千米深井錳礦炭質頁巖頂板巷道圍巖變形破壞特征

申業興 高 林,2,3 黃小芬,3 趙世毫 戰新宇 趙芳昊

(1.貴州大學礦業學院,貴州 貴陽 550025;2.煤炭行業巷道支護與災害防治工程研究中心,北京 100083;3.喀斯特地區優勢礦產資源高效利用國家地方聯合工程實驗室,貴州 貴陽 550025)

貴州省錳礦資源儲量豐富,已探明的資源量達到7.5億t,約占全國錳礦資源儲量的37%,超大型錳礦床數量約占全球的1/3,位居亞洲第一、世界第三[1-2],是中國錳礦資源最豐富的地區及世界級錳礦資源富集區,被譽為“中國錳都”。但礦體埋深普遍較深,以高地、普覺、道坨、李家灣等錳礦山為典型代表的超千米礦井普遍存在[3]。

近年來,隨著開采深度的增加,我國金屬礦山開采面臨的難題及挑戰越發嚴峻[4-5],其中,巷道頂板冒落、垮塌等導致的礦山事故是發生頻率最高、死亡人數最多的災害之一[6-7]。一些學者針對金屬礦山巷道失穩變形展開了相關研究,如江權等[8]針對深部高應力下硐室和巷道時效大變形問題,從變形破壞的表現形式展開研究,總結了巷道的多種典型變形破壞模式,并詳細闡明了其形成的機制;王春等[9-10]以銅礦深井出礦巷道為研究對象,推測出巷道頂板及靠近采場一側巷道兩幫易發生變形破壞,動態擾動影響巷道圍巖塑性區的分布及位移變化,內部動態擾動促使出礦巷道墻角、拱角出現應力集中并需加強支護;由偉等[11]針對深部巷道圍巖地壓顯現特征及其穩定性,分析其巷道圍巖破壞特征,并判斷巖體賦存的空間位置及其失穩機理;甕磊等[12]為解決處于冒落松散帶內的巷道重新支護問題,分析該巷道的圍巖變形特征,主要表現為噴混脫落、墻壁彎折、拱頂垮塌和墻角隆起等多種形式,并針對破壞嚴重區域提出合理有效的支護對策;何榮興等[13-14]分析錳礦采區運輸巷道地壓顯現規律和巷道破壞機理,總結出巷道破壞的主要形式,即片幫-底鼓-頂板下沉和頂板持續冒落,并根據破壞形式設計了頂、底板橢圓拱斷面、全斷面噴錨網支護的協同圍巖變形支護技術;姜玉恒[15]建立了瓦房子錳礦巷道頂板巖層破壞和底板受壓鼓起的力學模型,分析當巷道周圍的礦體開采后,巷道兩幫及頂板產生很大的應力集中,且巷道頂底板及兩幫的變形量較大;張遂等[16]針對貴州省典型錳礦山,研究不同開采支護方案條件下礦體頂板的變形破壞特征和規律,通過施加不同支護壓力,以模擬不同的支護方案,確定采用0.25 MPa支護壓力進行護頂控制效果較好。

近年來,為實現貴州深井錳礦資源安全高效開采,一些礦井開始嘗試借鑒煤礦開采常用的走向長壁采礦法[17]。然而,由于深井錳礦在礦體賦存條件、巖性以及工作面長度等方面的差異,加上厚層炭質頁巖頂板的存在[18],導致回采過程中礦壓顯現規律與煤礦開采相比不盡相同。整理上述研究文獻發現,盡管學者們在金屬礦山開采巷道失穩方面進行了諸多研究,但針對走向長壁開采炭質頁巖頂板厚度對中段平巷圍巖變形破壞影響的研究鮮有提及。故本研究以貴州銅仁地區某錳礦中段回風平巷為研究背景,基于圍巖力學試驗及數值仿真試驗方法,從頂板炭質頁巖厚度出發研究深埋錳礦巷道圍巖變形破壞特征,以期研究結論為該地區錳礦巷道圍巖變形控制提供理論依據。

1 工程概況

1.1 巷道布置

貴州銅仁地區某錳礦目前最大開采深度已達1 200 m,礦體由含錳炭質頁巖和菱錳礦等組成(圖1),呈層狀產出,平均厚度約為2.5 m,礦體傾角30°～55°,平均傾角40°,屬于急傾斜礦體。礦層直接頂板為炭質頁巖,厚度變化范圍較大,約為1～3 m,平均1.4 m,以層狀構造為主,層間節理裂隙發育,屬半堅硬-軟弱巖組,炭質頁巖及巷道頂板破碎情況如圖2所示。礦層底板為細粒砂巖及含礫細砂巖,物理力學強度好,屬堅硬-半堅硬巖組。目前,礦井-75 m中段采用俯偽斜柔性掩護支架長壁崩落法開采(圖3),工作面沿偽斜25°～35°布置,走向后退式開采,中段垂高30 m,上回風巷和下運輸巷沿礦脈走向掘進。

圖1 礦層柱狀圖Fig.1 Histogram of ore seam

圖2 炭質頁巖破碎情況Fig.2 Fracture of carbonaceous shale

圖3 俯偽斜柔性掩護支架長壁崩落法布置Fig.3 Layout of long wall mining technology for inclined flexible shield

1.2 巷道圍巖變形特征

現場調研發現,急傾斜錳礦體中段回風巷開挖后,由于頂板主要由炭質頁巖組成,層間節理和裂隙發育,自重作用下巷道頂板易折斷垮落,加之非對稱圍巖結構條件下上覆巖層傾向附加剪應力影響,巷道變形及破裂嚴重區域多集中于巷道高幫或靠近高幫側頂板位置,形成非對稱冒落拱結構,如圖4所示。且頂板炭質頁巖巖層厚度越大,趨勢越明顯。

圖4 巷道頂板非對稱冒落拱示意Fig.4 Schematic diagram of deformation and failure of roadway roof

同時,作為非煤地下礦山,該礦目前尚處于嘗試推廣煤礦用樹脂錨桿支護的初試階段,受工人技能素養、支護材料、認知理念等因素限制,現場錨桿支護預緊力不足、托盤不貼頂、錨桿長度及間排距不合理等現象屢見不鮮,造成超千米深井高應力狀態影響下,錨網支護失效的情況時有發生,導致巷道頂板形成大面積破碎網兜?；夭善陂g,受上中段側向支承壓力與本中段超前支承壓力雙重疊加影響,變形破壞主要集中在頂板及兩幫上頂角處,圍巖控制效果差(圖5),嚴重制約著礦山安全高效生產。

圖5 巷道頂板變形破壞Fig.5 Roadway deformation and failure

2 千米深井錳礦中段回風平巷圍巖力學特性

貴州銅仁地區主要含錳地層為南華系大塘坡組,本研究在礦井中段回風平巷圍巖中取樣,進行室內巖石力學實驗,獲取礦區巷道圍巖的力學特性及相應物理力學參數值。

2.1 點載荷實驗

鑒于現場進行標準巖石試件取樣的困難性,使用HDH-1點載荷試驗儀對錳礦層及其頂板炭質頁巖進行點載荷實驗,通過儀器配套的TY5D/A數顯儀獲取破壞載荷的數值。試件的加載過程參見圖6所示。

圖6 點載荷實驗Fig.6 Point load experiment

根據《GB/T 23561.13-2010 點載荷強度指數測定方法》中點荷載強度指標公式,計算得出修正后的炭質頁巖和錳礦層點載荷強度指數,見表1。

表1 點載荷強度Table 1 Point load strength

巖石的單軸抗壓強度和點載荷強度之間存在線性關系,因此可以通過點載荷強度來估計試樣的單軸抗壓強度和單軸抗拉強度。換算公式[19-20]如下:

式中,σc為巖石試樣的抗壓強度,MPa;σt為巖石試樣的抗拉強度,MPa。

通過表1計算得出,炭質頁巖頂板巖層天然狀態下的抗壓強度、抗拉強度分別為70 MPa、3.5 MPa;錳礦層天然狀態下的抗壓強度、抗拉強度分別為60 MPa、3 MPa。

2.2 堅固性系數測試

巖體的堅固性是巖體各種性質綜合作用下抵抗外力破壞的指標。從中段回風平巷圍巖中采集了頂板炭質頁巖試樣進行實驗,每份試樣質量為50 g,共制備了3組,每組包含5份,共計15份(圖7)。在實驗過程中,對每個試件進行了3次沖擊測試,并測得礦井炭質頁巖頂板的堅固性系數范圍為3.4～5.0。

圖7 堅固性系數測定Fig.7 Determination of firmness coefficient

3 中段回風平巷圍巖變形破壞的炭質頁巖頂板厚度效應

3.1 模型建立

以前述錳礦-75 m中段回風平巷為工程背景,采用FLAC3D三維有限差分數值計算軟件構建走向長壁開采中段回風平巷數值仿真模型(圖8),模型尺寸長×寬×高為170 m×120 m×110 m,巷道形狀為三心拱,長×高=2.2 m×2.8 m,對其四周網格進行加密處理,模型頂部施加30 MPa垂直應力用以模擬巷道埋深上覆巖層重力,模型底部固定,四周限制水平位移。

圖8 三維數值模型Fig.8 Three-dimensional numerical model

為了研究中段回風平巷在不同炭質頁巖頂板厚度下的變形破壞和應力演化特征,同時結合現場實際條件,在圖8數值模型的基礎上,建立炭質頁巖頂板厚度分別為0.8 m、1.4 m、2 m、3 m 4種情況下的數值仿真模型(圖9)。依次模擬千米深井高應力條件下,走向長壁開采過程中圍巖變形破壞和應力演化特征,測定巷道圍巖變形的收斂程度,觀察圍巖的主要破壞形式,得出巷道圍巖塑性區范圍、方位變化規律等。

圖9 不同炭質頁巖厚度條件下模型示意Fig.9 Schematic diagram of models under different thicknesses of carbonaceous shale

參考該礦區地質資料及區域內其他鄰近礦山相關巖石參數數據,同時,結合室內測定的巖石力學參數,采用Hoek-Brown經驗公式[21]對各項參數進行修正,綜合確定了模型巖石物理力學參數,詳見表2。

表2 巖石物理力學參數Table 2 Rock physical and mechanical parameters

3.2 結果分析

3.2.1 不同炭質頁巖厚度下巷道圍巖應力分布特征

待模型開挖運行穩定后進行切片處理,得到不同炭質頁巖厚度下中段回風平巷圍巖應力云圖,如圖10所示。分析可知,開挖后巷道圍巖由于應力重新分布導致在巷道周圍形成不同程度的應力集中,相比于巷道兩幫對頂板有支撐作用,巷道頂板表面為懸空自由面,出現應力釋放。同時,由于巷道圍巖結構的非對稱性,頂板應力呈現非對稱分布,形成非對稱應力拱,應力拱的范圍一直延伸至基本頂粉砂質頁巖處,大于底板的應力釋放范圍,且左部略高于右部,從而導致頂板潛在非對稱冒落拱的形成。隨著炭質頁巖頂板厚度增加,礦柱側垂直應力逐漸減小,垂向上兩幫頂板應力值由淺部向深部逐漸增大,應力分布狀態發生明顯改變,此時深部應力圈端部已經由中心位置偏至左側處,并且“應力圈”的范圍明顯增加,使得頂板潛在非對稱冒落拱范圍也進一步增大。

圖10 不同炭質頁巖厚度下巷道垂直應力云圖Fig.10 Vertical stress cloud map of roadway under different carbonaceous shale roof thickness

不同炭質頁巖厚度下巷道頂板垂直應力如圖11所示。當炭質頁巖頂板厚度為0.8 m、1.4 m時,在巷道兩側3～4 m形成應力集中區域,范圍大致呈橢圓形分布,隨著頂板厚度從0.8 m增加到1.4 m時,應力集中區域范圍也隨之變大,且頂板最大垂直應力值為46 MPa;而當頂板厚度為2 m、3 m時,應力集中區域變小,頂板最大垂直應力值為42 MPa,應力釋放區在左幫、右幫、頂板、底板均有分布,在頂幫區域分布范圍最大,呈現出非對稱分布特征,延伸范圍3 m左右,破壞失穩區發生在頂板一定區域,巷道頂板深部垂直應力分布特征整體呈現出左低右高狀態,沿垂直方向隨頂板深度增加。由于頂板內部節理、裂隙的存在,導致應力變化不連續,應力分布不均勻是導致巷道支護效果不理想的主要原因之一。

圖11 不同炭質頁巖厚度下巷道頂板垂直應力分布Fig.11 Distribution of vertical stress of roadway roof under different thicknesses of carbonaceous shale

3.2.2 不同炭質頁巖厚度下巷道圍巖變形特征

不同炭質頁巖厚度下巷道位移云圖,如圖12所示,提取布置在巷道頂板及兩幫測線的位移數據,得到不同炭質頁巖厚度下巷道圍巖位移云圖,如圖13、圖14所示。

圖12 不同炭質頁巖厚度下巷道位移云圖(單位:m)Fig.12 Displacement cloud map of roadway under different thickness of carbonaceous shale

圖13 不同炭質頁巖厚度下巷道頂板垂直位移分布Fig.13 Distribution of vertical displacement of roadway roof under different thicknesses of carbonaceous shale

圖14 不同炭質頁巖厚度下巷道幫部水平位移Fig.14 Displacement distribution on both sides of roadway with different thickness of carbonaceous shale

分析可知,不同炭質頁巖厚度條件下巷道頂板及兩幫的變形特征:

(1)巷道頂板位移。受掘采擾動影響,巷道頂板垂直位移量隨炭質頁巖厚度增大線性增大(圖13)。當炭質頁巖厚度從0.8 m逐漸增大到3 m時,頂板垂直位移從59.6 mm增加到96.7 mm,當炭質頁巖頂板厚度越厚時,因節理、裂隙較發育,無法支撐巷道上覆巖體發生的強烈變形下沉,使得巷道頂板產生大變形,導致位移峰值處于巷道頂板上方,逐漸形成頂板潛在非對稱冒落拱,而隨著炭質頁巖厚度的增加,頂板變形破壞開始向上巷道左側高幫移動,位移影響范圍并逐漸增大,潛在非對稱冒落拱范圍逐漸擴大。

(2)巷道幫部位移。從模擬的4種方案結果可看出(圖14),巷道兩幫水平位移隨著炭質頁巖頂板厚度的增加而增加,左幫位移幅度大于右幫,由于圍巖結構的非均質性,巷道兩幫表現出差異性變形,且兩幫位移圖像整體呈現出“倒V”字形。在上中段開采后礦柱受側向支承壓力影響較大,因此,礦柱側的變形影響范圍要高于礦層側。當頂板厚度為0.8 m時,兩幫水平位移峰值分別為88 mm、83 mm,隨著炭質頁巖厚度從0.8 m增加到3 m,位移量逐漸增加,兩幫水平位移峰值分別為117 mm、104 mm,整體呈現出差異性變形特征。

3.2.3 不同炭質頁巖厚度下巷道圍巖破壞特征

巷道受采掘擾動影響,巷道圍巖內出現應力集中,使得圍巖應力大于巖體強度,巷道周圍產生塑性變形。結合圖15、圖16可知,巷道圍巖塑性區寬度均隨著炭質頁巖厚度的增大而呈增大趨勢,其中以巷道頂板變化最為明顯。當炭質頁巖頂板厚度為0.8 m時,巷道頂底板、礦柱側及礦層側塑性區寬度分別為1.1 m、1.9 m、2.1 m、2.4 m,巷道圍巖塑性區與采空區側塑性區相連通,巷道塑性區體積為4 980 m3;而當炭質頁巖頂板厚度為1.4 m時,巷道頂底板、礦柱側及礦層側塑性區寬度均有所增加,變化幅度不大,其巷道塑性區體積為4968.43m3,但頂板巷道圍巖塑性區與采空區側塑性區巷道并未連通,通過對比發現當炭質頁巖厚度為0.8 m時,直接頂厚度較薄,其基本頂為粉砂質頁巖,物理力學強度較低,故塑性區主要連通區域是粉砂質頁巖與采空區側影響區域。

當頂板厚度為2 m時,巷道頂板(2.3 m處)、礦柱側(2.2 m處)及礦層側(1.24 m處)塑性區寬度均有所增大,而底板基本保持不變,隨著炭質頁巖厚度增加,其頂板與采空區側塑性區重新連接相通,頂板及礦柱側塑性區深度呈增加趨勢,巷道塑性區體積為6 115.7 m3,增加幅度約為25%;當頂板厚度增加到3 m時,巷道圍巖塑性區影響范圍主要集中在頂板及礦柱左上幫區域,逐漸形成非對稱分布,頂板塑性區范圍沿炭質頁巖垂直方向最大深度約為2.6 m,將巷道頂板與采空區側塑性區完全連接,礦柱側塑性區影響范圍主要集中在礦柱上方與頂板連通,而礦層側塑性區范圍較小,保持在1.3 m左右,底板含砂礫細砂巖塑性區范圍較其他方案變化不大,豎向深度約為2.6 m,巷道塑性區體積為6 345.8 m3。巷道將承受其圍巖的擠壓作用,而且上覆巖層的自重應力通過傳遞到巷道頂板及其礦柱左上方處,巷道穩定性受影響較大,該段彈性區最終也會因其承載能力不足而產生破壞,從而加劇頂板非對稱冒落拱結構的形成。

由圖16可知,巷道圍巖塑性區的剪切破壞體積隨著巷道炭質頁巖厚度的增加而增大,而已發生剪切破壞的體積,在炭質頁巖厚度為3 m時,塑性區體積達到最大值,為2 980 m3;炭質頁巖厚度在0.8 m和1.4 m時,正發生剪切破壞的體積沒有明顯變化,在炭質頁巖厚度增加為2 m時,正發生剪切破壞的體積逐漸增大,正發生剪切破壞的體積最大為2 433.3 m3,相比于炭質頁巖厚度1.4 m時正發生剪切破壞的體積增長幅度為39.3%;隨著炭質頁巖厚度增大,已發生拉伸破壞的體積未發生顯著變化;正發生拉伸破壞的體積由于比例很小,在柱狀圖中顯示并不明顯,且變化幅度不大。

為了分析巷道中各種破壞類型所占的塑性區體積比例,把相同破壞類型的塑性區體積進行了平均計算,結果以餅狀圖的形式展示(圖17)。根據圖中數據,已發生剪切破壞、正發生剪切破壞、已發生拉伸破壞、正發生拉伸破壞的體積分別占塑性區總體積的57.81%、36.01%、5.5%、0.69%。而巷道中剪切破壞所占的體積占塑性區總體積的93.82%,這表明在千米深井錳礦巷道的圍巖塑性區破壞類型中,剪切破壞是主要的破壞類型。

圖17 巷道塑性區破壞比例分布Fig.17 Proportion distribution of plastic zone failure ratios in roadway

綜合上述分析可知,隨著炭質頁巖頂板厚度的逐漸增大,巷道頂板巖層塑性區范圍在垂直炭質頁巖及沿傾斜向下方向有逐漸增大趨勢,表明上中段工作面開采之后對巷道頂板巖層的破壞影響逐漸增強。頂板整體受拉伸和剪切復合破壞,相對頂板而言,砂礫細砂巖底板塑性區范圍受影響較小,變化不大。

4 結 論

(1)千米深井錳礦走向長壁開采炭質頁巖頂板中段回風平巷圍巖破裂嚴重區域多集中于巷道高幫或靠近高幫側頂板位置,典型破壞方式為頂板炭質頁巖冒落,形成非對稱冒落拱結構,且隨著頂板炭質頁巖厚度的增加,趨勢越明顯。

(2)炭質頁巖厚度對千米深井錳礦巷道圍巖變形特征影響顯著,隨著炭質頁巖頂板厚度增加,當炭質頁巖厚度從0.8 m逐漸增大到3 m,頂板垂直位移從59.6 mm增加到96.7 mm;左、右兩幫最大水平變形值分別為117 mm、104 mm,圍巖變形呈線性增大趨勢,且位移圖像整體呈現出“倒V”字形分布,巷道兩幫表現出差異性變形破壞特征。

(3)中段回風平巷圍巖塑性區影響范圍隨著炭質頁巖頂板厚度的增加而擴大,主要集中在頂板及礦柱側左上幫區域,塑性區影響范圍呈現出非對稱分布,從而導致頂板潛在非對稱冒落拱結構的形成,在炭質頁巖厚度為3 m時巷道塑性區體積達到最大,且巷道塑性區以剪切破壞為主。

(4)走向長壁采礦過程中,在對千米深井錳礦炭質頁巖中段巷道進行穩定性控制時,加強頂板非對稱冒落拱及巷道高幫側支護是其該類巷道穩定性控制的關鍵,支護設計時應針對該類巷道變形破壞區域的差異性進行差異化設計。