充填體下頂?shù)字_采結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化及工程應(yīng)用

楊春城

(四川機電職業(yè)技術(shù)學(xué)院，四川 攀枝花 617000)

礦產(chǎn)資源是社會發(fā)展的主要物質(zhì)基礎(chǔ)。近年來，由于資源的大量消耗，諸多問題的出現(xiàn)，國家提倡集約型生產(chǎn)、不盲目追求產(chǎn)量等，使礦柱回采逐步得到重視[1]。同時，隨著淺部資源的不斷減少，傳統(tǒng)采礦方法開采過程中留設(shè)的部分礦柱逐漸被關(guān)注[2]。然而，由于采場留設(shè)的礦柱長期受地應(yīng)力和爆破震動影響，其穩(wěn)固性較差，給回收帶來了技術(shù)難題。目前，國內(nèi)學(xué)者針對礦柱的開采開展了大量研究。萬串串等[3]對高峰礦殘礦回收方案進(jìn)行對比分析，提出了殘礦回收與空區(qū)治理協(xié)同作用技術(shù)方案；趙奎等[4]對殘礦回收過程中頂板的穩(wěn)定性采用相似模擬方法進(jìn)行分析，結(jié)合分析結(jié)果提出合理采場參數(shù)；張欽禮等[5]針對礦柱回收過程中頂板安全性，通過力學(xué)計算分析，提出控制措施；周建華等[6]對武山銅礦下向開采過程中頂板的穩(wěn)定性采用薄板理論進(jìn)行計算分析，為礦山采場參數(shù)的選擇提供了理論支撐；孫健等[7]通過分析呷村銀多金屬礦的空區(qū)和地應(yīng)力變化情況，結(jié)合礦山實際開采情況提出合理的回采方案。

本文針對某金礦的頂?shù)字_采采場結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行優(yōu)化，首先應(yīng)用力學(xué)理論分析回采進(jìn)路頂板穩(wěn)定性隨著頂板安全厚度與進(jìn)路的寬度的變化規(guī)律，然后結(jié)合數(shù)值模擬對進(jìn)路頂部留設(shè)厚度及進(jìn)路結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行模擬分析，最終結(jié)合力學(xué)理論及數(shù)值計算結(jié)果應(yīng)用于工程實際中，為礦山頂?shù)字陌踩?jīng)濟(jì)回采提供參考。

1 工程概況

根據(jù)礦山頂?shù)字拈_采技術(shù)條件及現(xiàn)場實際施工情況，采用留設(shè)殘礦層進(jìn)路充填采礦方法進(jìn)行開采。礦區(qū)采場頂?shù)字L為100 m，礦體平均高為7.0 m，平均厚為25 m。礦體頂部有2.5 m厚的1∶6膠結(jié)充填體。礦體分兩個盤區(qū)進(jìn)行開采，每個盤區(qū)50 m，盤區(qū)與盤區(qū)之間留設(shè)3.0～5.0 m寬的間柱。每個盤區(qū)礦體分兩個分層進(jìn)行回采，第一分層按普通上向進(jìn)路法回采，進(jìn)路寬3.5 m，高3.5 m;第二分層在膠結(jié)充填體下留設(shè)一定厚度的殘礦層承載上覆松散充填體。頂?shù)字_采采用淺孔爆破，ST-2D鏟運機出礦，自沿脈巷兩端向中間開采，采用逐一采一的開采方式，即開挖進(jìn)路一端為充填體，一端為礦體，如圖1所示。

2 理論計算

2.1 力學(xué)模型

根據(jù)梁理論中“簡支梁”力學(xué)模型，結(jié)合進(jìn)路頂板的力學(xué)特征，本文將開采頂?shù)字倪M(jìn)路結(jié)構(gòu)模型簡化為受均布載荷及自重應(yīng)力作用下的“簡支梁”[8-9]。根據(jù)以上“簡支梁”力學(xué)模型的假設(shè)條件，在考慮承載層同時受均布荷載和自重作用時的情況下對其進(jìn)行力學(xué)計算分析，其受力如圖2所示。

圖1 逐一采一開采方式Fig.1 Mine one by one

圖2 承載層簡支“梁”模型Fig.2 “Simple-supported beam” model of carrier layer

根據(jù)彈性力學(xué)理論推導(dǎo)計算可知承載層的應(yīng)力計算公式為式(1)。

(1)

根據(jù)分析可知，在承載層中心點上下表面會產(chǎn)生最大彎矩應(yīng)力。因此，承載層的中心點上下表面應(yīng)力計算公式為式(2)。

(2)

式中：q為承載層頂部荷載，kN/m2；l為進(jìn)路半寬，m；h為承載層厚度，m；p為承載層的容重，N/m3。

根據(jù)式(2)計算不同進(jìn)路寬度和頂部留設(shè)殘礦層不同厚度條件下頂板的應(yīng)力，并基于安全系數(shù)法對頂板的穩(wěn)定性進(jìn)行判別。根據(jù)工程實際應(yīng)用，安全系數(shù)η計算公式為式(3)。

η=[σt]/σtmax

(3)

式中：[σt]為許用拉應(yīng)力；σtmax為最大拉應(yīng)力。

2.2 計算結(jié)果分析

根據(jù)BIENIAWSKI等[10]對美國174個礦山的現(xiàn)場調(diào)查統(tǒng)計，并根據(jù)礦柱的穩(wěn)定情況提出安全系數(shù)的合理取值范圍為1.5～2.0；鄧志隆[10]采用可靠度理論分析得出礦柱安全系數(shù)的合理取值范圍為1.4～2.1。通過分析礦山礦巖力學(xué)參數(shù)，本文安全系數(shù)η取1.5作為判別標(biāo)準(zhǔn)。

通過對室內(nèi)試驗測得的巖石力學(xué)參數(shù)進(jìn)行相應(yīng)工程強度折減后，獲得了礦山巖體及充填體力學(xué)參數(shù)，見表1。結(jié)合各力學(xué)參數(shù)應(yīng)用“梁”理論對進(jìn)路頂板應(yīng)力進(jìn)行計算分析。

表1 巖體及充填體力學(xué)參數(shù)Table 1 Parameters of rock mass and backfill mechanics

當(dāng)殘礦層厚度不變時，開采進(jìn)路頂板的安全系數(shù)與進(jìn)路寬度的關(guān)系如圖3所示。由圖3可知，當(dāng)殘礦層厚度不變時，進(jìn)路頂板安全系數(shù)隨著進(jìn)路寬度的增大而逐漸減小，且安全系數(shù)的變化率由大逐漸變小；隨著進(jìn)路寬度的增加，殘礦層厚度對進(jìn)路頂板安全系數(shù)的影響度逐漸變小，當(dāng)進(jìn)路寬度小于2.3 m時，開挖進(jìn)路頂板安全系數(shù)的變化率較大，即殘礦層厚度是影響安全系數(shù)的主要因素；當(dāng)進(jìn)路寬度大于2.3 m時，開挖進(jìn)路頂板安全系數(shù)的變化率變小，即進(jìn)路寬度是影響安全系數(shù)的主要因素。以安全系數(shù)η取1.5作為判別標(biāo)準(zhǔn)，當(dāng)殘礦層厚度為0.9 m時，進(jìn)路安全寬度為2.5 m；當(dāng)殘礦層厚度為0.7 m時，進(jìn)路安全寬度為2.1 m；當(dāng)殘礦層厚度為0.5 m時，進(jìn)路安全寬度為1.7 m。

圖3 不同進(jìn)路寬度頂板安全系數(shù)Fig.3 Safety coefficient of approach roof with different width

當(dāng)進(jìn)路寬度不變時，進(jìn)路頂板安全系數(shù)與留設(shè)殘礦層厚度的關(guān)系如圖4所示。由圖4可知，當(dāng)進(jìn)路寬度不變時，進(jìn)路頂板安全系數(shù)隨著殘礦層厚度的增大而增大，且當(dāng)進(jìn)路寬度增加時，安全系數(shù)隨殘礦層厚度增加的增長率逐漸變小，當(dāng)進(jìn)路寬度小于2.3 m時，殘礦層厚度的變化對安全系數(shù)的影響度較大；當(dāng)進(jìn)路寬度大于或等于2.3 m時，殘礦層厚度的變化對安全系數(shù)的影響較小。即當(dāng)進(jìn)路寬度小于2.3 m時，影響開采進(jìn)路頂?shù)装踩缘闹饕蛩厥橇粼O(shè)的殘礦層厚度；當(dāng)進(jìn)路寬度大于2.3 m時，影響開采進(jìn)路頂板安全性的主要因素是進(jìn)路寬度，同一進(jìn)路寬度其頂板安全系數(shù)的差距隨殘礦層厚度的增大而逐漸變小。

圖4 不同殘礦層厚度進(jìn)路頂板安全系數(shù)Fig.4 Safety coefficient of approach roof with different height of residual seam

通過計算分析，綜合考慮頂?shù)字_采的采場生產(chǎn)能力、采礦成本及安全性，建議留設(shè)殘礦層厚度為0.9 m，開采進(jìn)路寬度為2.5 m，進(jìn)路高度為2.6 m。

3 數(shù)值模擬分析

3.1 計算模型

根據(jù)礦山頂?shù)字_采的采礦方法，針對頂?shù)字诙娱_采建立計算模型，如圖5所示。根據(jù)頂?shù)字_采技術(shù)條件，開采進(jìn)路直接頂板為留設(shè)的殘礦層，殘礦層上部為2.5 m厚的膠結(jié)充填體和40 m厚的松散充填體，進(jìn)路的左側(cè)和底部為充填體，右側(cè)和頂部為未開挖的礦體。根據(jù)開采設(shè)計，進(jìn)路每次進(jìn)尺2.0～2.2 m，指定平面應(yīng)變厚度為2.0 m。

圖5 數(shù)值模型Fig.5 Numerical model

3.2 計算方案

根據(jù)礦山頂?shù)字_采過程中現(xiàn)場頂板揭露后的冒落情況，進(jìn)路高度取2.6 m、2.8 m、3.5 m，即留設(shè)殘礦層厚度為0.9 m、0.7 m、0 m，進(jìn)路寬度取2.3 m、2.5 m、2.7 m和2.9 m，共12種不同的高寬組合方案，見表2。

3.3 模擬結(jié)果及分析

3.3.1 應(yīng)力分析

不同高寬組合方案的頂板最大拉應(yīng)力變化規(guī)律如圖6所示。由圖6可知，頂板最大拉應(yīng)力隨著寬度的增加而增大。當(dāng)殘礦層厚度為0 m時，采場頂板為膠結(jié)充填體，拉應(yīng)力值均超過其自身的抗拉強度，根據(jù)強度理論判斷該方案安全性差；當(dāng)殘礦層厚度為0.9 m，即采場高度為2.6 m，采場寬度大于2.5 m時，拉應(yīng)力值的增長率變大，且當(dāng)寬度為2.7 m和2.9 m時，最大拉應(yīng)力值均超過其自身的抗拉強度，其分布區(qū)占頂板的60%～75%，安全性差，如圖7(a)所示；當(dāng)殘礦層厚度為0.7 m，即采場高度為2.8 m，采場寬度大于2.5 m時，拉應(yīng)力值的增長率變大，且當(dāng)寬度為2.5 m、2.7 m和2.9 m時，

最大拉應(yīng)力值均超過其自身的抗拉強度，其分布區(qū)占頂板的65%～80%，安全性差，如圖7(b)所示。因此，方案二(寬2.5 m、高2.6 m)和方案五(寬2.3 m、高2.8 m)是安全的。

表2 計算方案Table 2 Calculated scheme

圖6 頂板最大拉應(yīng)力變化曲線Fig.6 Maximum tensile stress curve of roof

圖7 頂板應(yīng)力云圖Fig.7 Stress nephogram of roof

3.3.2 沉降變形分析

頂板豎向沉降變形如圖8所示。由圖8可知，當(dāng)留有殘礦層厚度分別為0.9 m和0.7 m時頂板豎向沉降變形比較平緩，殘礦層越厚越平緩。而不留殘礦層時開挖巷道處的沉降要明顯大于周邊，這是由于礦體的剛度明顯大于充填體，殘礦層相當(dāng)于一根梁支撐起上部荷載，將荷載均勻地向下傳遞，同時，殘礦層承擔(dān)了很大變形能。因此，當(dāng)留設(shè)的殘礦層厚度較小時不足以吸收很多的變行能而發(fā)生破壞。

3.3.3 塑性區(qū)分析

由于殘礦層能有效吸收開挖進(jìn)路上部荷載對其的作用能量，導(dǎo)致留有殘礦層和不留殘礦層時出現(xiàn)了兩種截然不同的塑性變形形式，如圖9所示。

由圖9可知，留有殘礦層厚度為0.9 m和0.7 m(進(jìn)路高度為2.6 m和2.8 m)時，殘礦層和右?guī)偷V體兩端產(chǎn)生了塑性變形，殘礦層以上的充填體也產(chǎn)生了塑性變形，而殘礦層以下的充填體幾乎不發(fā)生塑性變形，因此，留有殘礦層時能有效減小進(jìn)路左側(cè)和下方的充填體的塑性發(fā)展，但是殘礦層有明顯的塑性發(fā)展，可能導(dǎo)致局部發(fā)生破壞，進(jìn)路右側(cè)的礦體也有明顯的塑性發(fā)展，開采過程中要加強支護(hù)。不留殘礦層(進(jìn)路高度為3.5 m)時，減小了頂板的受力，將變性能大量傳遞到頂板以下，導(dǎo)致進(jìn)路左側(cè)和下方的充填體大規(guī)模達(dá)到塑性，進(jìn)路右側(cè)礦體的塑性區(qū)較小，造成頂板產(chǎn)生很大的不均勻沉降而發(fā)生破壞。根據(jù)數(shù)值計算結(jié)果，建議礦山充填體下頂?shù)字_采留設(shè)殘礦層厚度為0.9 m，開采進(jìn)路寬度為2.5 m，進(jìn)路高度為2.6 m。

圖8 頂板豎向沉降變形云圖Fig.8 Nephogram of vertical settlement deformation from the approach roof

圖9 塑性變形云圖Fig.9 Nephogram of plastic deformation

4 現(xiàn)場應(yīng)用

將理論計算和數(shù)值模擬計算結(jié)果應(yīng)用于礦山生產(chǎn)實際中，同時采用的SWJ-Ⅳ隧道收斂計對開采進(jìn)路頂板和側(cè)幫位移進(jìn)行監(jiān)測。每個斷面安裝三個測點：頂部中線上一個測點，兩側(cè)幫上距巷底0.2 m處各設(shè)一個測點測量斷面各測點間的距離變化，以此計算兩幫相對位移及頂板點的豎向位移變形情況，如圖10所示。

圖10 監(jiān)測點布置圖Fig.10 Layout of monitoring sites

圖11 試驗采場監(jiān)測位移量與時間關(guān)系Fig.11 Relation curves of monitoring displacement and time from the test stope

根據(jù)收斂計的量測值可得開采進(jìn)路兩幫移近量、頂板下沉量70 d的監(jiān)測數(shù)據(jù)，如圖11所示。由實測結(jié)果可以看出，70 d的監(jiān)測時間內(nèi)試驗采場的頂板、兩幫位移累計量均小于10 mm，且未出現(xiàn)掉渣、垮幫現(xiàn)象，表明采場穩(wěn)定性較好；兩幫移近量、頂板沉降量在觀測初期變形量大、增長速率高，其增長速率隨時間的增加而逐漸降低；兩幫移近累計位移量比頂板下沉累計位移量大，相差約2 mm。

5 結(jié) 論

1) 影響頂?shù)字_采穩(wěn)定性的主要因素是進(jìn)路寬度和留設(shè)的殘礦層厚度，當(dāng)開挖進(jìn)路寬度小于2.3 m時，影響其安全性的主要因素是殘礦層厚度；當(dāng)開挖進(jìn)路寬度大于2.3 m時，影響其安全性的主要因素是進(jìn)路寬度。

2) 當(dāng)留設(shè)殘礦層時，開采進(jìn)路頂板以下充填體受力較小，開挖進(jìn)路兩幫和底部不會發(fā)生明顯的塑性變形，殘礦體達(dá)到抗拉強度的范圍較小，而且出現(xiàn)的最大主應(yīng)力的最大值也較??；當(dāng)殘礦層厚度較小時，頂板殘礦體有發(fā)生小塊剝落的可能，其他部位的塑性變形隨著殘礦層厚度的減小而逐漸變大，殘礦體達(dá)到抗拉強度的范圍和出現(xiàn)的最大主應(yīng)力的最大值也逐漸變大；當(dāng)不留殘礦體時，進(jìn)路頂板塑性變形得到有效抑制，然而進(jìn)路左幫和巷道底部有很大的塑性變形，頂板最大主應(yīng)力很大范圍超出了充填體的單軸抗拉強度，頂板出現(xiàn)大量冒落。

3) 在留殘礦層時，進(jìn)路寬度的大小對頂板主應(yīng)力數(shù)值大小影響較大，且對最大主應(yīng)力超出礦體單軸抗拉強度的范圍影響較大；在不留殘礦層時，進(jìn)路寬度對最大主應(yīng)力的分布范圍和數(shù)值都會產(chǎn)生很大影響，隨著進(jìn)路寬度變大呈線性增長。

綜上分析，建議礦山充填體下頂?shù)字_采留設(shè)殘礦層厚度為0.9 m，開采進(jìn)路寬度為2.5 m，進(jìn)路高度2.6 m，且開采過程中要加強進(jìn)路頂板靠近礦體一側(cè)的支護(hù)，使礦山的經(jīng)濟(jì)效益最大化。