劉 冬 金長(zhǎng)宇 夏自鋒 東龍賓 趙潘潘

(深部金屬礦山安全開(kāi)采教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，遼寧沈陽(yáng)110819)

采場(chǎng)圍巖的穩(wěn)定性關(guān)系到礦山安全生產(chǎn)及經(jīng)濟(jì)效益，同時(shí)也是選擇采礦方法和地壓控制方法的主要依據(jù)之一。采場(chǎng)圍巖的失穩(wěn)，通常以頂板變形為最初的表現(xiàn)形式，隨著回采工作的推進(jìn)，采場(chǎng)規(guī)模及形狀在時(shí)間和空間上不斷變化，造成采場(chǎng)周圍應(yīng)力場(chǎng)也處于經(jīng)常變化之中，破壞了巖體原有的物理力學(xué)平衡狀態(tài)，使得圍巖松弛，最終導(dǎo)致采場(chǎng)頂板巖體冒落、跨塌等失穩(wěn)現(xiàn)象［1-5］。因此，加強(qiáng)采場(chǎng)巖體穩(wěn)定性的研究，是采礦過(guò)程中的一個(gè)重要環(huán)節(jié)。焦家金礦－390 m中段現(xiàn)為主要回采中段，該中段礦體總體走向NE54°，傾向NW，傾角26°左右，厚度10～20 m，為緩傾斜礦體，厚度為中厚。礦體屬于含金黃鐵礦化、黃鐵絹英巖化破碎蝕變巖型，礦體賦礦巖石主要為黃鐵絹英巖化碎裂巖、黃鐵絹英巖化花崗巖、硅化花崗巖。礦體上盤與圍巖為斷層接觸關(guān)系，界線明顯;而礦體下盤與圍巖呈漸變過(guò)渡關(guān)系，無(wú)明顯的邊界線。采場(chǎng)內(nèi)巖石穩(wěn)固性中等，節(jié)理裂隙的交匯部位，巖石比較破碎，其穩(wěn)固性相對(duì)較差，極易形成三角冒落。該中段采用上向水平分層進(jìn)路充填采礦方法，采場(chǎng)進(jìn)路沿礦體走向布置，進(jìn)路規(guī)格為3.5 m×3.5 m，由于進(jìn)路規(guī)格小，嚴(yán)重制約礦山生產(chǎn)能力，使礦山生產(chǎn)效率低下。因此，科學(xué)地確定出合理的采場(chǎng)跨度，對(duì)實(shí)現(xiàn)焦家金礦的安全、高效開(kāi)采，增大其資源利用率，增加其經(jīng)濟(jì)效益具有重大意義。

1 數(shù)值計(jì)算模型的建立

1.1 試驗(yàn)采場(chǎng)

本次試驗(yàn)采場(chǎng)設(shè)置在－390 m中段，為了獲得鉆孔攝像、聲波測(cè)試結(jié)果，以及了解試驗(yàn)采場(chǎng)的地質(zhì)條件及巖石力學(xué)性質(zhì)，在試驗(yàn)采場(chǎng)共設(shè)置了6個(gè)地質(zhì)鉆孔，鉆孔平均長(zhǎng)度30 m，分布在礦體及上下盤圍巖中，1和4號(hào)鉆孔處于礦體下盤，2，3和5號(hào)鉆孔處于礦體中。試驗(yàn)采場(chǎng)的礦體分布及鉆孔布置方位如圖1所示。

圖1 焦家金礦試驗(yàn)采場(chǎng)礦體模型及鉆孔方位Fig.1 The ore body m odel and drilling orientation diagram of Jiaojia Gold M ine test stope

綜合運(yùn)用3GSM、鉆孔攝像與聲波測(cè)試手段確定出試驗(yàn)采場(chǎng)內(nèi)進(jìn)路的結(jié)構(gòu)面分布結(jié)果如圖2所示。

圖2 焦家金礦試驗(yàn)采場(chǎng)內(nèi)進(jìn)路結(jié)構(gòu)面分布Fig.2 Discontinuity distribution of Jiaojia Gold M ine test stope

1.2 離散元模型

根據(jù)巖體表面節(jié)理裂隙調(diào)查結(jié)果、鉆孔攝像以及聲波測(cè)試結(jié)果，建立三維離散元模型。模型左右邊界約束x方向位移，下邊界約束x、y、z三方向位移，前后邊界約束y方向位移，上邊界為無(wú)約束，施加上覆巖層重力。對(duì)于巖體參數(shù)，通過(guò)室內(nèi)巖石力學(xué)試驗(yàn)，得到如表1所示的巖體參數(shù)。

表1 試驗(yàn)采場(chǎng)巖體參數(shù)取值Table1 Value selection of rock mass parameters in the test stope

利用經(jīng)驗(yàn)公式(1)對(duì)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)面剛度參數(shù)進(jìn)行估算:

式中，Kn為結(jié)構(gòu)面法向剛度;Ks為結(jié)構(gòu)面切向剛度;tj為結(jié)構(gòu)面厚度，一般為tj=0.1～0.6 m;Ej為充填物質(zhì)的變形模量，Gj為充填物質(zhì)的剪切模量。并且參考其他工程，確定了焦家金礦試驗(yàn)采場(chǎng)內(nèi)進(jìn)路結(jié)構(gòu)面的計(jì)算參數(shù)，如表2所示。

表2 試驗(yàn)采場(chǎng)進(jìn)路結(jié)構(gòu)面參數(shù)取值Table2 Value selection of rock mass discontinuity parameters

2 不同跨度下進(jìn)路圍巖穩(wěn)定性分析

2.1 變形場(chǎng)分析

經(jīng)數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果可以得到采場(chǎng)進(jìn)路頂板、底板位移與采場(chǎng)跨度曲線，如圖3(a)、圖3(b)所示。

采場(chǎng)跨度為3.5、4.5、5.5、6.5、7.5 m時(shí)，圍巖均較穩(wěn)定，變形場(chǎng)基本左右對(duì)稱，頂?shù)装逦灰凭S著采場(chǎng)跨度的增加成指數(shù)形式增加，此時(shí)受巖體結(jié)構(gòu)面影響較小，當(dāng)采場(chǎng)跨度為8.5 m時(shí)，頂?shù)装逦灰骑@著增大，采場(chǎng)頂板發(fā)生冒落，此時(shí)采場(chǎng)主要受巖體結(jié)構(gòu)面的影響，圍巖不穩(wěn)定，需要及時(shí)進(jìn)行支護(hù)，如圖4、圖5所示。

2.2 應(yīng)力場(chǎng)分析

當(dāng)采場(chǎng)跨度小于8.5 m時(shí)，采場(chǎng)開(kāi)挖后均穩(wěn)定，最大主應(yīng)力主要集中在頂板邊角處，左右邊墻部分位置出現(xiàn)應(yīng)力松弛，底板出現(xiàn)較多拉應(yīng)力。當(dāng)采場(chǎng)跨度為8.5 m時(shí)，采場(chǎng)開(kāi)挖后已經(jīng)發(fā)生頂板冒落，最大主應(yīng)力主要集中在采場(chǎng)四周部分裂隙處，采場(chǎng)四周大量出現(xiàn)應(yīng)力松弛，即存在大量不穩(wěn)定塊體，有冒落的趨勢(shì)。采場(chǎng)四周大量出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大約為0.50 MPa，如圖6所示，其中虛線所示為原來(lái)采場(chǎng)進(jìn)路。

圖3 采場(chǎng)進(jìn)路頂板、底板位移與采場(chǎng)跨度曲線Fig.3 Relationship curves of the displacement of route roof and floor and the stope span

圖4 采場(chǎng)進(jìn)路跨度為7.5 m時(shí)圍巖變形結(jié)果Fig.4 Results of surrounding rock deformation in the span of 7.5 m

2.3 節(jié)理變形分析

經(jīng)計(jì)算得到如圖7(a)、圖7(b)所示為采場(chǎng)開(kāi)挖后節(jié)理切向速度、法向速度隨采場(chǎng)跨度的變化曲線。根據(jù)結(jié)果可以看到，當(dāng)采場(chǎng)跨為小于8.5 m時(shí)，采場(chǎng)開(kāi)挖后較穩(wěn)定，節(jié)理的切向速度、法向速度都隨著采場(chǎng)跨度的增加而成指數(shù)形式增加。當(dāng)采場(chǎng)跨度增加至8.5 m時(shí)，采場(chǎng)進(jìn)路發(fā)生坍塌，大量塊體脫離頂板，節(jié)理切向速度矢量和法向速度矢量圖如圖8所示，其中實(shí)線所示為原來(lái)采場(chǎng)進(jìn)路。

圖5 采場(chǎng)進(jìn)路跨度為8.5 m時(shí)圍巖變形結(jié)果Fig.5 Results of surrounding rock deformation in the span of 8.5 m

圖6 采場(chǎng)進(jìn)路跨度為8.5 m時(shí)應(yīng)力云圖Fig.6 Stress contour in the span of 8.5 m

3 結(jié)論

采用離散元數(shù)值模擬方法，通過(guò)變形、應(yīng)力和節(jié)理變形等多角度分析了焦家金礦試驗(yàn)采場(chǎng)不同跨度下開(kāi)挖過(guò)程中的基本力學(xué)行為規(guī)律。

根據(jù)以上數(shù)值計(jì)算分析，采場(chǎng)開(kāi)挖后圍巖變形矢量都指向臨空面，采場(chǎng)頂板和邊墻的位移都隨著采場(chǎng)跨度的增大而增大，從圖4(a)中可以看到，在采場(chǎng)穩(wěn)定的前提下，頂板最大位移約5.0 mm左右，當(dāng)跨度增至8.5 m時(shí)，如圖5(a)所示，頂板發(fā)生冒落，采場(chǎng)已不穩(wěn)定。

圖7 節(jié)理變形速度與采場(chǎng)跨度曲線Fig.7 Relationship curves of joint deformation velocity and stope span

圖8 采場(chǎng)進(jìn)路跨度為8.5 m時(shí)節(jié)理變形速度矢量Fig.8 Contour of joint deformation velocity vector in the span of 8.5 m

圍巖二次應(yīng)力場(chǎng)中應(yīng)力較集中的地方主要位于采場(chǎng)頂板左右邊角處，經(jīng)計(jì)算分析，在采場(chǎng)穩(wěn)定的前提下，最大集中應(yīng)力隨著采場(chǎng)跨度的增大而增大，從圖6(a)、(b)中可以看到，當(dāng)跨度增至8.5m時(shí)，采場(chǎng)四周出現(xiàn)大量應(yīng)力松弛，頂板發(fā)生冒落，采場(chǎng)四周大量出現(xiàn)拉應(yīng)力，最大可達(dá)0.5 MPa，此時(shí)采場(chǎng)穩(wěn)定性已經(jīng)主要受巖體結(jié)構(gòu)面控制，在拉應(yīng)力的作用下，大量節(jié)理發(fā)生張開(kāi)，導(dǎo)致采場(chǎng)不穩(wěn)定。

節(jié)理的剪切變形和法向變形都集中在頂板上方，節(jié)理的剪切位移速度和法向位移速度都隨著采場(chǎng)跨度的增大而增大。從圖7(a)、(b)中可以看到，在采場(chǎng)穩(wěn)定前提下，節(jié)理剪切位移速度最大值約為0.86 mm/s，法向位移速度最大值約為0.81 mm/s;當(dāng)跨度增至8.5 m時(shí)，頂板發(fā)生冒落，節(jié)理張開(kāi)、滑動(dòng)，大量塊體冒落并脫離頂板，此時(shí)采場(chǎng)需要支護(hù)以維持穩(wěn)定。

基于以上數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析可知，當(dāng)采場(chǎng)跨度小于8.5 m時(shí)，采場(chǎng)開(kāi)挖后較為穩(wěn)定;當(dāng)采場(chǎng)跨度增至8.5 m時(shí)，采場(chǎng)圍巖穩(wěn)定性問(wèn)題相當(dāng)突出，頂板發(fā)生冒落，節(jié)理發(fā)生張開(kāi)和滑動(dòng)，需要在節(jié)理裂隙發(fā)育處加強(qiáng)支護(hù)，因此不建議將跨度增至8.5 m，宜在7.5 m左右。經(jīng)過(guò)現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際施工情況對(duì)比，現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際開(kāi)挖進(jìn)路最大跨度為7.5 m，如圖1中所標(biāo)示進(jìn)路跨度，與本研究所得結(jié)果一致，進(jìn)而驗(yàn)證了本研究的正確性。

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