基于普氏冒落拱理論的矽卡巖型底部結構支護優化研究

耿 帥，楊 航，楊金光，何 偉，尹愛民

(河北鋼鐵集團沙河中關鐵礦有限公司，河北 邢臺 054100)

0 引 言

某鐵礦礦區內的近礦圍巖大部分屬于Ⅳ級圍巖和Ⅴ級圍巖，其中-230 m水平北部區域底部結構圍巖以蝕變矽卡巖為主，其單軸抗壓強度約為8.5 MPa，強度較低，節理發育。北部區域采用階段空場嗣后充填采礦法，其-230 m水平底部結構需布置多條出礦進路(尺寸為4.10 m×3.45 m的三心拱斷面)，底部結構巷道支護方式為錨網噴，采場受開挖擾動與周邊礦體回采影響，大部分圍巖結構穩定性差的底部結構開挖初期均出現大量變形破壞，部分底部結構需要進行二次支護或三次支護，增加大量返修成本，嚴重影響礦山正常生產，亟需對支護參數進行優化研究。

自20世紀60年代開始，以新奧法、松動圈理論、錨噴支護理論等[1-5]為代表的圍巖支護理論開始在礦山、隧道等領域大量應用，并取得良好的效果，然而軟巖巷道支護一直是地下礦山生產中的難題。目前，軟巖巷道支護主要采用工程類比法，支護參數設計具有一定合理性。為此，一些專家針對具體的工程地質實際，提出適用于不同工程地質條件下的巷道支護參數與支護技術，在保證巷道穩定的前提下，節省了大量支護工程費用。張農等[6]根據不同等級的圍巖穩定性，提出以錨桿支護技術為主的“三高”圍巖支護理論；康紅普等[7]提出增加錨桿預緊力，防止頂板離層產生；楊亞平等[8]提出基于巷道圍巖變形破壞特征，考慮工程地質條件、地應力特征、采動影響三個方面，分析了深部高應力破碎巖體巷道變形破壞原因；孟慶彬等[9]分析軟巖巷道支護結構應力演化規律，提出“三錨”聯合支護體系及分步聯合支護技術；楊勝利等[10]利用巖體超聲探測，確定圍巖松動圈范圍，選擇了合理的支護參數，有效保證了巷道圍巖在服務周期內的穩定性；王超等[11]提出考慮錨固復合支護體的作用來計算巷道最小支護參數；陳國良等[12]分析甲瑪礦區破碎軟弱巖體巷道的失穩機理，提出針對不同級別巖體的支護參數；朱士永[13]分析軟巖巷道變形破壞特征及失穩機理，提出長短錨索+錨桿+充填層+鋼拱架聯合支護技術；柳小波等[14]通過工程類比法確定圍巖類型，借助FLAC3D數值模擬方法，以圍巖變形、塑性區范圍和錨桿所受最大應力為參考指標，模擬支護系統對硐室圍巖穩定性，確定最佳錨桿間距。各位專家學者均在各類巖石條件下對支護理論及方法進行了深入研究，但針對復雜破碎矽卡巖型礦山支護參數選取等方面的研究仍舊鮮有，針對此類巖性仍需要開展大量的工作。

本文以某鐵礦-230 m水平2 N2礦房底部結構為研究背景，針對復雜破碎矽卡巖型底部結構巷道現有錨網噴支護參數不合理現象展開研究，進行巖石膨脹性試驗[15]，在普氏冒落拱理論[16]的基礎上進行支護參數優化研究，提出了預應力錨索+錨網噴聯合支護技術，并通過數值模擬分析及現場監測驗證兩種方式進行支護效果評價。研究結果表明，采用新型聯合支護控制技術可以有效解決某鐵礦底部結構巷道圍巖穩定控制難題，降低了支護成本，保證了底部結構巷道在使用期限內的基本穩定和安全回采及周圍主要穿脈的長期穩定。

1 巷道巖石力學實驗

1.1 成分分析

巖石的物理力學性質主要受礦物成分、溫度、濕度、圍巖壓力等因素影響，其中決定巖石性質的最顯著內在因素是礦物成分。為充分掌握巖石樣品的礦物成分組成，尤其是膨脹親水性礦物的含量，采集巖石樣品進行X射線衍射巖樣礦物成分定量分析試驗。由矽卡巖樣品XRD的分析結果可知，矽卡巖樣品中的主要黏土礦物為綠泥石、蛇紋石、高嶺石等，非黏土礦物有輝石、鈉長石等。

1.2 無荷載條件下膨脹性測試

通過X射線衍射分析確定某鐵礦矽卡巖樣本中含有大量的綠泥石、高嶺石等易膨脹巖體，利用巖石膨脹性試驗確定其膨脹性能，膨脹性能通常由膨脹率表示。為研究試樣膨脹性性能，采用側向約束軸向膨脹試驗儀進行矽卡巖樣品無荷載膨脹性試驗，試驗結果見表1。

表1 無荷載矽卡巖樣品膨脹數據記錄表Table 1 Unloaded skarn sample expansion data record sheet

矽卡巖巖樣遇水易膨脹，普遍在20 h內基本膨脹完畢，膨脹率高達85.06%。由此可以推斷，當巷道開挖后，圍巖暴露在空氣中，若不采取相應的空氣阻隔措施，巖石中的膨脹性礦物成分與空氣中的水分子相結合，將導致巷道圍巖發生較大的膨脹變形，矽卡巖基本巖體力學參數見表2。

表2 矽卡巖巖體力學參數Table 2 Mechanical parameters of skarn rock mass

2 普氏冒落拱理論在支護中的應用研究

根據普氏松散介質理論，地下空間開挖后應力重新分布，上部圍巖產生破壞最終形成拋物線形自然平衡拱，即冒落拱。冒落拱上部為穩定巖體，下部為非穩定巖體，在無支護措施條件下有冒落趨勢。底部結構巷道受采場采礦活動影響，實際頂部塑性區將遠超巷道開挖產生的冒落拱范圍，因此底部結構巷道冒落拱理論計算中采用采場參數更為合理。普氏計算公式中采場長度方向上的壓力p計算見式(1)。

(1)

式中：p為沿著采場長度方向頂部壓力，kN；a為采場寬度的一半，m；b為冒落拱高度，m，當兩幫穩定時，b=a/f，f為普氏系數，其值為巖體整體抗壓強度的十分之一，當兩幫不穩固時，b=[a+htan(45°)-φ/2]/f，h為礦房高度，φ為上部巖體的內摩擦角；r為上覆巖體平均容重，t/m3；g為重力加速度，m/s2。

錨索長度應使錨索錨固在穩定巖層中，且不得小于自然平衡拱2 m以上。采場頂部的冒落拱壓力P0計算見式(2)。

P0=pL

(2)

式中，L為釆場的長度，m。

當埋深大于400 m后，對普氏公式進行修正，其修正公式為P=KP0，K為修正系數。錨索的作用則是懸吊這部分巖石，防止其冒落。作用在長錨索的力即為在采場礦巖頂部的總壓力P，因此可得采場需要錨索根數n計算見式(3)。

(3)

式中：m為安全系數，一般取m=1.5；R為鋼繩破拉斷力，kN。

錨索的布設網度D計算見式(4)。

(4)

式中，S為采場頂板面積，S=2La，m2。

3 工程應用

3.1 支護參數選擇

根據冒落拱高度公式計算見式(5)。

(5)

根據計算得到的冒落拱高度b=6 m(礦房長50 m，寬15 m，高30 m)，按照錨索長度超過自然平衡拱2 m以上的原則，錨索長度至少為8 m，考慮到底部結構受礦房上部采切工程開挖影響，圍巖破裂范圍明顯超過底部結構巷道開挖產生的破裂范圍。同時依據現場工程實際揭露情況，底部結構破裂范圍一般在7～8 m，綜合考慮冒落拱理論計算結果及現場工程實踐，確定本次錨索長度為10 m。

依據《預應力混凝土用鋼絞線》(GB/T 5224—2003)可知，Φ17.8 mm(1×7)1 860 MPa級別的鋼絞線的破斷拉力為320 kN。依據采場布置情況，當采場參數為長×寬×高=50 m×15 m×60 m時，布設網度D=2.29 m，當采場參數為長×寬×高=25 m×9 m×30 m時，布設網度D=2.96 m，采用采場參數為長×寬×高=25 m×9 m×30 m時的布設網度作為布置參數，巷道中錨索采用扇形布置，根據巷道寬度，主運輸巷道上覆巖層要遠遠小于采場，因此垂直斷面布置錨索5個/排，排距為3 m。

3.2 支護技術方案實施

由矽卡巖膨脹性實驗可知，開挖后要迅速隔絕空氣，避免空氣中的水分與矽卡巖發生反應，造成礦巖強度下降，因此巷道開挖后立即進行素噴，隔絕空氣中的水分對礦巖力學性質的影響。完成素噴后通過三步完成巷道的支護。

1) 錨桿支護。 錨桿選用左旋螺紋鋼樹脂錨桿，直徑20 mm，長度2 400 mm，間排距800 mm×800 mm，半長錨固，如圖1所示。

圖1 長錨索安裝示意圖Fig.1 Schematic diagram of long anchor cable

2) 掛網+復噴。完成錨桿支護后，巷道再次噴漿，強度C20，厚度100 mm。

3) 錨索支護。錨索選用規格為直徑17.8 mm，長度10.0 m的鋼絞線，水泥砂漿全長錨固，直巖面布置，長錨索長度10 m，間距約為2.1 m，排距3 m，每排布置5根長錨索。 注漿完畢后快速對托盤進行緊固安裝并施加預應力，錨索托盤尺寸選用150 mm×150 mm。圖2為巷道支護后現場實拍圖。

圖2 現場底部結構支護圖Fig.2 Site bottom structure support drawing

4 支護效果評價

4.1 數值模擬支護參數驗證分析

4.1.1 建立三維數值模型

以-230 m水平2 N2礦房底部結構巷道為例，采用數值模擬軟件FLAC3D軟件建模，巷道形狀為三心拱形，尺寸為4.10 m×3.45 m，巷道支護參數確定后，利用數值模擬軟件FLAC3D驗證矽卡巖巷道采用錨索+錨網噴聯合支護方式的有效性。巷道寬4.10 m，直墻高度2.08 m，拱高1.37 m，由于整體模型網格較多，影響計算速度，因此在礦體周邊建立重點研究區域，模型大小為長×寬×高=45 m×20 m×45 m，地表標高按+220 m計算，受模型大小限制，巷道底板距離模型頂部僅為25 m，整體模型上邊界為-205 m水平，巖體具有非均質性，各向異性和不連續性的特點，巖體自重應力通常不能進行精確計算，同時由于不知道具體地應力分布，本次模擬采用假定計算點附近巖體為均質、各向同性的連續體進行計算。在這種情況下，鉛垂方向自重應力分量P為單元體以上至地表的巖柱的重量，即P=pgH，其中，p為2 500 kg/m3，g為9.8 m/s2，H為425 m，故模型頂部設置10.4 MPa均布載荷，四周和底面位移約束，共有節點108 528個，單元格100 500個，完全滿足數值計算的需求。

4.1.2 錨桿錨索預應力設定

錨桿施加預應力的作用是使軟巖間形成整體應力區。根據工程實踐，錨桿型號HRB400，直徑20 mm，其預緊力為50 kN，錨固力為100 KN，結合工程實踐可判斷，錨桿預緊力設定50 kN較為合理，直徑17.8 mm錨索錨固力設定為320 kN。

4.1.3 兩種支護參數模擬

為了驗證錨桿+錨索聯合支護的有效性，本文分別對無支護、錨桿支護、錨桿支護+錨索支護共3種工況進行模擬。錨桿支護、錨索支護參數完全按照實施的技術方案，即兩幫各施工1根錨索和3根錨桿，拱部均勻施工3根錨索和6根錨桿，錨桿支護、錨桿+錨索支護模型如圖3所示。

4.1.4 不同支護參數模擬結果分析

提取整理3種工況巷道開挖支護后的巷道圍巖變形的數值模擬結果(圖4)。巷道開挖后不采取支護措施(圖4(a))，巷道變形量最大約為27 cm，當采用錨桿支護時(圖4(b))，巷道變形量有所減小，最大約為23 cm，采用錨桿+錨索支護時(圖4(c))，巷道變形量最大僅為7 cm，相比較前兩種工況，采用錨桿+錨索支護方式產生的位移量有明顯減小。因此，在原有錨桿支護的基礎上增加錨索支護，可以有效阻止巷道的變形，更適合北區破碎底部結構圍巖的支護。

圖4 不同支護方案巷道位移云圖Fig.4 Displacement cloud map of roadway with different support schemes

4.2 矽卡巖型底部結構現場穩定性監測與評價

針對某鐵礦底部結構巷道變形，借助巷道斷面收斂儀進行現場底部結構巷道圍巖移進量監測。巷道移進量即巷道收斂量，是巷道變形最直觀的體現，采用十字交叉法進行測量。巷道表面移進測量的目的在于理清巷道自支護完成后表面的位移移動量隨時間的變化規律，從中得出巷道圍巖移動與支護之間的相互關系，用于評價當前支護方案的合理性。

采用十字布點法對巷道移進量進行監測，如圖5所示。錨索支護完成后立即安裝激光測距儀，分別在測站斷面的頂板和右側幫的中部各安裝布設1個測點。觀測時，使用激光測距儀分別測量巷道拱頂到巷道底板、巷道左幫到巷道右幫監測點的移進量。

圖5 激光測距儀布置方式Fig.5 Laser rangefinder and its arrangement

巷道支護完成后每隔3 d記錄觀測時間、移進量，連續觀測一個月，共10組數據，整理所有測點最終變形量及單個測點的表面位移量，觀測結果如圖6所示。由圖6可知，觀測時間內，巷道頂板位移變化量為52 mm，兩幫的位移變化量為39 mm，表明錨噴+預應力錨索加強支護方案能夠有效控制-230 m水平底部結構巷道圍巖變形。

圖6 巷道移進量變化趨勢圖Fig.6 Variation trend diagram of roadway moving amount

5 結 論

1) 利用X射線衍射分析得知矽卡巖中的含有多種具有遇水膨脹的特性巖石；通過膨脹性測試得出，現場矽卡巖遇水極易膨脹，20 h吸水后膨脹率達到85.06%。因此，提出巷道光面爆破后迅速進行混凝土素噴，以隔絕空氣中的水分與矽卡巖發生反應導致巷道膨脹變形。

2) 以普氏冒落拱理論為指導進行底部結構支護參數優化，在原有錨噴的基礎上增加預應力錨索支護并確定錨索支護參數，通過FLAC3D數值模擬發現，增加預應力錨索后巷道變形有明顯的改善；現場底部結構巷道位移量監測結果表明，30 d頂底板及左右幫變形量僅為52 mm和39 mm，錨噴+預應力錨索加強支護方案能夠有效控制-230 m水平底部結構巷道圍巖變形。