文 興 趙 亮 黃 敏

(1.長沙礦山研究院有限責(zé)任公司，長沙 410012；2.金屬礦山安全技術(shù)國家重點實驗室，長沙 410012)

隨著礦山充填采礦技術(shù)的發(fā)展，階段空場嗣后充填二步驟回采工藝在地下礦山得到了廣泛應(yīng)用[1-2]。二步驟回采過程中，一步驟開采礦房，采用尾砂膠結(jié)充填，二步驟，開采礦柱采用尾砂充填或廢石充填，礦房充填體(即一步驟充填體)將作為礦柱回采時的圍巖，其強度和穩(wěn)定性關(guān)系到二步驟采場(礦柱)回采的安全和經(jīng)濟效益[3-4]。目前充填體穩(wěn)定性的理論計算方法有蔡嗣經(jīng)驗公式法、Terzaghi模型法、Thomas計算法、盧平計算法、Mitchell 計算法等[5]。

隨著數(shù)值模擬技術(shù)的快速發(fā)展，計算結(jié)果能動態(tài)反映開挖和充填過程中圍巖的位移、應(yīng)力及塑性區(qū)等變量，越來越多的礦山工程采用數(shù)值模擬方法進行穩(wěn)定性分析[6-14]。如張帥帥等應(yīng)用 FLAC3D探究膠結(jié)充填體內(nèi)開挖巷道對其穩(wěn)定性的影響[12]。曾凌方等[13]基于數(shù)值模擬對3種充填方案進行了對比，選擇了回采安全性最好的充填方案。臧傳偉等[14]對上向水平分層充填法，采用理論計算和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，確定的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)合理可靠，實現(xiàn)了臥虎山鐵礦安全高效的開采?？苡罍Y等[15]利用ANSY和FLAC3D數(shù)值模擬軟件，對+1 000 m中段水平礦柱回采期間充填體及地表的應(yīng)力和位移變化趨勢進行分析，揭示二礦區(qū)井下充填體及地表在整個回采過程中的動態(tài)地壓分布規(guī)律，綜合評價了二礦區(qū)+1 000 m水平礦柱回采期間充填體的穩(wěn)定性。

本文以阿舍勒銅礦深部一步驟采場充填體為研究對象，采用理論計算和數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，計算和研究二步驟采場開挖后兩側(cè)充填體的穩(wěn)定性，客觀分析和評價一步驟采場充填的合理性，為礦山采場充填設(shè)計優(yōu)化和二步驟采場回采工藝優(yōu)化提供依據(jù)，對礦山深部采場安全開采和技術(shù)經(jīng)濟指標(biāo)控制具有重要意義。

1 工程背景

阿舍勒銅礦深部采用大直徑深孔階段空場嗣后充填采礦法，一步驟開采礦房，隔一采一，采用尾砂膠結(jié)充填。采場垂直于礦體走向布置，采場寬12.5 m、長30～40 m、高50 m，實際充填高度為55 m(含鑿巖硐室5 m)，主要采用1∶4、1∶6和1∶8的灰砂比充填體，充填設(shè)計根據(jù)現(xiàn)場情況確定，0 m中段北1#采場為二步驟采場，其兩側(cè)分別為北2 #采場和0 #采場，為一步驟回采采場，充填設(shè)計如圖1、圖2所示。

圖1 0 m北2#采場充填設(shè)計示意圖

圖2 0 m中段0#采場充填設(shè)計示意圖

2 充填體穩(wěn)定性理論計算

充填體穩(wěn)定性理論分析主要通過對充填體受力狀態(tài)及圍巖相互作用進行一定的條件假設(shè)，求出充填體內(nèi)應(yīng)力與充填體暴露參數(shù)之間的關(guān)系，并以此為依據(jù)，確定充填體保持穩(wěn)定所需強度[16]?？紤]不同計算方法的原理和使用條件，結(jié)合阿舍勒銅礦充填采礦現(xiàn)狀，本文采用Thomas計算法和Mitchell 計算法對一步驟采場膠結(jié)充填體強度分別進行了計算。Thomas計算法計算充填體底板的垂直應(yīng)力公式見式1。Mitchell 計算法計算充填體礦柱的安全系數(shù)計算公式如式2。

(1)

(2)

式1中，h—暴露的充填體高度，m；w—暴露的充填體寬度，m；γ—充填體密度，kN/m3；σv—作用在充填體底部的垂直應(yīng)力，MPa。計算時，γ取16.5 kN/m3，h取50 m，w取30 m，計算得出充填體底板的垂直應(yīng)力σv=0.31 MPa。深部一步驟采場底部充填體強度設(shè)計值一般>3 MPa，因此，采場底部充填體強度滿足要求，一步驟采場底部充填體穩(wěn)定性較好。

式2中，C—充填體的內(nèi)聚力，MPa；φ—充填體的內(nèi)摩擦角，°；B—充填體寬度，m；H—暴露的采場高度，m；L—采場充填體的平面暴露長度，m；γ—充填體密度，kN/m3；ψ—平面破壞角，ψ=45+φ/2，°；Wnet—滑動塊體質(zhì)量，kg；He—滑動塊體的有效高度，He=H-(B×tanψ)/2，m。計算時，充填體內(nèi)聚力C取0.2 MPa，內(nèi)摩擦角φ取27.5°，充填體寬度B取12.5 m，暴露的采場總高度H取50 m，采場充填體的平面暴露長度L取30 m，γ取16.5 kN/m3。計算得出北1 #采場兩側(cè)充填體底部安全系數(shù)為2.6，中部(暴露高度25 m)安全系數(shù)為1.8，充填體安全、穩(wěn)定、可靠。

3 充填體穩(wěn)定性數(shù)值模擬計算

為了進一步研究二步驟采場開挖后，其兩側(cè)膠結(jié)充填體的穩(wěn)定性，采用數(shù)值模擬方法進行計算分析，本文計算采用加拿大Rocscience系列巖土專業(yè)軟件中的Phase 2。

3.1 數(shù)值模擬計算方案

以0 m中段北1 #采場為研究對象，該采場位于1號礦體9 #與7 #勘探線之間，采場寬12.5 m，礦體平均傾角81°，礦體平均厚度約28.5 m，其北側(cè)為北2 #采場，南側(cè)為0 #采場?；赑hase 2軟件建立數(shù)值模擬模型如圖3所示，模型共950個單元，502個節(jié)點。數(shù)值模擬計算采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型。模擬采用的材料力學(xué)參數(shù)見表1。首先進行原巖應(yīng)力平衡，其次對0 m北2#采場開挖，再對0#采場開挖和充填，最后對0 m北1#采場進行開挖模擬。

圖3 數(shù)值計算模型和網(wǎng)格圖

表1 礦巖體及充填體材料物理力學(xué)參數(shù)

3.2 數(shù)值模擬計算結(jié)果分析

從整體位移量、最大主應(yīng)力、最小主應(yīng)力及塑性區(qū)四個方面進行對比分析，綜合分析0 m中段北1 #采場開挖后，采場兩側(cè)充填體的穩(wěn)定性狀況。

1)位移計算結(jié)果分析

0 m中段北1 #采場開挖后，整體位移云圖如圖4所示。從圖4可以看出，采場兩側(cè)充填體整體位移隨著高度的變化均呈現(xiàn)出逐漸遞增的趨勢，采場底板兩邊角位置處整體位移較小，最小值為2.07 cm，采場頂板兩邊角位置處整體位移較大，最大值為4.17 cm，其中0 #采場一側(cè)的整體位移稍大于北2 #采場一側(cè)的整體位移。這是因為，0#采場中部1∶8灰砂比充填體厚度較大，且與下部充填體材料屬性相差較大，而北2 #采場上下充填體的灰砂比分配較為均勻。

圖4 整體位移云圖

采場兩側(cè)的整體位移隨充填體高度變化情況如圖5所示。從圖5可以看出，采場側(cè)幫整體位移較為接近，兩者變化趨勢大體相同，在重力及側(cè)幫應(yīng)力釋放的共同作用下，采場側(cè)幫整體位移隨著采場高度的增加而逐漸增加，最大位移發(fā)生在頂板兩端角位置?？傮w來看，兩側(cè)幫充填體整體位移量較小，表明兩側(cè)充填體穩(wěn)定性較好，發(fā)生垮塌、冒落的可能性較小。

圖5 開挖后采場兩側(cè)整體位移變化

2)應(yīng)力計算結(jié)果分析

0 m中段北1 #采場開挖后，采場最大主應(yīng)力與最小主應(yīng)力云圖如圖6、圖7所示。采場兩側(cè)的應(yīng)力隨采場側(cè)幫高度變化情況如圖8、圖9所示。從應(yīng)力計算結(jié)果可知，采場兩側(cè)幫充填體最大主應(yīng)力隨著充填體側(cè)幫高度的增大呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢，由1.19～3.29 MPa逐漸減小為0.59～0.86 MPa，之后又逐漸增大為1.02～1.31 MPa，表明充填體側(cè)幫最大主應(yīng)力在兩側(cè)幫中央位置得到了充分釋放。另外，0 m中段0#采場一側(cè)的最大主應(yīng)力稍小于北2#采場一側(cè)的最大主應(yīng)力。這是因為，0 #采場下部1∶4灰砂比充填體厚度較大、強度高、支撐能力強。最大主應(yīng)力普遍小于充填體的極限抗壓強度(1∶4、1∶6、1∶8灰砂比充填體抗壓強度分別為3.0、2.0、1.5 MPa)，只在采場邊角處出現(xiàn)了局部超過充填體極限抗壓強度情況。采場兩側(cè)幫充填體最小主應(yīng)力隨著充填體側(cè)幫高度的增大呈現(xiàn)出逐漸減小的趨勢，由0.36～1.21 MPa逐漸減小為-0.06～0.07 MPa，表明側(cè)幫充填體由壓應(yīng)力狀態(tài)逐漸轉(zhuǎn)換為拉應(yīng)力狀態(tài)，應(yīng)力在兩側(cè)幫位置得到了充分釋放，但拉應(yīng)力集中區(qū)域較小，且均未超過對應(yīng)位置充填體的極限抗拉強度(1∶4、1∶6、1∶8灰砂比充填體抗拉強度分別為0.2、0.1、0.05 MPa)。

圖6 開挖后采場兩側(cè)最大主應(yīng)力分布云圖

圖7 開挖后采場兩側(cè)最小主應(yīng)力分布云圖

圖8 開挖后采場兩側(cè)最大主應(yīng)力變化

圖9 開挖后采場兩側(cè)最小主應(yīng)力變化

綜上，0 m中段北1 #采場開挖后，采場兩側(cè)的充填體穩(wěn)定性較好，產(chǎn)生大范圍垮塌、冒落的可能性小。

3)塑性區(qū)計算結(jié)果分析

0 m中段北1 #采場開挖后，采場兩側(cè)充填體的塑性區(qū)分布如圖10所示。從圖10可以看出，充填體內(nèi)部塑性區(qū)主要分布在不同灰砂比充填體的交界面以及采場兩側(cè)充填體邊角部位，破壞趨勢均為拉伸破壞?？傮w來說，塑性區(qū)分布范圍有限，且塑性區(qū)拉伸破壞區(qū)域未大范圍相互貫通，由此可以得出，北1 #采場開挖后，采場兩側(cè)充填體穩(wěn)定性較好，不會產(chǎn)生大范圍的垮塌、冒落。

圖10 0 m中段北1#采場開挖后塑性區(qū)分布

4 結(jié)論

1)一步驟采場設(shè)計充填強度大于計算得到的穩(wěn)定性所需強度，滿足采場二步驟開采技術(shù)要求。二步驟采場開挖后，兩側(cè)充填體整體穩(wěn)定性較好。

2)二步驟采場回采后，最大位移發(fā)生在頂板兩端角位置，側(cè)幫位移整體較??；充填體兩幫應(yīng)力得到了充分釋放，最大主應(yīng)力普遍小于采場的極限抗壓強度。塑性區(qū)分布有限，且拉伸破壞區(qū)域未出現(xiàn)大范圍相互貫通，采場兩側(cè)充填體的穩(wěn)定性較好，產(chǎn)生大范圍垮塌、冒落的可能性小。

3)試驗采場兩側(cè)一步驟采場充填設(shè)計強度能滿足開采要求，充填體穩(wěn)定性良好，有較高的安全系數(shù)。