蘇先鋒，陳順滿

(1.北京金誠信礦山技術研究院有限公司， 北京 101510；2.北京科技大學 土木與環(huán)境工程學院， 北京 100083)

?

某銅鐵礦二期工程采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

蘇先鋒1，陳順滿2

(1.北京金誠信礦山技術研究院有限公司， 北京 101510；2.北京科技大學 土木與環(huán)境工程學院， 北京 100083)

結(jié)合國內(nèi)某銅鐵礦開采技術條件，對該礦區(qū)二期工程-620 m水平采用分段空場嗣后充填法的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)進行分析驗證，基于彈塑性理論，運用ANSYS有限軟件建立三維數(shù)值模擬模型，采用“隔一采一”的方式對兩種不同采場結(jié)構(gòu)參數(shù)方案的礦房進行開采和充填，并對開挖后的采場進行應力、應變及安全系數(shù)分析。研究結(jié)果表明，隨著采場尺寸的減少，采場的應力和應變也相對減小。經(jīng)綜合分析對比，確定合理的礦房和礦柱尺寸均為8.3 m。

分段空場嗣后充填法；采場結(jié)構(gòu)參數(shù)；有限元；數(shù)值模擬

0 引 言

某銅鐵礦位于湖北省黃石市，礦體自上到下賦存在-220～-720 m標高之間，以50 m為一個中段水平，整個礦區(qū)分為一期、二期工程，其中-220～-420 m之間為一期工程，共4個開采中段，-420～-720 m為二期工程，共6個開采中段。礦區(qū)主要采用分段空場嗣后充填法進行開采，局部難采地段采用淺孔留礦嗣后充填采礦法，隨著礦山的開采，逐漸進入到二期工程深部開采階段，容易出現(xiàn)采場垮塌等現(xiàn)象，因此很有必要對該礦區(qū)二期工程采場結(jié)構(gòu)參數(shù)進行研究。

目前國內(nèi)外應用分段空場嗣后充填法的主要有冬瓜山銅礦，阿舍勒銅礦和安慶銅礦等[1-2]，這些礦山所采用的礦房礦柱尺寸為15～20 m，當所采用的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)越大，回采的效率越高，但同時也會帶來一系列的安全問題。由于影響采場穩(wěn)定性的因素眾多[3-6]，比如采場的暴露面積大小、巖性條件、采場暴露時間及施工因素等，在相同的巖性條件下，不同的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)，會引起礦柱及圍巖的應力狀態(tài)和變形不同，導致采場的穩(wěn)定性不同[7-9]，因此很有必要對合理采場結(jié)構(gòu)參數(shù)進行分析驗證，以保證礦山安全和高效開采。

1 礦區(qū)地質(zhì)及開采技術條件

主要研究對象為Ⅰ號銅鐵礦體，傾角75°～85°，平均厚度約40 m，9線以東受反“S”型主接觸帶構(gòu)造控制。走向近東西，長900 m(3線～20線)，傾向北東。由西向東側(cè)伏，整個礦體賦存標高+27～-720 m之間。

上盤為大理巖，下盤為花崗閃長斑巖，局部為矽卡巖。大理巖整體性好，銅鐵礦石次之，花崗閃長斑巖最差?；◢忛W長斑巖在封閉的條件下強度較高，但一旦揭露，遇水之后會發(fā)生膨脹崩解，強度迅速降低。礦體與大理巖的接觸帶部位的巖體強度相對較低，但接觸影響寬度較小，而且結(jié)合比較緊密。礦體與花崗巖長斑巖的接觸帶條件非常惡劣，巖體破碎，容易水解，穩(wěn)定性最差。

2 數(shù)值模擬模型的建立

2.1 采場結(jié)構(gòu)初步方案選定

該銅鐵礦所采用的采礦方法是分段空場嗣后充填法，目前的礦房礦柱寬度均為12.5 m，二期工程采場垮塌現(xiàn)象嚴重，結(jié)合現(xiàn)場生產(chǎn)實際，以-620 m中段水平礦體為開采研究對象，提出以下兩種方案。

(1) 方案一：采場垂直礦體走向布置，頂柱5 m，底柱8 m，礦房和礦柱寬度均為12.5 m，礦房長度為礦體水平厚度，階段高度為50 m，采用礦房礦柱間隔布置形式，采用隔一采一的方式進行回采，采完一個礦房之后立即進行充填，圖1中的數(shù)字標號為開采步驟。

(2) 方案二：采場垂直礦體走向布置，頂柱5 m，底柱8 m，礦房和礦柱寬度均為8.33 m，礦房長度為礦體水平厚度，階段高度為50 m，采用礦房礦柱間隔布置形式，采用隔一采一的方式進行回采，采完一個礦房之后立即進行充填，圖2中的數(shù)字標號為開采步驟。

圖1 方案一采場布置

圖2 方案二采場布置

2.2 模型建立

為了使選取的模型合理，計算誤差小，需選取較大的研究范圍，劃分相對較小的單元，但對計算的性能要求較高，為了建立比較合理的三維模型，根據(jù)圣維南原理[10-11]，采場回采會對周圍3～5倍的圍巖產(chǎn)生影響，同時使建立的模型與現(xiàn)場實際更加接近，整體模型所選取的尺寸為采場高度、寬度和長度的3～5倍，以垂直礦體走向為X軸方向，模型的高為Y軸方向，Z方向范圍為-520～-720 m，建立的模型的尺寸為330 m×180 m×300 m。

在進行網(wǎng)格劃分過程中，利用有限元數(shù)值模擬軟件ANSYS14.5為數(shù)值模擬工具，根據(jù)礦區(qū)地質(zhì)模型及現(xiàn)場生產(chǎn)實際，確定開采研究對象，建立三維數(shù)值模型。考慮到計算精度的要求和計算機計算速度的要求，根據(jù)研究對象的范圍研究區(qū)域重點不同及所建立網(wǎng)格的類型等不同，上盤、下盤單元采用4 m×4 m×4 m的四面體單元進行劃分，礦體單元采用1 m×1 m×1 m的四面體單元進行劃分。

2.3 巖體力學參數(shù)的選取

本研究區(qū)域的巖體主要為上盤大理巖，下盤花崗閃長斑巖，局部為矽卡巖等，首先通過實驗室試驗得到巖石的力學參數(shù)，而現(xiàn)場的巖體與實驗室測得巖石力學參數(shù)有一定得差距，本文采用經(jīng)驗折減法、EHoek法、系數(shù)換算法等對巖石力學參數(shù)進行了一定程度的弱化，得到某銅鐵礦采場巖體物理力學參數(shù)如表1所示[12-13]。

表1 巖體物理力學參數(shù)

2.4 邊界條件

對左右兩個側(cè)面設置為X=0水平約束，對前后兩個側(cè)面設置為Y=0的水平約束，由于所計算的模型的Z方向范圍為-520～-720 m，地表標高為38 m左右，因此在頂部施加上覆巖層的自重應力，為15 MPa左右，在設置底部邊界條件時，在底部施加水平和豎直方向的約束，且初始位移均為零，同時對整個模型施加自重應力場，計算過程中首先對邊界的初始位移清零，再開始計算。

2.5 破壞準則

某銅鐵礦礦區(qū)主要由大理巖，石英巖、閃長巖等巖性巖石組成，均為彈塑性巖體，因此莫爾-庫倫破壞準則適應于對該礦區(qū)的巖體進行模擬，其力學模型為[14]：

式中：σ1——巖體最大主應力，MPa；

σ3——巖體最小主應力，MPa；

φ——巖體內(nèi)摩擦角，°；

fs——破壞判斷系數(shù)，當fs≤0時，材料處于彈性變形階段，當fs≥0時，材料處于塑性流動狀態(tài)。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 應力分析

如圖3為方案一和方案二的最大、最小主應力變化情況。隨著每個礦房的開采，在礦房的頂板、底板及兩幫的頂角處發(fā)生應力集中現(xiàn)象，當對對應的礦體進行開采，破壞了原有的應力平衡，應力進行重新分布，頂角或者底角的位置一般都是發(fā)生應力集中的地方，且表現(xiàn)為壓應力狀態(tài)，隨著對采空區(qū)進行充填，應力再次重新分布，頂角或者底角處的應力集中程度相應的會減少。

對比方案一和方案二在不同參場結(jié)構(gòu)參數(shù)情況下的最大和最小主應力變化情況，隨著礦房的開采，頂、底板和兩幫都發(fā)生了應力集中現(xiàn)象，但所發(fā)生的應力集中現(xiàn)象程度不一樣，從圖4和圖5中可以看出兩種方案的最大、最小主應力變化情況，方案一的最大主應力最大值變化范圍為9.3882～10.496 MPa，最小主應力受壓的變化范圍為47.215～48.533 MPa，方案二的最大主應力最大值變化范圍為7.4967～9.7782 MPa，最小主應力受壓的變化范圍為36.696～43.038 MPa，可見方案二產(chǎn)生的最大主應力和最小主應力均小于方案一產(chǎn)生的最大主應力和最小主應力，因此方案二優(yōu)于方案一。

圖3 不同方案最大和最小主應力

圖4 最大主應力變化

圖5 最小主應力變化

3.2 應變分析

從圖6中可以看出，在礦體開采過程中，最大主應變和最小主應變的最大值也都發(fā)生在頂角或者底角交叉的位置，當對對應的礦體進行開采，原有的應力平衡狀態(tài)會遭到破壞，應力將會重新分布，頂角或者底角的位置會發(fā)生應力集中，表現(xiàn)出較大的應變，隨后對采空區(qū)進行充填，應力再次進行重新分布，應力集中部位的應力得到釋放，應變變小。

對圖7和圖8中的主應變進行分析，在兩種不同的參場結(jié)構(gòu)參數(shù)情況下，頂板的最大主應變和最小主應變的最大值均是隨著開采和充填的進行不斷發(fā)生變化。方案一的最大主應變最大值變化范圍為0.000475～0.000604，最小主應變的變化范圍為0.002349～0.002921 m/m，方案二的最大主應變最大值變化范圍為0.000431～0.00045 m/m，最小主應變的變化范圍為0.001835～0.0023712 m/m，可見方案二的最大主應變和最小主應變均小于方案一產(chǎn)生的最大主應變和最小主應變，因此方案二優(yōu)于方案一。

3.3 安全系數(shù)分析

圖9為不同采場結(jié)構(gòu)參數(shù)下礦房開采之后安全系數(shù)變化情況，方案一的最小安全系數(shù)變化范圍為0.94771～0.97426，方案二的最小安全系數(shù)變化范圍為1.0729～1.2536。且各個方案的安全系數(shù)的最小值是隨著礦房開采與充填量的增加，最小安全系數(shù)值基本是呈現(xiàn)減小的趨勢。對比方案一和方案二的安全系數(shù)變化情況，方案一的最小安全系數(shù)均小于1.0，為不穩(wěn)定狀態(tài)，而方案二的最小安全系數(shù)值均大于1.0，相對較穩(wěn)定，因此方案二優(yōu)于方案一。

圖6 不同方案最大和最小主應變

圖7 最大主應變變化

圖8 最小主應變變化

圖9 安全系數(shù)變化

4 結(jié) 論

(1) 隨著礦體的開采，破壞了原有應力平衡狀態(tài)，應力重新分布，在采空區(qū)頂角和底角處會發(fā)生應力集中現(xiàn)象，隨著采空區(qū)的充填，在頂角處的應力和應變集中程度會相應的有所降低，表明充填體能夠?qū)Σ蓤龅淖冃斡芯徑庾饔?，因此在開采中應加快出礦速度，及時對采空區(qū)進行充填。

(2) 由于原有應力平衡狀態(tài)被礦體的開挖所打破，采場頂板、底板受高垂直、水平應力所擠壓，在采場頂板、底板以外形的圍巖區(qū)域成應力等值線拱，隨著遠離空區(qū)，拱徑逐漸變大，而應力集中程度逐漸減小。方案二產(chǎn)生的最大主應力和最小主應力均小于方案一產(chǎn)生的最大主應力和最小主應力，同時方案二產(chǎn)生的最大主應變和最小主應變也小于方案一產(chǎn)生的最大主應變和最小主應變，因此方案二優(yōu)于方案一。

(3) 從安全系數(shù)角度而言，方案一的最小安全系數(shù)均小于1.0，為不穩(wěn)定狀態(tài)，而方案二的最小安全系數(shù)值均大于1.0，相對較穩(wěn)定，方案二優(yōu)于方案一，因此建議的合理采場結(jié)構(gòu)參數(shù)為礦房礦柱寬度均為8.33 m。

[1]李克順,吳 姍,宋衛(wèi)東.大冶鐵礦充填法采場結(jié)構(gòu)參數(shù)校核與建議[J].金屬礦山,2010(5):16-20.[2]陶干強,孫 冰,宋麗霞.充填法采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化設計[J].采礦與安全工程學報,2009,26(4)：460-464.

[3]韓志型,王 寧.急傾斜厚礦體無間柱上向水平分層充填法采場結(jié)構(gòu)參數(shù)的研究[J].巖土力學,2007,28(2):367-370.

[4]楊清平,騰丙娟,胡文達.謙比希銅礦西礦體采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化[J].金屬礦山,2012(5)：1-4.

[5]劉 欽,劉志祥,劉愛華,等.金礦采場結(jié)構(gòu)參數(shù)混沌優(yōu)化[J].采礦與安全工程學報,2010,27(4):548-552.

[6]韓 斌,吳愛祥,劉同有,等.金川二礦區(qū)多中段機械化盤區(qū)回采順序的數(shù)值模擬優(yōu)化研究[J].礦冶工程,2004,24(2)：4-7.

[7]VIDAL F N T,CARLOS D G,MATILDE C S,et al.Comparative stability analyses of traditional and selective room-and-pillar mining techniques for sub-horizontal tungsten veins[J].International Journal of Minerals,Metallurgy,and Materials,2011,18(1)：1-8.

[8]王新民,李潔慧,張欽禮,等.基于FAHP的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究[J].中國礦業(yè)大學學報,2010,39(2)：163-167.

[9]鄧紅衛(wèi),胡普侖,周科平.采場結(jié)構(gòu)參數(shù)敏感性正交數(shù)值模擬試驗研究[J].中南大學學報(自然科學版),2013,44(6).2463-2469.

[10]朱志彬,劉成平.厚大礦體回采順序和采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化[J].中國礦山工程,2008,37(4):20-24.

[11]羅周全,管佳林,馮富康.盤區(qū)隔離礦柱采場結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值優(yōu)化[J].采礦與安全工程學報,2012,29(2),261-264.

[12]Hoek E,Brown E T.Empirical strength criterion for rock-masses.Journal of Geotechnical Engineering Division AS-CE,1980,106( GT9):1013-1035.

[13]曾錢幫,王恩志,王思敬.Hoek-Brown破壞準則求解圓形硐室塑性區(qū)半徑與修正的芬納公式比較[J].沈陽建筑大學學報(自然科學版),2008,24(6):933-938.

??潮鐵礦殘礦合理開采方案研究[D].武漢:武漢科技大學,2015.(

2016-01-25)

蘇先鋒(1967-)，男，碩士，高級工程師，研究方向為膏體充填與采礦工藝，Email:suxianfeng@jchxmc.com。