寧都硫鐵礦礦柱穩(wěn)定性分析及回采順序優(yōu)化

陶 明，羅福友

(江西國泰五洲爆破工程有限公司， 江西 南昌 330038)

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寧都硫鐵礦礦柱穩(wěn)定性分析及回采順序優(yōu)化

陶 明，羅福友

(江西國泰五洲爆破工程有限公司， 江西 南昌 330038)

針對寧都硫鐵礦緩傾斜難采礦體，采用正交極差理論對礦柱穩(wěn)定性影響因素敏感度進(jìn)行了排序，并在此基礎(chǔ)上對采場回采順序進(jìn)行了數(shù)值模擬優(yōu)化。首先通過面積荷載理論建立了礦柱穩(wěn)定性評判模型，借助正交試驗(yàn)法設(shè)計(jì)不同的評判指標(biāo)組合，并計(jì)算出不同組合的模型安全系數(shù)；然后利用極差理論分析得到各評判指標(biāo)的敏感度及敏感度較大的指標(biāo)與安全系數(shù)的關(guān)系曲線。在基礎(chǔ)上，采用FLAC模擬不同回采順序的礦體開采，分析模擬結(jié)果中應(yīng)力、位移及塑性區(qū)大小變化，得出最優(yōu)回采順序。分析結(jié)果表明，礦柱穩(wěn)定性影響因素敏感度由大到小分別為礦柱寬、埋深、礦房跨度、巖柱高、單軸抗壓強(qiáng)度、上覆巖層容重，安全系數(shù)為1.5時，礦房跨度不得大于17 m，礦柱寬不得小于6 m，且中間向兩翼開采順序最優(yōu)。

礦柱穩(wěn)定；回采順序；正交極差理論；評判模型；數(shù)值模擬

寧都硫鐵礦系矽卡巖型含銅磁黃鐵礦床，為熱液型礦體，其厚度系數(shù)變化大，最薄為1.0 m，最厚達(dá)21.37 m，傾角較小，由近水平至30°左右，礦石和圍巖均穩(wěn)固，屬難采礦體，當(dāng)前礦山使用房柱采礦法， 而一般來說，房柱法采礦時采場穩(wěn)定性主要由礦柱穩(wěn)定性決定[1]，礦柱穩(wěn)定性對采場至關(guān)重要，一旦礦柱發(fā)生破壞，采場將大面積坍塌，為了實(shí)現(xiàn)礦山安全高效開采，本研究以寧都緩傾斜薄至中厚硫鐵礦為背景，利用理論計(jì)算的方法對該礦礦柱穩(wěn)定性進(jìn)行分析，并通過數(shù)值模擬計(jì)算對采場回采順序進(jìn)行優(yōu)化。

1 礦柱穩(wěn)定性敏感度分析

1.1 礦柱強(qiáng)度

對于礦柱的強(qiáng)度，國內(nèi)外進(jìn)行了大量的試驗(yàn)和研究，并提出了多種理論計(jì)算公式[2-4]，其中Bieniawski提出的強(qiáng)度公式比較具有代表性，應(yīng)用較廣，具體公式如下：

(1)

式中，σp為礦柱強(qiáng)度，MPa；σ0為立方體巖體試樣的單軸抗壓強(qiáng)度，MPa；L為礦柱寬，m；h為礦柱高，m；?為常數(shù)，其值大小取決于礦柱寬高比，當(dāng)h/L<5時，?=1；h/L>5時，?=1.4。

由公式(1)可知，礦柱強(qiáng)度大小與寬高比有關(guān)，寬高比越小，礦柱強(qiáng)度越小，寬高比越大，礦柱強(qiáng)度越大；當(dāng)寬高比大于5時，礦柱強(qiáng)度隨寬高比變化更劇烈。

1.2 面積承載理論

對于礦柱承受的載荷的計(jì)算，面積承載理論應(yīng)用最廣泛，該理論認(rèn)為礦柱承受載荷為上覆巖層重力[5]。用房柱法開采礦體時，采場上覆圍巖主要由礦柱支撐，假設(shè)礦體為彈性體且各向同性，礦柱破壞是因上覆巖層垂直應(yīng)力的作用而產(chǎn)生的，當(dāng)?shù)V柱高度不大時，不予考慮礦柱自重，受載面積S為礦柱均攤面積和礦柱截面面積之和，其計(jì)算公式如下：

(2)

式中：B——礦房跨度，m；

L——礦柱寬度，m；

b——礦柱間距，m；

n——礦柱長度，m。

根據(jù)室內(nèi)試驗(yàn)和現(xiàn)場試驗(yàn)可知，礦柱所受的垂直載荷還與礦體走向長度L和采場上覆巖層厚度H的比值有關(guān)，當(dāng)L/H>1.5時，礦柱所受載荷為γHS，隨著它們比值變小，礦柱所受的上覆載荷也變小。寧都硫鐵礦走向長度和采場埋深比例明顯大于1.5倍，因此礦柱所受上覆載荷為γHS，礦柱所受應(yīng)力σu為：

(3)

1.3 礦柱穩(wěn)定性影響因素分析

礦柱穩(wěn)定性受許多因素的影響，主要因素有礦柱自身強(qiáng)度、上覆巖層重力、礦房大小，而礦柱強(qiáng)度大小由礦柱單軸抗壓強(qiáng)度、礦柱寬、礦柱長、礦柱高決定[6-7]。因此分析研究礦柱穩(wěn)定性必須考慮8項(xiàng)因素：單軸抗壓強(qiáng)度、礦柱寬、礦柱長、礦柱高、埋深、上覆巖層容重、礦房跨度、礦柱間距。以礦柱的自身抗壓強(qiáng)度與礦柱所受載荷的比值，即礦柱安全系數(shù)，作為評價(jià)礦柱穩(wěn)定性的指標(biāo)，并利用正交極差理論分析研究各項(xiàng)因素對礦柱穩(wěn)定性影響大小。

礦柱安全系數(shù)：K=σp/σu

考慮到通過正交極差理論同時分析8項(xiàng)因素，試驗(yàn)要求較多，過程難于操作，于是假定礦柱為方形，因此礦柱長與寬相等，并假設(shè)礦柱間距與礦房跨度相等，簡化后只需分析6項(xiàng)影響因素，經(jīng)簡化得：

當(dāng)寬高比小于5時，

(4)

當(dāng)寬高比大于5時，

(5)

根據(jù)該礦山工程實(shí)際情況，在適合的范圍內(nèi)給6個影響因素賦值，每個因素考慮5個水平，具體賦值見表1。

表1 影響各因素各水平賦值

按正交實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)，6個因素5個水平的問題只需實(shí)驗(yàn)25次，實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表2。

對比表2中極差大小，可知各因素影響礦柱穩(wěn)定性的程度為：礦柱寬>埋深>礦房跨度>巖柱高>單軸抗壓強(qiáng)度>上覆巖層容重，其中礦柱寬度對礦柱穩(wěn)定性影響最明顯，埋深影響程度次之，礦房跨度和礦柱高影響程度相當(dāng)，其它因素對礦柱穩(wěn)定性影響不大。

表2 正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)及極差分析

本文研究對象為130中段采場，其埋深一定，因此僅對礦柱寬、礦房跨度進(jìn)行分析計(jì)算，繪制礦房跨度及礦柱寬度關(guān)于礦柱安全系數(shù)的關(guān)系曲線，如圖1所示，從圖中可知：

(1) 隨著礦柱寬度的增大，礦柱安全系數(shù)增大；

(2) 隨著礦房跨度的增大，礦柱安全系數(shù)逐漸減??；

(3) 已知該礦山礦柱要求安全系數(shù)不得小于1.5，因此礦房寬度不得大于17 m，礦柱寬不得小于6 m。

2 回采順序優(yōu)化

2.1 計(jì)算模型及方案

本文通過數(shù)值軟件ANSYS建立模型，并將模型導(dǎo)入FLAC3D后進(jìn)行計(jì)算，分別對礦柱的應(yīng)力、位移進(jìn)行分析[8-9]。假設(shè)地表等高，根據(jù)當(dāng)?shù)氐刭|(zhì)資料可知地表水平標(biāo)高約為100～350 m，構(gòu)造采場簡化模型，考慮到采空區(qū)擾動區(qū)域的大小，模型長度沿礦體走向?yàn)?00 m，寬垂直礦體走向?yàn)?00 m，高300 m，其中開挖礦體厚為4 m，傾角為15°，埋深150 m。礦塊沿礦體走向布置，開挖1個礦房。圖2為建立的整體計(jì)算模型，圖3為2號礦房開挖后采場圖，根據(jù)上文結(jié)論及該礦現(xiàn)場實(shí)際，設(shè)置采場結(jié)構(gòu)參數(shù)為礦房跨度14 m，點(diǎn)柱尺寸6 m，點(diǎn)柱間距7 m，根據(jù)礦山實(shí)際生產(chǎn)要求和設(shè)備要求，對礦體回采順序進(jìn)行優(yōu)化，設(shè)置兩個方案：方案1，從中間到兩翼，按照2→1→3的順序進(jìn)行開采；方案2，從兩翼向中央，按照1→3→2的順序進(jìn)行開采。為方便分析計(jì)算，本文僅對其中一個分段進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

此次建立的模型中包括3種巖性，即上盤砂巖、下盤灰?guī)r、礦巖，根據(jù)室內(nèi)力學(xué)實(shí)驗(yàn)得到巖石力學(xué)參數(shù)，并將其弱化成巖體的力學(xué)參數(shù)，見表3。

圖1 相關(guān)關(guān)系曲線

圖2 整體模型

圖3 開挖后模型

巖性密度/(g/cm3)單軸抗壓強(qiáng)度/MPa抗拉強(qiáng)度/MPa泊松比彈性模量/GPa粘聚力/MPa內(nèi)摩擦角/(°)砂巖2．72588．3152．480．2187．5782．18318．785灰?guī)r2．72062．3511．950．2479．6232．00917．425礦巖3．47692．2085．860．2952．9401．6532．64

2.2 模擬結(jié)果分析

2.2.1 從中間到兩翼的情形

由于篇幅原因，本文僅給出2號礦房開挖后應(yīng)力、位移、塑性區(qū)云圖，如圖4所示，從圖中可知2號礦房開挖后，原巖應(yīng)力場破壞，應(yīng)力重新分布，采場頂板出現(xiàn)拉應(yīng)力，點(diǎn)柱上產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，頂?shù)装宄霈F(xiàn)下沉和上鼓位移，且點(diǎn)柱上出現(xiàn)塑性區(qū)。其中頂板最大拉應(yīng)力為1.9875 MPa，點(diǎn)柱上最大壓應(yīng)力為9.0778 MPa，頂板下沉位移為7.676 mm。

同樣，根據(jù)模擬結(jié)果云圖可知，1號礦房開挖后頂板在X=100和X=81處的最大拉應(yīng)力分別為1.9429 MPa和1.5 MPa，點(diǎn)柱在X=90和X=110處的最大壓應(yīng)力分別為10.496 MPa和8.7934 MPa，頂板最大下沉位移為8.6738 mm，點(diǎn)柱上塑性區(qū)體積較步驟1稍微變大。3號礦房開挖后頂板最大拉應(yīng)力為1.9559 MPa，由于X=90和X=110的對稱性，本文僅給出X=90的最大壓應(yīng)力，值為12.352 MPa，頂板最大下沉位移9.8016 mm，點(diǎn)柱塑性區(qū)較之前明顯變大。

根據(jù)各回采步驟的采場應(yīng)力、位移及塑性區(qū)可知，隨著礦房的開采，點(diǎn)柱出現(xiàn)應(yīng)力集中，且壓應(yīng)力越來越大，但變化不明顯，頂板產(chǎn)生拉應(yīng)力，拉應(yīng)力基本不變，但頂板下沉位移越來越大，點(diǎn)柱塑性區(qū)體積逐漸變大，表4為不同開挖步驟的應(yīng)力、位移值。

圖4 方案1模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.2.2 從兩翼到中央的情形

圖5為1號礦房開挖后的最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力、位移及塑性區(qū)分布云圖，從圖中可知與上文分析一致，頂板產(chǎn)生拉應(yīng)力，點(diǎn)柱出現(xiàn)應(yīng)力集中，頂板最大拉應(yīng)力為1.5 MPa，點(diǎn)柱最大壓應(yīng)力為8.5609 MPa，頂板最大下沉位移5.9553 mm，點(diǎn)柱小面積出現(xiàn)塑性區(qū)。

3號礦房開挖后頂板最大拉應(yīng)力為1.5 MPa，點(diǎn)柱最大壓應(yīng)力為8.6977 MPa，頂板最大下沉位移6.206 mm，點(diǎn)柱塑性區(qū)面積稍微變大。2號礦房開挖后的應(yīng)力、位移及塑性區(qū)與方案1步驟三一致，此處不再陳述。

總結(jié)以上兩翼到中央開挖模擬發(fā)現(xiàn)，與中央到兩翼開挖一樣，隨著礦房的開挖，點(diǎn)柱最大壓應(yīng)力越來越大，頂板最大拉應(yīng)力值基本不變，但頂板垂直下沉位移越來越大，且點(diǎn)柱塑性區(qū)體積逐漸變大，表5為不同開挖步驟的應(yīng)力、位移值。

表5 各步驟最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力及最大下沉位移

2.3 兩種方案比較

對于上述兩種不同開采順序，開采步驟不一，但開采過程中頂板和點(diǎn)柱的應(yīng)力變化趨勢相同，頂板拉應(yīng)力隨開挖變化小，點(diǎn)柱壓應(yīng)力變大，且開采過程中頂板最大拉應(yīng)力小于頂板極限拉應(yīng)力2.48 MPa，點(diǎn)柱壓應(yīng)力遠(yuǎn)小于92.2 MPa，采場穩(wěn)定。

理論上認(rèn)為當(dāng)采場從兩翼到中央進(jìn)行開采時，由于中央礦房的存在，減小了采區(qū)的連續(xù)暴露面積，采場穩(wěn)定性更好。本文對兩種方案應(yīng)力進(jìn)行對比分析，圖6為兩種方案不同開挖步驟的應(yīng)力、位移折線圖，從圖中分析可知，方案2從兩翼到中央開采各步驟應(yīng)力、位移均小于方案1，且從以上塑性區(qū)云圖可知，方案2點(diǎn)柱塑性區(qū)明顯小于方案1，因此認(rèn)為從兩翼到中央開采優(yōu)于中央到兩翼開采方案，即方案2最優(yōu)。

圖5 方案2模擬實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖6 兩種方案的采場應(yīng)力、位移對比

3 結(jié) 論

(1) 通過面積承載理論，建立礦柱穩(wěn)定性評判模型及公式，并利用正交極差理論對礦柱穩(wěn)定性影響因素進(jìn)行了敏感度排序，得到礦柱寬、埋深及礦柱尺寸對礦柱穩(wěn)定性影響最大，同時得出礦柱寬、礦房寬度與礦柱安全系數(shù)的關(guān)系曲線。在保證要求的礦柱安全系數(shù)時，礦房跨度不得大于17 m，礦柱寬不得小于6 m。

(2) 在保證采場穩(wěn)定的前提下，選用了礦山常用的兩種不同回采順序作為備選方案，通過數(shù)值模擬計(jì)算，對比不同方案的應(yīng)力、位移及塑性區(qū)大小變化，得出方案一更優(yōu)，即中間到兩翼的開采更安全。

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陶 明(1990-)，男，碩士，主要從事采礦工程、控制爆破、巖土工程等方面的研究，Email: 215180442@qq.com。