六角形采場充填體穩(wěn)定性的數(shù)值模擬研究

孫文杰，程國祥，廖永輝，陳懷教，海成龍

(金川鎳鈷研究設(shè)計院有限責(zé)任公司， 甘肅 金昌市 737100)

利用土工離心機模擬簡化六角形采場上部充填體的受力、變形和破壞規(guī)律，通過離心機模型試驗得到采場模型隨著離心機加速度的變化規(guī)律[1-4]。由于離心模擬試驗成本較高、試驗過程復(fù)雜且需要耗費較長的時間，因此，在開展相似材料離心模擬試驗之前，首先采用數(shù)值模擬的方法進行分析，邊界條件與材料參數(shù)與離心模擬試驗完全一致，通過數(shù)值模擬分析，與離心模擬試驗相互印證，以獲得充填體強度達到5 MPa條件下的最優(yōu)采場尺寸等參數(shù)；同時，改變充填體強度，分析充填強度在極限強度情況下，不同采場尺寸方案的應(yīng)力場、位移場和塑性區(qū)范圍，為離心模擬分析提供依據(jù)和參考。

1 模型的建立

數(shù)值模擬的模型大小與離心模擬試驗完全一致，模型長×寬×高=60 cm×20 cm×50 cm，采用Midas建立模型，隨后進行網(wǎng)格劃分，將分割好的模型導(dǎo)入 Flac3D中進行計算。本次模擬設(shè)計了 6個采場方案的數(shù)值模型，分別為方案一（15 m×12 m）；方案二（15 m×14 m）；方案三（20 m×12 m）；方案四（20 m×14 m）；方案五（20 m×16 m）；方案六（25 m×12 m）。

2 模擬參數(shù)

2.1 材料參數(shù)

材料參數(shù)對模擬結(jié)果的影響非常關(guān)鍵，選取真實、合理、可靠的材料參數(shù)是本次數(shù)值模擬的重點。

根據(jù)充填體配合比試驗及力學(xué)參數(shù)測定，水泥添加量占總骨料的25%～10%，不同配合比下料漿質(zhì)量濃度為78%的充填體的抗壓強度、抗拉強度、內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角的測試結(jié)果見表1。

表1 棒磨砂充填料漿在不同配合比下的物理力學(xué)參數(shù)

由表1可知，巖石力學(xué)參數(shù)與水泥占總骨料質(zhì)量比例呈線性關(guān)系，當(dāng)水泥所占比例降低時，充巖體巖石力學(xué)參數(shù)除了內(nèi)摩擦角外都呈下降趨勢。

下部巖石各個模型中選取同樣的參數(shù)，根據(jù)金川公司開展的巖石力學(xué)試驗，二礦區(qū)貧礦的力學(xué)參數(shù)見表2。

表2 巖石力學(xué)參數(shù)選取

2.2 邊界條件與初始條件

為真實模擬充填體模型在離心模擬試驗過程中的情況，根據(jù)離心模擬試驗條件，模型的底部及四周采用位移約束，模型的上部為自由邊界條件。

本次離心模擬試驗的N=100，即施加的重力加速度為100g，是自然狀態(tài)下的100倍，在數(shù)值模擬中，設(shè)置重力加速度g=980，這樣與離心模擬中充填體實際所受的重力相同，受力環(huán)境相似。

3 數(shù)值模擬結(jié)果分析

3.1 位移分布規(guī)律

圖1為6個采場方案在充填體為5 MPa、4 MPa、3 MPa和極限強度下采場頂部Z方向的最大位移。從圖1中可以看出，方案二的采場頂部Z方向位移量最大，6個采場方案Z方向最大位移從大到小的排序依次為：方案二，方案五，方案一，方案四，方案三，方案六；隨著充填體強度的降低，各方案采場頂部Z方向最大位移增大，且在3～5 MPa之內(nèi)基本呈線性變化，說明當(dāng)充填體在3 MPa以上時，采場開挖后，充填體雖受到開挖應(yīng)力重分布的影響，但依然處于彈性狀態(tài)。

圖1 不同充填體強度下各方案采場頂部Z方向位移

3.2 應(yīng)力分布規(guī)律

為了研究六角形采場開挖后上部充填體的穩(wěn)定情況，對各方案六角形采場開挖后，采場周圍的應(yīng)力變化情況進行分析，選取了采場頂部最大拉應(yīng)力值、采場邊界處最大主應(yīng)力和最大剪應(yīng)力作為分析指標(biāo)。圖2為不同方案在不同充填體強度條件下采場頂部最大拉應(yīng)力曲線圖。從圖2中可以看出，當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場頂部最大拉應(yīng)力基本一致，沒有多大變化，6個方案采場頂部拉應(yīng)力值從大到小依次為：方案二，方案一，方案三，方案四，方案五，方案六。當(dāng)充填體強度為極限強度時，不同方案的采場頂部拉應(yīng)力有了較大的變化，其中方案二的頂部最大拉應(yīng)力值最大。從模擬結(jié)果來看，六角形采場在保護采場頂板方面確實效果較為明顯，6個方案中，當(dāng)充填體強度為極限強度時，采場頂部最大拉應(yīng)力值為0.12 MPa，當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場頂部最大拉應(yīng)力值僅為 0.066 MPa，遠小于充填體的抗拉強度，且采場尺寸方案對于采場頂部拉應(yīng)力的影響不大，從拉應(yīng)力分布來看，由于六角形采場頂部范圍小，對于頂部的保護效果明顯，大大降低了傳統(tǒng)矩形采場因采場頂部暴露面積過大而造成頂部垮塌的危險。

圖2 各方案不同充填體強度下采場頂部最大拉應(yīng)力

圖3為各方案不同充填體強度下采場附近最大主應(yīng)力曲線圖。從圖3中可以看出，當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場附近最大主應(yīng)力值隨著充填體強度的變化，其值基本不發(fā)生變化，說明當(dāng)充填體強度≥3 MPa，采場開挖后，充填體雖受到開挖應(yīng)力重分布的影響，但依然處于彈性狀態(tài)。每種方案對應(yīng)的最大主應(yīng)力從大到小排序為：方案二，方案一，方案五，方案四，方案三，方案六。當(dāng)充填體強度為極限強度時，最大主應(yīng)力迅速下降，造成最大主應(yīng)力值下降的原因可能是塑性區(qū)的產(chǎn)生，使得采場附近充填體應(yīng)力得到了釋放，宏觀表現(xiàn)為主應(yīng)力值降低。

圖3 各方案不同充填體強度下采場附近最大主應(yīng)力

圖4為各方案不同充填體強度下采場附近最大剪應(yīng)力曲線圖，從圖4中可以看出，當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場附近最大剪應(yīng)力值隨著充填體強度的變化，其值基本不發(fā)生變化。6個方案采場附近最大主應(yīng)力值從大到小排列為：方案二，方案五，方案一，方案四，方案三，方案六。當(dāng)充填體強度為極限強度時，最大剪應(yīng)力迅速下降，造成最大剪應(yīng)力值下降的原因可能是采場兩幫產(chǎn)生了剪切破壞塑性區(qū)，使得采場附近充填體應(yīng)力得到了釋放，宏觀表現(xiàn)為最大剪應(yīng)力值降低。

圖4 各方案不同充填體強度下采場附近剪應(yīng)力

4 結(jié)論

（1）分析 6個采場方案在充填體強度為 5 MPa、4 MPa、3 MPa和極限強度下的采場頂部Z方向最大位移，得出方案二的采場頂部Z方向位移量最大，6個方案Z方向最大位移的排序為：方案二，方案五，方案一，方案四，方案三，方案六。

（2）根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果分析，當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場頂部最大拉應(yīng)力基本一致，沒有多大變化，6個方案采場頂部拉應(yīng)力值從大到小排列為：方案二，方案一，方案三，方案四，方案五，方案六。當(dāng)充填體強度為極限強度時，采場頂部拉應(yīng)力有了較大的增長，尤其方案二和方案四采場頂部最大拉應(yīng)力值增長明顯。

（3）當(dāng)充填體強度≥3 MPa時，采場附近最大主應(yīng)力值隨著充填體強度的變化，其值基本不發(fā)生變化，當(dāng)充填體強度下降至極限強度時，最大主應(yīng)力迅速下降，造成最大主應(yīng)力值下降的原因可能是塑性區(qū)的產(chǎn)生，使得采場附近充填體應(yīng)力得到了釋放，宏觀表現(xiàn)為主應(yīng)力值降低。

（4）6個方案塑性區(qū)范圍從大到小的排列為：方案二，方案三，方案一，方案四，方案五，方案六，從塑性區(qū)的分布來看，六角形采場開挖后，其破壞區(qū)域主要發(fā)生在采場頂板以及兩幫拱腳處，拉伸破壞主要發(fā)生在頂板，剪切破壞主要發(fā)生在兩幫拱腳處。