充填體覆蓋下大斷面六角形進路離心模擬試驗

劉 濤，韓 斌，楊 鵬,2，張晨潔，趙中原

(1. 北京科技大學 a. 土木與資源工程學院；b. 金屬礦山高效開采與安全教育部重點實驗室，北京 100083；2. 北京市信息服務工程重點實驗室，北京 100101；3. 西北礦冶研究院，甘肅 白銀 730900)

金川公司是中國最大的鎳礦山，年生產礦石量達到300萬噸，是國內先進的現代化有色金屬特大型鎳礦山。金川礦區主要礦體沿走向達6.3 km，礦體傾角為70°左右，礦體最寬處達到300 m，礦體深度達到1 000 m。由于金川鎳礦礦體厚大、埋藏深、地應力高及礦巖極不穩固，自建礦之日起就給礦山采礦生產和產能提升帶來巨大困難[1-2]。金川礦區主要由龍首礦和二礦區組成，其中龍首礦地質品位較高，采礦方法為六角形斷面分層下向膠結充填采礦法，六角形采場采用蜂巢結構原理，其斷面結構穩定，進路周圍應力集中系數較低，兩幫不易出現變形破壞，將進路斷面設計成六角形斷面提高了采場采礦施工效率和采場圍巖的穩定性，該方法成功解決了高應力條件下的厚大破碎巖體的開采問題[3-5]。

東部貧礦體是金川公司二礦區2#礦體1 180 m水平與1 450 m水平之間的礦體，由于地質品位較低，一直未進行開采，只是進行了部分開拓工程的建設。近年來，隨著龍首礦開采深度的增加，礦體破碎程度加大，開采難度加大，造成龍首礦的采礦成本居高不下，同時，鎳價格的低迷使金川公司面臨前所未有的壓力與挑戰。因此，開采巖石條件相對較好的東部貧礦成為礦山降本增效、緩解采礦壓力的首選途徑。根據龍首礦的開采經驗，如果采用小斷面六角形進路分層下向膠結充填采礦法對東部貧礦進行回采，由于礦體品位低，通過初步技術經濟分析，東部貧礦將不具備采價值，如何降低東部貧礦的開采成本成為擺在金川公司面前的一道難題。

龍首礦現階段采用的六角形進路尺寸為4 m(腰寬)×5 m(高度)，充填體7 d強度大約為3 MPa，進路內采用淺孔落礦，生產效率低、成本高[6]。為了提高生產效率同時降低成本，考慮東部貧礦開采深度較淺且巖石條件相對龍首礦較好，初步提出了大斷面六角形下向膠結充填采礦法，六角形進路尺寸擴大為16 m(腰寬)×20 m(高度)，同時采用中深孔落礦，采用分段回采，分段內不再劃分分層，大大降低了采準工程量。由于采用中深孔落礦，工人作業環境得到了改善，提高了回采過程中的安全性，為了降低充填成本，考慮將充填體7 d強度從3 MPa降低為2 MPa。開采成本的降低，從技術經濟角度使得東部貧礦的開采成為可能。對于小斷面六角形進路分層下向膠結充填采礦法圍巖、礦體、充填之間的相互作用關系、作用機理、穩定性分析方面國內學者進行了大量的研究[7-13]。閆冬飛等[14]采用數值模擬的方法對小斷面六角形進路回采充填體的穩定性進行了分析，在施加地應力的條件下，進路頂板出現拉應力，在頂板上方大約5 m高度處其壓應力大約為拉應力的3～5倍，充填體內出現壓應力降低區，模擬深部開采時，結果顯示構造應力對充填體的應力分布影響不明顯，六角形斷面周圍應力分析主要受充填體自重應力影響，說明充填體能夠有效隔離來自上、下盤圍巖的應力。高建科等[15]、魯全勝等[16]對金川二礦區圍巖與充填體的變形進行了監測，監測結果表明充填體與上盤接觸帶的位移要明顯大于下盤，充填體中部的位移小于充填體的上盤、下盤位移，六角形進路開挖后，頂板的變形速率小于兩幫的變形速率。陳俊智等[17]、Cui等[18]及Zhao等[19]對龍首礦六角形斷面進路下向充填開采的圍巖穩定性及結構參數進行了三維數值模擬，提出通過優化六角形斷面尺寸及分層交錯布置進路提高六角形進路上覆充填體的穩定性。

上述研究表明，采用六角形進路分層下向充填法，能夠有效地控制進路開挖后周邊充填體的應力集中，開采過程中，礦巖與充填體相互支撐、嵌套，進一步提高了充填體的整體穩定性，避免了充填體發生局部失穩。對于六角形進路頂板與兩幫充填體的變形特征及規律，以往都是通過數值模擬的方法進行研究[20]，數值模擬結果的準確性依賴于材料參數、邊界條件的準確性。

但由于大斷面六角形采場結構參數與回采方式的變化，其上覆充填體的變形特征和破壞機理可能與小斷面六角形進路不同。離心模擬試驗是利用離心機的高速旋轉為模型創造一個與原型應力水平相同的應力場，從而使原型的力學性狀在模型中再現，該方法現階段為巖土工程技術研究中最先進、最主要的研究手段之一[21-23]。筆者基于離心模擬試驗，并結合以往的研究與工程實際情況，對大尺寸六角形進路膠結充填體在不同重力應力條件下的破壞過程及位移變化規律、極限變形量進行研究，為東部貧礦大斷面六角形進路分層下向膠結充填采礦法提供理論依據，通過離心模擬試驗，探索大斷面六角形進路開挖上覆充填體的變形規律、破壞位置及所需要充填體強度。

1 試驗設備及方案

1.1 試驗設備

1.1.1 離心模擬試驗機

本次試驗采用清華大學土工離心機(見圖1)，離心機的最大加速度為100g，基本參數如表1所示。

圖1 離心模擬試驗機Fig. 1 Centrifugal simulation test machine

表1 離心機的基本參數

1.1.2 非接觸位移測量系統

采用非接觸式的圖像采集與位移測量系統(見圖2)對整個試驗過程進行記錄，該系統共有5個子系統組成，在離心模擬試驗過程中，布置在模型箱有機玻璃一側的攝像頭將采集到的光信號轉換為模擬信號，通過串口數據線傳輸到圖像采集卡內，模擬信號在采集卡內被轉換為數字信號，經由計算機主板轉移到內存中暫存，最后移動到硬盤內，同時利用Windows自帶的遠程桌面功能實現上位機對下位機的控制和對試驗過程的監視。

圖2 非接觸式的圖像采集與位移測量系統Fig. 2 Non-contact image acquisition and displacement measurement system

在充填體模型側面形成具有隨機性分布的較大色彩差的測量區域，本次試驗在充填體側面隨機布置白色水磨石顆粒。在離心機運轉過程中，通過裝在掛斗側壁的攝像頭對模型箱中的模型變化進行記錄，通過控制室電腦遠程控制，可以拍攝單張照片或錄像。通過清華大學自行研發的分析軟件GIPS對照片序列進行分析處理，得出充填體模型在離心模擬試驗過程中的位移場變化規律。通過大量的離心模擬試驗表明，該非接觸位移測量系統運行可靠且便于操作，能夠在離心模型試驗過程中高速采集高質量圖像，克服了高速旋轉的離心場的干擾，能夠對多點同時進行測量，無需布設傳感器，測量精度高，可達到亞像素量級。

1.2 試驗設計

1.2.1 試驗材料及參數

圖3 模型結構示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the model structure

六角形進路開挖后，其頂板及兩幫均為充填體，下部為礦體(見圖3)。金川公司主要以棒磨砂作為充填骨料，充填料漿的質量分數為78%。如前文所述，為了降低充填成本，設計東部貧礦充填體的7 d強度降低為2 MPa，離心模擬試驗充填體強度也采用2 MPa，為了獲得合適的配合比，進行不同配合比條件下的充填體強度試驗，得出充填體7 d強度為2 MPa時的充填體配合比。進路下部的礦巖采用等強度的混凝土替代。本次離心試驗設計最大離心加速度為100g，按照離心模擬試驗相似比原理，按照模型:原型=1∶ 100進行設計。原型六角形采場尺寸為16 m×20 m，模型尺寸為16 cm×20 cm。

1.2.2 磨具

采用自行設計的澆筑磨具對離心模擬試驗模型進行制作，磨具中部預留六角形進路，六角形進路由六塊相互獨立的有機玻璃板組成，采用螺栓連接。磨1具尺寸的精度誤差≤1 mm。在充填體澆筑過程中，為了使充填體快速沉淀和強度均勻，在模型的一側布置了直徑2 mm的濾水孔，濾水孔的布置間隔為50 mm×50 mm。

1.2.3 澆筑與養護

離心模擬試驗模型的澆筑分2次完成，首先澆筑下部的混凝土部分，混凝土澆筑完成后，靜置3 h，使混凝土凝固具有一定強度后，開始澆筑上部的充填體部分。模型澆筑完成后，利用模型背面的泌水孔進行泌水，泌水完成后，拆除模型外部模具，放入養護箱進行標養護，養護條件為濕度95%，溫度20 ℃。

1.2.4 加載過程

首先將養護7 d后的離心試驗模型(見圖4)放入離心機吊籃中，以5g/min的加載速度緩慢加載，當六角形進路上部充填體發生垮塌時，穩定該時刻的離心加速度不變持續加載10 min，當變形穩定后繼續增大離心加速度，直至離心加速度增加到100g時試驗停止。

圖4 試驗模型Fig. 4 Experimental model

2 試驗結果及分析

2.1 破壞過程

由于下部混凝土的位移變化相對充填體較小，因此只對六角形進路上部及兩側的充填體進行分析。采用非接觸式位移測量系統對離心加載過程進行拍照，采用分析軟件GIPS對照片序列進行分析處理，對離心加載過程中的六角形進路上部充填體的位移發展規律進行分析，分析結果見圖5。

圖5 離心模擬試驗過程中充填體位移場(單位：dpi)Fig. 5 The displacement of backfill body under different centrifugal accelerations (unit: dpi)

圖5中位移單位為dpi，1 dpi=0.22 cm。當離心加速度增加至80g時，進路兩幫充填體發生較大變形，首先是左側邊幫發生坍塌破壞，最大位移出現在破壞中心部位，接著右側邊幫發生破裂并坍塌破壞。繼續增大離心加速度至90g，進路頂板發生細小裂紋，裂紋方向與進路頂板平行。繼續加載至92g，進路頂板產生較大位移并發生坍塌破壞，保持離心加速度不變持續加載，頂板持續有充填體顆粒掉落，裂紋向充填體深部擴展，待頂板充填體達到穩定不再發生破壞，繼續增加離心加速度至95g，進路頂部保持穩定并沒有繼續發生坍塌破壞，繼續增加離心加速度至100g，進路頂板及兩幫保持穩定，沒有發生破壞，其頂板與兩幫位移較95g時稍有增加。

圖6為離心模擬過程中，由攝像頭拍攝的六角形進路上覆充填體在離心加速度持續增大過程中的破壞過程。當離心加速度為50g時，進路開采方向的中部發生坍塌破壞。當離心加速度加載至80g時，兩幫發生破壞，破壞面呈弧形。當離心加速度增加至92g時，頂板發生垮塌，其破壞面與兩幫形成半橢圓的塌落拱并趨于穩定。從充填體破壞過程可以得出：六角形進路兩幫較頂板易發生破壞，頂板垮塌后與兩幫破壞面形成圓弧形塌落拱，圓弧拱形增加了充填體的穩定性，使得充填體能夠承受更大的自重應力。同時，由于當離心加速度僅為50g時，六角形進開采方向中部即發生破壞，說明在實際回采中應嚴格控制進路長度，避免由于進路開采長度過長造成頂板出現較大的拉應力集中區。本次離心模擬的進路長度相當于實際開采過程中進路長度為10 m，因此建議實際回采過程中，進路長度應嚴格控制不超過10 m。

圖6 進路的破壞過程Fig. 6 The destruction process of the drift

2.2 位移發展規律

為了揭示六角形進路上部充填體與離心加速度之間的定量變化規律，分析充填體發生破壞時對應的極限變形量，在分析區域內選擇11組共55個監測點進行分析(見圖7)。

圖7 監測點位置分布Fig. 7 Distribution of monitoring points

圖8為1～8組監測點的豎向位移時程曲線，從圖8中可以看出，隨著離心加速度a的增加，監測點的豎向位移逐步增大。1～3組監測點為進路頂板處的3組豎向布置監測點，從圖8中看出，進路頂板處的7#、14#、21#監測點在離心加速度為92g的情況下，位移均發生了突變，豎向累計位移最大值分別為0.904，0.919，0.922 cm。第4～5組監測點為進路頂板處的2組水平布置監測點，從圖中可以看出，第4組位于頂板上方的監測點位移突變，發生破壞，而第5組監測點位移未發生突變。6～8組監測點布置在進路上部兩幫，32#監測點最先在離心加速度為70g時發生位移突變，發生突變時的豎向累計位移值為0.697 cm，33#監測點和34#監測點75g時發生位移突變，發生突變時的豎向累計位移為0.801 cm和0.796 cm，38#監測點最先在離心加速度為70g時發生位移突變，發生突變時的豎向累計位移值為0.698 cm，與32#監測點同時破壞，39#監測點和40#監測點75g時發生位移突變，發生突變時的豎向累計位移為0.627 cm和0.762 cm。

圖8 豎向位移變化規律Fig. 8 The vertical displacement

從上述分析可以得出，兩幫發生破壞時的離心加速度要小于頂板發生破壞的離心加速度，70g時進路兩幫發生破壞，而頂板在92g時才發生破壞，可以得出，六角形進路頂板穩定性要強于兩幫的穩定性。此外，兩幫發生破壞時最大累計豎向位移為0.627 cm，而頂板發生破壞時最大累計位移為0.904 cm，說明頂板比兩幫能夠承受更大的極限變形量。

3 結論與討論

1)揭示了大尺寸六角形進路充填體的破壞過程及破壞模式。在離心加速度逐漸增大(上覆充填體自重應力逐漸增大)的過程中，離心加速度80g時六角形進路兩幫先發生破壞，92g時頂板發生破壞，這與數值模擬六角形向下膠結充填開采過程中六角形進路周邊的應力分布及塑性區分布的結果一致，說明水平構造應力對六角形采場應力分布的影響較小，自重應力起主要作用；在六角形頂板附近出現拉應力，進路兩幫及頂板周圍出現塑性區，其塑性區分布比較均勻。這與本次離心模擬試驗觀測到頂板及兩幫發生破壞并形成圓弧形塌落拱的現象一致，表明六角形進路有利于維持采場的穩定性。同時，離心模擬結果表明，兩幫的穩定性要低于頂板的穩定性。

2)定量揭示了六角形進路上覆充填體位移與自重應力之間的關系。根據離心模擬相似比原理，試驗模型兩幫及頂板發生破壞時的位移量與對應的離心加速的乘積為現場實際發生破壞的變形量，兩幫發生破壞時對應的豎向極限變形量50.16 cm，頂板發生破壞時對應的豎向極限變形量83.17 cm，在實際生產中，上述變形值可作為頂板及兩幫位移監測的預警值。