基于FLAC3D分析的某鐵礦充填效果研究*

梁 冰，郭 斌，金佳旭，武鵬飛

(1.遼寧工程技術大學 力學與工程學院，遼寧 阜新 123000；2.遼寧工程技術大學 礦業學院，遼寧 阜新 123000；3.遼寧工程技術大學 土木工程學院，遼寧 阜新 123000)

0 引言

近年來，充填采礦法逐漸成為了許多金屬礦山的主要開采方式，在提高采出率、控制地壓活動、防止地表沉降、降低尾砂排放等方面[1-3]，具有其他采礦方法無可代替的優勢，但充填效果的質量會對礦山安全生產帶來直接影響。

為此，許多專家學者做了大量的研究：謝生榮等[4]、羅黎明等[5]和宋子嶺等[6]采用FLAC3D數值軟件建立相應的數值模型對充填體的穩定性進行了研究；姚囝等[7]通過數值模擬方法驗證了優化后采場充填模式的可行性；姚寶志[8]運用數值模擬的研究方法，揭示了不同級配的充填材料對充填效果的影響作用；丁德民等[9]運用數值模擬的方法分析得到影響地表下沉的主要因素。而在新型材料研究方面，王東星等[10]研究了堿激發粉煤灰對淤泥的影響，揭示堿激發粉煤灰固化淤泥強度性狀演變規律；吳磊等[11]以水玻璃作為激發劑，研究了不同外摻料對偏高嶺土基膠凝材料性能的影響；姚囝等[12]采用回歸正交設計試驗方法進行了低強度膠結充填體相似材料配比試驗研究。

鑒于此，本文基于自研的復合激發劑膠凝材料，運用模擬軟件對鐵礦兩步驟充填開采過程和充填開采后地表沉陷過程進行數值模擬研究，分析礦體開采充填過程中覆巖的應力場、位移場和塑性區變化情況及復合激發尾砂膠結充填體在充填前后的應力和位移狀況；在現場監測地表沉陷變形情況，結果與數值模擬結果相互驗證，研究礦體開采與空區充填對覆巖移動與地表沉降的影響。

1 工程概況

某鐵礦位于遼寧省內，其礦體傾角小、埋深淺、厚度較大，地表起伏較大，礦巖的節理裂隙較發育，礦體走向長220 m，礦體賦存標高-375～-625 m，最大厚度可達254.3 m，整體連續性較好。針對礦山的開采實際條件，采用“隔一采一”的方式對該礦體進行回采充填，礦房長度15 m，高度60 m，礦柱的尺寸與礦房相同。經過多年開采，在鐵礦-470中段留下大量的采空區，這不僅會導致地表下沉引起周邊生態環境破壞，還會導致采空區頂板塌陷時對井下工作人員的生命安全產生嚴重威脅。除此之外，金屬礦區內的大氣降水和地表積水會隨著頂板塌陷直接涌入下部生產中段，產生難以預測的災難性后果，為礦山安全開采埋下嚴重隱患。因此，對滯留采空區的充填治理工作對保證礦山持續發展有重要意義。

2 模型建立與參數確定

2.1 模型的建立

結合現場調查結果，建立長×寬×高為200 m×50 m×150 m的二步驟充填開采三維計算模型，開挖的礦房與礦柱的尺寸與實際尺寸相同，模型兩側邊界各留50 m區域用于消除邊界效應，此模型用于鐵礦二步驟充填開采數值模擬研究。此外，為了模擬礦體充填后地表的移動變形結果，結合實際地形建立長×寬×高為600 m×700 m×800 m的地表沉陷三維計算模型，其中礦體尺寸220 m×150 m×250 m，該模型可用于礦體全部開采、充填后地表的沉降模擬預測研究。

模型兩側限制水平位移，模型底部限制垂直位移，根據礦山地應力報告設置模型邊界應力施加的垂直荷載為6.5 MPa，水平荷載為7.5 MPa。

2.2 數值模型參數確定

根據現場實際情況，礦區內廣泛分布且影響采場穩定性的礦巖有安山巖、石英巖、磁鐵礦和大理巖。通過室內基礎參數試驗獲得這4種礦巖的物理力學指標，為了能夠使試驗結果更具普遍性，利用廣義Hoek-Brown破壞準則對礦巖室內試驗結果做折減處理[13-15]，得到實際礦山巖體的物理力學參數，見表1。

表1 折減后礦巖物理力學參數

2.3 膠結充填體參數確定

本次模擬采用的復合激發尾砂膠結充填體，主要由鐵礦尾砂骨料、自研復合激發膠凝材料、普通早強劑和減水劑等混合外加劑按照一定配比制成。其充填體的物理力學參數見表2。充填骨料選用密度為2.72 g/cm3、比表面積為1 740.32 cm2/g的鐵礦尾砂。自研的復合激發劑材料包括由激發劑A、激發劑B、激發劑C、礦渣微粉按18.3%，3.4%，0.8%，77.5%比例制成的鹽基復合激發膠凝材料(簡稱“鹽基”)和由激發劑A、激發劑B、激發劑C、礦渣微粉按4%，14.8%，0.4%，80.8%比例制成堿基復合激發膠凝材料(簡稱“堿基”)。該充填材料相比水泥等常見的充填材料具有成本低，流動性好，強度增長速率快等特點。

表2 充填體物理力學參數

3 數值模擬結果分析

用兩步驟充填開采三維計算模型對某鐵礦進行一步驟礦房充填和二步驟礦柱充填數值模擬計算研究，分析研究采場充填后應力環境和頂底板變形情況。

3.1 一步驟礦房充填分析

3.1.1 應力場

一步驟膠結充填體與頂底板最大主應力場分布如圖1所示。由圖1可以看出：當一步驟礦房開挖后，采場圍巖狀態發生變化，應力重新分布，其中最大應力集中位置主要分布在礦柱與底板相交位置以及礦柱下方圍巖部位，其分布的面積都不大，同時在礦柱的頂部與底部局部位置還出現了較大范圍的拉應力區。

圖1 一步驟膠結充填體與頂底板垂直應力場分布

采用3種膠結充填體分別對一步驟礦房進行充填后，圍巖應力均發生變化。鹽基、堿基、水泥基膠結充填體內部的應力分別為1.52，1.48，1.69 MPa，應力集中系數分別為1.2，1.1，1.5。總體上看，對礦房充填后采場各區域的應力值波動范圍都比較小，表明使用3種材料對一步驟礦房充填后采場整體上是穩定的。相比之下，鹽基與堿基膠結充填體充入采場后圍巖應力變化較小，表明一步驟充填時復合激發膠凝材料相比水泥具有一定的優勢，對于改善采場應力環境、減小頂底板變形具有積極的作用。

3.1.2 位移場

一步驟膠結充填體與頂底板位移場分布如圖2所示。由圖2可以看出：一步驟礦房開挖后在礦柱頂部出現了較大的位移，最大豎向位移為25 mm，采空區頂板最大豎向位移為32.3 mm。底板出現底鼓，這是因礦房開挖后，底板巖層處于軟弱開放狀態，并且由于水平應力的作用，造成底板較為破碎并產生向采空方向的塑性流動，進而引起底鼓，水平底鼓最大位移為11.42 mm。當采用3種膠結充填體分別對一步驟礦房充填后礦柱與采空區頂板位移都有了不同程度減小，這說明膠結充填體起到了控制圍巖變形的作用。比較3種膠結充填體對圍巖變形控制的作用效果，發現鹽基膠結充填礦房后最大位移22.5 mm，堿基膠結充填礦房后最大位移18 mm，水泥基膠結充填礦房后最大位移27.5 mm，相比水泥基膠結充填體，復合激發膠結充填體的效果要更好。

圖2 一步驟膠結充填體與頂底板位移場分布

3.1.3 塑性破壞區

一步驟膠結充填體與頂底板塑性區分布如圖3所示。由圖3可以看出：一步驟礦房開挖后采場圍巖穩定程度較高，在拉應力和剪應力的作用下采空區底板發生了拉破壞，而礦柱的完整性較好，僅在采空區底部有部分塑性區出現。應用3種膠結充填體分別對一步驟礦房進行充填，鹽基膠結充填體頂部有部分塑性區，堿基膠結充填體未出現塑性區，水泥基膠結充填體頂部出現較大范圍塑性區，計算結果與位移場計算結果相同，總體來看，3種膠結充填體都能使采場達到穩定狀態。

圖3 一步驟膠結充填體與頂底板塑性區分布

3.2 二步驟礦柱充填分析

3.2.1 應力場

二步驟充填體與頂底板應力場分布如圖4所示。由圖4可以看出：二步驟充填完成后，鹽基、堿基、水泥基膠結充填體內部的平均應力分別為0.12，0.28，0.19 MPa，三者數值相差不大。提取3種膠結充填體在采場上部、中部、下部的最大主應力，在采場上部鹽基膠結充填體的平均應力值分別為0.11，0.24，0.55 MPa：在采場上部堿基膠結充填體的平均應力值分別為0.08，0.22，0.50 MPa；在采場上部水泥基膠結充填體的平均應力值分別0.28，0.46，0.71 MPa。3種膠結充填體的底端兩側位置存在應力集中現象，應力平均值分別為0.92，0.79，0.93 MPa，且分布面積較小，充填體安全穩定。

圖4 二步驟膠結充填體與頂底板垂直應力場分布

3.2.2 位移場

二步驟充填體與頂底板位移場分布如圖5所示。由圖5可以看出：二步驟礦柱充填后，3種材料的膠結充填體頂部最大位移值分別為38，22，75 mm，內部位移基本相同，底部都存在20～60 mm的底鼓。總體來看，3種膠結充填體對采場保護效果較好，確保了采場的安全開采，相比水泥基膠結充填體，復合激發膠結充填體的控制采場變形效果要更優越。

圖5 二步驟膠結充填體與頂底板位移場分布

3.2.3 塑性破壞區

二步驟膠結充填體與頂底板塑性區分布如圖6所示。由圖6可以看出：當二步驟礦柱開挖后，3種礦房膠結充填體與采場頂、底部接觸位置都出現了塑性區，主要發生拉伸破壞和剪切破壞，而二步驟全部充填完成后，各區域塑性破壞區都得到了改善；鹽基膠結充填體頂、底部有少數貫穿塑性破壞區，堿基膠結充填體頂、底部只有零星的破壞點，水泥基膠結充填體在采場礦柱的上肩角處出現較大范圍的塑性區。

圖6 二步驟膠結充填體與頂底板塑性區分布

綜合以上分析，堿基復合激發膠結充填體對礦體的開采充填效果優于其他2種充填材料的充填體，故選擇堿基復合激發膠結充填體作為現場礦山采空區充填的主要材料，通過地表三維數值模擬預測地表沉陷值，分析堿基復合激發膠結充填體對地表的沉陷效果。

3.3 地表沉陷分析

為研究整個礦體完全開采充填后對地表建筑等的不良影響，采用地表沉陷三維計算模型對礦體開采地表移動變形過程進行研究。礦體應力場分布如圖7所示，地表位移場分布如圖8所示。

從圖7可以看出：礦體全部開采后采場頂部平均應力3.83 MPa，充填后采場頂部平均應力3.35 MPa，可以看出，當全部采空區充填完成后，充填體周圍垂直應力的分布相比開采完成后發生了很大的改變，由于充填體對圍巖的支撐作用，大大降低了采空區上部巖層斷裂的幾率，從而使采場應力環境得到改善。從圖8可以看出：采空區充填后地表中心處的最大位移僅113 mm，遠小于開采后的地表位移，表明采用堿基復合激發膠結充填體可以很好地改善地表沉降現象，所得結論也進一步完善了復合激發膠結充填地壓控制理論。

圖7 礦體應力場分布

圖8 地表位移場分布

4 現場應用

為了能使數值模擬的結論更為可靠，對某鐵礦采用堿基復合激發尾砂膠結充填體后的采場應力和地表沉降量進行長期監測分析，將監測結果與數值模擬結果相互驗證。

4.1 采場圍巖應力監測

以某鐵礦-470中段的應力變化情況為研究對象，監測點位置如圖9所示，監測點應力-時間變化情況如圖10所示。

圖9 -470中段YL1～YL6應力監測點布置情況

圖10 采場監測點應力-時間變化曲線

由圖10可以看出：采場充填前后復合激發尾砂膠結體能夠對采場應力變化產生明顯的改善。其中，監測點YL1和YL3的應力值變化最為明顯，說明在開采前6個月該觀測區域內有應力集中現象，最大應力變化值為1.71 MPa；現場在7月開始出礦作業，隨著采空區范圍不斷擴展，圍巖對礦巖壓力越來越大，應力集中愈發明顯，最大應力變化值為2.65 MPa；從10月開始，充填工作進入實施階段，采空區范圍會不斷縮小，應力集中出現緩解趨勢，待充填結束后，應力均值回落到1.87 MPa，然后工作面的應力狀態趨于平穩，采場圍巖也達到穩定狀態。

4.2 地表變形監測

以某鐵礦-470中段的地表變形情況為研究對象，在礦體位置均勻布置7個地面位移監測點，其中WY1～WY3為礦體中心位置地表監測點，WY4～WY7為礦體邊緣地表監測點。WY1～WY7監測點水平和垂直方向的位移變化情況如圖11所示。結合數值模擬部分對充填的效果進行分析。從圖11可以看出：從1～6月的監測數據看，所有監測點的水平和垂直位移變化都處于相對平穩的狀態，位移沒有發生突變的情況，結合證明在這段時間內沒有發生大規模的地壓活動。7～9月內，大多數監測點的位移產生較為明顯的變化，且沒有任何規律，說明在這幾個月內監測范圍內應力產生變化后又重新分布。在10～12月里，監測區域逐步趨于平穩沒有較大的位移變化，說明在這段時間內地壓活動處在可控范圍內。由以上的監測數據印證了在整個生產階段，復合激發膠結充填達到了預期的效果，為后續的安全生產提供了條件。

圖11 監測點位移變化情況

5 結論

1)對某鐵礦二步驟充填開采進行數值模擬分析，結果表明3種膠結充填體都能使采場達到穩定狀態，在改善采場應力環境、減小頂底板變形方面，堿基復合激發尾砂膠結充填體要優于其他2種材料。

2)在地表沉陷三維模型中對全部礦體的開采與充填進行模擬，對比充填采空區后地表移動變形情況，證明堿基復合激發尾砂膠結充填體對圍巖有支撐作用，能夠很好地改善地表沉降現象。

3)對現場進行為期1 a的應力和沉降跟蹤監測，全年監測點地表位移變化與采場監測應力變化趨勢相同，區域位移變化量基本穩定，在整個生產階段，新型復合激發膠結充填體達到了預期的充填效果，可為后續的安全生產提供條件。