破碎頂板垮塌采場膠結充填治理*

張增慶,魏曉明,楊燦顯,顧攀,趙亮

(1.保山金廠河礦業有限公司,云南 保山市 678001;2.礦冶科技集團有限公司,北京 100160)

0 前言

云南金廠河多金屬礦Zn V3 礦體為緩傾斜礦床,上、下盤圍巖為破碎大理巖,礦石為較為穩固的矽卡巖,采用大直徑深孔側向崩落嗣后充填法采礦[1-2],年產礦石70萬t。切頂硐室采用錨網噴砼+砂漿長錨索進行支護,支護工程量大。采場掏槽及側向崩落礦石作業過程中,爆破振動較大,加之采場回采周期較長,破碎頂板冒落風險極大,礦山根據采礦設計逐步回采礦體,出現21#、23#、25#、27#四個采場頂板不同程度冒頂,冒落圍巖覆蓋于礦石之上,造成礦石貧化,加大了出礦難度。

目前,金廠河多金屬礦處于一步驟大規模開采階段,21#采場垮塌量為13 191 m3,23#采場垮塌量為2964 m3,25#采場垮塌量為330 m3,27#采場垮塌量為3701 m3,21#采場頂板垮塌情況如圖1 所示。嚴重制約了礦山一步驟礦房采場安全高效回采,也將影響后續的二步驟礦柱采場的回采[3-4]。

尤其21#采場在第17次側崩落礦時出現頂板大面積冒落,破壞了1810中段1#充填平巷。冒落圍巖覆蓋了6#、7#、8#、9#出礦進路,覆巖內含有較多鋼筋網、錨桿及長錨索,采場底部存窿礦石無法進一步清掃,造成損失。礦山隨即研究對空區進行緊急密閉充填。充填過程中,伴隨周邊采場落礦振動的影響,頂板冒落范圍繼續擴大,冒頂區最高點,超出充填平巷高度27 m,正?？楷F有的充填平巷、充填鉆孔、充填回風井無法充填接頂。圖2是21#采場空區不同時期的掃描模型(4 次掃描顏色標識見電子版)。

圖2 21#空區不同時期的掃描模型

1 頂板垮塌采場充填體強度設計

1.1 一步驟膠結充填體強度計算

金廠河多金屬礦破碎頂板采場基本分布在17#至30#采場之間,階段高度平均為40 m,寬度為15 m,長為礦體水平厚度,平均為120 m,兩步驟連續回采。本次一步驟采場膠結充填體強度計算采用Mitchell公式及礦冶科技集團有限公司三維力學模型及安慶經驗公式[5-6],安全系數取2.5,計算結果分別為1.07 MPa、1.39 MPa和1.24 MPa,因此,選取理論計算結果1.39 MPa(最大值)作為一步驟膠結充填體強度要求。

根據礦山采礦工程布置,一步驟膠結充填體內后期需要施工巷道工程,因此,一步驟膠結充填體結構分底部和中上部兩部分,塹溝出礦底部結構高為9 m,中上部高度為29.8 m,其中底部強度為3.0 MPa,中上部強度根據理論計算降低為1.1 MPa,充填體強度分布如圖3(a)所示。

圖3 21#采場膠結充填體強度分布

由于頂板垮塌采場中含有大量破碎大理巖,考慮到一步驟膠結充填體穩定性,本次對垮塌后采場充填體整體強度設計為3.0 MPa(見圖3(b)),后期還應對采場底部廢石膠結充填體質量進行評估。

1.2 充填配比試驗及強度測試

(1) 測試方案。充填配比試驗所用材料為金廠河礦全尾砂,膠結劑為礦冶科技集團有限公司生產的新型膠凝材料。結合礦山深錐濃密機底流濃度,充填配比試驗設計充填料漿質量濃度為68%、70%、72%和74%四組;灰砂比為1∶4、1∶6、1∶8、1∶10 五組,每組試驗進行7 d、28 d 齡期的強度測試。

(2) 測試結果與分析。充填試塊達到養護齡期后,開展強度測試,結果見表1。

表1 充填試塊強度測試結果 MPa

由表1可知,采用新型膠凝材料制備充填體,隨著養護齡期的增加,充填體強度發展穩定,充填體養護28 d后的抗壓強度相比7 d提高約3倍。同時選取灰砂比1∶8,料漿質量濃度為70%～74%,28 d平均抗壓強度可以達到2.92 MPa、3.10 MPa、3.48 MPa,基本滿足了一步驟膠結充填體強度設計要求。

2 充填料漿流動性能研究

2.1 測試方案

為了掌握金廠河礦充填高濃度料漿流動性能,確保充填反坡輸送方案設計的可靠性,分別開展了充填料漿擴展度試驗和流變試驗,設計充填料漿質量濃度分別為68%、70%、72%和74%;灰砂比為1∶8。充填料漿擴展度試驗參考《金屬非金屬礦充填工程技術標準》(GB/T 51450—2022)。充填料漿流變試驗采用Brookfield 公司的新型流變儀測試[7]。

2.2 測試結果

(1) 擴展度測試。充填料漿擴展度試驗測試過程見圖4,料漿質量濃度為68%、70%、72% 和74%,擴展度分別為24.4 cm、22.8 cm、18.9 cm 和15.8 cm。

圖4 充填料漿擴展度試驗測試過程

(2) 流變參數測試。充填料漿流變試驗典型結果如圖5所示,對于高濃度尾礦漿體,其流變特征可以用Bingham 流體模型表征,即當剪切應力大于屈服應力時,漿體才能發生流動,具有塑性液體性質,當剪切應力小于屈服應力時,漿體沒有流動性,表現為固體[8-10],其表達式為:

圖5 充填料漿流變試驗典型結果

式中:τ0為屈服應力,Pa;ηp為塑性黏度系數,Pa·s。

根據充填料漿流變參數測試結果,料漿質量濃度為68%、70%、72%和74%時,屈服應力分別為3.0015 Pa、7.8711 Pa、16.861 Pa和28.781 Pa;塑性黏度系數分別為0.1350 Pa·s、0.1538 Pa·s、0.1722 Pa·s和0.2632Pa·s。

(3) 測試結果分析。在灰砂比1∶8情況下,隨著充填料漿質量濃度從72%升至74%,屈服應力和塑性黏度系數迅速增大,與該濃度下擴展直徑明顯減小相符合。隨著充填料漿濃度的增大,料漿中顆粒之間的接觸點增多,漿體內部的摩擦力增大,導致流變參數增大,進一步表明料漿濃度越大,料漿流動性越差[11-13]。因此,本次反坡輸送濃度不應高于72%。

3 空區治理

3.1 充填擋墻布置

本次21#采場空區頂底部均采用空心磚+土工布的密閉墻(見圖6),濾水效果良好,施工便捷高效。擋墻制作前,需對場地進行清理,對巷道底部、頂部及周邊不穩定巖石進行清理;在擋墻制作完成后,進行周邊噴漿密封處理,防止周邊跑漿[14]。

圖6 充填擋墻現場布置

3.2 采場下料布置

21#采場空區北端塌方嚴重,頂板仍為風化破碎的大理巖,后期因周邊采場掘進、落礦擾動,不排除有進一步塌方的可能。因此,保持現有的充填輸送管線不變,將下料口對準1810 m 中段1#充填平巷空區邊緣下料,前期因設備、人員、材料無法正常通行,2#充填平巷內的充填鉆孔僅作為后期接頂補充充填用[15]。

目前21#采場空區礦巖存窿較多,空區爆堆起伏不平,塌方區域正下方爆堆最高,高度約30 m,易出現充填料漿聚集后“潰壩”沖擊充填擋墻,故前期充填應控制下料時間及下料速度,確保充填體頂面均勻穩步上升,最大程度保證密閉墻安全。21#采場布置了21-1#、21-2#、21-3#充填鉆孔和1條柔性脫水管,如圖7所示。

圖7 充填擋墻現場布置

3.3 采場充填

考慮到空心磚充填擋墻承壓性較差,加之現場施工條件復雜多變,無法開挖基礎及施工錨樁,空區密閉后即進入下料充填工序,充填料漿質量濃度為68%～72%,灰砂比為1∶8。起初充填下料速度不宜過快,應結合三維空區模型判定爆堆形態,使底部充填體充分沉降、凝固,減小因充填料漿沖刷形成泥石流對密閉墻沖擊造成不良后果的風險。

3.4 頂板塌落區充填

因頂板垮落區域最高點超出現有充填平巷較多(最高達28 m),原有充填平巷遭到破壞,為確保21#采場正常充填1810 m 中段以上的空區,并繼續為后續采區充填服務,礦山在1810 m中段16線穿脈至12線穿脈之間布置了一條充填繞道,供后期充填管道敷設、人員及設備通行。經過方案比選,確定以鉆孔連通采空區的形式最為安全高效。在選定的鉆孔位置擴刷鉆機硐室,采用XY-2地質鉆機以方位角158°24'44″,傾角34°50'11″向上施工充填鉆孔和排氣孔,同時為避免塌孔造成卡鉆及后期使用時的堵孔,鉆孔時對孔壁進行套管處理,充填鉆孔內徑為130 mm(孔內套管內徑為118 mm),排氣孔內徑為77 mm(孔內套管內徑為60 mm),兩個鉆孔開孔位置相差1 m,鉆孔方位、鉆孔傾角均相同(見圖8)。

圖8 充填鉆孔

鉆孔施工結束后,延長充填管道至充填鉆孔位置,鉆孔口采用鋼板或混凝土密封,其中平巷充填管道采用黑色塑膠管,彎道段采用鋼管,法蘭盤連接頭有相應的防止料漿噴射傷人的防護罩。管道連接充填鉆孔時在彎道處增設一個三通和兩個Φ125 mm 閘閥,為方便后期充填時排除孔內洗管水,防止料漿沉淀和空區充滿時料漿回流。采空區充填直至排氣孔返漿時停充,采用事先準備好的木楔子扎入套管堵住漏漿,將閘閥關閉,拆下充填管進行管道清洗。

4 結論

(1) 通過對金廠河礦膠結充填體強度需求進行理論計算,確定了破碎頂板采場一步驟膠結充填體強度設計。結合頂板垮塌采場中含有大量破碎大理巖和一步驟膠結充填體穩定性,本次對垮塌后采場充填體整體強度設計為3.0 MPa。

(2) 通過充填料漿配比試驗,確定了充填灰砂比參數為1∶8。綜合充填料漿擴展度試驗和流變試驗分析結果,當料漿質量濃度增加至72%,屈服應力和黏度系數急劇增大,這與該濃度下擴散度直徑明顯減小相符合,因此,確定充填料漿質量濃度為68%～72%。

(3) 考慮到底部含有大量礦巖爆堆,為了保證頂板垮落采場充填的安全性,應結合三維空區模型,判定爆堆形態,進而布置充填擋墻和充填下料工程,且前期充填應控制下料時間及下料速度,確保底部充填料漿與礦巖充分滲透、凝固。