階段嗣后膠結(jié)充填體礦柱強(qiáng)度模型研究與應(yīng)用

楊磊，邱景平，孫曉剛，邢軍

?

階段嗣后膠結(jié)充填體礦柱強(qiáng)度模型研究與應(yīng)用

楊磊1, 2，邱景平1，孫曉剛1，邢軍1

(1. 東北大學(xué) 資源與土木工程學(xué)院，遼寧 沈陽，110819；2. 皇家墨爾本理工大學(xué) 工程學(xué)院，澳大利亞 墨爾本，3000)

利用滑楔體極限平衡理論，建立膠結(jié)充填體礦柱側(cè)向滑移失穩(wěn)模型，考慮采場結(jié)構(gòu)參數(shù)、充填材料自身特性和充填體?礦巖(柱)接觸面特性的影響，分別得出膠結(jié)充填體礦柱與礦壁和非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)所需強(qiáng)度模型。以中關(guān)鐵礦為工程分析實(shí)例，開展室內(nèi)充填配比試驗(yàn)。研究結(jié)果表明：當(dāng)膠結(jié)充填體礦柱后壁與礦壁和非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)，膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度隨階段高度的增加分別呈對(duì)數(shù)函數(shù)和線性函數(shù)增長；中關(guān)鐵礦膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度為0.78~0.82 MPa，經(jīng)典強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型計(jì)算值偏小，需選取安全系數(shù)為1.5~3.0；推薦中關(guān)鐵礦使用的充填配比為灰砂比1:10、料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)70%，抗壓強(qiáng)度、泌水率、塌落度和流動(dòng)度均能滿足采礦作業(yè)需求，水泥用量與原推薦方案相比可降低45.7%。

階段嗣后充填采礦法；膠結(jié)充填體礦柱；強(qiáng)度模型；全尾砂；充填配比

階段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V法在減少礦石損失貧化、控制巖爆、緩解地表沉降、提高采充效率等方面具有重要作用，正逐漸成為國內(nèi)外礦山回采傾斜或急傾斜厚大礦體的首選采礦方法[1?4]。在相鄰礦房回采過程中，為確保礦石能順利采出和不被貧化，需要膠結(jié)充填體礦柱在保持自立性的同時(shí)，還能有足夠的強(qiáng)度抵抗爆破擾動(dòng)[5]。膠結(jié)充填體強(qiáng)度過高易造成膠凝材料不必要的浪費(fèi)，增加充填成本；強(qiáng)度過低難以保證回采作業(yè)安全高效進(jìn)行。因此，對(duì)階段空?qǐng)鏊煤蟪涮铙w強(qiáng)度進(jìn)行研究具有重要意義。為合理確定采礦作業(yè)中所需的膠結(jié)充填體強(qiáng)度，國內(nèi)外學(xué)者進(jìn)行了大量研究。TERZAGHI[6]將改進(jìn)的MARSTON理論用于分析充填體內(nèi)應(yīng)力狀態(tài)分布，但主要適用于水砂充填材料。MITCHELL等[7]基于滑楔體平衡理論提出了滿足自立性的充填體強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型，但忽略了充填體與礦巖壁間的摩擦效應(yīng)。THOMAS[8]認(rèn)為充填體內(nèi)應(yīng)力呈拱形分布，提出了適用于充填擋墻的強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型，但并未考慮充填體自身強(qiáng)度特性。盧平[9]針對(duì)THOMAS模型[8]的不足進(jìn)行了修正，但未考慮充填體長度對(duì)所需強(qiáng)度的影響。蔡嗣經(jīng)[10]對(duì)國內(nèi)外礦山進(jìn)行歸納分析，得到了充填體強(qiáng)度與其高度的半立方拋物線關(guān)系式。LIU等[11?13]基于充填體的本構(gòu)模型，根據(jù)圍巖開挖釋放能量與充填體積蓄應(yīng)變能相近原則，得到了考慮原巖地應(yīng)力的膠結(jié)充填體強(qiáng)度設(shè)計(jì)公式，但未研究充填體自身尺寸的影響。LI等[14]推導(dǎo)了膠結(jié)充填礦柱在極限側(cè)壓狀態(tài)下的三維力學(xué)強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型，并針對(duì)MITCHELL方法的不足，提出了修正MITCHELL模型[15]和廣義解析解法[16]用于充填體強(qiáng)度設(shè)計(jì)，但主要適用于一步驟膠結(jié)充填體礦柱臨空側(cè)對(duì)立面與礦壁接觸時(shí)的情況。由希等[17]提出了考慮頂板垂直壓力的階段膠結(jié)充填體礦柱強(qiáng)度模型，但在現(xiàn)場實(shí)際中，礦柱由于自身沉縮性難以充分接頂作為承載結(jié)構(gòu)。曹帥 等[18]基于彈性力學(xué)平面應(yīng)變基本假設(shè)建立了金屬礦山階段膠結(jié)充填體礦柱模型，未考慮上、下盤圍巖與階段礦柱間的摩擦效應(yīng)。綜上所述，人們對(duì)膠結(jié)充填體強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型的研究已取得豐富成果，但對(duì)多因素(如采場尺寸、接觸特性等)協(xié)同作用下的階段空?qǐng)鏊煤竽z結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度研究較少。因此，本文作者根據(jù)滑楔體極限平衡理論，考慮采場結(jié)構(gòu)參數(shù)、充填材料自身特性和充填體?礦巖(柱)接觸特性的影響，建立階段空?qǐng)鏊煤蟪涮罘ㄖ幸徊襟E采場膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度數(shù)學(xué)計(jì)算模型。以中關(guān)鐵礦為工程實(shí)例，計(jì)算礦山階段膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度，開展全尾砂膠結(jié)充填體室內(nèi)試驗(yàn)，以抗壓強(qiáng)度、流動(dòng)性和泌水率為評(píng)價(jià)指標(biāo)，確定滿足礦山開采需求的合理充填配比，以便為類似金屬礦山階段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V開采提供理論參考。

1 階段膠結(jié)充填體礦柱力學(xué)模型理論分析

二步采礦房回采后，膠結(jié)充填體礦柱出現(xiàn)臨空面，其破壞方式主要為表面脫落和在剪切力的作用下產(chǎn)生深部滑動(dòng)面，相應(yīng)的滑移失穩(wěn)模型如圖1所示。膠結(jié)充填體礦柱相對(duì)的2個(gè)面與上、下盤圍巖接觸，臨空側(cè)對(duì)立面(后壁)與相鄰礦房或非膠結(jié)充填體礦柱接觸。在黏結(jié)力和摩擦力的作用下，采場圍巖與充填體產(chǎn)生剪切力[19]。

q為頂板覆巖壓力；H為采場高度；B為采場寬度；L為采場長度；τs為巖壁剪切力；τa為礦壁剪切力；α為滑移角；h1為滑楔體高度；dh為微分單元體厚度。

1.1 后壁與相鄰礦房接觸

考慮到膠結(jié)充填體遵循摩爾?庫侖破壞準(zhǔn)則，并忽略礦壁水平應(yīng)力對(duì)充填體之間的影響，則充填體與巖壁和與礦壁間的剪切力s和a分別為[16]：

式中：a為比例系數(shù)，a=0~1；為充填體內(nèi)聚力。

式中：s為比例系數(shù)，s=0~1。

充填體與巖壁之間的剪切力s為

充填體與礦壁之間的剪切力a為

根據(jù)滑楔塊平衡理論，在平行滑移面和垂直滑移面方向上充填體處于受力平衡狀態(tài)。此時(shí)，安全系數(shù)S的表達(dá)式為

則所需的充填體內(nèi)聚力為

內(nèi)聚力與膠結(jié)充填體所需強(qiáng)度(UC)滿足

將式(9)代入式(12)，可得膠結(jié)充填體礦柱與礦房接觸時(shí)所需強(qiáng)度為

1.2 后壁與非膠結(jié)充填體礦柱接觸

當(dāng)膠結(jié)充填體礦柱后壁與非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)，作用在后壁上的水平壓力可由下式計(jì)算[21]：

膠結(jié)充填體礦柱與巖壁間的剪切力仍可用式(6)計(jì)算，此時(shí)安全系數(shù)S表達(dá)式為

充填體內(nèi)聚力為

將式(16)代入式(12)可得階段膠結(jié)充填體礦柱與非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)所需強(qiáng)度為

2 工程實(shí)例分析

中關(guān)鐵礦隸屬河北鋼鐵集團(tuán)，地處河北省沙河市白塔鎮(zhèn)中關(guān)村附近，地勢(shì)標(biāo)高+200~+270 m。礦山水文地質(zhì)條件復(fù)雜，實(shí)施了帷幕注漿堵水工程，地表村莊較多、構(gòu)建筑物密集。礦山以傾斜厚大礦體為主，平均品位(質(zhì)量分?jǐn)?shù))高達(dá)46%，屬大型優(yōu)質(zhì)鐵礦山[22]。礦體上覆巖層為第四系松散沉積物、砂巖和結(jié)晶灰?guī)r等，下盤圍巖主要為蝕變閃長巖和大理巖、局部為矽卡巖。為保證注漿帷幕的穩(wěn)定性和控制地表沉陷，南區(qū)一期開采范圍(?350 m中段至?110 m中段)采用階段空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V法進(jìn)行回采，階段高度為60 m，采場長度和寬度分別為50 m和18 m。原充填方案由工程類比法確定，設(shè)計(jì)灰砂比為1:5、料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù) 為73%。

2.1 中關(guān)鐵礦膠結(jié)充填體礦柱強(qiáng)度設(shè)計(jì)

考慮到階段膠結(jié)充填體礦柱后壁在回采過程中出現(xiàn)不同的接觸情況，分別計(jì)算其所需強(qiáng)度。充填體容重為18 kN/m3，內(nèi)摩擦角為30°，充填體與巖壁接觸面摩擦角為15°，a和s分別取0.2和0.5，安全系數(shù)S取1.5，非膠結(jié)充填體容重取16 kN/m3。現(xiàn)場實(shí)際中充填料漿因脫水沉縮難以完全接頂，設(shè)其頂部與采場頂板間留有0.5 m空區(qū)。將上述參數(shù)和采場尺寸分別代入式(15)和式(19)可得膠結(jié)充填體礦柱與礦房和非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)的所需強(qiáng)度分別為0.78 MPa和0.82 MPa。圖2所示為不同充填體強(qiáng)度模型計(jì)算結(jié)果，經(jīng)典強(qiáng)度設(shè)計(jì)模型計(jì)算值為0.25~0.65 MPa，仍需選取1.5~3.0的安全系數(shù)。

圖3所示為考慮不同接觸面特性時(shí)膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度的變化曲線。由圖3可知：當(dāng)采場高度小于60 m時(shí)，2種接觸特性所需的強(qiáng)度較接近；當(dāng)階段高度大于60 m時(shí)，與礦壁接觸的強(qiáng)度增長趨勢(shì)逐漸變緩，整體呈對(duì)數(shù)函數(shù)規(guī)律增長，而與非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)所需強(qiáng)度呈線性函數(shù)規(guī)律增長；當(dāng)階段高度為100 m時(shí)，與礦壁接觸所需強(qiáng)度為1.0 MPa，與非膠結(jié)充填體礦柱接觸的強(qiáng)度為1.4 MPa。這是因?yàn)槭?14)忽略了礦壁與充填體間的水平應(yīng)力，且隨著階段高度的增加，膠結(jié)充填體與礦壁間接觸面積增加，增大了摩擦阻力。

圖2 不同模型所需強(qiáng)度計(jì)算結(jié)果對(duì)比

1—與礦壁接觸；2—與非膠結(jié)礦柱接觸。

2.2 中關(guān)鐵礦充填配比與強(qiáng)度試驗(yàn)

中關(guān)鐵礦尾砂屬超細(xì)全尾砂，粒徑分布和特征粒徑如圖4和表1所示。采用全尾砂與硅酸鹽水泥(GB 175—2007)制備料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為65%，68%，70%和73%，灰砂比分別為1:10，1:8，1:6和1:4的16組膠結(jié)充填體試塊，放入溫度為(20±1)℃、相對(duì)濕度為95%以上的YH?40B 型養(yǎng)護(hù)箱中養(yǎng)護(hù)28 d后，利用YAW?2000型壓力試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)，結(jié)果如圖5所示。

1—體積密度；2—累積分布率。

表1 中關(guān)鐵礦全尾砂特征粒徑

由圖5可知：在充填體質(zhì)量分?jǐn)?shù)為65%~73%，灰砂比大于1:10時(shí)，充填體28 d單軸抗壓強(qiáng)度為1.17~2.97 MPa，均高于所需強(qiáng)度(0.82 MPa)；當(dāng)灰砂比為1:10時(shí)，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為65%的充填體28 d強(qiáng)度僅為0.75 MPa，略小于膠結(jié)充填體礦柱所需強(qiáng)度。考慮爆破擾動(dòng)等采礦作業(yè)的影響及保證一定的堆放安全儲(chǔ)備，可適當(dāng)提高安全系數(shù)。因此，初步推薦中關(guān)鐵礦充填灰砂比為1:10，料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68%~73%。

圖5 28 d單軸抗壓試驗(yàn)結(jié)果

2.3 中關(guān)鐵礦充填料漿輸送性能試驗(yàn)

在實(shí)際中，不僅需要充填具有足夠的強(qiáng)度滿足回采需求，而且需要其具有良好的輸送性能，從而順利充填至采空區(qū)。為研究初步確定的充填配比方案的合理性，在28 d單軸抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)基礎(chǔ)上，分別對(duì)其進(jìn)行流動(dòng)度、塌落度和泌水率試驗(yàn)，以確保上述配比方案能滿足輸送要求。

利用水泥膠砂流動(dòng)度測(cè)試儀對(duì)灰砂比為1:10、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68%~73%的充填料漿進(jìn)行流動(dòng)度測(cè)試，結(jié)果如圖6所示。由圖6可知：當(dāng)料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68%時(shí)，流動(dòng)度為279.5 mm，漿體厚度為5 mm，流動(dòng)性能很好，但出現(xiàn)輕微的離析現(xiàn)象；當(dāng)料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為70%時(shí)，充填體流動(dòng)度為268.0 mm，漿體厚度為8 mm，流動(dòng)性及均勻性較好；當(dāng)料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為73%時(shí)，中心堆積層高度為30 mm，流動(dòng)性很差。一般認(rèn)為，充填料漿流動(dòng)度在200.0 mm以上是合理的。

分別對(duì)初步確定的3種配比方案充填料漿進(jìn)行塌落度試驗(yàn)，結(jié)果如圖7所示，對(duì)應(yīng)的塌落度分別為26.5，24.0和19.0 cm。由圖7可知：結(jié)合國內(nèi)外礦山生產(chǎn)經(jīng)驗(yàn)，當(dāng)充填料漿塌落度大于24 cm時(shí)，料漿輸送性能良好，可實(shí)現(xiàn)自流輸送；當(dāng)小于24 cm時(shí)，需采用活塞泵加壓方進(jìn)行管道輸送；充填體為68%~70%時(shí)的充填料漿保水性能較好，未出現(xiàn)明顯的離析分層現(xiàn)象。

料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%：(a) 68；(b) 70；(c) 73

料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%：(a) 68；(b) 70；(c) 73

料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)/%：1—68；2—70；3—73。

充填料漿在自然沉降的過程中因含水量和水泥量不同，表面出現(xiàn)程度不一的泌水現(xiàn)象。泌水率反映了充填料漿的析水性能，實(shí)際上也是其保水性能的體現(xiàn)。配制灰砂比為1:10、質(zhì)量分?jǐn)?shù)為68%~73%的充填料漿，充分混勻后注入500 mL的量筒中。為防止水分蒸發(fā)影響計(jì)算結(jié)果，在量筒口處包裹保鮮膜，自然沉降24 h 之后，吸出上層泌出清水并計(jì)算體積，泌水量與試驗(yàn)總含水量之比即為泌水率，對(duì)應(yīng)的自然沉降曲線如圖8所示。經(jīng)計(jì)算可得，上述3種充填料漿的泌水率分別為7.29%，25.38%和12.56%。充填料漿進(jìn)入采空區(qū)后泌水率要盡可能地小，從而提高充填接頂率并減少井下污染。國內(nèi)外礦山充填采礦經(jīng)驗(yàn)表明，泌水率應(yīng)低于15%[23]。

綜上可知，推薦灰砂比為1:10、料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為70%的充填配比方案。該方案28 d抗壓強(qiáng)度為 0.89 MPa，流動(dòng)度為268 mm，塌落度為24 cm，泌水率為12.56%。能夠送采用自流輸送的方式充填至采空區(qū)，保水性能良好，在相鄰礦房的開挖擾動(dòng)中能保持良好的穩(wěn)定性。與原設(shè)計(jì)方案相比，節(jié)省水泥用量45.7%。

3 結(jié)論

1) 基于滑楔體極限平衡理論，考慮采場尺寸、充填材料自身特性和充填體?礦巖(柱)接觸特性的影響，分別得出了階段膠結(jié)充填體礦柱后壁與礦房和非膠結(jié)充填體礦柱相接時(shí)的強(qiáng)度設(shè)計(jì)數(shù)學(xué)模型。當(dāng)后壁與礦房接觸時(shí)，所需強(qiáng)度隨階段高度的增加呈對(duì)數(shù)函數(shù)增大；當(dāng)后壁與非膠結(jié)充填體礦柱相接時(shí)，所需強(qiáng)度與階段高度呈線性正相關(guān)。

2) 將計(jì)算模型用于中關(guān)鐵礦工程實(shí)際，得到南區(qū)一期開采范圍內(nèi)階段膠結(jié)充填體礦柱后壁與礦房和非膠結(jié)充填體礦柱接觸時(shí)所需強(qiáng)度分別為0.78 MPa和0.82 MPa。經(jīng)典充填體強(qiáng)度模型設(shè)計(jì)值為0.25~ 0.65 MPa，需選取1.5~3.0的安全系數(shù)。

3) 經(jīng)中關(guān)鐵礦全尾砂膠結(jié)充填體強(qiáng)度與輸送性能試驗(yàn)驗(yàn)證，推薦使用的充填配比如下：灰砂比為1:10，料漿質(zhì)量分?jǐn)?shù)為70%。該配比充填體28 d單軸抗壓強(qiáng)度為0.89 MPa，流動(dòng)度、塌落度和泌水率分別為268 mm，24 cm和12.56%，能夠滿足回采和輸送要求。水泥用量與原推薦方案相比降低了45.7%。

[1] GHIRIAN A, FALL M. Coupled thermo-hydro-mechanical- chemical behaviour of cemented paste backfill in column experiments (part I): physical, hydraulic and thermal processes and characteristics[J]. Engineering Geology, 2013, 164: 195?207.

[2] YILMAZ E, BELEM T, BENZAAZOUA M. Effects of curing and stress conditions on hydromechanical, geotechnical and geochemical properties of cemented paste backfill[J]. Engineering Geology, 2014, 168: 23?37.

[3] YIN Shenghua, WU Aixiang, HU Kaijia, et al. The effect of solid components on the rheological and mechanical properties of cemented paste backfill[J]. Minerals Engineering, 2012, 35: 61?66.

[4] CIHANGIR F, ERCIKDI B, KESIMAL A, et al. Utilisation of alkali-activated blast furnace slag in paste backfill of high-sulphide mill tailings: effect of binder type and dosage[J]. Minerals Engineering, 2012, 30: 33?43.

[5] QIU Jingping, YANG Lei, SUN Xiaogang, et al. Strength characteristics and failure mechanism of cemented super-fine unclassified tailings backfill[J]. Minerals, 2017, 7(4): 58.

[6] TERZAGHI K V. Theoretical soil mechanics [M]. New York: John Wiley and SonsInc, 1943: 1?49.

[7] MITCHELL R J, OLSEN R S, SMITH J D. Model studies on cemented tailings used in mine backfill[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2011, 19(1): 14?28.

[8] THOMAS E G. Fill technology in underground metalliferous mines[D]. Vancouver: University of British Columbia. Department of Mineral Engineering, 1979: 10?50.

[9] 盧平. 膠結(jié)充填礦柱強(qiáng)度的設(shè)計(jì)[J]. 江西有色金屬, 1990, 4(2): 48?53. LU Ping. Strength design of cemented tailings backfill[J]. Nonferrous metals of Jiangxi, 1990, 4(2): 48?53.

[10] 蔡嗣經(jīng). 礦山充填力學(xué)基礎(chǔ)[M]. 北京: 冶金工業(yè)出版社, 2009: 185?188. CAI Sijing. Foundation of backfill mechanics in mine[M]. Beijing: Metallurgical Industry Press, 2009: 185?188.

[11] LIU Zhixiang, LAN Ming, XIAO Siyou, et al. Damage failure of cemented backfill and its reasonable match with rock mass[J]. Transactions of Nonferrous Metals Society of China, 2015, 25(3): 954?959.

[12] 柯愈賢, 王新民, 張欽禮, 等. 基于全尾砂充填體非線性本構(gòu)模型的深井充填強(qiáng)度指標(biāo)[J]. 東北大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版), 2017, 38(2): 280?283. KE Yuxian, WANG Xinmin, ZHANG Qinli, et al. Strength determination of crude tailings backfill in deep mine based on non-linear constitutive model[J]. Journal of Northeastern University(Natural Science), 2017, 38(2): 280?283.

[13] 賀桂成, 劉生龍, 黃炳香, 等. 廢石膠結(jié)充填體與砂頁巖合理匹配研究[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2017, 34(2): 371?377. HE Guicheng, LIU Shenglong, HUANG Bingxiang, et al. Reasonable matching for cemented waste rock backfill and sand shale[J]. Journal of Mining and Safety Engineering, 2017, 34(2): 371?377.

[14] LI L, AUBERTIN M, BELEM T. Erratum: formulation of a three dimensional analytical solution to evaluate stresses in backfilled vertical narrow openings[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2006, 43(3): 338?339.

[15] LI L, AUBERTIN M. A modified solution to assess the required strength of exposed backfill[J]. Canadian Geotechnical Journal, 2012, 49(8): 994?1002.

[16] LI L. Generalized solution for mining backfill design[J]. International Journal of Geomechanics, 2013, 14(3): 04014006-1?04014006-11.

[17] 由希, 任鳳玉, 何榮興, 等. 階段空?qǐng)鏊煤蟪涮钅z結(jié)充填體抗壓強(qiáng)度研究[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2017, 34(1): 163?169. YOU Xi, REN Fengyu, HE Rongxing, et al. Research on compressive strength of cemented filling body in subsequent filling at the stage of open stope[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2017, 34(1): 163?169.

[18] 曹帥, 杜翠鳳, 譚玉葉, 等. 金屬礦山階段嗣后充填膠結(jié)充填體礦柱力學(xué)模型分析[J]. 巖土力學(xué), 2015, 36(8): 2370?2376. CAO Shuai, DU Cuifeng, TAN Yuye, et al. Mechanical model analysis of consolidated filling pillar using stage-delayed backfill in metal mines[J]. Rock and Soil Mechanics, 2015, 36(8): 2370?2376.

[19] LI L, AUBERTIN M. Numerical investigation of the stress state in inclined backfilled stopes[J]. International Journal of Geomechanics, 2009, 9(2): 52?62.

[20] LI L, AUBERTIN M. A three-dimensional analysis of the total and effective stresses in submerged backfilled stopes[J]. Geotechnical & Geological Engineering, 2009, 27(4): 559?569.

[21] YANG Zhiqiang, ZHAI Shuhua, GAO Qian, et al. Stability analysis of large-scale stope using stage subsequent filling mining method in Sijiaying iron mine[J]. Journal of Rock Mechanics and Geotechnical Engineering, 2015, 7(1): 87?94.

[22] 師文豪, 楊天鴻, 常宏, 等. 中關(guān)鐵礦工作面頂板突水機(jī)理及防治對(duì)策[J]. 采礦與安全工程學(xué)報(bào), 2016, 33(3): 403?408. SHI Wenhao, YANG Tianhong, CHANG Hong, et al. Water-inrush mechanism and countermeasure for the roof of working face in Zhongguan iron mine[J]. Journal of Mining & Safety Engineering, 2016, 33(3): 403?408.

[23] 楊磊, 王靜波, 邱景平, 等. 基于正交試驗(yàn)的全尾砂膠結(jié)充填材料配比優(yōu)化[J]. 礦產(chǎn)保護(hù)與利用, 2017(3): 21?25. YANG Lei, WANG Jingbo, QIU Jingping, et al. Ratio optimization of unclassified tailings cemented backfill material based on orthogonal experiment[J]. Conservation and Utilization of Mineral Resources, 2017(3): 21?25.

(編輯 劉錦偉)

Research and application on strength model of cemented backfill pillar for stage subsequent filling mining method

YANG Lei1, 2, QIU Jingping1, SUN Xiaogang1, XING Jun1

(1. School of Resources and Civil Engineering, Northeastern University, Shenyang 110819 China; 2. School of Engineering, RMIT University, Melbourne, VIC 3000, Australia)

Limit equilibrium theory of sliding wedge was used to build a lateral sliding destabilization model of cemented backfill pillar (CBP). And the required strength models of CBP in contact with the wall and the uncemented backfill pillar were established respectively, considering stope structure parameters, characteristics of backfill and contacts properties of backfill?pillar. Then taking Zhongguan Iron Mine as the engineering example, the experiments on cemented tailings backfill were conducted in laboratory. The results show that the required strength of CBP in contact with non-cemented backfill increases linearly with higher stope height, while logarithmically in contact with orebody. The required strengths of CBP in Zhongguan Iron Mine is in the range from 0.78 MPa to 0.82 MPa. The strength designed by the traditional strength models should be multiplied by a factor of safety from 1.5 to 3.0 as the calculation results are relatively smaller. Cemented tailings backfill with 1:10 cement-to-tailings ratio and 70% solid mass fraction is recommended for Zhongguan Iron Mine, as its strength, bleeding rate, collapsed slump, and fluidity can meet the requirements of mining operation. The consumption of cement can reduce by 45.7% compared with previous recommended backfilling ratio.

stage subsequent filling mining; cemented backfill pillar; strength model; unclassified tailings; filling blending ratio

10.11817/j.issn.1672-7207.2018.09.026

TU863

A

1672?7207(2018)09?2316?07

2017?09?13；

2017?11?21

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51774066)；十三五國家重點(diǎn)研發(fā)課題（2018YFC0604604）(Project(51774066) supported by the National Natural Science Foundation of China; Project(2018YFC0604604) supported by the National Key Point Research and Invention Program of the Thirteenth)

邱景平，博士，副教授，從事充填采礦及資源綜合利用研究；E-mail: qiujingping@mail.neu.edu.cn