深部銅礦高階段充填體強度設計及穩定性計算

鄒南榮，尚振華，秦忠虎

(1.紫金礦業集團股份有限公司紫金山金銅礦， 福建 上杭縣 364200；2.長沙礦山研究院有限責任公司， 湖南 長沙 410012)

深部銅礦高階段充填體強度設計及穩定性計算

鄒南榮1，尚振華2，秦忠虎1

(1.紫金礦業集團股份有限公司紫金山金銅礦， 福建 上杭縣 364200；2.長沙礦山研究院有限責任公司， 湖南 長沙 410012)

為實現高階段大體積充填體強度設計的雙重目標，即在保障安全生產的前提下，降低充填成本、提高礦山生產效益，結合深部銅礦的實際生產條件及工程地質情況，采用工程經驗法和多種理論分析方法設計了高階段充填體的強度，并結合礦山具體的地應力環境和充填體力學參數，采用FLAC軟件模擬和分析了24種分層高度下高階段充填體的穩定性，模擬結果從力學角度上很好的驗證了設計充填強度的結果，并明確了礦房采場的充填分層高度，為保障礦山的安全生產和降低充填成本提供了理論依據。

深部開采；高階段充填；強度設計；數值模擬

0 引 言

我國礦山多為地下開采，隨著礦體資源開采深度的增加，地壓顯現問題日益突出。充填法作為地下礦山主要的采礦方法之一，可以有效控制地壓，尤其是可以明顯改善甚至控制高階段采場的地壓問題[1]。設計合理的充填體強度和充填分層高度是保證礦山安全生產的基礎，也是降低充填成本的必要手段。通常，礦柱充填體的作用在于充填采空區以及作為工作平臺或工作頂板，其強度一般要求較低[2￣3]。礦房充填體將作為礦柱回采時的圍巖，其強度關系到礦柱回采的安全和經濟效益。從回采安全方案考慮，希望提高充填體的強度，而高強度的充填體必然增加成本，于經濟效益不利。因此，存在一個充填體合理強度的問題，即需在安全和經濟兩方面找到平衡點，在安全的前提下盡可能的提高經濟效益[4]。

紫金山金銅礦深部銅礦的埋藏深度較大，約為700 m，礦體賦存于強度較低的中細粒花崗巖和英安玢巖中，礦圍巖節理裂隙和地下水較為發育，且存在較大的水平構造應力，約為豎向應力的1.5～1.6倍，加上其方向垂直于采場軸向，造成了開采過程中較為明顯的地壓問題。另外，采場厚度較大，約為50～75 m，且礦山采用大直徑深孔法采礦，其階段高度為100 m，因此，礦房采場充填體的強度設計對礦柱采場的安全回采至關重要。

為了兼顧安全和經濟兩個目標，礦房采場必須采用兩種或以上強度的充填體分層充填。由于充填體自身受力情況與自身的材料配比、脫水情況、圍壓、采礦作業環境等多個因素有關。若綜合考慮上述各個因素的作用并真實地模擬實際條件，將需要進行大量的綜合測試及計算工作，因而在本文分析中，對現場條件進行合理假設和簡化，采用工程類比和理論計算兩種方法設計充填體強度，并利用數值計算設計最終的分層高度。

1 充填體強度設計

一般設計充填體強度的方法包括工程類比法、理論計算法、數值分析法3種[5]。由于工程類比法和理論計算法使用簡便，故廣泛使用于現場和科研。而數值分析方法計算過程較為復雜，不易掌握，常應用于科研方面。此處，采用工程類比和理論計算方法設計充填體強度。

1.1 工程類比法確定充填體強度

由于不同礦山的工程地質條件、礦圍巖力學性質、原巖應力水平、采礦方法、充填方式等各異，設計的充填體強度也難免與工程實際需要有所差異，所以設計充填體強度需要根據現場實際情況進一步進行試驗研究，最終確定滿足實際需要的充填體強度。國內外部分礦山高階段大體積充填體的配比設計及充填體強度見表1。

由于深部銅礦采用大直徑深孔嗣后充填采礦法，礦房長×寬×高為(50～75)m×15 m×100 m，采用“隔三采一”的回采順序，一步驟礦房采場膠結充填體的強度直接影響到二步驟礦柱采場的安全回采。根據表1中國內外部分高階段大體積充填體強度設計實例，并結合深部銅礦的工程地質條件，初步設計一步驟礦房采場膠結充填強度范圍應介于1～4 MPa之間，才能滿足深部銅礦的充填體強度要求。

1.2 充填體強度的理論計算

充填體穩定性理論主要假定充填體和圍巖的相互作用，進而計算出充填體內部壓應力與其暴露參數之間的關系，進而確定出充填體保持穩定所需強度。本文主要采用蔡嗣經公式法[6]、Terzaghi模型法[7]、Thomas計算法、Mitchell 計算法、盧平計算法[8]、南非計算法、彈性力學分析法、巖土力學覆巖承重計算法等分別計算深部銅礦礦房采場膠結充填體的強度。由于篇幅有限，此處僅以Mitchell計算法為例加以說明，其計算公式為：

(1)

根據深部銅礦的實際情況，膠結充填體取不同灰砂比充填體的均值1.8 t/m3，內摩擦角取40°。由于采用100 m的階段高度，充填體的強度首先需要滿足其自立的要求，此時安全系數取值為1.0，此外，目前深部銅礦的礦房尺寸較大(長(50～75)m×寬15 m×高100 m)，且兩個分段(分段高度50 m)全部回采完成后一次充填，為了確保礦柱采場的穩定性，考慮到深部銅礦存在較大的水平構造應力，且礦、圍巖的巖體質量中等～較差，設計采用1.2倍的安全系數評估50 m分段高度的充填體自穩情況，以及采用1.5倍的安全系數評估100 m階段高度的充填體自穩情況。充填體內垂直應力與充填高度之間的關系曲線見圖1。

圖1不同安全系數時不同計算方法的充填體底部壓應力計算結果

從圖1可以看出：采用100 m的階段高度，充填體底部的垂直應力較大，約為3.0～3.5 MPa(1.5倍安全系數)，上部分段的垂直應力約為1.0～2.0 MPa、下部分段約為2.0～3.0 MPa。由于階段底部需要布置11 m高的底部結構，設計在階段底部充填10～15 m左右的高強度充填體，強度不小于3.0 MPa。

由于采用50 m的分段高度，且分段設有鑿巖硐室，設計在分段部位也充填5 m左右的高強度充填體以保證鑿巖硐室的穩定性，強度為2.0～3.0 MPa。

此外，由于階段頂部的鑿巖硐室將作為上一階段的受礦硐室，考慮到大體積充填體的沉降問題，結合國內外類型礦山經驗，設計在階段的頂部鑿巖硐室附近也充填5 m左右強度為2.0～3.0 MPa的充填體。

2 充填體分層高度設計

因為充填體不僅受自重的影響，還要受外力的作用，因此，采用數值模擬法計算充填體的合理強度和分層高度。

2.1 數值模擬方案

根據上述理論計算結果，礦房采場的充填體強度應從下到上依此遞減，且頂部和中部鑿巖硐室適當增加其強度。因此，數值模擬中底部、中部和底部的鑿巖硐室位置附近的充填體強度為3.0 MPa，下部和上部分段位置的充填強度分別為2.0 MPa和1.5 MPa。

而分層高度的設計可以根據彈塑性力學中的圣維南原理初步確定。礦、巖體開挖后，只會使開挖面近處產生明顯的應力擾動，而一倍開挖孔徑以上擾動就會急劇減小，三倍孔徑以上區域的應力擾動可以忽略不計。目前深部銅礦采用的出礦進路為3.8 m×3.8 m，而回采礦柱時將在礦房采空區的充填體中施工類似尺寸的進路，因此，礦房采空區底部充填體的分層厚度只需盡量確保礦柱采場的出礦進路安全即可。結合圣維南原理，其開采擾動在礦房采空區充填體3.8 m內產生明顯擾動，而超過3.8 m擾動將會急劇減小，同時考慮經濟因素和便于數值模擬對比分析，因此確定底部充填高度范圍為5，10，15，20 m。采用同樣的方法設計中部和頂部鑿巖硐室的高強度充填體分層高度分別為0，5，10 m和0，5 m。

最后，采用參數正交設計，根據上述確定的充填體分層高度，確定了如表2所示的模擬方案，共計24個。

表2 充填體強度和分層高度的數值模擬方案

2.2 巖體物理力學參數的選取

根據充填配比試驗得到的充填體抗壓強度，并參考相關礦山膠結充填體的力學參數，分別采用表3對1.5， 2.0， 3.0 MPa充填體的物理力學參數進行數值計算。

表3 模型材料物理力學參數

2.3 數值模擬結果

為了保證充填體的自立，采用FLAC對各方案進行數值模擬，并提取充填體頂部、上部分段、中部鑿巖硐室、下部分段、底部的壓應力，并將各部位的應力與充填體強度比較。

本文僅以方案7和9進行說明，二者的垂直方向應力云圖見圖2。二者在數值上和云圖的形狀上差別并不大，前者頂部鑿巖硐室沒有充填高強度充填體，所以其承壓能力較弱，上覆巖層的壓應力基本由圍巖分擔，充填體內的壓應力基本為0，而采用高強度充填體的方案9，頂部充填體可以承受部分上覆巖層的壓應力，內部應力小于2.5 MPa。

圖2垂直方向壓應力云圖

將各方案充填體不同部位的壓應力結果匯總，得到圖3～圖5，從圖中可以看出：

(1) 無論層高多少，底部充填體的壓應力較大，但整體上不超過2.5 MPa，考慮到階段底部需要布置11 m的底部結構，因此設計底部高強度充填體高度為15 m；下部分段充填體內部壓應力隨著底部高強度充填體分層高度的增加而減小，底部分層為15 m時，下部分段充填體內部壓應力約為1.5 MPa左右，而設計的該部分充填體強度為2.0 MPa，可以滿足安全需求。

(2) 中部鑿巖硐室充填一定高度的高強度充填體可以顯著的改善該區域附近的充填體穩定性，充填體強度與下部分段相同時，該部位的壓應力約為1.75 MPa，其安全系數約為1.1左右，而充填高強度充填體后，該部位的壓應力約為2.0 MPa，其安全系數約為1.5左右。所以，設計中部鑿巖硐室充填5～10 m的高強度充填體；在以上前提下，上部分段充填體內的壓應力約為1.2～1.3 MPa，小于設計的充填體強度值1.5 MPa，可以滿足安全需求。

(3) 不同方案時，頂部鑿巖硐室內部的壓應力存在明顯差別。在以上充填分層的基礎上，頂部充填高強度充填體時，其壓應力約為1.2 MPa，安全系數可以達到2以上，而充填與上部分段強度相同的充填體時，其內部壓應力略小，約為1.1 MPa，但安全系數只有1.4左右，所以，設計頂部也充填5 m左右的高強度充填體。

圖3 底部和下部分段的充填體壓應力

圖4 中部鑿巖硐室和上部分段的充填體壓應力

圖5 頂部鑿巖硐室的充填體壓應力

3 結 論

(1) 依據國內外礦山工程實例中高階段大體積充填體的強度，結合深部銅礦高階段、大尺寸采場回采現狀，并根據深部銅礦現場條件，得出一步驟礦柱的采空區頂部和底部均應采用高強度的充填體，強度為3.0～4.0 MPa。

(2) 綜合運用蔡嗣經公式法等6種充填體強度理論計算方法分析了不同高度下充填體內的壓應力分布情況，認為充填體底部的垂直應力約為3.0 MPa，下部和上部分段的垂直應力分別為2.0～3.0 MPa和1.0～2.0 MPa。

(3) 采用FLAC軟件模擬分析了24種不同分層厚度下礦房采場膠結充填體的穩定性，得出了高強度充填體的分層高度，分別為底部充填高度15 m左右，中部鑿巖硐室充填高度5～10 m，頂部鑿巖硐室充填高度5 m左右。

(4) 通過運用工程類比法、理論分析和數值計算3種方法設計、分析并得到了深部銅礦高階段充填體的強度參數和分層厚度，降低了礦山的充填成本，并為礦山的安全生產提供了理論依據。

[1]郭利杰,楊小聰.深部采場膠結充填體力學穩定性研究[J].礦冶,2008,17(3):10￣13.

[2]鄧代強.混凝土充填體強度特性試驗研究[J].礦冶工程,2006,26(4):10￣12.

[3]朱志彬,劉成平.充填體強度計算及穩定性分析[J].采礦技術,2008,8(3):15￣17.

[4]楊耀亮,鄧代強,惠 林,等.深部高大采場全尾砂膠結充填理論分析[J].礦業研究與開發,2007,27(4):3￣4.

[5]曾照凱,張義平,吳 剛,等.基于正交優化的膠結充填體強度試驗研究[J].有色金屬(礦山部分),2010,62(3):6￣8.

[6]曾照凱,張義平,王永明.高階段采場充填體強度及穩定性研究[J].金屬礦山,2010,39(1):31￣34.

[7]蔡嗣經.膠結充填材料的強度特性與強度設計(Ⅰ)—膠結充填體的強度設計[J].江西理工大學學報,1985(3):44￣51.

2017￣08￣28)

鄒南榮(1974-)，男，福建上杭人，采礦工程師，主要從事采礦技術方面的研究，Email：zounanrong.zjky@163.com。