吳大偉 李元輝 錢 源 范純超 董二虎

（1.深部金屬礦山安全開采教育部重點實驗室，遼寧 沈陽 110819；2.山東黃金礦業(yè)股份有限公司，山東 煙臺 261400；3.山東黃金礦業(yè)股份有限公司三山島金礦，山東 煙臺 261400）

近年來，隨著淺部資源的日漸枯竭，許多礦山已經進入或即將進入深部開采，伴隨著“三高一擾動”的影響［1-5］，深部巷道的維護難度越來越大，尤其當圍巖破碎時，巷道頻繁出現片幫和冒頂的現象，使得巷道難以保證其服務期間的穩(wěn)定性，嚴重影響且制約了礦山的深部開采。當前，圍繞深部破碎巖體巷道圍巖穩(wěn)定性控制難題，國內外學者展開了大量的研究。趙明等［6］采用正交試驗的方法，優(yōu)化了錨桿—錨索的支護參數，確定了巷道支護的最優(yōu)方案；孟慶彬等［7］針對大斷面軟弱破碎圍巖煤巷的支護難題，提出了全斷面錨網索噴初次支護、高預應力錨索與錨注二次加固組成的“三錨”聯合支護技術方案；陳曉祥等［8］基于圍巖變形力學機制，提出了“超前預注漿+錨網索”的聯合支護方式以解決深部破碎區(qū)域巷道圍巖的變形破壞；盧興利等［9］針對松軟破碎巷道大變形失穩(wěn)的問題提出了預應力組合錨桿（索）—U型鋼支架—分步注漿的聯合支護技術；郝育喜等［10］針對深井斷層破碎帶穿層軟巖巷道的穩(wěn)定性問題，基于耦合支護理論，提出了注漿+非對稱錨網索+底角錨桿耦合支護方案。但是，當前的研究成果主要集中在支護方案的研究，被動地通過優(yōu)化錨桿（索）的支護參數或者采取U型鋼支架等剛性支護手段抵抗圍巖的變形和破壞，恰恰忽略了圍巖自身的承載能力。因此，本項目從利用深部破碎巖體自身承載能力的角度出發(fā)，以某金礦為工程背景，分析該礦深部破碎巖體巷道變形和破壞的原因，通過優(yōu)化巷道斷面形態(tài)與錨桿支護相結合的手段，主動地改善圍巖應力分布狀態(tài)，在減少支護費用的基礎上，最大限度保證深部破碎巖體巷道的圍巖穩(wěn)定性。通過本次研究，以期為深部破碎巖體巷道圍巖控制提供理論支撐和經驗參考。

1 工程背景

1.1 礦山概況

以某金礦為工程背景，當前，該礦山的開采深度已達900 m，開拓深度超過了1 100 m。根據現有工程揭露的巖性特征，可知礦體主要賦存于黃鐵絹英巖化花崗質碎裂巖、黃鐵絹英巖化碎裂巖等蝕變巖體內，并受到區(qū)域斷裂構造的影響，靠近主斷裂下盤礦巖破碎，巖體結構面極為發(fā)育，工程揭露后容易發(fā)生垮塌，巖石單軸抗壓強度為50～110 MPa，巖體RMR分級指標在30～40之間，穩(wěn)定性較差。根據該礦山現場原巖應力測試結果可知，其-900 m標高最大主應力為水平應力，應力值為25～30 MPa，垂直應力為最小主應力，應力值為20～25 MPa。

1.2 深部破碎巖體巷道圍巖變形和破壞特征

該礦山在開拓和采準過程中主要應用直墻三心拱形巷道，巷道規(guī)格為3.6 m×3.3 m（寬×高），主要采用樹脂錨桿支護手段，錨桿直徑20 mm，長度2.2 m，布置在巷道的頂板，支護參數為間距1.5 m、排距1.5 m。隨著開采深度的增加，特別當開采深度大于800 m以后，該礦山深部巷道頻繁出現片幫以及頂板垮落等問題。圖1顯示了該礦山深部破碎巖體巷道圍巖變形和破壞的典型特征。由圖可知，巷道的破壞主要表現為兩幫的破壞，隨著兩幫破壞深度的增加，使得巷道斷面的跨高比增加，進一步造成頂板垮落，最終導致巷道的整體失穩(wěn)。

2 馬蹄形巷道的設計思路

我國礦山使用的巷道斷面類型主要分為折邊形和曲邊形兩類，前者包括矩形、梯形以及其他不規(guī)則形狀，后者包括直墻三心拱形、直墻半圓拱形等形狀?？茖W合理地選擇巷道的斷面形態(tài)對于保證巷道圍巖的穩(wěn)定至關重要。分析該礦山深部巷道變形破壞的特征可知，受到深部高應力以及圍巖破碎雙重因素的影響，在采用直墻三心拱形斷面時，巷道開挖后，在周邊圍巖內形成了較大的應力松弛區(qū)，受拉應力作用以及圍巖拉伸應變效應的影響，巷道的邊墻極易發(fā)生變形和破壞。因此如何減少巷道圍巖的松弛區(qū)范圍，是提高深部破碎巖體巷道圍巖穩(wěn)定性的關鍵問題。本研究從拱形結構具有較好的受力特征的角度出發(fā)，綜合考慮巷道空間的利用率，提出馬蹄形巷道斷面形狀，其設計如圖2所示。

3 不同巷道斷面形態(tài)的對比分析

3.1 數值模擬方案及參數

以該礦山-900 m分段巷為工程背景，采用FLAC3D數值模擬軟件，開展矩形斷面、直墻半圓拱形斷面、直墻三心拱形斷面以及馬蹄形斷面巷道的數值模擬分析。以上不同斷面形態(tài)巷道的規(guī)格均為3.6 m×3.3 m（寬×高）。4種斷面形態(tài)的數值計算模型如圖3所示，巷道開挖長度均為10 m。計算采用理想的彈塑性本構模型，摩爾庫倫屈服準則。模型共有節(jié)點6.9萬個，單元4.8萬個。地應力以實測應力為準，垂直應力為23 MPa，水平應力為28 MPa。根據現場調查及室內巖石力學試驗，獲得了該礦山典型巖石力學參數，進一步基于Hoek-Brown準側［8-9］，計算得到了數值模擬計算所需要的巖體力學參數，如表1所示。

3.2 模擬結果分析

3.2.1 應力場分析

圖4顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的最大主應力分布情況。由圖4可知，無論采用何種斷面形態(tài)，巷道開挖后均在圍巖深處形成了明顯的高應力集中區(qū)，并沿巷道周邊呈連續(xù)帶狀近似橢圓形分布，該區(qū)域是圍巖的承載區(qū)，承擔著圍巖自身以及上覆巖層的重量。圍巖承載區(qū)外側的巖體處于原巖應力狀態(tài)，圍巖承載區(qū)內側的巖體處于低應力狀態(tài)，巷道處于圍巖承載區(qū)包裹內的應力松弛區(qū)內。基于巷道開挖前后最大主應力升高的特點，定義圍巖承載區(qū)判斷公式如下：

式中，k為圍巖承載區(qū)形成系數；σmax0為開挖前最大主應力；σmax為開挖后最大主應力。

當k<0時，表明開挖引起的最大主應力降低，圍巖處于應力松弛區(qū)內；當k>0時，表明開挖引起擾動應力值增加，巖體位于圍巖承載區(qū)內；當k=0時，表明開挖引起最大主應力沒有變化，此處為圍巖承載區(qū)內、外邊界分界點。

統(tǒng)計巷道頂板、底板和兩幫的圍巖承載區(qū)內邊界至臨空面的距離可知，頂板圍巖承載區(qū)內邊界至臨空面的距離分別為矩形2.85 m、直墻半圓拱形1.98 m、直墻三心拱形2.22 m、馬蹄形0.97 m；底板圍巖承載區(qū)內邊界至臨空面的距離分別為矩形2.76 m、直墻半圓拱形2.95 m、直墻三心拱形2.73 m、馬蹄形1.51 m；兩幫圍巖承載區(qū)內邊界至臨空面的距離分別為矩形2.14 m、直墻半圓拱形1.74 m、直墻三心拱形1.89 m、馬蹄形1.13 m。由此可以看出，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道頂板、底板與兩幫的應力松弛區(qū)范圍明顯減小，有利于巷道的穩(wěn)定。

圖5顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的拉應力大小。由圖可知，矩形巷道、直墻半圓拱形巷道、直墻三心拱形巷道開挖后周邊圍巖出現了拉應力，矩形巷道為11.6 kPa，直墻半圓拱形巷道為2.79 kPa，直墻三心拱形巷道為4.97 kPa，馬蹄形巷道圍巖內未產生拉應力，最小主應力值為-8.57 kPa。由此可以看出，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道避免了巖石處于受拉狀態(tài)，減小了圍巖受拉破壞的可能。

3.2.2 位移場分析

圖6顯示了4種斷面形態(tài)的巷道在開挖后的頂板沉降量與兩幫變形量。由圖6可知，矩形巷道開挖后頂板沉降量達到了131.11 mm，兩幫變形量達到了96.97 mm；直墻半圓拱形巷道開挖后頂板沉降量達到了85.51 mm，兩幫變形量達到了74.46 mm；直墻三心拱形巷道開挖后頂板沉降量達到了95.12 mm，兩幫變形量達到了83.35 mm；馬蹄形巷道開挖后頂板沉降量達到了51.36 mm，兩幫變形量達到了47.72 mm。由此可知，采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道明顯地降低了周邊圍巖的位移量。

3.2.3 塑性區(qū)分析

統(tǒng)計巷道頂板、底板和兩幫的塑性區(qū)深度如圖7所示，矩形巷道開挖后圍巖塑性區(qū)深度為頂板3.27 m、底板3.12 m、兩幫2.19 m；直墻半圓拱形巷道開挖后圍巖的塑性區(qū)深度為頂板2.13 m、底板3.12 m、兩幫1.90 m；直墻三心拱形巷道開挖后的塑性區(qū)深度為頂板2.48 m、底板3.12 m、兩幫2.12 m；馬蹄形巷道開挖后圍巖的塑性區(qū)深度為頂板1.56 m、底板1.53 m、兩幫1.23 m。由此可知，馬蹄形斷面形態(tài)大幅度減少了圍巖塑性區(qū)的分布深度，抑制了圍巖破壞的發(fā)生。

分析數值模擬的結果可知，馬蹄形巷道相比于矩形巷道、直墻半圓拱形巷道和直墻三心拱形巷道，能夠明顯降低圍巖松弛區(qū)的深度和應力的大小，極大程度地抑制了圍巖變形和破壞的發(fā)展。

4 支護參數優(yōu)化分析

4.1 數值模擬方案及參數

基于以上得到的馬蹄形巷道設計方案開展支護參數的優(yōu)化分析。設計以下2種支護方案，方案一為礦山標準的支護設計，如圖8（a）所示，只在巷道頂板布置樹脂錨桿，間排距1.5 m×1.5 m；方案二在方案一的基礎上增加兩幫錨桿，頂板錨桿間排距1.5 m，兩幫錨桿間距1.0 m，排距1.0 m，并且錨桿之間使用穿帶連接，如圖8（b）所示。

4.2 數值模擬結果分析

圖9顯示了2種支護方案的最大主應力分布情況，對比圖4（d），采用方案一時，僅頂板應力松弛區(qū)深度有所減小，由0.97 m減小至0.76 m；采用方案二時，頂板應力松弛區(qū)深度由0.97 m減小至0.74 m，，兩幫應力松弛區(qū)深度由1.13 m減小至0.78 m，方案二有效地減小了應力松弛區(qū)的分布范圍。

圖10顯示了2種支護方案的最大位移量變化情況，開挖未支護時，頂板最大沉降量51.36 mm，兩幫最大變形量47.72 mm；采用支護方案一時，頂板最大沉降量37.99 mm，兩幫最大變形量46.97 mm；采用支護方案二時，頂板最大沉降量37.97 mm，兩幫最大變形量38.27 mm，方案二有效降低了周邊圍巖的位移變化量。

圖11顯示了2種支護方案的塑性區(qū)分布情況。由圖可知，底板塑性區(qū)深度相差不大，開挖未支護時，頂板塑性區(qū)深度1.56 m，兩幫塑性區(qū)深度1.23 m；采用支護方案一時，頂板塑性區(qū)深度1.06 m，兩幫塑性區(qū)深度1.21 m；采用支護方案二時，頂板塑性區(qū)深度1.04 m，兩幫塑性區(qū)深度0.84 m，支護方案二有效減少了圍巖的塑性區(qū)分布范圍。

綜合以上數值模擬結果，支護方案二既能降低周邊圍巖的應力松弛區(qū)的分布范圍，又能有效地阻止周邊圍巖的變形，抑制圍巖破壞的發(fā)展，是最優(yōu)的支護方案。

5 現場工業(yè)試驗

5.1 現場工業(yè)試驗的地點

根據以上數值計算的結果，選取該金礦-900 m分段進行現場工業(yè)試驗，將1540#聯巷由直墻三心拱形斷面改為馬蹄形斷面，其規(guī)格為3.6 m×3.3 m（寬×高），采用樹脂錨桿+穿帶的形式進行支護，錨桿直徑20 mm，長2.2 m，頂板錨桿間距1.5 m，兩幫錨桿間距1.0 m，排距1.0 m，穿帶由2條平行的直徑為8 mm的鋼筋組成，長1.5 m，如圖8（b）所示。其相鄰的1580#聯巷仍然沿用直墻三心拱斷面巷道進行施工，采用礦山傳統(tǒng)的樹脂錨桿和參數支護。

5.2 現場工業(yè)試驗結果

現場施工效果如圖12所示。由圖可知，采用傳統(tǒng)的直墻三心拱斷面形態(tài)的巷道，頂板圍巖出現了明顯的垮落現象，嚴重破壞了巷道圍巖的穩(wěn)定性；而采用馬蹄形斷面形態(tài)的巷道，圍巖沒有發(fā)生明顯的變形和破壞，保持了巷道的穩(wěn)定性。因此，馬蹄形巷道能夠提高巷道的安全程度，適應該金礦深部復雜的地質環(huán)境。

6 結 論

（1）從拱形結構具有較好的受力特征的角度出發(fā)，綜合考慮巷道空間的利用率，提出馬蹄形巷道斷面形狀。

（2）采用數值模擬的方法，分析了不同斷面形態(tài)巷道圍巖的地壓演化規(guī)律，對比矩形、直墻半圓拱形、直墻三心拱形和馬蹄形4種斷面形態(tài)巷道圍巖的應力場、位移場和塑性區(qū)特征可知，馬蹄形斷面形態(tài)有效減小了圍巖應力松弛區(qū)的深度，降低了周邊圍巖的拉應力值，極大程度地抑制了圍巖的變形和破壞。

（3）在采用馬蹄形巷道斷面的基礎上，采用全斷面支護時，能有效減小應力松弛區(qū)的范圍，降低周邊圍巖變形量，抑制了圍巖破壞的發(fā)展。

（4）將馬蹄形巷道和優(yōu)化后的支護方案進行現場工業(yè)試驗，從試驗結果可以看出，馬蹄形巷道圍巖沒有發(fā)生明顯的變形和破壞，能夠保持巷道的穩(wěn)定性。