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《金屬礦山雜志》2014年第七期

1結構模型梁理論穩定性分析

1.1簡支梁模型穩定性分析(1)采場頂板厚梁的抗拉強度計算。殘礦回采過程中，為分析采場頂板穩定性，可將部分采場頂板近似視為簡支梁來處理(圖4)。頂板厚梁的受力可分為上部壓應力和下部拉應力2部分。由于巖體的抗壓強度遠大于抗拉強度，通常頂板厚梁的變形破壞主要是由拉應力引起的，因此，僅分析其下部承受的拉應力即可。

1.2懸臂梁模型穩定性分析(1)采場頂板厚梁的抗拉強度計算。殘礦回采過程中，為分析采場頂板穩定性，可將部分采場頂板近似視為懸臂梁來處理(如圖5)。

1.3結構模型梁理論穩定性分析(1)模型Ⅰ適用簡支梁理論分析。已知，厚梁的跨度L=25m，厚梁的寬度b=10m，厚梁的厚度h=20m。該區域的巖體主要是角礫巖，極限抗拉強度為6.5MPa，彈性模量E=28GPa;綜合頂板厚梁抗拉強度和最大撓度的計算結果，可以判定結構模型Ⅰ采場頂板是穩定的。(2)模型Ⅱ適用懸臂梁理論分析。已知，厚梁的跨度L=20m，厚梁的寬度b=25m，厚梁的厚度h=50m;該區域的巖體同樣主要是角礫巖，安全系數n取2，經巖體體積節理數Jv統計后，巖體完整性指數KV取0.35，γ=27.2×103kN/m3。計算可得，σmax=0.653MPa＜σX=1.138MPa，滿足強度要求;Wmax=4.66mm，參考表2可判定其基本不影響頂板穩定性。可以判定結構模型Ⅱ區域巖體目前仍是穩定的，但鑒于其四面臨空的狀態，不排除受到較大擾動而失穩的可能。(3)模型Ⅲ適用簡支梁理論分析。已知，厚梁的跨度L=90m，厚梁的寬度b=13m，厚梁的厚度h=70m。該區域的巖體主要也是角礫巖，安全系數n取2，經巖體體積節理數Jv統計后，巖體完整性指數KV取0.35，γ=27.2×103kN/m3。計算可得，σmax=2.36MPa＞σX=1.138MPa，不能滿足強度要求;Wmax=142.3mm，參考表2可判定其可能產生大規模破壞。綜合頂板厚梁抗拉強度和最大撓度的計算結果，可以判定結構模型Ⅲ可能產生大規模破壞。

2結構模型穩定性數值分析

2.1模型構建及邊界條件根據圣維南原理及殘礦賦存狀況，確定3個模型的邊界范圍，見表3。邊界條件設置:所有臨空面和上表面為自由面，其余面則固定。計算所需的巖體物理力學參數見表1。計算步驟:①選用摩爾－庫侖屈服準則，生成巖體初始應力場;②分步開挖至殘礦圈定范圍;③記錄各模型的最大豎向位移、最大拉應力和塑性區。

2.2分析結果運用FLAC3D軟件構建相應網格模型，并進行數值分析，結果如下。(1)模型Ⅰ的σmax≈0.23MPa，出現在采場頂、底板兩端(見圖6，正值為拉應力，負值為壓應力，下同);最大豎向位移約為0.3mm(見圖7)，出現在采空區頂板臨近崩落區一側的中部;無塑性變形區，表明模型Ⅰ是穩定的。(2)模型Ⅱ的σmax≈0.8MPa，出現在梁上表面固定端，自由端下部也出現拉應力(見圖8);最大豎向位移約為1.6mm(見圖9)，出現在自由端下部邊緣;無塑性變形區，表明模型Ⅱ也是穩定的。(3)模型Ⅲ開挖一層時σmax≈1.4MPa，大于折減后的巖體抗拉強度，出現在采場頂板中部(見圖10);最大豎向位移約為1.1mm(見圖11)，出現在采場頂板中部;存在塑性變形區(見圖12，頂板淺色部分為塑性變形區)，體積約為500m3，表明采場頂板存在冒頂塌落的危險。

2.3綜合對比及評價結構模型的穩定性評價分為3個等級，即:①穩定;②較不穩定;③不穩定。分析結果的綜合對比及評價見表4。通過對比發現，梁理論分析和數值模擬的結果基本一致，僅在模型Ⅲ的最大位移量分析中有較大差別。模型Ⅲ數值模擬的最大位移量很小，原因是數值模擬僅發生小規模塑性變形而無大規模失穩破壞，且塑形變形是個緩慢的過程，但仍然認為模型Ⅲ是不穩定的，實際情況亦然。

3結論

模型Ⅰ～Ⅲ是充分考慮殘礦回采的特殊性，選取具有典型代表性的殘采工程體構建的，基本能客觀地反映殘礦回采作業緊鄰采空區、崩落區的實際情況，其分析結果具有較高的參考價值。(1)模型Ⅰ的分析結果是穩定的，從側面驗證其相應殘礦回采點的回采方案是可行的。(2)模型Ⅱ的分析結果也是穩定的，表明該部分懸空巖體目前仍是穩定的，但鑒于其四面臨空的狀態，不排除受到較大擾動而失穩的可能性，建議封閉通往該區域的所有巷道。(3)模型Ⅲ的分析結果是不穩定的，表明其相應的回采方案是不可行的，需作出調整。(4)通過梁理論與數值模擬相耦合、相驗證的方法，對殘礦回采的采場頂板進行穩定性分析，可取得良好效果。分析結果與現場調研基本一致，表明梁理論分析與數值模擬相結合運用于殘礦回采過程中采場頂板的穩定性分析具有較高的可靠性。

作者：姜立春趙東利單位：華南理工大學土木與交通學院華南理工大學安全科學與工程研究所