随着浅部金属矿产资源的枯竭,金属矿山开采逐步向深部发展。深部围岩的力学特性和地质条件比浅部更加复杂多变。巷道开挖后,受“三高一扰动”的影响,围岩变形破坏特征与浅部存在明显差异,这种差异性造成了地质灾害具有更大的烈度和更强的突发性,给巷道围岩的变形控制和矿石的安全高效开采带来挑战。因此,对深部巷道围岩变形破坏进行监测和变形特征进行分析对围岩的稳定性控制和灾害提前预判具有重要意义。软岩巷道在深部高应力条件下,会出现较大的收敛变形破坏。但对于硬岩巷道,因其围岩强度等级较高,围岩变形量往往较小,这给巷道的变形监测带来困难,传统的监测手段往往不能反映硬岩巷道围岩的真实变化情况。因此,欲探究深部硬岩巷道围岩变形特征,需从围岩微应变监测入手。

我国金属矿床深部开采起步较晚,目前国内开采深度超过1000m的矿山有22座。当下针对深部硬岩变形特性的研究较少,赵骏等通过硬岩高压真三轴时效破裂过程装置发现了玄武岩和大理岩在真三轴应力下引起的蠕变各向异性。李嘉豪等采用FLAC(2D)有限元软件对深部硬岩巷道的变形进行了分析,并以此对支护方案和参数进行了优化。罗勇等基于室内试验和数值模拟结果总结了深部硬岩巷道板裂破坏特征和演化规律。李邵军等阐述了国内外深部地下实验室的建设情况,总结了深部岩体力学响应研究在安全监测与预警技术、灾变机理、围岩开挖损伤区等方面的研究成果。张希巍等采用 Rockman207 硬岩三轴仪对深部片麻岩力学行为进行了探究,提出了短期性岩石力学变形、强度和长期性的蠕变行为。尚彦军等对不同埋深复合地层中隧道围岩变形破坏进行了数值模拟研究,揭示了硬岩岩体随着埋深增加,塑性区范围和围岩破坏模式的变化。

以上关于深部硬岩变形特性的研究大多基于数值模拟和室内岩石力学试验,缺乏对深部围岩实际变形规律的分析总结。因此,本文通过纱岭金矿深部巷道前期工程地质调查和围岩微应变监测,提出了距离揭露面不同深度的巷道顶板和两帮的变形规律,以此提出“树脂锚杆 金属网 喷射混凝土”支护方案和相关支护参数,并应用数值模拟对其进行有效性核验。

新掘巷道的围岩变形规律更具研究意义,根据以往经验,在实际生产过程中,深部巷道的顶板和两帮往往更容易出现应力集中,且顶板和两帮的破坏所带来的危害也更大。因此,本次监测选取-1 465 m水平主巷掘进面往后5 m处进行布置,在巷道顶板中心和两帮分别距离地面1.6 m处钻凿传感器安装孔,孔径30 mm、孔深2 m。每个孔安装3个振弦式微应变传感器,相邻传感器的端部距离为0.8 m,安装深度分别为0.2、1、1.8 m。安装时,为使传感器与围岩达到耦合状态,各传感器间进行注浆处理。为防止注浆体的变形对监测结果造成影响,注浆前,预先调试浆液配合比,使其凝固后强度与围岩强度接近。孔底传感器与围岩充分贴合,孔口传感器预留20 cm进行注浆封孔。安装过程中,及时将传感器导线引出孔口,封孔完毕待浆液凝固并具有一定强度后,用测读仪读取初始度数,每隔7 d读取1次数值。微应变监测示意图如图2所示,传感器安装如图3所示。

2.2 围岩变形规律分析

通过对调查面3个测孔监测数据的整理和分析,获得-1 465 m主巷调查面围岩变形随时间的变化规律,顶板、左帮和右帮不同深度的围岩微应变数值分别如图4～图6所示。

图4 顶板围岩变形曲线

(1)由图4可知,在巷道开挖后的一段时间内,围岩顶板的微应变为负值,代表围岩受压应力,该应力状态下围岩破坏形式以压剪破坏为主。随着时间的推移,微应变逐渐变为正值,表明围岩受拉应力,该应力状态下围岩破坏以拉伸破坏为主,宏观上,该阶段巷道的收敛变形量较大。不同深度的围岩变形量不同,初始阶段距离揭露面1.8 m处的围岩的变形量较大,应变值约为-1.36×10-3,距离揭露面1 m处的围岩变形量最小,应变值约为-0.51×10-3。14 d以后,0.2 m处和1 m处的围岩的微应变开始从负值变为正值,并一直增大,且0.2 m处的围岩微应变值更大,35 d时应变值约为0.82×10-3。1.8 m处的围岩微应变值始终处于负值,最后1次监测应变值约为-0.16×10-3。

(2)由图5可知,巷道左帮围岩的初始微应变也为负值,距离揭露面0.2 m处的变形量最小,应变值约为-1.03×10-3,距离揭露面1 m和1.8 m处的围岩应变值接近,最大为-1.31×10-3。各深度围岩微应变随着监测时间的增加而逐渐由负值变为正值,表明围岩应力状态逐步由压应力往拉应力过渡。其中,0.2 m、1 m和1.8 m处围岩分别在21 d、25 d和30 d由压应力变为拉应力。在最后1次监测时,不同深度的围岩应变值接近,0.2 m处的围岩微应变值最大,约为0.54×10-3。

(3)由图6可知,巷道开挖后右帮围岩各深度微应变也为负值,在距揭露面1.8 m处变形量最大,应变值为-0.72×10-3,0.2 m和1 m处的围岩初始变形量都较小且数值接近。前7 d,距揭露面0.2 m处围岩变形幅度不大,在7～21 d变形速度较大,21 d后逐步趋于稳定。1 m和1.8 m处的围岩前28 d都处于持续变形阶段,28 d后逐步趋于稳定。最后1次监测时,围岩变形量最大为0.2 m处,约为0.48×10-3。

(4)巷道顶板和两帮的围岩在初始阶段都受压应力,但逐步都转为拉应力。表明在高应力的长期作用下,巷道各方向围岩皆会表现出收敛变形的趋势。对于深部硬岩,围岩抗压强度远远大于其抗拉及抗剪强度,因此,岩体以拉伸剪切破坏为其主要破坏模式。应力诱导的裂隙扩展对围岩进一步的切割作用形成不稳定块体,块体沿结构面滑移错动导致了巷道的失稳破坏。

(5)巷道开挖后,初始阶段各深度围岩变形速率都很快,该阶段主要集中于前14 d,但随着时间的推移,到中期以后变形速率会有一定的减缓,但仍以相对恒定的速率持续变形,该阶段一般持续14 d左右。末期围岩变形基本会逐步趋于稳定。巷道不同方向的围岩基本上呈现出距离揭露面越近变形量越大的规律,同一深度的围岩顶板变形量比两帮变形量更大。

根据现场工程地质调查结果和围岩变形规律监测分析,纱岭金矿深部主巷围岩完整性相对较好,但部分区域节理裂隙较发育,围岩强度等级一般,整体变形量较小。但考虑深部巷道地应力值和现场出水量较大,宜采用“树脂锚杆 金属网 喷射混凝土”支护。结合理论计算和工程类比法,树脂锚杆尺寸采用20 mm×2 400 mm,间排距为1 200 mm×1 200 mm;喷射混凝土厚度为100 mm;金属网网度100 mm×100 mm,钢筋直径6 mm,巷道支护设计如图7所示。为保护支护结构不被腐蚀失效,树脂锚杆采用全长锚固,喷射混凝土应完全覆盖金属网和锚杆外露部分。

图7 巷道支护设计图(单位:mm)

3.2 支护数值模拟分析

采用有限元数值模拟软件Phase2对支护方案进行有效性检验,数值模型尺寸为39 m×39 m,以6节点三角形划分单元网格,共划分5 915个三角形单元和12 115个节点。围岩基于摩尔库伦强度准则,根据以上支护方案对巷道施加支护体,并在模型四周添加0位移约束,建立如图8所示的数值模型。

图8 巷道支护数值模型

提取围岩不同方向和深度的最大剪应变如图9所示。由图9可知,围岩的变形主要集中于顶板和两帮,并随着岩深的增加变形量逐渐递减,顶板变形量比两帮略大,两帮变形量基本以巷道垂直中轴线对称。在支护后,围岩顶板和两帮的应变值皆有所减小,顶板、左右两帮距离揭露面0.2 m处的围岩应变量分别为0.24×10-3、0.18×10-3、0.20×10-3。

图9 围岩最大剪应变