深部低品位資源階段空場嗣后充填采礦法采場結構優化與穩定性控制

孫星　安龍

摘要：基于階段空場嗣后充填采礦法采場圍巖穩定性控制難題，以某礦山深部急傾斜厚大礦體的賦存條件為背景，從改變采場幾何形態和結構參數角度出發，提出將階段采場頂部改變為拱形結構，開展拱形結構階段空場嗣后充填采礦法圍巖穩定性研究。從采場拱形形態及階段采場跨高比入手，分析2個因素對采場穩定性影響。研究結果表明：采場拱形形態的設置和跨高比的優化可以提升采場整體穩定性。通過建立階段采場拱形結構力學承載模型，進行采場拱形形態及跨高比因素的影響權重分析?？绺弑葘Σ蓤鼍C合穩定性的影響最大，影響權重為66.41 %，采場拱形形態對采場的邊墻穩定性影響顯著，影響權重為94.83? %。綜合圍巖位移、裂紋演化規律及圍巖開裂區等效深度等指標計算結果，確定最優采場結構參數為：采場高50 m、跨度20 m、采場形態特征角55°。

關鍵詞：急傾斜厚大礦體；階段空場嗣后充填采礦法；采場結構參數；數值模擬；穩定性

中圖分類號：TD853.34文獻標志碼：A開放科學（資源服務）標識碼（OSID）：

文章編號：1001-1277（2023）07-0075-08doi：10.11792/hj20230712

引 言

急傾斜厚大礦體在中國分布較為廣泛，對于此類礦體，國內外礦山大多采用階段空場嗣后充填采礦法、分段鑿巖階段空場采礦法和無底柱分段崩落采礦法等方法開采。其中，階段空場嗣后充填采礦法因其具有回采強度大、勞動生產率高、回采作業安全及采礦成本低的優點而被廣泛采用。隨著厚大礦體開采方法向高階段、大結構方向發展，帶來了地壓控制難度大、采場結構復雜、充填體強度需求提高等問題。此外，對于低品位礦體，采用淺孔、中深孔開采時開采成本高，經濟效益低，而采用階段開采時又存在穩定性控制難題，一旦采場失穩將會帶來邊墻、頂板垮塌等其他不可預知的后果，所以階段空場嗣后充填采礦法中采場穩定性的控制是當前首要解決的難題。

針對傳統階段空場嗣后充填采礦法開采時采場穩定性控制的難題，國內外學者從采場結構參數優化和采場頂板支護等方面進行了大量研究。針對采場結構參數的研究，一些學者利用經驗類比法，結合基礎理論，根據簡支梁、荷載傳遞線性、長寬比梁板法、比例跨度法原理等理論，預先計算獲取采場臨界跨度和頂板安全厚度，并通過數值模擬進行理論驗證，為階段空場嗣后充填采礦法采場跨度設計提供理論參考［1-3］。一部分學者采用現場試驗、相似材料試驗及數值模擬試驗等手段進行采場結構優化研究［4-8］：分別通過在現場對開采礦體進行原位試驗，在室內設計一定比例的縮小模型，在數值分析軟件中選擇合理模擬參數和破壞準則，實現采場結構參數的初步設計；再通過設立諸如頂板位移量、塑性區面積、應力特性等指標來定量評價不同方案，綜合評估采場穩定性，確定最佳采場結構參數。此外，部分采場通過單一的采場結構參數優化無法很好地控制采場穩定性時，往往會結合支護的方式提升圍巖穩定性。在采場支護方面［9-11］，一些學者通過建立采場力學模型，結合數值模擬及預控頂技術優化頂板支護工藝，實現對圍巖穩定性的控制。上述學者對階段空場嗣后充填采礦法采場穩定性控制的研究主要集中于采場結構參數和預控頂支護方面，忽略了采場幾何結構形態與圍巖體、支護體承載特性的相互適應性，且目前的預控頂支護手段無法優化邊墻圍巖穩定性。不同的采場幾何形態開挖后會形成不同的應力分布狀態［12-13］，合適的采場幾何形態能夠有效提升采場頂板及邊墻的穩定性，因此對于該采礦方法下采場幾何形態的研究具有一定的必要性。

本文以山東某礦山為工程背景，針對其急傾斜厚大金屬礦體，擬采用階段空場嗣后充填采礦法進行開采。為提高采場穩定性，從改變采場幾何形態出發，設置拱形采場形態，運用數值模擬手段，結合相關圍巖穩定性評價指標，開展拱形頂板條件下階段采場承載機制的研究，并分析不同采場結構參數的影響，確定采場形態因素和采場尺寸因素對采場穩定性影響的權重占比，最終確定合理的采場結構尺寸及形態參數。

1 工程背景

該礦山生產低品位金礦，礦體平均品位1.05 g/t，低品位礦段位于-850 m中段，礦區圍巖破碎、裂隙發育，地表不允許陷落。礦體為典型的絹云母化花崗巖，走向長度580 m，平均厚度90 m，平均傾角70°，屬于典型的急傾斜厚大礦體。礦巖力學參數如表1所示。

根據該礦體淺埋厚大低品位的賦存特征，選擇具有生產效率高、生產能力大、開采成本低等特點的階段空場嗣后充填采礦法進行開采。階段空場嗣后充填采礦法如圖1所示，為提高采場圍巖的穩定性將階段采場的頂部設計為拱形結構，階段采場的底部設計為“V”形結構，2個階段采場構成1個獨立的回采單元?；夭蓡卧獌确譃橐徊襟E礦房和二步驟礦柱，回采時先回采一步驟礦房，待中段內一步驟礦房回采完畢后，再回采二步驟礦柱。采場垂直礦體走向方向布置，在垂直礦體走向方向采場間留設隔離礦柱，隔離相鄰的2個采場。采場頂板拱形的設計，采場跨高比如何與采場拱形結構相匹配，是該方法采場穩定性控制的關鍵因素，故而需要對采場幾何形態和結構尺寸參數比2個因素進行研究。

2 階段采場開采數值模擬方案及模型建立

2.1 模擬方案

將采場頂板與采場斜邊形成的夾角定義為采場形態特征角（φ），采場跨度（b）與高度（h）之比定義為跨高比（λ），即λ=b/h，研究采場幾何形態和結構尺寸參數比2個因素對采場穩定性的影響。采用采場形態特征角來描述采場拱形幾何形態，采用跨高比來描述采場結構尺寸參數比。階段空場嗣后充填采礦法采場結構參數設計主要包括采場高度、采場跨度、采場形態特征角等因素。采場頂板長為a，采場跨度為b，采場邊墻高為hb，采場高為h，采場形態特征角為φ，采場頂板距邊墻高度為l，采場模型如圖2所示。

采場形態特征角制約著采場邊墻及頂板的尺寸與形態，采場跨度影響頂板暴露面積，二者是控制采場綜合穩定性的主要因素。因此，本文選擇通過控制

邊墻高度來控制采場形態特征角的改變，獲取最佳采場幾何形態參數，在此基礎上研究與之匹配的跨高比因素，獲取最佳采場結構尺寸參數。根據礦體產狀及圍巖狀態等因素，初選采場高度50 m，具體方案設計如表2所示，共24個數值模擬方案。

2.2 數值模型建立

UDEC軟件可以清晰地反映圍巖開挖后裂紋發育狀況，故而本文采用基于UDEC軟件的塊體離散元法模擬節理巖體，使用Voronoi法劃分塊體并建立離散單元模型［14-15］。根據方案所設計采場尺寸的3～5倍，最終建立長180 m、高180 m的平面模型，以采場為中心，將長×高為100 m×100 m區域劃分為Voronoi離散塊體，采場處Voronoi多邊形塊體的最大邊長設置為2.0 m。為確保模擬計算精度，在距采場邊界10 m范圍內設置加密區，此處Voronoi多邊形塊體的最大邊長設置為0.5 m，其余范圍內Voronoi多邊形塊體的最大邊長設置為1.5 m，離散區域以外的其他區域設置為連續體。采場初始模型如圖3所示。

通過試算法獲取數值模擬計算的接觸參數。首先，根據現場節理調查結果及獲取的巖石力學參數經過Hoek-Brown準則折減得到巖體力學參數，建立等效巖體數值計算模型確定接觸參數的范圍；其次，采用試算法進行單軸壓縮數值模擬，得到不同接觸參數條件下的等效巖體力學參數；最后，與Hoek-Brown準則折減的參數進行比較分析，確定最終的接觸參數，如表3所示。對數值計算模型頂面施加垂直均布載荷，模擬上覆巖層重力，左、右兩側施加梯度水平應力，經計算，初始垂直均布應力為22.95 MPa，初始水平應力為38.02 MPa，垂直應力梯度為2.70×10-2 MPa/m，水平應力梯度為4.05×10-2 MPa/m。

2.3 采場圍巖穩定性評價指標

本文通過圍巖位移、裂紋數量和圍巖開裂區等效深度指標，判斷采場開采后采空區圍巖是否開裂垮塌、具體垮塌位置及其圍巖發生破壞的程度。在保證數值模擬計算精度的同時，考慮圍巖內不同區域裂紋分布的差異性特征，將圍巖區域離散為2.0 m×2.0 m的最小計算單元，用于統計分析圍巖內裂紋分布特征。為了判斷采場圍巖裂紋是否開裂，提出圍巖開裂區概念，以最小計算單元內裂紋產生累計長度（l1）和預置裂紋總長度（lz）的比值為參數，即γ=l1/lz×100 %。通過數值試驗可知，當γ值超過45 %時，圍巖發生明顯開裂，故設置圍巖開裂區閾值為45 %，如圖4所示。通過閾值計算統計結果生成整個圍巖區域的圍巖開裂區分布云圖，根據云圖可以獲得圍巖開裂區的邊界。圍巖開裂區邊界多為不規則邊界，邊界上的不同位置距采空區邊界深度不同，用其任意一點的深度表示圍巖整體的開裂深度和開裂區大小是不準確的。為準確合理表達圍巖開裂區的大小，提出圍巖開裂區等效深度指標，將圍巖開裂區面積（Si）與采空區邊界長度（D）的比值定義為圍巖開裂區等效深度（d），即d=Si/D，如圖5所示。

3 階段采場數值模擬結果

3.1 拱形頂板角度對采場圍巖穩定性的影響

3.1.1 拱形頂板形態（不固定邊墻高度）

不固定邊墻高度條件下，分析階段采場拱形頂板形態變化對采場圍巖內裂紋演化規律的影響，得到了不同形態采場開采后圍巖裂紋數量與采場形態特征角之間的關系，如圖6所示。由圖6可知：對于不固定邊墻高度的模擬方案，隨著采場形態特征角的增大，邊墻裂紋數不斷減小，頂板裂紋數量及總裂紋數呈現先減小后增大的趨勢。頂板裂紋數最小值在采場形態特征角20°時取得，為732條；邊墻裂紋數最小值在采場形態特征角70°時取得，為2 781條；頂板裂紋數最大值在采場形態特征角70°時取得，為4 478條；總裂紋數在采場形態特征角55°時減小趨勢逐漸趨于平穩，總裂紋數最小值在采場形態特征角60°時取得，為6 647條。

為確定采場開挖后采場邊界垮塌破壞的具體位置及破壞深度，對圍巖開裂區相關指標進行分析，結果如圖7所示。由圖7可知：圖中紅色區域為圍巖開裂區，其主要分布在邊墻兩側，靠近邊墻中心區域，頂板結構處基本沒有圍巖開裂區分布，故而可以認為跨高比為0.3時，采場開挖后圍巖產生破壞的區域主要在邊墻處。對圍巖開裂區等效深度進行統計，結果如圖8所示。由圖8可知，不固定邊墻高度的方案中，圍巖開裂區等效深度隨采場形態特征角增大大致呈現下降趨勢，其最大等效深度與最小等效深度差值為0.27 m，最大等效深度為0.63 m。

3.1.2 拱形頂板形態（固定邊墻高度）

固定邊墻高度條件下，分析采場頂板形態改變對圍巖穩定性的影響。根據數值計算結果，得到了邊墻高度分別為40 m和33 m條件下采場形態特征角與裂紋數量之間的關系，結果如圖9所示。

由圖9可知：對于固定邊墻高度方案，隨著采場形態特征角的增大，采場開挖后采空區頂板裂紋數、邊墻裂紋數及總裂紋數也隨之增大。固定邊墻高40 m的方案中總裂紋數最小值在采場形態特征角40°時取得，共6 863條；最大值在采場形態特征角80°時取得，共8 234條。固定邊墻高33 m的方案中，總裂紋數最小值在采場形態特征角55°時取得，共6 689條；最大值在采場形態特征角85°時取得，共8 252條。

固定邊墻高40 m及固定邊墻高33 m方案的圍巖開裂區分布云圖如圖10所示，圍巖開裂區主要分布在邊墻兩側，頂板區域無圍巖開裂區分布。對其圍巖開裂區等效深度進行統計，結果如圖11所示。由圖11可知：固定邊墻高40 m方案中，圍巖開裂區等效深度隨采場形態特征角增大呈現上升趨勢，其最大等效深度與最小等效深度差值為0.14 m，最大等效深度為0.74 m；固定邊墻高33 m方案中，圍巖開裂區等效深度隨采場形態特征角增大也呈現增大的趨勢，其最大等效深度與最小等效深度差值為0.14 m，最大等效深度為0.57 m。由曲線可以明顯看出：固定邊墻高40 m所有方案的邊墻圍巖開裂區等效深度均高于固定邊墻高33 m方案，且在邊墻高度固定的條件下，采場形態特征角越小，其圍巖開裂區等效深度越小，意味著邊墻處的圍巖愈加穩定。

3.2 跨高比對采場圍巖穩定性的影響

采場跨高比的改變將引起圍巖位移量的變化，根據數值計算結果，建立采場跨高比與圍巖位移量之間的關系，如圖12所示。由圖12可知：頂板處1號監測點最大下沉位移隨跨度的增大逐漸增大，在跨度45 m時最大下沉位移為35.2 mm；跨度小于20 m時，頂板最大下沉位移小于10.0 mm。邊墻處2號監測點最大位移隨跨度的增大基本沒有明顯變化，其圍巖最大位移維持在100.0 mm左右。從邊墻及采場圍巖位移數值上來看，采場邊墻最大位移數值遠大于頂板圍巖最大位移數值，由此可見采場圍巖位移問題主要發生在邊墻處；當跨度增大時，頂板產生的位移逐漸增大，頂板位移過大會產生頂板穩定性問題。

分析不同跨高比采場圍巖裂紋數量的演化規律，根據數值計算結果，建立采場跨高比與圍巖裂紋數量之間的關系，結果如圖13所示。由圖13可知：對于跨高比方案，隨著采場跨度增大，邊墻裂紋數基本不變，在4 600條上下波動，頂板裂紋數在跨高比超過0.4后大幅增大，總裂紋數整體呈現出增大的趨勢?？偭鸭y數最小值在跨高比0.3處取得，共6 631條；最大值在跨高比0.9處取得，共10 581條。裂紋發育的地區主要為邊墻區域，兩側邊墻裂紋數總和遠高于頂底板裂紋數總和，采場跨度增大對邊墻裂紋發育無明顯影響。對于跨度影響因素，在跨度大于20 m時對采場頂板裂紋發育影響較大。

分析不同跨高比采場圍巖開裂區范圍的演化規律，根據數值計算結果，建立采場跨高比與圍巖開裂區尺寸之間的關系，結果如圖14所示。由圖14可知：對于跨高比方案，在跨高比較小時圍巖開裂區主要分布在邊墻兩側，靠近邊墻中心區域；隨著采場跨度的增大，原采場開挖后產生的圍巖開裂區逐步由采場邊墻兩側蔓延至采場頂、底部結構處，跨高比0.4為其臨界點。且在采場跨度過大時，其頂板產生的圍巖開裂區面積將會超過邊墻區域，故而高邊墻采場的跨度不能設計過大。

計算不同跨高比方案對應的圍巖開裂區的等效深度，如圖15所示。由圖15可知：頂板圍巖開裂區等效深度自跨高比0.4起，呈現上升趨勢，等效深度最大值為1.02 m，在跨高比0.9時取得。邊墻圍巖開裂區等效深度于1.10 m上下波動，等效深度最大值為1.25 m，最小值為0.86 m，相差0.39 m。由此可見，邊墻長度及采場形態特征角不變時，邊墻圍巖開裂區面積及等效深度基本不受采場形態特征角及采場跨度影響，采場跨度的增大主要會對頂板圍巖開裂區造成較大影響。從等效深度的曲線來看，跨高比控制在0.4時既能保證采場邊墻和頂板產生較少的圍巖開裂，又能最大限度地開挖。

4 結果討論

階段空場嗣后充填采礦法開采時邊墻圍巖不穩定，跨度較大時頂板會坍塌，為維護頂板穩定性，在一定程度上減小邊墻失穩的可能，通過構建一個拱形頂板結構來控制采場穩定性。通過上述模擬結果可知，拱形的頂板結構可以在一定程度上控制采場穩定性。

為分析優化后采場受力狀態，對地下采場模型進行簡化。假設采場承受垂直均布載荷為q，兩側承受水平均布載荷為kq（k為側壓力系數），在此條件下，將矩形采場頂板簡化為一組簡支梁，優化后的拱形采場頂板簡化為無鉸拱，簡化建立采場力學模型如圖16所示。優化后的采場頂部結構可近似看為拱部結構A′OC′，采場拱形形態的高度、拱面長度等形態特征受到采場形態特征角的制約，拱的跨徑主要受采場跨度的制約。拱形結構的受力特點是在拱面受到垂直方向載荷q的條件下，拱腳支撐處產生垂直方向的作用力及水平方向的推力，通過對采場形態特征角的調節，可以間接控制水平推力與垂直作用力的大小。由圖16彎矩的分布可知：對于直線頂板AC而言，其主要承受拉應力；對于拱形頂板A′OC′，由于水平推力的存在，使其彎矩M′遠小于同跨徑下直線型頂板AC的彎矩M，并使整個拱面大部分區域主要承受壓應力。巖石具有較好的抗壓能力與較弱的抗拉能力，通過拱形頂板的優化，使得原先承受拉力的頂板轉變為承受壓力的結構，大幅提升了頂板穩定性。此外，因拱形頂板的設計削減了邊墻高度，減小邊墻承受水平載荷的區域，使得邊墻穩定性得以提升。

通過上述力學模型分析，可以得知拱形采場結構形態可以提升采場頂板、邊墻及采場整體圍巖穩定性。為獲取采場幾何形態及結構對采場穩定性的影響，對采場形態特征角及跨高比進行權重分析。最小二乘法通過最小誤差的平方和進行曲線擬合，可以簡便高效地尋找數據的最佳函數匹配，選擇不固定邊墻高度方案與跨高比方案的裂紋數，進行最小二乘法回歸分析，建立采場形態特征角（φ）及跨高比（λ）關于裂紋數（z）的回歸模型。采場形態特征角和跨高比具有不同的量綱和量綱單位，為方便后續計算，需要使各指標處于同一量級，對同一指標采用歸一化的方法進行處理，將其映射在［0，1］范圍內。

將歸一化的數據導入SPSS軟件中，選擇回歸分析中的權重估算板塊分析，最終獲得頂板裂紋數（z1）、邊墻裂紋數（z2）及總裂紋數（z3）的回歸模型：

z1=3 119.9λ+2 427.8φ+238.5（1）

z2=196.6λ+3 605.8φ+7 835.2（2）

z3=3 473.1λ+1 757.1φ+8 138.73（3）

計算得到頂板裂紋數、邊墻裂紋數及總裂紋數的回歸模型決定系數R2分別為82.6 %、82.4 %及88.4 %，決定系數值越接近1，代表回歸模型擬合效果越好。對其回歸系數進行分析，可以得知跨高比改變對采場整體、頂板及邊墻穩定性影響權重分別為66.41 %、56.24 %、5.17 %，采場形態特征角改變對采場整體、頂板及邊墻穩定性影響權重為33.59 %、43.76 %、94.83 %。數據表明，對于整個采場而言，跨高比改變對采場穩定性的影響起主導作用；對于采場頂板穩定性的影響，同樣也由跨高比起主要決定作用；但在采場邊墻穩定性的影響上，可以看出跨高比的改變對邊墻產生影響極小，基本完全受采場形態特征角改變的影響。

本文提出的拱形頂板階段空場嗣后充填采礦法，其采場結構參數主要有采場尺寸參數和幾何結構形態參數。采場結構尺寸參數中的跨度主要影響采場頂板圍巖穩定性，高度主要影響采場邊墻圍巖穩定性，在采場高度固定的條件下，其采場邊墻圍巖穩定性主要受采場幾何結構形態控制。通過上述分析，可確定采場形態特征角為50°～60°，后續跨高比方案設計時采場形態特征角取55°，結合開采經濟條件最終確定最優采場跨度為20 m。

5 結 論

1）針對山東省某金礦急傾斜厚大礦體開采條件，在確保安全高效開采的基礎下，改變采場結構，通過引入拱形頂板結構來提高采場穩定性，并在此基礎上建立一個基于拱形結構采場的階段空場嗣后充填采礦法。

2）為預測采場主要破壞區域范圍及破壞程度提出圍巖開裂區等效深度指標，并建立拱形采場力學承載模型。通過控制采場形態特征角及跨高比來控制采場拱形形態，調節拱腳合力及水平推力大小，減小采場所受彎矩，提高采場抗壓性能。

3）獲得了跨高比及采場形態特征角對采場穩定性的影響權重，跨高比改變對采場整體、頂板及邊墻穩定性影響權重分別為66.41 %、56.24 %、5.17 %，采場形態特征角改變對采場整體、頂板及邊墻穩定性影響權重分別為33.59 %、43.76 %、94.83 %。采場綜合穩定性主要受采場跨度影響，采場形態特征角主要影響采場邊墻穩定性。

4）綜合圍巖位移、裂紋演化、圍巖開裂區及其等效深度規律，確定最優采場尺寸和采場結構形態參數為采場高50 m、采場跨度20 m、采場形態特征角55°。

［參 考 文 獻］

［1］戴超群，吳愛祥，鮑偉偉.某急傾斜中厚礦體的分段鑿巖階段礦房法［J］.金屬礦山，2018（8）：29-32.

［2］郝益民，宋衛東，張凱，等.階段空場嗣后充填采場結構參數優化研究［J］.礦業研究與開發，2020，40（3）：15-19.

［3］王志修，曹輝，于世波，等.陡傾雙塌陷坑下高階段采場結構參數優化［J］.中國礦業，2018，27（增刊1）：239-244.

［4］YANG Z Q，ZHAI S H，GAO Q，et al.Stability analysis of large-scale stope using stage subsequent filling mining method in Sijiaying iron mine［J］.Journal of Rock Mechanics & Geotechnical Engineering，2015（7）：87-94.

［5］ZHAO K，WANG Q，GU S，et al.Mining scheme optimization and stope structural mechanic Characteristics for a deep and large ore body［J］.JOM：the journal of the Minerals，Metals & Materials Society，2019，71（2）：1-11.

［6］張瑞明，魏丁一，杜翠鳳，等.階段空場嗣后充填采礦法采場跨度及回采順序優化研究［J］.礦業研究與開發，2022，42（3）：10-14.

［7］SUN M Z，REN F Y，DING H X.Optimization of stope structure parameters based on the mined orebody at the meishan iron mine［J］.Advances in Civil Engineering，2021，14（8）：1-14.

［8］張建肇，秦忠虎，尚振華.高階段大直徑深孔采場穩定性數值模擬研究［J］.礦業研究與開發，2017，37（9）：86-89.

［9］翟會超，任鳳玉，丁航行，等.大結構連跨鑿巖硐室穩定性分析及支護模擬研究［J］.金屬礦山，2017（4）：12-15.

［10］劉曉輝，曾憲濤，譚偉.預控頂分段嗣后充填采礦法的優化及應用實踐［J］.中國礦業，2019，28（3）：87-92.

［11］李啟月，劉愷，李夕兵.基于協同回采的深部厚大礦體分段充填采礦法［J］.工程科學學報，2016，38（11）：1 515-1 521.

［12］HEIDARZADEH S，SAEIDI A，ROULEAU A.Evaluation of the effect of geometrical parameters on stope probability of failure in the open stoping method using numerical modeling［J］.International Journal of Mining Science and Technology，2019，29（3）：399-408.

［13］任玉東，周樂，邢軍，等.雞籠山金礦過采區高應力下采場穩定性分析研究［J］.中國礦業，2019，28（7）：119-123，129.

［14］王桂林，王潤秋，孫帆.塊體離散元顆粒模型細觀參數標定方法及花崗巖細觀演化模擬［J］.長江科學院院報，2022，39（1）：86-93.

［15］HE S D，LI Y R，AYDINA.A comparative study of UDEC simulations of an unsupported rock tunnel［J］.Tunnelling and Underground Space Technology，2018，72（2）：242-249.

Stope structure optimization and stability control of stage open stoping and subsequent filling mining method for deep low-grade resources

Sun Xing1，An Long2

（1.Xihe County Zhongbao Mining Co.，Ltd.，Shandong Gold Group; 2.Key Laboratory of Ministry of Education on Safe Mining of Deep Metal Mines，Northeastern University）

Abstract：In response to the challenge of controlling the stability of the surrounding rock of stope with stage open stoping and subsequent filling mining method，taking the occurrence conditions of the deep steep-inclined thick ore body in a mine as the background，and from the perspective of changing the geometric shape and structural parameters of stope，it is proposed to change the top of stage stope into an arch structure，and carry out the research on the stability of surrounding rock with arch structure stage open stoping and subsequent filling mining method.Based on the arch shape of the stope and the span-height ratio of the stope in different stages，the influence of the 2 factors on stope stability is analyzed.The research results show that the setting of the arch shape and the optimization of the span-height ratio can improve the overall stability of the stope.By establishing the mechanical bearing model of the stage stope arch structure，the influence weight of arch shape and span-height ratio factors is analyzed.The span-height ratio has the greatest influence on the comprehensive stability of the stope，with an influence weight of 66.41 %，and the arch shape of the stope has a significant influence on the stability of the stope side wall，with an influence weight of 94.83 %.Based on the calculation results of surrounding rock displacement，crack evolution law，and equivalent depth of surrounding rock cracking zone，the optimal stope structure parameters are determined as follows：the height of stope is 50 m，the span is 20 m，and the stope mophorlogy characteristic angle is 55°.

Keywords：steeply-inclined thick ore body;stage open stoping and subsequent filling mining method;stope structural parameters;numerical simulation;stability

收稿日期：2023-04-14； 修回日期：2023-05-15

基金項目：“十四五”國家重點研發計劃課題（2022YFC2903802）

作者簡介：孫 星（1987—），男，工程師，碩士研究生，從事金屬礦床地下開采技術研究與生產管理工作；E-mail：965961946@qq.com