張 濤，喬登攀，沐興旺，馬卓宇，黃 灝

(1. 昆明理工大學(xué) 國(guó)土資源工程學(xué)院，云南 昆明 650000； 2. 彝良馳宏礦業(yè)有限公司，云南 昭通 657000)

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云南毛坪礦側(cè)壓系數(shù)與頂板破壞分析

張 濤1，喬登攀1，沐興旺2，馬卓宇2，黃 灝2

(1. 昆明理工大學(xué) 國(guó)土資源工程學(xué)院，云南 昆明 650000； 2. 彝良馳宏礦業(yè)有限公司，云南 昭通 657000)

采用RFPA2D模擬軟件，采用應(yīng)力加載方式，對(duì)不同側(cè)壓系數(shù)下的3 m×3 m矩形斷面和3 m×5 m×5 m六角形斷面進(jìn)路進(jìn)行數(shù)值模擬。研究云南彝良鉛鋅礦河?xùn)|礦區(qū)毛坪礦760 m水平第五分層進(jìn)路開挖時(shí)，3 m×3 m矩形斷面進(jìn)路和3 m×5 m×5 m六角形斷面進(jìn)路在不同的側(cè)壓系數(shù)下進(jìn)路頂板及礦柱的破壞分析。兩種巷圍巖以剪切破壞為主，當(dāng)側(cè)壓力系數(shù)為1.5 時(shí)，進(jìn)路頂板突變破壞相對(duì)緩和。而側(cè)壓力系數(shù)為1.3時(shí)，充填體突變破壞較劇烈、破壞程度最大。隨著側(cè)壓系數(shù)的增大,水平方向的位移會(huì)逐漸增大,垂直方向的位移會(huì)逐漸減小。側(cè)壓系數(shù)相同時(shí)，六角形斷面的進(jìn)路垂直位移比矩形斷面的位移小，故在限制頂板位移方面明顯優(yōu)于矩形進(jìn)路。

下向分層進(jìn)路膠結(jié)充填采礦法；RFPA2D數(shù)值模擬；充填體；側(cè)壓系數(shù)

0 前 言

長(zhǎng)期以來(lái)，人們對(duì)于下向分層進(jìn)路膠結(jié)充填法采礦的進(jìn)路穩(wěn)定性分析，主要還是通過(guò)現(xiàn)場(chǎng)觀測(cè)的總結(jié)[1-2]、室內(nèi)外相似物理模型實(shí)驗(yàn)[3]和部分解析理論[4-5]來(lái)進(jìn)行研究。近年來(lái)，在采場(chǎng)進(jìn)路穩(wěn)定性研究中，一些學(xué)者利用不同的數(shù)值模擬方法，已得到一些非常有價(jià)值的成果[6-8]。由于數(shù)值模擬方法能夠考慮巖體的不同力學(xué)性質(zhì)和變形特征，因而獲得較為廣泛的應(yīng)用。但由于進(jìn)路頂板破裂、移動(dòng)、冒落和彎曲問題的復(fù)雜性,目前還沒有一種數(shù)值模擬方法能夠較全面地描述回采時(shí)充填體及礦柱的移動(dòng)規(guī)律,包括充填體彎曲、脫層、破裂以及礦柱開裂、底板發(fā)生鼓起等全過(guò)程的動(dòng)態(tài)模擬[9]。

本文以云南毛坪鉛鋅礦760 m中段第五分層的進(jìn)路回采為研究對(duì)象，本文采用RFPA2D模擬軟件，研究毛坪礦3 m×3 m矩形斷面進(jìn)路和3 m×5 m×5 m六角形斷面在自重應(yīng)力一定，不同側(cè)壓系數(shù)下頂板及礦柱的破壞方式及穩(wěn)定性分析。對(duì)應(yīng)不同的側(cè)壓系數(shù)，進(jìn)行相應(yīng)的施工方式，對(duì)安全回采作提前預(yù)判，減少事故的發(fā)生。

1 工程背景

毛坪鉛鋅礦位于云南省昭通市彝良縣境內(nèi)，采礦權(quán)屬云南馳宏鋅鍺股份有限公司所有。目前礦山采礦作業(yè)主要集中在760 m和670 m中段Ⅰ號(hào)礦帶處，主要采用機(jī)械化盤區(qū)下向分層水平進(jìn)路膠結(jié)充填采礦法。下向分層進(jìn)路膠結(jié)充填采礦法頂板為膠結(jié)充填體，深部高應(yīng)力下回采，頂板的穩(wěn)定性直接關(guān)系到整個(gè)回采過(guò)程的安全。進(jìn)路頂板為上分層的膠結(jié)充填體，充填體自身的穩(wěn)定性直接決定了下一分層回采的安全。

2 數(shù)值模型的建立與分析

本文所用RFPA2D系統(tǒng)，是一個(gè)能模擬巖石或充填體介質(zhì)逐漸破壞過(guò)程的數(shù)值模擬工具，其基本原理參見文獻(xiàn)[10-11]。RFPA2D包括應(yīng)力分析和破壞分析兩個(gè)方面的功能?？紤]到巖石類脆性材料的抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于抗壓強(qiáng)度，因此本文采用修正后的庫(kù)倫準(zhǔn)則(包括拉伸截?cái)?作為單元破壞的強(qiáng)度判據(jù)，根據(jù)這一準(zhǔn)則，單元的破壞可能是拉壞也可能是剪壞。該軟件自開發(fā)以來(lái)應(yīng)用廣泛，許多學(xué)者使用該軟件進(jìn)行模擬所得結(jié)果較好[12-14]。

2.1模型的建立與參數(shù)選擇

毛坪鉛鋅礦下向進(jìn)路膠結(jié)充填法開采進(jìn)路斷面設(shè)計(jì)尺寸為3 m×3 m，上部結(jié)頂層厚度為1.5 m。充填體灰砂比為1∶8，下部為1∶4灰砂比的膠結(jié)體做充填體承載層，厚度為1.5 m。 3 m×5 m×5 m六角形進(jìn)路承載層厚度為2.7 m，其接頂層厚度為2.3 m，灰砂比為1∶8。矩形3 m×3 m斷面多條進(jìn)路的模型寬37 m， 高24 m。六角形斷面多條進(jìn)路模型寬47 m，高為25 m。毛坪礦充填體及礦體力學(xué)參數(shù)如表1所示。

表1 毛坪礦充填體及礦體力學(xué)參數(shù)

將兩個(gè)模型均劃分為360×200個(gè)單元，數(shù)值模型中彈性模量和強(qiáng)度均服從Weibull 分布。礦體的最大壓應(yīng)變系數(shù)為95，最大拉應(yīng)變系數(shù)為1.2。1∶4灰砂比充填體的最大壓應(yīng)變系數(shù)為60，最大拉應(yīng)變系數(shù)為1.2，壓拉比為5，設(shè)置加載100步。1∶8灰砂比充填體的最大壓應(yīng)變系數(shù)為50，最大拉應(yīng)變系數(shù)為1.1，壓拉比為4。圖中的2號(hào)、4號(hào)、6號(hào)、8號(hào)為開挖進(jìn)路。第3步時(shí)，對(duì)2號(hào)進(jìn)路開挖。第5步時(shí)，對(duì)4號(hào)進(jìn)路進(jìn)行開挖。第7步時(shí)，對(duì)第6號(hào)進(jìn)路進(jìn)行開挖。第9步時(shí)，對(duì)8號(hào)進(jìn)路進(jìn)行開挖。該數(shù)值模型采用平面應(yīng)變模型進(jìn)行模擬分析，模擬中采用側(cè)壓加載控制。所建立的矩形斷面進(jìn)路和六角形斷面進(jìn)路模型如圖1所示。

圖1 計(jì)算模型

2.2應(yīng)力加載取值分析

根據(jù)彝良鉛鋅礦河?xùn)|礦區(qū)毛坪礦深部地應(yīng)力規(guī)律測(cè)試及分析研究報(bào)告，760 m水平附近最大水平應(yīng)力與自重應(yīng)力的比值，最大一點(diǎn)為1.7倍，最小一點(diǎn)為1.29倍，平均為1.49倍。由于平硐口的標(biāo)高為910 m水平，與760 m水平相距150 m。故通過(guò)計(jì)算得到自重應(yīng)力為3 MPa，由于側(cè)壓系數(shù) 為1.29～1.7，故選取側(cè)壓系數(shù)為1.3、1.5、1.7分別對(duì)兩種斷面進(jìn)而對(duì)其進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 3 m×3 m矩形進(jìn)路穩(wěn)定性分析

通過(guò)模擬計(jì)算結(jié)果得到不同側(cè)壓系數(shù)下矩形斷面進(jìn)路X、Y向位移與加載步曲線如圖2～3所示。

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

3.1.1 方案1

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.3時(shí)，圍壓為3.9 MPa，最大主應(yīng)力云圖如圖4所示。

圖4 最大主應(yīng)力云圖

從圖4看出：當(dāng)?shù)?步四條進(jìn)路均開挖后，各條進(jìn)路均穩(wěn)定性良好，無(wú)明顯的脫層、冒頂和片幫等現(xiàn)象。同時(shí)可以看出，進(jìn)路開挖后，拉應(yīng)力產(chǎn)生于矩形進(jìn)路的頂板和底板的四個(gè)角落兩側(cè)，壓應(yīng)力產(chǎn)生于頂板中間位置，礦柱整體拉應(yīng)力集中。由圖2～3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為6.7 mm，Y方向的最大位移為19.1 mm。

3.1.2 方案2

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.5時(shí)，圍壓為4.5 MPa，最大主應(yīng)力云圖如圖5所示。

圖5 最大主應(yīng)力云圖

從圖5看出：當(dāng)?shù)?步四條進(jìn)路均開挖后，各條進(jìn)路均穩(wěn)定性良好。由圖2和圖3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為8.6 mm，Y方向的最大位移為21.3 mm。隨著應(yīng)力的持續(xù)加載，水平方向和垂直方向均無(wú)位移的增加，充填體強(qiáng)度富余。

3.1.3 方案3

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.7時(shí)，圍壓為5.1 MPa，最大主應(yīng)力云圖如圖6所示。

圖6 最大主應(yīng)力云圖

從圖6看出：當(dāng)?shù)?步四條進(jìn)路均開挖后，各條進(jìn)路均穩(wěn)定性良好。由圖2～3位移與加載步曲線可以看出：X向的最大位移為10.6 mm，Y方向的最大位移為19.1 mm。隨著應(yīng)力的持續(xù)加載，水平方向和垂直方向均無(wú)位移的增加。

3.1.4 小結(jié)

1) 當(dāng)頂部均布荷載為3 MPa時(shí)，分別選取了側(cè)壓系數(shù)為1.3、1.5、1.7對(duì)矩形斷面進(jìn)路進(jìn)行了數(shù)值模擬。此種情況下，充填體假頂局部無(wú)分層脫落、開裂。

2) 隨著側(cè)壓系數(shù)的增加，矩形進(jìn)路的橫向位移逐漸增大，豎直方向的位移在逐漸減小。即隨著側(cè)壓系數(shù)的增大，假頂彎曲和下沉量變小。

3) 對(duì)于矩形3 m×3 m斷面的進(jìn)路而言，現(xiàn)有充填體強(qiáng)度足夠富余，無(wú)須進(jìn)行支護(hù)。

3.2 3 m×5 m×5 m的六角形進(jìn)路穩(wěn)定性分析

下向膠結(jié)充填六邊形進(jìn)路采礦方法采用仿生學(xué)原理，將進(jìn)路斷面設(shè)計(jì)為六邊形斷面，使采空區(qū)混凝土充填體呈蜂窩狀鑲嵌結(jié)構(gòu)，從而改變其受力狀況，提高穩(wěn)定性。通過(guò)模擬計(jì)算結(jié)果得到不同側(cè)壓系數(shù)下六角形斷面進(jìn)路X、Y向位移與加載步曲線，見圖7～8。

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

1 側(cè)壓系數(shù)為1.3； 2 側(cè)壓系數(shù)為1.5； 3 側(cè)壓系數(shù)為1.7

3.2.1 方案1

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.3時(shí)，圍壓為3.9 MPa，最大主應(yīng)力云圖如圖9所示。

圖9 最大主應(yīng)力云圖

從圖9可以看出：當(dāng)?shù)?步2號(hào)進(jìn)路開挖后，進(jìn)路左邊的灰?guī)统霈F(xiàn)少量的片幫，第9步四條進(jìn)路開挖完畢。隨著應(yīng)力的持續(xù)加載，第17步時(shí)4號(hào)進(jìn)路的右手幫產(chǎn)生較大的裂縫，產(chǎn)生片幫。同時(shí)，6號(hào)進(jìn)路的左手灰?guī)鸵伯a(chǎn)生裂縫和少量的片幫。第30步時(shí)，6號(hào)進(jìn)路的右手幫灰體也產(chǎn)生大裂縫，4號(hào)和6號(hào)進(jìn)路兩幫的裂縫迅速向上貫通。第50步時(shí)，3號(hào)礦柱上的灰體劈裂破壞，第62步時(shí)，之前產(chǎn)生的裂縫相互貫通，幫上部開始出現(xiàn)與幫中部裂隙近乎垂直同時(shí)與幫下部裂隙方向一致的裂隙并與頂板裂隙相連，進(jìn)而整體失穩(wěn)。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變到36步，位移量從9 mm先逐漸增至10.4 mm，第36步開始，水平位移逐漸穩(wěn)定。由Y方向的位移與加載步曲線可以看出，由于充填體受壓，豎直方向位移從第3步開始隨著2號(hào)進(jìn)路的開挖，發(fā)生了1.7 mm的整體下沉，4號(hào)進(jìn)路開挖后，位移量為17.9 mm，直至8號(hào)進(jìn)路開挖后發(fā)生了18.1mm的位移。當(dāng)四條進(jìn)路全部開挖后，隨著應(yīng)力的持續(xù)加載，伴隨著頂板脫層或頂板的彎曲下沉，以及礦柱開裂。破壞時(shí)垂直方向的最大位移為21.2 mm，充填體破壞后的垂直方向的最大位移為78.3 mm。因此，在第30步的時(shí)候及時(shí)的進(jìn)行支護(hù)或者對(duì)采空的進(jìn)路及時(shí)充填可有效防止采場(chǎng)下沉和垮塌。

3.2.2 方案2

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.5時(shí)，圍壓為4.5 Mpa，最大主應(yīng)力云圖如圖10所示。

從圖10看出：開挖后頂板完整，無(wú)脫層，兩幫也無(wú)片幫。側(cè)壓系數(shù)為1.5時(shí)，進(jìn)路頂板和兩幫穩(wěn)定性最好。拉應(yīng)力產(chǎn)生于六邊形進(jìn)路的頂端位置，壓應(yīng)力產(chǎn)生于兩側(cè)位置，中間兩個(gè)拐點(diǎn)處應(yīng)力集中現(xiàn)象明顯。但拉應(yīng)力值不大，未達(dá)到破壞狀態(tài)。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變，位移量最大為12.3 mm。由Y向位移與加載步曲線可以看出，從第2步開始發(fā)生水平形變，豎向位移最大為17.3 mm。4條進(jìn)路的開挖后，豎直方向和水平方向的位移均沒有進(jìn)一步增大。

圖10 最大主應(yīng)力云圖

3.2.3 方案3

當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.7時(shí)，圍壓為5.1 MPa，最大主應(yīng)力云圖如圖11所示。

圖11 最大主應(yīng)力云圖

從圖11看出：隨著2號(hào)、4號(hào)、6號(hào)進(jìn)路的開挖后，8號(hào)進(jìn)路底板應(yīng)力集中。當(dāng)8號(hào)進(jìn)路開挖后，第9步可以看到8號(hào)進(jìn)路底板發(fā)生鼓起，受到水平應(yīng)力的作用，鼓起的部分發(fā)生剪切破壞。頂板處于受拉狀態(tài)。然而4條進(jìn)路的頂板和礦柱均結(jié)構(gòu)完整，穩(wěn)定性良好。由圖7中X方向的位移與加載步曲線可以看出：從第2步開始發(fā)生水平形變，位移量最大為14.5 mm。由Y向位移與加載步曲線可以看出，豎向位移最大為15.5 mm。

3.2.4 小結(jié)

1) 頂壓為3 MPa，側(cè)壓系數(shù)為1.3，當(dāng)開挖后，如果看到頂板脫層或者有明顯的彎曲下沉，或者礦柱開裂嚴(yán)重，就應(yīng)及時(shí)的對(duì)采場(chǎng)進(jìn)行支護(hù)或?qū)Σ煽盏倪M(jìn)路及時(shí)充填。

2) 當(dāng)頂壓為3 MPa，側(cè)壓系數(shù)為1.5和1.7時(shí)，進(jìn)路頂板完整，礦柱也沒有裂縫。但當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.7時(shí)，底板有少量的鼓起，但不影響進(jìn)路的穩(wěn)定。

3) 隨著側(cè)壓系數(shù)的增大，六角形水平位移增大，垂直方向的位移在逐漸減小。

4 結(jié) 論

通過(guò)運(yùn)用巖石破裂過(guò)程分析系統(tǒng)(RFPA2D)，對(duì)彝良毛坪礦下向分層水平進(jìn)路充填采礦法不同側(cè)壓系數(shù)開挖下的頂板破壞規(guī)律進(jìn)行數(shù)值分析。初步可以得出以下結(jié)論。

1) 通過(guò)數(shù)值模擬的結(jié)果來(lái)看對(duì)于3 m×5 m×5 m六角形斷面和3 m×3 m矩形斷面而言，無(wú)論是六邊形進(jìn)路式、矩形進(jìn)路式，兩種斷面進(jìn)路都可以安全的對(duì)礦體進(jìn)行開采。當(dāng)側(cè)壓系數(shù)為1.3時(shí)，豎直位移量是最大的，水平位移量為最小。此時(shí)，圍巖突變破壞較劇烈、破壞程度最大。

2) 從位移與加載步的曲線分析結(jié)果來(lái)看，在進(jìn)路未發(fā)生破壞時(shí)，相同的側(cè)壓系數(shù)下，六角形斷面進(jìn)路的垂直位移量要比矩形斷面的進(jìn)路小。因此，六角形斷面的進(jìn)路在限制頂板位移方面明顯優(yōu)于矩形進(jìn)路。

3) 在現(xiàn)有充填體強(qiáng)度和地應(yīng)力條件下，完全可以將3 m×3 m的矩形進(jìn)路用3 m×5 m×5 m的六角形斷面替代，隨著開采深的增加，六角形斷面的結(jié)構(gòu)優(yōu)勢(shì)將更加明顯。

4) 充填體假頂與側(cè)壁交接處應(yīng)力集中是導(dǎo)致充填體頂板失穩(wěn)的重要誘因，該處受拉伸或剪切破壞，其充填體的破壞先從頂板兩側(cè)逐漸向頂板中央逐漸貫通，導(dǎo)致承載層進(jìn)一步下沉變形，加劇承載層中心點(diǎn)受拉破壞。礦柱與充填體接觸處存在多條交錯(cuò)的剪切滑移裂縫逐漸貫通，是使進(jìn)路頂板破壞失穩(wěn)的主要原因。

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TheRoofFailureProcessAnalysisofLateralPressureCoefficientinMaopingMine

ZHANG Tao1, QIAO Dengpan1, MU Xingwang2, MA Zhuoyu2, HUANG Hao2

(1.KunmingUniversityofScienceandTechnologyLandResourcesEngineeringCollege,Kunming,Yunnan650000,China; 2.YiliangchihongMiningCo.,Ltd.,Zhaotong,Yunnan657000,China)

This paper uses RFPA2D simulation software in a loading method to simulate under different lateral pressure coefficients of 3 m×3 m rectangular and hexagonal section 3 m×5 m×5 m approach. The research on Yiliang Lead-zinc Mine with 760 m deep level in fifth slicing drift excavation shows that an analysis of 3 m×3 m rectangular cross-section approach and 3 m×5 m×5 m hexagon drift is under different lateral pressure coefficients in the route the roof and pillar damage. Two kinds of roadway surrounding rock are mainly shear failure when the lateral pressure coefficient is 1.5 with drift roof mutations disrupt in relative ease. The lateral pressure coefficient is 1.3, with filling mutations disrupt in more severe damage. In the development of lateral pressure coefficient, the displacement in the horizontal direction will gradually increase. Meanwhile the vertical displacement will decrease gradually. Lateral pressure coefficient is the same, with the hexagonal section of the route vertical displacement more than the displacement of the rectangular section of small. So in limit the roof displacement, it was significantly better than that of the rectangular approach.

Underhand cemented filling mining method; RFPA2D numerical simulation; Backfill; Lateral pressure coefficient

2016-09-03

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51164016)；甘肅省科技重大專項(xiàng)計(jì)劃項(xiàng)目(1203GKDC003)

張濤(1990-)，男，甘肅蘭州人，在讀碩士研究生，研究方向：采礦工藝及理論，手機(jī)：18468069972，E-mail:651727568@qq.com；通訊作者：?jiǎn)痰桥?1969-)，男，甘肅白銀市人，教授，博士生導(dǎo)師，研究方向：采礦工藝及理論，E-mail:1215550723@qq.com.

TD322

：Adoi：10.14101/j.cnki.issn.1002-4336.2016.04.016