充填散體作用下采動巖移的預測及其應用

何榮興，張 晶，宋德林，劉 歡

(1.東北大學資源與土木工程學院，遼寧 沈陽 110819；2.內蒙古科技大學礦業與煤炭學院，內蒙古 包頭 014010)

地表巖移是地下采礦引起的普遍現象，對礦山生產安全影響較大，尤其是傾斜厚礦體的開采所引起的地表巖移，具有變形量大、陷落速度快和巖移陷落范圍大等特點，嚴重制約礦山安全生產，需要采取有效措施予以控制[1]。

金屬礦山地質條件復雜多變，地下開采引起的巖層移動和地表變形受采礦方法、埋深、采高等諸多因素影響，規律性較差。很多學者對金屬礦山的地表巖移問題進行了大量的研究，如朱家橋[2]總結了程潮鐵礦東區采礦不同時期巖體冒落及塌陷坑的發展過程，認為程潮鐵礦地表變形破壞形式以傾倒式拉裂破壞為主，巖體水平位移大于沉降位移；席人雙等[3]對程潮鐵礦東區進行地表巖移的GPS監測，積累近三年的變形數據，從而準確地反映了的地表變形以向采空區的階梯變形為主等變形規律；蔡美峰等[4]建立金屬礦山開采沉陷預計系統MSDAS-GIS，用于模擬預測北洺河鐵礦井下連續回采的開采沉陷，對-50 m水平開采后地表沉降進行現場監測，預測結果和監測結果具有較好的相似性；趙淑霞[5]以地理信息系統(GIS)技術為基礎，開發建立礦區地表動態三維地質立體模型，實現對段村-雷溝礦區地面地質、地形、地面沉降監測，研究了上覆巖層變形移動規律。這些研究都是建立在地表巖移數據監測和深部巖體地壓活動觀測的基礎上，耗時較長。

近年來，數值模擬軟件的更新換代使得模擬結果更加貼近工程實際，且建模多樣性及獨特的算法使得數值模擬更適用于工程現象的規律研究。眾多學者[6-10]選擇數值模擬來研究地表巖移的規律和范圍，并取得很好的科研成果。本文根據弓長嶺鐵礦東南區上含鐵帶、下含鐵帶的開采現狀，利用FLAC3D軟件模擬對比分析了不考慮崩落散體作用和考慮散體作用兩種工況條件下的采動巖移范圍和充填廢石散體對巖移的控制作用，提出了剝離上含鐵帶露天采場的廢石來充填下含鐵帶地采塌陷坑的巖移控制措施，并確定了下含鐵帶的極限開采深度。

1 工程概況

弓長嶺鐵礦東南區礦體由多條平行礦帶組成，如圖1所示，礦體傾角為65°～85°，平均厚度為15 m，屬于急傾斜中厚礦體。上含鐵帶(圖1)為赤鐵礦，應用露天采礦的方法進行開采，露天開采臺階為+448～+388 m。下含鐵帶(圖1)為磁鐵礦，采用無底柱崩落法進行開采，開采水平為192 m，已經冒透地表，形成地表塌陷坑。因開采規劃不合理，上含鐵帶、下含鐵帶的高差約300 m，最小水平距離約150 m，下含鐵帶的超深開采使得近露天采場一側的圍巖發生巖移及塌陷，嚴重威脅露天采場的安全生產。該礦區采礦生產設計中，地采極限開采深度為152 m，極限開采深度以下礦體待露天開采閉坑后再行開采。此生產設計將導致該礦區下含鐵帶152 m水平開采結束后產能接替失衡，影響礦山生產效益。

圖1 弓長嶺鐵礦東南區開采現狀圖Fig.1 Current mining situation of southeast area of Gongchangling Iron Mine

為保障露天采場和地下采場持續生產以滿足礦區產能需求，提出剝離上含鐵帶露天采場的廢石來充填下含鐵帶地采塌陷坑的技術方案，以期控制塌陷坑上盤圍巖移動。因此，有必要探討充填廢石散體作用下的采動巖移范圍和不影響上含鐵帶露天開采的地采極限采深。

2 計算模型和計算方案

2.1 數值模型建立

目前弓長嶺鐵礦東南區下含鐵帶地采塌陷坑體積較小，對數值模擬結果影響可以忽略，為此直接將礦體上部邊界延伸至地表。利用ANSYS軟件建立長×寬×高為400 m×100 m×350 m的簡化數值模型，其中礦體水平厚度為15 m，礦體傾角為68°，礦體埋深方向取350～0 m，沿礦體走向長度為100 m，沿礦體傾向取400 m，劃分網格導入FLAC3D軟件數值模型，如圖2所示，計算域邊界采取位移約束。

圖2 下含鐵帶巖移模擬的FLAC3D模型Fig.2 FLAC3D model of rock movement on the iron-bearing belt mining

模型分五步開挖用以模擬下含鐵帶回采，第一步開挖至230 m水平模擬目前的塌陷坑，之后每次開挖高度取40 m，至70 m水平時停止開挖。位移監測點布置于地表，按網格劃分的節點布置，各監測點距z軸的距離依次為12.75 m、26.02 m、41.48 m、50.93 m、67.38 m、75.02 m、85.57 m、90.08 m、97.60 m、105.11 m、112.63 m、120.15 m、127.63 m、135.15 m、142.66 m、150.18 m、157.68 m、165.21 m、172.76 m、180.39 m、188.24 m、196.78 m、207.55 m、219.12 m、230.32 m、245.70 m、255.00 m。每步開挖后均進行數值求解并記錄各監測點的水平位移和沉降位移，用以分析不同采深條件下的巖移規律及范圍。模擬下含鐵帶回采至70 m水平后逐步模擬充填，每次充填高度為40 m，直至地表。每次充填后進行數值求解并記錄各監測點的水平位移和沉降位移，用以分析充填散體作用下采動巖移的規律和范圍。

2.2 巖體力學參數估算

對弓長嶺鐵礦東南區進行地質調查和點荷載試驗，獲得的巖體基本質量指標見表1。為獲取數值模擬所需的巖體力學參數，本文基于表1中的參數，結合Hoek-Brown強度準則[11-12]和Mohr-Coulomb準則[13]來估算數值模擬所需的巖體力學參數。

Hoek-Brown巖體破壞準則表達式見式(1)。

σ1=σ3+σc(mσ3/σc+s)0.5

(1)

式中：σ1、σ3為巖體破壞時的最大主應力、最小主應力；m為Hoek-Brown常數，估算見式(2)；s為無量綱系數，估算見式(3)[14]。

(2)

(3)

式中：mi可根據巖體的Hoek-Brown常數表來選取[11-12]；RMR根據巖石的強度、RQD值、節理間距以及地下水影響的綜合評價巖體分類指標，對應巖石力學分類表(RMR)[15-16]獲得每項指標評分求和得出。

當σ1=0時，由式(1)可知，巖體的單軸抗拉強度σmt可表示為式(4)。

(4)

巖體彈性模量Em與地質強度指標GSI的關系可表示為式(5)[12]。

(5)

地質強度指標GSI取值可以用表1中的RMR值代替[14]，則巖體彈性模量Em可求。

如圖2所示，下含鐵帶巖移數值模型為一般地下開挖問題，可采用Mohr-Coulomb模型作為本構模型，此時數值模擬計算還需明確巖體單軸抗壓強度σmc、內摩擦角φ和內凝聚力c等力學參數。

用主應力表述的Mohr-Coulomb準則可表示為式(6)[13]。

(6)

單軸抗壓條件下(σ3=0)，可知巖體單軸抗壓強度σmc可表示為式(7)。

(7)

令k=(1+sinφ)/(1-sinφ),則式(6)可表示為式(8)。

σ1=σmc+kσ3

(8)

當0<σ3<0.25σc時，巖體的三軸實驗結果同時符合Hoek-Brown強度準則與Mohr-Coulomb準則[12]。將通過式(1)計算獲得的σ1、σ3數據用式(8)回歸，可得到參數k及巖體單軸抗壓強度σmc，即可獲得巖體內摩擦角φ和內凝聚力c。聯立式(7)與參數k的表達式，由三角函數關系可知，內凝聚力c可表示為式(9)。

(9)

將表1中數據代入各式進行計算，最終獲得的礦巖力學參數見表2，塌陷坑回填廢石簡化為強度較低的巖體[17]，其力學參數可按弓長嶺鐵礦東南礦區現場調查資料獲取。

表1 巖體基本質量指標及計算參數Table 1 Index and calculated parameters for basic quality of rock mass

表2 Hoek-Brown準則估算的礦巖力學參數Table 2 Mechanical parameters of ore and rock estimated by Hoek-Brown criterion

3 塌陷坑上盤巖體的巖移規律分析

3.1 塌陷坑上盤巖體位移特征和破壞模式

由圖3可知，在地表靠近空區位移等值線為逆傾向微凸曲線，等值線由近空區到近地表傾角減小；在地表遠離空區的位移等值線近似直線或折線，采深越大傾角變化越大，靠近地表等值線傾角越大(近似垂直)、越密集，表明隨著采深的增加，靠近空區的上盤巖體豎向位移的增加越大，遠離空區的近地表巖體主要是以橫向位移為主，初期地表塌陷坑上盤巖體發生直線型滑移，隨著采深的增加，形成折線型破壞滑移，并在近地表處會形成近似豎直的裂縫，即隨著采深的增加，在沒有充填散體作用下，塌陷坑邊壁巖體會向坑內片落，塌陷范圍逐漸擴大，為上盤漸進的破壞模式[18]。

圖3 上盤巖體位移等值線圖Fig.3 Displacement contour of the rock of hanging wall

3.2 水平變形和傾斜度分析

各監測點的水平位移(圖4(a))變化，按橫坐標112 m為分界線可劃分2個區段：0～112 m間的監測點位移曲線上升，稱為上升區，112～260 m間的監測點位移近乎一條水平直線，近似收斂于某一固定值，稱為收斂區。采深在280 m時，即開采至70 m水平，位移急劇增加，水平位移最大值達778 mm。對應各采深條件下的水平變形最大值分別為0.12 mm、0.27 mm、0.56 mm、1.13 mm、24.80 mm。隨著采深的增加，水平變形的最大值呈指數增加，當采深達280 m，水平變形最大值驟增。借鑒煤礦中對地表移動變形指標[19](傾斜3 mm/m，水平變形2 mm/m)和陷落變形指標(傾斜10 mm/m，水平變形6 mm/m)，由采深為280 m時的水平位移曲線可見，第3監測點和第4監測點間的水平變形為3.1 mm/m，超過了危險移動變形臨界值，第5監測點和第4監測點間的水平變形為6.9 mm/m，超過了陷落的臨界值，因此，可以第4監測點作為陷落范圍的邊界，其距離開采礦體205 m(模型橫坐標為50 m)，已經進入到上含鐵帶的露天采場范圍。綜上，在沒有考慮充填散體作用條件下，要確保露天采場不受巖移影響，下含鐵帶的極限采深宜為240 m，即回采至110 m水平。

監測點下沉曲線(圖4(b))也可以近似分為2個區段，第一個區段近似一條直線，而且下沉值都很小，稱為穩定區，第二個區段為一條下傾的曲線，采深越大，下傾程度越大，稱為下沉區。當采深280 m(即開采至70 m水平)時，下沉最大值達-668 mm；各采深條件下的傾斜度最大值分別為0.17 mm/m、0.24 mm/m、0.37 mm/m、0.60 mm/m、4.29 mm/m。隨著采深的增加，傾斜度最大值是指數增加的過程，當采深達280 m即開采至70 m水平時，傾斜最大值增加到4.3 mm/m，還未達到塌陷臨界變形值。對比開采過程中水平位移變化曲線可知，在形成塌陷后的急傾斜中厚礦體后續開采過程中，地表巖移破壞以水平移動為主。

圖4 無充填散體作用下監測點位移變化曲線圖Fig.4 Displacement curves of monitoring point without the action of granular rock

3.3 充填散體對巖移作用分析

在采深為280 m的模型條件下，逐漸增加散體高度進行模擬。圖5為不同監測點位移隨散體充填高度的變化曲線，隨著散體充填高度的增加，地表水平位移和下沉值都隨之減小，當散體充填高度從40 m增加至280 m過程中，對應最大水平位移值分別為473.3 mm、210.9 mm、168.8 mm、136.5 mm、106.2 mm、79.7 mm、55.3 mm，對應最大下沉值分別為-399.3 mm、-211.5 mm、-178.5 mm、-154.9 mm、-132.7 mm、-111.7 mm、-89.9 mm，表明散體對控制地表巖移具有顯著作用，隨散體充填高度繼續增加，地表位移減小幅度逐漸降低。

圖5 不同充填散體高度下監測點位移變化曲線圖Fig.5 Displacement curves of monitoring point at different heights of granular rock

圖6為地表水平變形和傾斜變形的極大值隨散體充填量的變化曲線。由圖6可知，充填散體控制傾斜變形的作用要優于控制水平變形，當充填散體高度超過80 m后，繼續充填散體對控制傾斜和水平變形的作用不明顯，表明利用廢石充填對控制圍巖塌陷具有臨界值[20]。當充填散體量為160 m時，監測點最大傾斜變形為0.64 mm/m，最大水平變形為1.77 mm/m，也就是說，下含鐵帶開采到70 m水平，要保證露天采場不受影響，至少要保證下含鐵帶塌陷坑中充填有160 m高的廢石散體。當散體充填量為280 m時，與無充填條件的位移相比分別下降92.9%、86.5%，再次說明充填散體對控制水平移動的作用要優于控制地表下沉。地表水平位移和下沉最大值仍高達55.3 mm、-89.9 mm，表明充填散體對控制巖體大變形具有重要作用，但對地表巖體連續小變形移動的控制作用不明顯。這是因為，充填散體顆粒之間存在較多的孔隙而導致散體具有可壓縮性，隨著巖體移動，充填散體被壓密，當充填散體具有足夠的承壓能力后，巖體進一步移動將受到抑制，從而起到控制巖體大變形或者塌陷的作用[21-22]。

圖6 不同充填散體高度下的監測點移動變形曲線圖Fig.6 Movement deformation curves of monitoring points at different heights of granular rock

4 現場監測及應用效果

根據數值模擬結果，在不考慮散體作用時，下含鐵帶開采巖移不影響露天采場的極限開采水平為110 m水平，考慮充填散體作用時，可開采至70 m水平，但至少要充填160 m以上的散體。綜合考慮，為了確保上含鐵帶露天采場的安全，確定下含鐵帶的極限開采水平為110 m，并且需要及時向下含鐵帶塌陷坑充填廢石散體。

為觀察方案實施過程中弓長嶺東南礦區地表裂縫的新生位置和發展范圍，在25#勘探線上設置A1、A2兩個位移監測點(圖7)，監測點分別距地采塌陷坑30 m和66 m，監測周期為4個月。

圖7 地表位移監測點布置圖Fig.7 Layout of the surface displacement monitoring points

25#勘探線上的地表監測點的水平位移和垂直位移變化曲線如圖8所示。由圖8可知，下含鐵帶繼續向下開采時，A1監測點和A2監測點的水平位移和垂直位移均有較大增長，通過及時向下含鐵帶塌陷坑充填廢石散體，使得水平位移和垂直位移的增長率逐步減小，特別是2016年11月1日之后，位移的增大率均明顯降低，此時廢石散體充填高度為108 m，這表明塌陷坑內的充填散體可抑制上盤圍巖的采動巖移。

圖8 25#勘探線上地表監測點位移變化曲線Fig.8 Displacement curve of surface monitoring point on the 25# exploration line

根據現場調查可知，因塌陷坑上盤圍巖移動新生的地表裂縫主要集中在A1監測點和近A1側的塌陷坑邊緣之間，且近塌陷坑上盤側存在較淺深度的張裂縫，其裂縫深度和張開程度遠小于充填前。在A1監測點和近A2側的露天采場邊緣之間，未出現張裂縫和突然沉降的現象。這表明在充填廢石散體作用下，地表巖移未對露天采場造成影響，下含鐵帶可開采至110 m水平。

截至2017年底，該礦區累積向塌陷坑安全排放廢石總量5 040萬t。下含鐵帶開采至110 m水平的過程中，上含鐵帶露天采場持續安全生產。相較原采礦生產設計中地采極限開采水平為152 m而言，剝離上含鐵帶露天采場的廢石來充填下含鐵帶地采塌陷坑的技術方案延長了地下開采的年限和深度，緩解了生產銜接的難題，保障了露天地下的協同安全開采。

5 結 論

1)隨著采深的增加，越靠近空區巖體的沉降位移的增加量越大，遠離空區的巖體主要是以橫向位移為主，初期地表塌陷坑上盤巖體發生直線滑移，隨著采深的增加，形成折線型破壞滑移，并在地表會形成豎直的裂縫，符合上盤漸進的破壞模式。

2)地表位移曲線存在分區的特征，隨著采深的增加，地表水平變形和傾斜變形值增加，水平變形增加量遠大于傾斜變形增加量，表明在形成塌陷后的急傾斜中厚礦體后續開采過程中，地表巖移破壞以水平變形為主。

3)在不考慮散體作用條件下，當開采到70 m水平時，露天采場內將出現危險移動變形；開采到70 m水平，保證塌陷坑內填散體高度高于160 m時，可避免露天采場內出現危險移動變形。

4)充填散體對控制地表巖移，尤其是水平移動作用明顯。充填散體控制巖移作用具有臨界值，當充填散體高度達臨界值之后，控制巖移作用減弱。散體的充填對于控制地表移動范圍作用不明顯，也說明充填散體的主要作用在于控制巖體的大變形。