千米深井錳礦炭質(zhì)頁(yè)巖頂板巷道圍巖變形破壞特征

申業(yè)興 高 林,2,3 黃小芬,3 趙世毫 戰(zhàn)新宇 趙芳昊

(1.貴州大學(xué)礦業(yè)學(xué)院,貴州 貴陽(yáng) 550025;2.煤炭行業(yè)巷道支護(hù)與災(zāi)害防治工程研究中心,北京 100083;3.喀斯特地區(qū)優(yōu)勢(shì)礦產(chǎn)資源高效利用國(guó)家地方聯(lián)合工程實(shí)驗(yàn)室,貴州 貴陽(yáng) 550025)

貴州省錳礦資源儲(chǔ)量豐富,已探明的資源量達(dá)到7.5億t,約占全國(guó)錳礦資源儲(chǔ)量的37%,超大型錳礦床數(shù)量約占全球的1/3,位居亞洲第一、世界第三[1-2],是中國(guó)錳礦資源最豐富的地區(qū)及世界級(jí)錳礦資源富集區(qū),被譽(yù)為“中國(guó)錳都”。但礦體埋深普遍較深,以高地、普覺(jué)、道坨、李家灣等錳礦山為典型代表的超千米礦井普遍存在[3]。

近年來(lái),隨著開(kāi)采深度的增加,我國(guó)金屬礦山開(kāi)采面臨的難題及挑戰(zhàn)越發(fā)嚴(yán)峻[4-5],其中,巷道頂板冒落、垮塌等導(dǎo)致的礦山事故是發(fā)生頻率最高、死亡人數(shù)最多的災(zāi)害之一[6-7]。一些學(xué)者針對(duì)金屬礦山巷道失穩(wěn)變形展開(kāi)了相關(guān)研究,如江權(quán)等[8]針對(duì)深部高應(yīng)力下硐室和巷道時(shí)效大變形問(wèn)題,從變形破壞的表現(xiàn)形式展開(kāi)研究,總結(jié)了巷道的多種典型變形破壞模式,并詳細(xì)闡明了其形成的機(jī)制;王春等[9-10]以銅礦深井出礦巷道為研究對(duì)象,推測(cè)出巷道頂板及靠近采場(chǎng)一側(cè)巷道兩幫易發(fā)生變形破壞,動(dòng)態(tài)擾動(dòng)影響巷道圍巖塑性區(qū)的分布及位移變化,內(nèi)部動(dòng)態(tài)擾動(dòng)促使出礦巷道墻角、拱角出現(xiàn)應(yīng)力集中并需加強(qiáng)支護(hù);由偉等[11]針對(duì)深部巷道圍巖地壓顯現(xiàn)特征及其穩(wěn)定性,分析其巷道圍巖破壞特征,并判斷巖體賦存的空間位置及其失穩(wěn)機(jī)理;甕磊等[12]為解決處于冒落松散帶內(nèi)的巷道重新支護(hù)問(wèn)題,分析該巷道的圍巖變形特征,主要表現(xiàn)為噴混脫落、墻壁彎折、拱頂垮塌和墻角隆起等多種形式,并針對(duì)破壞嚴(yán)重區(qū)域提出合理有效的支護(hù)對(duì)策;何榮興等[13-14]分析錳礦采區(qū)運(yùn)輸巷道地壓顯現(xiàn)規(guī)律和巷道破壞機(jī)理,總結(jié)出巷道破壞的主要形式,即片幫-底鼓-頂板下沉和頂板持續(xù)冒落,并根據(jù)破壞形式設(shè)計(jì)了頂、底板橢圓拱斷面、全斷面噴錨網(wǎng)支護(hù)的協(xié)同圍巖變形支護(hù)技術(shù);姜玉恒[15]建立了瓦房子錳礦巷道頂板巖層破壞和底板受壓鼓起的力學(xué)模型,分析當(dāng)巷道周圍的礦體開(kāi)采后,巷道兩幫及頂板產(chǎn)生很大的應(yīng)力集中,且巷道頂?shù)装寮皟蓭偷淖冃瘟枯^大;張遂等[16]針對(duì)貴州省典型錳礦山,研究不同開(kāi)采支護(hù)方案條件下礦體頂板的變形破壞特征和規(guī)律,通過(guò)施加不同支護(hù)壓力,以模擬不同的支護(hù)方案,確定采用0.25 MPa支護(hù)壓力進(jìn)行護(hù)頂控制效果較好。

近年來(lái),為實(shí)現(xiàn)貴州深井錳礦資源安全高效開(kāi)采,一些礦井開(kāi)始嘗試借鑒煤礦開(kāi)采常用的走向長(zhǎng)壁采礦法[17]。然而,由于深井錳礦在礦體賦存條件、巖性以及工作面長(zhǎng)度等方面的差異,加上厚層炭質(zhì)頁(yè)巖頂板的存在[18],導(dǎo)致回采過(guò)程中礦壓顯現(xiàn)規(guī)律與煤礦開(kāi)采相比不盡相同。整理上述研究文獻(xiàn)發(fā)現(xiàn),盡管學(xué)者們?cè)诮饘俚V山開(kāi)采巷道失穩(wěn)方面進(jìn)行了諸多研究,但針對(duì)走向長(zhǎng)壁開(kāi)采炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度對(duì)中段平巷圍巖變形破壞影響的研究鮮有提及。故本研究以貴州銅仁地區(qū)某錳礦中段回風(fēng)平巷為研究背景,基于圍巖力學(xué)試驗(yàn)及數(shù)值仿真試驗(yàn)方法,從頂板炭質(zhì)頁(yè)巖厚度出發(fā)研究深埋錳礦巷道圍巖變形破壞特征,以期研究結(jié)論為該地區(qū)錳礦巷道圍巖變形控制提供理論依據(jù)。

1 工程概況

1.1 巷道布置

貴州銅仁地區(qū)某錳礦目前最大開(kāi)采深度已達(dá)1 200 m,礦體由含錳炭質(zhì)頁(yè)巖和菱錳礦等組成(圖1),呈層狀產(chǎn)出,平均厚度約為2.5 m,礦體傾角30°～55°,平均傾角40°,屬于急傾斜礦體。礦層直接頂板為炭質(zhì)頁(yè)巖,厚度變化范圍較大,約為1～3 m,平均1.4 m,以層狀構(gòu)造為主,層間節(jié)理裂隙發(fā)育,屬半堅(jiān)硬-軟弱巖組,炭質(zhì)頁(yè)巖及巷道頂板破碎情況如圖2所示。礦層底板為細(xì)粒砂巖及含礫細(xì)砂巖,物理力學(xué)強(qiáng)度好,屬堅(jiān)硬-半堅(jiān)硬巖組。目前,礦井-75 m中段采用俯偽斜柔性掩護(hù)支架長(zhǎng)壁崩落法開(kāi)采(圖3),工作面沿偽斜25°～35°布置,走向后退式開(kāi)采,中段垂高30 m,上回風(fēng)巷和下運(yùn)輸巷沿礦脈走向掘進(jìn)。

圖1 礦層柱狀圖Fig.1 Histogram of ore seam

圖2 炭質(zhì)頁(yè)巖破碎情況Fig.2 Fracture of carbonaceous shale

圖3 俯偽斜柔性掩護(hù)支架長(zhǎng)壁崩落法布置Fig.3 Layout of long wall mining technology for inclined flexible shield

1.2 巷道圍巖變形特征

現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研發(fā)現(xiàn),急傾斜錳礦體中段回風(fēng)巷開(kāi)挖后,由于頂板主要由炭質(zhì)頁(yè)巖組成,層間節(jié)理和裂隙發(fā)育,自重作用下巷道頂板易折斷垮落,加之非對(duì)稱圍巖結(jié)構(gòu)條件下上覆巖層傾向附加剪應(yīng)力影響,巷道變形及破裂嚴(yán)重區(qū)域多集中于巷道高幫或靠近高幫側(cè)頂板位置,形成非對(duì)稱冒落拱結(jié)構(gòu),如圖4所示。且頂板炭質(zhì)頁(yè)巖巖層厚度越大,趨勢(shì)越明顯。

圖4 巷道頂板非對(duì)稱冒落拱示意Fig.4 Schematic diagram of deformation and failure of roadway roof

同時(shí),作為非煤地下礦山,該礦目前尚處于嘗試推廣煤礦用樹(shù)脂錨桿支護(hù)的初試階段,受工人技能素養(yǎng)、支護(hù)材料、認(rèn)知理念等因素限制,現(xiàn)場(chǎng)錨桿支護(hù)預(yù)緊力不足、托盤不貼頂、錨桿長(zhǎng)度及間排距不合理等現(xiàn)象屢見(jiàn)不鮮,造成超千米深井高應(yīng)力狀態(tài)影響下,錨網(wǎng)支護(hù)失效的情況時(shí)有發(fā)生,導(dǎo)致巷道頂板形成大面積破碎網(wǎng)兜?；夭善陂g,受上中段側(cè)向支承壓力與本中段超前支承壓力雙重疊加影響,變形破壞主要集中在頂板及兩幫上頂角處,圍巖控制效果差(圖5),嚴(yán)重制約著礦山安全高效生產(chǎn)。

圖5 巷道頂板變形破壞Fig.5 Roadway deformation and failure

2 千米深井錳礦中段回風(fēng)平巷圍巖力學(xué)特性

貴州銅仁地區(qū)主要含錳地層為南華系大塘坡組,本研究在礦井中段回風(fēng)平巷圍巖中取樣,進(jìn)行室內(nèi)巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn),獲取礦區(qū)巷道圍巖的力學(xué)特性及相應(yīng)物理力學(xué)參數(shù)值。

2.1 點(diǎn)載荷實(shí)驗(yàn)

鑒于現(xiàn)場(chǎng)進(jìn)行標(biāo)準(zhǔn)巖石試件取樣的困難性,使用HDH-1點(diǎn)載荷試驗(yàn)儀對(duì)錳礦層及其頂板炭質(zhì)頁(yè)巖進(jìn)行點(diǎn)載荷實(shí)驗(yàn),通過(guò)儀器配套的TY5D/A數(shù)顯儀獲取破壞載荷的數(shù)值。試件的加載過(guò)程參見(jiàn)圖6所示。

圖6 點(diǎn)載荷實(shí)驗(yàn)Fig.6 Point load experiment

根據(jù)《GB/T 23561.13-2010 點(diǎn)載荷強(qiáng)度指數(shù)測(cè)定方法》中點(diǎn)荷載強(qiáng)度指標(biāo)公式,計(jì)算得出修正后的炭質(zhì)頁(yè)巖和錳礦層點(diǎn)載荷強(qiáng)度指數(shù),見(jiàn)表1。

表1 點(diǎn)載荷強(qiáng)度Table 1 Point load strength

巖石的單軸抗壓強(qiáng)度和點(diǎn)載荷強(qiáng)度之間存在線性關(guān)系,因此可以通過(guò)點(diǎn)載荷強(qiáng)度來(lái)估計(jì)試樣的單軸抗壓強(qiáng)度和單軸抗拉強(qiáng)度。換算公式[19-20]如下:

式中,σc為巖石試樣的抗壓強(qiáng)度,MPa;σt為巖石試樣的抗拉強(qiáng)度,MPa。

通過(guò)表1計(jì)算得出,炭質(zhì)頁(yè)巖頂板巖層天然狀態(tài)下的抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為70 MPa、3.5 MPa;錳礦層天然狀態(tài)下的抗壓強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度分別為60 MPa、3 MPa。

2.2 堅(jiān)固性系數(shù)測(cè)試

巖體的堅(jiān)固性是巖體各種性質(zhì)綜合作用下抵抗外力破壞的指標(biāo)。從中段回風(fēng)平巷圍巖中采集了頂板炭質(zhì)頁(yè)巖試樣進(jìn)行實(shí)驗(yàn),每份試樣質(zhì)量為50 g,共制備了3組,每組包含5份,共計(jì)15份(圖7)。在實(shí)驗(yàn)過(guò)程中,對(duì)每個(gè)試件進(jìn)行了3次沖擊測(cè)試,并測(cè)得礦井炭質(zhì)頁(yè)巖頂板的堅(jiān)固性系數(shù)范圍為3.4～5.0。

圖7 堅(jiān)固性系數(shù)測(cè)定Fig.7 Determination of firmness coefficient

3 中段回風(fēng)平巷圍巖變形破壞的炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度效應(yīng)

3.1 模型建立

以前述錳礦-75 m中段回風(fēng)平巷為工程背景,采用FLAC3D三維有限差分?jǐn)?shù)值計(jì)算軟件構(gòu)建走向長(zhǎng)壁開(kāi)采中段回風(fēng)平巷數(shù)值仿真模型(圖8),模型尺寸長(zhǎng)×寬×高為170 m×120 m×110 m,巷道形狀為三心拱,長(zhǎng)×高=2.2 m×2.8 m,對(duì)其四周網(wǎng)格進(jìn)行加密處理,模型頂部施加30 MPa垂直應(yīng)力用以模擬巷道埋深上覆巖層重力,模型底部固定,四周限制水平位移。

圖8 三維數(shù)值模型Fig.8 Three-dimensional numerical model

為了研究中段回風(fēng)平巷在不同炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度下的變形破壞和應(yīng)力演化特征,同時(shí)結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際條件,在圖8數(shù)值模型的基礎(chǔ)上,建立炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度分別為0.8 m、1.4 m、2 m、3 m 4種情況下的數(shù)值仿真模型(圖9)。依次模擬千米深井高應(yīng)力條件下,走向長(zhǎng)壁開(kāi)采過(guò)程中圍巖變形破壞和應(yīng)力演化特征,測(cè)定巷道圍巖變形的收斂程度,觀察圍巖的主要破壞形式,得出巷道圍巖塑性區(qū)范圍、方位變化規(guī)律等。

圖9 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度條件下模型示意Fig.9 Schematic diagram of models under different thicknesses of carbonaceous shale

參考該礦區(qū)地質(zhì)資料及區(qū)域內(nèi)其他鄰近礦山相關(guān)巖石參數(shù)數(shù)據(jù),同時(shí),結(jié)合室內(nèi)測(cè)定的巖石力學(xué)參數(shù),采用Hoek-Brown經(jīng)驗(yàn)公式[21]對(duì)各項(xiàng)參數(shù)進(jìn)行修正,綜合確定了模型巖石物理力學(xué)參數(shù),詳見(jiàn)表2。

表2 巖石物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Rock physical and mechanical parameters

3.2 結(jié)果分析

3.2.1 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道圍巖應(yīng)力分布特征

待模型開(kāi)挖運(yùn)行穩(wěn)定后進(jìn)行切片處理,得到不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下中段回風(fēng)平巷圍巖應(yīng)力云圖,如圖10所示。分析可知,開(kāi)挖后巷道圍巖由于應(yīng)力重新分布導(dǎo)致在巷道周圍形成不同程度的應(yīng)力集中,相比于巷道兩幫對(duì)頂板有支撐作用,巷道頂板表面為懸空自由面,出現(xiàn)應(yīng)力釋放。同時(shí),由于巷道圍巖結(jié)構(gòu)的非對(duì)稱性,頂板應(yīng)力呈現(xiàn)非對(duì)稱分布,形成非對(duì)稱應(yīng)力拱,應(yīng)力拱的范圍一直延伸至基本頂粉砂質(zhì)頁(yè)巖處,大于底板的應(yīng)力釋放范圍,且左部略高于右部,從而導(dǎo)致頂板潛在非對(duì)稱冒落拱的形成。隨著炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度增加,礦柱側(cè)垂直應(yīng)力逐漸減小,垂向上兩幫頂板應(yīng)力值由淺部向深部逐漸增大,應(yīng)力分布狀態(tài)發(fā)生明顯改變,此時(shí)深部應(yīng)力圈端部已經(jīng)由中心位置偏至左側(cè)處,并且“應(yīng)力圈”的范圍明顯增加,使得頂板潛在非對(duì)稱冒落拱范圍也進(jìn)一步增大。

圖10 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道垂直應(yīng)力云圖Fig.10 Vertical stress cloud map of roadway under different carbonaceous shale roof thickness

不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道頂板垂直應(yīng)力如圖11所示。當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度為0.8 m、1.4 m時(shí),在巷道兩側(cè)3～4 m形成應(yīng)力集中區(qū)域,范圍大致呈橢圓形分布,隨著頂板厚度從0.8 m增加到1.4 m時(shí),應(yīng)力集中區(qū)域范圍也隨之變大,且頂板最大垂直應(yīng)力值為46 MPa;而當(dāng)頂板厚度為2 m、3 m時(shí),應(yīng)力集中區(qū)域變小,頂板最大垂直應(yīng)力值為42 MPa,應(yīng)力釋放區(qū)在左幫、右?guī)汀㈨敯?、底板均有分?在頂幫區(qū)域分布范圍最大,呈現(xiàn)出非對(duì)稱分布特征,延伸范圍3 m左右,破壞失穩(wěn)區(qū)發(fā)生在頂板一定區(qū)域,巷道頂板深部垂直應(yīng)力分布特征整體呈現(xiàn)出左低右高狀態(tài),沿垂直方向隨頂板深度增加。由于頂板內(nèi)部節(jié)理、裂隙的存在,導(dǎo)致應(yīng)力變化不連續(xù),應(yīng)力分布不均勻是導(dǎo)致巷道支護(hù)效果不理想的主要原因之一。

圖11 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道頂板垂直應(yīng)力分布Fig.11 Distribution of vertical stress of roadway roof under different thicknesses of carbonaceous shale

3.2.2 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道圍巖變形特征

不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道位移云圖,如圖12所示,提取布置在巷道頂板及兩幫測(cè)線的位移數(shù)據(jù),得到不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道圍巖位移云圖,如圖13、圖14所示。

圖12 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道位移云圖(單位:m)Fig.12 Displacement cloud map of roadway under different thickness of carbonaceous shale

圖13 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道頂板垂直位移分布Fig.13 Distribution of vertical displacement of roadway roof under different thicknesses of carbonaceous shale

圖14 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道幫部水平位移Fig.14 Displacement distribution on both sides of roadway with different thickness of carbonaceous shale

分析可知,不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度條件下巷道頂板及兩幫的變形特征:

(1)巷道頂板位移。受掘采擾動(dòng)影響,巷道頂板垂直位移量隨炭質(zhì)頁(yè)巖厚度增大線性增大(圖13)。當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖厚度從0.8 m逐漸增大到3 m時(shí),頂板垂直位移從59.6 mm增加到96.7 mm,當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度越厚時(shí),因節(jié)理、裂隙較發(fā)育,無(wú)法支撐巷道上覆巖體發(fā)生的強(qiáng)烈變形下沉,使得巷道頂板產(chǎn)生大變形,導(dǎo)致位移峰值處于巷道頂板上方,逐漸形成頂板潛在非對(duì)稱冒落拱,而隨著炭質(zhì)頁(yè)巖厚度的增加,頂板變形破壞開(kāi)始向上巷道左側(cè)高幫移動(dòng),位移影響范圍并逐漸增大,潛在非對(duì)稱冒落拱范圍逐漸擴(kuò)大。

(2)巷道幫部位移。從模擬的4種方案結(jié)果可看出(圖14),巷道兩幫水平位移隨著炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度的增加而增加,左幫位移幅度大于右?guī)?由于圍巖結(jié)構(gòu)的非均質(zhì)性,巷道兩幫表現(xiàn)出差異性變形,且兩幫位移圖像整體呈現(xiàn)出“倒V”字形。在上中段開(kāi)采后礦柱受側(cè)向支承壓力影響較大,因此,礦柱側(cè)的變形影響范圍要高于礦層側(cè)。當(dāng)頂板厚度為0.8 m時(shí),兩幫水平位移峰值分別為88 mm、83 mm,隨著炭質(zhì)頁(yè)巖厚度從0.8 m增加到3 m,位移量逐漸增加,兩幫水平位移峰值分別為117 mm、104 mm,整體呈現(xiàn)出差異性變形特征。

3.2.3 不同炭質(zhì)頁(yè)巖厚度下巷道圍巖破壞特征

巷道受采掘擾動(dòng)影響,巷道圍巖內(nèi)出現(xiàn)應(yīng)力集中,使得圍巖應(yīng)力大于巖體強(qiáng)度,巷道周圍產(chǎn)生塑性變形。結(jié)合圖15、圖16可知,巷道圍巖塑性區(qū)寬度均隨著炭質(zhì)頁(yè)巖厚度的增大而呈增大趨勢(shì),其中以巷道頂板變化最為明顯。當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度為0.8 m時(shí),巷道頂?shù)装?、礦柱側(cè)及礦層側(cè)塑性區(qū)寬度分別為1.1 m、1.9 m、2.1 m、2.4 m,巷道圍巖塑性區(qū)與采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)相連通,巷道塑性區(qū)體積為4 980 m3;而當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度為1.4 m時(shí),巷道頂?shù)装?、礦柱側(cè)及礦層側(cè)塑性區(qū)寬度均有所增加,變化幅度不大,其巷道塑性區(qū)體積為4968.43m3,但頂板巷道圍巖塑性區(qū)與采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)巷道并未連通,通過(guò)對(duì)比發(fā)現(xiàn)當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖厚度為0.8 m時(shí),直接頂厚度較薄,其基本頂為粉砂質(zhì)頁(yè)巖,物理力學(xué)強(qiáng)度較低,故塑性區(qū)主要連通區(qū)域是粉砂質(zhì)頁(yè)巖與采空區(qū)側(cè)影響區(qū)域。

當(dāng)頂板厚度為2 m時(shí),巷道頂板(2.3 m處)、礦柱側(cè)(2.2 m處)及礦層側(cè)(1.24 m處)塑性區(qū)寬度均有所增大,而底板基本保持不變,隨著炭質(zhì)頁(yè)巖厚度增加,其頂板與采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)重新連接相通,頂板及礦柱側(cè)塑性區(qū)深度呈增加趨勢(shì),巷道塑性區(qū)體積為6 115.7 m3,增加幅度約為25%;當(dāng)頂板厚度增加到3 m時(shí),巷道圍巖塑性區(qū)影響范圍主要集中在頂板及礦柱左上幫區(qū)域,逐漸形成非對(duì)稱分布,頂板塑性區(qū)范圍沿炭質(zhì)頁(yè)巖垂直方向最大深度約為2.6 m,將巷道頂板與采空區(qū)側(cè)塑性區(qū)完全連接,礦柱側(cè)塑性區(qū)影響范圍主要集中在礦柱上方與頂板連通,而礦層側(cè)塑性區(qū)范圍較小,保持在1.3 m左右,底板含砂礫細(xì)砂巖塑性區(qū)范圍較其他方案變化不大,豎向深度約為2.6 m,巷道塑性區(qū)體積為6 345.8 m3。巷道將承受其圍巖的擠壓作用,而且上覆巖層的自重應(yīng)力通過(guò)傳遞到巷道頂板及其礦柱左上方處,巷道穩(wěn)定性受影響較大,該段彈性區(qū)最終也會(huì)因其承載能力不足而產(chǎn)生破壞,從而加劇頂板非對(duì)稱冒落拱結(jié)構(gòu)的形成。

由圖16可知,巷道圍巖塑性區(qū)的剪切破壞體積隨著巷道炭質(zhì)頁(yè)巖厚度的增加而增大,而已發(fā)生剪切破壞的體積,在炭質(zhì)頁(yè)巖厚度為3 m時(shí),塑性區(qū)體積達(dá)到最大值,為2 980 m3;炭質(zhì)頁(yè)巖厚度在0.8 m和1.4 m時(shí),正發(fā)生剪切破壞的體積沒(méi)有明顯變化,在炭質(zhì)頁(yè)巖厚度增加為2 m時(shí),正發(fā)生剪切破壞的體積逐漸增大,正發(fā)生剪切破壞的體積最大為2 433.3 m3,相比于炭質(zhì)頁(yè)巖厚度1.4 m時(shí)正發(fā)生剪切破壞的體積增長(zhǎng)幅度為39.3%;隨著炭質(zhì)頁(yè)巖厚度增大,已發(fā)生拉伸破壞的體積未發(fā)生顯著變化;正發(fā)生拉伸破壞的體積由于比例很小,在柱狀圖中顯示并不明顯,且變化幅度不大。

為了分析巷道中各種破壞類型所占的塑性區(qū)體積比例,把相同破壞類型的塑性區(qū)體積進(jìn)行了平均計(jì)算,結(jié)果以餅狀圖的形式展示(圖17)。根據(jù)圖中數(shù)據(jù),已發(fā)生剪切破壞、正發(fā)生剪切破壞、已發(fā)生拉伸破壞、正發(fā)生拉伸破壞的體積分別占塑性區(qū)總體積的57.81%、36.01%、5.5%、0.69%。而巷道中剪切破壞所占的體積占塑性區(qū)總體積的93.82%,這表明在千米深井錳礦巷道的圍巖塑性區(qū)破壞類型中,剪切破壞是主要的破壞類型。

圖17 巷道塑性區(qū)破壞比例分布Fig.17 Proportion distribution of plastic zone failure ratios in roadway

綜合上述分析可知,隨著炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度的逐漸增大,巷道頂板巖層塑性區(qū)范圍在垂直炭質(zhì)頁(yè)巖及沿傾斜向下方向有逐漸增大趨勢(shì),表明上中段工作面開(kāi)采之后對(duì)巷道頂板巖層的破壞影響逐漸增強(qiáng)。頂板整體受拉伸和剪切復(fù)合破壞,相對(duì)頂板而言,砂礫細(xì)砂巖底板塑性區(qū)范圍受影響較小,變化不大。

4 結(jié) 論

(1)千米深井錳礦走向長(zhǎng)壁開(kāi)采炭質(zhì)頁(yè)巖頂板中段回風(fēng)平巷圍巖破裂嚴(yán)重區(qū)域多集中于巷道高幫或靠近高幫側(cè)頂板位置,典型破壞方式為頂板炭質(zhì)頁(yè)巖冒落,形成非對(duì)稱冒落拱結(jié)構(gòu),且隨著頂板炭質(zhì)頁(yè)巖厚度的增加,趨勢(shì)越明顯。

(2)炭質(zhì)頁(yè)巖厚度對(duì)千米深井錳礦巷道圍巖變形特征影響顯著,隨著炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度增加,當(dāng)炭質(zhì)頁(yè)巖厚度從0.8 m逐漸增大到3 m,頂板垂直位移從59.6 mm增加到96.7 mm;左、右兩幫最大水平變形值分別為117 mm、104 mm,圍巖變形呈線性增大趨勢(shì),且位移圖像整體呈現(xiàn)出“倒V”字形分布,巷道兩幫表現(xiàn)出差異性變形破壞特征。

(3)中段回風(fēng)平巷圍巖塑性區(qū)影響范圍隨著炭質(zhì)頁(yè)巖頂板厚度的增加而擴(kuò)大,主要集中在頂板及礦柱側(cè)左上幫區(qū)域,塑性區(qū)影響范圍呈現(xiàn)出非對(duì)稱分布,從而導(dǎo)致頂板潛在非對(duì)稱冒落拱結(jié)構(gòu)的形成,在炭質(zhì)頁(yè)巖厚度為3 m時(shí)巷道塑性區(qū)體積達(dá)到最大,且巷道塑性區(qū)以剪切破壞為主。

(4)走向長(zhǎng)壁采礦過(guò)程中,在對(duì)千米深井錳礦炭質(zhì)頁(yè)巖中段巷道進(jìn)行穩(wěn)定性控制時(shí),加強(qiáng)頂板非對(duì)稱冒落拱及巷道高幫側(cè)支護(hù)是其該類巷道穩(wěn)定性控制的關(guān)鍵,支護(hù)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)針對(duì)該類巷道變形破壞區(qū)域的差異性進(jìn)行差異化設(shè)計(jì)。