金属矿山充填开采富水巷道围岩稳定性控制研究

刘建博，陈昌云

（矿冶科技集团有限公司，北京 100160）

地下巷道处于复杂的地质环境中，巷道稳定性是关乎矿山能否正常生产的重要因素，矿体回采后，会引起围岩应力的重新分布，可能会导致围岩发生局部破坏，从而影响巷道的稳定性[1]，准确有效地判断矿体开挖后是否会造成巷道失稳破坏，是当前采矿工程研究的重点课题之一。国内外专家及学者对巷道的稳定性进行了大量的研究。在理论分析方面，牛少卿等[2]、赵毅鑫等[3]、石永奎等[4]分别基于不同的理论方法，对巷道的支护方式、巷道稳定性影响因素、巷道的稳定性预测等进行了研究。在现场监测方面，聂百胜等[5]、刘强等[6]应用微震监测技术对巷道稳定性及其微震时空能量特性进行了研究；李涛等[7]应用空心包体地应力测量方法对巷道受地应力作用时的破坏规律进行了研究。在数值模拟方面，贾照远等[8]、夏德威等[9]、杨宁等[10]、张宁等[11]、WU 等[12]借助FLAC3D、ABAQUS、FLAC2D等软件，针对采动对软岩巷道、矩形巷道的稳定性进行了模拟研究。

随着“两山”理论的提出，充填采矿法以其安全风险低、减少对自然环境的破坏等优势得到了广泛应用[13]，大量学者针对充填采矿法进行了研究，其中，赵兴东等[14]、曹易恒等[15]、许洪亮等[16]针对充填采矿法的采矿工艺进行了研究；宋宏元等[17]、罗来和等[18]针对充填采矿法采场工艺参数进行了研究；罗方伟等[19]、曾佳龙等[20]、邵明伟等[21]分别针对充填采矿法采场稳定性以及采场地压管理进行了研究。

前人对巷道稳定性和充填采矿法做了大量研究，但巷道稳定性研究主要针对不存在地下水的情况，现实中，很多矿山都会涉及到地下水的存在；而充填采矿法的研究也多集中在采矿工艺、采场结构参数优化、采场地压控制等方面，对于充填采矿下巷道稳定性的研究较少。因此，考虑到上述问题，本文基于前人研究成果，考虑地下水存在，采用3Dmine-Rhino-Griddle 软件进行某矿山矿体与巷道建模，以FLAC3D软件进行矿体开挖模拟，研究充填开采矿体开挖对巷道稳定性的影响，为矿山稳定性开采提供理论依据。

1 工程地质条件

研究区域内共有分布在6 个矿体群内的39 个矿体：①号矿体群、②号矿体群、③号矿体群、⑤号矿体群、⑦号矿体群、⑧号矿体群。矿体形态简单，以脉状产出为主，在研究区域内的主要矿体为①-1 号矿体。①-1 号矿体形态简单，以大脉状、大板状、似层状为主，局部呈透镜状和似层状，矿体倾向SE，倾角在40°～55°之间，走向14°～24°，产状稳定，平均厚度30 m，矿体内部基本无脉岩穿插或其他较大构造破坏，构造及脉岩影响程度小，矿体直接上盘为绢英化碎裂岩、绢英岩化花岗质碎裂岩，矿体下盘为黄铁绢英岩化花岗质碎裂岩或黄铁绢英岩化碎裂岩，区域内地下水的补给以地表水为主，通过地表裂隙、岩溶裂隙等途经直接补给地下水，巷道围岩出现渗水现象。

本次开采范围是采矿范围内赋存于119 线以东-115～-165 m 间的矿体，考虑地下水的存在，为防止地表出现沉降，确保巷道稳定性，保障矿体回采过程中人员安全，同时最大限度回采矿体，故本次回采应用的采矿方法为高强度的上向进路胶结充填法。采场沿走向布置，长度50 m，采场高度50 m，宽为矿体厚度，留10 m 长矿柱。根据矿体赋存情况，自上而下进行矿体回采，分为3 个步骤，设计首采中段为-115～-131 m，然后逐次开采-131～-147 m 水平、-147～-165 m 水平。分别分析各矿体回采后-105 m 水平巷道和-120 m 水平巷道位移、应力、塑性区的变化情况，同时，借助监测数据对扰动较大区域进行稳定性分析。

2 矿区模型的构建

2.1 模型

利用FLAC3D软件实现矿体回采模拟，研究渗透压存在情况下矿体回采对巷道稳定性的影响。基于3Dmine、Rhino-Griddle 软件，将矿区矿体、巷道、围岩经过三种软件的不同功能、不同格式的转换、网格划分，最终建成可被FLAC3D软件识别的模型，通过初始条件以及工况的设定，实现矿体开挖的模拟，模型构建流程如图1 所示，模型效果如图2所示，监测点布置如图3 所示。

图1 数值模型构建流程图Fig.1 Flow chart of numerical model construction

图2 数值模型Fig.2 Numerical model

图3 不同水平分段巷道监测点布置图Fig.3 Layout of monitoring points in different horizontal segmented roadways

2.2 基本力学参数

在实际矿山中，由于岩石与岩体尺寸存在差异，同时矿体和围岩的赋存环境有可能存在对其具有腐蚀作用的化学物质以及会受到频繁采动的影响和开挖过程中岩体会受到风化作用等，本文应用Hoek-Brown 强度准则进行岩石力学参数折减，得到最终符合实际矿山的岩石力学参数，见表1。通过查阅矿区资料，得到充填体力学参数，见表2。

表1 岩体基本力学参数Table 1 Basic mechanical parameters of rock mass

表2 充填体力学参数Table 2 Parameters of filling mechanics

2.3 初始地应力的生成

基于前人对矿区地应力的调查，地应力变化均呈线性增长趋势（图4），且具有最大主应力>垂直应力>最小主应力的特点；此外，考虑矿区内赋存大量地下水，故进行渗透压生成。本次模型最深处深度为-240 m，按图4 所示公式进行初始地应力计算，最大主应力为13.046 MPa，最小主应力为4.474 MPa，垂直主应力为7.640 MPa，渗透压力为2.350 MPa。

图4 初始地应力Fig.4 Initial ground stress

3 数值模拟结果分析

3.1 位移分析

结合模拟结果，分别对两水平巷道各步骤回采后的顶板及边帮沉降变形情况进行统计分析，结果如图5 和图6 所示，规定整体变形量大于10 mm 区域为回采过程扰动较大的区域，整体变形量小于10 mm区域为回采过程中扰动较小区域。

图5 -105 m 水平巷道各步骤位移变化规律Fig.5 Displacement change laws of each step in -105 m horizontal roadway

图6 -120 m 水平巷道各步骤位移变化规律Fig.6 Displacement change laws of each step in -120 m horizontal roadway

第一步回采结束后，两水平巷道顶板及边帮均产生了较大位移，-105 m 水平巷道边帮最大沉降变形量为7.49 mm，位于各采场正上方或靠近采场采联位置处，顶板最大沉降变形量为8.32 mm，位于39 线采联端部，原因在于其处于采场正上方中心位置，因此受矿体回采扰动影响最大，而位于矿柱上方的采联或距离矿柱较近的采联，其顶板、边帮沉降变形量均较小，-105 m 水平巷道主巷道由于距离采场较远，其变形量较小，在4 mm 左右；-120 m 水平巷道变化相对-105 m 水平巷道则较小，主巷道由于距离采场较远，其顶板、边帮沉降变形量均较小，在2～3 mm之间，由于在矿体回采完毕后，对与采场连接的采联部分进行了及时的充填，因此控制住了采联沉降变形量进一步扩大，顶板、边帮最大变形量在3 mm 左右。第二步回采结束后，两水平巷道沉降变形量均较第一步回采结束后大幅度降低，-105 m 水平巷道最大沉降变形量增加2.29 mm，-105 m 水平主巷道沉降变形量基本未增大，39 线采联端部沉降变形量最大，边帮沉降变形量为9.78 mm，顶板沉降变形量为9.89 mm，其余各条采联相较第一步回采后基本未产生较大变形；-120 m 水平巷道由于矿体回采结束后及时对空区进行充填以及其距离采场较远，因此未产生较大变形，主巷道顶板及边帮最大沉降变形量仍保持在2～3 mm，各条采联顶板最大沉降变形量在3 mm 左右，分别是位于29 线与37 线之间的采联，其原因在于相较于其他采联，这几条采联距离采场较近，因此所受扰动也较大。第三步回采结束后，两水平巷道的沉降变形量进一步增大，-105 m 水平巷道最大变形量达到11.66 mm，顶板最大沉降位移达到11.6 mm，位于39 线采联端部位置，其余位置变形量增量较小，顶板及边帮变形均小于10 mm；-120 m水平巷道受扰动影响相对较小，其边帮最大沉降位移为3 mm，与第二步回采完毕后相同，而顶板沉降位移有所增加，最大值达到3.48 mm，位于39 线、33 线、29 线采联端部位置。

整体上，随着回采步骤的增加，两水平巷道的沉降变形量均呈逐渐增大趋势，而增加量则呈逐渐减小趋势，由于-105 m 水平巷道39 线采联位于采场正上方，因此其受扰动影响最大，超过了10 mm，在回采过程中应着重关注此处位置，及时采取相应措施控制其变形量的进一步扩大，同时，由于及时对采场进行了充填，避免了两水平巷道变形量的进一步扩大。

汇总各监测点下沉数据可知各监测点沉降变形随回采步骤进行呈现增大趋势，且同步增大（图7）。

图7 位移监测数据Fig.7 Monitoring data of displacement

1）-105 m 水平巷道：监测点1 监测51 线至53 线之间采联端部顶板沉降，第一步回采引起顶板产生较大沉降变形，变形量为1.05 mm，后续回采其变形量呈线性增长，最终稳定在3.48 mm；监测点2 监测45 线采联端部顶板沉降，由于其位于采场正上方的边缘，第一步回采引起其产生急剧下沉，下沉量达5.8 mm，由于采用充填法回采，避免了第一步回采产生更大的沉降变形，第二步回采、第三步回采对其影响较小，但沉降变形量仍持续增加，最终稳定在8.61 mm；监测点3 监测39 线采联端部顶板沉降，由于其位于采场的正上方，其受采动影响最大，第一步回采结束后，其沉降变形量达到7.2 mm，第二步回采、第三步回采对其产生的影响相对第一步回采较小，回采结束后，其变形量达到10.39 mm；监测点4 监测33 线采联中间位置顶板沉降，由于其位于采场正上方的边缘位置，其沉降变形量较监测点3 小，第一步回采结束后，其变形量达到5.8 mm，第二步回采、第三步回采结束后，其变形量最终稳定在8.89 mm；监测点5 监测33 线采场上盘采联顶板沉降，由于其距离采场较远，故矿体回采对其产生的影响相对较小，第一步回采结束后，其变形量为1 mm，回采结束后，其变形量稳定在3.6 mm。

2）-120 m 水平巷道：监测点1 监测47 线采联与主巷道交叉口顶板沉降，由于其距矿房中心位置较远，回采初期，顶板受短暂时间的拉应力影响，出现些许向上的变形，但随着回采的进行，拉应力转化为压应力，顶板由向上的变形转变为沉降变形，最终沉降变形量在第三步回采结束后稳定在2.18 mm；监测点2 监测39 线采联与主巷道交叉口顶板沉降，其变形规律与监测点1 相同，均先产生向上变形，后转变为沉降变形，但由于其距矿房中心位置较近，回采结束后，沉降变形量稳定在2.99 mm；监测点3 监测33线采联与主巷道交叉顶板沉降，随着回采的进行，其最终沉降变形量稳定在2.67 mm；监测点4 监测29 线采联与主巷道交叉口顶板沉降，回采对其产生的影响相对较小，回采完毕后，其最终沉降变形量稳定在1.14 mm；监测点5 监测19 线采联与主巷道交叉口顶板沉降，其变形规律与监测点4 相同，回采结束后，其最终沉降变形量稳定在2.12 mm。

3.2 应力分析

图8 为-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道所受最大压应力与最大拉应力随着回采步骤进行的变化规律。由图8 可知，随着矿体的回采充填，两水平巷道的最大压应力（-105 m 水平巷道：R2=0.998 9；-120 m水平巷道：R2=0.997 71）和最大拉应力（-105 m 水平巷道：R2=0.995 8；-120 m 水平巷道：R2=0.941 06）均呈指数形式增长，其增长速率呈现先增大后减小趋势，但-105 m 水平巷道所受最大压应力和最大拉应力增长速率均大于-120 m 水平巷道，随着矿体回采步骤的进行，对巷道所受最大压应力影响较大，当矿体回采完毕后，两水平巷道所受最大压应力和最大拉应力均达到峰值，其中，-105 m 水平巷道所受最大压应力值为17.8 MPa，最大拉应力值为1.8 MPa，-120 m 水平巷道所受最大压应力值为11.5 MPa，最大拉应力值为0.37 MPa。基于受力可知，-105 m 水平所受最大压应力和最大拉应力已接近巷道围岩的抗压、抗拉强度，压应力、拉应力最大区域位于39 线采联端部位置，其沉降变形也较大，一旦超过抗压强度，必然会导致该位置产生破坏，-120 m 水平巷道所受压应力、拉应力值均较小，且均未超过岩体强度，因此，从受力来看，-120 m 水平巷道保持在稳定状态，综上所述，说明采用充填法进行矿体的开采，可以有效维持围岩的稳定性，避免两水平巷道受到破坏。

图8 各步骤应力变化Fig.8 Stress variation at each step

进一步分析各开采步骤下渗透压的变化规律，选取两水平巷道在各步骤矿体回采结束后所受渗透压最大值进行统计分析，结果如图9 所示。由图9 可知，随着回采步骤的进行，两水平巷道渗透压呈指数增长规律（-105 m 水平巷道：R2=0.999 8；-120 m 水平巷道：R2=0.999 93），渗透压总体呈增大趋势，在第一步矿体回采完毕后，渗透压增大速率较快，且-105 m水平巷道增大速率与增大值均大于-120 m 水平巷道，在后续回采步骤中，两水平巷道渗透压增加速率逐渐减小，在矿体全部回采完毕后，-105 m 水平巷道渗透压为1.72 MPa，较未回采之前，渗透压增加0.82 MPa，-120 m 水平巷道渗透压为1.82 MPa，较未回采之前渗透压增加0.17 MPa。由于矿岩受到回采扰动，导致岩体的孔隙水压力产生应力集中现象，会对巷道稳定性产生严重影响，从而加剧巷道发生失稳的可能性，因此，针对巷道受力及变形较大位置（-105 m 水平巷道29 线、35 线、39 线采联，-120 m水平巷道29 线、33 线、39 线采联），应采取必要加固手段保证其稳定性，避免造成人员和财产的损失。

图9 各步骤渗透压变化Fig.9 Osmotic pressure changes at each step

3.3 塑性区分析

图10 为塑性区随回采变化规律图，在回采过程中以拉伸破坏为主，剪切破坏次之，其中拉伸破坏主要出现在采场上、下盘围岩中，剪切破坏出现在上盘围岩中，两水平巷道附近发生的塑性破坏极少，且主要为拉伸破坏，考虑由于渗透压的影响导致岩体强度降低，部分岩体出现破坏，但破坏范围较小，巷道整体保持稳定状态。拉伸破坏在第一步回采、第二步回采过程中增长较快，在第三步回采过程中增长态势变缓，基本与第二步回采后所产生的塑性区体积相同，剪切破坏在第一步回采、第二步回采过程中增长缓慢，在第三步回采过程中急剧增长。回采结束后应及时对采空区进行充填，避免塑性破坏区域延伸到两水平巷道周围。

图10 塑性区变化规律Fig.10 Change law of plastic zone

3.4 现场位移监测对比

本次监测点布置与-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道数值模拟过程中监测点布置一致，分别监测各步骤矿体回采后相应位置变形情况，监测设备选用单点位移计（图11）。

图11 单点位移计布设Fig.11 Layout of single point displacement meter

在各步骤矿体回采完毕后，提取监测数据，并对数据进行整理，获取稳定后数据，分别得到-105 m 水平巷道、-120 m 水平巷道位移变化规律图（图12）。由图12 可知，随着回采的进行，两水平巷道各监测点位移变化规律均呈现逐渐增大趋势，-105 m 水平巷道变形最大位置出现在监测点3 位置处（39 线采联端部），实际监测沉降变形量为10.5 mm，与模拟数据10.39 mm 相差1%左右，其余监测点变形量与模拟数据相比变化范围均在1%左右；-120 m 水平巷道其最大沉降变形位置出现在监测点2 位置处（39 线采联与主巷道交叉口处），实际监测变形量为2.8 mm，与模拟数据2.99 mm 相比变化6%左右，其余监测点与模拟数据相比变化范围也均在6%左右，由于-120 m 水平巷道整体位移较小，因此，模拟结果与实际变形量相差较小，通过对比模拟数据与实际位移变形监测数据可知，模拟结果监测点沉降变形发展规律及变形量与实际监测数据发展规律及变形量基本吻合，表明通过数值模拟预测的两水平巷道变形量较为合理，因此，在后续回采过程中可在此基础上进行下一步模拟，确保矿体回采过程中两水平巷道处于稳定状态。

图12 位移变形规律Fig.12 Deformation law of displacement

4 结论

1）基于3Dmine-Rhino-Griddle-FLAC3D分析方法，可以对含水矿山矿体回采过程中巷道稳定性进行有效分析，从而为含水矿山矿体回采过程中确保巷道稳定性提供理论依据。

2）分别进行三步骤矿体回采模拟。矿体的回采引起两水平巷道产生沉降变形，随着回采的进行，两水平巷道沉降变形均逐渐增大，每步回采引起的沉降变形量则逐渐减小，矿体回采完毕后，-105 m 水平巷道39 线采联端部沉降变形量最大，为11.66 mm，其余部位沉降变形量小于10 mm；-120 m 水平巷道受扰动相对较小，其最大沉降变形量在3 mm 左右，采空区的及时充填有效地阻止了变形量的进一步扩大。

3）两水平巷道所受最大压应力、最大拉应力随着回采步骤的增加呈指数增长规律，矿体回采完毕后，-105 m 水平巷道所受最大压应力值为17.8 MPa，最大拉应力值为1.8 MPa，-120 m 水平巷道所受最大压应力值为11.5 MPa，最大拉应力值为0.37 MPa，与位移变形位置相对应，两水平巷道所受最大压应力和最大拉应力基本处于稳定状态。随着回采的进行，两水平巷道渗透压均呈现指数增长状态，回采过程中，渗透压较大区域均出现在各个采联两帮位置处，距离采场位置较远的主巷道处，渗透压基本保持初始渗透压状态。

4）结合应力和塑性区分布可知，虽然巷道围岩所受应力并未超过岩石强度，但由于存在渗透压，两水平巷道在拐角位置及部分采联端部位置出现塑性破坏，但塑性区范围较小，表明渗透压对岩石强度存在弱化作用，因此，在-105 m 水平巷道及-120 m 水平巷道变形、受力较大位置应及时采取相应措施，避免在矿体回采过程中造成更大的破坏。

5）通过模拟与实际监测数据对比可知，数值模拟可准确模拟矿体回采过程中两水平巷道稳定状态，数值模拟结果可为含水矿山稳定性开采提供理论依据。