黃 聰，魏超城，丘永富

（1.長沙礦山研究院有限責(zé)任公司，湖南 長沙 410012；2.金屬礦山安全技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 長沙 410012；3.新疆哈巴河阿舍勒銅業(yè)股份有限公司，新疆 哈巴河 836700；4.新疆金寶礦業(yè)有限公司，新疆 富蘊(yùn) 836199）

0 引言

經(jīng)過十多年的開采，阿舍勒銅礦淺部資源逐漸枯竭，礦山逐步轉(zhuǎn)入深部開采階段。受到深部“三高一擾動”的復(fù)雜力學(xué)環(huán)境影響，巖體的力學(xué)特征及其工程也相應(yīng)發(fā)生了明顯變化。巖爆、冒頂、采空區(qū)失穩(wěn)等地質(zhì)災(zāi)害程度加劇，對礦山深部資源的開采產(chǎn)生了巨大威脅。因此，選擇合理的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)和回采順序?qū)τ诳刂茋鷰r變形、預(yù)防采空區(qū)失穩(wěn)有著積極作用。

近年來，眾多專家學(xué)者對采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化與回采順序選擇進(jìn)行了深入研究。周科平[1]將遺傳算法應(yīng)用于采場結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化，并闡述了其基本原理。彭康等[2]通過工業(yè)試驗(yàn)驗(yàn)證了使用數(shù)值模擬來確定采場參數(shù)的可行性。趙永等[3]利用Mathews 穩(wěn)定圖法對赤峰紅嶺鉛鋅礦的采空區(qū)進(jìn)行了穩(wěn)定性及穩(wěn)定概率評價。徐荃等[4]采用數(shù)值模擬與Mathews穩(wěn)定圖法相結(jié)合的方式對某金礦深部采場布置形式和結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化研究。孫健等[5]針對地下礦山采場結(jié)構(gòu)參數(shù)應(yīng)用Mathews 圖解法對急傾斜采場暴露面冒落問題進(jìn)行了研究。尹土兵等[6]認(rèn)為采場暴露面積的確定直接影響采場結(jié)構(gòu)參數(shù)的合理布置，采用階段空場嗣后充填采礦法時，需要同時討論采場頂板和充填體側(cè)幫的暴露面積。特魯曼等[7]收集了大量工程實(shí)例，與加拿大數(shù)據(jù)庫合并分析后，提出了一種修正的Mathews 圖解法用于預(yù)測采場幫壁穩(wěn)定性。

以上研究對于礦山回采方案優(yōu)化具有一定的指導(dǎo)意義，但由于阿舍勒礦區(qū)構(gòu)造復(fù)雜，并不能直接套用。因此，使用Mathews 穩(wěn)定圖法與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法，以阿舍勒銅礦深部采場參數(shù)、回采順序等為優(yōu)化對象，分析不同回采順序與采場結(jié)構(gòu)條件下，開采范圍內(nèi)的礦巖介質(zhì)應(yīng)力、位移、塑性區(qū)的變化過程，以期為礦山生產(chǎn)提供依據(jù)。

1 工程概況

阿舍勒銅礦礦體傾角為55o～75o，礦體產(chǎn)狀總體走向近南北，傾向東，分布范圍為水平方向3#勘探線～11#勘探線，空間范圍+300～+50 m，其礦體賦存條件如圖1 和圖2 所示。目前阿舍勒銅礦的深部生產(chǎn)中段主要為+400～0 m 共9 個中段，中段高度為50 m，采用大直徑深孔空場嗣后充填采礦法開采，采場垂直礦體走向布置，長度為礦體厚度，采場寬度20 m，開采順序?yàn)橛杀毕蚰细粢徊梢弧?/p>

圖1 +150 m 中段地質(zhì)平面圖Fig.1 Geological plane of +150 m middle section

圖2 5#勘探線剖面圖Fig.2 Profile of exploration line 5

阿舍勒銅礦深部開采目前存在貧化損失率居高不下、采場穩(wěn)定性較差以及地壓控制困難等諸多難題，選取具有代表性的+150 m 中段作為研究對象，旨在通過優(yōu)化采場結(jié)構(gòu)、選擇合理開采順序，達(dá)到控制地壓、降低貧化損失率的目的，實(shí)現(xiàn)礦山安全高效生產(chǎn)。

2 基于修正Mathews 穩(wěn)定圖法采場尺寸確定

Mathews 圖解法是MATHEWS 等基于大量工程實(shí)例在1980 年提出的一種礦山開采設(shè)計方法，最初應(yīng)用于對采場穩(wěn)定性進(jìn)行預(yù)測。經(jīng)過大量學(xué)者的研究與補(bǔ)充，目前Mathews 圖解法已成為一種相對簡單的巖體分級系統(tǒng)，被廣泛應(yīng)用于國外礦山采場設(shè)計。根據(jù)阿舍勒銅礦深部采場所使用的采礦方法，采用修正Mathews 穩(wěn)定性圖解方法分別分析采場頂板和采場上盤圍巖區(qū)域的巖體穩(wěn)定性[8]。

2.1 修正Mathews 穩(wěn)定圖法

Mathews 穩(wěn)定性系數(shù)的計算公式見式（1）。Mathews穩(wěn)定性系數(shù)與水力半徑的相關(guān)關(guān)系如圖3 所示。

圖3 Mathews 穩(wěn)定性系數(shù)與水力半徑關(guān)系Fig.3 Relationship between Mathews stability coefficient and hydraulic radius

式中：N為Mathews 穩(wěn)定性系數(shù)；Q'為修正的Q值；A為巖石應(yīng)力系數(shù)；B為節(jié)理方位系數(shù)；C為重力調(diào)整系數(shù)。

應(yīng)用Mathews 穩(wěn)定性圖表方法需要計算兩個參數(shù)，即穩(wěn)定性系數(shù)和形狀因素，其中，穩(wěn)定性系數(shù)反映了在一定的應(yīng)力條件下巖體自立的能力；形狀因素考慮了單獨(dú)采場暴露表面的尺寸和形狀，形狀系數(shù)是暴露面的水力半徑。

Mathews 穩(wěn)定性圖解方法采用了修正的NGI 隧道質(zhì)量指標(biāo)Q，與Q值不同的是，Q'值中的應(yīng)力折減系數(shù)（SRF）和節(jié)理滲水折減系數(shù)（Jw）都為1.0，Q'值的計算公式見式（2）。

A值考慮高應(yīng)力影響降低巖體穩(wěn)定。A值為完整巖體的單軸抗壓強(qiáng)度與平行開挖面的最大誘導(dǎo)應(yīng)力的比值。A值與 σc/σi成線性關(guān)系，變化范圍為0.1～1.0。巖石應(yīng)力系數(shù)A的圖解如圖4 所示。

圖4 巖石應(yīng)力系數(shù)A 的圖解Fig.4 Diagram of rock stress coefficient A

B值要考慮不連續(xù)面的方向影響，根據(jù)控制性節(jié)理與采場表面的相對方位確定，結(jié)構(gòu)面與開挖面的夾角為90°時，B系數(shù)被賦值1，不連續(xù)結(jié)構(gòu)面與開挖表面的夾角為20°時，B值為0.2，節(jié)理方位系數(shù)B的圖解如圖5 所示。

圖5 節(jié)理方位系數(shù)B 的圖解Fig.5 Diagram of joint azimuth coefficient B

受重力影響，采場頂板穩(wěn)定性小于側(cè)幫，重力調(diào)整系數(shù)C考慮了重力對采場暴露表面崩落、滑落等穩(wěn)定性影響，重力調(diào)整系數(shù)C和采場表面傾角β的關(guān)系由式（3）確定。重力調(diào)整系數(shù)C的圖解如圖6所示。水力半徑用于分析表面積除以暴露墻周長的比值，如圖7 所示，計算公式見式（4）。

圖6 重力調(diào)整系數(shù)C 的圖解Fig.6 Diagram of gravity adjustment coefficient C

圖7 水力半徑確定方法的圖解Fig.7 Diagram of hydraulic radius determination method

2.2 阿舍勒銅礦采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化

2.2.1 穩(wěn)定性系數(shù)和水力半徑

修正的Q值的計算結(jié)果見表1。巖石應(yīng)力系數(shù)A見表2。礦山深部以厚大、急傾斜礦體為主，礦體傾向東，傾角60°～80°。其上盤圍巖主要為黃鐵礦，礦體為銅硫礦，下盤圍巖主要為凝灰?guī)r。B值根據(jù)控制性節(jié)理與采場表面的相對方位確定，見表3。

表1 修正的Q 值計算結(jié)果Table 1 Calculation results of corrected Q-value

表2 巖石應(yīng)力系數(shù)ATable 2 Rock stress coefficient A

表3 節(jié)理方位系數(shù)BTable 3 Joint azimuth coefficient B

受重力的影響，采場頂板的穩(wěn)定性小于側(cè)幫，重力調(diào)整系數(shù)C考慮了重力對采場暴露表面崩落、滑落等穩(wěn)定性的影響。

1）采場頂板。采場頂板為水平狀即β=0?，重力調(diào)整系數(shù)C計算見式（5）。

2）采場上盤。采場上盤傾角一般為70°，即β=70?，重力調(diào)整系數(shù)C計算見式（6）。

根據(jù)求得的Mathews 穩(wěn)定性系數(shù)計算參數(shù)，按照式（1）計算得出采場頂板和采場上盤巖體的穩(wěn)定性系數(shù)，運(yùn)用圖解法得出與穩(wěn)定性系數(shù)對應(yīng)的容許水力半徑取值區(qū)間，結(jié)果見表4。

表4 穩(wěn)定性系數(shù)計算結(jié)果Table 4 Calculation results of stability coefficient

2.2.2 采場頂板穩(wěn)定性分析

礦山深部主要采用大直徑深孔采礦法，采場垂直礦體走向布置，中段高度為50 m，礦體最大厚度為50 m，回采規(guī)劃中采場寬度以12 m 為主，根據(jù)水力半徑計算方法，計算得出不同采場寬度和長度條件下頂板的水力半徑，計算結(jié)果如圖8 所示。

圖8 不同采場結(jié)構(gòu)下頂板的水力半徑Fig.8 Hydraulic radius of roof under different stope structures

在對深部巖體質(zhì)量指標(biāo)Q值計算的基礎(chǔ)上，根據(jù)Mathews 圖解法，在中段高度一定的條件下，對不同采場寬度和長度尺寸下采場頂板的容許水力半徑進(jìn)行計算分析，得出水力半徑值≤4.8 m 對應(yīng)的采場尺寸，其采場頂板處于無支護(hù)臨界穩(wěn)定區(qū)，整體穩(wěn)定狀態(tài)較好，滿足采場安全生產(chǎn)要求。

2.2.3 采場上盤穩(wěn)定性分析

由于深部開采中段高度固定為50 m，礦體最大厚度為50 m，上盤圍巖的傾角平均為70°，根據(jù)水力半徑計算公式，分別計算不同采場寬度尺寸下，上盤圍巖的水力半徑（以上盤斜長計算），計算結(jié)果見表5。

表5 不同采場上盤圍巖的水力半徑Table 5 Hydraulic radius of hanging wall surrounding rock in different stopes

結(jié)合表4 采場上盤圍巖穩(wěn)定性系數(shù)對應(yīng)的容許水力半徑值可知，當(dāng)采場上盤的水力半徑≤4.9 m，上盤圍巖處于穩(wěn)定區(qū)或無支護(hù)過渡區(qū)，則滿足采場安全生產(chǎn)需要。即在采場高度一定的條件下，采場寬度≤12 m，可以保證礦體最厚處（礦房長度50 m）的采場上盤圍巖整體穩(wěn)定狀態(tài)較好，滿足采場安全生產(chǎn)要求。

3 深部開采回采順序優(yōu)化

根據(jù)分段空場嗣后充填法的特點(diǎn)，綜合利用了CAD、Midas GTS、FLAC3D建立深部礦體三維數(shù)值模型，基于深部開采的實(shí)際情況、前期開展的工程地質(zhì)調(diào)查和室內(nèi)巖石力學(xué)實(shí)驗(yàn)結(jié)果，對不同的開采方案進(jìn)行了數(shù)值模擬。在地質(zhì)條件、采場結(jié)構(gòu)尺寸一定的條件下，使用FLAC3D軟件對各開采順序方案進(jìn)行模擬計算，比較采場附近的應(yīng)力和位移，分析各回采方案的優(yōu)劣，從而得到合理的回采順序[9-14]。

3.1 數(shù)值模擬模型建立

深部+150 m 中段是研究對象，在網(wǎng)格劃分時將150 m 礦體部分網(wǎng)格細(xì)化，并適當(dāng)控制最大單元和最小單元尺寸間的比例以防止計算出現(xiàn)較大的偏差。

計算模型x方向563 m，y方向315 m，z方向250 m，單元大小礦體2m×5m×5m，圍巖4m×5m×5m，模型單元總數(shù)31.2 萬單元，計算模型如圖9所示。

圖9 數(shù)值模擬模型Fig.9 Numerical simulation model

3.2 模擬方案

阿舍勒銅礦深部采用從上至下的中段開采順序，在中段開采順序和采場結(jié)構(gòu)參數(shù)確定的條件下進(jìn)行采場回采順序的模擬分析。根據(jù)礦床開采技術(shù)條件和大直徑深孔空場嗣后充填法的特點(diǎn)，采場垂直礦體走向布置，礦房長度為礦體厚度，中段高度50 m，為分析不同的采場回采順序?qū)Σ蓤龇€(wěn)定性的影響，以+150 m 中段為模擬對象，共設(shè)計了四種不同的回采方案[15]（圖10 和表6），即從中央向兩端推進(jìn)回采（方案1）、從兩端向中央推進(jìn)回采（方案2）、從北端向南端推進(jìn)回采（方案3）、從南端向北端推進(jìn)回采（方案4），每種回采方案礦房、礦柱的回采方式均為隔三采一。采場編號如圖10 所示。

表6 模擬方案詳情Table 6 Details of simulation scheme

圖10 采場編號示意圖Fig.10 Schematic diagram of stope number

3.3 計算結(jié)果及比較分析

對于數(shù)值模擬計算的結(jié)果，主要從應(yīng)力分布狀態(tài)、位移變化狀態(tài)、塑性區(qū)分布狀態(tài)等三個方面進(jìn)行對比分析。

3.3.1 采場應(yīng)力分布狀態(tài)的比較分析

根據(jù)各方案數(shù)值模擬計算的結(jié)果，全部采場回采結(jié)束后的最大主應(yīng)力等值線分布圖如圖11 所示。由圖11 可知，在采場回采過程中，最大主應(yīng)力集中區(qū)主要出現(xiàn)在兩側(cè)幫中部，最大主應(yīng)力值-1.62～-0.95 MPa，側(cè)幫巖體應(yīng)力表現(xiàn)為受壓狀態(tài)，應(yīng)力集中區(qū)域在采場上盤，采場易產(chǎn)生下盤巖體受壓底鼓及上盤巖體受壓冒落的現(xiàn)象。

圖11 采場最大主應(yīng)力等值線圖Fig.11 Contour map of maximum principal stress in stope

根據(jù)數(shù)值模擬計算結(jié)果，對各方案中采場在回采過程中產(chǎn)生的最大主應(yīng)力值進(jìn)行統(tǒng)計，采場最大主應(yīng)力值統(tǒng)計見表7。由表7 可知，方案4 中各采場的最大主應(yīng)力值均小于其他幾種方案，表明方案4中采場的最大主應(yīng)力處于較低的應(yīng)力狀態(tài)。由各采場最大主應(yīng)力變化趨勢可以看出，方案1、方案2 中采場最大主應(yīng)力值變化區(qū)間較大，部分采場集中應(yīng)力值較大，方案3、方案4 中采場最大主應(yīng)力值變化趨勢相似，變化區(qū)間較小。由此表明方案1、方案2中局部采場應(yīng)力集中突出現(xiàn)象明顯，方案3、方案4中采場壓應(yīng)力變化較為平緩，應(yīng)力在采場回采中分布較為均勻。

表7 采場最大主應(yīng)力值Table 7 Maximum principal stress value of stope

3.3.2 采場位移變化狀態(tài)的比較分析

根據(jù)數(shù)值模擬的計算結(jié)果，各方案采場回采結(jié)束后所產(chǎn)生的位移等值線分布圖如圖12 所示。由圖12 可知，各采場的最大位移均位于采場的兩側(cè)幫和上盤巖體，側(cè)幫位移值為19.9～44.9 mm，上盤巖體位移值為16.2～51.9 mm，頂板產(chǎn)生的位移則較小，位移值為4.6～37.8 mm（表8～表10）。

表8 采場側(cè)幫最大位移值Table 8 Maximum displacement value of stope side slope

表9 采場上盤巖體最大位移值Table 9 Maximum displacement value of hanging wall rock mass in stope

表10 采場頂板最大位移值Table 10 Maximum displacement of stope roof

圖12 采場位移等值線圖Fig.12 Contour map of stope displacement

由表8～表10 可知，方案1 中回采采場在中間時側(cè)幫、上盤和頂板位移值均較小，但隨著采場向兩端的推進(jìn)，位移值明顯增加，尤其端部采場各區(qū)域位移值較大，方案1 中各采場上盤、頂板的位移較其他方案均較大。方案2、方案3 各采場側(cè)幫、上盤和頂板位移值較接近，在中部和端部的采場中位移變化較方案4 偏大。方案4 中采場位移較其他方案均較小，表明方案4 中采場位移變化較小，有利于采場的穩(wěn)定，從位移變化的角度考慮，方案4 明顯優(yōu)于其他方案。

3.3.3 采場塑性區(qū)分布狀態(tài)的比較分析

根據(jù)數(shù)值模擬的計算結(jié)果，各方案采場回采結(jié)束后所產(chǎn)生的塑性區(qū)分布圖如圖13～圖16 所示。由圖13～圖16 可知，方案1 和方案2 中采場充填體的塑性區(qū)面積較接近，呈現(xiàn)大面積的貫通性拉張破壞，上盤和頂板巖體表現(xiàn)為剪切破壞，且方案2 中上盤巖體剪切破壞面積明顯大于方案1，采場側(cè)幫以拉張破壞為主，這與充填體強(qiáng)度較小有較大的關(guān)系，采場充填體較易受拉垮落。

圖13 方案1 采場回采結(jié)束后塑性區(qū)分布圖Fig.13 Distribution map of plastic zone after stope mining in scheme 1

圖14 方案2 采場回采結(jié)束后塑性區(qū)分布圖Fig.14 Distribution map of plastic zone after stope mining in scheme 2

圖15 方案3 采場回采結(jié)束后塑性區(qū)分布圖Fig.15 Distribution map of plastic zone after stope mining in scheme 3

圖16 方案4 采場回采結(jié)束后塑性區(qū)分布圖Fig.16 Distribution map of plastic zone after stope mining in scheme 4

方案3、方案4 中采場充填體塑性區(qū)面積相近，采場充填體的塑性區(qū)面積小于方案1、方案2，且塑性破壞區(qū)的也未完全貫通，這一結(jié)果有利于改善充填體內(nèi)的受力狀態(tài)，減少充填體的破壞程度，增強(qiáng)礦體二步驟回采時充填體的自穩(wěn)能力。所以從塑性區(qū)分布的角度考慮，方案3、方案4 明顯優(yōu)于其他方案。

通過從應(yīng)力分布狀態(tài)、位移變化狀態(tài)和塑性區(qū)分布狀態(tài)三個方面對上述四種模擬方案進(jìn)行對比分析可知，方案4 最優(yōu)，其次為方案3。因此，建議深部采場中段回采順序?yàn)橛赡隙讼虮倍送七M(jìn)回采。

4 結(jié)語

采用Mathews 穩(wěn)定性圖解法，根據(jù)深部采場的巖體特征，對采場頂板和上盤巖體的穩(wěn)定性進(jìn)行了計算分析。當(dāng)深部采場的中段高度為50 m，采場長度為礦體最大厚度時，采場寬度為12 m 即可處于穩(wěn)定狀態(tài)。根據(jù)水力半徑計算結(jié)果，只要采場長度小于50 m，采場頂板和上盤圍巖處于無支護(hù)臨界穩(wěn)定區(qū)，整體穩(wěn)定狀態(tài)較好，滿足采場安全生產(chǎn)要求。

通過三維數(shù)值模擬計算方法，對深部采場的回采順序進(jìn)行了模擬對比分析，共設(shè)計了四種回采方案，即從中央向兩端推進(jìn)回采、從兩端向中央推進(jìn)回采、從南端向北端推進(jìn)回采、從北端向南端推進(jìn)回采，對采場回采過程中的應(yīng)力分布狀態(tài)、位移變化特點(diǎn)和塑性區(qū)特征進(jìn)行了對比分析，方案4（從南端向北端推進(jìn)回采）最優(yōu)，方案3 次之。因此，建議深部采場中段回采順序?yàn)橛傻V體南端向北端推進(jìn)依次回采。