盤區礦柱回收與充填體穩定性的數值模擬研究

林 敏 袁慶盟 王謙源

(1.安徽省廬江龍橋礦業有限公司,安徽 合肥 231555;2.青島理工大學理學院,山東 青島 266033)

盤區礦柱是緩傾斜厚大礦體開采留設的工程結構礦柱,同時也是重要的礦石資源。隨著充填開采技術的普及和發展,回采盤區礦柱開始受到重視。一些礦山企業對盤區隔離礦柱的回收進行了具體實踐,湖南某白鎢礦[1]采用人工點柱替換原生礦柱的回采技術,回收了54萬t礦山殘礦資源。河南某小型地下金礦[2]采用掏采方式,利用高強度膠結充填體包裹“П型礦柱”,采用中深孔分段小規模爆破回采間柱礦柱,礦柱回采率達87%。過江等[3]對冬瓜山銅礦-730 m以下的采場礦柱進行了建模和求解,計算出礦壁寬度需大于3.5m,現場工程可取4m,能夠保證礦壁穩定性;黨建東等[4]進一步優化了冬瓜山銅礦礦柱回采方案,采用由中間厚大部位向兩翼退采回收盤區礦柱的方法,每個隔離礦柱回采單元留置2m厚永久礦壁,礦柱回收率達到58%。天馬山金礦[5]針對Ⅱ號礦體5#礦柱預留了2 m厚礦柱護壁,抗傾覆安全系數達1.5,采場和護壁整體上均處于穩定狀態。

對盤區隔離礦柱及采場的穩定性分析,學者們多采用數值模擬方案進行研究。文獻[6-10]結合礦山充填開采的具體情況,對隔離礦柱的回采順序、結構參數、開采方案等進行了數值模擬研究。數值模擬方法能夠有效描述和預測采場的力學響應特征,可以為盤區隔離礦柱安全高效開采提供技術支持。

就隔離礦柱回采方案的具體實踐而言,核心問題是,礦柱回采過程中能否保證兩側充填體和頂板的穩定性,降低礦石損失和貧化,這決定于充填體與圍巖的強度性質,盤區礦柱的設計參數、承壓能力、回采方法等多方面因素。本研究主要針對安徽龍橋鐵礦的充填開采實際,通過三維數值模擬,研究盤區礦柱回收的可行性方案。

1 工程背景和計算方案

1.1 工程背景

安徽龍橋鐵礦年產量300萬t/a,主要開采1號礦體。礦體厚2.73～43.27 m,平均16.22 m,傾角變化比較穩定,一般15°～20°,TFe平均品位43.69%,磁性鐵(MFe)品位平均為36.52%。采用兩步驟分段鑿巖階段空場嗣后充填法,沿礦體走向按100m劃分為一個盤區。盤區寬為礦體的水平寬度,高為礦體豎直高度,盤區礦柱寬15 m。采場沿走向布置,長度85 m,寬度15 m,高度為礦體豎直高度,中段高度為50 m,鑿巖分段高度12.5 m。

地質數據資料表明,若僅進行一二步回采,不對盤區間柱進行回收,-420 m以上損失礦量將達到336.7萬t。除此之外,龍橋礦當前采用充填配比整體偏高,用灰量大,充填成本較高。如何解決降低成本和提高資源回收率的矛盾,能否找到一個折中方案是亟需解決的重點問題。

1.2 計算方案

考慮到盤區礦柱回收顯然對二步驟礦房充填體的強度有著較高要求,設計2個盤區礦柱回收模擬計算分析方案:

方案一:盤區間柱全部回收。一步驟充填體28 d強度取1.5 MPa,二步驟充填28 d強度1.2 MPa。

方案二:盤區間柱回收2/3,留1/3做永久間柱,即15m的盤區間柱,回采10m,保留5m。考慮到礦柱寬度較小,兩側留設礦皮困難,也難以起到礦柱承載作用,采用單側留設礦柱、單側回采方式。該方案下,一步驟充填體28 d強度取1.5 MPa,二步驟充填28 d強度0.5 MPa。

2 計算模型與充填體模擬

2.1 計算模型與參數取值

取x、y、z軸分別為傾向、走向和高度方向,在模型傾向方向上建立7個礦房,傾角取15°,走向上取2個盤區長度,適當擴大模型作為邊界,俯視圖(xy平面)見圖1。利用ABAQUS的自適應網格技術合理劃分網格單元,再導入FLAC3D中進行計算,建立的計算模型見圖2,模型寬度、長度和高度分別為205、315、300 m。網格劃分方面,如圖3所示,模型中部的盤區礦柱劃分密集網格,采用八節點六面體單元網格,向外逐漸稀疏并采用四節點四面體單元,模型共1 572 602個單元,261 173個節點。固定模型底面和側面的法向位移,模擬采深大約525 m,模型頂面施加8 MPa均布荷載,相當于約300 m高的上覆巖層壓力。

圖1 模型俯視圖(單位:m)Fig.1 Top view of model

圖2 計算模型Fig.2 Computational model

圖3 內部網格劃分Fig.3 Internal meshing of the model

采用莫爾庫倫模型,結合室內試驗測試數據,巖體及不同強度充填體的彈性模量E、泊松比μ、黏聚力c、內摩擦角φ、密度ρ和抗拉強度σt等計算參數見表1。

2.2 充填體模擬

分析區域盤區礦柱兩側的充填體,根據礦塊合理開采充填順序形成:第一步同時回采充填一步驟礦房1、3、5、7,充填強度 1.5 MPa;第二步回采充填2、6號礦房,第三步回采充填4號礦房。其中,后兩步充填體強度有2個方案:方案一取1.2 MPa,方案二取0.5 MPa。根據實際接頂情況,每步充填中考慮一個2.0 cm的不接頂間隙。分析區域外圍充填體參照表1的一、二步充填體強度取均值。

表1 巖體物理力學參數Table 1 Physics and mechanics parameters of rock mass

由于本研究重點關注礦柱的不同回采方案對盤區穩定性的影響,因此首先進行了充填體全部形成的計算模擬,作為盤區礦柱回采的初始條件。以上三步形成充填體的計算分析表明:盤區礦柱回收前的穩定性較好,只有零散塑性區域,圍巖變形不大,方案一和方案二最大下沉量位于盤區中部4號礦房區域,數值分別為1.5、2.0 cm,底鼓量均為0.5 cm。

3 全部回收礦柱模擬計算結果

3.1 變形情況

圖4是盤區礦柱全部回收后位于盤區中部4號充填體剖面上的變形等值線圖(xy平面),圖4(a)顯示空區上方累計產生了約3.0 cm的漏斗式整體下沉位移,累計底鼓量為1.5 cm,所以因礦柱回收而新產生的下沉量為1.5 cm、底鼓量為1.0 cm。側向位移見圖4(b),可以看到,兩側充填體被擠壓至空區,最大位移達到20 cm以上,量測得到影響范圍30 m。

圖4 方案一盤區位移等值線圖Fig.4 Contour of displacement of scheme 1

調取數據發現,回采礦柱前,礦柱及其周邊充填體的橫向位移僅有0.6 cm,可以忽略不計,因此可以認為礦柱全部回采將會造成空區向內30m深度的充填體產生變形,空區鼓起量達到32 cm。在實際工況中,可能表現為大面積的片幫、垮落,影響工程施工安全。

3.2 塑性區與應力分析

考察三步驟4號充填體的塑性區情況,見圖5。盤區礦柱全部回收后,兩側充填體自下部向上部和深部延伸,形成近似V字形的破壞區域。

圖5 方案一盤區塑性區分布Fig.5 Distribution of plastic zone of scheme 1

進一步分析發現:

(1)空區頂板和底板形成0.6 m深的拉破壞區域,可能表現為冒頂、底鼓。

(2)空區上下左右4個隅角均產生復合破壞,以剪切破壞為主,伴隨著一些拉破壞,可能表現為局部嚴重破碎。

(3)兩側充填體自下部向上,破壞程度逐漸增大。

(4)測量數據可知,如果不考慮充填體頂部的破壞,兩側充填體破壞深度最大為30 m,平均為19 m。

圖6(a)是方案一豎向應力情況,在空區及其鄰近區域,形成了蝴蝶狀的卸壓區,區域內的充填體及圍巖因在應力平衡過程中被破壞而無法繼續承擔荷載,因此應力會向遠處傳遞,量測到對頂板的影響高度達到74 m。圖6(b)是最小主應力等值線圖,空區兩側出現對稱的拉應力區,結合圖5可知,在拉應力區內的充填體都受到較為嚴重的拉破壞。

圖6 方案一盤區應力等值線圖Fig.6 Contour of stress of scheme 1

4 部分回收礦柱模擬計算結果

4.1 變形分析

圖7(a)是盤區礦柱部分回收后,在三步驟4號充填體剖面上的豎向位移云圖。分析可知,礦柱部分回采引起的下沉量小于方案一,可見留設永久礦柱對頂底板位移起到很強的控制作用。圖7(b)是三步驟4號充填體的側向位移即鼓出量云圖,可以看到,最大鼓出量僅為2.5 cm。

圖7 方案二盤區位移等值線圖Fig.7 Contour of displacement of scheme 2

同時可以看到,留設礦柱與相鄰充填體的壓縮量不同,充填體的變形量更大一些,而且很明顯地觀察到,空區一側的充填體變形大于永久礦柱一側的充填體。但由于留設礦柱對頂板下沉位移的限制,空區一側充填體的變形不大,約1.2 cm左右,能夠基本保證采場安全。

4.2 塑性區與應力分析

圖8(a)是方案二永久礦柱的塑性區分布情況,圖8(b)則是三步驟4號礦房剖面上的塑性區分布情況(xz平面)。

圖8 方案二永久礦柱及盤區塑性區分布Fig.8 Distribution of plastic zone of scheme 2

(1)礦柱塑性區集中在外側邊緣,破壞類型為“tension-p”,即在應力重分布過程中受到拉應力而破壞,但再平衡之后拉應力不超過抗拉強度,這說明留設的礦柱基本能夠保持穩定,僅在礦柱回采過程中有零星破壞。

(2)與盤區礦柱全部回收的情況(圖5)完全不同,空區一側充填體僅在下隅角有剪切破壞區域,但分布較為零散,未形成連續剪切破壞貫通區;空區一側充填體上隅角也出現小范圍剪切破壞,但范圍不大,可見充填體整體能夠保持穩定。

(3)在留設礦柱一側的充填體上部靠近礦柱區域,由于充填體和礦柱下沉不同在接觸區域產生摩擦和拖拽,引起充填體一定范圍的零星拉伸破壞,這對礦柱的穩定性沒有影響。

圖9(a)是方案二永久礦柱在1～7號充填體剖面上的豎向應力等值線圖,圖9(b)是最小主應力等值線圖,其中大于0的部分(圖中紅色區域)為拉應力區。

圖9 方案二盤區應力等值線圖Fig.9 Contour of stress of scheme 2

不考慮應力集中區域,分析發現:

(1)由于未采礦體的支撐作用,自下往上,礦柱所受壓力逐步增大。靠近未采礦體的下部豎向應力小于50 MPa,中部為50～60 MPa,上部緊鄰上部充填體處的壓力達到60～70 MPa。

(2)拉應力在靠近上部充填體一側的變化較大,但總體影響范圍有限,且影響區內的拉應力大多小于礦柱抗拉強度,在礦柱外邊緣和中部也出現拉應力區,但數值不大,小于1.5 MPa,因此礦柱不會大范圍地因拉破壞而失穩。

(3)礦柱回采前,礦柱大部分區域的壓力介于40～50 MPa之間,部分回采后,留設的永久礦柱所受壓力有了一定程度的增加,特別是上部增加量較大,但從塑性區和拉應力分布看,礦柱整體是穩定的。

5 結 論

(1)全部回收礦柱方案雖然盤區二步驟礦房充填體強度較高,也無法避免充填體的大范圍破壞,還可能產生較大范圍的頂板垮落,回采礦柱的目標難以實現。

(2)部分回收礦柱,即單側回采10 m礦柱,留設5 m永久礦柱方案,雖然二步驟礦房充填體強度較低,但回采礦柱一側的充填體整體穩定性良好,不至于發生較大范圍的垮塌現象。

(3)留設的5 m永久礦柱所受頂板壓力自下而上有了不同程度的增加,特別是靠近上部邊緣礦房處的壓應力較高,但從塑性區和拉應力分析,礦柱能夠保持整體穩定性。

(4)上述模擬計算分析也表明:龍橋礦15 m的盤區礦柱單側回收10 m、保留5 m方案是可行的,礦柱和充填體均能保持穩定。經計算,礦柱回收率達到64.3%。