深部破碎巷道围岩—支护作用与支护时机

周亚博 张 杰 刘 也 郭奇峰 柏 杨 董建伟

(1.锡林郭勒盟山金阿尔哈达矿业有限公司,内蒙古 锡林郭勒 026000;2.北京科技大学土木与资源工程学院,北京 100083)

目前,矿产资源开采已逐步进入地下深部,高地应力作用下围岩变形破坏问题备受关注[1-2]。工程地质条件恶劣区域岩体较为破碎,在高应力环境中常发生大变形,导致支护结构产生变形破坏。借鉴新奥法施工理念[3-4],以围岩和支护结构作为共同承载结构,发挥围岩自承能力,能够有效控制围岩稳定性。针对围岩—支护协同作用机制,以及支护结构施作时机问题,很多专家、学者开展了大量研究工作。孙闯等[5]基于收敛—约束理论,研究巷道围岩支护相互作用关系,发现巷道断面形式及断面位置点处的围岩支护压力存在差异;孙振宇等[6]建立了支护—围岩模型,研究了混凝土硬化特性对围岩应力释放的影响,分析了初期支护与围岩相互作用关系;陈朋成等[7]根据数值模拟和现场监测数据,分析了巷道围岩支护时机,确定一次支护结构设置最佳滞后距离为2 m,二次支护最佳支护时机为28～29 d;Feng Jiaqing等[8]对隧道断面开展监测数据拟合,分析了隧道拱顶沉降和边墙收敛演化规律,确定二次衬砌支护时间为开挖后的24～25 d;苏凯等[9]采用安全系数评价支护断面稳定性,以围岩稳定性进入临界状态作为支护施作时机;王睿等[10]基于松动圈理论,提出以围岩开始产生松动圈作为支护最佳施作时机,确定了Ⅳ级围岩应力释放达到40%时为合理支护时机;郑可跃等[11]考虑支护结构让压程度过大导致抗压能力不足,基于围岩松动效应确定支护让压程度,提出了构造破碎带围岩支护优化方案。目前,实际工程中的支护结构施作时间及让压程度的确定主要采用收敛—约束法,其核心为围岩与支护结构的相互作用关系,该方面取得的研究成果对围岩支护设计具有明确的指导意义。

阿尔哈达矿山井下开采深度逐渐增大,局部区域岩体较为破碎,采用围岩分级和经验类比方法难以保证支护设计的适用性,导致支护后混凝土喷层及锚网脱落、锚杆裸露现象发生。这些现象主要是因为支护结构设计不合理:支护施作过早,围岩应力释放不充分,支护结构承受的围岩变形压力过大而导致失稳破坏;支护施作太迟,围岩变形过大导致围岩失稳发生破坏。因此,针对矿区破碎围岩区域开展围岩—支护相互作用分析,采用理论计算和数值模拟方法研究368 m中段27～35线运输大巷破碎围岩的合理支护时机问题,研究成果对类似工程的支护设计优化具有指导意义。

1 工程概况

锡林郭勒盟山金阿尔哈达矿区位于内蒙古锡林郭勒盟东乌珠穆沁旗满都镇辖区内,地处内蒙古高原,海拔高度一般在920～1 060m之间。矿区内Ⅰ号矿脉为主要开采带[12],工程控制长度3 400 m,西起24线,东至111线;矿头埋深一般在50～80 m,矿尾埋深在280～388m,多数矿体赋存于600～1 000m标高之间。目前,矿区开采深度已达568 m标高以下,随着开采深度的增加,安全高效的资源开采面临着越来越多的困难和问题。

368 m中段27～35线运输大巷区域岩石为硬质板岩,岩体结构面发育、较为破碎,岩体质量等级为Ⅳ级。该区域容易出现冒顶、片帮等事故隐患,对人员作业安全造成了极大危害,影响生产进度,施工平面如图1所示。

图1 368 m水平中段主运巷施工平面Fig.1 Construction drawing of main haulage roadway in 368 m horizontal middle section

2 围岩与支护作用分析

2.1 围岩变形压力演化特征

开挖扰动荷载作用下,破碎围岩产生变形破坏,支护结构因抵抗围岩变形而产生变形压力,可采用基于弹塑性理论和Mohr-Coulomb强度准则建立的Kastner公式计算[13],其表达式如下:

式中,P0为原岩应力;Pi为塑性形变压力;Rp为塑性区半径;R0为开挖半径;φ为内摩擦角;c为黏聚力。

Kastner公式反映了围岩变形压力和围岩塑性圈半径的函数关系,开采深度越大,支护结构所承受的围岩变形压力越大,围岩变形压力与塑性圈半径成反比。说明巷道开挖后围岩压力释放,产生塑性变形,进而围岩塑性圈半径扩大,则作用在支护结构上的压力减小。

为求得围岩压力随围岩变形的解析解,考虑塑性区围岩的剪胀扩容特性,根据塑性区围岩的应变关系得到非关联流动法则:

式中,εr为围岩总径向应变;为径向弹性应变;α为岩体剪胀扩容系数;εθ为围岩总环向应变;为环向弹性应变。

根据弹性力学理论和应力边界条件,可得到弹性区任意位置的应变解,得到塑性区内弹性应变如下:

2.2 围岩—支护特征曲线

2.2.1 特性曲线理论计算

围岩特征曲线反应的是巷道开挖后作用于支护上承受的压力与围岩变形的关系,可根据围岩变形压力演化方程得到。基于巷道断面的等价圆换算方法[14-15],可得等效圆半径为

式中,h为巷道断面高度,取2.8 m;b为巷道断面宽度,取2.9 m。

根据阿尔哈达矿地勘报告和围岩质量分级报告,该区域岩体基本力学参数:板岩密度γ=2 700 kg/m3,弹性模量E=12 GPa,泊松比υ=0.28,剪胀扩容系数α=1.5,内摩擦角φ=28°,黏聚力 c=0.5 MPa。由地应力测量报告可知,368 m中段最大、最小水平主应力分别为26.25 MPa和20.75 MPa,垂直主应力10.10 MPa。据此,采用式(8)计算得到围岩特征曲线。

围岩支护特征曲线反映的是巷道支护结构提供的支护抗力与支护变形的关系。按照该矿巷道围岩支护方案,Ⅳ级岩体采用锚网喷联合支护形式,具体支护参数为:管缝锚杆φ43 mm×1 800 mm,间排距1.0 m×1.2 m;预制网片规格:钢筋网的钢筋直径6 mm,网片规格2 m×1 m,网孔100 mm×100 mm;穿带规格(直径×长×宽)12 mm×1 000 mm×100 mm;喷层厚度100 mm,混凝土强度不低于C20。根据E.Hoek等[16-18]对喷射混凝土支护、锚杆支护的支护刚度和最大承载力的计算方法,计算得到支护特征曲线参数:混凝土支护结构刚度为55MPa/m,最大支护抗力为0.35 MPa,极限变形为6.36 mm;锚杆支护结构刚度为6.5 MPa/m,最大支护抗力为0.12 MPa,极限变形为18.46 mm。

2.2.2 收敛—约束关系

支护特征曲线的起点由支护结构开始承载时巷道支护断面与开挖面的距离确定,采用围岩纵剖面曲线(LDP)[19]计算如下:

式中,u0为支护时围岩已经发生的径向位移;umax为开挖后巷道最大径向位移;l为支护断面与开挖面的距离;R0为巷道等效圆半径。

现场围岩位移监测结果显示,巷道径向位移最大值约为40 mm。据此绘制开挖距离与支护点位移关系曲线如图2所示。

图2 开挖距离与支护点位移关系曲线Fig.2 Relation curve between excavation distance and support point displacement

收敛—约束法主要根据围岩和支护特征曲线交点确定围岩变形和支护抗力的平衡条件。二者关系曲线称为围岩特征曲线,横坐标为围岩位移,纵坐标为作用于支护结构上的围岩压力。根据式(8)计算结果,绘制巷道围岩特征曲线与联合支护特征曲线如图3所示。

图3 围岩与支护结构收敛—约束关系Fig.3 Convergence-constraint relationship between surrounding rock and support structure

锚网喷联合支护结构中的子构件同一时间施加并发挥作用,联合支护结构刚度为各支护结构刚度之和,支护系统极限变形量取各支护结构极限变形量的最小值。因此,当围岩应力与支护结构抗力相等时,围岩与支护结构处于平衡状态,以二者曲线交点作为支护设计依据。

2.2.3 支护结构安全性分析

支护结构在控制围岩变形的同时,还需一定的安全储备,常以支护结构安全系数作为支护效果评价指标,其定义为结构抗力与荷载之比,表达式如下:

式中,Fs为支护结构的安全系数;Pmax为最大支护力;Peq为围岩特征曲线与支护特征曲线平衡时的支护抗力。

实际工程中,巷道支护断面与开挖面之间需要一定的距离,通过对比不同支护时机的计算结果,得到不同支护距离l下的围岩支护特征曲线如图4所示,支护距离l与安全系数Fs关系曲线如图5所示。

图4 不同支护时机的围岩—支护特征曲线Fig.4 Surrounding rock support characteristic curve at different support opportunity

图5 开挖距离与安全系数关系曲线Fig.5 Relation curve between excavation distance and safty factor

由图4可以看出,巷道围岩支护时机的选取对围岩应力及变形控制效果有着显著的影响。当支护断面与开挖面距离为1m时,联合支护最大承载力仅为0.47 MPa,此时的围岩应力高达1.43 MPa,支护结构产生7.64 mm弹性变形后,进入塑性阶段,说明支护结构未待围岩应力充分释放就过早设置,导致支护后再次破坏的风险较大。当支护断面与开挖面距离为2 m时,尽管设置支护结构时围岩应力高于支护最大抗力,随着弹性变形量的增长,围岩应力逐渐释放,最终在支护结构进入塑性阶段前,支护与围岩特征曲线产生交点,此时的安全系数为1.01。随着支护距离的逐渐增大,围岩应力与支护抗力平衡点均位于弹性变形阶段,对围岩的变形控制效果较好。

目前,规范规定岩质边坡的安全系数不小于1.3,隧道的安全系数不小于1.5,对于矿山巷道支护结构安全余量可取30%～50%。由图5可知,随着支护断面与开挖面距离的逐渐增大,安全系数增长速率呈现先增大后减小的变化趋势,当开挖距离为3m时安全系数达到1.38,从理论计算角度可选择此时为最优支护时机。由于实际工程中支护结构施加后,围岩应力变化趋势与未施加支护显著不同,理论计算方法并未考虑支护抗力对围岩应力释放的影响。为此,采用数值模拟方法建立巷道开挖模型,开展进一步研究。

3 数值模拟分析

3.1 巷道模型建立与计算

采用FLAC3D数值模拟软件建立三维巷道模型,模型的尺寸长×宽×高为40 m×40 m×40 m,计算模型及其尺寸如图6所示。模型底部平面施加X、Y、Z方向位移约束,侧面根据地应力实测结果施加应力边界条件约束,分别在X方向施加最小水平主应力为20.75 MPa、Y方向施加最大水平主应力26.25 MPa,在顶面施加上覆岩层的竖向应力10.10 MPa。本构模型采用Mohr-Coulomb模型,岩体物理力学参数与368 m水平中段巷道围岩力学参数一致。

图6 三维计算模型Fig.6 3D computing model

数值模型计算前,在巷道模型20 m处设置监测点,记录巷道顶板和边帮中部的最大和最小主应力,以及顶板竖向位移和边帮水平位移的变化信息。巷道模型采用全断面开挖方法,每次开挖进尺为2 m。

3.2 围岩应力位移分析

根据数值模拟结果,绘制未支护时巷道围岩特征曲线如图7所示。根据巷道顶板及边帮主应力与围岩位移变化关系可知,巷道开挖面前方围岩应力集中,监测断面开挖前最大主应力逐渐增大。监测断面开挖后,应力随围岩位移的增加迅速释放,其变化趋势与理论计算结果较为一致。根据阿尔哈达矿区地应力测量结果,最大的主应力方向为水平方向,导致巷道水平方向应力较高,在开挖面前方应力集中区域出现在边帮部位,最大值为36.69 MPa。由最小主应力变化趋势可以看出,开挖扰动对最小主应力影响较小,监测断面开挖前仅顶板部位出现应力释放现象,边帮部位应力基本没有变化。

图7 未支护时巷道围岩特征曲线Fig.7 Characteristic curves of roadway surrounding rock without support

针对巷道开挖过程中的合理支护时机问题,采用锚网喷联合支护方法,分别模拟距离开挖断面0、2、4、6、8 m的开挖与支护过程。由围岩与支护作用分析可知,支护时间过早,围岩应力未充分释放,导致支护结构破坏,所得结果与未支护状态一致。因此,放大模型中的锚杆和衬砌等支护结构的承载能力,使其在开挖过程中不发生破坏,进而从数值模拟角度分析不同支护时机的围岩应力和位移变化规律,得到支护后的巷道围岩特性曲线如图8所示。

图8 支护后巷道围岩特征曲线Fig.8 Characteristic curves of roadway surrounding rock after support

由图8可知,当巷道断面开挖后及时进行支护(即支护断面与开挖面距离为0 m时),围岩最小主应力变化很小,顶板最大主应力在监测点开挖后应力释放,但边帮部位监测点处的最大主应力有增大趋势,这种支护时机阻碍了围岩应力的正常释放,容易导致边帮区域出现较高的集中应力。当支护距离为2m时,最小主应力开始释放,顶板最大主应力在开挖后仍会出现一定程度的降低;边帮最大主应力在开挖到监测点之前会出现增大趋势,开挖后应力开始释放,呈减小的趋势。随着支护距离的逐渐增大,围岩特性曲线变化趋势不变,但这种变化规律与未支护情况更为相近。

数值模拟结果显示,支护时间越早,围岩位移量越小,但对于支护结构的支护抗力要求较高;支护前随着围岩位移的增加,围岩应力波动显著,支护后的围岩应力变化规律性较强,围岩应力能较快达到稳定状态;当围岩应力释放一定程度后施加支护结构,在围岩与支护结构共同作用下,围岩应力释放和转移路径发生改变,随着开挖步数的积累,最终开挖完成后围岩应力分布状态与理论计算结果出现一定程度的差异,但整体变化规律一致。

根据开挖完成后的巷道顶板和边帮位移监测数据,绘制围岩位移变化曲线如图9所示。巷道围岩支护后,围岩位移得到有效控制,不同支护时机的巷道顶板位移量分别为未支护的28.8%、61.5%、81.5%、90.1%、94.1%,巷道边帮位移量分别为未支护的23.5%、56.8%、76.8%、82.5%、86.6%。 为保证开挖后巷道围岩的稳定,取曲线拐点处支护距离4m为最佳支护时机。

图9 围岩位移变化曲线Fig.9 Displacement curves of surrounding rock

采用数值模拟方法得到的最佳支护时机为支护断面距离开挖断面4 m,比理论计算得到了支护距离稍大,这主要是因为支护结构施加后,与围岩共同发挥支撑作用,在有效控制围岩应力释放和减小围岩位移的同时,也降低了结构的安全储备,与实际围岩受力情况相符。

4 结 论

针对阿尔哈达矿深部破碎围岩稳定性控制问题,开展理论计算与数值模拟研究,分析了围岩—应力作用关系,确定了联合支护方案的支护时机,具体得到结论如下:

(1)采用收敛—约束法,分析了阿尔哈达矿围岩—支护特征曲线,可以曲线交点作为围岩支护结构设计依据。支护结构设置时间不仅影响围压应力释放,改变围岩—支护特征曲线交点位置,还与支护结构安全性能相关,是支护结构设计的重点。

(2)根据Kastner公式推导的围岩压力演化方程能够很好反映围岩在未支护状态时的压力释放过程,当设置支护结构后,围岩应力释放和围岩变形受到抑制,促使围岩应力和支护抗力迅速达到平衡。因此,采用收敛—约束理论计算得到的应力平衡点出现时间较晚,得到的支护结构的安全储备偏高,应适当增大支护断面与开挖面距离,保障巷道围岩稳定。

(3)深部高地应力环境中,针对破碎岩体的变形破坏问题,采用“让抗结合”的锚网喷柔性支护方案,在地应力释放到一定程度后及时进行支护能够有效控制巷道围岩稳定,以支护断面距离开挖面4m为最优支护时机。