空區(qū)貫通對大型地下采場開挖變形穩(wěn)定性的影響

林杭，曹平，余健，余巍偉

(1. 中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙，410083；2. 南昌大學(xué) 科學(xué)技術(shù)學(xué)院，江西 南昌，330029)

采礦工程變形穩(wěn)定性是十分復(fù)雜的巖體工程動態(tài)問題，目前巖石力學(xué)研究中已有的理論解，只能解決圓形或橢圓形坑洞等簡單形狀的問題[1]，而對于礦床開采這樣復(fù)雜的空區(qū)顯得無能為力。某大型鐵礦屬于緩傾斜條帶狀厚大礦床，礦體埋藏深且礦巖堅硬，其資源豐富、開采條件良好。由于該鐵礦屬深部開采(開采深度在850 m左右)，其突出的問題是應(yīng)力高，變形大，地壓控制難。為了更好地指導(dǎo)生產(chǎn)，確保井下作業(yè)安全，需對開挖穩(wěn)定性進行相應(yīng)研究。近年來，隨著計算機技術(shù)的不斷發(fā)展，數(shù)值計算方法已成為巖石力學(xué)研究和工程計算的重要手段[2-6]，其中快速拉格朗日元法(FLAC3D)適用于絕大多數(shù)的工程力學(xué)問題[7-9]，尤其適用于材料的彈塑性、大變形分析和施工過程的數(shù)值模擬。因此，本文作者運用 FLAC3D建立數(shù)值分析模型，從宏觀角度揭示出采場開挖后，不同開挖方案對采場變形穩(wěn)定性的影響。

1 工程概況

礦段工程地質(zhì)類型屬于以堅硬半堅硬巖層為主，工程地質(zhì)條件主要特點為：(1) 礦段位于復(fù)雜的區(qū)域構(gòu)造復(fù)合地區(qū)，巖層由沉積巖，火成巖和變質(zhì)巖構(gòu)成，存在多種結(jié)構(gòu)面，處于地震活動區(qū)，有跡象表明有的構(gòu)造破碎帶目前依然處于地應(yīng)力活動狀態(tài)。(2) 礦體及其頂板為火山巖和變質(zhì)巖，大部分屬于堅硬巖石，少部分屬于半堅硬巖石，比較完整，因而比較穩(wěn)定。巖層風(fēng)化帶深，但是風(fēng)化程度弱。存在軟弱結(jié)構(gòu)面F3，局部存在泥化夾層，風(fēng)化夾層和松軟夾層；(3) 鐵礦石單軸抗壓強度屬半堅硬巖類；巖芯巖石質(zhì)量指標(RQD)較高，巖(礦)石裂隙雖發(fā)育，多被后期脈石礦物充填或再生膠結(jié)。已開拓的大量坑道很少需要支護，巖體局部穩(wěn)定。

根據(jù)室內(nèi)巖土試驗，并由相應(yīng)的巖體力學(xué)參數(shù)的工程處理，得到研究范圍內(nèi)相關(guān)巖土的物理力學(xué)工程特性指標如表1所示。

2 計算模型

由于FLAC3D在建模以及單元網(wǎng)格劃分等前處理問題上存在一定困難[10-12]，因此，本文首先利用ANSYS建立數(shù)值模型，然后，通過自編的 ANSYSFLAC3D的轉(zhuǎn)換程序，導(dǎo)入FLAC3D進行計算(由于SURPAC單元細分，導(dǎo)致某些區(qū)域網(wǎng)格不對齊，但細分單元和原始單元成整數(shù)倍的關(guān)系，因此，可通過FLAC3D中的attach face命令實現(xiàn)網(wǎng)格不對齊區(qū)域的信息傳遞)。圖1所示為三維計算模型，圖2所示為采場三維模型。其中，對于軟弱結(jié)構(gòu)面的模擬采用實體單元建立模型，然后弱化單元參數(shù)，以達到模擬效果。模型共33 700個節(jié)點，19 780個單元，整體邊界尺寸(長×寬×高)為：1 320 m×1 080 m×620 m；采場總體尺寸為：676 m×342 m×305 m。模型包括以下幾個部分：(1) 巖體；(2) 礦體；(3) 采場。模型上表面邊界采用法向應(yīng)力約束，底部采用固定位移約束，4個側(cè)面采用法向位移約束。在初始應(yīng)力場的取值上采用平均構(gòu)造應(yīng)力場和重力場疊加，并將所有初始應(yīng)力投影到模型坐標系后，形成計算中的初始應(yīng)力場。為了較真實地模擬開挖變形過程，模擬分2步加載。第1步，僅考慮巖體自重情況；第2步，清除第1步產(chǎn)生的巖體位移，以模擬開挖過程中的應(yīng)力變形狀態(tài)；計算收斂準則為不平衡力比率(節(jié)點平均內(nèi)力與最大不平衡力的比值)滿足10-5的求解要求。

表1 巖體計算參數(shù)Table 1 Calculation parameters for rock mass

圖1 三維計算模型Fig.1 Three dimensional calculation model

圖2 采場三維模型Fig.2 Three dimensional model for stope

為便于模擬計算的結(jié)果后處理與分析，在模擬采場開挖過程中，首先垂直于采場進路方向布設(shè)監(jiān)測線，監(jiān)測線之間的距離為70 m，共布設(shè)P01～P07監(jiān)測線，并且考慮到頂板處的幾何形狀不規(guī)則，監(jiān)測線的位置高于頂板20 m布置；然后沿進路方向位置以每隔20 m的剖面在監(jiān)測線上截取監(jiān)測點，截取46個剖面，共計322個監(jiān)控點，圖3所示為沿采場進路方向監(jiān)測點布置，用以監(jiān)控不同位置點位移變化規(guī)律。

圖3 沿采場進路方向監(jiān)測點布置Fig.3 Monitoring location along stope route direction

3 計算結(jié)果與討論

為便于分析和文字說明，分析主要針對2個剖面，即過開挖部分中央的橫和縱剖面，其中，橫剖面為每步開挖后垂直空區(qū)監(jiān)測方向剖面。開挖中部2采區(qū)520分段空區(qū)和中部2采區(qū)500分段空區(qū)使主采場與2采場空區(qū)相互貫通，為了研究貫通與非貫通情況的不同，對比分析開挖(方案1)與不開挖這 2個采場情況下(方案2)空區(qū)周圍巖體應(yīng)力、變形和破壞區(qū)的響應(yīng)。

3.1 應(yīng)力變化規(guī)律對比

圖4 橫剖面上的最大主應(yīng)力分布Fig.4 Maximum principle stress distribution on cross section plane

圖5 縱剖面上的最大主應(yīng)力分布Fig.5 Maximum principle stress distribution on longitudinal section plane

圖4和5所示分別為開挖完畢后橫、縱剖面上最大主應(yīng)力的分布。從圖4和5可知：縱剖面上，兩者應(yīng)力分布形式基本相同，只在頂板480 m和460 m開挖部分的拐角處拉應(yīng)力分布略有不同，方案1的拉應(yīng)力區(qū)略大于方案2，且其數(shù)值也較方案2大，其中方案1的拉應(yīng)力為4.21 MPa，方案2的拉應(yīng)力為4.18 MPa。對于橫剖面上的應(yīng)力云圖：由于方案1主采區(qū)和2采區(qū)相互貫通，方案1頂板的拉應(yīng)力區(qū)更靠近拐角處，而方案2拉應(yīng)力區(qū)主要位于頂板中央，且方案2高壓力區(qū)域面積大于方案1高壓應(yīng)力區(qū)域面積，說明空區(qū)間存在隔離層時，更有利于應(yīng)力傳遞，空區(qū)整體更加穩(wěn)定。

3.2 位移變化規(guī)律對比

圖6所示為開挖完畢后橫剖面上豎直位移的分布。從圖6可見：在空區(qū)以內(nèi)2種方案得到的位移等值線云圖的分布形式基本相同，但其數(shù)值有較大差別，約為25 cm。在主采區(qū)和2采區(qū)貫通處，2種方案的位移形態(tài)有較大差別，方案1的位移趨勢指向空區(qū)的拐角處，而方案2的位移趨勢指向空區(qū)內(nèi)部，并且位于拐角處的位移云圖顯示，方案1的位移值明顯大于方案2的位移值。

圖6 橫剖面上的豎直位移分布Fig.6 Vertical displacement distribution on cross section plane

圖7所示為開挖完畢后各監(jiān)測線的豎直位移曲線。從圖7可見：位移曲線的分布形式基本相同，即先增大再減小的趨勢，最大值位于空區(qū)進路方向位置200 m左右。方案1的位移大于方案2的位移，兩者之間的差別約為60 cm，另外從計算結(jié)果可知：2個方案之間的水平位移差別不大。說明是否開挖中部2采區(qū)520分段空區(qū)和中部2采區(qū)500分段空區(qū)對頂板沉降的影響較大。

3.3 塑性區(qū)分布規(guī)律對比

圖7 監(jiān)測點豎直位移Fig.7 Vertical displacement of monitoring point

圖8所示為開挖過程中空區(qū)周圍巖體的破壞狀態(tài)。從圖8可以看出：主采場空區(qū)頂板主要發(fā)生拉剪破壞，空區(qū)正上部頂板發(fā)生拉伸破壞，再往上部分主要發(fā)生剪切破壞，并且隨著開挖的進行，頂板破壞區(qū)域面積明顯增大，而邊幫破壞區(qū)域面積基本不變。開挖過程中，空區(qū)頂板首先拉裂，出現(xiàn)冒落現(xiàn)象，其上部巖體隨著頂板冒落也不斷往下變形，從而出現(xiàn)一定高度的破壞巖體，此部分巖體以上部分由于應(yīng)力重分布及其以下巖體冒落完畢而處于穩(wěn)定狀態(tài)；2種方案的塑性區(qū)分布基本相同，即沿著空區(qū)中央以弧狀形式不斷向外發(fā)展，但方案1空區(qū)頂板的破壞區(qū)域大于方案2空區(qū)頂板的破壞區(qū)域。方案1的破壞高度大約為160 m，方案2的頂板破壞高度為120 m左右，可見不開挖中部2采區(qū)520分段空區(qū)和中部2采區(qū)500分段空區(qū)能夠大大提高空區(qū)的穩(wěn)定性。

圖8 橫剖面上的塑性區(qū)分布Fig.8 Plastic zone distribution on cross section plane

4 結(jié)論

(1) 縱剖面上，兩者應(yīng)力分布形式基本相同，且數(shù)值也大體相同。橫剖面上，方案1頂板的拉應(yīng)力區(qū)更靠近拐角處，方案2拉應(yīng)力區(qū)主要位于頂板中央，且方案2高壓應(yīng)力區(qū)域面積大于方案1高壓應(yīng)力區(qū)域面積，即空區(qū)間存在隔離層時，更有利于應(yīng)力傳遞，空區(qū)整體更加穩(wěn)定。

(2) 2種方案的位移等值線云圖分布形式基本相同，但其位移有較大差別，約為25 cm。

(3) 2種方案的塑性區(qū)分布基本相同，即沿著空區(qū)中央以弧狀形式不斷向外發(fā)展，但方案1空區(qū)頂板的破壞區(qū)域大于方案2空區(qū)頂板的破壞區(qū)域。方案1的破壞高度約為160 m，方案2的頂板破壞高度為120 m左右，空區(qū)貫通對采場的穩(wěn)定性有較大影響。

[1]Hoek E. Rock engineering[M]. North Vancouver: Evert Hoek Consulting Engineering Inc,2000: 40-49.

[2]Won J,You K,Jeong S,et al. Coupled effects in stability analysis of pile-slope systems[J]. Computers and Geotechnics,2005,32(4): 304-315.

[3]Cai F,Ugai K. Reinforcing mechanism of anchors in slopes: A numerical comparison of results of LEM and FEM[J]. Int J Numer Anal Meth Geomech,2003,27(7): 549-564.

[4]黃晚清,陸陽散. 粒體重力堆積的三維離散元模擬[J]. 巖土工程學(xué)報,2006,28(12): 2139-2143.HUANG Wan-qing,LU Yang-san. 3D DEM simulation of random packing of particulates under gravity[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering,2006,28(12): 2139-2143.

[5]Kasper T,Meschke G. A numerical study of the effect of soil and grout material properties and cover depth in shield tunnelling[J].Computers and Geotechnics,2006,33(4/5): 234-247.

[6]Griffiths D V,Lane P A. Slope stability analysis by finite elements[J]. Geotechnique,1999,49(3): 387-403.

[7]Grasselli G. 3D Behaviour of bolted rock joints: experimental and numerical study[J]. International Journal of Rock Mechanics& Mining Sciences,2005,42(1): 13-24.

[8]LIN Hang,CAO Ping,GONG Feng-qiang,et al. The directly searching method for slip plane and its influential factors based on the critical state of slope[J]. Journal of Central South University,2009,16(1): 131-135.

[9]范文,俞茂宏,李同錄,等. 層狀巖體邊坡變形破壞模式及滑坡穩(wěn)定性數(shù)值分析[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2000,19(s1):983-986.FAN Wen,YU Mao-hong,LI Tong-lu. Failure pattern and numerical simulation of landslide stability of stratified rock[J].Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2000,19(s1): 983-986.

[10]林杭,曹平,李江騰,等. 基于SURPAC的FLAC3D三維模型自動構(gòu)建[J]. 中國礦業(yè)大學(xué)學(xué)報,2008,37(3): 339-342.LIN Hang,CAO Ping,LI Jiang-teng,et al. Automatic generation of FLAC3D model based on SURPAC[J]. Journal of China University of Mining and Technology,2008,37(3): 339-342.

[11]羅周全,吳亞斌,劉曉明,等. 基于 SURPAC的復(fù)雜地質(zhì)體FLAC3D模型生成技術(shù)[J]. 巖土力學(xué),2008,29(5): 1334-1338.LUO Zhou-quan,WU Ya-bin,LIU Xiao-ming,et al. FLAC3D modeling for complex geologic body based on SURPAC[J].Rock and Soil Mechanics,2008,29(5): 1334-1338.

[12]廖秋林,曾錢幫,劉彤,等. 基于 ANSYS平臺復(fù)雜地質(zhì)體FLAC3D模型的自動生成[J]. 巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2005,24(6): 1010-1013.LIAO Qiu-lin,ZENG Qian-bang,LIU Tong,et al. Automatic model generation of complex geologic body with FLAC3D based on ANSYS platform[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering,2005,24(6): 1010-1013.