張 遂，曹洋兵，詹淦基，李新衛(wèi)，沈紅錢

(1.貴州省地質(zhì)礦產(chǎn)勘查開發(fā)局一〇三地質(zhì)大隊(duì)，貴州 銅仁 554300；2.福州大學(xué)環(huán)境與資源學(xué)院，福建 福州 350108；3.國土資源部丘陵山地地質(zhì)災(zāi)害防治重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(福建省地質(zhì)災(zāi)害重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室)，福建 福州 350108)

0 引言

頂板冒落、垮塌等礦山采場和巷道的失穩(wěn)事故是我國金屬礦山中發(fā)生頻率最高、死亡人數(shù)最多的開采施工災(zāi)害，對井下工作人員的生命財(cái)產(chǎn)安全造成嚴(yán)重威脅[1].貴州松桃錳礦由于地質(zhì)構(gòu)造復(fù)雜且頂板巖性軟弱、結(jié)構(gòu)面發(fā)育，其頂板破壞失穩(wěn)事故危害尤為嚴(yán)重.開展該地區(qū)錳礦礦體頂板變形破壞演化特征研究具有重要的理論意義和工程價值.

當(dāng)前，針對礦山采場頂板穩(wěn)定性研究較多，已取得了重要的研究進(jìn)展.秦兵文等[1]基于數(shù)值模擬研究采場頂板的災(zāi)變形式和力學(xué)機(jī)理；史紅等[2]闡述采場上覆巖層結(jié)構(gòu)理論的研究現(xiàn)狀及重點(diǎn)領(lǐng)域；王國法等[3]研究液壓支架與圍巖耦合作用及其對頂板穩(wěn)定性的影響；Coggan等[4]研究高地應(yīng)力和軟弱巖層對頂板穩(wěn)定性的影響；Sherizadeh等[5]基于三維離散元研究煤礦頂板穩(wěn)定性特征；梁東民等[6]研究工作面推進(jìn)速度對頂板覆巖的影響；趙娜等[7]獲得頂板巖梁儲存積聚的彈性勢能隨著上覆巖層重量及開采距離的增大而增大，能量釋放率與巖梁的基本力學(xué)參數(shù)有關(guān)的結(jié)論；胡千庭等[8]基于MTS試驗(yàn)系統(tǒng)，研究重復(fù)采動條件下上覆頂板力學(xué)特性；朱忠華等[9]開發(fā)地下礦開采地表下沉預(yù)測軟件系統(tǒng)；陳曉鵬[10]開展破碎頂板條件下礦山巷道穩(wěn)定性評價及支護(hù)對策研究；王平等[11]研究軟弱再生頂板的失穩(wěn)機(jī)理及控制技術(shù)；王超等[12]研究單裂隙傾角和連通率影響下的礦山巷道頂板巖層的力學(xué)特性.由上可知，目前研究主要針對特定的礦山工程，較少考慮斷層對頂板穩(wěn)定性的影響，因而已有研究成果較難直接推廣至貴州松桃錳礦；從開采理論上看，對礦山頂板在開采條件下的變形破壞規(guī)律、機(jī)理及穩(wěn)定性評價指標(biāo)等科學(xué)問題尚認(rèn)識有限.基于此，在國家嚴(yán)抓安全生產(chǎn)及環(huán)境保護(hù)的政策環(huán)境下，急需對貴州省典型錳礦礦體頂板變形破壞規(guī)律開展針對性的深入研究.

近年來，貴州省地礦局一〇三地質(zhì)大隊(duì)運(yùn)用周琦等[13-14]提出的含烴氣液噴溢沉積型錳礦床成礦模式和找礦模型，先后在貴州松桃發(fā)現(xiàn)普覺、高地、道沱、桃子坪、李家灣和楊家灣等超大型/大型錳礦床，新增錳礦資源量6.6億t，使得該地區(qū)的錳礦石資源儲量居亞洲第一.其中，李家灣錳礦是目前我國錳礦山開采深度最深(大于1 200 m)、生產(chǎn)規(guī)模最大(2 000 t·d-1)的地下礦山，采場頂板為炭質(zhì)頁巖，頁理發(fā)育，因含有大量分散的炭化有機(jī)質(zhì)組分而巖性軟弱,同時受到張扭性正斷層影響，頂板變形破壞特征顯著，故選取該礦山作為貴州省典型錳礦山，分析其礦區(qū)工程地質(zhì)條件，構(gòu)建采場工程地質(zhì)模型，依托3DEC離散元數(shù)值分析平臺構(gòu)建采場三維數(shù)值模型，基于Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則及室內(nèi)試驗(yàn)成果，確定出巖體等效力學(xué)參數(shù)，通過模擬不同開采支護(hù)方案研究礦體頂板變形破壞特征和規(guī)律，研究結(jié)論能為該礦山及同類礦山提供有益參考.

1 采場三維數(shù)值模型及力學(xué)參數(shù)

1.1 工程地質(zhì)模型

李家灣錳礦處于武陵山脈主峰梵凈山北東部山麓，中部低，四周高，溝谷發(fā)育，地形切割較深，屬構(gòu)造剝蝕及巖溶侵蝕地貌.礦區(qū)及周圍地下水主要受大氣降水及流經(jīng)含水層的少數(shù)溪流滲入補(bǔ)給，總體上礦區(qū)地下水在地勢較低的溪溝以泉的形式集中排泄，沿?cái)鄬友a(bǔ)給和徑流的地下水同樣也在出露條件較好的位置以泉的形式集中排泄.礦區(qū)所屬的大地構(gòu)造位于揚(yáng)子地塊和江南隆起帶的接合地帶，屬中等-復(fù)雜構(gòu)造變形區(qū)，區(qū)內(nèi)褶皺斷裂構(gòu)造發(fā)育，形跡復(fù)雜，為一系列北北東、北東向斷裂、褶曲為主的構(gòu)造格架，如圖1所示.礦區(qū)位于楊立掌斷裂帶上，附近發(fā)育有F1、F7、F8和F11等斷層，對礦體開采造成影響的主要為F1斷層，該斷層走向北東、傾向北西、傾角65°～80°，屬于正斷層，導(dǎo)水性弱.

礦體賦存于新元古界南華系下統(tǒng)大塘坡組第一段(含錳巖系)底部的炭質(zhì)頁巖中，呈層狀、似層狀產(chǎn)出，主要由含錳炭質(zhì)頁巖及菱錳礦等組成，底板為含砂礫細(xì)砂巖，頂板為炭質(zhì)頁巖.礦體上下50 m(為礦體開采影響區(qū)域)范圍的巖性從下至上主要是： ① 冰磧礫巖，② 含砂礫粘土巖，③ 含砂礫細(xì)砂巖，④ 含錳炭質(zhì)頁巖，⑤ 菱錳礦，⑥ 炭質(zhì)頁巖，⑦ 粉砂質(zhì)頁巖.工作面埋深約1 250 m，礦體厚度為0.98～8.19 m，由北東向南西方向逐漸減小，平均厚度約2.8 m，礦體走向西北，傾向北東，傾角30°～55°，與圍巖產(chǎn)狀基本一致.

圖1 礦區(qū)工程地質(zhì)平面圖Fig.1 Engineering geological plane of mining area

圖2 錳礦采場工程地質(zhì)模型Fig.2 Engineering geological model of manganese mining

為揭示礦體主要開采施工問題，將錳礦體及受開采影響的礦體上下50 m范圍內(nèi)圍巖考慮為45°傾角的層狀巖體，將F1斷層等效考慮為貫穿模型的軟弱結(jié)構(gòu)面(走向60°、傾角75°)，從而構(gòu)建出錳礦采場工程地質(zhì)模型(圖2，圖中均為視傾角).

1.2 采場三維數(shù)值模型

該錳礦采用壁式崩落法進(jìn)行開采，采區(qū)長約300 m，中段(設(shè)運(yùn)輸巷和回風(fēng)巷)高度30 m，單次開采進(jìn)尺約1.5 m，實(shí)際開采為35°～38°的偽傾斜工作面，沿走向推進(jìn)，并設(shè)切割天井、切割拉底巷道和溜礦井.采礦方向?yàn)樽韵露下涞V，在高強(qiáng)度掩護(hù)式支架下淺孔作業(yè).每次爆破開采后，在開采工作面敷設(shè)溜礦槽，從而將礦石溜到水平拉底巷道內(nèi)，再由刮板運(yùn)輸機(jī)運(yùn)到溜礦井內(nèi)，再從中段運(yùn)輸平巷運(yùn)出.在支護(hù)段(開采工作面后方1.5 m范圍)使用礦用單體液壓支柱與安全專用擋矸防護(hù)鋼架進(jìn)行護(hù)頂，支柱和鋼架隨開采工作面推進(jìn)而緊跟移動，其中防護(hù)鋼架高度根據(jù)開采礦體厚度進(jìn)行設(shè)置，據(jù)此，應(yīng)用3DEC離散元數(shù)值分析平臺，構(gòu)建出采場三維數(shù)值模型(圖3)，其中模型x方向長68 m，y軸方向長50 m，z軸方向高70 m，共123 379個四面體網(wǎng)格單元.

圖3 采場三維數(shù)值模型Fig.3 Three-dimensional numerical model of stope

1.3 巖體物理力學(xué)參數(shù)

進(jìn)行數(shù)值模型分析時，是否能夠選擇合理、準(zhǔn)確的巖體物理力學(xué)參數(shù)是制約進(jìn)一步開展工程評價、分析、設(shè)計(jì)等的關(guān)鍵因素[15].本文主要利用Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則[16]確定巖體物理力學(xué)參數(shù)，其公式如下：

(1)

式中：σ′1和σ′3為巖體破壞時的最大最小主應(yīng)力；σci為巖石單軸抗壓強(qiáng)度；mb、s、a為反映巖體特征的經(jīng)驗(yàn)參數(shù).其中，mb、s為針對不同巖體的量綱為一的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，s反映巖體破碎程度，取值范圍0～1.確定參數(shù)mb、s、a的公式如下：

(2)

式中：mi為巖石材料常數(shù)；D為巖體因受爆破、應(yīng)力釋放而造成的巖體質(zhì)量劣化、參數(shù)降低的量化因素，本次統(tǒng)一取0；GSI為地質(zhì)強(qiáng)度指標(biāo)，取值在0～100之間.

室內(nèi)測試和現(xiàn)場情況揭示，礦區(qū)巖體較破碎，巖塊間結(jié)合程度較差，結(jié)構(gòu)面有黏土等軟弱礦物充填，巖體基本質(zhì)量等級主要為Ⅳ～V，由此確定出的Hoek-Brown準(zhǔn)則中的參數(shù)值見表1.結(jié)合Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則與Mohr-Coulomb準(zhǔn)則之間的轉(zhuǎn)換公式等，可得李家灣錳礦礦體上下50 m范圍內(nèi)巖體等效力學(xué)參數(shù).其中，礦體埋深取1 250 m，上覆巖層自重應(yīng)力為32 MPa.此外，基于文獻(xiàn)[17]中所建議的各質(zhì)量等級巖體力學(xué)參數(shù)對估算出的等效力學(xué)參數(shù)進(jìn)行校核調(diào)整(調(diào)整原則為盡可能使參數(shù)值處于國標(biāo)建議的取值范圍).最終確定的巖體物理力學(xué)參數(shù)見表2.

表1 Hoek-Brown準(zhǔn)則中參數(shù)輸入值

表2 開采影響區(qū)巖體物理力學(xué)參數(shù)表

基于室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果，確定出的F1斷層力學(xué)參數(shù)見表3(考慮結(jié)構(gòu)面泊松效應(yīng)，法向剛度取切向剛度的2倍).

表3 F1斷層的力學(xué)參數(shù)表

基于上述巖體物理力學(xué)參數(shù)及F1斷層力學(xué)參數(shù)，對構(gòu)建的采場三維數(shù)值模型進(jìn)行參數(shù)設(shè)置.對于數(shù)值模擬區(qū)域，豎直應(yīng)力σz為最大主應(yīng)力，本次取32 MPa，水平主應(yīng)力σx和σy均設(shè)置為18 MPa；數(shù)值模型的4個豎直邊界面和底面，設(shè)置速度邊界條件(保證位移為0)，模型上表面僅設(shè)置應(yīng)力邊界條件，不約束位移，使其能真實(shí)模擬開采引起的頂板下沉.

2 頂板變形破壞演化特征分析

2.1 無支護(hù)條件下頂板變形破壞特征分析

1) 應(yīng)力演化特征.隨著礦體開采工作面推進(jìn)，頂板逐漸松弛，但直至開采進(jìn)尺18 m時，頂板豎向應(yīng)力始終為受壓狀態(tài).圖4為開采條件下應(yīng)力分布特征剖面圖(拉應(yīng)力為正、壓應(yīng)力為負(fù)).由圖可知，當(dāng)開采進(jìn)尺為1.5 m時，頂板豎向壓應(yīng)力量值約16 MPa；隨著開采工作面推進(jìn)，頂板豎向壓應(yīng)力逐漸減小，當(dāng)開采進(jìn)尺為7.5 m時，頂板處豎向壓應(yīng)力介于3～5 MPa，進(jìn)尺為18 m時，頂板豎向壓應(yīng)力保持在1～3 MPa.

圖4 開采條件下應(yīng)力分布特征(單位： MPa)Fig.4 Stress distribution characteristics under mining(unit： MPa)

2) 位移演化特征.隨開采工作面推進(jìn)，頂板下沉量逐漸增加，下沉范圍向上部逐漸擴(kuò)展，斷層兩盤下沉量略有差異.圖5為開采條件下豎向位移分布特征剖面圖(下沉為負(fù)數(shù)).由圖可知，當(dāng)開采進(jìn)尺為1.5 m時，頂板下沉量約4.9 cm；隨著開采工作面推進(jìn)，頂板下沉量逐漸增大，當(dāng)開采進(jìn)尺為9 m時，最大下沉量達(dá)17.6 cm，處于頂板中部，類似于均布荷載下簡支梁的變形特征.F1斷層剛揭露時，上盤下沉量比下盤大，但開采進(jìn)尺為18 m時，下盤比上盤大，其差值約5 cm，此時下盤下沉最大值達(dá)37.5 cm.

圖5 開采條件下豎向位移分布特征(單位： cm)Fig.5 Vertical displacement distribution characteristics under mining(unit: cm)

圖6 10.5 m進(jìn)尺處頂板監(jiān)測點(diǎn)豎向位移演化特征Fig.6 Vertical displacement evolution characteristics of roof monitoring point at 10.5 m footage

在開采進(jìn)尺為10.5 m的頂板處設(shè)置豎向位移監(jiān)測點(diǎn)，監(jiān)測結(jié)果見圖6.由圖可知，當(dāng)開挖進(jìn)尺為9 m時(尚未經(jīng)過該監(jiān)測點(diǎn))，監(jiān)測點(diǎn)處下沉量已有7.8 cm，即開采工作面及其前方地層具有明顯的擠壓變形和預(yù)收斂變形，表現(xiàn)出高應(yīng)力-節(jié)理化復(fù)合型軟巖[18]的變形特征；同時，隨著開采工作面經(jīng)過該監(jiān)測點(diǎn)，其下沉量逐漸增大.

3) 塑性區(qū)演化特征.圖7為開采條件下塑性區(qū)分布特征剖面圖，圖8為頂板現(xiàn)狀塑性區(qū)體積統(tǒng)計(jì)圖.由圖可知，當(dāng)開采進(jìn)尺為0～6 m時，頂板炭質(zhì)頁巖處無現(xiàn)狀塑性區(qū)，主要受開采工作面的空間約束所致；隨著開采工作面推進(jìn)，頂板開始出現(xiàn)現(xiàn)狀塑性區(qū)且其范圍逐漸增大.其中，開采進(jìn)尺在12.0～13.5 m時，塑性區(qū)體積突變且塑性區(qū)基本貫通，F(xiàn)1斷層出現(xiàn)較大范圍的剪切塑性區(qū)，由此認(rèn)為，此時發(fā)生自然崩落的可能性極大.總體而言，破壞失穩(wěn)區(qū)發(fā)生在頂板一定區(qū)域內(nèi)，基本符合普氏壓力拱特征，待巖體崩落至采空區(qū)并將其充填后，頂部形成自然平衡拱，從而達(dá)到新的穩(wěn)定狀態(tài).

圖7 開采條件下塑性區(qū)分布特征Fig.7 Plastic zone distribution characteristics under mining

圖8 頂板現(xiàn)狀塑性區(qū)體積演化特征Fig.8 Evolutionary characteristics of now plastic zone volume at roof

2.2 不同支護(hù)方案的支護(hù)效果分析

通過在開采工作面后方1.5 m范圍(與真實(shí)的開采進(jìn)尺和護(hù)頂寬度相同)的頂?shù)装迨┘硬煌ёo(hù)壓力，以模擬不同的支護(hù)方案.本次設(shè)計(jì)支護(hù)壓力為0.1、0.2、0.4和0.8 MPa共4種工況，通過分析支護(hù)段頂板應(yīng)力、位移和塑性區(qū)等方面的支護(hù)效果，確定最優(yōu)支護(hù)方案.

1) 應(yīng)力效果.4種不同的支護(hù)壓力工況下，頂板支護(hù)段及開采工作面的應(yīng)力條件都得到了改善，但距開采工作面較遠(yuǎn)的頂板無支護(hù)段，其應(yīng)力分布特征與前述無支護(hù)條件下的相似.可認(rèn)為該礦采用的液壓支柱與防護(hù)鋼架聯(lián)合護(hù)頂?shù)姆绞絻H能提高頂板支護(hù)段和開采工作面的安全性.相比于無支護(hù)條件，施加支護(hù)能抑制頂板及開采工作面前方地層的應(yīng)力釋放情況，因此頂板支護(hù)段在支護(hù)壓力0.1、0.2 (圖9)、0.4和0.8 MPa條件下的豎向壓應(yīng)力能分別提高約0.2、0.5、1.7和2.6 MPa，當(dāng)揭露斷層時，其頂板豎向壓應(yīng)力也有相應(yīng)的提高.

2) 位移效果.4種不同的支護(hù)壓力工況下，頂板支護(hù)段的下沉量都得到了抑制，但距開采工作面較遠(yuǎn)的頂板無支護(hù)段，其豎向位移分布特征與前述無支護(hù)條件下的相似(但量值比無支護(hù)條件都略有降低).相比于無支護(hù)條件，頂板支護(hù)段在支護(hù)壓力為0.1、0.2 (圖10)、0.4和0.8 MPa條件下的下沉量分別降低了1%、2%、6%和7%.

圖9 0.2 MPa支護(hù)壓力下應(yīng)力分布特征(單位： MPa)Fig.9 Stress distribution characteristics under 0.2 MPa supporting pressure(unit： MPa)

圖10 0.2 MPa支護(hù)壓力下豎向位移分布特征(單位： cm)Fig.10 Vertical displacement distribution characteristics under 0.2 MPa supporting pressure(unit： cm)

圖11 0.2 MPa支護(hù)壓力下塑性區(qū)分布特征Fig.11 Plastic zone distribution characteristics under 0.2 MPa supporting pressure

3) 塑性區(qū)效果.4種不同的支護(hù)壓力工況下，距開采工作面較遠(yuǎn)的頂板無支護(hù)段，其塑性區(qū)分布特征與前述無支護(hù)條件下的相似.對于頂板支護(hù)段和開采工作面，0.1 MPa支護(hù)壓力對頂板現(xiàn)狀塑性區(qū)的抑制效果不明顯，而0.2、0.4和0.8 MPa支護(hù)壓力都能使頂板現(xiàn)狀塑性區(qū)范圍明顯減小(圖11)，特別是當(dāng)開采至F1斷層處，后3種支護(hù)壓力工況下的支護(hù)段現(xiàn)狀塑性區(qū)均有一定幅度的減小，能基本保證安全通過斷層.

由上可知，0.1 MPa支護(hù)壓力下，頂板豎向位移和塑性區(qū)無明顯改善，不能保證開采安全性，不宜采用該方案；巖土廣義塑性力學(xué)[19]認(rèn)為塑性區(qū)貫通是巖體失穩(wěn)的必要條件，在0.2、0.4和0.8 MPa支護(hù)壓力下，經(jīng)過F1斷層時頂板塑性區(qū)均未貫通，能滿足安全要求.但從支護(hù)的方便性和經(jīng)濟(jì)性看，支護(hù)壓力為0.4 MPa時，液壓支柱用量多、較為密集(間距約為1 m)，有礙經(jīng)濟(jì)、高效開采；支護(hù)壓力為0.8 MPa時，方便性和經(jīng)濟(jì)性更差.綜上，本文認(rèn)為0.2 MPa支護(hù)壓力是較優(yōu)方案，但考慮到支護(hù)結(jié)構(gòu)安全儲備，推薦采用0.25 MPa支護(hù)壓力進(jìn)行護(hù)頂.此支護(hù)方案在該礦得到成功應(yīng)用，高強(qiáng)度掩護(hù)式支架為鋼絲繩密集連接的工字鋼架，通過液壓支柱實(shí)現(xiàn)支架調(diào)整，回采時，在回風(fēng)巷不斷接長支架并在拉底巷道內(nèi)拆除支架，從而實(shí)現(xiàn)支架循環(huán)利用，通過設(shè)置額定工作阻力300 kN、間距1.6 m的液壓支柱空間網(wǎng)絡(luò)以提供0.25 MPa支護(hù)壓力.現(xiàn)場開采情況表明，支護(hù)段及開采工作面是安全的，未發(fā)生任何頂板失穩(wěn)等災(zāi)害事故.數(shù)值模擬還揭示，在斷層等結(jié)構(gòu)面作用下，頂板發(fā)生自然崩落的可能性極大；這與錳礦開采過程中已發(fā)生的頂板自然崩落現(xiàn)象基本吻合.

3 結(jié)語

1) 歸納總結(jié)了李家灣錳礦工程地質(zhì)條件，構(gòu)建采場工程地質(zhì)模型；基于室內(nèi)試驗(yàn)結(jié)果及Hoek-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則，結(jié)合國標(biāo)《工程巖體分級標(biāo)準(zhǔn)》建議值，確定出開采影響區(qū)巖體物理力學(xué)參數(shù)；數(shù)值計(jì)算結(jié)果的工程應(yīng)用情況表明，構(gòu)建的模型及確定的參數(shù)是合理、可靠的.

2) 無支護(hù)條件下，隨著開采工作面推進(jìn)，礦體頂板豎向壓應(yīng)力逐漸減小，下沉量、現(xiàn)狀塑性區(qū)體積逐漸增加，并且開采工作面及其前方地層具有明顯的擠壓變形和預(yù)收斂變形；在開采進(jìn)尺為7.5 m時，頂板豎向壓應(yīng)力降至3～5 MPa，下沉量分布類似于均布荷載下簡支梁的變形特征，開始出現(xiàn)現(xiàn)狀塑性區(qū)；進(jìn)尺18 m時，頂板豎向壓應(yīng)力為1～3 MPa，F(xiàn)1斷層下盤下沉量比上盤大，最大值達(dá)37.5 cm.

3) 將液壓支柱和防護(hù)鋼架所提供的支護(hù)荷載等效考慮為作用于頂?shù)装宓闹ёo(hù)壓力，模擬了4種支護(hù)方案.結(jié)果表明，相比于無支護(hù)方案，頂板支護(hù)段在支護(hù)壓力為0.1、0.2、0.4和0.8 MPa條件下，豎向壓應(yīng)力分別提高約0.2、0.5、1.7和2.6 MPa，下沉量分別降低了1%、2%、6%、7%，除0.1 MPa支護(hù)壓力外，其它3種支護(hù)壓力下開采工作面及頂板現(xiàn)狀塑性區(qū)均明顯減少.

4) 基于安全、經(jīng)濟(jì)及高效開采要求和支護(hù)結(jié)構(gòu)安全儲備，推薦采用0.25 MPa支護(hù)壓力進(jìn)行護(hù)頂.此支護(hù)方案在該礦的應(yīng)用情況表明，本文揭示的錳礦體頂板炭質(zhì)頁巖變形破壞規(guī)律及優(yōu)選的支護(hù)方案是可靠的.但是，由于塊體離散元方法的局限性(無法模擬塊體內(nèi)部的分離、脫落)，本文難以重現(xiàn)真實(shí)的自然崩落過程，同時本文數(shù)值模型未考慮海量復(fù)雜的結(jié)構(gòu)面分布，有待后續(xù)進(jìn)一步深入研究.