露天矿烧变岩高边坡卸荷机理与稳定性研究

2023-11-02于远祥

西安科技大学学报 2023年5期

于远祥,秦光,陈盼,2

(1.西安科技大学建筑与土木工程学院,陕西西安 710054;2.中煤科工西安研究院(集团)有限公司,陕西西安 710054)

0 引言

烧变岩广泛分布于中国西北部地区。烧变岩裂隙、孔洞发育,具有良好的导水性,火烧区往往会形成一个储量丰富的地下含水体,给煤炭资源开采与环境保护带来挑战[1]。露天矿边坡开挖会引起坡体应力急剧变化,表部岩体应力释放向临空面产生回弹,岩体松弛卸荷后产生大量次生裂隙,使卸荷松弛范围内煤岩柱隔水性显著减弱,随着端帮的剥离推进,烧变岩水沿裂隙、结构面等导水通道从坡体渗出,极易导致边坡大面积涌水及局部失稳事故的发生,严重威胁露天矿安全高效生产。因此,确立合理的边坡开挖卸荷范围成为火烧区露天矿安全开采的关键技术问题。长期以来,人们对边坡卸荷带形成机理进行了深入研究:陈滔等分析了强烈松弛岩质边坡的变形特征,认为边坡的裂隙是开挖扰动过程中强烈松弛岩体进一步松弛的结果[2];黄润秋分析了岩质高边坡卸荷带形成机理,提出了边坡二次应力的“驼峰分布”模型[3];陈洪凯等建立了均质岩质边坡力学模型,运用量纲分析法推导了均质岩质边坡开挖卸荷带宽度计算公式,分析了坡高与坡角等参数对卸荷带宽度的影响[4];ZHAN、LIN等研究了高陡岩质边坡开挖卸荷过程中结构面对边坡稳定性的影响规律,认为靠近坡面的断层对边坡稳定性影响较为显著[5-6];董建华等分析了含深卸荷带拱坝坝肩岩体变形及稳定性,认为软弱结构面和深卸荷岩体位置对岩体变形特性及其工作形态有显著影响[7];郭夏飞以烧变岩露天矿边坡为研究对象,分析了不同条件下边坡地下水渗透规律及边坡变形破坏模式,确定了露天矿边坡隔水煤岩柱最佳尺寸[8];李伟分析了爆破震动和地下水耦合作用下烧变岩露天矿边坡失稳机理,提出了合理留设边坡隔水煤岩柱安全尺寸的方法,为烧变岩露天矿开采提供安全保障[9]。

上述研究成果对露天矿边坡稳定性控制及烧变岩隔水煤岩柱的留设具有重要的指导意义,但大都基于定性分析或数值模拟方法研究坡体的卸荷机理,缺乏对火烧区露天矿岩质高边坡卸荷带宽度的定量计算。以新疆昌吉某露天矿北帮岩质高边坡为研究对象,将坡体变形破坏区域划分为拉裂区和压剪区,分析了拉裂区后缘张拉裂隙临界扩展深度。通过构建坡体开挖后压剪区岩层的驼峰应力分布模型,基于土力学和弹塑性力学理论,建立了坡体压剪区岩层卸荷松弛带及其表面破碎带宽度的理论计算公式,确定了合理的北帮岩质边坡隔水煤岩柱宽度,并提出了针对性的坡体防护措施。

1 工程概况

新疆昌吉某露天煤矿位于新疆维吾尔自治区准东经济技术开发区,地处准噶尔盆地东北部。矿区北部存在局部火烧区,煤层自燃导致相邻岩层受到烘烤,岩石内部有机质氧化、烧失塌陷形成坚硬、破碎的烧变岩,如图1所示。随着端帮的剥离推进,火烧区中赋存的地下水以裂隙状散流方式从坡体渗出,导致边坡出现大面积涌水,并使煤层顶板底板岩层处于极不稳定状态,对边坡稳定性构成威胁,阻碍矿区安全生产。因此,必须确定北帮边坡卸荷松弛带宽度,为合理留设隔水煤岩柱宽度提供依据,保证矿区安全高效生产。

矿区地层主要由沉积碎屑岩类组成,岩性主要为砂岩、粉砂岩、泥岩及烧变岩,主要可采煤层为B5、B3、B2煤层,边坡沿最下部煤层B2煤底板直接剥离留设边坡角。火烧区地下水位埋深35 m左右,现已探明火烧区边界如图2所示,已知北帮边坡设计整体角度为32°,平均高度120 m,每段台阶高度15 m,台阶坡面角为60°。

2 岩质高边坡变形破坏力学模型

为便于计算假设:①后缘裂缝直立,其走向与坡面和平面剪切滑动面一致;②边坡塑性剪切滑动面为坡体卸荷所产生的松弛区边界;③平面剪切滑动面与后缘裂隙最深处相交。

滑移-拉裂-剪切“三段式”破坏是岩质高边坡的典型破坏形式[10-13]。变形破坏特征为下部沿近水平蠕滑、后缘拉裂、中部剪切,是一种受坡脚近水平结构面控制的经典边坡变形破坏模式,如图3所示。

图3 岩质高边坡开挖变形破坏模型Fig.3 Deformation and failure model for excavation of high rock slope

此类边坡的变形破坏过程分为3个阶段:①边坡开挖使坡脚缓倾结构面产生回弹错动性质的表生改造,坡顶附近岩土体在重力的作用下形成拉裂区,产生后缘张拉裂缝;②开挖完成一段时间后,在长期自重应力的作用下,后缘张拉裂隙的进一步扩展,从而形成前缘的蠕滑段和后缘的拉裂段,以及中部完整岩体构成的压剪区;③随着后缘张拉裂隙深度不断增加,压剪区所承受自重应力不断累积,浅表部发生松弛卸荷现象。

3 岩质高边坡开挖卸荷效应

对于露天矿岩质高边坡,由于坡体的开挖卸荷,距坡面一定范围内岩体发生应力重分布。与地下硐室围岩二次应力分布类似,边坡二次应力场也包括应力降低区(σ<σ0)、应力增高区(σ>σ0)和原岩应力区(σ=σ0),这种类似应力分布被称为“驼峰应力分布”,如图4所示。

图4 边坡开挖卸荷驼峰应力分布模型[14]Fig.4 Hump stress distribution model of slope excavation for unloading

3.1 边坡开挖爆破扰动损伤效应

钻爆法作为破岩的主要手段被广泛应用于露天矿边坡开挖。在爆破过程中,不可避免的会对坡体非开挖岩体造成一定程度的扰动损伤,对高边坡的稳定将产生十分不利的影响[15]。因此,研究爆破扰动条件下岩体力学参数弱化对露天矿高边坡卸荷带宽度及其稳定性的影响具有十分重要的意义。Hoek-Brown强度破坏准则通过引入扰动损伤因子D来表征爆破损伤和应力松弛对岩体力学性能的影响[16-18];姜光成等根据改进的GSI量化和Hoek-Brown准则来估算岩体的力学参数[19];张卉等以岩体波速表征扰动损伤因子D的变化规律,讨论了爆破损伤对边坡稳定性的影响[20];卓莉等基于Hoek-Brown强度破坏准则推导了考虑地质强度指标GSI及扰动损伤因子D的岩体等效内摩擦角与等效黏聚力,其大小分别为[21]

(1)

(2)

其中,

(3)

式中mi为完整岩块的Hoek-Brown常数,0.01≤mi≤10;σ3为岩体破坏时的最小主应力,Pa;σc为完整岩体的单轴抗压强度,Pa;GSI为地质强度指标,取值范围为0～100;D为岩体损伤因子[22]。

3.2 边坡开挖卸荷力学模型的建立

取厚度hi的岩层作为研究对象,建立露天矿北帮岩质边坡开挖卸荷后力学模型如图5所示。由土力学理论可知,边坡开挖卸荷后,该岩层在竖直地层压力与水平地应力的共同作用下产生压剪破坏,向临空面产生回弹形成压剪区。由坡面向里,依次形成破碎区Lb、塑性区Lp、弹性区Le及原岩应力区[23]。其中,破裂区Lb和塑性区Lp组成边坡开挖后处于极限平衡状态的强卸荷松弛带。x0为卸荷松弛带宽度;τx为单元体上下界面产生的剪应力;σx为x=x0处岩层所受水平应力。

图5 岩质高边坡开挖卸荷力学模型Fig.5 Mechanical model of unloading during excavation of high rock slope

3.3 边坡开挖卸荷松弛区应力分布规律

假设岩层上下界面为其水平运动的滑移面,满足应力极限平衡方程[23]

τ(x)=ci+σytanφi

(4)

式中τ(x)与σy分别为滑移面上的剪应力与正应力,Pa;ci为第i个岩层上下界面的初始黏聚力,Pa;φi为第i个岩层上下界面的初始摩擦角,(°)。

在岩层塑性区与弹性区交界处,满足

σy|x=x0=kγHi,σx|x=x0=kλγHi

(5)

式中k为应力集中系数;λ为弹塑性界面上的侧压力系数;γ为上覆岩体的平均重度,N/m3;Hi为岩层埋深,m。

设作用在CD界面上的水平压力为P0,故极限平衡区水平方向合力P为

P=P0=hikλγHi

(6)

在竖直地层压力与水平地应力的共同作用下,由岩层自身变形而引起的位移S1为

S1=Se+Ss

(7)

式中Se为岩层所产生的的弹性位移,m;Ss为岩层与上下界面间所产生的剪切位移,m。

沿x轴单位宽度坡体所产生的剪应力为τ,则

(8)

式中P(x)为单位宽度岩体任意截面上的轴力。

由虎克定律可得

(9)

式中S′为纵向单位宽度岩体任意截面的面积,m2;σ(x)为截面所受正应力,Pa;E为岩体弹性模量,Pa。

代入边界条件P(x)|x=0=0,P(x)|x=x0=P得

(10)

令β=Ks/(hiE),由式(10)可得剪切位移Ss

(11)

将式(7)、式(11)代入式(9)化简得

(12)

将式(12)与式(8)联立得到极限平衡区岩层与其上下界面间剪应力的分布为

(13)

联立式(4)和式(13)可得塑性区岩层竖直方向的应力为

(14)

3.4 边坡表部破碎带与卸荷松弛带宽度

当边坡岩体所受二次应力大于岩石的抗压强度时,临空面附近岩体出现破碎区,其所受竖直应力将小于原岩应力,如图6所示。在岩层破碎带边界AO、EF处,满足边界条件

图6 坡体表面破碎带计算模型Fig.6 Calculation model of slope surface fracture zone

σx|x=0=0,σx|x=Lb=λ′γHi

(15)

式中Lb为岩层破碎带宽度,m;λ′为破碎带边界EF面上的侧压力系数。

要使破碎带岩层保持平衡,水平方向应满足

(16)

式中σx′为EF界面处水平应力的平均值,Pa。

将式(15)代入式(16)解得破碎带宽度Lb为

(17)

式中

(18)

当岩层仅发生塑性变形时,此时界面AE上剪应力τ满足

τ(x)|x=x0=-(ci+kγHitanφi)

(19)

将式(1)、式(2)及式(13)代入式(19)解得弹塑性条件下岩层的卸荷松弛带宽度为

(20)

式中cei为受扰动条件下第i个台阶岩层上下界面的有效黏聚力,Pa;φei为受扰动条件下第i个台阶岩层上下界面的有效内摩擦角,(°)。

由式(20)可知,弹塑性条件下边坡岩层卸荷松弛带宽度与单元体埋深Hi成正增长的关系,将不同深度参考线的CD界面连接,就形成了边坡开挖后的塑性滑动面,如图7所示。

图7 岩质高边坡开挖卸荷区分布Fig.7 Distribution of unloading range during excavation of high rock slopes

3.5 边坡后缘张拉裂隙临界深度

在实际工程中,伴随着坡体开挖,边坡岩体产生差异性回弹变形[24]。这种变形使坡体内产生方向指向临空面的拉应力,并在自重应力的共同作用下,原有裂隙不断扩张,形成竖直拉裂缝,此时边坡上部被拉裂,如图8所示。

图8 边坡后缘张拉破坏计算模型Fig.8 Calculation model for tensile failure of slope trailing edge

从图8可以看出,滑动体GKNL单位宽度重量

(21)

式中γ为岩石平均重度,N/m3;H为边坡高度,m;α为坡角,(°);β为平面剪切滑动面与水平面夹角,取值范围为(0,α);b为后缘裂隙距坡肩的距离,m。

平面剪切滑动面满足应力极限平衡方程

τ=cj+σtanφj

(22)

式中τ与σ分别为滑面NL上的剪应力与正应力,Pa;cj为平面剪切滑动面上的初始黏聚力,Pa;φj为平面剪切滑动面上的初始内摩擦角,(°)。

则边坡的稳定性系数F为

(23)

式中FR为滑动面NL上抗滑力,N;FS为滑动面NL上滑动力,N;l为滑动面NL的长度,m。

当边坡处于极限平衡状态时,极限黏聚力cj

(24)

由几何关系可得

(25)

将式(21)、式(25)代入式(24)整理得

cj=(Acosβ-B)(sinβ-cosβtanφj)

(26)

式中

(27)

(28)

当cj关于β的微分dcj/dβ=0时,cj取得极值,解之得β

(29)

裂隙临界深度z与β的关系式为

z=H-tanβ(Hcotα+b)

(30)

将式(1)、式(2)及式(29)代入式(30)得

(31)

式中φej为受扰动条件下平面剪切滑动面上的有效内摩擦角,(°)。

4 露天矿高边坡卸荷关键因素

为验证上述露天矿开挖卸荷理论公式的合理性,取岩体切向刚度系数Ks=0.144 GPa/m,弹性模量E=3.2 GPa,弹塑性界面上的侧压力系数λ=0.8,应力集中系数k=2,岩层厚度hi=15 m,上覆岩体平均重度γ=26 kN/m3。下面分别讨论岩体强度参数、岩层埋深、边坡倾角等关键因素对开挖卸荷的影响。

4.1 岩层界面黏聚力与摩擦角对坡体卸荷的影响

爆破施工扰动会引起边坡岩体强度参数性能的劣化,对边坡稳定性具有不利影响。为研究黏聚力与摩擦角对坡体卸荷范围的影响,取岩层埋深Hi=35 m。将上述参数分别代入式(17)、式(20)中,整理得不同强度参数对卸荷范围的影响变化规律,如图9所示。从图9可以看出,开挖卸荷范围内破碎带宽度Lb与卸荷松弛带宽度x0都随黏聚力与摩擦角的增大而减小,与实际情况相吻合。且随黏聚力的增大,摩擦角对破碎带宽度Lb与卸荷松弛带宽度x0的影响程度逐渐减小。

图9 强度参数对卸荷范围的影响变化规律Fig.9 Variation law of strength parameters on the unloading range

4.2 岩层埋深对坡体卸荷的影响

为研究岩层埋深处对卸荷范围的影响,将上述参数分别代入式(17)、式(20)中,整理得岩层埋深对卸荷范围的影响变化规律,如图10所示。

图10 岩层埋深对卸荷范围的影响变化规律Fig.10 Variation law of rock depth on the unloading range

从图10可以看出,开挖卸荷范围内破碎带宽度Lb与卸荷松弛带宽度x0都随岩层埋深Hi的增大而逐渐增大,随强度参数的增大而减小。

4.3 边坡倾角对后缘裂隙扩展的影响

为研究边坡倾角对后缘裂隙临界深度的影响,取拉裂缝距坡肩的距离b=12 m,平面剪切滑动面上的有效内摩擦角φej=25°,将上述参数代入式(31)中,可得边坡倾角对后缘裂隙临界深度的影响变化规律,如图11所示。从图11可以看出,后缘裂隙临界深度随坡面倾角与边坡高度的增大而增大,且随着高度的增加坡面倾角对后缘裂隙临界深度的影响程度随之增加。

图11 边坡倾角对后缘裂隙临界深度的影响变化规律Fig.11 Variation law of slope angle on the critical depth of trailing edge fractures

5 北帮边坡稳定性评价及防护措施

露天煤矿北帮边坡沿最下部煤层B2煤底板直接剥离留设边坡角,煤层倾角近水平,底板多为炭质泥岩、泥岩。在煤层底板与泥岩交界处,受边坡体应力条件变化及水活化作用影响,容易产生滑动。根据现场勘探,随着端帮的剥离推进,边坡后缘发育形成一条长38.5 m、深约18 m,距坡肩水平距离12 m的近似垂直裂缝,根据岩质边坡稳定性评价分析方法进行整体破坏分析,确定边坡滑动面的位置,并求解不同情况下边坡潜在滑动面稳定系数。结合矿区以往地质资料开展了岩体单轴压缩和抗剪等力学试验,获得了边坡岩体的相关参数,见表1。

表1 边坡岩体各参数取值

5.1 后缘裂隙深度与塑性滑动面位置确定

取表1的计算条件,由此可得

=1.65×106

(32)

=2.65×106

(33)

将式(32)、式(33)代入式(31)得边坡后缘裂隙临界扩展深度

z=120-

(120×cot25°+12)=9.42 m

(34)

由式(34)计算可知,后缘裂隙临界扩展深度为9.42 m,表明现场观测得到的后缘裂隙深度已远超临界扩展深度,易发生失稳破坏。

以火烧区水位线埋深35 m处为例计算边坡卸荷松弛带宽度,由此得

(35)

由式(6)可得水平合力

P=15×2×0.8×26×0.035=21.84 MN

(36)

将上述参数代入式(20)得卸荷松弛带宽度x0

x0=

(37)

由式(18)可得

=0.122

(38)

将式(38)代入式(17)得破碎带宽度Lb为

(39)

同理可得,压剪区不同埋深处岩层破碎带与卸荷松弛带宽度,结果见表2。将不同埋深处卸荷松弛带边界连接,就可确定出边坡开挖后的塑性滑动面位置及形态。

表2 不同埋深处岩层破碎带与卸荷松弛带宽度

5.2 隔水煤岩柱宽度的确定

由《煤矿防治水细则》可知,应根据区域地质条件、围岩物理力学性质及开采方法等因素确定相应的隔水煤岩柱尺寸,且不得小于20 m。结合水文地质综合勘探成果,隔水煤岩柱留设宽度

L=Kx0+L0

(40)

式中K为稳定系数;L0为隔水煤岩柱的最小安全宽度,m。

针对北帮采用逐级放坡的形式,水位线附近留设隔水煤岩柱最小安全宽度25 m。由式(34)计算可知,水位线位于压剪区,取稳定系数K=1.5,由式(37)计算可得水位线附近处卸荷松弛带宽度x0=6.94 m,代入式(40)得

L=1.5×6.94+25=35.41 m

(41)

火烧区水位线处留设隔水煤岩柱PQ=36 m。基于上述计算过程,可以确定水位线以下各岩层的隔水煤岩柱合理宽度,最终形成如图12所示的PQRS隔水区域。

图12 北帮边坡隔水煤岩柱留设Fig.12 Retaining of waterproof coal rock pillars on the northern slope

5.3 潜在滑动面安全系数的计算

已知北帮边坡整体角度为32°,平均高度120 m,每段台阶高度15 m,台阶坡面角为60°。根据多级岩质边坡稳定性评价分析进行整体破坏分析,平面剪切滑动面与水平面夹角β1=29°,长度l1=208 m,由平面剪切滑动面及后缘裂隙构成的潜在滑体面积S1=2 785 m2;塑性剪切滑动面与水平面夹角β2=31°,长度l2=145 m,由塑性剪切滑动面及后缘裂隙构成的潜在滑体面积S2=2 274 m2。因此,由平面剪切滑动面及后缘裂隙构成的潜在滑体单位宽度的重量为

W1=S1·γ=2 785×26=7.241×104kN

(42)

代入式(23)得平面剪切滑动面上稳定系数为

F1=

=1.55

(43)

同理可得,塑性剪切滑动面及后缘裂隙构成的潜在滑体单位宽度的重量为

W2=S2·γ=2 274×26=5.912×104kN

(44)

代入式(23)得塑性剪切滑动面上稳定系数为

F2=

=1.35