董高一，高 鵬 ，陳景松，孫 洋，周春梅，吝曼卿，張衛(wèi)中

(1.武漢工程大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院，湖北 武漢 430073； 2.湖北興發(fā)化工集團(tuán)股份有限公司，湖北 宜昌 443700； 3.武漢工程大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖北 武漢 430074)

0 引言

采礦方法的選擇是礦山安全生產(chǎn)的核心，目前大多數(shù)磷礦選擇普通房柱采礦法開采，但該方法存在采切工程量大、回采率低、安全性差等問題。目前我國地下礦山采用充填法采礦的比例逐漸升高，而開采順序?qū)τ谠摲椒ǖ某晒?shí)施極為關(guān)鍵。國內(nèi)學(xué)者對此開展了大量研究：焦文宇等[1]采用FLAC軟件分析了礦體在大體積充填體下的回采順序；李鵬程等[2]研究了基于條帶式充填采礦法的采場結(jié)構(gòu)及回采順序；楊海彬等[3]研究了深部采場結(jié)構(gòu)參數(shù)與回采順序優(yōu)化；任衛(wèi)東等[4]研究了充填采礦法在集約化開采順序中的應(yīng)用；WAQAR等[5]采用FLAC軟件分析了震旦系磷礦層開采的穩(wěn)定性。上述學(xué)者主要是對地下開采過程中圍巖的穩(wěn)定性及結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行研究，但缺少對礦柱條帶式膠結(jié)充填和礦房散體填充的二者協(xié)同作用及開采順序的優(yōu)化研究。

本文以后坪磷礦為研究對象，提出了4種膠結(jié)充填開采順序方案，借助PLAXIS 2D軟件研究不同開采順序下采場及礦柱的穩(wěn)定性，對比分析不同開采順序開采過程中的圍巖應(yīng)力、位移和塑性破壞區(qū)的分布情況，從而確定最優(yōu)充填開采順序，以期為磷礦高效、安全開采提供指導(dǎo)。

1 礦區(qū)地質(zhì)概況

礦段內(nèi)出露地層有第四系(Q)、寒武系下統(tǒng)石龍洞組(∈1sh)、天河板組(∈1t)、石牌組(∈1sp)、牛蹄塘組(∈1n)、震旦系上統(tǒng)燈影組(Z2dn)等地層，震旦系下統(tǒng)陡山沱組(Z1d)、南華系上統(tǒng)南沱組(Nh2n)及中元古界崆嶺群(PtK)等地層在礦段內(nèi)隱伏于地下。

勘查區(qū)內(nèi)地層整體呈單斜層狀產(chǎn)出，略具波狀起伏，沒有大的褶皺構(gòu)造；巖層產(chǎn)狀較平緩，傾向285°～65°，呈寬緩的弧狀；傾角多在2°～13°。

2 PLAXIS 2D簡介及強(qiáng)度理論

PLAXIS 2D可以模擬復(fù)雜的工程地質(zhì)條件，適用于變形和穩(wěn)定性分析，常用于計(jì)算兩類工程問題：平面應(yīng)變問題和軸對稱問題。該磷礦層主要由白云巖和磷塊巖組成，二者均為彈塑性體，因此適用于莫爾-庫侖強(qiáng)度破壞準(zhǔn)則。如用σ、τ分別代表受力單元體某一平面上的正應(yīng)力和剪應(yīng)力，當(dāng)τ滿足式(1)時(shí)，該單元就會沿此平面發(fā)生剪切破壞。

τf=σtanφ+c，

(1)

式中，τf為抗剪強(qiáng)度，σ為剪切面上的法向應(yīng)力(總應(yīng)力)，c為黏聚力，φ為內(nèi)摩擦角。

莫爾提出材料的破壞是剪切破壞，且破壞面上的剪應(yīng)力即抗剪強(qiáng)度τf是該面上法向應(yīng)力σ的函數(shù)，即

τf=f(σ)。

(2)

巖土單元體中只要有1個(gè)截面發(fā)生剪切破壞，該單元體就進(jìn)入破壞狀態(tài)，這種狀態(tài)為極限平衡狀態(tài)。

3 膠結(jié)充填采礦試驗(yàn)方案數(shù)值模擬

3.1 建立模型

采用有限元軟件PLAXIS 2D建模。選取后坪磷礦露天采場A號剖面討論方案的可行性，礦體采用條帶式充填采礦法開采。本次試驗(yàn)區(qū)內(nèi)礦體底板高程為1 000～1 040 m(見圖1、圖2)，A號剖面工業(yè)礦體位于967 m以下，967 m以上為巖體。磷礦層上下各取32 m巖體厚度進(jìn)行二維建模，其中磷礦層厚度為4 m，預(yù)計(jì)單個(gè)礦房的長度為9 m，單個(gè)礦柱的長度為6 m。

圖1 后坪磷礦露天采場平面圖Fig.1 Open pit plan of Houping phosphate mine

圖2 后坪磷礦露天采場A號剖面圖Fig.2 Section A of open pit in Houping phosphate mine

3.2 基本假設(shè)

為便于建模和計(jì)算，提出以下簡化和假設(shè)：

a.假設(shè)模型中的巖石和充填物都是均質(zhì)、各向同性的連續(xù)介質(zhì)；

b.由于數(shù)值模擬計(jì)算時(shí)是選取某一段區(qū)域，故在模型左右邊界各擴(kuò)大50 m；

c.由于磷礦埋藏區(qū)域斷層、結(jié)構(gòu)面較少，故在建模過程中忽略斷層、裂隙、結(jié)構(gòu)面等因素的影響；

d.由于磷礦的埋藏地區(qū)地質(zhì)構(gòu)造較簡單，故忽略構(gòu)造應(yīng)力，僅考慮重力對模型的影響；

e.為提高計(jì)算效率，假設(shè)礦房開挖、采空區(qū)充填、礦柱回采等過程都是一次性完成的；

f.實(shí)際充填過程中充填體并未充滿整個(gè)礦房，但在模擬計(jì)算過程中假設(shè)充填體充滿了整個(gè)礦房。

3.3 初始地應(yīng)力場確定及模擬邊界條件

在磷礦地下開采過程中，初始應(yīng)力場是影響磷礦開采的重要因素，合理確定初始應(yīng)力是保證數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果準(zhǔn)確性的關(guān)鍵。

開采區(qū)域位于地表下900 m左右，周圍的工程地質(zhì)構(gòu)造簡單，故可忽略構(gòu)造應(yīng)力的影響，僅計(jì)算上覆巖體的自重。上覆巖體自重應(yīng)力可由圖2、圖3計(jì)算得出(σcz=γh，γ為上覆巖體的平均重力密度，取27 kN/m3；h為巖體單元所處深度，取700 m；計(jì)算得出σcz=18.9 MPa)，可將上覆巖體自重應(yīng)力作為均布荷載p作用在磷礦層上(見圖4)。 在開挖之前，初始地應(yīng)力場處于平衡狀態(tài)，此時(shí)應(yīng)清除初始應(yīng)力狀態(tài)下的位移和屈服狀態(tài)，僅保留應(yīng)力場。

圖3 自重應(yīng)力計(jì)算示意圖Fig.3 Schematic diagram of dead weight stress calculation

圖4 模型網(wǎng)格劃分圖 Fig.4 Model grid division diagram

模擬區(qū)域長430 m，磷礦上下圍巖厚68 m，左右邊界X方向位移約束底邊，下底邊固定約束，表面自由約束。模型劃分為18 801個(gè)節(jié)點(diǎn)，共2 294個(gè)單元。

3.4 力學(xué)參數(shù)確定

在礦山已有資料的基礎(chǔ)上，參考相關(guān)文獻(xiàn)[5-6]及現(xiàn)場力學(xué)試驗(yàn)，綜合分析得出礦體、圍巖、充填體、散體的物理力學(xué)參數(shù)(見表1)。

表1 后坪磷礦巖體物理力學(xué)參數(shù)Table 1 Physical and mechanical parameters of rock mass in Houping phosphate mine

3.5 模擬方案

以圖4中的磷礦層為采場，分別模擬以下4種方案：

a.方案1。一次性開采，第一步一次性開挖礦柱后進(jìn)行膠結(jié)充填，第二步一次性開挖礦房后進(jìn)行散體填充。

b.方案2。間隔開采，第一步一次性開挖礦柱后進(jìn)行膠結(jié)充填，第二步礦房間隔開挖后進(jìn)行散體填充，再將剩余礦房開挖后進(jìn)行散體填充。

c.方案3。隔2采2，第一步一次性開挖礦柱后進(jìn)行膠結(jié)充填，第二步連續(xù)開挖2個(gè)礦房后進(jìn)行散體填充，從左至右依次連續(xù)開挖2個(gè)礦房后進(jìn)行散體填充直至礦房均被散體充滿。

d.方案4。隔3采3，第一步一次性開挖礦柱后進(jìn)行膠結(jié)充填，第二步連續(xù)開挖3個(gè)礦房后進(jìn)行散體填充，依次連續(xù)開挖3個(gè)礦房后進(jìn)行散體填充直至礦房均被散體充滿。膠結(jié)充填開采方案如圖5所示，模擬方案如圖6所示。

圖5 膠結(jié)充填開采方案示意圖Fig.5 Schematic diagram of cemented filling mining scheme

圖6 模擬方案Fig.6 Simulation scheme

3.6 模擬計(jì)算結(jié)果及分析

3.6.1 方案1、方案4模擬結(jié)果

方案1最大主應(yīng)力集中于模型的兩端，最大主應(yīng)力為79.74 MPa，超過了磷礦層抗壓強(qiáng)度極限；垂直方向最大位移為4.87 cm，采場位移過大，此時(shí)模擬區(qū)域兩端頂?shù)装逅苄詤^(qū)貫通，礦房區(qū)域周圍出現(xiàn)較多塑性區(qū)，穩(wěn)定性受到極大影響。方案4最大主應(yīng)力主要集中于采場的頂板以及未開采的礦柱，最大主應(yīng)力為83.10 MPa, 超過了礦層抗壓強(qiáng)度極限；垂直方向最大位移為3.51 cm，位移較大。在膠結(jié)充填完畢后，進(jìn)行下一步開挖時(shí)，塑性區(qū)大規(guī)模貫通(見圖7)，采場頂?shù)装逵休^大區(qū)域的剪切塑性區(qū)，而開采巷道附近出現(xiàn)較大面積的拉伸塑性區(qū)，模擬結(jié)果不收斂，采場穩(wěn)定性較差，易發(fā)生垮塌。

(a)方案1

(b)方案4圖7 方案1、方案4塑性區(qū)分布Fig.7 Distribution of plastic zone for scheme 1 and scheme 4

對比方案1、方案4塑性區(qū)面積及其占比(見表2)可知，面積均接近3 000 m2，占比均為10%左右，塑性區(qū)面積較大，導(dǎo)致周圍巖體以及充填體的強(qiáng)度較低，采場二次開采區(qū)域均較易垮塌。由以上分析結(jié)果可見，方案1、方案4安全性差，不適宜作為實(shí)際開采方案。

表2 方案1、方案4塑性區(qū)面積及其占比Table 2 The area and ratio of plastic zone for scheme 1 and scheme 4

3.6.2 方案2、方案3模擬結(jié)果

1)應(yīng)力分析

方案2、方案3最大主應(yīng)力分布如圖8所示。

(a)方案2

(b)方案3圖8 方案2、方案3最大主應(yīng)力分布Fig.8 Distribution of maximum principal stress for scheme 2 and scheme 3

由圖8可知：方案2最大主應(yīng)力分布集中于未開采的礦柱，出現(xiàn)明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象[7]，礦柱兩端最大主應(yīng)力呈拱形分布，礦房周圍最大主應(yīng)力較小，圍巖最大主應(yīng)力分布基本呈對稱狀態(tài)，最大主應(yīng)力為60.54 MPa，未超過巖層最大抗壓強(qiáng)度；方案3最大主應(yīng)力集中分布于未開采的礦柱，頂板和底板應(yīng)力集中不明顯，礦柱周圍的最大主應(yīng)力集中范圍較方案2小，礦柱兩端最大主應(yīng)力呈拱形分布，最大主應(yīng)力分布集中于礦柱的中間區(qū)域，最大主應(yīng)力為55.29 MPa，未超過巖層最大抗壓強(qiáng)度。

方案2、方案3礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力曲線分別如圖9、圖10所示。

圖9 方案2礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力曲線Fig.9 Stress diagram at monitoring point of pillar top for scheme 2

圖10 方案3礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力曲線Fig.10 Stress diagram at monitoring point of pillar top for scheme 3

由圖9、圖10可知，方案2、方案3應(yīng)力曲線總體趨勢大致相同，由于開挖卸荷作用，初始開挖時(shí)應(yīng)力曲線呈上升趨勢，膠結(jié)充填后應(yīng)力曲線逐漸下降，再次開挖后，應(yīng)力曲線下降趨勢明顯，最終趨于平穩(wěn)。方案2第二次開挖后，曲線下降趨勢明顯，從膠結(jié)充填到第二次充填散體工序監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力從3.7 MPa變化至34.6 MPa，主應(yīng)力最大值為35.4 MPa。從膠結(jié)充填到第二次填充散體工序，方案3監(jiān)測點(diǎn)應(yīng)力由2.3 MPa增至29.1 MPa，在后續(xù)開采工序中的應(yīng)力平緩增加，主應(yīng)力最大值為32.0 MPa；充填開采完畢后，方案3監(jiān)測點(diǎn)的應(yīng)力仍然較小。

2)位移分析

方案2、方案3垂直位移分布如圖11所示。

(a)方案2

(b)方案3圖11 方案2、方案3垂直位移分布Fig.11 Vertical displacement distribution for scheme 2 and scheme 3

模型上邊界受到的荷載較大，下邊界固定，由于出現(xiàn)了采空區(qū)，原有的應(yīng)力分布狀態(tài)被打破，導(dǎo)致采空區(qū)頂板部分位移向下、底板部分位移向上；根據(jù)圣維南原理，采空區(qū)附近區(qū)域所受影響比較強(qiáng)烈，較遠(yuǎn)處所受影響不大[8]，越遠(yuǎn)離空區(qū)產(chǎn)生的位移就越小，這與模擬結(jié)果相符。結(jié)合簡支梁結(jié)構(gòu)理論，在上部荷載作用下，礦層采空區(qū)附近位移較大，磷礦層兩端位移較小。方案2位移影響范圍較大，地表向下沉降，垂直方向最大位移為0.763 cm。方案3位移影響范圍較小，主要集中于開采礦房上方區(qū)域，未開采礦柱及礦房周圍區(qū)域變形較小，采空區(qū)頂板向下凹陷，垂直方向最大位移為0.778 cm。

方案2、方案3礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)的垂直位移分別如圖12、圖13所示。

圖12 方案2礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)垂直位移Fig.12 Vertical displacement at monitoring point of pillar top for scheme 2

圖13 方案3礦柱頂監(jiān)測點(diǎn)垂直位移Fig.13 Vertical displacement at monitoring point of pillar top for scheme 3

由圖12、圖13可知：方案2前期充填開采垂直位移變化平緩，第二次間隔開挖位移快速增加，從0.005 m增至0.022 m，垂直位移增長速度快，最大值達(dá)到了0.025 m；方案3前期充填開采位移逐漸增加，從0.003 m增至0.009 5 m，在第二次充填散體后，垂直位移變化平緩并逐漸下降，從0.009 5 m降至0.008 3 m，垂直位移增長速度相對較緩，最大位移僅為0.009 m。綜合考慮應(yīng)力和位移分布情況[9]，方案3較方案2更有利于礦區(qū)采場安全。

3)塑性區(qū)分析

方案2、方案3塑性區(qū)分布如圖14所示。由圖14可知，兩種方案在充填礦柱附近均有塑性區(qū)存在，而充填體強(qiáng)度較低，對礦區(qū)穩(wěn)定性有較大影響[10-12]。方案2、方案3未開采礦柱的頂板和底板均出現(xiàn)較大范圍塑性區(qū)，但是未出現(xiàn)塑性區(qū)貫通現(xiàn)象[13-15]，相較于方案1和方案4，塑性區(qū)分布面積及其占比大大減小，而方案3的塑性區(qū)面積及其占比最小(見表3)，拉伸塑性區(qū)均集中在開采礦房附近。方案2的磷礦層頂?shù)装宕嬖谳^大塑性區(qū)，未開采礦柱及已充填區(qū)域的兩端出現(xiàn)塑性區(qū)集中分布，導(dǎo)致礦柱及充填體強(qiáng)度降低[16-20]，礦柱下方區(qū)域較大范圍塑性區(qū)數(shù)量較多，可能導(dǎo)致礦層下沉，致使采場發(fā)生區(qū)域塌陷[21]。方案3僅在開采的礦柱附近有較大塑性區(qū)，未開采礦柱、礦房周圍塑性區(qū)范圍較小，已充填區(qū)域塑性區(qū)分布較少，充填體強(qiáng)度未受影響，可有效提高礦層的穩(wěn)定性，礦柱下方區(qū)域較大范圍塑性區(qū)數(shù)量較少，保證了采場區(qū)域的安全。

(a)方案2

(b)方案3圖14 方案2、方案3塑性區(qū)分布Fig.14 Plastic zone distribution for scheme 2 and scheme 3

表3 方案2、方案3塑性區(qū)面積及比率Table 3 The area and ratio of plastic zone for scheme 2 and scheme 3

通過應(yīng)力、位移、塑性區(qū)分布等的對比分析，可知方案3較方案2更利于采場的安全高效回采，為最優(yōu)開采方案。

4 結(jié)論

a.方案1、方案4模擬計(jì)算不收斂，最大主應(yīng)力均超過了巖體強(qiáng)度，塑性區(qū)面積較大并存在貫通現(xiàn)象，采場穩(wěn)定性較差，易發(fā)生垮塌。方案2、方案3的最大主應(yīng)力均未超過巖體強(qiáng)度，且塑性區(qū)面積較小，采場穩(wěn)定性較好。綜合考慮應(yīng)力、位移、塑性區(qū)的分布情況，方案3的開采順序最有利于采場安全。

b.開采過程中，應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破，在采場頂?shù)装逄帟l(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象。充填過程中，4種方案的充填體均出現(xiàn)應(yīng)力集中，部分充填體出現(xiàn)了塑性區(qū)，建議在充填時(shí)，適當(dāng)提高充填體的強(qiáng)度參數(shù)，以增強(qiáng)采場的穩(wěn)定性。數(shù)值模擬結(jié)果顯示，4種方案的模型左上端均有較大塑性區(qū)存在，建議充填開采時(shí)在此設(shè)置觀測點(diǎn)以及采取相應(yīng)的支護(hù)措施，以保證圍巖穩(wěn)定。