萨热克铜矿分段空场嗣后充填采场结构参数优化

宋百树 　陈仁敏　彭家斌　刘志强　苏先锋　肖卫国　王双林

(1.金诚信矿业管理股份有限公司；2.新疆汇祥永金矿业有限公司萨热克铜矿；3.金诚信矿山技术研究院有限公司)



萨热克铜矿分段空场嗣后充填采场结构参数优化

宋百树1陈仁敏2彭家斌2刘志强1苏先锋3肖卫国1王双林1

(1.金诚信矿业管理股份有限公司；2.新疆汇祥永金矿业有限公司萨热克铜矿；3.金诚信矿山技术研究院有限公司)

摘要萨热克铜矿采用分段空场嗣后充填采矿法开采，为确保其采场稳定性，需确定合适的采场结构参数。采用FLAC3D软件，分别对单进路开采和隔一采一两种工况下，采场跨度分别为10，11，12，13，14与15 m等6种情况进行了模拟。结果表明：采场跨度由10 m增加到15 m时，采场顶板与底板变形及采场应力大小逐渐增加；当采场跨度超过12～13 m后，采场变形值呈非线性增加，采场应力值忽然增大，因此确定12～13 m是采场稳定的极限跨度。

关键词分段空场嗣后充填法数值模拟跨度采场结构参数

分段空场嗣后充填采矿方法具有回采效率高、安全可靠等优点，在国内地下矿山越来越多的被采用。但是由于其爆破工程量大、矿房跨度大、充填体质量要求高[1-2]，因而合理的采场结构参数是该采矿方法应用成功与否的关键。黄明清等[3]基于FLAC2D原理，研究了缓倾斜中厚矿体空场嗣后充填法在不同采场结构参数及不同回采阶段的采场稳定性，优化后的采场结构参数为采场沿走向宽度36 m，其中矿房31 m，间柱5 m，实践证明该方案在安全性及经济性上能满足生产要求。余海华等[4]结合金山店铁矿张福山矿区阶段空场嗣后充填法开采的实际，在相同充填配比下，矿柱宽度从15 m增加到18 m，矿柱承受的最大应力值由23.3 MPa减少到23.1 MPa，顶板下沉位移由22.2 mm增加到27.7 mm。经综合分析比较，确定合理的矿房矿柱宽度为15 m，充填配比为1:8，提高了采矿效率，确保了采场的稳定。

本文以萨热克铜矿分段空场嗣后充填法开采为工程背景，采用FLAC3D模拟分析了不同采场结构参数采场应力应变及塑性屈服变化情况，以期选择采场的最佳尺寸及保证回采作业的安全。

1模型与方法

1.1开采技术条件

萨热克铜矿位于新疆克州乌恰县，Ⅰ矿体长1 000 m、平均铅垂厚度10.43 m，铜品位1.01%，产于灰、浅灰绿色砾岩中。矿体呈层状，产状170°～160°。地表附近矿体倾角50°～60°，深部45°～30°，与地层一致。矿体延伸稳定，中间厚大，两端变薄，形态简单～较简单，厚度较稳定。主要组分分布较均匀，厚度、品位变化较小，属比较稳定型的层状、似层状矿体。矿体上、下盘围岩均为砾岩、砂岩、粉砂岩，细粒—中粒，致密块状，特别是近矿部位硅化强烈，岩石坚硬，稳固性好，不需支护。矿体内及后期断裂不太发育，多呈平行小断面，贯通性差；矿石为沉积加改造型，较坚硬。由于地形切割陡峻，比高大，大气降水多呈洪水、溪水排泄，地表溪流水量较小，季节性特征明显，水文地质条件属层内、层间裂隙充水较复杂型矿床。

1.2岩体力学参数

岩体力学参数是数值模拟计算的基础[5]，萨热克铜矿矿岩物理力学参数测试结果，见表1。

表1　矿岩力学测试数据

1.3数值模拟本构模型选取

矿山围岩以砾岩、砂岩、粉砂岩为主，均属于弹塑性材料，适用于莫尔-库伦准则[6]，其力学模型为：

(1)

式中,σ1、σ3分别为最大、最小主应力，MPa；C为岩体粘聚力，MPa；φ为内摩擦角，(°)；fs为破坏判断系数，当fs<0为剪切屈服状态，当fs>0，为拉伸屈服状态。

1.4模拟方案

模拟时分为单进路采场稳定性分析和隔一采一采场稳定性分析。单进路方案主要是为了确定进路跨度的极限值，并排除其余因素的影响，设计了10,11,12,13,14与15 m 6种不同的单进路开采方案。由于单进路模型的分析无法全面地反应矿山开采所带来的位移、应力变化规律，所得的极限跨度是在最为理想的情况下得出的，因此还需要利用单进路的分析模型，对隔一采一工艺条件下采场进路的矿岩稳定性进行计算分析，验证极限跨度的合理性。隔一采一方案采场跨度同样为10,11,12,13,14与15 m 6种。

2模拟分析结果与讨论

2.1单进路稳定性分析

2.1.1位移场分析

对设计的6种方案进行了计算分析，采场进路主要变形集中在进路的顶板与底板，其变形值为10～15 mm。 为了研究不同进路跨度下巷道位移变形规律，在巷道内每隔4m设置监测点，测量其位移值，测量结果见图1。

图1　不同进路跨度下位移等值线图

综合模拟结果可得到：

(1)矿房开挖将导致顶板发生沉降，底板隆起。随着开挖跨度的增加，顶板沉降和底板隆起均有增加，顶板沉降量从9.89 mm增加至14.52 mm，底板隆起量从9.41 mm增加至14.23 mm。

(2)顶板位移分布呈现出中间沉降大，两边沉降小的规律，最大沉降基本发生在巷道最中部的第11#监测点位置。

(3)底板隆起位移规律与顶板不同，远离阶段运输巷道的一端隆起较小，随着掌子面开挖到一定的范围后，底板隆起值基本不产生变化，到达稳定状态；最大隆起值的位置与顶板最大沉降位置相比，发生了一定的偏移，但也基本发生在巷道中部，最大隆起发生在第12#、13#监测点位置。

(4)从顶底板最大变形值统计分析后可发现，采场跨度由10 m增加到15 m时，顶底板的变形随跨度增加而增加。当矿房跨度达到12～13 m时，顶板位移值迎来一个平台期，随后急剧增大；当矿房跨度达到11～12 m时，底板位移出现缓慢增加。表明采场进路跨度达到12 m左右后，围岩进入了塑性状态，局部产生了岩体屈服，即进入不稳定状态。因此，就采场局部稳定性而言，12～13 m是进路稳定的极限跨度区间，见图2。

2.1.2应力场分析

为研究不同进路跨度下巷道应力变形规律，在巷道内每隔4m设置监测点，测量其应力。FLAC监测点所反映的应力状态为6个应力分量[7-8]，需要计算最大和最小主应力。

图2　不同跨度下顶、底板变形

(2)

(2)式展开得：

(3)

求解方程的3个根并按大小排序，即为最大主应力、中间主应力和最小主应力的值。最大剪应力按式(4)计算：

(4)

统计结果如图3～图5所示，不同跨度下的应力云图见图6。

图3　不同进路跨度下最大主应力变化

图4　不同进路跨度下最小主应力变化

图5　不同进路跨度下最大切应力变化

分析图3～图6可得到：

(1)单进路条件下，矿房最大主应力一般发生在矿房4个边角处，其原因在于尖锐位置易产生应力集中。

(2)最大主应力、最小主应力和最大剪切应力的大小都随着矿房进路跨度的增大而发生变化。其中，最大主应力和最大剪切应力在跨度为12 m时最小，随后急剧变大；最小主应力在跨度为11～13 m时变化较小，一旦跨度超过13 m，也产生剧烈变化。因此，从应力变化的角度分析，矿房极限跨度值应在12 m左右为宜。

2.2隔一采一条件下的稳定性分析

单进路模型的分析无法全面反应矿山开采所带来的位移、应力变化，所得的极限跨度是在最为理想的情况下得出的，因此还需要利用单进路分析模型，对隔一采一工艺条件下采场进路的矿岩稳定性进行了计算分析，验证极限跨度的合理性。

图6　不同进路跨度下应力等值线图

2.2.1位移场分析

对设计的6种方案进行了计算分析，隔一采一情况下采场进路矿岩的主要变形仍然集中在进路的顶板与底板，其变形值为11～16 mm，见图7。

图7　不同进路跨度下的位移等值线图

隔一采一工况下，围岩的变形规律与单进路的计算结果基本一致，即采场跨度由10 m增加到 15 m 时，采场顶底板变形逐渐增加，当采场跨度超过12～13 m后，采场变形值呈非线性增加。

因此在隔一采一情况下，12～13 m是进路稳定的极限跨度区间。计算结果还表明，采场自身稳定性基本不受周边采场的开采活动影响。见图8。

2.2.2应力场分析

计算6种跨度尺寸、隔一采一的情况下，采场进路应力集中的区域变化，除了在矿房四角产生集中外，在相邻矿房中部产生了集中，其应力变化为13～16 MPa，见图9。

图8　隔一采一条件下跨度对变形影响

图9　不同进路跨度下应力等值线图

隔一采一工况下，围岩的应力变化规律与单进路的计算结果基本一致，即采场跨度由10 m增加到15 m时，采场应力大小逐渐增加；当采场跨度超过12～13 m后，采场应力值突然增大。因此在隔一采一情况下，12～13 m是进路稳定的极限跨度区间。见图10。

图10　隔一采一条件下跨度对应力的影响规律

3结论

(1)单矿房模拟时，采场跨度达到12 m左右后，围岩进入了塑性状态，局部产生了岩体屈服。因此就采场的局部稳定性而言，12～13 m是进路稳定的极限跨度区间。最大主应力和最大切应力值在跨度为12 m时达到最小，随后急剧变大；而最小主应力在跨度为11～13 m变化较小，一旦跨度超过13 m，也产生剧烈变化。因此，从应力变化的角度分析，矿房极限跨度值应在12 m左右为宜

(2)隔一采一工况下，围岩的变形规律与单进路的计算结果基本一致，即采场跨度由10 m增加到15m时，采场顶底板的变形逐渐增加，当采场跨度超过12～13 m后，采场变形值呈非线性增加；采场跨度由10 m增加到15 m时，采场应力大小逐渐增加，当采场跨度超过12～13 m后，采场应力值突然增大。因此在隔一采一情况下，12～13 m是进路稳定的极限跨度区间。

(3)确定萨热克铜矿采场合适的跨度为12 m。

参考文献

[1]徐文彬，宋卫东，万海文，等.大阶段嗣后充填回采顺序及出矿控制技术研究[J]．金属矿山，2011(6):13-15．

[2]叶加冕，蒋京名，王李管，等．采场结构参数优化的数值模拟研究[J]．中国矿业，2010，19(3):61-65．

[3]黄明清，吴爱祥，王贻明，等．基于FLAC2D的空场嗣后充填法采场结构参数优化[J]．铜业工程，2014(1)：23-27.

[4]余海华，宋卫东，唐亚男，等．阶段空场嗣后充填法采场结构参数及充填配比优化[J]．矿业研究与开发，2012,32(6)：10-14.

[5]秦艳华，王晓军，钟春晖，等．矿柱回采对采空区稳定性影响数值模拟研究[J]．铜业工程，2007(3):8-10．

[6]于学馥,郑颖人,刘怀恒,等.地下工程围岩稳定分析[M]．北京:煤炭工业出版社,1983.

[7]Karim R， Simangunsong G M， Sulistianto B，et al. Stability analysis of paste fill as stope wall using analytical method and numerical modeling in thekencana underground gold mining with long hole stope method[J]．Procedia Earth and Planetary Science，2013(6):474-484．

[8]王少泉．阶段空场嗣后充填采矿法采场结构参数的岩石力学分析[J]．矿业工程，2007(1):15-18．

(收稿日期2015-09-30)

Stope Structural Parameters Optimization of Sublevel Open Stoping with Subsequent Backfilling of Sareke Copper Mine

Song Baishu1Chen Renmin2Peng Jiabin2Liu Zhiqiang1Su Xianfeng3Xiao Weiguo1Wang Shuanglin1

(1. JCHX Mining Management Co., Ltd.; 2. Sareke Copper Mine, Xinjiang Huixiang yongjin Mining Co., Ltd.; 3. JCHX Institute of Mining Research Co.Ltd.)

AbstractThe sublevel open stoping with subsequent backfilling method is used in Sareke copper mine, in order to ensure the stope stability, it is necessary to determine the suitable stope structure parameters. The stope span with 10, 11, 12, 13, 14, 15 m under the two working conditions of single route mining and interval mining one by one are simulated based on FALC3Dsoftware respectively. The results show that when the stope span is increased from 10 m to 15 m, the stope roof and bottom plate deformation in increased gradually, when the stope span is more than 12～13 m, the increasing of the stope deformation is nonlinear, the stope stress is increased suddenly. Therefore, the maximum stope span is 12～13 m.

KeywordsOpen stoping with subsequent backfilling method, Numerical simulation, Span, Stope structure parameter

宋百树(1984—)，男，主任，助理工程师，845450 新疆克孜勒苏柯尔克孜自治州乌恰县。