深部巷道開挖加卸荷誘發(fā)圍巖失穩(wěn)的模擬研究

靳西傳，周宗紅，龍 剛，侯廷凱

(1.昆明理工大學(xué)國土資源工程學(xué)院，云南 昆明 650093；2.桐梓煤電化循環(huán)經(jīng)濟工業(yè)園區(qū)管理服務(wù)中心，貴州 桐梓 563200)

0 引 言

隨著淺部礦產(chǎn)資源的枯竭，深部開采將成為趨勢與常態(tài)。目前，國外金屬礦山開采深度已超過4 350 m，國內(nèi)金屬礦山也逐漸步入1 000～2 000 m的深度開采階段[1]，深部開采的變形破壞機理與淺部有著很大的差異，因此，眾多學(xué)者通過各種方式進行大量實驗、監(jiān)測來探究深部巷道圍巖的力學(xué)特征，取得了巨大成就。但受到試驗周期長、費用高和無法大規(guī)模使用的限制，數(shù)值模擬進入了視野，并伴隨計算機的迅猛發(fā)展以及越來越高的計算精度和速度得到許多學(xué)者的認(rèn)可和使用。

韓建文等[2]通過FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)對某礦山深部開采的回采進路模擬分析，確定斷面4 m×4 m為最佳回采方案。郭進平等[3]等通過FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)確定既能保證出礦巷道的穩(wěn)定，又能提高礦石回收率的破碎礦體出礦巷道的最佳間距為12.5 m。陳登紅等[4]利用FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)對深部巷道圍巖變形特征進行模擬研究，并與真三軸實驗結(jié)果和實際測量的結(jié)果最對比，揭示了深部回采巷道圍巖拉、壓分區(qū)的產(chǎn)生機制并初步提出可以防止因過度應(yīng)變軟化而引起深部回采巷道圍巖大變形的注漿、噴層等措施；王進等[5]通過FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)根據(jù)采場頂板圍巖的應(yīng)力分布和破壞機理對-500 m中段采場的人工礦柱參數(shù)進行了優(yōu)化。蘇仲杰等[6]通過FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)對五龍礦3431B深部運輸巷道的變形破壞機理進行研究分析，確定松動圈的范圍，確保了巷道的穩(wěn)定。CAO等[7]、蔡建軍等[8]利用FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)確定了較好的支護技術(shù)并優(yōu)化了支護參數(shù)，為礦山巷道的支護工程的研究提供了參考，對實際工程的安全提供了保障。周輝等[9]基于原位監(jiān)測結(jié)果構(gòu)建的數(shù)值模型對深井巷道掘進過程中圍巖擾動應(yīng)力場的演化特征進行了分析，確定圍巖應(yīng)力擾動范圍集中在巷道邊墻8 m范圍內(nèi)，并通過擾動應(yīng)力場和開挖擾動區(qū)演化特征的對比，驗證了兩者部分演化特征較為相似。秦萬能等[10]運用應(yīng)變軟化模型和摩爾庫倫模型進行計算，提出巷道底板采用錨索束注漿加固的治理方案解決了高水平構(gòu)造應(yīng)力條件下巷道圍巖易失穩(wěn)的難題。喬衛(wèi)國等[11]通過FLAC3D對不同支護措施下的巷道圍巖數(shù)值模擬結(jié)果進行定量分析，提出以錨桿、錨索為核心的錨網(wǎng)索噴聯(lián)合支護方案，應(yīng)用于實際工程并使巷道的穩(wěn)定性和整體性得到有效提升。學(xué)者們通過巷道圍巖的模擬為實際工程提供了巨大幫助，也驗證了FLAC3D數(shù)值模擬技術(shù)的準(zhǔn)確性與適用性。

雖然對深部巷道的模擬研究較多，但對于巷道開挖加卸荷誘發(fā)圍巖破裂失穩(wěn)的研究卻很少，本文以云南某礦山1261中段沿脈巷道為例，通過FLAC3D對深部巷道開挖加卸荷情況下圍巖的應(yīng)力場、位移變化和塑性破壞區(qū)演化情況進行模擬研究，其中應(yīng)力場主要探究巷道圍巖在初步開挖后應(yīng)力重分布情況，及隨著開挖進行巷道圍巖應(yīng)力變化情況，進而分析8#礦體巷道開挖加卸荷誘發(fā)圍巖失穩(wěn)情況。

1 工程概況

云南某礦山8#礦體賦存于下石炭統(tǒng)擺佐組上部粗晶白云巖中，礦體頂板、底板與圍巖界限清楚，沿層產(chǎn)出。礦體產(chǎn)狀與地層一致，走向北東20～40°,傾向南東,傾角61～63°。8#礦體在剖面上呈層狀一似層狀，總體空間形態(tài)呈條帶狀向南西側(cè)伏，礦體水平厚度為2.5～18.8 m，平均水平厚度為9.93 m，礦體沿走向和傾向延伸穩(wěn)定，僅厚度上存在一些膨脹和收縮。其1261中段沿脈巷道形狀為三心拱巷道，該地層厚度為40～60 m，埋深為1 275 m，斷面尺寸為3 m×3 m，且在鉆探過程中發(fā)現(xiàn)有不同程度的巖芯餅化現(xiàn)象，因此需要探究該中段沿脈巷道在開挖過程中的穩(wěn)定性。

2 深部巷道開挖特性數(shù)值模擬

高應(yīng)力環(huán)境下的巷道圍巖在開挖過程表現(xiàn)出來的巷道圍巖變形特征和淺部差異很大，受地質(zhì)條件和監(jiān)測技術(shù)的制約，無法準(zhǔn)確獲取巷道圍巖的演化特征，故對1261中段的巷道開挖卸荷過程進行數(shù)值模擬，對實際工程提供理論依據(jù)與借鑒。

2.1 模型建立

根據(jù)圣維南定理及相關(guān)文獻[12]，巷道局部開挖應(yīng)力釋放引起的巖體擾動的范圍大約在巷道中心3～5倍巷道跨度的范圍之內(nèi)，并結(jié)合該礦體上向進路機械聯(lián)合式充填的采礦方法和現(xiàn)場實際狀況最終確定巷道模型幾何尺寸為25 m×25 m×10 m(寬×高×長)，邊界條件為：水平方向?qū)δＰ退膫€側(cè)面的水平速度進行固定約束(Vx=0，Vy=0),鉛錘方向?qū)δＰ偷装迨┘庸讨Ъs束(Vx=Vy=Vz=0)，再通過ANSYS軟件建立巷道三維幾何模型并導(dǎo)入FLAC3D軟件，最終得到巷道三維幾何模型圖，見圖1。本次模擬采用摩爾庫倫模型作為運算準(zhǔn)則，模型共有60 186個節(jié)點，55 460個單元。為了最大程度提高模擬的適應(yīng)性，根據(jù)模擬要求并以實際為基礎(chǔ)做出假定：根據(jù)田莉梅等[13]研究結(jié)果，斷層對巷道的影響隨著距離的增加，影響程度逐漸減弱，當(dāng)達到15 m時，斷層對巷道圍巖變形和穩(wěn)定性基本沒有影響，故在本次模擬中將礦山中斷層、微孔隙裂隙、生產(chǎn)用水、生產(chǎn)震動和地下水進行忽略；巖體視為連續(xù)的、各向異性的均勻介質(zhì)；模擬計算為靜態(tài)開挖計算，不考慮圍巖的黏性和蠕變等行為。

根據(jù)室內(nèi)物理力學(xué)試驗和Mohr-coulomb準(zhǔn)則得到室內(nèi)巖體物理力學(xué)參數(shù)，考慮到原巖體受到構(gòu)造活動的影響，需進行折減計算，通過相關(guān)文獻[14-15]折減公式最終得出模型巖石物理力學(xué)參數(shù)值見表1。

圖1 三維計算模型圖Fig.1 Three dimensional computation model diagram

表1 巖體模型力學(xué)參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of rock mass model

彈性模量/GPa抗拉強度/MPa黏聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)泊松比體積模量/GPa剪切模量/GPa4.302.978.9420.252.871.72

本文采用快速應(yīng)力邊界法，也稱S-B法，生成初始應(yīng)力場。利用AE Kaiser效應(yīng)得到原巖應(yīng)力與埋深(>1 000 m)的相互關(guān)系[16]見式(1)。

σx=0.029H+1.1

σy=0.022H-1.7

σz=0.022H-2.8

(1)

式中：σx為沿巖層走向的水平應(yīng)力；σy為沿巖層傾向的水平應(yīng)力；σz為沿重力方向的垂直應(yīng)力；H為埋藏深度。

通過計算得到在模型中Z=0時實際埋深1 289 m的水平方向沿巖層走向的初始地應(yīng)力σx=38.48 MPa，沿巖層傾向的初始地應(yīng)力σy=26.65 MPa，重力方向的初始應(yīng)力σZ=25.56 MPa。運用漸變應(yīng)力公式得出初始應(yīng)力場不同方向的初始值和梯度值后運用FLAC3D軟件計算并得出模型三分方向的初始應(yīng)力場。

2.2 模擬方案

考慮到巷道模型斷面的對稱性，只對巷道的一半進行監(jiān)測。經(jīng)多次開挖分析計算后發(fā)現(xiàn)：巷道內(nèi)壁向內(nèi)延伸6 m是巷道發(fā)生變形的主要范圍，因此監(jiān)測點都在此范圍內(nèi)布置，主要位置為巷道底板、斜底角、幫部、拱肩、斜拱肩和拱頂，且每個位置的監(jiān)測線上均布置6個監(jiān)測點，各監(jiān)測線相鄰監(jiān)測點間距均為1 m，布置情況見圖2。監(jiān)測點的主要作用是監(jiān)測并記錄開挖過程中應(yīng)力及位移的變化值，導(dǎo)出并制作應(yīng)力及位移云圖，觀察應(yīng)力和位移的變化情況，進而分析巷道圍巖在開挖過程中的變化規(guī)律。

圖2 監(jiān)測點布置圖Fig.2 Layout of monitoring points

本次開挖巷道全長10 m，分五步開挖，每步開挖2 m，且均采用無支護開挖。前一步的開挖計算達到平衡后再進行后一步的開挖，直至巷道開挖貫通，巷道開挖一步即2 m時模型計算2 000步。

3 結(jié)果與分析

3.1 開挖應(yīng)力場演化分析

3.1.1 最大主應(yīng)力演化

利用Kaiser效應(yīng)得到巷道原始的切向地應(yīng)力為26.65 MPa，徑向地應(yīng)力為25.56 MPa。由圖3可以看出，巷道在初步開挖完成后，巷道各個位置的應(yīng)力進行了重新調(diào)整，巷道圍巖幫部切向應(yīng)力加載到55.4 MPa，徑向應(yīng)力卸荷到15.3 MPa；巷道斜底腳處切向應(yīng)力加載到64.9 MPa，徑向應(yīng)力卸荷到20.4 MPa；巷道斜拱肩處切向應(yīng)力加載到63.3 MPa，徑向應(yīng)力卸荷到15.8 MPa。巷道其他位置都有不同程度的應(yīng)力集中現(xiàn)象。

圖3 第一步開挖主應(yīng)力分布云圖Fig.3 Cloud map of principal stress distribution in preliminary excavation

圖4 不同開挖步數(shù)最大主應(yīng)力分布云圖Fig.4 Distribution of maximum principal stress distribution indifferent excavation step

圖4反映了巷道圍巖最大應(yīng)力值隨著開挖進行不斷變化的情況。其中巷道幫部主應(yīng)力值隨著開挖的進行不斷減少，第二步開挖結(jié)束后為33.8 MPa，并隨著開挖進行依次減少為32.4 MPa、30.6 MPa和29.1 MPa，距離工作面越遠(yuǎn)，應(yīng)力值越小；巷道斜底腳處主應(yīng)力值隨著開挖進行逐漸增加，依次為：72.8 MPa、76.3 MPa、77.8 MPa和79.1 MPa；巷道斜拱肩處主應(yīng)力值隨著開挖的進行不斷減少，依次為58.5 MPa、57.3 MPa、56.9 MPa和56.2 MPa，距離工作面越遠(yuǎn)，應(yīng)力值越小。其他位置的最大主應(yīng)力值均隨著開挖的進行逐漸減少，且距離工作面越遠(yuǎn)，應(yīng)力值越小。

3.1.2 偏應(yīng)力(主應(yīng)力差)演化

為了更深入地了解開挖加卸荷對圍巖穩(wěn)定性的影響，通過編寫fish語言監(jiān)測巷道各位置的主應(yīng)力差來綜合分析開挖加卸荷對巷道圍巖穩(wěn)定性的影響。圖5中“1 m”指距離巷道內(nèi)壁1 m。

除幫部和底板外，距離巷道壁越近的區(qū)域，主應(yīng)力差值越大，并隨著開挖進展主應(yīng)力差值繼續(xù)增加。在開挖的初始階段，各位置應(yīng)力進行初始加載，并且增長幅度很大，其中斜拱肩主應(yīng)力差值最大，為47.8 MPa，其次為拱頂?shù)?1.3 MPa，拱肩的36.5 MPa，都隨著開挖的進行逐漸增加，并在巷道內(nèi)壁附近達到峰值。

巷道圍巖底板和幫部在第一步初始加載完后距離巷道內(nèi)壁0.5 m左右分別達到峰值為36.2 MPa和34.9 MPa，并在第二步開挖初始階因瞬間卸荷導(dǎo)致主應(yīng)力差減小到30.1 MPa和30.2 MPa，并隨著開挖的進行趨于平穩(wěn)。

最小為斜底腳處的27.1 MPa，也是主應(yīng)力最集中的位置，隨后的每一步開挖都會有明顯卸荷現(xiàn)象，在巷道內(nèi)壁附近時的主應(yīng)力差值明顯大于巷道深處的主應(yīng)力差值并隨著開挖進行不斷增加。

距離巷道1 m內(nèi)和1 m外的主應(yīng)力差值差距明顯。而且距離巷道內(nèi)壁1 m范圍內(nèi)，巷道圍巖主應(yīng)力差值在第一步開挖結(jié)束平衡后進行第二步的開挖的初始階段有著瞬間降低現(xiàn)象，而在1 m范圍外，巷道主應(yīng)力差值在第一步結(jié)束，第二步開始階段主應(yīng)力差值有瞬間增加的現(xiàn)象。

圖5 各監(jiān)測點位置主應(yīng)力差演化圖Fig.5 Evolution diagram of principal stress difference at each monitoring point

3.1.3 巖爆傾向性分析

巖爆是高應(yīng)力環(huán)境下深部巷道開挖過程容易發(fā)生的一種地質(zhì)災(zāi)害現(xiàn)象，結(jié)合鉆探過程中發(fā)現(xiàn)有不同程度的巖芯餅化現(xiàn)象，故對巷道開挖過程的巖爆傾向分析是判斷巷道穩(wěn)定性的重要途徑。

對于巖爆傾向性的判據(jù)有很多，基于本文開挖卸載后原巖應(yīng)力重新分布使巷道圍巖應(yīng)力承載力所引發(fā)的失穩(wěn)現(xiàn)象這一觀點選擇謝學(xué)斌判據(jù)[17]，其表達式見式(2)。

?=σ1/σc

(2)

式中：σ1為最大主應(yīng)力；σc為最大抗壓強度，其判別準(zhǔn)則見表2。

表2 謝學(xué)斌巖爆判據(jù)表Table 2 XIE Xuebin’s rock burst criterion table

由單軸壓縮試驗得出巖石最大抗壓強度σc為53.39 MPa，根據(jù)式(2)得出各測點位置巖爆傾向性評價結(jié)果見表3，可知8#礦體巖爆傾向性為中等～強烈?guī)r爆，巖爆可能發(fā)生的主要危險區(qū)域為開挖斷面折角處。

3.2 位移演化

圖6為不同開挖步位移變化圖，限于篇幅給出第一步和第五步開挖位移變化圖。由圖6可以看出，巷道圍巖在每一步完成后都產(chǎn)生了變形位移和形變量，形變量最大的部分為巷道底板、幫部、拱頂和開挖面，而由于巷道斜底腳位于應(yīng)力交匯處，應(yīng)力沒用足夠的釋放空間，巖體因應(yīng)力集中得到強化，因此巷道斜底腳出巖體處于壓密狀態(tài)，位移量不明顯，在第二步開挖過程中達到最大為3.5 mm。整個開挖卸荷過程中圍巖豎向位移量最大位置為巷道拱頂和底板，主要因為這兩個位置的自由面都垂直于鉛垂應(yīng)力方向，監(jiān)測點周圍圍巖在卸荷時產(chǎn)生的變形會較明顯，拱頂圍巖變形量隨著開挖卸荷的進行不斷增加，直至開挖完成后達到16.8 mm，底板圍巖在前三步開挖進行中不斷增加，在第三步開挖過程中豎向位移量達到最大為15.1 mm，隨著開挖卸荷的繼續(xù)進行，底板圍巖位移量出現(xiàn)了很小程度的持續(xù)減小。巷道幫部圍巖的橫向位移量是整個巷道最大的，最先遭到破壞并隨著開挖的進行從第一步的11.6 mm持續(xù)增加到16.7 mm。

表3 各測點位置巖爆傾向評價結(jié)果Table 3 Evaluation results of rockburst tendency at different measuring points

3.3 開挖塑性區(qū)演化

圖6 不同開挖步位移演化云圖Fig.6 Evolution of different excavation step clouds

圖7 巷道開挖圍巖塑性區(qū)演化圖Fig.7 Plastic zone evolution diagram of surrounding rock in roadway excavation

圖7為巷道圍巖塑性區(qū)演化圖，限于篇幅給出第一步和第五步開挖塑性區(qū)演化圖。圖例中sh-p、sh-n、ten-p、ten-n分別表示曾發(fā)生過剪切破壞、正在發(fā)生剪切破壞、曾發(fā)生過拉伸破壞和正在發(fā)生拉伸破壞。從圖7可看出，塑性區(qū)主要分布在巷道的四周和開挖面中部，塑性區(qū)體積隨著開挖的不斷進行不斷增加。不同形式的塑性破壞交替發(fā)生在巷道肩部、拱頂、底板和幫部，但演化圖大部分為曾發(fā)生過剪切破壞。斜底腳處因應(yīng)力持續(xù)集中并未超過儲能極限,未出現(xiàn)塑性破壞區(qū)。隨著開挖步數(shù)的增加，巷道自由面也在增加，圍巖塑性區(qū)的剪切破壞和拉伸破壞的體積都在不斷增加，但正在產(chǎn)生拉伸破壞的圍巖體積很小，并隨著巷道圍巖在每一步開挖結(jié)束后的再平衡過程逐漸消失，從演化曲圖上看，塑性破壞區(qū)主要破壞形式為剪切破壞，伴隨少量拉伸破化。

4 結(jié) 論

1) 巷道幫部、斜底腳和斜拱肩處切向應(yīng)力在第一步開挖時加載到最大值，徑向應(yīng)力發(fā)生卸荷。隨著開挖的繼續(xù)進行，巷道圍巖應(yīng)力逐漸減小并趨于穩(wěn)定，巷道圍巖多處于臨界破壞或破壞狀態(tài)。

2) 8#礦體沿脈巷道巖爆傾向性為中等～強烈?guī)r爆，巷道折角處危險性較高。

3) 巷道圍巖在每一步完成后都產(chǎn)生了不同程度的變形量，變形最大的部分為巷道幫部和拱頂，位于應(yīng)力交匯處的巷道斜底腳處的巖石在達到極限儲能前會繼續(xù)儲能，位移量較少。

4) 塑性區(qū)主要分布在巷道周圍，在第一次開挖時出現(xiàn)大面積塑性區(qū)并隨著開挖進行逐漸增大，塑性破壞區(qū)的破壞形式主要為剪切破壞并伴隨少量拉伸破壞。