充填體變形特性分析及材料配比優選

李龍福，江東平，雷丁丁(1.中鋼集團馬鞍山礦山研究院有限公司，安徽 馬鞍山 24000；2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室，安徽 馬鞍山 24000；.銅陵有色金屬集團控股有限公司，安徽 銅陵 244000)

充填體變形特性分析及材料配比優選

李龍福1，2，江東平1，2，雷丁丁3
(1.中鋼集團馬鞍山礦山研究院有限公司，安徽 馬鞍山 243000；2.金屬礦山安全與健康國家重點實驗室，安徽 馬鞍山 243000；3.銅陵有色金屬集團控股有限公司，安徽 銅陵 244000)

當地下礦山采用膠結充填開采方法時，充填體的強度是影響其在地下礦產開采過程中是否穩定的直接因素，并且關系到采場圍巖的穩定性和充填成本，而合理的充填材料配比是關鍵。本文在室內充填試驗的基礎上，利用數值模擬手段對四種灰砂比的充填體進行充填開采仿真模擬，分析了膠結充填體的變形特性，結果表明充填體的失穩主要從與下盤圍巖接觸的底部開始發生破壞，然后沿充填體與下盤的接觸面向上、以及在與底板接觸面處沿充填體傾向方向這兩個方向逐漸發生變形破壞；對采場中的位移、應力和塑性區等圍巖力學響應特征進行了對比分析，結果表明，當灰砂比為1∶8時，充填體能夠維護采場穩定并且充填材料成本較低。研究結果對礦山充填工程具有一定的指導意義。

膠結充填體；變形特性；數值模擬；配比優化；圍巖力學響應

非充填采礦方法的使用在礦山生產中后期都會面臨資源浪費(例如礦柱損失)、深部礦體開采安全等問題，從合理利用不可再生的礦產資源、安全生產和保護環境等方面考慮，充填采礦方法可以滿足這一要求，特別是對于生產多年、需向深部開采的老礦山，對采空區進行充填處理是行之有效的方法。空區充填屬于人工支護控制圍巖變形的范疇，其目的在于維護采場圍巖的穩定和承載結構的承載能力，以控制采場地壓、支撐圍巖，減少、延緩和阻止礦體開采后圍巖的破壞和移動，從而實現地壓管理[1-2]。在整個充填開采期間，要使礦體高效安全地開采出來，充填材料必須具有足夠的強度。如何確定一個恰當的強度值，需要考慮礦山現有的開采技術條件、充填技術水平以及充填材料的強度特性等諸多技術方面的問題，更要考慮礦山的開采成本和效益等經濟方面的要求。強度確定方法主要有物理模擬法、數學力學分析法、經驗公式法、現場實測法以及數值模擬分析法等[3-6]。三維數值模擬可以定量地計算和分析礦體開采過程中圍巖的力學響應特征，從位移、應力、塑性區等方面動態地分析采場的穩定性，這是其它方法所不可比擬的，因此，本文采用FLAC3D三維有限差分軟件對不同配比的充填材料進行充填開采模擬，分析在維護采場穩定的前提下，優選材料配比。

1 工程概況

礦山始建于1976年，原采礦方法為淺孔留礦法。截至2012年4月底，已在礦區地表、井下形成了大量的采坑(約92萬m3)和廢棄的采空區(約12.57萬m3)。這些空區受礦體自然形態及開采條件的影響，空間形態分布各異。現由于采礦權單位的變更，資金、技術等條件得到改善，同時為開采深部礦體和回收礦柱創造條件，研究決定對廢棄的采空區進行處理，采用選場尾砂進行膠結充填，因此，選擇經濟合理、技術上可行的充填材料配比是關鍵。

1.1 礦體地質概況

本文研究礦區南礦段規模最大的5#礦體體的-180 m、-220 m兩中段作為研究對象，-180 m中段坑道工程控制礦體長319 m，-180 m中段礦體平均厚15.02 m，變化系數0.67，礦體形態復雜程度中等。傾向250～335°，平均傾角65°，走向8～46°，剖面簡圖見圖1。

圖1 礦體剖面示意圖

礦體圍巖主要為礫巖，其次為花崗巖和炭質頁巖。頂柱為礫巖時，巖石呈塊狀，穩定性較好；頂柱為炭質頁巖時，巖石呈層狀，穩定性一般；頂柱為蝕變黑云母斜長花崗巖時，綠泥石化較強烈，小節理裂隙發育，巖體聯結能力弱，巖石無水狀態下較堅硬，遇水很快變軟，力學性能強度較低，會發生崩塌，穩定性較差。本研究涉及的巖體相關材料的物理力學參數見表1。

表1 巖體物理力學參數

表2 充填體物理力學參數

1.2 充填方案初步確定

為充分回收礦產資源，對礦房充填以回收礦柱，采用空場嗣后充填兩步驟開采法：①開采礦房，礦房充填；②回采礦柱。由于充填體的強度比圍巖小得多，因此根據文獻[7]中的研究可知應采用大礦房小礦柱方案。采場結構尺寸根據礦山的相關研究報告：取頂柱厚6 m、礦房跨度38 m、礦柱長14 m、采場寬度取礦體的平均厚度15 m。

選取水泥、選場尾砂作為充填材料，對灰砂比為1∶4、1∶6、1∶8、1∶12的混合材料進行室內充填試驗，根據試驗結果，選取重量濃度為63%、養護齡期28 d的充填體作為數值計算對象。物理力學參數如表2所示，模擬計算方案如表3所示。

2 建立數值模型及確定開挖方案

2.1 三維模型的建立

本次計算對-180 m、-220 m兩中段礦體開采進行仿真模擬，即對整個礦體的開采過程進行模擬，水平控礦范圍：盤區長320 m，垂深為80 m。布置礦房數分別為6個、5個，交錯布置。模型范圍：垂直礦體走向為x軸，取380 m；沿礦體走向為y軸，取900 m；鉛垂線方向為z軸，為優化計算模型，在鉛垂線方向模型從+995 m水平取至+630 m水平(地表標高為+1 190 m)，得出模型長×寬×高為：900 m×380 m×365 m。

邊界條件采用位移-應力混合約束，將模型四個側面法線方向的水平位移進行固定(ux=0，uy=0)，對模型底部平面位移固定(ux=0、uy=0、uz=0)，上部邊界為上覆巖體的自重應力，σz=-2.57 MPa。由于研究區域埋深較淺，原巖應力場只考慮自重應力場的作用，水平應力根據泊松效應進行計算。采用Mohr-Coulomb屈服準則。

2.2 開挖方案的確定

為簡化數值計算過程，根據采場結構布置，模擬計算過程共分四步完成：-180 m中段礦房回采→-180 m中段礦房充填、-220 m中段礦房回采→-180 m中段礦柱回采、-220 m中段礦房充填→-220 m中段礦柱回采，如圖2所示。

表3 模擬方案

圖2 采場結構示意圖

2.3 充填體的變形特性分析

主要分三個工況對充填體的變形特性進行分析。工況一：-180 m中段礦房充填、-220 m中段礦房回采；工況二：-180 m中段礦柱回采、-220 m中段礦房充填；工況三：-220 m中段礦柱回采。主要從充填體的塑性區擴展方面進行分析(以灰砂比為1∶4的充填體為例)，擴展情況如圖3所示。

從圖3中可以看出，首先在充填體與下盤圍巖接觸的底部位置出現拉伸破壞區；在工況二中，隨著-180 m中段礦柱的回采，該中段充填體中塑性區達到最大，并且出現剪切破壞區；當-220 m中段礦柱回采后，-180 m中段充填體中拉伸破壞區域減小，剪切破壞區域增大，但整體破壞區范圍減小。另外，從圖中看出破壞區域主要發生在充填體與下盤圍巖的接觸位置，雖然范圍較大，但從工況三中可知塑性區并沒有貫通，所以充填體是穩定的。

根據以上分析，充填體的失穩主要從與下盤圍巖接觸的底部開始發生破壞，然后沿兩個方向逐漸發生變形破壞(圖4)：方向s是沿充填體與下盤圍巖的接觸面向上；方向t是在與底板接觸面處沿充填體傾向方向。根據充填體在采場中的作用情況，如果兩個方向都出現貫通性的破壞面，那么充填體是不穩定的。因此，可據此作為充填體是否穩定的判定依據。

2.4 模擬結果對比分析

選取礦柱全部回采后，采場中圍巖變形、應力分布及塑性區大小作為衡量材料配比參數優劣的指標。具體見表4。

表4 不同方案模擬結果對比

1)位移計算結果表明，在礦體回采結束后，最大垂直位移出現在-180 m中段采場中部，相對于方案一，增幅分別為2.2%、5.7%、30.5%；x方向最大位移出現在上盤圍巖中，相對于方案一，增幅分別為2.5%、5.6%、8.1%；y方向最大位移出現在充填體的兩側，相比于方案一，增幅分別為20.5%、116.4%、287.7%。從采場的變形可知，在方案四中位移增幅較大，相比于其它方案，不利于采場穩定。

圖3 充填體變形特性圖

圖4 充填體變形擴展方式圖

2)應力計算結果表明，雖然在四個方案中最大主應力與最小主應力值均相差不大，應力集中與拉應力出現的區域相似，但從數值的大小方面定量的分析，采場的受力情況因充填體強度的降低而變差。

3)選取礦體回采結束后采場整體變形破壞情況進行分析，方案一的塑性區圖如圖3(c)所示，其余如圖5所示。從圖中可知，塑性區主要分布在充填體底部以及與下盤圍的接觸部位、頂底柱中。在充填體中同時存在剪切破壞與拉伸破壞，且隨充填體強度的降低，拉伸破壞范圍逐漸減小，剪切破壞范圍逐漸增大。

采場的穩定依賴于充填體的穩定，因此，以充填體的變形破壞情況作為對比依據。根據以上分析，在方案四中，沿方向s破壞區幾乎全部貫通，而且在方向t也出現貫通的剪切破壞區，是最不穩定的，所以從其它三種方案中選取。從圖中可知，塑性區范圍大小為：方案一<方案二≈方案三，且從充填體的整體來看，塑性區域僅僅局限于充填體表面，并沒有向內部擴展，所以在這三種方案下，充填體都是穩定的。然而從經濟層面考慮，充填體的配比影響著充填成本，材料成本大小關系為：方案一>方案二>方案三。因此，綜合考慮，方案三比較經濟且能維護采場的穩定。

綜合以上分析，在維護采場穩定的前提下，考慮充填成本、經濟效益的最大化是礦山的首要目標，所以方案三最優，即灰砂比為1∶8。

3 結 論

1)在室內試驗的基礎上，利用數值模擬手段，對四種灰砂比的充填材料進行充填開采模擬計算，對比分析了礦體回采后采場的變形、應力及塑性區等圍巖響應分布特征，考慮充填成本，對材料配比參數進行了優選，即當灰砂比為1∶8時，充填體能夠維護采場的穩定并且充填成本較低。

圖5 采場塑性區云圖

2)充填體變形特性分析表明充填體的失穩主要從與下盤圍巖接觸的底部開始發生破壞，然后沿充填體與下盤的接觸面向上以及在與底板接觸面處沿充填體傾向方向這兩個方向逐漸發生變形破壞。根據充填體在這兩個方向上塑性區的貫通情況，可據此分析充填體的穩定性，作為是否穩定的判定依據。

[1] 趙傳卿，胡乃聯.膠結充填對采場穩定性的影響[J].遼寧工程技術大學學報：自然科學版，2008，27(1)：13-16.

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Analysis of the backfill deformation characteristics and optimization of material ratio

LI Longfu1，2，JIANG Dongping1，2，LEI Dingding3

(1.Sino Steel Maanshan Institute of Mining Research Co.，Ltd.，Maanshan 243000，China；2.State Key Laboratory of Safety and Health for Metal Mine，Maanshan 243000，China；3.Tongling Nonferrous Metals Group Holding Co.，Ltd.，Tongling 244000，China)

Local mines with cemented filling mining method，the strength of the filling body is the direct factor that affects the stability of the underground mining，and it relates to the stability of Stope wall rock and filling cost，reasonable ratio of filling material is the key.Based on the laboratory filling test of this article，using numerical simulation methods on four kinds of cement-sand ratio of filling to fill mining simulation，analysis on the deformation characteristics of cemented filling，the results show that the failure of the fill is mainly from the bottom of it and which contact with the footwall，then the contact area and the footwall upwards along the filling body，and in the bottom interface tendency direction along the filling body，the two direction gradual deformation.Comparative analysis on mechanical response of surrounding rock，such as displacement，stress and plastic zone，et al，the results show that the filling body is able to maintain the stability of the stope and the filling material cost is lower，when the cement-sand ratio is 1：8.The research results have certain significance on mine-filling works.

cemented fill；deformation characteristic；numerical simulation；ratio optimization；mechanical response of surrounding rock

2017-02-20 責任編輯：劉艷敏

李龍福(1986-)，男，碩士研究生，工程師，主要從事采礦工程、巖土力學等方面的研究工作。

TD823.7

A

1004-4051(2017)06-0107-05