吳愛祥，胡凱建，黃明清，王貽明，王晶軍, 2

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軟弱破碎圍巖運輸巷道變形機理及修復支護

吳愛祥1，胡凱建1，黃明清1，王貽明1，王晶軍1, 2

(1. 北京科技大學金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京，100083；2. 中色盧安夏銅業(yè)有限公司，北京，100029)

為解決井下軟弱破碎圍巖巷道的支護問題，以巴魯巴銅礦580 m水平運輸巷道為研究對象，對巷道穩(wěn)定性進行監(jiān)測，分析巷道的變形特征及其影響因素，認為應力集中、圍巖軟弱破碎、支護強度低以及水的影響是巷道變形的主要影響因素。對巷道變形機理進行研究，建立巷道力學模型，在此基礎上結合現(xiàn)場實際提出“鋼拱架+長錨索”聯(lián)合支護方案。使用FLAC3D對修復前后巷道穩(wěn)定性進行模擬分析。研究結果表明：修復后巷道應力集中區(qū)域遠離巷道表面，巷道圍巖塑性區(qū)域面積下降40%。對巷道進行修復并對其穩(wěn)定性進行監(jiān)測，60 d內巷道兩幫最大收斂變形量為39 mm、頂板最大下沉量為50 mm，沒有明顯的底鼓發(fā)生，巷道變形得到有效控制。

巴魯巴銅礦；運輸巷道；軟弱破碎圍巖；變形機理；修復支護；數(shù)值模擬

巴魯巴銅礦是一座年設計產(chǎn)能150萬t銅礦石的地下礦山，礦位于非洲贊比亞銅帶省盧安夏市，原隸屬于英國恩亞公司，因其面臨礦體傾角較緩、復雜多變以及泥化破碎等開采難題而被迫放棄生產(chǎn)經(jīng)營[1?3]。2009年，中國有色集團中色盧安夏銅業(yè)有限公司通過國際競標收購取得其控股權并對其進行生產(chǎn)恢復。580 m運輸巷道是巴魯巴銅礦井下運輸提升的咽喉，為保證其穩(wěn)定性，在生產(chǎn)恢復過程中采用U型鋼支架支護對其進行了支護，但由于多種因素影響使其在生產(chǎn)過程中出現(xiàn)嚴重變形，部分區(qū)域甚至垮塌，嚴重影響了礦山正常生產(chǎn)[4]。目前，底鼓、頂板下沉和兩幫收斂等巷道變形失穩(wěn)問題已成為礦山普遍存在的問題[5?7]。國內外學者對巷道變形失穩(wěn)做了許多研 究[8?10]，但是由于巷道的圍巖條件和穩(wěn)定性影響因素的復雜性和不確定性，巷道的變形機理不盡相同。本文作者基于贊比亞巴魯巴銅礦580 m運輸巷道變形失穩(wěn)的問題，開展巷道變形監(jiān)測，并對其變形原因及機理進行分析，結合現(xiàn)場實際提出巷道修復支護治理方案，通過數(shù)值模擬手段對治理方案的可行性進行分析。經(jīng)現(xiàn)場實踐，巷道變形失穩(wěn)得到有效控制，保證井下運輸提升正常進行。

1 巷道變形特征及影響因素分析

1.1 巷道工程概況

圖1所示為巷道平面布置圖。580 m運輸巷道埋深580 m，受褶皺影響，巷道多次穿過含礦層(白云質片巖)及礦巖過渡帶(過渡帶片巖)(圖1)。各圍巖物理力學參數(shù)如表1所示。其中，白云質片巖與過渡帶片巖巖石強度低，節(jié)理裂隙發(fā)育，遇水易水化崩解，屬于典型的軟弱破碎巖體。巷道穿過含礦層區(qū)域，其兩側礦體已回采完畢，因采動二次應力導致中央運輸?shù)辣０驳V柱發(fā)生應力集中而產(chǎn)生嚴重變形與垮塌。

1.2 巷道變形特征

巴魯巴銅礦580 m運輸巷道原采用U型鋼支架支護，鋼支架間距1.6 m，鋼支架與圍巖間使用木頭填充以封閉巖面。支護為被動支護，且部分區(qū)域圍巖軟弱破碎，在采動應力的影響下，巷道發(fā)生失穩(wěn)變形。巷道沿走向方向發(fā)生彎曲、垂直走向方向收斂變形嚴重。巷道收斂過程中伴隨有底鼓、頂板下沉現(xiàn)象的發(fā)生，測量最大底鼓量可達260 mm；頂板下沉使拱形鋼支架變形，測量最大變形量達365 mm，嚴重區(qū)域出現(xiàn)頂板垮冒。對巷道兩幫收斂變形進行監(jiān)測，測點位置如圖1所示，監(jiān)測結果如圖2所示。巷道兩幫收斂變形大、變形速率大，最大變形速率達14 mm/d。

綜上可知：目前的支護手段無法控制巷道失穩(wěn)變形，巷道斷面減小阻礙了井下運輸提升，嚴重影響了整個礦山的正常生產(chǎn)。因此，巷道變形失穩(wěn)問題亟待解決。

1.3 巷道變形影響因素

通過現(xiàn)場調查分析，認為該巷道變形失穩(wěn)的主要影響因素如下。

1) 應力集中。巷道頂部120 m和兩側75 m以外的礦巖已基本回采完畢，受采動二次應力影響運輸?shù)辣０驳V柱發(fā)生應力集中而產(chǎn)生嚴重變形與垮塌。

2) 圍巖軟弱破碎。巷道圍巖中，白云質片巖與過渡帶片巖屬于典型的軟弱破碎圍巖。由圖1可見：巷道多次穿過圍巖軟弱破碎區(qū)，加大了巷道失穩(wěn)的風險。

3) 支護強度低。巷道采用鋼支架支護，形式單一、支護被動，長期被動承載使鋼拱架發(fā)生變形，無法阻止巷道變形。

表1 圍巖主要物理力學參數(shù)

圖1 巷道平面布置圖

圖2 巷道兩幫收斂曲線

4) 水的影響。巷道一側開挖有水溝，浸水后圍巖強度降低，特別是白云質片巖與過渡帶片巖在遇水后易泥化、崩解，節(jié)理裂隙中夾雜物遇水膨脹進一步加劇了巷道變形。

2 巷道變形機理分析

2.1 580 m運輸巷道變形力學機理分析

巴魯巴銅礦580 m運輸巷道由于圍巖軟弱破碎，巷道長期浸泡水中，而鋼拱架支護不能提供主動的支護阻力，且未架設底梁，在圍巖應力作用下，巖體向巷道內部擠壓流動?？蓪⑾锏澜Y構從上到下分為3個部分：上部為巷道頂板及上覆巖層，中部為巷道兩幫圍巖，下部為巷道底板圍巖。巷道的開挖導致圍巖應力的重新分布，表現(xiàn)為巷道淺部圍巖應力下降，往深部出現(xiàn)峰值應力后又逐漸回到原巖應力水平，由此，建立巷道圍巖力學模型，如圖3所示[11]。當下部巖體承受的上覆巖層自重超過其極限承載力時，巖體中將形成塑性區(qū)，并伴隨出現(xiàn)連續(xù)剪切滑移面。此時，底板中的區(qū)域巖體處于極限平衡的塑性狀態(tài)，當巷道兩幫集中應力超過底板巖體的極限承載力時，底板巖體將產(chǎn)生剪切破壞，并沿著連續(xù)滑動面從底板向巷道內擠出。580 m運輸巷道兩幫巖體在應力作用下，發(fā)生破碎，破碎圍巖起到了卸壓作用，有效保護了底板的穩(wěn)定。圍巖破碎后體積增大，巖體沿兩幫擠出，巷道出現(xiàn)嚴重的收斂變形，兩幫破碎巖體在高應力作用下逐漸壓緊后，應力繼續(xù)向底板傳遞，當應力超過底板巖體的極限承載力時，底板將發(fā)生剪切破壞，出現(xiàn)底鼓[12]，而底鼓將進一步加劇兩幫收斂，最終導致巷道斷面急劇減小，影響正常生產(chǎn)。

H—原巖應力；K—應力集中系數(shù)

2.2 580 m巷道圍巖應力場與位移場分析

現(xiàn)假設580 m運輸巷道斷面為圓形，巷道長度遠大于巷道斷面尺寸，巷道圍巖各向同性且有力學的彈塑性，巷道開挖前圍巖處于原巖應力場中，原巖應力。開挖后，圍巖應力重新分布，巷道表面徑向應力降為0，環(huán)向應力增加，所施加支護的反力簡化為均布荷載為P，模型如圖4所示[13]。

采用非線性的Hoek-Brown[8]強度準則對圍巖應力進行分析可知：

式中：σ1和σ3為破壞時的最大、最小主應力；σc為單軸抗壓強度；m和s為Hoek-Brown準則中的常數(shù)。

平衡微分方程為

應力邊界條件為

由式(2)，(3)和(4)可得[14]：

對巷道表面圍巖位移場進行分析。采用彈性分析法對圖4模型中彈性區(qū)與塑性區(qū)交界()處徑向位移分析為[15]

塑性區(qū)內任一點的徑向位移表達式為

將式(5)，(6)，(7)，(9)和(10)代入式(8)得巷道表面處位移為

其中：處1=?0，2=0，而彈性區(qū)與塑性區(qū)交界處位移相對巷道表面位移較小，忽略u后將式(11)簡化，得巷道表面位移為[17]

由式(12)可知：巷道所受支護反力0越大，則0越??；巷道圍巖的塑性區(qū)半徑越小，則0越小。巷道應力是影響巷道穩(wěn)定的重要因素之一，降低巷道表面的應力集中、使應力峰值向圍巖內轉移也是控制巷道變形的有效措施。故要使巷道變形得到控制，必須降低巷道表面的應力集中，同時增強支護以阻止巷道變形、控制巷道塑性區(qū)發(fā)展以增強巷道的穩(wěn)定性。

3 巷道修復支護研究

3.1 巷道修復原則

580 m運輸巷道作為主要運輸巷道，無法完全停運進行修復支護。為節(jié)約施工時間，同時避免修復過程中出現(xiàn)大規(guī)?？迕埃谠兄ёo基礎上進行對巷道進行修復支護。通過對巷道變形機理分析，結合現(xiàn)場工程實際，提出“鋼拱架+長錨索”聯(lián)合支護的修復方式：

1) 更換變形彎曲的鋼支架，架設底梁；變形嚴重的地段增加鋼支架支護密度。

2) 采用長錨索支護，提供主動支護以減小圍巖松動變形、提高巖體自承能力，緩解鋼支架受力。

3) 鋪設排水管路，改變巷道積水現(xiàn)狀。

3.2 巷道修復支護方案

“鋼拱架+長錨索”聯(lián)合支護方案如圖5所示。具體參數(shù)如下：

1) 原鋼拱架間距保持不變，頂梁和柱腿搭接長度大于400 mm，搭接處用卡箍固定；對局部變形嚴重地段，在原有鋼拱架之間補裝一架鋼拱架。

式中，Kj、Dj、Xj和 Aj分別為第 j指標的變異系數(shù)、均方差、均值和權重值。最后，在上述基礎上，得到生態(tài)安全的綜合評價值，公式為:

2) 為鋼拱架架設底梁，鋼拱架與底梁在井下安裝完成后通過焊接連接；鋼拱架之間用5根連接板固定，拱頂1根，兩幫各1根。

3) 長錨索采用尺寸為15.2 mm×5 700 mm(直徑×長)的鋼絞線，兩幫各3根，孔間距850 mm，排距1 200 mm，孔徑45 mm，全長注漿。

4) 鋼拱支架與巖石接觸面間隙在支護后采用木剎剎緊。

圖5 巷道支護設計圖

3.3 修復前后巷道穩(wěn)定性分析

為了分析修復支護方案的可行性，對修復支護前后巷道的穩(wěn)定性進行數(shù)值模擬分析，利用FLAC3D建立計算模型進行模擬，對比分析修復前后巷道應力、塑性區(qū)的變化情況。

1) 圍巖應力分析。修復前后巷道最大和最小主應力分布分別如圖6和圖7所示。

由圖6可見：修復前，巷道最大主應力在巷道周邊巖體中釋放，且在頂?shù)撞烤使靶畏植迹合锏理敯逯醒胱畲笾鲬_到28.113 MPa，出現(xiàn)在距離巷道頂部3.6 m處；巷道的直接頂板最大主應力在7.9~10 MPa左右，分布在巷道兩幫中央及底板中央。修復后，巷道周邊最大主應力峰值略有降低且在周邊分布更為均勻，同時最大主應力集中峰值為26.515 MPa，集中區(qū)域距頂板5.3 m，距巷道表面距離增加47%，應力集中區(qū)域遠離巷道表面向圍巖深部轉移，可實現(xiàn)對巷道表面卸壓，巷道表面變形可得到有效緩解[11]。

(a) 修復前；(b) 修復后

由圖7(a)可見：修復前，巷道的最小主應力在巷道直接頂板處分布較為明顯，而且在巷道頂板、兩幫及底板中央均出現(xiàn)了明顯的拉應力分布區(qū)，最大拉應力0.42 MPa，說明在巷道周邊易出現(xiàn)局部的冒頂片幫以及底鼓現(xiàn)象。從圖7(b)可知：修復后最小主應力分布狀況與修復前類似，但最小主應力峰值已減弱為0.23 MPa左右，比修復前減弱45%，即修復后最小主應力分布形式雖未改觀，但其冒頂片幫的程度減弱了45%，極大促進了巷道的穩(wěn)定。

2) 塑性區(qū)分析。修復前后巷道的塑性區(qū)分布如圖8所示。巷道塑性區(qū)呈對稱分布，塑性區(qū)均以剪切破壞為主，拉伸破壞為輔，拉伸破壞僅分布在貼近巷道壁面的一層圍巖里。修復后的塑性區(qū)面積明顯縮小，較修復前下降40%。修復前兩幫的塑性區(qū)向圍巖內延伸達2 m以上，修復后兩幫塑性區(qū)僅向圍巖內延伸1.2 m，修復后巷道塑性區(qū)范圍減小，巷道穩(wěn)定性得到明顯改善。

(a) 修復前；(b) 修復后

(a) 修復前；(b) 修復后

綜上分析，修復后巷道最大主應力集中峰值為26.515 MPa，集中區(qū)域距頂板5.3 m，距巷道表面距離增加47%，應力集中區(qū)域遠離巷道表面向圍巖深部轉移；修復后最小主應力分布形式雖未改觀，但其冒頂片幫的程度減弱了45%；修復后的塑性區(qū)面積明顯縮小，較修復前下降40%，巷道穩(wěn)定性明顯改善，可知針對580 m運輸巷道的修復支護方案是可行的。

4 現(xiàn)場方案實施

根據(jù)修復支護設計方案對580 m運輸巷道進行修復支護。為保證施工安全與正常生產(chǎn)，每次巷道返修區(qū)域控制在3~4 m范圍內。返修時，使用支柱牢固支撐鋼拱架頂梁，防止垮冒，更換變形的柱腿，架設底梁并將底梁與柱腿焊接；安裝預應力注漿長錨索后，充填剎幫木，完成修復。

通過對修復后巷道進行60 d的變形監(jiān)測得出，巷道經(jīng)過修復加固后整體穩(wěn)定性得到了加強，巷道頂板最大下沉量僅為50 mm，沒有出現(xiàn)明顯的底鼓現(xiàn)象。兩幫收斂監(jiān)測如圖9所示。由圖9可知：60 d內巷道最大收斂變形量為39 mm，平均變形量22 mm，平均變形速率0.37 mm/d。巷道逐漸趨于穩(wěn)定，修復支護有效控制了巷道變形失穩(wěn)。

圖9 修復后巷道兩幫變形曲線

5 結論

1) 巴魯巴銅礦580 m運輸巷道變形主要表現(xiàn)為巷道兩幫收斂，伴隨出現(xiàn)頂板下沉和底鼓現(xiàn)象，嚴重區(qū)域發(fā)生垮冒；影響巷道變形的主要因素有應力集中、圍巖軟弱破碎、支護強度低以及水的影響。

2) 對580 m運輸巷道變形機理進行分析，認為在應力作用下巷道兩幫圍巖發(fā)生破碎變形，應力向巷道底板傳遞導致底板發(fā)生剪切破壞，產(chǎn)生底鼓，底鼓進一步加劇了巷道兩幫收斂。為控制巷道變形，需降低巷道表面的應力集中、使應力峰值向圍巖內轉移，同時控制巷道塑性區(qū)發(fā)展。

3) 結合現(xiàn)場實際情況，確定巷道修復支護采用“鋼拱架+長錨索”聯(lián)合支護方式。通過數(shù)值模擬分析了修復支護方案的可行性，結果表明支護方案可有效控制巷道表面的應力集中使其向深部轉移，應力集中區(qū)域距巷道表面距離增加47%，同時降低了塑性區(qū)域面積使其較修復前下降40%，修復后巷道穩(wěn)定性明顯得到改善。

4) 采用“鋼拱架+長錨索”支護方案對巷道進行修復支護后，60 d內巷道兩幫最大收斂變形量為39 mm，巷道頂板最大下沉量僅為50 mm，沒有出現(xiàn)明顯的底鼓現(xiàn)象，巷道的變形得到有效控制。

[1] 王晶軍, 李云生. 巴魯巴銅礦本地化建設實踐[J]. 有色礦冶, 2015, 31(1): 54?57. WANG Jingjun, LI Yunsheng. Practice of localization strategy in Baluba Copper Mine of CLM[J]. Non-ferrous Mining and Metallurgy, 2015, 31(1): 54?57.

[2] 瑪?shù)┙ね履緺? 王貽明, 吳愛祥, 等. 巴魯巴銅礦節(jié)理裂隙調查及巖體質量評價[J]. 現(xiàn)代礦業(yè), 2014, 30(10): 15?18. MA Danjiang·Tumuer, WANG Yiming, WU Aixiang, et al. Rock mass quality evaluation and survey on joints and fissures of Baluba Copper Mine[J]. Modern Mining, 2014, 30(10): 15?18.

[3] 李占炎. 巴魯巴銅礦采礦方法的優(yōu)化研究[J]. 礦業(yè)工程, 2011, 9(3): 27?29. LI Zhanyan. Optimizing study on the mining method in Baluba Copper Mine[J]. Mining Engineering, 2011, 9(3): 27?29.

[4] 王晶軍. 巴魯巴銅礦中央運輸巷道變形機理及支護優(yōu)化研究[J]. 礦冶, 2015, 24(2): 24?27. WANG Jingjun. Study on deformation mechanism and support optimization of Baluba Copper Mine's central tramming haulage[J]. Mining and Metallurgy, 2015, 24(2): 24?27.

[5] 何滿潮, 景海河, 孫曉明. 軟巖工程力學[M]. 北京: 科學出版社, 2002: 1?3.HE Manchao, JING Haihe, SUN Xiaoming. Soft rock engineering mechanics[M]. Beijing: Science Press, 2002: 1?3.

[6] 陳宗基. 地下巷道長期穩(wěn)定性的力學問題[J]. 巖石力學與工程學報, 1982, 1(1): 1?20. TAN Tjongkie. The mechanical problems for the long-term stability of underground galleries[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 1982, 1(1): 1?20.

[7] 李學華, 楊宏敏, 劉漢喜, 等. 動壓軟巖巷道錨注加固機理與應用研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2006, 23(2): 159?163. LI Xuehua, YANG Hongmin, LIU Hanxi, et al. Research on bolt grouting reinforcement technology in dynamic pressure and soft rock roadway[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2006, 23(2): 159?163.

[8] 韓斌, 王賢來, 文有道. 不良巖體巷道的濕噴混凝土支護技術[J]. 中南大學學報(自然科學版), 2010, 41(6): 2381?2385. HAN Bin, WANG Xianlai, WEN Youdao. Drift support technology with wet shotcrete method in weak rock mass[J]. Journal of Central South University (Science and Technology), 2010, 41(6): 2381?2385.

[9] 何杰, 方新秋, 許偉, 等. 深井高應力破碎區(qū)巷道破壞機理及控制研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2008, 25(4): 494?498. HE Jie, FANG Xinqiu, XU Wei, et al. Failure mechanism and control measures of roadway in high stress and broken area at a great depth[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2008, 25(4): 494?498.

[10] LANA M S. Numerical modeling of failure mechanisms in phyllite mine slopes in Brazil[J]. International Journal of Mining Science and Technology, 2014, 24(6): 777?782.

[11] 方新秋, 趙俊杰, 洪木銀. 深井破碎圍巖巷道變形機理及控制研究[J]. 采礦與安全工程學報, 2012, 29(1): 1?7. FANG Xinqiu, ZHAO Junjie, HONG Muyin. Failure mechanism and control measure of roadway deformation with fractured surrounding rock in deep mine[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2012, 29(1): 1?7.

[12] 姜耀東, 趙毅鑫, 劉文崗, 等. 深部開采中巷道底鼓問題的研究[J]. 巖石力學與工程學報, 2004, 23(14): 2396?2401. JIANG Yaodong, ZHAO Yixin, LIU Wengang, et al. Research on floor heave of roadway in deep mining[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2004, 23(14): 2396?2401.

[13] SHARAN S K. Elastic-brittle-plastic analysis of circular openings in Hoek-Brown media[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2003, 40(6): 817?824.

[14] BROWN E T, BRAY J W, LADANYI B, et al. Ground response curves for rock tunnels[J]. Journal of Geotechnical Engineering, 1983, 109(1): 15?39.

[15] SHARAN S K. Exact and approximate solutions for displacements around circular openings in elastic-brittle-plastic Hoek-Brown rock[J]. International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences, 2005, 42(4): 542?549.

[16] BRADY B, BROWN E T. Rock mechanics for underground mining[M]. London: Chapman and Hall, 2004: 166?168.

[17] 黃興, 劉泉聲, 喬正. 朱集礦深井軟巖巷道大變形機制及其控制研究[J]. 巖土力學, 2012, 33(3): 827?834. HUANG Xing, LIU Quansheng, QIAO Zheng. Research on large deformation mechanism and control method of deep soft roadway in Zhuji coal mine[J]. Rock and Soil Mechanics, 2012, 33(3): 827?834.

(編輯 陳愛華)

Deformation mechanism and repair support of haulage roadway with weak-fractured surrounding rock

WU Aixiang1, HU Kaijian1, HUANG Mingqing1, WANG Yiming1, WANG Jingjun1, 2

(1. Key Laboratory of Ministry of Education for Efficient Mining and Safety of Metal Mines,University of Science and Technology Beijing, Beijing 100083, China;2. China Nonferrous Metal Mining (Group) Co., Ltd. Luanshya Copper Mines PLC, Beijing 100029, China)

To solve the support problem of soft-fractured surrounding rock underground, taking the haulage roadway of Baluba copper mine at 580 m level as study object. The stability of roadway was monitored, and the deformation characteristics of roadway and influencing factors were analyzed. The main influencing factors are stress concentration, weak and fractured surrounding rock, low supporting intensity and water. After analyzing the deformation mechanism of roadway, the mechanical model of roadway was established, based on the mechanical model and actual situation, the combined support design with “steel arch and long prestressed cable bolt” was put forward, and then the FLAC3D was used to analyze the stability of roadway before and after support. The results show that region of stress concentration is away from the roadway surface and the area of plastic zone of surrounding rock declined by 40%. The stability of roadway was monitored after repairing and the results indicated that the roadway deformation has been effectively controlled, with maximum subsidence 50 mm of the roof, maximum convergence deformation 39 mm of two side walls and no heaving floor in 60 d.

baluba copper mine; haulage roadway; weak-fractured surrounding rock; deformation mechanism; repair support; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.08.025

TD353

A

1672?7207(2017)08?2162?07

2016?09?10；

2016?12?25

國家“十二五”科技支撐計劃項目(2012BAB08B02)；國家自然科學基金資助項目(51304011，51374035)(Project(2012BAB08B02) supported by the National Key Technologies R&D Program during the 12th Five-year Plan; Projects(51304011, 51374035) supported by the National Natural Science Foundation of China)

黃明清，博士，從事溶浸采礦、充填采礦及巖石力學研究；E-mail：seango@126.com