Bulkhead stress analysis in filling cemented tailings and its practical application
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摘要: 胶结充填过程中挡墙的稳定性是重要的安全保障，结合工程实际，通过现场挡墙侧压力监测试验，研究充填过程中挡墙受压情况.试验结果表明，挡墙受充填料浆静水压力、动水压力和固化膨胀力的影响，在充填后期受力最大，最易发生破坏.用公式拟合部分试验数据，结果吻合得很好.通过以上研究计算得到了合理的挡墙厚度.Abstract: The stability of bulkhead is important to the safety in the process of cemented filling. According to practical situation of the project, the distribution regularity and characteristics of forces on bulkhead in filling were obtained by measuring its lateral stress on the spot. The experiment proved that the stress on the bulkhead was influenced by hydrostatic pressure, hydrodynamic pressure and swelling force of filling slurry. Its stress reaches the greatest in the final filling stage, which is most easily broken. Calculation resulting from formulae fits part of test data satisfactorily. Reasonable thickness of bulkhead has been obtained from the above mentioned study.
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Keywords:
- cemented filling for mining /
- bulkhead /
- stress test
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0 引言
20世纪60年代初，尾砂胶结充填技术开始在我国金属矿山得到应用，其中分级尾砂胶结充填技术应用最为广泛[1-2].在充填工艺中，进路回采后砌筑挡墙是充填前一项重要的环节，是进路充填中的唯一安全保证，挡墙的破坏极易造成重大事故.由于充填料浆特殊的力学性能及水力输送的流动性，使挡墙受力条件变得更加复杂，挡墙的尺寸也难确定.
武山铜矿北矿带采用分级尾砂胶结充填采矿法开采，料浆输送采用自重式水力输送，料浆浓度为70 %[3-4]，挡墙使用空心砖砌筑.由于缺乏理论和实践依据，充填过程中曾发生过墙体整体倒塌事故，所幸未造成人员伤亡.之后为了保障安全生产，挡墙砌筑厚度大大增加，虽然未再发生重大事故，但大大增加了生产成本，降低了生产效率.本文通过现场试验，揭示胶结充填过程中挡墙受力变化规律，得到空心砖砌挡墙合理的尺寸.
1 挡墙侧压力试验
1.1 试验过程
试验地点为武山铜矿北矿带-260 m中段E8盘区第1分层，挡墙宽高尺寸为4 m×3.8 m.为了得到充填挡墙不同部位侧压力值，采用9个土压力盒布置在挡墙内侧，其中Y1、Y2、Y3 3个压力盒位于同一水平高度，距离底板0.5 m；Y4、Y5、Y6 3个压力盒呈同一水平高度，距离底板1.4 m；Y7、Y8、Y9 3个压力盒位于同一水平高度，距离底板2.8 m.同一水平高度的3个压力盒位置关系是：一个在挡墙垂直中线位置，其余两个分两边放置，距离挡墙垂直中线1.7 m处(见图 1).压力盒安装时先用胶带将压力盒固定在空心砖表面，墙体砌筑到指定位置时使用安装有压力盒的空心砖砌筑，确保压力盒受力面朝外(如图 2所示).
充填分为3个主要阶段进行：首先采用灰砂比为1:4的料浆充填下部，充填高度1.7 m；经过沉降排水后采用灰砂比为1:8的料浆充填上部，充填高度1.8 m；经沉降后采用不含水泥的尾砂料浆充填剩余空间将水挤出并使充填体接顶.充填过程中每10 min监测一次仪器，并在充填结束后继续监测2 h[5].
1.2 试验结果分析
压力盒监测值与时间的关系曲线见图 3~图 5，充填各阶段与监测时间的关系见表 1.
表 1 充填阶段与时间对照
监测结果分析如下：
(1) 压力盒受尾砂作用力开始阶段虽有一定程度的波动(见图 3、图 4)，但其后监测数据表明充填挡墙受力呈有规律的变化，说明压力盒正确监测了挡墙受压情况，前期充填料浆对压力盒反复的冲击是监测值发生波动的主要原因.
(2) 从一期充填阶段监测值可以看出，在压力盒受压之后随着充填高度的增加，监测值基本呈线性增长，这表明挡墙受到了充填料浆静水压力的作用.但在一期沉降阶段监测值迅速下降并逐渐趋于稳定，这说明挡墙不仅仅受到充填料浆的静水压力作用，同时还受充填料浆的动水压力作用[6].
(3) 对比图 3和图 5可以发现，从二期充填开始到三期沉降结束，上部压力盒受充填料浆动水压力作用影响显著.而下部压力盒监测值基本呈稳步增长趋势，不受充填料浆充填、沉降的影响.说明此时下部充填料浆基本不受上部动态充填料浆的扰动，逐渐趋于稳态.
(4) 三期沉降阶段中，下部压力盒监测值仍呈增长趋势的原因是下部充填料浆已经逐步处于沉降脱水、凝结固化状态，自身容重及膨胀力的增大导致挡墙下部受压增大.此时，充填料浆逐渐失去塑性及流动性，充填料浆具有一定的内摩擦角，但无内聚力，可将它看做一种无粘性的松散物料[7].在这个阶段充填体受压最大，这与现场是吻合的，挡墙出现破坏时一般处于三期充填阶段及其前后一段时间.随着充填料逐渐凝结固化具备自身强度，挡墙侧压受力将趋于稳定, 并逐渐下降最终等于零[8].
2 挡墙厚度设计
根据试验结果选取充填中各测点的最大应力值以及各测点距离充填料浆面的高度h见表 2.
表 2 各监测点最大应力值
对同一高度最大应力值取平均，并进行回归分析，得到q随h分布的拟合公式(1).
(1) 式(1)中：h为距充填料浆面的高度/m；q为对应h的侧压力值/MPa.
从相关系数r看，拟合效果比较好，挡墙侧压力分布可看做二次幂函数分布，距离料浆面越远，受力越大，也就是说挡墙最底部受力最大.
现场挡墙主要以混凝土小型空心砖砌筑而成，属于重力式挡土墙，重力式挡土墙的破坏主要以剪切破坏为主[9]，挡墙保持稳定需满足式(2)，因此根据墙体抗剪强度确定充填挡墙的厚度.
(2) 
(3) 
(4) 式(2)、式(3)、式(4)中：τ为挡墙产生的抗剪强度；∑H为作用在墙体的总水平力；∑V为作用在墙体的总竖直力；B为挡墙厚度；b为挡墙宽度；μ为砌体材料摩擦系数；[τ]为墙体采用水泥砂浆砌筑自身的最大抗剪强度；qmax为挡墙底部受压值；H为挡墙高度；γ为挡墙容重.
根据《砌体结构设计规范》 (GB 50003-2001)，μ可取为0.6，[τ]可取为0.0857 MPa，挡墙容重需根据现场情况确定，由于充填料浆流入部分空心砖体内，增大墙体容重，可取为16 kN/m3.挡墙整体宽度为4 m，高度为3.8 m，根据公式(1)计算qmax等于0.0542 MPa.根据式(2)~式(4)挡墙厚度应满足下列条件：
(5) 计算结果为B＞0.6889 m，由于现场空心砖规格为长×宽×高：400 mm×200 mm×200 mm [10-11]，为确保安全，挡墙应达到4块混凝土空心砖的厚度.
3 结论
(1) 充填挡墙不仅仅受到充填料浆的静水压力作用，同时还受到充填料浆的动水压力以及固化膨胀力的作用.
(2) 进路下部充填料浆处于沉降固化、膨胀增压(生产中处于二、三期充填阶段)时，充填挡墙最易产生破坏，应特别引起注意.
(3) 根据研究计算得到了充填挡墙的最小厚度，不仅保证了墙体安全，而且降低了生产成本.
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