王運敏 孫國權 王 星

(1.中鋼集團馬鞍山礦山研究院有限公司，安徽 馬鞍山243000;2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室，安徽 馬鞍山243000;3.華唯金屬礦產資源高效循環(huán)利用國家工程研究中心有限公司，安徽 馬鞍山243000)

據(jù)有關資料，我國有約45 億t 金屬礦產屬富水或屬“三下”礦體，開采環(huán)境極為復雜，這類礦山井下開采引發(fā)的巖層移動和地表變形涉及到地表建構筑物的安全。巖層變形受礦區(qū)工程地質特性、礦體賦存條件、采礦方法、地壓管理等多種因素影響，在不同情況下各因素的影響程度不同，針對這些環(huán)境復雜礦床開采可能出現(xiàn)的一系列安全和技術問題，國內外學者就地壓顯現(xiàn)規(guī)律及深井地壓問題［1］，深部采場結構參數(shù)及回采順序優(yōu)化［2］，深部地壓分析及安全開采順序［3］，安全頂柱留設方法，礦體開采地表環(huán)境保護，深井開采降本增效等問題進行了大量研究［4］。

復雜的開采技術條件使得巖層變形十分復雜，常因地表變形特性預測不準，導致礦山建設規(guī)劃不合理，地表征地和居民搬遷范圍過小或過大，均造成巨大的經濟損失，嚴重影響了礦山正常安全生產。本研究以典型的“三下”礦山金口嶺深部礦體開采為例，采用定量與定性相結合的方式數(shù)值模擬［5-6］，對不同采場結構參數(shù)下頂板巖層變形特性進行，以為礦山開采規(guī)劃及安全生產提供科學依據(jù)。

1 工程概況

1.1 礦床開采技術條件

金口嶺深部礦體賦存標高在－380 ～－980 m，礦體為似層狀，走向北東20° ～40°，傾向北西，傾角65°～70°，走向長約300 m，視厚2.94 ～26.78 m，真厚約8 m。礦體圍巖主要有透輝石石榴石矽卡巖、矽卡巖化大理巖、矽卡巖化石英閃長巖、長英質角巖、大理巖、石英巖等;礦體頂部圍巖為蝕變石英閃長巖，穩(wěn)定性較好;底板圍巖主要為石英砂巖，該組巖石完整、穩(wěn)定，但由于局部受斷裂構造或巖枝、巖脈穿插破壞，巖石質量局部變差、巖體穩(wěn)定性降低。

區(qū)內褶皺構造主要是銅官山背斜和金口嶺向斜，為一短軸不對稱傾伏背斜，軸面呈“S”型扭曲，呈波狀起伏。區(qū)內節(jié)理、裂隙十分發(fā)育，節(jié)理以剪節(jié)理為主，與礦區(qū)斷裂方位基本一致，有北東向、北西向及近南北向3 組較發(fā)育。在金口嶺礦區(qū)內裂隙主要為北北西向的扭裂隙，其次為北西向的張裂隙，近東西向的扭裂隙發(fā)育較差，北東向的壓性破裂面罕見。

礦區(qū)開采的周邊環(huán)境極為復雜，地表有工業(yè)廠房、居民樓、過境省級公路、水塘、學校，屬典型的深埋“三下”礦床。

1.2 礦區(qū)原巖應力場

巖體初試應力場分布特征、應力大小和主應力方向隨地域、深度而變化，礦體開挖后，巖體變形與應力場的大小、特征及其變化聯(lián)系密切。分別在－171、－450及－510 m 中段共布置了4 個套孔應力解除測點，每個測點均進行了2 次套孔應力解除，各測點的應力計算結果如表1 所示。

表1 各測點應力分量計算值Table 1 Stress component calculated value of each measuring point

1.3 巖體力學參數(shù)

通過現(xiàn)場點荷載試驗和實驗室力學參數(shù)試驗，得到了礦山主要礦巖石力學參數(shù)值，綜合礦山工程地質特征，經強度折減后的礦區(qū)巖體力學參數(shù)見表2。

2 采場參數(shù)優(yōu)化數(shù)值模擬

2.1 三維數(shù)值計算模型

本次數(shù)值模擬以金口嶺Ⅱ號深部的83 ～88 勘探線為建模的基礎數(shù)據(jù)，進行上行式采礦作業(yè)及充填效果和對地表保護作用的數(shù)值模擬。模型長度980 m，寬度800 m，高度945 m，模型頂面至地表(見圖1)。

表2 金口嶺Ⅱ號深部巖體力學參數(shù)Table 2 Deep rock mass mechanics parameters of Ⅱ# orebody in Jinkouling Mine

圖1 數(shù)值計算模型Fig.1 Numerical simulation model

2.2 模型邊界條件

由于計算時模型的尺寸已經考慮了采場開挖以后造成的影響范圍，故而只需在模型前后、左右及底面施加約束即可，其中將模型在前后及左右方向均施加水平方向約束，在模型底部施加垂直方向的約束，模型頂面為自由面。

2.3 初始應力及力學參數(shù)

初始應力和力學參數(shù)是進行數(shù)值模擬等力學分析的基礎，其準確性直接關系到數(shù)值模擬計算結果的可靠性，本次計算根據(jù)上述實測的原巖應力分布規(guī)律、應力實測值、強度折減后的巖體力學參數(shù)值進行模型初始應力場的加載和賦值。

2.4 模擬方案

根據(jù)擬定的盤區(qū)點柱式上向分層充填采礦法，盤區(qū)長度分別為50、60 和70 m，間柱分別為6、8、10 m，頂?shù)字謩e為6、7、8 m，點柱尺寸分別為3 m×3 m、4 m×4 m、5 m ×5 m，點柱走向間距分別為10、12、15 m，分層控頂高度為6 m，每次采高為4 m。充填時，每分層首先采用上中段生產的廢石充填1.5 m。然后再用全尾砂和膠結尾砂充填0.5 m。

采用上行式開采順序，從下至上共劃分7 個中段，中段高度為60 m，最低中段為－850 m、最高中段為－430 m，數(shù)值計算按以下幾個步驟進行。

(1)進行－850 m 中段第一分層6 m 的采礦作業(yè)。

(2)進行采場充填，充填高度為4 m，預留2 m 作為上部分層回采的作業(yè)空間。

(3)－850 m 中段上部第二分層采礦作業(yè)，采高為4 m，形成6 m 的分層控頂高度。

(4)進行－850 m 第二分層采場充填，充填高度為4 m。

(5)依次逐層向上進行回采和充填，直至完成最上部－430 m 中段最后分層的接頂充填作業(yè)。

2.5 模擬結果

按以上計算方案，得出不同采場參數(shù)下，最大、最小主應力云圖、位移云圖等，如圖2 ～圖13 所示。下面僅列出不同參數(shù)組合下數(shù)值計算結果部分云圖并進行分析。

(1)頂?shù)字鶠? m，間柱為8 m，點柱尺寸為4 m×4 m，點柱間距為12 m。如圖2 ～圖6。

圖2 －850 m 分層回采最大主應力Fig.2 Maximum principal stress at －850 m RL

圖3 －850 m 分層回采最小主應力Fig.3 Minimum principal stress at －850 m RL

圖4 －430 m 分層回采后最大主應力Fig.4 Maximum principal stress at －430 m RL

(2)頂?shù)字鶠? m，間柱為10 m，點柱尺寸為5 m×5 m，點柱間距為15 m。如圖7 ～圖9。

(3)頂?shù)字鶠? m，間柱為6 m，點柱尺寸為3 m×3 m，點柱間距為10 m。如圖10 ～圖13。

圖5 －430 m 分層回采結束位移云圖Fig.5 Minimum principal stress at －430 m RL

圖6 －850 m 分層回采最大主應力Fig.6 Maximum principal stress at －850 m RL

圖8 －430 m 分層回采最大主應力Fig.8 Maximum principal stress at －430 m RL

圖9 －430 m 分層回采位移云圖Fig.9 Minimum principal stress at －430 m RL

2.6 數(shù)值模擬結果分析

(1)點柱不同結構參數(shù)下地表變形特性。根據(jù)數(shù)值模擬和結果分析，得出了不同點柱結構參數(shù)條件下的各回采方案所產生的地表傾斜值、曲率值和地表水平變形值。如圖14 ～圖16 所示。

圖10 －850 m 分層回采最大主應力Fig.10 Maximum principal stress at －850 mRL

圖11 －850 m 分層回采最小主應力Fig.11 Minimum principal stress at －850 mRL

圖12 －430 m 分層回采最大主應力Fig.12 Maximum principal stress at －430 mRL

圖13 －430 m 分層回采位移云圖Fig.13 Minimum principal stress at －430 mRL

圖14 不同點柱結構參數(shù)下地表傾斜值Fig.14 Surface tilt value under different structure parameters of pointed pillar

圖15 不同點柱結構參數(shù)下地表曲率值Fig.15 Surface curvature value under different structure parameters of pointed pillar

圖16 不同點柱結構參數(shù)下地表水平變形值Fig.16 Surface horizontal deformation value under different structure parameters of pointed pillar

根據(jù)對不同點柱尺寸和點柱間距下地表的變形分析可知，地表傾斜值、曲率值和水平變形值在點柱參數(shù)變化時呈現(xiàn)盤區(qū)跳躍式的變化規(guī)律。由圖14 ～圖16 可以看出，地表變形值隨著盤區(qū)長度的增大而增大，隨著點柱寬度的增大而減小，隨著點柱間距的增大而增大。根據(jù)數(shù)值模擬結果，地表變形最大為點柱寬度為3 m、點柱間距為10 m 時的變形值，當點柱尺寸為4 m×4 m 和5 m ×5 m，點柱間距為12 m 和15 m 時，地表變形值變化不大，在交互性框架式礦柱內，點柱對框架式礦柱承載能力的提升作用明顯。所以推薦采用點柱尺寸4 m×4 m，點柱間距12 m，此方案的地表傾斜值為－0.18 mm/m，曲率值為－0.003×10－3/m，水平變形值為0.11 mm/m，均小于《GB>50771—2012 有色金屬采礦設計規(guī)范》［7］中地表建構筑物所允許的變形值(地表傾斜值為±3 mm/m，曲率值為±0.2×10－3/m，水平變形值為±2 mm/m)。

(2)盤區(qū)、頂柱、間柱不同結構參數(shù)組合下地表變形特性。在點柱式上向分層充填采礦法中，盤區(qū)劃分為50 m、60 m、70 m，頂柱分別為6 m、7 m、8 m，間柱為6 m、8 m、10 m，數(shù)值模擬過程中，不同參數(shù)組合方案對地表的影響程度各不相同。地表傾斜值、曲率值和水平變形值如圖17 ～圖19 所示。

圖17 各方案地表傾斜值對比Fig.17 Surface tilt value comparison of every scheme

礦體回采過程產生的次生應力由交互性框架式礦柱、盤區(qū)內留設的點柱、上下盤圍巖和充填體共同承載。盤區(qū)分層未充填之前，點柱徑向臨空，進行充填之后點柱處于充填體部分的受力狀態(tài)由單向變?yōu)槿S受力狀態(tài)，提高了點柱的承載能力。從模擬分析結果的圖2 ～圖13 可以得到，最大主應力隨著分層的回采和充填而逐漸減小，當進行第一分層回采時，點柱內最大主應力為31.53 MPa，但經充填后，其應力值隨即減小，為27.60 MPa。進行第二分層回采時，最大主應力又隨之增大，充填后又降低，如此循環(huán)直至最后一分層進行接頂充填后，最大主應力降低1/4。各方案中均沒有出現(xiàn)塑性貫通區(qū)。根據(jù)圖17～圖19 的各方案地表變形參數(shù)分析，當盤區(qū)長度為50 m 和60 m 時，地表變形參數(shù)對頂?shù)字伴g柱尺寸變化表現(xiàn)敏感，其最大值出現(xiàn)在盤區(qū)長度為60 m，頂柱厚度為6 m，間柱為6 m 的方案中，但其值均遠小于規(guī)程所允許值。當盤區(qū)長度增大到70 m 時，地表變形參數(shù)對頂?shù)字伴g柱尺寸變化表現(xiàn)鈍感，各方案中地表變形值均在所允許范圍內。所以綜合考慮開采的安全性和資源的回收率，推薦盤區(qū)參數(shù)為盤區(qū)長度70 m，頂柱厚度6 m，間柱寬度為6 m。

圖18 各方案地表曲率值對比Fig.18 Surface curvature value comparison of every scheme

圖19 各方案地表水平變形值對比Fig.19 Surface horizontal deformation value comparison of every scheme

3 結 論

(1)深部礦體上行式開采一方面可通過將上中段廢石回填至下中段空區(qū)的方式有效減少廢石排出量，另一方面又可通過上向及時充填采空區(qū)有效控制圍巖變形，該開采模式對地表建構筑物保護要求高的礦體開采具有重要意義。

(2)盤區(qū)點柱式充填采礦法可有效控制地表變形，金口嶺礦區(qū)采用盤區(qū)長度為70 m、頂柱厚度為6 m、間柱寬度為6 m、點柱尺寸為4 m×4 m、點柱間距為12 m 的結構參數(shù)時，地表傾斜值－0.18 mm/m，曲率值－0.003 ×10－3/m，水平變形值0.11 mm/m，均小于《GB 50771—2012 有色金屬采礦設計規(guī)范》中地表建構筑物所允許的變形值。

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