上向進(jìn)路充填采礦法充填體強度設(shè)計

上向進(jìn)路充填采礦法充填體強度設(shè)計邱景平淳B鎮(zhèn)邦;陳聰;邢軍;孫曉剛【摘要】：礦山常采用經(jīng)驗類比的方法確定上向進(jìn)路充填采礦法充填體所需強度，該方法主觀隨意性較大，忽略因素較多.為了更科學(xué)合理地確定上向進(jìn)路充填采礦法充填體所需強度，文章以充填體所起到的力學(xué)作用及爆破應(yīng)力波的影響為分析依據(jù)確定小官莊鐵礦充填體所需強度.考慮到上向進(jìn)路充填采礦法中充填體應(yīng)該起到自立性人工支柱和支撐頂板巖層松動壓力的力學(xué)作用，同時考慮到爆破應(yīng)力波的影響，通過自立強度模型方法、擴大壓力拱理論和ANSYS/LS-DYNA顯式動力分析軟件模擬分別得到相對應(yīng)的強度,綜合確定出該礦的充填體所需強度.文章確定上向進(jìn)路充填采礦法充填體所需強度的過程和方法，為相似礦山充填體強度確定提供了較為科學(xué)合理的參考.【期刊名稱】《中國礦業(yè)》【年(卷)，期】2018(027)011【總頁數(shù)】5頁(P104-108)【關(guān)鍵詞】上向進(jìn)路充填采礦法;充填體強度;擴大壓力拱;ANSYS/LS-DYNA【作者】邱景平;郭鎮(zhèn)邦;陳聰;邢軍;孫曉剛【作者單位】東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽110819;東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽110819;東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽110819;紫金礦業(yè)集團股份有限公司，福建上杭364200;東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽110819;東北大學(xué)資源與土木工程學(xué)院，遼寧沈陽110819【正文語種】中文【中圖分類】TD853.34+3近幾十年來，地下開采深度逐漸增加，充填采礦法在世界范圍內(nèi)得到了越來越多的應(yīng)用。隨著各國不斷提高資源回收率和環(huán)境保護要求，充填采礦將繼續(xù)快速發(fā)展，充填采礦工藝的研究顯得越來越重要。在充填采礦工藝中涉及諸多問題，其中充填體所需強度由于直接關(guān)系到充填材料配比和采礦安全，所以科學(xué)合理地確定充填體強度至關(guān)重要，是充填采礦研究的重點之一。一般來說，膠結(jié)充填體的所需強度因礦山而異，主要取決于具體的開采條件和充填條件，膠結(jié)充填體的強度設(shè)計應(yīng)當(dāng)基于充填體在采空區(qū)所起的力學(xué)作用來考慮［1］。對于上向進(jìn)路充填采礦法，充填體應(yīng)同時起到自立性人工支柱和支撐頂板巖層松動壓力的力學(xué)作用，并且能承受進(jìn)路炮孔爆破產(chǎn)生的應(yīng)力波的影響。因此，本文以上述三點為出發(fā)點，分析和確定小官莊鐵礦采用上向進(jìn)路充填采礦法的充填體所需強度。1工程背景魯中冶金礦業(yè)集團公司小官莊鐵礦礦巖軟弱破碎，長期采用無底柱分段崩落法回采礦石，隨著開采深度增加及采空區(qū)增大，地壓活動明顯，主副井井筒有一定程度的變形，直接威脅井下采掘作業(yè)及礦山提升系統(tǒng)的安全。為此，在小官莊鐵礦H礦體-387~-450m豎井保安礦柱以外150m范圍內(nèi)，不再采用崩落法回采，而是改用充填采礦法作為過渡，以減緩井筒的變形。該區(qū)域礦體呈層狀產(chǎn)出，形狀不規(guī)整，礦體走向、傾向、傾角變化較大，總體為緩傾斜，且夾層多，品位變化大，各水平礦體對應(yīng)性差，礦、巖穩(wěn)固性均較差。根據(jù)礦體的賦存條件、礦山生產(chǎn)現(xiàn)狀，設(shè)計上向進(jìn)路充填采礦法進(jìn)行回采，回采進(jìn)路依礦體形態(tài)布置，進(jìn)路高3.5m,寬3.5m，進(jìn)路長度不超過60m。2充填體強度確定對于上向進(jìn)路充填采礦法，由于一般運用于礦巖破碎的開采條件，則充填體應(yīng)該同時起到自立性人工支柱和支撐頂板巖層松動壓力的力學(xué)作用。上向充填采礦法膠結(jié)充填體強度應(yīng)滿足礦柱回采時自立的要求，并應(yīng)能承受爆破振動的影響［2］。基于以上考量，分別以自立強度、支撐強度、爆破應(yīng)力波影響來綜合確定上向進(jìn)路充填采礦法充填體的所需強度。2.1充填體的自立強度對于自立強度設(shè)計，是將充填體視為自立人工礦柱的概念來確定充填體的所需強度。計算自立強度時，國內(nèi)外比較普遍采用的計算公式和力學(xué)模型方法有蔡嗣經(jīng)總結(jié)的經(jīng)驗公式法、Terzaghi模型法、Thomas模型法。經(jīng)驗公式法。蔡嗣經(jīng)通過總結(jié)大量國內(nèi)外充填礦山實際使用的膠結(jié)充填體強度資料，建立式(1)［3］。(1)式中：H為膠結(jié)充填體人工礦柱的高度，m;oc為膠結(jié)充填體的設(shè)計強度，MPa;a為經(jīng)驗系數(shù)，建議充填體高度小于50m時候，a=600；充填體高度大于100m時，a=1000。Terzaghi模型法。利用Terzaghi模型法建立的計算公式見式(2)~(4)。(2)(3)D=p-2c/L⑷式中：L為充填體的長度，m;c為充填體的內(nèi)聚力，MPa;中為充填體內(nèi)摩擦角，°；k為測壓系數(shù)，k=v/(1-v),其中v為充填材料的泊松比；p為充填體容重，MN/m3。Thomas模型法。利用Thomas模型法建立見式(5)。⑸式中：W為充填體的寬度，m;其他參數(shù)解釋與上文相同。根據(jù)該礦山尾砂情況［4］,計算參數(shù)選?。篶=0.2MPa，中=40°,v=0.20,p=1800kg/m3。進(jìn)路充填體的長60m,寬3.5m,高3.5m。采用式(1)得到的自立強度為MPa，而Terzaghi模型法和Thomas模型法計算得到的自立強度均小于0.1MPa。2.2充填體的支撐強度上向進(jìn)路充填法采場中礦巖破碎，在二期進(jìn)路回采時，原本施加在二期進(jìn)路上的松動壓力轉(zhuǎn)移到一期進(jìn)路充填體柱上，即兩側(cè)充填體應(yīng)當(dāng)起到支撐頂板巖層松動壓力的作用。參照文獻(xiàn)［5］和文獻(xiàn)［6］,可采用擴大壓力拱理論來分析確定充填體強度。根據(jù)擴大壓力拱理論，單個進(jìn)路開采后，上覆巖層存在自然平衡拱(壓力拱)，隨著多個進(jìn)路的開采，采動影響范圍逐漸擴大，壓力拱的高度H和跨度W也逐漸增加，上覆巖層中應(yīng)力狀態(tài)呈〃擴大壓力拱”分布，如圖1所示。通過擴大壓力拱理論，確定充填體柱承受載荷的公式，見式(6)和式(7)。(6)⑺式中：P為充填體柱承受載荷，MPa;a為一期進(jìn)路寬度，m;b為二期進(jìn)路寬度，m；丫為覆巖平均容重，MN/m3；W^整個“擴大壓力拱”跨度，m；fk為覆巖的堅固性系數(shù)，其值為整體巖石單軸抗壓強度的十分之一；B為開采區(qū)域總寬度，m；h為采高，m；k為壓力拱修正系數(shù)。圖1擴大壓力拱示意圖根據(jù)該礦山情況，a=3.5m,b=3.5m，y=0.027MN/m3,fk=2.3,h=3.5m,由于0.8<fk=2.3<4，根據(jù)文獻(xiàn)［5］中fk與k的關(guān)系得壓力拱修正系數(shù)k=3.5。根據(jù)采礦設(shè)計，在正常的生產(chǎn)組織情況下，保證有2個進(jìn)路同時回采，那么W=11.96m。根據(jù)上述參數(shù)得到充填體柱承受載P=0.49MPa。充填體柱穩(wěn)定系數(shù)按1.5考慮［6］，得充填體柱需要的強度為0.74MPa。2.3爆破應(yīng)力波的影響對于上向進(jìn)路充填采礦法，二期進(jìn)路回采是在兩側(cè)或一側(cè)充填體柱下進(jìn)行的，當(dāng)進(jìn)行回采爆破時，爆破產(chǎn)生的應(yīng)力波將直接作用在充填體表面上，若充填體強度較低，充填體在爆破影響下難以自立，充填體坍塌會導(dǎo)致礦石的貧化。因此，本文運用ANSYS/LS-DYNA軟件對二期進(jìn)路回采爆破進(jìn)行模擬，并將模擬所得結(jié)果與理論公式簡化計算結(jié)果比對，以得到較為可信的礦體與充填體交界面處的入射應(yīng)力，再根據(jù)入射應(yīng)力確定充填體所需強度。根據(jù)現(xiàn)場爆破設(shè)計，一期進(jìn)路及二期進(jìn)路均用桶形掏槽，一期進(jìn)路炮眼按普通方法布置，二期進(jìn)路將邊眼與充填體的距離控制在0.6m，二期進(jìn)路炮孔布置如圖2所示。炮孔深度為3.0m，炸藥選取二號巖石乳化炸藥，采用不耦合裝藥，炮孔直徑為42mm，藥卷直徑為32mm。建模時為了減少計算時間，采用偽二維模型，縱向單層網(wǎng)格［7］，炮孔布置基本對稱，可只建立1/4模型。頂孔、底孔裝藥量少，對左、右側(cè)邊壁影響小，建模中忽略其影響。建模采用的單位制為cm-g-us，模型長175cm，寬175cm，模型示意圖如圖3所示。圖2二期進(jìn)路炮孔布置圖圖3模型示意圖模型中涉及材料包括炸藥、空氣和礦體，其中炸藥采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型，能量方程采用EOS_JWL；空氣為MAT_NULL模型，采用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL能量方程；礦體采用彈塑性材料模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC[7],具體材料參數(shù)見表1~3。值得注意的是，炸藥附近的粉碎區(qū)（或空腔區(qū)），礦體表現(xiàn)為流塑性，此區(qū)域的應(yīng)力衰減的最快，而粉碎區(qū)夕卜的破碎區(qū)，礦體才表現(xiàn)為彈塑性，該區(qū)域的應(yīng)力波衰減相對較慢。因此，不能簡單的認(rèn)為所有礦體區(qū)域的材料模型均為彈塑性模型，并且模型中應(yīng)該考慮到粉碎區(qū)爆破載荷衰減速度與彈塑性區(qū)域的不同，因此本文提出通過*MAT_ADD_EROSION關(guān)鍵字，用礦體的動態(tài)抗壓強度定義粉碎區(qū)的礦體失效，該處理能反應(yīng)出粉碎區(qū)礦體特性及應(yīng)力大幅的衰減。根據(jù)文獻(xiàn)[9]中動態(tài)抗壓強度與單軸靜態(tài)抗壓強度的關(guān)系，加載應(yīng)變率取為102s-1,則動態(tài)抗壓強度為106.8MPa。由于爆炸產(chǎn)生的網(wǎng)格變形量大，為避免因網(wǎng)格畸變過大造成的計算發(fā)散，則炸藥和空氣采用Euler單元，礦體采用Lagrange單元，空氣單元部分區(qū)域與礦體單元重合，Lagrange單元與Euler單元進(jìn)行流固耦合。爆破起爆順序為由掏槽孔向外依次起爆，起爆時間間隔為80ms,分3段起爆。模型中為了減少求解耗時，在不影響計算結(jié)果的情況下，將起爆間隔縮短成10ms，掏槽孔0ms時起爆。通過后處理軟件LS-PREPOST分析模擬結(jié)果，在右側(cè)邊界處每隔10cm取一監(jiān)測點，繪制出各監(jiān)測點入射應(yīng)力與時間的關(guān)系圖，如圖4所示。可見，礦體與充填體交界面處入射應(yīng)力最大值為5.51MPa。表1二號巖石乳化炸藥材料參數(shù)及JWL狀態(tài)方程參數(shù)參數(shù)密度p/(g/cm3)爆速D/(cm/us)爆壓PCJ/MPaA/MPaB/MPa數(shù)值1.240.323.2E-22.1681.84E-3參數(shù)R1R2wE0/MPaV0數(shù)值54.238E-21.0表2空氣材料參數(shù)參數(shù)密度p/(g/cm3)C0C1C2C3C4C5C6E/MbarV0數(shù)值1.29E-300000.40.402.5E-61.0表3礦體彈塑性模型材料參數(shù)參數(shù)密度p/(g/cm3)彈模E/MPa泊松比v屈服強度/MPa數(shù)值3.610.20.382.3E-4參數(shù)切線模量/MPaR參數(shù)C/(us-1)參數(shù)P數(shù)值1.5E-20.52.5E-64.0圖4各監(jiān)測點應(yīng)力與時間的關(guān)系圖為了驗證模擬結(jié)果的可信度，可借助理論簡化計算與軟件模擬結(jié)果進(jìn)行比對。柱狀不耦合裝藥時，作用于炮孔壁面的沖擊波初始壓力Pb可按式式(8)計算［10］。(8)式中：p0為炸藥密度，kg/m3;D為炸藥爆速，m/s；Y為爆轟產(chǎn)物的膨脹絕熱指數(shù)，一般取Y=3;K為徑向不耦合裝藥系數(shù)；le為軸向不耦合裝藥系數(shù)；n為空氣沖擊波遇到孔壁面反射時的壓力增強系數(shù)，一般取n=10。對于距爆源為R處的峰值壓力P可以根據(jù)應(yīng)力在巖石內(nèi)的衰減規(guī)律按式(9)計算［11］。P=Pb(R1/R0)-a(R/R1)-p(9)式中：R0為裝藥半徑，m;R1為沖擊波傳播區(qū)域(即粉碎區(qū))，取4倍的裝藥半徑［12］;a"為應(yīng)力衰減指數(shù)，沖擊波傳播區(qū)域衰減指數(shù)為a=2+pd/(1叩d),應(yīng)力波傳播區(qū)域衰減指數(shù)為P=(2-Md)/(1-Md),Md為巖石動態(tài)泊松比，一般取巖石動態(tài)泊松比為靜態(tài)泊松比的0.8倍［13］。由式(9)可知巖體中應(yīng)力峰值隨著距爆源的位置快速衰減，考慮到二期進(jìn)路的爆破設(shè)計為分段起爆，簡化認(rèn)為礦體與充填體交界處的入射應(yīng)力峰值主要取決于距充填體最近的炮孔的爆破。根據(jù)前文所述相關(guān)參數(shù)，按式(8)和式(9)計算得到作用于炮孔孔壁的沖擊應(yīng)力峰值為3.1GPa，礦體與充填體交界面上的入射應(yīng)力峰值為3.21MPa。理論公式簡化計算中，未考慮到多孔爆破相互影響，計算值偏小；軟件模擬反應(yīng)出多孔爆破應(yīng)力的疊加，模擬結(jié)果應(yīng)大于理論公式簡化計算。鑒于軟件模擬結(jié)果與理論公式計算結(jié)果數(shù)量級相同，相差不大，基本可認(rèn)為采用ANSYS/LS-DYNA軟件得到的模擬結(jié)果可信，即礦體與充填體交界面處入射應(yīng)力最大值為5.51MPa?？紤]到入射應(yīng)力在異種介質(zhì)界面中存在反射與折射，根據(jù)文獻(xiàn)［14］和文獻(xiàn)［15］,取透射應(yīng)力為入射應(yīng)力的1/5，則透射應(yīng)力為1.1MPa。透射應(yīng)力為動載荷，其值約為靜態(tài)抗壓強度的1.5倍［16］,即充填體所需強度值為0.73MPa。3結(jié)論本文在確定小官莊鐵礦上向進(jìn)路充填采礦法充填體所需強度時，以充填體所起到的力學(xué)作用為分析依據(jù)，分別通過分析自立性、支護頂板巖層松動壓力、爆破應(yīng)力波來得到相應(yīng)的充填體強度。綜合考慮三個出發(fā)點下得到的不同強度值，以其中最大值作為充填體所需強度，即充填體所需強度為0.74MPa。本文分析過程中得到以下結(jié)論。充填體高度對于自立強度的影響大，由于上向進(jìn)路充填采礦法中充填體高度較小，通過自立性計算得到的充填體所需強度較小。自立性要求不是影響上向進(jìn)路充填體強度的最重要因素。上向進(jìn)路充填采礦法中充填體并不需要完全支撐上覆巖層自重，僅需支撐頂板巖層松動壓力，采用擴大壓力拱理論確定充填體支撐上覆巖層所需的強度較為合理。ANSYS/LS-DYNA軟件模擬過程中，考慮到粉碎區(qū)礦體爆破應(yīng)力波衰減速度很快，模型對粉碎區(qū)礦進(jìn)行了相關(guān)處理，最終的模擬結(jié)果與理論公式簡化計算結(jié)果比對，表明模擬結(jié)果可信，建模中相關(guān)處理合理可行。軟件模擬表明二期進(jìn)路爆破產(chǎn)生的作用于礦體與充填體交界面上的入射應(yīng)力最大值與炮孔位置有關(guān)，炮孔距離交界面越近，產(chǎn)生的交界面入射應(yīng)力峰值越大。相較于礦山常采用的經(jīng)驗類比確定上向進(jìn)路充填采礦法充填體強度的方式，本文確定充填體強度的過程更為科學(xué)合理，對同類礦山確定充填體強度具有很好的借鑒意義。參考文獻(xiàn)【相關(guān)文獻(xiàn)】蔡嗣經(jīng)?膠結(jié)充填材料的強度特性與強度設(shè)計(I)——膠結(jié)充填體的強度設(shè)計[J].南方冶金學(xué)院學(xué)報,1985(3):39-46.唐禮忠,周建雄，張君，等.動力擾動下深部采空區(qū)圍巖力學(xué)響應(yīng)及充填作用效果[J].成都理工大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版,2012,39(6):623-628.蔡嗣經(jīng).礦山充填力學(xué)基礎(chǔ)[M].第2版.北京:冶金工業(yè)出版社,2009.邱景平漲國聯(lián)，邢軍，等.小官莊鐵礦試驗礦塊膠結(jié)充填試驗研究[J].有色金屬：礦山部分,2011,65(5):11-14.秦樂堯，劉長武,方延強.近距離巷道群覆巖活動的擴大壓力拱理論與巖柱載荷研究[J].金屬礦山,2009(12):20-24.劉鵬亮.刀柱充填工作面采充間隔寬度及充填體強度指標(biāo)[J].煤礦開采,2013,18(6):70-73.HUJianhua,LEITao,ZHOUKeping,etal.Mechanismonsimulationandexperimentofpre-crackseamformationinstoperoof[J].JournalofCentralSouthUniversity,2014,21(4):1526-1533.盧文波，楊建華，陳明，等.深埋隧洞巖體開挖瞬態(tài)卸荷機制及等效數(shù)值模擬[J].巖石力學(xué)與工程學(xué)報,2011,30(6):1089-1096.LIUXiaohui,DAIFeng,ZHANGRu,etal.Staticanddynamicuniaxialcompressiontestsoncoalrockconsideringthebeddingdirectivity[J].EnvironmentalEarthSciences,2015,73(10):5933-5949.戴俊.柱狀裝藥爆破的巖石壓碎圈與裂隙圈計算[J].遼寧工程技術(shù)大學(xué)學(xué)報：自然科學(xué)版2001,20(2):144-147.IGRAO,FALCOVITZJ,HOUASL,etal.Reviewofmethodstoattenuateshock/blastwaves[J].ProgressinAerospaceSciences,2013,58:1-35.ESENS,ONEDERRAI,BILGINH.A.Modellingthesizeofthecrushedzonearoundablasthole[J].InternationalJournalofRockMechanicsandMiningSciences,2003,40(4):485-495.RANLimin,PANHeping,ZHAOYonggang.CalculationofRockMechanicalParametersandEstab