秦秀山，王志修

(1.礦冶科技集團(tuán)有限公司，北京 100160；2.國(guó)家金屬礦綠色開采國(guó)際聯(lián)合研究中心，北京 102628)

某礦為急傾斜礦體，采礦方法為上向分層充填連續(xù)采礦法，鑿巖、出礦和充填均在采場(chǎng)內(nèi)進(jìn)行作業(yè)，操作過程需保證采場(chǎng)頂板安全穩(wěn)固。根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)巖石力學(xué)試驗(yàn)及節(jié)理裂隙構(gòu)造調(diào)查，開采范圍內(nèi)各采場(chǎng)頂板巖體節(jié)理裂隙發(fā)育程度存在較大差異，巖體完整程度由完整過渡到較完整至較破碎，修正后的工程巖體質(zhì)量等級(jí)主要為Ⅱ級(jí)、Ⅲ級(jí)和Ⅳ級(jí)。

上向水平分層充填法開采時(shí)，采場(chǎng)頂板的支護(hù)不僅要保證回采過程中下部工作人員的安全，還需要保證支護(hù)強(qiáng)度不影響后續(xù)回采工作[1-3]。對(duì)于Ⅲ級(jí)和Ⅳ級(jí)頂板巖體，圍巖破壞特點(diǎn)和程度不同，需要采取不同的支護(hù)方案。為保證采場(chǎng)頂板支護(hù)效果，針對(duì)初選支護(hù)方案，利用數(shù)值模擬方法，對(duì)不同等級(jí)采場(chǎng)頂板支護(hù)加固方案進(jìn)行模擬分析，確保支護(hù)后滿足現(xiàn)場(chǎng)作業(yè)要求。

1 采場(chǎng)頂板支護(hù)模擬方案

通過對(duì)不同采場(chǎng)巖體質(zhì)量等級(jí)劃分及相似礦山支護(hù)方式類比分析，礦山采場(chǎng)頂板的支護(hù)一般針對(duì)普遍存在的Ⅲ級(jí)和Ⅳ級(jí)巖體分別選擇相應(yīng)的支護(hù)方式[4-6]，結(jié)合目前礦山已有支護(hù)條件及未來方便現(xiàn)場(chǎng)實(shí)施，初選支護(hù)方式為：Ⅲ級(jí)巖體采用短錨索+樹脂錨桿支護(hù)，Ⅳ級(jí)巖體采用長(zhǎng)錨索+樹脂錨桿支護(hù)。

為精準(zhǔn)評(píng)價(jià)支護(hù)效果，針對(duì)不同工程巖體等級(jí)的支護(hù)方式，以采場(chǎng)面大、節(jié)理裂隙發(fā)育為選取依據(jù)，分析選擇工程巖體質(zhì)量為Ⅲ級(jí)的3號(hào)采場(chǎng)和工程巖體質(zhì)量為Ⅳ級(jí)的8號(hào)采場(chǎng)危險(xiǎn)區(qū)域作為典型進(jìn)行分析(表1)。

表1 典型采場(chǎng)選取及頂板支護(hù)方式Table 1 Selection of typical stope and roof support mode

2 數(shù)值模擬分析模型構(gòu)建

2.1 基本假定

由于實(shí)際礦山工程地質(zhì)環(huán)境復(fù)雜，為了使數(shù)值計(jì)算結(jié)果更接近實(shí)際情況，需要對(duì)礦山巖體條件、地質(zhì)特征、應(yīng)力環(huán)境等進(jìn)行必要簡(jiǎn)化。對(duì)數(shù)值計(jì)算模型提出如下假設(shè)：

1)礦巖體為理想彈塑性體，選用摩爾-庫侖屈服準(zhǔn)則開展非線性分析[7-8]。

2)礦體和圍巖為局部均質(zhì)、各向同性的材料，巖層內(nèi)部為連續(xù)介質(zhì)。

3)只考慮礦巖自重應(yīng)力的作用，忽略地震波、斷層等因素對(duì)頂板穩(wěn)定性的影響。

4)忽略開拓、采準(zhǔn)等局部工程對(duì)采場(chǎng)圍巖力學(xué)狀態(tài)的影響[9]。

2.2 巖體物理力學(xué)參數(shù)

巖體物理力學(xué)參數(shù)是影響數(shù)值模擬分析結(jié)果可靠性的關(guān)鍵因素，巖體物理力學(xué)參數(shù)選取是通過現(xiàn)場(chǎng)獲取巖塊后開展室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)，綜合考慮巖石堅(jiān)硬程度及巖體完整程度，對(duì)巖塊力學(xué)參數(shù)按照摩爾-庫倫強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行折減修正后獲得。數(shù)值模型分析計(jì)算中選取的巖體物理力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 巖體物理力學(xué)參數(shù)表Table 2 Physical and mechanical parameters of rock mass

2.3 模型范圍及網(wǎng)格劃分

本次數(shù)值模擬計(jì)算采用拉格朗日有限差分法，運(yùn)用美國(guó)Itasca Consulting Group公司開發(fā)的三維有限差分計(jì)算軟件FLAC3D進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。以礦區(qū)礦體為主要研究對(duì)象，按照實(shí)際中段平面圖中危險(xiǎn)區(qū)域的簡(jiǎn)化模型分別建立3號(hào)采場(chǎng)及8號(hào)采場(chǎng)的三維工程地質(zhì)模型。3號(hào)采場(chǎng)的建模區(qū)域和三維工程地質(zhì)模型如圖1～2所示。

圖1 采場(chǎng)建模區(qū)域Fig.1 Stope modeling area

三維工程地質(zhì)模型尺寸為長(zhǎng)(X)×寬(Y)×高(Z)=90 m×30 m×80 m，共計(jì)31 500個(gè)單元，36 036個(gè)節(jié)點(diǎn)，在采場(chǎng)周圍網(wǎng)格進(jìn)行加密。

2.4 邊界條件與初始應(yīng)力場(chǎng)

1)邊界條件

在整體模型的底部平面設(shè)置X、Y、Z方向全固定位移約束，限制各方向位移量為0。模型側(cè)面施加法向位移約束，分別在X方向施加水平最小主應(yīng)力、Y方向施加水平最大主應(yīng)力。模型頂面為自由位移約束，但在頂面施加上覆巖層自重的豎向應(yīng)力邊界。

2)初始應(yīng)力場(chǎng)

以構(gòu)建完成的FLAC3D數(shù)值模型為基礎(chǔ)，首先按照模型中對(duì)應(yīng)區(qū)域進(jìn)行材料參數(shù)賦值，并施加相應(yīng)邊界條件，結(jié)合礦山現(xiàn)場(chǎng)實(shí)測(cè)最大水平主應(yīng)力、最小水平主應(yīng)力的方向及函數(shù)關(guān)系，計(jì)算形成整體模型的三維初始地應(yīng)力場(chǎng)，如圖3所示。

圖2 三維工程地質(zhì)模型圖Fig.2 3D engineering geological model map

圖3 采場(chǎng)地應(yīng)力分布圖(單位：Pa)Fig.3 In-situ stress distribution map of stope(Unit:Pa)

圖3分別給出了研究區(qū)域巖體數(shù)值模擬得出的地應(yīng)力場(chǎng)三向應(yīng)力云圖：1)最大水平主應(yīng)力沿礦體走向(即X方向)；2)最小水平主應(yīng)力垂直于礦體走向方向(即Y方向)；3)豎向應(yīng)力沿豎直方向(即Z方向)。

3 模擬結(jié)果監(jiān)測(cè)方案設(shè)計(jì)

為了更清晰地展示不同工程巖體質(zhì)量等級(jí)采場(chǎng)中采用頂板支護(hù)方案前后治理效果，在采場(chǎng)頂板典型區(qū)域選取應(yīng)力、位移監(jiān)測(cè)點(diǎn)，對(duì)模擬采場(chǎng)開采后上部頂板應(yīng)力、位移等進(jìn)行實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)[10]，最大程度反映不同巖體質(zhì)量等級(jí)采場(chǎng)頂板的支護(hù)效果。選取的監(jiān)測(cè)點(diǎn)主要集中在采場(chǎng)頂板上部位置，具體監(jiān)測(cè)點(diǎn)見圖4。

圖4 頂板支護(hù)監(jiān)測(cè)方案示意圖Fig.4 Schematic diagram of roof support monitoring scheme

4 數(shù)值模擬分析結(jié)果

4.1 不同巖體等級(jí)采場(chǎng)頂板應(yīng)力分析

3號(hào)采場(chǎng)開采現(xiàn)狀與采用短錨索+樹脂錨桿進(jìn)行頂板支護(hù)后的最大主應(yīng)力分布如圖5所示。

圖5 3號(hào)采場(chǎng)頂板支護(hù)前后最大主應(yīng)力分布圖Fig.5 Distribution of maximum principal stress before and after roof support in No.3 stope

通過圖5(a)可知，3號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后，在開挖區(qū)域形成空區(qū)，周圍應(yīng)力重新分布，該區(qū)域的應(yīng)力轉(zhuǎn)移至周邊圍巖中。采場(chǎng)底角區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大主應(yīng)力達(dá)到16.5 MPa，在采場(chǎng)頂板及底板出現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，拉應(yīng)力極值為0.177 MPa。由于回采結(jié)束后還未及時(shí)進(jìn)行充填，導(dǎo)致采場(chǎng)頂板受到拉應(yīng)力，較容易破壞。

通過圖5(b)可知，3號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后進(jìn)行支護(hù)，回采結(jié)束后，在采場(chǎng)周圍應(yīng)力重新分布，在采場(chǎng)底角區(qū)域最大主應(yīng)力值16.7 MPa，應(yīng)力重新分布規(guī)律與未支護(hù)工況較為一致，但在支護(hù)后，采場(chǎng)頂板區(qū)域拉應(yīng)力極值為0.112 MPa，比未支護(hù)狀態(tài)降低了36.7%，短錨索+樹脂錨桿支護(hù)使Ⅲ級(jí)巖體質(zhì)量采場(chǎng)頂板的安全性明顯改善。

8號(hào)采場(chǎng)開采現(xiàn)狀與采用長(zhǎng)錨索+樹脂錨桿進(jìn)行頂板支護(hù)后的最大主應(yīng)力分布如圖6所示。

通過圖6(a)可知，8號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后，在開挖區(qū)域形成空區(qū)，周圍應(yīng)力重新分布，該區(qū)域的應(yīng)力轉(zhuǎn)移至周邊圍巖中。采場(chǎng)底角區(qū)域出現(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象，最大主應(yīng)力達(dá)到15.4 MPa，在采場(chǎng)頂板及底板出現(xiàn)拉應(yīng)力狀態(tài)，拉應(yīng)力極值為0.096 MPa。由于回采結(jié)束后還未及時(shí)進(jìn)行充填，導(dǎo)致采場(chǎng)頂板受到拉應(yīng)力，較容易破壞。

通過圖6(b)可知，8號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后進(jìn)行支護(hù)，回采結(jié)束后，在采場(chǎng)周圍應(yīng)力重新分布，在采場(chǎng)底角區(qū)域最大主應(yīng)力值16.0 MPa，應(yīng)力重新分布規(guī)律與未支護(hù)工況較為一致，但在支護(hù)后，采場(chǎng)頂板區(qū)域拉應(yīng)力極值為0.062 MPa，比未支護(hù)狀態(tài)降低了35.4%，長(zhǎng)錨索+樹脂錨桿支護(hù)使Ⅳ級(jí)巖體質(zhì)量采場(chǎng)頂板的安全性明顯改善。

圖6 8號(hào)采場(chǎng)頂板支護(hù)前后最大主應(yīng)力分布圖Fig.6 Distribution of maximum principal stress before and after roof support in No.8 stope

4.2 不同巖體等級(jí)采場(chǎng)頂板位移分析

圖7～8為3號(hào)采場(chǎng)現(xiàn)狀與支護(hù)后的總位移分布圖及監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移分布圖。

圖7 3號(hào)采場(chǎng)總位移分布圖Fig.7 Distribution of total displacement of No.3 stope

監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置在采場(chǎng)中間，距離頂板0.3 m處，監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移顯示，現(xiàn)場(chǎng)未支護(hù)工況變形量為82 mm，支護(hù)后變形量為65 mm，支護(hù)后能夠降低頂板位移量20.7%，支護(hù)后降低頂板位移量，起到一定的保護(hù)作用。

圖9～10為8號(hào)采場(chǎng)現(xiàn)狀與支護(hù)后的總位移分布圖及監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移分布圖。

圖8 3號(hào)采場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)計(jì)算時(shí)步與變形量分布圖Fig.8 Calculation time step and deformation distribution of monitoring points in No.3 stope

圖9 8號(hào)采場(chǎng)總位移分布圖Fig.9 Distribution of total displacement of No.8 stope

圖10 8號(hào)采場(chǎng)監(jiān)測(cè)點(diǎn)計(jì)算時(shí)步與變形量分布圖Fig.10 Calculation time step and deformation distribution of monitoring points in No.8 stope

監(jiān)測(cè)點(diǎn)設(shè)置在采場(chǎng)中間，距離頂板0.3 m處，監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移顯示，現(xiàn)場(chǎng)未支護(hù)工況變形量為29 mm，支護(hù)后變形量為15 mm，支護(hù)后能夠降低頂板位移量48.3%。通過在采場(chǎng)頂板施工18 m長(zhǎng)錨索支護(hù)方式，能夠較好控制頂板位移量，保證采場(chǎng)作業(yè)生產(chǎn)安全。

4.3 不同巖體等級(jí)采場(chǎng)頂板塑性區(qū)分布分析

圖11、12為3號(hào)采場(chǎng)現(xiàn)狀與支護(hù)之后的塑性區(qū)分布圖與采場(chǎng)支護(hù)軸力圖。

圖11 3號(hào)采場(chǎng)塑性區(qū)分布圖Fig.11 Distribution of plastic area in No.3 stope

圖12 3號(hào)采場(chǎng)支護(hù)軸力圖Fig.12 Support axial force diagram of No.3 stope

由圖11～12可見，3號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后應(yīng)力釋放，導(dǎo)致采場(chǎng)周圍出現(xiàn)大量剪切破壞，在頂板出現(xiàn)塑性區(qū)較多，形成應(yīng)力拱，采場(chǎng)底板也產(chǎn)生大量塑性區(qū)破壞。在采用6 m錨索+樹脂錨桿支護(hù)以后，塑性區(qū)范圍較未支護(hù)條件下明顯減少，錨索上部軸力達(dá)到39.8 kN，錨索承受較大的拉力，回采結(jié)束后頂板產(chǎn)生的拉應(yīng)力主要由錨索承擔(dān)。

圖13、14為8號(hào)采場(chǎng)現(xiàn)狀與支護(hù)之后的塑性區(qū)分布圖與采場(chǎng)支護(hù)軸力圖。

圖13 8號(hào)采場(chǎng)塑性區(qū)分布圖Fig.13 Distribution of plastic area in No.8 stope

圖14 8號(hào)采場(chǎng)支護(hù)軸力圖Fig.14 Support axial force diagram of No.8 stope

由圖13、14可見，8號(hào)采場(chǎng)礦體開挖后應(yīng)力釋放，導(dǎo)致采場(chǎng)周圍出現(xiàn)大量剪切破壞，在頂板出現(xiàn)塑性區(qū)較多，形成應(yīng)力拱，在礦柱區(qū)域出現(xiàn)大量剪切破壞。在采用18 m長(zhǎng)錨索+樹脂錨桿支護(hù)以后，采場(chǎng)周邊剪切破壞和塑性區(qū)分布范圍明顯減小。錨索上部軸力達(dá)到41 kN，錨索承受較大的拉力，回采結(jié)束后頂板產(chǎn)生的拉應(yīng)力主要由錨索承擔(dān)。

5 結(jié)論

1)根據(jù)上向水平分層充填采場(chǎng)頂板巖體質(zhì)量等級(jí)結(jié)合現(xiàn)場(chǎng)工程需要，初步確定采場(chǎng)不同區(qū)域適宜相應(yīng)巖體級(jí)別的頂板支護(hù)參數(shù)，通過模擬分析可檢驗(yàn)初選參數(shù)合理性和支護(hù)加固作用有效性。

2)通過數(shù)值模擬計(jì)算對(duì)采場(chǎng)頂板支護(hù)前后相關(guān)參數(shù)進(jìn)行對(duì)比分析，采場(chǎng)頂板區(qū)域支護(hù)后拉應(yīng)力值比未支護(hù)時(shí)降低約35%，支護(hù)作業(yè)最大可降低頂板位移量48.3%，支護(hù)后頂板塑性區(qū)范圍明顯減少。

3)Ⅲ級(jí)巖體頂板區(qū)域采用短錨索+樹脂錨桿支護(hù)，Ⅳ級(jí)巖體頂板區(qū)域采用長(zhǎng)錨索+樹脂錨桿支護(hù)可有效控制頂板變形。錨索錨桿聯(lián)合支護(hù)提高了采場(chǎng)頂板的安全性，有效保障采場(chǎng)內(nèi)部作業(yè)安全。