掛幫礦分段空場嗣后充填法開采及其數值模擬研究*

譚偉，黃明清，王明

(1.紫金礦業集團股份有限公司， 福建 廈門市 361000；2.福州大學 紫金礦業學院， 福建 福州 350116)

0 前言

江銅銀山礦業有6個開采區段，采用地下開采的方式開采鉛鋅礦，以露天開采的方式開采九區銅礦體?，F主要以九區的露天開采為主，礦山原有露天生產能力為5000 t/d。根據深部挖潛擴產改造初步設計，設計地下開采生產能力為 8000 t/d，將來露天和地下同時開采時的總生產能力為13000 t/d。首期地下開采范圍為-288 m至-658 m之間的礦體，主要采礦方法為分段空場嗣后充填法和淺孔留礦法。首采中段為-378 m和-478 m中段。

礦山于2011年12月完成了單系列6500 t/d處理能力的銅選廠建設，2012年底達產達標。為了與選廠的處理能力相配套，自 2012年底起，露天開采的供礦量由5000 t/d提高到6500 t/d。然而露采供礦量的增加不僅加速了露天開采的下降速度，減少了礦山服務年限，同時還縮短了礦山后期13000 t/d的持續穩產時間。為此，適度提前開采掛幫礦體作為補充礦量，從全局上控制露采規模及礦山服務年限成為礦山亟需解決的問題。

掛幫礦通常采用露天擴幫開采、地下開采、露天與地下聯合開采的方式開采[1-2]，銀山掛幫礦因其特殊性，上部露天和深部地下開采仍有很長的共同生產時間，選取合理的采礦方法及采場結構參數[3-4]，不僅對維護自身及露天開采的穩定具有重要意義，也對深部地下大規模開采具有重要的借鑒作用。

1 開采方案

掛幫礦的開采原則上既要保證自身開采的安全、經濟與高效，也要確保露天開采的安全與穩定。露天開采銅礦石的入選品位低于0.4%，在銀山礦現有條件下，通過增加剝采比的方式開采掛幫礦，在經濟上不合理[5]；同時，由于上部露天礦仍在開采，最終境界尚未形成，無法采用露天和地下聯合開采的方式進行開采。而采用地下開采的方式[6-7]，若選擇的采礦方法合適，可對掛幫礦高品位礦石進行選擇性開采，并且可以充分利用深部地下開采已建成的開拓系統。因此，推薦采用地下開采的方式來開采掛幫礦。

1.1 開采技術條件

研究開采區域為-288 m水平以上露天開采二期境界以外的掛幫礦體，主要包括N1、N2、N3、和S1礦體。從地質儲量估算結果可知，-288 m水平以上掛幫礦總儲量約為 2996萬 t，Cu平均品位為0.49%；其中-223 m水平以上掛幫礦儲量為1518萬t，Cu平均品位為0.45%；-288 m～-223 m掛幫礦儲量為1478萬t，Cu平均品位為0.54%。

九區礦體主要賦存于3#英安斑巖體南北外接觸帶及巖體兩側角礫巖、千枚巖、蝕變石英閃長巖及石英斑巖內。礦體走向近東西向、傾向南，傾角為79°～88°，主礦體厚度為20 m～60 m，最大厚度92 m，垂深超過1000 m。其中S1礦體走向近東西向、傾向南，傾角為 70°～88°，平均為 81°，厚度為25 m～80 m，平均厚度為59 m；N3礦體走向近東西向、傾向南，傾角為 77°～87°，平均為 85°，厚度為25 m～50 m；N1礦體平均傾角為85°，厚度為0.98 m～42.99 m，平均厚度為12.17 m；N2礦體平均傾角為84°，厚度為1.52 m～33.97 m，平均厚度為11.03 m。

礦區工程地質條件中等，礦體及其頂底板巖體均屬半堅硬至堅硬完整穩固型巖層，礦區斷層結構面屬禁閉型，破碎帶經蝕變膠結，對礦床開采無較大影響。較多采空區沒有任何支護，歷經數年，至今仍保持完好。九區礦體圍巖整體穩定性較好。本區自然環境地質條件中等，未出現有破壞性地震、較大的山體滑坡及泥石流記載。山體穩固，無滑坡、塌方危害，無放射性異常顯示。

1.2 采礦方法

結合礦山現狀及礦體開采技術條件，對于中厚及以上礦體，推薦采用分段空場嗣后充填法，根據礦體厚度不同，分別采用垂直走向布置和沿走向布置2種方式；對于薄礦體，推薦采用淺孔留礦嗣后充填法。80%以上礦體厚度大于20 m，采用垂直走向布置的分段空場嗣后充填法開采。

（1）礦塊布置。礦塊沿走向長為30 m，分兩步驟回采，一步驟10 m～15 m，二步驟15 m～20 m；寬度為礦體厚度，中段高65 m；分段高度15 m，不留間、頂柱，留5 m底柱。采場底部結構為塹溝形式。礦塊結構布置如圖1所示。

（2）回采順序。礦塊內先回采一步驟礦柱，然后進行充填，待充填體穩定后，再回采二步驟礦房，最后對礦房進行充填。采場內從中間向兩側推進，或從一端往另一端后退式回采；上下相鄰分段回采時，上部分段超前下分段2～3個崩礦步距，要保證上分段鑿巖是在下分段的穩固礦體上進行，以保障鑿巖作業的安全。

圖1 垂直走向的分段空場嗣后充填法

（3）采準切割。采準切割主要工程有采準斜坡道、斜坡道聯絡道、脈外出礦巷道、分段巷道、鑿巖巷道、出礦進路、溜井聯絡道、溜井、切割平巷及切割天井等。每個采區布置一條采準斜坡道和一個礦石溜井，按一個礦塊計算，采切工程總計760 m、8782.8 m3。

（4）回采。鑿巖采用DL311中深孔鑿巖臺車，鉆頭直徑為76 mm，機芯高度為1.85 m。炮孔扇形布置，臺班效率為80 m/臺班，采用平行炮孔崩礦，排距為 2.2 m，最小抵抗線為 2.2 m。裝藥采用BJC-41型地下礦用乳化炸藥裝藥車。以切割立槽為自由面起爆，微差爆破，非電導爆系統起爆。由上盤向下盤回采，開始先爆破一排，正常狀態下每次2～3排，可以多個分段同時側向崩礦。爆破落礦后進行通風，排出炮煙，然后進行撬毛，局部不穩固要作支護處理。爆下的礦石借自重落到出礦分段，使用斗容10 t的柴油鏟運機出礦，礦石通過出礦聯絡道、分段巷道被轉運到礦石溜井。鏟運機出礦效率為550 t/臺班。

（5）通風。新鮮風流由中段巷道通過管纜進風井、輔助斜坡道、分段巷道、鑿巖巷道進入采場回采工作面，污風經空場上部分段巷道，匯入上部通風巷道，進入老采區巷道排出地表。為加快爆破炮煙排出，采場可采用局扇加強通風。

（6）采場支護。一般情況下不予支護，對于不穩固地段，可采用錨桿支護或錨網支護等聯合支護方式進行處理。

（7）充填?；夭山Y束后，對采空區按一步驟采用高強度全尾砂膠結充填，充填體強度需大于1.8 MPa，灰砂比為1:4；二步驟用全尾砂微膠結充填，對強度基本沒有要求，但需要固結，灰砂比為1:20。

2 數值模擬及其結果分析

為了給將來大規模地下開采礦塊布置提供依據，以及保障掛幫礦自身開采的安全、經濟和高效，在巖石力學試驗的基礎上，采用數值模擬計算的方法對垂直走向的分段空場嗣后充填法采場結構參數進行優化[8-10]。

2.1 數值模擬方案

根據前文所述，采場回采高度為60 m（不含底柱），礦體厚度為40 m，沿走向長度30 m，分礦房、礦柱兩步驟回采。先采礦柱，采用灰砂比1:4高強度充填體充填后再采礦房；礦房回采后，用灰砂比1:20的低強度充填體進行充填。模擬方案見表1。

表1 模型設計方案參數

由于實際開采時，采場回采完后，需立即進行充填處理，所以以上方案中一步驟的開采尺寸對整體開采的穩定性影響不大，而二步驟開采完后，其兩側充填體能否保持穩定，不僅與充填體自身強度有關，還與二步驟礦房回采寬度有關。因此，本次，主要是依據實際回采順序進行數值計算，模擬相鄰的3個礦塊回采，模擬回采區域如圖2所示，采場編號依次為 1-1、1-2、2-1、2-2、3-1。3個礦塊的一步驟采場均已回采且充填完畢，其中一個礦塊的二步驟采場也充填完畢，對下一個礦塊的二步驟采場進行回采，分析此時的穩定性狀態。

圖2 回采區域

2.2 模擬過程

（1）參數選取。本次巖體力學參數均是通過相關巖石力學試驗所得，各類型巖體的力學參數詳見表2。

表2 各類型巖體及充填體相關物理力學參數

（2）初始條件和邊界條件。本次計算模型邊界約束采用位移約束的方式，計算收斂準則為不平衡力比率≤10-5。根據圣維南原理，采場影響范圍有限，在離采場較遠處巖體位移將很小，可將計算模型邊界位移視為零。因此，模型頂部為自由邊界，上部施加上覆巖層自重應力約束，根據該礦地表高程平均取+57 m，可知建立的計算模型埋深約為280 m，則模型的上覆巖層自重應力即豎直應力為σv=7.56 MPa；其它各邊界施加位移約束。

（3）本構模型。數值模擬涉及到的巖石、充填體均屬于彈塑性材料，假設礦巖為理想彈塑性體，使用Mohr-Coulomb準則作為巖體的破壞準則。Mohr-Coulomb準則的剪切破壞判據如式（1）所示：

式中，σ1為最大主應力；σ3為最小主應力；c為黏結力（或內聚力），φ為內摩擦角；f為破壞判斷系數，當f≥0時，材料處于塑性流動狀態；當f＜0時，材料處于彈性變形階段；Nφ=(1+sinφ)/(1-sinφ)。

2.3 數值模擬結果分析

為研究礦柱礦房兩步驟回采的合理跨度，對所涉及的3種方案進行了模擬計算，分別從應力、位移及塑性區的變化情況進行分析。

2.3.1 豎直和水平位移分析

（1）豎直位移分析。3個方案位移最大區域均主要集中在頂板中間和左側2-1充填體靠近頂部區域。方案一礦房開挖后，頂板最大下向位移為 6.8 cm，兩側一步驟充填體最大下向位移為6 cm～6.5 cm。方案二礦房開挖后，頂板最大下向位移為7 cm，兩側一步驟充填體最大下向位移為5 cm～6 cm。方案三礦房開挖后，頂板最大下向位移為7.1 cm，左側一步驟充填體2-1最大下向位移為7 cm～7.1 cm，右側一步驟充填體 3-1最大下向位移為 6 cm～7 cm。從最大豎直位移可知，3個方案中礦房開挖后，從方案一至方案三礦房頂板下向位移略有增加，但增加不大；兩側充填體下向位移相差也不大，方案三的略大一些。

（2）水平位移分析。各個方案開挖后，水平位移最大的位置均發生在左側充填體立柱2-1的中部；右側充填體立柱3-1受相鄰未開挖礦房的保護，整體位移較小且分布相對均勻。方案一礦房開挖后，左側充填體立柱2-1的最大位移為9.6 cm；右側充填體立柱3-1的最大位移為5.8 cm；位移方向均指向空區。方案二礦房開挖后，左側充填體立柱2-1的最大位移為10.8 cm；右側充填體立柱3-1的最大位移為5.1 cm；位移方向均指向空區。方案三礦房開挖后，左側充填體立柱 2-1的最大位移為13.3 cm；右側充填體立柱3-1的最大位移為4.9 cm。從水平位移分析可知，方案三充填體立柱2-1的位移量最大，達到了 13.3 cm，相對來說較不穩定；充填體立柱3-1因受相鄰未開采礦房的影響，反而寬度越小，水平位移越小。

2.3.2 豎直應力分析

圖3顯示了各個方案開挖后，沿礦體走向的豎直應力分布情況。從沿走向剖面可知，充填體立柱從暴露面往深部方向，最大豎直應力是逐步增大的。方案一礦房開挖后，礦房兩側充填體暴露面區域豎直應力為0.12 MPa～1 MPa。方案二礦房開挖后，礦房兩側充填體暴露面區域豎直應力為 0.08 MPa～1 MPa。方案三礦房開挖后，礦房兩側充填體暴露面區域豎直應力為0.05 MPa～1 MPa。整體來看，3個方案在豎直應力方面，相差不大。

圖3 豎直應力云圖

2.3.3 塑性區分析

塑性區是判斷圍巖和充填體是否破壞的重要指標。從圖4可知，礦房頂板在開挖過程中均存在少量的塑性區，對礦房整體的穩定性影響不大；礦房兩側充填體立柱在開挖過程中，均出現了大量的塑性區，在計算平衡后，各方案均出現了不同程度的新增塑性區。

方案一礦房開挖平衡后，左側充填體立柱 2-1出現了較大面積新增塑性區，但塑性區未貫穿整個立柱；方案二礦房開挖平衡后，左側充填體立柱2-1中部也出現了較大面積新增塑性區，同樣塑性區未貫穿整個立柱，但可看到局部區域已接近貫穿；方案三礦房開挖平衡后，左側充填體立柱2-1中部以上出現了大面積新增塑性區，并且局部已貫穿整個立柱，有可能出現失穩現象。

圖4 塑性區分布云圖

綜合以上分析，3個方案中礦房開挖后，礦房頂板下向位移相差不大，方案三兩側充填體下向位移最大；在水平位移方面，方案三充填體立柱 2-1的位移量最大，達到了 13.3 cm，相對來說更不穩定；在豎直應力方面，3個方案充填體立柱應力集中區域的最大豎直應力相差不大；在塑性區分布方面，方案一和方案二開挖平衡后的新增塑性區面積雖然較大，但均未貫通整個充填體立柱，而方案三開挖平衡后，不僅新增塑性區面積大，而且局部已貫通整個充填體立柱。由此可知，方案三的結構參數較不合適，方案一和方案二為可選結構參數。

然而，從空場嗣后充填法開采經濟成本的角度出發，較低的充填成本將帶來更高的經濟效益。因一步驟需采用高強度的充填體充填，二步驟采用低強度的充填體充填，在保證開采穩定的前提下，一步驟寬度較小的方案相對更優。因此，推薦采用方案二的結構參數，即一步驟礦柱寬為12 m，二步驟礦房寬為18 m，采高為60 m。

3 結論

（1）根據掛幫礦的開采條件以及礦山的開采現狀，提出優先開采-288～-223 m中段掛幫礦的開采思路，同時針對占比較大的厚度大于20 m的礦體設計采用垂直走向布置的分段空場嗣后充填法開采。

（2）為了給將來大規模地下開采礦塊布置提供依據，以及保障礦體開采的安全、經濟和高效，提出了采用數值模擬的方式對3種不同的礦塊結構布置方案進行優化，分別為一步驟礦柱寬為15 m，二步驟礦房寬為15 m；一步驟礦柱寬為12 m，二步驟礦房寬為18 m；一步驟礦柱寬為10 m，二步驟礦房寬為20 m。

（3）分別對 3種方案進行數值計算后，從位移、應力和塑性區分布方面進行分析得知，方案三的結構參數較不合適，方案一和方案二為可選結構參數；結合開采經濟性，推薦采用方案二的結構參數，即一步驟礦柱寬為12 m，二步驟礦房寬為18 m，采高為60 m。具體實施時，建議先進行現場試驗。