周 成,鄧 濤,段 峰,蘇 毅,劉 達(dá),廖元?dú)g,張成良

(1.昆明理工大學(xué) 國土資源工程學(xué)院,云南 昆明 650093;2.四川發(fā)展天瑞礦業(yè)有限公司,四川 樂山 614600)

0 引言

我國磷礦資源豐富,總儲(chǔ)量高達(dá)252億t,是磷礦資源大國[1]?？?qǐng)龇ㄩ_采存在回采率低的問題[2-3],目前充填法[4-6]已成為磷礦開采的主流方法。

超高水材料基于煤礦充填開采實(shí)際需求,由中國礦業(yè)大學(xué)于2007年研發(fā)成功,由于該材料具有充填工藝簡單、成本低、操作方便等優(yōu)點(diǎn)而得到了廣泛應(yīng)用[7-9]。邯鄲礦業(yè)集團(tuán)陶一煤礦采用了超高水充填開采技術(shù)并取得了良好的應(yīng)用效果[10];孫春東等[11-13]在陶一煤礦進(jìn)行了工業(yè)性試驗(yàn),探究了開放式充填開采覆巖運(yùn)動(dòng)機(jī)理,為長壁工作面充填開采的圍巖控制提供了理論和技術(shù)支持;許猛堂等[14-15]基于差分法薄板理論,建立了超高水材料開放式長壁充填工作面頂板力學(xué)模型,分析了工作面頂板活動(dòng)影響因素,提出了長壁工作面充填開采頂板控制方法,并成功應(yīng)用于工程實(shí)踐。在長壁開采法中,超高水充填技術(shù)已經(jīng)十分成熟,但是在磷礦領(lǐng)域尚鮮見應(yīng)用。

本文以四川省樂山市某磷礦Ⅰ礦層開采工程為例,借鑒煤礦開采中的長壁開采法,將工序復(fù)雜、回采率低的房柱采礦法調(diào)整為條帶式交叉嗣后充填采礦法;首先測(cè)定超高水充填材料的齡期強(qiáng)度,對(duì)各水灰比下的充填體試件進(jìn)行室內(nèi)試驗(yàn),分析超高水材料的固結(jié)特性,然后通過數(shù)值模擬分析論證該采礦方法的可行性。

1 超高水材料力學(xué)參數(shù)確定

1.1 超高水材料特性

超高水材料由主料A料、B料及輔料AA料、BB 料組成。其中A料主要成分為硫鋁酸鹽水泥,AA 料由復(fù)合緩凝分散劑組成,B料由石灰、石膏組成,BB料由復(fù)合速凝劑組成。

本試驗(yàn)所用的材料主要有硫鋁酸鹽水泥、石灰、石膏。該材料在固結(jié)過程中會(huì)形成大量的針狀、柱狀結(jié)構(gòu)相互交錯(cuò)盤旋、堅(jiān)實(shí)的鈣礬石(分子式3CaO·Al2O3·3CaSO4·32H2O)網(wǎng)狀骨架,其分子式中的結(jié)晶水被包含在這些網(wǎng)狀骨架中,且網(wǎng)狀骨架能像海綿一樣吸收遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于其自身質(zhì)量的游離水。固結(jié)完成后,水的質(zhì)量最大可占到材料總質(zhì)量的90%左右;如按體積換算,水的體積占比最大可達(dá)到95%～97%[16-17]。與膏體充填輸送不同,超高水材料的單漿具有極強(qiáng)的流動(dòng)性,環(huán)境因素對(duì)其流變參數(shù)影響較小[18],且凝固時(shí)間可通過配比進(jìn)行調(diào)整。

對(duì)磷尾礦樣本的檢測(cè)結(jié)果顯示,其與超高水材料無不良化學(xué)反應(yīng)(對(duì)其固結(jié)無影響),因此充填空區(qū)對(duì)超高水材料不存在排斥現(xiàn)象。

1.2 各齡期試件抗壓強(qiáng)度的測(cè)定

綜合考慮礦山充填實(shí)際需要及充填成本等因素,最終選擇5∶1、6∶1、7∶1三種常用水灰比,質(zhì)量分?jǐn)?shù)分別為16.7%、14.3%、12.5%,試件標(biāo)準(zhǔn)尺寸為直徑50 mm、高100 mm,每種水灰比各制作18個(gè)試件并分為6組,每組3個(gè)試件,分別測(cè)試1、3、5、7、14、28 d齡期單軸抗壓強(qiáng)度,記錄其平均值,最終得到3種水灰比下各齡期的強(qiáng)度測(cè)試值(見表1)。圖1為充填體(水灰比為7∶1,齡期1 d)單軸抗壓試驗(yàn)圖。

表1 各齡期抗壓強(qiáng)度測(cè)試結(jié)果

圖1 單軸抗壓試驗(yàn)圖

1.3 黏聚力和內(nèi)摩擦角的測(cè)定

充填體的黏聚力和內(nèi)摩擦角可由直剪試驗(yàn)測(cè)定。為保證試驗(yàn)數(shù)據(jù)的準(zhǔn)確性,每種水灰比下的直剪試驗(yàn)均采用6個(gè)試件進(jìn)行測(cè)定。

將超高水材料漿液倒入尺寸為100 mm×100 mm×100 mm的兩組三聯(lián)裝ABS模具(見圖2)中,再將其放入恒溫(20 ℃左右)箱中,28 d后取出進(jìn)行直剪試驗(yàn)。直剪試驗(yàn)過程中,需在試件的軸向施加一個(gè)法向應(yīng)力(應(yīng)力值不能大于試件的最大抗壓強(qiáng)度),然后在橫向上進(jìn)行對(duì)剪,直至試件發(fā)生剪切破壞(見圖3)。

充填體的黏聚力、內(nèi)摩擦角的推導(dǎo)公式為τ=c+σtanφ,其中:τ為試件剪切破壞時(shí)的切向應(yīng)力,σ為作用在試件上的法向應(yīng)力,二者均可由試驗(yàn)獲得;φ為充填體的內(nèi)摩擦角,c為充填體的黏聚力,可通過線性擬合求出c、φ值。

圖2 三聯(lián)裝ABS模具 圖3 直剪試驗(yàn)

記錄各水灰比下的6組試驗(yàn)數(shù)據(jù)(見表2),利用Origin生成x-y軸平面圖,再將數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合,擬合后的直線與y軸的截距即為試件的黏聚力,直線與水平方向的夾角即為試件的內(nèi)摩擦角(見圖4)。

表2 各水灰比下直剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)

圖4 直剪試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合曲線

綜上可計(jì)算得到3種水灰比下試件的黏聚力和內(nèi)摩擦角(見表3)。

表3 各水灰比下試件的黏聚力和內(nèi)摩擦角

2 礦山采場建模及數(shù)值模擬分析

2.1 礦山地質(zhì)條件

礦區(qū)內(nèi)磷礦床整體上呈層狀結(jié)構(gòu),賦存于寒武系下統(tǒng)麥地坪組下段,為海相沉積型磷礦,埋藏于地表下100～400 m,礦體自上而下分為Ⅱ、Ⅰ兩個(gè)礦層。

本文研究對(duì)象為八號(hào)礦段的Ⅰ礦層,該礦層具有結(jié)構(gòu)層位多、厚度較大且變化小等特點(diǎn),礦層分布連續(xù)且穩(wěn)定,屬緩傾斜礦層,傾向向西,傾角10°～24°。采場現(xiàn)場照片見圖5。

圖5 采場現(xiàn)場照片

該礦山采用房柱法開采,采場存在大量采空區(qū),部分頂板采用錨網(wǎng)支護(hù),由于沒有充填體支承上部載荷,礦柱成為了主要的應(yīng)力集中區(qū)域,空區(qū)幫壁通過巖體的變形釋放應(yīng)力,導(dǎo)致圍巖破碎。隨著采空區(qū)面積的增大,幫壁的變形量不斷增加,存在頂板垮落的安全風(fēng)險(xiǎn)。

2.2 模型構(gòu)建

選取1204勘探線礦體巖層分布數(shù)據(jù),對(duì)其作適當(dāng)簡化后建立數(shù)值模擬模型。巖體物理力學(xué)參數(shù)由礦山資料獲得(見表4)。

表4 巖體物理力學(xué)參數(shù)

利用Rhino軟件建模,模型尺寸為132 m×50 m×224 m(長×寬×高),礦房從左到右依次編號(hào)為11、12、13、14、15、16,尺寸均為8 m×50 m×2 m,間柱4 m。巖土體均采用Mohr-Coulomb本構(gòu)模型,計(jì)算時(shí)固定四周及底部邊界,上表面為地表,無任何約束。礦房設(shè)置在Ⅰ-3(3)礦層內(nèi),該礦層平均埋深約182 m,沿礦層傾向由下而上開采。數(shù)值模擬模型見圖6。

圖6 模型正視、側(cè)視圖

2.3 礦體開挖分析

開采方式為間隔開采,在未充填的情況下,6個(gè)礦房開采后的采場應(yīng)力、位移和塑性區(qū)分布云圖分別見圖7-圖9。

圖7 礦體開挖后采場覆巖水平、豎直方向應(yīng)力分布云圖

圖8 礦體開挖后采場覆巖水平、豎直方向位移分布云圖

圖9 礦體開挖后采場覆巖塑性區(qū)分布云圖

由圖7可知,受礦房開挖擾動(dòng)影響,礦房原巖應(yīng)力平衡狀態(tài)被打破,應(yīng)力重新分布,兩幫巖體均受到壓力作用,礦柱最大豎向應(yīng)力為20.64 MPa、采空區(qū)頂?shù)装鍏^(qū)域產(chǎn)生最大值為0.13 MPa的拉應(yīng)力。由圖8可知,頂?shù)装逑鄬?duì)位移量達(dá)到7.58 mm,表明礦柱在豎直方向的變形導(dǎo)致了頂?shù)装宓倪^度沉降或底鼓。

由圖9可知,主要的塑性區(qū)集中在礦柱周圍,且塑性區(qū)產(chǎn)生了貫通,說明在應(yīng)力作用下礦柱已經(jīng)發(fā)生破壞,此時(shí)采場處于不穩(wěn)定狀態(tài)。

2.4 采場充填分析

通過室內(nèi)試驗(yàn)及相關(guān)計(jì)算,得到各水灰比下的充填體物理力學(xué)參數(shù)(見表5)。

表5 充填體物理力學(xué)參數(shù)

以水灰比7∶1的超高水材料對(duì)采場進(jìn)行間隔充填為例,充填結(jié)束后的采場應(yīng)力、位移和塑性區(qū)分布云圖分別見圖10-圖12。

圖10 充填完成后采場水平、豎直方向應(yīng)力分布云圖

圖11 充填完成后采場水平、豎直方向位移分布云圖

圖12 充填完成后采場塑性區(qū)分布云圖

當(dāng)超高水材料未進(jìn)入采空區(qū)前,采場的穩(wěn)定性主要取決于礦柱的穩(wěn)定性,此時(shí)應(yīng)力集中區(qū)域只有礦柱以及采空區(qū)圍巖。當(dāng)用超高水材料充填采空區(qū)后,上部巖層的部分載荷轉(zhuǎn)移到了充填體上。得益于超高水材料優(yōu)異的流動(dòng)性,在充填過程中能夠?qū)崿F(xiàn)較高的接頂率,加之固結(jié)體體積應(yīng)變小,在三向受力狀態(tài)下具有良好的不可壓縮性[19-20],面對(duì)頂?shù)装搴蛧鷰r的變形能夠迅速作出應(yīng)力響應(yīng)。

由圖10可知:礦柱豎直方向最大應(yīng)力為17.39 MPa,與未充填時(shí)相比減小了3.25 MPa,減幅達(dá)15.75%;而頂?shù)装宓睦瓚?yīng)力也大幅減小,最大拉應(yīng)力僅為0.012 MPa,與未充填時(shí)相比,減幅達(dá)90.7%。

由圖11可知,采場頂?shù)装逑鄬?duì)位移量為6.27 mm,與未充填時(shí)相比,減幅為17.28%。

由圖12可知,采用水灰比為7∶1的超高水材料對(duì)采場進(jìn)行充填后,礦柱與底板連接處塑性區(qū)顯著減少,且未產(chǎn)生貫通,礦柱基本保持穩(wěn)定。

2.5 最大主應(yīng)力、塑性區(qū)體積對(duì)比分析

分別用水灰比7∶1、6∶1、5∶1超高水材料對(duì)采空區(qū)進(jìn)行充填,充填完成后分析得到礦柱最大主應(yīng)力(見圖13)及塑性區(qū)體積(見圖14)。

圖13 各水灰比超高水材料充填后礦柱最大主應(yīng)力

圖14 各水灰比超高水材料充填后礦柱塑性區(qū)體積

由圖13可知:在采充過程中,礦柱應(yīng)力隨間隔開采呈現(xiàn)出明顯的跳躍式增大;當(dāng)充填完成后,礦柱最大主應(yīng)力顯著減小;對(duì)比3種水灰比超高水材料充填效果發(fā)現(xiàn),隨著水灰比的增大,材料強(qiáng)度降低,最大主應(yīng)力隨之增大,但三者差距在4.7%以內(nèi),且均有效減小了礦柱所受應(yīng)力。

由圖14可知,在未充填的情況下,塑性區(qū)體積達(dá)21 449 m3,充填完成后,塑性區(qū)體積顯著減小。隨著水灰比的減小,塑性區(qū)體積也減小,3種充填方案均能有效提高采空區(qū)的穩(wěn)定性。

3 結(jié)論

a.通過室內(nèi)試驗(yàn)測(cè)定超高水材料常用水灰比5∶1、6∶1、7∶1下試件的各項(xiàng)物理力學(xué)參數(shù)和強(qiáng)度,其充填體抗壓強(qiáng)度均大于0.8 MPa,且在養(yǎng)護(hù)期齡7 d時(shí)便可達(dá)到最終強(qiáng)度的80%。

b.分別構(gòu)建沿傾向和走向開采的三維數(shù)值模擬模型,經(jīng)模擬分析可知,水灰比7∶1、6∶1、5∶1三種充填方案的充填效果均較好,能有效控制采場頂板和圍巖的穩(wěn)定。