云南毛坪礦側(cè)壓系數(shù)與頂板破壞分析

張 濤，喬登攀，沐興旺，馬卓宇，黃 灝

(1. 昆明理工大學 國土資源工程學院，云南 昆明 650000； 2. 彝良馳宏礦業(yè)有限公司，云南 昭通 657000)

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云南毛坪礦側(cè)壓系數(shù)與頂板破壞分析

張 濤1，喬登攀1，沐興旺2，馬卓宇2，黃 灝2

(1. 昆明理工大學 國土資源工程學院，云南 昆明 650000； 2. 彝良馳宏礦業(yè)有限公司，云南 昭通 657000)

采用RFPA2D模擬軟件，采用應力加載方式，對不同側(cè)壓系數(shù)下的3 m×3 m矩形斷面和3 m×5 m×5 m六角形斷面進路進行數(shù)值模擬。研究云南彝良鉛鋅礦河東礦區(qū)毛坪礦760 m水平第五分層進路開挖時，3 m×3 m矩形斷面進路和3 m×5 m×5 m六角形斷面進路在不同的側(cè)壓系數(shù)下進路頂板及礦柱的破壞分析。兩種巷圍巖以剪切破壞為主，當側(cè)壓力系數(shù)為1.5 時，進路頂板突變破壞相對緩和。而側(cè)壓力系數(shù)為1.3時，充填體突變破壞較劇烈、破壞程度最大。隨著側(cè)壓系數(shù)的增大,水平方向的位移會逐漸增大,垂直方向的位移會逐漸減小。側(cè)壓系數(shù)相同時，六角形斷面的進路垂直位移比矩形斷面的位移小，故在限制頂板位移方面明顯優(yōu)于矩形進路。

下向分層進路膠結充填采礦法；RFPA2D數(shù)值模擬；充填體；側(cè)壓系數(shù)

0 前 言

長期以來，人們對于下向分層進路膠結充填法采礦的進路穩(wěn)定性分析，主要還是通過現(xiàn)場觀測的總結[1-2]、室內(nèi)外相似物理模型實驗[3]和部分解析理論[4-5]來進行研究。近年來，在采場進路穩(wěn)定性研究中，一些學者利用不同的數(shù)值模擬方法，已得到一些非常有價值的成果[6-8]。由于數(shù)值模擬方法能夠考慮巖體的不同力學性質(zhì)和變形特征，因而獲得較為廣泛的應用。但由于進路頂板破裂、移動、冒落和彎曲問題的復雜性,目前還沒有一種數(shù)值模擬方法能夠較全面地描述回采時充填體及礦柱的移動規(guī)律,包括充填體彎曲、脫層、破裂以及礦柱開裂、底板發(fā)生鼓起等全過程的動態(tài)模擬[9]。

本文以云南毛坪鉛鋅礦760 m中段第五分層的進路回采為研究對象，本文采用RFPA2D模擬軟件，研究毛坪礦3 m×3 m矩形斷面進路和3 m×5 m×5 m六角形斷面在自重應力一定，不同側(cè)壓系數(shù)下頂板及礦柱的破壞方式及穩(wěn)定性分析。對應不同的側(cè)壓系數(shù)，進行相應的施工方式，對安全回采作提前預判，減少事故的發(fā)生。

1 工程背景

毛坪鉛鋅礦位于云南省昭通市彝良縣境內(nèi)，采礦權屬云南馳宏鋅鍺股份有限公司所有。目前礦山采礦作業(yè)主要集中在760 m和670 m中段Ⅰ號礦帶處，主要采用機械化盤區(qū)下向分層水平進路膠結充填采礦法。下向分層進路膠結充填采礦法頂板為膠結充填體，深部高應力下回采，頂板的穩(wěn)定性直接關系到整個回采過程的安全。進路頂板為上分層的膠結充填體，充填體自身的穩(wěn)定性直接決定了下一分層回采的安全。

2 數(shù)值模型的建立與分析

本文所用RFPA2D系統(tǒng)，是一個能模擬巖石或充填體介質(zhì)逐漸破壞過程的數(shù)值模擬工具，其基本原理參見文獻[10-11]。RFPA2D包括應力分析和破壞分析兩個方面的功能。考慮到巖石類脆性材料的抗拉強度遠小于抗壓強度，因此本文采用修正后的庫倫準則(包括拉伸截斷)作為單元破壞的強度判據(jù)，根據(jù)這一準則，單元的破壞可能是拉壞也可能是剪壞。該軟件自開發(fā)以來應用廣泛，許多學者使用該軟件進行模擬所得結果較好[12-14]。

2.1模型的建立與參數(shù)選擇

毛坪鉛鋅礦下向進路膠結充填法開采進路斷面設計尺寸為3 m×3 m，上部結頂層厚度為1.5 m。充填體灰砂比為1∶8，下部為1∶4灰砂比的膠結體做充填體承載層，厚度為1.5 m。 3 m×5 m×5 m六角形進路承載層厚度為2.7 m，其接頂層厚度為2.3 m，灰砂比為1∶8。矩形3 m×3 m斷面多條進路的模型寬37 m， 高24 m。六角形斷面多條進路模型寬47 m，高為25 m。毛坪礦充填體及礦體力學參數(shù)如表1所示。

表1 毛坪礦充填體及礦體力學參數(shù)

將兩個模型均劃分為360×200個單元，數(shù)值模型中彈性模量和強度均服從Weibull 分布。礦體的最大壓應變系數(shù)為95，最大拉應變系數(shù)為1.2。1∶4灰砂比充填體的最大壓應變系數(shù)為60，最大拉應變系數(shù)為1.2，壓拉比為5，設置加載100步。1∶8灰砂比充填體的最大壓應變系數(shù)為50，最大拉應變系數(shù)為1.1，壓拉比為4。圖中的2號、4號、6號、8號為開挖進路。第3步時，對2號進路開挖。第5步時，對4號進路進行開挖。第7步時，對第6號進路進行開挖。第9步時，對8號進路進行開挖。該數(shù)值模型采用平面應變模型進行模擬分析，模擬中采用側(cè)壓加載控制。所建立的矩形斷面進路和六角形斷面進路模型如圖1所示。

圖1 計算模型

2.2應力加載取值分析

根據(jù)彝良鉛鋅礦河東礦區(qū)毛坪礦深部地應力規(guī)律測試及分析研究報告，760 m水平附近最大水平應力與自重應力的比值，最大一點為1.7倍，最小一點為1.29倍，平均為1.49倍。由于平硐口的標高為910 m水平，與760 m水平相距150 m。故通過計算得到自重應力為3 MPa，由于側(cè)壓系數(shù) 為1.29～1.7，故選取側(cè)壓系數(shù)為1.3、1.5、1.7分別對兩種斷面進而對其進行數(shù)值模擬計算。

3 計算結果分析

3.1 3 m×3 m矩形進路穩(wěn)定性分析

通過模擬計算結果得到不同側(cè)壓系數(shù)下矩形斷面進路X、Y向位移與加載步曲線如圖2～3所示。

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

3.1.1 方案1

當側(cè)壓系數(shù)為1.3時，圍壓為3.9 MPa，最大主應力云圖如圖4所示。

圖4 最大主應力云圖

從圖4看出：當?shù)?步四條進路均開挖后，各條進路均穩(wěn)定性良好，無明顯的脫層、冒頂和片幫等現(xiàn)象。同時可以看出，進路開挖后，拉應力產(chǎn)生于矩形進路的頂板和底板的四個角落兩側(cè)，壓應力產(chǎn)生于頂板中間位置，礦柱整體拉應力集中。由圖2～3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為6.7 mm，Y方向的最大位移為19.1 mm。

3.1.2 方案2

當側(cè)壓系數(shù)為1.5時，圍壓為4.5 MPa，最大主應力云圖如圖5所示。

圖5 最大主應力云圖

從圖5看出：當?shù)?步四條進路均開挖后，各條進路均穩(wěn)定性良好。由圖2和圖3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為8.6 mm，Y方向的最大位移為21.3 mm。隨著應力的持續(xù)加載，水平方向和垂直方向均無位移的增加，充填體強度富余。

3.1.3 方案3

當側(cè)壓系數(shù)為1.7時，圍壓為5.1 MPa，最大主應力云圖如圖6所示。

圖6 最大主應力云圖

從圖6看出：當?shù)?步四條進路均開挖后，各條進路均穩(wěn)定性良好。由圖2～3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為10.6 mm，Y方向的最大位移為19.1 mm。隨著應力的持續(xù)加載，水平方向和垂直方向均無位移的增加。

3.1.4 小結

1) 當頂部均布荷載為3 MPa時，分別選取了側(cè)壓系數(shù)為1.3、1.5、1.7對矩形斷面進路進行了數(shù)值模擬。此種情況下，充填體假頂局部無分層脫落、開裂。

2) 隨著側(cè)壓系數(shù)的增加，矩形進路的橫向位移逐漸增大，豎直方向的位移在逐漸減小。即隨著側(cè)壓系數(shù)的增大，假頂彎曲和下沉量變小。

3) 對于矩形3 m×3 m斷面的進路而言，現(xiàn)有充填體強度足夠富余，無須進行支護。

3.2 3 m×5 m×5 m的六角形進路穩(wěn)定性分析

下向膠結充填六邊形進路采礦方法采用仿生學原理，將進路斷面設計為六邊形斷面，使采空區(qū)混凝土充填體呈蜂窩狀鑲嵌結構，從而改變其受力狀況，提高穩(wěn)定性。通過模擬計算結果得到不同側(cè)壓系數(shù)下六角形斷面進路X、Y向位移與加載步曲線，見圖7～8。

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

3.2.1 方案1

當側(cè)壓系數(shù)為1.3時，圍壓為3.9 MPa，最大主應力云圖如圖9所示。

圖9 最大主應力云圖

從圖9可以看出：當?shù)?步2號進路開挖后，進路左邊的灰?guī)统霈F(xiàn)少量的片幫，第9步四條進路開挖完畢。隨著應力的持續(xù)加載，第17步時4號進路的右手幫產(chǎn)生較大的裂縫，產(chǎn)生片幫。同時，6號進路的左手灰?guī)鸵伯a(chǎn)生裂縫和少量的片幫。第30步時，6號進路的右手幫灰體也產(chǎn)生大裂縫，4號和6號進路兩幫的裂縫迅速向上貫通。第50步時，3號礦柱上的灰體劈裂破壞，第62步時，之前產(chǎn)生的裂縫相互貫通，幫上部開始出現(xiàn)與幫中部裂隙近乎垂直同時與幫下部裂隙方向一致的裂隙并與頂板裂隙相連，進而整體失穩(wěn)。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變到36步，位移量從9 mm先逐漸增至10.4 mm，第36步開始，水平位移逐漸穩(wěn)定。由Y方向的位移與加載步曲線可以看出，由于充填體受壓，豎直方向位移從第3步開始隨著2號進路的開挖，發(fā)生了1.7 mm的整體下沉，4號進路開挖后，位移量為17.9 mm，直至8號進路開挖后發(fā)生了18.1mm的位移。當四條進路全部開挖后，隨著應力的持續(xù)加載，伴隨著頂板脫層或頂板的彎曲下沉，以及礦柱開裂。破壞時垂直方向的最大位移為21.2 mm，充填體破壞后的垂直方向的最大位移為78.3 mm。因此，在第30步的時候及時的進行支護或者對采空的進路及時充填可有效防止采場下沉和垮塌。

3.2.2 方案2

當側(cè)壓系數(shù)為1.5時，圍壓為4.5 Mpa，最大主應力云圖如圖10所示。

從圖10看出：開挖后頂板完整，無脫層，兩幫也無片幫。側(cè)壓系數(shù)為1.5時，進路頂板和兩幫穩(wěn)定性最好。拉應力產(chǎn)生于六邊形進路的頂端位置，壓應力產(chǎn)生于兩側(cè)位置，中間兩個拐點處應力集中現(xiàn)象明顯。但拉應力值不大，未達到破壞狀態(tài)。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變，位移量最大為12.3 mm。由Y向位移與加載步曲線可以看出，從第2步開始發(fā)生水平形變，豎向位移最大為17.3 mm。4條進路的開挖后，豎直方向和水平方向的位移均沒有進一步增大。

圖10 最大主應力云圖

3.2.3 方案3

當側(cè)壓系數(shù)為1.7時，圍壓為5.1 MPa，最大主應力云圖如圖11所示。

圖11 最大主應力云圖

從圖11看出：隨著2號、4號、6號進路的開挖后，8號進路底板應力集中。當8號進路開挖后，第9步可以看到8號進路底板發(fā)生鼓起，受到水平應力的作用，鼓起的部分發(fā)生剪切破壞。頂板處于受拉狀態(tài)。然而4條進路的頂板和礦柱均結構完整，穩(wěn)定性良好。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變，位移量最大為14.5 mm。由Y向位移與加載步曲線可以看出，豎向位移最大為15.5 mm。

3.2.4 小結

1) 頂壓為3 MPa，側(cè)壓系數(shù)為1.3，當開挖后，如果看到頂板脫層或者有明顯的彎曲下沉，或者礦柱開裂嚴重，就應及時的對采場進行支護或?qū)Σ煽盏倪M路及時充填。

2) 當頂壓為3 MPa，側(cè)壓系數(shù)為1.5和1.7時，進路頂板完整，礦柱也沒有裂縫。但當側(cè)壓系數(shù)為1.7時，底板有少量的鼓起，但不影響進路的穩(wěn)定。

3) 隨著側(cè)壓系數(shù)的增大，六角形水平位移增大，垂直方向的位移在逐漸減小。

4 結 論

通過運用巖石破裂過程分析系統(tǒng)(RFPA2D)，對彝良毛坪礦下向分層水平進路充填采礦法不同側(cè)壓系數(shù)開挖下的頂板破壞規(guī)律進行數(shù)值分析。初步可以得出以下結論。

1) 通過數(shù)值模擬的結果來看對于3 m×5 m×5 m六角形斷面和3 m×3 m矩形斷面而言，無論是六邊形進路式、矩形進路式，兩種斷面進路都可以安全的對礦體進行開采。當側(cè)壓系數(shù)為1.3時，豎直位移量是最大的，水平位移量為最小。此時，圍巖突變破壞較劇烈、破壞程度最大。

2) 從位移與加載步的曲線分析結果來看，在進路未發(fā)生破壞時，相同的側(cè)壓系數(shù)下，六角形斷面進路的垂直位移量要比矩形斷面的進路小。因此，六角形斷面的進路在限制頂板位移方面明顯優(yōu)于矩形進路。

3) 在現(xiàn)有充填體強度和地應力條件下，完全可以將3 m×3 m的矩形進路用3 m×5 m×5 m的六角形斷面替代，隨著開采深的增加，六角形斷面的結構優(yōu)勢將更加明顯。

4) 充填體假頂與側(cè)壁交接處應力集中是導致充填體頂板失穩(wěn)的重要誘因，該處受拉伸或剪切破壞，其充填體的破壞先從頂板兩側(cè)逐漸向頂板中央逐漸貫通，導致承載層進一步下沉變形，加劇承載層中心點受拉破壞。礦柱與充填體接觸處存在多條交錯的剪切滑移裂縫逐漸貫通，是使進路頂板破壞失穩(wěn)的主要原因。

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TheRoofFailureProcessAnalysisofLateralPressureCoefficientinMaopingMine

ZHANG Tao1, QIAO Dengpan1, MU Xingwang2, MA Zhuoyu2, HUANG Hao2

(1.KunmingUniversityofScienceandTechnologyLandResourcesEngineeringCollege,Kunming,Yunnan650000,China; 2.YiliangchihongMiningCo.,Ltd.,Zhaotong,Yunnan657000,China)

This paper uses RFPA2D simulation software in a loading method to simulate under different lateral pressure coefficients of 3 m×3 m rectangular and hexagonal section 3 m×5 m×5 m approach. The research on Yiliang Lead-zinc Mine with 760 m deep level in fifth slicing drift excavation shows that an analysis of 3 m×3 m rectangular cross-section approach and 3 m×5 m×5 m hexagon drift is under different lateral pressure coefficients in the route the roof and pillar damage. Two kinds of roadway surrounding rock are mainly shear failure when the lateral pressure coefficient is 1.5 with drift roof mutations disrupt in relative ease. The lateral pressure coefficient is 1.3, with filling mutations disrupt in more severe damage. In the development of lateral pressure coefficient, the displacement in the horizontal direction will gradually increase. Meanwhile the vertical displacement will decrease gradually. Lateral pressure coefficient is the same, with the hexagonal section of the route vertical displacement more than the displacement of the rectangular section of small. So in limit the roof displacement, it was significantly better than that of the rectangular approach.

Underhand cemented filling mining method; RFPA2D numerical simulation; Backfill; Lateral pressure coefficient

2016-09-03

國家自然科學基金項目(51164016)；甘肅省科技重大專項計劃項目(1203GKDC003)

張濤(1990-)，男，甘肅蘭州人，在讀碩士研究生，研究方向：采礦工藝及理論，手機：18468069972，E-mail:651727568@qq.com；通訊作者：喬登攀(1969-)，男，甘肅白銀市人，教授，博士生導師，研究方向：采礦工藝及理論，E-mail:1215550723@qq.com.

TD322

：Adoi：10.14101/j.cnki.issn.1002-4336.2016.04.016