深部急傾斜厚大礦體采場寬度優化

羅先偉 韋 軍 高 峰 熊 信 趙元元

（1.廣西高峰礦業有限責任公司，廣西南丹547205；2.中南大學資源與安全工程學院，湖南長沙410083）

對于不穩固—中等穩固的急傾斜厚大礦體使用上向水平分層充填法回采時，采場通常垂直于礦體走向布置，此時采場寬度對于采場穩定性和采場生產能力的影響較大。寬度過大容易導致回采過程中頂板跨落，寬度太小采場生產能力低，難以滿足礦山產量需求，因此，合理的采場寬度對于礦山安全高效開采具有重要意義。

對于采場寬度的確定，許多學者進行了相關研究，目前常用的方法主要有數值模擬［1-3］和Mathews穩定圖法［4-5］。因此，本研究以高峰礦上向水平分層充填法采場為工程背景，對不同寬度條件下的采場進行數值模擬，并選取采場頂板拉應力和下沉位移作為衡量指標對不同寬度條件下的采場穩定性進行分析，確定出最適宜高峰礦的采場寬度，以保證回采工作的安全與高效。

1 工程概況

高峰礦-250～-200 m水平之間的礦體形狀近似為“啞鈴狀”，距地表深度已經達到1 000 m，在該水平46#～50#勘探線之間的礦體厚度為40～50 m，傾角54°～65°，礦體走向325°～345°，長度沿走向約200 m，屬于急傾斜厚大礦體。工程地質調查結果顯示該礦段巖體質量較差，屬于不穩固～中等穩固巖體，因此設計采用上向水平分層充填采礦法回采。采場垂直礦體走向布置，長度為礦體厚度，礦房與礦柱寬度相等，中段高度48 m，分層高度4 m，每3個分層為1個分段，不留間柱和頂柱，只留底柱。回采時沿走向每5個采場（1#、2#、3#、4#、5#）作為1個回采單元，采用“隔一采一”的回采方式，即先回采1#、3#、5#采場，回采時1#采場超前3#采場1個分段，3#采場超前5#采場1個分段；待1#、3#、5#采場回采充填結束后，開始回采 2#和4#采場，回采時2#采場超前4#采場1個分段，直到2#和4#采場回采充填結束。

2 方案設計與模型建立

2.1 方案設計

根據高峰礦生產實際和-250～-200 m水平的礦巖穩固性，參照類似礦山的開采經驗，初步設計了3種不同采場寬度，分別為6 m、8 m和10 m，通過觀察不同寬度條件下采場頂板應力和位移情況，以確定合理的采場寬度。

2.2 數值模型建立

根據高峰礦-250～-200 m水平之間的5個地質平面圖，提取出46#～50#勘探線之間的礦體邊界并導入到3DMine使用連接三角網命令生成實體，然后導出dxf文件到AutoCAD中將線條炸開并保存，最后將dxf文件導入Madis-GTS-NX中生成實體和劃分網格。根據彈塑性理論，地下工程開挖僅對距開挖中心點3～5倍跨度范圍內的巖體產生影響［6］，因此根據礦體尺寸計算得到模型的范圍為X方向-535～+595 m，Y方向-510～+650 m，Z方向-224～+280 m，即模型長×寬×高為1 160 m×1 130 m×504 m，同時模型中礦體底部標高±0 m與實際礦體的-250 m水平相等。數值計算模型如圖1所示。

2.3 地應力和礦巖力學參數確定

為準確獲得巖體力學參數，對高峰礦-250～-200 m水平的巖體和充填體（已充入井下）取芯，并加工成標準試樣進行室內力學實驗，以室內力學實驗結果為依據，結合工程地質調查，采用強度折減系數法得到了高峰礦-250～-200 m水平的巖體和充填體物理力學參數，結果見表1。

根據長沙礦山研究院對高峰礦歷次地應力測試結果，進行回歸分析后得到了地應力與深度之間的關系［7］為：

?

式中，H為豎直方向深度，m；σx為東西方向主應力，MPa；σy為南北方向主應力，MPa；σz為垂直應力，MPa。其中水平應力的施加根據模型中礦體底部標高±0 m與實際礦體-250 m水平等同及礦山地表標高，求出模型中標高為±0 m處的σx和σy后，結合σx和σy隨高程的變化梯度施加到模型前后邊界和左右邊界；垂直應力的施加根據模型中礦體頂部標高+280 m與實際礦體+30 m水平等同及礦山地表標高，求出模型頂部的σz施加到模型上表面，并考慮模型自重應力。

3 結果分析

采場回采過程中頂板的破壞形式主要有2種：一是頂板拉應力超出礦體極限抗拉強度發生拉伸破壞；二是頂板下沉位移超出允許范圍（＞50 mm）導致巖體發生跨落。因此本研究選取采場頂板拉應力和下沉位移作為衡量指標對不同采場寬度下的采場穩定性進行分析。

3.1 采場頂板應力分析

圖2為不同采場寬度下頂板拉應力隨回采步數的變化曲線。由圖2可知，一步回采時，頂板拉應力隨開挖步數的增加而增大，同時采場寬度10 m時的頂板拉應力相比6 m和8 m時較大，已接近礦體抗拉強度，頂板容易發生拉伸破壞而失穩，而上向水平分層充填法的所有作業都在頂板下進行，對人員和設備的安全造成威脅。二步回采時，隨開挖步數的增加頂板拉應力先增加后降低，原因在于開挖21步時只有2#采場頂板揭露，到開挖24步時2#和4#采場頂板同時揭露，此時暴露面積首次增大，造成頂板拉應力增加，在這之后由于開挖24步的卸荷作用，后續開挖過程中頂板拉應力逐步降低。同時采場寬度為10 m時頂板拉應力相比6 m和8 m時降低幅度較小，即采場寬度10 m時頂板拉應力稍低于一步回采時的最大拉應力，而采場寬度6 m和8 m時的頂板拉應力都低于一步回采時的最大拉應力，所以相比6 m和8 m，采場寬度為10 m時頂板冒落可能性更大，安全風險更高。

圖3為不同采場寬度下采場頂板拉應力云圖，由于云圖數量較多并且各寬度的云圖特征相似，只展示了采場寬度8 m時開挖9步（一步回采）和開挖24步（二步回采）時的采場頂板拉應力云圖。由云圖可知，無論采場寬度多少，一步回采時，采場頂板最大拉應力主要出現在3#和5#采場頂板，而1#采場無拉應力出現；二步回采時，采場頂板最大拉應力出現在4#采場的頂板，2#采場頂板拉應力較小；即無論一步回采還是二步回采，采場頂板最大拉應力主要出現在滯后開挖的采場頂板中，因此在一步回采時應加強3#和5#采場的頂板管理，二步回采時應加強4#采場頂板的管理。

3.2 采場頂板位移分析

圖4為不同采場寬度下頂板下沉位移隨回采步數的變化曲線。由圖可知，一步回采時頂板下沉位移在開挖9步前的增幅大于開挖9步后的增幅，原因在于開挖9步前隨著開挖進行，同時揭露的采場數目逐漸增多，在開挖9步時首次達到最大，開挖9步后同時揭露的采場數目不變。開挖9步前隨著開挖進行頂板暴露面積逐漸增大，頂板下沉位移增幅較大，開挖9步后頂板暴露面積不變，隨著開挖進行頂板下沉位移增幅較小。二步回采時頂板下沉位移在開挖24步回采前的增幅大于開挖24步后的增幅，原因與一步回采相同，即開挖24步前隨著開挖進行暴露面積逐漸增大，頂板下沉位移增幅較大，開挖24步后頂板暴露面積不變，隨著開挖進行頂板下沉位移增幅較小。同時無論開挖進行到第幾步，采場寬度越大，頂板下沉位移越大，其中采場寬度6 m、8 m和10 m的頂板最大下沉位移分別為31.4 mm、35.4 mm和40.2 mm，均小于50 mm，根據地下采場硐室巖體變形與穩定性之間的關系可判斷3種跨度下采場基本可保持穩定性。

圖5為不同采場寬度下采場頂板下沉位移云圖，由于云圖數量較多并且各寬度下的云圖特征相似，只展示了采場寬度8 m時開挖9步（一步回采）和開挖24步（二步回采）時的采場頂板下沉位移云圖。由云圖可知，無論采場寬度多少，一步回采時，采場頂板最大下沉位移出現在3#采場頂板；二步回采時，采場頂板最大位移出現在2#采場的頂板。因此在一步回采時要重點關注3#采場頂板的下沉位移，二步回采時要重點關注2#采場頂板的下沉位移。

4 結論

（1）一步回采時頂板最大拉應力出現在3#和5#采場頂板，二步回采時頂板最大拉應力出現在4#采場；相比采場寬度6 m和8 m，采場寬度10 m時的頂板拉應力較大，已接近礦體抗拉強度，頂板容易發生拉伸破壞而失穩，所以寬度10 m的采場頂板穩定性較差，安全風險高。

（2）一步回采時頂板最大下沉位移出現在3#采場，二步回采時頂板最大下沉位移出現在2#采場；整個開挖過程中，采場寬度6 m、8 m和10 m頂板最大下沉位移分別31.4 mm、35.4 mm和40.2 mm，均為超出允許范圍（＜50 mm），所以3種采場寬度條件下的頂板基本能保持穩定。

（3）頂板最大拉應力隨開挖步數的變化規律與頂板最大下沉位移的變化規律不同，一步回采時頂板最大拉應力隨開挖步數的增加而增大，二步回采時頂板最大拉應力隨開挖步數的增加先增大后減小，而頂板最大下沉位移無論一步回采還是二步回采均隨開挖步數的增加而增大。

綜上分析可得高峰礦深部急傾斜厚大礦體的采場寬度可取6 m和8 m，但為了滿足產能要求，寬度越小同時開挖采場多，不便于生產管理。因此為實現安全高效開采，最適宜高峰礦深部急傾斜厚大礦體的采場寬度為8 m。

［1］楊悅增，許國良，何少博，等.夏甸金礦上向水平分層充填法結構參數優化的數值模擬［J.金屬礦山，2017（7）:42-46.Yang Yuzeng，Xu Guoliang He Shaobo，et al.Numerical simulation on structural parameters optimization of upward horizontal slicing filling method in Xiadian Gold Mine［J］.Metal Mine，2017（7）:42-46.

［2］周科平，王星星，高 峰.秩和比法耦合數值模擬優化采場結構參數研究［J］.礦冶工程，2013，33（1）:1-4.Zhou Keping，Wang Xingxing，Gao Feng.Optimization of stope structural parameters using coupled numerical simulation with rank-sum ratio method［J］.Mining and Metallurgical Engineering，2013，33（1）:1-4.

［3］ 劉溪鴿，孫 星，朱萬成，等.新城金礦Ⅴ#礦體-680 m中段踏步式回采研究［J］.金屬礦山，2014（10）:5-8.Liu Xige，Sun Xing，Zhu Wancheng，et al.Stepped excavation se?quence for the-680 m section of V#ore body in Xincheng Gold Mine［J］.Metal Mine，2017，V32（10）:5-8.

［4］ 李 江，姜 磊，吳 鋒，等.大尹格莊金礦深部采場穩定性分析與參數優化［J］.黃金，2015，（4）:43-45.Li Jiang，Jiang Lei，Wu Feng，et al.Design of steel-framed belt cor?ridor in non-ferrous metallic mines and its application［J］.Gold，2015，（4）:43-45.

［5］王金波，周靖人，趙 永，等.采場穩定性分析與參數優化的圖表法［J］.金屬礦山，2016（5）:187-191.Wang Jinbo，Zhou Jingren，Zhao Yong，et al.The graph method for stability analysis of stope and parameter optimization［J］.Metal Mine，2016，V45（05）:187-191.

［6］李龍福，江東平.膠結充填體下采場結構參數優化研究［J］.金屬礦山，2014（12）:35-39.Li Longfu，Jiang Dongping.Study on optimization of stope structural parameters under cemented fill［J］.Metal Mine，2014（12）:35-39.

［7］馬生徽，王文杰，鄧金燦，等.高峰礦深部多空區下充填采礦地壓分布特征［J］.金屬礦山，2013（5）:10-13.Ma Shenghui，Wang Wenjie，Deng Jincan，et al.Ground pressure distribution features under filling and mining of deep multiple mined-out areas of Gaofeng Mine［J］.Mental Mine，2013（5）:10-13.

［8］張欽禮，曹小剛，王艷利，等.基于尖點突變模型的采場頂板-礦柱穩定性分析［J］.中國安全科學學報，2011，21（10）:52-57.Zhang Qinli，Cao Xiaogang，Wang Yanli，et al.Stability analysis of stope roof-pillar based on cusp catastrophe model［J］.China Safe?ty Science Journal，2011，21（10）:52-58.