用Mathews 穩(wěn)定圖法與數(shù)值分析法優(yōu)化充填開采礦山采場結(jié)構(gòu)參數(shù)

許宏亮 劉召勝 石 露 王少泉

(1.中冶北方工程技術(shù)有限公司，遼寧 大連116600;2.中國科學院武漢巖土力學研究所，湖北 武漢430071)

隨著國家對環(huán)境保護和可持續(xù)發(fā)展越來越重視，礦山的開采要求不允許引起地表塌陷;同時隨著采礦技術(shù)的發(fā)展、大型采礦設備的引進以及新型充填材料的研制成功，充填法開采成為礦山開采的一個重要選擇［1］。特大型礦山的充填法開采，國內(nèi)外的先例不多［2］。階段空場嗣后充填法具有回采工藝簡單、效率高、成本低等空場法優(yōu)點，同時又具有嗣后一次性充填空區(qū)的靈活性，可大幅提高充填的效率，降低成本［3］，為大型、特大型地下礦山的首選充填采礦方法，如國內(nèi)的紅透山銅礦［3］，冬瓜山銅礦［4］，司家營鐵礦［2］以及安徽霍邱地區(qū)的草樓、李樓等鐵礦［5］均是采用該采礦方法。

厚大礦體劃分成不同的采場，采場開采以后形成的采空區(qū)由尾砂充填體進行充填，采場的設計與采場生產(chǎn)能力、采空區(qū)穩(wěn)定性和礦石的回收率密切相關(guān)，且要求礦山裝備水平和開采技術(shù)工藝與之相適應。選用合理的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)，可以減少采準切割工程量和礦石貧化和損失率，從而降低礦山生產(chǎn)成本，促進礦山安全高效生產(chǎn)，使礦山整體經(jīng)濟效益得以提高。顯然，合理的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)是控制地壓災害、實現(xiàn)礦體安全高效開采的重要保證［6］。

本研究以馬鋼(集團)控股有限公司霍邱張莊鐵礦為依托礦山，首先基于Mathews 穩(wěn)定圖法初步選定采場結(jié)構(gòu)參數(shù)，然后利用FLAD3D建立盤區(qū)模型對初步采場結(jié)構(gòu)參數(shù)進行比選，獲取最終的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1 礦山概況

張莊鐵礦為隱伏礦體，礦體頂板直接被第四系黏土、粉質(zhì)黏土、砂礫層覆蓋，覆蓋層厚度146 ～196 m，層內(nèi)砂層含水豐富。第四系之下基巖古風化帶厚20 ～70 m，一般40 m 左右。接近古風化帶礦石為氧化礦，厚度28 ～61 m，平均38 m。氧化帶礦石呈碎塊狀，氧化帶以下為原生磁鐵礦，主要為石英磁鐵礦體。礦體呈單斜構(gòu)造，似層狀，如圖1 所示。礦體南部近南北走向，傾向西，傾角約50°～65°;北部走向逐漸轉(zhuǎn)為北偏東25°，傾向北西，傾角上緩下陡(40°～70°)。

根據(jù)礦體賦存條件、礦巖穩(wěn)定性和地表變形控制要求，采用階段空場嗣后充填法進行開采。為了便于生產(chǎn)靈活和機動，通常將礦體沿走向劃分成盤區(qū)，每個盤區(qū)之間留設隔離礦柱有利于控制地壓等，該隔離礦柱在所有中段盤區(qū)開采結(jié)束后進行回收。對于每個盤區(qū)，將礦體間隔劃分成2 種類型的礦房單元即一步礦房回采單元和二步礦房回采單元，開采一步礦房時，二步礦房作為礦柱用于保證一步開采的穩(wěn)定性;一步礦房開采結(jié)束后采用全尾砂膠結(jié)充填作為二步礦房的人工礦柱，二步礦房回采結(jié)束后用全尾砂充填。圖2 即為礦房沿礦體走向布置，礦房長度取半個盤區(qū)長度。

圖2 階段空場嗣后充填法示意Fig.2 The stope mining method with stage subsequent backfilling

2 基于Mathews 穩(wěn)定圖法結(jié)構(gòu)參數(shù)取值

2.1 Mathews 穩(wěn)定圖法

Mathews 穩(wěn)定圖法是由Mathews 等人于1980 年首先提出的用于埋藏1 000 m 以下的硬巖中進行礦山開采設計的方法［7］?；贛athews 穩(wěn)定圖法預測采場的穩(wěn)定性是一種經(jīng)驗預測法，其基本原理是基于NGI 巖體分級指標Q［8］通過修正后獲得Q1計算巖體穩(wěn)定性指數(shù)N，綜合考慮礦山開拓和采準工程，初步確定采場結(jié)構(gòu)參數(shù)并計算采場暴露面形狀系數(shù)S(或稱水力半徑)，將N 和S 值投影到Mathews 穩(wěn)定性圖表上即可初步判斷采場的總體穩(wěn)定性;或者根據(jù)巖體穩(wěn)定指數(shù)N 在穩(wěn)定性圖表上求出總體穩(wěn)定的采場形狀參數(shù)S，在初步選定采場某一結(jié)構(gòu)參數(shù)后即可確定其他結(jié)構(gòu)參數(shù)。關(guān)于Q1、N 以及S 的具體取值參見文獻［9］。

Mathews 穩(wěn)定圖法最初是為深度大于1 000 m 下采場設計服務的，后續(xù)更多數(shù)據(jù)獲取后(包括1 000 m 以內(nèi))，Mathews 穩(wěn)定圖法得以進行了多次修正。本研究采用圖3 所示的Mathews 修正圖［10］。

圖3 Mathews 修正圖Fig.3 Mathews revised method

2.2 采場結(jié)構(gòu)參數(shù)分析

(1)Q1指標的獲取。本研究根據(jù)現(xiàn)場工程地質(zhì)調(diào)查和室內(nèi)試驗，獲取表征礦山巖體質(zhì)量的多項指標，通過這些指標，計算工程巖體的RMR 值。應用Q與RMR 之間的經(jīng)驗公式Q =e(RMR－44)/9進行轉(zhuǎn)換［8］，把地質(zhì)力學分類評價評分RMR 值轉(zhuǎn)化為Q 值，來近似等同于Q1。由此，得Q1為43.72。

(2)穩(wěn)定性指數(shù)N 的計算。穩(wěn)定性指數(shù)N =Q1×A×B×C，應力系數(shù)A 由礦巖的單軸抗壓強度和平行于暴露面方向的最大采礦誘導應力之比確定。本研究最大采礦誘導應力根據(jù)二維橢圓開采解析解獲?。?1］。最終計算得到張莊鐵礦的應力系數(shù)為0.67。節(jié)理方位修正系數(shù)B 可以根據(jù)節(jié)理統(tǒng)計來確定，根據(jù)B 與節(jié)理傾角的關(guān)系圖，最不利節(jié)理傾角絕大部分區(qū)域均在60°，局部在55°左右，這2 個角度對應的系數(shù)B 分別為0.8 和0.67。重力修正系數(shù)C 取1。因此，計算得對應于B 取0.8 和0.67 的穩(wěn)定數(shù)N 分別為23.40 和19.63。

(3)礦房結(jié)構(gòu)參數(shù)分析。由以上計算得到的穩(wěn)定性指數(shù)N，通過修正的Mathews 穩(wěn)定圖，即可求得暴露面水力半徑S。對應的N 的2 個值的水力半徑分別為9.97 m 和9.30 m。

設礦房的寬度為W，礦房的長度為L，則有

設置不同的頂板寬度W，可根據(jù)水力半徑S 計算出頂板的暴露面積和長度L。水力半徑9.30 m 和9.97 m時的頂板暴露面積和長度隨頂板寬度的變化趨勢分別見圖4、圖5 和表1。由圖4、圖5 和表1 可知，當?shù)V房跨度在20 m 時，在不利的情況下，礦房長度也能達到266 m。而每個盤區(qū)最大的長度也只是200 m 左右，因此張莊鐵礦采場可沿礦體走向通常布置礦房，寬度不超過24 m，亦可垂直礦體走向布置，寬度不能超過20 m。

圖4 礦房參數(shù)關(guān)系圖(S=9.30 m)Fig.4 Diagram of the parameters of stope structure (S=9.30 m)

圖5 礦房參數(shù)關(guān)系圖(S=9.97 m)Fig.5 Diagram of the parameters of stope structure (S=9.97 m)

表1 礦房結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Stope structural parameters m

3 數(shù)值模擬分析

3.1 計算模型

本次研究采用FLAC3D對張莊鐵礦一盤區(qū)開采進行應力應變分析，該盤區(qū)礦體厚度平均約132 m，計算模型如圖6 所示。盤區(qū)模型的頂部均設置為應力邊界條件，應力值為4.2 MPa;底部為固定邊界條件;其余為對稱邊界條件。根據(jù)現(xiàn)場的地應力測量，垂直方向的應力為自重應力，水平沿礦體走向方向和垂直礦體走向方向的側(cè)壓系數(shù)分別為1. 470 和1. 312。

圖6 盤區(qū)計算分析模型Fig.6 Panel computational analysis model

模型中盤區(qū)隔離礦柱的厚度為18 m?？紤]鏟運機的要求，采場寬度為16 m 以上，結(jié)合上節(jié)根據(jù)Mathews 方法計算可知沿礦體走向布置采場的寬度不超過24m，垂直礦體走向布置采場的寬度不超過20 m。對于垂直礦體走向布置礦房，當盤區(qū)布置4 個礦房時，將要有75%的充填采用膠結(jié)充填;而當盤區(qū)為5 個礦房布置時，則有60%采用膠結(jié)充填。從成本角度來講，推薦5 礦房布置。因此計算分析了表2所列出的6 種采場結(jié)構(gòu)參數(shù)。

表2 盤區(qū)采場布置形式Table 2 Stope panel layout

3.2 計算結(jié)果

3.2.1 礦柱圍巖應力集中

以采場開采結(jié)束后礦柱和頂板的最大主應力的大小反映開采過程中應力集中情況，盤區(qū)每步回采結(jié)束后頂板和礦柱的最大主應力值見表3。從該表中可以看出采用第1 種垂直礦體走向采場布置形式進行礦體回采，整個開采過程中未開采的礦柱和頂板的最大主應力的極大值均值分別為57.0、60.6 MPa，為6 種采場結(jié)構(gòu)布置方案中的最小值。由此可見，從對應力集中控制的角度，垂直走向布置采場要優(yōu)于沿走向布置采場。

表3 盤區(qū)開采過程中礦體和頂板的最大主應力極值Table 3 The maximum principal stress extremes of the ore body and roof in the process of mining MPa

3.2.2 頂板位移

盤區(qū)不同采場布置形式每一步開采后頂板的垂直沉降見圖7 所示。頂板的最大位移隨著開采的進行不斷增大，且不同的采場布置形式在盤區(qū)開采結(jié)束后最大的垂直沉降約為70 mm。在回采進度小于0.5 時開采一步礦房，各種采場布置形式的沉降曲線基本重合。在開采二步礦房時，采場布置形式1 的沉降曲線和X 軸形成面積最小，因此這里認為采場布置形式1，及垂直礦體走向布置采場回采時對頂板位移控制相對較好。

3.2.3 塑性區(qū)分布

圖7 頂板最大位移隨開采進度的變化Fig.7 Variation of maximum roof displacement with the mining progress

不同采場布置形式中每個采場開采后采場周壁塑性區(qū)面積占整個周壁面積的百分比見表4。從表4可以看出:采場布置形式1 時，在每步開采的過程后，塑性區(qū)面積的百分比均值為7.95%，為6 種采場布置形式里面的最優(yōu)值。此外，整個開采過程中各步礦體回收后塑性區(qū)面積百分比變化不大，采場垂直礦體走向布置標準差為1.67%，也是所有開采方案里面的最優(yōu)值。

表4 采場回采結(jié)束后周壁塑性區(qū)面積的百分比Table 4 The percentage of plastic zone area at walls after the end of the stope mining %

4 結(jié) 論

(1)根據(jù)Mathews 穩(wěn)定圖法，礦體走向布置采場的寬度不超過24 m，垂直礦體走向布置采場的寬度不超過20 m。

(2)通過FLAC3D數(shù)值計算6 種采場布置形式，從采場開采過程中對應力集中、頂板位移和塑性控制這3 個方面來看，垂直礦體走向布置，寬度為16.4 m 的采場布置形式要好于其他沿礦體走向布置形式，因此推薦這種采場布置形式。

(3)采用Mathews 穩(wěn)定圖法以及FLAC3D數(shù)值計算相結(jié)合的方法，利用Mathews 法初步選定采場結(jié)構(gòu)參數(shù)，而后利用FLAC3D對初選方案進行比選獲取最佳的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)，由此克服單一方法的缺點。

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