基于數值分析的金山店鐵礦兩中段強采方案研究

王文中，方暄東，王文杰，楊孝亮

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基于數值分析的金山店鐵礦兩中段強采方案研究

王文中1，方暄東1，王文杰2, 3，楊孝亮2, 3

(1.武鋼資源集團金山店礦業有限公司，湖北 大冶市 435116；2.武漢科技大學 資源與環境工程學院，湖北 武漢 430081；3.冶金礦產資源高效利用與造塊湖北省重點實驗室，湖北 武漢 430081)

針對金山店鐵礦東西區生產中段不平衡問題，提出了東區?410，?340 m兩中段同步回采的強采方案，以加快東區下降速度，并基于FLAC3D數值計算軟件對3種方案進行了分步開挖模擬。分析結果表明，下中段礦體的同步回采，對上中段采場頂、底板及圍巖的應力分布均有一定的擾動，但最大應力值、位移值均在安全允許范圍內，兩中段強采方案在安全性上是合理可行的，不同回采順序下的3種方案模擬結果綜合對比表明，方案二在穩定性上為最優方案。

金山店鐵礦；兩中段同步回采；下向進路充填法；崩落法

金山店鐵礦是武鋼資源集團大型地下礦山之一，主要采用無底柱分段崩落法生產，年產礦石量350 萬t。設計階段高度為70 m，分段高度為14 m，進路間距為10 m。近年來，由于各種因素的影響，導致張福山采區東區和西區下降速度不一致，形成了多中段開采的局面，即下降速度較快的西區提前進入?410 m中段進行生產，而東區仍然在?340 m中段生產。這種連續礦體多中段開采的局面導致了眾多問題，如安全問題、運輸提升問題、通風問題及生產組織優化問題等。因此，需要在保證礦山產量和安全的前提下，加大東區的開采力度，力求在最短的時間內，將東區的生產進度追上西區，從而有效解決東西區生產中段不平衡的問題。為此，需要提出合理的東區回采方案。許多研究者已經針對金山店鐵礦的回采方法及回采順序等做出了有意義的工作[1?2]。因此，結合相關采礦技術資料，在東區礦體產狀復雜、工程地質條件差的背景下，擬采用崩落法+上向進路充填法或崩落法+下向進路充填法進行開采，并進一步提出了東區?340 m中段及?410 m中段同時開采的強采方案。

上、下中段同時回采，會給上中段巷道、采場圍巖應力分布造成一定的擾動。而在金山店鐵礦松軟型礦巖的開采環境下，兩中段強采方案能否保證采場的穩定性，滿足安全開采的要求，需要做出科學的分析論證[3]。巖體是一種特殊的介質，其應力應變關系復雜，且具有各向異性和非均勻性，其穩定性問題無法用解析方法簡單求解。相比之下，數值分析法具有較好的適用性，特別是隨著計算機技術的發展，三維數值模擬的方法越來越多地為采礦工程計算分析所 用[4?7]。本文通過FLAC3D軟件，對兩中段同步回采的3種強采方案進行了分步開挖的模擬計算，研究在不同回采方法和回采順序下礦巖的應力分布、位移變化及回采區開挖對附近礦巖的擾動情況等，并對不同方案的計算結果進行分析對比，期望為選擇合理的強采方案提供指導依據。

1 兩中段強采方案

目前，金山店鐵礦東區主開采水平為?312 m水平，?326 m水平正在進行采準工程掘進。兩中段強采，是指在東區?340 m中段開采的同時，開始?410 m中段的開采。參考相關采礦技術資料和工程技術人員的現場經驗，結合張福山東區的開采條件，?340 m中段仍采用無底柱分段崩落法開采，?410 m中段擬采用上向進路充填法或下向進路充填法進行開采，并形成了2種強采方案，即崩落法+上向進路充填法兩中段強采方案和崩落法+下向進路充填法兩中段強采方案。

(1)崩落法+上向進路充填法兩中段強采方案。東區?340 m中段采用無底柱分段崩落法，在階段內自上而下開采，?410 m中段采用上向進路充填法，在階段內自下而上開采，2種采礦方法的開采順序不同。東區上中段的?326 m分段開采完成后，將設備和人員轉到下中段的?396 m分段進行上向開采直至下中段采完，最后完成上中段?340 m分段的開采。此方案以下稱為方案一。

(2) 崩落法+下向進路充填法兩中段強采方案。東區?340 m中段采用無底柱分段崩落法，在階段內自上而下開采，東區?410 m中段采用下向進路充填法，在階段內自上而下開采。然而，東區?410 m中段采用下向進路充填法開采時，并不能從?340 m分段或?354 m分段進行開采，因為這兩個分段的開采都將影響?340 m中段的崩落法開采。此時，東區的開采順序可能有2種方式：一是崩落法開采上中段?312 m分段和?326 m分段，同時從?368 m分段開始采用下向進路充填法開采至?396 m分段，最后回到上部采用崩落法開采?340 m分段和?354 m分段，至此完成東區?410 m中段的開采。此方案以下稱為方案二；二是崩落法開采上中段?312 m分段和?326 m分段后，崩落法開采?340 m分段和?354 m分段，同時從?368 m分段開始采用下向進路充填法開采至?396 m分段，全部回采結束后，完成東區?410 m中段的開采。此方案以下稱為方案三。

2 兩中段強采方案數值計算模型及計算參數

通過收集整理礦區資料，得到了礦山地形圖、階段工程分布圖等，作為建立模型的基礎資料。金山店鐵礦礦體形態為不規則型，為了準確表現礦體和采區狀態，借助于ANSYS數值分析軟件前處理功能建立金山店鐵礦數值計算模型并劃分網格后，再通過接口轉化程序導入FLAC3D進行計算分析，從而實現FLAC3D建模的快速便捷化[8?9]。

建立的模型在長度X方向上取3000 m，寬度Y方向上取1800 m，高度Z方向上取900 m至地表，模型邊界條件采用位移約束，即左右X方向、前后Y方向位移均固定為0，Z方向為自由沉降；底面為全約束，地表作為自由面。在初始應力場的取值上采用原巖應力場和重力場迭加，形成計算中的初始應力場。模型中原巖應力為：最大主應力為南北方向的1.5倍自重應力；次應力為東西方向的0.75倍自重應力。最終生成的模型如圖1所示。

本次計算中，模擬開挖步驟是同一分段幾個礦房或幾個分段一次性開挖，模擬開采是在前一計算步驟的應力分布的基礎上，根據結構整體剛度的改變，施加開采釋放荷載，求解開采后的應力場。

圖1 金山店鐵礦東區礦體模型

中科院武漢巖土力學研究所已經對金山店鐵礦東、西區分別進行了較系統的巖石力學研究，并對礦巖的力學參數進行了分析。故本次數值模擬巖體力學參數采用其推薦的金山店鐵礦東區巖體力學參數值。對于充填體的物理力學參數，采用查閱文獻、類比其它礦山的方法確定，此處選取灰砂比1:4的膠結充填材料的參數值，具體參數見表1。

3 數值模擬結果對比分析

3.1 分步開挖結果分析

建立好礦體模型并施加邊界條件后，首先進行初始化平衡，生成初始應力場環境。然后進行開挖計算分析，便可得到礦(圍)巖各個方向的應力分布圖、位移分布圖、塑性區分布圖等等。對于每種強采方案，選擇代表性的3個開挖步驟進行分析。限于篇幅，只列出方案二分步開挖過程中最大主應力及位移分布圖進行分析。方案二模擬開挖的步驟如表2所示。

表1 金山店鐵礦東區巖體力學參數

表2 方案二開挖步驟

為了觀察分析上下兩階段回采過程中圍巖、采場的穩定性狀況，選取礦體中部最厚的部位，即理論上穩定性較差的區域剖面圖作為研究對象進行分析。其最大主應力、位移變化情況如圖2~圖7所示(圖中壓應力為負，拉應力為正；下向位移為負，上向位移 為正)。

圖2 一步驟開挖最大主應力分布

圖3 一步驟開挖Z向位移分布

圖4 二步驟開挖最大主應力分布

圖5 二步驟開挖Z向位移分布

圖6 三步驟開挖最大主應力分布

圖7 三步驟開挖Z向位移分布

從最大主應力分布圖可以看出，礦體開挖后，礦(圍)巖中應力會發生重分布。由于礦體開挖形成采空區導致原巖中的應力釋放，在空區周圍形成卸壓區及局部的應力集中區。上部利用崩落法回采的區域，在采空區頂板邊角處出現壓應力顯著增大的應力集中區。兩側圍巖及底板處出現壓應力顯著減小并逐漸發展成拉應力的應力降低區。下部利用充填法回采的區域，在底板附近出現壓應力顯著增大的應力集中區，充填體內部及頂板附近形成卸壓區，應力主要表現為壓應力，只在局部表現出拉應力。隨著開挖的進行，壓應力最大值由31.9 MPa逐漸增至36 MPa，壓應力平穩上升，且壓應力集中程度逐漸加劇。

從Z向位移分布圖可以看出，由于開挖的卸載作用，回采區礦體、圍巖會產生上向或下向位移。利用崩落法和充填法回采的區域，都在開挖礦體的頂板處及上盤圍巖區域產生下向位移，在底板處及下盤圍巖區域產生上向位移。隨著開挖的進行，最大下向位移先出現在充填采場頂板附近，由4.4 cm增大至5.7 cm。繼續開挖后，最大位移轉移至上盤圍巖區域，降至3.8 cm，且產生較大位移區域的面積逐漸擴大；最大上向位移值由7 cm逐漸減小至2 cm，且三步驟開挖時變化顯著。由于充填體的力學強度遠遠低于礦巖的力學強度，在受到較大應力作用的情況下，其內部位移變化比較顯著。

綜合來看，方案二中下中段礦體的同時回采，會對上中段礦體及圍巖中應力分布造成一定的擾動，但擾動影響較小，未出現較大范圍的應力集中現象及應力過大現象。最大壓應力值為36 MPa，最大拉應力值為0.49 MPa，都在礦巖極限強度以內；位移整體變化不大，礦體、圍巖Z向位移基本在3 cm以內。上中段采用崩落法回采，上盤圍巖位移較大，可能會自然崩落。下中段充填采場在開挖過程中頂板局部區域下沉位移最大值約5 cm，最終穩定為2 cm。故方案二在回采過程中采場整體上是穩定的，只有局部區域出現位移值略大現象。在安全性上方案二是可行的。

同理，通過對其余2種方案的分步開挖應力及位移分布情況進行分析，可看出方案一、方案三總體上穩定性均較好。通過對回采順序的合理規劃，下中段礦體的同步回采對上中段采場的擾動可以被控制在較小的范圍，可保證兩中段強采方案的安全進行。

3.2 不同方案計算結果對比分析

由于此3種方案回采順序不同，在回采過程中其應力及位移分布情況、變化趨勢又各不相同。為了便于比較3種回采方案的優劣，將其三步驟回采應力及位移變化情況繪制成如圖8~圖11所示的折線圖進行對比分析。

圖8 各方案分步開挖最大主應力變化

圖9 各方案分步開挖最小主應力變化

從圖8~圖11可以看出，3種方案在分步開挖過程中礦巖最大壓應力均在36.5MPa以內，小于礦體平均抗壓強度42MPa、圍巖抗壓強度50~55MPa；最大拉應力均在0.51MPa以內，小于礦體平均抗拉強度2MPa、圍巖抗拉強度3~3.5MPa。方案二除了在二步驟開挖時正向位移稍大之外，負向位移與方案三接近，優于方案一，應力狀態明顯優于其它兩方案，故從開挖過程中主應力及位移狀態變化情況可以看出，三方案對比的優越度為方案二＞方案三＞方 案一。

圖10 各方案分步開挖Z向最大正位移變化

圖11 各方案分步開挖Z向最大負位移變化

為了觀察在分布開挖過程中圍巖的整體穩定性狀態，取3種方案最終開挖完畢后塑性區的分布狀態進行對比分析，如圖12~圖14所示。

圖12 方案一最終塑性區分布

從圖12~圖14可以看出，經過分步開挖后，三方案最終塑性區分布狀態大體上一致，開挖后塑性區均分布在采空區周圍，以剪切塑性區為主，且屈服狀態大部分發生在過去，最終只在兩礦體間圍巖及充填采場上部存在部分剪切塑性區。

圖13 方案二最終塑性區分布

圖14 方案三最終塑性區分布

?354 m分段由于方案一采用充填法回采，而方案二和方案三采用崩落法回采且回采順序不同，故塑性區分布有所差異：方案一沒有出現塑性區；方案二在開挖過程中出現拉伸塑性區及剪切塑性區，但最終開挖完畢后塑性區消失；方案三在開挖過程中出現拉伸塑性區及剪切塑性區，且最終開挖完畢后塑性區仍局部存在，故此處三方案對比的優越度為方案一＞方案二＞方案三。

綜合上述的對比分析情況，從開采安全性方面考慮，初步判斷方案二較優。

4 結 論

根據上述對金山店東區兩中段強采方案的數值模擬分析，可得出下述結論：

(1)3種兩中段強采方案中，隨著礦體的回采，均出現以下現象：采空區(充填區)頂板發生下向位移，底板上鼓，兩側圍巖整體產生向內擠壓的趨勢；頂板及拐角處應力增大，出現明顯的壓應力集中區，圍巖、底板及充填體附近應力減弱，局部出現明顯的拉應力區。數值模擬表明，下階段礦體的同步回采對上部礦巖應力有一定擾動，但未出現大范圍應力集中現象及應力過大現象。

(2) 綜合對比結果表明，3種兩中段強采方案穩定性均較好，在安全性上是可行的。而方案二在分步開挖過程中礦巖最大壓、拉應力值小于其它兩方案且變化平穩，位移變化適中，穩定性更好。故從安全的角度進行評價，方案二為最優方案。

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(2018?08?29)

田 軍(1962—)，男，遼寧建平人，高級工程師，主要從事巖石力學實驗工作。