海底下框架式分层充填法开采中矿岩稳定性分析
彭康，李夕兵，彭述权，刘志祥，赵国彦
(中南大学 资源与安全工程学院，湖南 长沙，410083)
摘要：从矿山开采技术条件出发，采用盘区框架式机械化上向水平分层充填法开采，矿区海下第四系与基岩接触部位有一层分布连续且遍布整个矿区的第四系底部隔水带隔断海水的渗流，若开采后沉降不均匀将破坏隔水带从而导致突水事故。根据矿区开拓方式选择矿体左翼到右翼、矿体中央到两翼、隔2采1、矿体两翼到中央4种开采顺序，分析不同开采顺序极限开采后的安全系数及矿区沉降规律，通过现场工程实践及位移监测验证该开采顺序的合理性。结果表明：隔2采1开采顺序为最佳开采顺序。
关键词：海底下开采；开采顺序；安全系数；矿区位移
中图分类号：TD853.34 文献标志码：A 文章编号：1672-7207(2011)11-3452-07
Ore-rock stability of frame stope hierarchical level filling mining method in seabed mining
PENG Kang, Li Xi-bing, PENG Shu-quan, LIU Zhi-xiang, ZHAO Guo-yan
(School of Resource and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)
Abstract: In terms of the technical conditions, it adopts frame stope mechanical upward horizontal slicing and filling intensify mining. There is an impermeable bottom of the fourth line with cut off water seepage in the fourth line and bedrock contact area, continuous and distributed throughout the mine. If there is uniform settlement after mining, it would destroy the water impermeable belt and result in sudden accidents. According to the ways, four kinds of ore mining sequence were choose: from the left ore body to the right, from the central ore body to the wings, the two stope panels and from the wings ore body to the central, the mine safety factor and law settlement of different mining sequence were analyzed. It can be drawn that the two stope panels are the best order. The rationality of mining sequence was validated by result of engineering practice and multi-point displacement measurement.
Key words: seabed mining; mining sequence; safety factor; mining area displacement
山东黄金集团三山岛金矿新立矿区是我国第一个进行海底下采矿的硬岩矿山，国内仅龙口在海底下采煤。国外日本宇部煤田海底下采煤就导致隔水层出现裂隙与错层，引起海水大量涌入井下，造成井毁人亡的事故[1]。新立矿区矿体位于海床下数十米至数百米范围内，是完全意义上的海底下开采。海底下开采金矿床，矿体与海水间仅靠数米厚的隔水带隔离，大量、快速、高强度开采势必扰动原岩地应力场[2]，破坏矿岩的稳定性。因此，大规模海底开采存在的安全问题是矿山需要解决的首要问题。从矿山开采工程状况出发，选择采用框架式机械化上向水平分层充填法强化开采[3-7]。通过矿岩及充填分级尾砂现场取样并进行室内实验及原岩地应力场的测定，建立有限元数值计算模型，将安全系数法运用到海底金矿床开采采场围岩稳定性评价中，然后进行分析。计算出矿岩不同盘回采顺序的不同回采步骤下的安全系数及其相对应的极限位移沉降量。通过三山岛金矿的海底下开采工程实践结果及多点位移计位移监测系统进行连续位移监测证明，目前采用框架式上向水平分层充填法开采是安全的，安全系数法评价围岩稳定的方法较为理想和实用，为采空区矿岩的稳定性评价提供了一种合理的 方法。
1 工程概况
1.1 矿区地质概况
三山岛金矿矿体由黄铁绢英岩化碎裂岩、黄铁绢英岩化花岗质碎裂岩组成，矿化连续。矿体平均走向长为900 m，矿体平均真厚度为25 m，平均倾角为45°。矿区现开采-165 m以下矿体，预留隔离层厚度平均为130 m，计算体上部水体高度为13 m，根据附近矿山资料和区域水文地质资料综合分析，矿区单位涌水量小于1 mL/(s·m)，属无水岩体，且有第四系底部隔水带位于第四系与基岩的接触部位，从目前施工的钻孔资料看，该层分布连续，遍布整个矿区。其厚度0.8~10.0 m，岩性由砂质黏土、粉质黏土组成，属残坡积物经后期风化形成，岩心呈柱状，孔隙直径约为1 μm，连通性较差，因此，渗透性较小，可作为海底开采较好的隔水层，该岩体隔断了作为矿床直接充水含水层的下盘含水带地下水的侧向补给，简化了矿床的水文地质条件，为矿床开采创造了比较有利的条件，本文没有考虑渗流的影响。
1.2 矿岩岩石力学基础试验
矿区矿体上盘为绢英化碎裂岩、绢英岩化花岗质碎裂岩，矿体下盘为黄铁绢英岩化花岗质碎裂岩或黄铁绢英岩化碎裂岩。经现场勘查并取样进行室内实验，抗压试验采用英国INSTRON公司的电液伺服材料控制机1346型，最大载荷为2 000 kN，测量岩石的抗压强度、弹性模量和泊松比。剪切试验测量岩石的抗剪强度、内聚力和内摩擦角，试验剪切角度为45°，60°和70°，劈裂拉伸试验测量岩石的抗拉强度。对矿岩岩石力学特性测定及计算分析后的结果如表1所示。
结果显示：水对黄铁绢英岩化花岗质碎裂岩和绢英岩化花岗质碎裂岩的抗剪强度减弱作用很大，特别是上盘绢英岩化花岗质碎裂岩遇水后强度降低很大。
表1 矿岩岩石力学性质
Table 1 Determined rock mechanics’ characteristics of ore and rock
1.3 矿区地应力规律
矿区地应力场各主应力随埋深变化的规律为：水平构造应力主应力(σhmax)方向垂直矿体走向，主应力方向沿矿体走向，其构造应力变化规律如下：
σhmax=0.11+0.053 9H (1)
σhmin=0.13+0.018 1H (2)
σz=0.08+0.031 5H (3)
式中：H为竖直方向深度。
通过现场应力的测量和计算分析，得出了新立矿区的最大主应力的走向为北西向，且均为近水平向的压应力。区域地应力与新立矿区的以北东走向为主的主控断裂蚀变带形成较大的交角，且呈压扭性，对主控断裂蚀变带的导水性起一定的抑制作用，是新立矿区主断裂带的涌水量较小的主要原因，各中段的涌水量的实测数据证实了本次地应力测量结果的准确与 可靠。
2 矿床开采有限元数值计算分析
2.1 有限元动态回采模型
图1所示为盘区划分的有限元模型。根据目前开采情况，矿区-165 m中段矿体已采用框柱式机械化上向水平分层充填法全部回采完并已接顶充填，正回采-240 m中段。-240 m中段矿体长度约为900 m，本次大型有限元模拟将-240 m中段矿体沿走向划分为9个盘区(见图1)。盘区沿走向长为100 m，盘区高度为40 m；底柱为5 m，顶柱为2 m；点柱沿走向跨度为16 m，垂直走向跨度为12 m；盘区间留4 m宽间柱。
图1 盘区划分的有限元模型
Fig.1 Divided finite element model of panel
根据6 000 t/d生产能力的要求及现有开拓系统，建立4个动态开采顺序的有限元数值计算模型。方案1为从矿体左翼到右翼的回采顺序：第Ⅰ步同时开采9号、8号和7号盘区，第Ⅱ步同时开采6号、5号和4号盘区，第Ⅲ步同时开采3号、2号和1号盘区；方案2为从矿体中央到两翼的回采顺序：第Ⅰ步同时开采6号、5号和4号盘区；第Ⅱ步同时开采9号、8号和7号盘区；第Ⅲ步同时开采3号、2号和1号盘区；方案3为隔2采1的回采顺序：第Ⅰ步同时开采9号、6号和3号盘区，第Ⅱ步同时开采8号、5号和2号盘区，第Ⅲ步同时开采7号、4号和1号盘区；方案4为从矿体两翼到中央的回采顺序：第Ⅰ步同时开采盘区9号、8号和7号，第Ⅱ步同时开采3号、2号和1号盘区，第Ⅲ步同时开采6号、5号和4号盘区。矿体动态回采后有限元计算模型的矿岩及充填体赋力学参数及加载原岩地应力场后的计算模型如图2所示。
2.2 不同回采顺序安全系数计算结果
根据矿区不同盘区回采顺序的有限元动态计算模型得出各回采顺序下第Ⅰ步回采后的安全系数等值云图如图3~6所示。
从图3~6可以看出：方案3在采场顶板出现的安全系数高，且安全系数高的范围分布广，方案3相对较优。对于三山岛金矿倾斜矿体而言，采用隔2采1回采方案回采后，采场(矿房)矿岩失稳的区域主要集中于-240 m中段的顶板及-165 m中段的底板处(范围在高程上为-202~-195 m)，安全系数[8-15]为2.5~3.5之间。虽然随着-240 m中段开采盘区数的增多，开采盘区与开采盘区之间的间柱及其所对应采场顶底板处全系数为2.5~3.5之间的范围有所增大，但是均未达到矿岩失稳的条件，且在计算模型矿体回采过程中矿岩均未出现塑性区。
图2 模型加载后有限元计算模型图
Fig.2 Model loaded finite element calculation model
图3 从矿体左翼到右翼第Ⅰ步回采安全系数等值云图
Fig.3 First step mining safety factor equivalent nephogram from left ore body to right
图4 从矿体中央到两翼第Ⅰ步开挖安全系数等值云图
Fig.4 First step mining safety factor equivalent nephogram of from central ore body to wings
图5 隔2采1第Ⅰ步开挖安全系数等值云图
Fig.5 First step mining safety factor equivalent nephogram of two stope panels
图6 从矿体两翼到中央第Ⅰ步开挖安全系数等值云图
Fig.6 First step mining safety factor equivalent nephogram from wings ore body to central
3 海下开采岩移计算与监测分析
3.1 不同盘区回采后沉降图
矿岩在不同盘区不同步骤极限回采后的安全系数下其相对应的极限位移沉降量如图7~10所示。
方案1~方案4的第Ⅰ步~第Ⅲ步回采后最大地面位移沉降对比分析见表2。方案1(从矿体左翼到右翼方案)、方案2(从矿体中央到两翼)的3个步骤的平均地面位移沉降量最大，为11 mm；方案3(隔2采1方案)的平均地面位移沉降量最小，为8 mm，方案4(从矿体两翼到中央方案)的平均地面位移沉降量居中，为9 mm。
图7 从矿体左翼到右翼第Ⅰ步回采后矿岩位移
Fig.7 Ore-rock’s subsidence curve after first step mining from left ore body to right
图8 从矿体中央到两翼第Ⅰ步回采后矿岩位移
Fig.8 Ore-rock’s subsidence curve after first step mining from central ore body to wings
图9 隔2采1第Ⅰ步回采后矿岩位移
Fig.9 Ore-rock’s subsidence curve after first step mining of two stope panels
图10 从矿体两翼到中央第Ⅰ步回采后矿岩位移
Fig.10 Ore-rock’s subsidence curve after first step mining from wings ore body to central
表2 不同方案不同回采步骤的矿岩位移分析
Table 2 Ore-rock’s subsidence analysis under separate steps in all possible solutions
地面沉降分析结果表明：方案3(隔2采1方案)平均地面沉降最小，是比较好的方案。第Ⅰ步~第Ⅲ步不同回采步骤后地面沉降规律为：第Ⅰ步开挖后地面最大沉降量为4 mm，第Ⅱ步开挖后地面最大沉降量为8 mm，第Ⅲ步开挖后地面最大沉降量为12 mm。同时，回采后矿岩沉降量比较均匀，不会引发因第四系隔水层下沉不均匀遭破坏而引发海水溃井，进一步证明矿区回采方案的合理性。
3.2 多点位移计用途和性能
新立矿区采用国防科技大学银河计算机工厂银河传感科技有限公司生产的单点位移计，多点连续监测目标区域内矿岩的位移量，对岩体移动提前做出预警，实现海下安全开采的目的[16]。
多点位移计是由多支智能型位移计、传递杆、锚头等组成。传感器原理为电感调频类，位移计本体内有一个圆柱形金属螺旋线圈，线圈内有一个可以移动的磁芯(即测杆)，在实际应用中通过线圈的电感变化实现非电量电测。多点位移计可于1 m2范围内布设多个孔，采用多个单点位移计组成多点位移计。岩层位移计安装需在安装硐室中施工上向孔，设计高度分别为10，20和30 m，孔径均为40 mm，以观测不同高度岩层竖向沉降变形规律。
3.3 多点位移计安装过程及分析
在工程施工过程中，根据实际情况，位移观测线选择在-165 m中段63号和71号勘探线，以及-200 m中段63号勘探线，分别在-165 m及-200 m中段运输平巷的63号勘探线上施工2 m×2 m川脉穿过矿体再施工3 m×3 m 的A，B及D 3个监测硐室，-165 m中段运输平巷的71号勘探线上施工监测硐室C。
主要施工顺序为：调整锚头→接线→连接锚头与第一节传递杆→用线从杆中将传递杆全部穿起→连接传感器等。待位移计整体组装完毕后，将锚头、传递杆逐次伸入钻孔中，到达预订深度后，锚头将预先安装的水泥药卷顶破，同时拉断铁丝连线，此时体系整体质量由机械锚爪的摩擦力承担，待水泥药卷凝固后，水泥药卷和机械锚爪联合锚固，承担体系质量，并用注浆机注浆。锚头和传递杆施工完毕后，进行位移计传感器的安装。将位移计传感器插入钻孔，和传递杆上的传感器进行对接，并通过手持式读数仪调整位置(一般调至满程的70%左右，满程为50 mm)，等高度调合适后，通过水泥药卷进行锚固，位移传感器的重量由凝固后的水泥药卷承担，孔口处引出排水管进行积水排放，防止破坏腐蚀传感器。传感器位移收敛信号可通过读取仪采集，可以读取、保存测量结果，并将测量结果传输到计算机中。安装后及现场采集如图11所示。
图11 -165 m中段63号勘探线A硐室位移监测
Fig.11 Chamber displacement measurement in -165 m No.63 reconnoitre line
从2009-05-04~2009-12-09三山岛金矿新立矿区经过215 d后测得的数据如图12所示。
海底下-165 m中段开采后和-200 m中段3个盘区极限开采充填后有限元数值计算结果显示：-240 m中段的开采盘区与开采盘区之间的间柱及其所对应采场顶底板处为矿岩稳定性最差的区域安全系数为2.5~3.5，分析结果表明开采是安全的，且开挖后地面最大沉降量为4 mm。岩层移动监测结果表明：随着采场开采矿石，多点位移计读数逐渐增大，215 d的最大变形量为2.2 mm，大多数在1.8 mm以下，变形量较小，从目前开采情况来看，海下开采是安全的。
图12 位移沉降曲线
Fig.12 Displacement sedimentation curve
安全系数的稳定性评价方法及现场岩移监测可为下步工程实践提供技术指导的作用，位移监测必须坚持长期监测，及时整理和分析数据，通过观测数据的变化，分析岩层移动的变形趋势，用来作为一种灾害的预测手段，从而保障海下的安全开采。现场监测结果及工程实践表明：该回采顺序及安全系数法评价围岩稳定性量化指标合理。
4 结论
(1) 从矿山开采工程状况出发，通过对三山岛新立矿区的矿岩及分级尾砂现场取样进行室内力学特性研究与原岩应力场的测定，为数值计算做了前提工作。
(2) 通过工程中的安全系数法，并利用ANSYS数值计算软件实现了有限元单元安全系数的计算。通过计算，得到了采场围岩的安全系数及采场围岩稳定的合理范围，为其工程施工和加固提供合理的施工范围和数值上的依据。
(3) 计算出矿岩在不同盘区开采顺序回采后的安全系数及其相对应的极限位移沉降量。通过现场工程实践及多点位移计岩移监测结果表明开采顺序及安全系数法分析围岩稳定性的合理性，为新立矿区海底下矿石资源的安全高效开采提供了合理的技术支撑。
参考文献：
[1] 赵国彦. 海基硬岩矿床的安全开采技术研究[J]. 中国安全科学学报, 2009, 19(5): 159-166.
ZHAO Guo-yan. Study on the safety mining technology of seabed hard rock[J]. China Safety Science Journal, 2009, 19(5): 159-166.
[2] 马春德, 徐纪成, 陈枫. 大红山铁矿三维地应力场的测量及分布规律研究[J]. 金属矿山, 2007(8): 42-45.
MA Chun-de, XU Ji-cheng, CHEN Feng. Research on in-situ stress measurement and its distribution law in Dahongshan iron mine[J]. Metal Mine, 2007(8): 42-45.
[3] 彭康, 李夕兵, 彭述权. 基于响应面法的海下框架式采场结构优化选择[J]. 中南大学学报: 自然科学版, 2011, 42(8): 2417-2422.
PENG Kang, LI Xi-bing, PENG Shu-quan. Optimization of frame stope structure parameters based on response surface method in under-sea mining[J]. Journal of Central South University. Science and Technology, 2011, 42(8): 2417-2422.
[4] 李夕兵, 刘志祥, 彭康, 等. 金属矿滨海基岩开采岩石力学理论与实践[J]. 岩石力学与工程学报, 2010, 29(10): 1945-1953.
LI Xi-bing, LIU Zhi-xiang, PENG Kang, et al. Theory and practice of rock mechanics related to the exploitation of undersea metal mine[J]. Chinese Journal of Rock Mechanics and Engineering, 2010, 29(10): 1945-1953.
[5] 彭康, 李夕兵, 彭述权, 等. 三山岛金矿中段盘区间合理回采顺序动态模拟选择[J]. 矿冶工程, 2010, 30(3): 8-12.
PENG Kang, LI Xi-bing, PENG Shu-quan, et al. Dynamic simulation of reasonable stopping sequence in middle section of panel in Sanshandao Gold Mine[J]. Mine and Metallurgical Engineer, 2010, 30(3): 8-12.
[6] 彭康, 李夕兵, 彭述权. 海下点柱法不同开采步骤的有限元动态模拟分析[J]. 金属矿山, 2009(10): 59-64.
PENG Kang, LI Xi-bing, PENG Shu-quan. Under-sea mining finite element dynamic simulation analysis for the different mining steps of undersea dotted pillar mining method[J]. Metal Mine, 2009(10): 59-64.
[7] 彭康, 李夕兵, 赵国彦. 岩层微扰上向分层充填法在海底下金矿的应用[J]. 金属矿山, 2010(4): 50-54.
PENG Kang, LI Xi-bing, ZHAO Guo-yan. Application of upward slicing and filling by whole tailings mining method in Xinli undersea mining[J]. Metal Mine, 2010(4): 50-54.
[8] 郑宏, 李春光, 李焯芬, 等. 求解安全系数的有限元法[J]. 岩土工程学报, 2002, 24(5): 323-328.
ZHENG Hong, LI Chun-guang, Lee C F, et al. Finite element method for solving the factor of safety[J]. Chinese Journal of Geotechnical Engineering, 2002, 24(5): 323-328.
[9] 张斌. 基于能量原理的有限元强度折减法分析边坡稳定[D]. 上海: 同济大学土木工程学院, 2008: 21-35.
ZHANG Bin. Strength reduction FEM of slope stability analysis based on energy theory[D]. Shanghai: Tongji University. Shool of Civil Engineering, 2008: 21-35.
[10] 李树忱, 李术才, 徐帮树. 隧道围岩稳定分析的最小安全系数法[J]. 岩土力学, 2007, 28(3): 549-554.
LI Shu-chen, LI Shu-cai, XU Bang-shu. Minimum safety factor method for stability analysis of surrounding rock mass of tunnel[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(3): 549-554.
[11] 舒谷生, 彭文祥, 何忠明, 等. 岩体稳定性评价的单元安全系数法及其影响因素分析[J]. 科技导报, 2009, 27(16): 66-68.
SHU Gu-sheng, PENG Wen-xiang, HE Zhong-ming, et al. Element safety factor in rock stability estimation and its influence factors[J]. Science & Technology Review, 2009, 27(16): 66-68.
[12] 熊敬, 张建海. Druker-Prager型屈服准则与强度储备安全系数的相关分析[J]. 岩土力学, 2008, 29(7): 1905-1910.
XIONG Jing, ZHANG Jian-hai. Correlation analysis of relationship between Druker-Prager yield criteria and strength margin safety factor[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(7): 1905-1910.
[13] 梁庆国, 李德武. 对岩土工程有限元强度折减法的几点思考[J]. 岩土力学, 2008, 29(11): 3053-3058.
LIANG Qing-guo, LI De-wu. Discussion on strength reduction FEM in geotechnical engineering[J]. Rock and Soil Mechanics, 2008, 29(11): 3053-3058.
[14] Matsui T, San K C. Finite element slope stability analysis by sheer strength reduction technique[J]. Soils and Foundations, 1992, 32(1): 59-70.
[15] 张黎明, 郑颖人, 王在泉, 等. 有限元强度折减法在公路隧道中的应用探讨[J]. 岩土力学, 2007, 28(1): 97-106.
ZHANG Li-ming, ZHENG Ying-ren, WANG Zai-quan, et al. Application of strength reduction finite element method to road tunnels[J]. Rock and Soil Mechanics, 2007, 28(1): 97-106.
[16] 尤春安, 白云. 围岩内部多点位移量测的新方法[J]. 岩土力学, 2000, 21(2): 138-140.
YOU Chun-an, BAI Yun. A new method of multi-point displacement measurement in surrounding rocks of under ground engineerings[J]. Rock and Soil Mechanics, 2000, 21(2): 138-140.
(编辑 陈爱华)
收稿日期：2010-12-20；修回日期：2011-03-07
基金项目：国家重点基础研究计划(“973”计划)(2010CB732004)；中国博士后基金资助项目(20090461022)；国家自然科学基金资助项目(51074177)
通信作者：彭康(1986-)，男，湖南岳阳人，博士研究生，从事岩石力学与采矿工程研究；电话：15974269965；E-mail: pengkang86121@126.com
