云南疆鋒鐵礦Ⅱ#礦段巷道聯合支護方案設計

者亞雷　侯克鵬

(1.云南亞融礦業科技有限公司；2.昆明理工大學國土資源學院)

云南疆鋒鐵礦于2002年開始規劃并建設，將礦體劃分為3個礦段進行開采，Ⅲ#礦段和Ⅰ#礦段露天部分已經開采結束。為加快Ⅱ#礦段開發，于2016年11月設計對該礦段進行地下開采，年產量200萬t，采礦方法為階段空場嗣后充填法，采用大直徑下向扇形深孔爆破方式。該礦段礦體層間接頂板為變粒巖，直接頂板為矽卡巖，圍巖雖為較堅硬巖組，但受構造影響，巖石較破碎，蝕變接觸帶及風化帶發育，礦區工程地質條件為層狀巖類較堅硬巖組為主的復雜型。礦體圍巖穩固性較差，巷道易出現冒頂、片幫、底鼓等不良工程地質問題。為確保該礦Ⅱ#礦段安全開采，本研究對圍巖分別為不穩固圍巖和斷層破碎帶兩種情形下的巷道支護方案進行設計，并對相應的支護參數進行合理取值。

1　圍巖松動圈深度測試

圍巖內巷道開挖后，圍巖原有的應力平衡狀態遭到破壞，原來比較有利的三向受力狀態近似變為不利的兩向受力狀態[1]。表層圍巖隨著位移的發生，圍巖破壞逐漸向深處擴展，使其連續性和完整性遭到破壞，巖體強度大幅度下降。在距離臨空面一定范圍內的巷道圍巖會有應力集中現象發生，該現象達到的強度仍小于巖體強度，圍巖只要不發生破壞，便無需對其進行支護；如果部分圍巖的應力超過了巖體強度，圍巖將會出現塑性變形，并將向深部擴展，直至新的應力平衡狀態形成為止，這一過程將在圍巖內產生一個破裂帶，導致該區域巖體強度明顯降低，這個由開挖引起應力重新分布形成的破裂帶即為圍巖松動圈[2-4]。

本研究采用聲波法對該礦Ⅱ#礦段巷道圍巖松動圈深度進行了測試，由于超聲波在不同介質中傳播速度不同，因此在巷道開挖圍巖受到擾動后，由于巖體完整性及裂隙發育程度不同，聲波在其中傳播的速度將各不相同，波速越小說明對應的巖體完成性越好，受到擾動影響的程度越小。根據測試數據，本研究繪制出的孔深-波速曲線如圖1所示。

圖1　孔深-波速曲線

分析圖1可知：距離孔口越近，波速越低，達到一定孔深后，波速趨于穩定，表明距離臨空面越近，巖體受到開挖擾動的影響程度越大，圍巖越破碎，達到一定深度后，聲波變化趨于穩定，巖體幾乎不受影響，據此得出疆鋒鐵礦巷道圍巖松動圈的深度為1.8 m。

2　不穩固圍巖巷道支護方案

目前，疆鋒鐵礦Ⅱ#礦段處于基建期，不受采動影響，巷道破壞變形主要集中于斷層破碎帶、圍巖與礦體接觸部位以及節理比較發育的不穩定巖層中，屬于不受周邊采動影響的巷道破壞變形。該礦開采標高為100～580 m，地表標高約700 m，本研究選取礦體開采中部340 m中段進行研究。當巷道通過不穩固圍巖時，需要進行噴錨支護[5]。根據巷道圍巖松動圈深度，本研究利用FLAC3D數值模擬軟件在正交試驗設計的基礎上，對疆鋒鐵礦巷道在遇到不穩固圍巖采用噴錨支護時，錨桿長度、間距、排距對巷道支護穩定性的影響。本研究數值模擬的巷道凈斷面規格為4 500 mm×3 900 mm(寬×高)。采用錨桿支護時，錨桿長度和布置密度是2個重要的參數[6]，為合理確定錨桿參數，本研究設計的數值模擬方案如表1所示。

表1　噴錨支護數值模擬方案參數取值　m

2.1　巷道開挖后無支護

在不穩固圍巖中進行巷道開挖后，如果不進行支護，巷道圍巖及迎頭布滿了塑性區(圖2)，巷道極有可能會發生破壞。由圖3可知：最大位移出現在巷道頂板，其次出現在巷道兩幫，最大位移量為16.5 cm，巷道發生頂板下沉及邊幫破壞的可能很大。

圖2　不支護條件下巷道圍巖塑性區分布

圖3　不支護條件下巷道圍巖整體位移

2.2　巷道開挖后錨噴支護

分析圖4、圖5及表2可知：進行噴錨支護后，巷道圍巖塑性區明顯減少；巷道圍巖位移量比不支護時明顯減小，最大位移量僅為4.91 cm，遠小于不支護時巷道圍巖位移量；不支護時巷道位移最大值區域較大且連成片分布，支護后位移最大值區域僅零星散布于巷道兩幫及頂板，并未成片出現。分析表明：采用噴錨支護后，巷道圍巖穩定性得到了有效控制。

圖4　方案1對應的巷道圍巖塑性區分布

圖5　方案1對應的巷道整體位移

cm

進一步分析可知：不同支護方案中，錨桿間距對于巷道圍巖穩定性的影響程度大于錨桿排距，錨桿長度對于巷道圍巖穩定性的影響程度較小。故本研究認為疆鋒鐵礦巷道通過不穩固圍巖時，宜采用噴錨支護，噴射混凝土厚度為10 cm，錨桿長度1.8 m、間距0.6 m、排距0.8 m。

3　斷層破碎帶巷道支護方案

疆鋒鐵礦圍巖受礦體下盤F4斷層影響較大，有時巷道不可避免地需要穿過斷層破碎帶。本研究經過數值模擬分析，認為當巷道通過斷層破碎帶時，采用噴錨支護無法滿足要求，宜采用超前錨桿+鋼拱架聯合支護方案方可確保巷道安全通過斷層破碎帶。

3.1　超前支護參數

3.1.1管棚長度

管棚長度需要根據具體的工程地質條件來靈活確定。首先應確保管棚穿過開挖面前方因開挖引起的更為松散破碎的圍巖，打入前方穩定巖層；其次需要滿足施工中鉆機的參數要求[7]。根據管棚支護作用機理，管棚應將開挖面前方圍巖形成的承載環結構連接加固至遠方的穩定土層，其長度可按下式進行計算

L=a+b+c，

(1)

式中，L為管棚長度，m；a為管棚外露長度，一般取鋼拱架寬，取1 m；b為巷道循環進尺，取2 m；c為開挖面巖石垮落波及的巷道頂部長度，

c=htan[π/4-φ/2] ，

(2)

式中，h為巷道開挖高度，m；φ為圍巖內摩擦角，(°)。

經計算，L=5.59 m。

3.1.2管棚直徑

本研究巷道中采用小管棚超前支護，管棚直徑取30 mm。

3.1.3管棚間距

若管棚間距過大，在松散地層中不僅會導致巷道開挖面前方圍巖不穩定，易發生大塊圍巖冒落危險，而且會使得單根管棚承載力增加，管棚架構體系穩定性降低，施工難度提高；反之，不僅經濟效益不佳，而且會影響巷道掘進及支護施工進度。本研究分析認為管棚間距的主要影響因素為地層性質(黏著性、密度、粒徑、裂隙以及地下水)、地層壓力、管棚在巷道開挖面的布置位置以及巷道掘進施工水平、開挖方法等[7-8]。鑒于該礦山巷道圍巖松散破碎的實際情況，管棚間距取值宜小，考慮到實際施工中的鉆進因素，本研究管棚間距取值為0.3 m。

3.1.4管棚仰角

一般來說，影響管棚仰角的因素主要有土層條件、管棚材料質量、管棚鉆進施工水平等因素，通常取 3°～5°[7]。本研究考慮到管棚鉆孔及安裝所需的管棚孔中心到巷道開挖邊界的距離，仰角取4.3°[9]。

3.2　數值模擬分析

本研究在管棚長度5.59 m、間距0.3 m、直徑30 mm、仰角4.3°的參數取值條件下，對不同鋼拱架間距(0.6，0.9,1.2 m)的超前支護效果進行數值模擬分析[10]。

3.2.1塑性區和整體位移

數值模擬分析表明，采用3種鋼拱架間距對應的超前支護方案后，巷道圍巖塑性區體積相近，巷道整體位移相差較少。由圖6可知：采用超前支護后圍巖塑性區體積及整體位移明顯減小，最大位移僅為2.96 cm(出現在巷道底板)，有一定的底鼓現象發生，說明當巷道通過斷層破碎帶時，采用本研究提出的超前聯合支護方案效果較好。

圖6　0.6 m鋼拱架間距對應的巷道塑性區及整體位移

3.2.2鋼拱架及錨桿受力分析

分析圖7可知：錨桿主要受拉應力作用，鋼拱架主要受壓應力作用，隨著鋼拱架間距增大，錨桿及鋼拱架受力也逐漸增大。鋼拱架長時間在高應力作用下，易發生彎曲、斷裂等現象，因此考慮到鋼拱架的承壓及耐壓性，本研究建議采用鋼拱架間距為0.6 m 的超前聯合支護方案。

4　結　語

以云南疆鋒鐵礦Ⅱ#礦段為例，對該礦段巷道圍巖為不穩固巖體和斷層破碎帶2種情形下的巷道支護方案進行了設計，并對相應的支護參數進行了取值。研究認為：當巷道通過不穩固巖體時，宜采用噴錨支護方案，噴射混凝土厚度為10 cm，錨桿長度1.8 m、間距0.6 m、排距0.8 m；當巷道通過斷層破碎帶時，宜采用超前錨桿+鋼拱架的超前支護方案，管棚長5.59 m、直徑30 mm、間距0.3 m、仰角4.3°、鋼拱架間距0.6 m。

[1]王鷹鵬，汪令輝.松動圈理論在巷道支護設計中的應用[J].現代礦業，2013(6)：121-123.

圖7　不同鋼拱架間距對應的鋼拱架及錨桿受力情況

[2]逯富強.利用探地雷達探測采礦進路圍巖松動圈[J].現代礦業，2016(3)：227-228.

[3]齊消寒，張東明.深部破碎軟巖巷道松動圈確定及支護[J].現代礦業，2016(1)：31-34.

[4]秦忠誠，王備備，劉玉騰，等.高強預應力讓壓錨桿在復雜圍巖中的應用[J].金屬礦山，2015(11)：133-136.

[5]高明中.錨桿布置參數對巷道圍巖穩定性的影響[J].安徽理工大學學報(自然科學版)，2002，22(1)：14-17.

[6]張潔，尚岳全，葉彬.錨桿臨界錨固長度解析計算[J].巖石力學與工程學報，2005，24(7)：1134-1136.

[7]劉永行.松散地層管棚預支護效果的數值模擬研究[D].西安：西安科技大學，2012.

[8]寇永照.管棚支護參數優化及計算程序設計[D].西安：西安科技大學，2013.

[9]郭延輝，侯克鵬.基于圍巖松動圈測試的軟巖巷道支護技術研究[J].昆明理工大學學報(自然科學版)，2014，39(3)：20-24.

[10]趙志義，張銀瑞.小斷面隧洞軟巖層施工鋼木拱架管棚超前支護施工技術[J].農業科技與信息，2010(22)：49-50.