青龍溝金礦露天轉地下采場礦石貧化評估*

田 軍，李懷賓，楊曉明，張姝婧

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青龍溝金礦露天轉地下采場礦石貧化評估*

田 軍1，李懷賓2，楊曉明2，張姝婧2

(1.東北大學 深部金屬礦山安全開采教育部重點實驗室，遼寧 沈陽 110819；2.東北大學 采礦地壓與控制研究中心，遼寧 沈陽 110819)

為了研究采場的貧化問題，提出了一種ELOS(超挖深度)的量化指標，以青龍溝采區北礦段為工程背景，采用Mathews穩定性圖法，計算得出上盤超挖深度較小，均小于0.5 m；下盤超挖深度隨著采場長度的增加變化為0.7~1.6 m；通過數值計算，采場上盤超挖深度較小且變化不明顯，而下盤超挖深度變化較顯著，變化范圍為0.64~1.07 m。圖表法和數值模擬法得出的結果具有一致性，結果表明：在采場開挖時，下盤超挖較嚴重，應加強采場下盤的支護。

貧化；超挖深度；Mathews圖表；數值模擬

礦產資源具有有限性和不可再生性，所以，優化開發礦產資源、降低生產成本以及提高經濟效益是礦山的重要目標[1?2]。隨著礦產資源產量的逐漸增大，降低開采過程中的損失與貧化對于礦山降低生產成本至關重要。礦山在生產過程中，不正確的采礦方法、開采順序等都會致使大量的廢石混入礦堆，導致礦石貧化率增高，出礦品位相應降低，加大采礦和礦石處理成本；因此，降低貧化率對于提高礦山的經濟效益、充分利用礦產資源和延長礦山服務年限具有重要意義[3]。本文以青龍溝采區北礦段為研究對象，采用圖表和數值模擬相結合的方法對采場貧化進行分析。

1 現場工程地質

大柴旦礦業有限公司青龍溝采區北礦段上部為露天開采，目前，露天開采已經結束，主要開采青龍溝采區北礦段，即露天轉地下部分。青龍溝采區北礦段共探明4條礦體，其中M2礦體規模較大，圖1為青龍溝采區三維地質模型。

青龍溝采區北礦段位于青龍溝復向斜的東南段，礦區內褶皺構造和斷裂較發育，總體走向為NNW~SSE，與區域主構造方向一致，礦區侵入巖主要為塊狀構造，中元古代地層為薄~中厚層狀構造。青龍溝金礦主礦體(M2)位于16250N-16550N勘探線間，形態呈-東傾的簡單板狀，向深部延伸時開始出現分支，傾向和走向上具有較好的穩定連續性。礦體上盤為條帶狀大理巖，下盤為白云質大理巖，礦體為蝕變的變質砂巖。礦化區域厚度一般從數米至二十多米，厚度變化較大，礦體呈似層狀和透鏡狀，傾向NE，走向157°，傾角60°~90°，平均78°左右，礦體平均厚度約10 m。經多年開采，剩余礦體走向長675 m，傾向最大延深174 m。

圖1 青龍溝采區三維地質模型

根據青龍溝采區北礦段M2礦體的賦存特點，對急傾斜中厚礦體采用長礦房干式充填采礦法進行開采(見圖2)，采場高度設計為20 m，該方法采用深孔連續爆破后退式落礦，對出礦形成的空區進行連續干式充填。該采礦方法的優點是連續爆破落礦、出礦和連續充填空區，即隨采隨充。理論上，該采礦方法沒有采場長度限制，這將減少切割天井數量，達產快、鉆孔、循環時間短，提高了勞動生產率，獲得了較好的經濟效益。

圖2 長礦房連續干式充填采礦法

利用測線法對青龍溝采區北礦段礦巖進行結構面調查分析，根據巖石力學實驗和現場調查，采用Q、RMR和GSI分類方法對礦巖質量進行評價，最后利用經驗公式獲得礦巖力學參數[4]，如表1所示。

表1 巖體力學參數

2 礦石貧化主要影響因素分析

導致礦石貧化的影響因素很多，通常貧化是這些因素共同作用的結果。這使得很難檢測單一變量對貧化的影響。影響礦石貧化的主要原因可以分為3大類：鉆孔和爆破問題，不合適的采場尺寸設計和地質條件問題。

2.1 鉆孔和爆破

鉆孔和爆破問題包括鉆孔精度和單位耗藥量。鉆孔精度是由于鉆孔位置、鉆孔傾角、鉆孔偏斜和鉆孔長度錯誤等造成的。鉆孔和爆破問題對礦石貧化的影響很難預測，因為沒有足夠的數據來比較鉆孔精度和超挖深度之間的關系。此外，鉆孔的不良性能也會導致各種各樣的結果，包括鉆孔損失、鉆孔間距的變化等。圖3顯示了鉆孔精度差的可能影響，藍色是計劃中的鉆孔，紅色是可能錯誤的鉆孔。由于這些鉆孔誤差作用的持續累積，爆破的對稱性也會發生變化，可能導致礦石貧化或礦石損失。

圖3 鉆孔精度的影響

2.2 采場尺寸設計

由于采場尺寸設計造成的貧化，意味著采場邊界的確定使得貧化幾乎是不可避免的，當采出的礦量相同時，采場尺寸可以設計成不同情況，礦石貧化也會隨之變化。

2.3 地質條件

地質條件主要包括地應力和采場圍巖條件，礦石貧化通常是由這2個因素相互作用造成的，如軟弱巖體的垮塌、冒落等。地質問題與采場尺寸設計密切相關，因為良好的采場尺寸，可以減小礦石貧化程度。

3 礦石貧化評估

在開采過程中，礦石貧化是不可避免的。貧化又分為計劃內貧化和計劃外貧化。計劃外貧化是由采場冒落或圍巖混入而導致的，計劃內貧化則是由包含在礦體內或采場邊界范圍內隨回采而混入的廢石造成的(見圖4)。

圖4 計劃內和計劃外貧化

依據以往的研究，礦石貧化可以用不同的方式進行定義，例如，長時間對生產進行監測，獲得廢石和礦石的比例具有重要的意義，然而，這不是評估采場開采是否成功的最優方式，如果只比較廢石和礦石的比例，即使是開采非常失敗的采場，當坍塌的材料恰好是相鄰的采場礦石時，也可以具有較低的貧化率。英屬哥倫比亞大學的Brady(1998)引入“等效線性超挖深度()一詞來量化貧化的程度[5]，是指從采場邊界以外的體積除以相應面的面積(見圖5)，這是一個很好的檢驗采場開采是否成功的方法，因為它不依賴于采場的體積，只與邊界的表面積的有關。可以用公式(1)計算，目前，青龍溝采區北礦段處于露天轉地下的接替階段，還沒有進行開采，無法現場監測采場上下盤的超挖體積，所以本文采用經驗圖表和數值

圖5 ELOS計算示意圖

模擬法來計算值。

3.1 圖表法

Mathews穩定圖法是由Mathews等人于1980年首先提出的用于1000 m以內硬巖礦山開采設計的方法。其中，Potvin(1988)、Potvin和Milne(1992)、Nickson(1992)通過對加拿大地下礦山350多個案例進行分析，提出一個新的穩定性圖表，充分考慮了影響采場穩定的關鍵因素，穩定性被定性地評估為穩定、潛在的不穩定或塌陷3種情況。估算圍巖超挖深度的穩定圖表的設計過程是以穩定數′和水力半徑這2個因子為基礎進行的。

描述采場條件的穩定性系數′定義為[6]：

式中：′為修正后的巖體質量系數；為巖石應力系數，由完整巖石單軸抗壓強度c與采場最大主應力1的比值確定，參照文獻[7]進行求解；為節理方位修正系數，其值由采場面傾角與主要節理組的傾角之差來度量，參照文獻[8]進行求解；為設計采場暴露面的重力調整系數，反映重力對采場巖體穩定性的影響，參照文獻[9]進行求解。、、值見表2。

表2 穩定性系數N′計算值

采場的水力半徑可以通過下式進行計算：

=/(3)

式中,為待分析采場的幫壁或者采空面的橫截面積；為待分析采場幫壁或者采空面的周長。

利用穩定性圖對青龍溝采區北礦段采場上下盤超挖深度進行評估，已知采場高20 m，上盤和下盤的穩定性系數′分別為：14.03和3.81，采場長度取12 m、24 m和36 m。分別進行計算(見圖6)，計算結果列于表3。上盤超挖深度較小且均小于0.5 m；下盤超挖深度隨著采場長度的增加變化為0.7~1.6 m。這說明當采場開挖時，下盤超挖較嚴重，應對下盤進行支護，防治大量廢石混入礦石堆。

3.2 數值模擬法

為了驗證上述經驗圖表法的準確性，運用FLAC3D軟件對采場圍巖超挖深度進行計算分析。

表3 采場上下盤超挖深度值

(1) 數值模型建立。本文充分考慮3Dmine、MIDAS/GTS和FLAC3D在建模、網格劃分和計算分析等方面的優越性，建立了數值計算模型。模型尺寸：X方向長800 m，Y方向長1400 m，Z方向大約高900 m(地表起伏無確定值)，共有228684個節點，1355319個單元體，如圖7所示。模型邊界采用位移約束，模型四周限制水平方向的位移，模型底邊界限制X、Y和Z方向的位移，模型上部邊界設置成自由面，采用Mohr-Coulomb破壞準則。

圖7 數值計算模型

(2) 數值模擬結果及分析。圖8列出采場寬10 m、長12，24 m和36 m時的塑性區云圖。采場圍巖的塑性區體積通過fish語言編寫的顯示程序計算出來。利用公式(1)計算圍巖超挖深度，結果見表4。

由表4可知，隨著采場走向長度的增加采場圍巖超挖深度隨之增大，其中采場上盤超挖深度增加不明顯；圖表法和數值模擬法得出的結果具有一致性。

表4 采場圍巖超挖深度

4 結 論

本文運用(超挖深度)量化礦石的貧化，通過圖表法和數值模擬法對采場礦石貧化進行評估，主要得出以下結論：

(a) 采場長度12 m；(b) 采場長度24 m；(c) 采場長度36 m

(1) 運用Mathews穩定性圖表，計算得出上盤超挖深度較小且均小于0.5 m；下盤超挖深度隨著采場長度的增加變化為0.7~1.6 m。

(2) 通過數值計算得出，采場上盤超挖深度較小(約0.28 m)且變化不明顯，而下盤超挖深度變化較顯著，變化范圍為0.64~1.07。圖表法和數值模擬法得出的結果具有一致性，結果表明：在采場開挖時，下盤超挖較嚴重，應加強下盤的支護。

[1] 梁德義.礦山經營理念對礦石貧化損失的影響[J].采礦技術,2007(3):170?171+173.

[2] 霍俊發.低品位鐵礦床開采降低礦石貧化率的技術措施[J].現代礦業,2013,29(12):87?88+103.

[3] 何 華,江 河.太和釩鈦磁鐵礦區貧化率和損失率降低措施[J].現代礦業,2016,32(8):39?40+43.

[4] HOEK E, BROWN E T. Practical estimates of rock mass strength[J]. International Journal of Rock Mechanics of Mining Science, 1998, 34(8): 1165?1186.

[5] BRADY T, PAKALNIS R, CLARK L. Design in weak rock masses: Nevada underground mining operations[J]. Transactions- society for Mining Metallurgy and Exploration Incorporated, 2006, 318: 182.

[6] MATHEWS K E, HOEK E, WYLLIE D C, et al. Prediction of stable excavation spans for mining at depths below 1000 m in hard rock[R]. Ottowa: Canada Centre for Mining and Energy Technology, Department of Energy and Resources, 1980.

[7] POTVIN Y. Empirical open stope design in Canada[D]. New York: University of British Columbia, 1988.

[8] STEWART S B V, FORSYTH W W. The Mathew’s method for open stope design[J]. CIM bulletin, 1995, 88(992): 45?53.

[9] MATHEWS K E, HOEK E, WYLLIE D C, et al. Prediction of stable excavation spans for mining at depths below 1000 m in hard rock[R]. Ottowa: Canada Centre for Mining and Energy Technology, Department of Energy and Resources, 1980.

(2018?08?30)

田 軍(1962—)，男，遼寧建平人，高級工程師，主要從事巖石力學實驗工作。

國家重點研發計劃項目(2016YFC0600803)；國家自然科學基金資助項目(51474052)；中央高校基本科研業務費專項資金資助項目(N150102001).