深部破碎巖體巷道圍巖控制技術(shù)研究

吳大偉 李元輝 錢 源 范純超 董二虎

（1.深部金屬礦山安全開采教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧 沈陽 110819；2.山東黃金礦業(yè)股份有限公司，山東 煙臺 261400；3.山東黃金礦業(yè)股份有限公司三山島金礦，山東 煙臺 261400）

近年來，隨著淺部資源的日漸枯竭，許多礦山已經(jīng)進(jìn)入或即將進(jìn)入深部開采，伴隨著“三高一擾動”的影響［1-5］，深部巷道的維護(hù)難度越來越大，尤其當(dāng)圍巖破碎時(shí)，巷道頻繁出現(xiàn)片幫和冒頂?shù)默F(xiàn)象，使得巷道難以保證其服務(wù)期間的穩(wěn)定性，嚴(yán)重影響且制約了礦山的深部開采。當(dāng)前，圍繞深部破碎巖體巷道圍巖穩(wěn)定性控制難題，國內(nèi)外學(xué)者展開了大量的研究。趙明等［6］采用正交試驗(yàn)的方法，優(yōu)化了錨桿—錨索的支護(hù)參數(shù)，確定了巷道支護(hù)的最優(yōu)方案；孟慶彬等［7］針對大斷面軟弱破碎圍巖煤巷的支護(hù)難題，提出了全斷面錨網(wǎng)索噴初次支護(hù)、高預(yù)應(yīng)力錨索與錨注二次加固組成的“三錨”聯(lián)合支護(hù)技術(shù)方案；陳曉祥等［8］基于圍巖變形力學(xué)機(jī)制，提出了“超前預(yù)注漿+錨網(wǎng)索”的聯(lián)合支護(hù)方式以解決深部破碎區(qū)域巷道圍巖的變形破壞；盧興利等［9］針對松軟破碎巷道大變形失穩(wěn)的問題提出了預(yù)應(yīng)力組合錨桿（索）—U型鋼支架—分步注漿的聯(lián)合支護(hù)技術(shù)；郝育喜等［10］針對深井?dāng)鄬悠扑閹Т榆泿r巷道的穩(wěn)定性問題，基于耦合支護(hù)理論，提出了注漿+非對稱錨網(wǎng)索+底角錨桿耦合支護(hù)方案。但是，當(dāng)前的研究成果主要集中在支護(hù)方案的研究，被動地通過優(yōu)化錨桿（索）的支護(hù)參數(shù)或者采取U型鋼支架等剛性支護(hù)手段抵抗圍巖的變形和破壞，恰恰忽略了圍巖自身的承載能力。因此，本項(xiàng)目從利用深部破碎巖體自身承載能力的角度出發(fā)，以某金礦為工程背景，分析該礦深部破碎巖體巷道變形和破壞的原因，通過優(yōu)化巷道斷面形態(tài)與錨桿支護(hù)相結(jié)合的手段，主動地改善圍巖應(yīng)力分布狀態(tài)，在減少支護(hù)費(fèi)用的基礎(chǔ)上，最大限度保證深部破碎巖體巷道的圍巖穩(wěn)定性。通過本次研究，以期為深部破碎巖體巷道圍巖控制提供理論支撐和經(jīng)驗(yàn)參考。

1 工程背景

1.1 礦山概況

以某金礦為工程背景，當(dāng)前，該礦山的開采深度已達(dá)900 m，開拓深度超過了1 100 m。根據(jù)現(xiàn)有工程揭露的巖性特征，可知礦體主要賦存于黃鐵絹英巖化花崗質(zhì)碎裂巖、黃鐵絹英巖化碎裂巖等蝕變巖體內(nèi)，并受到區(qū)域斷裂構(gòu)造的影響，靠近主斷裂下盤礦巖破碎，巖體結(jié)構(gòu)面極為發(fā)育，工程揭露后容易發(fā)生垮塌，巖石單軸抗壓強(qiáng)度為50～110 MPa，巖體RMR分級指標(biāo)在30～40之間，穩(wěn)定性較差。根據(jù)該礦山現(xiàn)場原巖應(yīng)力測試結(jié)果可知，其-900 m標(biāo)高最大主應(yīng)力為水平應(yīng)力，應(yīng)力值為25～30 MPa，垂直應(yīng)力為最小主應(yīng)力，應(yīng)力值為20～25 MPa。

1.2 深部破碎巖體巷道圍巖變形和破壞特征

該礦山在開拓和采準(zhǔn)過程中主要應(yīng)用直墻三心拱形巷道，巷道規(guī)格為3.6 m×3.3 m（寬×高），主要采用樹脂錨桿支護(hù)手段，錨桿直徑20 mm，長度2.2 m，布置在巷道的頂板，支護(hù)參數(shù)為間距1.5 m、排距1.5 m。隨著開采深度的增加，特別當(dāng)開采深度大于800 m以后，該礦山深部巷道頻繁出現(xiàn)片幫以及頂板垮落等問題。圖1顯示了該礦山深部破碎巖體巷道圍巖變形和破壞的典型特征。由圖可知，巷道的破壞主要表現(xiàn)為兩幫的破壞，隨著兩幫破壞深度的增加，使得巷道斷面的跨高比增加，進(jìn)一步造成頂板垮落，最終導(dǎo)致巷道的整體失穩(wěn)。

2 馬蹄形巷道的設(shè)計(jì)思路

我國礦山使用的巷道斷面類型主要分為折邊形和曲邊形兩類，前者包括矩形、梯形以及其他不規(guī)則形狀，后者包括直墻三心拱形、直墻半圓拱形等形狀。科學(xué)合理地選擇巷道的斷面形態(tài)對于保證巷道圍巖的穩(wěn)定至關(guān)重要。分析該礦山深部巷道變形破壞的特征可知，受到深部高應(yīng)力以及圍巖破碎雙重因素的影響，在采用直墻三心拱形斷面時(shí)，巷道開挖后，在周邊圍巖內(nèi)形成了較大的應(yīng)力松弛區(qū)，受拉應(yīng)力作用以及圍巖拉伸應(yīng)變效應(yīng)的影響，巷道的邊墻極易發(fā)生變形和破壞。因此如何減少巷道圍巖的松弛區(qū)范圍，是提高深部破碎巖體巷道圍巖穩(wěn)定性的關(guān)鍵問題。本研究從拱形結(jié)構(gòu)具有較好的受力特征的角度出發(fā)，綜合考慮巷道空間的利用率，提出馬蹄形巷道斷面形狀，其設(shè)計(jì)如圖2所示。

3 不同巷道斷面形態(tài)的對比分析

3.1 數(shù)值模擬方案及參數(shù)

以該礦山-900 m分段巷為工程背景，采用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，開展矩形斷面、直墻半圓拱形斷面、直墻三心拱形斷面以及馬蹄形斷面巷道的數(shù)值模擬分析。以上不同斷面形態(tài)巷道的規(guī)格均為3.6 m×3.3 m（寬×高）。4種斷面形態(tài)的數(shù)值計(jì)算模型如圖3所示，巷道開挖長度均為10 m。計(jì)算采用理想的彈塑性本構(gòu)模型，摩爾庫倫屈服準(zhǔn)則。模型共有節(jié)點(diǎn)6.9萬個(gè)，單元4.8萬個(gè)。地應(yīng)力以實(shí)測應(yīng)力為準(zhǔn)，垂直應(yīng)力為23 MPa，水平應(yīng)力為28 MPa。根據(jù)現(xiàn)場調(diào)查及室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)，獲得了該礦山典型巖石力學(xué)參數(shù)，進(jìn)一步基于Hoek-Brown準(zhǔn)側(cè)［8-9］，計(jì)算得到了數(shù)值模擬計(jì)算所需要的巖體力學(xué)參數(shù)，如表1所示。

3.2 模擬結(jié)果分析

3.2.1 應(yīng)力場分析

圖4顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的最大主應(yīng)力分布情況。由圖4可知，無論采用何種斷面形態(tài)，巷道開挖后均在圍巖深處形成了明顯的高應(yīng)力集中區(qū)，并沿巷道周邊呈連續(xù)帶狀近似橢圓形分布，該區(qū)域是圍巖的承載區(qū)，承擔(dān)著圍巖自身以及上覆巖層的重量。圍巖承載區(qū)外側(cè)的巖體處于原巖應(yīng)力狀態(tài)，圍巖承載區(qū)內(nèi)側(cè)的巖體處于低應(yīng)力狀態(tài)，巷道處于圍巖承載區(qū)包裹內(nèi)的應(yīng)力松弛區(qū)內(nèi)?；谙锏篱_挖前后最大主應(yīng)力升高的特點(diǎn)，定義圍巖承載區(qū)判斷公式如下：

式中，k為圍巖承載區(qū)形成系數(shù)；σmax0為開挖前最大主應(yīng)力；σmax為開挖后最大主應(yīng)力。

當(dāng)k<0時(shí)，表明開挖引起的最大主應(yīng)力降低，圍巖處于應(yīng)力松弛區(qū)內(nèi)；當(dāng)k>0時(shí)，表明開挖引起擾動應(yīng)力值增加，巖體位于圍巖承載區(qū)內(nèi)；當(dāng)k=0時(shí)，表明開挖引起最大主應(yīng)力沒有變化，此處為圍巖承載區(qū)內(nèi)、外邊界分界點(diǎn)。

統(tǒng)計(jì)巷道頂板、底板和兩幫的圍巖承載區(qū)內(nèi)邊界至臨空面的距離可知，頂板圍巖承載區(qū)內(nèi)邊界至臨空面的距離分別為矩形2.85 m、直墻半圓拱形1.98 m、直墻三心拱形2.22 m、馬蹄形0.97 m；底板圍巖承載區(qū)內(nèi)邊界至臨空面的距離分別為矩形2.76 m、直墻半圓拱形2.95 m、直墻三心拱形2.73 m、馬蹄形1.51 m；兩幫圍巖承載區(qū)內(nèi)邊界至臨空面的距離分別為矩形2.14 m、直墻半圓拱形1.74 m、直墻三心拱形1.89 m、馬蹄形1.13 m。由此可以看出，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道頂板、底板與兩幫的應(yīng)力松弛區(qū)范圍明顯減小，有利于巷道的穩(wěn)定。

圖5顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的拉應(yīng)力大小。由圖可知，矩形巷道、直墻半圓拱形巷道、直墻三心拱形巷道開挖后周邊圍巖出現(xiàn)了拉應(yīng)力，矩形巷道為11.6 kPa，直墻半圓拱形巷道為2.79 kPa，直墻三心拱形巷道為4.97 kPa，馬蹄形巷道圍巖內(nèi)未產(chǎn)生拉應(yīng)力，最小主應(yīng)力值為-8.57 kPa。由此可以看出，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道避免了巖石處于受拉狀態(tài)，減小了圍巖受拉破壞的可能。

3.2.2 位移場分析

圖6顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的頂板沉降量與兩幫變形量。由圖6可知，矩形巷道開挖后頂板沉降量達(dá)到了131.11 mm，兩幫變形量達(dá)到了96.97 mm；直墻半圓拱形巷道開挖后頂板沉降量達(dá)到了85.51 mm，兩幫變形量達(dá)到了74.46 mm；直墻三心拱形巷道開挖后頂板沉降量達(dá)到了95.12 mm，兩幫變形量達(dá)到了83.35 mm；馬蹄形巷道開挖后頂板沉降量達(dá)到了51.36 mm，兩幫變形量達(dá)到了47.72 mm。由此可知，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道明顯地降低了周邊圍巖的位移量。

3.2.3 塑性區(qū)分析

統(tǒng)計(jì)巷道頂板、底板和兩幫的塑性區(qū)深度如圖7所示，矩形巷道開挖后圍巖塑性區(qū)深度為頂板3.27 m、底板3.12 m、兩幫2.19 m；直墻半圓拱形巷道開挖后圍巖的塑性區(qū)深度為頂板2.13 m、底板3.12 m、兩幫1.90 m；直墻三心拱形巷道開挖后的塑性區(qū)深度為頂板2.48 m、底板3.12 m、兩幫2.12 m；馬蹄形巷道開挖后圍巖的塑性區(qū)深度為頂板1.56 m、底板1.53 m、兩幫1.23 m。由此可知，馬蹄形斷面形態(tài)大幅度減少了圍巖塑性區(qū)的分布深度，抑制了圍巖破壞的發(fā)生。

分析數(shù)值模擬的結(jié)果可知，馬蹄形巷道相比于矩形巷道、直墻半圓拱形巷道和直墻三心拱形巷道，能夠明顯降低圍巖松弛區(qū)的深度和應(yīng)力的大小，極大程度地抑制了圍巖變形和破壞的發(fā)展。

4 支護(hù)參數(shù)優(yōu)化分析

4.1 數(shù)值模擬方案及參數(shù)

基于以上得到的馬蹄形巷道設(shè)計(jì)方案開展支護(hù)參數(shù)的優(yōu)化分析。設(shè)計(jì)以下2種支護(hù)方案，方案一為礦山標(biāo)準(zhǔn)的支護(hù)設(shè)計(jì)，如圖8（a）所示，只在巷道頂板布置樹脂錨桿，間排距1.5 m×1.5 m；方案二在方案一的基礎(chǔ)上增加兩幫錨桿，頂板錨桿間排距1.5 m，兩幫錨桿間距1.0 m，排距1.0 m，并且錨桿之間使用穿帶連接，如圖8（b）所示。

4.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖9顯示了2種支護(hù)方案的最大主應(yīng)力分布情況，對比圖4（d），采用方案一時(shí)，僅頂板應(yīng)力松弛區(qū)深度有所減小，由0.97 m減小至0.76 m；采用方案二時(shí)，頂板應(yīng)力松弛區(qū)深度由0.97 m減小至0.74 m，，兩幫應(yīng)力松弛區(qū)深度由1.13 m減小至0.78 m，方案二有效地減小了應(yīng)力松弛區(qū)的分布范圍。

圖10顯示了2種支護(hù)方案的最大位移量變化情況，開挖未支護(hù)時(shí)，頂板最大沉降量51.36 mm，兩幫最大變形量47.72 mm；采用支護(hù)方案一時(shí)，頂板最大沉降量37.99 mm，兩幫最大變形量46.97 mm；采用支護(hù)方案二時(shí)，頂板最大沉降量37.97 mm，兩幫最大變形量38.27 mm，方案二有效降低了周邊圍巖的位移變化量。

圖11顯示了2種支護(hù)方案的塑性區(qū)分布情況。由圖可知，底板塑性區(qū)深度相差不大，開挖未支護(hù)時(shí)，頂板塑性區(qū)深度1.56 m，兩幫塑性區(qū)深度1.23 m；采用支護(hù)方案一時(shí)，頂板塑性區(qū)深度1.06 m，兩幫塑性區(qū)深度1.21 m；采用支護(hù)方案二時(shí)，頂板塑性區(qū)深度1.04 m，兩幫塑性區(qū)深度0.84 m，支護(hù)方案二有效減少了圍巖的塑性區(qū)分布范圍。

綜合以上數(shù)值模擬結(jié)果，支護(hù)方案二既能降低周邊圍巖的應(yīng)力松弛區(qū)的分布范圍，又能有效地阻止周邊圍巖的變形，抑制圍巖破壞的發(fā)展，是最優(yōu)的支護(hù)方案。

5 現(xiàn)場工業(yè)試驗(yàn)

5.1 現(xiàn)場工業(yè)試驗(yàn)的地點(diǎn)

根據(jù)以上數(shù)值計(jì)算的結(jié)果，選取該金礦-900 m分段進(jìn)行現(xiàn)場工業(yè)試驗(yàn)，將1540#聯(lián)巷由直墻三心拱形斷面改為馬蹄形斷面，其規(guī)格為3.6 m×3.3 m（寬×高），采用樹脂錨桿+穿帶的形式進(jìn)行支護(hù)，錨桿直徑20 mm，長2.2 m，頂板錨桿間距1.5 m，兩幫錨桿間距1.0 m，排距1.0 m，穿帶由2條平行的直徑為8 mm的鋼筋組成，長1.5 m，如圖8（b）所示。其相鄰的1580#聯(lián)巷仍然沿用直墻三心拱斷面巷道進(jìn)行施工，采用礦山傳統(tǒng)的樹脂錨桿和參數(shù)支護(hù)。

5.2 現(xiàn)場工業(yè)試驗(yàn)結(jié)果

現(xiàn)場施工效果如圖12所示。由圖可知，采用傳統(tǒng)的直墻三心拱斷面形態(tài)的巷道，頂板圍巖出現(xiàn)了明顯的垮落現(xiàn)象，嚴(yán)重破壞了巷道圍巖的穩(wěn)定性；而采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道，圍巖沒有發(fā)生明顯的變形和破壞，保持了巷道的穩(wěn)定性。因此，馬蹄形巷道能夠提高巷道的安全程度，適應(yīng)該金礦深部復(fù)雜的地質(zhì)環(huán)境。

6 結(jié) 論

（1）從拱形結(jié)構(gòu)具有較好的受力特征的角度出發(fā)，綜合考慮巷道空間的利用率，提出馬蹄形巷道斷面形狀。

（2）采用數(shù)值模擬的方法，分析了不同斷面形態(tài)巷道圍巖的地壓演化規(guī)律，對比矩形、直墻半圓拱形、直墻三心拱形和馬蹄形4種斷面形態(tài)巷道圍巖的應(yīng)力場、位移場和塑性區(qū)特征可知，馬蹄形斷面形態(tài)有效減小了圍巖應(yīng)力松弛區(qū)的深度，降低了周邊圍巖的拉應(yīng)力值，極大程度地抑制了圍巖的變形和破壞。

（3）在采用馬蹄形巷道斷面的基礎(chǔ)上，采用全斷面支護(hù)時(shí)，能有效減小應(yīng)力松弛區(qū)的范圍，降低周邊圍巖變形量，抑制了圍巖破壞的發(fā)展。

（4）將馬蹄形巷道和優(yōu)化后的支護(hù)方案進(jìn)行現(xiàn)場工業(yè)試驗(yàn)，從試驗(yàn)結(jié)果可以看出，馬蹄形巷道圍巖沒有發(fā)生明顯的變形和破壞，能夠保持巷道的穩(wěn)定性。