露天轉(zhuǎn)井工巷道近鄰邊坡圍巖漸進(jìn)破裂機制及加固方案

曲 柱，王恩超，谷廷華，張文浩

（1.濟寧市金橋煤礦，山東 濟寧 277000；2.濟寧市能源綜合執(zhí)法支隊，山東 濟寧 277000；3.阜新高海礦業(yè)有限公司，遼寧 阜新 123000）

0 引 言

自上世紀(jì)中葉以來，全世界范圍內(nèi)已經(jīng)投產(chǎn)的露天礦有1 500余座，涵蓋煤炭、金屬、化工、建材等各行業(yè)的礦山，歷經(jīng)數(shù)十年的高強度開采，大部分露天礦礦山正在或者已經(jīng)轉(zhuǎn)入露天和地下聯(lián)合開采或者完全地下開采[1]。國內(nèi)外學(xué)者針對露天轉(zhuǎn)井工圍巖控制難點，開展了廣泛的研究，武懋采用有限元方法研究了露—井聯(lián)采模式下煤層的傾角對邊坡的穩(wěn)定性影響，表明邊坡圍巖受到露天和井工開采的采動影響，其穩(wěn)定性大幅下降，威脅露天礦的安全生產(chǎn)[2]。孫世國以云冶礦山露天轉(zhuǎn)地下開采為案例，研究了不同區(qū)域的采區(qū)對邊坡穩(wěn)定的影響，建議應(yīng)根據(jù)不同開采位置識別邊坡易誘發(fā)的危險變形區(qū)域[3]。

斷層破碎帶是露天礦、井工開采施工過程中最常見的地質(zhì)缺陷，也是工程設(shè)計與施工的難點，若支護(hù)方案選擇不合理，會誘發(fā)巷道、邊坡塌方事故[4-6]。馬熹焱針對含弱層破碎帶軟弱結(jié)構(gòu)地質(zhì)條件下安家?guī)X露天礦的邊坡穩(wěn)定性開展了相似模擬研究，表明該區(qū)域的邊坡變形破壞主要受斷層破碎帶控制[7]。劉明采用應(yīng)力探測方法研究了斷層破碎帶巷道的變形特征，表明受斷層破碎帶影響，應(yīng)力和變形集中在斷層破碎帶附近[8]。朱琳研究了煤礦石門穿越斷層破碎帶的地面預(yù)注漿技術(shù)[9]。

本文以阜新高海煤礦露天轉(zhuǎn)井工開采斜井施工過程中實際揭露的斷層破碎帶為工程背景，分析了巷道近鄰邊坡圍巖的漸進(jìn)破壞特征，并針對圍巖的破壞特點，提出合理的加固方案，保障現(xiàn)場作業(yè)安全。

1 概 況

阜新高海煤礦采用露-井聯(lián)采的生產(chǎn)方式，開拓方式為斜井，其中斜井設(shè)計開挖界面半徑為3 m，埋深15~30 m，采用綜掘機掘進(jìn)，斜井入口臨近邊坡，邊坡護(hù)砌高度15 m，坡度60°，為高陡邊坡，如圖1所示。經(jīng)對初露地層進(jìn)行踏勘和實驗室研究，斜井穿越斷層破碎帶礫巖地層，沿著斷層破碎帶兩側(cè)巖體發(fā)生明顯的相對位移，使破碎帶內(nèi)部分巖石發(fā)生拉張性或擠壓，形成碎屑結(jié)構(gòu)，含量約70%，破碎帶內(nèi)較完整的巖石含量約30%。

圖1 巷道與邊坡的幾何關(guān)系示意Fig.1 Geometric relation between roadway and slope

在試驗段施工時，洞身收斂值多次接近預(yù)警值，巷道圍巖出現(xiàn)了局部掉塊現(xiàn)象，邊坡坡腳開裂，圍巖不穩(wěn)定，施工風(fēng)險高，亟需對該地層條件下巷道失穩(wěn)機制、破裂規(guī)律進(jìn)行系統(tǒng)研究，并有針對性提出加固方案，確?，F(xiàn)場作業(yè)安全。

2 數(shù)值模擬實驗方法

2.1 多邊形生成方法

目前，針對斷層破碎帶的表征方法主要有多邊形法和隨機橢圓法，建模方法主要有數(shù)字圖像建模法和隨機生成法2種[10]。本文通過控制隨機圓直徑的方法生成不同尺寸的多邊形斷層破碎帶完整的巖石，如圖2所示。

（1）根據(jù)邊坡揭露斷層破碎帶完整巖石的長軸，生成多邊形的最大外接圓，根據(jù)圖2（a）的幾何關(guān)系，則巖石的輪廓點A1、A2坐標(biāo)見式（2）。其中，A1坐標(biāo)采用“+”計算得出，A2坐標(biāo)采用“-”計算得出。

式中：xo為斷層破碎帶完整巖石的質(zhì)心o點的橫坐標(biāo)；yo為斷層破碎帶完整巖石的質(zhì)心o點的縱坐標(biāo)；R1為斷層破碎帶完整巖石的最大外接圓的半徑，m；β1為斷層破碎帶完整巖石的最大外接圓對應(yīng)的隨機角度，（°）。

式中：rand（0.1）為0~1隨機數(shù)。

（2）同理根據(jù)圖2（b）的結(jié)合關(guān)系，根據(jù)式（1）只改變圓的半徑，即R1變?yōu)閞1，對應(yīng)隨機角度的大小β1變?yōu)棣?，得到巖石在最小內(nèi)接圓輪廓點A3、A4的坐標(biāo)。

（3）設(shè)中間內(nèi)接圓的半徑為r2，并通過畸變系數(shù)控制生成式（3）。

式中：μ為畸變系數(shù)1，取值范圍0~0.6；k為畸變系數(shù)2，取值范圍0~0.2。

設(shè)中間內(nèi)接圓對應(yīng)巖石的隨機角度α1，并通過畸變系數(shù)控制生成式（4）。

式中：rand（α1，β1）為α1~β1的隨機數(shù)。

同理，根據(jù)圖2（b）的結(jié)合關(guān)系，根據(jù)式（1）只改變圓的半徑，即r1變?yōu)閞2，對應(yīng)隨機角度的大小β1變?yōu)?，得到巖石在最小內(nèi)接圓輪廓點A5的坐標(biāo)。

（4）對所有斷層破碎帶完整巖石最長軸與最短軸的比值直方圖有效性檢驗。針對該地質(zhì)條件下的斷層破碎帶完整巖石含量，進(jìn)行至少1 000次的迭代運算，直至巖石長軸與短軸比值累計概率曲線與現(xiàn)場揭露的誤差最小，此次實驗最終誤差值為0.1%，如圖2（b）所示，可有效表征斷層破碎帶地 層，最終得到的離散元計算模型圖如2（c）所示。

圖2 斷層破碎帶多邊形模型生成流程Fig.2 The generation process of polygonal model of fault fracture zone

2.2 模型建立

在數(shù)值模擬計算過程中，塊體采用彈塑性本構(gòu)模型，接觸面采用庫倫—摩爾本構(gòu)。根據(jù)巷道與邊坡的幾何關(guān)系，建立模型寬60 m，高60 m，在模型中部設(shè)置圓形巷道開挖區(qū)，開挖輪廓半徑為3 m，固定模型側(cè)向邊界的水平位移和底部邊界的垂直位移，施加重力加速度，模擬巖層的初始平衡條件。斷層破碎帶的碎屑結(jié)構(gòu)由0.01 m小塊體劃分，如圖3所示。采用UDEC內(nèi)置的函數(shù)庫—“zonk.fis”來模擬巷道開挖的應(yīng)力逐漸釋放過程。巷道表面應(yīng)力分為5個階段釋放，釋放系數(shù)r從0到1，增量為0.2，定義i為應(yīng)力釋放系數(shù)，i=0.2表示施加在巷道表面的應(yīng)力釋放了20%。

圖3 數(shù)值模擬計算Fig.3 Numerical simulation

2.3 參數(shù)選擇

完整礫巖、碎屑采用彈塑性本構(gòu)模型，研究材料的物理參數(shù)見表1，數(shù)值試驗中獲得的軸向應(yīng)力—軸向應(yīng)變曲線以及破壞規(guī)律與室內(nèi)單軸壓縮實驗較為一致，表明參數(shù)合理。

表1 研究材料的物理參數(shù)Table 1 Physical parameter of materials studied

3 圍巖漸進(jìn)失穩(wěn)特征分析

3.1 位移場特征

監(jiān)測點布置如圖4（a）所示，分別位于巷道上半?yún)^(qū)域，按照順時方向，間隔45°，依次在臨近開挖界面設(shè)置為1號、2號、3號、4號、5號監(jiān)測點。圖4（b）為監(jiān)測點的垂直位移曲線。圖4（c）、圖4（d）、圖4（e）、圖4（f）分別為應(yīng)力釋放系數(shù)為0.2、0.4、0.8、1時的垂直位移計算結(jié)果。

圖4 位移場漸進(jìn)破壞特征Fig.4 The progressive failure characteristics of displacement field

隨著應(yīng)力釋放系數(shù)的增大，圍巖垂直位移以階梯狀的形式逐漸增大，并且呈現(xiàn)非對稱特征，當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.2時，巷道周圍巖體的碎屑結(jié)構(gòu)出現(xiàn)明顯變形，如1號、3號、4號、5號監(jiān)測點數(shù)值接近15 mm，由于2號監(jiān)測點附近存在大塊礫巖，其位移量變化不明顯，僅為4.3 mm；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.4時，2號監(jiān)測點位移趨于穩(wěn)定，其他監(jiān)測點的位移增量繼續(xù)增大，表明巷道位移量受巖石各項異性的影響較大；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.8時，在4號監(jiān)測點位置附近的圍巖位移量迅速增大至19.8 mm，接近預(yù)警值，出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力松弛區(qū)，表明該監(jiān)測點位移量開始由淺部向圍巖深部轉(zhuǎn)移；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)為1時，此時應(yīng)力完全釋放完畢，巷道變形呈現(xiàn)非對稱的特點，右拱肩（4號）測點的垂直位移最大，為25.1 mm，超過了預(yù)警值，右拱腰、左拱腰（1號測點）的垂直位移接近，分別為17.6 mm、17.1 mm，接近預(yù)警值，拱頂?shù)拇怪蔽灰茷?5.2 mm。

3.2 裂隙場特征

圖5為圍巖裂隙場的漸進(jìn)破壞計算結(jié)果。當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.2時，裂隙的數(shù)目為526條，裂隙多以孤立狀態(tài)發(fā)育，集中在靠近巷道開挖界面的碎屑結(jié)構(gòu)中，以及邊坡坡腳位置如圖5（a）所示；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.4時，裂隙數(shù)目略微增長，為641條，此時裂隙由巷道周邊圍巖開始，沿碎屑結(jié)構(gòu)向邊坡坡腳方向擴展，如圖5（b）所示；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)≤0.8時，一方面裂隙擴展程度加大，另一方面裂隙不斷擴展、發(fā)育規(guī)模逐漸增大，裂隙數(shù)目迅速增長，為1 237條，如圖5（c）所示；當(dāng)應(yīng)力釋放系數(shù)為1時，裂隙數(shù)目為1 382條，巷道周圍裂隙圈與坡腳破壞面貫通，巷道右拱肩出現(xiàn)了局部掉塊現(xiàn)象，靠近巷道表面的完整巖石內(nèi)部出現(xiàn)微裂隙，如圖5（d）所示。

圖5 裂隙場漸進(jìn)破壞特征Fig.5 Progressive failure characteristics of fracture field

裂隙漸進(jìn)破壞規(guī)律可以概括為3個關(guān)鍵階段。

（1）裂隙以孤立狀態(tài)發(fā)育為主，主要分布位置集中在臨近巷道開挖面和邊坡坡腳。

（2）裂隙自開挖臨近面逐漸向邊坡坡腳擴展，并且優(yōu)先在碎屑結(jié)構(gòu)中擴展。

（3）裂隙發(fā)育規(guī)模、擴展程度加大，巷道圍巖與邊坡跛腳間形成宏觀貫通破壞面，最終誘發(fā)巷道圍巖局部失穩(wěn)。

4 加固方案

4.1 邊坡加固方案

從邊坡和巷道的破壞特征來看，邊坡加固區(qū)設(shè)置的位置越低，越能阻礙巷道拱頂圍巖與邊坡之間的破裂面貫通，故將加固區(qū)設(shè)置在擋土墻上方的巖體中，錨桿長度采用漸變方式，即在邊坡底部錨桿長度10 m，在邊坡中部錨桿長度為5 m，間距為2 m，兩者之間的錨桿長度為線性變化，錨桿的安裝角度與邊坡坡面垂直，如圖6所示，在實際施工過程中，密切掌握鉆頭鉆進(jìn)情況，可微調(diào)錨桿安裝角度，確保錨桿錨固區(qū)嵌入斷層破碎帶完整的巖石中。

圖6 加固方案Fig.6 Reinforcement scheme

4.2 巷道超前深孔注漿加固方案

采用鋼性袖閥管深孔注漿超前加固巷道周邊斷層破碎帶巖體，橫斷面為初支輪廓線外1 m及內(nèi)側(cè)0.5 m，縱向面為下穿、側(cè)穿邊坡區(qū)間，注漿材料使用水泥-水玻璃漿液，水泥漿與水玻璃體積比1∶0.5；水泥漿水灰比1∶1，注漿壓力初壓0.3~0.5 MPa，終壓0.5 MPa，堅持信息化施工，加強巷道開挖后洞身沉降與側(cè)移、及時反饋。

4.3 工程實踐

在試驗段應(yīng)用本文提出的加固方案，通過對拱肩、拱頂進(jìn)行85 d的位移觀測，位移趨于穩(wěn)定，穩(wěn)定在預(yù)警值20 mm以下，如圖7所示，洞身收斂值得到了控制，表明本文提出的加固方法合理、可行。

圖7 巷道收斂值Fig.7 Roadway convergence value

5 結(jié) 論

本文以阜新高海煤礦露天轉(zhuǎn)井工開采斜井施工過程中實際揭露的斷層破碎帶為工程背景，提出了斷層破碎帶的表征方法，并開展了巷道下穿邊坡的圍巖位移場、裂隙場的漸進(jìn)演化規(guī)律，最后根據(jù)圍巖和邊坡的破壞特點，針對性提出了加強坡腳支護(hù)、巷道超前注漿的加固方案，得出以下結(jié)論。

（1）使用突變系數(shù)法隨機生成了斷層破碎帶離散元計算模型，通過檢驗多邊形的長軸與短軸比值的分布直方圖，表明方法可行、合理。

（2）在斷層破碎帶地層施工，巷道下穿高陡邊坡，破裂始于臨近開挖面和邊坡坡腳的斷層破碎帶的碎屑結(jié)構(gòu)，自開挖臨近面逐漸向邊坡坡腳擴展，不斷擴展、發(fā)育，最終形成宏觀破裂面，誘發(fā)了巷道局部失穩(wěn)現(xiàn)象，受斷層破碎帶的各項異性影響，破壞呈非對稱的特點。

（3）針對破裂面最初形成的位置，提出了巷道超前注漿加固，加固半徑設(shè)置為1.5 m，邊坡安裝錨桿，有效控制了巷道圍巖變形，保障了作業(yè)安全。