阿舍勒铜矿采场结构参数优化及数值分析

黄建鑫

（紫金（厦门）工程设计有限公司）

随着矿产资源不断开发，富矿资源量日渐减少，深部开采已经成为国内外矿产资源开采的必然趋势。深部“三高一扰动”的复杂力学环境，使得深部岩体力学特性及其工程响应有着明显的不同，同时也造成了岩爆、突水、顶板大面积来压和采空区失稳等灾害性事故程度加剧，频率提高，成灾机理更加复杂。合理的参数布置及开采方式可以有效地控制深部围岩的应力分布，减少深部回采过程中潜在危险问题的发生［1-4］。目前，关于采场结构参数优化以及回采方式的合理布置，诸多学者进行了相关的科学研 究。曹 英 莉 等［5］采 用CAD-Midas（GTS NX）-FLAC3D耦合数值建模方法，建立了矿体的网格模型，并对平行回采与阶梯回采不同方案下的采场回采顺序进行模拟分析，通过构建的CRITIC赋权评价模型对井下不同回采顺序进行了综合评价；李胜辉等［6］基于Mathew法对试验矿房顶板稳定性和侧帮稳定性进行理论分析，得到矿房极限暴露长度和宽度，并建立二维平面应变模型，按原设计回采工序进行数值模拟验证；周科平等［7-8］利用遗传算法与数值模拟协同分析对井下回采顺序进行优化研究；史秀志等［9］运用突变理论推导条柱失稳的必要条件，对大跨度采场开挖及上部硐室稳定性进行数值模拟，得到不同宽度条形矿柱下上部硐室顶板和条形矿柱的位移变化、最大应力变化和塑性区；莫卿等［10］采用模糊评价理论，得出了不同开采技术条件下的采场最优结构参数，并将优化的采场结构参数应用于工程实例；向鹏等［11］和任卫东等［12］分别对采用嗣后充填采矿方法的采场进行了回采顺序优化，并且根据不同采场围岩状态进行了不同的回采顺序调整，大大提高了回采的安全稳定性。

上述文献均对于解决矿山采场参数优化具有一定的指导作用，但由于矿山地形的差异，并不能较准确地适用于本矿山。本研究利用数值模拟软件分析，以阿舍勒铜矿为研究背景，以采区高度、回采方式等为优化因素，分析了阿舍勒铜矿回采过程的变形、塑性区特征及应力分布规律，提出了优化设计方案，探讨在该地质条件下的最优回采参数。

1 工程概况

阿舍勒铜矿矿区构造较发育，地形地貌简单。矿体围岩岩性较复杂，主要为晶屑岩屑凝灰岩、含角砾凝灰岩、灰绿色英安斑岩等，浅部顶底板岩石多为软弱岩石，铜矿体（层）为半坚硬—坚硬岩石，深部顶（底）板岩石多为半坚硬岩石，铜矿体（层）为坚硬岩石。岩体质量属坏—中等，现状井巷稳定性中等，开采过程易产生顶拱崩塌、硐壁变形、滑动等不良工程问题。确定矿床属层状岩类，工程地质条件中等。

2 矿区几何模型建立

根据该矿山现有开采条件，以深部矿体平均水平厚度为33 m，平均走向长度为200 m，平均倾角为70°建立数值模型，对实体模型进行分组，主要分为上盘围岩（hanging wall）、下盘围岩（foot wall）及按中段划分的矿体（orebody）；模型尺寸为493 m×400 m×1 000 m，实体模型如图1所示，材料选用Hoek-Brown强度准则折减后的参数，得到岩石力学参数如表1所示。

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3 采区高度模拟计算

将矿区0～600 m中段在纵向方向按100，150，200 m划分采区，各采区回采时，自下而上回采采区内各中段。设计100，150，200 m 3种采区高度方案，方案结构参数如表2所示。

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3.1 应力变化特征分析

通过计算可知，应力主要集中在采场边和角部，上盘应力集中较下盘大；对各开采步骤下最大压应力、最大拉应力进行统计，见图2。采场边角处的应力集中系数较大，方案Ⅰ最大达到1.81，方案Ⅱ最大达到1.96，方案Ⅲ最大达到2.16，如图3所示。说明开采采场在垂直方向上间隔越小越有利于卸压，0～150 m中段局部位置可能发生小范围岩爆，但不影响整体回采；开挖过程中，部分围岩及顶板出现拉应力，最大拉应力基本处于稳定状态，均在0.1 MPa附近，处在岩体抗拉强度的边缘，抗拉强度最大的地方均是在采场顶板的中部，很容易产生拉破坏。充填未接顶就会使采场顶板悬空，一旦超过抗拉强度，必然会导致破坏。因此进行充填接顶也是避免岩体顶板发生破坏的一个重要因素。各方案开采最后中段第一次开挖时，最小主应力和应力集中系数达到峰值。整体上，最大主应力数值皆低于矿岩的岩石抗拉强度，从图4可以看到，各方案第2步开挖时，充填体中线上部和下部产生约为0.20～0.23 MPa的最大主应力，低于此处充填体抗拉强度，因此，矿岩及充填体不会产生拉伸破坏。

3.2 位移变化及塑性区分布特征分析

从图5可以看出，采场底板起鼓和顶板下沉最大位移量随开挖步骤逐渐增加，各方案开采最后中段第二次开挖时，最大位移达到峰值，方案Ⅰ第6步开挖达到-144 mm，方案Ⅱ第10步开挖达到-117 mm，方案Ⅲ第14步开挖达到-118 mm；考虑到深部矿岩节理密度较大，可能导致局部垮落。

各方案在最后步骤回采完成时的塑性破坏区如图6所示。方案Ⅰ塑性区体积最大达到2.60×106m3，塑性区体积比达到0.69，方案Ⅱ塑性区体积最大达到2.55×106m3，塑性区体积比达到0.73，方案Ⅲ塑性区体积最大达到2.52×106m3，塑性区体积比达到0.71。整体而言，采场周边充填体塑性破坏区随着开挖的进行而明显增加。各步骤拉伸破坏体积较少，剪切破坏体积较大，塑性破坏区主要集中在采场两帮和顶板，从塑性区剖面图和塑性区体积可以看出，各方案最后2步开挖时，由于两侧和顶底板都是充填体，塑性破坏区有大面积连通，顶板和两帮充填体可能有大面积塌落，较为危险。

通过对比3个方案各步骤开挖各项指标，各方案的应力集中系数排序：方案Ⅲ＞方案Ⅱ＞方案Ⅰ，方案Ⅰ最大位移略高于方案Ⅱ和方案Ⅲ，方案Ⅰ塑性区体积最大值略低于方案Ⅱ和方案Ⅲ。由于深部采场岩爆风险增加，在方案Ⅱ和方案Ⅲ位移和塑性区优势不明显的情况下，应力集中系数较低的方案Ⅰ岩爆风险更低。因此，3个方案中，方案Ⅰ优于方案Ⅱ和方案Ⅲ。

4 采区回采方式模拟计算

将0～600 m中段在纵向方向按100 m划分为6个采区，设计2种回采方式，方案a开采时不留顶柱，方案b回采时每个采区顶部预留10 m顶柱。各采区回采时，自下而上回采采区内各中段。各方案按图7回采顺序回采，其中数字代表回采顺序。

4.1 位移变化及塑性区分布特征分析

如图8为各方案回采过程应力变化情况，2个方案各中段开挖完毕时，即第4步和第8步开挖时，采场边角处的应力集中系数达到峰值，方案a分别为1.65（第4步）和1.81（第8步），方案b分别为1.65（第4步）和2.53（第8步），说明方案b岩石强度较硬的预留顶柱较充填体更容易应力集中，第5步开挖时，方案a最小主应力达到峰值123.9 MPa，局部应力集中系数达到峰值2.83；方案b最小主应力达到峰值115.3 MPa，局部应力集中系数达到峰值2.64，50 m中段矿柱中有岩爆风险，较为危险；第6至8步开挖时，卸压完成，应力集中系数较小，开采较为安全。从图9可以看到，方案a、b第2步开挖时，充填体中线上部和下部产生约为0.23 MPa的最大主应力，低于此处充填体抗拉强度，因此，矿岩及充填体基本不会产生拉伸破坏。

4.2 位移变化及塑性区分布特征分析

从图10～图11可以看出，最大位移主要出现在开挖采场顶、底板，两帮和上下盘的位移相对较小，采场底板起鼓和顶板下沉最大位移量随开挖步骤逐渐增加，无论采用哪个方案，采场均会产生较大位移，但整体而言较为安全；方案a第6步开挖达到-144 mm，方案b第8步开挖时位移达到最大值-102 mm，说明预留的顶柱可以降低顶板位移，考虑到深部矿岩节理密度较大，可能导致局部垮落。

各方案在最后步骤回采完成时的塑性破坏区如图12所示。采场周边充填体塑性破坏区随着开挖的进行而明显增加。各步骤拉伸破坏体积较少，剪切破坏体积较大，塑性破坏区主要集中在采场两帮和顶板，从塑性区剖面图和塑性区体积可以看出，第1～6步开挖较为安全，两帮充填体可能有局部掉落；第7～8步开挖时，方案a由于两侧和顶底板都是充填体，塑性破坏区有大面积连通，顶板和两帮充填体可能有大面积塌落，较为危险；方案b由于有预留顶柱，塑性破坏区连通面积较方案a小。

5 结 语

（1）应力主要集中在采场边缘以及角部，上盘应力集中较下盘大，采场边角处应力集中系数较大。采场周边充填体塑性破坏区随着开挖的进行而明显增加。塑性破坏区主要集中在采场两帮和顶板。

（2）最大位移主要出现在开挖采场顶、底板，两帮和上下盘的位移相对较小，采场底板起鼓和顶板下沉最大位移量随开挖步骤逐渐增加。

（3）通过对比不同参数优化方案，阿舍勒铜矿矿区采区高度为100 m，自下而上划分为6个采区，采用预留10 m顶柱的回采方案最优。