廢石尾砂充填結構體應力分布與覆巖變形移動規律研究

王其虎 賀耀華 楊 帆 伍 蒙 姚 囝

(1.武漢科技大學資源與環境工程學院,湖北 武漢 430081;2.冶金礦產資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室,湖北 武漢 430081)

隨著我國對礦山環境保護的日趨重視,充填法逐漸成為地下礦山的主要采礦方法[1-2]。礦山在選礦后形成的尾砂、廢石等廢料極易污染當地的生態環境,合理處置大量的固體廢棄物成為當前礦山企業亟待解決的問題[3-6]。利用這部分廢料搭配水泥等黏合劑混合制成廢石膠結充填骨料與尾砂膠結充填骨料交替充填采空區,即可形成由強弱介質交替組合的廢石尾砂充填結構體。由于廢石尾砂充填結構體內不同力學強度介質的變形特性存在差異,導致其在采場圍巖荷載環境下表現出的力學行為更為復雜。不同強弱介質在交界面上相互約束,礦巖和充填體實際上處于外加荷載和約束應力的多項受力狀態下,廢石尾砂充填結構體的承載特性無法簡單地通過某一種材料的變形參數進行描述。因此,需對廢石尾砂充填結構體的應力分布與覆巖變形移動規律進行系統研究,以保障采礦作業安全和節約充填成本。

緩傾斜礦體賦存范圍廣,地下開采對覆巖的擾動范圍大,其開采后圍巖應力與覆巖移動規律是學者們研究的重點,研究對象多聚焦在空場法或單一介質充填開采對圍巖應力與覆巖變形的影響。關守安等[7]針對緩傾斜中厚礦體下行充填開采過程中的巖層移動和地表塌陷規律展開了研究,結果表明,充填開采能有效抑制巖層移動和地表塌陷。周曉超等[8]運用FLAC3D軟件建立三維模型,模擬地表沉降規律,為分析地下礦體開采對地表村莊的影響提供了一定的理論依據。楊寧等[9]提出了中深孔菱形礦房分段充填采礦法,實現了緩傾斜中厚不穩固礦體的安全、高效回采。蘭曉平[10]采用礦柱—空區巖體結構理論力學分析、礦床地質分析與微震監測技術手段相結合的方法,大致圈定了整體采空區的應力集中區域。池秀文等[11]分析了不同條件下緩傾斜中厚礦體開采時的采場頂底板、充填條帶的應力變形,提高了采場圍巖的穩定性。

目前針對充填體承載特性的研究,學者們傾向于研究充填體自身的力學性質,部分學者的研究重點在于充填體與圍巖所構成的復合支撐體系的力學體系和承載特性。代少軍等[12]、王浩等[13]分別通過單軸壓縮試驗對灰砂比不同的充填材料組合體的力學特性及協同變形特征開展研究,得到充填體的動力學特性及損傷度。楊嘯等[14]采用低成本的戈壁砂、選礦尾砂和棒磨砂作為骨料開展了不同配比的充填體強度試驗,得到最大充填強度配比值,解決了金川礦山充填成本高的難題。何建元等[15]、程愛平等[16]分別通過配比試驗和單軸壓縮試驗,確定了尾砂充填體的最優配比區間。張金等[17]對比分析了不同配比及濃度的膠結充填體試樣,研究表明,充填體強度與硬石膏摻入量呈正相關。易雪楓等[18]分析了不同廢石含量下的金屬礦尾廢膠結充填體的細觀損傷、開裂及破裂演化的內在機制,為尾廢膠結充填體的長期穩定性預測提供了理論支撐。LIU等[19]通過不穩定性判據的能量模型探究了充填體與巖體的相互作用關系,為充填體的合理強度設計提供了科學依據。目前學者多探討單一充填介質的力學性質及對圍巖的耦合作用,鮮有分析兩種及以上力學性質不同的充填材料與圍巖所構成的復雜支撐體系的穩定性問題。

本研究根據典型廢石尾砂交替充填采場的實際情況,分析變形特性差異較大的廢石膠結充填骨料與尾砂膠結充填骨料交替充填所構成的充填結構體的承載特性,探討廢石充填體與尾砂充填體這兩種力學性質不同的充填介質協同作用下的采場穩定情況,揭示該類充填結構體應力集中程度的變化規律,為提升廢石充填體與尾砂充填體的協同充填作用提供一定的理論依據。

1 采場概況

位于湖北省宜昌市的曬旗河礦區的含磷礦層是典型的緩傾斜礦體[20-23],如圖1所示。該地區其他礦區開采資源量較豐富且長期以房柱采礦法開采為主,而曬旗河礦區位于河流下方,“三下”開采要求采用充填采礦法,導致該礦區未被及時開采。為控制上覆巖層移動、減少礦產資源浪費且充分利用開采過程中產生的部分廢石和大部分尾砂,擬采用廢石尾砂交替充填法進行開采,如圖2所示。

圖1 曬旗河礦區礦體剖面Fig.1 Profile of the orebodies in Shaiqi River mining area

圖2 典型廢石尾砂充填法采場Fig.2 Typical stope by filling method with waste rock and tailings

將該緩傾斜礦體劃分為盤區,將待開采盤區劃分為10個條帶,每個條帶與礦體走向垂直;上分段鏟運機道的底部礦體作為頂柱,下分段鏟運機道的底部礦體作為底柱。在1號條帶開采時,以切割上山為作業空間,沿1號條帶上向式回采。2號條帶開采時,除了作業空間外,其余同1號條帶,即2號條帶的作業空間為1號條帶開采后形成的空區。3號條帶及以后各條帶的開采方式為,所開采條帶的作業空間為上一條帶開采后形成的空區,沿本條帶上向式回采;同時在采空區內相鄰一個條帶寬度的區域充填形成條帶充填體;各條帶充填作業方向和速度與開采作業一致,寬度與條帶礦體寬度相等。1號條帶充填體是以廢石膠結充填骨料為介質充填形成的廢石充填體,后續充填介質以尾砂膠結充填骨料和廢石膠結充填骨料交替充填形成條帶充填體,以此類推,盤區開采完畢形成的兩個條帶寬度的采空區也按照上述方法充填,直至盤區充填完畢。為評估交替充填方案的適用性,本研究以曬旗河礦區為例,采用相似模擬試驗進行分析,探討廢石尾砂充填結構體對采場穩定性的影響。

2 試驗設計

2.1 相似模型構建

根據研究區范圍和模型試驗架尺寸,確定幾何相似比為Cl=1∶300;模型相似材料選用普通河砂作為骨料,華新32.5復合硅酸鹽水泥和石膏作為膠結料。試驗室配制的相似材料密度范圍一般為1 500～2 000 kg/m3,實際礦山的巖體密度一般為2 500～3 000 kg/m3,故確定密度相似比Cρ=1∶1.5,時間相似比Ct=1∶10,基于相似準則確定應力相似比Cσ=1∶450。曬旗河礦區實際開采范圍共6個巖層,其中5號巖層為本次試驗開采的含磷礦層,各個巖層和廢石、尾砂充填體的配比號和抗壓強度如表1所示。

表1 模擬關鍵層及充填體相似材料配比及物理力學參數Table 1 Proportion of similar materials and physical and mechanical parameters of simulated key layers and filling bodies

礦區典型開采斷面如圖3所示。

圖3 相似模擬斷面Fig.3 Similar simulation section

試驗模型由下至上按照巖層分層連續澆筑,每次裝填料20～50 mm厚度;每澆筑完一層巖層后,采用云母粉進行分層處理,模擬巖層弱節理面;待模型澆筑完畢7 d定型后進行拆模,再養護28 d達到開采作業強度,并在模型表面用不同顏色的顏料區分巖層。模型僅在垂直方向上考慮巖層自重影響,不額外施加應力,模型兩側與背面分別施加水平約束,正面則施加自由約束。

2.2 試驗監測方案

為了研究采場開挖及充填過程對地表沉降的影響,在地表設置5個測量點,從試驗開始到結束利用千分表進行全程測量,在每次開采充填試驗前后記錄千分表數值,待全部試驗結束后每12 h記錄一次數據,共記錄10次。監測點標號從左到右依次設為A、B、C、D和E點。針對開采礦層對上部頂板的影響作用,在模型制作中每個條帶礦體正上方30 mm處放置土壓力盒,共計10個。從試驗開始時不間斷連續記錄數據直至試驗結束。應變片粘貼于開采條帶礦體圍巖上,每一監測點均以“T”字形狀粘貼,便于同時監測水平與垂直方向位移。每個條帶充填體待表面凝結后再以“T”字形狀粘貼應變片。為充分記錄廢石尾砂充填結構體及礦體圍巖應力變化數據,待開采、充填過程全部結束之后再進行為期5 d的監測記錄,確保廢石尾砂交替充填采場應力平衡后再結束試驗,保證數據的準確性。應變片粘貼過程如圖4所示。

圖4 曬旗河礦區充填開采相似模型Fig.4 Similarity model of filling mining in Shaiqi River mining area

2.3 試驗開采充填方案

開挖、充填總過程共分為12個時步,各時步之間間隔12 h。因相似模型實際操作空間有限,故條帶礦體開挖完畢后再進行充填作業,模擬開采與充填作業同時進行。第1時步開挖1號條帶礦體,第2時步開挖2號條帶礦體,第3時步開挖3號條帶礦體,并在1號條帶礦體位置充填廢石膠結充填骨料,形成1號條帶充填體;第4時步開挖4號條帶礦體,并在2號條帶礦體位置充填尾砂膠結充填骨料,形成2號條帶充填體;以此類推,交替充填廢石或尾砂膠結充填骨料。等到第10時步,開挖10號條帶礦體,在8號條帶礦體位置充填尾砂膠結充填骨料,形成8號條帶充填體。第11時步是在9號條帶礦體位置充填廢石膠結充填骨料,形成9號條帶充填體。第12時步是在10號條帶礦體位置充填尾砂膠結充填骨料,形成10號條帶充填體。整個開采充填過程至此結束。

3 相似模擬試驗結果分析

3.1 頂板應力演化分析

3號條帶礦體頂板垂直方向的時間—應力關系如圖5所示。3號條帶礦體開挖卸載頂板部分應力,頂板呈現受拉狀態。拉應力值隨著開采充填的進行而變大,速率則隨著開采的進行而減小,在3號條帶礦體開采充填試驗結束后的10 000 min應力值穩定在0.12 MPa附近。整個開采過程存在一些波動,這是因為在開采其他條帶礦體時會對頂板圍巖產生擾動,但相對于整體趨勢影響不大。

圖5 3號條帶礦體頂板垂直方向時間—應力關系Fig.5 Time-stress relationship of the vertical direction of the roof of the No.3 orebody

3.2 礦體應力演化分析

第1時步各條帶礦體頂板的相對應力變化情況如圖6所示。由圖6可知:第1時步開采1號條帶礦體后應力隨著開采擾動應力值迅速上升,在2 000 s到達最高值0.048 MPa,表明開挖對條帶礦體頂板的應力影響是迅速且劇烈的。開采對條帶礦體上部頂板的擾動達到頂點后,內部應力開始重新分布達到再平衡,經過3 500 s回落至0.013 MPa并保持穩定。相鄰的2號條帶礦體頂板也受到相同的外力干擾,但由于荷載守恒原理,1號條帶礦體上部頂板部分荷載轉移到2號條帶礦體上部頂板,經過開采擾動后頂板應力重新分布,較開采之前的應力值減少0.010 MPa。此次開挖過程對其他8個監測點無明顯影響,表明開挖過程雖然對周圍圍巖的應力值有所影響,但影響范圍有限,且在5 500 s內作用結束。

圖6 第1時步各條帶礦體頂板相對應力變化Fig.6 Changes in the relative stress of the roof of the ore body in the first time step

第10時步各條帶礦體頂板的相對應力變化情況如圖7所示。由圖7可知:9號條帶礦體頂板在受到開采擾動后應力開始趨向于平衡,但由于相鄰的9號條帶礦體已被開采形成采空區,在10號條帶礦體開采結束后兩頂板均處于懸空狀態,兩處頂板的應力值趨于一致,在開采開始900 s后9號、10號條帶礦體頂板處于懸空狀態,頂板壓力轉移到未采礦巖和已經回填的條帶充填體,故兩處頂板的壓力值趨于穩定。

圖7 第10時步各條帶礦體頂板相對應力變化情況Fig.7 Changes in the relative stress of the roof of the ore body in the tenth time step

3.3 礦山地表沉降值演化分析

本研究結合千分表監測數據繪制了5個地表監測點的時間—位移曲線,如圖8所示。隨著開挖推進,地表各監測點的位移值均隨時間的增加而增大,且在整個開采充填過程中沉降速率保持恒定,表明礦體開采對地表沉降的影響是持續且平穩的。

圖8 地表監測點時間—位移變化曲線Fig.8 Time-displacement curves of surface monitoring points

A點較其他監測點沉降速率更快,這是因為A點距離開采礦層最遠,且最先被開采的1號條帶礦體距離A點最近,受開采影響最劇烈。A點整體沉降位移曲線呈階梯狀,沉降速率偏大的是開采階段的沉降量,偏小的則是穩定階段的沉降量,這表明開采過程對地表沉降量影響最大,而在開采間隔階段,由于開采過程結束且部分采空區被回填,大幅削弱了采空區頂板沉降,降低了地表沉降風險。廢石膠結充填骨料充填結束后比尾砂膠結充填骨料充填結束之后的地表沉降量小,表明廢石充填體比尾砂充填體具有更好的支撐性和穩定性。A點前期的地表沉降量比后期大,是由于礦體開采過程逐漸遠離A點。地表沉降總量從高到低依次為監測點A、B、C、D和E,這與礦體開采方向一致,且越先開采的礦體所對應的地表沉降總量越大,也可從側面反映地表沉降總量與開采時間呈正相關。

不同開采時步下礦床地表下沉曲線如圖9所示。由圖9可知:A點沉降量明顯,對應的地表為局部峰頂,隨著開采的進行這一趨勢更加明顯,較大的沉降量偏向左側;峰頂位置沉降較明顯,地表平坦和邊坡部分的沉降速率基本相同,表明試驗開采充填設計對邊坡影響較小,偶有沉降速率過快也對整體影響不大,后續需對峰頂變形加強監測。

圖9 不同開采時步礦床地表下沉曲線Fig.9 Surface subsidence curves of deposits at different mining time step

第3時步時,采空區跨度達到最大值15 cm,為3個條帶礦體的寬度。此時沉降量增值達到最大,并且超過后續增值。地表沉降變化與采空區實時跨度有明顯關系。采空區寬度越大,地表沉降越明顯,充填膠結材料會產生抑制作用。在第12時步結束后,地表監測點實際沉降量從A到 E點依次為0.434、0.161、0.133、0.135、0.130 mm。

3.4 充填體承載分析

圖10為2號條帶充填體垂直方向的時間—應力曲線。由圖10可知:在各時步開采充填結束后條帶充填體迅速承載頂板釋放的荷載。隨著開采進行,應力隨時間的增加而變大,經過960 min迅速增加至0.017 MPa。這表明在開采充填完成后1 680 min已經承載頂板施加的大部分荷載,充填體受到的應力值隨著上部頂板的應力而增大,最后應力值穩定在0.024 MPa,此時條帶充填體自身應力到達平衡。后續過程雖對條帶充填體自身應力產生影響,但不影響整體變化趨勢。圖11為3號條帶充填體垂直方向的時間—應力曲線,應力變化規律與圖10類似,區別在于圖11的應力較大,這是因為該條帶充填體為廢石充填體,力學強度更大,故承擔頂板施加的絕大部分荷載。

圖10 2號條帶充填體垂直方向時間—應力關系Fig.10 Vertical time-stress relationship of the No.2 strip filling body

圖11 3號條帶充填體垂直方向時間—應力關系Fig.11 Vertical time-stress relationship of the No.3 strip filling body

開采礦層水平各監測點的應力分布如圖12所示。分析該圖可知:在采場頂板剛性約束下,3種承載體垂直方向上的變形差別不大,但承載狀態差異明顯。從圖中可以看出相對柔性的尾砂充填體承載的應力較小,內部應力值為0.02 MPa。相對剛性的廢石充填體和未采礦巖承載的應力較大,為采區頂板的主要支撐體,尾砂充填體應力值大部分為0.18 MPa,未采礦巖應力值為0.09 MPa。最左側的廢石充填體內部應力值達0.20 MPa,因相比其他位置的廢石充填體所受的應力更大且最早為頂板提供支撐,該條帶充填體距離地表也更遠,故原巖應力相對更大。

圖12 各承載體應力分布Fig.12 Stress distribution of each bearing body

3.5 采場安全系數分析

為分析廢石尾砂交替充填采場的結構安全程度,定義安全系數為各條帶充填體的抗壓強度與實際所受應力的比值,計算各條帶充填體的安全系數并繪制了廢石尾砂充填結構體的安全系數分布圖,如圖13所示。分析該圖可知:廢石充填體由于自身剛性更大、強度更高,相較于尾砂充填體承載了頂板施加的絕大部分荷載,導致其安全系數明顯偏低,其中承擔荷載最大的1號條帶充填體的安全系數最低,為2.7。尾砂充填體的安全系數較大,最高達到7.6。雖然廢石尾砂充填結構體內各組成單元的安全系數達到設計要求,能提供足夠的承載力,但在實際生產中部分區域存在過度充填的問題,尤其是尾砂充填體會造成采場整體成本高、效率低。若僅通過降低尾砂充填體的力學強度節約充填成本,反而會進一步導致廢石充填體安全系數降低,難以有效保障廢石尾砂充填結構體整體穩定。

圖13 廢石尾砂充填結構體安全系數分布Fig.13 Distribution of safety coefficients of waste rock tailings filling structure

借鑒高應力巷道柔性支護有效調動圍巖自承載能力的理念,可采用基于柔性接頂的礦巖—廢石尾砂充填結構體應力協調方法,在廢石尾砂充填結構體頂部充填彈性模量低于廢石充填體的柔性材料。此舉不僅能夠調動圍巖和尾砂充填體的承載能力,而且可以降低廢石充填體所受荷載,改善廢石尾砂充填結構體內不均勻承載狀態。由于柔性材料自身強度低,即使在受壓變形破壞后,也不會形成明顯的沖擊地壓威脅作業空區內的人員和設備安全。結合曬旗河礦區實際生產狀況,選取尾砂膠結充填骨料作為柔性接頂材料,可無需另外制備,同時尾砂接頂體能夠與尾砂充填體形成協同體,可協調廢石充填體上覆頂板和尾砂充填體上覆頂板的變形,尾砂接頂體即使在破壞后形成破碎粉狀體,也不會造成大塊冒落,可在保證經濟、環保和安全的前提下協調廢石尾砂充填結構體與圍巖應力。

4 結 論

(1)針對廢石尾砂交替充填采場中廢石尾砂充填結構體的不均勻承載問題,以宜昌曬旗河礦區的生產實際為例,采用與其相匹配的廢石尾砂交替充填法開展了大尺寸相似模擬試驗。通過監測廢石尾砂充填結構體及圍巖應力和礦體地表沉降值的變化情況,分析了廢石尾砂交替充填采場的應力演化規律,驗證了廢石尾砂交替充填法的合理性。

(2)未采礦巖與廢石尾砂充填結構體中各結構呈現不均勻受力狀態,廢石充填體因其剛性過大承擔頂板施加的絕大部分荷載,尾砂充填體的作用未得到充分發揮,故僅依靠廢石、尾砂膠結充填骨料交替充填采空區不利于采場穩定。

(3)通過借鑒高應力巷道柔性支護有效調動圍巖自承載能力的理念,提出了基于柔性接頂的應力協調思路,根據采場實際情況選取用于充填的尾砂膠結充填骨料作為柔性接頂材料,有助于保障采場經濟安全高效運行。