石英脈型急傾斜極薄黑鎢礦機械化 開采采場跨度優化研究

楊植根，郭恭祥，葉光祥

(1.江西盤古山鎢業有限公司， 江西 于都縣 342311； 2.贛州有色冶金研究所有限公司， 江西 贛州市 341000)

0 引言

某礦石英脈型急傾斜極薄黑鎢礦屬氣化高溫熱液裂隙充填礦床，采用上向進路充填法開采礦脈帶。受成礦裂隙成組成帶分布影響，頂板礦、巖交替呈現，巖體穩定性較差，而采場跨度成為制約開采穩定性關鍵問題。

業界普遍以理論計算和數值模擬[1-2]的方式進行采場跨度的計算和優化，常用的理論計算方法有Mathews穩定性圖表法[1]、簡支梁[2]、懸臂梁[3]、工程跨度經驗公式[4]等，常用的數值模擬軟件有FLAC3D[5-7]、ANSYS[8]等。李小松等[9]基于假頂薄板理論得到了大跨度充填體假頂應力表達式；劉暢等[10]基于極限分析原理認為：長跨比＞2時，頂板安全厚度取決于跨度的大??；高謙等[11]、薛一鳴[12]則分別分析了大跨度采場失穩形式及失穩因素閾值。

本文通過RMR值和工程巖體分級標準進行了采場跨度初步設計，并在此基礎上，選取了5組不同采場跨度，進行數值模擬穩定性分析，重點分析了采場應力、變形及破壞特征，最終得到最優采場跨度。

1 巖體分級

該石英脈型黑鎢礦圍巖為變質石英砂巖。巖體Q值為20.5，巖體力學參數見表1。

表1 變質石英砂巖力學參數

RMR與Q系統分級方法是目前普遍使用的巖體分級方法，許多學者總結出了兩者之間相關性的經驗公式，見表2。

表2 RMR與Q分類相關關系式

根據以上經驗公式，將Q值代入計算，得到RMR平均值為71，如圖1所示。按照RMR巖體質量分級標準（見表3），該巖體為II級巖體。

2 巖體分級法

2.1 根據RMR值判斷采場最大跨度

圖2所示為根據RMR分級結果統計得到的無支護跨度與穩定時間圖表。根據RMR穩定性經驗 圖表，當RMR值為71時，最大無支護跨度約為17 m，此時穩定時間不足2個月；當無支護跨度為 12 m左右時，穩定時間約為2個月；隨著無支護跨度的減小，穩定時間增加。

圖1 RMR與Q轉換計算結果

表3 RMR巖體質量分級標準

2.2 根據《工程巖體分級標準》判斷采場最大跨度

根據《工程巖體分級標準》中關于地下工程巖體自穩能力的描述，當巖體質量等級為II級時，跨度小于10 m時，可長期穩定，偶有掉塊，跨度為10～20 m時，可基本穩定，局部可發生掉塊或小塌方。各巖體等級自穩能力見表4。

圖2 基于RMR巖體分級的無支護跨度穩定性圖表

表4 地下工程巖體自穩能力

2.3 小結

依據RMR無支護跨度穩定時間經驗圖表得到采場無支護跨度為17 m時，穩定時間不足2個月，無支護跨度為12 m時，穩定時間約2個月左右；依據《工程巖體分級標準》中關于地下工程巖體自穩能力的描述，II級巖體跨度小于10 m時，可長期穩定，跨度10～20 m時，可基本穩定。

綜上所述，兩種方法判斷的采場自穩跨度范圍基本一致，兩者綜合考慮，選取采場最大自穩跨度約為10 m。

3 數值模擬法

采用FLAC3D軟件計算不同跨度采場穩定性，通過建立不同采場跨度模型，設置相同的邊界條件與初始條件，根據巖體分級結果對巖體參數進行賦值，最終通過計算對比的方式驗證并確定采場自穩跨度。

3.1 模型建立

根據巖體分級法確定的采場自穩跨度范圍，建立5種采場跨度尺寸，分別為5 m、7.5 m、10 m、12.5 m和15 m。礦體為急傾斜礦體，因此采場高度對開采影響較小，此處采用控制變量法，統一采場高度為5m。由此建立了5種三維數值模擬模型，各模型網格與節點數量約30萬個左右，模型如圖3所示。

3.2 初始條件

礦山設計開采最深深度-120 m，建立該深度條件下自重應力產生的初始應力條件。礦體模型邊界條件為：模型X法向平面施加X向約束，Y法向平面施加Y向約束，模型底面為固定約束，頂面為應 力邊界條件，施加上覆巖層重力。

圖3 5種不同跨度三維數值模型

3.3 計算結果分析

3.3.1 應力變化特征對比分析

圖4為采場圍巖最大主應力云圖。不同跨度采場圍巖的最大主應力分布規律相似，采場四周圍巖為應力釋放區域，采場側幫圍巖一定深度為應力集中區域。采場開挖后，上部覆巖荷載轉移至采場兩側，于是在采場兩側圍巖深部形成應力集中區域。

采集采場圍巖內最大主應力數據，繪制采場圍巖最大主應力隨深度的變化曲線，結果如圖5、圖6所示。圖5為采場頂板圍巖內最大主應力隨深度的變化曲線，不同跨度采場間曲線均呈現先增大后減小，而后逐漸趨于穩定的趨勢，且不同跨度采場頂板淺部最大主應力大致相同，為3～4 MPa。但不同跨度采場最大主應力大小及其位置有著明顯差異。采場為5 m跨度時，頂板圍巖最大主應力極值為13 MPa，分布深度為2.8 m；7.5 m跨度時，最大主應力極值為12.3 MPa，深度3.6 m；10 m跨度時，最大主應力極值為11.4 MPa，深度4.7 m；12.5 m跨度時，最大主應力極值為11 MPa，深度6.5 m； 15 m跨度時，最大主應力極值為10.5 MPa，深度7.5 m。隨著跨度的增加，采場頂板圍巖應力擾動深度逐漸增加，表明更深部的圍巖體發生變形。圖6所示為采場側幫圍巖最大主應力隨深度變化曲線。不同跨度采場側幫應力集中深度差別不大，主要分布在3～4 m深的位置，最大主應力極值與采場跨度呈正相關。

圖4 不同跨度下采場圍巖最大主應力云圖

圖5 采場頂板圍巖最大主應力變化曲線

采場頂板與側幫的應力曲線說明，該巖體條件 下，采場開挖造成的圍巖體擾動主要發生在采場頂板，隨著采場跨度的增大，頂板擾動越大，側幫擾動無明顯變化。

圖6 采場側幫圍巖最大主應力變化曲線

圖7為采場圍巖最小主應力分布云圖，采場四周圍巖應力減小，向深部逐漸增加。采集采場頂板拉應力最大值，繪制拉應力值隨采場跨度的變化曲線，如圖8所示。巖石材料是一種抗壓不抗拉的材料，因此采場頂板實際拉應力值越低越好。隨著跨度的增加，采場頂板拉應力增大，在10 m跨度時 出現了急增的情況，各模型拉應力由0.04 MPa增加至0.16 MPa，小于巖體抗拉強度0.17 MPa。

圖7 不同跨度下采場圍巖最小主應力云圖

圖8 采場頂板最大拉應力變化曲線

3.3.2 變形特征對比分析

圖9為不同跨度下采場圍巖位移云圖，采場開挖后，頂板圍巖受上覆荷載影響，主要發生豎向位移，且多見于采場頂板，兩側位移相對較小。頂板 圍巖位移影響范圍隨著跨度的增加向上擴展，位移值也逐漸增大。根據圖10可知，采場頂板最大位移值分別為0.96 cm、1.3 cm、1.7 cm、2.2 cm和2.6 cm。不同跨度采場頂板圍巖最大位移值隨采場跨度平穩增加，未發生較大突變。

3.3.3 礦巖破壞特征對比分析

采場圍巖塑性區表示了采場圍巖內潛在破壞冒落區域和采場圍巖松動圈范圍。圖11所示為不同跨度下采場圍巖塑性區分布，根據采場塑性區分布圖，塑性區有剪切與受拉塑性區。采場頂板拉塑性區在5 m、7.5 m跨度采場頂板出現較少，10 m跨度之后大量出現。采場圍巖剪切塑性區隨著跨度的變化，出現位置也逐漸演化。5 m跨度時主要在采場側幫；7.5 m跨度時頂板開始出現；10 m跨度時采場頂板剪切破壞區出現貫通，形成潛在冒落楔形 體；采場為12.5 m、15 m跨度時，采場頂板圍巖塑性區范圍不斷增大。根據圖12，采場圍巖塑性區厚度變化主要發生在頂板，隨著采場跨度增加而擴大，由2.2 m逐漸增加至6.9 m，采場側幫的塑性區則變化較小，均在3 m左右。該塑性區厚度變化對采場錨桿支護參數的選擇具有指導意義。

圖9 不同跨度下采場圍巖位移云圖

圖10 采場頂板圍巖位移變化曲線

3.5 小結

綜上分析，采場開挖的擾動影響主要出現在采場頂板，且隨跨度增加，影響范圍、影響程度均有 擴大。具體表現為：隨著采場跨度的增大，采場頂板拉應力極值增大，豎向位移、塑性區穩步增加，當采場跨度10 m時，頂板拉應力急增，剪切塑性區開始貫通，形成潛在冒落楔形體，且采場圍巖開始出現較多拉塑性區。綜合采場圍巖應力、位移與塑性區變化特性，確定采場最優跨度為7.5 m。

圖11 不同跨度下采場圍巖塑性區分布

圖12 采場圍巖塑性區范圍變化曲線

4 結論

本文采用巖體分級法與數值模擬法分別確定了采場最大自穩跨度。根據巖體分級法得到了采場最大自穩跨度為10 m，數值模擬法得到了最優采場跨度為7.5 m。綜合兩種方法研究結論，采場跨度取較小值7.5 m。

采場頂板穩定性的影響因素眾多，由于地質條件的不確定性，采場穩定性主要受斷層破碎帶、地下水侵蝕以及爆破損傷的影響。當采場揭露的巖體質量條件發生變化時，應及時優化采場結構參數，并加強采場頂板支護。