地层的沉降形态都呈槽状，最大沉降量发生在隧道正上方偏左的位置(测点4)，而两侧的沉降则随着离测点4位置距离的增加而逐渐减小.采空区地层沉降槽的形态特征受开挖方法的影响而有所不同，上下台阶法开挖后所得到的曲线走势较陡，单侧壁导坑法开挖后得到的形状则较为平缓，说明单侧壁导坑法开挖后采空区的沉降比较均匀.采空区地层最大沉降量因开挖方法的不同而有所不同：采用单侧壁导坑法开挖时采空区上、下表面的最大沉降量分别为3.05 mm,2.78 mm，对应原型值分别6.10 cm,5.56 cm.采用上下台阶法开挖时因为每一步开挖断面大而沉降量大，上、下表面的最大沉降量分别为4.71 mm，4.59 mm，对应原型值分别9.42 cm,9.18 cm，分别比单侧壁导坑法增加54.43%，65.11%.同种开挖方法中，测点5及其左边的所有测点的沉降量均是采空区的上侧大于采空区的下侧，而右边的测点6,7则出现下侧沉降大于上侧沉降的情况，如图5所示，原因在于采空区大部分是由松散的岩块构成的多孔隙结构，具有高度的松散性、离散性和非连续性.隧道开挖产生的扰动，将破坏采空区原有的稳定状态，引起松散岩块的移动和固结，从而导致采空区上表面的沉降值往往大于下表面的沉降值，测点6，7所处的位置出现部分连续介质而呈现相反的结果.

不同方法开挖过程中，选取沉降量最大的测点4列出各阶段的沉降量占总沉降量的比例如表7所示，其中：I为(导坑)上台阶开挖前的沉降，II为测试断面开挖过程中的沉降(从(导坑)上台阶开挖至初支闭合)，III为测试断面初支闭合后的沉降.

表7 各阶段沉降比例表

由表7可知，采用上下台阶法开挖时测试断面开挖过程中的沉降量所占比例明显高于单侧壁导坑法开挖时的比例，所以在采空区区域采用上下台阶法开挖时一定要注意及时施加一定刚度的支护从而减小隧道开挖对采空区地层的扰动，采用单侧壁导坑法开挖时，测试断面初支闭合后仍有较大比例的沉降，这主要是因为导坑的引入有效控制了测试断面开挖过程中的沉降，而初支闭合以后在柔性支护的作用下隧道的围岩仍可以释放一定量的位移.

3.1.2 采空区地层移动随开挖时间的变化

取测试断面采空区沉降量最大的地层测点1-4(采空区上表面)、测点2-4(采空区下表面)的测试数据，绘制两种开挖方法开挖时采空区地层移动时程曲线[11]对比图，如图6所示.

时间/h

由时程曲线图可以看出，在隧道开挖过程中，采空区表面测点沉降速率经历了先增加再减小的过程.隧道从测试断面上台阶(单侧壁导坑法指导坑上台阶)开挖至初支闭合采空区地层的时程曲线最陡，沉降速率达到最大.单侧壁导坑法开挖时上、下表面测点在该阶段的沉降平均速率分别为0.383 1 mm/h,0.373 8 mm/h，上下台阶法开挖时上、下表面测点在该阶段的沉降平均速率分别为0.730 8 mm/h,0.711 5 mm/h；大致均为采用单侧壁导坑法开挖时沉降速率的两倍.贯通后，采用上下台阶法开挖时采空区上、下表面沉降收敛速率分别为0.027 2 mm/h，0.019 7 mm/h，采用单侧壁导坑法时沉降收敛速率分别为0.014 9 mm/h，0.009 9 mm/h，可见，单侧壁导坑法在开挖过程能够有效抑制采空区的过快下沉.

3.2 隧道拱顶下沉

试验中，为了获得隧道开挖过程中拱顶下沉的变化规律，在测试断面隧道上方位置预埋了3个地中测点(测点3-1,3-2,3-3)，如图4所示.通过位移传递杆，可以从地表对拱顶下沉进行测量.两种开挖方法拱顶位置测点3-2的下沉随开挖时间变化时程曲线如图7所示.

由拱顶沉降时程曲线可以看出，两种开挖方法产生的拱顶沉降趋势大致与采空区地层的沉降规律相同.上下台阶法开挖所产生的最终沉降为4.32 mm(对应原型值为8.64 cm)明显大于单侧壁导坑法开挖所产生的最终沉降2.57 mm(对应原型值为5.14 cm)，再者测试断面从开挖至初支闭合这一过程中，采用上下台阶法开挖时产生的沉降为3.47 mm,占总沉降的90.83%，沉降平均速率为0.667 3 mm/h，而采用单侧壁导坑法开挖时沉降值为1.81 mm，占总沉降70.43%，沉降的平均速率0.333 3 mm/h.贯通后，采用上下台阶法开挖时，拱顶沉降速率为0.020 2 mm/h，而单侧壁导坑法开挖时的沉降速率为0.015 3 mm/h，可见利用单侧壁导坑法开挖上覆采空区的隧道时，不仅能有效控制隧道开挖过程中围岩的沉降速率也可以限制围岩的最终位移.另外，初期支护闭合后，拱顶下沉迅速收敛，表明目前的初期支护参数是合理的，能够保证隧道开挖后的围岩稳定.

时间/h

3.3 初支背后围岩压力

通过在初支钢架和围岩之间埋设应变式土压力盒来测定作用于隧道初期支护背后围岩压力，隧道贯通后，采用两种方法开挖后最终的围岩压力测试结果如图8所示.可以看出，两种方法开挖后，隧道初期支护右侧的围岩压力都要明显高于左侧，即隧道上方出现了一定的偏压现象[12].两种方法均在右侧拱脚出现了最大围岩压力.通过比较可知，单侧壁导坑法开挖引起的初期支护背后围岩压力要大于上下台阶法，在拱顶和拱脚处，前者比后者分别增加81.88%和61.77%.结合位移测试结果可以看出，采用单侧壁导坑法开挖，虽然限制了围岩的位移，减小了开挖对围岩的扰动，但同时会增加初期支护背后的围岩压力.隧道贯通后，上下台阶法和单侧壁导坑法开挖引起的初期支护背后最大、最小围岩压力之比分别为4.40和3.72，即单侧壁导坑法中围岩压力分布的不均匀性得到了降低.

两种方法开挖过程中拱顶和右拱脚的围岩压力变化如图9所示.由图可知，在测试断面衬砌闭合之前，受开挖过程的影响，初支背后的围岩压力较不稳定.单侧壁导坑法中，拱顶围岩压力在初支施作后迅速增加，在导坑下半部分开挖前达到最大值；随着导坑下半部分的开挖，围岩压力逐渐降低，后随着右侧部分的开挖，围岩压力开始回升，直到初支闭合成环，随后，拱顶围岩压力还会继续增加，但幅度较缓.拱脚处围岩压力变化规律与拱顶大致相似，下台阶开挖后，围岩压力迅速增高，随着右侧部分的开挖,围岩压力还会经历一个先减小、后增加、再减小、再回升的一个过程.单侧壁导坑法中,初支最大围岩压力均出现在贯通后的一段时间内.

图8 初次支护背后围岩压力(单位：kPa)

上下台阶法开挖对地层的扰动次数较少，上台阶开挖后，拱顶处围岩压力迅速增加，随着下台阶的开挖，该压力逐渐降低，初支闭合成环后，该压力逐渐稳定.但在贯通后的一定时间后，该处的压力开始突然增加，直到最终稳定，期间压力增加了9.47 kPa，主要原因在于开挖引起的拱顶松动区垮塌范围的进一步扩大.拱脚处的围岩压力变化波动更明显，直到贯通后该处围岩压力才开始保持一个逐渐增加的趋势至基本稳定.

时间/h

3.4 钢拱架内力

隧道开挖完成后，初期支护钢拱架最终弯矩如图10所示.由图可知，采用单侧壁导坑法开挖引起的初支正弯或负弯出现的位置与上下台阶法基本一致，但量值上单侧壁导坑法明显高于上下台阶法.上下台阶法开挖引起的钢拱架最大正弯矩为243.73 N·mm(拱底)、最大负弯矩为-261.05 N·mm(右侧拱脚).单侧壁导坑法开挖后最大正弯矩增大至372.59 N·mm(右侧拱肩)，最大负弯矩增大至-482.36 N·mm(左侧拱脚).可以看出，由于初支背后围岩压力的增加，导致钢拱架弯矩相应增加，最大正负弯矩分别增大了52.86%和84.78%，这对初期支护的刚度提出了更高要求.

图10 钢拱架弯矩图 (单位：N·mm)

最终的轴力分布如图11所示.从量值上看，单侧壁导坑法开挖后的钢拱架轴力明显高于上下台阶法.上下台阶法开挖后最大、最小轴力为386.66 N(右侧拱肩)、66.15 N(左侧拱脚上部)，最大最小轴力比为5.85；单侧壁导坑法开挖后最大、最小轴力为597.25 N(左侧拱腰)、94.5 N(右侧拱腰)，最大最小轴力比为6.32.可以看出，上下台阶法开挖后的轴力分布不均匀性要好于单侧壁导坑法，即初支背后围岩压力的增加，同样会引起钢拱架轴力水平和轴力分布不均匀性的增加.

图11 钢拱架轴力图(单位：N)

弯矩与轴力之比(偏心距)可以衡量隧道初期支护结构的稳定性.隧道贯通后，两种开挖方法最终的钢拱架偏心距分布如图12所示.上下台阶法中，左、右拱脚和拱底处的钢拱架偏心距较大，最大值为2.21 mm(右拱脚)；单侧壁导坑法中，左、右拱脚及右侧拱腰处的偏心距较大，最大值为3.89 mm(右拱脚)，是前者的1.76倍.由偏心距分布图可以看出，采用单侧壁导坑法开挖后钢拱架的偏心距普遍大于上下台阶法开挖后的值，即初期支护参数完全一致的情况下，采用单侧壁导坑法开挖，不仅引起初支钢拱架的内力值增大，还引起钢拱架偏心距增大，增大初支结构失稳风险.结合钢拱架的弯矩和轴力结果可以看出，在相同地层条件下，虽然采用单侧壁导坑法进行隧道下穿采空区开挖可以大幅度减小拱顶下沉和地层移动，但会引起初期支护结构内力大幅度增加，此时宜相应的增强初期支护刚度，以确保围岩及隧道结构体系的整体稳定.

图12 测点偏心距分布图(单位：mm)

4 结 论

本文针对公路隧道下穿倾斜薄煤层采空区利用上下台阶法和单侧壁导坑法开挖进行了室内相似模型试验，得出主要结论如下：

1)采空区地层沉降曲线呈槽状，上下台阶法开挖后引起的沉降量值要明显高于单侧壁导坑法，且沉降槽比单侧壁导坑法更深，范围更广，在隧道开挖过程中的沉降速率也要高于单侧壁导坑法.

2)采用单侧壁导坑法开挖后初支背后的围岩压力要明显大于上下台阶法；两种开挖方法中，最大围岩压力均处于右侧拱脚处，从整个横断面来看，存在一定的偏压现象，即初支右侧的围岩压力水平要高于左侧；开挖过程中，初支背后的围岩压力在上下台阶转换时，出现明显的波动；初支闭合及隧道贯通后的一段时间内，围岩压力均出现一个缓慢增加的趋势直至稳定.

3)初期支护参数完全一致的情况下,相对于上下台阶法开挖,采用单侧壁导坑法开挖时,不仅引起初期支护钢拱架弯矩和轴力量值增加，还引起钢拱架偏心距增加，从而增大隧道初期支护结构失稳风险.

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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

国家自然科学基金资助项目(51278422)，National Natural Science Foundation of China(51278422) ；国家科技支撑计划项目(2012BAG05B03)；四川省青年科技基金资助项目(2012JQ0021)；中央高校基本科研业务费专项资金资助项目( SWJTU11ZT33)作者简介：方 勇(1981-)，男，四川大竹人，西南交通大学副教授，博士

U451.5

A

†通讯联系人，E-mail:fy980220@swjtu.cn