地下深部開采對豎井穩(wěn)定性影響的數(shù)值分析

谷中元，李彩虹，郭利杰，楊 揚

(1.長春工程學院，長春 130000；2.礦冶科技集團有限公司，北京 100160)

隨著社會的不斷發(fā)展，對能源的需求日益增加，目前淺部礦產(chǎn)資源逐漸枯竭，為滿足能源需求，越來越多的礦山開始向深部資源開采發(fā)展。但隨著礦山開采深度的增加，地應力不斷升高，同時地質(zhì)條件變得更加復雜，易出現(xiàn)一些工程災害，為井下人員的安全和采場、井巷等的穩(wěn)定性帶來一些不利影響。

為保證地下深部礦山安全開采，國內(nèi)外學者做了大量研究，但主要集中在深部采場穩(wěn)定性和深部開采中地表塌陷范圍的確定等方面[1-3]，而豎井作為礦山的重要設施，其井筒穩(wěn)定性對于礦山的提升運輸具有重要意義。馬鳳山等[4]利用FLAC2D軟件對山東望兒山礦區(qū)淺部復采對豎井井筒的穩(wěn)定性影響進行分析研究，對比空區(qū)不充填方案，發(fā)現(xiàn)地下空區(qū)充填后豎井位移量減小，井壁基本無拉應力出現(xiàn)，穩(wěn)定性較好。魏秀泉[5]為研究某銅鎳礦采空區(qū)對豎井穩(wěn)定性影響，采用數(shù)值模擬方法從應力、位移、塑性區(qū)等方面進行分析，發(fā)現(xiàn)該豎井在地表附近和底部某一高程范圍內(nèi)易發(fā)生開裂和剝落。黃武勝等[6]通過FLAC3D計算軟件對金川三礦區(qū)設計的不同開挖方案對主、副井的穩(wěn)定性影響進行研究分析，結果表明同時進行多個工程開挖會對豎井產(chǎn)生一定影響，應及時對井壁進行加固處理。此外，尹士獻等[7]、趙海軍等[8]、吳永剛[9]均通過數(shù)值模擬方法對地下礦體開采中豎井的穩(wěn)定性進行研究分析，并提出適當建議措施以保證礦山安全生產(chǎn)。

本文以吉林東風鐵礦區(qū)為工程背景，根據(jù)地質(zhì)資料建立精細化三維模型，采用FLAC3D模擬軟件進行數(shù)值計算，通過變形規(guī)律、應力分布及塑性區(qū)分布等方面研究分析其深部礦體回采對豎井穩(wěn)定性的影響，為礦山后續(xù)安全開采提供一定指導依據(jù)。

1 工程概況

東風鐵礦位于吉林省臨江市大栗子鎮(zhèn)，礦石的自然類型為菱鐵礦、磁鐵礦、赤鐵礦混合型礦石，為傾斜-急傾斜中厚礦體。礦體賦存標高為+280～-356 m，其中+40 m以上礦體為老采區(qū)，此部分礦體已全部采出且用干式充填完畢。新采區(qū)礦體賦存標高-58～-356 m，目前開采至-150 m中段，采用上向分層干式充填法進行回采。圍巖以千枚巖為主，部分區(qū)域有斷裂構造存在。

本鐵礦在開采初期只探明了老采區(qū)的礦體儲量，新采區(qū)是在老采區(qū)回采過程中進行地質(zhì)勘探發(fā)現(xiàn)的礦體。礦山的原開采方案是針對老采區(qū)開采設計的，并確定了巖體移動角度，如果在進行深部新采區(qū)開采方案設計時沿用原來的巖體移動角度，則位于采區(qū)附近的豎井的近地表部分將處于新采區(qū)的巖體移動帶內(nèi)，使得部分新采區(qū)礦體無法開采，造成大量礦產(chǎn)資源的浪費。

由于我國金屬礦山關于巖體移動角度的設計規(guī)范是沿用前蘇聯(lián)的設計標準，但當時金屬礦山普遍開采深度較淺，因此當時的設計標準已無法適用現(xiàn)在的深部礦山開采。其次當時的設計標準主要是針對空場法和崩落法得出的結論，已不太適用于充填法。因此本文利用數(shù)值模擬方法針對東風鐵礦新采區(qū)使用的充填法對豎井穩(wěn)定性的影響進分析，為礦山安全開采提供一定的理論指導。

2 數(shù)值模擬計算

2.1 三維模型的建立

為全面分析老、新采區(qū)的開采對豎井穩(wěn)定性的影響，根據(jù)地表地形圖和地質(zhì)調(diào)查資料，利用ANSYS軟件建立精細化三維模型，并根據(jù)計算需求適當加大部分區(qū)域網(wǎng)格密度，如圖1所示。為消除邊界效應的影響，模型四周邊界距離礦體中心均超過三倍礦體長度，模型底面距礦體底部200 m。模型尺寸為1 660 m×1 190 m×1 180 m(長×寬×高)，豎井高800 m(頂部標高+500 m，底部標高-300 m)，模型單元總數(shù)為1 124 819，節(jié)點總數(shù)為189 919。最后將模型導入FLAC3D中進行后續(xù)計算任務。

圖1 三維模型圖Fig.1 3D model diagram

2.2 相關參數(shù)的確定

根據(jù)巖體分類情況，本次計算采用Mohr-Coulomb本構模型。計算模型的邊界條件為：底面進行豎直位移約束，模型四周進行水平位移約束，地表不做任何約束。模型應力以自重為主，側壓力系數(shù)參考同類型礦山取值為0.5。

在礦體不同中段分別取多塊礦石和圍巖，加工后進行單軸壓縮、剪切等試驗獲取巖石力學參數(shù)。根據(jù)Hoek-Brown強度準則對巖石力學參數(shù)進行折減得到礦石和圍巖的巖體力學參數(shù)，同時參考同類型干式充填礦山確定了充填體的力學參數(shù)，如表1所示。

表1 巖體力學參數(shù)

2.3 計算方案

目前老采區(qū)(240 ～80 m中段)的礦體全部開采充填完畢，由于豎井位于老采區(qū)的巖體移動帶外，因此在老采區(qū)的整個開采過程中豎井穩(wěn)定性較好，沒有發(fā)生破壞，因此本次計算著重對新采區(qū)(-50 m以下)的礦體開采對豎井穩(wěn)定性影響進行分析。根據(jù)設計的采礦方法(上向分層干式充填法)，在模擬計算時從上到下逐個中段進行開采及充填；同時在每個中段，水平方向每隔50 m作為一個礦房，并逐個進行開采；在每個礦房每開采一定的高度就進行充填，直至結束。對于240～80 m的老采區(qū)，為減少計算時間，采用從上到下逐個中段進行開采充填，不再進行具體礦房劃分，礦房分布情況如圖2所示。

圖2 各中段礦房和豎井分布圖Fig.2 Distribution of mine houses and shafts in each middle section

3 計算結果與分析

隨著礦體的不斷向下開采，其對豎井穩(wěn)定性的影響也在逐漸增大。為方便分析，計算過程中在靠近礦體一側的豎井井壁上每隔50 m設置一個監(jiān)測點，同時選取兩個過豎井中心點且平行于坐標軸的豎直剖面，如圖3(a)與(b)所示，通過井筒位移、應力和塑性區(qū)的大小及分布情況對豎井穩(wěn)定性進行分析。

圖3 豎井剖面圖Fig.3 Shaft profile

3.1 位移分析

當新采區(qū)的礦體全部開采充填完成后，豎井的變形情況如圖4～5所示，可以發(fā)現(xiàn)，豎井上部的水平變形值大于下部的，且越靠近地表變形值越大，最大水平變形值為2.5 mm。

圖4 豎井X方向變形情況(單位：mm)Fig.4 Deformation of shaft in X direction

圖5 豎井Y方向變形情況(單位：mm)Fig.5 Deformation of shaft in Y direction

每個中段開采充填結束后通過井壁監(jiān)測點的變形值(如圖6和圖7所示)可以發(fā)現(xiàn)，在井巷開挖階段，豎井的變形值不大且各部分變形較為均勻。隨著老采區(qū)的開采，豎井水平方向(X方向)變形逐漸增大，這是因為礦體位于豎井X軸方向，礦體的開采對豎井X方向變形影響最為明顯。隨著新采區(qū)的開采，豎井X方向變形值逐漸變?yōu)樨撝?，表示豎井向礦體方向發(fā)生變形，且隨著礦體的不斷向下開采，近地表區(qū)域的變形值越來越大。在豎井下部區(qū)域，X方向變形值為正值，說明豎井下部受礦體開采影響較小，其變形主要是由于豎井內(nèi)部臨空面造成的。豎井Y方向變形值隨著礦體的不斷開采也在不斷增大，但其最大變形值為1.1 mm。

圖6 豎井X方向位移值Fig.6 Displacement value of shaft in X direction

圖7 豎井Y方向位移值Fig.7 Displacement value of shaft in Y direction

為更詳細分析豎井的穩(wěn)定性情況，對豎井水平方向變形值進行進一步計算得到偏斜率值，該值反映豎井沿某一方向的坡度值，計算如公式(1)所示。圖8和圖9為豎井的水平和豎直方向偏斜值，可以發(fā)現(xiàn)X方向最大偏斜率為-0.015 mm/m，Y方向最大偏斜率為-0.008 mm/m。參照《有色金屬采礦設計規(guī)范》中的要求，豎井屬于Ⅰ級保護等級，其最大傾斜率允許值為±3 mm/m，而本次計算中的豎井傾斜率均小于規(guī)范允許值，因此豎井能夠保持穩(wěn)定。

圖8 豎井X方向偏斜率Fig.8 Deviation slope of shaft in X direction

圖9 豎井Y方向偏斜率Fig.9 Deviation slope of shaft in Y direction

(1)

3.2 應力分析

新采區(qū)全部開采結束后，豎井的主應力分布情況如圖10～13所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，豎井井筒及鄰近區(qū)域總體以壓應力(正數(shù)值)為主，無明顯拉應力(負數(shù)值)，無應力集中區(qū)，應力場基本保持穩(wěn)定。井筒周圍應力場呈現(xiàn)近似水平層狀分布，井筒處發(fā)生應力梯度錯動，從上至下井筒最大主應力逐漸增加，井筒底部出現(xiàn)應力集中，最大主應力約為25 MPa。因此礦體開采對豎井和其附近巖體的應力場影響不大。

圖10 X方向剖面最大主應力(單位：MPa)Fig.10 The maximum principal stress in X direction

圖11 X方向剖面最小主應力(單位：MPa)Fig.11 The minimum principal stress in X direction

圖12 Y方向剖面最大主應力(單位：MPa)Fig.12 The maximum principal stress in Y direction

圖13 Y方向剖面最小主應力(單位：MPa)Fig.13 The minimum principal stress in Y direction

3.3 塑性區(qū)分析

豎井的塑性區(qū)分布情況如圖14所示，發(fā)現(xiàn)塑性區(qū)產(chǎn)生范圍較小且主要集中在豎井上部，說明礦體開采對豎井上部的影響較為明顯。同時可以發(fā)現(xiàn)，豎井上部的塑性區(qū)分布較為均勻，深度較淺，且主要為剪切破壞，伴隨少量拉伸破壞，無明顯塑性貫通區(qū)，因此該豎井較為穩(wěn)定。

圖14 豎井塑性區(qū)分布圖Fig.14 Distribution of plastic zone in shaft

綜上所述，在新采區(qū)開采充填過程中，通過對豎井的應力、位移和塑性區(qū)等方面的分析可知，豎井井筒的變形值小于《有色金屬采礦設計規(guī)范》中規(guī)定的最大允許值，同時無明顯應力集中區(qū)域，塑性區(qū)產(chǎn)生范圍較小且深度較淺，無明顯塑性貫通區(qū)，因此礦體的開采對豎井穩(wěn)定性的影響較小，豎井可以保持其原有穩(wěn)定性。

4 結論

1)通過數(shù)值計算對豎井穩(wěn)定性進行分析，發(fā)現(xiàn)隨著礦體的不斷開采，豎井的變形越來越大，最大水平變形值為2.5 mm，偏斜率值為-0.015 mm/m，小于安全規(guī)范中對于Ⅰ級保護等級構筑物的變形最大允許值，因此礦體開采對豎井變形影響較小。

2)通過對應力和塑性區(qū)分析發(fā)現(xiàn)，礦體的開采對豎井及其周邊圍巖的應力場影響不大，豎井不存在應力集中區(qū)，同時豎井塑性區(qū)產(chǎn)生范圍較小，深度較淺，無明顯塑性貫通區(qū)，因此豎井較為穩(wěn)定。

3)計算結果表明，新采區(qū)的充填開采方法對豎井穩(wěn)定性影響較小，豎井可以保持其原有穩(wěn)定性。同時可以發(fā)現(xiàn)，充填法在一定程度上可以減小巖體移動范圍，可為同類型礦山的開采設計提供一定參考依據(jù)。