随着探采和采准工程的施工，高尔奇铅锌矿的工业矿体逐渐被揭露出来，矿体形态发生较大变化且稳固性变差，采准工程揭露情况表明，除西翼3~8线矿岩稳固性相对较好之外，其余区段稳固性较差，尤其是上盘存在断层泥，揭露后易风化垮塌，雨水泥化。相较于勘探报告而言，矿体厚度变薄，平均厚度由3.32 m减薄至0.50 m，厚度变化较大。在开采过程中，由于矿体赋存条件发生变化，如果继续采用原设计推荐的空场法进行采矿，不仅需要大量矿柱和顶底柱，而且采场内还要留设大量点柱，矿柱回收难度大，致使采矿回收率低（刘轲等，2009）。高尔奇铅锌矿属于薄矿脉开采（张钦礼等，2019），由于要确保足够的工作空间，一般需要超采岩石（丁明飞等，2014），因此导致矿石贫化率较高、安全性差且安全生产压力大（阳雨平等，2014）。从提高作业安全性和矿石回采率的角度出发，宜采用暴露面积可控的小分段伪倾斜分条密接充填法（高明洁，2013）。当确定采矿方法后，采场结构参数便成为影响采矿方法使用效果的关键指标。合理的采场结构参数不仅有利于回采作业安全（李启月等，2016），而且直接影响着采矿方法的主要经济技术指标（彭康等，2011）。因此，有必要通过理论分析（陈晖等，2020）和数值模拟方法（王小宁等，2018），对不同采场结构参数条件下采场的稳定性进行分析，综合技术、经济和安全因素，优化选择合理的采矿方法和采场结构参数（付玉华等，2017）。

近年来，国内外众多学者在采场结构优化方面开展了大量研究并取得丰硕成果。以往采用的研究方法主要有2种：（1）通过数学方法进行理论计算对采场参数进行优化，包括Mathews稳定图法（Qi et al.，2018）、人工神经网络（Zhang et al.，2018）、模糊优化模型、回归模型（Guo et al.，2013）和遗传算法（Zhao et al.，2019）等；（2）通过软件建立采场空间模型进行数值模拟，如：FLAC^3D（Zhao et al.，2018）、ANSYS、3D sigma（Li et al.，2014）和3D mine（Heidarzadeh et al.，2019），对采场参数进行优化研究（Xie et al.，2018）。由于矿山地质条件较为复杂，简单的数学方法已不能满足科研工作的实际需求，数值模拟软件成为目前研究采场结构参数的主流方法。例如：刘冬等（2019）通过建立适合模拟破碎矿体的数值计算模型，利用Hoek-Brown强度准则与反分析方法确定计算参数，结合FLAC^3D数值模拟对6种不同跨度的进路进行分析计算；龙科明等（2015）运用ANSYS对12种不同采场结构参数进行了数值模拟分析，采用正交试验极差法（R法）对这些方案模拟所获取的指标值进行显著性分析计算，确定最优采场结构参数；张钦礼等（2020）通过数值模拟和现场试验，对大断面六角形进路采矿法应用在龙首矿西一贫矿开采区的可行性进行研究；唐礼忠等（2016）利用有限差分软件FLAC^3D建立矿山开采数值模型，研究采场结构参数对采场围岩稳定性及地表变形的影响；兰明等（2018）采用数值模拟计算得到不同结构参数下的力学响应，将回归模型作为目标函数，采用遗传算法进行多目标优化，获得Pareto最优解集。

综上所述，现阶段采场结构参数优化方面的研究主要是利用理论方法建立数学计算模型，利用数值模拟进行采场结构参数优化已日趋成熟，但多数停留在开采阶段，对开采后充填阶段的研究较少。鉴于此，以内蒙古高尔奇铅锌矿为例，利用数值模拟方法，在优选出最佳采场结构参数后，对充填阶段进行研究，提出与采场结构相匹配的充填体强度范围。

高尔奇铅锌矿位于内蒙古高原北部低山丘陵区，海拔为1 413~1 498 m，地形较平坦，植被发育。矿体出露标高在1 488~832 m之间，储量计算最低标高为832 m。矿体集中分布于7#勘探线至0#勘探线以及0#勘探线至32#勘探线之间，此范围内矿体数量多、规模大且矿石品位高，属于矿区矿脉集中地段。矿体厚度沿走向和倾向有一定的变化，总体沿倾向方向具上厚下薄的特点。矿体真厚度介于0.81~6.02 m之间，平均厚度为1.96 m。受EW向主断裂控制，多数矿体总体走向近EW向，倾向NNW和NNE（357°~7°），走向长度介于300~810 m，沿倾向延深200~788 m，倾角为20°~44°，属于缓倾斜矿体。矿体主要赋存在构造破碎带中，围岩蚀变强烈，顶底板围岩主要为变质石英砂岩和正长花岗岩，岩体以碎裂结构为主，其次为块状结构，局部为散体结构，蚀变以绿泥石化和碳酸盐化为主，结构面有泥膜和碎屑充填，岩石半坚硬，遇水极易软化，岩体质量为差—中等。

矿体采用两步骤回采分条密接充填采矿法，盘区沿矿体走向布置，盘区内逆倾斜布置宽进路，采用两步骤间隔回采方式（图1）。回采时，首先回采单号进路，进路回采完毕后胶结充填形成人工矿柱，然后在人工矿柱保护下回采双号进路，并进行非胶结充填或低强度胶结充填。主要工程布置如下：

（1）采准与切割工程。采准工程主要包括阶段运输平巷、盘区联络上山、人行小井和溜矿井等。切割工程主要是下盘联络平巷和切割上山。

（2）回采。在矿块内垂直矿体走向倾斜布置进路，回采方式为两步骤间隔回采，采用浅孔钻凿水平炮孔形成进路采场。为提高生产效率，可在每条进路先行施工一条切割上山，然后采用扩帮方式进行进路回采。分段之间采用上行式开采顺序，先采用两步骤回采分条密接充填法回采工艺开采下分段，整个盘区回采并充填完毕后，再采用同样工艺回采上分段。一步回采结束后胶结充填，形成人工矿柱，再用同样方法回采二步进路，进行非胶结充填或低标号胶结充填。

（3）通风。采场爆破工作结束后及时通风，清理顶帮松石。利用局扇将进路采场污风抽出，进入回风系统，排出地表。

（4）出矿。由于矿体倾角在20°~44°之间，在原定40 m阶段高度之间增加一个副中段，使分段高度降为20 m，此时倾斜布置进路低于50 m，可使用电耙出矿。上分段各分条崩落矿石由电耙耙运至脉内分段平巷，再通过转运电耙耙至溜矿井，下放至下中段运输巷道装车。

（5）充填。回采结束后及时充填，尽可能缩短进路暴露时间。一步回采进行胶结充填，二步回采进行非胶结充填或低标号胶结充填。

（1）基础条件优化。①将矿岩体假设为理想弹塑性体，在屈服点以后，随着塑性流动，材料强度和体积无改变（Heidarzadeh et al.，2019）。②矿体和围岩为局部均质、各向同性的材料，塑性流动不改变材料各向同性（田明华，2009）。③基于矿山矿体赋存条件、矿房矿柱回采顺序及采空区分布的矿山地质、开采情况进行必要简化后，建立模型。④模拟矿石回采时，不同矿房矿柱尺寸的组合方式对应力重新分布的影响，具体组合方式如表2所示。同时，在计算间隔回采时，模拟其最危险的状况，即3条一步采进路（周围为未动矿体）或2条二步采进路（周围为已充填的人工矿柱）同时回采。⑤根据弹塑性力学理论，开挖后应力变化的影响范围为所开挖范围的3~5倍（马孝云，2014），因此，本次模拟所建立的模型尺寸大小为开挖范围的3~5倍。

（2）力学参数。模拟计算的结果与选取的岩石和充填体的力学参数息息相关，为保证模拟的准确性，本次模拟中采用的矿岩力学参数是通过室内岩石单轴抗压强度试验、单轴压缩变形试验获取的数据，经过折减后得到的矿岩力学参数，如表1所示。

（3）数值模型构建。当矿体回采至最上层分段时最危险。为模拟最危险情况，选择矿房长度为75.0 m，矿体厚度为1.8 m，矿体埋深为200 m。按照表2中采场参数分别建立模型，其中结构参数为75.0 m×1.8 m×6.0 m的模型（方案2）如图2所示。

本次数值模拟主要计算了不同矿房、矿柱尺寸组合下，顶板、充填体及围岩的应力重新分布和位移变化，通过分析其变化规律，与矿石、围岩及充填体极限强度进行对比，优选出最佳采场结构参数。为此，引入压（拉）应力安全系数指标K，该指标定义为矿岩（或充填体）极限强度与模拟计算最大应力之比。

安全系数大于1.0，表示矿岩（或充填体）内最大应力小于极限强度，矿岩（或充填体）保持稳定；反之，安全系数小于1.0，表示矿岩（或充填体）内最大应力大于极限强度，矿岩（或充填体）会发生破坏；安全系数等于1.0，则矿岩（或充填体）处于临界状态。

基于矿体工程地质条件的复杂性，在建立模型时会进行优化，这种优化会使结果相较于实际条件有一定误差，为安全起见，将矿岩（或充填体）稳定性的安全系数临界值提高至1.5。

各模型的顶板、矿柱和充填体柱的拉应力、压应力及位移的模拟结果分别如表3和表4所示，部分模型的压应力、拉应力云图如图3和图4所示。其中，许用压/拉应力值为顶板围岩、矿体矿石及充填体（28 d）的实测极限抗压/抗拉强度。

进一步分析表3、表4、图3和图4，得到如下结论：

（1）模型的顶板与矿柱均大致处于全面积受压状态，由3条压应力颜色带分布可知，在进路中部靠下位置矿柱压应力值最大，变形最大。当采场跨度小于8 m时，采空区顶板、矿柱及充填体柱均处于稳定状态。

（2）回采分步矿柱时，在空区跨度不超过6 m的条件下，顶板和矿柱的拉应力值和安全系数均处于稳定状态，未出现拉应力破坏情况。但当空区跨度超过6 m时，极易发生拉应力破坏。

（3）5种模型中，矿体顶板、矿柱、充填体柱和底板的位移变化均随着矿房矿柱尺寸的增大而增加，整体来看，各模型位移量均较小，处于安全、可控的范围。

（4）从表4、图3和图4可以看出，回采分步矿房时顶底板和矿柱位移值不大，回采分步矿柱时顶底板和充填体柱位移明显变大，主要原因是充填体柱的抗压能力明显较矿柱弱。顶底板与充填体柱应力重新分布，位移值明显变大，位移多集中在矿柱和充填体柱中部位置。

（5）矿柱和充填体柱的拉应力显现较为突出，应力集中明显，存在不稳定因素。顶板的拉应力受两帮拉应力影响。回采分步矿房时，两侧矿柱拉应力在两帮、中部靠下位置发生应力集中，回采分步矿柱时充填体柱中的最大拉应力显现在充填体下部靠近底板处，并在两帮充填体中部位置发生拉应力集中现象。

（6）压应力对矿体顶底板及充填体的稳定性影响小，相较于拉应力而言，压应力的应力显现几率较小，最大压应力在整个模型计算过程中较为稳定，最大压应力分布在采场两帮中部位置，并随着矿房跨度的增大而增加。根据云图结果，在回采分步矿房时，发生应力重分布，应力得到释放使得回采分步矿柱的过程中充填体柱的最大压应力小于回采矿房时两侧矿柱的压应力。

从高尔奇铅锌矿目前揭露的顶板围岩条件来看，其顶板稳固性差，易风化。矿山采用6 m宽、1.8 m高的分条密接采矿法。由于顶板稳固性较差，回采难度大，且充填站暂未建成，分步矿房采空区不能及时充填，顶板揭露时间长，顶板垮落的危险性增加。顶板暴露面积大，部分顶板稳固性差的矿体无法布置采场，可布置矿块数少，调增幅度小，回采矿石量少。

鉴于以上原因，高尔奇铅锌矿拟用分步矿房宽度为3.5 m的分条密接采矿法，在围岩稳固性差的地方，对顶板进行支护加固处理，使采空区能够在长时间暴露的状态下处于稳定状态。同时，由于分步矿房宽度降低，可布置矿块数增加，可采矿石量增加。

基于分步矿房尺寸的调增，对充填体强度的要求有所改变，现对其进行模拟，确定合理的充填体强度范围。

（1）力学参数。充填体强度模型与采场参数优化数值模拟选取参数一致。

（2）模型建立。①基于矿体赋存条件、矿房矿柱回采顺序及采空区充填状况，并进行必要简化；②为模拟最危险情况，采场长度按最大长度75 m进行建模；③模拟的采空区高度即为回采过程中的一般高度1.8 m；④模拟两步骤回采，分步回采矿房宽度为3.5 m，分步回采矿柱宽度分别为5 m和6 m。建立的数值模型如图5所示，模拟方案见表5。

数值模拟主要结果数据及根据模型材料许用拉/压应力与最大拉/压应力之比计算得到的安全系数列于表6，模型拉应力和压应力云图如图6所示。其中，许用压/拉应力值为充填体的目标极限抗压/抗拉强度。即当充填体的极限抗压/抗拉强度达到目标值时，模拟充填体的稳定性。

进一步分析表6和图6，得出如下结论：

（1）分步矿房回采宽度为3.5 m，在回采作业完成后，对采空区进行充填，待充填体的强度达到标准时，进行分步矿柱回采。当分步矿柱回采宽度为5 m时，模拟压应力安全系数与充填体强度呈正相关，即压应力安全系数随着充填体强度的增加（1.0~1.3 MPa）而增大，处于安全稳定状态；模拟拉应力安全系数也随着充填体强度的增加（1.0~1.3 MPa）而增大，当充填体强度为1.0 MPa时，处于临界状态，存在不稳定因素。当分步矿柱回采宽度为6 m时，模拟压应力安全系数随充填体强度的增加（1.1~1.4 MPa）而增大，处于安全稳定状态；模拟拉应力安全系数随充填体强度的增加（1.1~1.4 MPa）而增大，当充填体强度为1.1 MPa时，处于临界状态，存在不稳定因素。

（2）从充填体压应力和拉应力数值结果（表6）来看，压应力安全系数远大于拉应力安全系数，说明充填体的破坏主要是受拉应力的作用，拉应力的剪切作用致使充填体发生剪切破坏。

（3）由压应力云图可以得出，压应力多集中在充填体上部与顶板接触位置及跨中位置。根据拉应力云图可以看出，拉应力集中在跨中位置，高于顶底板接触位置，具有剪切变形的趋势。

（1）在充填系统完善的前提下，比较安全系数、拉应力分布、压应力分布及位移变化，遵循技术可行、安全可靠且经济合理的原则，采场结构参数优化结果为75.0 m×6.0 m×1.8 m。

（2）由数值模拟结果数据和安全系数，结合拉应力、压应力和位移云图可以得出，当分步矿房回采宽度为3.5 m，分步矿柱回采宽度为5 m时，充填体强度的最优区间为1.1~1.3 MPa。当分步矿柱回采宽度为6 m时，充填体强度的最优区间为1.2~1.4 MPa。

（3）通过数值模拟可知，矿体开采时，矿柱和充填体柱的拉应力显现较为突出，应力集中明显，存在不稳定因素。回采分步矿房时，两侧矿房拉应力在采场两帮沿采场走向的中部靠下位置发生应力集中，回采分步矿柱时充填体柱中的最大拉应力分布在充填体下部靠近底板处，并在采场两帮充填体中部位置发生拉应力集中现象。

（4）压应力对矿体顶底板及充填体稳定性的影响小，相较于拉应力而言，压应力的应力显现几率较小，最大压应力在整个模型计算过程中较为稳定，主要分布在采场两帮中部位置，并随着矿房跨度的增大而增大。根据云图结果，在回采分步矿房时，采场内发生应力重分布，应力得到释放，使得回采矿柱的过程中充填体柱的最大压应力小于回采矿房时两侧矿柱的压应力。