嚴鵬　陳紹民　黃敏　黃志國　張寶

摘要：合理的結構參數(shù)對維護采場穩(wěn)定、提高單個采場產能、降低采切工程量具有重要意義。以蒙庫鐵礦為研究對象，利用巖體遙測與結構分析系統(tǒng)Sirovision對采場頂板、側幫及上盤圍巖節(jié)理面進行調查和數(shù)字化識別，獲取采場節(jié)理組的空間方位統(tǒng)計信息及優(yōu)勢節(jié)理產狀；基于Mathews穩(wěn)定圖解法對沿走向布置與垂直走向布置采場的頂板、側幫及上盤開展穩(wěn)定性分析，得到采場頂板、側幫及上盤的實際水力半徑和允許水力半徑的相關關系；采用數(shù)值分析方法，通過分析礦柱的位移、最大剪切應變率及采場的主應力等因素，確定了2種典型采場結構礦柱的最小安全厚度。研究結果表明：采場沿礦體走向布置時，當?shù)V體厚度小于20 m時，長度控制在40 m之內的采場穩(wěn)定性較好；采場垂直礦體走向布置時，礦體厚度不超過30 m，寬度小于25 m的采場穩(wěn)定性較好；對于沿走向布置的40 m×15 m典型采場，礦柱最小安全厚度為6 m；對于垂直走向布置的30 m×25 m典型采場，礦柱最小安全厚度為8 m。研究結果可為蒙庫鐵礦采場結構參數(shù)優(yōu)化提供依據，并能為國內外同類礦山采場結構設計提供參考。

關鍵詞：厚大礦體；Mathews穩(wěn)定圖解法；采場結構參數(shù)；數(shù)值分析；礦柱厚度

中圖分類號：TD35文章編號：1001-1277（2023）09-0046-08

文獻標志碼：Adoi：10.11792/hj20230908

引 言

中國經濟從高速增長階段轉變?yōu)楦哔|量發(fā)展階段，經濟結構的改變導致其對礦產資源的依賴程度增加，需要消耗大量的礦產資源來支撐［1］。然而，中國礦產資源整體開發(fā)利用率較低，存在一定程度的資源浪費現(xiàn)象，制約礦產資源開發(fā)向規(guī)?；?、集約化方向發(fā)展［2-3］。蒙庫鐵礦東段礦體總體走向SE—NW，傾向SW，傾角63°～85°，整體呈不連續(xù)分布，8#勘探線—18#勘探線礦體厚10～30 m，是典型的急傾斜厚大礦體。因此，結合礦山工程地質條件、工藝技術水平及現(xiàn)場工程布置等情況，從保障礦山生產能力、降低采礦成本、提高采礦效率及確保采場的穩(wěn)定性和安全性等方面出發(fā)，對厚大礦體合理采場結構參數(shù)的確定及優(yōu)化開展研究工作具有重要意義。

目前，國內外相關領域學者利用工程類比法、理論分析法和數(shù)值模擬法等方法，對采場結構參數(shù)的確定及優(yōu)化進行了豐富的研究［4-7］。其中，Mathews穩(wěn)定圖解法和數(shù)值模擬法因其實用性及準確性得到了廣泛應用［8- 9］。趙興東等［10］利用3種常見的巖體質量分級方法進行巖體質量分級綜合評價，采用Mathews穩(wěn)定圖解法對采場結構參數(shù)進行初步計算，在此基礎上借助數(shù)值模擬軟件對采場穩(wěn)定性進行分析，最終確定了最優(yōu)的采場結構參數(shù)。劉建東等［11］針對礦山開采過程中出現(xiàn)的地壓災害現(xiàn)象，通過理論計算、Mathews穩(wěn)定圖解法及數(shù)值模擬分析等方法對采場穩(wěn)定性進行綜合評價，得到合理的采場結構參數(shù)，確保高應力條件下礦體高效開采的穩(wěn)定性。郭進平等［12-13］為了解決礦體開采過程中采場頂板的穩(wěn)定性問題，應用Mathews穩(wěn)定圖解法對采場結構參數(shù)進行初步選擇，借助Flac3D軟件對采場結構參數(shù)進行針對性的分析，為礦山提供合理的采場結構參數(shù)。

本研究通過現(xiàn)場工程地質調查獲取采場不同區(qū)域內巖體分布特征，利用Q系統(tǒng)分級評價方法對礦（巖）體進行綜合評價，在此基礎上，結合Mathews穩(wěn)定圖解法對不同賦存條件下的礦體采場結構參數(shù)進行初步確定，利用Flac3D數(shù)值模擬軟件對采場穩(wěn)定性進行分析，最終確定合理的采場結構參數(shù)，并為類似礦山采場結構參數(shù)設計提供參考依據。

1 采場礦巖工程地質調查

采用三維數(shù)字攝影測量和巖體結構分析系統(tǒng)（Sirovision），對深度為500 m左右的礦體頂板、側幫及下盤圍巖典型區(qū)域進行節(jié)理裂隙掃描測量，統(tǒng)計節(jié)理裂隙分布規(guī)律并進行優(yōu)勢節(jié)理劃分，如圖1所示。根據調查結果，采場頂板礦巖巖組中控制性的節(jié)理產狀主要發(fā)育有2組：143°∠83°，39°∠76°；采場頂板為近水平狀（傾角取0°），產狀為221°∠0°。采場側幫的礦巖巖組中控制性的節(jié)理產狀主要發(fā)育有2組：143°∠83°，39°∠76°；采場側幫為豎直狀，產狀為221°∠90°。采場上盤圍巖均為變粒巖，變粒巖巖組中主要發(fā)育3組控制性節(jié)理：324°∠85°，111°∠74°，318°∠58°；采場上盤產狀與礦體產狀類似，取221°∠72°（取礦體平均傾角72°）。

根據Q系統(tǒng)分級評價方法［13］，對礦巖和變粒巖進行分級評價，Q值計算見式（1）：

式中：RQD為巖石質量指標；Jn為巖體的節(jié)理數(shù)；Jr為巖體的節(jié)理粗糙度系數(shù)；Ja為巖體的節(jié)理蝕變系數(shù)；Jw為節(jié)理滲水折減系數(shù)；SRF為應力折減系數(shù)。

根據Q系統(tǒng)參數(shù)評分表，并結合礦巖節(jié)理裂隙的實際調查結果，礦巖和變粒巖的評價結果如表1所示。

2 計算采場穩(wěn)定性系數(shù)

本文基于Mathews穩(wěn)定圖解法設計采場結構參數(shù)，Mathews穩(wěn)定圖解法是預測采場穩(wěn)定性的實用方法，在工程中得到了廣泛應用。Mathews穩(wěn)定圖解法設計過程以穩(wěn)定系數(shù)和水力半徑的計算為基礎，根據這2個因子將采場劃分為穩(wěn)定區(qū)、無支護過渡區(qū)、支護穩(wěn)定區(qū)、支護過渡區(qū)和崩落區(qū)。

穩(wěn)定性系數(shù)反映了在一定應力條件下巖體的自穩(wěn)能力，其計算見式（2）：

式中：N為穩(wěn)定性系數(shù)；Q′為修正的Q值；A為巖石應力系數(shù)；B為節(jié)理方位系數(shù)；C為重力調整系數(shù)。

水力半徑考慮了單獨采場暴露表面的尺寸和形狀，水力半徑可用表面積與暴露面周長的比值來表示，計算見式（3）：

式中：HR為水力半徑（m）；l為采場的長度（m）；h為采場的寬度或高度（m）。

Mathews穩(wěn)定性系數(shù)與水力半徑之間的關系如圖2所示，通過該圖來確定容許的水力半徑。

1）Q′值的計算。Mathews穩(wěn)定圖解法使用修正后的NGI隧道質量指標值Q′，Q′值的計算見式（4）：

根據表1，可計算出礦巖和變粒巖的Q′值分別為30.67和19.78。

2）系數(shù)A、B、C的計算。巖石應力系數(shù)A與完整巖體的單軸抗壓強度和平行開挖面的最大誘導應力的比值呈線性關系。A值為0.1～1.0，其值可根據圖3-a）確定。結合室內巖石力學試驗及現(xiàn)場應力測試得到礦巖及變粒巖的值分別為8.12，7.47，結合圖3-a），可以確定礦巖及變粒巖的巖石應力系數(shù)A的取值分別為0.79，0.72。

節(jié)理方位系數(shù)B受不連續(xù)面的影響，其值可根據控制性節(jié)理與采場表面的相對方位確定（如圖3-b）所示）。根據前述的地質調查結果，可以得到采場節(jié)理方位系數(shù)B的計算結果如表2所示。

結合最不利原則，進行采場穩(wěn)定性分析時，頂板取B=0.91（礦巖）；側幫取B=0.20（礦巖）；上盤取B=0.70（變粒巖）。

重力調整系數(shù)C考慮了重力對采場暴露表面崩落、滑落等穩(wěn)定性的影響（如圖3-c）所示），重力調整系數(shù)和采場表面傾角的關系式為：

C=8-6cos α （5）

式中：α為采場工作面傾角（°）。

根據采場頂板、側幫及上盤的產狀，通過式（5）可計算出重力調整系數(shù)C的值分別為2.0，8.0，6.2。

根據式（2）及上述系數(shù)的取值，得到相關的參數(shù)及計算結果見表3。由表3可知，采場頂板、側幫及上盤的穩(wěn)定性系數(shù)N分別為45.91，38.66，61.81。

3 采場結構參數(shù)設計

根據蒙庫鐵礦東段500 m以上采場實際布置情況，并結合礦體的賦存條件，采用Mathews穩(wěn)定圖解法分析采場穩(wěn)定性。現(xiàn)場工程地質調查結果表明，蒙庫鐵礦東段500 m以上礦體直接圍巖以變粒巖為主，夾少量石榴子石，礦體主要為磁鐵礦或塊狀石榴子石磁鐵礦。

礦體500 m中段采用階段空場采礦法開采，階段高度為50 m，當?shù)V體厚度小于20 m時，采場沿礦體走向布置，當?shù)V體厚度大于20 m時，采場垂直礦體走向布置。

3.1 沿礦體走向布置

當采場沿礦體走向布置時，根據水力半徑的計算方法，得出不同采場結構參數(shù)下采場頂板的水力半徑，以及采場側幫及上盤水力半徑，計算結果分別如圖4、表4及表5所示。

由圖4可知，當?shù)V體厚度小于20 m，采場長度小于40 m時，采場頂板最大水力半徑僅為6.67 m，小于頂板穩(wěn)定區(qū)的允許水力半徑11.2 m，表明采場頂板的穩(wěn)定性較好；同理，根據表4、表5可以看出，采場側幫的最大水力半徑為6.67 m及上盤的最大水力半徑為10 m，也都小于它們穩(wěn)定區(qū)的允許水力半徑10.51 m和12.52 m。因此，當?shù)V體厚度小于20 m時，采場沿礦體走向布置，當采場長度控制在40 m之內，穩(wěn)定性較好，能確保開采時采場安全。

3.2 垂直礦體走向布置

當采場垂直礦體走向布置時，根據水力半徑的計算方法，得出不同采場結構參數(shù)下采場頂板水力半徑，以及采場側幫及上盤水力半徑，計算結果如圖5、表6及表7所示。

根據Mathews穩(wěn)定圖解法采場頂板容許水力半徑的計算，穩(wěn)定區(qū)的水力半徑小于11.2 m，由圖5可知，當?shù)V體厚度小于30 m時，寬度為25 m的采場對應的水力半徑為6.82 m，表明采場頂板穩(wěn)定性較好；高度為40 m，礦體厚度小于30 m的采場側幫最大水力半徑為8.57 m，小于側幫穩(wěn)定區(qū)允許的水力半徑10.51 m；而寬度小于25 m的采場上盤最大水力半徑為7.69 m，小于上盤穩(wěn)定區(qū)允許的水力半徑12.52 m。因此，采場垂直礦體走向布置，長度小于25 m采場，其頂板、側幫及上盤的穩(wěn)定性均較好，能確保開采時采場安全。

4 礦柱寬度設計

在礦巖質量分級基礎上采用Mathews穩(wěn)定圖解法，通過考慮采場頂板、側幫及上盤的穩(wěn)定性，得到了采場安全回采的結構參數(shù)。Mathews穩(wěn)定圖解法是一種經驗的參數(shù)選擇方法，盡管沒有考慮應力環(huán)境對采場結構參數(shù)的影響，但為采場結構參數(shù)選取提供了可供參考的范圍。本節(jié)基于Flac3D數(shù)值分析軟件，利用Mathews穩(wěn)定圖解法確定采場結構參數(shù)，確定合理的礦柱寬度。

4.1 數(shù)值模擬方案

根據采場布置形式選擇典型的采場參數(shù)，分析采場間礦柱的寬度。對于沿礦體走向布置采場，選擇的典型采場參數(shù)為40 m×15 m，如圖6-a）所示；垂直走向布置的采場，選擇的典型采場參數(shù)為30 m×15 m，如圖6-b）所示。

運用巖體工程地質力學方法進行工程地質巖組劃分、巖體結構分類，結合巖體分級結果及原有資料綜合選取巖體力學參數(shù)，得到蒙庫鐵礦東段500 m以上礦體及圍巖的物理力學參數(shù)，如表8所示。

礦柱是決定采場穩(wěn)定狀態(tài)的重要結構單元，礦柱結構破壞必然引發(fā)采場力學狀態(tài)發(fā)生變化，影響整個采空區(qū)穩(wěn)定性。本次數(shù)值模擬方案在固定跨度條件下，通過研究不同礦柱厚度對應的采場及礦柱的穩(wěn)定性，進而確定礦柱最小安全厚度，分析方案如表9所示。

4.2 沿走向布置采場礦柱最小安全厚度的確定

位移是反應采場結構穩(wěn)定性的重要參數(shù)，采場某些區(qū)域的位移過大預示著這些區(qū)域很可能發(fā)生局部失穩(wěn)。不同厚度礦柱的位移云圖如圖7所示。當?shù)V柱厚度為8 m時，礦柱的最大位移為1.85 cm;礦柱厚度為6 m、4 m對應的最大位移分別為2.46 cm、3.97 cm。這表明，隨著礦柱厚度的減小，礦柱的最大位移逐漸增加，并且礦柱厚度越小，礦柱最大位移的增量越大。

最大剪切應變率則可反映采場中發(fā)生剪切破壞的區(qū)域，剪切應變率大的區(qū)域則形成剪切破壞帶。不同厚度礦柱的最大剪切應變率分布云圖如圖8所示。礦柱厚度為8 m時，礦柱表面絕大部分的剪切應變率處于隨機分布的狀態(tài)，礦柱整體剪切變形比較均勻，只有礦柱中間部位出現(xiàn)了剪切應變率較大的區(qū)域；礦柱厚度變?yōu)? m時，中間部位的剪切變形區(qū)域向礦柱頂?shù)撞繑U展，但是沒有形成連續(xù)的剪切變形條帶；隨著礦柱厚度的進一步降低，礦柱表面已經形成了連續(xù)的剪切變形條帶，整個礦柱的剪切變形呈現(xiàn)明顯的不均勻狀態(tài)，礦柱容易沿著形成的剪切變形條帶發(fā)生剪切破壞。

最大主應力和最小主應力的分布對于判斷采場穩(wěn)定性是至關重要的。采場的最大主應力分布云圖如圖9所示。由圖9可知：不同礦柱采場的最大主應力大小幾乎相同，分布十分相似，盡管礦柱側幫及采場側壁處都出現(xiàn)了拉應力，拉應力的最大值約為0.2 MPa，但都小于圍巖及礦石的抗拉強度，因而采場不會出現(xiàn)拉伸破壞。隨著礦柱厚度的不斷減小，礦柱的最小主應力呈逐漸增大的趨勢，如圖10所示。但6 m礦柱采場相較于8 m礦柱采場的最小主應力變化不大，而4 m礦柱采場的最小主應力卻有了較為明顯的增加，結合圖8-c）可知，4 m礦柱采場在較高的最小主應力下發(fā)生壓剪破壞的可能性增大。

綜上分析，6 m礦柱采場與8 m礦柱采場的最大位移、最大主應力及最小主應力的大小基本相同、分布大致相似，沒有表現(xiàn)出明顯的差異。盡管6 m礦柱采場的最大剪切應變率相較于8 m礦柱采場而言有了進一步的增加，但增加的幅度不大，沒有形成貫穿的剪切帶，可以認為6 m礦柱采場仍然處于穩(wěn)定狀態(tài)。而4 m礦柱采場的最大位移和最小主應力相較于6 m礦柱采場有了較為明顯的不同，并且4 m礦柱采場形成貫穿的剪切帶，據此可以得出，對于40 m×15 m的采場而言，礦柱的最小安全厚度為6 m。

4.3 垂直走向布置采場礦柱最小安全厚度確定

垂直走向布置時采場的最大位移分布云圖如圖11所示，最大位移總體也呈現(xiàn)出隨礦柱厚度變小最大位移增大的規(guī)律，并且礦柱厚度越小，礦柱最大位移的增量越大，這與沿走向布置采場的位移變化規(guī)律一致。最大剪切應變率的分布也表現(xiàn)出了由無序到規(guī)則的變化趨勢（如圖12所示），但6 m礦柱采場的剪切帶在礦柱頂?shù)滓呀洿笾滦纬?，雖未貫通，但剪切破壞的可能性很大。

采場最小主應力、最大主應力均隨礦柱厚度的減小呈現(xiàn)出增大的趨勢，并且增加的幅度較為明顯，如圖13、圖14所示。8 m礦柱采場的最大主應力為0.5 MPa，但未達到礦柱或者圍巖的最大抗拉強度，而6 m礦柱采場的最大主應力達到了0.6 MPa，非常接近礦柱或者圍巖的最大抗拉強度。結合圖12-c）分析可知，6 m礦柱采場很可能發(fā)生拉伸與剪切聯(lián)合破壞，處于不穩(wěn)定的臨界狀態(tài)。

綜上分析，垂直走向布置時，礦柱位移、最大剪切應變率及采場的最大、最小主應力都隨著礦柱厚度的變小而增大，但是6 m礦柱采場的頂部出現(xiàn)了較大范圍的剪切帶，并且采場周邊的最大拉應力接近于圍巖或礦體的抗拉強度，在回采過程中受到其他外力擾動，很有可能發(fā)生剪切或拉伸破壞，據此可以得出，對于30 m×25 m的采場而言，礦柱的最小安全厚度為8 m。

5 結 論

1）采用巖體結構分析系統(tǒng)對礦體頂板、側幫及下盤圍巖典型區(qū)域進行節(jié)理裂隙掃描測量，得到采場頂板的2組控制性節(jié)理產狀：143°∠83°，39°∠76°；采場側幫的2組控制性節(jié)理產狀：143°∠83°，39°∠76°；采場上盤圍巖的3組控制性節(jié)理產狀：324°∠85°，111°∠74°，318°∠58°。

2）基于Mathews穩(wěn)定圖解法針對沿走向布置與垂直走向布置采場的頂板、側幫及上盤開展穩(wěn)定性分析，采場沿礦體走向布置時，礦體厚度小于20 m，采場長度控制在40 m之內，穩(wěn)定性較好；采場垂直礦體走向布置時，礦體厚度不超過30 m，寬度小于25 m的采場，穩(wěn)定性較好。

3）通過分析礦柱的位移、最大剪切應變率及采場的主應力等因素，確定了2種典型采場結構的礦柱最小安全厚度。對于沿走向布置的40 m×15 m的典型采場，礦柱最小安全厚度為6 m；對于垂直走向布置的30 m×25 m的典型采場，礦柱最小安全厚度為8 m。

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Research on optimization of stope structure parameters of thick orebody

Yan Peng1，2 ，Chen Shaomin1，3，Huang Min1，4，Huang Zhiguo5，Zhang Bao4

（1.Zijin Mining Group Co.，Ltd.; 2.Guizhou Xinhengji Mining Industry Co.，Ltd.; 3.Fuyun Jinshan Mining & Metallurgy Co.，Ltd.; 4.Zijin （Changsha） Engineering Technology Co.，Ltd.;5.School of Earth Sciences，East China Institute of Technology）

Abstract：Reasonable structural parameters are of great significance to maintain stope stability，improving the productivity of a single stope，and reducing mining and cutting quantities.Taking Mengku Iron Mine as the research object，the rock mass telemetering and structural analysis system Sirovision are used to investigate and digitally identify the joint surface of the roof，side wall，and hanging wall of the stope，and obtain the spatial orientation statistical information and dominant joint occurrence of the stope joint group.Based on Mathews graphic method，the stability analysis is carried out for the roof，side wall and hanging wall of the stope arranged along the strike and perpendicular to strike，and the correlation between the actual hydraulic radius and the allowable hydraulic radius of the stope roof，side wall and hanging wall is obtained.The minimum safe thickness of pillar for two typical stope structures is determined by numerical analysis method through analyzing the displacement of pillar，maximum shear strain rate and main stress of stope.The analysis results show that when the stope is arranged along the strike of the ore body，the thickness of the orebody is less than 20 m，and the stope length is controlled within 40 m，the stability is good.When the stope is arranged perpendicular to the strike of the orebody，and the thickness of the ore body is not more than 30 m，the stope with a width of less than 25 m has good stability.For the 40 m×15 m typical stope arranged along the strike，the minimum safety thickness of the pillar is 6 m，and for the 30 m×25 m typical stope perpendicular to strike，the minimum safe thickness of the pillar is 8 m.The research results can provide a basis for the optimization of stope structure parameters of Mengku Iron Mine and can provide a reference for the design of stope structures of similar mines.

Keywords：thick orebody;Mathews graphic method;stope structural parameters;numerical analysis;pillar thickness

收稿日期：2023-03-25； 修回日期：2023-05-08

基金項目：福建省自然科學基金（2019J05039）；紫金礦業(yè)集團股份有限公司2022年第二批科技計劃項目（5401KY2022100003，2674KY2022100001，2674KY2022100002）

作者簡介：嚴 鵬（1986—），男，正高級工程師，碩士，從事金屬礦山安全高效開采及技術標準化方向的研究工作;E-mail：yan.peng@zijinmining.com