一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法及应用

1.本发明涉及采矿工艺技术领域，尤其是一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法及应用。


背景技术：

2.阶段嗣后充填采矿法以其高效、环保等方面的显著优势，正被越来越多矿山所采用。该方法分为两步骤回采，第一步回采矿房，然后采用尾砂胶结充填充填采空区，形成具有一定强度的人工矿柱，使人工矿柱起到支撑采场安全回采的作用，第二步回采相邻矿柱，然后进行非胶结充填。在进行高阶段大尺寸采空区充填时，一次性完成整个空区的充填将会造成底部充填挡墙承受压力过大，存在一定安全隐患；且大多数矿山由于充填站无法实现连续制浆导致难以一次性完成大体积空区充填，通常会采用分层充填，即先在其底部采用高灰砂比料浆充填，再进行中间层充填，最后采用高灰砂比进行顶部充填，最终形成分层胶结充填体结构。
3.在回采过程中，胶结充填体的稳定决定着整个采场的安全回采。针对完整胶结充填体的研究相对成熟，而针对“分层胶结充填体”的研究相对滞后，如果在充填采矿作业中顶、中、底三层均选择强度较高的胶结充填体，会导致充填成本过高，直接影响矿山的经济效益，若采用强度较低的胶结充填体，则可能影响回采作业安全。因此，需要建立一种科学合理的高阶段分层胶结充填体的强度优化配置方法，保证充填体稳定性，为井下人员和设备提供安全可靠作业环境的同时经济成本最优。


技术实现要素：

4.本发明的目的就是针对上述情况，提供一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法及应用，本发明构建了单侧揭露三侧受压的分层结构胶结充填体三维强度模型，比较了多种情况下的胶结充填体稳定性并对其相关的性能指标进行了分析，在此基础上进行了强度与结构优化，提出了充填成本控制对策。
5.本发明的具体方案是：一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法，包括有以下步骤：
6.s1：进行单侧揭露三侧受压的分层结构胶结充填体三维强度模型构建：
7.基于mohr-coulomb强度准则，考虑胶结充填体结构特性、顶部超载、右侧压、侧壁摩擦力因素，建立胶结充填体大深宽比条件下的三维强度模型；
8.s2：进行分层胶结充填体受压破坏面分析：
9.根据建立的三维强度模型，分析不同宽度d的胶结充填体，受压破坏面会出现三种不同的情况，即受压破坏面完全位于底部分层、受压破坏面贯穿底部及中间分层和受压破坏面贯穿全部分层；
10.s3：进行分层结构胶结充填体稳定性影响因素分析：
11.根据建立的三维强度模型，三种情况下受压破坏面的分析，分析影响充填体稳定
性的因素；
12.s4：进行分层结构胶结充填体滑动模型安全系数和强度需求对比分析：
13.根据三维强度模型，受压破坏面分析及稳定性影响因素，控制顶部、底部分层充填体灰砂比不变，进行中间分层充填体的安全系数及强度需求对比分析，以验证上述结构特征的三维强度模型的合理性并计算充填体强度。
14.进一步的，本发明中步骤s1中三维强度模型：顶部充填体受到自身重力及上覆压力作用，前后两侧受到围岩产生的摩擦力，右侧受到非胶结充填体的侧压力，胶结充填体分为顶部、中间、底部三层，胶结充填体单侧揭露。
15.进一步的，本发明中所述步骤s2中受压破坏面出现三种不同的情况，即受压破坏面完全位于底部分层、受压破坏面贯穿底部及中间分层和受压破坏面贯穿全部分层；当受压破坏面完全位于底层时，此时存在l0≤l
1-dtanα；则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
16.f＝da[c1(4l
1-l
0-dtana)+2c2l2]
[0017]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0018][0019]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0020][0021]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0022][0023]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解析式为：
[0024][0025]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0026][0027]
当受压破坏面贯穿底部及中间分层时，此时存在l
1-dtanα《l0≤l1；则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
[0028][0029]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0030]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0031][0032]
受压破坏面贯穿底部及中间分层，在底层中受压破坏面面积为a1，在中间层中受压破坏面面积为a2。
[0033][0034]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0035]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解析式为：
[0036][0037]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0038][0039]
当受压破坏面贯穿全部分层时，此时存在l1+l
2-dtanα《l0《l1:则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
[0040][0041]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0042][0043]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0044][0045]
受压破坏面贯穿顶部、底部、中间全部分层，在底层中受压破坏面面积为a1，在中间层中受压破坏面面积为a2，在顶层中受压破坏面面积为a3。
[0046][0047]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0048][0049]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解
析式为：
[0050][0051]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0052][0053]
其中l0为受压破坏面最低点与底部相距高度，m；l1为顶部和底部分层高度，m；l2为中间分层高度，m；d为矿房胶结充填体宽度，m；l为充填体长度，m；h为充填体高度，m；为充填体内摩擦角，
°
；a为粘结比；a1为底部受压破坏面积，m2；a2为中部受压破坏面积，m2；a3为顶部受压破坏面积，m2；s为总受压破坏面积，m2；a
12
为内聚力比值；γ1为顶层及底层容重、γ2为中间层容重，kn/m3；c1为顶层及底层内聚力，kpa；c2为中间层内聚力，kpa；α为受压破坏面与水平面夹角，
°
。
[0054]
进一步的，本发明中所述步骤s3中影响充填体稳定性的因素包括有长、宽、粘聚比、黏结比、内摩擦角、侧压系数、容重及上覆压力。
[0055]
进一步的，本发明中所述步骤s4中在结构面倾角、中间层高度、内聚力、内摩擦角四个因素下进行中间分层充填体安全系数及强度需求的对比分析。
[0056]
一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法的应用，具体包括有：
[0057]
a.进行阶段嗣后充填法分层充填工艺验证计算：
[0058]
采用胶结充填体强度理论计算公式，对现有的方案进行验证，具体采用充填体自立强度计算公式thomas模型、卢平模型、半经验公式及米切尔法进行验证计算；
[0059]
b.进行阶段嗣后分层结构胶结充填体强度需求计算：
[0060]
根据构建的三维强度模型进行充填体中间层的强度需求理论计算、充填体强度需求数值计算和阶段嗣后分层充填体灰砂比选取；
[0061]
c.进行矿房分层结构胶结充填体强度及结构优化分析：
[0062]
根据理论计算及数值模拟计算对比选取的结果，考虑到顶部充填体破坏区域较小，对充填体进行进一步的强度及结构优化，并利用数值模拟进行验证；
[0063]
d.进行经济对比分析。
[0064]
进一步的，本发明中根据构建的三维强度模型计算分层胶结充填体的需求强度，利用flac3d搜索计算得到数值结果，对比选取保守值并进行灰砂比的选取。
[0065]
进一步的，本发明中在三分层的基础上，对中间层再进行分层，进行强度及结构优化，利用数值模拟验证优化后结果的合理性，并进行了优化前后充填成本的经济对比分析。
[0066]
本发明方案具有以下有益效果：
[0067]
本发明基于极限平衡理论，综合考虑胶结充填体自身力学特征、上下盘围岩与非胶结充填体力学作用、顶板荷载及分层结构面等多因素的影响，建立单侧揭露三侧受压的分层结构胶结充填体强度模型；分析各因素对需求强度的影响；计算出合适的需求强度；本发明的特点是既考虑了实际采场胶结充填体的受力状况及分层结构面，又能适用于采场尺寸的变化，并在此基础上进行了强度与结构优化，提出了充填成本控制对策。
附图说明
[0068]
图1是胶结充填体失稳滑动趋势图；
[0069]
图2是滑动面完全位于第一分层时胶结充填体受力分析示意图；
[0070]
图3是滑动面贯穿两个分层时胶结充填体受力分析示意图；
[0071]
图4是滑动面贯穿三个分层时胶结充填体受力分析示意图；
[0072]
图5是现场充填设计图；
[0073]
图6是2#矿房胶结充填体塑性区分布图:(a)首次揭露时稳定，c＝170kpa；(b)再次揭露时失稳，c＝170kpa；(c)再次揭露时稳定，c＝230kpa，图中左、右、下方位分别对应(a)、(b)、(c)；
[0074]
图7是充填体结构优化示意图；
[0075]
图8是矿房充填体结构优化及塑性区分布。
具体实施方式
[0076]
下面将结合本发明的附图，对本发明的技术方案进行清楚完整的描述，但本发明的保护范围并不仅仅限于所述内容。基于本发明中的实施例，本领域普通技术人员在没有做出创造性劳动的前提下所获得的所有其它实施例，都属于本发明的保护范围。
[0077]
在进行高阶段胶结充填体的优化设计分析之前，先了解一下胶结充填体分层现象和分层胶结充填体形成过程，逐段分层充填势必造成胶结充填体出现分层面等结构特征，此外，在采空区充填过程中，充填管线通常悬挂于一侧围岩之上，这样易导致粗颗粒尾砂和高浓度料浆在靠近岩壁一侧累积，而细颗粒和低浓度料浆则流向岩壁另一侧，在胶结充填体完成固结排水后，其分层结构面容易形成一定的倾角，类似于岩石节理面，导致胶结充填体完整性遭到破坏，其整体力学强度发生劣化效应，目前定义此类型胶结充填体为“分层胶结充填体”。
[0078]
在实际采场中，当分层胶结充填体与顶板接顶良好时，分层胶结充填体会受到垂直方向作用力。当充填体接顶较差时，分层胶结充填体会受到水平方向作用力。此时，作用力与结构面方向会呈现垂直和平行两种状态，不同受力状态分层胶结充填体表现出的力学特性差异很大。
[0079]
一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法，包括有以下步骤：
[0080]
s1：进行单侧揭露三侧受压的分层结构胶结充填体三维强度模型构建：
[0081]
基于mohr-coulomb强度准则，考虑胶结充填体结构特性、顶部超载、右侧压、侧壁摩擦力因素，建立胶结充填体大深宽比条件下的三维强度模型；
[0082]
s2：进行分层胶结充填体受压破坏面分析：
[0083]
根据建立的三维强度模型，分析不同宽度d的胶结充填体，受压破坏面会出现三种不同的情况，即受压破坏面完全位于底部分层、受压破坏面贯穿底部及中间分层和受压破坏面贯穿全部分层；
[0084]
s3：进行分层结构胶结充填体稳定性影响因素分析：
[0085]
根据建立的三维强度模型，三种情况下受压破坏面的分析，分析影响充填体稳定性的因素；
[0086]
s4：进行分层结构胶结充填体滑动模型安全系数和强度需求对比分析：
[0087]
根据三维强度模型，受压破坏面分析及稳定性影响因素，控制顶部、底部分层充填体灰砂比不变，进行中间分层充填体的安全系数及强度需求对比分析，以验证上述结构特征的三维强度模型的合理性并计算充填体强度。
[0088]
进一步的，本实施例中步骤s1中三维强度模型：顶部充填体受到自身重力及上覆压力作用，前后两侧受到围岩产生的摩擦力，右侧受到非胶结充填体的侧压力，胶结充填体分为顶部、中间、底部三层，胶结充填体单侧揭露。
[0089]
进一步的，本实施例中所述步骤s2中受压破坏面出现三种不同的情况，即受压破坏面完全位于底部分层、受压破坏面贯穿底部及中间分层和受压破坏面贯穿全部分层；当受压破坏面完全位于底层时，此时存在l0≤l
1-dtanα；则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
[0090]
f＝da[c1(4l
1-l
0-dtana)+2c2l2]
[0091]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0092][0093]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0094][0095]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0096][0097]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解析式为：
[0098][0099]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0100][0101]
当受压破坏面贯穿底部及中间分层时，此时存在l
1-dtanα《l0≤l1；则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
[0102][0103]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0104]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0105]
[0106]
受压破坏面贯穿底部及中间分层，在底层中受压破坏面面积为a1，在中间层中受压破坏面面积为a2。
[0107][0108]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0109]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解析式为：
[0110][0111]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0112][0113]
当受压破坏面贯穿全部分层时，此时存在l1+l
2-dtanα《l0《l1:则受压破坏面上部楔形胶结充填体受到前后两侧围岩的总摩擦力f为：
[0114][0115]
胶结充填体楔形滑动体右壁上受到非胶结充填体作用的侧向压力fc为：
[0116][0117]
胶结充填体楔形滑动体的自重和作用在其上表面的压力为n：
[0118][0119]
受压破坏面贯穿顶部、底部、中间全部分层，在底层中受压破坏面面积为a1，在中间层中受压破坏面面积为a2，在顶层中受压破坏面面积为a3。
[0120][0121]
以受压破坏面为工作面，利用极限平衡原理，求得充填体安全系数f为：
[0122][0123]
根据上式可知，胶结充填体安全系数f确定时，底层胶结充填体所需内聚力c1的解析式为：
[0124][0125]
根据内聚力比值α
12
的定义，则中间层胶结充填体所需内聚力c2的解析式为：
[0126][0127]
其中l0为受压破坏面最低点与底部相距高度，m；l1为顶部和底部分层高度，m；l2为中间分层高度，m；d为矿房胶结充填体宽度，m；l为充填体长度，m；h为充填体高度，m；为充填体内摩擦角，
°
；a为粘结比；a1为底部受压破坏面积，m2；a2为中部受压破坏面积，m2；a3为顶部受压破坏面积，m2；s为总受压破坏面积，m2；a
12
为内聚力比值；γ1为顶层及底层容重、γ2为中间层容重，kn/m3；c1为顶层及底层内聚力，kpa；c2为中间层内聚力，kpa；α为受压破坏面与水平面夹角，
°
。
[0128]
进一步的，本实施例中所述步骤s3中影响充填体稳定性的因素包括有长、宽、粘聚比、黏结比、内摩擦角、侧压系数、容重及上覆压力。
[0129]
进一步的，本实施例中所述步骤s4中在结构面倾角、中间层高度、内聚力、内摩擦角四个因素下进行中间分层充填体安全系数及强度需求的对比分析。
[0130]
一种高阶段胶结充填体强度优化配置方法的应用，具体包括有：
[0131]
a.进行阶段嗣后充填法分层充填工艺验证计算：
[0132]
采用胶结充填体强度理论计算公式，对现有的方案进行验证，具体采用充填体自立强度计算公式thomas模型、卢平模型、半经验公式及米切尔法进行验证计算；
[0133]
b.进行阶段嗣后分层结构胶结充填体强度需求计算：
[0134]
根据构建的三维强度模型进行充填体中间层的强度需求理论计算、充填体强度需求数值计算和阶段嗣后分层充填体灰砂比选取；
[0135]
c.进行矿房分层结构胶结充填体强度及结构优化分析：
[0136]
根据理论计算及数值模拟计算对比选取的结果，考虑到顶部充填体破坏区域较小，对充填体进行进一步的强度及结构优化，并利用数值模拟进行验证；
[0137]
d.进行经济对比分析。
[0138]
进一步的，本实施例中根据构建的三维强度模型计算分层胶结充填体的需求强度，利用flac3d搜索计算得到数值结果，对比选取保守值并进行灰砂比的选取。
[0139]
进一步的，本实施例中在三分层的基础上，对中间层再进行分层，进行强度及结构优化，利用数值模拟验证优化后结果的合理性，并进行了优化前后充填成本的经济对比分析。
[0140]
下面以一个矿场中的具体实施参数为实施例进行说明。
[0141]
如采场位于-270m水平，矿山充填各分层从下至上最初设计采用的配比为1:4、1:8、1:8、1:8及1:10，但是该配比充填效果不佳，巷道发生片帮、垮塌的情况。为确保采场安全作业，采用配比为1:4的全尾砂胶结充填体。设计参数：矿房长度25m，宽度15m，阶段高度90m，空区高度75m，倾角80
°
，顶部、底部分层充填体容重γ1＝24kn/m3、中间分层容重γ2＝22kn/m3，内摩擦角内聚力c1＝350kpa、顶部和底部高度l1＝15m、比值r
12
＝
0.5，中间分层高度l2＝45m，侧压系数v＝0.2。
[0142]
第一步：对现有设计方案进行可行性验证计算：
[0143]
采用thomas模型、卢平模型、半经验公式及米切尔法计算得到为：0.723mpa、1.68mpa、1.32mpa及1.33mpa。通过与设计方案(见图5)对比可知，设计方案中除了底部充填体强度符合计算结果，上部充填体设计都不满足强度计算设计要求，因此该方案从理论计算分析是不合理的。
[0144]
第二步：进行受压破坏面分析：
[0145]
见图2，其中l1为15m，l2为45m，根据公式l0≤l1-dtanα，l1+l
2-dtanα＜l0＜l
l
，l
l-dtanα＜l0≤l1，通过数值模拟计算得到l0＝5m，代入三个公式计算得到该矿房属于第二种破坏类型(见图3)。
[0146]
第三步：进行强度需求理论及数值计算：
[0147]
考虑到顶、底层的承重作用，采用灰砂比1∶4进行充填，选取第二类受压破坏面三维强度模型进行计算，得到中间层强度需求的内聚力为226kpa，如下表。
[0148]
表1矿房分层胶结充填体中间层强度需求解析值
[0149][0150]
根据数值计算结果(见图6)，得到矿房中分层胶结充填体中间层强度需求内聚力为230kpa。对比两种计算结果，取相对保守值230kpa，通过式m＝c/σ(m＝0.21)算得到充填体强度为1100kpa。
[0151]
表2矿房分层胶结充填体中间层强度需求数值计算结果
[0152][0153]
表3矿房采场中间层充填体ucs取值
[0154][0155]
通过分层胶结充填体应力及位移分布分析及分层胶结充填体塑性区状态分析可知，在胶结充填体中应力从上到下不断增大，塑性区破坏也最先在最下端发生，因此考虑调整充填体结构，在尽量降低胶结剂用量的同时能保持充填体整体稳定性。
[0156]
考虑到顶部充填体破坏区域较小，因此在充填体顶部设置5m高度的高配比区域，其余区域从上到下依次将配比设置为1∶8、1∶6和1∶4，胶结充填体优化后的结构见图7所示。矿房优化后的4个分层高度分别为12m、18m、40m和5m，阶段高度为75m，通过数值模拟结果(图8)可知此时矿房充填体能保持整体稳定。
[0157]
第四步：进行经济对比分析。
[0158]
优化充填体结构的最终目的在于减少充填体中胶结剂用量以降低充填成本，根据矿山提供资料可知，矿山充填各分层从下至上最初采用的配比为1∶4、1∶8、1∶8、1∶8及1∶10，但是该配比充填效果不佳，巷道发生片帮、垮塌的情况。为确保采场安全作业，最后一直采用配比为1∶4的胶结充填体。
[0159]
在保证足够的充填体强度情况下，对胶结充填体结构优化之后，与实际充填情况相比(见表2和表3)，胶结剂用量大幅减少，矿房胶结剂减少量为1672.6t，减少率为30.5％，充填成本减少752670元。但是与最初充填体设计方案相比，胶结剂的增加量为958.9t，增加率为10.8％，充填成本增加166635元。
[0160]
表4经济对比分析
[0161]