端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞規(guī)律及邊坡穩(wěn)定控制方法

丁鑫品，李鳳明，付天光，李 磊

(1.煤炭科學(xué)研究總院，北京 100013; 2.中煤科工集團(tuán)北京土地整治與生態(tài)修復(fù)科技研究院有限公司，北京 100013; 3.煤炭科學(xué)技術(shù)研究院有限公司，北京 100013; 4.中煤科工能源科技發(fā)展有限公司，北京 100013)

由于露天開(kāi)采工藝所限，我國(guó)露天礦端幫邊坡壓煤數(shù)量巨大。近年來(lái)，隨著國(guó)內(nèi)礦產(chǎn)資源的日益減少和國(guó)家對(duì)煤炭資源“安全、高效、綠色、智能”開(kāi)發(fā)理念的不斷落實(shí)，煤炭開(kāi)采逐漸由易采資源開(kāi)采向深部資源和復(fù)雜難采資源開(kāi)采過(guò)渡，露天礦端幫壓煤及殘煤回收逐步得到人們重視。端幫采煤機(jī)開(kāi)采技術(shù)是將傳統(tǒng)的露天開(kāi)采技術(shù)和井工開(kāi)采技術(shù)相結(jié)合，發(fā)展起來(lái)的一種快速靈活、安全高效、經(jīng)濟(jì)環(huán)保的露天礦端幫壓煤開(kāi)采工藝，現(xiàn)今已經(jīng)在國(guó)外各主要采煤大國(guó)廣泛成功應(yīng)用，這也為我國(guó)露天礦端幫壓煤開(kāi)采提供了新的途徑。端幫采煤機(jī)開(kāi)采的實(shí)質(zhì)是在邊坡下部煤層出露位置沿煤層施工一系列垂直于邊坡走向的巷硐，開(kāi)采全程無(wú)支護(hù)，通過(guò)巷硐之間保留的支撐煤柱來(lái)支承上覆巖土體質(zhì)量?！奥恫伞迸c“巷采”2種采礦方法的采動(dòng)效應(yīng)相互疊加、相互影響，最終在邊坡一定深度范圍內(nèi)形成了一個(gè)動(dòng)態(tài)的空間形態(tài)多元化的復(fù)合系統(tǒng)，巷間支撐煤柱一旦發(fā)生破壞，很可能導(dǎo)致煤柱群的連鎖失穩(wěn)，從而誘發(fā)端幫采場(chǎng)的大面積滑坡，最終破壞露天礦的正常采、運(yùn)、排系統(tǒng)并造成巨大的經(jīng)濟(jì)損失和人員傷亡。

要在實(shí)現(xiàn)最大限度提高端幫壓煤采出率的同時(shí)保證邊坡的穩(wěn)定，關(guān)鍵在于確保開(kāi)采全過(guò)程巷道群支撐煤柱的穩(wěn)定，支撐煤柱的穩(wěn)定性可以理解為在一定時(shí)間和一定工程地質(zhì)條件下，煤柱因受力而發(fā)生彈塑性變形或產(chǎn)生裂隙，但不產(chǎn)生突變性垮落或坍塌的性能。國(guó)內(nèi)外許多專(zhuān)家學(xué)者圍繞采動(dòng)邊坡變形失穩(wěn)規(guī)律、地下開(kāi)采條帶煤柱強(qiáng)度和載荷計(jì)算、煤柱尺寸設(shè)計(jì)和穩(wěn)定性分析判別等問(wèn)題已經(jīng)開(kāi)展了比較深入的研究。20世紀(jì)90年代，SALAMON MDG[1]和GALVIN J M[2]通過(guò)對(duì)澳大利亞和南非大量的支撐煤柱數(shù)據(jù)進(jìn)行了調(diào)查和分析，基于室內(nèi)測(cè)試結(jié)果和煤柱尺寸效應(yīng)給出了可以用來(lái)估算煤柱強(qiáng)度的經(jīng)驗(yàn)公式。熊仁欽[3]研究了采煤工作面煤壁內(nèi)的塑性區(qū)范圍，推導(dǎo)出了三維應(yīng)力狀態(tài)下估算煤壁內(nèi)塑性區(qū)寬度的理論公式，認(rèn)為煤壁內(nèi)塑性區(qū)寬度不僅與煤體各處的應(yīng)力狀態(tài)有關(guān)，而且還與采深及其它力學(xué)參數(shù)有關(guān)。孫世國(guó)、朱建明、丁鑫品等[4-7]研究和探討了在地下與露天共同開(kāi)采條件下邊坡巖體變形破壞的空間屬性及其分布規(guī)律，為該類(lèi)礦山的后續(xù)開(kāi)采設(shè)計(jì)及邊坡巖體動(dòng)態(tài)分析提供了科學(xué)依據(jù)。王旭春等[8]指出了目前普遍應(yīng)用的威爾遜計(jì)算理論存在因簡(jiǎn)化帶來(lái)的問(wèn)題，通過(guò)對(duì)三向應(yīng)力狀態(tài)下的煤柱極限強(qiáng)度影響因素分析，給出了不受地質(zhì)采礦條件約束的煤柱強(qiáng)度計(jì)算公式。劉文崗、張德軍等[9-10]分析了SHM端幫開(kāi)采技術(shù)應(yīng)用的評(píng)估內(nèi)容、煤柱設(shè)計(jì)計(jì)算、安全設(shè)計(jì)、采出率、災(zāi)害類(lèi)型等關(guān)鍵問(wèn)題，采用理論分析和數(shù)值模擬等方法研究了邊坡角、多煤層開(kāi)采順序、煤柱寬高和間距等重要影響參數(shù)對(duì)邊坡穩(wěn)定的影響。陳彥龍、王東、王瑞等[11-13]基于突變理論推導(dǎo)出端幫采場(chǎng)支撐煤柱發(fā)生突變失穩(wěn)的必要條件和屈服區(qū)寬度計(jì)算公式，采用數(shù)值模擬的方法以煤柱拉伸剪切塑性區(qū)寬度為判據(jù)確定了合理煤柱寬度。雖然已經(jīng)在端幫采場(chǎng)覆巖破壞和支撐煤柱變形失穩(wěn)等方面取得了一定的成果，但巷道群與邊坡時(shí)空耦合特征決定了端幫采煤機(jī)開(kāi)采條件下的端幫采場(chǎng)邊坡安全問(wèn)題是一個(gè)比較特殊的三維問(wèn)題，受研究維度和方法限制，目前關(guān)于端幫采場(chǎng)覆巖的移動(dòng)破壞規(guī)律尚不明確，關(guān)于采動(dòng)邊坡穩(wěn)定控制理論與方法仍有待完善，現(xiàn)有研究成果尚不能完全滿足實(shí)際生產(chǎn)需要。筆者結(jié)合3DEC分析軟件的功能特點(diǎn)，通過(guò)模擬再現(xiàn)煤層采出、巷道群形成、巷間煤柱破壞、邊坡變形失穩(wěn)的全過(guò)程，力求揭示端幫采場(chǎng)巷道群及邊坡巖體移動(dòng)破壞特征與應(yīng)力分布規(guī)律，對(duì)端幫采場(chǎng)覆巖變形破壞過(guò)程進(jìn)行階段劃分，探明采動(dòng)邊坡變形失穩(wěn)的關(guān)鍵階段、觸發(fā)條件和關(guān)鍵部位，以巷間煤柱合理留設(shè)為突破口提出端幫采場(chǎng)邊坡穩(wěn)定的控制方法。

1 端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞的數(shù)值模擬分析

1.1 模型構(gòu)建與分析方案

1.1.1工程地質(zhì)條件

內(nèi)蒙古鄂爾多斯地區(qū)某露天礦采用單斗-卡車(chē)開(kāi)采工藝，核定生產(chǎn)能力為3.0 Mt/a，工程地質(zhì)與水文地質(zhì)條件簡(jiǎn)單，煤系地層近水平，主采6號(hào)煤和9號(hào)煤，煤層賦存穩(wěn)定，平均厚度分別為14.65 m和4.3 m，平均賦存深度分別為110 m和140 m，端幫最終邊坡角約為38°，最大高度為160 m，邊坡巖體主要為砂質(zhì)泥巖、泥巖和不同粒徑的砂巖，屬于軟弱—半堅(jiān)硬巖層，節(jié)理裂隙較發(fā)育，邊幫壓覆可回收資源儲(chǔ)量約為1 300萬(wàn)t。結(jié)合實(shí)際條件，為了最大限度地開(kāi)發(fā)和利用煤炭資源，減少浪費(fèi)，決定采用端幫采煤機(jī)進(jìn)行邊幫壓煤回收，首先回收9號(hào)煤層，待回收結(jié)束且內(nèi)排覆蓋至6號(hào)煤層底板標(biāo)高，再對(duì)6號(hào)煤層進(jìn)行回收，邊幫壓煤回收順序?yàn)樯闲虚_(kāi)采。因此，邊坡最下部9號(hào)煤層的安全回收是端幫采煤技術(shù)在該礦區(qū)推廣應(yīng)用的關(guān)鍵。

1.1.2模型構(gòu)建與力學(xué)參數(shù)

根據(jù)研究區(qū)域工程地質(zhì)條件對(duì)邊坡地層結(jié)構(gòu)、巖性構(gòu)成進(jìn)行概化，結(jié)合3DEC數(shù)值模擬軟件的特點(diǎn)，構(gòu)建端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞數(shù)值分析模型如圖1所示。模擬開(kāi)采9號(hào)煤層，模型尺寸X×Y×Z=200 m×400 m×180 m，巷硐尺寸X×Y×Z=3 m×193 m×4.3 m，巷硐數(shù)為28個(gè)，巷硐深度根據(jù)露天礦地表界在9號(hào)煤層的正射投影回縮20 m確定，巷間支撐煤柱寬度設(shè)定為2m，采場(chǎng)左右兩側(cè)各留設(shè)30 m邊界煤柱。采用理想彈塑性本構(gòu)模型和 Mohr-Coulomb 破壞準(zhǔn)則來(lái)描述巖塊的變形破壞特征，采用Coulomb slip破壞準(zhǔn)則來(lái)描述節(jié)理的變形破壞特征[14-15]。

圖1 端幫采場(chǎng)覆巖變形破壞數(shù)值分析模型Fig.1 Numerical analysis model of overburden deformation and failure of the mining slope

以巖石物理力學(xué)性質(zhì)試驗(yàn)成果為基礎(chǔ)，本次模擬分析用到的巖土體變形參數(shù)基于材料損傷理論和RMR分類(lèi)法得到，強(qiáng)度參數(shù)基于Hook-Brown強(qiáng)度準(zhǔn)則弱化處理得到，結(jié)構(gòu)面剛度參數(shù)采用修正后的Bandis剪切剛度經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算獲得[16]。巖土體與結(jié)構(gòu)面物理力學(xué)參數(shù)取值分別見(jiàn)表1，2。

表1 巖土體物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Value of physical and mechanical parameters of rock and soil mass

表2 結(jié)構(gòu)面物理力學(xué)參數(shù)Table 2 Physical and mechanical parameters of the structural plane

1.1.3模擬分析與監(jiān)測(cè)方案

初始地應(yīng)力場(chǎng)達(dá)到平衡并對(duì)速度位移場(chǎng)清零后，沿9號(hào)煤層底板垂直于邊坡走向自右向左按順序依次進(jìn)行巷硐施工，為了能夠?qū)崟r(shí)獲取端幫采場(chǎng)巖體的應(yīng)力分布和變形移動(dòng)特征參數(shù)，在巷道群兩側(cè)邊界和各巷間煤柱中心位置垂直于邊坡走向布置29條監(jiān)測(cè)線，沿X軸方向由1～29編號(hào)。端幫采場(chǎng)應(yīng)力和變形監(jiān)測(cè)線布置如圖2所示。在每條監(jiān)測(cè)線上設(shè)置13個(gè)應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)，其中1～7號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于煤柱與頂板接觸位置，用于監(jiān)測(cè)巷道群施工過(guò)程中支撐煤柱豎向應(yīng)力演化情況，8～13號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于煤層頂板上部較堅(jiān)硬的巖體內(nèi)，用于監(jiān)測(cè)采場(chǎng)上部邊坡巖體水平應(yīng)力演化情況。此外，分別在7，15和23號(hào)監(jiān)測(cè)線對(duì)應(yīng)的邊坡各臺(tái)階坡頂及地表相應(yīng)位置另設(shè)16個(gè)位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)，用于監(jiān)測(cè)邊幫壓煤開(kāi)采全過(guò)程各平盤(pán)水平和豎向變形情況。比如，自右向左第7條監(jiān)測(cè)線，其應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為7-1～7-13，位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)編號(hào)為7-19～7-34。端幫采場(chǎng)7號(hào)監(jiān)測(cè)線應(yīng)力和位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置如圖3所示。

圖2 端幫采場(chǎng)應(yīng)力和變形監(jiān)測(cè)線布置示意Fig.2 Schematic diagram of stress and deformation monitoring line arrangement of the mining slope

圖3 7號(hào)監(jiān)測(cè)線應(yīng)力和變形監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置示意Fig.3 Schematic diagram of stress and deformation monitoring points of line 7

1.2 采動(dòng)邊坡巖體變形移動(dòng)特征

端幫開(kāi)采誘發(fā)邊坡及地表變形移動(dòng)特征如圖4所示。由邊坡Y向位移云圖(圖4(a))可知，受巷道群施工影響，采場(chǎng)覆巖可根據(jù)水平變形特征劃分為上、中、下3個(gè)區(qū)域，上部區(qū)域和下部區(qū)域均朝向邊坡臨空面產(chǎn)生了不同程度的水平移動(dòng)，尤其以下部區(qū)域巷道群上方附近巖體最為顯著，最大水平變形值約為21.1 cm，中部區(qū)域各臺(tái)階朝向邊坡臨空面的水平變形值有限，甚至為負(fù)值。由邊坡Z向位移云圖(圖4(b))可知，采場(chǎng)上覆巖體豎向變形已經(jīng)發(fā)展至邊坡表面，豎向變形值以邊坡中部區(qū)域最為顯著，最大豎向變形值約為51.8 cm，邊坡下部區(qū)域巷道群上方附近巖體豎向變形值有限，甚至為正值，以上特征表明，端幫采場(chǎng)發(fā)生最大豎向變形的位置處于巷道群沿邊坡走向幾何中心深部。通過(guò)對(duì)7，15和23號(hào)監(jiān)測(cè)線各監(jiān)測(cè)點(diǎn)變形數(shù)據(jù)對(duì)比分析可知，端幫采場(chǎng)巖體水平變形和豎向變形最大值均出現(xiàn)在巷道群沿邊坡走向?qū)ΨQ(chēng)中心(15號(hào)監(jiān)測(cè)線)位置，分析結(jié)果與現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)基本吻合。

圖4 端幫采場(chǎng)邊坡及地表變形移動(dòng)特征Fig.4 Deformation and movement characteristics of the side slope and surface under the coal extract condition

邊坡中部斷面(15號(hào)監(jiān)測(cè)線)巖土體變形移動(dòng)特征如圖5所示。由15號(hào)監(jiān)測(cè)斷面Y向位移云圖和各監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平變形曲線(圖5(a))可知，巷道群頂部附近垂直于邊坡走向一定深度范圍內(nèi)的巖體和邊坡最上部多級(jí)臺(tái)階均產(chǎn)生了明顯的水平變形，中部區(qū)域各監(jiān)測(cè)點(diǎn)累積變形值較小。邊坡上部15-30監(jiān)測(cè)點(diǎn)和邊坡下部15-20監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平變形值均較大，邊坡中部15-24監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平變形值最小，約為4.5 cm。由15號(hào)監(jiān)測(cè)斷面Z向位移云圖和各監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向變形曲線(圖5(b))可知，邊坡發(fā)生最大豎向變形的區(qū)域位于坡體內(nèi)巷道群深部，變形影響已經(jīng)向上擴(kuò)展至邊坡表面，受邊坡應(yīng)力場(chǎng)與巷道群應(yīng)力場(chǎng)的耦合作用影響，上覆巖體豎向變形呈現(xiàn)出明顯的“偏態(tài)”特征。豎向變形等值線發(fā)生朝向邊坡臨空面的明顯偏移，導(dǎo)致邊坡中部15-26監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向變形值較大。15-20監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平和豎向變形受巷道群施工影響最為劇烈，巷道群施工至17 000時(shí)步(距離15號(hào)監(jiān)測(cè)線5個(gè)巷硐，約26 m)時(shí)，該監(jiān)測(cè)點(diǎn)Y向位移變化趨勢(shì)突然增強(qiáng)，直到27 000時(shí)步(經(jīng)過(guò)15號(hào)監(jiān)測(cè)線5個(gè)巷硐，約26 m)時(shí)，變化趨勢(shì)才逐漸減弱。

圖5 邊坡中部斷面巖土體變形移動(dòng)特征Fig.5 Deformation and failure characteristics of rock and soil mass in the middle section of the mining slope

1.3 采動(dòng)邊坡巖體應(yīng)力分布特征

邊坡中部斷面(15號(hào)監(jiān)測(cè)線)位置巖土體應(yīng)力分布特征如圖6所示。由15號(hào)監(jiān)測(cè)斷面Y向應(yīng)力云圖和各監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平應(yīng)力曲線(圖6(a))可知，巷道群施工結(jié)束后，邊坡底部巖體前緣受壓、后緣受拉。受巷道群施工影響，應(yīng)力曲線呈上下有規(guī)律波動(dòng)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平應(yīng)力均為壓應(yīng)力，且由巷硐淺部至深部逐漸增大，15-12監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平應(yīng)力值達(dá)到最大，但最深處的15-13監(jiān)測(cè)點(diǎn)反而有所減小。由15號(hào)監(jiān)測(cè)斷面Z向應(yīng)力云圖和各監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力曲線(圖6(b))可知，深部區(qū)域支撐煤柱所受壓應(yīng)力集中程度明顯，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力均為壓應(yīng)力，同樣由巷硐淺部至深部逐漸增大，15-6監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力值達(dá)到最大，但最深處的15-7監(jiān)測(cè)點(diǎn)反而有所減小。巷道群施工至17 000時(shí)步(距離15號(hào)監(jiān)測(cè)線5個(gè)巷硐，約26 m)時(shí)，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)水平和豎向應(yīng)力開(kāi)始逐漸增大，到22 000時(shí)步(15號(hào)監(jiān)測(cè)線位置)突然減小，減小幅度較大，在27 000時(shí)步(經(jīng)過(guò)15號(hào)監(jiān)測(cè)線5個(gè)巷硐，約26 m)以后開(kāi)始保持穩(wěn)定。由邊坡中部斷面位置煤柱豎向應(yīng)力隨巷硐深度變化曲線如圖7所示，受已形成坡面的影響，隨著巷硐深度位置向邊坡內(nèi)部轉(zhuǎn)移，煤柱承受的豎向應(yīng)力逐漸增大，當(dāng)深度增大到170 m時(shí)，豎向應(yīng)力達(dá)到峰值，隨后又突然減小，當(dāng)深度增大到193 m(巷硐末端位置)時(shí)，豎向應(yīng)力減小至最低，隨后呈現(xiàn)出緩慢增大的趨勢(shì)，到達(dá)坡頂線在9號(hào)煤層正射投影位置時(shí)逐漸恢復(fù)至原巖應(yīng)力大小，該現(xiàn)象正是距離巷硐末端一定范圍內(nèi)的巷間煤柱未發(fā)生明顯不連續(xù)破壞的根本原因。

圖6 邊坡中部斷面巖土體應(yīng)力分布特征Fig.6 Stress distribution characteristics of rock and soil mass in the middle section of the mining slope

圖7 邊坡中部斷面位置煤柱豎向應(yīng)力隨巷硐深度變化曲線Fig.7 Vertical stress of coal pillar varies with the depth of the tunnel in the middle section of the mining slope

2 端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞過(guò)程的階段劃分

研究與實(shí)踐表明，端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞過(guò)程是一個(gè)動(dòng)態(tài)的地質(zhì)力學(xué)行為過(guò)程，可以將該過(guò)程劃分為表生改造、結(jié)構(gòu)改造、時(shí)效變形、最終失穩(wěn)(穩(wěn)定)4個(gè)階段，各階段都有其不同的特點(diǎn)。

2.1 表生改造階段

表生改造為露天開(kāi)采形成端幫邊坡及邊坡應(yīng)力重分布的過(guò)程，是與露天礦剝采過(guò)程相伴生的地質(zhì)力學(xué)行為，應(yīng)力重分布過(guò)程中的邊坡變形屬于卸荷回彈性質(zhì)的變形。表生改造一方面起到釋放坡體原巖應(yīng)力，促進(jìn)邊坡應(yīng)力場(chǎng)再次形成的作用;另一方面，這個(gè)過(guò)程的發(fā)生形成了邊坡淺表部的“卸荷松弛帶”，卸荷松弛帶破壞了邊坡的巖體結(jié)構(gòu)，導(dǎo)致巖體宏觀強(qiáng)度和結(jié)構(gòu)面強(qiáng)度的降低，形成邊坡繼續(xù)變形的幾何和力學(xué)邊界條件，從而劣化了巖體的物理力學(xué)性質(zhì)，該階段的最終結(jié)果為邊坡表層巖土體最大主應(yīng)力方向順著邊坡表面且量值較小，而邊坡內(nèi)部巖土體的最大主應(yīng)力方向轉(zhuǎn)為豎直向下且量值逐漸增大。表生改造階段邊坡巖土體豎向主應(yīng)力如圖8所示。

圖8 表生改造階段豎向主應(yīng)力Fig.8 Vector diagram of vertical principal stress in the supergene transformation stage

2.2 結(jié)構(gòu)改造階段

在已形成的端幫邊坡下部沿煤層施工一系列垂直于邊坡走向的巷硐，這些巷硐并排布置且具有一定的空間尺寸，此時(shí)端幫采場(chǎng)上覆巖體部分重量轉(zhuǎn)由巷間煤柱承擔(dān)，露采與巷采效應(yīng)相互疊加，在動(dòng)靜組合載荷作用下，巷道群沿邊坡走向幾何中心深部區(qū)域巷間煤柱所受實(shí)際應(yīng)力σs遠(yuǎn)大于極限應(yīng)力σp，導(dǎo)致多個(gè)相鄰煤柱圍繞中心煤柱集體發(fā)生壓剪破壞而失去承載能力，其上部巖體隨即發(fā)生垮落，因此結(jié)構(gòu)改造的實(shí)質(zhì)是采場(chǎng)上覆巖體變形破壞及應(yīng)力再分布的過(guò)程。該階段最大的特點(diǎn)是巷道群施工導(dǎo)致邊坡的完整結(jié)構(gòu)遭到破壞，深部巷間煤柱坍塌促使端幫采場(chǎng)覆巖變形破壞分區(qū)開(kāi)始形成，在巷間煤柱破壞區(qū)域周邊較硬巖體內(nèi)形成“砌體梁”結(jié)構(gòu)，破壞區(qū)域上部關(guān)鍵巖塊之間的鉸接作用孕育著邊坡內(nèi)部強(qiáng)大的水平擠壓力，該階段是端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞的關(guān)鍵階段。結(jié)構(gòu)改造階段邊坡巖土體最大剪應(yīng)力如圖9所示。

圖9 結(jié)構(gòu)改造階段最大剪應(yīng)力Fig.9 Vector diagram of maximum shear stress in the structure modification stage

2.3 時(shí)效變形階段

時(shí)效變形是在表生改造或結(jié)構(gòu)改造階段結(jié)束后，緊接著發(fā)生的一種隨時(shí)間逐漸發(fā)展的變形。表現(xiàn)在變形監(jiān)測(cè)曲線上，就是邊坡形成或巷道群施工結(jié)束后，位移還在繼續(xù)發(fā)展，并可能保持一定的速率。研究與實(shí)踐表明，當(dāng)邊坡內(nèi)具有傾向坡外的緩傾結(jié)構(gòu)面、且傾角與殘余摩擦角接近的邊坡、存在軟弱基底的邊坡、由近直立中—薄層狀巖層構(gòu)成的陡傾邊坡、碎裂結(jié)構(gòu)巖體邊坡以及堆積體(散體)邊坡等5類(lèi)邊坡極容易進(jìn)入時(shí)效變形階段[17]。實(shí)際上，端幫采場(chǎng)覆巖隨時(shí)間發(fā)生的變形破壞或失穩(wěn)也是一種典型的結(jié)構(gòu)改造階段后的時(shí)效變形，在巖層近水平的情況下，時(shí)效變形主要體現(xiàn)在以下幾個(gè)方面:

(1)端幫采場(chǎng)下部區(qū)域巖體朝向臨空面的水平變形。該區(qū)巖土體的變形主要為巷間煤柱破壞區(qū)域周邊堅(jiān)硬巖塊鉸接結(jié)構(gòu)的變形(滑動(dòng))失穩(wěn)所致。由于邊坡深部區(qū)域巷間煤柱的破壞，其上部巖體發(fā)生破斷下沉，堅(jiān)硬巖塊之間相互咬合形成鉸接結(jié)構(gòu)，在變形(滑動(dòng))失穩(wěn)過(guò)程中將水平擠壓力傳遞至邊坡下部巖層，當(dāng)某巖層接觸面的抗剪強(qiáng)度不能抵抗該力的作用時(shí)，接觸面上部巖層便發(fā)生朝向邊坡臨空面的相對(duì)移動(dòng)。

(2)端幫采場(chǎng)中部區(qū)域巖體的豎向變形。實(shí)際上該區(qū)巖土體的變形是兩類(lèi)變形矢量之和，一者是由于邊坡深部區(qū)域巷間煤柱破壞引起該區(qū)巖體發(fā)生朝向邊坡下后方的移動(dòng)，二者是在重力作用下邊坡附近巖體發(fā)生了朝向臨空面的移動(dòng)，兩類(lèi)變形的水平分量相互抵消，因此總體上該區(qū)巖體以豎向變形為主。

(3)端幫采場(chǎng)上部區(qū)域巖土體沿坡面向下的變形移動(dòng)。該區(qū)巖土體變形的主要誘因?yàn)槭チ藗?cè)向支承作用，當(dāng)下部采動(dòng)強(qiáng)度較大時(shí)，上部巖層面甚至?xí)山桨l(fā)展為與邊坡面順傾，由于發(fā)生在邊坡上部，一旦進(jìn)入加速變形將很難控制，因此端幫采場(chǎng)上部區(qū)域是采動(dòng)邊坡發(fā)生變形失穩(wěn)的關(guān)鍵區(qū)域。若上部區(qū)域邊坡由松散堆積體構(gòu)成，則最有可能的失穩(wěn)模式為散體物料內(nèi)部的圓弧滑動(dòng)，若上部區(qū)域邊坡由含軟弱夾層的巖體構(gòu)成，則最有可能的失穩(wěn)模式為沿順傾結(jié)構(gòu)面的順層滑動(dòng)，基于以上分析，在穩(wěn)定系數(shù)Fs<1的情況下，端幫采場(chǎng)上部區(qū)域巖土體將進(jìn)入時(shí)效變形階段。

(4)最終失穩(wěn)(穩(wěn)定)階段。時(shí)效變形的過(guò)程，也是蠕滑卸荷的過(guò)程，隨著蠕滑量的增加，“砌體梁結(jié)構(gòu)”將出現(xiàn)變形失穩(wěn)或滑落失穩(wěn)，鉸接巖塊對(duì)周?chē)鷰r體的水平擠壓力逐漸變小，直至消失。在長(zhǎng)期載荷作用下，當(dāng)關(guān)鍵區(qū)域的穩(wěn)定性系數(shù)Fs∞逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榇笥?，潛在滑面提供的抗滑力足以平衡滑體的下滑力時(shí)，邊坡時(shí)效變形速度將逐漸減小，直至變形穩(wěn)定;否則，潛在滑面提供的抗滑力始終不能平衡滑體的下滑力，邊坡關(guān)鍵區(qū)域的變形量將超過(guò)邊坡穩(wěn)定的許可變形量，最終將發(fā)生滑坡失穩(wěn)。最終失穩(wěn)(穩(wěn)定)階段邊坡巖土體位移如圖10所示。

圖10 最終失穩(wěn)(穩(wěn)定)階段位移Fig.10 Vector diagram of displacement in the final instability (stability) stage

3 基于巷間煤柱合理留設(shè)的端幫采場(chǎng)覆巖穩(wěn)定控制方法

3.1 巷道群上覆巖體“擴(kuò)大壓力拱”的形成演化規(guī)律

端幫采場(chǎng)巷道群深部區(qū)域支撐煤柱的壓剪破壞是采場(chǎng)覆巖發(fā)生變形失穩(wěn)的觸發(fā)條件。在最大限度回收邊幫壓煤的同時(shí)保證巷間煤柱不發(fā)生破壞是問(wèn)題的關(guān)鍵。根據(jù)礦山壓力與巖層控制理論，單個(gè)巷硐圍巖的應(yīng)力分布影響范圍一般以切向應(yīng)力超過(guò)原巖應(yīng)力的5%處為界，若相鄰巷硐間距小于2倍單巷硐影響半徑，則巷硐圍巖應(yīng)力會(huì)產(chǎn)生疊加效應(yīng)，由于端幫采場(chǎng)巷硐間距相對(duì)較小，巷間煤柱應(yīng)力疊加在所難免，在巷道群施工過(guò)程中，如果巷間煤柱尺寸過(guò)小導(dǎo)致壓縮變形過(guò)大或發(fā)生破壞失穩(wěn)，上部載荷將通過(guò)上覆巖體轉(zhuǎn)移至周?chē)噜彽拿褐袚?dān)，當(dāng)這一現(xiàn)象連續(xù)發(fā)生時(shí)，將在巷道群上方形成一個(gè)“擴(kuò)大壓力拱”[6,18]。研究結(jié)果表明，在巷間煤柱尺寸較小且巷道群規(guī)模較大的情況下，擴(kuò)大壓力拱的高度和跨度與上覆巖體厚度和關(guān)鍵硬巖層位置等因素有關(guān)[19-20]。巷道群上覆巖體擴(kuò)大壓力拱形成過(guò)程如圖11所示。

圖11 巷道群上覆巖體“擴(kuò)大壓力拱”形成過(guò)程示意Fig.11 Schematic diagram of “distensible pressure arch” formation process in the overlying strata of roadway groups

為了驗(yàn)證端幫采場(chǎng)巷間煤柱“擴(kuò)大壓力拱”的真實(shí)存在，進(jìn)一步探明其形成演化規(guī)律，圍繞上述模擬分析獲得的巷間煤柱應(yīng)力監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)進(jìn)行討論。對(duì)比分析表明，在各監(jiān)測(cè)線煤柱與頂板接觸位置布設(shè)的7個(gè)豎向應(yīng)力監(jiān)測(cè)點(diǎn)中，6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)應(yīng)力顯現(xiàn)規(guī)律最為明顯，端幫采場(chǎng)各監(jiān)測(cè)線6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力隨巷硐施工全過(guò)程演化特征曲線如圖12所示。通過(guò)分析可知:

圖12 端幫采場(chǎng)各監(jiān)測(cè)線6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力分布特征曲線Fig.12 Vertical stress distribution characteristic curve of No.6 monitoring point in each monitoring line of the mining slope

(1)在巷硐未施工之前，端幫邊坡各監(jiān)測(cè)線6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力基本保持定值，巷硐的施工，破壞了地層原巖應(yīng)力的平衡狀態(tài)，導(dǎo)致巷硐周邊巖體的應(yīng)力重新分布和應(yīng)力集中，在工作面前方形成應(yīng)力增高

區(qū)，后方形成應(yīng)力降低區(qū)，并逐漸向前方轉(zhuǎn)移，因此各監(jiān)測(cè)點(diǎn)豎向應(yīng)力發(fā)生有規(guī)律的上下波動(dòng)，如果將每一巷硐施工結(jié)束視為一個(gè)應(yīng)力狀態(tài)，對(duì)多個(gè)狀態(tài)的應(yīng)力分布曲線進(jìn)行疊加處理，可以視為一列橫波在各支撐煤柱之間沿巷道群施工方向傳播。疊加處理還發(fā)現(xiàn)巷硐6施工結(jié)束時(shí)7號(hào)監(jiān)測(cè)線位置出現(xiàn)的應(yīng)力峰值在后續(xù)各狀態(tài)的應(yīng)力分布曲線中同樣存在，且巷硐12施工結(jié)束時(shí)14號(hào)監(jiān)測(cè)線位置、巷硐18施工結(jié)束時(shí)20號(hào)監(jiān)測(cè)線位置均出現(xiàn)了同樣的情況。分析認(rèn)為7號(hào)、14號(hào)和20號(hào)監(jiān)測(cè)線應(yīng)力峰值位置即為擴(kuò)大壓力拱拱腳位置，以上現(xiàn)象一方面表明端幫采場(chǎng)巷道群“擴(kuò)大壓力拱”的存在，另一方面也表明在其他條件一定的情況下，隨著巷道群的施工，擴(kuò)大壓力拱的跨度增大到一定程度后基本保持定值。

(2)在本文已知的工程地質(zhì)條件與采礦條件下，某露天礦端幫各監(jiān)測(cè)線6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置的豎向應(yīng)力基本保持在2.5 MPa，巷道群施工方向前方煤壁承受的豎向應(yīng)力首先增大至初始值的1.5～1.8倍，待該位置煤柱形成后，其所受豎向應(yīng)力快速減小至初始值的0.5～0.7倍，在7，14和20號(hào)監(jiān)測(cè)線位置先后共形成3個(gè)“擴(kuò)大壓力拱”，跨度為30～35 m，拱腳處的應(yīng)力最大值為4.0～4.5 MPa，數(shù)值模擬與現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)結(jié)果基本吻合。

3.2 巷間煤柱的合理留設(shè)方法

端幫采場(chǎng)巷間煤柱包括臨時(shí)支撐煤柱和永久隔離煤柱兩類(lèi)，兩類(lèi)煤柱寬度設(shè)計(jì)應(yīng)考慮的因素包括上覆巖體的厚度、巖性構(gòu)成、煤巖體物理力學(xué)性質(zhì)、煤層厚度、采高和巷硐寬度等。實(shí)際上，煤柱寬高比越大，煤柱穩(wěn)定性越好，但同時(shí)邊幫壓煤的采出率越低，因此巷間煤柱寬度的合理留設(shè)是解決以上問(wèn)題的關(guān)鍵。關(guān)于端幫采場(chǎng)臨時(shí)支撐煤柱寬度的確定方法已在相關(guān)文獻(xiàn)中進(jìn)行了一定研究，這里專(zhuān)門(mén)針對(duì)永久隔離煤柱的合理留設(shè)進(jìn)行討論。為了防止端幫采場(chǎng)巷間煤柱破壞失穩(wěn)的“多米諾骨牌效應(yīng)”，實(shí)際生產(chǎn)中每隔一定數(shù)量的臨時(shí)支撐煤柱留設(shè)一個(gè)永久隔離煤柱，通過(guò)上述關(guān)于端幫采場(chǎng)巷間煤柱“擴(kuò)大壓力拱”形成演化規(guī)律的討論，可以將壓力拱的拱腳位置作為永久隔離煤柱的留設(shè)位置，實(shí)際生產(chǎn)中壓力拱的拱腳位置可以通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值分析等方法獲得，也可通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行估算。

ABEL等[21-22]通過(guò)對(duì)國(guó)外55處沉積礦床的測(cè)量數(shù)據(jù)的統(tǒng)計(jì)分析，給出了巷道群施工過(guò)程中與上覆巖體厚度相關(guān)的壓力拱最大跨度估算公式為

lLTD=-10-4H2+0.270 1H

(1)

式中，H為上覆巖層平均厚度。

上述研究實(shí)例中各監(jiān)測(cè)線6號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)上覆巖體厚度為121 m，代入式(1)計(jì)算得到擴(kuò)大壓力拱最大跨度為34.14 m，與數(shù)值分析結(jié)果基本吻合，即在該露天礦地質(zhì)條件和采礦條件下，應(yīng)每隔5～6個(gè)臨時(shí)支撐煤柱留設(shè)1個(gè)永久隔離煤柱。

基于極限平衡分析理論，永久隔離煤柱安全系數(shù)Fs計(jì)算公式[23-24]可表示為

(2)

(3)

(4)

(5)

式中，σp為煤柱的極限應(yīng)力;σs為永久隔離煤柱所受實(shí)際應(yīng)力;γ為上覆巖體加權(quán)容重;H′為擴(kuò)大壓力拱最大高度;Wz為煤柱寬度;Wd為巷硐寬度;Hd為煤柱原始高度;W為擴(kuò)大壓力拱最大跨度;k為壓力拱修正系數(shù);fk為巖石堅(jiān)固系數(shù)。其中:

當(dāng)k=4.0～5.0，fk≤0.8時(shí)，為不穩(wěn)定巖石；

當(dāng)k=3.0～4.0，0.8

當(dāng)k=1.5～2.0，5

當(dāng)k=1.0，fk≥10時(shí)，為極堅(jiān)硬巖石。

實(shí)際生產(chǎn)中永久隔離煤柱所受實(shí)際應(yīng)力可以通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值分析等方法獲得，也可通過(guò)經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行估算。如前所述，采用現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)和數(shù)值分析相結(jié)合的方法得到本實(shí)例中永久隔離煤柱所受實(shí)際應(yīng)力最大值為4.5 MPa，正常情況下永久隔離煤柱安全系數(shù)建議取1.3[6]，將實(shí)際參數(shù)代入式(2)，計(jì)算可得本文所述條件下露天礦端幫采場(chǎng)永久隔離煤柱寬度至少應(yīng)大于5.6 m。

本實(shí)例中巷硐寬度為3 m，煤柱原始高度為4.3 m，上覆巖體加權(quán)容重為24 kN/m3，巖體為中等堅(jiān)硬，將以上參數(shù)依次代入式(4)和(5)，可反算出k/fk≈3.58，與式(6)中k值取3時(shí)fk取值取0.8計(jì)算結(jié)果相當(dāng)，以上方法在一定程度上解決了采用式(5)和(6)計(jì)算擴(kuò)大壓力拱最大高度時(shí)較難取值的困擾。應(yīng)用與實(shí)踐進(jìn)一步表明，在邊坡地層近水平條件下，采用該方法對(duì)端幫采場(chǎng)永久支撐煤柱尺寸進(jìn)行計(jì)算是可行的，研究成果為端幫采場(chǎng)永久隔離煤柱合理留設(shè)提供了理論依據(jù)，對(duì)于保證端幫采場(chǎng)邊坡穩(wěn)定安全具有實(shí)際意義。

4 結(jié) 論

(1)端幫采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞全過(guò)程模擬研究結(jié)果表明，在地層近水平條件下，受“露采”與“巷采”2種采動(dòng)效應(yīng)疊加影響，采場(chǎng)邊坡巖土體變形破壞和應(yīng)力分布表現(xiàn)出新的特征:沿邊坡走向，巖體變形最大值出現(xiàn)在巷道群沿邊坡走向幾何中心區(qū)域;垂直于邊坡走向，距離巷硐末端一定長(zhǎng)度范圍是支撐煤柱承受最大值豎向應(yīng)力的位置。端幫采場(chǎng)覆巖發(fā)生變形破壞的觸發(fā)條件是在動(dòng)靜組合載荷作用下，巷道群沿邊坡走向幾何中心深部區(qū)域巷間煤柱所受實(shí)際應(yīng)力大于極限應(yīng)力，誘發(fā)多個(gè)相鄰煤柱圍繞中心煤柱集體發(fā)生壓剪破壞而產(chǎn)生較大的不連續(xù)變形所致。

(2)根據(jù)采場(chǎng)覆巖移動(dòng)破壞特征，可以將端幫采場(chǎng)邊坡變形破壞過(guò)程劃分為表生改造、結(jié)構(gòu)改造、時(shí)效變形和最終失穩(wěn)(穩(wěn)定)4個(gè)階段，其中結(jié)構(gòu)改造階段是邊坡發(fā)生變形破壞的關(guān)鍵階段，端幫采場(chǎng)邊坡發(fā)生變形失穩(wěn)的關(guān)鍵區(qū)域?yàn)檫吰律喜繀^(qū)域，若上部區(qū)域邊坡由松散堆積體構(gòu)成，則最有可能的失穩(wěn)模式為散體物料內(nèi)部的圓弧滑動(dòng)，若上部區(qū)域邊坡由含軟弱夾層的巖體構(gòu)成，則最有可能的失穩(wěn)模式為沿軟弱巖層的順層滑動(dòng)。

(3)結(jié)合鄂爾多斯地區(qū)某露天礦端幫煤開(kāi)采，揭示了巷道群上覆巖體“擴(kuò)大壓力拱”的形成過(guò)程及其演化規(guī)律，提出了基于巷間煤柱合理留設(shè)的端幫采場(chǎng)覆巖穩(wěn)定控制方法，給出了端幫采場(chǎng)擴(kuò)大壓力拱最大跨度和永久隔離煤柱參數(shù)的確定方法，通過(guò)應(yīng)用與實(shí)踐，驗(yàn)證了理論公式的適用性。