深部硬岩巷道围岩变形特征及其控制技术

秦绍龙 赵兴东 呼亚洲 欧阳效熙 张 武

(1.东北大学深部金属矿采动安全实验室,辽宁 沈阳 110819;2.莱州汇金矿业投资有限公司纱岭金矿,山东 莱州 261438)

随着浅部金属矿产资源的枯竭,金属矿山开采逐步向深部发展[1-3]。深部围岩的力学特性和地质条件比浅部更加复杂多变。巷道开挖后,受“三高一扰动”的影响,围岩变形破坏特征与浅部存在明显差异,这种差异性造成了地质灾害具有更大的烈度和更强的突发性,给巷道围岩的变形控制和矿石的安全高效开采带来挑战[4-7]。因此,对深部巷道围岩变形破坏进行监测和变形特征进行分析对围岩的稳定性控制和灾害提前预判具有重要意义。软岩巷道在深部高应力条件下,会出现较大的收敛变形破坏。但对于硬岩巷道,因其围岩强度等级较高,围岩变形量往往较小,这给巷道的变形监测带来困难,传统的监测手段往往不能反映硬岩巷道围岩的真实变化情况。因此,欲探究深部硬岩巷道围岩变形特征,需从围岩微应变监测入手。

我国金属矿床深部开采起步较晚,目前国内开采深度超过1000m的矿山有22座[8]。当下针对深部硬岩变形特性的研究较少,赵骏等[9]通过硬岩高压真三轴时效破裂过程装置发现了玄武岩和大理岩在真三轴应力下引起的蠕变各向异性。李嘉豪等[10]采用FLAC(2D)有限元软件对深部硬岩巷道的变形进行了分析,并以此对支护方案和参数进行了优化。罗勇等[11]基于室内试验和数值模拟结果总结了深部硬岩巷道板裂破坏特征和演化规律。李邵军等[12]阐述了国内外深部地下实验室的建设情况,总结了深部岩体力学响应研究在安全监测与预警技术、灾变机理、围岩开挖损伤区等方面的研究成果。张希巍等[13]采用 Rockman207 硬岩三轴仪对深部片麻岩力学行为进行了探究,提出了短期性岩石力学变形、强度和长期性的蠕变行为。尚彦军等[14]对不同埋深复合地层中隧道围岩变形破坏进行了数值模拟研究,揭示了硬岩岩体随着埋深增加,塑性区范围和围岩破坏模式的变化。

以上关于深部硬岩变形特性的研究大多基于数值模拟和室内岩石力学试验,缺乏对深部围岩实际变形规律的分析总结。因此,本文通过纱岭金矿深部巷道前期工程地质调查和围岩微应变监测,提出了距离揭露面不同深度的巷道顶板和两帮的变形规律,以此提出“树脂锚杆+金属网+喷射混凝土”支护方案和相关支护参数,并应用数值模拟对其进行有效性核验。

1 工程背景

1.1 地质概况

根据前期工程地质报告,纱岭金矿矿体主要位于焦家断裂带下盘,由于硅化蚀变作用,构成矿体的黄铁绢英岩化碎裂岩、黄铁绢英岩化花岗质碎裂岩强度较高,饱和单轴抗压强度31.53～61.03 MPa,平均46.28 MPa,单样品最低值28.70 MPa,属半坚硬岩石,岩石质量以较好为主;局部受构造作用岩石相对较破碎,单轴抗压强度大致为28.7～29.7 MPa,部分为中等至较差。上盘岩石质量相对较好,RQD平均值为71.6%,单轴抗压强度平均值为26.87～34.10 MPa,最大51.6 MPa,最小21.3 MPa。矿体下部围岩主要以绢英岩化花岗质碎裂岩、绢英岩化花岗岩为主,岩石较坚硬,岩石裂隙发育稍好,RQD值60.9%,岩石单轴抗压强度为31.47～60.67 MPa,属坚硬至半坚硬岩石。

1.2 现场调查

岩体是由结构体和被结构面切割组成的复杂地质体。结构面是岩体内开裂和易开裂的地质界面,主要包括节理、层理、劈裂、裂隙、断层等[15]。岩体的力学性质和稳定性受岩块强度和结构面的影响。因此,必须对研究巷道围岩进行节理裂隙调查统计工作,采用测线法对纱岭金矿-1 465 m水平研究巷道进行调查。测量记录各岩面的节理裂隙的产状、半迹长、数量、粗糙度、含水情况、蚀变程度和张开度等信息,围岩基本节理信息和RQD值如表1所示。采用Dips对节理裂隙进行统计分析,以获取优势节理组,如图1所示。由图可知该区域主要包含3组节理和一些随机节理,优势节理组的产状为180°∠75°、130°∠80°、70°∠70°,RQD值为76%。

图1 调查点围岩节理倾向玫瑰图及等密图Fig.1 Contour plot and rosette plot of the surveyed tunnels

表1 调查点巷道围岩节理统计Table 1 Statistics of the surrounding rock joints of the surveyed tunnels

2 围岩微应变监测

2.1 监测方案设计

新掘巷道的围岩变形规律更具研究意义,根据以往经验,在实际生产过程中,深部巷道的顶板和两帮往往更容易出现应力集中,且顶板和两帮的破坏所带来的危害也更大。因此,本次监测选取-1 465 m水平主巷掘进面往后5 m处进行布置,在巷道顶板中心和两帮分别距离地面1.6 m处钻凿传感器安装孔,孔径30 mm、孔深2 m。每个孔安装3个振弦式微应变传感器,相邻传感器的端部距离为0.8 m,安装深度分别为0.2、1、1.8 m。安装时,为使传感器与围岩达到耦合状态,各传感器间进行注浆处理。为防止注浆体的变形对监测结果造成影响,注浆前,预先调试浆液配合比,使其凝固后强度与围岩强度接近。孔底传感器与围岩充分贴合,孔口传感器预留20 cm进行注浆封孔。安装过程中,及时将传感器导线引出孔口,封孔完毕待浆液凝固并具有一定强度后,用测读仪读取初始度数,每隔7 d读取1次数值。微应变监测示意图如图2所示,传感器安装如图3所示。

图2 微应变监测示意Fig.2 Schematic diagram of microstrain monitoring

图3 微应变传感器安装Fig.3 Installation of microstrain sensors

2.2 围岩变形规律分析

通过对调查面3个测孔监测数据的整理和分析,获得-1 465 m主巷调查面围岩变形随时间的变化规律,顶板、左帮和右帮不同深度的围岩微应变数值分别如图4～图6所示。

图4 顶板围岩变形曲线Fig.4 Deformation curves of roof surrounding rock

(1)由图4可知,在巷道开挖后的一段时间内,围岩顶板的微应变为负值,代表围岩受压应力,该应力状态下围岩破坏形式以压剪破坏为主。随着时间的推移,微应变逐渐变为正值,表明围岩受拉应力,该应力状态下围岩破坏以拉伸破坏为主,宏观上,该阶段巷道的收敛变形量较大。不同深度的围岩变形量不同,初始阶段距离揭露面1.8 m处的围岩的变形量较大,应变值约为-1.36×10-3,距离揭露面1 m处的围岩变形量最小,应变值约为-0.51×10-3。14 d以后,0.2 m处和1 m处的围岩的微应变开始从负值变为正值,并一直增大,且0.2 m处的围岩微应变值更大,35 d时应变值约为0.82×10-3。1.8 m处的围岩微应变值始终处于负值,最后1次监测应变值约为-0.16×10-3。

(2)由图5可知,巷道左帮围岩的初始微应变也为负值,距离揭露面0.2 m处的变形量最小,应变值约为-1.03×10-3,距离揭露面1 m和1.8 m处的围岩应变值接近,最大为-1.31×10-3。各深度围岩微应变随着监测时间的增加而逐渐由负值变为正值,表明围岩应力状态逐步由压应力往拉应力过渡。其中,0.2 m、1 m和1.8 m处围岩分别在21 d、25 d和30 d由压应力变为拉应力。在最后1次监测时,不同深度的围岩应变值接近,0.2 m处的围岩微应变值最大,约为0.54×10-3。

图5 左帮围岩变形曲线Fig.5 Deformation curves of left wall surrounding rock

(3)由图6可知,巷道开挖后右帮围岩各深度微应变也为负值,在距揭露面1.8 m处变形量最大,应变值为-0.72×10-3,0.2 m和1 m处的围岩初始变形量都较小且数值接近。前7 d,距揭露面0.2 m处围岩变形幅度不大,在7～21 d变形速度较大,21 d后逐步趋于稳定。1 m和1.8 m处的围岩前28 d都处于持续变形阶段,28 d后逐步趋于稳定。最后1次监测时,围岩变形量最大为0.2 m处,约为0.48×10-3。

图6 右帮围岩变形曲线Fig.6 Deformation curves of right wall surrounding rock

(4)巷道顶板和两帮的围岩在初始阶段都受压应力,但逐步都转为拉应力。表明在高应力的长期作用下,巷道各方向围岩皆会表现出收敛变形的趋势。对于深部硬岩,围岩抗压强度远远大于其抗拉及抗剪强度,因此,岩体以拉伸剪切破坏为其主要破坏模式。应力诱导的裂隙扩展对围岩进一步的切割作用形成不稳定块体,块体沿结构面滑移错动导致了巷道的失稳破坏。

(5)巷道开挖后,初始阶段各深度围岩变形速率都很快,该阶段主要集中于前14 d,但随着时间的推移,到中期以后变形速率会有一定的减缓,但仍以相对恒定的速率持续变形,该阶段一般持续14 d左右。末期围岩变形基本会逐步趋于稳定。巷道不同方向的围岩基本上呈现出距离揭露面越近变形量越大的规律,同一深度的围岩顶板变形量比两帮变形量更大。

3 围岩稳定性控制技术

3.1 巷道支护方案

根据现场工程地质调查结果和围岩变形规律监测分析,纱岭金矿深部主巷围岩完整性相对较好,但部分区域节理裂隙较发育,围岩强度等级一般,整体变形量较小。但考虑深部巷道地应力值和现场出水量较大,宜采用“树脂锚杆+金属网+喷射混凝土”支护。结合理论计算和工程类比法,树脂锚杆尺寸采用20 mm×2 400 mm,间排距为1 200 mm×1 200 mm;喷射混凝土厚度为100 mm;金属网网度100 mm×100 mm,钢筋直径6 mm,巷道支护设计如图7所示。为保护支护结构不被腐蚀失效,树脂锚杆采用全长锚固,喷射混凝土应完全覆盖金属网和锚杆外露部分。

图7 巷道支护设计图(单位:mm)Fig.7 Tunnel support design drawing

3.2 支护数值模拟分析

采用有限元数值模拟软件Phase2对支护方案进行有效性检验,数值模型尺寸为39 m×39 m,以6节点三角形划分单元网格,共划分5 915个三角形单元和12 115个节点。围岩基于摩尔库伦强度准则,根据以上支护方案对巷道施加支护体,并在模型四周添加0位移约束,建立如图8所示的数值模型。

图8 巷道支护数值模型Fig.8 Numerical model of tunnel support

提取围岩不同方向和深度的最大剪应变如图9所示。由图9可知,围岩的变形主要集中于顶板和两帮,并随着岩深的增加变形量逐渐递减,顶板变形量比两帮略大,两帮变形量基本以巷道垂直中轴线对称。在支护后,围岩顶板和两帮的应变值皆有所减小,顶板、左右两帮距离揭露面0.2 m处的围岩应变量分别为0.24×10-3、0.18×10-3、0.20×10-3。

图9 围岩最大剪应变Fig.9 Maximum shear strain of surrounding rock

4 结 论

(1)根据工程地质调查结果显示,纱岭金矿-1465m主巷围岩主要包含3组节理和一些随机节理,优势节理组产状为180°∠75°、130°∠80°、70°∠70°,RQD值为76%,围岩整体完整性较好,局部区域节理裂隙较发育。

(2)采用振弦式微应变传感器对主巷不同深度的围岩进行变形监测,结果显示围岩应力状态存在压应力向拉应力的转换过程。越接近巷道表面的围岩变形量越大,随着时间的推移围岩的变形速率由快变慢最终趋于稳定,围岩逐步向收敛变形过渡且顶板变形量比两帮略大。

(3)根据工程地质调查结果和围岩监测结果,提出该主巷宜采用“树脂锚杆+金属网+喷射混凝土”支护,数值模拟结果显示在采取该支护形式后,围岩总体的变形量有了明显的减小。