盧西洲，王文杰，賈穩(wěn)宏，寇永淵，周英豪，王康偉

（1.武漢科技大學(xué)資源與環(huán)境工程學(xué)院，湖北 武漢 430081；2.金川集團(tuán)股份有限公司三礦區(qū)，甘肅 金昌 737100；3.金川集團(tuán)股份有限公司二礦區(qū)，甘肅 金昌 737100）

合理的回采進(jìn)路參數(shù)是確保下向進(jìn)路膠結(jié)充填法在深部采場(chǎng)實(shí)現(xiàn)安全高效產(chǎn)出的關(guān)鍵［1］。目前，眾多學(xué)者針對(duì)進(jìn)路寬度開(kāi)展了大量理論研究，其中最主要的方法為理論分析和數(shù)值模擬［2-5］。為使金川二礦區(qū)深部采場(chǎng)在高應(yīng)力、強(qiáng)擾動(dòng)、礦巖破碎及上覆大體積充填體等復(fù)雜開(kāi)采環(huán)境下實(shí)現(xiàn)效益最大化，本文以采場(chǎng)安全生產(chǎn)為前提，借助理論分析和數(shù)值模擬，研究了在現(xiàn)有基礎(chǔ)上進(jìn)一步提高回采進(jìn)路斷面參數(shù)的可行性，進(jìn)而選取合理的回采進(jìn)路參數(shù)，提高深部采場(chǎng)的經(jīng)濟(jì)效益。

1 工程概況

金川二礦區(qū)是金川集團(tuán)公司的主力礦山，位于甘肅省金昌市龍首山東端北側(cè)，為特大鎳銅礦床，采用“豎井+斜坡道”聯(lián)合開(kāi)拓和機(jī)械化下向分層水平進(jìn)路膠結(jié)充填采礦法，礦脈平均厚度98 m，傾角60°～75°，采場(chǎng)進(jìn)路寬度5 m，分層高度4 m。隨著開(kāi)采深度不斷下降，當(dāng)回采至850 m中段時(shí)，開(kāi)采深度達(dá)到1 000 m，上覆充填體厚度也超過(guò)300 m，如圖1所示［6］。“三高一擾”、大體積充填體及破碎圍巖等更加惡劣的工程地質(zhì)條件對(duì)深部采場(chǎng)安全造成較大威脅。

圖1 金川二礦區(qū)開(kāi)采現(xiàn)狀示意圖

2 回采進(jìn)路參數(shù)初選

2.1 人工假頂受力分析

由普氏拱理論可知，深部采場(chǎng)上覆大體積充填體的載荷主要由進(jìn)路空區(qū)上方自然形成的壓力拱承擔(dān)，人工假頂主要承受壓力拱下的充填體自重，通過(guò)彈塑性理論和三角塌落拱分別計(jì)算人工假頂上覆均布荷載。

2.1.1 彈塑性理論

由彈塑性理論可知，進(jìn)路空區(qū)迫使充填體應(yīng)力重新分布形成拱形塑性區(qū)［7］，如圖2所示。人工假頂主要承受拱形塑性區(qū)內(nèi)充填體自重，故而人工假頂均布荷載可由式（1）計(jì)算得出。

圖2 頂板塑性區(qū)示意圖

式中R0為開(kāi)采半徑，m；L為進(jìn)路寬度，m；H1為分層高度，m；P0為垂直自重應(yīng)力，kPa；γ1為充填體容重，kN／m3；H2為上覆充填體厚度，m；γ2為上覆巖層容重，kN／m3；H3為地表至充填體上表面的高度，m；Rp為塑性區(qū)半徑，m；c為充填體內(nèi)聚力，kPa；φ為充填體內(nèi)摩擦角，（°）；q1為人工假頂荷載，kPa。

2.1.2 三角塌落拱

基于塌落拱理論，進(jìn)路開(kāi)挖后，人工假頂上覆充填體可能出現(xiàn)近似三角形載荷［8］，如圖3所示。充填體塌落高度及假頂均布荷載可由式（2）計(jì)算得出。

圖3 三角塌落拱示意圖

式中H4為塌落拱高度，m；q2為假頂均布荷載，kPa；h為人工假頂厚度，m；b為進(jìn)路的單位長(zhǎng)度，m；s為三角形面積，m2。

2.2 進(jìn)路寬度理論計(jì)算

對(duì)于下向進(jìn)路膠結(jié)充填采礦法，人工假頂?shù)姆€(wěn)定性是確?；夭蛇M(jìn)路安全生產(chǎn)的重要前提［9］。針對(duì)金川二礦區(qū)深部采場(chǎng)現(xiàn)有回采進(jìn)路參數(shù)及約束條件，分別選取簡(jiǎn)支梁理論和薄板理論對(duì)進(jìn)路寬度進(jìn)行分析。

2.2.1 簡(jiǎn)支梁理論

由于充填體的隔離作用，水平應(yīng)力對(duì)人工假頂?shù)淖饔煤苄?，人工假頂在受到均布荷載作用時(shí)，其兩端承受的彎矩可以忽略，人工假頂只承受垂直均布荷載的作用，可將進(jìn)路頂板視為不同邊界條件的梁結(jié)構(gòu)。隨著進(jìn)路開(kāi)挖，當(dāng)進(jìn)路空區(qū)頂板長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于進(jìn)路寬度時(shí)，依據(jù)彈塑性理論，可將進(jìn)路空區(qū)頂板視為兩端簡(jiǎn)支梁力學(xué)模型［10］，如圖4所示。

圖4 簡(jiǎn)支梁力學(xué)模型

在保證人工假頂安全穩(wěn)定的前提下，人工假頂內(nèi)的最大拉應(yīng)力應(yīng)小于其抗拉強(qiáng)度，故回采進(jìn)路的極限寬度可由式（3）計(jì)算得到：

式中δ1max為人工假頂最大拉應(yīng)力，kPa；q為人工假頂均布荷載，kPa；l為進(jìn)路寬度的一半，m；δt為人工假頂抗拉強(qiáng)度，kPa。

2.2.2 薄板理論

根據(jù)彈性力學(xué)理論，當(dāng)進(jìn)路長(zhǎng)度遠(yuǎn)大于進(jìn)路寬度、且人工假頂厚度與進(jìn)路寬度之比不大于1／5時(shí)，可將人工假頂視為由彈性介質(zhì)組成的薄板，并利用薄板撓度進(jìn)行理論計(jì)算［11］。沿頂板長(zhǎng)軸方向取單位長(zhǎng)度，建立力學(xué)模型并進(jìn)行受力分析，如圖5所示。

圖5 薄板力學(xué)模型

由薄板理論可知，當(dāng)x∈（-l，l）時(shí)，假頂彎矩在x＝0處有極值，且所受最大拉力必然在承載層下表面O處，回采進(jìn)路的極限寬度可由式（4）計(jì)算得出：

式中μ為承載層的泊松比；Ej為進(jìn)路側(cè)幫的彈性模量，kPa；EL為人工假頂?shù)膹椥阅Ａ?，kPa。

2.3 計(jì)算結(jié)果

彈塑性理論和三角塌落拱計(jì)算出的頂板均布荷載均與進(jìn)度寬度有關(guān)，故將其表達(dá)式分別代入簡(jiǎn)支梁和薄板理論計(jì)算進(jìn)路寬度的公式中，分別計(jì)算分層高度H1為4.0 m、4.5 m、5.0 m時(shí)的回采進(jìn)路極限寬度，結(jié)果見(jiàn)表1。

表1 回采進(jìn)路寬度計(jì)算結(jié)果

由式（3）和式（4）可知，簡(jiǎn)支梁理論計(jì)算回采進(jìn)路極限寬度時(shí)僅考慮人工假頂厚度和均布荷載的影響，而薄板理論多考慮了分層高度的影響，故而薄板理論的計(jì)算結(jié)果更真實(shí)可靠；在計(jì)算人工假頂均布荷載時(shí)，彈塑性理論比塌落拱理論多考慮了分層高度對(duì)頂板均布荷載的影響，因此，塌落拱理論的計(jì)算結(jié)果更可信。最終選取彈塑性理論和薄板理論為進(jìn)路極限寬度的理論計(jì)算依據(jù)，為確保人工假頂?shù)陌踩€(wěn)定，選取的回采進(jìn)路寬度為L(zhǎng)＜7.07 m。

3 數(shù)值模擬與分析

3.1 數(shù)值計(jì)算方案

以金川二礦區(qū)850 m水平中段礦體開(kāi)采為研究對(duì)象，由表1得出回采進(jìn)路極限寬度為L(zhǎng)＜7.07 m，故取回采進(jìn)路寬度最大為7 m，并結(jié)合現(xiàn)有分層高度4 m、進(jìn)路寬度5 m，分別取分層高度為4.0 m、4.5 m、5.0 m，進(jìn)路寬度為5 m、6 m、7 m，共設(shè)計(jì)9組試驗(yàn)，見(jiàn)表2。

表2 數(shù)值模擬試驗(yàn)方案

3.2 計(jì)算參數(shù)與初始條件

根據(jù)地質(zhì)資料，采場(chǎng)下盤(pán)圍巖主要為大理巖，上盤(pán)為超基性巖和大理巖，上覆頂板為充填體。數(shù)值模擬選用的巖體力學(xué)參數(shù)見(jiàn)表3。

表3 金川二礦區(qū)巖體力學(xué)參數(shù)

依據(jù)金川二礦區(qū)深部地應(yīng)力分布規(guī)律，選取的地應(yīng)力條件為：

式中σH為水平最大主應(yīng)力，MPa；H為距地表標(biāo)高，m；σh為水平最小主應(yīng)力，MPa；σv為垂直應(yīng)力，MPa。

3.3 計(jì)算結(jié)果分析

結(jié)合金川二礦區(qū)深部采場(chǎng)回采進(jìn)路布置形式，確保無(wú)軌化設(shè)備的正常運(yùn)行，盤(pán)區(qū)內(nèi)分層高度一般為定值，而進(jìn)路寬度會(huì)略有變化，故本次數(shù)值模擬主要選取分層高度相同的方案，分析不同進(jìn)路寬度對(duì)采場(chǎng)穩(wěn)定性的影響，由于分層高度有3種取值，為避免贅述，本文取其中值，即選取分層高度為4.5 m，進(jìn)路寬度分別為5 m、6 m、7 m（方案2、5、8）對(duì)進(jìn)路斷面的應(yīng)力、位移分布云圖進(jìn)行分析，并結(jié)合所有方案的安全系數(shù)、應(yīng)力位移監(jiān)測(cè)結(jié)果及回采效率對(duì)回采進(jìn)路參數(shù)進(jìn)行優(yōu)選。

3.3.1 應(yīng)力場(chǎng)分析

圖6為不同進(jìn)路寬度斷面的最大主應(yīng)力分布云圖。由圖6可知：①進(jìn)路開(kāi)挖會(huì)引起采場(chǎng)兩端上下出現(xiàn)壓應(yīng)力集中，其最大值為68 MPa，而在進(jìn)路兩幫和頂板出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力釋放區(qū)域。②采場(chǎng)壓應(yīng)力的最大值隨著進(jìn)路寬度增加而增大，壓應(yīng)力的最小值隨著進(jìn)路寬度增加而減小。③隨著進(jìn)路寬度增加，進(jìn)路頂板應(yīng)力釋放區(qū)域呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，說(shuō)明進(jìn)路寬度6 m時(shí)，進(jìn)路開(kāi)挖對(duì)頂板壓應(yīng)力分布的影響要明顯低于其他進(jìn)路寬度。

圖6 不同進(jìn)路寬度下最大主應(yīng)力分布圖

圖7為不同進(jìn)路寬度斷面的最小主應(yīng)力分布云圖。由圖7可知：①進(jìn)路開(kāi)挖導(dǎo)致進(jìn)路兩幫和頂?shù)装宄霈F(xiàn)拉應(yīng)力，且進(jìn)路頂板和兩幫的拉應(yīng)力區(qū)域分布較廣。②采場(chǎng)拉應(yīng)力最大值隨著進(jìn)路寬度增加而增大，且頂?shù)装寮皟蓭屠瓚?yīng)力最大值仍小于其抗拉強(qiáng)度，采場(chǎng)穩(wěn)定性相對(duì)較好。③隨著進(jìn)路寬度增加，進(jìn)路頂板和兩幫拉應(yīng)力集中區(qū)域呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，說(shuō)明進(jìn)路寬度6 m時(shí)，進(jìn)路開(kāi)挖對(duì)頂板拉應(yīng)力分布的影響要明顯低于其他進(jìn)路寬度。

圖7 不同進(jìn)路寬度下最小主應(yīng)力分布圖

3.3.2 位移分析

圖8為不同進(jìn)路寬度斷面的垂直位移分布云圖。由圖8可知：①進(jìn)路開(kāi)挖會(huì)引起進(jìn)路頂板下沉和底板底鼓現(xiàn)象。②采場(chǎng)頂板最大沉降位移發(fā)生在上一分層的充填體頂板，且頂板最大沉降位移隨著進(jìn)路寬度增加而增大，最大值為185 mm；進(jìn)路直接頂?shù)某两滴灰埔搽S著進(jìn)路寬度增加而增大。③底板最大底鼓量發(fā)生在采場(chǎng)中部的進(jìn)路底部，且最大底鼓量隨著進(jìn)路寬度增加而小幅度增大，最大值為50 mm。

圖8 不同進(jìn)路寬度下垂直位移圖

3.3.3 平均屈服率分析

巖體在開(kāi)挖擾動(dòng)后，空區(qū)周邊圍巖及充填體將進(jìn)入塑性狀態(tài)，其強(qiáng)度和承載能力將大大降低，因此塑性區(qū)的大小是判斷采場(chǎng)穩(wěn)定性的重要因素。為避免斷面尺寸和回采進(jìn)路數(shù)不同造成的影響，引入平均屈服率，即圍巖和充填體的塑性區(qū)體積之和與開(kāi)采體積之比，從而更加真實(shí)反應(yīng)圍巖和充填體的破壞情況。各方案平均屈服率見(jiàn)表4。從表4可知，分層高度4.0 m時(shí)，其塑性區(qū)體積隨著進(jìn)路寬度增大而增大，平均屈服率也隨著進(jìn)路寬度增大而增大；分層高度4.5 m及5.0 m時(shí)，塑性區(qū)體積隨著進(jìn)路寬度增大呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)，平均屈服率也隨著進(jìn)路寬度增大而呈現(xiàn)先減小后增大的變化趨勢(shì)。進(jìn)路寬度不變時(shí)，塑性區(qū)體積隨著分層高度增大而增大，進(jìn)路寬度5 m或7 m時(shí)，平均屈服率也隨著分層高度增大而增大；進(jìn)路寬度6 m時(shí)，平均屈服率隨著分層高度增大呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢(shì)。

表4 各方案平均屈服率

3.3.4 安全系數(shù)

基于強(qiáng)度折減法，對(duì)巖體的內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角按式（6）依次進(jìn)行折減，直至極限平衡狀態(tài)，此時(shí)的折減系數(shù)即為安全系數(shù)。采用強(qiáng)度折減法對(duì)9組方案的安全系數(shù)進(jìn)行折減，并以塑形區(qū)貫通為失穩(wěn)判據(jù)，得出9組方案的安全系數(shù)依次為：1.3，1.3，1.1，1.2，1.2，1.1，1.1，1.0，1.0。

式中c＇為折減后內(nèi)聚力，kPa；Fs為折減系數(shù)；φ＇為折減后內(nèi)摩擦角，（°）。

3.3.5 方案優(yōu)選

為保證采場(chǎng)穩(wěn)定性，對(duì)安全系數(shù)不小于1.2的方案（即方案1、2、4、5）繼續(xù)優(yōu)選。對(duì)比不同方案的監(jiān)測(cè)結(jié)果可知，方案1、2、4、5的采場(chǎng)最大拉應(yīng)力分別為0.53 MPa、0.48 MPa、0.56 MPa、0.56 MPa，人工假頂下沉位移分別為3.99 cm、2.96 cm、5.42 cm、4.74 cm。采場(chǎng)頂板的抗拉強(qiáng)度為0.6 MPa，方案1、2、4、5的拉應(yīng)力均小于其抗拉強(qiáng)度，滿(mǎn)足進(jìn)路安全回采的需要。方案1、2與方案4、5的頂板沉降位移差值均在1 cm左右，而方案1、4與方案2、5的頂板沉降位移差值均在1.5 cm左右，整體上頂板沉降位移沿分層高度和進(jìn)路寬度的變化量相對(duì)較小。綜上所述，方案1、2、4、5的斷面參數(shù)均能確保進(jìn)路的安全回采，為更好地?cái)U(kuò)大深部采場(chǎng)經(jīng)濟(jì)效益，結(jié)合進(jìn)路斷面參數(shù)越大回采效率越高、同時(shí)回采進(jìn)路數(shù)少、便于安全管理等角度，選取方案5為優(yōu)化方案，即進(jìn)路寬度6 m、分層高度4.5 m。

4 工業(yè)試驗(yàn)

根據(jù)現(xiàn)場(chǎng)施工條件，為接頂?shù)男枰?，金川二礦區(qū)934 m分段（隸屬于850 m中段）Ⅳ盤(pán)采場(chǎng)的部分進(jìn)路高度達(dá)到4.5 m，并將其進(jìn)路寬度控制為6 m，進(jìn)行方案5進(jìn)路參數(shù)的現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)?；夭蛇M(jìn)路采用下向進(jìn)路膠結(jié)充填法開(kāi)采，采用灰砂比1∶4、質(zhì)量濃度78%的水泥、棒磨砂高濃度料漿進(jìn)行充填。進(jìn)路回采結(jié)束后，進(jìn)路頂板整體穩(wěn)定性較好；進(jìn)路側(cè)幫在被揭露后未發(fā)生明顯滑移和垮塌現(xiàn)象。綜上所述，優(yōu)化后的進(jìn)路參數(shù)能夠較好地保持進(jìn)路兩幫和頂板的穩(wěn)定性，能在確?；夭蛇M(jìn)路安全生產(chǎn)的同時(shí)、增大采場(chǎng)的經(jīng)濟(jì)效益和生產(chǎn)能力。

5 結(jié) 論

1）通過(guò)彈塑性理論和塌落拱理論得出人工假頂承載的均布荷載計(jì)算公式，并利用簡(jiǎn)支梁理論和薄板理論計(jì)算得出金川二礦大體積充填體下回采進(jìn)路在分層高度為4.0 m、4.5 m、5.0 m條件下極限寬度為7.07 m。

2）基于數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)不同方案的應(yīng)力、位移、平均屈服率及安全系數(shù)進(jìn)行分析，并綜合考慮回采效率最大化，金川二礦大體積充填體下進(jìn)路膠結(jié)充填法的回采進(jìn)路寬度可取6 m、分層高度可取4.5 m。