破碎围岩环境下薄矿脉采场不同支撑方式能量释放规律研究*

王新民，党建东，王晓军，曾 强，刘 健

(1.江西理工大学 资源与环境工程学院，江西省矿业工程重点实验室，江西 赣州 341000；2.安徽铜冠(庐江)矿业有限公司，安徽 合肥 231500)

0 引言

目前国内外对地下开采安全技术的研究越来越重视，针对如何安全开采急倾斜薄矿脉的问题，学者们提出了多种支护方法，如预留原生矿柱、散体人工矿柱、尾砂充填、锚杆支护等。

地下开采过程中常出现高应力集中现象[1-4]，随着开采深度的增加，在岩体结构和开采应力的综合影响下，开采暴露面容易失稳破坏，对后续开采造成了较大的安全隐患；尤其是急倾斜薄矿脉多采用传统的浅孔留矿法上采，各分层放矿滑动导致上下盘岩体沿结构面松脱滑垮，且这一现象随着上采高度的增加将进一步加剧，矿山不得不降低开采高度以保证作业安全，从而损失了大量高品位矿石。预留原生矿柱支撑可以减小上下盘围岩暴露跨度，从结构上实现对围岩稳定性的控制；但由于矿柱分割了回采空间，造成采准工程量成倍增加，同时原生矿柱作为永久性支撑结构导致矿石损失；基于此，有人提出了人工矿柱支护方法。人工矿柱作为地下矿山的一种重要的采场结构，被广泛应用于各类采矿方法中，如房柱法、空场法等。王晓军等[5]通过推导人工矿柱参数的计算公式，得到了回采跨度对矿柱宽度影响较大的结论；在此基础上，王泽江等[6]通过数值模拟对矿柱参数进行了分析优化。针对急倾斜薄矿脉开采，殷亮[7]采用FLAC对不同开采方案进行了数值模拟，结果显示，多层矿脉群采用上向水平分层充填法开采较为安全可靠，通过加固围岩可以减小作业动力扰动产生的岩体位移，从而达到稳定岩体和空区的目的。陈庆发等[8]建立了协同作用力学模型，提出了矿柱失稳的力学表达式，研究了组合结构的变形协调机制。

地下采矿的过程比较复杂[9]，开挖引起的应力二次分布超过围岩强度时将导致采场失稳[10-11]，除了通过顶底板的位移、应力分布变化进行判断之外，许多学者亦从其他方面深入研究了采场失稳或破坏的判据：杨科等[12]研究了大倾角顶板破坏与失稳机理，并通过工程实例得到了验证；杨官涛等[13]提出了采场系统失稳的能量突变准则，通过能量变化判断采场系统是否失稳并证明了其实用性。

针对某矿山采场上采过程中上下盘岩体失稳破坏的问题，本文提出了在矿房中间采用原生矿柱分隔和上采过程分段架设人工矿柱两种技术方案。根据地质调查和室内岩石力学试验结果确定矿岩力学参数，运用FLAC3D软件对不同矿柱支撑作用下的上采过程进行数值计算，从能量的角度对比分析不同矿柱的支护效果，为后续确定采场合理高度与支护设计提供参考。

1 工程概况

以赣南某矿区20#矿脉开采为工程背景，该矿床属于典型的急倾斜薄矿脉群钨矿床。随着开采向中深部延伸，矿岩原生应力增大，使得开采环境不断恶化，大量高品位矿体滞留于复杂的地压环境中，成为难采矿体。矿岩接触带岩体节理发育，板裂化严重，开采次生应力集中区域时易诱发矿岩滑垮、冒落。采用普通留矿法开采时，放矿前，矿石充填于采空区中，支撑了上下盘；放矿后，上下盘失去了矿石支撑，围岩易发生板裂状垮落，致使采幅无法控制，通常整条矿脉只能局部挑采，矿房上采高度仅为20 m左右，开采风险极大，冒顶垮塌现象时有发生(见图1)。

(a)现场板裂状矿岩

(b)放矿时上盘围岩板裂示意图

2 计算模型建立及模拟方案设计

2.1 建立模型

采用CAD-ANSYS-FLAC3D的方法建模[14]。根据矿山资料，采用 AutoCAD 软件建立模型平面图(见图2)，并将其作为可读文件导出，将平面矿体模型导入 ANSYS 软件，依据平面图建立三维立体计算模型。倾斜矿脉上下盘由于节理裂隙较为发育，岩体强度较低，视为软弱岩层[15]，其岩体物理力学参数根据岩体结构面测试和现场调查结果经强度折减后得到。

图2 模型平面图

选取矿山中深部合理范围建立天然工况下对应的三维数值模型，以矿体水平方向为X轴，矿体走向为Y轴，竖直方向为Z轴，模型尺寸为30 m×60 m×90 m。模型由变质砂岩、板岩、石英脉矿岩三种不同性质岩体组成。为了便于观察矿体在开采后上下盘围岩以及矿柱受扰动的变形情况，对不同的岩体采取渐变式网格划分，即越接近矿体网格越细密。模拟分段矿房采矿方法，其中矿脉长30 m，采幅宽1.2 m，高40 m，倾角72°。

2.2 模拟方案

采用传统留矿法对矿脉进行开采，选定的试验采场处于破碎泥化围岩环境中，上下盘岩体与矿体接触带附近结构面发育且岩体破碎。在复杂的地质条件下，为了观察原生矿柱、人工矿柱的支护效果，模拟3种不同支护情况下的上下盘围岩变化状态。根据该难采矿段的实际长度，模拟采场长度为30 m，分别建立以下3个计算模型：

a.模型1。模拟长度30 m的矿脉在无矿柱条件下的开挖状况，矿房沿矿脉走向无矿柱支撑，开采顺序由下至上，为简化计算过程，将上采过程分为4个分段。

b.模型2。在矿房中间采用原生矿柱分隔，为了简化计算，将空区顶板视为弹性梁、矿柱布设于空区中间时，矿柱支护达到最佳效果。根据实际工况要求，在长度30 m的矿脉中间部位选取长度为3 m的原生矿柱[见图3(b)]。由下至上分4段开采，每分层先开采矿柱左端，完成后再开采右端，按分层顺序逐渐上采。

c.模型3。提出了上采过程分段架设人工散体矿柱的技术方案，在矿脉中间部位选取长度为3 m的人工矿柱，每一分层开采完成后，在矿柱位置充入散体矿石作为人工矿柱支撑上下盘，然后继续上采，作为人工矿柱的散体矿石主要来自中部掏槽孔爆破。由于薄矿脉节理较发育，与散体矿柱类似，上采过程中作为人工矿柱的散体矿石处于受压状态，其块度较大，抗压能力与原生矿柱相似，所以将人工散体矿柱相关参数设置为与原生矿柱参数相同的值。

(a)立体图 (b)模型2开采

(c)模型3开采

2.3 模型计算参数的选择

根据具体地质条件，在矿区分布较广并具有代表性的围岩岩体种类分别为变质砂岩、板岩，主要矿石为石英脉矿石。经实验室单轴压缩、抗拉、抗剪等试验测定岩体的相关参数(见表1)。

表1 矿区岩体力学参数

根据矿山岩石实测数据，模拟采场埋深约370 m，属于中等开采深度，处于较高应力条件下，基于Hoek-Brown基本公式，采用0<σ3<0.5σci作为边界条件估算单轴抗压强度。为了得到符合实际工程的力学参数，采用Hoek-Brown准则进行强度折减，然而该准则具有标准不统一的特点，需确定合理的强度折减方案和系数。根据获取的矿山实际岩样，以室内试验得到的岩石物理力学参数为基础、岩体质量评价体系为依据[16]，运用Hoek-Brown准则将参数进行折减修正后，确定合理的强度参数值。

HOEK等[17-18]对Griffith理论及其修正理论进行了分析，对大量岩石三轴试验数据和岩体现场试验结果进行了统计，推导出了岩块和岩体破坏时极限主应力之间的关系式：

(1)

式中：σ1为岩石破坏时的最大主应力；σ3为最小主应力；σci为岩石单轴抗压强度；m、s、a表示与岩性及结构面有关的参数。

m、s表示为RMR(Rock Mass Rating)的函数．按屈服准则[19]表示为

(2)

(3)

IGS=RMR-5,

(4)

式中，mi为岩石材料常数，D为扰动系数，IGS为地质强度因子(Geolocical Strength Index)。

岩体试样受力状态对参数结果有较大影响，在折减过程中，考虑到结构面分布、节理条件等因素，根据RMR体系分类评价方法[16]及某矿山地质资料，按照参数标准评分，得到RMR；按节理分类对其进行修正，使用修正后的RMR将岩体分级，对IGS量化，得到此地质条件下的相关参数(见表2)。因IGS均大于25，故确定a为0.5。

表2 岩体试样相关参数

将Hoek-Brown准则的强度参数和Mohr-Coulomb准则的强度参数作等效转换，确定岩体参数[20-21]，并应用至实际工程中。当σt<σ3<σ3max时，两种强度准则的曲线吻合较好。结合现场地质调查和室内岩石力学试验，经折减得到不同性质岩体的力学参数(见表3)。

表3 折减后的矿岩岩体力学参数

2.4 能量计算原理

岩体在外力作用下会产生变形破坏，所做的功转变为储存于固体内的能量，称为变形能或应变能，其中弹性变形能为外力逐渐减小时固体释放出的部分能量。假设岩体在变形过程中无热交换，根据热力学第一定律[22]：

U=Ue+Ud，

(5)

式中，U为应变能密度，Ue为弹性能密度，Ud为耗散能密度。

在三向应力状态下，各部分能量表示为

(6)

(7)

式中，v为泊松比，E为弹性模量。

根据弹性力学理论，调用数值模拟软件FISH语言，记录应变能与弹性应变能密度变化趋势，对模型的能量演化进行模拟分析。

3 数值模拟结果分析

3.1 采场位移变化分析

模型横向位移云图如图4所示。由图4可知，矿体上盘区域向X正方向移动，下盘区域向X负方向移动，位移分别集中在上盘25～40 m与下盘0～10 m开采高度；上盘位置由于倾角问题受到上部围岩挤压，岩壁产生崩裂滑落，变化区域几乎涵盖了整个开采高度。模型1随着上采高度的增加，横向位移呈线性增加，在开采高度达到40 m时，位移最大变化量达到1.499 mm。模型2的矿柱采取预留原生矿柱，最大横向位移在开采到40 m时变化范围在0.30～0.48 mm，变化较小。模型3先将原生矿柱开采完成，之后填入与其强度相同的人工矿柱进行模拟，其位移变化小于模型1，大于模型2。3个模型随着开采高度的增大，上下盘向水平方向均发生了不同程度的位移，变化的趋势基本相似，随着不断向上开采，横向位移逐渐增大。

模型纵向位移云图如图5所示。由图5可知：位移变化区域分布在采空区的整个上下盘，较为规律，局部位置下方受更深部岩体的影响，底部出现正方向的位移，向上拱起，而上方受岩体及其自重的影响出现向下的位移，并逐渐向上下盘的岩层扩散；下盘受更深岩体的挤压，表现出向上移动的趋势。模型上盘纵向位移等值线如图6所示。结合图5、图6可知：模型1位移集中扩散分布在上盘中上部位置，最大位移变化量约为5.459 mm，范围遍及整个围岩区域；模型2、3中由于30 m跨度正中心有3 m矿柱，降低了采场跨度，位移变化量分别降至2.643、4.421 mm。综合图4-图6可知：3个模型在上采前期一二段开采时，位移变化量较小；当上采至三四段区域后，位移产生了较大的变化；说明当上采高度超过一半以后，上下盘岩体开始向临空面产生位移；相对于模型1，模型2、3在矿房中间增加了矿柱支撑结构，产生明显位移的区域大幅缩小；模型3采用人工矿柱支撑，其发生主要位移的区域和位移均小于模型1。

(a)模型1 (b)模型2 (c)模型3

(a)模型1 (b)模型2 (c)模型3

(a)模型1 (b)模型2 (c)模型3

3.2 能量变化分析

模型的应变能变化曲线如图7所示。由图7可知：一二段下中部开采时，3种方法能量释放和再平衡的时间相近；但随着上采高度的增加，3种支护方式下的应变能变化曲线出现偏离；利用原生矿柱作为支撑结构的矿房能量释放明显减少，且再平衡时间缩短；随着上采高度的继续增加(第四阶段)，采用人工矿柱作为支撑结构的矿房与原生矿柱支撑的矿房能量释放逐步接近，均小于未设置支撑矿柱的矿房。综合分析可知，随着开采的进行，模型整体释放能量呈线性增加，并且随着后续开采，3个模型曲线由开始的几近重合到开采完成释放能量曲线的明显偏离，说明岩体破坏的变化与能量变化密切相关。通过能量计算分析的方法，可以很容易判定不同支护方式的优越性。

图7 应变能变化曲线

由图7可知，能量变化差异主要出现在三、四段开采的位置，选取三段(20～30 m)开采并给出各关系曲线(见图8)，各模型的能量变化见表4。

图8 三段开采应变能密度、应力与应变关系曲线

表4 各模型随开采的能量变化

由图8(a)可知：每段开采后，岩体受到挤压而出现变形，此时应变最大，开采完成后，曲线趋向水平，模型逐渐稳定，应变也不再变化；在这个过程中，施加的应力(外力)做功，转变为储存在岩体内的能量；当变形逐渐减小后，岩体释放能量做功，模型2的能量拐点略小于模型1、3的能量拐点，释放的能量变化也为最低。由图8(b)可知，模型2的竖直应力最小。结合图7、表4，在一段开采后，模型3尚未形成人工散体矿柱，3个模型的曲线几乎重合；在二、三、四段开采过程中，模型2、3明显降低了能量的释放，且模型2原生矿柱状态下的应变能密度远小于模型1、3，说明模型2、3比模型1在开采结束后上下盘岩体将会更快稳定。另一方面，基于能量变化的分析虽然在一定程度上避免了围岩在次生应力下失稳破坏的位移、应力、应变之间的复杂关系，但并未考虑围岩失稳垮落坍塌后的变化，存在一定局限性；且每段开采后，应变增加而应力几乎无变化，考虑可能是发生了蠕变。基于能量法的地下开采围岩支护方法还有待进一步研究。

4 结论

a.根据模拟结果，以无矿柱开采为对照组、原生矿柱支护与散体人工矿柱支护为实验组，通过减小回采跨度，提高了整个采场结构的稳定性，原生矿柱支护稳定性最高，散体人工矿柱支护次之，两种支护方式均有效提高了回采的安全性。

b.对急倾斜薄矿脉开采时的围岩的3种支护方式模拟研究的结果表明，3个模型随着开采高度的增加，上下盘向水平方向均发生了不同程度的位移，变化趋势基本相似；从数值上分析，3个模型的横、纵向位移最大值约为5.549 mm，位移变化量在可控范围内；从变化区域分析，位移产生较大变化的位置集中在三四段(20～40 m)开采区域；综合分析后可知，3个模型三四段位置上下盘围岩均出现了较小程度的滑垮和冒落。

c.FLAC3D数值模拟方法借助编程语言可直观、量化地显示开采前后的能量变化，随分段开采的进行，岩体释放的能量也随之增大，能量变化具有一定的规律性，且上采达到一定高度后模型之间表现出了差异性；其中模型2预留原生矿柱释放的能量最小，模型3次之，在上采后期，二者能量释放逐步接近；结合位移变化情况分析，预设原生、人工矿柱对围岩的控制效果达到了矿山设计要求。且模型3矿房回采结束后，可以通过人工溜井回收矿石，矿石损失率较小。同时，作为矿柱的散体矿石来自回采过程，不影响整个采场人行井与回风线路的布置。因此，建议采用人工散体矿石作为支柱支撑矿房。