金川集团龙首矿西二采区上部中段充填采场发生失稳事故后，矿山计划将原下向分层进路式胶结充填法转为无底柱分段崩落法。结合矿山实际情况，无底柱分段崩落法在西二采区应用过程中面临着2个关键技术难题：一是安全、高效、低成本地崩落（或冒落）由充填体、氧化矿和第四系表土构成的复合岩层，为崩落法采场形成散体覆盖层；二是在崩落法采动地压和破碎矿岩双重不利因素下，维持采场的稳定性和中深孔的完好。只有妥善解决这2个关键问题，才可确保无底柱分段崩落法在龙首矿西二采区的顺利推进。

关于覆盖层形成问题，研究人员结合不同矿山的实际情况，提出了相应的解决方法。如：小汪沟铁矿在露天转地下开采过程中，针对覆盖层形成问题，提出了采用诱导冒落法诱导边坡岩体自然冒落形成覆盖层（李楠等，2010）；杏山铁矿在露天转地下开采过程中，提出了排土场废石回填的覆盖层形成方法，并成功应用于生产现场，最终形成厚度不小于45 m的覆盖层（卢宏建等，2014）；罗佳等（2016）以某高分段崩落法矿山为背景，提出了首采分段边回采边放顶方法形成覆盖层，实现了回采与放顶的良好结合，不仅节省了生产成本，而且取得了良好效果。由此可见，目前覆盖层形成方法主要有诱导冒落、人工回填和强制崩落3种，其中诱导冒落法具有安全、高效和成本低等优点，相比之下具有显著优势，但在冒落机理及安全控制方面还需要进一步研究。

关于破碎矿岩采场的稳定性方面，学者们开展了诸多探讨。如：针对某铁矿矿岩破碎，在受无底柱分段崩落法采动地压影响下巷道支护结构容易失效的问题，通过理论研究对支护参数和支护方式进行优化，解决了这一技术难题（张长锁，2021）；为研究某铁矿复杂破碎地质条件下的采场稳定性，采用Mathew稳定图表法进行采场稳定性分析和结构参数优化研究，采用改进的回采方案后采场未发生大面积垮塌（李胜辉等，2021）；为确保大团山39线破碎带以北矿床的采场稳定性，采用数值模拟对采场稳定性进行分析，提出对采场尺寸和回采顺序等进行优化，采用优化的开采方案后，在生产过程中采场稳定性较好（姚道春，2019）；针对北洺河铁矿崩落法采场破碎带塌方导致巷道堵塞的问题，先以混凝土浇筑充填塌方区，再采用U型钢支架与超前锚杆护顶的联合支护方式对破碎带塌方区域进行支护，成功贯通了巷道，为其他矿山的类似问题提供了依据（周超群等，2021）。由此可见，目前对于采场稳定性的研究主要有理论研究、Mathew稳定图表法和数值模拟等方法，主要通过优化开采方案、支护参数和支护方式等维持采场的稳定性，对于特别破碎的区域通常采用联合支护的方式以保证采场的稳定性。

虽然前人对覆盖层形成和软破矿岩采场稳定性进行了大量研究，但现有方法并不适用于西二采区崩落法采场。这是因为西二采区崩落法采场顶板是由充填体和上覆岩层构成的复合岩层，相较于其他单一岩层，其覆盖层形成更为复杂，且在金川矿区高地应力软破矿岩的条件下，将充填法转为崩落法时，崩落法采场能否维持稳定也需要进一步深入研究。为此，本文拟采用数值模拟和现场试验等方法对西二采区崩落法采场覆盖层形成和采场稳定性问题展开研究，解决好这2个关键问题，对于无底柱分段崩落法在金川矿区的成功应用，以及金川矿区战略性矿产资源的安全、高效和低成本开采具有重要意义。

龙首矿是金川集团的主要生产矿山之一，其中西二采区为龙首矿的主力采区，但西二采区矿石品位较低，仅为金川矿区富矿品位的1/3左右，且矿岩松软破碎，构造应力显著，属于典型的低品位难采矿体。西二采区最初按照自然崩落法进行设计，基建末期改为下向分层进路式胶结充填法，采用双中段同时回采，分别在1 554 m水平和1 430 m水平布置有2个回采中段。2016年3月，上部中段充填采场发生大规模垮塌事故，导致上部中段被迫停产，与此同时国际镍价大幅下跌，使得矿山开采效益显著降低。在此背景下，龙首矿重新对上部中段的采矿方法进行了选择。西二采区矿岩破碎，不适合采用空场法；若继续采用充填法，由于原采场顶板胶结充填体已发生垮塌，在重新开采前需要预留30 m左右的水平矿柱作为保安矿柱，此时充填法的回采率仅约为56%。相比之下，无底柱分段崩落法具有安全可靠和应用灵活的优点，且随着无贫化放矿理论的提出和实践，以往认为该方法存在的高贫损问题基本得到消除（张志贵等，2015；何兴荣等，2022；谭宝会等，2022a）。矿山曾结合西二采区实际情况和各采矿方法特点，通过改进后的层次分析法对西二采区进行采矿方法优选，最终采用无底柱分段崩落法（陈烈等，2019）。因此，矿山决定将西二采区上部中段原来采用的下向分层胶结充填法转为无底柱分段崩落法进行开采。图1所示为西二采区采场分布示意图。

为了充分回采上部中段矿石并充分利用好已有工程，结合西二采区矿岩破碎的实际情况，从维护崩落法采场稳定性的角度出发，经过分析研究，确定出西二采区无底柱分段崩落法，采场共布置4个回采分段，由上至下依次位于1 595 m水平、1 580 m水平、1 565 m水平和1 546 m水平，进路间距为15 m，崩矿步距为2.2 m，回采进路宽度为4.6 m，高度为4.3 m（郭辉文等，2020；谭宝会等，2022b）。通过在1 595 m水平首采分段由回采人工诱导复合顶板自然冒落形成覆盖层，其中，复合顶板由胶结充填体、片麻岩及第四系表土组成。采场布置形式如图2所示。

由于无底柱分段崩落法是首次应用于金川矿区高应力软破矿岩条件，所面临的挑战十分艰巨。其中，以下2项关键技术问题亟需解决：

（1）崩落法采场覆盖层形成问题

按照《金属非金属矿山安全规程》（GB l6423-2020）要求，无底柱分段崩落法在正式回采前需要形成不小于分段高度的覆盖层。西二采区崩落法采场顶板为复合岩层，由下至上依次为胶结充填体（30 m）、片麻岩（50 m）和第四系表土（50 m），其结构及组成较为复杂，而矿山计划采用诱导冒落技术形成覆盖层，为确保矿山安全生产，需要掌握复合顶板的冒落机理、冒落形式和发展过程，为覆盖层的安全形成提供技术指导。

（2）崩落法采场稳定性问题

无底柱分段崩落法尤其适用于矿岩稳固的厚大陡立矿体，而金川矿区矿岩十分破碎，其普氏系数仅为0.8~7.0。在金川矿区软破矿岩条件下采用无底柱分段崩落法进行开采时，必须维持采场在采动地压作用下的稳定性。

针对覆盖层形成和采场稳定性2项关键技术问题展开研究，采用FLAC^3D进行建模，采场模型如图3所示。模型高为100 m、宽为80 m、长为200 m，模型由上至下依次为37.5 m片麻岩、28.5 m充填体和34 m矿体，在胶结充填体以下18.5 m处布置9条回采进路，代表实际中的1 595 m水平首采分段，进路间距为15 m，进路尺寸为4.6 m×4.3 m（宽×高）。在实际中，片麻岩顶部距离地表还有50 m第四系表土，根据金川矿区地应力分布特点（吴爱祥等，2003），计算得到模型顶部上覆第四系表土所产生的垂压约为1.3 MPa，水平应力从模型顶部开始为5.1 MPa，存在应力梯度。模型中所采用的岩体力学参数如表1所示。

为研究覆盖层的形成过程并分析采场稳定性，在每条进路口3 m处设置一个测点，测点位于进路顶板上方1 m位置。模型的开挖主要有以下3个步骤：（1）在模型达到初始应力平衡后，开挖形成9条回采进路，并按照支护设计方案采用锚杆进行支护，锚杆长度为2.25 m，排距为1 m，每排9根锚杆；（2）回采处于模型中部的1#~3#进路，回采时沿进路方向向后退采，开挖移除进路顶板以上矿体部分以模拟崩落法采矿，每10 m开挖一次，直至开挖长度达到60 m完成第一步回采；（3）回采剩余的6条进路，回采时4#~6#进路和7#~9#进路保持平行退采，每次开挖长度为10 m，直至开挖60 m完成第二步回采结束。图4所示为模型中测点布置位置及回采过程平面示意图。

为研究崩落法采场顶板复合岩层的冒落过程，对顶板位移和塑性区变化情况进行分析。图5所示为回采过程中采空区顶板竖直方向位移云图和塑性区分布图。由图5（a）可知，当1#~3#进路回采10 m时，空区顶板竖直位移量较小，仅为0.05 m，结合图5（b）塑性区分布情况可知，此时空区边界处产生剪切破坏裂纹，裂纹扩展高度为15~20 m，而在空区顶板中央部位，则表现为表层的拉伸破坏，裂纹扩展高度约为2 m，此时顶板未有明显的冒落迹象，因此认为此时处于破坏裂纹的萌生阶段。由图5（c）和图5（d）可知，当1#~3#进路回采20 m后，顶板上的剪切破坏范围与拉伸破坏范围明显增大，剪切破坏裂纹扩展至片麻岩，顶板竖直位移量增加至0.3 m，空区表层的拉伸破坏高度发展至4 m，破坏区域呈现出冒落迹象，此时空区顶板由于拉伸破坏发生零星散块冒落。由图5（e）和图5（f）可知，当1#~3#进路回采30 m时，采空区顶板位移量达到1.1 m，表明顶板在持续发生冒落，主要表现为拱形批量冒落，冒落高度为15~20 m。由图5（g）和图5（h）可知，当1#~3#进路回采50 m时，空区顶板位移量达到1.6 m以上，顶板破坏形式仍然以中央部位的拉伸破坏和空区边界处的剪切破坏为主，顶板充填体拱形冒落高度发展至25 m，此时为空区顶板拱形批量冒落阶段。

随着4#~9#进路参与回采，采空区跨度大幅增加。当4#~9#进路回采10 m时，空区的横向跨度由45 m增加至135 m，此时复合顶板塑性破坏区域大幅增加，空区两侧边界处的剪切破坏裂纹呈“八”字形迅速向上扩展，且剪切破坏区域相互贯通，造成空区顶板未冒落岩层发生梯形柱塞状整体陷落，如图6（a）所示。当4#~9#进路回采50 m时，采空区上方充填体及片麻岩完全破坏，采空区顶板发生梯形柱塞状整体陷落的区域大幅增加，如图6（b）所示。在此阶段大规模的顶板冒落易造成冒落冲击灾害，在后续实际采矿中应制定相应的技术措施加以预防和控制。

关于采场稳定性的判定，目前尚没有统一的依据，以往研究主要是结合采场的实际情况（如采场所处的矿体地质条件、采场结构参数、回采工艺和采矿地压管理等因素），来制定矿山采场失稳的判定依据（李杰林等，2022）。本文以进路位移和进路围岩所受最大主应力是否超过围岩强度这2个指标作为采场稳定性的判据。进路稳定程度与进路顶板位移量的关系见表2。

图7（a）所示为进路开挖并支护后的垂向位移云图，进路顶板处位移量较小，表明进路在开挖后采用设计的支护方案具有较好的支护效果，在进行回采工作前，采场稳定。图7（b）所示为9条进路回采至60 m时2#进路测点位置的垂向位移曲线图，可以看出在回采过程中2#进路测点位置的顶板位移量最大值为16 mm，结合表2可以判断采场基本稳定。

为分析采场的稳定性，模拟计算进路回采过程中所受的最大拉应力并比较矿体的抗拉强度。图8所示为1#~3#进路回采50 m后采场最大主应力的分布情况，可见靠近采空区的进路（6#和7#）应力集中现象相比其他远离采空区的进路更明显，表明崩落法开采过程中存在显著的采动地压。但在此回采过程中进路所受的最大拉应力不超过矿体抗拉强度，由此可以判断采场进路在崩落法采动地压的作用下不会发生破坏，采场稳定性较好。

为探究崩落法开采过程中地压分布规律，图9分别呈现了2#和5#进路回采过程中最大主应力云图和塑性区图。由图9（a）和图9（c）可知，在1#~3#进路回采40 m后，在采空区作业面后方约3 m范围内矿体上出现了明显的应力集中现象，进路顶板位置产生了高度为1~2 m的塑性区。在采空区作业面后方1~8 m范围内进路顶板塑性区整体接近2 m，临近锚杆长度2.25 m，可能会导致锚杆支护作用失效，进而引发进路顶板冒落，该区域属于应力升高区，在实际生产中需要特别注意。当4#~9#进路回采40 m后，空区跨度大幅增大，由图9（b）和图9（d）可以看出采空区作业面后方0~15 m范围内矿体上出现的应力集中现象更为明显，表现的塑性区范围进一步扩大，应力升高区扩展为作业面后方0~8 m范围内，此时矿体内深层的塑性区未与进路顶板表层的塑性区相互贯通，因此进路未发生失稳破坏。结合数值模拟两步开挖的计算结果可知，在回采过程中进路处于基本稳定状态，但在实际采矿过程中应对采空区作业面后方8 m范围内的进路顶板给予特别关注。

西二采区崩落法采用诱导冒落技术形成覆盖层，根据数值模拟研究结果，随着崩落法采场同时退采的进路数目增多，空区跨度也随之增大，可能导致顶板沿空区边界处发生剪切破坏，从而出现柱塞状整体陷落，易发生冒落冲击灾害，威胁到井下采矿安全。因此，针对首采分段回采提出一种“阶梯式退采均匀扩展采空区+总量控制出矿”的技术方案。“阶梯式退采方案”是将相邻的2~3条进路作为一个回采区域，在该区域内各进路可保持平行退采，但采场内各相邻回采区域按照“阶梯式”进行扩展推进，如图10（a）所示。该方案的优点在于能够均匀扩展采空区，避免采场内出现支撑矿柱阻碍顶板的冒落发展。“总量控制出矿方案”是在首采分段回采过程中，为预防大规模冒落冲击灾害，需要在进路底板以上预留一部分崩落矿石作为散体垫层将出矿口封堵，如图10（b）所示。根据实际生产经验，西二采区首采分段出矿量按照单次崩落矿量的30%~45%进行控制出矿，即可确保出矿口处于封堵状态（武拴军等，2023）。

西二采区首采分段于2019年5月进入工业试验阶段，其中4#~6#进路作为初始回采位置，回采过程中按照崩落量的30%进行出矿控制。当采空区面积达到2 000 m²左右时，井下装药工人开始听到采空区内传出明显的岩体开裂和冒落的声响。随后在出矿过程中陆续有冒落的胶结充填体被放出，说明顶板正在发生冒落。此外，采用微震监测技术对顶板冒落发展过程进行了跟踪监测，监测结果表明，在首采分段回采过程中顶板的破裂事件主要发生在1 610~1 630 m水平，即顶板破坏高度达到20 m左右（苏华友等，2022）。当首采分段回采结束时，顶板冒落的散体与预留矿石层共同构成厚度约为30 m的散体覆盖层，满足安全生产要求，且在覆盖层形成过程中，未发生冒落冲击灾害。

西二采区回采进路采用锚喷网支护结构，锚杆长度为2.25 m，喷砼厚度为10 cm，钢筋网的钢筋直径为3 mm，网格参数为10 cm×10 cm。在该支护条件下，回采进路在掘进后能够保持稳定状态，如图11（a）所示。随着进路开始退采，采动地压逐渐显现，作业面后方15 m范围内的进路顶板在采动地压的影响下逐渐显示出不同程度的破坏，尤其是在矿体异常破碎地带，采动地压造成的进路破坏现象更为明显。现场跟踪调查发现，在作业面后方5 m范围内破坏程度相对较为严重，主要表现为支护喷砼层发生开裂、脱落，钢筋网出现拉裂和崩断等情况，该范围内进路的变形量通常能达到20 cm以上，如图11（b）所示。在作业面后方5~15 m范围内，进路破坏程度相对较轻，主要表现为喷砼层产生轻微的裂缝，裂缝宽度通常为1~2 cm，进路发生轻微变形，变形量一般在5 cm以内；超出作业面后方15 m范围以外的进路则基本不受影响。为了在矿体异常破碎地带确保进路稳定性，同时不会严重影响采矿进度，针对这一范围内变形破坏严重地段，提出了一种“钢拱架+钢筋网+锚杆”的补充支护方案，即在进路变形破坏严重地段，通过架设钢拱架和增补锚杆确保进路的整体稳定性，钢拱架的间距通常为2 m，锚杆增补于两匹钢拱架之间，同时辅以铺设钢筋网以防止零星小块掉落伤人，如图11（c）所示。现场生产实践表明，该支护方案在破碎地带具有很好的支护效果。

此外，在实际生产中发现，在采动地压及前排炮孔爆破冲击振动下，进路作业面后方5 m范围内（即2~3排中深孔）的矿体通常变得十分破碎，炮孔经常出现变形和堵孔等问题，如图12（a）所示，在最恶劣时，11个炮孔中有7个炮孔无法正常装药，严重影响爆破装药质量。为了保障炮孔装药质量，建立了验孔、疏孔和补孔制度，同时通过引进可适应现场作业条件的凿岩机，大幅降低工人疏孔的劳动作业强度并提高效率，如图12（b）所示，当无法疏通时则要进行必要的补孔，从而确保每一排炮孔的装药质量。

以龙首矿西二采区上部中段采矿方法由充填法转为无底柱分段崩落法为工程背景，对开采过程中的覆盖层形成和采场稳定性问题进行了数值模拟研究，并在现场开展了工业试验，得出以下主要结论：

（1）数值模拟研究结果表明，随着崩落法首采分段的开采推进，采场复合顶板破坏形式主要经历了破坏裂纹萌生、零星散块冒落、拱形批量冒落和柱塞状整体冒落4个阶段。采动地压主要集中在空区后方0~15 m范围内，需要注意采动地压可能会导致炮孔的变形、堵孔和错孔，以及进路顶板的局部失稳等问题。

（2）现场工业试验表明，在首采分段采用“阶梯式退采均匀扩展采空区+总量控制出矿”的技术方案，可有效控制大规模冒落灾害的发生，并能形成约30 m厚度的散体覆盖层。

（3）生产实践表明，在崩落法回采过程中采场总体处于稳定状态。但在矿岩破碎地段，受采动地压影响，作业面后方15 m范围内局部发生支护体开裂，对比提出了一种“钢拱架+钢筋网+锚杆”的补充支护方案；在作业面后方5 m范围内中深孔易破坏，为此建立了验孔、疏孔和补孔制度，并引进专用疏孔设备降低工人作业强度，进一步提升了无底柱分段崩落法在金川矿区软破矿岩条件下的适用性。