上向进路充填采矿法充填体强度设计

上向进路充填采矿法充填体强度设计邱景平淳B镇邦;陈聪;邢军;孙晓刚【摘要】：矿山常采用经验类比的方法确定上向进路充填采矿法充填体所需强度，该方法主观随意性较大，忽略因素较多.为了更科学合理地确定上向进路充填采矿法充填体所需强度，文章以充填体所起到的力学作用及爆破应力波的影响为分析依据确定小官庄铁矿充填体所需强度.考虑到上向进路充填采矿法中充填体应该起到自立性人工支柱和支撑顶板岩层松动压力的力学作用，同时考虑到爆破应力波的影响，通过自立强度模型方法、扩大压力拱理论和ANSYS/LS-DYNA显式动力分析软件模拟分别得到相对应的强度,综合确定出该矿的充填体所需强度.文章确定上向进路充填采矿法充填体所需强度的过程和方法，为相似矿山充填体强度确定提供了较为科学合理的参考.【期刊名称】《中国矿业》【年(卷)，期】2018(027)011【总页数】5页(P104-108)【关键词】上向进路充填采矿法;充填体强度;扩大压力拱;ANSYS/LS-DYNA【作者】邱景平;郭镇邦;陈聪;邢军;孙晓刚【作者单位】东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819;东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819;东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819;紫金矿业集团股份有限公司，福建上杭364200;东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819;东北大学资源与土木工程学院，辽宁沈阳110819【正文语种】中文【中图分类】TD853.34+3近几十年来，地下开采深度逐渐增加，充填采矿法在世界范围内得到了越来越多的应用。随着各国不断提高资源回收率和环境保护要求，充填采矿将继续快速发展，充填采矿工艺的研究显得越来越重要。在充填采矿工艺中涉及诸多问题，其中充填体所需强度由于直接关系到充填材料配比和采矿安全，所以科学合理地确定充填体强度至关重要，是充填采矿研究的重点之一。一般来说，胶结充填体的所需强度因矿山而异，主要取决于具体的开采条件和充填条件，胶结充填体的强度设计应当基于充填体在采空区所起的力学作用来考虑［1］。对于上向进路充填采矿法，充填体应同时起到自立性人工支柱和支撑顶板岩层松动压力的力学作用，并且能承受进路炮孔爆破产生的应力波的影响。因此，本文以上述三点为出发点，分析和确定小官庄铁矿采用上向进路充填采矿法的充填体所需强度。1工程背景鲁中冶金矿业集团公司小官庄铁矿矿岩软弱破碎，长期采用无底柱分段崩落法回采矿石，随着开采深度增加及采空区增大，地压活动明显，主副井井筒有一定程度的变形，直接威胁井下采掘作业及矿山提升系统的安全。为此，在小官庄铁矿H矿体-387~-450m竖井保安矿柱以外150m范围内，不再采用崩落法回采，而是改用充填采矿法作为过渡，以减缓井筒的变形。该区域矿体呈层状产出，形状不规整，矿体走向、倾向、倾角变化较大，总体为缓倾斜，且夹层多，品位变化大，各水平矿体对应性差，矿、岩稳固性均较差。根据矿体的赋存条件、矿山生产现状，设计上向进路充填采矿法进行回采，回采进路依矿体形态布置，进路高3.5m,宽3.5m，进路长度不超过60m。2充填体强度确定对于上向进路充填采矿法，由于一般运用于矿岩破碎的开采条件，则充填体应该同时起到自立性人工支柱和支撑顶板岩层松动压力的力学作用。上向充填采矿法胶结充填体强度应满足矿柱回采时自立的要求，并应能承受爆破振动的影响［2］。基于以上考量，分别以自立强度、支撑强度、爆破应力波影响来综合确定上向进路充填采矿法充填体的所需强度。2.1充填体的自立强度对于自立强度设计，是将充填体视为自立人工矿柱的概念来确定充填体的所需强度。计算自立强度时，国内外比较普遍采用的计算公式和力学模型方法有蔡嗣经总结的经验公式法、Terzaghi模型法、Thomas模型法。经验公式法。蔡嗣经通过总结大量国内外充填矿山实际使用的胶结充填体强度资料，建立式(1)［3］。(1)式中：H为胶结充填体人工矿柱的高度，m;oc为胶结充填体的设计强度，MPa;a为经验系数，建议充填体高度小于50m时候，a=600；充填体高度大于100m时，a=1000。Terzaghi模型法。利用Terzaghi模型法建立的计算公式见式(2)~(4)。(2)(3)D=p-2c/L⑷式中：L为充填体的长度，m;c为充填体的内聚力，MPa;中为充填体内摩擦角，°；k为测压系数，k=v/(1-v),其中v为充填材料的泊松比；p为充填体容重，MN/m3。Thomas模型法。利用Thomas模型法建立见式(5)。⑸式中：W为充填体的宽度，m;其他参数解释与上文相同。根据该矿山尾砂情况［4］,计算参数选取：c=0.2MPa，中=40°,v=0.20,p=1800kg/m3。进路充填体的长60m,宽3.5m,高3.5m。采用式(1)得到的自立强度为MPa，而Terzaghi模型法和Thomas模型法计算得到的自立强度均小于0.1MPa。2.2充填体的支撑强度上向进路充填法采场中矿岩破碎，在二期进路回采时，原本施加在二期进路上的松动压力转移到一期进路充填体柱上，即两侧充填体应当起到支撑顶板岩层松动压力的作用。参照文献［5］和文献［6］,可采用扩大压力拱理论来分析确定充填体强度。根据扩大压力拱理论，单个进路开采后，上覆岩层存在自然平衡拱(压力拱)，随着多个进路的开采，采动影响范围逐渐扩大，压力拱的高度H和跨度W也逐渐增加，上覆岩层中应力状态呈〃扩大压力拱”分布，如图1所示。通过扩大压力拱理论，确定充填体柱承受载荷的公式，见式(6)和式(7)。(6)⑺式中：P为充填体柱承受载荷，MPa;a为一期进路宽度，m;b为二期进路宽度，m；丫为覆岩平均容重，MN/m3；W^整个“扩大压力拱”跨度，m；fk为覆岩的坚固性系数，其值为整体岩石单轴抗压强度的十分之一；B为开采区域总宽度，m；h为采高，m；k为压力拱修正系数。图1扩大压力拱示意图根据该矿山情况，a=3.5m,b=3.5m，y=0.027MN/m3,fk=2.3,h=3.5m,由于0.8<fk=2.3<4，根据文献［5］中fk与k的关系得压力拱修正系数k=3.5。根据采矿设计，在正常的生产组织情况下，保证有2个进路同时回采，那么W=11.96m。根据上述参数得到充填体柱承受载P=0.49MPa。充填体柱稳定系数按1.5考虑［6］，得充填体柱需要的强度为0.74MPa。2.3爆破应力波的影响对于上向进路充填采矿法，二期进路回采是在两侧或一侧充填体柱下进行的，当进行回采爆破时，爆破产生的应力波将直接作用在充填体表面上，若充填体强度较低，充填体在爆破影响下难以自立，充填体坍塌会导致矿石的贫化。因此，本文运用ANSYS/LS-DYNA软件对二期进路回采爆破进行模拟，并将模拟所得结果与理论公式简化计算结果比对，以得到较为可信的矿体与充填体交界面处的入射应力，再根据入射应力确定充填体所需强度。根据现场爆破设计，一期进路及二期进路均用桶形掏槽，一期进路炮眼按普通方法布置，二期进路将边眼与充填体的距离控制在0.6m，二期进路炮孔布置如图2所示。炮孔深度为3.0m，炸药选取二号岩石乳化炸药，采用不耦合装药，炮孔直径为42mm，药卷直径为32mm。建模时为了减少计算时间，采用伪二维模型，纵向单层网格［7］，炮孔布置基本对称，可只建立1/4模型。顶孔、底孔装药量少，对左、右侧边壁影响小，建模中忽略其影响。建模采用的单位制为cm-g-us，模型长175cm，宽175cm，模型示意图如图3所示。图2二期进路炮孔布置图图3模型示意图模型中涉及材料包括炸药、空气和矿体，其中炸药采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型，能量方程采用EOS_JWL；空气为MAT_NULL模型，采用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL能量方程；矿体采用弹塑性材料模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC[7],具体材料参数见表1~3。值得注意的是，炸药附近的粉碎区（或空腔区），矿体表现为流塑性，此区域的应力衰减的最快，而粉碎区夕卜的破碎区，矿体才表现为弹塑性，该区域的应力波衰减相对较慢。因此，不能简单的认为所有矿体区域的材料模型均为弹塑性模型，并且模型中应该考虑到粉碎区爆破载荷衰减速度与弹塑性区域的不同，因此本文提出通过*MAT_ADD_EROSION关键字，用矿体的动态抗压强度定义粉碎区的矿体失效，该处理能反应出粉碎区矿体特性及应力大幅的衰减。根据文献[9]中动态抗压强度与单轴静态抗压强度的关系，加载应变率取为102s-1,则动态抗压强度为106.8MPa。由于爆炸产生的网格变形量大，为避免因网格畸变过大造成的计算发散，则炸药和空气采用Euler单元，矿体采用Lagrange单元，空气单元部分区域与矿体单元重合，Lagrange单元与Euler单元进行流固耦合。爆破起爆顺序为由掏槽孔向外依次起爆，起爆时间间隔为80ms,分3段起爆。模型中为了减少求解耗时，在不影响计算结果的情况下，将起爆间隔缩短成10ms，掏槽孔0ms时起爆。通过后处理软件LS-PREPOST分析模拟结果，在右侧边界处每隔10cm取一监测点，绘制出各监测点入射应力与时间的关系图，如图4所示。可见，矿体与充填体交界面处入射应力最大值为5.51MPa。表1二号岩石乳化炸药材料参数及JWL状态方程参数参数密度p/(g/cm3)爆速D/(cm/us)爆压PCJ/MPaA/MPaB/MPa数值1.240.323.2E-22.1681.84E-3参数R1R2wE0/MPaV0数值54.238E-21.0表2空气材料参数参数密度p/(g/cm3)C0C1C2C3C4C5C6E/MbarV0数值1.29E-300000.40.402.5E-61.0表3矿体弹塑性模型材料参数参数密度p/(g/cm3)弹模E/MPa泊松比v屈服强度/MPa数值3.610.20.382.3E-4参数切线模量/MPaR参数C/(us-1)参数P数值1.5E-20.52.5E-64.0图4各监测点应力与时间的关系图为了验证模拟结果的可信度，可借助理论简化计算与软件模拟结果进行比对。柱状不耦合装药时，作用于炮孔壁面的冲击波初始压力Pb可按式式(8)计算［10］。(8)式中：p0为炸药密度，kg/m3;D为炸药爆速，m/s；Y为爆轰产物的膨胀绝热指数，一般取Y=3;K为径向不耦合装药系数；le为轴向不耦合装药系数；n为空气冲击波遇到孔壁面反射时的压力增强系数，一般取n=10。对于距爆源为R处的峰值压力P可以根据应力在岩石内的衰减规律按式(9)计算［11］。P=Pb(R1/R0)-a(R/R1)-p(9)式中：R0为装药半径，m;R1为冲击波传播区域(即粉碎区)，取4倍的装药半径［12］;a"为应力衰减指数，冲击波传播区域衰减指数为a=2+pd/(1叩d),应力波传播区域衰减指数为P=(2-Md)/(1-Md),Md为岩石动态泊松比，一般取岩石动态泊松比为静态泊松比的0.8倍［13］。由式(9)可知岩体中应力峰值随着距爆源的位置快速衰减，考虑到二期进路的爆破设计为分段起爆，简化认为矿体与充填体交界处的入射应力峰值主要取决于距充填体最近的炮孔的爆破。根据前文所述相关参数，按式(8)和式(9)计算得到作用于炮孔孔壁的冲击应力峰值为3.1GPa，矿体与充填体交界面上的入射应力峰值为3.21MPa。理论公式简化计算中，未考虑到多孔爆破相互影响，计算值偏小；软件模拟反应出多孔爆破应力的叠加，模拟结果应大于理论公式简化计算。鉴于软件模拟结果与理论公式计算结果数量级相同，相差不大，基本可认为采用ANSYS/LS-DYNA软件得到的模拟结果可信，即矿体与充填体交界面处入射应力最大值为5.51MPa。考虑到入射应力在异种介质界面中存在反射与折射，根据文献［14］和文献［15］,取透射应力为入射应力的1/5，则透射应力为1.1MPa。透射应力为动载荷，其值约为静态抗压强度的1.5倍［16］,即充填体所需强度值为0.73MPa。3结论本文在确定小官庄铁矿上向进路充填采矿法充填体所需强度时，以充填体所起到的力学作用为分析依据，分别通过分析自立性、支护顶板岩层松动压力、爆破应力波来得到相应的充填体强度。综合考虑三个出发点下得到的不同强度值，以其中最大值作为充填体所需强度，即充填体所需强度为0.74MPa。本文分析过程中得到以下结论。充填体高度对于自立强度的影响大，由于上向进路充填采矿法中充填体高度较小，通过自立性计算得到的充填体所需强度较小。自立性要求不是影响上向进路充填体强度的最重要因素。上向进路充填采矿法中充填体并不需要完全支撑上覆岩层自重，仅需支撑顶板岩层松动压力，采用扩大压力拱理论确定充填体支撑上覆岩层所需的强度较为合理。ANSYS/LS-DYNA软件模拟过程中，考虑到粉碎区矿体爆破应力波衰减速度很快，模型对粉碎区矿进行了相关处理，最终的模拟结果与理论公式简化计算结果比对，表明模拟结果可信，建模中相关处理合理可行。软件模拟表明二期进路爆破产生的作用于矿体与充填体交界面上的入射应力最大值与炮孔位置有关，炮孔距离交界面越近，产生的交界面入射应力峰值越大。相较于矿山常采用的经验类比确定上向进路充填采矿法充填体强度的方式，本文确定充填体强度的过程更为科学合理，对同类矿山确定充填体强度具有很好的借鉴意义。参考文献【相关文献】蔡嗣经•胶结充填材料的强度特性与强度设计(I)——胶结充填体的强度设计[J].南方冶金学院学报,1985(3):39-46.唐礼忠,周建雄，张君，等.动力扰动下深部采空区围岩力学响应及充填作用效果[J].成都理工大学学报：自然科学版,2012,39(6):623-628.蔡嗣经.矿山充填力学基础[M].第2版.北京:冶金工业出版社,2009.邱景平涨国联，邢军，等.小官庄铁矿试验矿块胶结充填试验研究[J].有色金属：矿山部分,2011,65(5):11-14.秦乐尧，刘长武,方延强.近距离巷道群覆岩活动的扩大压力拱理论与岩柱载荷研究[J].金属矿山,2009(12):20-24.刘鹏亮.刀柱充填工作面采充间隔宽度及充填体强度指标[J].煤矿开采,2013,18(6):70-73.HUJianhua,LEITao,ZHOUKeping,etal.Mechanismonsimulationandexperimentofpre-crackseamformationinstoperoof[J].JournalofCentralSouthUniversity,2014,21(4):1526-1533.卢文波，杨建华，陈明，等.深埋隧洞岩体开挖瞬态卸荷机制及等效数值模拟[J].岩石力学与工程学报,2011,30(6):1089-1096.LIUXiaohui,DAIFeng,ZHANGRu,etal.Staticanddynamicuniaxialcompressiontestsoncoalrockconsideringthebeddingdirectivity[J].EnvironmentalEarthSciences,2015,73(10):5933-5949.戴俊.柱状装药爆破的岩石压碎圈与裂隙圈计算[J].辽宁工程技术大学学报：自然科学版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