小官莊鐵礦深部應力場分析

李文秀，汪 琦，吉占華，尹 夏，李冀飛

(河北大學 建筑工程學院，河北 保定 071002)

1 研究背景

為了確定深部原巖應力狀態尤其是最大水平應力狀態，國內外研究技術人員多年來進行了大量的現場測試分析［1－6］。目前，在原巖應力測量中，采用較多的為應力解除法。該方法采用一個鉆孔即可獲得三維應力，所獲結果比較準確。

本文以小官莊鐵礦為例進行分析。小官莊鐵礦為地下豎井開拓，根據開采區域，礦山目前的主要采區為東采區和北采區。礦區開采平面見圖1。

圖1 小官莊礦區平面示意圖Fig.1 Plan of Xiaoguanzhuang iron mine(surface features)

如圖1所示，小官莊礦區位于萊蕪地區中部，本地區為一斷陷盆地。礦區主要構造為F3斷層。F3斷層為一正斷層，走向 N30°W，傾向 NE，傾角70°，長達1.1 km，垂直斷距50～80 m，水平斷距50～100 m，東盤下降南移，西盤上升。

沿斷層方向地層為閃長巖，閃長巖為一狹長的凸起，將礦體明顯地分為東、西2部分。根據地質勘探資料分析，F3斷層形成于成礦前，造成其兩側的礦體及巖體落差較大，因為F3有較大的水平錯動，所以其兩側的地層層位并不對應。由于斷層F3的作用，小官莊礦采區內巖體節理發育，同時對采區應力場具有重要影響。

2 礦山開采及影響現狀

小官莊鐵礦采礦方法為分段崩落法，中段高度50 m，分段高度10～12.5 m，進路間距10 m，上下分段采礦進路交錯開。分段崩落法示意圖見圖2。

由于礦區基巖節理裂隙發育，巷道圍巖總體為裂隙化軟弱巖體，這種復雜的巖體結構在較高應力作用下變形破壞更為突出。在巷道圍巖裂隙發育區段，當開挖并實施支護完成后，圍巖很快就發生了變形破壞，部分沿巖體結構面破壞，造成噴層開裂達5～10 cm。后期圍巖發生持續大變形，宏觀上呈條帶狀鼓脹，原破壞部位持續變形可達1 m以上。

3 采區原巖應力測試分析

3.1 應力測點的布置

根據小官莊鐵礦的地質構造特點以及生產特點要求，原巖應力測試主要是在高程－350，－420 m兩個開采中段共布置了6個地應力測試點，取得了原巖應力實測資料。測孔布置示意圖見圖3。

圖2 小官莊礦的分段崩落法Fig.2 Sublevel caving mining in Xiaoguanzhuang mine

圖3 應力測量點布置示意圖(高程－420 m)Fig.3 Layout of stress measurement points(at elveation－420 m)

3.2 應力測試結果及應力場特征

巖體應力測量采用了中空包容式三軸應變計。現場測試時，把三軸應變計安裝在36 mm的小孔中，通過鉆取巖芯(即套芯法應力解除技術)量測三軸應變計的恢復應變。

課題組在小官莊鐵礦高程－300 m以下進行原巖應力測試。數據處理時，需采用基于最小二乘法原理的平差方法計算。實測結果列入表1和表2。

實測結果表明，小官莊地下采場處于復雜的應力場中，原巖應力場表現為近似垂直于礦體走向并接近于水平的應力為最大水平主應力，采場巷道側幫破壞，正是因為最大水平主應力作用引起的。最大水平主應力計算公式為

根據計算可知，采區在高程－350 m水平實測最大水平主應力為 σH=17.14 MPa，方位 N46°W;在－420 m水平實測最大水平主應力為σH=25.26 MPa，N47°W;σH平均方位N46.5°W。實際調查統計分析結果表明，運輸平巷圍巖破壞較采場進路更為嚴重。

對直通式截止閥結構進行三維建模之后，通過剖面圖可以直觀清晰的了解到截止閥體腔內流道的結構。現參考裝配體剖面圖，單獨對截止閥體腔內流道進行三維建模，針對閥瓣的不同開度。分別建立如圖2：直通式截止閥閥瓣的閥開度分別為公稱直徑0%(1 mm)、15%、30%、45%時的四種流道狀態外部結構相同的三維模型。

應力測試區內存在斷層F3，該斷層形成于燕山期，走向 N30°W，傾向 NE，傾角 70°，長達1.2 km。斷層F3對于小官莊鐵礦區原巖應力場影響很大。在長期的地質構造活動作用下，NWW－EW向優勢斷裂影響了區域應力場。根據構造運動和斷裂構造特性，結合地應力實測資料，可推斷小官莊礦區的構造主壓應力為NWW－EW向;與魯中區域構造應力方向基本一致，為EW向。

表1 現場主應力測試結果Table 1 The results of in-situ main stress measurement

表2 應力分量Table 2 The components of in-situ stress

4 應力場對圍巖穩定性的影響

小官莊地下采場巷道處于復雜的應力場中。以近似垂直于礦體走向并接近于水平應力為最大主應力的原巖應力場，導致巷道破壞極為嚴重。

由于最大水平主應力方位是N46.5°W，與大部分階段巷道幾乎正交，因此對運輸平巷穩定性影響很大。各分段開拓布置實際情況見圖4。

圖4 采場巷道布置示意圖(北區高程－387 m)Fig.4 Layout of roadways in the stope(elevation in north mining area:－387m)

從圖中可見，最大水平主應力σH與采準巷道相交的角度基本上在25°～90°之間，由于該應力近水平，因此具有較大的破壞性。根據采場開拓系統布置圖4來看，采區大部分采場中的巷道與應力場中的最大水平主應力的交角θ=25°～28°，分段運輸平巷與最大水平主應力的交角θ=63°～86°。

為掌握巷道圍巖變形規律并為支護設計提供依據，對圍巖變形進行了監測，具體實測結果見圖5。

圖5 北區高程－350 m水平9號采準巷道變形Fig.5 Deformations of roadway No.9 at elevation of－350m in the north mining area

應力實測結果表明，測區水平構造應力作用明顯，最大水平主應力大于巖體自重，方向與區域構造一致。巷道開挖后，在兩側邊幫與頂拱、底板產生了應力集中，大于巖體的支撐能力，造成了圍巖的變形破壞。由于圍巖具有流變性，在高應力持續作用下，產生了持續大變形，宏觀上呈條帶狀鼓出。高應力作用下，對于軟弱圍巖的巷道，在圍巖應力較高部位加強支護，在選擇支護時機的同時，采用綜合支護技術措施是符合工程實際的。

具體的實施過程中，在北采區部分分段聯巷進行了錨網支護試驗，分段聯巷周圍的進路實際上早已經開始掘進。現場觀測結果表明，采用錨網支護的聯巷已經受到采場開采后構造應力的影響，通過現場觀察，盡管采區存在近水平的構造應力作用，但巷道錨網支護效果良好。

通過現場大量的調查分析發現:最大水平主應力與巷道軸向夾角θ大小與巷道變形有關。巷道變形在夾角θ=60°～90°時變化明顯;此時巷道頂底板出現高應力集中區。在北區和東區，當θ=60°～90°時，巷道頂、底板變形尤為突出，最大水平主應力開始起控制作用，巷道兩幫及頂、底板的垂直應力變化不明顯。這就意味著，巷道兩幫及頂、底板變形情況處于同等水平。針對此類情況，在支護過程中，采用了相同的強度，客觀上收到了較好的效果。

5 應力場對地表移動的影響

隨著開采深度的增加，深部巖體的力學行為在賦存狀態改變的情形下趨于復雜。根據數值模擬與現場實測結果表明:在小官莊礦條件下，深部巖體在高地應力狀態下受采后高附加應力影響，導致深部開采引起的巖層移動范圍邊界線都大于淺部。為確定開采引起上覆巖層移動范圍，在地表布設了巖體移動觀測站。測點布置的具體情況見圖6。

深部開采導致移動范圍的不斷擴大，可從豎井及井塔樓移動變形得到驗證。小官莊礦山主井及2個副井均布置在礦體下盤中央位置，由于受巖體移動影響，原設計在影響范圍之外的豎井卻發生了位移和變形。根據實測數據分析，井塔樓的變形方向是指向采空區的(即NWW方向)。由豎井的變形移動實測結果可知，水平構造力對地表變形的影響較為明顯。隨著深部礦體開采的延續，水平應力及其對地表移動變形影響也將會進一步增大。

根據國內外研究的結果，在軟巖地層深部采用長臂全陷或崩落法開采條件下，當形成一定的采空區之后，水平應力往往大于垂直應力，且水平應力方向指向采空區;這一結果已被該礦實際所證實。

圖6 采區地表觀測點布置Fig.6 Layout of ground observation points in mining areas

6 結論

根據測試分析，崩落法開采的小官莊鐵礦的深部構造應力場具有的特征是:

(1)隨深度的增加，該礦的垂直應力接近于上覆巖層的重量;最大水平主應力σH方位從NWW向到近于EW向。

由此可見，地應力場是以水平壓應力為主導的水平構造應力場。近水平最大水平主應力與垂直主應力的比值約為1.03～1.19倍。說明該礦的地應力場以水平構造應力為主，采礦活動及其影響均受水平構造應力場所控制。

(2)最大水平主應力的方位與本采區內主要地質構造方向有關;本礦區主應力直接受礦區內F3斷層影響(方位N30°W);其余斷裂構造(NW，EW向)也有一定影響;說明采區的原巖應力場受地質構造影響較為明顯。

(3)最大水平主應力與巷道軸向的夾角θ大小及巷道變形有關。在θ=60°～90°時，巷道頂底板出現高應力集中區。

(4)采場進路開挖過程也是其采場應力場不斷轉移的過程，正是由于應力場的不斷轉移，導致2進路之間的間柱以及進路圍巖破壞嚴重，導致進路出現片幫、底鼓、頂板下沉等現象。因此，增大采場進路間距將有利于改善應力集中現象。

(5)對于深部應力集中區域，實施卸壓開采技術有利于改善深部水平構造應力場的不利影響，可確保安全生產。

［1］MARK C，MUCHO T P，DOLLNAR D.Horizontal Stress and Longwall Headgate Ground Control［J］.Mining Engineering，1998，50(1):61－68.

［2］ZOBACK M D，HEALY J H.Friction，Faulting，and in situ Stresses［J］.Annales Geophysicae，1984，2(6):689－698.

［3］孫玉福.水平應力對巷道圍巖穩定性的影響［J］.煤炭學報，2010，(6):27－33.(SUN Yu-fu.Affects of in-situ Horizontal Stress on Stability of Surrounding Rock Roadway［J］.Journal of China Coal Society，2010，6:27 －33.(in Chinese))

［4］CHISTIANSSON R.The Latest Development for in-situ Rock Stress Measuring Techniques［C］∥Proceedings of the International Symposium on In-situ Rock Stress.Trondheim，Norway:ISRM，2006:3－10.

［5］HAKALA M，SJOBERG J，HUDSON J A，et al.Quality Control and Interpretation of in situ Stress Measurement Data［C］∥Proceedings of the International Symposium on In-situ Rock Stress.Trondheim，Norway:ISRM，2006:399－407.

［6］劉允芳，羅超文，龔壁新，等.巖體地應力與工程建設［M］.武漢:湖北科學技術出版社，2000.(LIU Yunfang，LUO Chao-wen，GONG Bi-xin，et al.Geostress and Engineering Construction［M］.Wuhan:Hubei Sciences and Technology Press，2000.(in Chinese))