基于巖體時變力學參數的深部礦段回采順序優(yōu)化

胡建華，習智琴，羅先偉，周科平，艾自華

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基于巖體時變力學參數的深部礦段回采順序優(yōu)化

胡建華1，習智琴1，羅先偉2，周科平1，艾自華1

(1. 中南大學 資源與安全工程學院，湖南長沙，410083；2. 廣西高峰礦業(yè)股份有限責任公司，廣西南丹，547200)

基于巖體力學的時變參數演化規(guī)律，設計高峰深部礦段5種可行的回采順序方案。運用耦合建模技術構建深部礦段復合空區(qū)的三維有限元模型，再采用FLAC3D仿真技術，實現巖體時變力學參數下不同回采順序的時空演化規(guī)律。研究結果表明：各種回采順序下的局部巖體最大拉應力和壓應力都達到巖體的抗拉和抗壓強度，應及時處理采空區(qū)；隨著回采推進，頂底板位移逐漸增大，在最后1步達到最大值，并且受不同工藝的影響，最大位移表現出差異性；頂板位移最大沉降分別為50.0，38.0，74.0，64.9和70.5 mm，底板最大垂直位移(底鼓)分別為68.6，34.9，47.6，45.8和46.4 mm；巖體的破壞主要表現為剪切和拉伸塑性破壞，其中方案3和方案4的剪切破壞體積比方案1，2和5的剪切破壞體積，方案5發(fā)生拉伸破壞體積最大，方案2的整體塑性區(qū)體積比方案1的稍大。綜合采場的生產能力和形變應力及其塑性破壞特征分析，選擇較優(yōu)的方案2。

時變力學參數；回采順序；時變應力與變形；塑性破壞；優(yōu)化

合理確定礦段內采場間的回采順序，是實現采礦工程結構參數優(yōu)化和高效安全回采的關鍵，特別對于深井復雜采空區(qū)下的資源安全高效回采及礦山工程穩(wěn)定性具有重要的作用[1?3]。一般地，研究回采順序優(yōu)化問題，主要針對礦山不同的開采順序方案進行簡單比較和優(yōu)選。如劉曉明等[1]設計了2種可行的回采順序模擬方案，對冬瓜山深井開采的回采順序進行了優(yōu)化研究；彭康等[4]模擬計算了三山島金礦新立礦區(qū)中段盤區(qū)間不同回采順序，獲得了不同開采步驟下的礦巖應力和位移特征值，提出了間隔2個盤區(qū)回采1個盤區(qū)的優(yōu)化回采工藝方案；韓斌等[5]根據金川二礦區(qū)多中段多盤區(qū)同時回采的實際情況對7種回采順序進行了數值模擬，發(fā)現從礦體一端向另一端漸進式下降的最佳回采順序；甯瑜琳等[6]以玲南金礦兩步驟上向水平分層充填采場為例，對比盤區(qū)交錯式、凸型階梯式、三角型階梯式這3種回采順序的工程響應，發(fā)現采用凸型階梯式回采時采場穩(wěn)定性最強。然而，采礦過程始終處于不斷加載和卸載的過程中[7]，在不斷調整再平衡過程中礦巖性質產生劣化，常規(guī)的力學參數難以反映礦巖體劣化損傷對礦巖體的響應。在采動時變演化過程中，胡建華等[8]分析了礦山開采的采動影響區(qū)域內圍巖擾動弱化規(guī)律，獲得了巖體力學性質和參數的劣化時變規(guī)律。李維樹等[9]在高拱壩卸荷帶內通過35點動靜對比原位變形試驗，建立了卸荷下卸荷帶內的巖體變形參數與波速之間的時變關系式。王瑞紅 等[10]通過對壩肩開挖邊坡應力應變場的彈塑性力學進行分析，得到了每步開挖后巖體劣化參數，并實現了對壩肩槽開挖過程中的邊坡穩(wěn)定性分析。雷濤等[11]以銅坑礦92號礦體連續(xù)誘導崩落卸荷開挖采場為對象，基于細觀損傷力學和卸荷巖體力學理論，運用 RFPA 軟件建立了巖體卸荷計算的等效數值模型，據巖體卸荷損傷和聲發(fā)射效應獲得了卸荷巖體力學參數的變化曲線及其劣化規(guī)律。然而，在劣化時變巖體力學參數的工業(yè)應用上，人們的實踐研究較少。為此，本文作者以廣西高峰礦105號礦體的某深部中段礦體為研究對象，基于巖體時變力學參數，設計5種可行的回采方案進行數值模擬研究，分析礦段在不同方案中時變演化規(guī)律，提出合理的安全回采順序。

1 工程概況

廣西高峰礦的105號礦體位于100號礦體的深部延伸段，已經成為高峰礦的主要開采礦體，賦存在礁灰?guī)r中，埋深絕對高差為800~1 000 m。該礦段受多年前的非法盜采，礦體內空區(qū)復雜，巷道眾多，裂隙發(fā)育，礦巖強度較低，不穩(wěn)固，深部開采的地應力高等，給礦山開采的安全性帶來了極大威脅。同時，該礦山的資源品位高，價值大，為保障該礦體開采的安全性，需對礦體的整體開采順序進行分析和確定。由于?150 m水平以上的礦體大部分已開采完畢，目前?200 m以上的開采范圍主要集中在?150~?200 m，主要對該區(qū)段的整體開采順序進行優(yōu)化。

2 模型構建與方案設計

2.1 模型的建立

由礦山實際地質賦存條件和空區(qū)探測結果建立三維立體模型。為簡化計算，選取105號礦體?150~ ?200 m區(qū)段的礦體實際三維模型北部的部分礦體模型進行數值計算。依據圣維南原理，選擇區(qū)域礦體3倍半徑范圍為模型邊界，計算礦段實體與模型的空間三維關系，如圖1(a)所示。模型長×寬×高為540 m×360 m×300 m，劃分網格后共有55 236個節(jié)點，29 9421個單元，其中計算礦段網格模型見圖1(b)。巖體采用Mohr-Coulomb 強度準則的彈塑性本構關系，計算模型的側面為水平位移約束，底面固定，上表面為自由邊界，并根據實測地應力以自重應力施加荷載環(huán)境參數。

(a) 計算礦段實體模型；(b) 計算礦段網格模型

2.2 時變演化下巖體力學參數

由于地下礦山開挖過程的非線性時變特性，其最后力學狀態(tài)不但取決于加載過程，而且取決于分析對象幾何域或物理參數的時變特征值[12]，其巖體力學參數的時變特征值尤為關鍵。在開挖采礦初期，巖體參數選取初始物理力學參數，，和，見表1(其中，為體積彈性模量；為剪切彈性模量；為內摩擦角；為黏聚力)。

表1 巖體初始物理力學參數

一步驟開挖后，對已開挖采場的周邊擾動影響區(qū)內采場礦巖力學參數選取時變的巖體力學參數1，1，1和1，逼近實際弱化情況，巖體時變力學參數計算式[8]如下：

式中：1=0.5；1=1.15；為彈性模量；為泊 松比。

2.3 回采方案設計

根據回采可行方案的分析與模型特征，開挖礦體區(qū)域的編排由右向左(由南向北)依次為1~9，并對該礦段左部存在的3個空區(qū)，回采前先進行空區(qū)充填處理。設計的5種可行回采方案見表2，巖體時變力學參數計算流程見圖2。

圖2 巖體時變力學參數計算流程

表2 整體礦段回采方案設計

注：采1表示開采礦段1號采場；充1表示充填礦段1號采場；編號1~9采場見圖1。

3 計算結果分析

3.1 時變應力場分析

隨著回采與充填時步的推進，頂底板最大拉應力時變曲線整體上呈現出先增大再減小的趨勢，如圖3(a)所示。在方案1中出現最大拉應力，達到3.96 MPa，且開挖步數多，拉應力持續(xù)時間最長，巖體受拉產生的拉裂破壞顯著；方案2，3，4和5中出現的最大拉應力分別為3.48，3.16，3.11和3.68 MPa，都達到或超過了圍巖的抗拉強度；方案3和方案4在開挖完畢后的最大拉應力相對最小，因為開采方式為隔一采一，從空間上錯開了開挖順序，避免了同一開挖順序中各采場間的相互影響。方案2的最大拉應力是方案1，2和5中最小的，這是由于隨著開采向一端或兩端推進，已回采完畢并充填后的采場形成了整片支撐區(qū)，相當于留有較大的支撐礦柱，最后壓縮沉降。

(a) 最大拉應力；(b) 最大壓應力

由最大壓應力時變曲線可知：最大壓應力為45.95~102.75 MPa，如圖3(b)所示；方案1~5的最大壓應力分別為102.75，102.60，102.20，95.64和71.74 MPa，均已達到圍巖抗壓強度；方案1的最大壓應力最大，方案5的最小；最大壓應力都出現在空區(qū)周圍的邊角應力集中區(qū)域，因為開挖到空區(qū)內的采場，雖然空區(qū)已經充填，但由于周圍采場巖體物理力學參數弱化以及充填體的強度較低，因此，在空區(qū)周圍邊角出現較大應力集中現象。開挖采場后應力轉移到空區(qū)周圍，所以，最大壓應力時變曲線整體表現出無規(guī)律性。最后一步開挖完畢后，方案1的最大壓應力最小，方案2和方案4的次之，且方案二開挖步數較方案1的少。

3.2 時變位移場分析

采動引起的圍巖變形與位移是導致頂板圍巖發(fā)生大的形變冒落偏幫和底板底鼓的原因，影響到采場、巷道的穩(wěn)定，危及作業(yè)人員安全[13]。對比頂板時變位移和底板時變位移各方案可知(如圖4所示)：隨著開采推進，采空區(qū)暴露面積增大，充填體強度較低，支撐能力有限，導致頂底板位移不斷增加；在最后回采步時，頂底板位移都達到最大值。各方案中頂板最大位移分別為50.0，38.0，74.0，64.9和70.5 mm，底板最大垂直位移(底鼓)分別為48.6，34.9，47.6，45.8和46.4 mm。研究結果表明：方案2的頂底板位移整體上都比其他4種方案的小，且方案2的頂板最大位移和底板最大位移分別為38.0 mm和34.9 mm，是這5種方案中最小的。

(a) 頂板；(b) 底板

3.3 塑性區(qū)分析

塑性區(qū)是開采過程中巖體達到塑性破壞的直觀顯示，各方案回采中典型塑性區(qū)云圖如圖5所示。由圖5可知：在每步開挖過程中，上盤主要發(fā)生剪切破壞，而頂底板發(fā)生拉伸破壞，在靠近采場空區(qū)內礦巖體形成貫通的塑性區(qū)，并形成采場空區(qū)的塑性包絡特征，如方案3、方案4和方案5；方案1和方案2的塑性區(qū)體積都在最后一步達到最大值，但沒有形成繞采場的貫通區(qū)；在既有采空區(qū)內，由于受到采動的繼續(xù)擾動，進一步形成大量的塑性破壞，可造成采空區(qū)的冒落和垮塌事故，必須在采動前對既有采空區(qū)進行處理。各方案的塑性區(qū)體積如表3所示。從表3可以看出：方案3和方案4的剪切破壞體積與其他3種方案相比明顯過大，這與塑性區(qū)云圖情況吻合；方案5中，每步驟開挖完畢后發(fā)生的剪切破壞體積和總的拉伸破壞體積都比方案1和方案2的大，方案1和方案2的剪切破壞體積和總的拉伸破壞體積處于同一數量級，方案2稍比方案1的大。

表3 不同狀態(tài)的塑性區(qū)體積最大值

注：狀態(tài)欄中，剪切、拉伸1和2分別為1表示“本次工況發(fā)生的塑性狀態(tài)”，2表示“既有工況已經產生的塑性狀態(tài)”。

3.4 方案比選

本礦段屬于礦山的深部開采，為保障礦山的安全高效開采，必須提高礦山的采場開采強度和降低礦山的安全隱患。基于巖體時變力學參數的數值仿真模擬結果，方案2的應力受雙向采動影響不是最小，但位移最小，塑性區(qū)沒有形成采場圍巖的貫通，其塑性區(qū)體積較小，并且2個采場同時生產，生產能力大，有利于強化開采和安全保障。故方案2較優(yōu)。

(a) 方案3；(b) 方案4；(c) 方案5；(d) 方案1；(e) 方案2；(f) 采場9空區(qū)

4 結論

1) 所設計的開采方案中，最大拉應力和最大壓應力都達到了圍巖的抗拉強度和抗壓強度，且都發(fā)生在采場邊部圍巖的應力集中處；在回采前，需要對既有的采空區(qū)進行充填處理，降低擾動對既有空區(qū)的二次擾動破壞。

2) 隨著開采的推進，頂底板位移逐漸增大，在最后一步達到最大值。5種方案中，方案3和4發(fā)生剪切破壞的體積比方案1，2和5的大，方案5發(fā)生拉伸破壞的體積最大；方案2和方案1的塑性區(qū)體積最大，方案2的塑性區(qū)體積比方案1的稍大。

3) 從高效安全角度出發(fā)，綜合分析各方案頂底板最大拉應力、壓應力、沉降位移以及各狀態(tài)下的塑性區(qū)體積，方案2為最優(yōu)回采順序方案。

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(編輯 陳燦華)

Optimization of mining sequence based on rock mass time-varying mechanics parameters

HU Jianhua1, XI Zhiqin1, LUO Xianwei2, ZHOU Keping1, AI Zihua1

(1. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China;2. Guangxi Gaofeng Mining Co. Ltd., Nandan 547200, China)

Based on the time-varying parameter evolution law of rock mass mechanics, five kinds of mining sequence schemes were designed in the deep section of Gaofeng mine. The 3D finite element model with the goafs was built by the coupled modeling technique in deep mine sections. Using the FLAC3D program, the evolution laws of space and time were simulated to different mining sequences based on the time-varying mechanical parameters of rock mass. The results show that the maximum values of tensile and compressive stress reach the tensile and compressive strength of rock mass. In order to ensure safety of the mining, the goafs should be handled in time. With the mining process, the displacement increases gradually in the roof and floor. The displacement reaches the maximum in the last step. In the five cases, the maximum subsidences of the roof are 50.0, 38.0, 74.6, 64.9 and 70.5 mm, and the maximum vertical displacement of the floor is 68.6, 34.9,47.6,45.8 and 46.4 mm, respectively. The plastic failure is mainly manifested in shear and tensile failure to the rock mass. For the plastic volume, the volumes of the shear failure of cases 3 and 4 are larger than those of the cases 1, 2 and 5; the volume of the tensile failure of case 5 is the largest; the volume of case 2 is slightly more than that of case 1. For comprehensive production capacity, deformation, stress and plastic damage characteristics of stope, the case 2 is the best.

time-varying mechanics parameters; mining sequence; stress and displace; plastic damage; optimization

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.10.028

TD851

A

1672?7207(2017)10?2759?06

2016?10?30；

修回日期：2016?12?28

國家十二五科技支撐計劃項目(2015BAB12B01)；國家自然科學基金資助項目(41672298)；中南大學“創(chuàng)新驅動計劃”項目(2015CX005)(Project(2015BAB12B01) supported by the National Science and Technology Support Program during 12th Five-Year; Project(41672298) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2015CX005) supported by the “Innovation Drive Plan” of Central South University)

胡建華，博士，教授，從事高效安全采礦技術與巖土工程的穩(wěn)定性分析研究；E-mail：hujh21@126.com