充填體下頂底柱開采結構參數優化及工程應用

楊春城

(四川機電職業技術學院，四川 攀枝花 617000)

礦產資源是社會發展的主要物質基礎。近年來，由于資源的大量消耗，諸多問題的出現，國家提倡集約型生產、不盲目追求產量等，使礦柱回采逐步得到重視[1]。同時，隨著淺部資源的不斷減少，傳統采礦方法開采過程中留設的部分礦柱逐漸被關注[2]。然而，由于采場留設的礦柱長期受地應力和爆破震動影響，其穩固性較差，給回收帶來了技術難題。目前，國內學者針對礦柱的開采開展了大量研究。萬串串等[3]對高峰礦殘礦回收方案進行對比分析，提出了殘礦回收與空區治理協同作用技術方案；趙奎等[4]對殘礦回收過程中頂板的穩定性采用相似模擬方法進行分析，結合分析結果提出合理采場參數；張欽禮等[5]針對礦柱回收過程中頂板安全性，通過力學計算分析，提出控制措施；周建華等[6]對武山銅礦下向開采過程中頂板的穩定性采用薄板理論進行計算分析，為礦山采場參數的選擇提供了理論支撐；孫健等[7]通過分析呷村銀多金屬礦的空區和地應力變化情況，結合礦山實際開采情況提出合理的回采方案。

本文針對某金礦的頂底柱開采采場結構參數進行優化，首先應用力學理論分析回采進路頂板穩定性隨著頂板安全厚度與進路的寬度的變化規律，然后結合數值模擬對進路頂部留設厚度及進路結構參數進行模擬分析，最終結合力學理論及數值計算結果應用于工程實際中，為礦山頂底柱的安全經濟回采提供參考。

1 工程概況

根據礦山頂底柱的開采技術條件及現場實際施工情況，采用留設殘礦層進路充填采礦方法進行開采。礦區采場頂底柱長為100 m，礦體平均高為7.0 m，平均厚為25 m。礦體頂部有2.5 m厚的1∶6膠結充填體。礦體分兩個盤區進行開采，每個盤區50 m，盤區與盤區之間留設3.0～5.0 m寬的間柱。每個盤區礦體分兩個分層進行回采，第一分層按普通上向進路法回采，進路寬3.5 m，高3.5 m;第二分層在膠結充填體下留設一定厚度的殘礦層承載上覆松散充填體。頂底柱開采采用淺孔爆破，ST-2D鏟運機出礦，自沿脈巷兩端向中間開采，采用逐一采一的開采方式，即開挖進路一端為充填體，一端為礦體，如圖1所示。

2 理論計算

2.1 力學模型

根據梁理論中“簡支梁”力學模型，結合進路頂板的力學特征，本文將開采頂底柱的進路結構模型簡化為受均布載荷及自重應力作用下的“簡支梁”[8-9]。根據以上“簡支梁”力學模型的假設條件，在考慮承載層同時受均布荷載和自重作用時的情況下對其進行力學計算分析，其受力如圖2所示。

圖1 逐一采一開采方式Fig.1 Mine one by one

圖2 承載層簡支“梁”模型Fig.2 “Simple-supported beam” model of carrier layer

根據彈性力學理論推導計算可知承載層的應力計算公式為式(1)。

(1)

根據分析可知，在承載層中心點上下表面會產生最大彎矩應力。因此，承載層的中心點上下表面應力計算公式為式(2)。

(2)

式中：q為承載層頂部荷載，kN/m2；l為進路半寬，m；h為承載層厚度，m；p為承載層的容重，N/m3。

根據式(2)計算不同進路寬度和頂部留設殘礦層不同厚度條件下頂板的應力，并基于安全系數法對頂板的穩定性進行判別。根據工程實際應用，安全系數η計算公式為式(3)。

η=[σt]/σtmax

(3)

式中：[σt]為許用拉應力；σtmax為最大拉應力。

2.2 計算結果分析

根據BIENIAWSKI等[10]對美國174個礦山的現場調查統計，并根據礦柱的穩定情況提出安全系數的合理取值范圍為1.5～2.0；鄧志隆[10]采用可靠度理論分析得出礦柱安全系數的合理取值范圍為1.4～2.1。通過分析礦山礦巖力學參數，本文安全系數η取1.5作為判別標準。

通過對室內試驗測得的巖石力學參數進行相應工程強度折減后，獲得了礦山巖體及充填體力學參數，見表1。結合各力學參數應用“梁”理論對進路頂板應力進行計算分析。

表1 巖體及充填體力學參數Table 1 Parameters of rock mass and backfill mechanics

當殘礦層厚度不變時，開采進路頂板的安全系數與進路寬度的關系如圖3所示。由圖3可知，當殘礦層厚度不變時，進路頂板安全系數隨著進路寬度的增大而逐漸減小，且安全系數的變化率由大逐漸變小；隨著進路寬度的增加，殘礦層厚度對進路頂板安全系數的影響度逐漸變小，當進路寬度小于2.3 m時，開挖進路頂板安全系數的變化率較大，即殘礦層厚度是影響安全系數的主要因素；當進路寬度大于2.3 m時，開挖進路頂板安全系數的變化率變小，即進路寬度是影響安全系數的主要因素。以安全系數η取1.5作為判別標準，當殘礦層厚度為0.9 m時，進路安全寬度為2.5 m；當殘礦層厚度為0.7 m時，進路安全寬度為2.1 m；當殘礦層厚度為0.5 m時，進路安全寬度為1.7 m。

圖3 不同進路寬度頂板安全系數Fig.3 Safety coefficient of approach roof with different width

當進路寬度不變時，進路頂板安全系數與留設殘礦層厚度的關系如圖4所示。由圖4可知，當進路寬度不變時，進路頂板安全系數隨著殘礦層厚度的增大而增大，且當進路寬度增加時，安全系數隨殘礦層厚度增加的增長率逐漸變小，當進路寬度小于2.3 m時，殘礦層厚度的變化對安全系數的影響度較大；當進路寬度大于或等于2.3 m時，殘礦層厚度的變化對安全系數的影響較小。即當進路寬度小于2.3 m時，影響開采進路頂底安全性的主要因素是留設的殘礦層厚度；當進路寬度大于2.3 m時，影響開采進路頂板安全性的主要因素是進路寬度，同一進路寬度其頂板安全系數的差距隨殘礦層厚度的增大而逐漸變小。

圖4 不同殘礦層厚度進路頂板安全系數Fig.4 Safety coefficient of approach roof with different height of residual seam

通過計算分析，綜合考慮頂底柱開采的采場生產能力、采礦成本及安全性，建議留設殘礦層厚度為0.9 m，開采進路寬度為2.5 m，進路高度為2.6 m。

3 數值模擬分析

3.1 計算模型

根據礦山頂底柱開采的采礦方法，針對頂底柱第二層開采建立計算模型，如圖5所示。根據頂底柱開采技術條件，開采進路直接頂板為留設的殘礦層，殘礦層上部為2.5 m厚的膠結充填體和40 m厚的松散充填體，進路的左側和底部為充填體，右側和頂部為未開挖的礦體。根據開采設計，進路每次進尺2.0～2.2 m，指定平面應變厚度為2.0 m。

圖5 數值模型Fig.5 Numerical model

3.2 計算方案

根據礦山頂底柱開采過程中現場頂板揭露后的冒落情況，進路高度取2.6 m、2.8 m、3.5 m，即留設殘礦層厚度為0.9 m、0.7 m、0 m，進路寬度取2.3 m、2.5 m、2.7 m和2.9 m，共12種不同的高寬組合方案，見表2。

3.3 模擬結果及分析

3.3.1 應力分析

不同高寬組合方案的頂板最大拉應力變化規律如圖6所示。由圖6可知，頂板最大拉應力隨著寬度的增加而增大。當殘礦層厚度為0 m時，采場頂板為膠結充填體，拉應力值均超過其自身的抗拉強度，根據強度理論判斷該方案安全性差；當殘礦層厚度為0.9 m，即采場高度為2.6 m，采場寬度大于2.5 m時，拉應力值的增長率變大，且當寬度為2.7 m和2.9 m時，最大拉應力值均超過其自身的抗拉強度，其分布區占頂板的60%～75%，安全性差，如圖7(a)所示；當殘礦層厚度為0.7 m，即采場高度為2.8 m，采場寬度大于2.5 m時，拉應力值的增長率變大，且當寬度為2.5 m、2.7 m和2.9 m時，

最大拉應力值均超過其自身的抗拉強度，其分布區占頂板的65%～80%，安全性差，如圖7(b)所示。因此，方案二(寬2.5 m、高2.6 m)和方案五(寬2.3 m、高2.8 m)是安全的。

表2 計算方案Table 2 Calculated scheme

圖6 頂板最大拉應力變化曲線Fig.6 Maximum tensile stress curve of roof

圖7 頂板應力云圖Fig.7 Stress nephogram of roof

3.3.2 沉降變形分析

頂板豎向沉降變形如圖8所示。由圖8可知，當留有殘礦層厚度分別為0.9 m和0.7 m時頂板豎向沉降變形比較平緩，殘礦層越厚越平緩。而不留殘礦層時開挖巷道處的沉降要明顯大于周邊，這是由于礦體的剛度明顯大于充填體，殘礦層相當于一根梁支撐起上部荷載，將荷載均勻地向下傳遞，同時，殘礦層承擔了很大變形能。因此，當留設的殘礦層厚度較小時不足以吸收很多的變行能而發生破壞。

3.3.3 塑性區分析

由于殘礦層能有效吸收開挖進路上部荷載對其的作用能量，導致留有殘礦層和不留殘礦層時出現了兩種截然不同的塑性變形形式，如圖9所示。

由圖9可知，留有殘礦層厚度為0.9 m和0.7 m(進路高度為2.6 m和2.8 m)時，殘礦層和右幫礦體兩端產生了塑性變形，殘礦層以上的充填體也產生了塑性變形，而殘礦層以下的充填體幾乎不發生塑性變形，因此，留有殘礦層時能有效減小進路左側和下方的充填體的塑性發展，但是殘礦層有明顯的塑性發展，可能導致局部發生破壞，進路右側的礦體也有明顯的塑性發展，開采過程中要加強支護。不留殘礦層(進路高度為3.5 m)時，減小了頂板的受力，將變性能大量傳遞到頂板以下，導致進路左側和下方的充填體大規模達到塑性，進路右側礦體的塑性區較小，造成頂板產生很大的不均勻沉降而發生破壞。根據數值計算結果，建議礦山充填體下頂底柱開采留設殘礦層厚度為0.9 m，開采進路寬度為2.5 m，進路高度為2.6 m。

圖8 頂板豎向沉降變形云圖Fig.8 Nephogram of vertical settlement deformation from the approach roof

圖9 塑性變形云圖Fig.9 Nephogram of plastic deformation

4 現場應用

將理論計算和數值模擬計算結果應用于礦山生產實際中，同時采用的SWJ-Ⅳ隧道收斂計對開采進路頂板和側幫位移進行監測。每個斷面安裝三個測點：頂部中線上一個測點，兩側幫上距巷底0.2 m處各設一個測點測量斷面各測點間的距離變化，以此計算兩幫相對位移及頂板點的豎向位移變形情況，如圖10所示。

圖10 監測點布置圖Fig.10 Layout of monitoring sites

圖11 試驗采場監測位移量與時間關系Fig.11 Relation curves of monitoring displacement and time from the test stope

根據收斂計的量測值可得開采進路兩幫移近量、頂板下沉量70 d的監測數據，如圖11所示。由實測結果可以看出，70 d的監測時間內試驗采場的頂板、兩幫位移累計量均小于10 mm，且未出現掉渣、垮幫現象，表明采場穩定性較好；兩幫移近量、頂板沉降量在觀測初期變形量大、增長速率高，其增長速率隨時間的增加而逐漸降低；兩幫移近累計位移量比頂板下沉累計位移量大，相差約2 mm。

5 結 論

1) 影響頂底柱開采穩定性的主要因素是進路寬度和留設的殘礦層厚度，當開挖進路寬度小于2.3 m時，影響其安全性的主要因素是殘礦層厚度；當開挖進路寬度大于2.3 m時，影響其安全性的主要因素是進路寬度。

2) 當留設殘礦層時，開采進路頂板以下充填體受力較小，開挖進路兩幫和底部不會發生明顯的塑性變形，殘礦體達到抗拉強度的范圍較小，而且出現的最大主應力的最大值也較小；當殘礦層厚度較小時，頂板殘礦體有發生小塊剝落的可能，其他部位的塑性變形隨著殘礦層厚度的減小而逐漸變大，殘礦體達到抗拉強度的范圍和出現的最大主應力的最大值也逐漸變大；當不留殘礦體時，進路頂板塑性變形得到有效抑制，然而進路左幫和巷道底部有很大的塑性變形，頂板最大主應力很大范圍超出了充填體的單軸抗拉強度，頂板出現大量冒落。

3) 在留殘礦層時，進路寬度的大小對頂板主應力數值大小影響較大，且對最大主應力超出礦體單軸抗拉強度的范圍影響較大；在不留殘礦層時，進路寬度對最大主應力的分布范圍和數值都會產生很大影響，隨著進路寬度變大呈線性增長。

綜上分析，建議礦山充填體下頂底柱開采留設殘礦層厚度為0.9 m，開采進路寬度為2.5 m，進路高度2.6 m，且開采過程中要加強進路頂板靠近礦體一側的支護，使礦山的經濟效益最大化。