薩熱克銅礦分段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈蓤?chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

宋百樹(shù) 　陳仁敏　彭家斌　劉志強(qiáng)　蘇先鋒　肖衛(wèi)國(guó)　王雙林

(1.金誠(chéng)信礦業(yè)管理股份有限公司；2.新疆匯祥永金礦業(yè)有限公司薩熱克銅礦；3.金誠(chéng)信礦山技術(shù)研究院有限公司)

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薩熱克銅礦分段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈蓤?chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

宋百樹(shù)1陳仁敏2彭家斌2劉志強(qiáng)1蘇先鋒3肖衛(wèi)國(guó)1王雙林1

(1.金誠(chéng)信礦業(yè)管理股份有限公司；2.新疆匯祥永金礦業(yè)有限公司薩熱克銅礦；3.金誠(chéng)信礦山技術(shù)研究院有限公司)

摘要薩熱克銅礦采用分段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V法開(kāi)采，為確保其采場(chǎng)穩(wěn)定性，需確定合適的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)。采用FLAC3D軟件，分別對(duì)單進(jìn)路開(kāi)采和隔一采一兩種工況下，采場(chǎng)跨度分別為10，11，12，13，14與15 m等6種情況進(jìn)行了模擬。結(jié)果表明：采場(chǎng)跨度由10 m增加到15 m時(shí)，采場(chǎng)頂板與底板變形及采場(chǎng)應(yīng)力大小逐漸增加；當(dāng)采場(chǎng)跨度超過(guò)12～13 m后，采場(chǎng)變形值呈非線性增加，采場(chǎng)應(yīng)力值忽然增大，因此確定12～13 m是采場(chǎng)穩(wěn)定的極限跨度。

關(guān)鍵詞分段空?qǐng)鏊煤蟪涮罘〝?shù)值模擬跨度采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)

分段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V方法具有回采效率高、安全可靠等優(yōu)點(diǎn)，在國(guó)內(nèi)地下礦山越來(lái)越多的被采用。但是由于其爆破工程量大、礦房跨度大、充填體質(zhì)量要求高[1-2]，因而合理的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)是該采礦方法應(yīng)用成功與否的關(guān)鍵。黃明清等[3]基于FLAC2D原理，研究了緩傾斜中厚礦體空?qǐng)鏊煤蟪涮罘ㄔ诓煌蓤?chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)及不同回采階段的采場(chǎng)穩(wěn)定性，優(yōu)化后的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)為采場(chǎng)沿走向?qū)挾?6 m，其中礦房31 m，間柱5 m，實(shí)踐證明該方案在安全性及經(jīng)濟(jì)性上能滿足生產(chǎn)要求。余海華等[4]結(jié)合金山店鐵礦張福山礦區(qū)階段空?qǐng)鏊煤蟪涮罘ㄩ_(kāi)采的實(shí)際，在相同充填配比下，礦柱寬度從15 m增加到18 m，礦柱承受的最大應(yīng)力值由23.3 MPa減少到23.1 MPa，頂板下沉位移由22.2 mm增加到27.7 mm。經(jīng)綜合分析比較，確定合理的礦房礦柱寬度為15 m，充填配比為1:8，提高了采礦效率，確保了采場(chǎng)的穩(wěn)定。

本文以薩熱克銅礦分段空?qǐng)鏊煤蟪涮罘ㄩ_(kāi)采為工程背景，采用FLAC3D模擬分析了不同采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)采場(chǎng)應(yīng)力應(yīng)變及塑性屈服變化情況，以期選擇采場(chǎng)的最佳尺寸及保證回采作業(yè)的安全。

1模型與方法

1.1開(kāi)采技術(shù)條件

薩熱克銅礦位于新疆克州烏恰縣，Ⅰ礦體長(zhǎng)1 000 m、平均鉛垂厚度10.43 m，銅品位1.01%，產(chǎn)于灰、淺灰綠色礫巖中。礦體呈層狀，產(chǎn)狀170°～160°。地表附近礦體傾角50°～60°，深部45°～30°，與地層一致。礦體延伸穩(wěn)定，中間厚大，兩端變薄，形態(tài)簡(jiǎn)單～較簡(jiǎn)單，厚度較穩(wěn)定。主要組分分布較均勻，厚度、品位變化較小，屬比較穩(wěn)定型的層狀、似層狀礦體。礦體上、下盤圍巖均為礫巖、砂巖、粉砂巖，細(xì)粒—中粒，致密塊狀，特別是近礦部位硅化強(qiáng)烈，巖石堅(jiān)硬，穩(wěn)固性好，不需支護(hù)。礦體內(nèi)及后期斷裂不太發(fā)育，多呈平行小斷面，貫通性差；礦石為沉積加改造型，較堅(jiān)硬。由于地形切割陡峻，比高大，大氣降水多呈洪水、溪水排泄，地表溪流水量較小，季節(jié)性特征明顯，水文地質(zhì)條件屬層內(nèi)、層間裂隙充水較復(fù)雜型礦床。

1.2巖體力學(xué)參數(shù)

巖體力學(xué)參數(shù)是數(shù)值模擬計(jì)算的基礎(chǔ)[5]，薩熱克銅礦礦巖物理力學(xué)參數(shù)測(cè)試結(jié)果，見(jiàn)表1。

表1　礦巖力學(xué)測(cè)試數(shù)據(jù)

1.3數(shù)值模擬本構(gòu)模型選取

礦山圍巖以礫巖、砂巖、粉砂巖為主，均屬于彈塑性材料，適用于莫爾-庫(kù)倫準(zhǔn)則[6]，其力學(xué)模型為：

(1)

式中,σ1、σ3分別為最大、最小主應(yīng)力，MPa；C為巖體粘聚力，MPa；φ為內(nèi)摩擦角，(°)；fs為破壞判斷系數(shù)，當(dāng)fs<0為剪切屈服狀態(tài)，當(dāng)fs>0，為拉伸屈服狀態(tài)。

1.4模擬方案

模擬時(shí)分為單進(jìn)路采場(chǎng)穩(wěn)定性分析和隔一采一采場(chǎng)穩(wěn)定性分析。單進(jìn)路方案主要是為了確定進(jìn)路跨度的極限值，并排除其余因素的影響，設(shè)計(jì)了10,11,12,13,14與15 m 6種不同的單進(jìn)路開(kāi)采方案。由于單進(jìn)路模型的分析無(wú)法全面地反應(yīng)礦山開(kāi)采所帶來(lái)的位移、應(yīng)力變化規(guī)律，所得的極限跨度是在最為理想的情況下得出的，因此還需要利用單進(jìn)路的分析模型，對(duì)隔一采一工藝條件下采場(chǎng)進(jìn)路的礦巖穩(wěn)定性進(jìn)行計(jì)算分析，驗(yàn)證極限跨度的合理性。隔一采一方案采場(chǎng)跨度同樣為10,11,12,13,14與15 m 6種。

2模擬分析結(jié)果與討論

2.1單進(jìn)路穩(wěn)定性分析

2.1.1位移場(chǎng)分析

對(duì)設(shè)計(jì)的6種方案進(jìn)行了計(jì)算分析，采場(chǎng)進(jìn)路主要變形集中在進(jìn)路的頂板與底板，其變形值為10～15 mm。 為了研究不同進(jìn)路跨度下巷道位移變形規(guī)律，在巷道內(nèi)每隔4m設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，測(cè)量其位移值，測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖1。

圖1　不同進(jìn)路跨度下位移等值線圖

綜合模擬結(jié)果可得到：

(1)礦房開(kāi)挖將導(dǎo)致頂板發(fā)生沉降，底板隆起。隨著開(kāi)挖跨度的增加，頂板沉降和底板隆起均有增加，頂板沉降量從9.89 mm增加至14.52 mm，底板隆起量從9.41 mm增加至14.23 mm。

(2)頂板位移分布呈現(xiàn)出中間沉降大，兩邊沉降小的規(guī)律，最大沉降基本發(fā)生在巷道最中部的第11#監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置。

(3)底板隆起位移規(guī)律與頂板不同，遠(yuǎn)離階段運(yùn)輸巷道的一端隆起較小，隨著掌子面開(kāi)挖到一定的范圍后，底板隆起值基本不產(chǎn)生變化，到達(dá)穩(wěn)定狀態(tài)；最大隆起值的位置與頂板最大沉降位置相比，發(fā)生了一定的偏移，但也基本發(fā)生在巷道中部，最大隆起發(fā)生在第12#、13#監(jiān)測(cè)點(diǎn)位置。

(4)從頂?shù)装遄畲笞冃沃到y(tǒng)計(jì)分析后可發(fā)現(xiàn)，采場(chǎng)跨度由10 m增加到15 m時(shí)，頂?shù)装宓淖冃坞S跨度增加而增加。當(dāng)?shù)V房跨度達(dá)到12～13 m時(shí)，頂板位移值迎來(lái)一個(gè)平臺(tái)期，隨后急劇增大；當(dāng)?shù)V房跨度達(dá)到11～12 m時(shí)，底板位移出現(xiàn)緩慢增加。表明采場(chǎng)進(jìn)路跨度達(dá)到12 m左右后，圍巖進(jìn)入了塑性狀態(tài)，局部產(chǎn)生了巖體屈服，即進(jìn)入不穩(wěn)定狀態(tài)。因此，就采場(chǎng)局部穩(wěn)定性而言，12～13 m是進(jìn)路穩(wěn)定的極限跨度區(qū)間，見(jiàn)圖2。

2.1.2應(yīng)力場(chǎng)分析

為研究不同進(jìn)路跨度下巷道應(yīng)力變形規(guī)律，在巷道內(nèi)每隔4m設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)，測(cè)量其應(yīng)力。FLAC監(jiān)測(cè)點(diǎn)所反映的應(yīng)力狀態(tài)為6個(gè)應(yīng)力分量[7-8]，需要計(jì)算最大和最小主應(yīng)力。

圖2　不同跨度下頂、底板變形

(2)

(2)式展開(kāi)得：

(3)

求解方程的3個(gè)根并按大小排序，即為最大主應(yīng)力、中間主應(yīng)力和最小主應(yīng)力的值。最大剪應(yīng)力按式(4)計(jì)算：

(4)

統(tǒng)計(jì)結(jié)果如圖3～圖5所示，不同跨度下的應(yīng)力云圖見(jiàn)圖6。

圖3　不同進(jìn)路跨度下最大主應(yīng)力變化

圖4　不同進(jìn)路跨度下最小主應(yīng)力變化

圖5　不同進(jìn)路跨度下最大切應(yīng)力變化

分析圖3～圖6可得到：

(1)單進(jìn)路條件下，礦房最大主應(yīng)力一般發(fā)生在礦房4個(gè)邊角處，其原因在于尖銳位置易產(chǎn)生應(yīng)力集中。

(2)最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力和最大剪切應(yīng)力的大小都隨著礦房進(jìn)路跨度的增大而發(fā)生變化。其中，最大主應(yīng)力和最大剪切應(yīng)力在跨度為12 m時(shí)最小，隨后急劇變大；最小主應(yīng)力在跨度為11～13 m時(shí)變化較小，一旦跨度超過(guò)13 m，也產(chǎn)生劇烈變化。因此，從應(yīng)力變化的角度分析，礦房極限跨度值應(yīng)在12 m左右為宜。

2.2隔一采一條件下的穩(wěn)定性分析

單進(jìn)路模型的分析無(wú)法全面反應(yīng)礦山開(kāi)采所帶來(lái)的位移、應(yīng)力變化，所得的極限跨度是在最為理想的情況下得出的，因此還需要利用單進(jìn)路分析模型，對(duì)隔一采一工藝條件下采場(chǎng)進(jìn)路的礦巖穩(wěn)定性進(jìn)行了計(jì)算分析，驗(yàn)證極限跨度的合理性。

圖6　不同進(jìn)路跨度下應(yīng)力等值線圖

2.2.1位移場(chǎng)分析

對(duì)設(shè)計(jì)的6種方案進(jìn)行了計(jì)算分析，隔一采一情況下采場(chǎng)進(jìn)路礦巖的主要變形仍然集中在進(jìn)路的頂板與底板，其變形值為11～16 mm，見(jiàn)圖7。

圖7　不同進(jìn)路跨度下的位移等值線圖

隔一采一工況下，圍巖的變形規(guī)律與單進(jìn)路的計(jì)算結(jié)果基本一致，即采場(chǎng)跨度由10 m增加到 15 m 時(shí)，采場(chǎng)頂?shù)装遄冃沃饾u增加，當(dāng)采場(chǎng)跨度超過(guò)12～13 m后，采場(chǎng)變形值呈非線性增加。

因此在隔一采一情況下，12～13 m是進(jìn)路穩(wěn)定的極限跨度區(qū)間。計(jì)算結(jié)果還表明，采場(chǎng)自身穩(wěn)定性基本不受周邊采場(chǎng)的開(kāi)采活動(dòng)影響。見(jiàn)圖8。

2.2.2應(yīng)力場(chǎng)分析

計(jì)算6種跨度尺寸、隔一采一的情況下，采場(chǎng)進(jìn)路應(yīng)力集中的區(qū)域變化，除了在礦房四角產(chǎn)生集中外，在相鄰礦房中部產(chǎn)生了集中，其應(yīng)力變化為13～16 MPa，見(jiàn)圖9。

圖8　隔一采一條件下跨度對(duì)變形影響

圖9　不同進(jìn)路跨度下應(yīng)力等值線圖

隔一采一工況下，圍巖的應(yīng)力變化規(guī)律與單進(jìn)路的計(jì)算結(jié)果基本一致，即采場(chǎng)跨度由10 m增加到15 m時(shí)，采場(chǎng)應(yīng)力大小逐漸增加；當(dāng)采場(chǎng)跨度超過(guò)12～13 m后，采場(chǎng)應(yīng)力值突然增大。因此在隔一采一情況下，12～13 m是進(jìn)路穩(wěn)定的極限跨度區(qū)間。見(jiàn)圖10。

圖10　隔一采一條件下跨度對(duì)應(yīng)力的影響規(guī)律

3結(jié)論

(1)單礦房模擬時(shí)，采場(chǎng)跨度達(dá)到12 m左右后，圍巖進(jìn)入了塑性狀態(tài)，局部產(chǎn)生了巖體屈服。因此就采場(chǎng)的局部穩(wěn)定性而言，12～13 m是進(jìn)路穩(wěn)定的極限跨度區(qū)間。最大主應(yīng)力和最大切應(yīng)力值在跨度為12 m時(shí)達(dá)到最小，隨后急劇變大；而最小主應(yīng)力在跨度為11～13 m變化較小，一旦跨度超過(guò)13 m，也產(chǎn)生劇烈變化。因此，從應(yīng)力變化的角度分析，礦房極限跨度值應(yīng)在12 m左右為宜

(2)隔一采一工況下，圍巖的變形規(guī)律與單進(jìn)路的計(jì)算結(jié)果基本一致，即采場(chǎng)跨度由10 m增加到15m時(shí)，采場(chǎng)頂?shù)装宓淖冃沃饾u增加，當(dāng)采場(chǎng)跨度超過(guò)12～13 m后，采場(chǎng)變形值呈非線性增加；采場(chǎng)跨度由10 m增加到15 m時(shí)，采場(chǎng)應(yīng)力大小逐漸增加，當(dāng)采場(chǎng)跨度超過(guò)12～13 m后，采場(chǎng)應(yīng)力值突然增大。因此在隔一采一情況下，12～13 m是進(jìn)路穩(wěn)定的極限跨度區(qū)間。

(3)確定薩熱克銅礦采場(chǎng)合適的跨度為12 m。

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(收稿日期2015-09-30)

Stope Structural Parameters Optimization of Sublevel Open Stoping with Subsequent Backfilling of Sareke Copper Mine

Song Baishu1Chen Renmin2Peng Jiabin2Liu Zhiqiang1Su Xianfeng3Xiao Weiguo1Wang Shuanglin1

(1. JCHX Mining Management Co., Ltd.; 2. Sareke Copper Mine, Xinjiang Huixiang yongjin Mining Co., Ltd.; 3. JCHX Institute of Mining Research Co.Ltd.)

AbstractThe sublevel open stoping with subsequent backfilling method is used in Sareke copper mine, in order to ensure the stope stability, it is necessary to determine the suitable stope structure parameters. The stope span with 10, 11, 12, 13, 14, 15 m under the two working conditions of single route mining and interval mining one by one are simulated based on FALC3Dsoftware respectively. The results show that when the stope span is increased from 10 m to 15 m, the stope roof and bottom plate deformation in increased gradually, when the stope span is more than 12～13 m, the increasing of the stope deformation is nonlinear, the stope stress is increased suddenly. Therefore, the maximum stope span is 12～13 m.

KeywordsOpen stoping with subsequent backfilling method, Numerical simulation, Span, Stope structure parameter

宋百樹(shù)(1984—)，男，主任，助理工程師，845450 新疆克孜勒蘇柯?tīng)柨俗巫灾沃轂跚】h。