充填法開采地表移動帶內建(構)筑物穩定性模擬研究

欒偉杰,李?；?徐厚臻,張 超

(1.山東黃金礦業(萊州)有限公司焦家金礦,山東 煙臺 261400;2.北京科技大學土木與資源工程學院,北京 100083)

地下礦床開采引起巖體變形并造成建(構)筑物破壞的問題,在我國乃至世界上都引起了社會的廣泛關注[1-2]。在地下開采過程中,礦產資源被大量采出后開采區域周圍的礦、巖體原有的平衡狀態受到破壞,地下巖體內的應力發生重新分布,形成新的平衡,在這過程中上覆巖層將可能發生冒落、斷裂、彎曲、沉降等現象,最終可能波及地表,甚至在開采區域上方造成大面積的塌陷[3-4]。因此,為最大限度地減少巖體變形移動產生的影響,需要在準確分析礦山實際情況前提下,對開采區域進行全面、準確的預測,實現建(構)筑物的穩定性分析,并提出相應的措施方法是十分必要的。

在進行地表建(構)筑物穩定性分析方面,主要有理論分析、相似實驗、數值模擬、現場監測等幾種研究方法[5]。程立年等[6]運用概率積分法理論計算出的礦山安全開采深度,并計算最大爆破安全允許距離從而實現某金礦大斷裂帶構造條件下地表穩定性分析。劉建博[7]、曹文龍[8]等采用數值模擬實現了對礦體充填法開采井筒穩定性分析,實現了地表巖層移動和影響范圍的仿真模擬分析與研究。張超等[9]綜合應用理論分析和數值模擬耦合實現充填法開采建(構)筑物穩定性分析及回采優化研究。Li[10]和蒯洋[11]等通過布置合理的監測系統實時進行礦體開采條件下建(構)筑物的變形分析,并結合理論分析對地表變形實現預測研究。除此之外,Chomacki 等[12]采用人工智能的方法,使用貝葉斯分類器和貝葉斯網格構建損傷風險評估模型,最終實現對地下采礦過程中建筑物的風險受損分析。

綜合對比以上的研究方法,數值模擬研究由于其時間成本低、實驗研究少、應用范圍廣等優點已廣泛應用于礦山各方面的研究中[13-15]。本文綜合前人的研究成果,應用有限差分軟件FLAC3D構建礦區精細化三維模型,進行地表移動帶內建(構)筑物穩定性分析,并結合安全性分析綜合討論,為礦山安全現狀評價以及合理開采優化提供理論依據。

山東黃金焦家金礦某礦區目前礦山采用上向水平分層尾砂膠結充填法與上向進路式膠結充填法進行開采?，F階段-430 m 水平以上的礦體已基本采空,并全部進行充填治理,經相關機構評估分析礦區淺部已不存在對地表造成重大安全隱患的采空區。后續設計開采區域為主要為Ⅰ號礦體,設計中段-470 m、-510 m、-550 m、-590 m、-630 m,首采中段為東礦區-470 m、-510 m 中段。礦區自上而下分中段開采,中段開采順序為自風井向提升井后退式回采。平行礦體回采,根據實際情況采取先回采上盤礦體,再回采下盤礦體,上盤礦塊超前下盤礦塊一定安全距離予以回采。

以上下盤巖石移動角70°、側翼移動角75°進行礦區地表移動帶圈定,在移動帶內存在新南風井、地表餐廳及辦公樓等重要建(構)筑物,且新南風井距離移動帶邊界12 m,地表餐廳及辦公樓距離移動帶邊界214 m,具體如圖1所示。其中新南風井位于礦體下盤,井口標高+65 m,井底標高-430 m,以75°圈定的保安礦柱。根據《有色金屬采礦設計規范》,礦區內新南風井井筒、地表主要建(構)筑物不允許出現變形破壞現象;因特殊原因需布置在移動范圍保護帶內時,應留設保安礦柱。因此需要分析礦區開采對地表主要建(構)筑物穩定性的影響,并對開采區域圍巖穩定性、變形規律進行分析。

圖1 地表移動帶分布及主要監測點布置

FLAC3D廣泛應用于土木、交通、采礦、水利等行業,可實現對巖石、巖土和支護結構等建立高級三維模型,進而完成復雜的工程數值分析。為合理的分析開采和充填過程中建(構)筑物的穩定性,本次采用FLAC3D軟件進行礦體開采充填過程的三維數值計算,通過模擬實際開采狀況對建(構)筑物進行精確分析[16]。

本文前期應用3D Mine 進行礦區三維模型的構建,將模型導入Rhinoceros 中進行優化,借助Griddle工具進行模型的網格劃分,并生成.f3grid 文件,為后期三維數值模擬提供模型基礎,并借助Tecplot360 實現分析結果的后期處理。

3.1 模型區域構建

在礦山工程中,采礦本身是一個復雜的力學過程,其中包含許多不確定因素的影響,又由于數值模擬的定量結果一般僅作評價的應用。因此在模擬的過程中,不刻意尋求力學模型和本構關系的精密,即不要求所建立的力學模型過于復雜,只需能反映出巖體的基本力學特性及礦山開采的基本過程。借助望兒山礦區提供的基本資料,進行礦區三維模型的構建。使用自由三角形網格進行模型剖分,在礦體和井筒處網格進行加密,其他區域適當增大網格尺寸。模型設計尺寸長1 082 m、寬1 600 m、高840 m,模型共計網格節點數333 224 個,網格單元1 989 366 個。設置摩爾-庫侖準則作為圍巖、礦體的本構模型,空模型作為礦體開采本構模型[20]。模型具體分布位置如圖2所示。

圖2 三維模型構建

3.2 邊界條件施加及初始平衡

在應力場中將模型的邊界條件設定為:采用快速應力邊界法(S-B 法)進行初始應力場生成,該方法僅在模型表面是將應力場,對邊界速度不做處理,使邊界速度處于自由狀態。最后通過模型到達平衡后將所有節點速度清零的方式模擬在初始條件下的平衡狀態。

模型中使用的基本力學參數見表1,按照式(1)進行初始應力的施加,最終模型達到平衡后得到最大主應力為43.5 MPa,最小主應力為28.22 MPa,垂直應力為28.2 MPa,與式(1)計算結果誤差較小,模型初始平衡過程較為準確。

表1 基本力學試驗參數

3.3 開采順序設計及監測點布置

結合礦山實際生產情況,設計三步驟開采礦體,其中一步驟開采-430 m 以上礦體,該區域內礦體前期已基本開采完畢并進行充填治理;二步驟作為后續設計開采的首采區域,開采水平為- 430～-510 m,主要包括-470 m 中段、-510 m 中段;三步驟主要開采-510～-650 m 水平礦體,主要包括-550 m 中段、-590 m 中段、-630 m 中段。待模型初始平衡后迭代進行后續開采分析,設計各區域礦體開挖500 步后進行充填處理,充填階段設計計算步數為3 000 步,持續進行,直至礦體開采結束。

為進行所研究區域穩定性監測,分別對新南風井、地表餐廳及辦公樓進行設置監測點進行變形監測,井筒壁上間隔25 m 布置監測點,共布置20 個監測點;地表餐廳及辦公樓附近等距設置監測點,共布置17 個監測點。

本節主要從位移變形、應力變形和塑性區變化三方面進行模擬結果分析,綜合考慮對開采過程中建(構)筑物穩定性進行綜合評判。

4.1 位移變形分析

為準確分析新南風井周圍的位移變形量,選取井筒與礦體之間構建A-A 剖面,具體如圖3所示。一步驟開采結束后地表的垂直變形最大值為11.1 mm,最大變形值位置為開采礦體正上方,向四周逐漸減小至未擾動區域。觀察新南風井與開采擾動區之間的關系,可以看出該建筑物區域垂直Z 方向井筒位于擾動邊界以外153 m;二步驟開采結束后地表的垂直變形最大值為17.1 mm,井筒位于擾動范圍邊界以外62 m;三步驟開采結束后地表的垂直變形最大值為33.9 mm,井筒位于擾動范圍邊界以外16 m,雖然相比于前二步驟有較大幅度的減小,但依舊處于較大擾動范圍外,因此認為礦體開采不會對新南風井、地表主要建(構)筑物產生下沉破壞。

圖3 各步驟開采結束后模型下沉變形

對新南風井井筒的變形監測點進行統計分析,并參考各步驟結束后井筒具體位置變形情況,繪制井筒變形分布圖,具體如圖4所示?？梢钥闯鲈诟鞑襟E礦體開采過程中井筒周圍的變形均是呈現先小幅度變化后趨于穩定的變化規律,三步驟結束后,井筒的最大X 方向變形值為16 mm,最大Y 方向變形值為3 mm,最大Z 方向變形值為20 mm。變形主要集中在井筒端部位置和底部位置,底部位置由于距離礦體較近,產生的變形量相對較大,而端部主要是由于地表垂直變形主導引起的整體較小變形。整體來看,礦體開采對新南風井井筒均未造成較大擾動,井筒始終處于穩定狀態,進一步說明圈定的保安礦柱(移動角75°)滿足要求。

圖4 井筒位置變形分布

對地表餐廳及辦公樓的變形監測點進行統計分析,變形分析如圖5所示。在各步驟礦體開采過程中建筑物周圍的變形同樣是呈現先小幅度變化后趨于穩定的變化規律,三步驟結束后,地表餐廳及辦公樓的最大X 方向變形值為1.5 mm,最大Y 方向變形值為3.5 mm,最大Z 方向變形值為5 mm,變形值屬于毫米級,很難造成建(構)筑物的破壞。結合監測點綜合進行各步驟結束后地表變形規律分析,具體如圖6所示。礦體開采過程中基本上很難對地表餐廳及辦公樓產生影響,該建筑物所在區域始終處于穩定狀態。因此綜合分析認為,進行該礦區礦體開采,使得礦區內地表始終處于穩定狀態。

圖5 地表主要建(構)筑物監測點變形分析

圖6 地表位移變形分布

4.2 應力變形分析

進一步結合大小主應力分析礦體開采引起的變形情況,各步驟開采結束后主要剖面的最大、最小主應力云圖如圖7所示。一步驟開采結束后應力變形僅在礦體附近數十米小范圍內,應力集中區域僅在礦體邊幫少部分區域,最大主應力可達44 MPa,最小主應力可達21 MPa,遠離礦體位置逐步恢復至初始應力狀態;與一步驟類似,二步驟開采結束后應力擾動區域也僅局限至開采礦體附近數十米小范圍內,最大主應力可達54 MPa,最小主應力可達21 MPa,應力集中區域足以造成圍巖的破壞,而在遠離采場區域逐漸恢復至初始狀態;三步驟開采結束后最大主應力可達61 MPa,最小主應力可達21 MPa。

圖7 各步驟開采結束后A-A 剖面大、小主應力變形

綜合各步驟開采結果可知,礦體開采后應力擾動區域僅在礦體附近較小范圍,遠離礦體位置逐步恢復至初始應力狀態,三步驟開采結束后地表應力基本未發生改變,礦體開采未造成地表應力的擾動現象;結合位移變形可知,在井筒周圍未發生變形,處于初始應力狀態。礦山主要研究建(構)筑物均處于穩定狀態。

4.3 塑性區變形分析

綜合塑性區分布云圖進一步對建(構)筑物穩定性進行討論,具體如圖8所示?？梢钥闯龈鞑襟E開采結束后采場周圍塑性破壞較大,破壞范圍僅存在于充填體和上下盤部分圍巖中。塑性區破壞形式以剪切破壞為主,較小部分區域出現拉伸破壞。與應力變形相對性,塑性區破壞范圍僅局限于采場周圍數米范圍內,一步驟開采后塑性區破壞區域距離井筒最近距離為165 m,二步驟減小至161 m,三步驟減小至131 m。盡管塑性區逐漸擴大,整體區域并未延伸到地表及井筒周圍。采場的及時充填治理避免了破壞的進一步擴大,使井筒和地表建(構)筑物依舊能夠保持較好的穩定性。

圖8 各步驟開采結束后模型塑性區變形

對各步驟開采過程中塑性區變形類型進行統計分析,并結合井筒距離塑性區邊界最近距離進行分析,具體如圖9所示。隨著開采步驟的增加,剪切破壞、拉伸破壞均呈線性增大趨勢,以剪切破壞為主。與之對應,井筒距離塑性區邊界最近距離逐漸減小,但最終距離足夠大,有足夠厚度的巖層保護井筒的穩定性。

圖9 塑性區破壞分析

4.4 建(構)筑物安全性分析

結合《有色金屬采礦設計規范》,對研究建構筑物穩定性進行安全分析。地下礦體開采引起的巖體移動及變形一般采用的指標主要有水平變形、曲率變形和傾斜變形。

(1)傾斜變形:相鄰在豎直方向的相對移動量與兩相鄰點間水平距離的比值,計算方法為

式中,iAB為傾斜值,mm/m;WA、WB分別為觀測點A、B的下沉值,mm;lAB為觀測點A、B點間的水平距離,m。

(2)曲率:兩相鄰的線段的傾斜差和兩線段中點間的水平距離的比值,計算方法為

式中,KB為曲率,mm/m2;iAB、iBC分別為點A、B點間和B、C點間的傾斜值,mm/m;lAB、lBC分別為點A、B點間和B、C點間的水平距離,m。

(3)水平變形:相鄰兩點的水平移動差值與兩點間水平距離的比值,計算方法為

式中,εAB為曲率,mm/m2;UA、UB分別為點A、B點間的水平移動值,mm。

對研究的建(構)筑物進行保護等級劃分,新南風井、地表餐廳及辦公樓均屬于Ⅱ級保護,Ⅱ級保護的臨界變形值為:傾斜變形i=6.0 mm/m,曲率K=0.4 ×10-3/m,水平變形εAB=0.4 mm/m。

進行各步驟下建(構)筑物的水平變形、曲率變形和傾斜變形計算,結果如圖10、圖11所示?？梢钥闯龈鞑襟E回采結束后,新南風井所在區域水平變形為- 0.08～0.04 mm/m,曲率為- 0.000 6～0.001 ×10-3/m,傾斜變形為-0.01～0.015 mm/m;地表餐廳及辦公樓所在區域水平變形為-0.03～0.04 mm/m,曲率為-0.006～0.004 ×10-3/m,傾斜變形為-0.08～0.08 mm/m,均遠小于Ⅱ級保護臨界變形允許值。因此可認為礦體開采后所研究的建(構)筑物所在位置均為安全區域。

圖10 開采結束后新南風井變形

圖11 開采結束后地表建筑物變形

本文主要采用數值模擬手段,對礦區充填法開采過程中新南風井、地表餐廳及辦公樓等重要建(構)筑物穩定性進行分析論證,得到結論主要有,

(1) 礦體開采后采場周圍產生以剪切破壞為主塑性破壞區域,但塑性區并未延伸至地表和井筒周圍。采場及時充填治理避免了破壞的進一步擴大,地表和井筒周圍均能夠保持較好的穩定性。

(2) 各步驟開采結束后,新南風井井筒、地表餐廳及辦公樓均屬于開采擾動區邊界外,各建(構)筑物整體變形量較小,基本處于原巖應力狀態,能夠保持較好的穩定性。

(3) 選擇了水平變形、曲率和傾斜變形作為建(構)筑物安全性分析指標。結果顯示各指標均遠小于臨界變形允許值,因此可認為,地下礦體的開采不會影響各建(構)筑物的安全性。