大體積充填體下膠結(jié)充填法回采進路參數(shù)優(yōu)化研究①

盧西洲，王文杰，賈穩(wěn)宏，寇永淵，周英豪，王康偉

（1.武漢科技大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，湖北 武漢 430081；2.金川集團股份有限公司三礦區(qū)，甘肅 金昌 737100；3.金川集團股份有限公司二礦區(qū)，甘肅 金昌 737100）

合理的回采進路參數(shù)是確保下向進路膠結(jié)充填法在深部采場實現(xiàn)安全高效產(chǎn)出的關(guān)鍵［1］。目前，眾多學(xué)者針對進路寬度開展了大量理論研究，其中最主要的方法為理論分析和數(shù)值模擬［2-5］。為使金川二礦區(qū)深部采場在高應(yīng)力、強擾動、礦巖破碎及上覆大體積充填體等復(fù)雜開采環(huán)境下實現(xiàn)效益最大化，本文以采場安全生產(chǎn)為前提，借助理論分析和數(shù)值模擬，研究了在現(xiàn)有基礎(chǔ)上進一步提高回采進路斷面參數(shù)的可行性，進而選取合理的回采進路參數(shù)，提高深部采場的經(jīng)濟效益。

1 工程概況

金川二礦區(qū)是金川集團公司的主力礦山，位于甘肅省金昌市龍首山東端北側(cè)，為特大鎳銅礦床，采用“豎井+斜坡道”聯(lián)合開拓和機械化下向分層水平進路膠結(jié)充填采礦法，礦脈平均厚度98 m，傾角60°～75°，采場進路寬度5 m，分層高度4 m。隨著開采深度不斷下降，當(dāng)回采至850 m中段時，開采深度達(dá)到1 000 m，上覆充填體厚度也超過300 m，如圖1所示［6］?！叭咭粩_”、大體積充填體及破碎圍巖等更加惡劣的工程地質(zhì)條件對深部采場安全造成較大威脅。

圖1 金川二礦區(qū)開采現(xiàn)狀示意圖

2 回采進路參數(shù)初選

2.1 人工假頂受力分析

由普氏拱理論可知，深部采場上覆大體積充填體的載荷主要由進路空區(qū)上方自然形成的壓力拱承擔(dān)，人工假頂主要承受壓力拱下的充填體自重，通過彈塑性理論和三角塌落拱分別計算人工假頂上覆均布荷載。

2.1.1 彈塑性理論

由彈塑性理論可知，進路空區(qū)迫使充填體應(yīng)力重新分布形成拱形塑性區(qū)［7］，如圖2所示。人工假頂主要承受拱形塑性區(qū)內(nèi)充填體自重，故而人工假頂均布荷載可由式（1）計算得出。

圖2 頂板塑性區(qū)示意圖

式中R0為開采半徑，m；L為進路寬度，m；H1為分層高度，m；P0為垂直自重應(yīng)力，kPa；γ1為充填體容重，kN／m3；H2為上覆充填體厚度，m；γ2為上覆巖層容重，kN／m3；H3為地表至充填體上表面的高度，m；Rp為塑性區(qū)半徑，m；c為充填體內(nèi)聚力，kPa；φ為充填體內(nèi)摩擦角，（°）；q1為人工假頂荷載，kPa。

2.1.2 三角塌落拱

基于塌落拱理論，進路開挖后，人工假頂上覆充填體可能出現(xiàn)近似三角形載荷［8］，如圖3所示。充填體塌落高度及假頂均布荷載可由式（2）計算得出。

圖3 三角塌落拱示意圖

式中H4為塌落拱高度，m；q2為假頂均布荷載，kPa；h為人工假頂厚度，m；b為進路的單位長度，m；s為三角形面積，m2。

2.2 進路寬度理論計算

對于下向進路膠結(jié)充填采礦法，人工假頂?shù)姆€(wěn)定性是確?；夭蛇M路安全生產(chǎn)的重要前提［9］。針對金川二礦區(qū)深部采場現(xiàn)有回采進路參數(shù)及約束條件，分別選取簡支梁理論和薄板理論對進路寬度進行分析。

2.2.1 簡支梁理論

由于充填體的隔離作用，水平應(yīng)力對人工假頂?shù)淖饔煤苄?，人工假頂在受到均布荷載作用時，其兩端承受的彎矩可以忽略，人工假頂只承受垂直均布荷載的作用，可將進路頂板視為不同邊界條件的梁結(jié)構(gòu)。隨著進路開挖，當(dāng)進路空區(qū)頂板長度遠(yuǎn)大于進路寬度時，依據(jù)彈塑性理論，可將進路空區(qū)頂板視為兩端簡支梁力學(xué)模型［10］，如圖4所示。

圖4 簡支梁力學(xué)模型

在保證人工假頂安全穩(wěn)定的前提下，人工假頂內(nèi)的最大拉應(yīng)力應(yīng)小于其抗拉強度，故回采進路的極限寬度可由式（3）計算得到：

式中δ1max為人工假頂最大拉應(yīng)力，kPa；q為人工假頂均布荷載，kPa；l為進路寬度的一半，m；δt為人工假頂抗拉強度，kPa。

2.2.2 薄板理論

根據(jù)彈性力學(xué)理論，當(dāng)進路長度遠(yuǎn)大于進路寬度、且人工假頂厚度與進路寬度之比不大于1／5時，可將人工假頂視為由彈性介質(zhì)組成的薄板，并利用薄板撓度進行理論計算［11］。沿頂板長軸方向取單位長度，建立力學(xué)模型并進行受力分析，如圖5所示。

圖5 薄板力學(xué)模型

由薄板理論可知，當(dāng)x∈（-l，l）時，假頂彎矩在x＝0處有極值，且所受最大拉力必然在承載層下表面O處，回采進路的極限寬度可由式（4）計算得出：

式中μ為承載層的泊松比；Ej為進路側(cè)幫的彈性模量，kPa；EL為人工假頂?shù)膹椥阅Ａ浚琸Pa。

2.3 計算結(jié)果

彈塑性理論和三角塌落拱計算出的頂板均布荷載均與進度寬度有關(guān)，故將其表達(dá)式分別代入簡支梁和薄板理論計算進路寬度的公式中，分別計算分層高度H1為4.0 m、4.5 m、5.0 m時的回采進路極限寬度，結(jié)果見表1。

表1 回采進路寬度計算結(jié)果

由式（3）和式（4）可知，簡支梁理論計算回采進路極限寬度時僅考慮人工假頂厚度和均布荷載的影響，而薄板理論多考慮了分層高度的影響，故而薄板理論的計算結(jié)果更真實可靠；在計算人工假頂均布荷載時，彈塑性理論比塌落拱理論多考慮了分層高度對頂板均布荷載的影響，因此，塌落拱理論的計算結(jié)果更可信。最終選取彈塑性理論和薄板理論為進路極限寬度的理論計算依據(jù)，為確保人工假頂?shù)陌踩€(wěn)定，選取的回采進路寬度為L＜7.07 m。

3 數(shù)值模擬與分析

3.1 數(shù)值計算方案

以金川二礦區(qū)850 m水平中段礦體開采為研究對象，由表1得出回采進路極限寬度為L＜7.07 m，故取回采進路寬度最大為7 m，并結(jié)合現(xiàn)有分層高度4 m、進路寬度5 m，分別取分層高度為4.0 m、4.5 m、5.0 m，進路寬度為5 m、6 m、7 m，共設(shè)計9組試驗，見表2。

表2 數(shù)值模擬試驗方案

3.2 計算參數(shù)與初始條件

根據(jù)地質(zhì)資料，采場下盤圍巖主要為大理巖，上盤為超基性巖和大理巖，上覆頂板為充填體。數(shù)值模擬選用的巖體力學(xué)參數(shù)見表3。

表3 金川二礦區(qū)巖體力學(xué)參數(shù)

依據(jù)金川二礦區(qū)深部地應(yīng)力分布規(guī)律，選取的地應(yīng)力條件為：

式中σH為水平最大主應(yīng)力，MPa；H為距地表標(biāo)高，m；σh為水平最小主應(yīng)力，MPa；σv為垂直應(yīng)力，MPa。

3.3 計算結(jié)果分析

結(jié)合金川二礦區(qū)深部采場回采進路布置形式，確保無軌化設(shè)備的正常運行，盤區(qū)內(nèi)分層高度一般為定值，而進路寬度會略有變化，故本次數(shù)值模擬主要選取分層高度相同的方案，分析不同進路寬度對采場穩(wěn)定性的影響，由于分層高度有3種取值，為避免贅述，本文取其中值，即選取分層高度為4.5 m，進路寬度分別為5 m、6 m、7 m（方案2、5、8）對進路斷面的應(yīng)力、位移分布云圖進行分析，并結(jié)合所有方案的安全系數(shù)、應(yīng)力位移監(jiān)測結(jié)果及回采效率對回采進路參數(shù)進行優(yōu)選。

3.3.1 應(yīng)力場分析

圖6為不同進路寬度斷面的最大主應(yīng)力分布云圖。由圖6可知：①進路開挖會引起采場兩端上下出現(xiàn)壓應(yīng)力集中，其最大值為68 MPa，而在進路兩幫和頂板出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力釋放區(qū)域。②采場壓應(yīng)力的最大值隨著進路寬度增加而增大，壓應(yīng)力的最小值隨著進路寬度增加而減小。③隨著進路寬度增加，進路頂板應(yīng)力釋放區(qū)域呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，說明進路寬度6 m時，進路開挖對頂板壓應(yīng)力分布的影響要明顯低于其他進路寬度。

圖6 不同進路寬度下最大主應(yīng)力分布圖

圖7為不同進路寬度斷面的最小主應(yīng)力分布云圖。由圖7可知：①進路開挖導(dǎo)致進路兩幫和頂?shù)装宄霈F(xiàn)拉應(yīng)力，且進路頂板和兩幫的拉應(yīng)力區(qū)域分布較廣。②采場拉應(yīng)力最大值隨著進路寬度增加而增大，且頂?shù)装寮皟蓭屠瓚?yīng)力最大值仍小于其抗拉強度，采場穩(wěn)定性相對較好。③隨著進路寬度增加，進路頂板和兩幫拉應(yīng)力集中區(qū)域呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，說明進路寬度6 m時，進路開挖對頂板拉應(yīng)力分布的影響要明顯低于其他進路寬度。

圖7 不同進路寬度下最小主應(yīng)力分布圖

3.3.2 位移分析

圖8為不同進路寬度斷面的垂直位移分布云圖。由圖8可知：①進路開挖會引起進路頂板下沉和底板底鼓現(xiàn)象。②采場頂板最大沉降位移發(fā)生在上一分層的充填體頂板，且頂板最大沉降位移隨著進路寬度增加而增大，最大值為185 mm；進路直接頂?shù)某两滴灰埔搽S著進路寬度增加而增大。③底板最大底鼓量發(fā)生在采場中部的進路底部，且最大底鼓量隨著進路寬度增加而小幅度增大，最大值為50 mm。

圖8 不同進路寬度下垂直位移圖

3.3.3 平均屈服率分析

巖體在開挖擾動后，空區(qū)周邊圍巖及充填體將進入塑性狀態(tài)，其強度和承載能力將大大降低，因此塑性區(qū)的大小是判斷采場穩(wěn)定性的重要因素。為避免斷面尺寸和回采進路數(shù)不同造成的影響，引入平均屈服率，即圍巖和充填體的塑性區(qū)體積之和與開采體積之比，從而更加真實反應(yīng)圍巖和充填體的破壞情況。各方案平均屈服率見表4。從表4可知，分層高度4.0 m時，其塑性區(qū)體積隨著進路寬度增大而增大，平均屈服率也隨著進路寬度增大而增大；分層高度4.5 m及5.0 m時，塑性區(qū)體積隨著進路寬度增大呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢，平均屈服率也隨著進路寬度增大而呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢。進路寬度不變時，塑性區(qū)體積隨著分層高度增大而增大，進路寬度5 m或7 m時，平均屈服率也隨著分層高度增大而增大；進路寬度6 m時，平均屈服率隨著分層高度增大呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢。

表4 各方案平均屈服率

3.3.4 安全系數(shù)

基于強度折減法，對巖體的內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角按式（6）依次進行折減，直至極限平衡狀態(tài)，此時的折減系數(shù)即為安全系數(shù)。采用強度折減法對9組方案的安全系數(shù)進行折減，并以塑形區(qū)貫通為失穩(wěn)判據(jù)，得出9組方案的安全系數(shù)依次為：1.3，1.3，1.1，1.2，1.2，1.1，1.1，1.0，1.0。

式中c＇為折減后內(nèi)聚力，kPa；Fs為折減系數(shù)；φ＇為折減后內(nèi)摩擦角，（°）。

3.3.5 方案優(yōu)選

為保證采場穩(wěn)定性，對安全系數(shù)不小于1.2的方案（即方案1、2、4、5）繼續(xù)優(yōu)選。對比不同方案的監(jiān)測結(jié)果可知，方案1、2、4、5的采場最大拉應(yīng)力分別為0.53 MPa、0.48 MPa、0.56 MPa、0.56 MPa，人工假頂下沉位移分別為3.99 cm、2.96 cm、5.42 cm、4.74 cm。采場頂板的抗拉強度為0.6 MPa，方案1、2、4、5的拉應(yīng)力均小于其抗拉強度，滿足進路安全回采的需要。方案1、2與方案4、5的頂板沉降位移差值均在1 cm左右，而方案1、4與方案2、5的頂板沉降位移差值均在1.5 cm左右，整體上頂板沉降位移沿分層高度和進路寬度的變化量相對較小。綜上所述，方案1、2、4、5的斷面參數(shù)均能確保進路的安全回采，為更好地擴大深部采場經(jīng)濟效益，結(jié)合進路斷面參數(shù)越大回采效率越高、同時回采進路數(shù)少、便于安全管理等角度，選取方案5為優(yōu)化方案，即進路寬度6 m、分層高度4.5 m。

4 工業(yè)試驗

根據(jù)現(xiàn)場施工條件，為接頂?shù)男枰?，金川二礦區(qū)934 m分段（隸屬于850 m中段）Ⅳ盤采場的部分進路高度達(dá)到4.5 m，并將其進路寬度控制為6 m，進行方案5進路參數(shù)的現(xiàn)場試驗。回采進路采用下向進路膠結(jié)充填法開采，采用灰砂比1∶4、質(zhì)量濃度78%的水泥、棒磨砂高濃度料漿進行充填。進路回采結(jié)束后，進路頂板整體穩(wěn)定性較好；進路側(cè)幫在被揭露后未發(fā)生明顯滑移和垮塌現(xiàn)象。綜上所述，優(yōu)化后的進路參數(shù)能夠較好地保持進路兩幫和頂板的穩(wěn)定性，能在確?；夭蛇M路安全生產(chǎn)的同時、增大采場的經(jīng)濟效益和生產(chǎn)能力。

5 結(jié) 論

1）通過彈塑性理論和塌落拱理論得出人工假頂承載的均布荷載計算公式，并利用簡支梁理論和薄板理論計算得出金川二礦大體積充填體下回采進路在分層高度為4.0 m、4.5 m、5.0 m條件下極限寬度為7.07 m。

2）基于數(shù)值模擬結(jié)果對不同方案的應(yīng)力、位移、平均屈服率及安全系數(shù)進行分析，并綜合考慮回采效率最大化，金川二礦大體積充填體下進路膠結(jié)充填法的回采進路寬度可取6 m、分層高度可取4.5 m。