李龍福 江東平

(1.中鋼集團(tuán)馬鞍山礦山研究院有限公司，安徽 馬鞍山 243000；2.金屬礦山安全與健康國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 馬鞍山 243000)

膠結(jié)充填體下采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究

李龍福1,2江東平1,2

(1.中鋼集團(tuán)馬鞍山礦山研究院有限公司，安徽 馬鞍山 243000；2.金屬礦山安全與健康國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，安徽 馬鞍山 243000)

要在大體積膠結(jié)充填體下對(duì)礦體進(jìn)行安全高效地開(kāi)采，合理的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)是采礦設(shè)計(jì)首先需要考慮的問(wèn)題。在綜合分析某地下礦山地質(zhì)概況、開(kāi)采技術(shù)條件現(xiàn)狀的基礎(chǔ)上，采用經(jīng)驗(yàn)法與理論計(jì)算法對(duì)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行計(jì)算，提出了4種采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)初步方案，建立對(duì)應(yīng)的三維數(shù)值計(jì)算模型，將圍巖的變形、應(yīng)力分布及塑性區(qū)大小等作為衡量采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)劣的指標(biāo)。根據(jù)模擬結(jié)果對(duì)比分析了各方案在礦房回采后采場(chǎng)圍巖的力學(xué)響應(yīng)情況，得到了采場(chǎng)處于最有利力學(xué)狀態(tài)時(shí)的結(jié)構(gòu)參數(shù)，結(jié)合各方案盤(pán)區(qū)礦石理論回采率，進(jìn)而對(duì)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)方案進(jìn)行了優(yōu)選，即當(dāng)頂柱厚度為6 m，礦房跨度38 m，礦柱寬14 m時(shí)，采場(chǎng)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性處于最有利狀態(tài)并且具有較高的理論回采率。優(yōu)化結(jié)果可為后續(xù)開(kāi)采設(shè)計(jì)提供參考。

膠結(jié)充填體 采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù) 數(shù)值優(yōu)化 圍巖力學(xué)響應(yīng)

地下礦山要安全高效地生產(chǎn)，采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)是否合理是其開(kāi)采前提[1]，而對(duì)于某一特定條件下的礦體開(kāi)采，其結(jié)構(gòu)參數(shù)的確定應(yīng)視具體情況具體分析。目前國(guó)內(nèi)外對(duì)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化選擇的方法主要有經(jīng)驗(yàn)類(lèi)比法、半經(jīng)驗(yàn)半理論法、不確定性方法、數(shù)值模擬法、模糊數(shù)學(xué)理論、人工神經(jīng)網(wǎng)絡(luò)理論等。而隨著計(jì)算機(jī)科學(xué)技術(shù)的發(fā)展及數(shù)值理論分析的日趨成熟，各種功能強(qiáng)大的數(shù)值模擬軟件得到迅猛發(fā)展，使得三維數(shù)值模擬計(jì)算成為采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化的有效手段之一[2-4]。其中，三維數(shù)值模擬可以定量地計(jì)算和分析回采過(guò)程中圍巖的應(yīng)力、位移和塑性區(qū)的分布狀況，分析它們?cè)诨夭蛇^(guò)程中的動(dòng)態(tài)變化，從而對(duì)采場(chǎng)圍巖的穩(wěn)定性狀態(tài)做出判斷[5-6]。

本研究應(yīng)用FLAC3D三維有限差分軟件，結(jié)合某地下礦山開(kāi)采現(xiàn)狀，建立相關(guān)的三維數(shù)值模型，通過(guò)多方案的計(jì)算和分析，比較在不同方案下圍巖的力學(xué)響應(yīng)特征，從而確定出安全合理的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

1 工程概況

某礦山前期由于資金、技術(shù)人員等方面實(shí)力比較薄弱，所以采用落后、短期投入的開(kāi)采技術(shù)。由于上述原因，目前在礦區(qū)地表、井下形成了大量的采坑(約92萬(wàn)m3)和未充填的采空區(qū)(約12.57萬(wàn)m3)。這些空區(qū)受礦體自然形態(tài)及開(kāi)采條件的影響，空間形態(tài)分布各異，而且由于巖體的力學(xué)特性呈各向異性，導(dǎo)致巖體內(nèi)天然應(yīng)力場(chǎng)發(fā)生改變，應(yīng)力場(chǎng)重新調(diào)整，在一些部位發(fā)生應(yīng)力集中、局部釋放，最終導(dǎo)致圍巖的失穩(wěn)破壞。2010年礦山對(duì)前期已經(jīng)回采的3個(gè)中段中殘留的大量礦柱進(jìn)行回收及對(duì)采空區(qū)進(jìn)行膠結(jié)充填處理，由此在已經(jīng)回采中段中會(huì)留下大體積的充填體，這對(duì)于下層礦體的安全開(kāi)采提出了新的要求，即合理布置采場(chǎng)結(jié)構(gòu)，優(yōu)化選擇采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

本研究選擇礦區(qū)南礦段規(guī)模最大的5#礦體作為研究對(duì)象，礦體分布于南礦段的西南部，地表控制礦體長(zhǎng)219 m，坑道工程控制礦體長(zhǎng)319 m，垂深已控制180 m，在-180 m中段礦體厚2.07～27.79 m，平均厚15.02 m，變化系數(shù)0.67，礦體形態(tài)復(fù)雜程度中等。在地表處傾向東，至地下漸變?yōu)榭傮w傾向西，傾向250°～335°，傾角52°～81°，走向8°～46°。

礦體圍巖主要為礫巖，其次為花崗巖和炭質(zhì)頁(yè)巖。頂柱為礫巖時(shí)，巖石呈塊狀，結(jié)構(gòu)穩(wěn)定，取樣深度180 m，其飽和抗壓強(qiáng)度為59.5～146 MPa，穩(wěn)定性較好；頂柱為炭質(zhì)頁(yè)巖時(shí)，巖體呈層狀，結(jié)構(gòu)不穩(wěn)定，其飽和抗壓強(qiáng)度為1.06 MPa，穩(wěn)定性一般；頂柱為蝕變黑云母斜長(zhǎng)花崗巖時(shí)，綠泥石化較強(qiáng)烈，小節(jié)理裂隙發(fā)育，巖體聯(lián)結(jié)能力弱，巖石無(wú)水狀態(tài)下較堅(jiān)硬，遇水很快變軟，力學(xué)性能強(qiáng)度較低，會(huì)發(fā)生崩塌，穩(wěn)定性較差。本研究涉及的相關(guān)材料的物理力學(xué)參數(shù)如表1。

表1 材料物理力學(xué)參數(shù)

2 采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)的初步確定

-180 m中段以下礦體的開(kāi)采方案為空?qǐng)鏊煤蟪涮畈傻V法，即先采礦房，回采完一個(gè)中段后全部充填，之后再回收礦柱。在此過(guò)程中采場(chǎng)的穩(wěn)定情況大致可歸納為以下4種類(lèi)型[7]：礦柱穩(wěn)定、頂柱巖層穩(wěn)定；礦柱穩(wěn)定、頂柱巖層局部破壞；礦柱失穩(wěn)、頂柱巖層完整；礦柱失穩(wěn)、頂柱巖層破壞。而與此有關(guān)因素主要包括頂柱厚度、礦房長(zhǎng)度、礦柱寬度和礦柱面積比率及巖體強(qiáng)度等，因此，主要對(duì)頂柱厚度、礦房跨度、礦柱寬度進(jìn)行優(yōu)化選擇，其初始值確定如下。

(1)頂柱厚度。頂柱厚度的確定采用經(jīng)驗(yàn)類(lèi)比法。根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，在空?qǐng)龇ㄩ_(kāi)采中，中厚—厚礦體的開(kāi)采，頂柱厚度一般取3～6 m，5#礦體平均厚度為15.02 m，屬于厚礦體，因此，頂柱厚度分別取3 m、4 m、5 m、6 m，并以此作為其他參數(shù)確定的依據(jù)。

(2)礦房跨度。由于礦體為全厚開(kāi)采，所以其寬度為礦體的厚度，取平均值。采場(chǎng)極限跨度L可通過(guò)“巖梁”理論[8]來(lái)計(jì)算：

L=4H2Rs/3q(H-2),

(1)

式中，Rs為巖體的抗剪強(qiáng)度，Pa；q為上覆巖體的均布載荷，kN/m2；H為巖梁的厚度，m。因涉及的對(duì)象為-180 m、-220 m中段結(jié)構(gòu)參數(shù)，中段高差40 m，應(yīng)力增幅為1.08 MPa，遠(yuǎn)小于巖體的強(qiáng)度，因此，將兩中段的參數(shù)作統(tǒng)一考慮，即上覆巖體的均布載荷取兩者的平均值。代入相應(yīng)參數(shù)，計(jì)算結(jié)果為44 m、39 m、41 m、44 m。

另外，針對(duì)頂柱圍巖的力學(xué)分布結(jié)構(gòu)，考慮頂柱上覆巖層的壓力、巖體的力學(xué)特征等與礦房跨度的關(guān)系，得出空?qǐng)龇ㄖ械V房跨度b的理論計(jì)算公式[9]：

(2)

式中，λ為側(cè)壓力系數(shù)；γ為礦石的容重，kN/m3；H為開(kāi)采深度(頂柱距地表深度)，m；α1為頂柱的許可抗拉強(qiáng)度，Pa。代入相應(yīng)參數(shù)，計(jì)算結(jié)果為32 m。

綜合考慮各種因素，取兩者的平均值，分別為38 m、35 m、36 m、38 m。

(3)礦柱寬度。根據(jù)Bieniawski[10]的研究，礦柱寬度與安全系數(shù)幾乎成正比關(guān)系，寬度越大，安全系數(shù)越高，進(jìn)而可以確定出礦柱的合理寬度，且存在如下關(guān)系：

(3)

式中，K為礦柱安全系數(shù)；σc為礦巖的強(qiáng)度，MPa；h為礦房高度，m；β為常數(shù)，取值根據(jù)礦柱的寬高比值而定；Lp為礦柱截面長(zhǎng)，m；L0為礦柱間隔的長(zhǎng)度，m；Wo為礦房寬度，m；Wp為礦柱寬度，m；γ為上覆巖層的容重，N/m3。根據(jù)Bieniawski等的實(shí)驗(yàn)研究成果，當(dāng)?shù)V柱的寬高比大于5時(shí)，β=1.4；而當(dāng)?shù)V柱的寬高比小于5時(shí)，β=1。代入?yún)?shù)，得安全系數(shù)與礦柱寬度的關(guān)系如圖1所示。

圖1 安全系數(shù)與礦柱寬度的關(guān)系

考慮到現(xiàn)場(chǎng)實(shí)際條件的影響，一般安全系數(shù)取值在1.2以上，對(duì)應(yīng)于圖1所示關(guān)系，礦柱寬度應(yīng)分別大于等于14 m、12 m、13 m、14 m。

綜合以上分析，可得4個(gè)結(jié)構(gòu)參數(shù)組合方案，如表2所示。

表2 采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)初步方案

3 模型的建立及開(kāi)挖方案的確定

3.1 三維模型的建立

考慮到計(jì)算量和計(jì)算效果，取-180 m中段控礦范圍的一半作為計(jì)算區(qū)域，即盤(pán)區(qū)的一半160 m，中段高40 m，礦體厚度取平均值15 m，礦體傾角取平均值65°，共可布置3個(gè)礦房。

根據(jù)彈塑性理論，在地下工程中，巖體的開(kāi)挖僅對(duì)距開(kāi)挖中心點(diǎn)3～5倍跨度范圍內(nèi)的圍巖產(chǎn)生影響，因此，計(jì)算模型范圍：垂直礦體走向?yàn)閤軸，取210 m；沿礦體走向?yàn)閥軸，取500 m；垂直方向?yàn)閦軸，為進(jìn)一步優(yōu)化計(jì)算模型，將垂直方向從+995 m水平取至+790 m水平(地表標(biāo)高為+1 190 m)。得出模型長(zhǎng)×寬×高為500 m×210 m×205 m。

計(jì)算邊界采用位移-應(yīng)力混合約束，將模型4個(gè)側(cè)面法線(xiàn)方向的水平位移進(jìn)行固定(ux=0,uy=0)，對(duì)模型底部平面位移固定(ux=0,uy=0,uz=0)，上部邊界為上覆巖體的自重應(yīng)力，σz=-2.57 MPa。采用Mohr-Coulomb屈服準(zhǔn)則。

3.2 開(kāi)挖方案的確定

根據(jù)礦山采礦方法中采場(chǎng)結(jié)構(gòu)布置，模擬計(jì)算方案分3步完成：礦房1回采→礦房2回采→礦房3回采，如圖2所示。

圖2 采場(chǎng)結(jié)構(gòu)示意

3.3 模擬結(jié)果分析

由于研究礦體埋深較淺，原巖應(yīng)力場(chǎng)只考慮自重應(yīng)力場(chǎng)的作用，水平應(yīng)力根據(jù)泊松效應(yīng)進(jìn)行計(jì)算。選取礦房全部回采后，采場(chǎng)中圍巖變形、應(yīng)力分布、盤(pán)區(qū)礦石理論回采率及塑性區(qū)大小作為衡量采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)劣的指標(biāo)。具體見(jiàn)表3所示。

表3 不同方案模擬結(jié)果對(duì)比

(1)計(jì)算結(jié)果表明，在礦房回采結(jié)束后，最大垂直位移、最大水平位移均發(fā)生在采場(chǎng)的頂板中。從表3的數(shù)據(jù)可知，當(dāng)頂柱厚度由3 m增加到6 m時(shí)，頂柱中的位移顯著減小，相對(duì)于方案一減小幅度分別為7.4%、13.5%、19.0%；5.7%、15.9%、24.0%。說(shuō)明頂柱在控制采場(chǎng)變形方面起著重要作用。

在上部充填體中，如圖3所示，礦房回采后位移在垂直方向呈現(xiàn)拱形分布，礦房正上方位移比周邊大，由中心向外逐漸減?。徊⑶覐脑茍D中發(fā)現(xiàn)，當(dāng)頂柱厚度在5 m以上時(shí)，礦房正上方的位移等值云圖中較大變形區(qū)沒(méi)有發(fā)生疊加現(xiàn)象，說(shuō)明在該厚度下，頂柱可以較好地控制位移的傳遞，阻止變形在充填體中的擴(kuò)展，維護(hù)采場(chǎng)穩(wěn)定。

圖3 垂直方向位移云圖

(2)隨著礦房的回采，采場(chǎng)圍巖中出現(xiàn)了不同程度的應(yīng)力集中現(xiàn)象，以礦房底柱中最為顯著，礦柱與頂板中次之，如圖4所示。最大主應(yīng)力值相差不大，最大值出現(xiàn)在方案一中，為-10.17 MPa，遠(yuǎn)小于巖體的抗壓強(qiáng)度，因此，采場(chǎng)處于較小的壓應(yīng)力場(chǎng)中。從充填體中應(yīng)力分布情況分析，頂柱厚度不同，充填體的受力狀態(tài)有差異，如圖4所示，隨頂柱厚度的增加，圍巖與充填體的受力更趨一致，說(shuō)明當(dāng)頂柱達(dá)到一定厚度時(shí)，可以把礦柱的支撐效果幾乎均勻地分配到整條巖梁上，從而表現(xiàn)出整體變形模式，而不會(huì)出現(xiàn)由于頂柱強(qiáng)度不足而出現(xiàn)的分段彎曲，表現(xiàn)在礦柱正上方撓度小，其他地方如礦房中部撓度大等特征。因此，要使充填體與圍巖作為一個(gè)整體受力，頂柱的厚度是一個(gè)重要的影響因素。

圖4 最大主應(yīng)力云圖

對(duì)比最小主應(yīng)力值可以發(fā)現(xiàn)，在方案二中出現(xiàn)120 kPa大小的拉應(yīng)力，雖小于圍巖的抗拉強(qiáng)度，但巖體作為一種特殊的脆性材料，且其中存在大量的微裂隙、不連續(xù)面，這些結(jié)構(gòu)弱面在很小的拉應(yīng)力作用下就發(fā)生斷裂，因此，一般情況下要盡可能的避免出現(xiàn)拉應(yīng)力。其余方案中均沒(méi)有出現(xiàn)拉應(yīng)力，但從最小主應(yīng)力值發(fā)現(xiàn)，隨頂柱厚度的增加，最小主應(yīng)力的絕對(duì)值逐漸增大，說(shuō)明圍巖的受力條件更好。

(3)由圖5可知，采場(chǎng)下盤(pán)圍巖與礦房底柱中分別發(fā)生大面積拉伸破壞和剪切破壞，方案三、方案四的破壞范圍稍小于方案一、方案二；在頂柱中，方案三、方案四中只有局部小范圍的拉伸破壞，而在方案一與方案二中除了有拉伸破壞，還出現(xiàn)剪切破壞，說(shuō)明頂柱中的剪應(yīng)力較大，局部超過(guò)巖體的剪切強(qiáng)度；在礦柱中塑性區(qū)深度幾乎相同。

圖5 塑性區(qū)分布云圖

整體而言，4種方案的塑性區(qū)情況類(lèi)似，在礦柱與頂柱中均沒(méi)有出現(xiàn)貫通性的塑性破壞區(qū)，說(shuō)明在該工況下采場(chǎng)都是安全的，但從下盤(pán)圍巖與底柱塑性區(qū)范圍大小而言，方案三、方案四要優(yōu)于方案一與方案二。

經(jīng)過(guò)綜合對(duì)比分析，考慮盤(pán)區(qū)礦石理論回采率，當(dāng)頂柱厚度為6 m，礦房跨度38 m，礦柱寬14 m時(shí)，采場(chǎng)結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性處于最有利狀態(tài)并且具有較高回采率，所以將方案四中的參數(shù)確定為最優(yōu)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)。

4 結(jié) 論

(1)利用數(shù)值模擬手段，對(duì)采用經(jīng)驗(yàn)與理論計(jì)算相結(jié)合確定的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)初始值進(jìn)行計(jì)算，對(duì)比分析了礦房回采后圍巖的變形、應(yīng)力及塑性區(qū)分布情況，考慮盤(pán)區(qū)礦石回采率，對(duì)結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化，即當(dāng)頂柱厚6 m，礦房跨度38 m，礦柱寬14 m時(shí)，采場(chǎng)穩(wěn)定性處于最有利狀態(tài)并且具有較高回采率。

(2)采場(chǎng)垂直方向位移呈現(xiàn)拱形分布，位移由中心向外逐漸減??；當(dāng)頂柱厚度在5 m以上時(shí)，礦房正上方的大變形區(qū)沒(méi)有發(fā)生疊加現(xiàn)象，說(shuō)明在該厚度下，頂柱可以較好地控制位移的傳遞，阻止變形在充填體中的擴(kuò)展。垂直與水平方向的最大變形均分布在頂柱中，且從變形的幅值可以看出，頂柱在控制采場(chǎng)變形方面起著重要作用。

(3)充填體的受力情況與頂柱厚度有關(guān)，當(dāng)頂柱達(dá)到一定厚度時(shí)，可以把礦柱的支撐效果幾乎均勻地分配到整條巖梁上，從而使充填體與圍巖表現(xiàn)出整體變形模式。

(4)雖同為理論計(jì)算下的安全參數(shù)，但在方案二中卻出現(xiàn)拉應(yīng)力，顯示出經(jīng)驗(yàn)與理論計(jì)算等傳統(tǒng)方法的局限性，而三維數(shù)值模擬卻可以較好地解決這一問(wèn)題，且隨著數(shù)值仿真技術(shù)的發(fā)展，將在地下工程結(jié)構(gòu)優(yōu)化中發(fā)揮出更大的作用。

[1] 王新民，李潔慧，張欽禮，等．基于FAHP 的采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究[J]．中國(guó)礦業(yè)大學(xué)學(xué)報(bào)，2010，39(2)：163-168． Wang Xinmin，Li Jiehui，Zhang Qinli，et al.Optimizing mining stope structural parameters using a FAHP[J].Journal of China University of Mining & Technology，2010，39(2)：163-168．

[2] 王新民，曹 剛，張欽禮，等.康家灣礦深部難采礦體采場(chǎng)穩(wěn)定性及結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化研究[J].河南理工大學(xué)學(xué)報(bào)：自然科學(xué)版,2007,26(6):634-640． Wang Xinmin，Cao Gang，Zhang Qinli，et al.Research on stability and optimum sizes of deep stope with weak roof in Kangjiawan Mine[J].Journal of Henan Polytechnic University：Natural Science，2007，26(6)：634-640．

[3] 羅周全，管佳林，馮富康，等.盤(pán)區(qū)隔離礦柱采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)數(shù)值優(yōu)化[J].采礦與安全工程學(xué)報(bào),2012,29(2):261-264． Luo Zhouquan，Guan Jialin，F(xiàn)eng Fukang，et al.Stope structural parameters of panel isolation pillar numerical optimization[J].Journal of Mining & Safety Engineering，2012，29(2):261-264．

[4] 崔少東,劉保國(guó).石人溝鐵礦北區(qū)采場(chǎng)結(jié)構(gòu)參數(shù)的優(yōu)化[J].北京交通大學(xué)學(xué)報(bào),2009,33(1):131-134． Cui Shaodong，Liu Baoguo.Stope structure parameters.optimization of North Shirengou Iron Mine[J].Journal of Beijing Jiaotong University，2009，33(1):131-134．

[5] 李佳洋.貢北金礦破碎頂柱下緩傾斜薄至中厚礦體安全開(kāi)采技術(shù)研究[D].長(zhǎng)沙:中南大學(xué),2011． Li Jiayang.Study of Safety Mining Technology for Mining Gently Inclined Thin to Medium Thick Ore under Broken Roof in Gongbei Gold Mine[D].Changsha：Central South University,2011．

[6] Hart R，Cundall P A，Lemos J.Formulations of three-dimensional distinct element model PAPTⅡ:Mechanical calculation of a system composed of many polyhedral blokes[J].International Journal of Rock Mechanics and Mining Sciences，1988(3)：117-121．

[7] 黃英華，徐必跟，唐紹輝.房柱法開(kāi)采礦山采空區(qū)失穩(wěn)模式及機(jī)理[J].礦業(yè)研究與開(kāi)發(fā),2009,29(4):24-26． Huang Yinghua，Xu Bigen，Tang Shaohui.Study on the damage patterns and mechanism of mined-out area in mines using room-and-pillar mining method[J].Mining Research & Development，2009，29(4)：24-26．

[8] 柴修偉，張電吉，周 麟，等.磷塊巖礦柱置換安全穩(wěn)定性研究[J].金屬礦山,2011(7):8-11． Chai Xiuwei，Zhang Dianji，Zhou Lin，et al Research on safety and stability of phosphorite ore pillar replacement[J].Metal Mine，2011(7)：8-11．

[9] 趙 奎，胡慧明，王曉軍，等.某金礦房柱法采場(chǎng)人工礦柱參數(shù)選取[J].采礦技術(shù),2011,11(2):15-17． Zhao Kui，Hu Huiming，Wang Xiaojun，et al.Artificial column parameters selected of room and pillar mining in a gold mine[J].Mining Technology，2011，11(2)：15-17．

[10] 廖文景.石膏礦采空區(qū)積水對(duì)礦柱穩(wěn)定性的影響分析[J].采礦技術(shù),2009，9(3):52-54． Liao Wenjing.Effect of gypsum mine goaf hydrops on pillar stability analysis[J].Mining Technology，2009，9(3)：52-54

(責(zé)任編輯 石海林)

StudyonOptimizationofStopeStructuralParametersunderCementedFill

Li Longfu1,2Jiang Dongping1,2

(1.SinosteelMaanshanInstituteofMiningResearchCo．，Ltd.，Maanshan243000，China;2.StateKeyLaboratoryofSafetyandHealthforMetalMine，Maanshan243000，China)

To safely and efficiently mining the ore under large cemented filling body，reasonable stope structure is the first issue that need to consider in mining design.On the basis of comprehensive analysis on geological situation and current mining technical condition of some underground mine，stope structure parameters were calculated by using empirical method with theoretical calculation，and four kinds of the preliminary scheme about the stope structure were put forward.Then，the corresponding 3-dimensional numerical model is established，where the deformation，stress distribution of surrounding rock and the plastic zone size were taken as indicators to measure the performance of stope structure parameters.Based on the simulation results，the mechanical response of the various programs in the stope wall rock after room mining are comprehensively analyzed，obtaining the structural parameters under the most favorable mechanical state of the stope.Combining with the theoretical recovery rate of each panel，the programs of stope structure were optimized，that is，when the thickness of top column is at 6 m，the stope span at 38 m and the pillar width at 14 m，stope structural stability keeps in the most favorable state and the stope has a high theoretical recovery rate.The optimized results could provide reference for the follow-up mining design.

Cemented fill，Stope structural parameter，Numerical optimization，Mechanical response of surrounding rock

2014-08-04

李龍福(1986—)，男，碩士研究生。

TD853

A

1001-1250(2014)-12-035-05