礦山豎井修復加固方案比選與穩定性計算分析

2013-12-23 05:44:02袁柱

科技傳播 2013年14期

袁柱

中國有色金屬長沙勘察設計研究院有限公司，湖南長沙 410011

礦山豎井因礦料長期對其襯砌磨損，加之井壁巖體質量較差，進而發生垮塌堵塞，致使豎井無法使用，原使用豎井+平硐運輸礦石模式改用盤山公路汽車運輸模式，造成工作效率低下、生產成本劇增，因此進行豎井疏通、修復加固勢在必行。本文首先提出多組修復加固方案，并進行全方位方案比選，最終選取“鋼模板+鋼筋砼襯砌（內模法）+錨桿（土釘封堵法）+錳鋼護筒（護筒跟進法）”的修復加固方案，而后，綜合應用襯砌結構力學計算、數值模擬方法，分析該加固方案在處理前后豎井圍巖穩定性變化過程，最終認為該修復加固方案具有良好支護效果，而且實際工程實踐過程中也驗證了該結論。

1 工程背景

某礦山豎井井深224m，井徑為3.2m，下端接500m 平硐進入開采區，其中0m～86.2m 段為灰巖層（頂部存在厚度為1m左右粘土），局部可見溶洞、溶孔的溶蝕現象；86.2m～92.9m 段發育有一層厚約6.5m 的角礫巖破碎帶，灰黃色，主要成分為泥巖塊，遇水極易軟化，自穩性差。并在該處附近揭露有明顯的斷層界線；92.9m～224.0m 段為泥質粉砂巖泥巖互層夾煤層、煤線，該層段特點為層間結合差，巖性軟弱，地下水豐富，且隨著埋深的增大巖體裂隙發育程度減弱，巖體穩定性程度提高。

1.1 豎井垮塌前圍巖狀況及支護方案簡介

該豎井井深224m，其中0m～3m 塊狀灰巖（Ⅱ類圍巖），3m～47m 破碎灰巖，47m～92m 角礫灰巖，92m 為斷層，92m～115m 泥質粉砂巖、泥巖互層，115m～126m 泥巖夾煤線，126m～148m 泥質粉砂巖泥巖互層；148～155m 泥巖夾煤線；155m～177m 泥質粉砂巖、泥巖互層；3m～177m 為Ⅳ類圍巖；177m～228m 泥質粉砂巖（Ⅲ類圍巖）。

原有支護方案為鋼筋混凝土護壁（RC 內襯）+掛網錨桿支護，鋼筋混凝土護壁厚度200mm～300mm，混凝土強度為C20，布置φ16@200×200 單層鋼筋網；掛網錨桿1φ22，長度5m，間距1.0m。

1.2 豎井局部垮塌現狀

該豎井在實際采礦掘進過程中出現較為嚴重坍塌現象，其坍塌主要集中在井幫埋深28m～126m 之間，且82m～95m 之間尤為嚴重，最大坍塌寬度可達15m。其中支護體系出現較嚴重的變形失穩現象：RC 內襯垮塌鋼筋網片脫落，有鋼筋向心翹起；掛網錨桿多處松動掉落。且因坍塌井內礦料堵塞輸送口，被迫停止輸料。詳見圖1 示。

圖1 豎井各段巖層情況及圍巖類別

1.3 豎井垮塌原因分析

豎井坍塌的根本原因為：埋深在82m～91m 處斷層破碎帶通過斜穿豎井，周圍巖體十分破碎，且周圍發育一定厚度的煤層，多呈散體結構，自穩性差，極易垮塌。此外，內襯RC 厚度及強度不足，不具有耐沖擊、耐磨損的工程功效，亦是坍塌的重要外在因素。基于此，后期采取修復加固方案必須實現對該區段斷層破碎帶的變形與穩定性的綜合治理，

同時，必須提高內襯的強度與耐沖擊、耐磨損性能?？梢?，傳統的鋼筋混凝土襯砌+掛網錨桿方案就無法滿足工程要求。

2 修復加固方案比選

2.1 豎井修復加固方案

本豎井修復加固工程以Mn 鋼護筒方案為支護基礎，根據相關技術規程與規范要求，提出了以下四種修復加固技術方案：

1）外擴RC 襯砌+Mn 鋼護筒方案；

2）內縮RC 襯砌+Mn 鋼護筒方案；

3）內縮鋼護筒襯砌+Mn 鋼護筒方案；

4）內縮沖抓RC 襯砌+Mn 鋼護筒方案。

2.2 豎井修復加固方案對比

依據相關規范，經過以上關于風險、優缺點及豎井垮塌堵塞現狀綜合分析比較，最終選取第4 種支護方案為最終支護方案，詳細對比見表1。

表1 豎井修復加固方案對比

3 豎井支護方案安全性設計計算

3.1 豎井錨桿支護設計計算

參照GB50081-2001《錨桿噴射混凝土支護技術規范》[4]，根據地質勘察資料初步確定圍巖級別，并按規定初步選擇豎井的錨噴支護類型和設計參數。已知按照現場地質勘察資料，圍巖類別選為Ⅲ類，其系統錨桿選用Φ25 鋼筋，長度5m，間距2.4m，環距3.0m，均滿足相關計算規范要求。

1）錨桿軸向拉力值計算

錨桿軸向拉力值設計值按下式計算：

考慮隨著埋深增加，豎向壓應力不斷增大，選取埋深最大的82m 處錨桿進行計算，選取γQ=1.30，錨桿入射角為20°，考慮上覆錨桿的錨固作用，選取Htk 的2%進行計算，得到Na=55.84KN<450KN（巖層錨桿Ⅱ-Ⅲ級設計承載力），滿足設計要求。

2）錨桿截面面積計算

式中 A—錨桿截面積（mm2）;Na--錨桿軸向拉力設計值（kN）；fptk—錨桿抗拉強度標準值（N/mm2）；k--安全系數，臨時錨桿取1.6，永久錨桿取1.8；ξ —錨筋抗拉工作條件系數，臨時錨桿取0.69，永久錨桿取0.92。

計算得到：

可見，Φ25 錨桿可滿足設計要求。

3）錨桿錨固長度計算

錨桿錨固長度應滿足下式要求：

式中，l—錨固段長度(mm)；Nak—錨桿軸向拉力設計值(kN)；D—錨固體直徑(mm);frb—地層與錨固體粘結強度特征值（KPa），選取350KPa。ξ--錨筋抗拉工作條件系數，臨時錨桿取1.33，永久錨桿取1.0。

3.2 豎井Mn 鋼筒支護方案設計計算

1）Mn 鋼筒的襯砌厚度計算

圍巖與支護結構作為一種共同體，存在相互影響、相互制約的作用，對于巖石工程而言，如何充分利用共同作用原理，發揮圍巖的自承能力，對維持地下工程穩定和減少對支護的投入十分有利?；诖?，在計算圍巖壓力時，引入了共同作用原理予以計算。

對于軸對稱的豎井，假定其滿足彈塑性材料特征，利用卡斯特納（H.Kastner）方程[5]可以得到其塑性區半徑公式如下：

相應地，利用相容性（共同作用）原理，可以得到井巷周邊位移公式為：

而彈塑性界面的位移利用強度邊界條件和變形邊界條件，可以推導出為：

綜合以上三式，則井巷周邊位移公式可表示為：

而從襯砌角度著手，對于軸對稱圓形豎井，可將其視為受均勻外壓P 的厚壁圓筒，假設其內、外徑和材料彈性模量分別用a、R0、E1、v1 表示。則根據厚壁圓筒公式，圓筒外緣徑向位移公式為：

聯立式（7）、（8），選取最不利載荷處-100m 處的圍壓壓力P 進行計算，詳細可參照1 計算結果，假定襯砌壁面位移u0 滿足設計要求，參照相關規范，取20mm 為設計值，并參照Mn 鋼筒的相關物理力學參數（表5-4），編制Matlab 計算程序，計算可得：

a=12.86mm，R2=92.35%

可認為計算結果穩定，具有一定參考意義?？梢?，當護壁厚度大于12.86mm 時，可基本滿足設計要求。

2）Mn 鋼筒抗剪強度承載力計算

關于豎井Mn 鋼筒支護方案因無明確規范可查，故借助GB 50017-2003《鋼結構設計規范》[6]及理正軟件對襯砌設計予以設計計算。

根據以上計算結果，初步選取Mn 鋼筒半徑為1.5m，襯砌厚度為15mm，這樣可保證豎井足夠的輸送空間。對照Mn 鋼的相關力學參數，選取彈性模量Em 值為220GPa，采用四周均布載荷方式進行結構設計計算。其中選取坍塌嚴重區-100m處為典型斷面進行力學驗算，相關計算簡圖見圖2 示。

圖2 Mn 鋼筒支護方案計算簡圖

考慮Mn 鋼筒受巖體擠壓受剪，周圍分布有一定大小的剪力值，下圖為Mn 鋼筒所受的剪力分布圖，因選取為截面圖，故顯示為軸力圖，實為剪力分布圖。

圖3 Mn 鋼筒軸力（剪力）分布圖

從圖中可知，該處最大的剪力值為133.8KN，對應的極限剛度為12.2GPa<132 GPa(Mn 鋼筒的設計剛度，可利用彈性模量Em 換算得到)。滿足設計要求。

3）Mn 鋼筒抗沖切強度性能驗算

對于Mn 鋼筒抗沖切強度的驗算，多為巖體動力學研究內容，一般需考慮動荷載效應的影響，可以采用抗沖切強度與抗剪強度之間的經驗關系進行估算，取1.5 倍動力效應系數，得到Mn 鋼筒現承受的沖切強度為200.7kN。

參考圖4 計算結果，同樣換算可知，其小于Mn 鋼筒所具有的抗沖切強度極限值，故亦滿足設計要求。

圖4 Mn 鋼筒法向位移分布圖

3.3 豎井混凝土護壁支護方案設計計算

參照GB50081-2001《錨桿噴射混凝土支護技術規范》[4]及JTJ026-90《公路隧道設計規范》[8]對護壁砼的厚度進行計算。為分析襯砌厚度變化對其安全性的影響，對于混凝土偏心受壓構件按破壞階段進行強度驗算，具體計算方法為根據材料的極限強度，計算出偏心受壓構件的極限承載力N，與實際內力相比較，得出截面的抗壓(或抗拉) 強度安全系數，檢查其是否滿足規范要求，即：