張博超，王少勇

(1.萊州市瑞海礦業(yè)有限公司， 山東 煙臺(tái)市 265309；2.北京科技大學(xué) 土木與資源工程學(xué)院， 北京 100083)

0 引言

傳統(tǒng)礦產(chǎn)資源開發(fā)過程中產(chǎn)生了大量的尾砂、廢石和廢渣等礦山固廢，造成地面塌陷，嚴(yán)重威脅礦區(qū)環(huán)境安全[1]。采用充填采礦法可實(shí)現(xiàn)礦山固廢的有效回填，基本消除地下采空區(qū)和地表尾礦庫，具有安全、環(huán)保和經(jīng)濟(jì)的獨(dú)特優(yōu)勢，已被廣泛應(yīng)用于金屬礦、煤礦開采作業(yè)[2]。

當(dāng)前，為提高充填效率，降低開采成本，對(duì)于充填過程控制與效果定量評(píng)價(jià)是充填采礦的研究熱點(diǎn)和難點(diǎn)[3-4]。對(duì)此，國內(nèi)外學(xué)者已開展了大量研究工作，王海峰[5]利用 FLAC3D對(duì)采礦區(qū)地表變形及其充填效果進(jìn)行了模擬分析，揭示了空區(qū)上覆巖層變形特征；傅國廷等[6]構(gòu)建沿空留巷立體結(jié)構(gòu)受力特征模型，并利用FLAC3D模擬了充填體寬度參數(shù)特征；孫曉光等[7]模擬了不同的充填體強(qiáng)度開采下層煤后的地表沉陷和頂?shù)装鍙椝苄詤^(qū)分布；黃明清等[8]利用 FLAC2D優(yōu)化空?qǐng)鏊煤蟪涮罘ú蓤鼋Y(jié)構(gòu)參數(shù)，對(duì)比分析了充填體的理想彈塑性本構(gòu)模型及礦巖應(yīng)變軟化本構(gòu)模型。上述研究證實(shí)了FLAC3D在充填體分析的獨(dú)特優(yōu)勢，但缺乏對(duì)充填體強(qiáng)度模型優(yōu)化及其穩(wěn)定性分析。

對(duì)此，本研究依托某銅礦的礦巖基本參數(shù)，構(gòu)建了充填體自立強(qiáng)度模型，探究了充填體的力學(xué)特征及其影響機(jī)制，給出了充填體的應(yīng)力狀態(tài)以及回采期間的穩(wěn)定性規(guī)律，相關(guān)研究結(jié)果可為礦山實(shí)際開采與充填過程提供參考。

1 充填體力學(xué)與強(qiáng)度特征

1.1 自立強(qiáng)度模型

充填體的自立問題一直是充填技術(shù)的研究重點(diǎn)之一[4]。充填體要保持自立，必須依照相應(yīng)的充填空間尺寸、圍巖條件而具備足夠的強(qiáng)度，使其不至沿揭露后的自由面垮落，此時(shí)的強(qiáng)度稱之為自立強(qiáng)度。1983年，Smith解除對(duì)充填體的約束，發(fā)現(xiàn)充填體典型破壞是剪切滑移破壞。據(jù)此，本文建立了充填體自立強(qiáng)度力學(xué)模型，如圖1所示。

圖1 充填體自立模型

充填體自立條件是：滑動(dòng)面上充填體重力分量G1小于滑動(dòng)面的最大剪切力T與圍巖（或充填體）的壁面抗剪阻力T1之和，極限條件為相等，如式（1）與式（2）所示。

依據(jù)圖1力學(xué)模型進(jìn)行計(jì)算，分別導(dǎo)出式（3）、式（4）各項(xiàng)，計(jì)算得到充填體自立強(qiáng)度Rv：

式中，Rv為充填體自立強(qiáng)度，MPa；L為充填體長度，m；H為充填體高，m；C為充填體黏結(jié)強(qiáng)度，MPa；φ為充填體內(nèi)摩擦角，（°）；A為充填材料坍塌角，（°），A=45°+φ/2；K為側(cè)壓系數(shù)；U1為礦體內(nèi)摩擦角，（°）；C1為礦體黏結(jié)強(qiáng)度，MPa。

1.2 充填體強(qiáng)度確定

基于RMR和Q系統(tǒng)對(duì)地下礦巖的穩(wěn)定性進(jìn)行分析，上盤圍巖與礦體均屬于Ⅱ級(jí)，巖體質(zhì)量良好。下盤圍巖屬于Ⅲ級(jí)，巖體質(zhì)量中等。

充填體暴露寬度為15 m，長度為35 m，暴露高度根據(jù)不同開采及充填方案有4種：4 m，5 m，6 m，50 m。不同的理論計(jì)算模型，可獲得不同采高充填體強(qiáng)度值，見表1。其中，側(cè)壓系數(shù)K=1-sinφ，取0.34，坍塌角A=65.75°。

對(duì)比表1，結(jié)合各礦山采用的充填強(qiáng)度值，確定實(shí)驗(yàn)礦山充填體強(qiáng)度范圍為1.5 MPa～2.5 MPa。當(dāng)灰砂比為 1:4，充填濃度為 74%時(shí)，充填體強(qiáng)度為2.2 MPa，可滿足分層開采高度為4～6 m時(shí)的充填體強(qiáng)度要求。

2 模型建立與邊界條件

2.1 基本假設(shè)

表1 不同理論模型下充填體強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果

由于礦山地質(zhì)結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性，影響采場穩(wěn)定因素的多樣性，為保證計(jì)算結(jié)果可靠性，在模型建立和計(jì)算過程中采用以下簡化和假設(shè)：

（1）階段運(yùn)輸巷道、天井、人行材料井等工程對(duì)采場的穩(wěn)定性影響很小，因此，本次研究不考慮這些工程對(duì)采場穩(wěn)定性的影響；

（2）假設(shè)模型中的巖體和充填體均為各向同性的連續(xù)介質(zhì)；

（3）在建模中忽略模擬范圍內(nèi)的節(jié)理、裂隙和斷層；

（4）在模擬計(jì)算中，忽略爆破震動(dòng)、地震波及地下水對(duì)圍巖穩(wěn)定性的影響，僅考慮重力對(duì)模型的影響。

2.2 模擬參數(shù)確定

巖體力學(xué)參數(shù)主要有抗壓強(qiáng)度、彈性模量、抗剪強(qiáng)度、抗拉強(qiáng)度和泊松比等，為獲得與現(xiàn)場實(shí)際相近的巖體力學(xué)參數(shù)，可采用多種方法對(duì)獲得的巖石力學(xué)參數(shù)進(jìn)行弱化。巖石的物理力學(xué)參數(shù)見表2。

結(jié)合巖石物理力學(xué)參數(shù)與相關(guān)文獻(xiàn)資料選取充填體物理力學(xué)參數(shù)，見表3。

2.3 物理模型獲取

依據(jù)研究需求，物理模型所選取的尺寸為采場高度、寬度和長度的 3～5倍。模型建立并劃分網(wǎng)格，以垂直礦體走向?yàn)閄軸方向，沿礦體走向?yàn)閅軸方向，模型的高為Z軸方向，分別建立了上、下盤圍巖和礦體模型，整體模型的尺寸為292 m×87m×250 m，如圖2所示。

表2 內(nèi)蒙某銅礦巖石物理力學(xué)參數(shù)

表3 充填體物理力學(xué)參數(shù)

圖2 基于FLAC3D的物理模型

2.4 計(jì)算破壞準(zhǔn)則

礦體上、下盤圍巖均為侏羅系上統(tǒng)白音高老組上安山質(zhì)凝灰?guī)r，圍巖蝕變較強(qiáng)烈，顏色為淺灰-深灰色，表現(xiàn)為綠泥石化、絹云母化、黃鐵礦化及高嶺土化，受構(gòu)造的影響局部出現(xiàn)片理狀，礦體與圍巖界線呈漸變關(guān)系，總體走向與地層基本一致，適用莫爾-庫倫破壞準(zhǔn)則，在數(shù)值計(jì)算中選用了莫爾-庫倫破壞準(zhǔn)則進(jìn)行模擬，如式（6）所示。

式中，σ1為巖體最大主應(yīng)力，MPa；σ3為巖體最小主應(yīng)力，MPa；ψ為巖體內(nèi)摩擦角，（°）。

3 模擬結(jié)果與穩(wěn)定性分析

3.1 不同強(qiáng)度要求下充填體力學(xué)行為分析

充分考慮充填體與圍巖之間的力學(xué)關(guān)系，在理論計(jì)算結(jié)果的基礎(chǔ)上，分別選取充填體抗壓強(qiáng)度值為：1.7 MPa和2.2 MPa，分層回采充填高度為4 m。利用FLAC3D數(shù)值模擬軟件，分析不同礦柱回采充填體強(qiáng)度特征，如圖3所示。

由圖3可知，3個(gè)礦柱同時(shí)回采時(shí)豎直向上的最大位移出現(xiàn)在采空區(qū)底部，在1.7 MPa條件下，其最大位移值約為3.62 cm，位移場相對(duì)穩(wěn)定；在2.2 MPa條件下，最大位移同樣出現(xiàn)在底部，最大位移值約為21.2 cm，拉應(yīng)力區(qū)域減小了50%，塑性發(fā)展區(qū)體積由62 865 m3降至40 722 m3。因此，充填體強(qiáng)度值在1.7 MPa以上，分層回采充填高度4 m的條件都是可行的，但充填體強(qiáng)度2.2 MPa比1.7 MPa更加能夠保證礦柱回采時(shí)充填體的穩(wěn)定性。

3.2 不同分層回采充填高度下充填體強(qiáng)度特征

本研究選取4 m，5 m，6 m和20 m作為礦柱分層回采充填的高度，其應(yīng)力場、位移場和充填體塑性區(qū)分布，充填體強(qiáng)度值選擇為2.2 MPa，充填體塑性區(qū)分布如圖4所示。

圖3 不同強(qiáng)度要求下充填體強(qiáng)度特征

由于回采，采場及附近圍巖應(yīng)力明顯釋放，圍巖應(yīng)力場重新分布，礦柱的頂部和底部出現(xiàn)了壓應(yīng)力集中區(qū)。由圖4（a）可見，采場周邊圍巖的位移分布基本呈對(duì)稱狀態(tài)，3個(gè)礦柱同時(shí)充填時(shí)位移場穩(wěn)定，充填效果較好；由圖4（b）可見，充填體底部右側(cè)始終產(chǎn)生向上的位移，且隨著開挖和充填步驟的增多，其位移等值拱的拱徑逐漸變小；由圖4（c）可見，3個(gè)礦柱同時(shí)回采，采場中充填體的塑性區(qū)體積由62 865 m3降至為40 722 m3，剪應(yīng)力主要出現(xiàn)在礦柱回采后，兩側(cè)的充填體上，塑性區(qū)并未貫通。塑性發(fā)展區(qū)體積由40 722 m3降低至26 776 m3，礦柱回采后充填體與采場中充填體之間剪應(yīng)力和拉應(yīng)力減少；此外，由圖4（d）可見，4個(gè)采場頂部均出現(xiàn)了拉應(yīng)力，其值為0.33 MPa，拉應(yīng)力的出現(xiàn)不利于結(jié)構(gòu)的穩(wěn)定性。

3.3 充填體位移與塑性變形分析

當(dāng)采用一次回采、充填體強(qiáng)度為2.2 MPa時(shí)，其對(duì)周邊采場的充填體將會(huì)產(chǎn)生較大影響，其應(yīng)力、位移、塑性區(qū)分布如圖5所示。

由圖5可見，一次回采50 m的最大主應(yīng)力值是其他3種回采形式最大主應(yīng)力值的2～3倍；此外，豎向位移數(shù)值沒有增大，但頂部的下向位移、底部的上向位移范圍增大很多，表明易變形區(qū)域增大；由圖5（c）可見，該充填體目前正處于塑性變化過程中，出現(xiàn)了剪切破壞塑性區(qū)，因此，礦柱采用50 m一次回采會(huì)導(dǎo)致采場充填體整體失穩(wěn)。

圖4 不同分層回采充填高度下充填體強(qiáng)度特征分布

圖5 10 MPa充填體礦柱回采高度50 m

3.4 充填體對(duì)采場底板的應(yīng)力作用分析

若充填體對(duì)其底板的應(yīng)力較大，也會(huì)對(duì)下一中段的頂板產(chǎn)生影響，因此，將充填體底部的最大主應(yīng)力數(shù)據(jù)提取繪制成圖，如圖6所示。

由圖6可見，2.2 MPa的充填體相比1.7 MPa的充填體對(duì)底板的影響較小，但在與圍巖接觸的兩側(cè)會(huì)對(duì)下一中段頂柱產(chǎn)生影響，從圖6可見，當(dāng)充填體強(qiáng)度為2.2 MPa時(shí)，產(chǎn)生的豎向變形較小，最大豎向位移僅約為1 cm，因此，預(yù)留10 m礦體作為頂柱是可行的。

4 結(jié)論

（1）依據(jù)充填體自立強(qiáng)度模型，獲得最適充填體強(qiáng)度范圍為1.5 MPa～2.5 MPa，綜合考慮采場內(nèi)三角礦堆與最上層充填體回采作業(yè)要求，建議最下分層與最上分層充填體強(qiáng)度為2.2 MPa；

（2）采用50 m嗣后充填方案時(shí)，2.2 MPa的充填體不會(huì)發(fā)生破壞，但礦柱應(yīng)力集中顯現(xiàn)明顯，達(dá)到15 MPa，回采風(fēng)險(xiǎn)較高；

（3）當(dāng)充填體強(qiáng)度為2.2 MPa時(shí)，產(chǎn)生的豎向變形較小，最大豎向位移僅為1 cm左右，因此預(yù)留10 m礦體作為頂柱是可行的。