薩熱克銅礦分段空場嗣后充填采場結構參數優化

宋百樹 　陳仁敏　彭家斌　劉志強　蘇先鋒　肖衛國　王雙林

(1.金誠信礦業管理股份有限公司；2.新疆匯祥永金礦業有限公司薩熱克銅礦；3.金誠信礦山技術研究院有限公司)

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薩熱克銅礦分段空場嗣后充填采場結構參數優化

宋百樹1陳仁敏2彭家斌2劉志強1蘇先鋒3肖衛國1王雙林1

(1.金誠信礦業管理股份有限公司；2.新疆匯祥永金礦業有限公司薩熱克銅礦；3.金誠信礦山技術研究院有限公司)

摘要薩熱克銅礦采用分段空場嗣后充填采礦法開采，為確保其采場穩定性，需確定合適的采場結構參數。采用FLAC3D軟件，分別對單進路開采和隔一采一兩種工況下，采場跨度分別為10，11，12，13，14與15 m等6種情況進行了模擬。結果表明：采場跨度由10 m增加到15 m時，采場頂板與底板變形及采場應力大小逐漸增加；當采場跨度超過12～13 m后，采場變形值呈非線性增加，采場應力值忽然增大，因此確定12～13 m是采場穩定的極限跨度。

關鍵詞分段空場嗣后充填法數值模擬跨度采場結構參數

分段空場嗣后充填采礦方法具有回采效率高、安全可靠等優點，在國內地下礦山越來越多的被采用。但是由于其爆破工程量大、礦房跨度大、充填體質量要求高[1-2]，因而合理的采場結構參數是該采礦方法應用成功與否的關鍵。黃明清等[3]基于FLAC2D原理，研究了緩傾斜中厚礦體空場嗣后充填法在不同采場結構參數及不同回采階段的采場穩定性，優化后的采場結構參數為采場沿走向寬度36 m，其中礦房31 m，間柱5 m，實踐證明該方案在安全性及經濟性上能滿足生產要求。余海華等[4]結合金山店鐵礦張福山礦區階段空場嗣后充填法開采的實際，在相同充填配比下，礦柱寬度從15 m增加到18 m，礦柱承受的最大應力值由23.3 MPa減少到23.1 MPa，頂板下沉位移由22.2 mm增加到27.7 mm。經綜合分析比較，確定合理的礦房礦柱寬度為15 m，充填配比為1:8，提高了采礦效率，確保了采場的穩定。

本文以薩熱克銅礦分段空場嗣后充填法開采為工程背景，采用FLAC3D模擬分析了不同采場結構參數采場應力應變及塑性屈服變化情況，以期選擇采場的最佳尺寸及保證回采作業的安全。

1模型與方法

1.1開采技術條件

薩熱克銅礦位于新疆克州烏恰縣，Ⅰ礦體長1 000 m、平均鉛垂厚度10.43 m，銅品位1.01%，產于灰、淺灰綠色礫巖中。礦體呈層狀，產狀170°～160°。地表附近礦體傾角50°～60°，深部45°～30°，與地層一致。礦體延伸穩定，中間厚大，兩端變薄，形態簡單～較簡單，厚度較穩定。主要組分分布較均勻，厚度、品位變化較小，屬比較穩定型的層狀、似層狀礦體。礦體上、下盤圍巖均為礫巖、砂巖、粉砂巖，細粒—中粒，致密塊狀，特別是近礦部位硅化強烈，巖石堅硬，穩固性好，不需支護。礦體內及后期斷裂不太發育，多呈平行小斷面，貫通性差；礦石為沉積加改造型，較堅硬。由于地形切割陡峻，比高大，大氣降水多呈洪水、溪水排泄，地表溪流水量較小，季節性特征明顯，水文地質條件屬層內、層間裂隙充水較復雜型礦床。

1.2巖體力學參數

巖體力學參數是數值模擬計算的基礎[5]，薩熱克銅礦礦巖物理力學參數測試結果，見表1。

表1　礦巖力學測試數據

1.3數值模擬本構模型選取

礦山圍巖以礫巖、砂巖、粉砂巖為主，均屬于彈塑性材料，適用于莫爾-庫倫準則[6]，其力學模型為：

(1)

式中,σ1、σ3分別為最大、最小主應力，MPa；C為巖體粘聚力，MPa；φ為內摩擦角，(°)；fs為破壞判斷系數，當fs<0為剪切屈服狀態，當fs>0，為拉伸屈服狀態。

1.4模擬方案

模擬時分為單進路采場穩定性分析和隔一采一采場穩定性分析。單進路方案主要是為了確定進路跨度的極限值，并排除其余因素的影響，設計了10,11,12,13,14與15 m 6種不同的單進路開采方案。由于單進路模型的分析無法全面地反應礦山開采所帶來的位移、應力變化規律，所得的極限跨度是在最為理想的情況下得出的，因此還需要利用單進路的分析模型，對隔一采一工藝條件下采場進路的礦巖穩定性進行計算分析，驗證極限跨度的合理性。隔一采一方案采場跨度同樣為10,11,12,13,14與15 m 6種。

2模擬分析結果與討論

2.1單進路穩定性分析

2.1.1位移場分析

對設計的6種方案進行了計算分析，采場進路主要變形集中在進路的頂板與底板，其變形值為10～15 mm。 為了研究不同進路跨度下巷道位移變形規律，在巷道內每隔4m設置監測點，測量其位移值，測量結果見圖1。

圖1　不同進路跨度下位移等值線圖

綜合模擬結果可得到：

(1)礦房開挖將導致頂板發生沉降，底板隆起。隨著開挖跨度的增加，頂板沉降和底板隆起均有增加，頂板沉降量從9.89 mm增加至14.52 mm，底板隆起量從9.41 mm增加至14.23 mm。

(2)頂板位移分布呈現出中間沉降大，兩邊沉降小的規律，最大沉降基本發生在巷道最中部的第11#監測點位置。

(3)底板隆起位移規律與頂板不同，遠離階段運輸巷道的一端隆起較小，隨著掌子面開挖到一定的范圍后，底板隆起值基本不產生變化，到達穩定狀態；最大隆起值的位置與頂板最大沉降位置相比，發生了一定的偏移，但也基本發生在巷道中部，最大隆起發生在第12#、13#監測點位置。

(4)從頂底板最大變形值統計分析后可發現，采場跨度由10 m增加到15 m時，頂底板的變形隨跨度增加而增加。當礦房跨度達到12～13 m時，頂板位移值迎來一個平臺期，隨后急劇增大；當礦房跨度達到11～12 m時，底板位移出現緩慢增加。表明采場進路跨度達到12 m左右后，圍巖進入了塑性狀態，局部產生了巖體屈服，即進入不穩定狀態。因此，就采場局部穩定性而言，12～13 m是進路穩定的極限跨度區間，見圖2。

2.1.2應力場分析

為研究不同進路跨度下巷道應力變形規律，在巷道內每隔4m設置監測點，測量其應力。FLAC監測點所反映的應力狀態為6個應力分量[7-8]，需要計算最大和最小主應力。

圖2　不同跨度下頂、底板變形

(2)

(2)式展開得：

(3)

求解方程的3個根并按大小排序，即為最大主應力、中間主應力和最小主應力的值。最大剪應力按式(4)計算：

(4)

統計結果如圖3～圖5所示，不同跨度下的應力云圖見圖6。

圖3　不同進路跨度下最大主應力變化

圖4　不同進路跨度下最小主應力變化

圖5　不同進路跨度下最大切應力變化

分析圖3～圖6可得到：

(1)單進路條件下，礦房最大主應力一般發生在礦房4個邊角處，其原因在于尖銳位置易產生應力集中。

(2)最大主應力、最小主應力和最大剪切應力的大小都隨著礦房進路跨度的增大而發生變化。其中，最大主應力和最大剪切應力在跨度為12 m時最小，隨后急劇變大；最小主應力在跨度為11～13 m時變化較小，一旦跨度超過13 m，也產生劇烈變化。因此，從應力變化的角度分析，礦房極限跨度值應在12 m左右為宜。

2.2隔一采一條件下的穩定性分析

單進路模型的分析無法全面反應礦山開采所帶來的位移、應力變化，所得的極限跨度是在最為理想的情況下得出的，因此還需要利用單進路分析模型，對隔一采一工藝條件下采場進路的礦巖穩定性進行了計算分析，驗證極限跨度的合理性。

圖6　不同進路跨度下應力等值線圖

2.2.1位移場分析

對設計的6種方案進行了計算分析，隔一采一情況下采場進路礦巖的主要變形仍然集中在進路的頂板與底板，其變形值為11～16 mm，見圖7。

圖7　不同進路跨度下的位移等值線圖

隔一采一工況下，圍巖的變形規律與單進路的計算結果基本一致，即采場跨度由10 m增加到 15 m 時，采場頂底板變形逐漸增加，當采場跨度超過12～13 m后，采場變形值呈非線性增加。

因此在隔一采一情況下，12～13 m是進路穩定的極限跨度區間。計算結果還表明，采場自身穩定性基本不受周邊采場的開采活動影響。見圖8。

2.2.2應力場分析

計算6種跨度尺寸、隔一采一的情況下，采場進路應力集中的區域變化，除了在礦房四角產生集中外，在相鄰礦房中部產生了集中，其應力變化為13～16 MPa，見圖9。

圖8　隔一采一條件下跨度對變形影響

圖9　不同進路跨度下應力等值線圖

隔一采一工況下，圍巖的應力變化規律與單進路的計算結果基本一致，即采場跨度由10 m增加到15 m時，采場應力大小逐漸增加；當采場跨度超過12～13 m后，采場應力值突然增大。因此在隔一采一情況下，12～13 m是進路穩定的極限跨度區間。見圖10。

圖10　隔一采一條件下跨度對應力的影響規律

3結論

(1)單礦房模擬時，采場跨度達到12 m左右后，圍巖進入了塑性狀態，局部產生了巖體屈服。因此就采場的局部穩定性而言，12～13 m是進路穩定的極限跨度區間。最大主應力和最大切應力值在跨度為12 m時達到最小，隨后急劇變大；而最小主應力在跨度為11～13 m變化較小，一旦跨度超過13 m，也產生劇烈變化。因此，從應力變化的角度分析，礦房極限跨度值應在12 m左右為宜

(2)隔一采一工況下，圍巖的變形規律與單進路的計算結果基本一致，即采場跨度由10 m增加到15m時，采場頂底板的變形逐漸增加，當采場跨度超過12～13 m后，采場變形值呈非線性增加；采場跨度由10 m增加到15 m時，采場應力大小逐漸增加，當采場跨度超過12～13 m后，采場應力值突然增大。因此在隔一采一情況下，12～13 m是進路穩定的極限跨度區間。

(3)確定薩熱克銅礦采場合適的跨度為12 m。

參考文獻

[1]徐文彬，宋衛東，萬海文，等.大階段嗣后充填回采順序及出礦控制技術研究[J]．金屬礦山，2011(6):13-15．

[2]葉加冕，蔣京名，王李管，等．采場結構參數優化的數值模擬研究[J]．中國礦業，2010，19(3):61-65．

[3]黃明清，吳愛祥，王貽明，等．基于FLAC2D的空場嗣后充填法采場結構參數優化[J]．銅業工程，2014(1)：23-27.

[4]余海華，宋衛東，唐亞男，等．階段空場嗣后充填法采場結構參數及充填配比優化[J]．礦業研究與開發，2012,32(6)：10-14.

[5]秦艷華，王曉軍，鐘春暉，等．礦柱回采對采空區穩定性影響數值模擬研究[J]．銅業工程，2007(3):8-10．

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[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．階段空場嗣后充填采礦法采場結構參數的巖石力學分析[J]．礦業工程，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

宋百樹(1984—)，男，主任，助理工程師，845450 新疆克孜勒蘇柯爾克孜自治州烏恰縣。