深部采場進路開采頂板穩(wěn)定性分析與支護設(shè)計*

戴怡文，王衛(wèi)華，孫道元，張理維

(中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙 410083)

0　引言

隨著礦山淺部資源的枯竭，深部資源的安全高效開采已成為采礦行業(yè)的重大課題。衡量巖體穩(wěn)定結(jié)構(gòu)與井下安全作業(yè)的一項重要指標就是頂板穩(wěn)定性情況及合理的支護形式。深部巖體的應(yīng)力環(huán)境與工程地質(zhì)條件相對于淺部要復(fù)雜的多，在采動、地壓及地下水等多因素影響下，控制巷道圍巖及頂板穩(wěn)定性的難度更加艱巨[1-3]。因此，國內(nèi)外學(xué)者展開了大量研究[4-6]，目前數(shù)值模擬法廣泛應(yīng)用于巖土與地下工程中，其能較好地克服傳統(tǒng)工程類比與力學(xué)分析法不能完全反映巖體開挖后的應(yīng)力-應(yīng)變及實際破壞情況的不足[7-9]。

國外對采空區(qū)頂板穩(wěn)定性分析和支護設(shè)計研究很多，特別是南非、澳大利亞、美國等國家，其數(shù)值模擬技術(shù)和支護理論均較完善[10-12]；國內(nèi)雖然起步較晚，但發(fā)展迅速。周宗紅等[13]結(jié)合礦山的實際開采條件，對采用分段空場崩落法時的護頂?shù)V層與隔離礦柱進行了三維有限元模擬分析，選取了適合的護頂厚度與采場跨度，有效保證了空場頂板的穩(wěn)定性。王新民等[14]利用ANSYS有限元分析軟件模擬分析了柿竹園礦體典型采場頂板穩(wěn)定性及采場圍巖的力學(xué)狀態(tài)，對地壓進行了有效管理，實現(xiàn)了礦體的安全高效開采。

本文提出了適用于金屬礦山“數(shù)值分析—圍巖質(zhì)量評價—動態(tài)監(jiān)測”相結(jié)合的頂板控制技術(shù)。依據(jù)深部開采時所處的應(yīng)力環(huán)境，對進路開采時巷道頂板穩(wěn)定性進行數(shù)值分析，計算出進路開挖后頂板的最大拉應(yīng)力、最大壓應(yīng)力及抗拉抗壓系數(shù)。同時，結(jié)合礦區(qū)巖體質(zhì)量評價，提出了具體的控制頂板位移變形的支護設(shè)計，優(yōu)化了支護參數(shù)，并對現(xiàn)場支護效果進行動態(tài)監(jiān)測。結(jié)果表明：該技術(shù)有效控制了頂板巖體位移變形，增強了頂板穩(wěn)定性，為類似礦山頂板控制提供一定參考依據(jù)。

1　工程背景

1.1　礦體特征及采場布置

礦區(qū)主礦體分布主要受斷裂蝕變帶控制，賦存標高為+65～-750 m，礦體呈脈狀，走向NE10～50°，傾向NW25～45°。單工程最大水平厚度12 m，最小水平厚度0.35 m，一般厚度1～3 m，平均厚度2.7 m。礦區(qū)-450 m以上礦體已開采完畢，-450～-530 m之間的礦體即將開采結(jié)束，-530 m中段及以下深部開采為后續(xù)礦山開采的工作重點。礦區(qū)一直沿用上向進路充填采礦法，采場沿礦體走向布置，采場寬度為礦體水平厚度，中段高度40 m，分段高度10 m左右。

1.2　巖體質(zhì)量評價

為了分析頂板及圍巖力學(xué)參數(shù)，對幾個具有代表性的地點進行了工程地質(zhì)調(diào)查。采用Q系統(tǒng)、RMR分類法和BQ分級法對巖體質(zhì)量分級，得出礦區(qū)頂板在不同巖體條件下開挖后的穩(wěn)定性評價，其結(jié)果見表1。

表1　礦區(qū)不同頂板分級結(jié)果Table 1　Grading results of different roof in mining area

由表1可知，3類巖體分級方法雖然側(cè)重點不同，但對各區(qū)域巖體的質(zhì)量評價大體相同。由此可知，礦區(qū)頂板主要為Ⅲ級巖體，介于一般巖體與較差巖體之間，巖體較破碎。

2　頂板穩(wěn)定性數(shù)值模擬分析

2.1　巖體力學(xué)參數(shù)

由于裂隙、結(jié)構(gòu)面對礦巖體強度有削弱作用，在有限元計算分析時采用強度折減系數(shù)法加以考慮[15]。數(shù)值模擬結(jié)果的可靠性在一定程度上取決于巖體的物理力學(xué)參數(shù)。通過對-490～-570 m的現(xiàn)場工程地質(zhì)調(diào)查與室內(nèi)巖石的物理力學(xué)實驗，經(jīng)折減后得到巖體的力學(xué)參數(shù)見表2。

表2　折減后巖體力學(xué)參數(shù)Table 2　Mechanical parameters of rock mass after reduction

2.2　數(shù)值模型構(gòu)建及結(jié)果分析

構(gòu)建數(shù)值模型時，為便于計算分析，對采場結(jié)構(gòu)與開挖步驟進行適當(dāng)簡化。假設(shè)開挖巖體的厚度與傾角保持不變，礦巖體為理想彈塑性體。數(shù)值模擬關(guān)鍵區(qū)域為中段內(nèi)最危險地段，即某中段內(nèi)最下分層、最后三條二步回采進路。不同巖性頂板穩(wěn)定性物理模型結(jié)構(gòu)參數(shù)如表2所示。實體模型及網(wǎng)格劃分如圖1所示。關(guān)鍵區(qū)域?qū)崪y尺寸為15 m×3 m×30 m，構(gòu)建模型尺寸為關(guān)鍵區(qū)域的5～10倍，即：105 m×21 m×210 m。分別對-490～-570 m回采進路6個模型的頂板穩(wěn)定性情況進行模擬分析，各水平進路尺寸及計算結(jié)果見表3。

結(jié)果表明：

1)礦區(qū)巖體在開挖后進路頂板中均出現(xiàn)拉應(yīng)力，主要集中在進路與上盤圍巖的接觸面上，模型3的最大拉應(yīng)力最小，為0.24 MPa;模型2的最大拉應(yīng)力最大，為1.24 MPa。

圖1　有限元分析模型Fig.1　Model diagram of finite element analysis

模型序號巖性進路尺寸/(m×m×m)Y方向位移/mm最大拉應(yīng)力/MPa最大壓應(yīng)力/MPa抗拉穩(wěn)定系數(shù)η1抗壓穩(wěn)定系數(shù)η21黃鐵化絹英巖(-490m)3×3×30-256008081490941292鉀化花崗巖(-530m)3×3×30-185112401342194193黃鐵化絹英化花崗巖(-530m)3×3×30-292002401492500994硅化鉀化花崗巖(-530m)3×3×30-245707331532322645黑云母花崗巖(-570m)3×3×30-324404891631330966黃鐵化絹英化花崗巖(-570m)3×3×30-29211130173072140

礦區(qū)頂板的最大拉應(yīng)力整體趨勢表明，巖體開挖后所出現(xiàn)的拉應(yīng)力會隨著開挖深度的增加而小幅增加。由表3中抗拉穩(wěn)定性系數(shù)可知：2，3，4號模型抗拉系數(shù)介于2～3之間，表明穩(wěn)定性較理想;1號和6號模型抗拉穩(wěn)定系數(shù)均小于1，表明這2種巖體在開挖后，頂板表現(xiàn)非常不穩(wěn)定，有可能會發(fā)生冒頂事故。

2)巖體開挖后，模型1，2，4，6的進路與上盤圍巖接觸端面處出現(xiàn)最大壓應(yīng)力，頂板的壓應(yīng)力會隨著采深的增加而增大；模型2，4抗壓系數(shù)較大，巖體的穩(wěn)定性較好，安全性較強；模型3，5抗壓系數(shù)低于臨界狀態(tài)，存在安全隱患。

3)由頂板暴露面處Y方向位移值可知，位移較大的區(qū)域，巖體更接近松弛區(qū)，當(dāng)開挖后頂板發(fā)生應(yīng)力集中導(dǎo)致拉應(yīng)力超過巖石抗拉強度時，頂板巖層將最先在此區(qū)域產(chǎn)生拉裂縫，拉裂縫逐漸延伸擴大導(dǎo)致頂板失穩(wěn)。

3　支護設(shè)計及現(xiàn)場監(jiān)控

3.1　支護方案設(shè)計

選用管縫式錨桿，鋼材強度二級以上，長1.8 m，厚2 mm，直徑40 mm，錨桿極限抗拉力110 kN。結(jié)合礦區(qū)開采實際條件、巖體質(zhì)量分級、數(shù)值模擬及相關(guān)工程經(jīng)驗，針對Ⅲ級圍巖，臨時巷道，采用錨桿支護，潛在可移動塊體區(qū)域，配置穿帶進行支護，永久巷道，采用錨噴支護。

3.2　支護參數(shù)優(yōu)化

為確保巷道安全，結(jié)合經(jīng)濟成本，巷道安全系數(shù)設(shè)計值取1.5。引用懸吊理論、組合梁理論和屈服強度理論優(yōu)化支護參數(shù)[16]，其安全系數(shù)表達式分別為式(1)～(3)：

(1)

(2)

(3)

式中：ρ為覆巖密度，kg/m3；g為重力加速度，m/s2；Pf為極限抗拉力，kN；tloose為松動圈厚度，m；n為每平方米錨桿數(shù)量；Ttotal為組合梁抗剪承載力，kN；τmax為最大剪切應(yīng)力，kN；k為每排錨桿數(shù)量；Pbolt為錨桿屈服強度，kN；L為巷道寬度，m；d為錨桿排距，m。

對不同錨桿間距時排距與安全系數(shù)的變化關(guān)系進行分析，其結(jié)果分別如圖2～4所示。

圖2　懸吊理論-不同錨桿間距時安全系數(shù)與排距的關(guān)系Fig.2　Suspension theory-relationship between safety factor and row spacing in different bolt spacing

圖3　組合梁理論-不同錨桿間距時安全系數(shù)與排距的關(guān)系Fig.3　Composite beam theory-relationship between safety factor and row spacing in different bolt spacing

圖4　屈服強度理論-不同錨桿間距時安全系數(shù)與排距的關(guān)系Fig.4　Yield strength theory-relationship between safety factor and row spacing in different bolt spacing

由圖2～4可知，錨桿相同間距，不同排距時，組合梁理論求出的安全系數(shù)最小，懸吊理論求出的安全系數(shù)最大。綜合3種支護參數(shù)優(yōu)化結(jié)果：臨時巷道，錨桿支護拱頂，間距1 m，排距2.5 m，潛在可移動塊體區(qū)域(如倒三角塊體不能通過撬毛解決)配置串帶；永久巷道，錨噴支護拱頂，間距1 m，排距2 m。

3.3　現(xiàn)場監(jiān)測

為探究深部巖體開挖后圍巖應(yīng)力變化情況及支護效果，分別選擇了2個具有代表性的區(qū)域安裝了2根振弦式錨桿應(yīng)力計，其結(jié)構(gòu)如圖5所示。1號錨桿應(yīng)力計安裝在有錨桿支護的巷道中，2號錨桿應(yīng)力計安裝在未采用任何支護的巷道中。

圖5　振弦式錨桿應(yīng)力計的外形及構(gòu)造Fig.5　Shape and structure of vibrating wire anchor stress gauge

安裝調(diào)試完成后，采集一組數(shù)據(jù)作為初始數(shù)據(jù)，然后接著進行數(shù)據(jù)采集。為了避免一段時間內(nèi)采集數(shù)據(jù)過多，導(dǎo)致數(shù)據(jù)無法導(dǎo)出，每隔3～5 d進行一次數(shù)據(jù)拷貝工作，并清除采集儀中前期采集到的數(shù)據(jù)，繼續(xù)進行采集工作。數(shù)據(jù)采集完成后，通過計算分析，獲得1，2號錨桿應(yīng)力計的軸向應(yīng)力如圖6所示。

圖6　振弦式錨桿應(yīng)力計各傳感器軸向力變化情況Fig.6　The axial force change of each sensor of vibrating wire anchor stress gauge

由圖6可知：1號錨桿應(yīng)力計3個傳感器上的軸向力均表現(xiàn)為拉應(yīng)力，且軸向力逐漸增大，隨著時間的變化，軸向力的增長速率逐漸平緩，巷道圍巖中應(yīng)力逐漸趨于穩(wěn)定；2號錨桿應(yīng)力計上的軸向力明顯大于1號錨桿應(yīng)力計上的軸向力，且增長速率明顯大于1號傳感器上軸向力增長速率，圍巖應(yīng)力呈現(xiàn)持續(xù)增大的趨勢。開挖后若不及時進行支護，隨著圍巖中應(yīng)力的變化及重新分布，容易造成冒頂及片幫等事故發(fā)生。監(jiān)測結(jié)果表明：錨桿支護對開挖后巖體變形起到了明顯改善作用。

4　結(jié)論

1)采用Q系統(tǒng)、RMR分類法和BQ分級法進行巖體質(zhì)量分級，綜合了各分級方法的優(yōu)點，分級結(jié)果能更加準確地描述圍巖及頂板穩(wěn)定性情況，為頂板有限元模擬分析提供礦巖數(shù)據(jù)。根據(jù)分級結(jié)果，巖體穩(wěn)定性處于一般至較差之間，局部有垮落隱患。

2)應(yīng)用數(shù)值模擬軟件，對-490～-570 m水平頂板進行分析計算，結(jié)果表明，礦區(qū)存在著部分巖體頂板穩(wěn)定性較差的區(qū)域，在進路頂板處出現(xiàn)較大拉應(yīng)力集中區(qū)，抗拉穩(wěn)定系數(shù)較低，極有可能出現(xiàn)頂板冒落現(xiàn)象。

3) 采用“數(shù)值分析—圍巖質(zhì)量評價—動態(tài)監(jiān)測”相結(jié)合的地壓管理手段，針對Ⅲ級圍巖，提出了錨桿支護方式，同時運用懸吊理論、組合梁理論、屈服強度理論優(yōu)化了支護參數(shù)，并通過振弦式錨桿應(yīng)力計進行現(xiàn)場監(jiān)測，取得了良好工程效果，為類似礦山頂板控制提供一定借鑒經(jīng)驗。

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