張海波 李示波 張 揚 楊希洋

(1.河北省礦業(yè)開發(fā)與安全技術重點實驗室，河北 唐山063009;2.河北聯(lián)合大學礦業(yè)工程學院，河北唐山063009)

河北某鐵礦露天閉坑轉(zhuǎn)入地下開采后，其地下首采階段采用無底柱分段崩落法，后在維護礦山環(huán)境和生產(chǎn)安全等因素的影響下，下部階段礦體回采決定采用分段空場嗣后充填采礦法。目前，國內(nèi)采用分段空場嗣后充填的礦山有冬瓜山銅礦、安慶銅礦、阿舍勒銅礦等，其中冬瓜山銅礦礦房、礦柱參數(shù)均為18 m［1-2］，安慶銅礦的礦房、礦柱參數(shù)均為 15 m［3］，采場的結構參數(shù)越大，礦石回采效率越高，但如果采場暴露面積大，對礦巖自穩(wěn)性要求高，所以有必要對采場結構參數(shù)的合理性進行研究。

本研究范圍內(nèi)礦體平均水平厚度26 m，礦體傾角70°～80°，屬于急傾斜礦體。采用數(shù)值模擬與理論分析結合方法，研究了采場在不同跨度條件下對圍巖擾動影響，揭示采場圍巖變形破壞機理，提出了安全合理的采場結構參數(shù)。

1 頂板跨度簡支梁分析

在分段空場嗣后充填釆礦過程中，礦塊尺寸大小將影響空區(qū)圍巖及充填體穩(wěn)定性。所以基于材料力學理論計算得出采場頂板理論安全跨度［4］，從而指導數(shù)值模擬分析礦塊參數(shù)的選取。

由Mohr-Coulomb準則得

式中，σ1、σ3分別為最大、最小主應力;c為內(nèi)聚力;為內(nèi)摩擦角;g為自由落體加速度。

若取σ3=0，則極限應力σ為巖石單軸抗壓強度σc，即有

將采場頂板假設為兩端簡支梁，其受力分析如圖1所示，q為上覆壓力。

圖1 巖梁受力分析簡圖Fig.1 Stress analysis diagram of rock beam

根據(jù)材料力學，采場頂板中性軸上、下表面上任意一點的應力為

式中，α為礦體傾角，(°);l為采場跨度，m;h為采場頂板高度，m;γ為巖體容重，×10 kN/m3。

最大拉應力發(fā)生在

采場頂板中性軸的下表面，最大拉應力為

因此，頂板沿傾向的最大允許跨度為

頂板沿礦體走向的最大允許跨度為

式中，σt為巖體抗拉強度。

多礦房回采時，采場頂板可假設成一組簡支梁［5］，其受力分析見圖2。

圖2 簡支梁受力分析Fig.2 Stress analysis diagram of simple beam

根據(jù)材料力學理論，當沿礦體走向布置2～4個礦房時，礦房臨界跨度計算分別為

考慮到該鐵礦充填采礦初步設計中，礦塊均沿礦體走向布置，其傾角為零，所以當沿礦體走向布置2～4個礦房時，礦房跨度合理參數(shù)值為

由上述計算可知，頂板理論極限跨度為18 m左右，故本研究參照理論計算的參數(shù)值設計礦塊結構參數(shù)并進行數(shù)值模擬研究。

2 采場結構參數(shù)數(shù)值模擬分析

本次數(shù)值模擬計算范圍所涉及的巖體以磁鐵礦石為主，屬于彈塑性材料，計算采用Mohr－Coulomb準則。該鐵礦開采方式為分段空場嗣后充填，分段高度為12 m，階段高度為48 m，礦房與礦柱尺寸相同，分別以礦房跨度15、18、20 m 3種方案進行模擬計算。

參照現(xiàn)場實際尺寸及布置形式，考慮到對現(xiàn)場邊界的影響，對計算模型做了相應的簡化，建立了計算模型(見圖3)，模型尺寸300 m×300 m，礦房與礦柱寬度分別以給定方案進行設計，對模型兩側(cè)邊界進行水平方向約束，對模型底部邊界進行水平約束及豎向約束。為系統(tǒng)分析礦體開采對周邊礦巖的影響，采用“隔一采一”的開采順序，研究礦房一次性全部采完時引起的圍巖應力、應變以及塑性范圍的變化［6-8］，巖石力學參數(shù)見表1。

圖3 采場結構模型Fig.3 Model of stope structure

表1 巖石力學參數(shù)Table 1 Rock mechanics parameters

礦體開采致使周邊礦巖體失去原有的平衡狀態(tài)，使其在一個有限范圍內(nèi)產(chǎn)生應力重新分布，從豎向應力云圖來分析(見圖4)，由于篇幅有限，只分析礦房跨度為18 m和20 m時，礦房圍巖應力重分布的變化，由于礦體的回采，礦房頂板及底板都處于卸壓狀態(tài)?？缍葹?8 m時，礦房頂板、底板圍巖的豎向應力分布在0～－2 MPa，處于壓應力狀態(tài)，跨度為20 m時，礦房頂板及底板豎向應力分布在0～－1 MPa，比較接近拉應力狀態(tài)。礦房底部兩側(cè)圍巖應力及礦房之間礦柱應力變化程度大，應力集中范圍程度高，達到6～8 MPa，表現(xiàn)為壓應力狀態(tài)，但在跨度為20 m礦房礦柱底部，出現(xiàn)楔形臺階應力分布，說明礦柱極易在此部位因剪切作用而發(fā)生破壞失穩(wěn)。

從位移云圖(圖5)來分析，礦房跨度為18 m和20 m時，在礦房頂板及底板位置，由于礦巖處于卸壓狀態(tài)，礦房轉(zhuǎn)角處于較大的剪應力集中，礦房頂板及底板圍巖容易出現(xiàn)拉應力狀態(tài)，所以空區(qū)頂板及底板圍巖在次生應力的作用下產(chǎn)生指向空區(qū)方向位移。當?shù)V房跨度為18 m時，3個礦房的頂板位置都產(chǎn)生了10 mm左右的位移，其中中間礦房頂板圍巖產(chǎn)生位移范圍較大，其他兩個次之。從礦房頂板位移情況來看，頂板圍巖位移產(chǎn)生的類似“拱形”巖移范圍，底板圍巖產(chǎn)生向上位移，表現(xiàn)在巷道中就是巷道底板底臌，在此出現(xiàn)了15 mm左右的位移，位于中間礦房底板;礦房跨度為20 m時，頂板圍巖位移與上述礦房頂板位移情形相似，但位移的范圍及位移尺度的有所擴大，同樣具有類似“拱形”的位移范圍，但頂板圍巖最大位移達到15 mm，處于中間礦房頂板中間位置，而底板位移也與上述礦房底板位移相似，但礦房底板位移超過了15 mm?？偟目磥恚?shù)V房跨度增加時，礦房頂板及底板巖移的范圍及尺度都會有增加的趨勢。

圖4 不同跨度條件下采場圍巖的豎向應力分布Fig.4 Vertical stress distribution of surrounding rocks in different span of stope

圖5 不同跨度條件下采場圍巖的y向位移分布Fig.5 Displacement distribution of surrounding rocks in y direction in different span of stope

不同跨度條件下采場圍巖的塑性分布情況分析見圖6，當?shù)V房、礦柱尺寸為15 m時，礦房側(cè)壁圍巖在次生應力作用下處于彈性變形狀態(tài)，左側(cè)礦柱上半部處于橫向拉應力區(qū)域范圍，下半部圍巖呈塑性剪切破壞狀態(tài)，但巖體保持完整，具有較高的承載力，右側(cè)礦柱上半部處于彈性變形范圍，但有部分圍巖處于橫向拉應變狀態(tài)，下半部礦柱與左側(cè)礦柱下半部狀態(tài)類似。當?shù)V房、礦柱尺寸為18 m時，礦房、礦柱圍巖塑性分布狀態(tài)與跨度為15 m時比較相似，不同的是，隨著跨度的增大，礦房側(cè)壁部分圍巖由彈性變形狀態(tài)向拉應變狀態(tài)轉(zhuǎn)移，礦柱上半部處于彈性變形狀態(tài)的范圍在縮小，逐漸轉(zhuǎn)向拉應變狀態(tài)，下半部礦柱還可承受較大的壓應力。當?shù)V房、礦柱尺寸為20 m時，礦房側(cè)壁及礦柱圍巖塑性分布區(qū)域與上述有明顯的差異，礦房側(cè)壁圍巖處于彈性變形的范圍在縮小，而逐漸轉(zhuǎn)向剪切破壞狀態(tài)，礦柱內(nèi)部大部分處于剪切破壞狀態(tài)，更重要的是，承壓礦柱下半部出現(xiàn)楔形臺階應力分布，礦柱極易在此發(fā)生剪切破壞，這將導致礦柱的支撐能力下降，礦柱的穩(wěn)定性變差。

圖6 不同跨度條件下采場圍巖的塑性區(qū)域Fig.6 Plastic zone distribution of surrounding rocks in different span of stope

3 結論

(1)基于材料力學理論分別計算了沿礦體走向布置2個、3個及4個礦塊時礦房頂板的極限跨度尺寸，得出礦房頂板的合理跨度尺寸為18 m左右。結合Flac數(shù)值模擬軟件，模擬對比分析了3種不同跨度尺寸條件下，礦房頂板、底板及礦柱的應力分布、位移及塑性變化規(guī)律，建議選取礦房、礦柱尺寸在18 m的采場結構參數(shù)是可行的，對礦巖穩(wěn)定性好的礦塊可適當選取20 m。

(2)金屬礦嗣后充填采礦，是兩步回采過程，其中礦柱及充填體的穩(wěn)定是關系礦體安全回采的關鍵因素，所以建議加強對礦柱及充填體應力、應變監(jiān)測，保證礦體回采安全。

［1］ 王發(fā)芝.冬瓜山銅礦深部采場充填技術［J］.礦業(yè)研究與開發(fā)，2008，28(4):4-5.Wang Fazhi.Filling technology of deep stope in Dongguashan Copper Mine［J］.Mining Research ＆ Development，2008，28(4):4-5.

［2］ 顧秀華，盧忠秀.冬瓜山銅礦采場結構參數(shù)優(yōu)化［J］.有色金屬:礦部山分，2001(3):5-7.Gu Xiuhua，Lu Zhongxiu.The optimization of structure parameter in Dongguashan Copper Mine［J］.Nonferrous Metals:Mining Section，2001(3):5-7.

［3］ 衛(wèi) 明，謝 源.安慶銅礦高階段礦柱回采的充填體穩(wěn)定性研究［J］.有色金屬:礦部山分，1998(2):1-4.Wei Ming，Xie Yuan.Study on stability of backfill body during high level pillar recovering［J］.Nonferrous Metals:Mining Section，1998(2):1-4.

［4］ 李俊平，連民杰.礦山巖石力學［M］.北京:冶金工業(yè)出版社2011.Li Junping，Lian Minjie.The Rock Mechanics in Mine［M］.Beijing:Metallurgical Industry Press，2011.

［5］ 李俊平，馮長根，郭新亞，等.礦柱參數(shù)計算研究［J］.北京理工大學學報，2002，22(5):662-664.Li Junping，F(xiàn)eng Changgen，Guo Xinya et al.A study on pillar parameter calculations［J］.Journal of Beijing Institute of Technology，2002，22(5):662-664.

［6］ 宋衛(wèi)東，杜建華，尹小鵬，等.金屬礦山崩落法開采頂板圍巖崩落機理與塌陷規(guī)律［J］.煤炭學報，2010，35(7):1078-1083.Song Weidong，Du Jianhua，Yin Xiaopeng，et al.Caving mechanism of hangingwall rock and rules of surface subsidence due to no-pillar sub-level caving method in an iron mine［J］.Journal of China Coal Society，2010，35(7):1078-1083.

［7］ 宋衛(wèi)東，徐文彬，萬海文，等大階段嗣后充填采場圍巖破壞規(guī)律及其巷道控制技術［J］.煤炭學報2011，36(2):287-292.Song Weidong，Xu Wenbin，Wan Haiwen，et al.Failure rules of surrounding rock in stope and controlling techniques for roadway of high-stage backfilling method［J］.Journal of China Coal Society，2011，36(2):287-292.

［8］ 杜翠鳳，杜建華，郭廖武，等.無底柱分段崩落法開采頂板圍崩落機理［J］.北京科技大學學報，2009，31(6):667-673.Du Cuifeng，Du Jianhua，Guo Liaowu，et al.Mechanism of capping rock collapse by no-pillar sublevel caving［J］.Journal of Beijing U-niversity of Science and Technology.2009，31(6):667-673.