下伏緩傾煤層開采對(duì)既有鐵路隧道安全性影響分析

孫克國(guó)，劉 旭，袁子義，肖支飛，侯宗豪，龔 倫

（1. 西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都 610031；2. 云南省交通規(guī)劃設(shè)計(jì)研究院有限公司隧道與交通工程分院，云南昆明 650011）

近年來，隨著我國(guó)基礎(chǔ)設(shè)施建設(shè)的規(guī)模與力度不斷加大，鄰近既有工程的施工愈加難以避免，而這必然會(huì)引起既有工程結(jié)構(gòu)的應(yīng)力狀態(tài)改變，甚至導(dǎo)致失穩(wěn)垮塌等安全事故，造成人員傷亡及財(cái)產(chǎn)損失。鄰近隧道工程的煤礦開采即屬于典型的近接工程。

國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者已經(jīng)對(duì)近接工程進(jìn)行了大量研究。文獻(xiàn)［1］系統(tǒng)性地研究了近接工程，提出隧道開挖影響線和包絡(luò)圖的概念。文獻(xiàn)［2-4］采用仿真模擬、現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)等手段研究了隧道與既有工程近接施工力學(xué)原理與對(duì)策。文獻(xiàn)［5］設(shè)計(jì)了室內(nèi)模型試驗(yàn)，以模型中既有隧道的圍巖級(jí)別和襯砌剛度為變量，以在隧道上方挖方的形式研究該隧道的承載拱效應(yīng)。文獻(xiàn)［6-7］設(shè)計(jì)了室內(nèi)相似模型試驗(yàn)，研究在隧道下穿雙層煤層采空區(qū)及傾斜煤層采空區(qū)開挖過程中，采空區(qū)及洞周地層的移動(dòng)規(guī)律和初期支護(hù)的內(nèi)力特征。文獻(xiàn)［8-12］依托實(shí)際工程，建立高精度模型并結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)數(shù)據(jù)，成功預(yù)測(cè)了采空區(qū)巖體變形及地面沉降規(guī)律。文獻(xiàn)［13］首次將隨機(jī)介質(zhì)理論法引入我國(guó)并將其發(fā)展為概率積分法，該方法現(xiàn)已在煤層開采沉陷變形預(yù)計(jì)中得到廣泛應(yīng)用。文獻(xiàn)［14-15］將仿真模擬與室內(nèi)相似模型試驗(yàn)相結(jié)合，研究了采空區(qū)覆巖及采空區(qū)地表的變形規(guī)律。文獻(xiàn)［16-18］聚焦于采空區(qū)上方的高速公路，在分析采空區(qū)上覆巖破壞特征的基礎(chǔ)上，研究了路基穩(wěn)定性影響。上述工作大多研究的是隧道圍巖和結(jié)構(gòu)應(yīng)力變形的規(guī)律，以及新建隧道近接采空區(qū)［19-20］的施工過程，而對(duì)于煤層近接既有隧道方面的研究則鮮有提及。煤層開采過程中，單次開采面積較大且支護(hù)較為薄弱，此外，煤層開采后的處置與環(huán)保措施相對(duì)不足，也易對(duì)一定范圍內(nèi)的既有隧道安全性產(chǎn)生較大影響。

本文依托某近接煤層的礦井鐵路隧道工程構(gòu)建三維數(shù)值分析模型，利用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)、理論計(jì)算2 種方法分別對(duì)模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。模擬煤層開采全過程，分析煤層開采至不同邊界時(shí)隧道襯砌附加變形，研究下伏煤層開采對(duì)隧道的影響；對(duì)比分析煤層開采前與開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道最不利截面內(nèi)力，并以安全系數(shù)和裂縫寬度為評(píng)判指標(biāo)對(duì)隧道進(jìn)行安全性評(píng)價(jià)；在本文所述地層條件、煤層開采條件及煤層與隧道水平位置關(guān)系下，確定煤層開采的豎向影響范圍。研究結(jié)果可為后續(xù)類似工程提供理論和技術(shù)支持。

1 工程概況

1.1 隧道與煤層概況

工程背景為山西省東部某近接煤層的礦井鐵路隧道。隧道所在區(qū)域?qū)偬猩矫}中段西麓、黃土高原東部丘陵地貌，地表以侵蝕、剝蝕作用為主，巖性軟、植被少。地層自上而下依次為：①黃土，主要由粉土顆粒組成，平均厚度7.5 m；②泥巖，主要由黏土礦物組成，平均厚度70 m；③砂巖，礦物成分以石英為主，平均厚度74 m；④石灰?guī)r，礦物成分主要為方解石，平均厚度89 m；⑤泥巖，主要由黏土礦物組成，平均厚度82 m。⑥煤層，主要由碳、氫、氧、氮、硫和磷等元素組成，煤質(zhì)較軟，錘擊較易碎，裂隙較發(fā)育，巖體較完整，厚6 m；⑦泥巖，主要由黏土礦物組成，平均厚度82 m。

該礦井鐵路隧道長(zhǎng)2 000 m，隧道圍巖級(jí)別為Ⅴ級(jí)，斷面為馬蹄形，設(shè)計(jì)斷面高8.7 m，寬6.7 m，面積約53 m2。原設(shè)計(jì)二次襯砌采用厚度30 mm 的C35 鋼筋混凝土，配筋為直徑22 mm 的HRB335級(jí)鋼筋，內(nèi)外側(cè)間距200 mm。

隧道下伏煤層采用走向長(zhǎng)臂全部塌落法開采，工作面走向長(zhǎng)210 m，傾向長(zhǎng)184 m，傾角6.7°，采厚6 m，平均采深304 m。煤層共分為6 個(gè)采區(qū)，采空區(qū)高6 m。煤層與隧道洞口的水平距離約70 m，豎直距離約290 m。煤層開采區(qū)與隧道的平面位置關(guān)系如圖1所示，空間位置關(guān)系如圖2所示。

圖1 煤層開采區(qū)與隧道的平面位置關(guān)系（單位：m）

圖2 煤層開采區(qū)與隧道的空間位置關(guān)系

1.2 隧道現(xiàn)狀及病害情況

因下伏煤層的持續(xù)開采，該鐵路隧道襯砌出現(xiàn)裂縫等病害，病害嚴(yán)重處裂縫寬度甚至達(dá)數(shù)厘米，如圖3所示。為了準(zhǔn)確把握該隧道現(xiàn)階段的健康狀況，在隧道整治施工前，對(duì)襯砌結(jié)構(gòu)進(jìn)行全面檢測(cè)，主要檢測(cè)襯砌厚度、襯砌強(qiáng)度、襯砌內(nèi)鋼筋數(shù)量及間距等是否達(dá)到設(shè)計(jì)要求，同時(shí)還檢測(cè)了襯砌裂縫寬度，襯砌背后空洞的大小及分布情況。部分具體項(xiàng)目的檢測(cè)現(xiàn)場(chǎng)和結(jié)果如圖4和圖5所示。

圖3 現(xiàn)場(chǎng)隧道襯砌典型裂縫

圖4 現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)

圖5 襯砌與圍巖雷達(dá)反射剖面截圖

檢測(cè)結(jié)果表明：該隧道二襯平均厚度52.4 cm，合格率99.1%，不滿足設(shè)計(jì)要求；101個(gè)測(cè)區(qū)的強(qiáng)度平均值為34.0 MPa，其中21 個(gè)測(cè)區(qū)的強(qiáng)度不滿足設(shè)計(jì)要求；在襯砌結(jié)構(gòu)上發(fā)現(xiàn)裂縫共計(jì)301條，裂縫寬度在0.12～40.00 mm，裂縫深度在14.2～600.0 mm；襯砌鋼筋平均間距33.4 cm（設(shè)計(jì)間距20 cm），部分不滿足設(shè)計(jì)要求；在襯砌背后發(fā)現(xiàn)空洞或不密實(shí)的區(qū)域共計(jì)116 處?？傮w檢測(cè)結(jié)果認(rèn)為：隧道自身存在施工質(zhì)量問題，同時(shí)下伏煤層開采又顯著影響隧道結(jié)構(gòu)的安全性，造成襯砌多處裂縫，應(yīng)對(duì)其進(jìn)行針對(duì)性的加固處理。

2 數(shù)值模擬

煤層開采過程中會(huì)多次擾動(dòng)地層，使隧道受力及變形變得復(fù)雜。由于隧道運(yùn)營(yíng)后的檢測(cè)時(shí)段、檢測(cè)位置都不同程度受限，為全面了解煤層開采過程中隧道的受力變形狀態(tài)，建立三維數(shù)值分析模型，利用數(shù)值模擬的方式展開研究，同時(shí)采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與理論計(jì)算2種方法對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

2.1 模型建立

考慮到煤層和隧道的近接程度和影響范圍，利用FLAC 3D 建立由隧道、路基和7 層地層等組成的數(shù)值模擬模型，如圖6所示。模型總長(zhǎng)度700 m，總寬度500 m，深度400 m，共劃分單元41 萬個(gè)；設(shè)置模型中煤層的厚度與傾角、隧道洞口與采空區(qū)的距離均與實(shí)際相同。設(shè)邊界條件為：兩側(cè)面水平位移約束，正面及背面水平位移約束，底面豎向位移約束，頂面為自由面?？紤]煤層開采過程中巖層發(fā)生大變形甚至塌落，在數(shù)值模擬過程中激活大變形模式，同時(shí)控制煤層開采過程中采空區(qū)頂部巖體最大沉降不超過采空區(qū)高度。

圖6 數(shù)值模型

經(jīng)合理簡(jiǎn)化，模型各層土體及初支、二襯計(jì)算時(shí)用到的物理力學(xué)參數(shù)具體見表1。

表1 土層、隧道初支及二襯物理力學(xué)參數(shù)

在每個(gè)斷面典型位置處設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，通過應(yīng)力和變形監(jiān)測(cè)，直觀分析二襯的受力和變形情況。斷面沿隧道縱向間距為10 m，橫斷面分布如圖6所示。FLAC 3D 中二襯采用的是實(shí)體單元，可按照文獻(xiàn)［21］測(cè)量二襯的正應(yīng)力和剪應(yīng)力并將其轉(zhuǎn)換為彎矩和軸力。

2.2 模擬方法驗(yàn)證

2.2.1 現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)驗(yàn)證

為了解隧道受煤層開采影響的程度，在煤層開采期間對(duì)隧道里程K3+700（洞口）—K3+400 進(jìn)行變形監(jiān)測(cè)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)共計(jì)26 個(gè)，沿隧道左、右墻角縱向均勻?qū)ΨQ布置。沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)布置位置如圖7所示。洞口及沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)與煤層各開采區(qū)段位置關(guān)系詳見圖1。

圖7 沉降監(jiān)測(cè)點(diǎn)現(xiàn)場(chǎng)布置位置

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法和計(jì)算參數(shù)取值的合理性，對(duì)比數(shù)值模擬和現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)2 種方法得到的沿隧道縱向二襯墻角沉降，結(jié)果如圖8所示。2 種方法下各開采區(qū)開采后隧道洞口二襯墻角沉降如圖9所示。

圖8 沿隧道縱向二襯墻角沉降對(duì)比曲線

圖9 各開采區(qū)開采后隧道洞口二襯墻角沉降對(duì)比

由圖8和圖9可知：數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)得到的沿隧道縱向二襯墻角沉降變化規(guī)律基本一致，均是隧道洞口二襯墻角沉降最大，自洞口向隧道內(nèi)部逐漸減?。桓鏖_采區(qū)開采完成后，數(shù)值模擬得到各開采區(qū)隧道洞口二襯墻角沉降分別為13.96，28.15，52.23，67.63，87.16 和116.97 mm，現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)得到的沉降分別為14.00，28.40，49.50，71.30，90.50 和120.20 mm，隧道洞口二襯墻角沉降隨著煤層開采范圍的增大而逐漸增大；各開采區(qū)開采完成后，2 種方法得到的最大相對(duì)誤差為5.52%，計(jì)算結(jié)果誤差較小。

監(jiān)測(cè)結(jié)果表明，2 種方法得到的隧道二襯墻角沉降沿隧道縱向變化規(guī)律基本一致，本次數(shù)值模擬計(jì)算參數(shù)取值合理，方法可行。

2.2.2 理論計(jì)算驗(yàn)證

概率積分法是目前煤礦開采中應(yīng)用最多的地表移動(dòng)預(yù)計(jì)方法，其原理是將覆巖視為一種隨機(jī)介質(zhì)體，認(rèn)為覆巖的移動(dòng)是一種符合統(tǒng)計(jì)特性的隨機(jī)過程，利用統(tǒng)計(jì)分析來研究基巖和地面的沉降變形［22］。該方法通過將回采工作面分割為無數(shù)個(gè)極小開采單元，這樣工作面開采對(duì)基巖及地面的影響等同于每個(gè)極小開采單元對(duì)基巖及地面影響的累計(jì)疊加。依據(jù)地勘報(bào)告，隧道所處區(qū)域內(nèi)未發(fā)現(xiàn)斷層，且各土層基本為均質(zhì)體，滿足概率積分法的條件。

按照概率積分法，在半無限體開采主斷面內(nèi)，原點(diǎn)O1所在單元的開采行為會(huì)導(dǎo)致沿x軸方向距離原點(diǎn)x處的地表發(fā)生沉降，計(jì)算式為式（1）。對(duì)式（1）進(jìn)行積分，得到煤層開采導(dǎo)致沿x軸方向距離原點(diǎn)x處的地表沉降計(jì)算式即式（2），式（1）及式（2）的推導(dǎo)過程詳見文獻(xiàn)［22］。

式中：WO1(x)為O1所在單元開采導(dǎo)致x處地表沉降，m；r為主要影響半徑，m。

式中：W（x）為x處的地表沉降，m；Wmax為地表最大沉降，m；x′為開采單元在X′軸方向與原點(diǎn)O1間的距離，m。

根據(jù)誤差函數(shù)erf(x)=1，erf（-x）=-erf（x）），令中間變量u=（x-x′）/r，帶入式（2）得

假設(shè)煤層開采范圍為O1CDE，ED長(zhǎng)為L(zhǎng)，CD長(zhǎng)為b，具體如圖10 所示。圖中：A和B分別為位置點(diǎn)標(biāo)號(hào)；y′為開采單元在y軸方向的坐標(biāo)，m；L為開采工作面走向長(zhǎng)度，m；b為開采工作面傾向長(zhǎng)度，m；d為煤層開采厚度，m；q為下沉系數(shù)；α為煤層傾角，（°）。

圖10 地表沉降計(jì)算示意圖

因整個(gè)工作面開采而引起地表某點(diǎn)的沉降量W(x，y)為

根據(jù)實(shí)際工程，確定煤層開采工作面的走向長(zhǎng)、傾向長(zhǎng)和傾角等參數(shù)，并參考該工程所在地區(qū)部分礦井參數(shù)，取下沉系數(shù)q=0.6，拐點(diǎn)偏距0.15h=45.6 m，主要影響角正切tanβ=2.0。將以上參數(shù)分別帶入式（1）—式（4），通過理論計(jì)算得到煤層開挖完成后，隧道洞口處地表沉降為104.84 mm。由圖8可知，通過數(shù)值模擬得到該處沉降為116.97 mm。2 種方法得到的計(jì)算誤差為10.37%，滿足工程要求，再次說明數(shù)值模擬參數(shù)取值合理，方法可行。

3 隧道安全性分析與評(píng)價(jià)

通過數(shù)值模擬分析煤層開采全過程中既有隧道的變形與內(nèi)力，進(jìn)而研究煤層開采對(duì)隧道的影響規(guī)律。計(jì)算煤層開采至各邊界時(shí)既有隧道最小安全系數(shù)及最大裂縫寬度，評(píng)價(jià)隧道在不同開采邊界時(shí)的安全性，確定煤層開采區(qū)坍塌的最大豎向影響范圍。

3.1 隧道變形

分析隧道受煤層開采影響而產(chǎn)生的變形時(shí)，重新取隧道墻角沿隧道縱向的測(cè)點(diǎn)，測(cè)點(diǎn)間距為10 m，繪制隧道豎向變形和水平變形如圖11 和圖12所示。圖中：變形為負(fù)表示隧道向近煤層側(cè)水平偏移；為正表示向遠(yuǎn)煤層側(cè)水平偏移。

圖11 隧道豎向變形曲線

圖12 隧道水平變形曲線

由圖11 可知：隨著煤層開采的推進(jìn)，隧道二襯墻角沉降逐漸增大，開采至Ⅰ邊界和Ⅵ邊界時(shí)，隧道二襯墻角的最大沉降分別為13.96 mm 和116.97 mm，且開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道二襯墻角的最大沉降較開采至Ⅰ邊界時(shí)增加了7.38 倍；實(shí)際中該煤層采用走向長(zhǎng)臂全部塌落法開采，計(jì)算得到煤層開挖部分上方巖土體的豎向位移較大，原因可能是開采區(qū)域較大且無支護(hù)，故認(rèn)為煤層開采過程中巖層垮落，進(jìn)而造成隧道產(chǎn)生較大沉降；開采至各煤層邊界時(shí)豎向變形沿隧道縱向的變形規(guī)律基本一致，即距離洞口越近，隧道沉降越大，其中開采至Ⅵ邊界時(shí)，從洞口至進(jìn)洞500 m 處的隧道沉降曲線平均斜率最大，為0.23；煤層開采過程中，開采至各邊界的隧道沉降曲線于進(jìn)洞350 m 附近相交，說明各開采區(qū)開采對(duì)隧道的影響限于隧道洞口至進(jìn)洞350 m范圍內(nèi)。

由圖12可知：煤層開采過程中，距離隧道洞口越近，隧道二襯墻角水平變形越大，開采至各邊界的隧道水平變形曲線交于進(jìn)洞300 m 附近，可見煤層開采下隧道二襯墻角水平變形規(guī)律與豎向變形規(guī)律基本一致；水平變形在數(shù)值上遠(yuǎn)小于豎向變形，煤層開采過程中隧道的最大水平變形值不足7 mm；自開采至Ⅲ邊界開始，隧道在距洞口100 m 范圍內(nèi)的隧道二襯墻角水平變形沿隧道縱向上出現(xiàn)了較大波動(dòng)，這是由于煤層的單次開采面積更大，與隧道的空間距離也更近。

下伏煤層開采會(huì)使得隧道洞口至進(jìn)洞350 m 范圍內(nèi)產(chǎn)生較大的附加變形，且隨著煤層開采的推進(jìn)，附加變形增加更快。

3.2 隧道襯砌內(nèi)力

提取煤層開采前和煤層開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道最不利截面的彎矩值和軸力值繪制其內(nèi)力圖，如圖13 和圖14 所示。圖中：彎矩為正表示隧道內(nèi)側(cè)受拉，為負(fù)表示外側(cè)受拉；軸力為正表示隧道結(jié)構(gòu)環(huán)向上受拉，為負(fù)表示受壓。由圖13 和圖14 可得到如下結(jié)論。

圖13 煤層開采前隧道襯砌內(nèi)力分布

圖14 開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道襯砌內(nèi)力分布

（1）煤層開采前，隧道拱頂彎矩和軸力均較小，左、右邊墻處彎矩和軸力均較大；此時(shí)彎矩和軸力整體呈左、右對(duì)稱分布，但數(shù)值上存在差異。

（2）開采至Ⅵ邊界時(shí)，隧道左拱腰處彎矩大于右拱腰，仰拱處右側(cè)彎矩遠(yuǎn)大于左側(cè)，左墻角處彎矩大于右墻角彎矩，說明煤層開采對(duì)隧道有較大的偏壓影響，導(dǎo)致內(nèi)力較煤層開采前分布更為復(fù)雜；此時(shí)的隧道彎矩和軸力較煤層開采前整體增大，隧道左拱腰處彎矩由煤層開采前的-0.368 kN·m 增大至49.610 kN·m，仰拱右側(cè)處彎矩由煤層開采前的0.256 kN·m增大至149.387 kN·m，較煤層開采前，左、右墻角處的彎矩分別增大了84.7倍和56.1倍。

（3）對(duì)比2 個(gè)階段隧道最不利截面的內(nèi)力分布，開采至Ⅵ邊界時(shí)，隧道軸力最大值為3 800 kN，位于隧道左墻角，相比煤層開采前增大了19.9 倍，隧道右墻角軸力為1 850 kN，增大了17.0 倍；開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道最不利截面各位置沉降數(shù)值相差不大，且煤層開采前后隧道的最不利截面周邊圍巖均處于塑性區(qū)，原因可能是煤層開采范圍大，且隧道圍巖較為軟弱，導(dǎo)致隧道圍巖變形較大。

綜上可知，煤層開采對(duì)該隧道的邊墻和仰拱處均有不利影響，此外煤層的開采還削弱了隧道一側(cè)的支承力，進(jìn)一步加大了隧道的偏壓狀態(tài)。

3.3 隧道安全性評(píng)價(jià)

依據(jù)TB 10003—2016《鐵路隧道設(shè)計(jì)規(guī)范》［23］，統(tǒng)籌考慮隧道結(jié)構(gòu)彎矩及軸力，計(jì)算最不利位置處安全系數(shù)及裂縫寬度，以該安全系數(shù)及裂縫寬度來評(píng)價(jià)隧道的安全狀態(tài)。選取混凝土達(dá)到抗拉極限強(qiáng)度時(shí)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)的強(qiáng)度安全系數(shù)2.4 為安全系數(shù)限值，0.2 mm 為表面裂縫計(jì)算寬度限值。開采過程中隧道的最小安全系數(shù)和最大裂縫寬度分別見表2和表3。開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道各位置裂縫寬度見表4。表中：h0為截面有效高度，取250 mm。

表2 隧道最小安全系數(shù)

表3 煤層開采至各邊界時(shí)的隧道最大裂縫寬度mm

表4 開采至Ⅵ邊界時(shí)隧道各位置裂縫寬度

由表2和表3可知：煤層開采過程中，隧道結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)隨著煤層開采的推進(jìn)逐漸降低，最大裂縫寬度逐漸增大；開采至Ⅰ—Ⅱ邊界時(shí)，隧道結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)均大于安全系數(shù)限值2.4，初始偏心距小于0.55 倍截面有效高度，裂縫寬度無須驗(yàn)算；開采至Ⅲ—Ⅵ邊界時(shí)，隧道結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)均小于安全系數(shù)限值2.4，開采至Ⅳ—Ⅵ邊界時(shí)，最大裂縫寬度均大于裂縫寬度限值0.2 mm。

由表2和表4可知：開采至Ⅵ邊界時(shí)，隧道結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)為1.21，隧道最大裂縫寬度2.01 mm，位于隧道左墻角，這與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)得到隧道出現(xiàn)的一些影響正常運(yùn)營(yíng)的病害結(jié)果吻合；隧道二襯隨著煤層的開采受力逐漸增大，安全系數(shù)由3.90變?yōu)?.21，下降了68.97%，隧道安全系數(shù)不滿足規(guī)范要求，需采取相應(yīng)措施對(duì)隧道進(jìn)行整治。

綜上，隨著煤層的不斷開采，隧道的最小安全系數(shù)由3.90 逐漸降低到1.21，隧道的最大裂縫寬度由小于0.20 mm 逐漸增大到2.01 mm，煤層各開采區(qū)開采完成后，隧道的最小安全系數(shù)和最大裂縫寬度均不滿足規(guī)范要求。

3.4 煤層開采對(duì)上覆巖層的影響范圍

為分析開采區(qū)巖層垮落對(duì)上方地層豎向變形的影響，同時(shí)分析開采區(qū)坍塌的豎向影響范圍，選取開采區(qū)最大豎向變形處及其豎直往上至地面的測(cè)點(diǎn)，繪制出煤層開采至各邊界時(shí)不同位置巖層豎向變形曲線如圖15 所示。圖中：豎向變形為正代表巖層豎直向上變形；為負(fù)代表巖層豎直向下變形。

圖15 煤層開采至各邊界時(shí)不同位置的巖層豎向變形

由圖15 可知：煤層開采至Ⅲ邊界時(shí)，開采區(qū)最大豎向變形達(dá)到采空區(qū)高度（6 m），且在煤層開采區(qū)豎向往上50 m 范圍內(nèi)，巖層豎向變形不會(huì)隨著煤層開采而變化，說明該范圍內(nèi)的巖層變形已達(dá)到最大，且形成了塌落拱；在煤層開采區(qū)豎向往上100 m 及其以上位置，巖層豎向變形隨著煤層的開采而逐漸增大；隨著與開采區(qū)豎向距離的增大，巖層豎向變形先急劇減小，直到該距離超過50 m后變形速率明顯放緩，最終該距離超過95 m 后變形相對(duì)穩(wěn)定，說明煤層開采對(duì)豎向95 m 范圍內(nèi)的巖體變形影響最為明顯。

結(jié)合對(duì)安全系數(shù)及裂縫寬度的分析結(jié)果可知：煤層開采至Ⅱ邊界時(shí)，隧道最小安全系數(shù)及裂縫寬度均滿足規(guī)范要求，直至開采至Ⅲ邊界時(shí)最小安全系數(shù)開始不滿足要求；故以開采至Ⅱ邊界時(shí)，開采區(qū)最大豎向變形處豎直向上對(duì)應(yīng)地面位置的豎向變形100 mm為標(biāo)準(zhǔn)，確定開采區(qū)坍塌的豎向影響范圍。

截取開采至Ⅵ邊界時(shí)且與開采區(qū)豎向間距超過95 m 的巖層各位置豎向變形，并作該部分?jǐn)?shù)據(jù)的擬合曲線如圖16 所示，擬合曲線的可決系數(shù)為0.998。得到適用于x2＞95 m 范圍下的擬合函數(shù)，見式（5）。通過該擬合式，便可計(jì)算出地面豎向變形為100 mm 時(shí)煤層開采區(qū)至地面的豎向距離，并以該距離作為本文所述地層條件及煤層開采條件下，隧道不受煤層開采影響的最小豎向距離。

圖16 開采至Ⅵ邊界時(shí)距開采區(qū)豎向距離95 m 外豎向變形擬合曲線

式中：x2為巖層距開采區(qū)的豎向距離，m；y2表示該巖層位置處的豎向變形，m。

將地面豎向變形100 mm 代入式（5），計(jì)算得到地面到開采區(qū)的豎向距離為2 449 m。至此，在本文所述地層、煤層開采及煤層與隧道位置關(guān)系的條件下，煤層開采的豎向影響范圍為自開采區(qū)豎向往上2 449 m。

4 結(jié) 論

（1）針對(duì)某近接煤層的礦井鐵路隧道工程構(gòu)建三維數(shù)值分析模型，并采用現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)與理論計(jì)算2種方法分別對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。對(duì)比數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)結(jié)果可知，兩者得到的隧道豎向變形變化規(guī)律基本一致，其中最大相對(duì)誤差5.52%出現(xiàn)在開采區(qū)Ⅳ完成后；對(duì)比數(shù)值模擬與理論計(jì)算結(jié)果可知，兩者誤差為10.37%，滿足工程要求。2 種方法均證明數(shù)值模擬參數(shù)取值合理、方法可行。

（2）隨著煤層開采推進(jìn)，從I 邊界至Ⅵ邊界，隧道二襯墻角的最大沉降從13.96 mm 增加為116.97 mm，增加了7.38 倍；但隧道水平變形遠(yuǎn)小于豎向變形，最大值不超過7 mm；自開采至Ⅲ邊界開始，隧道的水平變形曲線在洞口100 m 范圍內(nèi)出現(xiàn)較大波動(dòng)，說明此時(shí)煤層的單次開采面積、煤層與隧道的空間距離對(duì)隧道影響較大。

（3）對(duì)煤層開采前與開采至Ⅵ邊界時(shí)襯砌內(nèi)力分析表明，自煤層開始開采到開采至Ⅳ邊界的過程中，隧道仰拱右側(cè)彎矩由0.256 kN·m 增大至149.387 kN·m，左、右墻角彎矩則分別增大了84.7 倍和56.1 倍，左、右墻角軸力則分別增大了19.9 倍和17.0 倍，隧道結(jié)構(gòu)最小安全系數(shù)降低了68.97%，隧道安全性大幅降低；整個(gè)過程中隧道結(jié)構(gòu)裂縫最大達(dá)到2.01 mm，能夠與現(xiàn)場(chǎng)檢測(cè)得到隧道出現(xiàn)的一些影響正常運(yùn)營(yíng)的病害結(jié)果吻合。

（4）在本文所述地層條件、煤層開采條件及煤層與隧道水平位置關(guān)系下，煤層開采的豎向影響范圍為自開采區(qū)豎向往上2 449 m。隨著煤層開采的推進(jìn)，影響范圍內(nèi)的隧道不僅安全性大幅降低，還會(huì)出現(xiàn)可能影響正常運(yùn)營(yíng)的病害。