基于3DMine-Rhino-FLAC3D的多采空區對豎井的穩定性影響分析

郝勇浙，張 飛，王 昊

(內蒙古科技大學礦業與煤炭學院，內蒙古 包頭 014010)

對礦產資源進行開采后，將在地下形成大量連續或非連續的采空區，采空區的存在破壞了巖體的原始應力平衡，使圍巖應力重新分布。如果沒有得到有效治理[1]，很可能造成采空區失穩，甚至引發巖體大面積的移動和冒落，采空區的失穩勢必會對處在移動帶內的豎井造成影響，對礦山的安全生產造成嚴重的威脅。伴隨著數值模擬技術的不斷進步，許多學者采用數值模擬技術對采空區及豎井的穩定性進行分析，取得了豐碩的成果。羅周全等[2]利用CMS探測及Midas-FLAC3D數據耦合技術極大提高了數值模擬的可靠性，為地下復雜采空區穩定性數值模擬分析開辟了新的途徑；黃敏等[3]利用ANSYS和FLAC3D建立三維模型，對采空區的穩定性進行了分析，揭示了采空區周圍的力學效應；王初步等[4]利用3DMine-FLAC3D耦合技術對采空區群進行研究，發現采空區應力疊加效應會使采空區發生破壞；趙永等[5]利用Mathews穩定圖法計算出采空區的穩定數和等概率圖，評價采空區的穩定性以及穩定概率。

本文以內蒙古某金礦為例，該礦開采深度接近1 000 m，形成了大量的采空區，豎井在移動帶內且布置在礦體上盤，安全風險高，且對保安礦柱進行不規范回采，一旦采空區發生失穩，勢必會對豎井造成威脅，形成重大安全隱患。 本文利用3DMine-Rhino-FLAC3D耦合建模，針對豎井的穩定狀態進行分析，提出相應的治理措施并加以驗證，由于盲豎井位于礦體下盤，相對較為穩定，此次不做分析。

1 工程概況

內蒙古某金礦13號礦體分布在礦區的東南部，是礦區的主要礦體之一。控制礦體長2 500 m，延深1 030 m，開采深度930 m(188標高)，平均厚度2.48 m。礦體呈大脈狀-似層狀產出，近東西向分布，礦體平均傾向183°，平均傾角55°，深部有變緩趨勢。采用豎井加盲豎井聯合開拓方式，明確豎井布置在礦體上盤且在移動帶內，采用淺孔留礦法和全面采礦法進行開采。

截至目前，818 m中段以上已全部完成開采，818 m中段～188 m中段仍有礦房進行開采，由于大多數礦房在開采后沒有及時得到處理，一些連續的采空區遺留在礦體的上部。采空區內留有頂底柱及間柱，現為礦區內最大規模的采空區域，擁有300多個小型采空區，受到工程擾動，采空區隨時可能會塌落，對豎井造成嚴重威脅。豎井發生變形破壞會對運輸、通風及安全生產造成重大影響，因此，對豎井周圍的圍巖進行研究分析是非常必要的，通過一定的治理措施改善圍巖應力分布狀態，降低應力集中，防止巖體過度變形，控制巖體運動幅度，可以消除安全隱患，避免災害，這對礦山安全生產具有重要意義。

2 數值模擬

2.1 數值建模

礦山三維數字模型是三維數值模擬必要的數據基礎，可以實現快速三維CAD向三維CAE的數據流通[6]。FLAC3D被廣泛應用于巖土工程中，它能夠進行巖石、土質和其他材料在達到屈服極限后經歷塑性變形的三維空間行為分析，為求解三維問題提供了一種理想的分析工具[7]，但其建模能力較弱，尤其在建立復雜模型時工作量巨大。為了更加真實有效地構建礦體模型，基于三維網格堆砌法[8]并利用各軟件的建模優勢結合3DMine-Rhino-FLAC3D耦合建模，可解決復雜礦體、采空區的模型建立和網格劃分等問題，使三維模擬與實際情況相對應，使模擬結果更加真實可靠。①使用3DMine軟件和CAD軟件的信息交互功能，將回采邊界、礦巖分界面等信息導入3DMine中[9]，并矢量化線條，生成礦體，再利用生成DTM功能[10]、地質地形圖的等高線，形成較為完整的三維地表模型。②利用Rhino及Kubrix模塊[11]對建立好的礦體和地表進行x方向、y方向、z方向的邊界圈定，依據主豎井及盲豎井的坐標及各中段間的位置關系，繪制5 m直徑的井筒及半圓拱形巷道，并利用Griddle模塊輸出FLAC3D網格。③利用FLAC3D6.0的Model模塊對圍巖、礦體、井筒及采場進行分組，得到數值模擬的三維模型。

該金礦13號礦脈三維數值計算模型如圖1和圖2所示，該模型沿x方向長度為800 m，沿y方向長度為800 m，沿z方向的高度為1 200 m左右，由384 816個節點、676 921個單元組成，且沿z方向分為1 018 m中段～188 m中段，共20個中段。沿y方向上將各中段礦體劃分為一系列的采場。分別對x方向(左右邊界)、y方向(前后邊界)及z方向的下部設置位移約束，z方向上部設為自由邊界。

圖2 礦體計算模型Fig.2 Ore body calculation model

2.2 本構關系

采空區和井筒的穩定性分析涉及圍巖和周圍礦體。 這些介質是彈塑性材料，適用于Mohr-Coulomb破壞準則的分析和研究。 因此，使用Mohr-Coulomb準則確定開挖后的礦體、采空區及豎井周圍的應力，得到位移和塑性區的分布規律見式(1)和式(2)。

(1)

(2)

式中：σ1和σ3分別為最大主應力和最小主應力；C和φ分別為材料黏附力和內摩擦角；fs為破壞判斷系數。當fs≥0時，材料處于塑性流動狀態；當fs≤0時，材料處于彈性變形階段[12]。在拉伸應力狀態下，如果拉伸應力超過材料的拉伸強度，則材料將遭受拉伸破壞[13]。

2.3 巖石力學參數

根據該金礦所提供的巖石力學參數見表1。

表1 巖石力學參數Table 1 Rock mechanical parameters

2.4 計算方案

為準確模擬該金礦開采過程中豎井及其圍巖的變化規律，根據開采深度和時間順序，將開挖劃分為22個步驟。 開挖順序分別為主豎井及巷道、1 018 m中段、968 m中段、918 m中段、868 m中段、818 m中段、778 m中段、738 m中段、698 m中段、658 m中段、盲豎井及巷道、618 m中段、578 m中段、538 m中段、498 m中段、458 m中段、418 m中段、368 m中段、318 m中段、268 m中段、218 m中段、188 m中段。為簡化計算模型，此次模擬不考慮豎井及巷道支護，研究不同開采深度下井筒和圍巖內部力學狀態的變化，包括巖體位移、塑性區和應力分布等。

3 采空區對豎井穩定性的影響分析

3.1 應力分析

圖3為主應力變化曲線；圖4和圖5分別為垂直礦體走向上的圍巖最大主應力和最小主應力的云圖，隨著礦體的逐漸開采，采場周圍的原巖應力狀態被打破，應力釋放并進行重新分布。空區在上下盤巖層、頂底板形成次生應力場。由圖3可知，隨著礦體逐漸向下開采，各頂板的最大主應力和最小主應力均出現增大的趨勢，開挖到188 m中段，最小壓應力值為12.1 MPa，而最大壓應力值為42.2 MPa。在頂板拐角處存在拉應力，遠離頂板中央拉應力會逐漸減小。

圖3 主應力變化曲線圖Fig.3 Variation curve of principal stress

從圖4和圖5可以看出，隨著向188 m中段礦體的逐漸開采，雖然采空區周圍的圍巖最大主應力和最小主應力均呈現增大的趨勢，應力集中程度更大，但主豎井附近的應力狀態仍然呈現出原巖應力狀態，表明188 m中段～1 018 m中段之間礦體的開采對主豎井周圍巖體的應力狀態影響較小。

圖4 采場及豎井最大主應力云圖Fig.4 Maximum principal stress nephogram of stope and shaft

圖5 采場及豎井最小主應力云圖Fig.5 Minimum principal stress nephogram of stope and shaft

3.2 位移分析

圖6為188 m中段～1 018 m中段之間的礦體開采完成后井筒附近的位移云圖，隨著礦體的逐漸向下中段進行開采，對井筒的影響范圍是逐漸增大的。在采空區上方，圍巖的變形呈現出拱形分布，距離采空區的距離越遠，圍巖的變形越小。

圖6 采場及豎井位移云圖Fig.6 Displacement nephogram of stope and shaft

圖7為第1步到第20步開采過程中明豎井的9個監測點位移隨著開挖步驟的變化規律，在188 m中段～1 018 m中段開采結束后，明豎井的最大變形量約為3.5 cm，最大變形位于658 m中段。目前，變形量在可控范圍內，說明井筒處于安全狀態，但主豎井的變形速率逐漸增大，由于巖石蠕變的作用以及爆破震動、地下水和節理裂隙等影響，若不及時對采空區進行治理，一旦采空區群發生失穩，可能會導致主豎井失穩，將會對礦山造成嚴重損失。

圖7 采場開采不同開挖步驟下井筒變形曲線Fig.7 Shaft deformation curve under differentexcavation steps in stope mining

3.3 塑性區分析

圖8為188 m中段～1 018 m中段之間的采場開采完成后豎井附近圍巖的塑性區分布圖，開挖的采場上盤圍巖局部范圍出現了剪切狀態或拉伸狀態，而主豎井附近的圍巖仍然處于原巖應力狀態，未出現剪切或拉伸狀態，表明主豎井目前處于相對安全的狀態。

圖8 采場及豎井塑性區分布圖Fig.8 Distribution of stope and shaft plastic zone

綜上所述，在采場的每個中段進行開采后，一定范圍內的圍巖將發生拉伸或剪切破壞。其中，采掘采場中部淺段后，拉伸破壞主要發生在采空區周圍；深部中段開采后，圍巖破壞主要為剪切破壞；隨著深部中段采場的開采，上部中段已經形成的塑性破壞區存在擴張現象，出現了一定的剪切破壞區，但尚未影響主豎井周圍的應力狀態，所以，主豎井處境較為安全。

4 治理措施

內蒙古某金礦818 m中段以上采場已經全部開采完畢，地表允許一定程度的冒落，這部分區域的采空區已經采用隔離封堵與自然冒落聯合處理的方案進行治理。由于此次分析的采空區大部分位于保安礦柱之內，所以采用膠結充填對采空區進行處理，以保證豎井的穩定。由于采空區數量過于龐大，全充填的成本過高，考慮使用隔層充填的治理方案來節省成本。2種充填方案均采用向上充填的方式，全充填從188 m中段分16步充填至818 m中段，隔層充填則是從218 m中段分8步充填至818 m中段。

圖9為采空區在兩種不同治理方案處理后的井筒附近圍巖位移分布云圖，井筒附近的圍巖變形情況基本一致，靠近采空區附近的圍巖變形較大，越遠離采空區，其變形越小；靠近采空區附近的圍巖，其位移分布基本呈現拱形分布規律，采空區治理后，其分布規律基本與未處理前保持一致，采空區的頂板最大變形值約為7 cm，表明治理后采空區頂板的變形速率較小，充填體能有效支撐上盤圍巖，保證采空區的穩定性，進而保證主豎井附近圍巖的穩定性。

圖9 充填后采場及豎井位移云圖Fig.9 Displacement nephogram of stope and shaft after filling

圖10為2種治理方案在采空區處理前和處理后主豎井各個監測點的變形情況，其中，第1步～第20步為采空區未處理情況下的各監測點變形情況，20步以后為采空區在不同處理階段各監測點的變形情況。采空區處理前，主豎井各監測點的變形值較大，變形速率也較大，最大變形值約為3.5 cm，2種方案處理后的主豎井的變形速率均呈現減小的趨勢，表明采空區處理后井筒的變形均得到一定的控制，說明2種充填方案均能對上盤圍巖起到支撐作用，其穩定性可得到一定的改善。但隔層充填方案的變形速率比全充填方案的變形速率要高，變形量也較高，最大變形值為3.74 cm，比全充填高0.04 cm。所以在條件允許的情況下，建議使用全充填的治理方案，與監控系統配合，實現采空區管理過程中地壓危險區和危險程度的實時監測、預警和預報，可為礦井下危險源區域和危險程度分析提供可靠數據支持，保障井下作業人員和設備的安全。

圖10 不同開挖與充填步驟下主豎井變形曲線Fig.10 Deformation curve of main shaft under different excavation and filling steps

5 結 論

1) 通過對該金礦的采空區及豎井進行調查，以三維網格堆砌法為基礎，提出了3DMine-Rhino-FLAC3D耦合建模的建模思路，能夠更加快速、準確地構建采空區及豎井的三維模型，并就采空區對豎井穩定性的影響進行模擬分析，發現在1 018 m中段向188 m中段開采過程中雖然在采空區周圍的圍巖應力有增大的趨勢，但在開采過程中對豎井周圍應力影響較小。

2) 通過對位移和塑性區的計算結果可知，雖然空區周邊發生拉伸破壞和剪切破壞，且采空區周邊塑性破壞區存在擴張的現象，但主豎井附近的圍巖仍處于原巖應力狀態，并未出現塑性區。在開挖過程中，主豎井各中段發生了不同大小的變形，最大變形量約為3.5 cm，位于658 m中段，雖然變形在可控范圍內，但變形速率不斷增大，豎井仍有可能發生開裂破壞。

3) 通過對隔層充填和全部充填2種治理方案進行模擬計算，發現2種治理方案在充填后的豎井變形速率均明顯減小，趨于平緩，說明充填體能夠有效支撐上盤圍巖，使井筒變形的到控制，雖然全進行膠結充填成本過高，但隔層充填的變形速率與變形量大于全充填的治理方案，所以推薦使用全部充填的治理方案。