馬姣陽 陳生鑫 魏殿恩 張慶嵩

(1.華北理工大學(xué)礦業(yè)工程學(xué)院,河北 唐山 063210;2.河北省礦業(yè)開發(fā)與安全技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,河北 唐山 063210;3.北京科技大學(xué)土木與資源工程學(xué)院,北京 100083;4.北京交通大學(xué)土木建筑工程學(xué)院,北京 100044;5.東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院,遼寧 沈陽 110819)

誘導(dǎo)冒落采礦法作為一種技術(shù)要求高、大規(guī)模開采方法,其生產(chǎn)能力甚至可以與露天采礦法媲美,是目前乃至未來幾十年中開采低品位、深埋中厚以上礦體的最理想方法之一。該法實(shí)質(zhì)是通過人為的開掘措施工程[1],促使誘導(dǎo)冒落區(qū)(簡(jiǎn)稱誘導(dǎo)區(qū)或冒落區(qū))礦體形成冒落條件,即礦體底部達(dá)到一定的暴露面積,在重力和內(nèi)部應(yīng)力共同作用下,冒落區(qū)礦體內(nèi)原生節(jié)理擴(kuò)展、貫通,最終以礦塊的形式發(fā)生冒落,達(dá)到礦體回收和形成覆蓋層的目的。

該采礦技術(shù)歷經(jīng)西石門鐵礦南區(qū)[2]、桃沖礦業(yè)公司盲礦體[3-4]、書記溝鐵礦[5]、北洺河鐵礦[6]等多個(gè)礦山的應(yīng)用和完善已日臻成熟。2002～2005年,北洺河鐵礦利用第一分段進(jìn)路回采提供的空間,誘導(dǎo)上部頂板礦石、圍巖先后自然冒落,形成誘導(dǎo)冒落與強(qiáng)制崩落相結(jié)合的無底柱高效采礦方法,開創(chuàng)了投產(chǎn)1 a零7個(gè)月即達(dá)到設(shè)計(jì)生產(chǎn)能力的國內(nèi)最好紀(jì)錄。此后和睦山鐵礦[7]、小汪溝鐵礦[8]在生產(chǎn)中進(jìn)一步完善并擴(kuò)展了該采礦方法的應(yīng)用范圍,均實(shí)現(xiàn)了安全高效的開采目標(biāo),取得了良好的經(jīng)濟(jì)效益。伴隨其應(yīng)用取得成績(jī),該法的相關(guān)理論研究也有了進(jìn)一步的進(jìn)展,李海英等[9-10]利用誘導(dǎo)冒落技術(shù)控制掛幫礦地采巖移,根據(jù)采空區(qū)冒落過程,建立了采空區(qū)冒落誘發(fā)地表塌陷范圍的計(jì)算方法。任鳳玉等[11-12]針對(duì)復(fù)雜條件下不規(guī)則空區(qū)圍巖冒落時(shí)空演化特征,提出了一種空區(qū)圍巖冒落范圍預(yù)測(cè)方法;通過非連續(xù)變形分析方法研究了不同邊坡巖體結(jié)構(gòu)下,誘導(dǎo)冒落法回采掛幫礦時(shí)引發(fā)的邊坡失穩(wěn)過程。胡穎鵬等[13]結(jié)合極限平衡分析方法,揭示出崩落法開采擾動(dòng)下高陡邊坡漸進(jìn)破壞的規(guī)律,利用誘導(dǎo)冒落控制技術(shù)實(shí)現(xiàn)了塌陷坑有序承接邊坡滑移體。伴隨對(duì)冒落控制的研究逐步深入,該法聚焦于急傾斜破碎中厚礦體開采方面的試驗(yàn)研究,馬姣陽等[14]在分析此類礦體可冒性基礎(chǔ)上,提出了進(jìn)路誘導(dǎo)冒落法開采方案,在處理近礦體中小空區(qū)基礎(chǔ)上,取得了較好的工業(yè)指標(biāo)。但在現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)過程中,崩落區(qū)范圍若選定不合理,極易引起周邊巖體在回采中先于礦體冒落,增加混巖率。

為此,以某鐵礦急傾斜中厚礦體誘導(dǎo)冒落法開采條件為工程背景,在確定崩落區(qū)主要參數(shù)及開采方式基礎(chǔ)上,采用數(shù)值模擬的方法,構(gòu)建急傾斜破碎礦體的動(dòng)態(tài)開采模型,通過改變崩落區(qū)剖面形式,研究不同埋深條件下崩落區(qū)開采過程中誘導(dǎo)冒落礦體的致冒機(jī)理,依此形成強(qiáng)制崩落區(qū)確定方法。

1 動(dòng)態(tài)連續(xù)開挖模型的構(gòu)建

1.1 工程背景

該礦礦區(qū)內(nèi)共有8條鐵礦體,Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ號(hào)礦體規(guī)模較大,Ⅰ號(hào)礦體是北區(qū)的主礦體,是本次研究礦體。該礦體厚度8～10 m,呈層狀分布,傾角多為70～85°,整體穩(wěn)定性較差,礦石密度約為3.56 t/m3,普氏硬度系數(shù)為8～14,松散系數(shù)1.75?；夭蛇^程中,由于礦體破碎,切割難以形成,在已施工工程中,切割工程不到位,從而影響后排炮孔爆破效果,形成了多個(gè)形狀各異的小空區(qū)。這些小空區(qū)極易受巖層擾動(dòng)、地應(yīng)力影響,不斷地發(fā)展變大并冒落垮塌積壓更多的礦石,嚴(yán)重影響了礦山的正?；夭晒ぷ?對(duì)礦山地下工作人員安全造成了一定的風(fēng)險(xiǎn)隱患。因此,采礦方法也由階段礦房法改為誘導(dǎo)冒落法。但介于如何更有利地誘導(dǎo)冒落區(qū)礦體冒落回收,提高回采率,依舊需要進(jìn)一步地確定崩落范圍。

1.2 崩落區(qū)采幅、崩落高度確定

通過現(xiàn)場(chǎng)調(diào)研及臨界冒落跨度理論計(jì)算,該礦體的可冒性良好,且臨界冒落跨度小于6.5 m,滿足誘導(dǎo)冒落條件。此外,考慮礦體冒落后的采場(chǎng)礦石流動(dòng)問題,結(jié)合回采過程中冒落礦石塊度、濕度,通過結(jié)拱實(shí)驗(yàn)分析,不結(jié)拱的跨度約9 m。因此,崩落區(qū)采幅取兩者的最大值,不應(yīng)小于9 m[15],故結(jié)合礦體厚度,模擬的采幅選擇為10 m。空區(qū)高跨比即為采空區(qū)截面高度與寬度之比,誘導(dǎo)冒落采礦過程中,拉底崩落空間需要為上方冒落礦體提供足夠緩沖層及冒落空間,綜合考量國內(nèi)代表性的崩落法礦山選取數(shù)值模型的拉底高垮比為2.5∶1[15],崩落高度定為25 m。

1.3 崩落區(qū)剖面主要形式

為了探究誘導(dǎo)冒落礦石的最佳冒落效果,能夠使礦體在最短時(shí)間內(nèi)發(fā)生持續(xù)、穩(wěn)定的冒落,從而可實(shí)現(xiàn)破碎礦體的安全高效回采。因此,在不改崩落高度的條件下,通過爆破技術(shù)對(duì)崩落剖面形狀進(jìn)行控制,即崩落下盤側(cè)部分圍巖,通過邊孔角控制爆破范圍,盡可能使誘導(dǎo)冒落區(qū)礦石較多處在預(yù)測(cè)冒落線內(nèi),同時(shí)減少崩落巖石基礎(chǔ)上,增加隅角的尖銳程度,降低誘導(dǎo)冒落區(qū)礦體的支撐條件,改變其受到的應(yīng)力狀態(tài)致其冒落。此外,結(jié)合急傾斜空區(qū)冒落及頂板巖體應(yīng)力分布規(guī)律,少崩落部分礦體,即通過改變上盤側(cè)炮孔長(zhǎng)度,使崩落區(qū)域上盤側(cè)礦體,通過自身拉應(yīng)力破壞達(dá)到自行冒落。由此本研究共設(shè)計(jì)3種崩落剖面見圖1。

圖1 75°礦體傾角的崩落剖面Fig.1 Collapse profile of orebody with 75° dip angle

1.4 崩落區(qū)開采方式

崩落區(qū)可采用從礦塊中部切割拉槽或由礦體端部切割拉槽方式進(jìn)行開采。為了更好地實(shí)施誘導(dǎo)冒落,應(yīng)將切割工程盡可能布置在最易破壞礦體下方,并以其為中心向四周不斷擴(kuò)大崩落面積,利用爆破震動(dòng)互相擾動(dòng)因素,增加上層誘導(dǎo)冒落礦體內(nèi)部裂隙程度,降低其抗拉強(qiáng)度,實(shí)現(xiàn)最佳的礦石冒落效果[16-17]。鑒于該礦段整體相對(duì)規(guī)則,礦體破碎易崩,因此,選擇采用從礦塊中部切割拉槽的方式,從礦塊中部開切做切割巷道,然后向兩端同時(shí)開采方式,炮孔排距2～2.5 m,見圖2。

圖2 由礦塊中部向兩端開采方式Fig.2 Mining method from the middle to both ends of the block

1.5 模型的構(gòu)建及不同采深的應(yīng)力取值

根據(jù)現(xiàn)有階段的地質(zhì)資料及動(dòng)態(tài)模擬目標(biāo),建立礦體三維動(dòng)態(tài)開挖模型。礦體呈層狀分布,模擬傾角為75°。模型南北方向長(zhǎng)120 m,東西兩端間距厚度為60 m,整個(gè)模型高度為85 m,礦塊高度為50 m,崩落區(qū)高度為25 m,寬度為10 m,模型由礦體中部向兩端爆破開采,開采4排炮孔作為1步模擬開挖,即10 m,分5步開采完成。為了開挖層運(yùn)算結(jié)果較高的準(zhǔn)確性,加強(qiáng)主要分析區(qū)域(空區(qū)圍巖及頂板)的網(wǎng)格密度,其余部分網(wǎng)格適中,模型網(wǎng)格共計(jì)205 250個(gè)節(jié)點(diǎn),338 483個(gè)單元,如圖3(a)所示。結(jié)合已測(cè)地質(zhì)資料及力學(xué)實(shí)驗(yàn)對(duì)模型進(jìn)行賦值,模型參數(shù)見表1。

表1 動(dòng)態(tài)開挖模型材料參數(shù)Table 1 Dynamic excavation model material parameters

圖3 動(dòng)態(tài)開挖模型網(wǎng)絡(luò)及主要監(jiān)測(cè)點(diǎn)位Fig.3 Dynamic excavation model network and main monitoring points

誘導(dǎo)冒落區(qū)礦體整體遵循拱形冒落機(jī)理,為了更好探尋3種崩落剖面下開采過程中頂板巖體冒落機(jī)理,沿Ⅰ—Ⅰ′截面以拱形狀在礦巖體內(nèi)布置10個(gè)監(jiān)測(cè)點(diǎn),沿Ⅱ—Ⅱ′截面上以拱形狀設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)10個(gè),2個(gè)截面的主要監(jiān)測(cè)點(diǎn)位見圖3(b)、(c),由此監(jiān)測(cè)3種方案下頂板巖體應(yīng)力分布及破壞情況。

為探究不同采深對(duì)崩落區(qū)開采過程中的影響,改變地應(yīng)力,分析其對(duì)崩落區(qū)的影響性,深地平均水平應(yīng)力與深地垂直應(yīng)力均呈增加趨勢(shì)。E.T.Brown和E.Hoke[18]兩位學(xué)者歸納總結(jié)了世界各地區(qū)地應(yīng)力的測(cè)量結(jié)果,即深地垂直應(yīng)力σv隨深度H變化的規(guī)律:

依據(jù)大量理論分析及工程實(shí)際可知,隨著采深的增加平均水平地應(yīng)力與垂直地應(yīng)力的比值k呈逐漸減小趨勢(shì),見式(2)[19]。k值一般為0.5～5.0,大多數(shù)為0.8～1.5。不同巖性的硬巖、軟巖等兩者比值判別式不盡相同,但都滿足該規(guī)律。國內(nèi)常以k=1作為地下深部與淺部的分界線。

趙德安等[20]基于大量國內(nèi)實(shí)測(cè)數(shù)據(jù),分別擬合了巖漿巖、變質(zhì)巖、沉積巖等多種常見巖層的深地水平平均應(yīng)力。E.T.Brown等研究的深地垂直應(yīng)力變化曲線和趙德安等研究的變質(zhì)巖深地?cái)M合曲線能夠很好地解釋初始應(yīng)力的變化情況。為此,結(jié)合式(2)與式(3),作為增加模型初始邊界應(yīng)力條件的計(jì)算曲線,參考國內(nèi)地質(zhì)情況相似巖層的礦山資料[21]對(duì)數(shù)值模型進(jìn)行不同深度的賦值,邊界賦值情況見表2。

表2 初始邊界應(yīng)力條件模擬賦值Table 2 Initial boundary stress condition simulation assignment

2 基于連續(xù)開挖模型崩冒范圍確定

2.1 應(yīng)力分布情況隨開挖過程的變化

不同類型崩落剖面模型在開挖過程中垂直應(yīng)力的變化結(jié)果差別較小,且水平應(yīng)力及最大剪切力隨動(dòng)態(tài)開挖規(guī)律性變化不明顯。故選取常規(guī)崩落模型的Ⅱ—Ⅱ′截面監(jiān)測(cè)的垂直應(yīng)力結(jié)果進(jìn)行分析,如圖4所示。

圖4 常規(guī)崩落模型動(dòng)態(tài)開挖過程Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應(yīng)力Fig.4 Conventional collapse model dynamic excavation process Ⅱ—Ⅱ′ section vertical direction stress

由圖4中監(jiān)測(cè)點(diǎn)數(shù)據(jù)可知,隨著崩落區(qū)的開采,所形成的空區(qū)上盤圍巖及頂板的垂直方向應(yīng)力減小,而兩側(cè)崩落區(qū)礦體和上下盤承壓巖體的垂直應(yīng)力急劇增加,承擔(dān)開采部位所應(yīng)承擔(dān)的垂向應(yīng)力。該現(xiàn)象在監(jiān)測(cè)點(diǎn)1-4(27.5,30,40)點(diǎn)較為明顯。在第1～3步開挖時(shí),監(jiān)測(cè)點(diǎn)1-4(27.5,30,40)處作為承壓礦區(qū)垂直應(yīng)力逐漸增大。在第4步開挖后,該點(diǎn)對(duì)應(yīng)的下方崩落區(qū)礦體被開采,不再作為承壓礦體,垂向應(yīng)力急劇下降。

由常規(guī)崩落模型Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應(yīng)力云圖及監(jiān)測(cè)信息可知:在整個(gè)動(dòng)態(tài)開挖的過程中,垂向應(yīng)力重新分布,主要會(huì)形成應(yīng)力降低區(qū)、應(yīng)力增高區(qū)和原巖應(yīng)力區(qū)3個(gè)應(yīng)力區(qū)域[22]。開挖的卸載作用致使崩落區(qū)礦體及圍巖壓應(yīng)力增大。開采形成的空區(qū)上方應(yīng)力減少,底板甚至?xí)霈F(xiàn)應(yīng)力集中現(xiàn)象[23-24]。由圖5可知,空區(qū)上方豎向應(yīng)力變化在水平分布上均出現(xiàn)3個(gè)區(qū)域:空區(qū)中心上端為相對(duì)受拉區(qū),空區(qū)中心兩端及下端為相對(duì)受壓區(qū)。隨著開采的進(jìn)行,空區(qū)形狀由“窄高”向”寬矮”過渡,應(yīng)力集中系數(shù)逐漸增加,但趨勢(shì)增加幅度逐漸減小。誘導(dǎo)冒落區(qū)礦體應(yīng)力釋放系數(shù)逐漸增大,崩落區(qū)未崩落礦體的承壓能力隨著空區(qū)擴(kuò)大而逐漸達(dá)到極限[25]。空區(qū)臨界失穩(wěn)的破壞因素逐漸發(fā)生改變,由原來的崩落區(qū)側(cè)壁切落向崩落區(qū)拉剪破壞轉(zhuǎn)化[26]。

圖5 常規(guī)崩落模型動(dòng)態(tài)開挖過程Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應(yīng)力云圖Fig.5 Stress clouds in the vertical direction of sectionⅡ—Ⅱ′ during dynamic excavation of conventional collapse model

在整個(gè)開挖過程中。承壓巖體的垂直應(yīng)力隨著空區(qū)的開挖而逐漸增大?？諈^(qū)上盤在應(yīng)力降低達(dá)到最小值時(shí),甚至?xí)聪虺霈F(xiàn)拉應(yīng)力。此刻未崩落區(qū)極易受拉致裂破壞。

2.2 應(yīng)力分布及擾動(dòng)破壞情況受崩落剖面形狀的影響

選取常規(guī)崩落、增加崩落隅角和減少部分崩落3種不同的崩落剖面的模型實(shí)驗(yàn)方案的第五步動(dòng)態(tài)開挖后,對(duì)Ⅰ—Ⅰ′截面的垂直應(yīng)力、水平應(yīng)力、剪切應(yīng)力及擾動(dòng)破壞云圖進(jìn)行比較分析。

對(duì)比表3中75°動(dòng)態(tài)開挖模型第5步Ⅰ—Ⅰ′截面(a)、(b)、(c)3種崩落剖面形式結(jié)合破壞分布分析可發(fā)現(xiàn),在上盤側(cè)多開隅角會(huì)提高其空區(qū)上方礦體的擾動(dòng)破壞程度,有助于上部礦體誘導(dǎo)冒落,而在垂直及水平拉應(yīng)力較大區(qū)域少崩落礦體,則會(huì)減緩其部分礦體受擾動(dòng)的破壞情況。上盤圍巖的破壞程度降低,不利于誘導(dǎo)冒落空區(qū)上方礦體。

表3 動(dòng)態(tài)開挖中Ⅰ—Ⅰ′截面垂直應(yīng)力及最大剪切應(yīng)力變化Table 3 Variation of vertical stress and maximum shear stress in Ⅰ—Ⅰ′ section in dynamic excavation

對(duì)比每次開挖后的新增破壞情況,可視作此次開挖步驟中礦巖的擾動(dòng)破壞情況。由此可知不同形狀崩落剖面的圍巖和需誘導(dǎo)冒落礦體的擾動(dòng)破壞情況有較大差別。增加崩落隅角導(dǎo)致其上部礦體失去支撐力,即在區(qū)域內(nèi)增加了空區(qū)的水平跨度,提高了其冒落概率。減少崩落部分礦體更多的依靠水平及垂直拉應(yīng)力的集中致使礦體破壞冒落。對(duì)于提高誘導(dǎo)礦層冒落能力來說,增加崩落隅角的剖面形式更優(yōu)。

2.3 應(yīng)力分布受采深的影響

200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應(yīng)力的變化如圖6所示。隨著采礦深度增加,監(jiān)測(cè)點(diǎn)最大剪切力監(jiān)測(cè)值如圖7所示。

圖6 200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應(yīng)力變化圖Fig.6 Shear stress variation diagram of sectionⅡ—Ⅱ′ at a mining depth of 200 m

圖7 監(jiān)測(cè)點(diǎn)受剪切應(yīng)力隨著采深變化Fig.7 Variation of shear stress with mining depth at the monitoring points

200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應(yīng)力顯著增加,隨開挖的進(jìn)行,剪切應(yīng)力以“橢球形”向外部巖體擴(kuò)張,剪切應(yīng)力峰值集中于開挖區(qū)底部。由圖7可見,監(jiān)測(cè)點(diǎn)1-1在5步開挖過程中均在剪切滑移線范圍內(nèi)部,故沒有出現(xiàn)剪應(yīng)力峰值突增現(xiàn)象;監(jiān)測(cè)點(diǎn)1-2、1-3分別在第1步、第3步開挖時(shí)位于剪切滑移線上,此時(shí)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的剪應(yīng)力峰值會(huì)大于其他開挖階段的峰值;監(jiān)測(cè)點(diǎn)2-1、3-1、4-1在不同開挖階段均靠近剪切滑移線,剪應(yīng)力峰值會(huì)處于較高水平。剪切滑移線的范圍是影響剪應(yīng)力大小的主要原因。監(jiān)測(cè)點(diǎn)最大剪切應(yīng)力受與開挖區(qū)域間距的影響,處于滑移圈的剪應(yīng)力明顯大于其他范圍,深度的增加相應(yīng)地也增加了剪應(yīng)力峰值的大小。監(jiān)測(cè)點(diǎn)4-1在各個(gè)開挖階段沒有出現(xiàn)在剪切滑移線上的情況,最大剪切應(yīng)力隨采深的增加而增加,且增加幅度也隨之增加。就垂直應(yīng)力及水平應(yīng)力而言,其常值受深度影響呈現(xiàn)規(guī)律性階梯型增長(zhǎng),趙德安等[20]對(duì)實(shí)測(cè)地應(yīng)力場(chǎng)分布規(guī)律統(tǒng)計(jì)分析也得出了相同的成果。

評(píng)判誘導(dǎo)冒落采礦法的效果有冒落過程、冒落形式、控制冒落邊界、邊界殘留礦量等指標(biāo)?？紤]最佳的開采崩落截面,主要有以下幾個(gè)方面,以本參考礦山工程為例,需要在前期形成持續(xù)穩(wěn)定的礦體冒落,并且盡量使得冒落礦體落于空區(qū)中部,便于放礦回收,形成一個(gè)良好的放礦橢球體形狀。崩落剖面圖1(b)空區(qū)在前期便可實(shí)現(xiàn)穩(wěn)定大量冒礦。而其后期由于隅角下方受剪切力較大更容易產(chǎn)生巖幫崩落。崩落剖面圖1(c)由于垂直應(yīng)力等線值逐漸向下方向擴(kuò)展,且弧形中心也逐漸向下方方向遷移,導(dǎo)致開采前期上盤巖體及上方需冒落礦體受擾破壞較小,整體不如崩落剖面圖1(b)出礦穩(wěn)定。

3 結(jié) 論

(1)在誘導(dǎo)冒落區(qū),礦體整體遵循拱形冒落機(jī)理。通過結(jié)合采幅、崩落高度和開采方式,分析不同崩落剖面形狀條件下的垂直、水平和剪切應(yīng)力分布及擾動(dòng)破壞情況,可以確定特定條件下強(qiáng)制崩落區(qū)范圍的最優(yōu)形式。

(2)增加隅角可改變強(qiáng)制崩落區(qū)范圍,促使降低上部礦體所受支撐力,且增加了空區(qū)的水平跨度,提高了其冒落概率。水平及垂直拉應(yīng)力的集中致使礦體破壞冒落,進(jìn)而減少崩落部分礦體。在誘導(dǎo)冒落采礦法開采急傾斜破碎中厚礦體過程中,增加崩落隅角能夠有效地提高誘導(dǎo)礦層冒落能力。

(3)剪切滑移線的范圍是影響剪應(yīng)力大小的主要原因,處于滑移圈的剪應(yīng)力明顯大于其他范圍,深度的增加相應(yīng)地增加了剪應(yīng)力峰值的大小。崩落區(qū)頂板的垂直應(yīng)力及水平應(yīng)力的常值受深度影響呈現(xiàn)規(guī)律性階梯型增長(zhǎng)。