近断层深部巷道变形破坏分析及支护研究

2022-07-13谭文兵冯钰炜杜侠飞

有色金属（矿山部分） 2022年2期

谭文兵，冯钰炜，杜侠飞，李可

(1.成都新茂启源矿业有限公司，成都 610051；2.广安交投建材有限公司，四川广安 638000)

随着城镇化、工业化进程的深入推进，埋藏较浅的矿产资源已趋于枯竭，国内外矿山逐渐转入深部资源回采阶段。然而在回采深部资源过程中，井巷围岩应力会发生重新分布，并会随开采深度的增大而增大，高地温、高地应力、高渗透压以及强采动等因素都会影响围岩赋存环境，引起井下巷道失稳，乃至变形破坏，给作业人员和设备设施带来较大安全隐患，重则引发灾害性事故[1-3]。利用工程技术攻关解决安全高效开采问题再次提到新的高度[4-5]。

针对地压下巷道围岩的变形及防控技术，一直是国内学者研究的热点。范顺刚等[6]采用数值模拟对冬瓜林矿段1473中段的巷道围岩进行了研究，分析了巷道破坏形式及确定了围岩受力状态；鲁岩[7]分析了断层影响下构造应力场中的巷道破坏特征，发现水平构造应力对巷道的顶底板围岩影响作用大，而垂直应力对两帮的稳定性影响大；李中伟等[8]在测试近断层附近的地应力大小和方向的基础上，采用“强帮快支”的巷道支护技术，成功解决了深部平行大断层巷道支护难题；王永岩等[9]对不同埋藏深度的巷道受高地应力影响的蠕变破坏进行了数值模拟，得到了岩体在高地应力环境中的蠕变破坏规律；丁立培等[10]对受地应力影响的巷道支护方案进行了模拟分析；陈登红等[11]通过实验室模拟和工程实践，表明在深部矩形巷道尺寸和支护强度不变的情况下，大断面预留大变形可有效控制巷道收敛变形；冷建民等[12]在模拟分析三山岛金矿深部巷道围岩变形破坏规律的基础上，优化了巷道支护参数，取得了较好效果。本文以云南某铜矿深部矿体资源开采为研究背景，在研究近断层巷道围岩破坏规律及应力分布，对巷道支护方案进行了优化调整。

1 工程概况

该矿山位于川滇南北向构造体系南段西侧，绿汁江大断层以东，以绿汁江断层、汤郎易门断层为主，构成南北向构造体系。经过六十余年的开采，已由最初的1 698 m水平开采至745 m水平。该铜矿59#矿体为一急倾斜盲矿体，矿体规模较大，赋存于1 058 m水平以下，受FⅣ、F10、F39断层控制。在回采840 m水平以下资源时，不时发生地压显现，导致深部巷道不同程度受损。为了弄清楚深部巷道破坏形式与断层之间的关系，安全高效地回采深部矿体资源，本文以十七中段1709、1711两条受地压活动影响较严重的巷道为研究对象，对同一中段不同巷道的破坏形式进行对比分析，得出受FⅣ、F39两条断层控制巷道的破坏变形规律，进而优化调整近断层巷道的支护方式。巷道破坏情况如图1所示。

图1 巷道破坏情况Fig.1 Roadway damage

2 断层稳定性研究分析

2.1 断层活化必要条件

巷道掘进、矿体回采爆破等外界扰动，导致存储在断层内部及周围的能量突然释放的过程即为断层活化[13-14]，以沿断层面滑移为主要显示形式。断层周围岩体受断层滑移影响，导致近断层巷道围岩稳定性进一步劣化，出现非对称破坏变形。

深部矿井尤其在断层构造带(挤压型构造带)和采动应力集中区域中都可能有着极高弹性应变能。金属矿采矿的爆破崩落对于断层活化现象影响最大，爆破应力波的传播和扰动使原本稳定的断层发生剪切失稳，在局部层位出现高应力集中区域，在采空区周围和巷道周边形成应力扰动区[15]，如图2所示。

图2 断层活化示意图Fig.2 Schematic diagram of fault activation

2.2 断层活化平衡状态分析

根据矿山实际条件可知断层倾角α为固定值，垂直应力P和水平应力F产生的倾斜滑移力小于断层面的抗滑力，断层不发生移动；P和F在爆破影响下会增大，致使断层面抗滑力出现小于倾斜滑移力的情况，表现为断层活化。为分析断层活化的条件，需要对断层所受作用力进行分析，对简化后的断层模型进行受力分析(图3)，图3中h和l为断层面长度、FH为断层上盘、FL为断层下盘。断层活化后沿断层面相对运动如图4所示。

图3 断层受力简化图Fig.3 Simplified diagram of fault stress

图4 断层自锁与活化模型的受力图Fig.4 Stress diagram of fault self-locking and activation model

简化图中的等效作用力为：

P=σscosα

(1)

F=kσssinα

(2)

式中，上覆岩层垂直方向的应力为σ，MPa；s为断层面面积，m2；水平应力为kσ，MPa；侧压系数为k；断层倾角为α，(°)。

断层模型在爆破震动影响下某一时间会保持极限平衡，断层上下盘受力分解情况如图5所示。

图5 断层受力分解图Fig.5 Stress breakdown of fault

由直线型 M-C 强度准则得

τN=c+σNtanφ

(3)

由式(1)和(2)得

(4)

对于图中的极限平衡状态，当F

σNscosα+τNssinα-P=0

(5)

σNssinα-τNscosα-F=0

(6)

而第二种极限平衡状态为F>P时，把τN添加负号即可。

由式(1)、(2)、(4)～(6)得断层面上的应力为：

(7)

(8)

将第一种极限平衡状态的侧压系数记为k1；将第二种极限平衡状态对应的侧压系数记为k2，当侧压系数k1k或k>k2则断层发生活化，判别式为：

(9)

(10)

根据矿山实际情况，断层面的摩擦角为18°，黏聚力c=0.18 MPa，垂直应力σ=25 MPa，代入式(9)、(10)中可得0.5268≤k≤1.896，而系统的侧压系数k=1.8，由此可知，断层面处于临近临界范围的稳定状态下。但随着采掘活动的持续不断，靠近断层附近巷道应及时加强支护，防止事故的发生。

3 巷道变形破坏规律模拟分析

3.1 模型建立

本文以十七中段运输巷道为研究背景，模拟分析了靠近断层的两条巷道在上部矿体回采后不同支护方式下岩体的位移场、应力场以及塑性区分布等情况。考虑到Flac3D中采用体积模量和剪切模量来描述弹性模量和泊松比，所以根据式(11)计算出各岩性的体积模量和剪切模量[15]，相关计算的力学参数见表1。

表1 岩体力学参数Table 1 Mechanical parameters of rock mass

(11)

式中，体积模量为K，剪切模量为G，弹性模量为E，泊松比为μ。

模型外形尺寸为长×宽×高=150 m×150 m×200 m，共分为231 639个单元、129 877个节点，采用的围岩本构关系为摩尔-库仑模型，上部边界载荷大小为P=25 MPa，模型如图6所示。

图6 模拟模型Fig.6 Simulation model

3.2 无支护时巷道变形规律分析

为研究1709大巷和1711大巷无支护时，在x=43 m处上部矿体回采前后巷道的变形规律，对两条大巷进行应力分布和塑性区分布，如图7所示。

图7 矿体未回采巷道未支护时应力及塑性区分布Fig.7 Distribution of stress and plastic zone when the ore body is not mined and the roadway is not supported

图7(a)表明1709巷道在上部矿体未回采巷道未支护时两帮的SZZ应力分布明显大于顶底部，应力集中明显。图7(a)与(b)对比可知，在上部矿体未回采情况下的1709巷道的SZZ应力相同等值线范围大于1711巷道，说明在有断层影响的情况下，其应力释放效应更加明显。通过图7(c)的塑性区分布可以看出矿体的回采对于1709和1711巷道影响较大，其塑性区已连通，可能会导致巷道围岩岩体的失稳，必须进行及时支护。

3.3 U型钢支护巷道的应力分布

通过对U型钢支护巷道进行矿体回采后巷道的SZZ应力分布模拟分析，如图8所示。

图8 矿体回采后U型钢支护巷道的应力分布Fig.8 Stress distribution of U-shaped steel support roadway after ore body mining

从图8可以看出，矿体回采后采用U型钢支护巷道明显存在应力集中现象，并且主要分布在巷道的两帮，说明巷道顶板应力在矿体回采后得以释放。在上部矿体回采后，由模拟结果可知1709巷道的最大应力值为35.3 MPa，影响范围为3 m，1711巷道的最大应力值为25 MPa，影响范围为4.3 m，相比于无支护情况下有所改善。

3.4 锚网喷支护巷道的应力分布

模拟在矿体回采后采用锚网喷(锚杆1.6 m)支护的巷道SZZ应力分布，如图9所示。

图9 矿体回采后锚网喷支护巷道的应力分布Fig.9 Stress distribution of bolt mesh shotcrete support roadway after ore body mining

图9表明，锚网喷支护后巷道的SZZ应力分布数值明显减小，且范围明显减小，表明锚网喷支护对围岩的控制效果较好。对比图8、9可知，锚网喷支护巷道的SZZ应力分布明显小于U型钢支护的巷道，而且图8(b)中1711巷道变形强烈，已看不出三心拱的巷道断面形状，说明U型钢支护方案不能满足矿体回采后对近断层巷道稳定性要求，因此选择锚网喷支护比较合适。

4 加强支护后巷道稳定性分析

4.1 破损巷道修复方案

通过前述分析可知，可伸缩U型钢支护方案明显劣于锚网喷支护，但采用1.6 m管缝式锚杆进行锚网喷支护后，巷道局部地段仍出现较大变形，故将1.6 m管缝式锚杆更换为2.4 m再次进行数值模拟。同时采用梅花形锚杆布置形式，Φ8 mm钢筋制作成10 mm×10 mm网度的钢筋网(搭接长度大于0.1 m)，多次循环喷射混凝土，使最终喷层厚度达到0.1 m。且在喷射混凝土前清理干净钢筋网与巷道壁之间的岩屑积渣，使钢筋网紧贴岩壁，防止喷射混凝土后出现空壳现象，进而影响支护效果。现分析近FⅣ和F39断层在x=43 m处的1709和1711巷道情况，支护方案模拟情况见图10。

图10 加强支护方案示意图(单位：mm)Fig.10 Schematic diagram of reinforced support scheme(Unit:mm)

4.2 加强支护后巷道的应力分布

选择2.4 m锚杆再次进行模拟分析，见图11。1709巷道的最大应力值为27.5 MPa，影响范围为0.8 m，1711巷道的最大应力值为23.75 MPa，影响范围为3.6 m。

图11 矿体回采后加强支护巷道的应力分布Fig.11 Stress distribution of reinforced support roadway after ore body mining

优化支护方案后各巷道的集中应力范围明显减小，巷道变形位移减小且集中应力小于原先1.6 m锚杆锚网喷支护。通过对各种支护情况下两条巷道的最大应力及影响范围的分析，如图12所示。在对1709和1711巷道进行U型钢支护、锚网喷支护条件下，其最大应力值和影响范围明显小于未支护的情况下，但锚网喷的支护效果要优于U型钢支护，最终选择锚杆为2.4 m的加强支护。从图12中可以看出，1709和1711巷道采用加强支护后，最大应力值相较于U型钢支护分别下降20.68%和9%，相较于锚网喷支护(锚杆1.6 m)均下降6.67%；影响范围相较于U型钢支护分别下降73.33%和16.28%，相较于锚网喷支护(锚杆1.6 m)分别下降20%和12.2%。综合对比分析，采用调整后的锚网喷(锚杆2.4 m)支护方案确保巷道断面形状，满足上部矿体回采后、下部巷道仍能担负运输矿石、材料及人行、通风等功能。