某矿山新掘绕道上覆岩层稳定性分析

朱 明,王亚军

(1.兰州有色冶金设计研究院有限公司; 2.长沙矿山研究院有限责任公司)

引 言

某矿山开采方式为地下开采,原设计生产能力为30 kt/a。2018年12月完成了60 kt/a的改扩建工程(一采区或西采区),改扩建工程采用平硐+盲斜井开拓,浅孔留矿采矿法采矿,电机车运输,最终产品为矿石精粉。

为了更好地整合矿区内矿产资源,提高矿山生产能力及经济效益,矿山拟在井下一期工程(一采区或西采区)矿产资源接近开采完毕的情况下,实施二期工程建设(二采区或东采区)。开展矿山改扩建工程安全设施设计变更中最为关键的是一采区至二采区联络巷道工程(新掘绕道)的施工及其稳定性分析。因此,亟须开展新掘绕道安全技术论证分析,论证新掘绕道的施工对地表村庄压覆岩层的影响情况[1-4],为实现矿山持续安全稳定发展提供重要的技术支撑和保障。

为确保矿山新掘绕道的施工对地表村庄压覆岩层影响情况的分析结果真实可靠,首先对研究范围内典型矿岩开展工程地质调查,选取典型岩样进行加工并开展室内岩石物理力学试验;根据工程地质调查及物理力学试验结果,对岩石的稳定性进行定性和定量综合评价和分级,为新掘绕道掘进的数值模拟和稳定性分析提供可靠的参数依据[5-8];结合矿山已有地质资料、工程地质调查及岩石物理力学试验成果,论证新掘绕道的施工对地表村庄压覆岩层的影响情况[9]。

1 工程地质调查与岩石力学参数测试

1.1 工程地质调查

采用详细线观测法对研究范围内的主要岩体类别进行工程地质调查,并对调查数据进行统计分析,得出各类型岩体中的优势结构面及其特性,为矿岩质量分级和稳定性分析提供数据支撑。

本次工程地质调查的内容为该矿山新掘绕道内发育的岩组,调查的岩组为花岗岩。本次调查测绘选择在花岗岩发育的代表性区域进行,调查的花岗岩结构面产状有121条,数据较为详实。

1.1.1 结构面发育特征

花岗岩:浅灰色—灰色,致密坚硬,块状构造,属于连结坚固密实不可压缩的刚性岩石,裂隙不发育或偶见裂隙,岩体完整性好。节理、裂隙一般为压性,极少量为压扭性,闭合,宽度一般<1 mm,胶结较好,大部分区域潮湿,局部有滴水。结构面以平直粗糙为主。调查区域结构面均发育为V级结构面,未见IV级及以上结构面。

1.1.2 结构面统计分析

矿山花岗岩结构面产状统计分析结果如图1所示,优势结构面产状有3组:第一组,172°∠54°;第二组,325°∠84°;第三组,48°∠81°。

图1 矿山花岗岩结构面产状统计分析结果

1.1.3 结构面间距统计分析

节理间距和密度是表示岩体中节理发育密集程度的指标,它决定了工程岩体的完整性。根据结构面的调查统计,矿山花岗岩结构面平均间距如表1所示。

表1 矿山花岗岩结构面平均间距

按照ISRM节理间距的分类方法,矿山花岗岩节理的平均间距在20～60 cm,其发育的密集程度归纳为中等间距。

1.2 岩石力学参数测试

本次岩石力学参数测试对象为花岗岩,取样位置为矿山新掘绕道附近区域。测试项目包括岩石块体密度试验、单轴抗压强度试验、单轴压缩变形试验、劈裂拉伸强度试验和三轴压缩强度试验。通过试验获得的参数包括岩石块体密度、弹性模量、泊松比、单轴抗压强度、抗拉强度、内聚力和内摩擦角。

本次试验共使用加工试件21个。其中,用于单轴抗压强度试验和单轴压缩变形试验的长岩芯样7个(2种含水状态);用于劈裂拉伸强度试验的短岩芯样4个(1种含水状态);用于三轴压缩强度试验的长岩芯样10个(1种含水状态)。根据GB/T 50266—2013 《工程岩体试验方法标准》的要求,同一含水状态下单项测试的试件数一般不少于3个。本次试验中每一种岩石单项测试的试件数均在3个以上,满足试验标准的要求。

各种类型试件的数量和编号如表2所示,加工试件照片如图2所示,加工试件试验前后照片如图3所示。

表2 各种类型试件的数量和编号

图2 矿山花岗岩加工试件

通过试验,获得了矿山花岗岩的块体密度、弹性模量、泊松比、单轴抗压强度、抗拉强度、内聚力和内摩擦角等物理力学参数,结果如表3所示,表中数值为测试结果的平均值。

图3 加工试件试验前后照片

表3 矿山花岗岩岩石物理力学参数测试结果

2 岩体质量评价

以现场工程地质调查和岩石力学参数测试结果为基础,采用岩土规范法、节理岩体的CSIR分级法(RMR分级法)、Q系统分级法等多种岩体分级方法,对岩石的稳定性进行定性和定量综合评价和分级,修正岩体的物理力学参数,为新掘绕道掘进的数值模拟和稳定性分析提供可靠的依据。

2.1 岩土规范法

根据《工程地质手册》(第五版),按照岩石坚硬程度、岩体完整程度,确定岩体基本质量等级分类。按岩土规范法划分标准,矿山花岗岩的基本质量等级划分如表4所示。

表4 矿山花岗岩的基本质量等级划分

2.2 RMR分级法

根据矿山花岗岩岩体中岩石强度、RQD值、节理间距、节理状态、地下水情况等各项指标情况,参照RMR分级法中各项指标对应得分,得到的RMR分级结果如表5所示。

表5 矿山花岗岩的RMR分级结果

2.3 Q系统分级法

Q系统分级法是由RQD值、节理组数Jn、节理面粗糙度Jr、节理面蚀变程度Ja、裂隙水影响因素Jw及地应力影响因素SRF等6项指标组成[10]。根据矿山相关资料分析情况,选择相适应的参数代入公式计算出Q值,矿山花岗岩的相关参数计算出的Q值及岩体质量分级如表6所示。

表6 矿山花岗岩的Q值及岩体质量分级结果

2.4 岩体综合分级状况

通过对上述分级方法进行汇总分析,最终确定矿山花岗岩综合分级状况,结果如表7所示。

表7 矿山花岗岩综合分级状况

3 新掘绕道对地表变形影响数值模拟分析

结合矿山已有地质资料、工程地质调查结果及岩石物理力学试验结果,使用Madis GTS NX软件建立几何模型与网格划分,随后利用转换接口程序“Midas GTS NX To FLAC3D 5.0_64bit”进行数据转换,最后将转换的网格模型导入Flac3D软件中进行计算分析,论证新掘绕道对潘村压覆区地表构筑物的影响。

3.1 数值模型构建

3.1.1 基本假设

由于釆场围岩稳定性受到岩石力学参数、地下水、岩体结构与构造、采场的结构尺寸、支护方式及施工方式等地质环境和人为工程活动的影响,很难建立一个普遍适用的数学模型来定量判断岩体的稳定性。因此,应通过实际观测情况、监测数据及力学计算结果做出综合的判断。对于具体地质条件下的采场开挖,可以通过建立数值模型来计算釆场开挖及支护后周边围岩的应力、位移及塑性区的分布,然后综合分析分布情况来判断岩体的稳定性。具体可釆取以下判别关系:

1)当围岩所受应力状况超过极限强度、周边围岩中的塑性区相互贯通连接成片时,判定岩体工程结构破坏。

2)顶板下沉量或底板底鼓量超过20 mm时,判定岩体工程结构破坏。

3)本次模拟存在地表建筑物,根据《建筑物、水体、铁路及主要井巷煤柱留设与压煤开采规范》[11-15],在当前条件下,本次数值模拟计算得出的地表位移量不大于10 mm时,位移属于安全范围,地表建筑物不会受到破坏。

3.1.2 模型构建

为了保证数值计算结果的准确性,根据矿山村庄覆盖矿段矿体的赋存条件和圣维南原理,可得数值计算模型的尺寸为长×宽×高=4 283 m×3 899 m×1 473 m,同时为了有效施加边界条件,整体网格模型标高需与矿体赋存标高一致,根据整体网格模型标高和矿体赋存标高可推算出模型顶部标高473 m,与矿山实际地表标高460 m水平相等。基于Madis GTS NX构建的数值模型如图4所示。

图4 基于Madis GTS NX构建的数值模型

3.1.3 材料参数

为了准确获取数值计算所需的参数,结合该矿山花岗岩室内岩石物理力学试验结果,利用DBJ 50—043—2005 《工程地质勘察规范》对岩石力学参数进行折减,得到了数值模拟所需的矿岩物理力学参数[16-19],结果如表8所示。

表8 矿岩物理力学参数

3.1.4 边界条件

矿山一、二采区矿体最上部距地表60 m,初始应力场以自重应力场为主导。因此,在数值模拟过程中,采用位移边界条件进行初始应力场反演,即在数值模型底部边界采用固定支撑(限制x、y和z3个方向位移)[20-21],模型两侧外边界采用滚动支撑(仅限制x或y方向位移),如图5所示。

图5 数值模型位移边界示意图

3.2 数值模拟

3.2.1 开采顺序

根据历史开采过程和设计开采顺序规划情况,本次数值模拟计算采场的开挖顺序(如图6所示)如下:①开挖东西两侧矿体第1分段;②开挖东西两侧第2分段;③开挖西侧第3分段(开挖历史分段);④开挖一采区至二采区联络巷道;⑤开挖东侧第3分段、西侧第4分段;⑥开挖东侧第4分段、西侧第5分段;⑦开挖东侧第5分段、西侧第6分段;⑧开挖东侧第6分段、西侧第7分段;⑨开挖东侧第7分段(全部开挖)。

数值计算过程中,根据地表地形图中村庄压覆区地表建筑物位置分布情况,此次模型构建中共设46个监测点,对每个监测点的x位移、y位移、z位移及总位移分别进行监测,监测点位置如图7所示。同时,保存开挖的结果文件,获取对应开挖步的应力云图、位移云图及塑性区云图[22-25]。

3.2.2 数值模拟结果及分析

由于各步开挖后所得的监测点数据及云图数量较多,本次仅展示开挖一采区至二采区联络巷道及全部开挖后的监测点散点图和相关云图。

图6 数值模拟开挖顺序示意图

图7 监测点位置示意图

3.2.2.1 开挖一采区至二采区联络巷道

1)地表分析。开挖一采区至二采区联络巷道后监测点的地表位移云图如图8所示。

图8 地表位移云图

由图8可知:巷道开挖后,一、二采区两侧采空区上部地表出现下沉,最大下沉位移为0.602 mm;同时会对中间的村庄压覆区进行挤压。因此,压覆区浅层地表并未产生下沉位移,反而受两侧下沉地表挤压呈现上升现象,最大上升位移为1.31 mm,最大总位移为1.32 mm。

各地表监测点的位移如图9所示。由图9可知:巷道开挖后,各监测点的最大x位移绝对值为0.34 mm;最大y位移绝对值为0.28 mm;最大z位移绝对值为1.21 mm;最大总位移为1.23 mm。综上,地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受开挖影响较小。

2)采场分析。开挖一采区至二采区联络巷道后采场应力、位移及塑性区分布云图如图10所示。

图10 一采区至二采区联络巷道开挖后采场应力、位移及塑性区分布云图

由图10可知:巷道开挖后,位移主要产生于第1分段顶板,最大下沉位移为2.16 mm,对采场影响较小;塑性区数量少,且较为零散,未发生大面积贯通,对采场影响较小;压应力主要作用于最下层分段底板,对采场影响较小;各分段顶板主要受拉应力影响,且拉应力由上至下逐渐减小,最大拉应力值为2.136 MPa,产生于第1分段顶板,接近岩体抗拉强度(2.204 MPa),可能会发生局部垮落,为避免第1分段顶板垮落对下部矿体的安全开采造成影响,建议尽快对采空区进行充填。

3)巷道分析。开挖一采区至二采区联络巷道后巷道应力、位移和塑性区分布云图如图11所示。

图11 一采区至二采区联络巷道开挖后巷道位移、应力及塑性区分布云图

由图11可知:巷道开挖后,最大下沉位移为2.16 mm,对巷道影响较小;塑性区数量少,且较为零散,未发生大面积贯通,对巷道影响较小;巷道顶部及两帮压应力为2.5～12.5 MPa,小于岩体抗压强度(37.07 MPa),对巷道影响较小;巷道所受拉应力较小,对巷道影响较小。考虑到巷道工作年限较长,建议对巷道进行监测,避免岩体蠕变导致巷道变形。

3.2.2.2 开挖东侧第7分段(全部开挖)

1)地表分析。全部开挖后地表位移云图如图12所示。

图12 全部开挖后地表位移分布云图

由图12可知:东侧第7分段开挖后,一、二采区两侧采空区上部地表出现下沉,最大下沉位移为2.70 mm;同时会对中间的村庄压覆区进行挤压。因此,压覆区浅层地表并未产生下沉位移,反而受两侧下沉地表挤压呈现上升现象,最大上升位移为4.54 mm,最大总位移为4.57 mm。

各地表监测点的位移如图13所示。由图13可知:东侧第7分段开挖后,各监测点的最大x位移绝对值为0.93 mm;最大y位移绝对值为1.15 mm;最大z位移绝对值为4.45 mm;最大总位移为4.50 mm。综上,地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受开挖影响较小。

图13 东侧第7分段开挖后各监测点位移

2)采场分析。全部开挖后采场应力、位移及塑性区分布云图如图14所示。

图14 东侧第7分段全部开挖后采场应力、位移及塑性区分布云图

由图14可知:东侧第7分段开挖后,位移主要产生于第1分段顶板,最大下沉位移为5.46 mm,对采场影响较小;塑性区数量少,且较为零散,未发生大面积贯通,对采场影响较小;随着不断向下开挖,采空区上部岩体应力逐渐释放分散,第1分段、第2分段采空区顶板所受拉应力逐渐变小,远小于岩体抗拉强度;其余分段采场顶板受重力影响,产生压应力,但压应力值均小于岩体抗压强度;由于采空区下部还存在着待采矿体,为避免采空区顶板发生蠕变,出现坍塌,对下部矿体的安全开采造成影响,建议尽快对采空区进行充填。

综上,在矿山历史开采过程中和后续联络巷道施工及规划采场生产作业时,村庄压覆区地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受开挖影响较小。因此,一采区至二采区联络巷道(新掘绕道)的开挖不会对地表村庄压覆岩层产生破坏。

4 结 论

1)采用岩土规范法、节理岩体的CSIR分级法(RMR分级法)、Q系统分级法等多种岩体分级方法对该矿山花岗岩的质量进行了评价,确定了花岗岩的综合分级类别为Ⅱ级岩体。

2)对矿山一采区至二采区联络巷道的开挖过程构建模型并进行数值模拟分析,结果表明:村庄压覆区地表建筑物在整个采场及巷道开挖过程中,一、二采区采场的开挖对村庄压覆区产生了挤压作用,从而导致村庄压覆区产生了上升位移,且随着开挖深度的增加,上升位移逐渐增大,最大上升位移为4.5 mm。根据数值模型构建基本假设,在当前条件下,本次数值模拟计算得出的地表位移量不大于10 mm时,位移属于安全范围,地表建筑物不会受到破坏。即证明,一采区至二采区联络巷道(新掘绕道)的开挖不会对地表村庄压覆岩层产生破坏。