落凼礦分段空場嗣后充填法采場結構參數(shù)研究

賈學元，喬登攀，何名聲，王 俊，李廣濤，楊天雨

(1.昆明理工大學 國土資源工程學院，昆明 650093；2.涼山礦業(yè)股份有限公司，四川 涼山 615141)

采礦方法是礦山安全生產(chǎn)的核心，采礦方法的選擇直接決定了礦山生產(chǎn)運營過程中的效益及安全?，F(xiàn)階段隨著國家政策的支持及礦山自我認識的提高，我國地下礦山采用充填法的比例逐漸提升[1]。分段空場嗣后充填采礦法采用兩步驟進行開采，先采一步驟礦柱，隔一采一，對一步驟礦柱進行充填，充填體達到一定強度，進行二步驟礦房的開采，對二步驟礦房進行充填，二步驟礦房是在一步驟充填后留下的充填體礦柱支撐下進行開采，一步驟礦柱的充填質(zhì)量是二步驟礦房安全開采的保障，該方法經(jīng)濟高效，同時又能保障井下安全作業(yè)。

采場結構參數(shù)是影響采場穩(wěn)定性的重要因素之一[2]。在采礦方案設計時，若設計的礦柱尺寸過大、礦房跨度過小，將導致礦石損失大、回收率低；若設計的礦柱尺寸過小，礦房穩(wěn)定性降低、生產(chǎn)成本提高，且易發(fā)生大規(guī)模地壓活動[3]。國內(nèi)學者對采場結構參數(shù)優(yōu)化進行了大量研究，初步范圍的確定有Mathew法[4]，單一數(shù)值模擬手段有FLAC3D[5]、ANSYS[6]、秩和比法[7]，采用兩種數(shù)值模擬結合的有ANSYS-FLAC3D[8]，SUBPAC-FLAC3D[9]，考慮多種因素優(yōu)化采場結構參數(shù)的有響應面法[10]、CRITIC法[11]、AHP法[12]和TOPSIS法[12]。

針對拉拉銅礦落凼礦區(qū)深部礦段地下開采遇到的高低壓導致采場結構穩(wěn)定性變差問題，研究基于FLAC3D數(shù)值模擬對采場結構參數(shù)進行優(yōu)化。FLAC3D在數(shù)值計算過程中功能十分強大，但對于復雜賦存形態(tài)、不規(guī)則地質(zhì)體的前處理建模上有不足之處[8]，研究用RHINO軟件建模，導入FLAC3D數(shù)值模擬軟件進行計算，克服了單一采用FLAC3D法存在的建模和網(wǎng)格劃分困難等問題。

1 工程概況

落凼礦區(qū)具有多年露天開采歷史，已形成了大、小兩個東、西露天采坑。礦山近年來開展了落凼礦區(qū)深部的探礦工作，擴大了礦權范圍，為延長礦山開采服務年限提供了資源條件。地下開采礦體形態(tài)較為復雜，礦體傾角多在15°～40°，礦體厚度多在2～32 m。

現(xiàn)階段，落凼礦處于露天轉(zhuǎn)地下開采的關鍵時期，礦體厚度在7～8 m以上水平至傾斜礦體和礦體厚度在30 m以上的傾斜及急傾斜礦體采用分段空場嗣后充填法進行開采，研究選取礦體厚度在30 m以上的傾斜及急傾斜礦體用FLAC3D數(shù)值模擬軟件進行分析，優(yōu)化采場結構參數(shù)，為進一步開采提供科學的指導。

2 建模方案

考慮到傾角厚度的變化及建模工作量，本次模擬選用平均傾角45°、厚度30 m作為礦體產(chǎn)狀，為了克服FLAC3D建模、網(wǎng)格劃分困難，選用RHINO建模后導入FLAC3D進行計算，如圖1所示。為優(yōu)化分段空場嗣后充填法采場結構參數(shù)，本次數(shù)值模擬設計兩個方案進行對比，如表1所示。

圖1 RHINO建模區(qū)域示意圖Fig.1 Schematic diagram of RHINO modeling area

表1 數(shù)值模擬方案對比

方案一Ⅰ步驟礦柱沿走向、傾向均有布置，礦房寬度11 m，Ⅱ步驟礦房沿走向布置，礦房寬度25 m，先回采Ⅰ步驟礦柱，膠結充填后回采Ⅱ步驟礦房并充填。本次建模區(qū)域中包含二次暴露的Ⅰ步驟礦柱12個，其中沿走向6個，沿傾向6個。建模區(qū)域如圖2所示，總單元數(shù)(zone)為901 050，節(jié)點數(shù)(grid point)為898 571。方案二與方案一的區(qū)別在于Ⅱ步驟礦房寬度為20 m。

圖2 由RHINO導入FLAC3D建模區(qū)域示意圖Fig.2 Schematic diagram of modeling area imported from RHINO to FLAC3D

2.1 計算模型的選擇

本次數(shù)值模擬選用的本構模型為mohr-coulomb，各種力學性質(zhì)巖體視為各向同性彈塑性連續(xù)介質(zhì)，并在數(shù)值模擬計算過程中，應用摩爾-庫倫塑性本構模型表示這種各向同性的塑性連續(xù)介質(zhì)，其中摩爾-庫倫屈服準則為：

(1)

ft=σt-σ3

(2)

式中，σ1，σ3，σt分別為最大主應力、最小主應力和抗拉強度；c，φ分別為黏聚力和內(nèi)摩擦角，當fs>0時，材料將發(fā)生剪切破壞；ft<0時，材料將發(fā)生拉伸破壞。

2.2 力學參數(shù)的取值

本次數(shù)值模擬選取的力學參數(shù)如表2所示。

表2 計算巖石力學參數(shù)選取結果表

2.3 邊界條件

落凼礦區(qū)礦體埋深較淺(300 m)，故豎直應力取自重應力，水平應力隨深度按梯度變化。

σv=γH

(3)

(4)

式中，γ為礦巖容重，γ=ρg，g取9.81 m/s2，N/m3；H為埋深，m；μ為泊松比。

模型的四個側面和底面均采用固定速度約束。

2.4 方案步驟模擬

礦房礦柱布置如圖3所示。方案模擬開采過程共分為48步，見表3。

圖3 模擬區(qū)域礦房礦柱布置示意圖Fig.3 Layout of room and pillar in simulated area

步驟模擬計算初始地應力計算模擬三維模型原巖應力狀態(tài)第一步(開挖1)開挖沿走向Ⅰ步驟膠結礦柱A1第二步(充填1)充填沿走向Ⅰ步驟膠結礦柱A1第三步(開挖2)開挖沿傾向Ⅰ步驟膠結礦柱B1第四步(充填2)充填沿傾向Ⅰ步驟膠結礦柱B1第五步(開挖3)開挖沿走向Ⅰ步驟膠結礦柱A7第六步(充填3)充填沿走向Ⅰ步驟膠結礦柱A7第七步(開挖4)開挖沿走向Ⅱ步驟礦房A4第八步(充填4)充填沿走向Ⅱ步驟礦房A4??第四十六步(充填23)充填沿走向Ⅱ步驟礦房A17第四十七步(開挖24)開挖沿走向Ⅱ步驟礦房A18第四十八步(充填24)充填沿走向Ⅱ步驟礦房A18備注膠結礦柱膠結充填、礦房非膠結尾砂充填

2.5 數(shù)值模擬計算結果分析

分段空場嗣后充填法按表3所示的回采順序?qū)ΦV體進行模擬開挖、充填，Ⅰ步驟膠結礦柱和Ⅱ步驟礦房開挖結束后按表2中的強度設計、尾砂充填體參數(shù)進行賦值。分析膠結礦柱在區(qū)段回采過程中最危險狀態(tài)即一側臨空另一側受尾砂主動壓力作用時的塑性區(qū)分布，并統(tǒng)計塑性區(qū)體積，從而判斷膠結充填體的穩(wěn)定性。

以下為兩個方案Ⅰ步驟礦柱的塑性區(qū)分布情況，由于篇幅限制，無法列出所有開挖方案對應的所有礦柱塑性區(qū)分布圖，每個方案只列舉沿走向和傾向各兩幅圖展示。

所有開挖完成后，對沿走向Ⅰ步驟礦柱A8進行塑性區(qū)統(tǒng)計，開挖17沿走向Ⅰ步驟礦柱A8塑性區(qū)分布如圖4所示，方案一塑性區(qū)總體積6 848.8 m3，礦柱總體積23 499.7 m3，塑性區(qū)占比29.14%；方案二塑性區(qū)總體積6 580.6 m3，礦柱總體積21 308.7 m3，塑性區(qū)占比30.88%，方案二比方案一塑性區(qū)占比大，穩(wěn)定性較差。

圖4 開挖17沿走向Ⅰ步驟礦柱A8塑性區(qū)分布Fig.4 Distribution map of plastic zone of Ⅰ step pillar A8 along strike in excavation 17

所有開挖完成后，對沿走向Ⅰ步驟礦柱A14進行塑性區(qū)統(tǒng)計，方案一塑性區(qū)總體積5 380.8 m3，礦柱總體積23 499.7 m3，塑性區(qū)占比22.90%；方案二塑性區(qū)總體積5 334.1 m3，礦柱總體積21 308.7 m3，塑性區(qū)占比25.03%，方案二比方案一塑性區(qū)占比大，穩(wěn)定性較差。開挖23沿走向Ⅰ步驟礦柱A14塑性區(qū)分布如圖5所示。

圖5 開挖23沿走向Ⅰ步驟礦柱A14塑性區(qū)分布Fig.5 Distribution map of plastic zone of Ⅰ step pillar A14 along strike in excavation 23

所有開挖完成后，對沿傾向Ⅰ步驟礦柱B1進行塑性區(qū)統(tǒng)計，方案一塑性區(qū)總體積2 300.1 m3，礦柱總體積15 549.6 m3，塑性區(qū)占比14.79%；方案二塑性區(qū)總體積2 386.3 m3，礦柱總體積12 931.0 m3，塑性區(qū)占比18.45%，方案二比方案一塑性區(qū)占比大，穩(wěn)定性較差。開挖8沿傾向Ⅰ步驟礦柱B1塑性區(qū)分布如圖6所示。

圖6 開挖8沿傾向Ⅰ步驟礦柱B1塑性區(qū)分布Fig.6 Distribution map of plastic zone of Ⅰ step pillar B1 along dip in excavation 8

所有開挖完成后，對沿傾向Ⅰ步驟礦柱B6進行塑性區(qū)統(tǒng)計，方案一塑性區(qū)總體積878.1 m3，礦柱總體積15 549.6 m3，塑性區(qū)占比5.65%；方案二塑性區(qū)總體積1 620.0 m3，礦柱總體積12 931.0 m3，塑性區(qū)占比12.53%，方案二比方案一塑性區(qū)占比大，穩(wěn)定性較差。開挖24沿傾向Ⅰ步驟礦柱B6塑性區(qū)分布如圖7所示。

圖7 開挖24沿傾向Ⅰ步驟礦柱B6塑性區(qū)分布Fig.7 Distribution map of plastic zone of Ⅰ step pillar B6 along dip in excavation 24

部分沿走向礦柱塑性區(qū)統(tǒng)計結果如表4所示，為了方案對比便利，繪制成柱狀圖，如圖8所示。在進行開挖時，兩個方案A15礦柱塑性區(qū)占比近乎相同，其它礦柱方案二比方案一塑性區(qū)占比要大，說明方案一比方案二更加穩(wěn)定。

表4 沿走向礦柱塑性區(qū)統(tǒng)計結果

圖8 沿走向礦柱塑性區(qū)占比Fig.8 Proportion of plastic zone along strike pillar

部分沿傾向礦柱塑性區(qū)統(tǒng)計結果如表5所示，為了方案對比便利，繪制成柱狀圖，如圖9所示。在進行開挖時，方案二礦柱整體要比方案一礦柱塑性區(qū)占比大，說明方案一比方案二更加穩(wěn)定。

圖9 沿傾向礦柱塑性區(qū)占比Fig.9 Proportion of plastic zone along dip pillar

表5 沿傾向礦柱塑性區(qū)統(tǒng)計結果

2.6 方案綜合分析

礦體厚度在30 m以上的傾斜及急傾斜礦體選用分段空場嗣后充填法數(shù)值模擬，該類型礦體采用方案一和方案二數(shù)值模擬計算。對比兩個方案的塑性區(qū)占比，對兩個方案的穩(wěn)定性情況進行綜合分析，兩個方案的數(shù)值模擬如前所示。

由數(shù)值模擬分析結果來看，沿走向礦柱比沿傾向礦柱塑性區(qū)占比更大，破壞更嚴重，塑性區(qū)集中在采場頂部和臨空面，礦柱整體性較好。隨開采區(qū)域的增大，頂板暴露面積增大，作用于膠結礦柱的松脫地壓增大，超過膠結礦柱頂部設計強度時，頂部發(fā)生破壞。在模擬區(qū)域回采過程中，膠結礦柱受四周礦房回采的影響多次暴露，圍巖應力重新分布過程中，膠結礦柱應力狀態(tài)隨之變化，由礦巖包裹的三維力學狀態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱蝹缺┞兜娜S力學狀態(tài)，膠結礦柱變形向空區(qū)內(nèi)發(fā)展，臨空側單元體應力狀態(tài)沿加載路徑向強度曲線靠近，部分單元體應力狀態(tài)達到極限應力狀態(tài)發(fā)生破壞。

由方案一和方案二對比可知，礦柱在50 m×11 m參數(shù)不變條件下，在整體上方案二(礦房50 m×20 m)沿走向和傾向上礦柱塑性區(qū)占比明顯比方案一(礦房50 m×25 m)大，穩(wěn)定性更差，故選擇方案一。

3 結論

1)隨著采深的加大，拉拉銅礦落凼礦深部開采按原礦柱、礦房的采場結構參數(shù)設計勢必導致地壓顯現(xiàn)頻繁，需要優(yōu)化采場結構參數(shù)指導進一步的開采。

2)落凼礦深部采用分段空場嗣后充填法開采，塑性區(qū)并未貫穿膠結礦柱，膠結礦柱整體性較好，采用方案一(Ⅰ步驟礦柱50 m×11 m，Ⅱ步驟礦房50 m×25 m)和方案二(Ⅰ步驟礦柱50 m×11 m，Ⅱ步驟礦房50 m×20 m)的采場結構參數(shù)均不會出現(xiàn)失穩(wěn)破壞。膠結礦柱塑性區(qū)主要分布于膠結礦柱頂部和臨空面，而頂部出現(xiàn)塑性區(qū)的主要原因是充填體在分層充填過程中頂部選用的充填配比強度較低導致。

3)通過FLAC3D數(shù)值模擬軟件對采區(qū)進行參數(shù)優(yōu)化，綜合安全穩(wěn)定性方面考慮，最終選擇了Ⅰ步驟礦柱50 m×11 m，Ⅱ步驟礦房50 m×25 m為最佳采場結構參數(shù)，為拉拉銅礦落凼深部礦區(qū)的進一步開采提供了科學的指導，也對采用分段空場嗣后充填法的相似礦山有一定的借鑒意義。