充填體支護性能對采場圍巖應力應變影響機理

梅啟雙，張電吉，周春梅，孟慶筱，梅婷婷

(1.武漢工程大學環境與城市建設學院，湖北 武漢 430074;2.中國地震局地震研究所，湖北 武漢 430071)

0 引 言

近20年來國內外在開采地下有色金屬礦體資源時，充填采礦法的使用比重日益增加[1].就充填體對采場圍巖的作用機理研究，胡飛宇[2]總結了膠結充填體作用機理幾方面的認識，并開展了某大型采場充填體穩定性研究.王劼[3]就充填體的力學特征、充填體的支護作用機理以及充填體對圍巖變形的控制作用進行了分析探討.但是，目前對充填體支護采場圍巖的影響機理研究尚不深入，主要原因有以下幾點[4-5]：a.礦體開采和采空區充填時，圍巖和充填體產生復雜變形，同時本構關系也在不斷變化，增加了理論分析和試驗室模擬難度；b.現場地質條件的復雜性決定了現場監測非常困難；c.數值分析方法的理論和算法本身存在局限性，決定了數值模擬結果的準確度.

本文基于對充填體作用機理的認識，采用FLAC3D數值模擬軟件對阿希金礦采場充填過程進行數值模擬計算，通過分析充填接頂情況、充填體材料參數和充填方法對采場圍巖和充填體應力應變規律的影響，研究充填體支護性能對采場圍巖的影響機理，為礦山的實際生產提供理論依據.

1 充填體對采場圍巖的作用機理

充填體的作用機理概括為以下三種[2,6]：

a.力學作用機理：充填體在支護采場圍巖時，采場單軸或雙軸的應力狀態改變成三軸應力狀態，增強了圍巖的支撐能力，從而限制其變形與位移的發展；

b.結構作用機理：巖體中存在斷層、節理裂隙等軟弱結構面，并與之共同形成了結構的穩定狀態.當地下礦體開挖時，破壞了之前的結構體系，導致了圍巖的漸進破壞.充填體充填后，可以起到原巖體的作用，維護圍巖的結構作用，從而使圍巖維持穩定；

c.讓壓作用機理：充填體一般作為散體介質，剛度相對原巖要小，變形卻要大很多.因此，充填體在維護圍巖結構穩定時，緩慢受壓.在延緩了圍巖能量釋放速度的同時，也施加給了圍巖被動的壓力，起到柔性支護作用.

2 FLAC3D數值模擬

2.1 工程背景

阿希金礦38～56線深部采礦方法為盤區下向分層進路膠結充填采礦法，中段高度為50 m，上部水平為1 385 m，下部底部結構為1 335 m，盤區寬為30～50 m.0～38線的采礦方法為小空場嗣后充填采礦法，中段高度為50 m，上部回風充填水平為1 385 m，下部6 m為底部結構，出礦水平為1 341 m.礦區地質構造簡單，向北北東傾斜的單斜構造阿恰勒河組，傾角為10°～20°，分布于礦區北部，主要由凝灰質巖屑砂巖、長石石英砂巖及巖屑砂巖組成.大哈拉軍山組廣泛分布于礦區，為一套中酸性火山巖構造，斷層較發育，以張性斷裂為主，分為近南北向、近東西向和北西向三組.礦區范圍內僅見F2斷層，為阿希金礦礦區主礦體的控礦斷層.走向近南北，傾向東，傾角上陡下緩，近地表為80°左右，局部直立或反傾，深部一般在65°～70°.斷裂破碎帶寬50 m左右，延深360 m.

2.2 屈服準則

本文模擬采用Mohr-Coulomb屈服準則，它是描述巖土工程材料最常用的準則，該準則的控制方程為：

f=(σ1-σ3)-(σ1+σ3)sinφ-2ccosφ=0

(1)

最大拉應力準則屈服函數為：

f-1=σ3-σ1

(2)

式(1)、(2)中c為材料的粘聚力；φ為內摩擦角；σ為抗拉強度；σ1、σ3則分別為最大主應力和最小主應力.

2.3 力學參數

選擇正確力學參數是數值模擬計算結果符合實際的重要保證，同時力學參數的確定也涉及到計算區域內巖體介質類型的簡化[8].文中采用阿希金礦深部崩落法轉充填采礦法試驗研究報告和新疆伊寧縣阿希金礦北露天采礦場閉坑地質報告中巖石力學參數(地質勘查所得)，按現場地質情況進行折減并綜合取值后得到巖體力學參數如表1.

表1 巖體力學參數

2.4 充填方案

根據研究目標，設計以下四種充填方案：

a.采用灰砂比為1∶4的充填體進行充填，充填不接頂，假設空隙高度為0.2 m(下同)；

b.采用灰砂比為1∶4的充填體進行充填，充填接頂；

c.采用灰砂比為1∶6的充填體進行充填，充填不接頂；

d.開挖后，當圍巖變形未穩定時(在監測點1受開挖作用向上變形13 mm時充填，此時與a方案對比差異明顯)采用灰砂比為1∶4的充填體進行充填，充填不接頂.

通過長沙礦山研究院試驗研究，選用水泥、尾砂和碎石的混合物作為充填材料，水灰比為1∶4和1∶6兩種.為實現研究目的，對以上幾種方案進行對比.

2.5 建立模型

選取阿希金礦40號剖面作為研究對象.模型底部標高為1 200 m，上部以地表為界，寬度為500 m.剖面標高1 400 m以上為塌落體范圍，上盤塌落角65°，下盤塌落范圍以斷層上盤為界，斷層取平均寬度15 m，1 400 m～1 385 m之間礦體為安全隔離層，1 385 m～1 335 m為礦體的開挖、充填范圍，高度為50 m.

模型網格剖分有18 302個節點，54 875個單元.計算過程中，分別在開挖洞室底板、右幫圍巖和頂板處選取監測點1、2、3，記錄開挖和充填產生的位移變化值之和，模型網格剖分及各監測點位置如圖1所示.模型邊界約束條件為：x軸上兩邊界x方向位移約束，底邊x、y方向位移約束，上表面自由約束.邊界荷載：只考慮自重應力場，不考慮構造應力場的影響.

圖1 網格剖分及各監測點位置示意圖

3 模擬結果分析

3.1 充填是否接頂的情況

a方案中充填體頂部與隔離層無接觸，充填后位移最大值出現在充填體中上部，為39.2 mm，如圖2所示；b方案中充填體頂部與隔離層完全接觸，充填產生的最大位移在充填體中心處，達到22.5 mm，如圖3所示.

在開挖和充填后，記錄監測點位移變化值之和，a方案為26.92 mm、-9.60 mm(水平位移)、-45.84 mm，b方案為27.32 mm、-9.93 mm(水平位移)、-49.71 mm.數據結果顯示，b方案比a方案中監測點位移變化絕對值均要大.充填體向下變形時，對頂板和側壁圍巖有拖拽作用，同時充填體對底板的壓力減少，導致了兩種方案位移變化值的差異.對比兩方案塑性區分布，可知b方案中分布范圍更大.可見，充填是否接頂對圍巖應變和塑性區分布影響作用明顯.

圖2 a方案充填后最大位移矢量圖

圖3 b方案充填后最大位移矢量圖

3.2 不同材料參數的充填體

選用不同充填材料充填后，c方案中監測點位移變化值分別為：27.38 mm、-9.68 mm、-45.70 mm，均比a方案大，最大差值達到0.46 mm，出現在礦房底板處.充填導致最大位移變化出現在充填體中上部，為10.72 mm，如圖4所示.可見，c方案中充填材料剛性弱，抵御圍巖進一步變形能力弱.對比a、c方案塑性區分布，c方案左側塌落帶增加了少量拉伸破壞區域.因此，不同材料參數的充填體充填后位移變化值和塑性區域分布大小有差異，且充填材料剛性越強(材料參數主要體現在抗拉強度、內聚力和彈性模量)，支護圍巖的能力越強.

圖4 c方案充填后最大位移矢量圖

3.3 不同的充填方法

d方案中圍巖受開挖作用變形未穩定時即充填，此時受開挖變形余量和充填體共同作用.d方案中各監測點位移變化值分別為：24.07 mm、-7.88 mm、-42.41 mm，相比a方案均要小.監測點1位移變化曲線如圖5和圖6所示，d方案監測點1處受開挖未釋放完的圍巖應變能和充填體共同作用，穩定后垂直位移發生向上的變化.而a方案中監測點1在充填后向下變形，且充填體對開挖后洞室閉合變形的支撐作用不甚明顯.同時，兩種充填方法下應力分布規律無明顯差異.因此，通過對開挖后監測點位移的控制，可以得到不同充填方法下圍巖的應力應變規律.當采用不同充填方法時，充填時間越早，洞室圍巖變形量越小.

圖5 a方案監測點1垂直位移曲線圖

圖6 d方案監測點1垂直位移曲線圖

4 結 語

a.運用FLAC3D數值模擬軟件能對礦山地下洞室充填后力學狀態進行有效地模擬計算，并能反映不同充填情況下圍巖體位移值和塑性區分布范圍，因此運用本軟件對充填體支護采場圍巖的影響機理研究具有可行性.

b.充填是否接頂對圍巖應變和塑性區分布影響作用明顯，因此在礦山實際生產時，必須要考慮充填是否接頂的情況.充填材料的剛性越大，支護圍巖的能力越強，且主要體現在抗拉強度、內聚力參數和彈性模量.通過對監測點開挖后位移的控制，能得到圍巖的應力應變規律，且不同充填方法下圍巖應變情況有差異.

參考文獻：

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