思山嶺鐵礦1500m副井基巖段井筒圍巖穩定性分析與控制研究

李洋洋 趙興東 代碧波 李懷賓

(1.東北大學深部金屬礦采動安全實驗室,遼寧 沈陽 110819;2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室,安徽 馬鞍山 243000;3.安徽理工大學安全科學與工程學院,安徽 淮南 232001)

深井采礦已成為國家深地戰略的重要組成部分,深豎井建設已成為我國礦山建設發展面臨的首要任務。“十一五”期間,開展了國家科技支撐計劃課題“千米級深井基巖快速掘砌關鍵技術及裝備研究”的相關工作,形成了掘進深度達1 200 m、凈直徑多為6 m的深豎井建造能力[1]。在此基礎上,“十二五”期間,豎井建設深度延伸至1 500m,井筒凈直徑擴大至10m,但該深度井筒施工速度驟降,施工工期陡增,使得大直徑深豎井施工技術經濟指標過高。進入“十三五”,以1 500 m以深、2 000 m以淺豎井建設為目標,完成了“深部金屬礦建井與提升關鍵技術”國家重點研發計劃項目,但實際豎井建設深度未超過1 600 m,豎井建設理論、方法與技術發展仍不充分、不完善。“十四五”開局,三山島金礦正在進行設計深度達2 000 m的深豎井建設,而我國1 600～2 000 m深度豎井建設尚屬空白,深豎井建設理論、方法與技術發展仍滯后于深豎井建設需求,深豎井建設仍存在巨大的不確定性與工程風險。

隨著豎井建設的深部化,如何進行深豎井井筒圍巖穩定性控制已成為深豎井建設亟需解決的問題。然而,我國深豎井建設理論與技術尚不完善,傳統淺埋豎井建設理論與技術仍被沿用。其中,巖體分級所用的分級指標尚不充分,不同等級的同一分級指標區分度差,其應用于深豎井建設的適用性不足,相應的支護設計方法存在局限性[2]。同時,傳統淺埋豎井井筒圍巖支護設計方法——試錯法仍被應用于深豎井建設,其設計過程包括擬定試錯支護方案、計算支護力與支護壓力以及計算安全系數,重復以上過程從而獲得安全系數滿足設計要求的支護方案。該方法強調支護結構在井筒圍巖穩定性控制中起主要作用,忽略了井筒圍巖的自穩能力[3];與之配套的淺埋豎井短段掘砌混合作業施工工藝同樣被應用于深豎井建設,其要求豎井開挖后及時進行剛性支護,致使井筒圍巖高應力積聚,出現巖爆、大變形等地壓顯現活動,井壁破裂與井筒失穩頻繁發生[4]。NATM與NMT均是在地下工程圍巖存在自穩能力認知的基礎上,強調充分發揮地下工程圍巖自穩能力的現代地下工程圍巖穩定性控制理論或方法,其應用于礦山采場、巷道等工程的拓展方法在澳大利亞、南非與加拿大等國相繼出現[5-7],同時也被廣泛應用于我國軟破巖層隧(巷)道等地下工程圍巖穩定性控制中,然而該理論或方法尚未在我國深豎井建設中推廣應用。針對傳統淺埋豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法應用于深井建設存在的問題,本研究基于NATM與NMT法,提出深豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法,并據此進行思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖支護設計,分析深豎井井筒圍巖支護設計的基本流程,為我國深豎井建設發展提供參考。

1 工程地質概況

思山嶺鐵礦位于遼寧省本溪市東南郊16 km,南芬區北9 km處思山嶺村北側一帶,副井井深1 503.9 m,地表標高+37.2 m,井筒凈直徑10.0 m,位于礦區西南側礦體分布區外圍。根據地質勘查資料,副井井筒通過巖土層包括碎石土、強風化千枚巖、弱風化千枚巖、微風化千枚巖、未風化千枚巖、未風化石英巖、未風化白云石大理巖、未風化赤鐵石英巖、未風化石英砂巖以及未風化混合花崗巖。其中,井筒基巖層巖體一般完整或較完整,節理、裂隙不發育,總體工程穩定性較好。同時各巖層均賦存有少量風化裂隙水或裂隙水,富水性差,涌水量小。該礦副井所在巖層水平最大主應力、最小主應力及豎直主應力可表示為

式中,σH為水平最大主應力,MPa;σh為水平最小主應力,MPa;σv為垂直主應力,MPa;H為巖層深度,m。水平最大主應力方向為NEE向,方位角為68°。

思山嶺鐵礦副井掘進采用國家一體化短段掘砌混合作業施工工藝,按照鑿巖、爆破、通風、排矸平底、立模襯砌的單行作業順序施工,井筒開挖后即進行錨網噴+混凝土襯砌支護,掘進進尺4 m,掘進循環周期為1～2 d。根據副井基巖段井筒圍巖穩定性情況,設計的支護形式包括:①素混凝土支護,適用于整體性好的穩定巖層;② 錨網+素混凝土支護,適用于較破碎的穩定巖層;③ 錨網+雙層鋼筋混凝土支護,適用于破碎的不穩定巖層。井筒深度424.1 m以淺支護混凝土強度為C30,424.1 m以深支護混凝土強度為C40,支護厚度均為600 mm。

2 井筒圍巖巖體分級與物理力學參數計算

巖體分級是地下工程設計與施工的重要工具,運用時常常與現場觀測、理論分析與數值計算相結合[8]。結合地質勘查資料,本研究運用Q、RMR與GSI等巖體分級方法[9-11]進行思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖體分級,結果見表1。

表1 副井基巖段井筒圍巖巖體分級Table 1 Rock m ass classification of shaft surrounding rock in bedrock section of auxiliary shaft

因巖體尺寸過大,無法通過巖石力學試驗獲取相應的物理力學參數,近年來,多種基于巖體分級的巖體物理力學參數計算方法被提出,并得到了發展[12-15]。其中,HEOK等[12]提出的基于GSI的巖體物理力學參數計算方法適用范圍廣,計算參數類型全面,被廣泛應用于地下工程巖體物理力學參數計算中。本研究據此進行了思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖體物理力學參數計算,結果見表2。

表2 副井基巖段井筒圍巖體物理力學參數Table 2 Physical and mechanical parameters of surrounding rock mass of service shaft bedrock section

3 副井基巖段井筒圍巖穩定性分析

對于地下工程圍巖穩定性分析方法,RMR穩定性圖表法[16]是唯一可基于巖體質量與開挖體尺寸給出可靠的無支護自穩跨度/高度及相應自穩時間的穩定性分析方法。本研究運用該方法進行思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖穩定性分析,結果見表3。

表3 副井基巖段井筒圍巖穩定性分析結果Table 3 Stability analysis results of surrounding rock of service shaft bedrock section

由表6可知:思山嶺鐵礦副井基巖段最小無支護自穩高度為22 m,對應自穩時間為125d,而該礦副井掘進循環進尺為4 m,即副井掘進期間井筒圍巖最大無支護高度為4m,用時1～2 d。由此可知:該礦副井基巖段井筒圍巖穩定性可完全滿足副井井筒掘支施工的穩定性要求;考慮到思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖無永久自穩情況,為確保掘進至役期井筒及其圍巖長期穩定,副井開挖后井筒圍巖仍需采取適宜的支護措施。

4 副井基巖段井筒圍巖穩定性控制研究

4.1 深豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法

傳統淺埋豎井井筒圍巖穩定性控制理論是在傳統地壓理論基礎上發展而來的。傳統地壓理論認為,地下工程圍巖僅是一種復雜荷載系統,開挖后即需通過剛性支護控制工程圍巖穩定性。隨著豎井建設深度增加,地應力增加,豎井開挖后即進行剛性支護使得井筒圍巖高應力積聚,出現巖爆、大變形等地壓顯現活動,井壁破壞與井筒失穩頻繁發生[2]。現代地壓理論認為,地下工程圍巖不僅僅是一種復雜的荷載系統,其同時具備一定的自穩能力,由此形成了強調充分發揮圍巖自穩能力的地下工程圍巖穩定性控制理論,發展了諸如NATM、NMT等地下工程圍巖穩定性控制方法[10,16]。鑒于此,在地下工程圍巖存在自穩能力認知的基礎上,對于深豎井井筒圍巖穩定性控制,提出了強調充分發揮井筒圍巖自穩能力的深豎井井筒圍巖穩定性控制理論,并結合當前豎井建設實際,基于NATM與NMT法,提出了初次錨網噴支護維持與發揮井筒圍巖自穩能力、混凝土襯砌永久支護保障井筒及其圍巖長期穩定的深豎井井筒圍巖穩定性控制方法。

4.2 副井基巖段井筒圍巖支護設計

在思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖支護設計中,采用本研究提出的深豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法,即支護設計內容包括初次錨網噴支護設計與混凝土襯砌永久支護設計,同時考慮發揮井筒圍巖自穩能力的時空要求,結合理論與經驗選擇合理的支護時機。

4.2.1 錨網噴支護設計

地下工程圍巖支護設計方法可分為3類,即理論法、經驗法與數值模擬法。基于巖體分級的經驗設計方法經過工程驗證已成為一類方便可靠的支護設計方法。通過基于Q、RMR的支護設計方法[9,15]進行深豎井井筒圍巖“錨網噴”初次支護設計,避免運用單一經驗方法存在的局限性。思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖“錨網噴”初次支護設計結果見表4。

表4 副井基巖段圍巖初次支護設計Table 4 Primary support design of surrounding rock of service shaft bedrock section

結合現場工程實際,錨桿鋼型選擇HRB300,直徑22 mm。考慮Sb≤0.5Lb時具有較好的錨桿支護效果,錨桿支護參數在原經驗設計參數的基礎上有所調整。同時,為簡化現場施工,提高井筒掘支效率,部分基巖段井筒圍巖支護參數進行了合并處理。

4.2.2 混凝土襯砌設計

混凝土襯砌是常見的豎井支護形式,規則的井筒輪廓便于井筒設備安裝,光滑的混凝土井壁可大幅降低通風阻力,混凝土集水結構有助于井筒地下水收集,保持井筒干燥[2]。運用深豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法,可使混凝土井壁處于緩、低承壓狀態,既保證了混凝土井壁安全性,又可為井筒開挖邊界圍巖營造三維應力狀態,大幅提高井筒圍巖穩定性。

基于深豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法,通過調整混凝土襯砌強度與厚度,滿足一定安全系數的混凝土襯砌—圍巖的系統平衡總能獲得,當前并無指定的、廣泛接受的以及滿足某種要求的混凝土襯砌—圍巖的系統平衡狀態,作為深豎井井筒圍巖混凝土襯砌設計標準,經驗法仍是深井井筒圍巖混凝土襯砌的主要設計方法。在南非,對于任意巖體質量與深度的井筒圍巖,230～300 mm厚C30素混凝土襯砌可完全滿足深豎井井筒圍巖混凝土襯砌設計要求[17],至少500 mm厚混凝土襯砌在諸多民用隧道等工程襯砌設計中被推廣應用[18]。綜合上述混凝土襯砌設計方法,本研究將思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖混凝土襯砌更改為素混凝土襯砌,其他設計參數與原設計保持一致,即井筒424.1 m以淺襯砌混凝土強度為C30,424.1 m以深襯砌混凝土強度為C40,襯砌厚度均為600 mm。

4.2.3 支護時機

根據NATM與NMT法相關要求,井筒開挖后,須立即噴射50 mm厚混泥土(至少為C25)封閉井筒圍巖,防止井筒圍巖松散破壞,維持其自穩能力。井筒圍巖封閉后,及時進行錨網噴初次支護,既能充分調動與發揮井筒圍巖自穩能力,調整井筒圍巖內部壓力,又能保證施工期間人員與設備安全。及時進行錨網噴支護要求錨桿具備足夠的變形能力,防止錨桿隨著井筒圍巖變形過大而失效,影響豎井施工期間井筒圍巖穩定性。對于混凝土襯砌永久支護,混凝土襯砌過早,無法充分發揮井筒圍巖自穩能力,致使井筒圍巖壓力過大,出現井壁破壞與井筒失穩;混凝土襯砌過晚,井筒圍巖變形破壞并產生較大破壞區,破壞區井筒圍巖因喪失其固有強度而失去穩定,此時井筒圍巖壓力急劇上升,混凝土襯砌仍無法有效控制井筒圍巖穩定性,即合理選擇混凝土襯砌時機,是有效進行深豎井井筒圍巖穩定性控制的關鍵。

不考慮井筒圍巖力學響應時間效應,收斂約束法是確定井筒圍巖混凝土襯砌時機的主要方法,包括圍巖響應曲線(GRC)、縱剖面變形曲線(LDP)以及支護特性曲線(SCC)三部分,通過豎井開挖井筒圍巖—支護相互作用分析,掌握井筒圍巖及其支護系統的應力位移變化規律,進而給出合理的支護時機與支護力設計值[19-23]。

對于思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖,混凝土襯砌參數主要包括600 mm厚C30混凝土襯砌與600 mm厚C40混凝土襯砌,混凝土襯砌安全系數為2.5[18]。此外,假設豎井不同基巖層原巖應力為遠場靜水壓力,大小為相應巖層深度水平的最大主應力與最小主應力的平均值,各巖層巖體物理力學參數取值見表2。結合文獻[22-23]中收斂約束曲線建立方法,繪制了思山嶺鐵礦副井不同基巖層的井筒圍巖收斂約束曲線,并進行了井筒圍巖—混凝土襯砌收斂約束分析。以千枚巖巖層為例,思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖—混凝土襯砌收斂約束分析的一般過程如圖1所示,各副井基巖層的收斂約束分析結果見表5。

圖1 千枚巖巖層井筒圍巖—支護收斂約束分析Fig.1 Convergence-confinement analysis of rock-support in phyllite formation

表5 井筒圍巖—混凝土襯砌收斂約束分析結果Table 5 Convergence-confinement analysis results of shaft surrounding rock-concrete lining

由表5可知:4 m無混凝土襯砌高度可完全滿足井筒圍巖壓力調整空間要求,但在4m豎井掘進與初次支護時間內井筒圍巖襯砌前收斂量一般無法滿足。結合工程經驗,井筒圍巖無混凝土襯砌高度需調整至2～3倍的井筒直徑[24],該范圍豎井掘進與初次支護用時往往可滿足襯砌前井筒圍巖的最小位移收斂要求,此方案設計為20 m,為5個井筒掘進循環周期(5～10 d)。

5 井筒圍巖支護系統穩定性數值分析

思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖支護設計是在水平原巖應力為靜水壓力的假設下進行的,同時,對于經驗法所得井筒圍巖支護設計方案是否適用于該礦副井工程尚不確定。因此,有必要通過數值模擬、現場觀察與監測等手段對所得井筒圍巖支護設計方案進行進一步驗證。本研究通過Phase 2數值模擬對該礦副井基巖段井筒圍巖支護設計方案進行安全性驗證。構建的相應副井二維平面應變模型如圖2所示,模型長與寬均為80m,井筒開挖半徑為5.6m;模型采用三節點網格,單元數量為2 766,模型邊界限制X與Y方向位移;模型初始應力條件為符合前文第1節給出的非對稱應力條件,模型巖體參數取值見表2,襯砌前位移收斂見表5。

圖2 思山嶺鐵礦副井二維平面應變模型Fig.2 Two-dimensional plane strain model of service shaft in Sishanling Iron Mine

思山嶺鐵礦副井千枚巖巖層井筒圍巖塑性區分布與錨桿軸力分布模擬結果如圖3所示,其余巖層錨桿軸力與井筒圍巖塑性區范圍模擬結果見表6。

圖3 千枚巖巖層井筒圍巖塑性區與錨桿軸力分布Fig.3 Distribution of the plastic zone of shaft surrounding rock and axial force of rock bolt in phyllite stratum

表6 副井不同基巖層錨桿軸力與塑性區范圍Table 6 Plastic zone and axial force of rock bolt in different bedrock strata of the auxiliary shaft

由表6可知:Lb=3 m錨桿可完全穿過塑性區錨固于井筒圍巖穩固區域,同時設計錨桿于不同巖層產生的最大、最小軸力均小于錨桿屈服強度300 MPa(錨桿鋼型為HRB300),由此驗證了錨桿設計參數的安全性與合理性。

結合表5、表6分析可知:20 m無混凝土襯砌高度及其掘支用時處于該礦副井不同基巖層的井筒圍巖最小無支護自穩高度及相應的自穩時間范圍內,該高度的選擇進一步保證了豎井掘支期間無混凝土襯砌范圍內井筒圍巖的整體穩定。

思山嶺鐵礦副井千枚巖巖層關于襯砌軸力、剪切力與扭矩的安全系數等值線如圖4所示。

圖4 千枚巖巖層混凝土襯砌軸力、剪切力與扭矩的安全系數等值線Fig.4 Contour of safety factor with respect to thrust,shear force and moment of concrete lining in phyllite stratum

由圖4可知:思山嶺鐵礦副井千枚巖巖層混凝土襯砌不同位置軸力、剪切力與彎矩的安全系數,均位于安全系數為2.5的等值線范圍內。由此得出,600 mm厚C30混凝土襯砌設計及其支護時機選擇可完全滿足千枚巖巖層井筒圍巖混凝土襯砌設計要求。同樣通過模擬可知,本研究給出的思山嶺鐵礦副井不同基巖層的混凝土襯砌設計方案均達到了“不同載荷類型安全系數大于2.5”的設計要求。

6 結 論

本研究以思山嶺鐵礦1 500 m副井為例,進行了深豎井井筒圍巖穩定性分析與控制方法研究,所得結論如下:

(1)基于RMR的巖體穩定性圖表給出該礦副井基巖段井筒圍巖最小無支護自穩跨度為22 m,對應的自穩時間為125 d,可滿足豎井掘進進尺4 m以及無混凝土襯砌高度20 m的井筒圍巖穩定性要求。

(2)傳統淺埋豎井井筒圍巖穩定性控制理論與方法已不完全適用于深豎井建設,基于NATM與NMT法,提出了強調充分發揮井筒圍巖自穩能力的深豎井井筒圍巖穩定性控制理論,建立了通過錨網噴支護維持與發揮井筒圍巖自穩能力、混凝土襯砌永久支護保證豎井井筒及其圍巖長期穩定的深豎井井筒圍巖穩定性控制方法。

(3)通過思山嶺鐵礦副井基巖段井筒圍巖支護設計,分析了深豎井井筒圍巖支護設計的基本流程,給出了該礦副井基巖段井筒圍巖支護設計方案,即在井筒開挖后首先噴射50 mm厚C25混凝土封閉井筒圍巖,其次進行Lb×Sb=3.0 m×1.5 m錨桿(鋼型HRB300、直徑 22 mm)與金屬網安裝;對于混凝土襯砌設計,井筒深度424.1 m以淺襯砌混凝土強度為C30,井筒深度424.1 m以深支護混凝土強度為C40,支護厚度均為600 mm,最大無混凝土襯砌高度為20 m。

(4)通過Phase 2數值模擬對該礦副井基巖段井筒圍巖支護設計方案進行了驗證。經驗證,該礦副井基巖段錨桿支護設計均可保證錨桿的錨固端位于井筒圍巖穩固區域,且錨桿軸力均小于錨桿屈服強度。通過襯砌斷面不同位置的軸力、剪切力與彎矩對混凝土襯砌設計方案進行了安全性驗證,反映出不同基巖段井筒圍巖混凝土襯砌不同載荷類型的安全系數均大于2.5,可以滿足深豎井井筒圍巖混凝土襯砌設計要求。