基于誘導冒落開采的強制崩落區(qū)范圍確定方法

馬姣陽 陳生鑫 魏殿恩 張慶嵩

(1.華北理工大學礦業(yè)工程學院,河北 唐山 063210;2.河北省礦業(yè)開發(fā)與安全技術重點實驗室,河北 唐山 063210;3.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083;4.北京交通大學土木建筑工程學院,北京 100044;5.東北大學資源與土木工程學院,遼寧 沈陽 110819)

誘導冒落采礦法作為一種技術要求高、大規(guī)模開采方法,其生產(chǎn)能力甚至可以與露天采礦法媲美,是目前乃至未來幾十年中開采低品位、深埋中厚以上礦體的最理想方法之一。該法實質是通過人為的開掘措施工程[1],促使誘導冒落區(qū)(簡稱誘導區(qū)或冒落區(qū))礦體形成冒落條件,即礦體底部達到一定的暴露面積,在重力和內部應力共同作用下,冒落區(qū)礦體內原生節(jié)理擴展、貫通,最終以礦塊的形式發(fā)生冒落,達到礦體回收和形成覆蓋層的目的。

該采礦技術歷經(jīng)西石門鐵礦南區(qū)[2]、桃沖礦業(yè)公司盲礦體[3-4]、書記溝鐵礦[5]、北洺河鐵礦[6]等多個礦山的應用和完善已日臻成熟。2002～2005年,北洺河鐵礦利用第一分段進路回采提供的空間,誘導上部頂板礦石、圍巖先后自然冒落,形成誘導冒落與強制崩落相結合的無底柱高效采礦方法,開創(chuàng)了投產(chǎn)1 a零7個月即達到設計生產(chǎn)能力的國內最好紀錄。此后和睦山鐵礦[7]、小汪溝鐵礦[8]在生產(chǎn)中進一步完善并擴展了該采礦方法的應用范圍,均實現(xiàn)了安全高效的開采目標,取得了良好的經(jīng)濟效益。伴隨其應用取得成績,該法的相關理論研究也有了進一步的進展,李海英等[9-10]利用誘導冒落技術控制掛幫礦地采巖移,根據(jù)采空區(qū)冒落過程,建立了采空區(qū)冒落誘發(fā)地表塌陷范圍的計算方法。任鳳玉等[11-12]針對復雜條件下不規(guī)則空區(qū)圍巖冒落時空演化特征,提出了一種空區(qū)圍巖冒落范圍預測方法;通過非連續(xù)變形分析方法研究了不同邊坡巖體結構下,誘導冒落法回采掛幫礦時引發(fā)的邊坡失穩(wěn)過程。胡穎鵬等[13]結合極限平衡分析方法,揭示出崩落法開采擾動下高陡邊坡漸進破壞的規(guī)律,利用誘導冒落控制技術實現(xiàn)了塌陷坑有序承接邊坡滑移體。伴隨對冒落控制的研究逐步深入,該法聚焦于急傾斜破碎中厚礦體開采方面的試驗研究,馬姣陽等[14]在分析此類礦體可冒性基礎上,提出了進路誘導冒落法開采方案,在處理近礦體中小空區(qū)基礎上,取得了較好的工業(yè)指標。但在現(xiàn)場試驗過程中,崩落區(qū)范圍若選定不合理,極易引起周邊巖體在回采中先于礦體冒落,增加混巖率。

為此,以某鐵礦急傾斜中厚礦體誘導冒落法開采條件為工程背景,在確定崩落區(qū)主要參數(shù)及開采方式基礎上,采用數(shù)值模擬的方法,構建急傾斜破碎礦體的動態(tài)開采模型,通過改變崩落區(qū)剖面形式,研究不同埋深條件下崩落區(qū)開采過程中誘導冒落礦體的致冒機理,依此形成強制崩落區(qū)確定方法。

1 動態(tài)連續(xù)開挖模型的構建

1.1 工程背景

該礦礦區(qū)內共有8條鐵礦體,Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ號礦體規(guī)模較大,Ⅰ號礦體是北區(qū)的主礦體,是本次研究礦體。該礦體厚度8～10 m,呈層狀分布,傾角多為70～85°,整體穩(wěn)定性較差,礦石密度約為3.56 t/m3,普氏硬度系數(shù)為8～14,松散系數(shù)1.75。回采過程中,由于礦體破碎,切割難以形成,在已施工工程中,切割工程不到位,從而影響后排炮孔爆破效果,形成了多個形狀各異的小空區(qū)。這些小空區(qū)極易受巖層擾動、地應力影響,不斷地發(fā)展變大并冒落垮塌積壓更多的礦石,嚴重影響了礦山的正常回采工作,對礦山地下工作人員安全造成了一定的風險隱患。因此,采礦方法也由階段礦房法改為誘導冒落法。但介于如何更有利地誘導冒落區(qū)礦體冒落回收,提高回采率,依舊需要進一步地確定崩落范圍。

1.2 崩落區(qū)采幅、崩落高度確定

通過現(xiàn)場調研及臨界冒落跨度理論計算,該礦體的可冒性良好,且臨界冒落跨度小于6.5 m,滿足誘導冒落條件。此外,考慮礦體冒落后的采場礦石流動問題,結合回采過程中冒落礦石塊度、濕度,通過結拱實驗分析,不結拱的跨度約9 m。因此,崩落區(qū)采幅取兩者的最大值,不應小于9 m[15],故結合礦體厚度,模擬的采幅選擇為10 m。空區(qū)高跨比即為采空區(qū)截面高度與寬度之比,誘導冒落采礦過程中,拉底崩落空間需要為上方冒落礦體提供足夠緩沖層及冒落空間,綜合考量國內代表性的崩落法礦山選取數(shù)值模型的拉底高垮比為2.5∶1[15],崩落高度定為25 m。

1.3 崩落區(qū)剖面主要形式

為了探究誘導冒落礦石的最佳冒落效果,能夠使礦體在最短時間內發(fā)生持續(xù)、穩(wěn)定的冒落,從而可實現(xiàn)破碎礦體的安全高效回采。因此,在不改崩落高度的條件下,通過爆破技術對崩落剖面形狀進行控制,即崩落下盤側部分圍巖,通過邊孔角控制爆破范圍,盡可能使誘導冒落區(qū)礦石較多處在預測冒落線內,同時減少崩落巖石基礎上,增加隅角的尖銳程度,降低誘導冒落區(qū)礦體的支撐條件,改變其受到的應力狀態(tài)致其冒落。此外,結合急傾斜空區(qū)冒落及頂板巖體應力分布規(guī)律,少崩落部分礦體,即通過改變上盤側炮孔長度,使崩落區(qū)域上盤側礦體,通過自身拉應力破壞達到自行冒落。由此本研究共設計3種崩落剖面見圖1。

圖1 75°礦體傾角的崩落剖面Fig.1 Collapse profile of orebody with 75° dip angle

1.4 崩落區(qū)開采方式

崩落區(qū)可采用從礦塊中部切割拉槽或由礦體端部切割拉槽方式進行開采。為了更好地實施誘導冒落,應將切割工程盡可能布置在最易破壞礦體下方,并以其為中心向四周不斷擴大崩落面積,利用爆破震動互相擾動因素,增加上層誘導冒落礦體內部裂隙程度,降低其抗拉強度,實現(xiàn)最佳的礦石冒落效果[16-17]。鑒于該礦段整體相對規(guī)則,礦體破碎易崩,因此,選擇采用從礦塊中部切割拉槽的方式,從礦塊中部開切做切割巷道,然后向兩端同時開采方式,炮孔排距2～2.5 m,見圖2。

圖2 由礦塊中部向兩端開采方式Fig.2 Mining method from the middle to both ends of the block

1.5 模型的構建及不同采深的應力取值

根據(jù)現(xiàn)有階段的地質資料及動態(tài)模擬目標,建立礦體三維動態(tài)開挖模型。礦體呈層狀分布,模擬傾角為75°。模型南北方向長120 m,東西兩端間距厚度為60 m,整個模型高度為85 m,礦塊高度為50 m,崩落區(qū)高度為25 m,寬度為10 m,模型由礦體中部向兩端爆破開采,開采4排炮孔作為1步模擬開挖,即10 m,分5步開采完成。為了開挖層運算結果較高的準確性,加強主要分析區(qū)域(空區(qū)圍巖及頂板)的網(wǎng)格密度,其余部分網(wǎng)格適中,模型網(wǎng)格共計205 250個節(jié)點,338 483個單元,如圖3(a)所示。結合已測地質資料及力學實驗對模型進行賦值,模型參數(shù)見表1。

表1 動態(tài)開挖模型材料參數(shù)Table 1 Dynamic excavation model material parameters

圖3 動態(tài)開挖模型網(wǎng)絡及主要監(jiān)測點位Fig.3 Dynamic excavation model network and main monitoring points

誘導冒落區(qū)礦體整體遵循拱形冒落機理,為了更好探尋3種崩落剖面下開采過程中頂板巖體冒落機理,沿Ⅰ—Ⅰ′截面以拱形狀在礦巖體內布置10個監(jiān)測點,沿Ⅱ—Ⅱ′截面上以拱形狀設置監(jiān)測點10個,2個截面的主要監(jiān)測點位見圖3(b)、(c),由此監(jiān)測3種方案下頂板巖體應力分布及破壞情況。

為探究不同采深對崩落區(qū)開采過程中的影響,改變地應力,分析其對崩落區(qū)的影響性,深地平均水平應力與深地垂直應力均呈增加趨勢。E.T.Brown和E.Hoke[18]兩位學者歸納總結了世界各地區(qū)地應力的測量結果,即深地垂直應力σv隨深度H變化的規(guī)律:

依據(jù)大量理論分析及工程實際可知,隨著采深的增加平均水平地應力與垂直地應力的比值k呈逐漸減小趨勢,見式(2)[19]。k值一般為0.5～5.0,大多數(shù)為0.8～1.5。不同巖性的硬巖、軟巖等兩者比值判別式不盡相同,但都滿足該規(guī)律。國內常以k=1作為地下深部與淺部的分界線。

趙德安等[20]基于大量國內實測數(shù)據(jù),分別擬合了巖漿巖、變質巖、沉積巖等多種常見巖層的深地水平平均應力。E.T.Brown等研究的深地垂直應力變化曲線和趙德安等研究的變質巖深地擬合曲線能夠很好地解釋初始應力的變化情況。為此,結合式(2)與式(3),作為增加模型初始邊界應力條件的計算曲線,參考國內地質情況相似巖層的礦山資料[21]對數(shù)值模型進行不同深度的賦值,邊界賦值情況見表2。

表2 初始邊界應力條件模擬賦值Table 2 Initial boundary stress condition simulation assignment

2 基于連續(xù)開挖模型崩冒范圍確定

2.1 應力分布情況隨開挖過程的變化

不同類型崩落剖面模型在開挖過程中垂直應力的變化結果差別較小,且水平應力及最大剪切力隨動態(tài)開挖規(guī)律性變化不明顯。故選取常規(guī)崩落模型的Ⅱ—Ⅱ′截面監(jiān)測的垂直應力結果進行分析,如圖4所示。

圖4 常規(guī)崩落模型動態(tài)開挖過程Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應力Fig.4 Conventional collapse model dynamic excavation process Ⅱ—Ⅱ′ section vertical direction stress

由圖4中監(jiān)測點數(shù)據(jù)可知,隨著崩落區(qū)的開采,所形成的空區(qū)上盤圍巖及頂板的垂直方向應力減小,而兩側崩落區(qū)礦體和上下盤承壓巖體的垂直應力急劇增加,承擔開采部位所應承擔的垂向應力。該現(xiàn)象在監(jiān)測點1-4(27.5,30,40)點較為明顯。在第1～3步開挖時,監(jiān)測點1-4(27.5,30,40)處作為承壓礦區(qū)垂直應力逐漸增大。在第4步開挖后,該點對應的下方崩落區(qū)礦體被開采,不再作為承壓礦體,垂向應力急劇下降。

由常規(guī)崩落模型Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應力云圖及監(jiān)測信息可知:在整個動態(tài)開挖的過程中,垂向應力重新分布,主要會形成應力降低區(qū)、應力增高區(qū)和原巖應力區(qū)3個應力區(qū)域[22]。開挖的卸載作用致使崩落區(qū)礦體及圍巖壓應力增大。開采形成的空區(qū)上方應力減少,底板甚至會出現(xiàn)應力集中現(xiàn)象[23-24]。由圖5可知,空區(qū)上方豎向應力變化在水平分布上均出現(xiàn)3個區(qū)域:空區(qū)中心上端為相對受拉區(qū),空區(qū)中心兩端及下端為相對受壓區(qū)。隨著開采的進行,空區(qū)形狀由“窄高”向”寬矮”過渡,應力集中系數(shù)逐漸增加,但趨勢增加幅度逐漸減小。誘導冒落區(qū)礦體應力釋放系數(shù)逐漸增大,崩落區(qū)未崩落礦體的承壓能力隨著空區(qū)擴大而逐漸達到極限[25]。空區(qū)臨界失穩(wěn)的破壞因素逐漸發(fā)生改變,由原來的崩落區(qū)側壁切落向崩落區(qū)拉剪破壞轉化[26]。

圖5 常規(guī)崩落模型動態(tài)開挖過程Ⅱ—Ⅱ′截面垂直方向應力云圖Fig.5 Stress clouds in the vertical direction of sectionⅡ—Ⅱ′ during dynamic excavation of conventional collapse model

在整個開挖過程中。承壓巖體的垂直應力隨著空區(qū)的開挖而逐漸增大。空區(qū)上盤在應力降低達到最小值時,甚至會反向出現(xiàn)拉應力。此刻未崩落區(qū)極易受拉致裂破壞。

2.2 應力分布及擾動破壞情況受崩落剖面形狀的影響

選取常規(guī)崩落、增加崩落隅角和減少部分崩落3種不同的崩落剖面的模型實驗方案的第五步動態(tài)開挖后,對Ⅰ—Ⅰ′截面的垂直應力、水平應力、剪切應力及擾動破壞云圖進行比較分析。

對比表3中75°動態(tài)開挖模型第5步Ⅰ—Ⅰ′截面(a)、(b)、(c)3種崩落剖面形式結合破壞分布分析可發(fā)現(xiàn),在上盤側多開隅角會提高其空區(qū)上方礦體的擾動破壞程度,有助于上部礦體誘導冒落,而在垂直及水平拉應力較大區(qū)域少崩落礦體,則會減緩其部分礦體受擾動的破壞情況。上盤圍巖的破壞程度降低,不利于誘導冒落空區(qū)上方礦體。

表3 動態(tài)開挖中Ⅰ—Ⅰ′截面垂直應力及最大剪切應力變化Table 3 Variation of vertical stress and maximum shear stress in Ⅰ—Ⅰ′ section in dynamic excavation

對比每次開挖后的新增破壞情況,可視作此次開挖步驟中礦巖的擾動破壞情況。由此可知不同形狀崩落剖面的圍巖和需誘導冒落礦體的擾動破壞情況有較大差別。增加崩落隅角導致其上部礦體失去支撐力,即在區(qū)域內增加了空區(qū)的水平跨度,提高了其冒落概率。減少崩落部分礦體更多的依靠水平及垂直拉應力的集中致使礦體破壞冒落。對于提高誘導礦層冒落能力來說,增加崩落隅角的剖面形式更優(yōu)。

2.3 應力分布受采深的影響

200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應力的變化如圖6所示。隨著采礦深度增加,監(jiān)測點最大剪切力監(jiān)測值如圖7所示。

圖6 200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應力變化圖Fig.6 Shear stress variation diagram of sectionⅡ—Ⅱ′ at a mining depth of 200 m

圖7 監(jiān)測點受剪切應力隨著采深變化Fig.7 Variation of shear stress with mining depth at the monitoring points

200 m開采深度下Ⅱ—Ⅱ′截面剪切應力顯著增加,隨開挖的進行,剪切應力以“橢球形”向外部巖體擴張,剪切應力峰值集中于開挖區(qū)底部。由圖7可見,監(jiān)測點1-1在5步開挖過程中均在剪切滑移線范圍內部,故沒有出現(xiàn)剪應力峰值突增現(xiàn)象;監(jiān)測點1-2、1-3分別在第1步、第3步開挖時位于剪切滑移線上,此時監(jiān)測點的剪應力峰值會大于其他開挖階段的峰值;監(jiān)測點2-1、3-1、4-1在不同開挖階段均靠近剪切滑移線,剪應力峰值會處于較高水平。剪切滑移線的范圍是影響剪應力大小的主要原因。監(jiān)測點最大剪切應力受與開挖區(qū)域間距的影響,處于滑移圈的剪應力明顯大于其他范圍,深度的增加相應地也增加了剪應力峰值的大小。監(jiān)測點4-1在各個開挖階段沒有出現(xiàn)在剪切滑移線上的情況,最大剪切應力隨采深的增加而增加,且增加幅度也隨之增加。就垂直應力及水平應力而言,其常值受深度影響呈現(xiàn)規(guī)律性階梯型增長,趙德安等[20]對實測地應力場分布規(guī)律統(tǒng)計分析也得出了相同的成果。

評判誘導冒落采礦法的效果有冒落過程、冒落形式、控制冒落邊界、邊界殘留礦量等指標。考慮最佳的開采崩落截面,主要有以下幾個方面,以本參考礦山工程為例,需要在前期形成持續(xù)穩(wěn)定的礦體冒落,并且盡量使得冒落礦體落于空區(qū)中部,便于放礦回收,形成一個良好的放礦橢球體形狀。崩落剖面圖1(b)空區(qū)在前期便可實現(xiàn)穩(wěn)定大量冒礦。而其后期由于隅角下方受剪切力較大更容易產(chǎn)生巖幫崩落。崩落剖面圖1(c)由于垂直應力等線值逐漸向下方向擴展,且弧形中心也逐漸向下方方向遷移,導致開采前期上盤巖體及上方需冒落礦體受擾破壞較小,整體不如崩落剖面圖1(b)出礦穩(wěn)定。

3 結 論

(1)在誘導冒落區(qū),礦體整體遵循拱形冒落機理。通過結合采幅、崩落高度和開采方式,分析不同崩落剖面形狀條件下的垂直、水平和剪切應力分布及擾動破壞情況,可以確定特定條件下強制崩落區(qū)范圍的最優(yōu)形式。

(2)增加隅角可改變強制崩落區(qū)范圍,促使降低上部礦體所受支撐力,且增加了空區(qū)的水平跨度,提高了其冒落概率。水平及垂直拉應力的集中致使礦體破壞冒落,進而減少崩落部分礦體。在誘導冒落采礦法開采急傾斜破碎中厚礦體過程中,增加崩落隅角能夠有效地提高誘導礦層冒落能力。

(3)剪切滑移線的范圍是影響剪應力大小的主要原因,處于滑移圈的剪應力明顯大于其他范圍,深度的增加相應地增加了剪應力峰值的大小。崩落區(qū)頂板的垂直應力及水平應力的常值受深度影響呈現(xiàn)規(guī)律性階梯型增長。