某礦山新掘繞道上覆巖層穩定性分析

朱 明,王亞軍

(1.蘭州有色冶金設計研究院有限公司; 2.長沙礦山研究院有限責任公司)

引 言

某礦山開采方式為地下開采,原設計生產能力為30 kt/a。2018年12月完成了60 kt/a的改擴建工程(一采區或西采區),改擴建工程采用平硐+盲斜井開拓,淺孔留礦采礦法采礦,電機車運輸,最終產品為礦石精粉。

為了更好地整合礦區內礦產資源,提高礦山生產能力及經濟效益,礦山擬在井下一期工程(一采區或西采區)礦產資源接近開采完畢的情況下,實施二期工程建設(二采區或東采區)。開展礦山改擴建工程安全設施設計變更中最為關鍵的是一采區至二采區聯絡巷道工程(新掘繞道)的施工及其穩定性分析。因此,亟須開展新掘繞道安全技術論證分析,論證新掘繞道的施工對地表村莊壓覆巖層的影響情況[1-4],為實現礦山持續安全穩定發展提供重要的技術支撐和保障。

為確保礦山新掘繞道的施工對地表村莊壓覆巖層影響情況的分析結果真實可靠,首先對研究范圍內典型礦巖開展工程地質調查,選取典型巖樣進行加工并開展室內巖石物理力學試驗;根據工程地質調查及物理力學試驗結果,對巖石的穩定性進行定性和定量綜合評價和分級,為新掘繞道掘進的數值模擬和穩定性分析提供可靠的參數依據[5-8];結合礦山已有地質資料、工程地質調查及巖石物理力學試驗成果,論證新掘繞道的施工對地表村莊壓覆巖層的影響情況[9]。

1 工程地質調查與巖石力學參數測試

1.1 工程地質調查

采用詳細線觀測法對研究范圍內的主要巖體類別進行工程地質調查,并對調查數據進行統計分析,得出各類型巖體中的優勢結構面及其特性,為礦巖質量分級和穩定性分析提供數據支撐。

本次工程地質調查的內容為該礦山新掘繞道內發育的巖組,調查的巖組為花崗巖。本次調查測繪選擇在花崗巖發育的代表性區域進行,調查的花崗巖結構面產狀有121條,數據較為詳實。

1.1.1 結構面發育特征

花崗巖:淺灰色—灰色,致密堅硬,塊狀構造,屬于連結堅固密實不可壓縮的剛性巖石,裂隙不發育或偶見裂隙,巖體完整性好。節理、裂隙一般為壓性,極少量為壓扭性,閉合,寬度一般<1 mm,膠結較好,大部分區域潮濕,局部有滴水。結構面以平直粗糙為主。調查區域結構面均發育為V級結構面,未見IV級及以上結構面。

1.1.2 結構面統計分析

礦山花崗巖結構面產狀統計分析結果如圖1所示,優勢結構面產狀有3組:第一組,172°∠54°;第二組,325°∠84°;第三組,48°∠81°。

圖1 礦山花崗巖結構面產狀統計分析結果

1.1.3 結構面間距統計分析

節理間距和密度是表示巖體中節理發育密集程度的指標,它決定了工程巖體的完整性。根據結構面的調查統計,礦山花崗巖結構面平均間距如表1所示。

表1 礦山花崗巖結構面平均間距

按照ISRM節理間距的分類方法,礦山花崗巖節理的平均間距在20～60 cm,其發育的密集程度歸納為中等間距。

1.2 巖石力學參數測試

本次巖石力學參數測試對象為花崗巖,取樣位置為礦山新掘繞道附近區域。測試項目包括巖石塊體密度試驗、單軸抗壓強度試驗、單軸壓縮變形試驗、劈裂拉伸強度試驗和三軸壓縮強度試驗。通過試驗獲得的參數包括巖石塊體密度、彈性模量、泊松比、單軸抗壓強度、抗拉強度、內聚力和內摩擦角。

本次試驗共使用加工試件21個。其中,用于單軸抗壓強度試驗和單軸壓縮變形試驗的長巖芯樣7個(2種含水狀態);用于劈裂拉伸強度試驗的短巖芯樣4個(1種含水狀態);用于三軸壓縮強度試驗的長巖芯樣10個(1種含水狀態)。根據GB/T 50266—2013 《工程巖體試驗方法標準》的要求,同一含水狀態下單項測試的試件數一般不少于3個。本次試驗中每一種巖石單項測試的試件數均在3個以上,滿足試驗標準的要求。

各種類型試件的數量和編號如表2所示,加工試件照片如圖2所示,加工試件試驗前后照片如圖3所示。

表2 各種類型試件的數量和編號

圖2 礦山花崗巖加工試件

通過試驗,獲得了礦山花崗巖的塊體密度、彈性模量、泊松比、單軸抗壓強度、抗拉強度、內聚力和內摩擦角等物理力學參數,結果如表3所示,表中數值為測試結果的平均值。

圖3 加工試件試驗前后照片

表3 礦山花崗巖巖石物理力學參數測試結果

2 巖體質量評價

以現場工程地質調查和巖石力學參數測試結果為基礎,采用巖土規范法、節理巖體的CSIR分級法(RMR分級法)、Q系統分級法等多種巖體分級方法,對巖石的穩定性進行定性和定量綜合評價和分級,修正巖體的物理力學參數,為新掘繞道掘進的數值模擬和穩定性分析提供可靠的依據。

2.1 巖土規范法

根據《工程地質手冊》(第五版),按照巖石堅硬程度、巖體完整程度,確定巖體基本質量等級分類。按巖土規范法劃分標準,礦山花崗巖的基本質量等級劃分如表4所示。

表4 礦山花崗巖的基本質量等級劃分

2.2 RMR分級法

根據礦山花崗巖巖體中巖石強度、RQD值、節理間距、節理狀態、地下水情況等各項指標情況,參照RMR分級法中各項指標對應得分,得到的RMR分級結果如表5所示。

表5 礦山花崗巖的RMR分級結果

2.3 Q系統分級法

Q系統分級法是由RQD值、節理組數Jn、節理面粗糙度Jr、節理面蝕變程度Ja、裂隙水影響因素Jw及地應力影響因素SRF等6項指標組成[10]。根據礦山相關資料分析情況,選擇相適應的參數代入公式計算出Q值,礦山花崗巖的相關參數計算出的Q值及巖體質量分級如表6所示。

表6 礦山花崗巖的Q值及巖體質量分級結果

2.4 巖體綜合分級狀況

通過對上述分級方法進行匯總分析,最終確定礦山花崗巖綜合分級狀況,結果如表7所示。

表7 礦山花崗巖綜合分級狀況

3 新掘繞道對地表變形影響數值模擬分析

結合礦山已有地質資料、工程地質調查結果及巖石物理力學試驗結果,使用Madis GTS NX軟件建立幾何模型與網格劃分,隨后利用轉換接口程序“Midas GTS NX To FLAC3D 5.0_64bit”進行數據轉換,最后將轉換的網格模型導入Flac3D軟件中進行計算分析,論證新掘繞道對潘村壓覆區地表構筑物的影響。

3.1 數值模型構建

3.1.1 基本假設

由于釆場圍巖穩定性受到巖石力學參數、地下水、巖體結構與構造、采場的結構尺寸、支護方式及施工方式等地質環境和人為工程活動的影響,很難建立一個普遍適用的數學模型來定量判斷巖體的穩定性。因此,應通過實際觀測情況、監測數據及力學計算結果做出綜合的判斷。對于具體地質條件下的采場開挖,可以通過建立數值模型來計算釆場開挖及支護后周邊圍巖的應力、位移及塑性區的分布,然后綜合分析分布情況來判斷巖體的穩定性。具體可釆取以下判別關系:

1)當圍巖所受應力狀況超過極限強度、周邊圍巖中的塑性區相互貫通連接成片時,判定巖體工程結構破壞。

2)頂板下沉量或底板底鼓量超過20 mm時,判定巖體工程結構破壞。

3)本次模擬存在地表建筑物,根據《建筑物、水體、鐵路及主要井巷煤柱留設與壓煤開采規范》[11-15],在當前條件下,本次數值模擬計算得出的地表位移量不大于10 mm時,位移屬于安全范圍,地表建筑物不會受到破壞。

3.1.2 模型構建

為了保證數值計算結果的準確性,根據礦山村莊覆蓋礦段礦體的賦存條件和圣維南原理,可得數值計算模型的尺寸為長×寬×高=4 283 m×3 899 m×1 473 m,同時為了有效施加邊界條件,整體網格模型標高需與礦體賦存標高一致,根據整體網格模型標高和礦體賦存標高可推算出模型頂部標高473 m,與礦山實際地表標高460 m水平相等。基于Madis GTS NX構建的數值模型如圖4所示。

圖4 基于Madis GTS NX構建的數值模型

3.1.3 材料參數

為了準確獲取數值計算所需的參數,結合該礦山花崗巖室內巖石物理力學試驗結果,利用DBJ 50—043—2005 《工程地質勘察規范》對巖石力學參數進行折減,得到了數值模擬所需的礦巖物理力學參數[16-19],結果如表8所示。

表8 礦巖物理力學參數

3.1.4 邊界條件

礦山一、二采區礦體最上部距地表60 m,初始應力場以自重應力場為主導。因此,在數值模擬過程中,采用位移邊界條件進行初始應力場反演,即在數值模型底部邊界采用固定支撐(限制x、y和z3個方向位移)[20-21],模型兩側外邊界采用滾動支撐(僅限制x或y方向位移),如圖5所示。

圖5 數值模型位移邊界示意圖

3.2 數值模擬

3.2.1 開采順序

根據歷史開采過程和設計開采順序規劃情況,本次數值模擬計算采場的開挖順序(如圖6所示)如下:①開挖東西兩側礦體第1分段;②開挖東西兩側第2分段;③開挖西側第3分段(開挖歷史分段);④開挖一采區至二采區聯絡巷道;⑤開挖東側第3分段、西側第4分段;⑥開挖東側第4分段、西側第5分段;⑦開挖東側第5分段、西側第6分段;⑧開挖東側第6分段、西側第7分段;⑨開挖東側第7分段(全部開挖)。

數值計算過程中,根據地表地形圖中村莊壓覆區地表建筑物位置分布情況,此次模型構建中共設46個監測點,對每個監測點的x位移、y位移、z位移及總位移分別進行監測,監測點位置如圖7所示。同時,保存開挖的結果文件,獲取對應開挖步的應力云圖、位移云圖及塑性區云圖[22-25]。

3.2.2 數值模擬結果及分析

由于各步開挖后所得的監測點數據及云圖數量較多,本次僅展示開挖一采區至二采區聯絡巷道及全部開挖后的監測點散點圖和相關云圖。

圖6 數值模擬開挖順序示意圖

圖7 監測點位置示意圖

3.2.2.1 開挖一采區至二采區聯絡巷道

1)地表分析。開挖一采區至二采區聯絡巷道后監測點的地表位移云圖如圖8所示。

圖8 地表位移云圖

由圖8可知:巷道開挖后,一、二采區兩側采空區上部地表出現下沉,最大下沉位移為0.602 mm;同時會對中間的村莊壓覆區進行擠壓。因此,壓覆區淺層地表并未產生下沉位移,反而受兩側下沉地表擠壓呈現上升現象,最大上升位移為1.31 mm,最大總位移為1.32 mm。

各地表監測點的位移如圖9所示。由圖9可知:巷道開挖后,各監測點的最大x位移絕對值為0.34 mm;最大y位移絕對值為0.28 mm;最大z位移絕對值為1.21 mm;最大總位移為1.23 mm。綜上,地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受開挖影響較小。

2)采場分析。開挖一采區至二采區聯絡巷道后采場應力、位移及塑性區分布云圖如圖10所示。

圖10 一采區至二采區聯絡巷道開挖后采場應力、位移及塑性區分布云圖

由圖10可知:巷道開挖后,位移主要產生于第1分段頂板,最大下沉位移為2.16 mm,對采場影響較小;塑性區數量少,且較為零散,未發生大面積貫通,對采場影響較小;壓應力主要作用于最下層分段底板,對采場影響較小;各分段頂板主要受拉應力影響,且拉應力由上至下逐漸減小,最大拉應力值為2.136 MPa,產生于第1分段頂板,接近巖體抗拉強度(2.204 MPa),可能會發生局部垮落,為避免第1分段頂板垮落對下部礦體的安全開采造成影響,建議盡快對采空區進行充填。

3)巷道分析。開挖一采區至二采區聯絡巷道后巷道應力、位移和塑性區分布云圖如圖11所示。

圖11 一采區至二采區聯絡巷道開挖后巷道位移、應力及塑性區分布云圖

由圖11可知:巷道開挖后,最大下沉位移為2.16 mm,對巷道影響較小;塑性區數量少,且較為零散,未發生大面積貫通,對巷道影響較小;巷道頂部及兩幫壓應力為2.5～12.5 MPa,小于巖體抗壓強度(37.07 MPa),對巷道影響較小;巷道所受拉應力較小,對巷道影響較小。考慮到巷道工作年限較長,建議對巷道進行監測,避免巖體蠕變導致巷道變形。

3.2.2.2 開挖東側第7分段(全部開挖)

1)地表分析。全部開挖后地表位移云圖如圖12所示。

圖12 全部開挖后地表位移分布云圖

由圖12可知:東側第7分段開挖后,一、二采區兩側采空區上部地表出現下沉,最大下沉位移為2.70 mm;同時會對中間的村莊壓覆區進行擠壓。因此,壓覆區淺層地表并未產生下沉位移,反而受兩側下沉地表擠壓呈現上升現象,最大上升位移為4.54 mm,最大總位移為4.57 mm。

各地表監測點的位移如圖13所示。由圖13可知:東側第7分段開挖后,各監測點的最大x位移絕對值為0.93 mm;最大y位移絕對值為1.15 mm;最大z位移絕對值為4.45 mm;最大總位移為4.50 mm。綜上,地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受開挖影響較小。

圖13 東側第7分段開挖后各監測點位移

2)采場分析。全部開挖后采場應力、位移及塑性區分布云圖如圖14所示。

圖14 東側第7分段全部開挖后采場應力、位移及塑性區分布云圖

由圖14可知:東側第7分段開挖后,位移主要產生于第1分段頂板,最大下沉位移為5.46 mm,對采場影響較小;塑性區數量少,且較為零散,未發生大面積貫通,對采場影響較小;隨著不斷向下開挖,采空區上部巖體應力逐漸釋放分散,第1分段、第2分段采空區頂板所受拉應力逐漸變小,遠小于巖體抗拉強度;其余分段采場頂板受重力影響,產生壓應力,但壓應力值均小于巖體抗壓強度;由于采空區下部還存在著待采礦體,為避免采空區頂板發生蠕變,出現坍塌,對下部礦體的安全開采造成影響,建議盡快對采空區進行充填。

綜上,在礦山歷史開采過程中和后續聯絡巷道施工及規劃采場生產作業時,村莊壓覆區地表位移均小于10 mm,地表建筑物所受開挖影響較小。因此,一采區至二采區聯絡巷道(新掘繞道)的開挖不會對地表村莊壓覆巖層產生破壞。

4 結 論

1)采用巖土規范法、節理巖體的CSIR分級法(RMR分級法)、Q系統分級法等多種巖體分級方法對該礦山花崗巖的質量進行了評價,確定了花崗巖的綜合分級類別為Ⅱ級巖體。

2)對礦山一采區至二采區聯絡巷道的開挖過程構建模型并進行數值模擬分析,結果表明:村莊壓覆區地表建筑物在整個采場及巷道開挖過程中,一、二采區采場的開挖對村莊壓覆區產生了擠壓作用,從而導致村莊壓覆區產生了上升位移,且隨著開挖深度的增加,上升位移逐漸增大,最大上升位移為4.5 mm。根據數值模型構建基本假設,在當前條件下,本次數值模擬計算得出的地表位移量不大于10 mm時,位移屬于安全范圍,地表建筑物不會受到破壞。即證明,一采區至二采區聯絡巷道(新掘繞道)的開挖不會對地表村莊壓覆巖層產生破壞。