2019, Vol. 40
2. 辽宁省安全科学研究院, 辽宁 沈阳 110004;
3. 汕头大学 工学院, 广东 汕头 515063;
4. 汕头大学 智能制造技术教育部重点实验室，广东 汕头 515063
2. Liaoning Academy of Safety Science, Shenyang 110004, China;
3. College of Engineering, Shantou University, Shantou 515063, China;
4. Intelligent Manufacturing key Laboratory of Ministry of Education, Shantou University, Shantou 515063, China
地下矿产资源开采深度一般为数百米, 随着矿石需求增长、采矿技术的发展, 开采深度会越来越深[1].与此同时, 地下开采导致的岩层移动和地表塌陷问题也日趋严重, 由此带来了社会、经济、环境等一系列问题.
为了研究地下开采对岩层运移的影响, 国内外学者开展了大量研究工作.文献[2-3]考虑各种影响因素, 基于Knothe时间函数, 建立了可以预测开采后地表移动变形的三维影响函数.Baryakh等[4]在概率积分法的基础上考虑并加入时间因素, 提出了动态移动变形的预测方法.一些学者对不同采矿方法下地表移动和沉降规律进行了统计分析[5-7].随着计算机的出现与科学技术的快速发展, 数值模拟法被广泛运用到岩移和地表塌陷问题的研究中[8-9].然而, 已有的研究侧重理论分析与现场监测, 很少采用室内相似材料模型实验, 对缓倾斜中厚矿体的开采导致岩层移动规律研究不足, 数值模拟方法也多采用连续元分析手段, 较少利用可以更真实模拟岩层移动的离散元进行分析.
本文以某金矿缓倾斜中厚矿体开采为工程背景, 利用相似材料模型试验与离散元数值模拟手段开展采矿过程中上部岩层运移规律研究, 所得成果对相似矿体条件的矿山有效控制岩层移动与地表塌陷具有指导意义.
1 工程概况某金矿矿体赋存条件复杂、岩破碎、理裂隙发育, 属于典型的缓倾斜中厚破碎矿体, 矿体平均倾角为35°, 厚度10~15 m, 节理裂隙发育, 矿岩稳固性差, 品位变化不均, 地表不允许陷落.针对矿床开采技术条件, 矿山长期采用小规格机械化上向进路充填采矿法开采, 如图 1所示, 采场沿矿体走向布置, 进路规格3.5 m×3.5 m.
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图 1 进路机械化充填采矿法示意图 Fig.1 Schematic diagram of the approach mechanized filling mining method |
根据现场钻孔摄像、三维节理扫描的结果证实, 矿体上盘岩体受断层影响而极为破碎, 矿体上方的地表存在一条与矿体走向平行的公路, 矿体的开挖及覆岩沉降导致地表出现了裂缝与塌陷, 如图 2所示.
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图 2 某金矿开采导致地表塌陷 Fig.2 Surface subsidence caused by mining in a crtain gold mine |
为了研究该金矿继续下行开采过程中岩层运移规律和地表塌陷问题, 通过FLAC3D对下行开采过程进行数值模拟计算, 三维模型如图 3所示.结合计算结果与工程地质实际情况发现, 该金矿14勘探线剖面位于整个矿体几何中心和开采后地表沉陷的中心.因此, 本文选取14勘探线剖面为原型(图 4)开展大型相似材料模型试验和基于离散元的数值模拟研究, 总结分析缓倾斜中厚矿体充填开采过程中的岩层运移规律.
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图 3 FLAC3D数值计算三维模型 Fig.3 Three-dimensional model of FLAC3D numerical calculation |
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图 4 某金矿14勘探线剖面图 Fig.4 Sectional view of the 14 exploration line of a certain gold min |
选取河砂为骨料, 并加入重晶石粉以改善相似材料的力学特性.考虑到本试验模型较大, 为了使骨料与胶结剂混合均匀, 缩短风干养护时间, 提高效率, 因此试验中也选取石蜡作为胶结剂.根据相似理论, 试验中各相似比之间应满足式(1).
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(1) |
式中:CL为几何相似比; Lp为原型几何尺寸; Lm为模型几何尺寸; Cγ为容重相似比; γp为原型容重; γm为模型容重; Cσ为应力相似比; Cσc为单轴抗压强度相似比; CE为弹性模量相似比; Cσt为抗拉强度相似比; Cc为内聚力相似比; Cε为应变相似比; Cμ为泊松比相似比; Cϕ为摩擦角相似比.应变、泊松比和摩擦角均无量纲, 因此Cε, Cμ, Cϕ均为1.
原型(14线剖面)尺寸为1 200 m×600 m, 选取CL为500, 因此相似材料试验模型尺寸为2.4 m×1.2 m.通过室内力学试验以及Hoek-Brown强度准则获得了原岩物理力学参数, 为了保证相似材料在刚度和强度方面达到相似比的要求, 本研究进行了大量的配比试验, 确定了容重Cγ=1.21~1.55, Cσc=605~775.考虑试验误差, 相似材料的单轴抗压强度最终确定在0.1~0.2 MPa之间, 选取m(砂):m(石蜡):m(重晶石粉)=22:1:2的配比进行相似材料模型试验, 原岩及相似材料的物理力学参数如表 1所示.
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表 1 原岩与相似材料物理力学参数 Table 1 Physical and mechanical parameters of raw rock and similar materials |
如图 5所示流程, 选取2.5 mm粒径的天然河砂, 经过制料、填料和拆料处理后, 得到相似材料试验模型, 其中矿体模型用木块代替, 并按照矿山实际开采阶段划分矿体, 模拟下行充填开采过程.
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图 5 相似材料模型制作过程 Fig.5 Making process of similar materials model (a)—固定粒径筛砂；(b)—融化石蜡; (c)—骨料配比混合; (d)—混合加热搅拌; (e)—装模填料; (f)—预置木块; (g)—胶锤捣实; (h)—分层填料; (i)—成型养护; (j)—脱模; (k)—确定矿体界限; (l)—模型养护. |
按照试验计划, 首先对-30~-70 m阶段进行开采, 模型中开采高度即为8 cm, 开采完成后立即用一定密度的海绵进行充填(图 6b).随后在第二层至第五层的开采过程中, 矿体受到自重应力的作用, 上盘围岩内部应力达到岩体屈服断裂强度, 出现了少许围岩垮落现象, 但由于充填体的存在, 使垮落的围岩覆盖在充填体上, 覆岩内部运移较小, 采动影响尚未传递至地表, 因此在垮落区上方形成了应力平衡拱(图 6f).上覆岩层重力由应力平衡拱传递至下方围岩, 在达到其屈服断裂强度前, 应力平衡拱保持稳定状态.
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图 6 下行开采过程中岩层的破坏与运移 Fig.6 Destruction and movement of rock stratum during downward mining (a)—大型相似材料试验；(b)—第一层开采；(c)—第二层开采；(d)—第三层开采；(e)—第四层开采；(f)—第五层开采；(g)—第六层开采；(h)—第七层开采；(i)—第八层开采；(j)—第九层开采；(k)—第十层开采；(l)—地表出现裂缝. |
随着继续向深部开采的进行, 应力平衡拱向下传递的压力不断增大, 当第六层开采结束时, 充填体上方一定高度岩体发生断裂下沉, 使围岩出现张开破坏(图 6g), 应力得以释放, 此时应力平衡拱向浅部迁移并出现失稳前兆.结合图 7所示的三维光学测量位移云图, 当开采至第七层时, 上覆岩层重力不断向张拉破坏的裂隙尖端处集中, 导致其继续产生张开扩展的大变形现象, 当裂隙发育至上层岩体时, 尖端处集中的应力超过岩体强度, 使上盘围岩部分塌落(图 6h), 塌落的围岩覆盖在充填体上, 应力平衡拱继续向浅部迁移.当对第八至十二层回采时, 深部围岩受到高应力的作用, 继续出现塌落和大变形张开破坏, 并在不同分层出现多个应力平衡拱(图 6k), 而上方应力平衡拱继续向浅部运移, 最终到达地表, 使地表出现张拉裂缝(图 6l).
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图 7 开采至第七层时三维光学测量位移云图 Fig.7 Displacement nephogram of optical measurement at seven level |
根据以上分析, 随矿体向深部开采, 围岩所受应力不断增大, 当达到岩体屈服断裂强度时, 宏观上则出现一定的剪切滑移面和张拉破断面, 应力得以释放, 受到岩体自身强度的影响, 此时出现应力平衡拱并使岩体保持稳定.随着开采深度的继续增大, 应力不断向张拉破断面的裂隙尖端处集中, 导致裂隙继续张开扩展, 并与上层岩体贯通, 使围岩出现较大的折线式破断面.随后, 继续向深部开采的过程中, 上述破坏过程循环出现, 直至应力平衡拱到达地表, 地表出现较大的张拉裂缝.
3 离散元数值模拟分析 3.1 数值计算模型与参数结合矿岩的地质与节理调查, 利用3DEC数值模拟软件建立二维精细化模型.模型长1 320 m, 高660 m, 厚8 m, 提前划分12个分层.通过对不同阶段巷道内15个测点进行三维激光扫描测试, 图 8给出了测点10的节理分布情况.综合测试结果发现, 围岩两组节理比较发育, 产状分别为261°~292°∠74°~82°, 41°~113°∠72°~83°, 此外，还存在一组缓倾节理201°~282°∠18°~43°, 这三组节理的平均间距分别为0.624, 0.434和0.611 m.根据三维激光扫描获得的节理分布规律, 对3DEC计算模型进行节理切割, 得到模型如图 9所示.
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图 8 10#测点节理分布 Fig.8 Joint distribution at 10 # measuring point |
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图 9 某金矿3DEC数值计算模型 Fig.9 3DEC numerical calculation model of a certain gold mine |
根据室内岩石力学实验, 利用Hoek-Brown强度准则估算矿石与充填体数值计算力学参数, 如表 2所示(原岩力学参数见表 1).其中节理面力学参数利用现场监测信息反演获得(表 3):通过在井下巷道布设多点位移计获得围岩变形, 结合钻孔摄像分析围岩内部裂隙开裂情况, 进而确定松动圈范围.然后利用3DEC计算获得开挖后的围岩变形、松动圈深度与节理参数的样本空间, 建立变形值、松动圈深度——节理参数非线性映射关系的进化神经网络模型.最后, 通过现场实测的围岩变形对节理面的法向刚度与切向刚度进行反演, 利用松动圈的深度对节理面的抗剪强度与抗拉强度进行反演.具体方法参见文献[10].地应力测试表明, 矿区范围的水平初始地应力约为3 MPa, 竖直初始地应力约为6.3 MPa, 基本以自重应力场为主.
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表 2 矿石和充填体力学参数 Table 2 Mechanics parameters of ore and filling body |
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表 3 节理面力学参数 Table 3 Mechanics parameters of joints |
1) 该金矿在下行充填开采过程中, 当开采至第三分层时, 地表的沉降不足7 cm, 其中公路处沉降不足3 cm, 沉降范围主要集中在矿体顶部.第六层开采完毕后, 地表沉降量急速增加并超过10 cm, 公路处最大沉降量7 cm左右, 如图 10a所示.由第七层向第十二层开采过程中, 地表沉降发展缓慢, 最终沉降量在13 cm左右, 公路处沉降量超过10 cm, 如图 10b所示.从沉降范围来看, 第一分层至第六分层开采过程中, 岩层沉降范围加速扩大, 岩层快速移动; 至第六分层开采后, 岩层沉降范围增长速度变慢, 并趋于稳定.
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图 10 计算结果 Fig.10 Calculated results (a)—开采充填第六分层位移云图；(b)—开采充填第十二分层位移云图；(c)—地表沉降量曲线；(d)—地表倾斜量曲线. |
2) 图 10c给出了地表沉降量曲线, 由此计算得到倾斜量曲线, 如图 10d所示.可以看出, 开挖第六分层后, 地表部分倾斜量已经达到10 mm/m, 超过《岩土工程勘察规范GB50021—2001》中临界值.因此, 矿体在下行开采过程中, 前期充填体的作用可以有效抑制岩层移动和地表塌陷, 但进入深部后, 继续下行开采便会出现明显的岩层移动和地表塌陷问题.
3) 根据数值模拟结果与沉降量曲线可以发现, 矿体下行开采过程中, 岩层移动角前期呈减小趋势, 移动范围逐渐增大, 到第六分层开采完毕后, 岩层移动角呈加大趋势, 移动范围趋于稳定.
由此可见, 深埋矿体的开采对于上覆岩层及地表移动的影响范围较浅埋矿体的采动影响小, 且全部采矿完毕后, 岩层整体沉降以筒型陷落为主.
4 结论1) 大型相似材料模型试验和数值模拟结果显示, 充填开采能有效抑制地表塌陷和岩层移动, 使地表沉降范围集中在矿体顶部且沉降中心随下行开采过程中向矿体中心移动.
2) 缓倾斜中厚矿体下行充填开采过程中, 浅部岩层的移动范围持续增大并传至地表, 开采至某一深度后, 岩层移动范围趋于稳定, 深埋矿体的开采对上覆岩层移动范围的影响较浅埋矿体的采动影响小.
3) 岩层移动塌落的角度随开采深度的增加先由大变小, 开采至某一深度后, 角度再由小变大, 最终沉降以筒型陷落为主.
致谢 感谢中钢集团马鞍山矿山研究院丁成功工程师为模型试验和数值模拟提供的指导与帮助！
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