劉建博，陳昌云

（礦冶科技集團(tuán)有限公司，北京 100160）

地下巷道處于復(fù)雜的地質(zhì)環(huán)境中，巷道穩(wěn)定性是關(guān)乎礦山能否正常生產(chǎn)的重要因素，礦體回采后，會(huì)引起圍巖應(yīng)力的重新分布，可能會(huì)導(dǎo)致圍巖發(fā)生局部破壞，從而影響巷道的穩(wěn)定性[1]，準(zhǔn)確有效地判斷礦體開(kāi)挖后是否會(huì)造成巷道失穩(wěn)破壞，是當(dāng)前采礦工程研究的重點(diǎn)課題之一。國(guó)內(nèi)外專家及學(xué)者對(duì)巷道的穩(wěn)定性進(jìn)行了大量的研究。在理論分析方面，牛少卿等[2]、趙毅鑫等[3]、石永奎等[4]分別基于不同的理論方法，對(duì)巷道的支護(hù)方式、巷道穩(wěn)定性影響因素、巷道的穩(wěn)定性預(yù)測(cè)等進(jìn)行了研究。在現(xiàn)場(chǎng)監(jiān)測(cè)方面，聶百勝等[5]、劉強(qiáng)等[6]應(yīng)用微震監(jiān)測(cè)技術(shù)對(duì)巷道穩(wěn)定性及其微震時(shí)空能量特性進(jìn)行了研究；李濤等[7]應(yīng)用空心包體地應(yīng)力測(cè)量方法對(duì)巷道受地應(yīng)力作用時(shí)的破壞規(guī)律進(jìn)行了研究。在數(shù)值模擬方面，賈照遠(yuǎn)等[8]、夏德威等[9]、楊寧等[10]、張寧等[11]、WU 等[12]借助FLAC3D、ABAQUS、FLAC2D等軟件，針對(duì)采動(dòng)對(duì)軟巖巷道、矩形巷道的穩(wěn)定性進(jìn)行了模擬研究。

隨著“兩山”理論的提出，充填采礦法以其安全風(fēng)險(xiǎn)低、減少對(duì)自然環(huán)境的破壞等優(yōu)勢(shì)得到了廣泛應(yīng)用[13]，大量學(xué)者針對(duì)充填采礦法進(jìn)行了研究，其中，趙興東等[14]、曹易恒等[15]、許洪亮等[16]針對(duì)充填采礦法的采礦工藝進(jìn)行了研究；宋宏元等[17]、羅來(lái)和等[18]針對(duì)充填采礦法采場(chǎng)工藝參數(shù)進(jìn)行了研究；羅方偉等[19]、曾佳龍等[20]、邵明偉等[21]分別針對(duì)充填采礦法采場(chǎng)穩(wěn)定性以及采場(chǎng)地壓管理進(jìn)行了研究。

前人對(duì)巷道穩(wěn)定性和充填采礦法做了大量研究，但巷道穩(wěn)定性研究主要針對(duì)不存在地下水的情況，現(xiàn)實(shí)中，很多礦山都會(huì)涉及到地下水的存在；而充填采礦法的研究也多集中在采礦工藝、采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化、采場(chǎng)地壓控制等方面，對(duì)于充填采礦下巷道穩(wěn)定性的研究較少。因此，考慮到上述問(wèn)題，本文基于前人研究成果，考慮地下水存在，采用3Dmine-Rhino-Griddle 軟件進(jìn)行某礦山礦體與巷道建模，以FLAC3D軟件進(jìn)行礦體開(kāi)挖模擬，研究充填開(kāi)采礦體開(kāi)挖對(duì)巷道穩(wěn)定性的影響，為礦山穩(wěn)定性開(kāi)采提供理論依據(jù)。

1 工程地質(zhì)條件

研究區(qū)域內(nèi)共有分布在6 個(gè)礦體群內(nèi)的39 個(gè)礦體：①號(hào)礦體群、②號(hào)礦體群、③號(hào)礦體群、⑤號(hào)礦體群、⑦號(hào)礦體群、⑧號(hào)礦體群。礦體形態(tài)簡(jiǎn)單，以脈狀產(chǎn)出為主，在研究區(qū)域內(nèi)的主要礦體為①-1 號(hào)礦體。①-1 號(hào)礦體形態(tài)簡(jiǎn)單，以大脈狀、大板狀、似層狀為主，局部呈透鏡狀和似層狀，礦體傾向SE，傾角在40°～55°之間，走向14°～24°，產(chǎn)狀穩(wěn)定，平均厚度30 m，礦體內(nèi)部基本無(wú)脈巖穿插或其他較大構(gòu)造破壞，構(gòu)造及脈巖影響程度小，礦體直接上盤(pán)為絹英化碎裂巖、絹英巖化花崗質(zhì)碎裂巖，礦體下盤(pán)為黃鐵絹英巖化花崗質(zhì)碎裂巖或黃鐵絹英巖化碎裂巖，區(qū)域內(nèi)地下水的補(bǔ)給以地表水為主，通過(guò)地表裂隙、巖溶裂隙等途經(jīng)直接補(bǔ)給地下水，巷道圍巖出現(xiàn)滲水現(xiàn)象。

本次開(kāi)采范圍是采礦范圍內(nèi)賦存于119 線以東-115～-165 m 間的礦體，考慮地下水的存在，為防止地表出現(xiàn)沉降，確保巷道穩(wěn)定性，保障礦體回采過(guò)程中人員安全，同時(shí)最大限度回采礦體，故本次回采應(yīng)用的采礦方法為高強(qiáng)度的上向進(jìn)路膠結(jié)充填法。采場(chǎng)沿走向布置，長(zhǎng)度50 m，采場(chǎng)高度50 m，寬為礦體厚度，留10 m 長(zhǎng)礦柱。根據(jù)礦體賦存情況，自上而下進(jìn)行礦體回采，分為3 個(gè)步驟，設(shè)計(jì)首采中段為-115～-131 m，然后逐次開(kāi)采-131～-147 m 水平、-147～-165 m 水平。分別分析各礦體回采后-105 m 水平巷道和-120 m 水平巷道位移、應(yīng)力、塑性區(qū)的變化情況，同時(shí)，借助監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)擾動(dòng)較大區(qū)域進(jìn)行穩(wěn)定性分析。

2 礦區(qū)模型的構(gòu)建

2.1 模型

利用FLAC3D軟件實(shí)現(xiàn)礦體回采模擬，研究滲透壓存在情況下礦體回采對(duì)巷道穩(wěn)定性的影響?；?Dmine、Rhino-Griddle 軟件，將礦區(qū)礦體、巷道、圍巖經(jīng)過(guò)三種軟件的不同功能、不同格式的轉(zhuǎn)換、網(wǎng)格劃分，最終建成可被FLAC3D軟件識(shí)別的模型，通過(guò)初始條件以及工況的設(shè)定，實(shí)現(xiàn)礦體開(kāi)挖的模擬，模型構(gòu)建流程如圖1 所示，模型效果如圖2所示，監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置如圖3 所示。

圖1 數(shù)值模型構(gòu)建流程圖Fig.1 Flow chart of numerical model construction

圖2 數(shù)值模型Fig.2 Numerical model

圖3 不同水平分段巷道監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置圖Fig.3 Layout of monitoring points in different horizontal segmented roadways

2.2 基本力學(xué)參數(shù)

在實(shí)際礦山中，由于巖石與巖體尺寸存在差異，同時(shí)礦體和圍巖的賦存環(huán)境有可能存在對(duì)其具有腐蝕作用的化學(xué)物質(zhì)以及會(huì)受到頻繁采動(dòng)的影響和開(kāi)挖過(guò)程中巖體會(huì)受到風(fēng)化作用等，本文應(yīng)用Hoek-Brown 強(qiáng)度準(zhǔn)則進(jìn)行巖石力學(xué)參數(shù)折減，得到最終符合實(shí)際礦山的巖石力學(xué)參數(shù)，見(jiàn)表1。通過(guò)查閱礦區(qū)資料，得到充填體力學(xué)參數(shù)，見(jiàn)表2。

表1 巖體基本力學(xué)參數(shù)Table 1 Basic mechanical parameters of rock mass

表2 充填體力學(xué)參數(shù)Table 2 Parameters of filling mechanics

2.3 初始地應(yīng)力的生成

基于前人對(duì)礦區(qū)地應(yīng)力的調(diào)查，地應(yīng)力變化均呈線性增長(zhǎng)趨勢(shì)（圖4），且具有最大主應(yīng)力>垂直應(yīng)力>最小主應(yīng)力的特點(diǎn)；此外，考慮礦區(qū)內(nèi)賦存大量地下水，故進(jìn)行滲透壓生成。本次模型最深處深度為-240 m，按圖4 所示公式進(jìn)行初始地應(yīng)力計(jì)算，最大主應(yīng)力為13.046 MPa，最小主應(yīng)力為4.474 MPa，垂直主應(yīng)力為7.640 MPa，滲透壓力為2.350 MPa。

圖4 初始地應(yīng)力Fig.4 Initial ground stress

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 位移分析

結(jié)合模擬結(jié)果，分別對(duì)兩水平巷道各步驟回采后的頂板及邊幫沉降變形情況進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如圖5 和圖6 所示，規(guī)定整體變形量大于10 mm 區(qū)域?yàn)榛夭蛇^(guò)程擾動(dòng)較大的區(qū)域，整體變形量小于10 mm區(qū)域?yàn)榛夭蛇^(guò)程中擾動(dòng)較小區(qū)域。

圖5 -105 m 水平巷道各步驟位移變化規(guī)律Fig.5 Displacement change laws of each step in -105 m horizontal roadway

圖6 -120 m 水平巷道各步驟位移變化規(guī)律Fig.6 Displacement change laws of each step in -120 m horizontal roadway

第一步回采結(jié)束后，兩水平巷道頂板及邊幫均產(chǎn)生了較大位移，-105 m 水平巷道邊幫最大沉降變形量為7.49 mm，位于各采場(chǎng)正上方或靠近采場(chǎng)采聯(lián)位置處，頂板最大沉降變形量為8.32 mm，位于39 線采聯(lián)端部，原因在于其處于采場(chǎng)正上方中心位置，因此受礦體回采擾動(dòng)影響最大，而位于礦柱上方的采聯(lián)或距離礦柱較近的采聯(lián)，其頂板、邊幫沉降變形量均較小，-105 m 水平巷道主巷道由于距離采場(chǎng)較遠(yuǎn)，其變形量較小，在4 mm 左右；-120 m 水平巷道變化相對(duì)-105 m 水平巷道則較小，主巷道由于距離采場(chǎng)較遠(yuǎn)，其頂板、邊幫沉降變形量均較小，在2～3 mm之間，由于在礦體回采完畢后，對(duì)與采場(chǎng)連接的采聯(lián)部分進(jìn)行了及時(shí)的充填，因此控制住了采聯(lián)沉降變形量進(jìn)一步擴(kuò)大，頂板、邊幫最大變形量在3 mm 左右。第二步回采結(jié)束后，兩水平巷道沉降變形量均較第一步回采結(jié)束后大幅度降低，-105 m 水平巷道最大沉降變形量增加2.29 mm，-105 m 水平主巷道沉降變形量基本未增大，39 線采聯(lián)端部沉降變形量最大，邊幫沉降變形量為9.78 mm，頂板沉降變形量為9.89 mm，其余各條采聯(lián)相較第一步回采后基本未產(chǎn)生較大變形；-120 m 水平巷道由于礦體回采結(jié)束后及時(shí)對(duì)空區(qū)進(jìn)行充填以及其距離采場(chǎng)較遠(yuǎn)，因此未產(chǎn)生較大變形，主巷道頂板及邊幫最大沉降變形量仍保持在2～3 mm，各條采聯(lián)頂板最大沉降變形量在3 mm 左右，分別是位于29 線與37 線之間的采聯(lián)，其原因在于相較于其他采聯(lián)，這幾條采聯(lián)距離采場(chǎng)較近，因此所受擾動(dòng)也較大。第三步回采結(jié)束后，兩水平巷道的沉降變形量進(jìn)一步增大，-105 m 水平巷道最大變形量達(dá)到11.66 mm，頂板最大沉降位移達(dá)到11.6 mm，位于39 線采聯(lián)端部位置，其余位置變形量增量較小，頂板及邊幫變形均小于10 mm；-120 m水平巷道受擾動(dòng)影響相對(duì)較小，其邊幫最大沉降位移為3 mm，與第二步回采完畢后相同，而頂板沉降位移有所增加，最大值達(dá)到3.48 mm，位于39 線、33 線、29 線采聯(lián)端部位置。

整體上，隨著回采步驟的增加，兩水平巷道的沉降變形量均呈逐漸增大趨勢(shì)，而增加量則呈逐漸減小趨勢(shì)，由于-105 m 水平巷道39 線采聯(lián)位于采場(chǎng)正上方，因此其受擾動(dòng)影響最大，超過(guò)了10 mm，在回采過(guò)程中應(yīng)著重關(guān)注此處位置，及時(shí)采取相應(yīng)措施控制其變形量的進(jìn)一步擴(kuò)大，同時(shí)，由于及時(shí)對(duì)采場(chǎng)進(jìn)行了充填，避免了兩水平巷道變形量的進(jìn)一步擴(kuò)大。

匯總各監(jiān)測(cè)點(diǎn)下沉數(shù)據(jù)可知各監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降變形隨回采步驟進(jìn)行呈現(xiàn)增大趨勢(shì)，且同步增大（圖7）。

圖7 位移監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)Fig.7 Monitoring data of displacement

1）-105 m 水平巷道：監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 監(jiān)測(cè)51 線至53 線之間采聯(lián)端部頂板沉降，第一步回采引起頂板產(chǎn)生較大沉降變形，變形量為1.05 mm，后續(xù)回采其變形量呈線性增長(zhǎng)，最終穩(wěn)定在3.48 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 監(jiān)測(cè)45 線采聯(lián)端部頂板沉降，由于其位于采場(chǎng)正上方的邊緣，第一步回采引起其產(chǎn)生急劇下沉，下沉量達(dá)5.8 mm，由于采用充填法回采，避免了第一步回采產(chǎn)生更大的沉降變形，第二步回采、第三步回采對(duì)其影響較小，但沉降變形量仍持續(xù)增加，最終穩(wěn)定在8.61 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)3 監(jiān)測(cè)39 線采聯(lián)端部頂板沉降，由于其位于采場(chǎng)的正上方，其受采動(dòng)影響最大，第一步回采結(jié)束后，其沉降變形量達(dá)到7.2 mm，第二步回采、第三步回采對(duì)其產(chǎn)生的影響相對(duì)第一步回采較小，回采結(jié)束后，其變形量達(dá)到10.39 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)4 監(jiān)測(cè)33 線采聯(lián)中間位置頂板沉降，由于其位于采場(chǎng)正上方的邊緣位置，其沉降變形量較監(jiān)測(cè)點(diǎn)3 小，第一步回采結(jié)束后，其變形量達(dá)到5.8 mm，第二步回采、第三步回采結(jié)束后，其變形量最終穩(wěn)定在8.89 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)5 監(jiān)測(cè)33 線采場(chǎng)上盤(pán)采聯(lián)頂板沉降，由于其距離采場(chǎng)較遠(yuǎn)，故礦體回采對(duì)其產(chǎn)生的影響相對(duì)較小，第一步回采結(jié)束后，其變形量為1 mm，回采結(jié)束后，其變形量穩(wěn)定在3.6 mm。

2）-120 m 水平巷道：監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 監(jiān)測(cè)47 線采聯(lián)與主巷道交叉口頂板沉降，由于其距礦房中心位置較遠(yuǎn)，回采初期，頂板受短暫時(shí)間的拉應(yīng)力影響，出現(xiàn)些許向上的變形，但隨著回采的進(jìn)行，拉應(yīng)力轉(zhuǎn)化為壓應(yīng)力，頂板由向上的變形轉(zhuǎn)變?yōu)槌两底冃?，最終沉降變形量在第三步回采結(jié)束后穩(wěn)定在2.18 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 監(jiān)測(cè)39 線采聯(lián)與主巷道交叉口頂板沉降，其變形規(guī)律與監(jiān)測(cè)點(diǎn)1 相同，均先產(chǎn)生向上變形，后轉(zhuǎn)變?yōu)槌两底冃危捎谄渚嗟V房中心位置較近，回采結(jié)束后，沉降變形量穩(wěn)定在2.99 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)3 監(jiān)測(cè)33線采聯(lián)與主巷道交叉頂板沉降，隨著回采的進(jìn)行，其最終沉降變形量穩(wěn)定在2.67 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)4 監(jiān)測(cè)29 線采聯(lián)與主巷道交叉口頂板沉降，回采對(duì)其產(chǎn)生的影響相對(duì)較小，回采完畢后，其最終沉降變形量穩(wěn)定在1.14 mm；監(jiān)測(cè)點(diǎn)5 監(jiān)測(cè)19 線采聯(lián)與主巷道交叉口頂板沉降，其變形規(guī)律與監(jiān)測(cè)點(diǎn)4 相同，回采結(jié)束后，其最終沉降變形量穩(wěn)定在2.12 mm。

3.2 應(yīng)力分析

圖8 為-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力與最大拉應(yīng)力隨著回采步驟進(jìn)行的變化規(guī)律。由圖8 可知，隨著礦體的回采充填，兩水平巷道的最大壓應(yīng)力（-105 m 水平巷道：R2=0.998 9；-120 m水平巷道：R2=0.997 71）和最大拉應(yīng)力（-105 m 水平巷道：R2=0.995 8；-120 m 水平巷道：R2=0.941 06）均呈指數(shù)形式增長(zhǎng)，其增長(zhǎng)速率呈現(xiàn)先增大后減小趨勢(shì)，但-105 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力和最大拉應(yīng)力增長(zhǎng)速率均大于-120 m 水平巷道，隨著礦體回采步驟的進(jìn)行，對(duì)巷道所受最大壓應(yīng)力影響較大，當(dāng)?shù)V體回采完畢后，兩水平巷道所受最大壓應(yīng)力和最大拉應(yīng)力均達(dá)到峰值，其中，-105 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力值為17.8 MPa，最大拉應(yīng)力值為1.8 MPa，-120 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力值為11.5 MPa，最大拉應(yīng)力值為0.37 MPa?；谑芰芍?，-105 m 水平所受最大壓應(yīng)力和最大拉應(yīng)力已接近巷道圍巖的抗壓、抗拉強(qiáng)度，壓應(yīng)力、拉應(yīng)力最大區(qū)域位于39 線采聯(lián)端部位置，其沉降變形也較大，一旦超過(guò)抗壓強(qiáng)度，必然會(huì)導(dǎo)致該位置產(chǎn)生破壞，-120 m 水平巷道所受壓應(yīng)力、拉應(yīng)力值均較小，且均未超過(guò)巖體強(qiáng)度，因此，從受力來(lái)看，-120 m 水平巷道保持在穩(wěn)定狀態(tài)，綜上所述，說(shuō)明采用充填法進(jìn)行礦體的開(kāi)采，可以有效維持圍巖的穩(wěn)定性，避免兩水平巷道受到破壞。

圖8 各步驟應(yīng)力變化Fig.8 Stress variation at each step

進(jìn)一步分析各開(kāi)采步驟下滲透壓的變化規(guī)律，選取兩水平巷道在各步驟礦體回采結(jié)束后所受滲透壓最大值進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析，結(jié)果如圖9 所示。由圖9 可知，隨著回采步驟的進(jìn)行，兩水平巷道滲透壓呈指數(shù)增長(zhǎng)規(guī)律（-105 m 水平巷道：R2=0.999 8；-120 m 水平巷道：R2=0.999 93），滲透壓總體呈增大趨勢(shì)，在第一步礦體回采完畢后，滲透壓增大速率較快，且-105 m水平巷道增大速率與增大值均大于-120 m 水平巷道，在后續(xù)回采步驟中，兩水平巷道滲透壓增加速率逐漸減小，在礦體全部回采完畢后，-105 m 水平巷道滲透壓為1.72 MPa，較未回采之前，滲透壓增加0.82 MPa，-120 m 水平巷道滲透壓為1.82 MPa，較未回采之前滲透壓增加0.17 MPa。由于礦巖受到回采擾動(dòng)，導(dǎo)致巖體的孔隙水壓力產(chǎn)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，會(huì)對(duì)巷道穩(wěn)定性產(chǎn)生嚴(yán)重影響，從而加劇巷道發(fā)生失穩(wěn)的可能性，因此，針對(duì)巷道受力及變形較大位置（-105 m 水平巷道29 線、35 線、39 線采聯(lián)，-120 m水平巷道29 線、33 線、39 線采聯(lián)），應(yīng)采取必要加固手段保證其穩(wěn)定性，避免造成人員和財(cái)產(chǎn)的損失。

圖9 各步驟滲透壓變化Fig.9 Osmotic pressure changes at each step

3.3 塑性區(qū)分析

圖10 為塑性區(qū)隨回采變化規(guī)律圖，在回采過(guò)程中以拉伸破壞為主，剪切破壞次之，其中拉伸破壞主要出現(xiàn)在采場(chǎng)上、下盤(pán)圍巖中，剪切破壞出現(xiàn)在上盤(pán)圍巖中，兩水平巷道附近發(fā)生的塑性破壞極少，且主要為拉伸破壞，考慮由于滲透壓的影響導(dǎo)致巖體強(qiáng)度降低，部分巖體出現(xiàn)破壞，但破壞范圍較小，巷道整體保持穩(wěn)定狀態(tài)。拉伸破壞在第一步回采、第二步回采過(guò)程中增長(zhǎng)較快，在第三步回采過(guò)程中增長(zhǎng)態(tài)勢(shì)變緩，基本與第二步回采后所產(chǎn)生的塑性區(qū)體積相同，剪切破壞在第一步回采、第二步回采過(guò)程中增長(zhǎng)緩慢，在第三步回采過(guò)程中急劇增長(zhǎng)?；夭山Y(jié)束后應(yīng)及時(shí)對(duì)采空區(qū)進(jìn)行充填，避免塑性破壞區(qū)域延伸到兩水平巷道周?chē)?/p>

圖10 塑性區(qū)變化規(guī)律Fig.10 Change law of plastic zone

3.4 現(xiàn)場(chǎng)位移監(jiān)測(cè)對(duì)比

本次監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置與-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道數(shù)值模擬過(guò)程中監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置一致，分別監(jiān)測(cè)各步驟礦體回采后相應(yīng)位置變形情況，監(jiān)測(cè)設(shè)備選用單點(diǎn)位移計(jì)（圖11）。

圖11 單點(diǎn)位移計(jì)布設(shè)Fig.11 Layout of single point displacement meter

在各步驟礦體回采完畢后，提取監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)，并對(duì)數(shù)據(jù)進(jìn)行整理，獲取穩(wěn)定后數(shù)據(jù)，分別得到-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道位移變化規(guī)律圖（圖12）。由圖12 可知，隨著回采的進(jìn)行，兩水平巷道各監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移變化規(guī)律均呈現(xiàn)逐漸增大趨勢(shì)，-105 m 水平巷道變形最大位置出現(xiàn)在監(jiān)測(cè)點(diǎn)3 位置處（39 線采聯(lián)端部），實(shí)際監(jiān)測(cè)沉降變形量為10.5 mm，與模擬數(shù)據(jù)10.39 mm 相差1%左右，其余監(jiān)測(cè)點(diǎn)變形量與模擬數(shù)據(jù)相比變化范圍均在1%左右；-120 m 水平巷道其最大沉降變形位置出現(xiàn)在監(jiān)測(cè)點(diǎn)2 位置處（39 線采聯(lián)與主巷道交叉口處），實(shí)際監(jiān)測(cè)變形量為2.8 mm，與模擬數(shù)據(jù)2.99 mm 相比變化6%左右，其余監(jiān)測(cè)點(diǎn)與模擬數(shù)據(jù)相比變化范圍也均在6%左右，由于-120 m 水平巷道整體位移較小，因此，模擬結(jié)果與實(shí)際變形量相差較小，通過(guò)對(duì)比模擬數(shù)據(jù)與實(shí)際位移變形監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)可知，模擬結(jié)果監(jiān)測(cè)點(diǎn)沉降變形發(fā)展規(guī)律及變形量與實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)發(fā)展規(guī)律及變形量基本吻合，表明通過(guò)數(shù)值模擬預(yù)測(cè)的兩水平巷道變形量較為合理，因此，在后續(xù)回采過(guò)程中可在此基礎(chǔ)上進(jìn)行下一步模擬，確保礦體回采過(guò)程中兩水平巷道處于穩(wěn)定狀態(tài)。

圖12 位移變形規(guī)律Fig.12 Deformation law of displacement

4 結(jié)論

1）基于3Dmine-Rhino-Griddle-FLAC3D分析方法，可以對(duì)含水礦山礦體回采過(guò)程中巷道穩(wěn)定性進(jìn)行有效分析，從而為含水礦山礦體回采過(guò)程中確保巷道穩(wěn)定性提供理論依據(jù)。

2）分別進(jìn)行三步驟礦體回采模擬。礦體的回采引起兩水平巷道產(chǎn)生沉降變形，隨著回采的進(jìn)行，兩水平巷道沉降變形均逐漸增大，每步回采引起的沉降變形量則逐漸減小，礦體回采完畢后，-105 m 水平巷道39 線采聯(lián)端部沉降變形量最大，為11.66 mm，其余部位沉降變形量小于10 mm；-120 m 水平巷道受擾動(dòng)相對(duì)較小，其最大沉降變形量在3 mm 左右，采空區(qū)的及時(shí)充填有效地阻止了變形量的進(jìn)一步擴(kuò)大。

3）兩水平巷道所受最大壓應(yīng)力、最大拉應(yīng)力隨著回采步驟的增加呈指數(shù)增長(zhǎng)規(guī)律，礦體回采完畢后，-105 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力值為17.8 MPa，最大拉應(yīng)力值為1.8 MPa，-120 m 水平巷道所受最大壓應(yīng)力值為11.5 MPa，最大拉應(yīng)力值為0.37 MPa，與位移變形位置相對(duì)應(yīng)，兩水平巷道所受最大壓應(yīng)力和最大拉應(yīng)力基本處于穩(wěn)定狀態(tài)。隨著回采的進(jìn)行，兩水平巷道滲透壓均呈現(xiàn)指數(shù)增長(zhǎng)狀態(tài)，回采過(guò)程中，滲透壓較大區(qū)域均出現(xiàn)在各個(gè)采聯(lián)兩幫位置處，距離采場(chǎng)位置較遠(yuǎn)的主巷道處，滲透壓基本保持初始滲透壓狀態(tài)。

4）結(jié)合應(yīng)力和塑性區(qū)分布可知，雖然巷道圍巖所受應(yīng)力并未超過(guò)巖石強(qiáng)度，但由于存在滲透壓，兩水平巷道在拐角位置及部分采聯(lián)端部位置出現(xiàn)塑性破壞，但塑性區(qū)范圍較小，表明滲透壓對(duì)巖石強(qiáng)度存在弱化作用，因此，在-105 m 水平巷道及-120 m 水平巷道變形、受力較大位置應(yīng)及時(shí)采取相應(yīng)措施，避免在礦體回采過(guò)程中造成更大的破壞。

5）通過(guò)模擬與實(shí)際監(jiān)測(cè)數(shù)據(jù)對(duì)比可知，數(shù)值模擬可準(zhǔn)確模擬礦體回采過(guò)程中兩水平巷道穩(wěn)定狀態(tài)，數(shù)值模擬結(jié)果可為含水礦山穩(wěn)定性開(kāi)采提供理論依據(jù)。