陳 霖 黃明清 唐紹輝 張 銘 劉青靈

(1.福州大學(xué)紫金地質(zhì)與礦業(yè)學(xué)院,福建 福州 350108;2.紫金礦業(yè)集團(tuán)股份有限公司,福建 廈門 361016)

銅礦是我國經(jīng)濟(jì)社會發(fā)展和現(xiàn)代化建設(shè)急需緊 缺的大宗礦產(chǎn)資源,但國內(nèi)銅供應(yīng)長期不足,因此境外銅礦資源的合理開發(fā)和利用對保障我國礦產(chǎn)資源戰(zhàn)略安全具有重要意義[1]。Jama銅礦是塞爾維亞在產(chǎn)的超大型地下礦,主礦體BR礦體位于Jama礦區(qū)西北部,總體走向NW—SE,傾向SW,傾角45°～55°;礦體走向長約1 450 m,厚約 360 m,垂向延伸約1 400 m,賦存標(biāo)高92～-934 m,是典型的傾斜極厚斑巖型銅礦體。結(jié)合井下開采現(xiàn)狀,從提高采礦生產(chǎn)能力、降低采礦成本的角度出發(fā),考慮使用高效率的大直徑深孔采礦方法,其采場結(jié)構(gòu)參數(shù)選取得是否科學(xué),直接關(guān)系到采場穩(wěn)定性與開采的安全性。

合理確定采場礦房跨度、礦柱尺寸等結(jié)構(gòu)參數(shù),對確保礦山安全、高效、可持續(xù)生產(chǎn)具有重要意義。采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化主要包括工程經(jīng)驗類比法、理論計算法[2-3]、數(shù)值模擬法[4-5]等。 如趙永等[6]采用Mathews穩(wěn)定圖法得到紅嶺鉛鋅礦采空區(qū)的穩(wěn)定性系數(shù)及水力半徑,通過采場穩(wěn)定性等概率圖評估了采場的穩(wěn)定概率;ZHANG等[7]通過改進(jìn)的Mathews穩(wěn)定圖研究了挑水河磷礦條帶式開采的合理寬度;賀永俊等[8]應(yīng)用FLAC3D軟件模擬分析了不同采場長寬組合時采場頂板、充填體的破壞形式與應(yīng)力集中情況;劉建東等[9]采用FLAC3D軟件模擬分析了采場寬度為 12、15、18 m時,甲瑪銅金屬礦的大直徑深孔階段空場嗣后充填采礦的采場頂板與礦柱穩(wěn)定性,提出最佳采場寬度為15 m。國內(nèi)外學(xué)者的前期研究為傾斜厚大礦體采場結(jié)構(gòu)參數(shù)優(yōu)化提供了有益參考,而基于理論分析及數(shù)值模擬相結(jié)合的方法可更可靠地設(shè)計合理的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)。

本研究針對Jama銅礦傾斜極厚斑巖型礦體的開采技術(shù)條件,首先提出二步驟開采的大直徑深孔空場嗣后充填采礦法,在最大無支護(hù)跨度計算的基礎(chǔ)上,通過Mathews穩(wěn)定圖法[10]計算安全的水力半徑,得到一步驟采場的合理寬度與長度;然后以二步驟采場寬度為變量,采用FLAC3D軟件模擬“隔三采一”條件下采場在不同回采階段的穩(wěn)定性,從而優(yōu)化Jama銅礦的高中段大采場結(jié)構(gòu)參數(shù),為傾斜極厚礦體超大規(guī)模地下開采提供參考。

1 傾斜極厚BR礦體概況

1.1 開采技術(shù)條件

Jama礦區(qū)BR礦體是傾斜極厚的斑巖型銅礦體,礦床位于熱液蝕變巖石中,與硅化、硫酸鹽化、黃鐵礦化安山巖及其火山碎屑巖有關(guān)。礦體節(jié)理、裂隙一般發(fā)育,大部分為層狀節(jié)理且以剪節(jié)理為主,張節(jié)理極少,節(jié)理間距25～50 cm,巖石質(zhì)量指標(biāo)RQD值為73.46%～82.02%,平均為77.31%,單軸抗壓強度為76.26 MPa;上盤圍巖主要巖性為高嶺土化安山巖和硅化安山巖,巖石強度相對較低,節(jié)理密度較高,含水率較高,RQD值集中在72%～80%,平均為86.84%,單軸抗壓強度主要為60～110 MPa,屬較堅硬和堅硬巖;下盤圍巖為賦存于Bor斷層中的礫巖及構(gòu)造角礫巖,RQD值主要為75%～92%,巖石單軸抗壓強度主要為50～70 MPa,屬堅硬巖,巖石完整性、穩(wěn)定性均較好。

1.2 開采方案

Jama礦床包括高品位塊狀硫化物礦體和斑巖型礦體。塊狀硫化物礦石賦存在礦床上部,大部分已采完。斑巖型礦體BR礦體尚未開采,礦塊垂直走向布置,先采礦房,再采礦柱,礦塊之間的隔離礦柱待兩側(cè)礦塊回采完畢并充填后,再采用同樣的工藝回采并嗣后充填。其中-150 m以上為一采區(qū),首采-150m中段,目前已完成-150 m中段部分采準(zhǔn)工程,地表充填站正在建設(shè)。

BR礦體二采區(qū)標(biāo)高-450～-150 m,中段高度100m,主要生產(chǎn)中段為-450、-350、-250 m,從下而上順序開采,首采中段-450 m。采用大直徑深孔一段或兩段鑿巖,底部設(shè)塹溝集中出礦,礦房回采完畢后,采用全尾砂膏體充填采空區(qū)。為實現(xiàn)1 000萬t/a的超大規(guī)模地下開采,擬采用大直徑深孔階段空場嗣后充填法開采,如圖1所示。

圖1 大直徑深孔空場嗣后充填法示意Fig.1 Schematic of large-diameter deep hole open stoping with subsequent backfill

2 Mathews穩(wěn)定圖法分析

2.1 采場極限跨度

地下開挖體的最大無支護(hù)跨度(SPAN)與Q值和開挖體支護(hù)比(ESR)的關(guān)系可表示為

式中,Q為Q系統(tǒng)分級方法的分級指標(biāo)。

由礦巖和圍巖巖性得到Q值,進(jìn)而計算采場跨度。采場寬度影響采場長度取值,采用最大無支護(hù)跨度計算得到合理的采場寬度,然后通過理論計算得到安全的采場長度。根據(jù)礦巖的Q分類結(jié)果,當(dāng)?shù)V山巷道作為礦山永久性工程時,ESR取1.6;當(dāng)老采空區(qū)及巷道只作為礦山臨時通道時,ESR為3.0～5.0,據(jù)此可計算出各種巖性條件下的最大無支護(hù)跨度(SPAN),見表1。

表1 最大無支護(hù)跨度SPAN計算結(jié)果Table 1 Calculation results of maximum unsupported SPAN

BR礦體采用大直徑深孔階段空場嗣后充填法開采,開采后采用全尾砂膏體充填采空區(qū),因此可將采場視為礦山臨時性巷道,取無支護(hù)跨度為18.72～31.20 m。為確保足夠的安全富余系數(shù),一步驟采場寬度應(yīng)略小于該最大無支護(hù)跨度值,因此本研究將一步驟礦房采場寬度暫定為15～17 m。

2.2 Mathews圖解法計算

2.2.1 穩(wěn)定性指數(shù)N

Mathews圖解法是MATHEWS等[11]基于礦山實踐提出的巖石分類方法。TRUEMAN等[12]和MAWDESL等[13]對Mathews穩(wěn)定圖解法進(jìn)行了擴(kuò)展,采用對數(shù)回歸方法對穩(wěn)定區(qū)、大破壞區(qū)進(jìn)行了重新定義,本研究將其應(yīng)用于采場結(jié)構(gòu)參數(shù)的理論計算中。Mathews穩(wěn)定性系數(shù)計算公式為[14]

式中,Q′為修正后的NGI巖體開挖質(zhì)量分級方法的分級指標(biāo)值;A為應(yīng)力系數(shù);B為巖體節(jié)理調(diào)整系數(shù);C為重力調(diào)整系數(shù)。

2.2.1.1 Q值修正

BARTON等[15]于1974年在對200多個隧道工程實例進(jìn)行分析的基礎(chǔ)上,提出了一種針對NGI巖體的隧道開挖質(zhì)量分級方法。分類指標(biāo)值Q可由下式計算:

式中,RQD為巖石質(zhì)量指數(shù);Jn為巖體的節(jié)理數(shù);Jr為巖體的節(jié)理粗糙度系數(shù);Ja為巖體的節(jié)理蝕變系數(shù);Jw為巖體的節(jié)理水折減系數(shù);SRF為應(yīng)力折減系數(shù)。

按照Mathews穩(wěn)定圖方法要求對Q值進(jìn)行修正,將地應(yīng)力影響系數(shù)SRF設(shè)為1,地下水的影響因素Jw=1,根據(jù)Q系統(tǒng)分級法重新計算Q值,得到Q′值(修正后的Q值)見表2。其中,礦體的礦巖、上盤安山巖的Q′值分別為34.36和38.60。

表2 Mathews穩(wěn)定圖修正后的Q′值Table 2 Q′value modified by Mathews stability graph

2.2.1.2 系數(shù) A、B、C 確定

A值考慮高應(yīng)力降低巖體穩(wěn)定,為完整巖體的單軸抗壓強度與平行開挖面最大誘導(dǎo)應(yīng)力的比值,取值范圍為0.1～1.0。根據(jù)現(xiàn)場開采技術(shù)條件,巖石的單軸抗壓強度較大,上盤安山巖的強度因子A取0.2,礦巖強度因子A取0.2。

B值根據(jù)控制性節(jié)理與采場表面的相對方位確定,當(dāng)結(jié)構(gòu)面與開挖面的夾角分別為 10°、20°、30°、45°、60°、90°時,B值分別取 0.2、0.3、0.35、0.4、0.8、1.0。本研究根據(jù)Jama礦開采技術(shù)條件,采場頂板礦體中的節(jié)理方位系數(shù)B取0.85,側(cè)幫與上盤分別取0.62和0.2。

假定采場暴露面是水平暴露面,則C=8;當(dāng)?shù)V體與上盤接觸面的最小傾角為45°時,C=3.76。

根據(jù)式(2)及上述系數(shù)計算取值,采場頂板和側(cè)幫均按礦巖的Q′值計算,則計算得到采場頂板、側(cè)幫、上盤的穩(wěn)定性系數(shù)N分別為11.68、34.09、5.81。

2.2.2 水力半徑計算

水力半徑反映了礦房的空間尺寸和形狀,是礦巖可崩性評價的一個有效指標(biāo),Mathews穩(wěn)定性系數(shù)與水力半徑的關(guān)系如圖2所示,可通過該圖來確定容許水力半徑的范圍。

圖2 Mathews穩(wěn)定性系數(shù)與水力半徑的關(guān)系Fig.2 Relationship between Mathews stability coefficient and hydraulic radius

水力半徑計算公式為

式中,HR為水力半徑,m;X為采場寬度或高度,m:Y為采場長度,m。

計算得出穩(wěn)定性系數(shù)N和穩(wěn)定狀況下的容許水力半徑HR等相關(guān)參數(shù)取值,見表3。

表3 容許水力半徑HR分布Table 3 Distribution of allowable hydraulic radius HR

BR礦體厚度為360 m,因此開采時從上盤到下盤分成若干個盤區(qū),盤區(qū)間布置15～18 m隔離礦柱,除了靠近上盤布置的盤區(qū)外,其余盤區(qū)暴露面主要為頂板和側(cè)幫。二采區(qū)-450 m中段開采深度約850 m,在分析100 m段高的采場穩(wěn)定性時,主要考慮頂板和側(cè)幫的暴露面積和水力半徑。根據(jù)礦巖無支護(hù)最大跨度分析,一步驟礦房開采寬度確定為15～17 m,在工程應(yīng)用中,二步驟采場寬度要比一步驟大些。采場跨度為 15、18、20 m時,分別分析采場頂板對應(yīng)的水力半徑,得到采場頂板暴露尺寸與水力半徑的關(guān)系如圖3所示。當(dāng)采場高度為100 m時,不同采場長度下側(cè)幫暴露尺寸與水力半徑的關(guān)系如圖4所示。

圖3 采場頂板暴露尺寸與水力半徑關(guān)系曲線Fig.3 Relation curves between stope roof exposure size and hydraulic radius

圖4 采場側(cè)幫暴露尺寸與水力半徑關(guān)系曲線Fig.4 Relation curve between stope side wall exposure size and hydraulic radius

結(jié)合圖2和表3分析可知:采場跨度取值小于20 m,采場長度在90 m之內(nèi),均在無支護(hù)過渡區(qū)內(nèi);當(dāng)采場跨度為15m時,采場長度在90m內(nèi)均在穩(wěn)定區(qū)。采場段高取100 m時,從表3可知,支護(hù)過渡區(qū)的水力半徑小于15.78 m,通過圖3得出采場最大長度為46 m。在水力半徑容許的支護(hù)過渡區(qū)可能會發(fā)生局部片幫,由于回采過程中無作業(yè)人員及設(shè)備暴露在采場,在工程實踐中可通過適當(dāng)?shù)闹ёo(hù)措施來確保安全。

綜合最大無支護(hù)跨度計算公式、Mathews圖解法采場頂板和側(cè)幫容許水力半徑的計算結(jié)果,發(fā)現(xiàn)當(dāng)采場的跨度為15 m、高度為100 m時,所得采場長度為45m,可以滿足采場穩(wěn)定要求。因此將一步驟采場結(jié)構(gòu)參數(shù)取為45 m×15 m×100 m(長×寬×高)。

3 采場穩(wěn)定性數(shù)值模擬

在理論分析的基礎(chǔ)上,采用FLAC3D軟件對高中段大采場開采過程中的采場位移、塑性區(qū)、安全系數(shù)進(jìn)行數(shù)值模擬,從而進(jìn)一步分析采場穩(wěn)定性。

3.1 模型范圍選取及構(gòu)建

以BR礦體二采區(qū)首采區(qū)域-450 m中段為例進(jìn)行建模,采場長度45 m,采場高度100 m。模型從上到下依次為礦體上盤圍巖、礦體、下盤圍巖。

采用Rhino軟件建立模型,導(dǎo)入FLAC3D軟件進(jìn)行模擬,X方向代表礦體的走向方向,Y方向代表垂直礦體走向,Z方向代表豎直方向。構(gòu)建的分析模型沿走向長750m,垂直走向長150m,海拔范圍為0～-600 m。從礦房和礦柱到外邊界網(wǎng)格按一定比例劃分,模型共得到單元數(shù)79～80萬個,建模完成后的模型如圖5所示。計算過程中采用“隔三采一”開采方案(圖6),如-450 m中段盤區(qū)Ⅰ沿礦體走向分布stope 1～stope 9共9個采場,第1步同時開采stope 1、stope 5、stope 9,第2步充填stope 1、stope 5、stope 9空區(qū)并同時開采stope 3、stope 7,第3步充填 stope 3、stope 7空區(qū)并同時開采stope 2、stope 6,第4步充填stope 2、stope 6空區(qū)并回采stope 4、stope 8,第5步充填stope 4、stope 8空區(qū),開采順序見表4。

圖5 采場穩(wěn)定性數(shù)值模擬模型Fig.5 Numerical simulation model of stope stability

圖6 極厚礦體“隔三采一”開采模式示意Fig.6 Schematic of mining pattern of "mining one stope in three intervals" for extremely thick orebody

表4 “隔三采一”模式下采場開采過程Table 4 Mining process of the stopes under the pattern of "mining one stope in three intervals"

3.2 計算參數(shù)選取

采場埋藏較深,礦區(qū)主應(yīng)力屬于水平構(gòu)造應(yīng)力主導(dǎo)的高應(yīng)力場。因此,計算域初始條件考慮原巖構(gòu)造應(yīng)力場和自重應(yīng)力場的共同作用。礦體在-450 m中段時,沿礦體走向水平主應(yīng)力與垂直主應(yīng)力比值為0.8,垂直于礦體走向水平主應(yīng)力與垂直主應(yīng)力比值為1.2。當(dāng)?shù)V體埋深600 m時,計算得到巖層垂直自重應(yīng)力為26.5 MPa,該深度下采場沿走向初始地應(yīng)力為21.2 MPa,垂直走向的初始地應(yīng)力為31.8 MPa。模擬中采用理想彈塑性Mohr-Coulumb模型,巖體力學(xué)參數(shù)取值見表5,采空區(qū)采用膏體膠結(jié)充填,計算假定充填體是接頂?shù)?充填體的設(shè)計強度大于1.62 MPa。

表5 巖體力學(xué)參數(shù)Table 5 Mechanical parameters of rock mass

3.3 模擬方案

理論分析初步確定了模擬采場的長度為45 m,一步驟采場寬度為15 m,高度為100 m,本次模擬重點對二步驟采場的寬度進(jìn)行優(yōu)化,共設(shè)計了4個方案,各方案參數(shù)見表6。

表6 采場穩(wěn)定性數(shù)值模擬方案Table 6 Numerical simulation schemes of stope stability

3.4 數(shù)值模擬結(jié)果

3.4.1 位 移

位移是采場穩(wěn)定性評價的一個重要指標(biāo),若采場圍巖變形量過大,采場極有可能發(fā)生失穩(wěn)。各方案對應(yīng)的最大位移曲線如圖7所示。由圖7可知:開采全過程中,各個方案頂板的最大水平位移變化不大,最大水平位移(沿走向)為40.74～42.10 mm,頂板的最大垂直(重力方向)位移隨著二步驟礦柱寬度的增大而增大,最大垂直位移為92.12～105.91 mm。

圖7 不同方案的最大位移對比Fig.7 Comparison of the maximum displacement of different schemes

采場穩(wěn)定性可通過頂?shù)装鍘r層的位移量來體現(xiàn)。4個方案的位移分析表明:隨著采場的開挖,采場位移逐漸增加,且開采第1、2、3步的采場位移量較小,第4步采場出現(xiàn)較大的位移量,但都在可控范圍之內(nèi)。方案3的模擬結(jié)果如圖8所示,其中,“42 floor disp_z of stope 4”及“33 roof disp_z of stope 4”分別為stope 4底板、頂板的垂直位移變化曲線;“46 floor disp_z of stope 8”及“37 roof disp_z of stope 8”分別為stope 8底板、頂板的垂直位移變化曲線。可以看出,最大位移量發(fā)生在第4步,第4步開采完成后,stope 4頂板垂直位移為93.5 mm,對應(yīng)的底板垂直位移為52 mm;stope 8頂板垂直位移為80.5 mm,底板垂直位移為41.5 mm。

圖8 第4步開采stope 4和stope 8頂?shù)装宕怪蔽灰魄€Fig.8 Vertical displacement curves of stope 4 and stope 8 in the fourth step of mining

3.4.2 塑性區(qū)

塑性區(qū)分布可直觀地反映礦巖開采后的圍巖穩(wěn)定性,4個方案模擬結(jié)果對比表明:方案1、2、3并未出現(xiàn)連片的貫通性破壞,方案4剪切破壞塑性區(qū)分布明顯,在stope 4甚至出現(xiàn)了貫穿性破壞的塑性區(qū)。選取方案3模擬結(jié)果進(jìn)行分析,結(jié)果如圖9所示,“4 stope_v_shear(FISH)”及“5 stope_v_tension(FISH)”分別為第3步開采結(jié)束后礦房拉伸破壞及剪切破壞體積變化曲線?？梢钥闯?礦房和礦柱的拉伸破壞單元主要集中在采場幫壁和頂?shù)装?在開采第3步時,采場剪切破壞單元急劇增加;開采結(jié)束后,stope 3和stope 7的充填體并未起到協(xié)助應(yīng)力轉(zhuǎn)移的作用,其拉伸破壞體積還有減小的趨勢,此時充填體的主要破壞部位仍集中于stope 5的充填體。

圖9 第3步開采時礦房礦柱破壞體積曲線Fig.9 Volume curves of collapsed pillars and room s during the third step of mining

本次模擬以二步驟寬度作為變量,其他結(jié)構(gòu)參數(shù)保持一致,此時若僅采用常規(guī)塑性區(qū)進(jìn)行對比,模擬的結(jié)果區(qū)別較小。因此,本研究采用整體礦巖破壞體積比例來定量評價不同方案的破壞單元體積最大情況。以開采第2步為例,當(dāng)采場寬為15 m,礦柱寬度為15～19.5 m時,礦房和礦柱破壞單元體積為1 740.79～2 005.78 m3,對應(yīng)的比例為14.77%～20.95%。隨著二步驟的采場寬度增大,塑性區(qū)明顯增加,采場兩幫會出現(xiàn)比較明顯的片幫,但并未出現(xiàn)貫通性破壞。塹溝底部結(jié)構(gòu)的兩幫發(fā)生較為嚴(yán)重的剪切破壞,工程實踐中需提前采用錨桿或錨索對底部結(jié)構(gòu)進(jìn)行支護(hù)。

3.4.3 安全系數(shù)

安全系數(shù)是由摩爾-庫侖強度準(zhǔn)則所決定的極限應(yīng)力狀態(tài)與實際應(yīng)力狀態(tài)的比值。安全系數(shù)為1時處于臨界狀態(tài),安全系數(shù)越大,圍巖穩(wěn)定性狀態(tài)越好[16]。4個方案的安全系數(shù)分析表明:多采場開采結(jié)束后,應(yīng)力重新分布過程產(chǎn)生的剪切破壞部位主要位于塹溝底部結(jié)構(gòu),拱頂?shù)募羟衅茐膯卧^小,安全系數(shù)取值為1.0～1.4。第3步開采時,即將開采的stope 4和stope 8中部發(fā)生局部區(qū)域的剪切破壞,其中stope 4的安全系數(shù)為1.1～1.15,如圖10所示,安全系數(shù)分布與模型塑性區(qū)分布吻合。從安全系數(shù)角度分析發(fā)現(xiàn),在提前支護(hù)的情況下,這4個方案的安全系數(shù)仍在穩(wěn)定范圍內(nèi)。

圖10 安全系數(shù)分布Fig.10 Distribution of safety coefficients

通過對-450 m中段礦塊開采過程的位移量、塑性區(qū)和安全系數(shù)分析可知,采用方案1、方案2與方案3開采時,位移變化不大,在礦巖的塑性變形范圍內(nèi),并且不發(fā)生大面積的剪切破壞,整個開采過程中保持穩(wěn)定狀態(tài),采場安全系數(shù)大于1。采用方案4進(jìn)行開采時,采場垂直位移量和破壞單元體積較大,且由于在模擬開采過程中stope 4出現(xiàn)連片的剪切破壞,塹溝底部結(jié)構(gòu)同樣破壞嚴(yán)重,容易導(dǎo)致充填體受到破壞和采場失穩(wěn)。此時,一步驟礦房寬度取15 m,二步驟礦柱寬度取18 m,可依靠礦巖和膠結(jié)充填體達(dá)到控制地壓的目的。

大直徑深孔空場嗣后充填法的工業(yè)試驗采場位于BR礦體二采區(qū)-450 m中段2#勘探線附近,傾向SW,傾角50°左右,平均厚度為300 m,平均品位為0.617%。一步驟采場結(jié)構(gòu)參數(shù)為45 m×15 m×100 m(長×寬×高),二步驟采場結(jié)構(gòu)參數(shù)為45 m×18 m×100 m(長×寬×高)。從現(xiàn)場一步驟采場開采情況可知,生產(chǎn)效率遠(yuǎn)高于原分段鑿巖分段出礦空場嗣后充填法,高中段大采場在采充過程中均保持穩(wěn)定,僅部分塹溝底部結(jié)構(gòu)需采用錨桿進(jìn)行加固。

5 結(jié) 論

(1)大直徑深孔階段空場嗣后充填法可安全高效地開采傾斜極厚斑巖型銅礦體。最大無支護(hù)跨度計算初步確定的一步驟采場安全寬度為15～17 m;Mathews圖解法中采場頂板、側(cè)幫暴露尺寸與水力半徑的關(guān)系分析表明,當(dāng)?shù)V房寬度為15 m,中段高度為100 m時,采場長度應(yīng)小于46 m。

(2)當(dāng)采場長45 m、高 100 m,一步驟采場寬度15 m,二步驟采場寬度為15～19.5 m時,FLAC3D軟件采場穩(wěn)定性數(shù)值模擬表明:頂板的最大垂直位移隨著二步驟采場寬度增大而增大;二步驟采場寬度為15～18 m時,采場周圍未出現(xiàn)貫通性塑性區(qū)破壞,但塹溝底部結(jié)構(gòu)的兩幫發(fā)生部分剪切破壞;多采場“隔三采一”開采時塹溝底部結(jié)構(gòu)安全系數(shù)較低,可提前采用錨桿或錨索對底部結(jié)構(gòu)進(jìn)行支護(hù)。

(3)基于不同采場結(jié)構(gòu)參數(shù)組合下開采過程中采場位移、塑性區(qū)及安全系數(shù)的分布規(guī)律,BR礦體大直徑深孔階段空場嗣后充填法高中段大采場的最佳結(jié)構(gòu)參數(shù)為:一步驟采場45 m×15 m×100 m(長×寬×高),二步驟采場45 m×18 m×100 m(長×寬×高)。工業(yè)試驗表明,優(yōu)化后的采場結(jié)構(gòu)參數(shù)可保障傾斜極厚斑巖型礦體安全回采。