瓦房子錳礦巷道破壞機理及支護參數(shù)確定

何榮興，任鳳玉，宋德林，姜永恒，付　煜，馬姣陽

(東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110819)

采選技術(shù)

瓦房子錳礦巷道破壞機理及支護參數(shù)確定

何榮興，任鳳玉，宋德林，姜永恒，付煜，馬姣陽

(東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽 110819)

摘要：瓦房子錳礦雹神廟采區(qū)運輸巷道，地壓顯現(xiàn)嚴重，底膨、兩幫內(nèi)擠、頂板下沉，嚴重制約礦山生產(chǎn)。在分析巷道破壞機理的基礎(chǔ)上，考慮巷道斷面的承壓能力及允許變形量，由原斷面改為2.6m×2.7m的頂?shù)装咫p拱形斷面，通過土力學(xué)極限平衡力學(xué)模型的巷道底板塑性區(qū)范圍和最大破壞深度以及錨桿懸吊理論計算公式，綜合確定錨桿長度為1.7m，配以100mm×100mm的金屬網(wǎng)，厚度80～100mm噴射混凝土的全斷面噴錨網(wǎng)支護形式。在不同側(cè)壓力系數(shù)條件下，利用FLAC軟件模擬了九盤的巷道變形，當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)約為2.5時，其巷道變形程度與瓦房子錳礦九盤運輸巷道的實際破壞過程和破壞程度相符。在此應(yīng)力環(huán)境下，數(shù)值模擬表明，優(yōu)化后巷道頂板和兩幫位移都明顯減小，無明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，并利用收斂監(jiān)測十盤施工段巷道，隨著時間推移，各監(jiān)測點頂板和兩幫位移趨于收斂，頂板位移收斂于10～20mm，兩幫位移收斂于11～20mm，越靠近掌子面的巷道位移量越小，優(yōu)化后的巷道斷面和支護方式可有效控制瓦房子錳礦運輸巷道的變形破壞。

關(guān)鍵詞：地壓；底臌；應(yīng)力集中；數(shù)值模擬

層狀結(jié)構(gòu)巖體不僅變形和強度性質(zhì)具有明顯的各向異性，巖體的破壞機理及方式也明顯不同于其它巖體[1-3]。地下采礦過程是巖體不斷開挖的過程，合理地確定層狀巖體的變形機理與強度特性，維護采礦巷道的穩(wěn)固性，是巖體力學(xué)中一項重要研究課題。本文針對瓦房子錳礦層狀泥質(zhì)頁巖中運輸巷道的變形破壞問題，研究了底板底臌、頂板下沉和兩幫片落的機理，并提出了適合巷道受力變形的支護形式和支護參數(shù)確定方法。

1工程概況

瓦房子錳礦含上、中、下三個錳礦層位，雹神廟礦區(qū)采用削壁充填法開采具有工業(yè)價值的中層礦，礦體傾角10～20°，平均厚度為0.4m，屬緩傾斜極薄層狀礦體，礦層間為泥質(zhì)頁巖，平均層間距在20cm左右。九盤開拓巷道標高為+233m，地表標高為+500m。運輸巷道斷面形狀和尺寸見圖1，采用樹脂錨桿支護，錨桿長度為1.6m，直徑為16mm。地壓顯現(xiàn)初期表現(xiàn)為巷道底臌，之后巷道兩幫內(nèi)擠，片幫，最后頂板開始下沉，見圖2。為保持運輸巷道的正常運輸，定期對底板鼓起和兩幫片落碎石進行清理，對頂板進行撬頂，清理工作繁重，而且地壓持續(xù)作用，巷道破壞長度不斷加大。

圖1　巷道斷面形狀、尺寸及支護形式(單位：m)

2層狀巖體巷道破壞機理

2.1巷道頂板破壞機理

層狀巖體的巷道頂板，其破壞形式主要是離層與撓曲折斷破壞。巷道開挖以后，暴露出來的頂板形成一個巖梁。由于巷道頂板巖層絹云母化，層間的摩擦力減小，巷道頂板巖層將會產(chǎn)生層間滑動，使得其自身的應(yīng)力狀態(tài)改變。隨著上部巖層變形的不斷發(fā)展，層面滑移區(qū)將會增大，分層間的裂隙也將繼續(xù)發(fā)展增大，當(dāng)下位巖層的沉降速度大于上位巖體的變形速度時，巷道頂板將會產(chǎn)生離層的現(xiàn)象(圖2(a))。下部巖層在自身重力作用下產(chǎn)生的彎曲，在巷道頂板巖層的下部產(chǎn)生拉應(yīng)力，當(dāng)巖層內(nèi)的最大拉應(yīng)力達到巖體的極限抗拉強度時，巖層將會發(fā)生彎曲破壞，巷道頂板巖層將發(fā)生冒落最終形成圖2(b)所示形式。

2.2巷道兩幫破壞機理

當(dāng)巷道開挖以后，兩幫圍巖失去橫向約束，其應(yīng)力狀態(tài)也將處于雙向應(yīng)力狀態(tài)。此時，巷道兩幫巖體在高壓應(yīng)力作用下，將發(fā)生壓裂式破壞，進而產(chǎn)生劈裂式的片幫。在受到工程擾動后巖層的節(jié)理裂隙繼續(xù)發(fā)育，最終形成破碎的巖體，此時巷道將會在膨脹力的作用下產(chǎn)生鼓出變形。在高應(yīng)力的繼續(xù)作用下，巷道兩幫將會產(chǎn)生橫向鼓出式片幫，如圖2(c)所示，發(fā)生橫向鼓出變形后，巷道兩幫片落形成了較大的巖石堆。

2.3底板破壞機理

巷道兩幫對巷道底板會產(chǎn)生一個側(cè)向支撐力，這種側(cè)向支承壓力會產(chǎn)生一個指向巷道內(nèi)部的分力，這種分力在底板處形成剪切應(yīng)力。巷道底板在受到兩幫產(chǎn)生的剪切應(yīng)力相互疊加的作用下，產(chǎn)生失穩(wěn)，使底板巖層整體向上鼓起并折斷，其破壞形式如圖2(d)所示。

圖2　層狀巖體巷道破壞形式和破壞過程

3巷道應(yīng)力環(huán)境分析

由于礦山不具備地應(yīng)力測量條件，運輸巷道的受力環(huán)境尚不能確定，本文通過不同應(yīng)力條件下巷道破壞的數(shù)值模擬結(jié)果與實際巷道破壞情況進行對比，確定雹神廟礦區(qū)運輸巷道的應(yīng)力環(huán)境。

3.1數(shù)值建模

3.1.1計算域及邊界約束

根據(jù)雹神廟礦區(qū)副井九盤礦體和圍巖的產(chǎn)狀及巷道與采場的位置關(guān)系，利用Ansys建立模型并導(dǎo)入FLAC3D軟件，如圖3所示。模型長×寬×高為125m×30m×110m，即沿礦體和走向取30m，垂直礦體走向取125m，沿垂直方向取125m，共計21031個節(jié)點，19682個單元；計算域邊界采取位移約束，即模型底部所有節(jié)點采用x，y，z 這3個方向約束，xy平面采用z方向約束，yz平面采用x方向約束。3.1.2力學(xué)參數(shù)

礦體夾于泥質(zhì)頁巖中，上下盤為灰?guī)r。圍巖和礦體的力學(xué)參數(shù)由巖石力學(xué)試驗并經(jīng)驗折減獲得，礦體采用削壁充填法開采，崩落廢石回填采場，其力學(xué)參數(shù)根據(jù)已有資料選取獲得(表1) 。

圖3　三維分部開挖的數(shù)值模型

表1　瓦房子錳礦九平盤礦巖力學(xué)參數(shù)

3.1.3計算方案

巖體側(cè)壓力系數(shù)多大于0.8，為此選取側(cè)壓力系數(shù)分別取0.8、1.5、2、2.5四種模擬方案，進行模擬，確定礦山水平應(yīng)力的范圍值。模型開挖順序為：巷道開挖，九盤礦體開采，十盤礦體開采三步開挖。

3.2模擬結(jié)果及分析

3.2.1應(yīng)力分析

不同側(cè)壓力系數(shù)應(yīng)力云圖見圖4，最大主應(yīng)力首先出現(xiàn)巷道右底角處，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，頂板和底板開始出現(xiàn)高應(yīng)力集中，且應(yīng)力集中面積逐漸增加，4個方案的壓應(yīng)力值分別為20.26MPa，30.32MPa，37.03MPa，44.21MPa。四種方案中巷道周邊都未出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大剪應(yīng)力均在右?guī)偷捉翘?，剪切?yīng)力近對稱分布，隨著側(cè)壓力系數(shù)的增加，剪應(yīng)力集中面積增加，最大剪應(yīng)力分別為5.29MPa、6.84MPa、8.02MPa、9.34MPa，由此可見，巷道首先在右側(cè)底角處發(fā)生破壞。

3.2.2位移分析

從模擬的4種方案結(jié)果可看出(圖5)，巷道左幫最大位移分別為27.61mm、75.68mm、120.94mm，166.72mm；巷道右?guī)妥畲笪灰品謩e為24.03mm、72.80mm、111.67mm、148.25mm；頂板最大位移分別為54.31mm、81.11mm、102.87mm、114.06mm；底板最大位移為59.72mm、91.04mm、132.09mm、172.18mm。巷道兩幫、頂?shù)装逦灰凭S著側(cè)壓力系數(shù)的增加而增加，頂板位移增加幅度小于底板位移。對比數(shù)值模擬與現(xiàn)場巷道變形情況，側(cè)壓力系數(shù)達到2.5時的位移更為符合巷道變形破壞現(xiàn)狀。

3.2.3塑性區(qū)

圖6為各方案的塑性區(qū)分布，從塑性區(qū)的分布情況可以看出，側(cè)壓力系數(shù)為0.8時，僅在巷道頂板和底板出現(xiàn)微小的剪應(yīng)力破壞的塑性區(qū)，側(cè)壓力系數(shù)為1.5時，頂?shù)装逅苄詤^(qū)面積增加，且巷道左幫開始出現(xiàn)塑性區(qū)，側(cè)壓力系數(shù)為2時，巷道頂?shù)装搴蛢蓭退苄詤^(qū)面積無明顯增加，而巷道四角處塑性區(qū)開始顯現(xiàn)，側(cè)壓力系數(shù)增加到2.5時，塑性區(qū)以巷道四角向四周擴散，巷道左右兩幫的塑性區(qū)都開始增加，九盤采場頂板也開始出現(xiàn)大面積的塑性區(qū)并與巷道圍巖塑性區(qū)聯(lián)通，表明巷道圍巖體都已處于塑性狀態(tài)，發(fā)生變形破壞。

綜合比較各方案模擬結(jié)果，以及巷道變形隨側(cè)壓力系數(shù)的變化規(guī)律，當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)約為2.5時，其巷道變形程度與瓦房子錳礦九盤運輸巷道的實際破壞過程和破壞程度相符。數(shù)值模擬結(jié)果表明高應(yīng)力存在及層理發(fā)育是瓦房子錳礦巷道破壞的主要原因，為此需要研究適應(yīng)瓦房子錳礦應(yīng)力環(huán)境的巷道斷面形式和支護參數(shù)。

4巷道斷面優(yōu)化和支護參數(shù)確定

為增強開挖擾動后的圍巖本身的自承能力，減輕圍巖外部支承的壓力，需選用承壓能力較強的斷面形狀、尺寸以及合理支護方式和參數(shù)。

4.1巷道斷面形狀和尺寸

研究資料表明，底板仰拱不但能夠有效的預(yù)防底臌的發(fā)生，而且對巷道兩幫和頂板收斂位移的調(diào)整也有明顯的效果。而且數(shù)值模擬顯示，剪切破壞是瓦房子錳礦運輸巷道的主要破壞方式，為降低梯形斷面四角處的剪應(yīng)力集中程度，可采用頂?shù)装骞靶蜗锏罃嗝嫘螤?，見圖7?？紤]巷道允許一定的變形量和運輸設(shè)備通過的要求，巷道寬度選擇2.7m，巷道高度增加為3m，拱高為0.8m，底板采用0.65m高的橢圓形仰拱，并將底板仰拱澆注混凝土，混凝土的澆注厚度為0.4m。

圖4　不同側(cè)壓力系數(shù)條件下的應(yīng)力云圖

圖5　不同側(cè)壓力系數(shù)條件下的位移云圖

圖6　不同側(cè)壓力系數(shù)條件下的塑性區(qū)

4.2支護方式和參數(shù)確定

根據(jù)層狀巖體冒落拱計算公式確定頂板錨桿長度為1.7m，對于底板錨桿參數(shù)目前尚沒有統(tǒng)一公式確定，為此，引入土力學(xué)中地基的計算方法，根據(jù)巷道底板發(fā)生變形破壞的范圍來確定合理的底板錨桿支護參數(shù)。

如圖8所示為底板的極限平衡力學(xué)模型，巖體中產(chǎn)生塑性變形，首先在巷道兩幫靠近底板處開始出現(xiàn)剪切破壞。隨著支承壓力繼續(xù)增加，巷道內(nèi)的底板巖體向上隆起，已發(fā)生塑性變形的巖體向巷道內(nèi)部移動，并形成了一個連續(xù)的滑移面，最終道中巷道底板破壞。要確定合理的底板支護參數(shù)，需考慮底板破壞范圍和最大破壞深度。

圖7　巷道斷面改進形狀和尺寸(單位：m)

圖8　巷道底板極限平衡力學(xué)模型圖

利用威爾遜(A.H.Wilson)提出的巖層屈服區(qū)長度計算公式[7]計算出巷道兩幫由于支承壓力形成的屈服區(qū)長度，即巷道兩幫支承壓力的寬度，見式(1)。

(1)

瓦房子錳礦副井九平盤巷道及巖石參數(shù)為：h1=2.6m，φ=26.7°，γ=27kN/m3，H=285m。代入(1)式計算得Xa=1.35m。

根據(jù)張金才等對魏西克(A.S.Vesic)公式進行修正的巖土層極限承載力的綜合計算公式[8]，可得到底板巖體的極限載荷，從而得出極限支承壓力條件下破壞區(qū)的最大深度和長度計算公式，見式(2)。

(2)

巷道底板破壞區(qū)沿水平方向的最大長度L2的計算見式(3)。

(3)

通過巷道底板的破壞計算可以看出，巷道底板的最大破壞深度為1.24m，最大深度距離巷道兩幫的水平距離為0.45m，而巷道底板受承載壓力的影響范圍為2.9m。巷道底板距離兩幫0.45m是塑性破壞的主要區(qū)域，為此，錨桿穿過巷道底板破壞最深處至底板塑性區(qū)中點呈75°角，在巷道底板中心位置垂直向下打錨桿，增加巖層的整體力學(xué)性能，同時，為了減小巷道底角處的應(yīng)力集中現(xiàn)象，在巷道底角處打傾斜45°的錨桿，以塑性區(qū)范圍作為錨桿支護的有效長度的參考值，錨固長度取0.5m，外露長度取0.1m，底板最中間錨桿長度底為1.1m，底角錨桿長度為1.7m、1.6m，1/4圓弧處錨桿為1.43m，與頂板支護錨桿相差不大，為鍛造方便統(tǒng)一采用1.7m的錨桿進行全斷面支護，板錨桿布置形式見圖9。具體參數(shù)為：Φ22mm樹脂錨桿，錨桿長1.7m，頂板布置7根、底板7根、兩幫2根，全斷面共布置16根錨桿。巷道兩幫錨桿間距為0.7～0.8m；巷道頂拱間距為0.9～1.0m；底拱錨桿間距為0.6～0.7m，金屬網(wǎng)為由Φ12鋼筋焊接而成的網(wǎng)格100mm×100mm標準網(wǎng)片，托盤采用鋼板制成，其規(guī)格為：100 mm×100 mm×10mm。兩次噴射混凝土總厚度80～100mm，混凝土強度等級為C20。底板仰拱采用強度等級為C40混凝土灌注。

4.3改進巷道支護效果的數(shù)值模擬

在側(cè)壓力系數(shù)為2.5的應(yīng)力環(huán)境下，對優(yōu)化巷道斷面及支護方式進行了數(shù)值模擬[9-11]，圖10為位移和應(yīng)力云圖。優(yōu)化后巷道頂板位移由原來的-114.06mm減小到-1mm，底板位移從172.18mm減小到-7mm，巷道左幫位移量從166.72mm減小到5～10mm，右?guī)妥畲笪灰茝?148.25mm減小到-43.63mm，巷道周邊最大主應(yīng)力從-44.21MPa降低到-40MPa，最大剪應(yīng)力略有升高，從9.34MPa升高到10MPa左右，所以改進后的巷道斷面及支護方式有效消除底臌和頂板下沉、兩幫內(nèi)擠現(xiàn)象，有效的控制巷道的變形。

5優(yōu)化巷道現(xiàn)場監(jiān)測

按優(yōu)化巷道斷面參數(shù)和支護參數(shù)對十盤巷道進行施工后，每隔50m設(shè)置一個監(jiān)測點，按施工完成順序分別定為監(jiān)測點1、2、3、4、5，采用收斂儀對巷道收斂變形進行不定期監(jiān)測，檢驗優(yōu)化后巷道的支護效果。以第一次監(jiān)測數(shù)據(jù)為基準，其它時間的監(jiān)測都以第一次監(jiān)測為基礎(chǔ)計算其變化量，其中正數(shù)表示位移方向指向巷道外，負數(shù)表示位移方向指向巷道內(nèi)。2014年10月至2015年1月進行13次監(jiān)測，巷道頂板和兩幫監(jiān)測位移見圖11。

圖9　巷道錨桿支護形式

圖10　優(yōu)化巷道數(shù)值模擬的位移和應(yīng)力云圖

圖11　優(yōu)化巷道監(jiān)測位移變化折線圖

頂板位移和兩幫位移在監(jiān)測初期波動變化量較大，至后三次監(jiān)測，變化量趨于平穩(wěn)，基本呈收斂態(tài)勢，頂板監(jiān)測點1、2、3位移量穩(wěn)定在20mm左右，靠近掌子面的監(jiān)測點4、5位移分別穩(wěn)定在16mm、10mm左右；兩幫監(jiān)測點位移量分別穩(wěn)定在15mm、20mm、20mm、13mm、11mm，越靠近掌子面位移量越小。監(jiān)測結(jié)果表明，改進后的巷道斷面和支護方式，能有效適應(yīng)瓦房子錳礦高應(yīng)力環(huán)境和層理發(fā)育的巖體變形特點，可有效控制巷道的變形破壞。

6結(jié)論

1)巷道周圍礦體的開采，使應(yīng)力集中于礦柱中，巷道所處位置圍巖強度較高但層理發(fā)育，表現(xiàn)出軟巖變形特點，是造成瓦房子錳礦巷道的變形和破壞的主要原因。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，側(cè)壓力系數(shù)為2.5時，巷道破壞形式和破壞程度與現(xiàn)場測量的巷道變形和破壞程度相符。

2)修正的巖土層極限承載力的綜合計算公式確定出巷道底板破壞的最大深度為1.24m，最大深度所在的位置距離巷道兩幫的水平距離為0.45m，巷道底板破壞區(qū)沿水平方向的最大長度為2.9m。以此作為錨桿支護有效長度的參考值，確定錨桿支護長度為1.8m。

3)收斂儀監(jiān)測十盤施工段巷道，隨著時間推移，頂板和兩幫位移趨于收斂，各監(jiān)測點位置頂板位移分別收斂于10～20mm，兩幫位移收斂于11～20mm，越靠近掌子面的巷道位移量越小。

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Failure mechanism and support parameters determined of roadway in Wafangzi manganese ore mine

HE Rong-xing，REN Feng-yu，SONG De-lin，JIANG Yong-heng，F(xiàn)U Yu，MA Jiao-yang

(College of Resources and Civil Engineering，Northeastern University，Shenyang 110819，China)

Abstract:The ground pressure appeared seriously in roadway of Wafangzi manganese ore mine，such as floor heave，two sides of roadway to squeeze，roof subsidence，which seriously restricting the mine production.According to the roadway failure mechanism and bearing pressure ability of different shape of road section and allowable deformation，the section size was determined 2.6m×2.7m，the section shape was determined double arch in roof and floor.The plastic zone and the maximum damage depth in roadway floor were determined based on the soil mechanics limit equilibrium mechanics model and the formula of theory of suspension，the length of bolt was determined 1.7m，with 100mm×100mm of metal mesh，thickness of 80～100 mm sprayed concrete，the bolting-wire mesh-shotcreting support of whole section was used.Roadway deformation was simulated using FLAC3Dunder different lateral pressure coefficient，when the lateral pressure coefficient is to 2.5，its roadway deformation degree matches the transportation roadway actual destruction process and destruction degree in nine-plate ore body.Numerical simulation shows that the distribution more uniform has no obvious stress concentration phenomenon，displacement of roof and two sides are significantly reduced after supporting.And the use of convergence monitoring in ten-plateore body constructing roadway.Over time，the displacement in roof and the two sides tend to converge.The displacement of each monitoring point in roof converge at 10～20mm，the displacement between two sides converging to 11～20mm，the closer shod the smaller the amount of displacement of the roadway surface.The roadway section and the supporting method of optimization can effectively control the roadway deformation and failure in Wafangzi manganese ore mine.

Key words：ground pressure；floor heave；stress concentration；numerical simulation

收稿日期：2015-07-14

基金項目：中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金項目資助 (編號：N30301002)；國家自然科學(xué)基金項目資助(編號：51204030)

作者簡介：何榮興(1981-)，男，河北唐山人，講師，主要從事采礦工藝及地壓控制技術(shù)研究。

中圖分類號：TD853.1

文獻標識碼：A

文章編號：1004-4051(2016)03-0070-06