基于化學注漿預加固的破碎礦體采場結構優化數值模擬

韓斌，于少峰，吳愛祥，高永祥，程海勇

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基于化學注漿預加固的破碎礦體采場結構優化數值模擬

韓斌1，于少峰1，吳愛祥1，高永祥2，程海勇1

(1. 北京科技大學土木與環境工程學院，北京，100083；2. 云南金沙礦業股份有限公司湯丹公司，云南昆明，650000)

湯丹銅礦4號礦體厚大軟弱破碎，圍巖松散、炮孔成孔率低；優選MP 364礦用樹脂進行化學注漿預加固，并在3采2分段進行現場化學注漿試驗，確定化學漿液擴散方式、注漿壓力及擴散半徑等參數，建成注漿工藝系統。通過FLAC 3D及ANSYS等軟件建模，并對地表巖移、頂板位移、采場支撐體系塑性區以及礦柱最大主應力進行數值模擬分析。研究結果表明：按照推薦注漿材料配比及工藝施工，巖體強度及完整性得到較大提高，炮孔成孔率提高22%；化學注漿后，由于巖體強度及礦體完整性得到提高，擬通過增大礦房暴露面積以提高礦石回收率。注漿后，在保證安全且保持礦柱尺寸不變的情況下，礦房暴露面積提高約50 m2，則礦石回收率可以提高約10%以上，提高了礦山經濟效益。

化學注漿預加固；注漿工藝系統；數值模擬

化學注漿是利用氣壓、液壓或電化學的原理，經注漿管將化學漿液注進礦體縫隙之中，然后漿液通過滲透、擠壓以及化學反應等方式與原巖體膠結為一個整體，從而達到封堵巖體裂隙與加固礦巖的目的，最終提高礦體整體強度[1]。以往國內礦體注漿基本用途為堵水或斷層等破碎帶加固，本課題在國內首次將注漿技術用于整個礦體開采前的預加固。湯丹銅礦4號礦體，巖體及圍巖節理裂隙極為發育，巖體存在大量細小緊密的裂隙。礦體賦存于黑山組底部有利構造部位的碳泥質板巖夾層中，平均厚為24 m。礦石含泥量較高，炮孔成孔率低于70%。為保證頂板長時間內不發生垮塌與安全開采，可以采用化學注漿技術將漿液注入巖體裂隙中，使礦體及圍巖加固為一個整體，以達到提高炮孔成孔率，增大回采安全系數，最終實現增大礦石回收率的目的[2]。本文作者設計采用化學注漿預加固技術對礦體進行注漿；確定了漿液擴散方式，并開展了漿液擴散半徑影響因素分析，建成了注漿工藝系統?，F場工業應用表明，按照推薦注漿材料配比及工藝施工，注漿巖體強度提高25%，炮孔成孔率提高22%，礦體及圍巖穩固性提高，增強了采礦作業的安全性?；瘜W注漿后，由于礦體強度及完整性得到提高，設計通過增大礦房暴露面積以提高4號礦體礦石回收率；利用FLAC 3D及ANSYS等數值模擬軟件建模，并對地表巖移、頂板位移、采場支撐體系塑性區以及礦柱最大主應力進行模擬分析。

1 化學注漿預加固技術

1.1 注漿試驗場地選擇

注漿段礦體布置形式如圖1所示。

(a) 礦體縱剖面圖；(b) 礦體橫剖面圖；(c) 礦體平面圖

為使化學注漿工藝在4號礦體進行推廣使用，設計在3采2分段礦房進行注漿試驗；2分段礦體傾角為67°，礦體走向長為26 m，厚度約為22 m，高度為19 m。

1.2 注漿材料及相關設備

1) 造孔設備：YGZ90型導軌式獨立回轉鑿巖機。

2) 注漿材料：德國BASF公司生產的MP 364礦用樹脂。實驗室測得注過化學漿液MP 364的巖體力學參數如表1所示。

表1 MP 364物理力學性質測試結果

3) 注漿泵：BASF生產的ZQBS?8.4/12.5氣動注漿泵。

4) 其他主要設備：注射混合槍、封孔器等。

1.3 注漿技術參數

1.3.1 確定化學漿液擴散方式

漿液擴散方式直接影響著漿液擴散半徑與單孔注漿量等參數，確定漿液擴散方式能夠有效提高注漿效率并節約成本，因此有必要確定本次注漿試驗中漿液的擴散方式[3?5]。首先計算出注漿技術參數。

1) 注漿壓力。注漿壓力作為漿液在巖體孔隙中擴散、充填及壓密的動能，為注漿設計的重要參數之一，其對提高注漿質量和保證注漿效果有著明顯的影響。注漿壓力主要與地層結構和注漿材料等因素有關，國內一般采用以下公式進行計算：

(1)

式中：為注漿壓力，Pa；為巖石密度，4號礦體平均密度為2.7 t/m3；為注漿段止漿巖盤厚度，1.0~1.5 m，根據擴散半徑取值，取值2.5 m；為系數，由于4號礦體較為破碎，取值3。

根據式(1)，計算得注漿壓力為8.1~16.2 MPa。

2) 注漿速度。注漿速度的關鍵，取決于地層的孔隙率和注漿設備參數，根據4號礦體現有條件，設計注漿速率范圍為10~30 L/min。

3) 單孔注漿量。注漿過程中，在不漏漿的情況下，盡量用單液水泥漿充填空隙，以提高注漿效果，單孔注漿量計算公式如下：

×hRnγC(2)

式中：為單孔注漿量，L；為漿液損失系數，一般取1.15~1.30，這里取值1.2；為漿液擴散半徑，根據BASF公司相關經驗，4號礦體內注漿擴散半徑在6 MPa即可達到2.5 m以上，此處取2.5 m；為注漿孔深，7~19 m；為巖層裂隙率，取2%；為裂隙內漿液有效充填系數，取0.8；為結合率，取值0.9。

將各參數代入式(2)中，得單孔注漿量為150~350 L。

根據以上數據分析，在2分段試驗采場選定位置進行注漿試驗，并將注漿施工過程中所觀察到的結果繪制成??曲線，其主要表現如圖2所示。

圖2 試驗孔注漿p?Q?t曲線

由圖2可以看出：注漿過程中，注漿壓力一般為為2~4 MPa，注漿速度為16~20 L/min，隨注漿不斷進行，注漿壓力稍微有所上升，而注漿速度略微下降，但波動較??；然而，當達到設計的注漿量時，注漿終壓達不到設計終壓(8.1~16.2 MPa)，而此時注漿速度仍表現為較大，且在2.5 m處鑿孔，經鉆孔窺視儀觀測發現大量白色化學漿液。這是因為巖體中存在大量裂隙，漿液流動的阻力較小，漿液主要表現為填充擴散方式進行加固。

1.3.2 漿液擴散半徑影響因素

漿液以充填擴散方式為主時，“劉嘉才公式”[2]以計算多裂隙巖體漿液擴散半徑準確而聞名，其基本思想是：假設兩裂隙面相互平行，漿液從注漿管內流出后向裂隙內充填，平行于裂隙面做徑向流動[6]。這里以“劉嘉才公式”計算4號礦體裂隙巖體中漿液擴散半徑：

式中：0為注漿孔內注漿壓力，MPa；e為裂隙內地下水的壓力，MPa；0為注漿孔半徑，cm；為漿液的黏度，MPa?s；為裂隙寬度，cm；為注漿時間，s。

4號礦體采用化學樹脂MP 364加固，其漿液黏度為0.38 MPa?s；靜水壓力為300 KPa，注漿孔半徑為 5 cm，裂隙寬度約為0.2 cm。將已知數據代入式(3)中，此時漿液的擴散半徑為

由式(4)可以看出：漿液擴散半徑由注漿孔內的注漿壓力p、注漿時間及裂隙寬度共同決定。為驗證其關系，在現場展開了相關注漿試驗：

將0分別為2和4 MPa，為0.10，0.20和0.50 cm時，測量的與的關系，經origin軟件分析得其關系如圖3所示。

注漿壓力/MPa：(a) 2；(b) 4

由圖3可以看出：1) 在0固定為2 MPa或4 MPa不變的情況下，隨著增加而增大；2) 在固定為1.8 ks或3.6 ks不變的情況下，隨著增大而增大，隨著0提高而增大；3) 當為0.10 cm時，隨著增加，增幅極小；4) 在為0.20 cm，0為4 MPa的情況下，可以達到約350 cm，需要4 ks。

在分別為1.8和3.6 ks，為0.10，0.20和0.50 cm時，將測得的與0的關系，經origin軟件分析得其關系如圖4所示。

注漿時間/ks：(a) 1.8；(b) 3.6

由圖4可以看出：1)一定時，隨著0的提高而增大；2) 在0保持不變的情況下，隨著減小而減?。?) 當過小時，提高0，的增幅極??；4) 在為0.20 cm、為3.6 ks的情況下，達到約300 cm，0需達到4 MPa。

1.4 推薦的注漿參數

根據上述試驗中注漿壓力及時間與漿液擴散半徑關系驗證結果，為使巖體注漿壓力充分、注漿時間最合理，最終確定化學注漿參數如表2所示。

表2 MP 364礦用樹脂注漿參數

1.5 注漿工程布置

注漿巷道沿礦體走向布置于礦房內，沿注漿巷道設計3排注漿孔，排距為5 m，即擴散半徑為2.5 m。其中第1和第3排注漿孔布置在礦房界限上，這樣使得上盤及下盤靠近礦房部分都能夠得到一定程度的加固；第2排注漿孔布置在礦房中央。每排布置9個注漿孔。注漿孔的具體設計參數如表3所示。

表3 注漿孔設計方案

由表3可知：最深孔設計為18 m，超過15 m深的注漿孔為3個，且都不深，利用YGZ90鑿巖機是能夠滿足鉆孔條件的。注漿時，孔深超8 m的注漿孔應采用分段注漿處理，分段長度為5 m。

2 現場注漿應用效果

圖5所示為注漿前后注漿孔內巖體情況。根據設計方案要求，2013年9月完成了4號礦體3采2分段注漿試驗。主要采用鉆孔窺視儀觀測(圖5)及巖石力學實驗獲得注漿后巖體力學參數的方法確定注漿效果。

(a) 注漿前；(b) 注漿后

2.1 成孔效果觀測

注漿后，炮孔成孔率提高20%以上，且暫無造孔不成功現象；利用鉆孔窺視儀觀測，可見注漿效果好，礦體裂隙注漿密實，孔內極少出現巖石碎塊。

2.2 巖石力學實驗

根據注漿工程具體情況，對注漿后巖體進行取芯實驗(注漿前巖體力學參數參考礦山已有數據)。將現場取得的注漿后巖芯按碳泥質板巖與白云巖進行歸納整理，并將實驗室測得的單軸抗壓強度、彈性模量、泊松比、內摩擦角、黏聚力等物理力學參數歸納統計如表4所示。由表4可知：注漿后礦巖各參數都得到明顯改善，礦體穩固性及完整性都得到極大提高，理論上可以通過增大礦房暴露面積的方法以提高礦石回收率，增加礦山經濟效益。

表4 注漿前后兩類巖體力學參數

3 采場結構參數優化數值模擬

注漿前，4號礦體開采采用的是“大礦柱，小礦房”的方式，即礦柱寬度×礦房寬度為16 m×10 m，且許多地方出現垮塌現象，說明現有巖體條件下采用已有的采礦方式不合理；注漿后，巖體強度得到加固，理論上礦房暴露面積得到大大提高，為確保安全，設計采用礦柱寬度×礦房寬度為16 m×12 m的方式對整個4號礦體進行開采，后續試驗成功后再考慮更大的礦房暴露面積。原方案與設計方案對比如表5所示。

表5 開采量對比

由表5可以看出：設計方案明顯優于原方案，這主要體現在化學注漿可以提高礦石回收率。然而設計方案能否在保證安全性的條件下，達到提高經濟效益的目的，在采用新的設計方案之前，要根據現有試驗結果對設計的礦房尺寸進行數值模擬，以提供理論支持[7]。

3.1 數值模擬建模

采用ANSYS建立數值模型，模型中采場結構包括如下元素：礦房、礦柱、頂板以及底板[8?16]。模型尺寸(長×寬×高)為600 m×624 m×658 m，模型單元數為150 000，數值模型整體圖及分解圖如圖6~7所示。

圖6 整體數值計算模型

圖7 礦塊形態圖

由圖7可知：采場中的礦柱和頂底板，其共同作用構成了采場中的支撐體系，且受礦體形態所致，礦柱高差較大。

假定模型中所有材料均符合摩爾庫倫準則，數值模擬過程中首先計算原巖狀態，應力邊界條件按照 式(5)施加，地面作為自由邊界，且模型的左右兩邊界都施加水平的約束力，而底邊界同時施加水平與垂直約束。原巖狀態下的應力分布如圖8所示，然后在此基礎上，根據實際采礦工藝由左至右、由下至上開采礦房。

3.2 模型結果分析

為借助于數值模擬實現采礦優化設計目標，開展了本設計方案的分析研究，首先對其開采過后的地表巖移指標，即地表的最大沉降、最大傾斜值、最大曲率值以及最大水平變形進行分析；然后對本方案引起的采場頂板位移變化進行分析；最后對本方案引起的采場支撐體系的塑性區大小進行了分析，以達到控制地表巖體移動和采場穩定性的目的。

1) 地表巖移分析。地表位移約束條件是控制開采引起的地表變形在允許范圍內，避免地表沉降對建筑物的破壞。為了避免巖移引起地表建筑物的破壞，巖移控制是必要的。圖9所示為開采結束后地表沉降云圖，表6所示為設計方案巖移指標。

圖9 地表沉降云圖

由圖9可知：地表沉降成同心圓分布，距離采空區越近，沉降越大，反之越小。圖10~13所示為提取的模型主斷面的沉降曲線、傾斜曲線、曲率曲線以及水平變形曲線，并從中提取出地表最大沉降、地表最大傾斜、地表最大曲率以及地表最大水平位移(見表6)，為注漿前后巖移指標的對比分析奠定基礎。

圖10 地表下沉曲線

圖11 地表傾斜曲線

圖12 地表曲率曲線

圖13 地表水平變形曲線

表6 設計方案巖移指標

考察模擬結果地表傾斜、地表曲率及水平變形指標可知：設計方案能達到一級保護等級。目前湯丹銅礦地表需要保護的為建筑和公路，滿足三級保護等級即可，因此按設計方案施工，能夠保證安全。

2) 頂板位移分析。提取設計方案頂板位移云圖如圖14所示。由圖14可知：受大面積開采的影響，頂板發生了一定規模的沉降，且頂板左側及上盤側沉降量較大，這與采空區分布及上下盤圍巖強度差異相對

圖14 設計方案頂板下沉云圖

3) 采場支撐體系塑性區分析。頂板和礦柱是采空區穩定性的關鍵影響因素，是整個采空區的承載體系，其失穩將會導致采空區頂板的大面積坍塌，后果不堪設想。為分析設計方案中礦柱及頂底板的穩定情況，提取礦房開采后支撐體系的塑性區分布狀況，見圖15。

表7 設計方案頂板沉降參數

圖15 設計方案塑性區分布

設計方案中塑性區的大小，具體見表8。由表8可知：礦房開采過后，部分應力轉移到礦柱、頂底板以及圍巖中，塑性區分布變廣。設計方案塑性區分布特點為：①頂板未出現塑性區，說明頂板注漿后，強度提高，設計厚度能夠滿足要求；②礦房開采過后，礦柱兩側出現臨空面，臨空面上塑性區分布最廣，與上盤圍巖的接觸面次之，而與下盤圍巖的接觸面上只有零星分布；③本次設計方案基本為剪切破壞區，個別可見零星拉伸破壞區；但本方案塑性區貫通率低，即礦柱雖會出現局部的破壞，但整體穩定性較好，按設計方案施工，能夠保證安全。

表8 設計方案塑性區參數

4) 礦柱最大主應力分析。礦房開采前礦柱最大主應力為15.023 MPa，提取礦房開采后礦柱最大主應力云圖，如圖16所示。由圖16可知：礦房開采過后，應力集中部位發生在礦柱頂部及底部。礦山原有方案及設計方案應力集中系數大小對比見表9。由表9可知：按照最大主應力和應力集中系數來看，設計方案都要優于礦山原有方案。

圖16 設計方案礦柱最大主應力云圖