露天礦燒變巖高邊坡卸荷機理與穩定性研究

于遠祥,秦 光,陳 盼,2

(1.西安科技大學 建筑與土木工程學院,陜西 西安 710054;2.中煤科工西安研究院(集團)有限公司,陜西 西安 710054)

0 引 言

燒變巖廣泛分布于中國西北部地區。燒變巖裂隙、孔洞發育,具有良好的導水性,火燒區往往會形成一個儲量豐富的地下含水體,給煤炭資源開采與環境保護帶來挑戰[1]。露天礦邊坡開挖會引起坡體應力急劇變化,表部巖體應力釋放向臨空面產生回彈,巖體松弛卸荷后產生大量次生裂隙,使卸荷松弛范圍內煤巖柱隔水性顯著減弱,隨著端幫的剝離推進,燒變巖水沿裂隙、結構面等導水通道從坡體滲出,極易導致邊坡大面積涌水及局部失穩事故的發生,嚴重威脅露天礦安全高效生產。因此,確立合理的邊坡開挖卸荷范圍成為火燒區露天礦安全開采的關鍵技術問題。長期以來,人們對邊坡卸荷帶形成機理進行了深入研究:陳滔等分析了強烈松弛巖質邊坡的變形特征,認為邊坡的裂隙是開挖擾動過程中強烈松弛巖體進一步松弛的結果[2];黃潤秋分析了巖質高邊坡卸荷帶形成機理,提出了邊坡二次應力的“駝峰分布”模型[3];陳洪凱等建立了均質巖質邊坡力學模型,運用量綱分析法推導了均質巖質邊坡開挖卸荷帶寬度計算公式,分析了坡高與坡角等參數對卸荷帶寬度的影響[4];ZHAN、LIN等研究了高陡巖質邊坡開挖卸荷過程中結構面對邊坡穩定性的影響規律,認為靠近坡面的斷層對邊坡穩定性影響較為顯著[5-6];董建華等分析了含深卸荷帶拱壩壩肩巖體變形及穩定性,認為軟弱結構面和深卸荷巖體位置對巖體變形特性及其工作形態有顯著影響[7];郭夏飛以燒變巖露天礦邊坡為研究對象,分析了不同條件下邊坡地下水滲透規律及邊坡變形破壞模式,確定了露天礦邊坡隔水煤巖柱最佳尺寸[8];李偉分析了爆破震動和地下水耦合作用下燒變巖露天礦邊坡失穩機理,提出了合理留設邊坡隔水煤巖柱安全尺寸的方法,為燒變巖露天礦開采提供安全保障[9]。

上述研究成果對露天礦邊坡穩定性控制及燒變巖隔水煤巖柱的留設具有重要的指導意義,但大都基于定性分析或數值模擬方法研究坡體的卸荷機理,缺乏對火燒區露天礦巖質高邊坡卸荷帶寬度的定量計算。以新疆昌吉某露天礦北幫巖質高邊坡為研究對象,將坡體變形破壞區域劃分為拉裂區和壓剪區,分析了拉裂區后緣張拉裂隙臨界擴展深度。通過構建坡體開挖后壓剪區巖層的駝峰應力分布模型,基于土力學和彈塑性力學理論,建立了坡體壓剪區巖層卸荷松弛帶及其表面破碎帶寬度的理論計算公式,確定了合理的北幫巖質邊坡隔水煤巖柱寬度,并提出了針對性的坡體防護措施。

1 工程概況

新疆昌吉某露天煤礦位于新疆維吾爾自治區準東經濟技術開發區,地處準噶爾盆地東北部。礦區北部存在局部火燒區,煤層自燃導致相鄰巖層受到烘烤,巖石內部有機質氧化、燒失塌陷形成堅硬、破碎的燒變巖,如圖1所示。隨著端幫的剝離推進,火燒區中賦存的地下水以裂隙狀散流方式從坡體滲出,導致邊坡出現大面積涌水,并使煤層頂板底板巖層處于極不穩定狀態,對邊坡穩定性構成威脅,阻礙礦區安全生產。因此,必須確定北幫邊坡卸荷松弛帶寬度,為合理留設隔水煤巖柱寬度提供依據,保證礦區安全高效生產。

礦區地層主要由沉積碎屑巖類組成,巖性主要為砂巖、粉砂巖、泥巖及燒變巖,主要可采煤層為B5、B3、B2煤層,邊坡沿最下部煤層B2煤底板直接剝離留設邊坡角。火燒區地下水位埋深35 m左右,現已探明火燒區邊界如圖2所示,已知北幫邊坡設計整體角度為32°,平均高度120 m,每段臺階高度15 m,臺階坡面角為60°。

2 巖質高邊坡變形破壞力學模型

為便于計算假設:①后緣裂縫直立,其走向與坡面和平面剪切滑動面一致;②邊坡塑性剪切滑動面為坡體卸荷所產生的松弛區邊界;③平面剪切滑動面與后緣裂隙最深處相交。

滑移-拉裂-剪切“三段式”破壞是巖質高邊坡的典型破壞形式[10-13]。變形破壞特征為下部沿近水平蠕滑、后緣拉裂、中部剪切,是一種受坡腳近水平結構面控制的經典邊坡變形破壞模式,如圖3所示。

圖3 巖質高邊坡開挖變形破壞模型Fig.3 Deformation and failure model for excavation of high rock slope

此類邊坡的變形破壞過程分為3個階段:①邊坡開挖使坡腳緩傾結構面產生回彈錯動性質的表生改造,坡頂附近巖土體在重力的作用下形成拉裂區,產生后緣張拉裂縫;②開挖完成一段時間后,在長期自重應力的作用下,后緣張拉裂隙的進一步擴展,從而形成前緣的蠕滑段和后緣的拉裂段,以及中部完整巖體構成的壓剪區;③隨著后緣張拉裂隙深度不斷增加,壓剪區所承受自重應力不斷累積,淺表部發生松弛卸荷現象。

3 巖質高邊坡開挖卸荷效應

對于露天礦巖質高邊坡,由于坡體的開挖卸荷,距坡面一定范圍內巖體發生應力重分布。與地下硐室圍巖二次應力分布類似,邊坡二次應力場也包括應力降低區(σ<σ0)、應力增高區(σ>σ0)和原巖應力區(σ=σ0),這種類似應力分布被稱為“駝峰應力分布”,如圖4所示。

圖4 邊坡開挖卸荷駝峰應力分布模型[14]Fig.4 Hump stress distribution model of slope excavation for unloading

3.1 邊坡開挖爆破擾動損傷效應

鉆爆法作為破巖的主要手段被廣泛應用于露天礦邊坡開挖。在爆破過程中,不可避免的會對坡體非開挖巖體造成一定程度的擾動損傷,對高邊坡的穩定將產生十分不利的影響[15]。因此,研究爆破擾動條件下巖體力學參數弱化對露天礦高邊坡卸荷帶寬度及其穩定性的影響具有十分重要的意義。Hoek-Brown強度破壞準則通過引入擾動損傷因子D來表征爆破損傷和應力松弛對巖體力學性能的影響[16-18];姜光成等根據改進的GSI量化和Hoek-Brown準則來估算巖體的力學參數[19];張卉等以巖體波速表征擾動損傷因子D的變化規律,討論了爆破損傷對邊坡穩定性的影響[20];卓莉等基于Hoek-Brown強度破壞準則推導了考慮地質強度指標GSI及擾動損傷因子D的巖體等效內摩擦角與等效黏聚力,其大小分別為[21]

(1)

(2)

其中,

(3)

式中mi為完整巖塊的Hoek-Brown常數,0.01≤mi≤10;σ3為巖體破壞時的最小主應力,Pa;σc為完整巖體的單軸抗壓強度,Pa;GSI為地質強度指標,取值范圍為0～100;D為巖體損傷因子[22]。

3.2 邊坡開挖卸荷力學模型的建立

取厚度hi的巖層作為研究對象,建立露天礦北幫巖質邊坡開挖卸荷后力學模型如圖5所示。由土力學理論可知,邊坡開挖卸荷后,該巖層在豎直地層壓力與水平地應力的共同作用下產生壓剪破壞,向臨空面產生回彈形成壓剪區。由坡面向里,依次形成破碎區Lb、塑性區Lp、彈性區Le及原巖應力區[23]。其中,破裂區Lb和塑性區Lp組成邊坡開挖后處于極限平衡狀態的強卸荷松弛帶。x0為卸荷松弛帶寬度;τx為單元體上下界面產生的剪應力;σx為x=x0處巖層所受水平應力。

圖5 巖質高邊坡開挖卸荷力學模型Fig.5 Mechanical model of unloading during excavation of high rock slope

3.3 邊坡開挖卸荷松弛區應力分布規律

假設巖層上下界面為其水平運動的滑移面,滿足應力極限平衡方程[23]

τ(x)=ci+σytanφi

(4)

式中τ(x)與σy分別為滑移面上的剪應力與正應力,Pa;ci為第i個巖層上下界面的初始黏聚力,Pa;φi為第i個巖層上下界面的初始摩擦角,(°)。

在巖層塑性區與彈性區交界處,滿足

σy|x=x0=kγHi,σx|x=x0=kλγHi

(5)

式中k為應力集中系數;λ為彈塑性界面上的側壓力系數;γ為上覆巖體的平均重度,N/m3;Hi為巖層埋深,m。

設作用在CD界面上的水平壓力為P0,故極限平衡區水平方向合力P為

P=P0=hikλγHi

(6)

在豎直地層壓力與水平地應力的共同作用下,由巖層自身變形而引起的位移S1為

S1=Se+Ss

(7)

式中Se為巖層所產生的的彈性位移,m;Ss為巖層與上下界面間所產生的剪切位移,m。

沿x軸單位寬度坡體所產生的剪應力為τ,則

(8)

式中P(x)為單位寬度巖體任意截面上的軸力。

由虎克定律可得

(9)

式中S′為縱向單位寬度巖體任意截面的面積,m2;σ(x)為截面所受正應力,Pa;E為巖體彈性模量,Pa。

代入邊界條件P(x)|x=0=0,P(x)|x=x0=P得

(10)

令β=Ks/(hiE),由式(10)可得剪切位移Ss

(11)

將式(7)、式(11)代入式(9)化簡得

(12)

將式(12)與式(8)聯立得到極限平衡區巖層與其上下界面間剪應力的分布為

(13)

聯立式(4)和式(13)可得塑性區巖層豎直方向的應力為

(14)

3.4 邊坡表部破碎帶與卸荷松弛帶寬度

當邊坡巖體所受二次應力大于巖石的抗壓強度時,臨空面附近巖體出現破碎區,其所受豎直應力將小于原巖應力,如圖6所示。在巖層破碎帶邊界AO、EF處,滿足邊界條件

圖6 坡體表面破碎帶計算模型Fig.6 Calculation model of slope surface fracture zone

σx|x=0=0,σx|x=Lb=λ′γHi

(15)

式中Lb為巖層破碎帶寬度,m;λ′為破碎帶邊界EF面上的側壓力系數。

要使破碎帶巖層保持平衡,水平方向應滿足

(16)

式中σx′為EF界面處水平應力的平均值,Pa。

將式(15)代入式(16)解得破碎帶寬度Lb為

(17)

式中

(18)

當巖層僅發生塑性變形時,此時界面AE上剪應力τ滿足

τ(x)|x=x0=-(ci+kγHitanφi)

(19)

將式(1)、式(2)及式(13)代入式(19)解得彈塑性條件下巖層的卸荷松弛帶寬度為

(20)

式中cei為受擾動條件下第i個臺階巖層上下界面的有效黏聚力,Pa;φei為受擾動條件下第i個臺階巖層上下界面的有效內摩擦角,(°)。

由式(20)可知,彈塑性條件下邊坡巖層卸荷松弛帶寬度與單元體埋深Hi成正增長的關系,將不同深度參考線的CD界面連接,就形成了邊坡開挖后的塑性滑動面,如圖7所示。

圖7 巖質高邊坡開挖卸荷區分布Fig.7 Distribution of unloading range during excavation of high rock slopes

3.5 邊坡后緣張拉裂隙臨界深度

在實際工程中,伴隨著坡體開挖,邊坡巖體產生差異性回彈變形[24]。這種變形使坡體內產生方向指向臨空面的拉應力,并在自重應力的共同作用下,原有裂隙不斷擴張,形成豎直拉裂縫,此時邊坡上部被拉裂,如圖8所示。

圖8 邊坡后緣張拉破壞計算模型Fig.8 Calculation model for tensile failure of slope trailing edge

從圖8可以看出,滑動體GKNL單位寬度重量

(21)

式中γ為巖石平均重度,N/m3;H為邊坡高度,m;α為坡角,(°);β為平面剪切滑動面與水平面夾角,取值范圍為(0,α);b為后緣裂隙距坡肩的距離,m。

平面剪切滑動面滿足應力極限平衡方程

τ=cj+σtanφj

(22)

式中τ與σ分別為滑面NL上的剪應力與正應力,Pa;cj為平面剪切滑動面上的初始黏聚力,Pa;φj為平面剪切滑動面上的初始內摩擦角,(°)。

則邊坡的穩定性系數F為

(23)

式中FR為滑動面NL上抗滑力,N;FS為滑動面NL上滑動力,N;l為滑動面NL的長度,m。

當邊坡處于極限平衡狀態時,極限黏聚力cj

(24)

由幾何關系可得

(25)

將式(21)、式(25)代入式(24)整理得

cj=(Acosβ-B)(sinβ-cosβtanφj)

(26)

式中

(27)

(28)

當cj關于β的微分dcj/dβ=0時,cj取得極值,解之得β

(29)

裂隙臨界深度z與β的關系式為

z=H-tanβ(Hcotα+b)

(30)

將式(1)、式(2)及式(29)代入式(30)得

(31)

式中φej為受擾動條件下平面剪切滑動面上的有效內摩擦角,(°)。

4 露天礦高邊坡卸荷關鍵因素

為驗證上述露天礦開挖卸荷理論公式的合理性,取巖體切向剛度系數Ks=0.144 GPa/m,彈性模量E=3.2 GPa,彈塑性界面上的側壓力系數λ=0.8,應力集中系數k=2,巖層厚度hi=15 m,上覆巖體平均重度γ=26 kN/m3。下面分別討論巖體強度參數、巖層埋深、邊坡傾角等關鍵因素對開挖卸荷的影響。

4.1 巖層界面黏聚力與摩擦角對坡體卸荷的影響

爆破施工擾動會引起邊坡巖體強度參數性能的劣化,對邊坡穩定性具有不利影響。為研究黏聚力與摩擦角對坡體卸荷范圍的影響,取巖層埋深Hi=35 m。將上述參數分別代入式(17)、式(20)中,整理得不同強度參數對卸荷范圍的影響變化規律,如圖9所示。從圖9可以看出,開挖卸荷范圍內破碎帶寬度Lb與卸荷松弛帶寬度x0都隨黏聚力與摩擦角的增大而減小,與實際情況相吻合。且隨黏聚力的增大,摩擦角對破碎帶寬度Lb與卸荷松弛帶寬度x0的影響程度逐漸減小。

圖9 強度參數對卸荷范圍的影響變化規律Fig.9 Variation law of strength parameters on the unloading range

4.2 巖層埋深對坡體卸荷的影響

為研究巖層埋深處對卸荷范圍的影響,將上述參數分別代入式(17)、式(20)中,整理得巖層埋深對卸荷范圍的影響變化規律,如圖10所示。

圖10 巖層埋深對卸荷范圍的影響變化規律Fig.10 Variation law of rock depth on the unloading range

從圖10可以看出,開挖卸荷范圍內破碎帶寬度Lb與卸荷松弛帶寬度x0都隨巖層埋深Hi的增大而逐漸增大,隨強度參數的增大而減小。

4.3 邊坡傾角對后緣裂隙擴展的影響

為研究邊坡傾角對后緣裂隙臨界深度的影響,取拉裂縫距坡肩的距離b=12 m,平面剪切滑動面上的有效內摩擦角φej=25°,將上述參數代入式(31)中,可得邊坡傾角對后緣裂隙臨界深度的影響變化規律,如圖11所示。從圖11可以看出,后緣裂隙臨界深度隨坡面傾角與邊坡高度的增大而增大,且隨著高度的增加坡面傾角對后緣裂隙臨界深度的影響程度隨之增加。

圖11 邊坡傾角對后緣裂隙臨界深度的影響變化規律Fig.11 Variation law of slope angle on the critical depth of trailing edge fractures

5 北幫邊坡穩定性評價及防護措施

露天煤礦北幫邊坡沿最下部煤層B2煤底板直接剝離留設邊坡角,煤層傾角近水平,底板多為炭質泥巖、泥巖。在煤層底板與泥巖交界處,受邊坡體應力條件變化及水活化作用影響,容易產生滑動。根據現場勘探,隨著端幫的剝離推進,邊坡后緣發育形成一條長38.5 m、深約18 m,距坡肩水平距離12 m的近似垂直裂縫,根據巖質邊坡穩定性評價分析方法進行整體破壞分析,確定邊坡滑動面的位置,并求解不同情況下邊坡潛在滑動面穩定系數。結合礦區以往地質資料開展了巖體單軸壓縮和抗剪等力學試驗,獲得了邊坡巖體的相關參數,見表1。

表1 邊坡巖體各參數取值

5.1 后緣裂隙深度與塑性滑動面位置確定

取表1的計算條件,由此可得

=1.65×106

(32)

=2.65×106

(33)

將式(32)、式(33)代入式(31)得邊坡后緣裂隙臨界擴展深度

z=120-

(120×cot25°+12)=9.42 m

(34)

由式(34)計算可知,后緣裂隙臨界擴展深度為9.42 m,表明現場觀測得到的后緣裂隙深度已遠超臨界擴展深度,易發生失穩破壞。

以火燒區水位線埋深35 m處為例計算邊坡卸荷松弛帶寬度,由此得

(35)

由式(6)可得水平合力

P=15×2×0.8×26×0.035=21.84 MN

(36)

將上述參數代入式(20)得卸荷松弛帶寬度x0

x0=

(37)

由式(18)可得

=0.122

(38)

將式(38)代入式(17)得破碎帶寬度Lb為

(39)

同理可得,壓剪區不同埋深處巖層破碎帶與卸荷松弛帶寬度,結果見表2。將不同埋深處卸荷松弛帶邊界連接,就可確定出邊坡開挖后的塑性滑動面位置及形態。

表2 不同埋深處巖層破碎帶與卸荷松弛帶寬度

5.2 隔水煤巖柱寬度的確定

由《煤礦防治水細則》可知,應根據區域地質條件、圍巖物理力學性質及開采方法等因素確定相應的隔水煤巖柱尺寸,且不得小于20 m。結合水文地質綜合勘探成果,隔水煤巖柱留設寬度

L=Kx0+L0

(40)

式中K為穩定系數;L0為隔水煤巖柱的最小安全寬度,m。

針對北幫采用逐級放坡的形式,水位線附近留設隔水煤巖柱最小安全寬度25 m。由式(34)計算可知,水位線位于壓剪區,取穩定系數K=1.5,由式(37)計算可得水位線附近處卸荷松弛帶寬度x0=6.94 m,代入式(40)得

L=1.5×6.94+25=35.41 m

(41)

火燒區水位線處留設隔水煤巖柱PQ=36 m。基于上述計算過程,可以確定水位線以下各巖層的隔水煤巖柱合理寬度,最終形成如圖12所示的PQRS隔水區域。

圖12 北幫邊坡隔水煤巖柱留設Fig.12 Retaining of waterproof coal rock pillars on the northern slope

5.3 潛在滑動面安全系數的計算

已知北幫邊坡整體角度為32°,平均高度120 m,每段臺階高度15 m,臺階坡面角為60°。根據多級巖質邊坡穩定性評價分析進行整體破壞分析,平面剪切滑動面與水平面夾角β1=29°,長度l1=208 m,由平面剪切滑動面及后緣裂隙構成的潛在滑體面積S1=2 785 m2;塑性剪切滑動面與水平面夾角β2=31°,長度l2=145 m,由塑性剪切滑動面及后緣裂隙構成的潛在滑體面積S2=2 274 m2。因此,由平面剪切滑動面及后緣裂隙構成的潛在滑體單位寬度的重量為

W1=S1·γ=2 785×26=7.241×104kN

(42)

代入式(23)得平面剪切滑動面上穩定系數為

F1=

=1.55

(43)

同理可得,塑性剪切滑動面及后緣裂隙構成的潛在滑體單位寬度的重量為

W2=S2·γ=2 274×26=5.912×104kN

(44)

代入式(23)得塑性剪切滑動面上穩定系數為

F2=

=1.35

(45)

由此可知平面剪切滑動面與塑性滑動面的穩定系數均大于設計評價標準值1.17,滿足北幫邊坡安全儲備系數的要求。

5.4 北幫邊坡安全防護措施及效果

露天礦邊坡不同于公路、鐵路及水電等邊坡,露天礦邊坡加固工程不僅要滿足穩定性要求,還需確定合理邊坡角以確保獲得最大經濟效應。因此,根據北幫邊坡的卸荷效應及穩定性分析研究成果,結合礦山地質資料做以下邊坡防護措施。

1)對裂隙發育、透水性強的壓剪區卸荷松弛帶范圍內巖體進行注漿加固,使漿液充填裂隙后發揮隔水作用,最終形成圖12所示的近似梯形PQRS隔水區域。

2)在坡體拉裂區,沿水平方向布置預應力注漿錨桿,提高拉裂區的穩定性。

3)采取截、導、疏、排等綜合防治水措施,在坡體地表修筑排水溝,將地面水盡可能攔截在上部,避免其流入采場。

4)優化爆破施工技術,減小采剝過程中爆破對邊幫造成的損傷。

5)加強邊坡位移、爆破振動及地下水動態檢測,為邊坡防控及礦區安全生產提供保障。

以上措施提高了北幫邊坡的整體穩定性及隔水效果,經后期現場觀測,邊坡未出現大面積冒水及滑坡等事故的發生,且注漿范圍內坡體表面未發生較大范圍明顯變形,滿足安全生產要求。

6 結 論

1)按照不同的損傷破壞機理將邊坡卸荷松弛區域劃分為兩部分,一部分為邊坡后緣張拉裂隙在開挖卸荷作用下擴展貫通所形成的拉裂區,另一部分為邊坡卸荷回彈時豎直壓力與剪應力共同作用下的壓剪區。

2)露天礦巖質高邊坡開挖后,坡體二次應力呈駝峰分布。推導出彈塑性條件下邊坡巖體破碎帶與卸荷松弛帶寬度的理論計算公式,其結果大小均與黏聚力、內摩擦角呈負增長關系,與巖層埋深Hi呈正增長關系。

3)通過計算確定了以新疆昌吉某燒變巖北幫隔水煤巖柱安全尺寸,對火燒區水位線附近煤巖柱留設36 m;得出邊坡平面剪切滑動面與塑性滑動面的穩定系數均大于設計評價標準值1.17,滿足安全儲備系數的要求,并給出了北幫邊坡防護措施的建議。