雷顯權 劉福春 嚴慶文 張帥帥 郭奇峰 王勇兵 汪小東

(1.長沙有色冶金設計研究院有限公司,湖南 長沙 410019;2.深井礦山安全高效開采技術湖南省工程研究中心,湖南 長沙 410019;3.中南大學資源與安全工程學院,湖南 長沙 410083;4.云南馳宏鋅鍺股份有限公司會澤礦業(yè)分公司,云南 曲靖 654200;5.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083)

隨著淺部礦產(chǎn)資源的日益枯竭,我國礦產(chǎn)資源開發(fā)即將全面進入第二深度空間(1 000 ～2 000 m),深部資源開采逐漸成為礦產(chǎn)資源開發(fā)新常態(tài)[1-3]。進入深部開采后,地應力顯著增大,地質(zhì)環(huán)境復雜多變,礦巖非線性力學特征顯著,開采擾動強烈,巷道變形、片幫、塌方、冒頂、巖爆等災害問題突出,給深部巷道圍巖穩(wěn)定性控制與礦山生產(chǎn)安全防控造成巨大挑戰(zhàn)[4-6]。為了應對深部高應力復雜環(huán)境條件下巷道失穩(wěn)致災問題,相關學者開展了大量研究,在深部開采巖體力學特性、圍巖變形破壞機理、巖層穩(wěn)定性控制方法、巷道支護技術和地壓災害監(jiān)測預警等方面取得了長足進展[7-12]。

巷道圍巖的損傷分區(qū)和承載結構特征是巷道穩(wěn)定性評價的重要內(nèi)容,也是巷道巖層控制與支護設計的重要依據(jù)。康紅普[13-14]于1997 年首次提出巷道圍巖關鍵承載圈概念,分析了圍巖承載圈的分布特征及其影響因素,闡述了關鍵承載圈對巷道支護的工程意義。李樹清等[15-16]采用彈塑性理論分析和數(shù)值模擬方法研究了巷道圍巖的承載結構特征,分析了深部巷道與淺部巷道圍巖承載結構的差別,探討了支護阻力對深部巷道圍巖承載結構的影響。趙光明等[17-18]通過理論分析和數(shù)值模擬,將軟弱破碎巷道圍巖的承載結構劃分為淺支撐層、深支撐層和關鍵支撐層,分析了各支撐層對圍巖變形的控制作用以及巖體殘余強度和支護作用對圍巖承載結構演化和巷道變形的影響。Qin 等[19]采用理論分析和數(shù)值模擬相結合的方法研究了動壓作用下深部軟巖巷道圍巖的承載結構,分析了不同支護方式對圍巖承載結構的控制效果。Zhang 等[20]采用理論分析、數(shù)值模擬和現(xiàn)場試驗相結合的方法研究了巷道開挖空間效應產(chǎn)生的應力調(diào)整和重分布對圍巖力學特性及承載結構的影響,揭示了巖石破裂發(fā)展狀態(tài)對圍巖承載結構的調(diào)節(jié)機制。王璽等[21]通過理論計算和數(shù)值模擬實驗,研究了不同巖體質(zhì)量等級巷道圍巖的承載結構特征,分析了巖體質(zhì)量等級對各承載區(qū)主應力分布和塑性破壞的影響。這些研究深化了對巷道圍巖承載結構特征及其作用機理的認識,對巷道圍巖穩(wěn)定性控制與支護具有重要指導作用。

充分發(fā)揮圍巖的自身強度和自承能力以達到采礦工程的穩(wěn)定是礦山巖石力學最基本的原理[22-23]。為了實現(xiàn)這一目的,首先就要了解和掌握圍巖的損傷分區(qū)和承載結構特征。雖然前人對巷道圍巖承載結構相關問題進行了大量研究并取得了豐富成果,但由于深井礦山開采環(huán)境的復雜性,還存在許多問題需要作進一步研究和探討,比如超埋深高應力復雜地層巷道圍巖承載結構的差異性及穩(wěn)定性問題。針對該問題,本研究以云南某深井開采礦山1 500 m 埋深中段石門巷道為例,采用彈塑性理論分析、松動圈現(xiàn)場測試和數(shù)值模擬計算相結合的方法,研究了超埋深高應力條件下不同地層巷道圍巖的損傷分區(qū)和承載結構特征,分析了不同地層圍巖損傷區(qū)和承載結構的差異及其原因,探討了不同地層圍巖承載結構與巷道穩(wěn)定性的關系,提出了一種確定深部巷道錨桿支護長度的新方法,為該礦山深部巷道圍巖穩(wěn)定性控制與支護提供理論指導。

1 工程概況

云南某礦山是目前國內(nèi)已建成投產(chǎn)的開采深度最深的礦山,最低開采中段埋深超過1 500 m。礦山地層、構造條件復雜,深部巷道埋深大、地應力高,開采擾動強烈,具有典型的“三高一擾動”特征。現(xiàn)場調(diào)查結果顯示,在深部復雜環(huán)境條件下,巷道圍巖變形、噴層開裂和支護破壞現(xiàn)象多見,發(fā)生片幫、冒頂和大規(guī)模失穩(wěn)的安全風險突出,給巷道穩(wěn)定性控制造成極大挑戰(zhàn)。

以該礦山深部某中段石門巷道為研究對象(圖1)。該中段埋深約1 500 m,巷道斷面形狀為三心拱形,斷面規(guī)格為3.40 m×3.20 m。巷道從豎井馬頭門往SE 方向開拓掘進,依次穿越震旦系陡山沱組、燈影組、寒武系筇竹寺組,泥盆系宰格組,石炭系大塘組、擺佐組、威寧組、馬坪組,二疊系梁山組、棲霞—茅口組等多組地層以及多條斷層。

圖1 研究區(qū)巷道布置Fig.1 Roadway layout in research area

根據(jù)巷道埋深和上覆巖層重度估算垂向應力約為42 MPa。礦山1 500 m 深處的地應力測量結果顯示,最大主應力為42.34 ～45.95 MPa,平均43.78 MPa,最大主應力方向為NNW-SSE[24]?，F(xiàn)場節(jié)理裂隙調(diào)查和巖體質(zhì)量評價結果顯示,巷道圍巖的巖體質(zhì)量等級以Ⅲ～Ⅳ級為主。通過室內(nèi)基礎巖石力學試驗,獲得了不同地層巖塊試樣的力學參數(shù)。以此為基礎,結合巖體節(jié)理裂隙調(diào)查和巖體質(zhì)量評價結果,采用等效Hoek-Brown 強度準則與Mohr-Coulomb 強度準則的巖體力學參數(shù)估算方法[25-26],獲得了深部巷道圍巖的巖體力學參數(shù),見表1。

表1 深部巖體力學參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of deep rock mass

2 深部巷道圍巖損傷分區(qū)與承載結構模型

假設巷道圍巖為均質(zhì)各向同性連續(xù)介質(zhì),本構關系為彈塑性軟化模型。基于圓形開挖斷面和小孔擴張理論,建立如圖2 所示的巷道圍巖受力分析模型。巷道開挖后,圍巖應力發(fā)生二次重分布,并產(chǎn)生應力集中,導致圍巖發(fā)生不同程度的損傷破裂。根據(jù)圍巖應力分布特征和損傷破裂程度,圍巖變形損傷區(qū)由表及里依次劃分為破碎區(qū)(或松動區(qū))、塑性軟化區(qū)、彈性區(qū)和原巖應力區(qū)[8,17-18]。其中,破碎區(qū)和塑性軟化區(qū)為塑性變形區(qū),即廣義上的塑性區(qū);彈性區(qū)和原巖應力區(qū)為彈性變形區(qū)。

圖2 巷道圍巖受力分析模型Fig.2 Mechanical model of roadway surrounding rock

根據(jù)巷道開挖后圍巖二次應力分布規(guī)律,并結合圍巖變形損傷分區(qū)特征,建立如圖3 所示的深部巷道圍巖承載結構模型。將σθ＞P0的區(qū)域定義為承載區(qū)。如圖3(a)所示,破碎區(qū)(A-B)為應力降低區(qū)(σθ＜P0);塑性軟化區(qū)(B-C)雖然發(fā)生了塑性屈服,但仍具有較高的承載能力,將其劃為塑性承載區(qū);彈性區(qū)(C-D)強度幾乎沒有受到損傷弱化,承載能力很高,將其劃為彈性承載區(qū);在塑性承載區(qū)和彈性承載區(qū)范圍內(nèi),存在一個相對高應力區(qū)(σθmax＞σθ＞kP0),是承受圍巖壓力的關鍵區(qū)域,將其劃為關鍵承載區(qū)(EF)。研究表明,k值范圍一般為1.2 ～1.5[17-18,21]。綜合考慮計算得到的巷道圍巖二次應力分布特征及其與最大峰值應力和原巖應力的關系,本研究k值取1.3。圖3(b)顯示了深部巷道圍巖承載區(qū)與變形損傷區(qū)的對應關系。

圖3 深部巷道圍巖承載結構模型Fig.3 Load-bearing structure model of deep roadway surrounding rock

3 深部巷道圍巖損傷分區(qū)與承載結構特征

3.1 彈塑性理論計算塑性區(qū)深度

基于圓形巷道力學模型和Mohr-Coulomb 屈服準則,通過彈塑性力學理論分析,可求得巷道圍巖塑性區(qū)半徑Rp的計算公式,即卡斯特奈(H.Kastner)公式或修正芬納(R.Fenner)公式[27]:

原巖應力可通過地應力實測獲得,或采用下式進行估算:

式中,γ為巖體容重;H為巷道埋深。

當支護阻力Pi為0,即巷道開挖未支護時,圍巖塑性區(qū)半徑Rp計算公式為

為了便于計算,基于最小外接圓原則,采用幾何作圖法得到礦山深部三心拱形巷道的等價圓形斷面,以獲得巷道等效半徑,即2.08 m。然后根據(jù)研究礦山深部巷道圍巖的巖體力學參數(shù)(表1)及其所處的地應力環(huán)境(原巖應力P0取42 MPa),計算得到不同地層巷道圍巖的塑性區(qū)深度,見表2。計算結果顯示,不同地層圍巖塑性區(qū)深度范圍為1.62 ～3.03 m,平均2.16 m。

表2 不同地層圍巖塑性區(qū)理論計算結果Table 2 Theoretical calculation results of plastic zone of surrounding rock in different strata

3.2 聲波法現(xiàn)場測試松動圈深度

根據(jù)巷道圍巖松動圈支護理論[28-29],巷道開挖后,原巖應力在圍巖中發(fā)生重分布并產(chǎn)生應力集中,當集中應力超過圍巖強度時,巷道周邊圍巖發(fā)生破壞,形成一條環(huán)向破裂帶,該破裂帶被稱為圍巖松動圈。松動圈的范圍通常采用現(xiàn)場實測方法獲得,作為巷道支護分類和參數(shù)設計的依據(jù)。

本研究采用聲波法進行松動圈測試。聲波在巖體中的傳播速度與巖體的結構及其物理力學性質(zhì)密切相關。在裂隙發(fā)育、低密度、高聲阻抗巖體中,聲波傳播速度較慢;在高應力、高密度巖體中,聲波傳播速度較快。因此,通過測試超聲波在巷道圍巖鉆孔內(nèi)的傳播速度,繪制波速—孔深曲線,分析波速沿孔深的變化規(guī)律,就可以判斷圍巖松動圈的范圍。

現(xiàn)場測試采用武漢中科智創(chuàng)生產(chǎn)的RSM-SY5 型智能聲波檢測儀以及與之配套的一發(fā)雙收探頭。該檢測儀具備自動判讀功能,使得首波聲時、聲幅讀取更為準確。測點布置在巷道側(cè)壁,針對不同地層巷道圍巖,共完成了11 個點的松動圈測試,結果見圖4 和表3。實測結果顯示,不同地層圍巖松動圈深度范圍為0.9～1.9 m,平均1.38 m。

表3 不同地層圍巖松動圈測試結果Table 3 Test results of rock loose circle in different strata

圖4 松動圈測試波速—孔深曲線Fig.4 Wave velocity-hole depth curve of rock loose circle test

3.3 數(shù)值模擬分析塑性區(qū)特征

根據(jù)研究礦山深部巷道幾何特征,采用FLAC3D軟件,建立巷道開挖數(shù)值計算模型。采用8 節(jié)點六面體單元劃分網(wǎng)格,為了提高計算精度,對巷道周邊網(wǎng)格進行了加密,劃分后的網(wǎng)格模型包括46 820 個單元和52 030 個節(jié)點。模型幾何尺寸和網(wǎng)格劃分情況如圖5 所示。

圖5 巷道模型網(wǎng)格Fig.5 Mesh grid of roadway model

巷道圍巖的變形破壞行為采用耦合張拉屈服準則的Mohr-Coulomb 強度準則來描述,屈服函數(shù)如下:

式中,σ1和σ3分別為最大和最小主應力;Fs和Ft分別為剪切和張拉屈服函數(shù)。

模型物理力學參數(shù)見表1。根據(jù)地應力實測和理論估算結果,并考慮巷道走向與最大主應力方向近似平行的關系,在模型x、y方向上分別施加42 MPa和43.78 MPa 的水平應力,在模型z方向上施加42 MPa 的垂向應力和9.8 m/s2的重力加速度。

采用FLAC3D軟件計算模擬巷道開挖過程。根據(jù)數(shù)值模擬結果,繪制了不同地層巷道開挖后的圍巖塑性區(qū)分布結果,見圖6。在此基礎上,根據(jù)上述深部巷道圍巖損傷分區(qū)理論模型,獲得了不同地層巷道圍巖的損傷區(qū)(破碎區(qū)和塑性區(qū))深度,見表4。數(shù)值模擬結果顯示,不同地層圍巖破碎區(qū)深度范圍為0.92～1.63 m,平均1.20 m;不同地層圍巖塑性區(qū)深度范圍為1.48～2.50 m,平均1.87 m。

表4 不同地層圍巖損傷區(qū)數(shù)值模擬結果Table 4 Numerical simulation results of damage zone of surrounding rock in different strata

圖6 不同地層圍巖塑性區(qū)分布特征Fig.6 Distribution characteristics of plastic zone of surrounding rock in different strata

3.4 深部巷道圍巖承載結構劃分

基于數(shù)值模擬得到的巷道圍巖應力分布規(guī)律和損傷區(qū)分布結果,根據(jù)上述深部巷道圍巖承載結構理論模型,劃分了不同地層巷道圍巖的承載區(qū),見圖7,并獲得了不同承載區(qū)的結構參數(shù),見表5。研究結果顯示,巷道圍巖塑性、彈性和關鍵承載區(qū)平均深度范圍分別為1.20～1.88 m、1.88～8.09 m 和1.58～2.86 m,平均厚度分別為0.68 m、6.21 m 和1.28 m。

表5 不同地層圍巖承載區(qū)劃分結果Table 5 Results of load-bearing zone division of surrounding rock mass in different strata

圖7 不同地層巷道圍巖最大主應力分布特征Fig.7 Distribution characteristics of maximum principal stress in surrounding rock of different strata

4 分析與討論

4.1 不同圍巖損傷區(qū)與承載結構的差異

4.1.1 不同地層圍巖損傷區(qū)深度對比

圖8 所示為采用上述3 種方法得到的不同地層巷道圍巖損傷區(qū)深度對比。從圖8 可以看出,不同地層圍巖的損傷區(qū)深度存在明顯差異,塑性區(qū)及破碎區(qū)深度由大到小排序為:燈影組＞棲霞—茅口組＞宰格組＞大塘組＞擺佐組。不同方法得到的損傷區(qū)深度雖有差異但變化趨勢基本一致。由圖8(a)可以看出,對于同一地層,圍巖塑性區(qū)深度理論計算結果比數(shù)值模擬結果偏大,主要原因是理論計算沒有考慮巷道圍巖的三維結構。由圖8(b)可以看出,對于同一地層圍巖,燈影組、宰格組和大塘組的破碎區(qū)深度數(shù)值模擬結果略小于松動圈實測平均結果,但都在松動圈實測結果(表3)范圍內(nèi);擺佐組破碎區(qū)深度數(shù)值模擬結果與松動圈實測結果相差較大,主要是因為擺佐組只進行了1 次松動圈實測,沒有反映松動圈深度的統(tǒng)計特征。上述3 種方法研究結果的對比分析也表明,數(shù)值模擬方法能夠較為客觀準確地揭示深部巷道圍巖的損傷破壞特征。

圖8 不同地層圍巖損傷區(qū)對比Fig.8 Comparision of damage zone of surrounding rock in different strata

圖9 所示為巷道圍巖損傷區(qū)深度與巖體強度的關系。由圖9 可以看出,圍巖塑性區(qū)、破碎區(qū)深度均與巖體抗壓、抗拉強度呈負線性相關關系?？傮w而言,巖體抗壓、抗拉強度越大,圍巖損傷區(qū)深度越小。這表明,在相同的地應力條件下,巷道圍巖的損傷破壞程度主要取決于巖體強度。雖然這一結論早已從理論上得到預測,但本研究進一步基于深井礦山高應力巷道實例并通過圍巖松動圈現(xiàn)場實測和三維數(shù)值模擬實驗驗證了這個結論。

圖9 圍巖損傷區(qū)與巖體強度關系Fig.9 Relationship between damage zone and strength of surrounding rock

4.1.2 不同地層圍巖承載結構對比

圖10 所示為不同地層巷道圍巖承載結構參數(shù)對比。由圖10(a)可以看出,不同地層圍巖的承載區(qū)厚度沒有明顯差異,除燈影組外,宰格組、大塘組、擺佐組和棲霞—茅口組圍巖的塑性、彈性和關鍵承載區(qū)厚度均非常接近。由圖10(b)可以看出,不同地層圍巖的承載區(qū)深度存在顯著差異,但塑性、彈性和關鍵承載區(qū)深度變化趨勢一致,由大到小排序為:燈影組＞棲霞—茅口組＞宰格組＞大塘組＞擺佐組。這也與上述不同地層圍巖損傷區(qū)深度排序相一致。

圖10 不同地層圍巖承載結構對比Fig.10 Comparison of load-bearing structures of surrounding rock in different strata

圖11 所示為巷道圍巖承載結構參數(shù)與巖體強度的關系。從圖11 可以看出,圍巖塑性、彈性和關鍵承載區(qū)深度均與巖體抗壓、抗拉強度呈負線性相關關系?？傮w而言,巖體抗壓、抗拉強度越大,圍巖承載區(qū)深度越小。

圖11 圍巖承載結構與巖體強度關系Fig.11 Relationship between load-bearing structures and strength of surrounding rock mass

4.2 圍巖承載結構與巷道穩(wěn)定性的關系

圖12 所示為不同地層巷道開挖后圍巖變形特征對比。從圖12 可以看出,不同地層圍巖的總體變形特征相似,但位移量存在明顯差異,頂板、巷幫最大位移由大到小排序為燈影組＞棲霞—茅口組＞宰格組＞大塘組＞擺佐組。

圖12 不同地層圍巖變形特征對比Fig.12 Comparison of deformation characteristics of surrounding rock in different strata

圖13 所示為巷道開挖后圍巖位移、損傷區(qū)深度與關鍵承載區(qū)深度的關系。從圖13 可以看出,頂板、巷幫位移量以及圍巖塑性區(qū)、破碎區(qū)深度均與關鍵承載區(qū)深度呈正線性相關關系?？傮w而言,關鍵承載區(qū)深度越大,圍巖位移量和損傷區(qū)深度越大。

圖14 深部巷道錨桿支護示意Fig.14 Schematic of rockbolt support in deep roadway

4.3 對深部巷道圍巖穩(wěn)定性控制的啟示

了解和掌握巷道圍巖的損傷分區(qū)和承載結構特征對巷道穩(wěn)定性控制具有重要意義。研究結果顯示,在深部高應力條件下,不同地層圍巖的損傷區(qū)和承載區(qū)結構具有顯著差異,而且關鍵承載區(qū)深度對圍巖損傷變形具有明顯控制作用。這就要求在制定深井礦山高應力巷道支護方案時,需要根據(jù)各類圍巖的實際損傷破壞特征,有針對性地選擇恰當?shù)闹ёo方法和確定合理的支護參數(shù)。

以目前礦山常用的錨桿支護為例,錨桿長度是錨桿支護最重要的技術參數(shù),但如何確定錨桿長度是錨桿支護設計的難點。通常做法是將錨桿端頭錨固到圍巖深部穩(wěn)定巖層,或取錨桿有效長度大于塑性區(qū)深度,但研究和實踐表明這2 種方法確定的錨桿長度都偏安全,容易造成支護浪費。另一種工程實踐性很強的方法是根據(jù)圍巖松動圈深度來確定錨桿長度,但松動圈測試現(xiàn)場實施難度大,而且很多測量結果并沒有明顯的松動圈界線。根據(jù)承壓拱(或壓力拱)支護理論[30-31],錨桿支護的主要作用是在圍巖損傷區(qū)內(nèi)重建人造承壓拱,提高損傷圍巖的整體強度和自承能力,以此來抵抗圍巖變形壓力和維護巷道穩(wěn)定。這也符合深部巷道圍巖穩(wěn)定性控制的基本原理[23]。結合承壓拱支護理論和本文研究結果,綜合分析認為較為合理的做法將錨桿錨固到圍巖關鍵承載區(qū)內(nèi),即取錨桿有效長度等于圍巖關鍵承載區(qū)的內(nèi)邊界深度(圖14)。這樣既避免了錨桿過長浪費,也避免了因錨桿支護長度不足所導致的圍巖控制不穩(wěn)。

5 結 論

針對深井礦山高應力巷道圍巖穩(wěn)定性控制問題,以云南某深井開采礦山1 500 m 埋深中段石門巷道為例,采用彈塑性理論分析、松動圈現(xiàn)場測試和數(shù)值模擬計算3 種方法,研究了深井高應力復雜地層巷道圍巖的損傷分區(qū)和承載結構特征及其對巷道穩(wěn)定性控制的意義。

(1)根據(jù)巷道開挖后圍巖損傷分區(qū)特征和應力分布規(guī)律,建立了深部巷道圍巖承載結構理論模型,將深部巷道圍巖承載區(qū)劃分為塑性承載區(qū)、彈性承載區(qū)和關鍵承載區(qū)3 個部分,提出了確定各承載區(qū)范圍的方法。

(2)圍巖松動圈現(xiàn)場實測結果顯示,該礦山深部巷道圍巖松動圈深度總體變化范圍0.9～1.9 m,平均1.38 m。其中:燈影組松動圈深度范圍1.5 ～1.9 m,平均1.7 m;宰格組松動圈深度范圍1.1 ～1.3 m,平均1.15 m;大塘組松動圈深度范圍0.9 ～1.5 m,平均1.17 m;擺佐組松動圈深度1.5 m。

(3)通過3 種不同方法的綜合研究和對比分析,揭示了該礦山深部巷道圍巖的損傷區(qū)發(fā)育特征。數(shù)值模擬結果顯示不同地層圍巖的破碎區(qū)深度范圍為0.92～1.63 m,平均1.20 m;塑性區(qū)深度范圍為1.48～2.50 m,平均1.87 m。雖然所處的地應力環(huán)境相同,但不同地層圍巖的損傷區(qū)深度存在明顯差異,由大到小排序為:燈影組＞棲霞—茅口組＞宰格組＞大塘組＞擺佐組。

(4)基于深部巷道圍巖承載結構理論模型和數(shù)值模擬計算結果,劃分了該礦山深部巷道圍巖的承載結構。不同地層圍巖的承載區(qū)厚度差別不大,但承載區(qū)深度存在顯著差異。關鍵承載區(qū)厚度范圍為1.09～1.34 m,平均1.28 m;關鍵承載區(qū)內(nèi)邊界深度范圍為1.22～2.18 m,平均1.58 m;不同地層關鍵承載區(qū)深度由大到小排序為:燈影組＞棲霞—茅口組＞宰格組＞大塘組＞擺佐組。

(5)在巷道規(guī)格和地應力環(huán)境相同條件下,巖體強度是影響圍巖承載結構和巷道穩(wěn)定性的最主要因素?？傮w而言,巖體強度越大,關鍵承載區(qū)深度越小,圍巖損傷區(qū)深度越淺,圍巖變形量越小,巷道越穩(wěn)定。

(6)巷道圍巖損傷分區(qū)和承載結構研究結果為礦山深部高應力巷道穩(wěn)定性控制與支護參數(shù)選取提供了理論依據(jù)。針對錨桿支護,提出錨桿有效長度等于巷道圍巖關鍵承載區(qū)的內(nèi)邊界深度是比較合理的取值。