充填體覆蓋下大斷面六角形進(jìn)路離心模擬試驗

劉 濤，韓 斌，楊 鵬,2，張晨潔，趙中原

(1. 北京科技大學(xué) a. 土木與資源工程學(xué)院；b. 金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083；2. 北京市信息服務(wù)工程重點實驗室，北京 100101；3. 西北礦冶研究院，甘肅 白銀 730900)

金川公司是中國最大的鎳礦山，年生產(chǎn)礦石量達(dá)到300萬噸，是國內(nèi)先進(jìn)的現(xiàn)代化有色金屬特大型鎳礦山。金川礦區(qū)主要礦體沿走向達(dá)6.3 km，礦體傾角為70°左右，礦體最寬處達(dá)到300 m，礦體深度達(dá)到1 000 m。由于金川鎳礦礦體厚大、埋藏深、地應(yīng)力高及礦巖極不穩(wěn)固，自建礦之日起就給礦山采礦生產(chǎn)和產(chǎn)能提升帶來巨大困難[1-2]。金川礦區(qū)主要由龍首礦和二礦區(qū)組成，其中龍首礦地質(zhì)品位較高，采礦方法為六角形斷面分層下向膠結(jié)充填采礦法，六角形采場采用蜂巢結(jié)構(gòu)原理，其斷面結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，進(jìn)路周圍應(yīng)力集中系數(shù)較低，兩幫不易出現(xiàn)變形破壞，將進(jìn)路斷面設(shè)計成六角形斷面提高了采場采礦施工效率和采場圍巖的穩(wěn)定性，該方法成功解決了高應(yīng)力條件下的厚大破碎巖體的開采問題[3-5]。

東部貧礦體是金川公司二礦區(qū)2#礦體1 180 m水平與1 450 m水平之間的礦體，由于地質(zhì)品位較低，一直未進(jìn)行開采，只是進(jìn)行了部分開拓工程的建設(shè)。近年來，隨著龍首礦開采深度的增加，礦體破碎程度加大，開采難度加大，造成龍首礦的采礦成本居高不下，同時，鎳價格的低迷使金川公司面臨前所未有的壓力與挑戰(zhàn)。因此，開采巖石條件相對較好的東部貧礦成為礦山降本增效、緩解采礦壓力的首選途徑。根據(jù)龍首礦的開采經(jīng)驗，如果采用小斷面六角形進(jìn)路分層下向膠結(jié)充填采礦法對東部貧礦進(jìn)行回采，由于礦體品位低，通過初步技術(shù)經(jīng)濟(jì)分析，東部貧礦將不具備采價值，如何降低東部貧礦的開采成本成為擺在金川公司面前的一道難題。

龍首礦現(xiàn)階段采用的六角形進(jìn)路尺寸為4 m(腰寬)×5 m(高度)，充填體7 d強(qiáng)度大約為3 MPa，進(jìn)路內(nèi)采用淺孔落礦，生產(chǎn)效率低、成本高[6]。為了提高生產(chǎn)效率同時降低成本，考慮東部貧礦開采深度較淺且?guī)r石條件相對龍首礦較好，初步提出了大斷面六角形下向膠結(jié)充填采礦法，六角形進(jìn)路尺寸擴(kuò)大為16 m(腰寬)×20 m(高度)，同時采用中深孔落礦，采用分段回采，分段內(nèi)不再劃分分層，大大降低了采準(zhǔn)工程量。由于采用中深孔落礦，工人作業(yè)環(huán)境得到了改善，提高了回采過程中的安全性，為了降低充填成本，考慮將充填體7 d強(qiáng)度從3 MPa降低為2 MPa。開采成本的降低，從技術(shù)經(jīng)濟(jì)角度使得東部貧礦的開采成為可能。對于小斷面六角形進(jìn)路分層下向膠結(jié)充填采礦法圍巖、礦體、充填之間的相互作用關(guān)系、作用機(jī)理、穩(wěn)定性分析方面國內(nèi)學(xué)者進(jìn)行了大量的研究[7-13]。閆冬飛等[14]采用數(shù)值模擬的方法對小斷面六角形進(jìn)路回采充填體的穩(wěn)定性進(jìn)行了分析，在施加地應(yīng)力的條件下，進(jìn)路頂板出現(xiàn)拉應(yīng)力，在頂板上方大約5 m高度處其壓應(yīng)力大約為拉應(yīng)力的3～5倍，充填體內(nèi)出現(xiàn)壓應(yīng)力降低區(qū)，模擬深部開采時，結(jié)果顯示構(gòu)造應(yīng)力對充填體的應(yīng)力分布影響不明顯，六角形斷面周圍應(yīng)力分析主要受充填體自重應(yīng)力影響，說明充填體能夠有效隔離來自上、下盤圍巖的應(yīng)力。高建科等[15]、魯全勝等[16]對金川二礦區(qū)圍巖與充填體的變形進(jìn)行了監(jiān)測，監(jiān)測結(jié)果表明充填體與上盤接觸帶的位移要明顯大于下盤，充填體中部的位移小于充填體的上盤、下盤位移，六角形進(jìn)路開挖后，頂板的變形速率小于兩幫的變形速率。陳俊智等[17]、Cui等[18]及Zhao等[19]對龍首礦六角形斷面進(jìn)路下向充填開采的圍巖穩(wěn)定性及結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了三維數(shù)值模擬，提出通過優(yōu)化六角形斷面尺寸及分層交錯布置進(jìn)路提高六角形進(jìn)路上覆充填體的穩(wěn)定性。

上述研究表明，采用六角形進(jìn)路分層下向充填法，能夠有效地控制進(jìn)路開挖后周邊充填體的應(yīng)力集中，開采過程中，礦巖與充填體相互支撐、嵌套，進(jìn)一步提高了充填體的整體穩(wěn)定性，避免了充填體發(fā)生局部失穩(wěn)。對于六角形進(jìn)路頂板與兩幫充填體的變形特征及規(guī)律，以往都是通過數(shù)值模擬的方法進(jìn)行研究[20]，數(shù)值模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性依賴于材料參數(shù)、邊界條件的準(zhǔn)確性。

但由于大斷面六角形采場結(jié)構(gòu)參數(shù)與回采方式的變化，其上覆充填體的變形特征和破壞機(jī)理可能與小斷面六角形進(jìn)路不同。離心模擬試驗是利用離心機(jī)的高速旋轉(zhuǎn)為模型創(chuàng)造一個與原型應(yīng)力水平相同的應(yīng)力場，從而使原型的力學(xué)性狀在模型中再現(xiàn)，該方法現(xiàn)階段為巖土工程技術(shù)研究中最先進(jìn)、最主要的研究手段之一[21-23]。筆者基于離心模擬試驗，并結(jié)合以往的研究與工程實際情況，對大尺寸六角形進(jìn)路膠結(jié)充填體在不同重力應(yīng)力條件下的破壞過程及位移變化規(guī)律、極限變形量進(jìn)行研究，為東部貧礦大斷面六角形進(jìn)路分層下向膠結(jié)充填采礦法提供理論依據(jù)，通過離心模擬試驗，探索大斷面六角形進(jìn)路開挖上覆充填體的變形規(guī)律、破壞位置及所需要充填體強(qiáng)度。

1 試驗設(shè)備及方案

1.1 試驗設(shè)備

1.1.1 離心模擬試驗機(jī)

本次試驗采用清華大學(xué)土工離心機(jī)(見圖1)，離心機(jī)的最大加速度為100g，基本參數(shù)如表1所示。

圖1 離心模擬試驗機(jī)Fig. 1 Centrifugal simulation test machine

表1 離心機(jī)的基本參數(shù)

1.1.2 非接觸位移測量系統(tǒng)

采用非接觸式的圖像采集與位移測量系統(tǒng)(見圖2)對整個試驗過程進(jìn)行記錄，該系統(tǒng)共有5個子系統(tǒng)組成，在離心模擬試驗過程中，布置在模型箱有機(jī)玻璃一側(cè)的攝像頭將采集到的光信號轉(zhuǎn)換為模擬信號，通過串口數(shù)據(jù)線傳輸?shù)綀D像采集卡內(nèi)，模擬信號在采集卡內(nèi)被轉(zhuǎn)換為數(shù)字信號，經(jīng)由計算機(jī)主板轉(zhuǎn)移到內(nèi)存中暫存，最后移動到硬盤內(nèi)，同時利用Windows自帶的遠(yuǎn)程桌面功能實現(xiàn)上位機(jī)對下位機(jī)的控制和對試驗過程的監(jiān)視。

圖2 非接觸式的圖像采集與位移測量系統(tǒng)Fig. 2 Non-contact image acquisition and displacement measurement system

在充填體模型側(cè)面形成具有隨機(jī)性分布的較大色彩差的測量區(qū)域，本次試驗在充填體側(cè)面隨機(jī)布置白色水磨石顆粒。在離心機(jī)運轉(zhuǎn)過程中，通過裝在掛斗側(cè)壁的攝像頭對模型箱中的模型變化進(jìn)行記錄，通過控制室電腦遠(yuǎn)程控制，可以拍攝單張照片或錄像。通過清華大學(xué)自行研發(fā)的分析軟件GIPS對照片序列進(jìn)行分析處理，得出充填體模型在離心模擬試驗過程中的位移場變化規(guī)律。通過大量的離心模擬試驗表明，該非接觸位移測量系統(tǒng)運行可靠且便于操作，能夠在離心模型試驗過程中高速采集高質(zhì)量圖像，克服了高速旋轉(zhuǎn)的離心場的干擾，能夠?qū)Χ帱c同時進(jìn)行測量，無需布設(shè)傳感器，測量精度高，可達(dá)到亞像素量級。

1.2 試驗設(shè)計

1.2.1 試驗材料及參數(shù)

圖3 模型結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the model structure

六角形進(jìn)路開挖后，其頂板及兩幫均為充填體，下部為礦體(見圖3)。金川公司主要以棒磨砂作為充填骨料，充填料漿的質(zhì)量分?jǐn)?shù)為78%。如前文所述，為了降低充填成本，設(shè)計東部貧礦充填體的7 d強(qiáng)度降低為2 MPa，離心模擬試驗充填體強(qiáng)度也采用2 MPa，為了獲得合適的配合比，進(jìn)行不同配合比條件下的充填體強(qiáng)度試驗，得出充填體7 d強(qiáng)度為2 MPa時的充填體配合比。進(jìn)路下部的礦巖采用等強(qiáng)度的混凝土替代。本次離心試驗設(shè)計最大離心加速度為100g，按照離心模擬試驗相似比原理，按照模型:原型=1∶ 100進(jìn)行設(shè)計。原型六角形采場尺寸為16 m×20 m，模型尺寸為16 cm×20 cm。

1.2.2 磨具

采用自行設(shè)計的澆筑磨具對離心模擬試驗?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行制作，磨具中部預(yù)留六角形進(jìn)路，六角形進(jìn)路由六塊相互獨立的有機(jī)玻璃板組成，采用螺栓連接。磨1具尺寸的精度誤差≤1 mm。在充填體澆筑過程中，為了使充填體快速沉淀和強(qiáng)度均勻，在模型的一側(cè)布置了直徑2 mm的濾水孔，濾水孔的布置間隔為50 mm×50 mm。

1.2.3 澆筑與養(yǎng)護(hù)

離心模擬試驗?zāi)Ｐ偷臐仓?次完成，首先澆筑下部的混凝土部分，混凝土澆筑完成后，靜置3 h，使混凝土凝固具有一定強(qiáng)度后，開始澆筑上部的充填體部分。模型澆筑完成后，利用模型背面的泌水孔進(jìn)行泌水，泌水完成后，拆除模型外部模具，放入養(yǎng)護(hù)箱進(jìn)行標(biāo)養(yǎng)護(hù)，養(yǎng)護(hù)條件為濕度95%，溫度20 ℃。

1.2.4 加載過程

首先將養(yǎng)護(hù)7 d后的離心試驗?zāi)Ｐ?見圖4)放入離心機(jī)吊籃中，以5g/min的加載速度緩慢加載，當(dāng)六角形進(jìn)路上部充填體發(fā)生垮塌時，穩(wěn)定該時刻的離心加速度不變持續(xù)加載10 min，當(dāng)變形穩(wěn)定后繼續(xù)增大離心加速度，直至離心加速度增加到100g時試驗停止。

圖4 試驗?zāi)Ｐ虵ig. 4 Experimental model

2 試驗結(jié)果及分析

2.1 破壞過程

由于下部混凝土的位移變化相對充填體較小，因此只對六角形進(jìn)路上部及兩側(cè)的充填體進(jìn)行分析。采用非接觸式位移測量系統(tǒng)對離心加載過程進(jìn)行拍照，采用分析軟件GIPS對照片序列進(jìn)行分析處理，對離心加載過程中的六角形進(jìn)路上部充填體的位移發(fā)展規(guī)律進(jìn)行分析，分析結(jié)果見圖5。

圖5 離心模擬試驗過程中充填體位移場(單位：dpi)Fig. 5 The displacement of backfill body under different centrifugal accelerations (unit: dpi)

圖5中位移單位為dpi，1 dpi=0.22 cm。當(dāng)離心加速度增加至80g時，進(jìn)路兩幫充填體發(fā)生較大變形，首先是左側(cè)邊幫發(fā)生坍塌破壞，最大位移出現(xiàn)在破壞中心部位，接著右側(cè)邊幫發(fā)生破裂并坍塌破壞。繼續(xù)增大離心加速度至90g，進(jìn)路頂板發(fā)生細(xì)小裂紋，裂紋方向與進(jìn)路頂板平行。繼續(xù)加載至92g，進(jìn)路頂板產(chǎn)生較大位移并發(fā)生坍塌破壞，保持離心加速度不變持續(xù)加載，頂板持續(xù)有充填體顆粒掉落，裂紋向充填體深部擴(kuò)展，待頂板充填體達(dá)到穩(wěn)定不再發(fā)生破壞，繼續(xù)增加離心加速度至95g，進(jìn)路頂部保持穩(wěn)定并沒有繼續(xù)發(fā)生坍塌破壞，繼續(xù)增加離心加速度至100g，進(jìn)路頂板及兩幫保持穩(wěn)定，沒有發(fā)生破壞，其頂板與兩幫位移較95g時稍有增加。

圖6為離心模擬過程中，由攝像頭拍攝的六角形進(jìn)路上覆充填體在離心加速度持續(xù)增大過程中的破壞過程。當(dāng)離心加速度為50g時，進(jìn)路開采方向的中部發(fā)生坍塌破壞。當(dāng)離心加速度加載至80g時，兩幫發(fā)生破壞，破壞面呈弧形。當(dāng)離心加速度增加至92g時，頂板發(fā)生垮塌，其破壞面與兩幫形成半橢圓的塌落拱并趨于穩(wěn)定。從充填體破壞過程可以得出：六角形進(jìn)路兩幫較頂板易發(fā)生破壞，頂板垮塌后與兩幫破壞面形成圓弧形塌落拱，圓弧拱形增加了充填體的穩(wěn)定性，使得充填體能夠承受更大的自重應(yīng)力。同時，由于當(dāng)離心加速度僅為50g時，六角形進(jìn)開采方向中部即發(fā)生破壞，說明在實際回采中應(yīng)嚴(yán)格控制進(jìn)路長度，避免由于進(jìn)路開采長度過長造成頂板出現(xiàn)較大的拉應(yīng)力集中區(qū)。本次離心模擬的進(jìn)路長度相當(dāng)于實際開采過程中進(jìn)路長度為10 m，因此建議實際回采過程中，進(jìn)路長度應(yīng)嚴(yán)格控制不超過10 m。

圖6 進(jìn)路的破壞過程Fig. 6 The destruction process of the drift

2.2 位移發(fā)展規(guī)律

為了揭示六角形進(jìn)路上部充填體與離心加速度之間的定量變化規(guī)律，分析充填體發(fā)生破壞時對應(yīng)的極限變形量，在分析區(qū)域內(nèi)選擇11組共55個監(jiān)測點進(jìn)行分析(見圖7)。

圖7 監(jiān)測點位置分布Fig. 7 Distribution of monitoring points

圖8為1～8組監(jiān)測點的豎向位移時程曲線，從圖8中可以看出，隨著離心加速度a的增加，監(jiān)測點的豎向位移逐步增大。1～3組監(jiān)測點為進(jìn)路頂板處的3組豎向布置監(jiān)測點，從圖8中看出，進(jìn)路頂板處的7#、14#、21#監(jiān)測點在離心加速度為92g的情況下，位移均發(fā)生了突變，豎向累計位移最大值分別為0.904，0.919，0.922 cm。第4～5組監(jiān)測點為進(jìn)路頂板處的2組水平布置監(jiān)測點，從圖中可以看出，第4組位于頂板上方的監(jiān)測點位移突變，發(fā)生破壞，而第5組監(jiān)測點位移未發(fā)生突變。6～8組監(jiān)測點布置在進(jìn)路上部兩幫，32#監(jiān)測點最先在離心加速度為70g時發(fā)生位移突變，發(fā)生突變時的豎向累計位移值為0.697 cm，33#監(jiān)測點和34#監(jiān)測點75g時發(fā)生位移突變，發(fā)生突變時的豎向累計位移為0.801 cm和0.796 cm，38#監(jiān)測點最先在離心加速度為70g時發(fā)生位移突變，發(fā)生突變時的豎向累計位移值為0.698 cm，與32#監(jiān)測點同時破壞，39#監(jiān)測點和40#監(jiān)測點75g時發(fā)生位移突變，發(fā)生突變時的豎向累計位移為0.627 cm和0.762 cm。

圖8 豎向位移變化規(guī)律Fig. 8 The vertical displacement

從上述分析可以得出，兩幫發(fā)生破壞時的離心加速度要小于頂板發(fā)生破壞的離心加速度，70g時進(jìn)路兩幫發(fā)生破壞，而頂板在92g時才發(fā)生破壞，可以得出，六角形進(jìn)路頂板穩(wěn)定性要強(qiáng)于兩幫的穩(wěn)定性。此外，兩幫發(fā)生破壞時最大累計豎向位移為0.627 cm，而頂板發(fā)生破壞時最大累計位移為0.904 cm，說明頂板比兩幫能夠承受更大的極限變形量。

3 結(jié)論與討論

1)揭示了大尺寸六角形進(jìn)路充填體的破壞過程及破壞模式。在離心加速度逐漸增大(上覆充填體自重應(yīng)力逐漸增大)的過程中，離心加速度80g時六角形進(jìn)路兩幫先發(fā)生破壞，92g時頂板發(fā)生破壞，這與數(shù)值模擬六角形向下膠結(jié)充填開采過程中六角形進(jìn)路周邊的應(yīng)力分布及塑性區(qū)分布的結(jié)果一致，說明水平構(gòu)造應(yīng)力對六角形采場應(yīng)力分布的影響較小，自重應(yīng)力起主要作用；在六角形頂板附近出現(xiàn)拉應(yīng)力，進(jìn)路兩幫及頂板周圍出現(xiàn)塑性區(qū)，其塑性區(qū)分布比較均勻。這與本次離心模擬試驗觀測到頂板及兩幫發(fā)生破壞并形成圓弧形塌落拱的現(xiàn)象一致，表明六角形進(jìn)路有利于維持采場的穩(wěn)定性。同時，離心模擬結(jié)果表明，兩幫的穩(wěn)定性要低于頂板的穩(wěn)定性。

2)定量揭示了六角形進(jìn)路上覆充填體位移與自重應(yīng)力之間的關(guān)系。根據(jù)離心模擬相似比原理，試驗?zāi)Ｐ蛢蓭图绊敯灏l(fā)生破壞時的位移量與對應(yīng)的離心加速的乘積為現(xiàn)場實際發(fā)生破壞的變形量，兩幫發(fā)生破壞時對應(yīng)的豎向極限變形量50.16 cm，頂板發(fā)生破壞時對應(yīng)的豎向極限變形量83.17 cm，在實際生產(chǎn)中，上述變形值可作為頂板及兩幫位移監(jiān)測的預(yù)警值。