阿爾哈達鉛鋅礦采空區群治理方案

賈瀚文，裴佃飛，吳欽正，劉煥新，尹延天，董春蕾

(1. 山東黃金集團有限公司 深井開采實驗室，山東 萊州 261442；2. 山東黃金集團有限公司，山東 濟南 250101；3. 東北大學 資源與土木工程學院，遼寧 沈陽 110819 )

由于歷史和技術等原因我國金屬礦山在開采初期通常采用空場法、淺孔留礦法等采礦方法，因此形成了大量的采空區，且分布廣泛。采空區的存在極易引發頂板冒落、地表沉降、片幫及突水等多種礦山災害事故，嚴重威脅著礦山的安全，造成不可挽回的人員傷亡和財產損失[1]。采空區安全治理的實質是轉移應力集中部位，緩和巖體應力集中程度，使應力達到新的相對平衡，從而控制和管理地壓，保證礦山安全生產[2-3]。

采空區安全治理方法主要有崩落采空區[4-6]、充填采空區[7-9]及永久礦柱支撐采空區[10-11]等方法。崩落圍巖治理采空區對采空區周邊環境及施工 工藝要求較高，易發生采空區內大量巖石突然冒落從而造成氣浪傷害；依靠永久礦柱支撐采空區只 能解決短期的穩定性問題，隨著工程爆破擾動以及巖石的流變特性，采空區頂板仍存在失穩破壞的 風險。因此，目前礦山多采用充填方法治理采空區。許多學者在充填治理采空區方面取得了相應的成果，白錦文[12]等提出了關鍵柱柱旁充填巖層 控制技術；代慶松[13]等采用數值模擬與動力響應模型確定了某鎢錫金屬礦山采空區充填的強度匹 配方案；曹建立[14]等采用相似模擬試驗分析了充填散體結拱及流動特性，確定了地表充填井合理尺 寸及布置參數；劉學文[15]采用局部充填法對沙坪 煤礦采空區進行充填，有效保護了地表建筑物；周智勇[16]等借助采空區群動力響應模型與類框架結構模型，對某金屬礦山12個采空區進行了充填治理。

目前采空區充填治理技術多用于獨立采場或某中段采空區群，對于因歷史原因產生的大規模采空區群治理方法的研究較少。筆者以阿爾哈達鉛鋅礦多中段采空區群為工程背景，采用現場逐一踏勘與三維建模方式構建采空區群三維模型，借助CMS三維激光掃描技術定量分析采空區充填體積，利用室內試驗確定充填配比，繼而制定采空區群治理方案，最后建立地表沉降監測系統，以確保礦山安全高效生產。

1 工程概況

阿爾哈達鉛鋅礦位于內蒙古高原，海拔高度為+922～+1 045 m，工作區地表高度為+1 021 m。該礦為淺成—超淺成侵入巖與碳酸巖接觸形成的鉛鋅銀多金屬矽卡巖型礦床，礦帶走向長2 100 m，平均厚度1～10 m，礦帶自西向東在3～7號勘探線和53～57號勘探線有2條較大破碎帶F1和F3，43號勘探線以西礦體平均傾角45°，43號勘探線以東礦體平均傾角60°。2014年以前，采礦充填系統沒有形成，采礦方法為單一的空場采礦法。采場結構參數為長50 m，段高40 m，其中淺孔留礦法留設的頂柱厚度為4～6 m，中深孔分段空場法留設的頂柱厚度為6～8 m，2種空場法留設的間柱均為8 m。最上部采礦為928 m中段，808 m中段以上采空區不充填。由于阿爾哈達鉛鋅礦前期為民采，768 m中段以上采場資料缺失嚴重，筆者通過實地采場逐一踏勘并結合工程地質報告，利用3DMine軟件建立了768 m中段至928 m中段的三維模型，模型中以43號勘探線為界線，該勘探線以東簡稱東區，以西簡稱西區，如圖1所示。從前期踏勘繪制的三維模型圖可以看出，未完全塌陷的采場主要集中在東區以及768 m中段西區。以7231采場為例，本文中采場編號的命名方式為728 m中段31號勘探線處采場即為7231采場。

圖1 阿爾哈達鉛鋅礦模型 Fig. 1 Overall layout of Alhada Lead-zinc Mine

2 采空區激光探測

2.1 基于CMS探測的采空區穩定性分析

采空區穩定性是一個極其復雜的問題，其不僅和開采礦體的埋深、傾角、厚度、上覆巖層的巖性等水文地質條件相關，同時也與開采面積、頂板管理方法、開采次數、開采方法等有密切聯系。采空區是開采礦體后遺留的結構，因此與礦體有著相同的構造，相似的空間形態。同一礦脈開采后遺留的采空區在空間形態上保持著高度的自相似性[17]，由此可以根據已探測的采空區形態、冒落高度、穩定狀態來定性地分析同一礦脈其他采空區的穩定狀況。

阿爾哈達鉛鋅礦前身為民營企業，采空區群均為該時期形成，相關資料缺失且采場已無法進入，本文基于CMS探測采空區頂板冒落情況定性分析其穩定性。由于遺留采空區坍塌嚴重，絕大部分天井已損壞，本次采空區探測受現場條件限制，分別選取礦區西區35號勘探線7635采場與東區61號勘探線7661采場作為區域的典型采空區以判別采空區群穩定性。7635采場跨度100 m，傾角42°；7661采場跨度63 m，傾角68°，兩者分別為西區和東區跨度最大、傾角較緩的采場，具備作為穩定性參照采場的必要條件。7635采場與7661采場采空區冒落情況如圖2，3所示。

圖2 7635采場的冒落情況 Fig. 2 Results of roof caving in 7635 stope

7635采場跨度較大，且CMS激光掃描儀存在掃描盲區，因此掃描結果未能覆蓋7635全部采場，由圖2可知，其冒落高度為14～17.5 m，采空區頂板相對穩定。圖3顯示7661采場冒落高度為8.2～13.6 m，采空區頂板相對穩定。由此可以推斷，西區采場跨度小于100 m，傾角大于42°的采場頂板穩定，冒落高度小于17.5 m；東區采場跨度小于63 m，傾角大于68°的采場頂板穩定，冒落高度小于13.6 m。筆者以768 m中段采空區為例，采空區穩定性定性分析結果見表1。由于采空區群已經存在多年，且離深部采場較遠，又無爆破擾動的影響，因此，可以定性判斷其不會繼續出現大規模冒頂。

圖3 7661采場的冒落情況 Fig. 3 Results of roof caving in 7661 stope

表1 768 m中段采空區穩定性定性分析結果 Table 1 Stability analysis results of 768 m goaf

2.2 基于CMS探測的采空區體積估算

通過現場對西區888 m中段至808 m中段實測調查，采場基本全部垮落。基于CMS激光探測可知，西區7635采場的垮落最終形態是由采場上盤失穩導致，采場頂板保存完好，由此可以推斷西區888 m中段至808 m中段塌陷的57個采空區并未塌實，在頂板處可能留有三角采空區，如圖4所示。

圖4 888 m中段至808 m中段西區采空區最終存在形態 Fig. 4 Final shape of goaf in the west of 888 m middle section to 808 m middle section

該三角采空區的形態是由巖石的靜態自然安息角確定，由《采礦設計手冊》[18]可知鉛鋅礦的靜態自然安息角為40°，由此可以估算出西區塌陷的57個采場殘留的采空區體積占采場體積的5.8%；由于808 m中段以下采用充填法開采，因此西區768 m中段采空區相對保存完好，由2.1節可知，7635采場垮落散體平均高度為15.75 m，由此可以推斷768 m中段西區采場殘留的采空區體積占采場體積的50.9%。

通過現場對東區888 m中段至768 m中段實測調查，除靠近43～51號勘探線破碎帶處的7個采場塌陷，其余28個采場的采空區均保存相對完好。由CMS激光探測結果可知，7661采場垮落散體平均高度為10.9 m，由此可以推斷東區采場殘留的采空區體積占采場體積的65.9%。同理，東區塌陷的7個采場依然可能存在三角采空區，殘留的采空區體積占采場體積的5.8%。采空區掃描結果為后續采空區治理的研究工作提供了數據基礎。

3 采空區充填治理方案

3.1 整體規劃

經過實地調查可知，目前已形成的采空區有101個，其中位于西區的采空區有68個，東區的采空區有33個。西區的采空區大多體積較大，頂板暴露面積大，穩定性較差，采空區的存在給安全生產造成了極大的隱患。結合阿爾哈達鉛鋅礦生產實際，根據采空區的分布特點，確定了采空區充填處理總體規劃方案，充填治理的總體順序為自下而上逐個中段治理，即先充填768 m中段隨后依次充填808 m中段、848 m中段和888 m中段。由于27～33號勘探線礦體厚大，西區首先充填27～33號勘探線采空區，隨后向兩翼逐步充填殘采；53～57號勘探線存在破碎帶，東區首先充填破碎帶下盤采空區，自破碎帶向東逐步充填殘采。768 m中段作為首充段，西區7631采場和東區7651采場作為第1充填區域，7631采場充填完畢后向兩翼依次充填至7619采場和7637采場，7651采場充填完畢后向東依次充填至7663采場；808 m中段作為第2充填中段，西區8027采場和東區8055采場作為第2充填區域，8027采場充填完畢后向兩翼依次充填至8009采場和8045采場，8055采場充填完畢后向東依次充填8057采場和8069采場；848 m中段作為第3充填中段，西區8429采場和東區8459采場作為第3充填區域，8429采場充填完畢后向兩翼依次充填至8407采場和8439采場，8459采場充填完畢后向東依次充填至8471采場；888 m中段作為第4充填中段，西區8827采場和東區8855采場作為第4充填區域，8827采場充填完畢后向兩翼依次充填至8807采場和8837采場，8855采場充填完畢后向東依次充填至8869采場。

3.2 充填配比試驗

根據阿爾哈達鉛鋅礦尾砂物理化學性質，選取分級尾砂( 尾礦庫取樣 )為充填骨料，在低溫環境下制漿，漿體澆注至7.07 cm×7.07 cm×7.07 cm標 準三聯金屬試模中，并放入養護箱中進行低溫環境養護( 養護溫度7℃，濕度90% )，試塊到規定齡期后脫模，在專用壓力機上進行單軸抗壓強度測試。根據制定的試驗方案，在室內制作試塊并測定其相 應齡期的單軸抗壓強度值，充填配比試驗結果見 表2。

表2 充填配比試驗結果 Table 2 Test results of filling material ratio

由表2可知，隨著水泥含量的減少，膠結體抗壓強度明顯降低，如A組灰砂比1∶6試塊的內部結 構比較致密，其28 d抗壓強度能夠達到1.64 MPa左右，而灰砂比1∶10試塊的28 d抗壓強度僅0.48 MPa，且有分層、離析現象。試塊單軸抗壓強度隨養護時間的增加而增大，如各質量濃度28 d強度與7 d強度相比有較大幅度增加，且質量濃度越高，增加幅度越大，說明充填體中的水泥含量較大時其強度增加較為明顯，且持續時間較長，對充填有利。

充填體的抗壓強度與料漿的質量濃度有關，料漿的質量濃度越高，充填體抗壓強度越大，試驗結果顯示：漿體質量濃度由65%提高至75%，28 d單軸抗壓強度可提高2～3倍。但由于尾砂膠結充填體和易性強、黏性大，過高的質量濃度會使管道輸送困難。試驗結果表明，灰砂比小于1∶6，即使質量濃度提高，各組充填體28 d強度均不能達到1 MPa，當灰砂比為1∶8和1∶10時，不能作為膠結層面，將影響機械和人在充填體上的作業。

3.3 工業試驗

阿爾哈達鉛鋅礦首先對768 m中段采空區進行充填處理。對768 m中段25～35號勘探線采空區充填做準備工作，施工充填鉆孔15處，架設板墻18處。充填管道自貫通地表的管纜井下延至808 m中段，管道下料口連接φ100 mm充填鉆孔，考慮到經濟性，充填料漿灰砂比采用1∶6和1∶8及純尾砂3種類別。采空區底層先采用灰砂比1∶6的充填料漿進行充填，充填至1 m垂直高度，再采用分級尾砂充填2～3 m，之后全部采用灰砂比1∶8的充填料漿。料漿質量濃度為65%～70%。充填過程中密切觀察泄水板墻泄水情況，根據泄水速度調整下料點及充填量，采用“多點下料，次多量少”的充填方式。

充填擋墻及管路布設如圖5所示。

圖5 工業試驗 Fig. 5 Industrial test

經過工業試驗，僅768 m中段25～35號勘探線采空區累計充填2.25萬m3，完成了該區域采空區充填。單采空區單日最大充填量達到1 240 m3，平均每小時充填60～80 m3，充填料堆積垂直高度35 m。充填過程中未出現堵管、板墻倒塌或漏漿等情況。根據808 m施工采空區聯巷的揭露情況，充填料平整度好，密實度大，滿足采空區治理及后期頂柱回收的施工要求。

4 地表沉降監測

4.1 監測方案

為了確保礦山的安全生產和充填治理的順利進行，在地表布設了沉降監測系統。監測系統采用SD-226型液壓式靜力水準儀( 圖6 )，該液壓式靜力水準儀是由儲液器、進口高精度芯體和特殊定制電路模塊、保護罩等部件組成。采用四芯電纜將各靜力水準儀并聯，然后連接至數據采集終端，四芯電纜中兩芯用于傳感器供電，其余兩芯用于數據傳輸；數據采集終端內置無線傳輸模塊，通過GPRS網絡將監測數據傳輸至云端數據服務中心；監測中心服務器通過HTTP傳輸協議訪問云端數據服務中心，用戶可以對項目進行查詢、管理、維護等操作。

圖6 靜力水準儀布設 Fig. 6 Layout of static level

25號勘探線處塌陷坑直徑約125 m，29號勘探線處塌陷坑直徑約70 m。考慮地表移動帶的范圍，確定該區域監測范圍自23～31號勘探線，沿礦體走向300 m( S1監測線 )和傾向170 m( S2監測線 )范圍各布置10個測點，用于監測地表移動帶的沉降規律，地表沉降監測測點布置如圖7所示。

圖7 地表沉降監測測點布置 Fig. 7 Location of surface subsidence monitoring points

4.2 監測結果

地表液體靜力水準監測系統于2018年4月27日安裝，經調試于5月1日正式運行。S1測線內各測點的累計沉降值如圖8所示，Q2～Q5測點的累計沉降值在0處波動，該監測區域內地表未發生沉降；Q10測點累計沉降值在2 cm處波動；Q7～Q9測點隨時間 的變化沉降值不斷變大，于8月18日開始周期性波動，趨于穩定狀態，Q7測點累計沉降值約為5.2 cm，Q8測點累計沉降值約為7.9 cm，Q9測點累計沉降值約為5.7 cm。

圖8 S1監測線各測點累計沉降曲線 Fig. 8 Cumulative settlement curves of each measuring point on S1 monitoring line

S2測線內各測點的累計沉降值如圖9所示。

圖9 S2監測線各測點累計沉降曲線 Fig. 9 Cumulative settlement curves of each measuring point on S2 monitoring line

N2～N6測點的累計沉降值在0處波動，該監測區域內地表未發生沉降；N10測點于9月2日開始出現沉降，最大累計沉降值為8.5 cm；N7～N9測點隨時間的變化沉降值不斷變大，于8月10日開始周期性波動，3個測點最終在沉降值8 cm處趨于穩定。截至2018年7月阿爾哈達鉛鋅礦已完成了部分中段的充填作業，S1測線和S2測線在2018年9月后地表累計沉降值不再增加，充填效果明顯。

5 結 論

( 1 ) 基于CMS激光探測與現場踏勘，得出西區采空區的垮落最終形態是由采場上盤失穩導致，西區采空區和東區破碎帶影響下的采空區存在三角采空區，由鉛鋅礦的靜態自然安息角確定三角采空區體積占采場體積的5.8%；由7635采場垮落散體平均高度推斷，768 m中段西區采場殘留的采空區體積占采場體積的50.9%；由7661采場垮落散體平均高度推斷，東區破碎帶影響范圍外采場殘留的采空區體積占采場體積的65.9%，由此得出采空區群中每個采空區的大致體積。

( 2 ) 進行了充填體力學性能和充填漿體物理參數試驗，確定了灰砂比為1∶6，質量濃度為75%的充填體28 d強度為1.64 MPa，可以用于冬季低溫時人工假底充填。灰砂比為1∶8，質量濃度為75%的充填體28 d強度為0.83 MPa，可以將此配比作為普通充填使用。

( 3 ) 考慮地表移動帶的范圍，確定該區域監測范圍為23～31號勘探線，沿礦體走向300 m和傾向170 m范圍各布置10個測點，并布設液體靜力水準監測系統。監測結果表明，地表最大累計沉降值約為8.5 cm，最終地表垂直變形趨于穩定，驗證了充填治理方案的合理性。