深部礦山破碎圍巖巷道控制技術研究

郭忠平 張貴銀 韓 春 牟文強 王玉成

(山東科技大學礦業與安全工程學院，山東 青島266590)

近20 年來，隨著現代礦業的迅速發展，對金屬礦石的需求量不斷增長，開采的深度不斷增加，淺部礦石資源逐漸減少和枯竭，而地下礦山也要向深部礦床伸展。隨開采深度的加大，地壓和溫度也逐漸增加，開采條件越來越復雜，應科學有效地避免大規模地壓活動造成的破壞，預防沖擊地壓發生。某礦為了充分預測和掌握回采巷道的圍巖穩定性，科學合理地進行巷道支護設計，保證礦井的安全生產，通過實驗室巖石力學性能實驗，確定圍巖為破碎圍巖。通過研究既定破碎圍巖礦體下巷道錨桿支護技術的適應性，為確定合理的錨桿支護參數提供技術基礎。

1 工程概況

某金屬礦山采用無底柱淺孔留礦法和上向水平分層全尾砂膠結充填采礦法，礦區有10 個礦體，II 號礦體是目前該礦主要回采礦體。II 號礦體以含金黃鐵礦、石英礦脈為主。礦體賦存標高120 ～－807 m，長度140 ～470 m，平均厚度2.5 m，礦脈沿走向和傾向均呈反“S”型賦存。目前回采中段為－635 ～－685 m，已屬于深部開采礦井，動力沖擊現象明顯。

1.1 節理裂隙發育情況

通過現場對礦區構造、采場、巷道節理裂隙分布及其發育情況進行調查，進一步了解地壓的顯現情況和礦區深部開采條件。從現場統計來看，該礦地下開拓巷道及采場附近的節理和裂隙較為發育，但發育程度存在較大差異。在－485 m 中段及以上，開拓巷道及采場附近節理和裂隙發育程度較差，即使較為發育范圍也較為局限。在－485 m 中段以下，特別是已經采準或已經開采的采場附近，節理和裂隙則極為發育，影響了巖體的工程穩定性。在－685 m 及以下，開拓工程剛剛完成，多數采準工程尚未完成，此時巷道中的節理和裂隙并不發育。因此，可以說，多數節理和裂隙均是由于采礦工程的擾動、地應力重新分布和地壓顯現而產生的。控礦斷裂是在一對剪應力作用下形成的(圖1)，隨著應力的多次聚集與釋放，斷裂內的引張空間也遞進式地多次張開并順時針旋轉，形成反S 型容礦相對運動的滑動線。

圖1 控礦斷裂應力狀態解析Fig.1 Stress analysis of ore controlling fracture

1.2 進路的破壞原因

礦體與圍巖之間的礦巖接觸帶與礦體走向相互平行;同時，與此礦巖接觸帶伴生有多條小節理、裂隙，造成礦體內出現扭曲、透鏡體夾石、溶洞等自然現象，使礦體開采變得復雜;溶洞變成導水通道;水對圍巖蝕變產物具破壞作用。成礦熱液交代圍巖過程中，產生蝕變礦物，諸如絹云母化、高嶺土化等，呈鱗片狀集合體或顯微脈狀沿礦物裂隙分布;此類蝕變產物在無水狀態下，使礦體與圍巖緊密接觸;一旦遇水后即泥化，具有滑膩感，致使圍巖與礦體之間無任何黏結力，一經采礦擾動即引起其破壞。水對圍巖蝕變產物的弱化作用是致使采礦二次貧化的主要原因。從上述破壞形態，進路的破壞主要是垂直應力作用的結果。

2 巖體穩定性分級

2.1 巖石力學性能實驗

礦山開采的Ⅱ號礦體礦石自然類型為含金石英脈型原生礦石，工業類型隨著深度的變化而變化。為測定礦體圍巖力學性質，分別在－585 m、－635 m、－685 m以及－735 m 水平取樣，每個水平取巖樣5塊，共計取巖樣20 塊，通過在實驗室進行加工，每種巖石加工5 塊巖樣，進行力學性質測試，礦巖物理力學實驗結果見表1。

表1 礦區Ⅱ號礦體巖石力學實驗參數Table 1 Rock-mechanics test parameters of ore-bodyⅡin mining area

從礦巖物理力學實驗結果可以看出，在正常狀態下，石英巖脈的強度最高，而圍巖的強度大體趨勢相同，巖石在飽和狀態下的強度均低于常溫條件下礦巖的強度，可見水對礦巖強度的影響比較大。從此實驗結果可以看出，在現場圍巖破壞并非煌斑巖的強度低而造成圍巖破壞，而是巖體內充填的蝕變物在水作用下的影響。

2.2 巖體力學參數確定

巖體的強度介于巖塊強度和結構面強度之間，根據巖塊力學實驗室試驗、現場節理裂隙統計、極限平衡反分析和費先科、霍克－布朗公式，確定的巖體參數指標見表2。

表2 Ⅱ號礦體巖體力學參數Table 2 Rock-mechanics properties of ore-bodyⅡ

對于石英巖(礦)，采用霍克－布朗公式計算:

τ = aσc(σ/σc－ t)b，

式中，σc為完整巖塊的單軸抗壓強度;a、b、t 為經驗常數，根據巖體質量(節理密度、風化程度、質量系數)綜合確定。

石英巖的σc= 10 ～13 MPa，根據巖體質量得到的a = 0.346，b = 0.7，t = －0.000 2。相應得到τ －σc關系曲線，最終確定巖體的內聚力C =2.20 MPa，內摩擦角φ=38°。散體回填物的內聚力C =0，為了計算方便，取值0.001 MPa，內摩擦角φ=32°。

巖體地質力學(CSIR)分類指標值RMR(Rock Mass Rating)由巖塊強度、RQD 值、節理間距、節理條件及地下水5 種指標組成。用修正的總分對照《CSIR 巖體質量分級標準》求得所研究巖體的類別及相應的無支護地下工程的自穩時間和巖體強度指標(C，φ)值。RMR 系統主要由下面5 個指標組成，滿分為100 分，其值分別為單軸抗壓強度(圍巖)15、RQD 為20、節理間距20、節理條件30、地下水15。

依據RMR 巖體穩定性評分，Ⅱ號礦體－685 ～－865 m段礦體總分為52，根據巖體質量分級標準的劃分，屬于Ⅲ類巖體，即較破碎，質量為差到一般。

3 破碎圍巖礦體巷道支護參數優化

巖體的力學性能和巖體所處的地應力場決定了巷道圍巖應力狀態。垂直地應力一般大于水平應力，兩者隨巷道埋深的增加而增加，其中垂直應力σv=γH 和埋深H 是線性關系，埋深超過800 m 時，水平應力增加較快，有時超過垂直應力而對圍巖破壞起決定性作用。圍巖裂隙發育而強度較小時，巷道圍巖變形受埋深影響較大，如圖2 所示。

3.1 巷道開挖后圍巖應力分布

Ⅱ號礦體平均埋深標高－775 m，地應力大，巷道圍巖穩定性差，選擇合理的支護參數，可以預防沖擊地壓的發生。利用FLAC3D數值模擬軟件，建立物理彈性模型，模擬巷道開挖后圍巖應力分布。

模型的建立根據摩爾－庫倫破壞準則，其左右邊界為巷道圍巖位移約束，下邊界采用固定約束，上邊界采用σv= 6.2 MPa 垂直應力代替上覆巖層重力施加在模型上。

圖2 不同圍巖頂底板移近率與巷道埋深的關系Fig.2 Relationship of roof and floor rates in different surrounding rock with the depth of roadway

巷道未開挖時受原巖應力作用，巷道開挖后導致圍巖應力轉移變化，結合FLAC3D數值模擬結果，得出某礦開拓巷道開挖后的應力分布范圍，如圖3(a)所示。可以看出:巷道掘進后，巷道兩幫垂直應力較大，容易發生片幫;巷道頂底板為應力減小區。圖3(b)表明，巷道圍巖位移指向巷道的開挖區域，且巷道表面位移矢量達到峰值，巷道圍巖松動圈至彈性區范圍內，礦體位移變化較小直至穩定;巷道頂板中位移隨高度發展逐漸減小，巷道頂角與底腳位置位移矢量較大，為控制巷道圍巖變形，應加強頂角與底腳錨桿支護。從圖3(c)中可以看出，巷道頂底板及兩幫在一定的范圍內都產生了塑性破壞。

圖3 巷道開挖后圍巖應力、位移與塑性區分布Fig.3 Surrounding rock stress，displacement and plastic zone distribution after roadway excavation

3.2 破碎圍巖巷道支護參數優化

根據數值模擬計算結果和彈塑性力學分析，確定某礦開拓巷道破碎圍巖支護參數。在開拓巷道采用高強度錨桿、錨索配合壓燕型托梁聯合支護。巷道支護斷面參數配置如下:頂板布置2 根φ20 mm×2 000 mm 高強錨桿壓燕型托梁和金屬網，其間排距為600 mm×1 000 mm，巷道頂板與豎直方向成30°角布置2根錨索，其間排距為1 200 mm ×3 600 mm。;巷道兩幫布置3 根 φ18 mm ×2 000 mm 高強度讓壓錨桿壓燕型托梁，間排距為800 mm×1 000 mm，兩幫底腳錨索與豎直方向成60°夾角布置。支護方案如圖4 所示。

圖4 巷道支護斷面Fig.4 Cross-section of roadway support

4 結 論

(1)采用巴頓巖體質量分類評價方法對某深埋礦山回采巷道圍巖進行合理分類，依據RMR 巖體穩定性評分，Ⅱ號礦體屬于Ⅲ類巖體，即較破碎，質量為差到一般。

(2)根據巷道圍巖穩定性分類結果，結合數值模擬分析巷道塑性區分布范圍，高強錨桿、錨索配合燕型托梁壓金屬網聯合支護方式。頂板布置2 根φ20 mm×2 000 mm 高強錨桿壓燕型托梁和金屬網，其間排距為600 mm×1 000 mm，巷道頂板與豎直方向成30°角布置2 根錨索，其間排距為1 200 mm ×3 600 mm;巷道兩幫布置3 根 φ18 mm ×2 000 mm 高強度讓壓錨桿壓燕型托梁，間排距為800 mm×1 000 mm，兩幫底腳錨索與豎直方向成60°夾角布置。

(3)根據數值模擬結果，可知深埋礦體出礦進路的破壞主要是垂直應力作用的結果。

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