高效率规模化充填采矿法 高效率规模化采矿是矿山的永恒追求，高效地将 矿石从矿体中回采出来意味着更大的经济效益。 阶 段崩落法既能进行大规模爆破落矿，又能采用高效率 的大型采矿设备，因此在我国地下金属矿山，尤其是 铁矿山广泛应用。 近年来，随着国家对环境保护的重 视，并为了解决地下采空区和地表尾砂堆存问题，越 来越多的矿山采用充填采矿法。 在此背景下，阶段空 场嗣后充填采矿法应运而生。

   如图 ２ 所示，阶段空场嗣后充填采矿法一般将矿 体划分为连续的矿房、矿柱采场，采用两步骤回采模 式［６］ 。 典型的采－充过程为：首先回采一步骤矿房采 场，出矿后胶结充填采空区，该胶结充填体作为竖直 人工矿柱有利于改善地压环境，并为后续二步骤矿柱 采场回采提供安全保护［５］ 。

    阶段空场嗣后充填采矿法采场长度一般控制在 ６０ ｍ 以下，宽度控制在 ６ ～ ３０ ｍ，高度一般在 ４０ ～ ６０ ｍ，最高的采场达到 １２０ ｍ［７］ 。 与大尺寸的采场相 匹配，空场嗣后充填采矿法采用大直径深孔凿岩设 备，如 Ｓｉｍｂａ 系列高风压潜孔钻机，Ｓｉｍｂａ３６４ 型潜孔 凿岩台车，钻孔直径为 ９０ ～ １７８ ｍｍ，钻孔深度达到 ５１ ｍ［７］ 。 国内安庆铜矿、冬瓜山铜矿、大冶铜绿山矿 等均采用 Ｓｉｍｂａ２６１ 型钻机，孔径为 １６５ ｍｍ，设备效 率为每台班 ４０～ ５０ ｍ。 国内采用空场嗣后充填采矿 法的冬瓜山铜矿，盘区综合生产能力可达 ２ ４００ ｔ ／ ｄ， 铲运机出矿效率达每台班 ８００ ｔ。 

   表 １ 对比了阶段空场嗣后充填采矿法与其他充 填采矿法的开采产能比例、平均每位工人产能和采矿

综合成本。 阶段空场嗣后充填采矿法是充填法与空 场法的有机结合，它在继承充填法优点的同时，兼具 空场法高产能、集中强化作业和作业环境安全等优 点，是目前生产效率最高的充填采矿法，代表了大规 模高效率绿色清洁采矿的发展方向。 

１? ３ 连续开采充填采矿法 

    地下金属矿采场空区的暴露面积达到临界值时， 容易失稳垮塌，因此不同采矿方法采取了不同措施限 制采场空区的暴露面积。 例如，阶段空场嗣后充填采 矿法将矿体划分为连续的矿房，隔一采一，逐次回采 充填，从而限制采场空区的暴露面积。 水平上向／ 下 向分层充填采矿法将采场内矿体划分为不同分层，逐 次回采、充填每一分层，限制采场空区的暴露面积。 这 ２ 种方法的共同特点是，在每个开采循环中，充填 工序必须滞后于回采、出矿工序，下一开采循环需等 待充填体养护完成后才能进行，因此开采工序间的等 待时间提高了生产管理难度、降低了开采效率。 为 此，近年来有学者提出了“同步充填”的连续开采充

填采矿法，其基本理念是在采空区空间未全部释放的 情况下，将部分采空区先行作为临时转换空间，将充 填工序提前移至出矿工序环节同步实施［８］ 。 

    长矿房连续开采干式充填采矿法（加拿大称为 Ａｖｏｃａ 采矿法，图 ３）是解决急倾斜中厚矿体高效连续 开采的采矿方法［９］ 。 该方法主要采用分段开拓和分 段采准切割，开采时从分段一端向另一端线性推进， 铲运机连续出矿，并对形成的采场空区连续干式充 填。 因为采场空区被及时充填，暴露面积较小，故单 个采场长度没有限制，相对于阶段空场嗣后充填采矿 法中采空区暴露面积大、暴露时间长具有显著的采场 安全管理优势。 对于中厚矿体，不同阶段的采场可同 时开展开拓、采准、切割、回采等工序，这种采矿方法 能达到可观的生产能力［１０］ 。 国内青龙沟金矿采用了 修正的 Ａｖｏｃａ 采矿法，如图 ４ 所示，将充填工序作业 面与回采工序工作面密切衔接，使采场完全处于连续 充填状态，生产能力可达 ３０７ ｔ ／ ｄ，矿石损失率 ９．６％， 矿石贫化率 ７．５％，相较于类似矿体赋存条件的李楼 铁矿采用空场嗣后充填采矿法具有较明显的技术经 济优势［７，９］ 。

   针对破碎矿体，目前国内外矿山通常应用下向分 层／ 进路胶结充填采矿法开采，其采矿效率低、生产成 本高、安全管理难度大。 北京矿冶研究总院通过变革 现有采矿工艺，提出下行式中深孔分段连续充填采矿 法，变分层进路采矿为高分段采矿工艺，能够减少采 准工程量，提高单个采场生产效率，降低采矿作业成 本。 图 ５ 为喀拉通克铜镍矿的下行式高分段连续采 矿法，成功应用后，盘区生产能力由 １６４．２７ ｔ ／ ｄ 提升 至 ４２３．２１ ｔ ／ ｄ，生产成本由 １０８ 元／ ｔ 降至 ５０ 元／ ｔ，经 济效益显著。

１? ４ 降低充填采矿成本的方法 

   充填采矿法主要依靠充填体提供的支撑作用开 展安全、高效的回采工序，这要求充填体具有一定强 度以发挥不同充填采矿法所需的人机行走、自立支撑 和高强护顶等功能［１１］ 。 为满足充填体的强度需求， 国内外矿山往往向充填料浆内添加水泥等胶凝材料， 导致地下矿山胶结充填对胶凝材料消耗量巨大，使得 

胶凝材 料 成 本 占 矿 山 充 填 作 业 总 成 本 的 ７０％ ～ ８０％［５］ 。 这是由于国内一些矿山对充填体的强度需 求设计不合理，为维护采场安全，增加水泥单耗，使 得充填体强度需求设计趋于保守。 另外，水泥等胶凝 材料价格较高、矿山采用的采矿方法不恰当也导致了 胶凝材料成本占比较大。 因此，科学优化设计充填体 强度需求、开发应用低廉的胶凝材料和合理采用高效 率的采矿方法是降低充填采矿成本的主要途径。   

  （１）科学优化设计采场充填体强度，合理降低胶 结充填的水泥单耗。 加拿大、澳大利亚等国外矿业发 达国家，非常重视矿山充填体力学的基础理论和方法 研究。 他们从充填体的应力分析着手，采用模型试 验、解析分析或数值计算等手段， 建立了以经典 Ｍｉｔｃｈｅｌｌ 法为代表的充填体力学分析与强度需求计算 方法，形成了矿山充填体力学研究的理论基础。 北京 矿冶研究总院刘光生［５］ 提出了前壁揭露－后壁受压 胶结充填体强度需求的三维解析模型及计算方法。 遵循“应力分析为先、强度优化计算并行” 的胶结充 填体强度需求优化设计原则，基于充填体的用途及功 能，合理优化设计采场胶结充填体强度空间分布，譬 如，对于阶段空场嗣后充填采场的胶结充填体应重点 关注过封闭门之前的充填体设计强度［１２］ ，确定充填 料浆内胶凝材料添加量，进而降低充填采矿成本［５］ 。 

  （２）寻找替代水泥的新型充填胶凝材料。 开发应用低廉的充填用胶凝材料以部分替代水泥是降低 胶结 充 填 成 本 的 有 效 途 径。 粉 煤 灰 和 有 色 冶 金 渣（铜渣、镍渣、铅锌渣等）含有硅酸盐、铝酸盐和铁 铝酸盐等矿物成分，如图 ６ 所示，在机械激发、化学激 发、热活化激发和物相重构等激发作用下，能活化生 成 Ｃ－Ｓ－Ｈ 凝胶，因此具备制作低廉充填用胶凝材料 的潜力和可行性［１３］ 。 现有研究表明［１４］ ，向普通硅酸 盐水泥中掺入粉煤灰和有色冶金渣能延缓尾砂充填体 的早期强度发展，且提高掺量会进一步影响强度发展， 但随养护龄期增加，这种不利影响逐渐减弱，并且适 量掺入粉煤灰能提高尾砂充填体的长期强度。 另外， 也有研究表明［１５］ 采用铜渣作为矿物掺合料取代水泥 制备尾砂料浆，可提高充填体抵抗硫酸盐侵蚀的能 力，减少高硫尾砂充填体长期强度损失。 所以，基于 尾砂的化学性质和矿物组成，适量掺入粉煤灰和有色 冶金渣是实现开发利用低廉充填用胶凝材料的有效 方法，如图 ７ 所示，可为胶结充填采矿成本优化提供重要支持。

（３）应用高效率的采矿工艺。 针对矿体赋存条 件，变革矿山已有采矿工艺，采用高效率的采矿方法 也能够降低充填采矿成本。 例如，对于破碎矿体，变 分层进路采矿为高分段采矿工艺，可以减少采准工程 量，提高单采场生产能力，降低充填采矿成本。 针对 特定的充填采矿法，可通过调整采场结构参数降低胶 结充填成本。 例如，可减小空场嗣后充填采矿法一步 骤胶结充填采场的长度或宽度、增大二步骤非胶结充 填采场的长度和宽度，实现降低胶结充填成本。

２ 金属矿固废充填工艺研究进展 

２? １ 矿山充填工艺演变发展 

  矿山充填工艺技术是金属矿充填采矿技术的核 心要素，其一直困扰甚至制约着早期充填采矿法的发 展应用及推广，直到 １９５７ 年，分级尾砂加硅酸盐水泥 的胶结充填在加拿大鹰桥公司哈迪镍矿成功应用，胶 结充填工艺第 １ 次应用到生产阶段，这促使了充填采 矿法在这一时期得到迅速发展。

   矿山充填工艺由相对落后的干式充填工艺发展 到使用水泥作为胶凝材料的胶结充填工艺后，主要经 历了 ４ 个发展阶段。 ① 分级尾砂充填工艺：１９６５ 年， 冶金部从瑞典引进了分级尾砂充填技术并在铜陵有 色凤凰山铜矿试验成功，这是我国第 １ 次采用尾砂充 填，后续又逐渐发展了卧式砂仓分级尾砂充填工 艺［１］ ；② 低成本胶结充填工艺：１９７７ 年澳大利亚芒 特艾萨矿与新南威尔士大学合作开发出采用炉渣作 为辅助胶凝剂的低成本胶结充填工艺；③ 高浓度胶 结充填工艺：２０ 世纪 ８０ 年代开始，我国开始发展高 浓度砂浆充填、块石水泥浆胶结充填工艺技术，而在 同一时期，加拿大正在发展基于立式砂仓的高浓度尾 砂胶结充填，澳大利亚正在发展低成本的废石尾砂胶 结充填工艺［１６］ ；④ 膏体充填工艺：２０ 世纪 ８０ 年代 末，德国率先在巴德格隆德铅锌矿建成了全球第 １ 个 膏体充填矿山；１９９４ 年，我国在金川二矿区建成了第1套膏体充填工艺系统，相继又在铜绿山铜矿、会泽 铅锌矿建成了全尾砂膏体充填系统［１７］ ，如图 ８ 所示； ２０００ 年以后，尾砂高浓度胶结充填和膏体胶结充填 两大工艺模式主导了我国金属矿山的充填，在此基 础上也演生出了新的充填工艺技术，譬如北京矿冶 研究总院研发的基于立式砂仓的尾砂优选组合膏 体充填工艺、立式砂仓＋深锥浓密机组合的膏体充 填工艺等，已分别成功应用于安庆铜矿和西藏甲玛 铜多金属矿

２? ２ 充填料浆制备工艺技术 

  金属矿山充填工艺仍以尾砂充填为主，主要分为 尾砂高浓度充填、尾砂膏体充填、废石尾砂膏体充填 等工艺。 分级尾砂充填仍是目前应用较广的充填工艺技 术之一，以自流输送为主。 分级尾砂充填采用旋流分 级与立式砂仓水力联合造浆技术，其制备充填料浆质 量分数为 ６５％ ～ ７２％。 分级尾砂高浓度造浆一般采 用立式砂仓制备系统，传统工艺存在尾砂在仓内板 结，放砂浓度波动大，尾砂浆降低等问题，导致采场胶 结充填离析严重，充填体质量差。 ２０１２ 年，北京矿冶 研究总院郭利杰等［１８］ 提出立式砂仓尾砂风水两级分 时绕壁造浆工艺技术（图 ９），实现了分级尾砂高浓度 充填料浆稳定制备。 ２０１４ 年，北京矿冶研究总院［１９］ 发展了基于选矿流程的尾矿优选组合高浓度充填技 术（图 １０），采用矿山选矿分级尾砂和溢流细砂分别 浓缩，再按比例优化组合，改造成级配良好、充填质量 稳定的高浓度充填。 该技术不仅有效改善了充填质 量，而且能解决了矿山分级尾砂充填尾砂不足的   

 尾砂膏体充填料浆是一种不离析具有良好稳定 的塑性和流动性的充填料浆，由于充填骨料来源广 泛，材料特性变化大，质量分数等单一指标难以量化 定义膏体。 目前，国际上主要以屈服应力来定量评价 膏体，认为料浆的屈服应力大于（２００±２５） Ｐａ 时，可 以视为膏体［１６，２０］ 。 膏体尾砂料浆一般采用深锥浓密 机（图 １１）、压滤机／ 过滤机等脱水设备制备工艺。 尾 矿级配是影响充填质量的决定性因素，随着选矿工艺 技术的进步，金属矿选矿尾砂的粒度越来越细，导致尾砂沉降浓度效果差，不易制备成稳定的膏体。 加拿 大高达咨询公司的 Ｃｈｒｉｓ Ｌｅｅ 提出了不同级配尾砂先 旋流分级，再采用不同高效浓缩脱水的组合方式制备 膏体（图 １２），这种方式实现了细尾砂膏体的稳定高 效制备

２? ３ 充填料浆输送工艺技术 

   充填料浆输送是充填工艺的主要环节之一，其实 质是以水作为输送介质，将充填骨料和胶凝材料等固 体物料输送至井下［１］ 。 充填料浆管道输送具有运输 物料成分复杂、骨料粒径和料浆浓度变化大、持续时 间短、高落差及管道磨损严重等特点，主要分为自流 输送、泵压输送和混合输送 ３ 种方式［２１］ 。 自流输送 是利用自身的重力势能克服管道摩擦阻力，具有经济 环保的优点，通常采用充填倍线参数判断是否符合自 流输送，根据 ＧＢ ５０７７１—２０１２《有色金属采矿设计规 范》，分级界限为 ３ ｍｍ 骨料充填倍线不宜大于 ５，尾 砂胶结充填倍线不宜大于 ８，北京矿冶研究总院李宗楠 等［２２］ 提出通过优化局部管线的可输送性实现大倍线 自流输送工艺。 泵送充填工艺借鉴于混凝土泵送的 经验，具有浓度高、稳定性好等优点，但对充填料浆的 质量要求较高，泵送中不得产生离析现象。 管道沿程 阻力计算是设计和优化充填料浆输送参数和管道布 置的关键工作。 水砂充填或分级尾砂充填的管道沿 程阻力计算模型多是在固－液两相流理论基础上发 展的，主要经验公式有杜兰德公式、金川公式、苏联煤 炭科学研究院公式等，且需要计算充填料浆的临界流 速，相应的经验公式有 Ｂ．Ｃ．克诺罗兹公式、刘德忠公 式和尤芬公式等。 膏体的管道沿程阻力较复杂，相关 学者从流变学理论开展了实验研究及理论分析，主要 体现在考虑管道避免滑移效应和触变性等方面［２３］ ， 目前膏体充填的管道沿程阻力主要采用白金汉公式 计算或开展环管试验测试［２４］ 。 借鉴混凝土行业，减 水剂、泵送剂等添加剂也逐渐被添加到充填料浆中用 以降低管道沿程阻力［２５］ 。   

    膏体充填料浆黏度高、阻 力大，通常采用泵送方式，国内外的膏体工业泵主要 是往复式柱塞泵，可分为活塞泵和隔膜泵 ２ 种，其中 活塞泵又分为 Ｓ 摆阀泵和锥阀泵 ２ 个系列。 在矿山 充填领域，德国、荷兰等国输送泵的制造技术已趋于 成熟， 形 成 一 系 列 成 熟 的 产 品， 譬 如 ＰＭ 公 司 的 ＫＯＳ、ＨＳＰ 系列泵、 Ｓｃｈｗｉｎｇ 公司的 ＫＳＰ 系列泵以 及 Ｇｅｈｏ 公司的 ＤＨＴ 系列泵，国内厂商目前也制造出 类似的产品，如飞翼公司的 ＨＧＢＳ 系列泵。 充填料浆输送处于长距离、高落差的工况条件， 堵管、钻孔堵塞、爆管和管道磨损等故障问题的发生 严重影响充填的运行。 为解决上述问题，目前主要从 充填管道材质、充填管道设计优化和监测预警等方面 进行优化。 金属矿山充填中按照管道的位置，钻孔套 管多采用双金属复合管或厚壁低合金钢管，井下水平 充填管道一般采用 １６Ｍｎ 钢管、陶瓷内衬复合管和高 分子内衬复合管等，辅助充填管道采用塑料管或钢编 复合管。 充填管道设计优化包括优化充填管道参数， 提高充填钻孔施工质量，优化充填管网以使不同区段 的充填倍线均处于合理的范围内，增加如减压池、阻 尼节流孔、缓冲盒等减压辅助设施。 建立监测与预警 系统对充填料浆输送进行实时监测是预防和及时处 理充填故障的有效手段，如北京矿冶研究总院郭利杰 教授研发的充填管道巡监智能机器人（图 １３（ ａ））。 借鉴油、气行业的 ＳＣＡＤＡ 系统，目前国内外部分矿山也率先建立管道监测与预警系统以预防充填故障的发 生，管道监测与预警系统［２６］ 是指在充填管道已发生故 障的关键位置安装压力计、流量计、温度计等进行实时 监测（图 １３（ｂ）），具备数据储存和分析功能，对充填输 送异常情况及时报警。 国外矿山管道监测系统也采用 电阻层析成像（ＥＲＴ）技术和超声波测厚仪对井下充填 管网进行检测（图 １３（ｃ），（ｄ））。

图 １３ 充填管道监测与预警技术 

Ｆｉｇ．１３ Ｐｉｐｅｌｉｎｅ ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ ａｎｄ ｗａｒｎｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ 

   深井开采是金属矿山 ２１ 世纪的重要发展趋势之 一，深井充填料浆管道输送具有高垂深、低倍线、长距 离的特点，对输送工艺提出更高的要求。 充填管道输 送工艺的发展不仅要适应矿山开采工艺的变化，而且 要在膏体的管输阻力计算、剩余压头处理、管道监测 与预警系统等方面开展深入的研究 

２? ４ 充填采场封闭技术及装置 。 

   充填挡墙作为充填采场封闭的重要安全支撑构 筑物开始出现，最初以简易的木结构支撑形式为 主［２７］ ，伴随着采矿工艺和规模的发展和完善，地下金 属矿山充填挡墙的结构和形式先后经历了木结构、钢 筋混凝土结构、砖结构、钢结构等多种形式［２８－２９］ 。 目 前，国内外地下金属矿山充填挡墙主要可以分为钢筋 混凝土挡墙、混凝土砌块挡墙和钢木结构作为支撑的 柔性挡墙。 挡墙的结构和形式与充填采矿工艺密切 相关，钢筋混凝土挡墙承载能力大，普适性强，在各类 充填工艺条件下均有使用，但其工程造价相对高 昂［３０］ ，如图 １４（ａ）所示；混凝土砌块（如混凝土预制 砖，图 １４（ｂ））和柔性封闭挡墙适宜承载需求较低的 进路式充填采矿工艺［３１］ ；除传统的混凝土挡墙、砖挡 墙和柔性挡墙以外，近年来，随着人们对充填采场力 学特征的认识逐步深化，出现了一些绿色、低成本的 充填采场封闭技术，如采用可拆卸、可循环使用的金 属构件装配式挡墙，该类挡墙的主要受力构件为弧形 钢梁，采用装配式部件，可拆卸循环使用，大幅降低了 充填采场封闭成本，在我国安庆铜矿、新疆伊犁阿希 金矿等矿山应用［３２－３３］ ，如图 １４（ｃ）所示。

    充填采场封闭结构形式的选择需要考虑充填质 量、充填力学、制作工艺与成本等多种因素，其中，尤 以挡墙受力特征 研究表明［３４－３５］ 、采场脱水为重点。 ＨＵＧＨＥＳ 等的 ，充填挡墙上的荷载特征与浆体的形 态有很大的关系，采用极限平衡理论计算的墙体压力 与极限滑裂面的选择存在很大的关系，如墙上荷载在 良好的排水条件或较好的工艺水平下实现快速固结 硬化，则墙上的实测应力较理论值小很多，随着人们 对充填体的认识加深，考虑采场拱效应下的力学模型 得以提出，考虑拱效应后，挡墙上的作用力将不再是 高度的线性关系。 ＹＡＮＧ 等［３６］ 认为传统的拱效应作 用在充填初期的力学作用并不明显，只有在充填料浆 固化成型的后期才有明显显现，因此提出了一种剪切 屈服诱导拱效应的力学模型来描述挡墙上的短期荷 载。 从传统的简化模型到根据工况特点而提出的精 细化力学思路，研究成果丰富了人们对充填挡墙的认 识，如 ＬＵ 等［３０］ 介绍了一种新型的轻质挡墙，在承载 能力和 工 程 造 浆 方 面 具 有 很 大 的 优 势； ＢＥＲＮＤＴ 等［３１］ 介绍了一种透水砖墙的挡墙，在实现采场脱水 和保障充填采场承载能力方面具有重要作用。 随着地下矿山充填采矿规模的不断扩大，对安全 高效、绿色、低成本采场封闭技术提出了新的更高要求，主要体现在充填挡墙的结构设计与充填工艺的精 准匹配，高效率、低成本的构筑新方法以及挡墙荷载 的精准测量与安全监测等方面，未来，更安全、低成 本、可监测势必成为地下矿山充填采场封闭技术的主 要发展方向 

２? ５ 充填采 。 

  场脱水工艺技术 采场充填的理想状态是无脱水，但因充填料浆采 用水作为输送介质，除胶凝材料水化反应及充填体孔 隙内存留部分水外，一些水仍要从采场滤出。 当充填 料浆高度未超过挡墙时，充填料浆泌出水主要通过透 水挡墙渗透或溢流脱出。 当充填料浆高度超过挡墙 时，需通过架设在采场内的脱水设施将充填料浆泌出 水脱出，以保证充填体的质量和接顶率。 随着矿山充 填的不断实践与探索，充填脱水工艺技术也不断更 新。 借助重力使水自由脱出的脱水工艺有泄水井、滤 水井、脱水笼等脱水构筑物以及波纹管、塑料盲沟等 脱水材料，重力脱水工艺一般都需要在增加过滤层以 防止充填材料的流失，过滤材料有土工布、麻布、尼龙 滤布等［２１－２２，３７］ ，如图 １５ 所示。 特殊脱水工艺有电渗 脱水、机械脱水和负压强制脱水等方式［３８－４０］ 。

  采场的脱水工艺与采矿方法相关，对于阶段或分 段空场嗣后充填采场通常是在出矿进路内或分段进 路内设置滤水墙，并在空场内悬挂波纹管等脱水，如 安庆铜矿［４１］ 、草楼铁矿等。 上向水平分层充填采场 一般采用构筑滤水井或设置金属脱水笼等脱水，随着 分层回采逐层进行架设，如三山岛金矿、红透山铜矿、 尹格庄金矿等。 下向进路充填采场通常联合使用导 流管和脱水管等脱水，导流管导出进路顶部多余的水 分，充填料浆内的水通过脱水管滤出到挡墙外，如喀 拉通克铜镍矿、金川二矿区等。

   近些年，国内外相关学者提出一些新的脱水工 艺，如北京科技大学张爱卿等［４２］ 提出基于仿生学的 根系状新型脱水管，加拿大蒙特利尔工学院 ＬＩ ［４３］ 提 出的 Ｗｉｃｋ Ｄｒａｉｎｓ 排水带，北京矿冶研究总院陈鑫政 等［４４］ 提出的全断面柔性脱水管，如图 １６ 所示。 

图 １６ 新型采场脱水工艺

Ｆｉｇ．１６ Ｎｅｗ ｄｅｗａｔｅｒｉｎｇ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ ａｐｐｌｉｅｄ ｉｎ ｍｉｎｅ ｓｔｏｐｅｓ 

３ 矿山充填体力学研究进展 

３? １ 尾砂充填体的非均质特性研究 

尾砂充填料浆充入采场后，悬浮物料可能发生沉 降分离，导致了料浆离析，将使得充填体表现出非均 质性。 探明充填体非均质性特征，将能更好地指导充 填设计。 目前常见的充填体非均质性研究方式为利用充 填料浆溜槽试验模拟料浆流动离析过程，测试分析充 填体非均质性。 卢宏建等［４５］ 利用该方法测试并论证 了溜槽试验中充填物料分布的非均质性，并通过充填 体取样测试，探明了沿料浆流动方向充填体强度离散 分布规律。 史采星等［４６］ 利用溜槽试验，如图 １７ 所 示，研究发现沿料浆流动方向，近端粗骨料颗粒聚集， 远端则以细骨料分布为主。 吴爱祥等［４７］ 测试研究了 不同级配全尾砂制备的废石膏体充填料浆中粗骨料 离散分布情况，如图 １８ 所示，并以粗骨料在充填体不 同区域中的占比含量标准差定义了废石尾砂膏体料

浆的离析度，探究了颗粒粒级组成对膏体充填体离析 度的影响。 

   除骨料颗粒的不均匀分布外，影响充填的另一关 键因素为胶结充填体中水泥含量的非均质性。 许文 远等［４８］ 研究得出沿料浆流动方向，水泥含量呈先减 小后 增 大 的 方 式 分 布。 彭 啸 鹏 等［４９］ 利 用 基 于 ＥＤＴＡ－二钠滴定的胶结充填体水泥含量测试法分析 了沿料浆沉降方向充填体中水泥含量的非均质性，并 证实了充填体不同区域水泥含量的差异可达数倍 以上。 

   充填骨料与水泥含量分布的非均质性将直接导 致采场充填体各项性质的非均质性。 ＴＨＯＭＰＳＯＮ 等［５０］ 通过采场原位取样测试，分析论证了原位充填 体养护形成过程中，内部的渗透性、孔隙水压力以及 保 水 性 等 均 存 在 非 均 质 性。 ＤＡＬＩＲＩ 等［５１］ 与 ＧＨＩＲＩＡＮ 等［５２］ 则通过采场相似模型试验的方式（图 １９）研究分析了不同区域及不同充填高度尾砂胶结 充填体的孔隙率、保水率与渗透性等的非均质特性， 并指出沿充填料浆沉降方向，底部区域通常保水率 高，顶部低，而渗透性则顶部高于底部。 上述充填物料及充填体性质的非均质性将直接 导致充填体强度非均质性。 目前基于国内外各矿山

图 １９ 充填料浆竖向沉降离析过程模拟试验装置［５２］ 

Ｆｉｇ．１９ Ｐｙｓｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｔｅｓｔ ｏｆ ｓｅｔｔｌｅｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｅｇｒｅｇａｔｉｏｎ ｏｎ ｂａｃｋｆｉｌｌ ｓｌｕｒｒｙ

［５２］ 的原位充填体取心测试研究，已经证实了沿采场流动 方向，充填体强度往往呈先减小后增大再减小的倒 “Ｓ”型分布［５３］ ，如图 ２０ 所示。 魏晓明等［５４］ 从水泥分 布的非均质性以及充填料浆的自重角度，对强度非均 质性进行了分析。 李文臣等［５５］ 从充填体孔隙结构的 非均质特征方面，对胶结充填体强度非均质性进行了 解释，认为孔隙率与孔隙孔径的分布情况均将影响充 填体强度。 彭啸鹏等［５６］ 通过测试充填体水泥用量与 孔隙率非均质性，如图 ２１ 所示，解释了强度影响因素 变化导致充填体强度非均质性的机理。 

图 ２０ 原位采场充填体强度呈倒“Ｓ”型分布 

Ｆｉｇ．２０ Ｉｎｖｅｒｔ “Ｓ” ｔｙｐｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｕｎｃｏｎｆｉｅｄ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｔｈｅ ｆｉｅｌｄ ｓａｍｐｌｅｓ 

  充填体非均质性特征是充填料浆流动沉积与物 料离析分离的结果［５７］ ，为更为准确地预测并评估该 非均质特征，后续仍有必要深入研究尾砂充填料浆颗 粒沉降特性。

３? ２ 尾砂充填料浆固结力学特性 

   近年来，矿山逐渐采用全尾砂充填。 全尾砂细颗 粒含量高、渗透性差，在采场中难以快速脱水固结。 对于阶段空场嗣后充填采矿法的大尺寸采场，料浆内 孔隙水渗流路径长，长期难以消散的孔隙水压力导致 充填挡墙承受料浆施加的巨大侧向推力，使得全尾砂 料浆充填的问题更加凸显。 充填挡墙垮塌事故经常 见诸报道，这固然与采场充填方案制定不合理、充填 挡墙设计不安全有关，但本质原因是对尾砂充填料浆 固结过程中的力学行为认识不足。

   目前，针对尾砂料浆固结过程中的力学行为，国 内外学者采用解析计算、数值模拟、物理模型试验和 现场原位监测等手段开展了一系列研究。

   为准确计算评估尾砂充填料浆自重固结阶段不 同时刻的孔隙水压力和总应力，国内外学者基于土力 学领域的 ＧＩＢＳＯＮ［５８］ 一维自重固结解析计算模型，提 出可用于描述充填料浆固结过程的理论模型，模拟计 算采场充填料浆固结阶段孔隙水压力和总应力随时 间的演化过程［５９－６０］ ，进而为制定采场充填方案、设计 充填挡墙承载能力提供参考。

   借助数值模拟软件，例如 ＦＬＡＣ３Ｄ、 ＳＩＧＭＡ／ Ｗ、 Ｐｌａｘｉｓ２Ｄ、ＡＢＡＱＵＳ 和 ＣＯＭＳＯＬ，许多学者模拟了采场 的实际充填过程和料浆自重固结过程，探究了充填料 浆的物理力学性质（ 弹性模量、泊松比、内摩擦角 等）、水力学性质（渗透系数、饱和度）、采场渗流边界 条件和力学边界条件、充填速率、采场几何尺寸［６１－６２］ 和胶凝材料含量［２９，６３］ 等因素料浆自重固结阶段孔隙 水压力和总应力演化规律的影响。 

    ＷＩＣＫＬＡＮＤ 等［６４］ 开展物理模型试验研究了废 石尾砂混合充填料浆自重固结阶段的孔隙水压力和 下沉 量， ＢＥＬＥＭ［６５］ 、 ＡＢＤＵＬＨＵＳＳＡＩＮ 和 ＧＨＩＲＩＡＮ 等［６６］ 也先后进行了膏体充填料浆的自重固结物理模 型试验，如图 ２２ 所示，分析了料浆的孔隙水压力、基 质吸力、下沉量、排出水量、温度、孔隙率、饱和度等随 时间的变化，并探究了胶凝材料含量和类型对固结过 程的影响。

图 ２２ Ｂｅｌｅｍ 开展尾砂充填料浆固结试验所用的物理模型

Ｆｉｇ．２２ Ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｂｅｌｅｍ’ｓ ｐｈｙｓｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｕｓｅｄ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｂａｋｃｆｉｌｌ ｓｌｕｒｒｙ 

 此外， ＢＥＬＥＭ、 ＴＨＯＭＰＳＯＮ［４９］ 、 ＧＲＡＢＩＮＳＫＹ 以 及 ＤＯＨＥＲＴＹ 等还开展了现场原位监测试验，研究采 场充填料浆自重固结阶段孔隙水压  力和总应力演化 过程，为解析计算和数值模拟结果的可靠性验证提供 了重要数据支撑。   

 尾砂料浆经过固结过程从液态过渡到具有承载能力的固态，研究固结行为能够为设计充填挡墙承载 能力提供指导

３? ３ 传统的采 。 

  场充填体强度解析方法 阶段空场嗣后充填法代表了大规模高效率绿色 清洁采矿的发展方向。 但该采矿方法中一步骤采场 胶结充填体的胶结充填成本占充填总成本 ７０％ 以 上，如何在开采过程中确保胶结充填体侧向揭露稳定 性的同时优化控制其胶结充填成本，是制约安全经济 高效充填采矿的瓶颈问题。 在加拿大、澳大利亚等国 外矿业发达国家，从采场充填体应力分析着手，建立 了以 Ｍｉｔｃｈｅｌｌ 法为代表的阶段空场嗣后充填体的力 学分析与强度设计理论和方法，并在国外矿山广泛采 用，极大促进了国外充填体力学及充填采矿技术 发展。 

   ２０ 世纪 ８０ 年代，国外充填采矿研究人员主要借 鉴土力学的上覆层自重应力（σｃ≥γＨ）或侧向暴露的 边坡模型（σｃ≥γＨ／ ２）进行采场充填体应力和强度需 求度设计（其中，σｃ为侧向揭露胶结充填体自立所需 的单轴抗压强度，γ 为充填体容重，Ｈ 为充填体侧向 揭露面高度）［６７］ 。 但上述 ２ 种方法均未考虑采场充 填体受围岩夹制作用及其三维应力状态等因素，导致 充填体设计强度过于保守，充填成本过高。 在此基 础上，ＭＩＴＣＨＥＬＬ 等［６８］ 通过开展一系列单侧揭露充 填体的室内物理模型试验，研究提出了用于侧向揭 露充填体强度需求计算的三维楔形滑动解析模型 及方法，该方法考虑了采场充填体的三维破坏模式 和力学行为，合理降低了充填体强度设计指标，在 加拿大等众多充填法矿山成功应用，具有重要的历 史意义。 

    图 ２３ 为 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 等根据室内物理模型试验中 不同尺寸和强度的单侧暴露充填体滑动破坏情况，构 建的三维极限平衡解析模型，该模型中假设采场充填 体沿贯穿至充填体后壁的潜在平面发生滑动破坏，且 假设采场充填体两侧壁与采场围岩接触面上仅考虑 黏聚力而忽略侧壁接触面的内摩擦角，充填体后壁与 采场围岩接触面上的黏聚力和内摩擦角均假设为 ０， 由此得出了侧向揭露胶结充填体强度需求与其安全 系数的解析公式（式（１））

式中，ＦＳ为侧向揭露充填体安全系数；Ｌ 为充填体暴 露面长度，ｍ；Ｂ 为充填体的宽度，ｍ；Ｈ∗ 为充填体的 潜在滑动楔形体的等效高度，ｍ，Ｈ∗ ＝ Ｈ－（Ｂｔａｎ α） ／ ２；γ 为胶结充填体的容重，ｋＮ／ ｍ３ ；Ｍ 为充填体黏聚 力 ｃ 与充填体单轴抗压强度 σｃ的比值（Ｍ ＝ ｃ／ σｃ）；ϕ 为充填体的内摩擦角，（°）；α 为潜在滑动面与水平面 的夹角，（°），α ＝ 触面的黏聚力 ｃ ４５°＋ϕ／ ２；ｒｓ为侧壁围岩与充填体接 ｓ 与充填体黏聚力 ｃ 的比值 （ ｒｓ ＝ ｃｓ ／ ｃ），ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法假设 ｒｓ ＝ １。 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 等根据物理模型中充填体状态分析， 进一步假设充填体内摩擦角 ϕ ＝ ０，Ｍ ＝ ０．５（即 σｃ ＝ ２ｃ），ｒｓ ＝ １（即 ｃｓ ＝ ｃ），且假设 Ｈ≫Ｂ 使得 Ｈ∗ ≈Ｈ。 此 时，在安全系数 ＦＳ ＝ １ 的极限平衡状态下，得到了简 化的经典 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法，如式（２）所示。 σｃ ＝ γＨ １ ＋ Ｈ／ Ｌ （２） 该简化的经典 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法在国内外充填采矿 领域的工业界和学术界得到了广泛应用，为侧向揭露 充 填 体 的 强 度 需 求 计 算 奠 定 了 基 础。 但 是， ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法存在较多假设条件，虽然该方法与物理 模型试验结果吻合度较好，一些假设条件却无法与实 际情况匹配，如 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法认为充填体内摩擦角 

图 ２３ 侧向揭露胶结充填体强度需求模型 示意（加拿大 Ｍｉｔｃｈｅｌｌ 法）

Ｆｉｇ．２３ Ｉｌｌｕｓｔｒａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｃｅｍｅｎｔｅｄ ｂａｃｋｆｉｌｌ ｗｉｔｈ ｌａｔｅｒａｌ ｅｘｐｏｓｕｒｅ （Ｍｉｔｃｈｅｌｌ’ｓ ｍｅｔｈｏｄ） 为 ０ 等。

  虽然 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 法存在一定限制条件，但 该模型为后期侧向揭露充填体强度计算方法发展奠 定了坚实基础［６９］ 。

３? ４ 改进的采场充填体强度需求计算与设计方法    

  在阶段空场嗣后充填采矿法中，采场充填体的应 力分布是侧向揭露条件下充填体强度需求计算及其 稳定性分析的力学基础，国际国内学者对采场中充填 体的应力成拱作用进行了系列探索研究［７０－７４］ 。 正是 由于充填体应力和强度需求解析方法的便捷性，研究 人员不断改进发展了采场充填体应力及强度需求的 解析模型，使其快速应用于指导矿山充填强度设计。 在 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 原始模型基础上，ＺＯＵ 和 ＮＡＤＡ⁃ ＲＡＪＡＨ［７５］ 考 虑 了 采 场 充 填 体 顶 部 荷 载、 ＤＩＲＩＧＥ 等［７６］ 考虑了采场充填体倾斜角度影响，分别改进了 充填 体 强 度 需 求 解 析 计 算 方 法， 但 其 仍 沿 用 了 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 原始模型的全部假设条件。 加拿大 ＬＩ 等［７７］ 系统结合了采场充填体应力分布特征和各向力 学边界的研究基础，逐步克服 ＭＩＴＣＨＥＬＬ 原始模型 中的假设条件限定，考虑实际采场充填体的分层现 象、充填体与采场侧壁围岩摩擦作用等，对充填体强 度需求的计算理论与方法进行了拓展。 

    然而，之前的充填体强度修正解析模型，主要针 对单个孤立采场的侧向揭露胶结充填体，未考虑阶段 空场嗣后充填法的实际采充过程中相邻采场充填体 及其与采场围岩的力学接触影响（图 ２４（ ａ）），充填 体强度需求设计理论方法仍不成熟完善。 对此，刘光 生等［７８］ 基于两步骤阶段空场嗣后充填法的实际采充 时序，重点考虑二步骤采场非胶结充填体对相邻一步 骤采场胶结充填体的侧压力作用，提出了前壁揭露－ 后壁受压胶结充填体强度需求的三维解析模型及计 算方法，并通过极限平衡状态下充填体强度需求的数 值模拟解和解析结果对比验证，确定了充填体潜在滑 动面角度 α＝ ４５°＋ϕ／ ２、充填体与侧壁围岩摩擦力夹 角 β ＝ ４５°－ϕ／ ２ 时，一步骤采场胶结充填体强度需求 的数值模拟和解析计算结果吻合度最好［７９］ 。 该充填 体强度需求计算方法已成功应用于三山岛金矿、草楼 铁矿和喀拉通克铜镍矿等矿山的充填体强度设计。

图 ２４ 两步骤阶段空场嗣后充填法中充填体与围岩空间关系及其强度解析模型示意 

Ｆｉｇ．２４ Ｓｐａｔｉａｌ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｂａｃｋｆｉｌｌ ａｎｄ ｒｏｃｋｍａｓｓ ａｎｄ ｉｌｌｕｓｔｒａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｒｅｑｕｉｒｅｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｂａｃｋｆｉｌｌ ｏｆ ｔｗｏ⁃ｓｔａｇｅ ｏｐｅｎ ｓｔｏｐｉｎｇ ｗｉｔｈ ｓｕｂｓｅｑｕｅｎｔ ｂａｃｋｆｉｌｌ ｍｉｎｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ 

    在此基础上，如何根据不同矿山不同时期的采场 充填质量控制效果，将强度需求理论值合理转化为匹 配矿山充填技术水平的实际强度需求及配比参数，是 完善地下金属矿充填强度设计的关键环节。 对此，结 合充填配比试样强度和原位取芯试样强度的统计分 析，提出了一种浮动安全系数 ＦＳ的统计计算方法，如 式（３）所示。 ＦＳ ＝ σｐ ／ （ｘ － ２ｗ） （３） 其中，σｐ为某一充填配比参数条件下利用室内配比 试验测得的充填体试样单轴抗压强度 标 准 参 考 值，ＭＰａ；ｘ 为选用同样的充填配比参数时，矿山充填 站制备料浆充入采场并养护至少 ２８ ｄ 后，在原位采 场充填体中钻孔取芯试样的单轴抗压强度数据样 本集的平均值，ＭＰａ；ω 为同样的原位充填体芯样强 度样本的标准差。 式（３）推荐的芯样强度样本平均 值的 ２ 倍标准差范围，可涵盖了 ９５．４５％的样本数据面积，符合矿山充填开采的工程应用意义，是一种 经验性公式。 将不同采场充填体强度需求的理论解析解，与不 同矿山不同时期的浮动安全系数相结合，可得出矿山 当期的充填体实际强度需求，从而确定矿山充填系统 的配比参数值。 将原位采场充填体取芯和芯样强度测试纳入矿 山的日常生产工作任务后，可不断补充矿山充填质量 控制效果的样本数据库，反馈得出矿山不同时期浮动 安全系数，实现矿山采场充填体强度需求的浮动优 化。

    当矿山充填系统稳定性和充填质量控制效果得 到明显改善时，会引起采场充填体芯样强度平均值的 提高和离散度的降低，通过取芯测试和数理统计计算 的浮动安全系数相应降低，矿山充填体实际强度需求 便随之减小，反之，如果充填系统稳定性降低，最终将 反馈至后续实际强度需求设计指标的提高。

３? ５ 采场充填体原位监测方法  

 充填料浆一旦进入采空区后，便开始了“黑箱” 养护阶段，井下采场充填料浆在固结养护过程中，胶 结充 填 体 主 要 受 温 度 场 （ Ｔ）、 渗 流 场 （ Ｈ）、 应 力 场（Ｍ）和化学场（Ｃ）共同作用（图 ２５），影响充填料 浆的流动性以及充填体的稳定性和耐久性［８０］ ，进而 导致采场充填体原位强度分布离散，与设计强度相差 较大，给充填矿山安全生产带来巨大隐患。 因此亟需 对原位充填体（浆） 中的热－水－力－化多场性能参 数（应力、孔隙水压力、基质吸力、电导率、湿度、温度 等）实时采集，进而指导矿山精准设计充填体强度， 科学评价原位充填体的质量，为实现金属矿山原位充 填体透明化工业应用奠定基础［８１］ 。

图 ２５ 膏体充填料浆的多场耦合作用 

Ｆｉｇ．２５ Ｃｏｕｐｌｅｄ ｔｈｅｒｍｏ⁃ｈｙｄｒｏ⁃ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ⁃ｃｈｅｍｉｃａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｐａｓｔｅ ｂａｃｋｆｉｌｌ 

  在胶结充填体多场性能耦合分析方面， ＧＨＩＲＩ⁃ ＡＮ［５２］ 利用试验揭示了胶结充填体的热－水－力－化耦 合作用规律。 ＦＡＬＬ 和 ＮＡＳＩＲ［８２］ 通过对热力学、化 学、力学过程综合分析得出了相关耦合模型，并应用 现场试验数据对模型进行了可靠性验证。 ＬＩＢＯＳ 等［８３］ 发现温度是充填体固化中的重要因素，温度升 高有助于排出充填体中的过量孔隙水并加速胶凝材 料水化反应，提升充填体强度。 在模拟采场环境的胶结充填体力学性能研究方 面，ＦＡＮＧ 和 ＦＡＬＬ 等［８４－８６］ 揭示了原位充填体力学性 能与同配比的实验室标准养护充填体试样力学性能 差异问题。 ＹＩＬＭＡＺ 等［８７－８８］ 设计研发了胶结充填体 加压养护系统，在相同配比情况下，加压养护的充填 体试样强度为标准养护充填体试样强度的 １．２ ～ ２．８ 倍。 ＺＨＡＯ 等［８９］ 进一步阐释了胶结充填体受采场内 应力场作用，内部孔隙率降低，排出多余的孔隙水，促 进了充填体内胶凝材料的水化过程，如图 ２６ 所示。 

图 ２６ 模拟采场环境的胶结充填体宏微观力学试验 

Ｆｉｇ．２６ Ｍａｃｒｏ ａｎｄ ｍｉｃｒｏ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｔｅｓｔ ｕｓｅｄ ｔｏ ｓｉｍｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ｓｔｏｐｅｓ   

    针对 采 场 充 填 体 的 原 位 力 学 性 能 监 测 方 面，ＧＲＡＢＩＮＳＫＹ 等［５０］ 在 Ｃａｙｅｌｉ 矿的 ２ 个采场布置了 原位监测装置，如图 ２７ 所示，揭示了胶结充填体在不 同灰砂比条件下充填速率与内部应力之间的变化规 律。 魏晓明等［９０］ 通过采用自主设计的应力监测系 统，分别对李楼铁矿、甲玛矿和金厂河多金属矿采场 胶结充填体在全时序（充填阶段、养护阶段、承载阶 段）过程中进行实时应力监测，从而获得充填体内部 三向应力的时空演化规律。 

４ 结语与展望 

（１）充填采矿法是实现金属矿绿色开采发展的 重要载体，先进的充填采矿理论与技术创新是促进矿 产资源高效回采与最小环境影响的关键核心，也是降 低矿山采充成本的必由之路。 

（２）大规模高效率智能化连续充填采矿是未来 金属矿地下开采技术的重要发展方向，大直径深孔阶 段空场嗣后充填采矿技术是实现厚大矿体大规模高 效开采的手段，下行式高分段连续充填采矿工艺是实现破碎矿体高效安全回采的变革工艺，也是替代分 层／ 进路充填采矿的创新技术。 

（３）矿山充填工艺是金属矿充填采矿技术的核心 要素，充填系统充填料浆质量浓度的稳定性比充填浓 度本身的高低更重要，稳定可靠简单的工艺流程比复 杂的自动化控制更有效，应加大矿山充填工艺创新。 

（４）高效低成本充填创新产品是助推金属矿山 充填转型发展的动力引擎。 国家应大力发展绿色低 碳充填新技术、新材料与新装备，譬如研发 ２５０ ｍ３ ／ ｈ 以上的超大能力尾矿膏体充填系统，推广应用矿渣胶 凝材料替代普通硅酸盐水泥，使用金属构件装配式充 填挡墙替代传统的混凝土挡墙等。 

（５）金属矿山胶结充填体物理力学基础参数测 试方法及标准不统一，实验室强度与井下采场充填体 原位强度关联模型尚未建立。 应重点发展科学统一 的充填体力学测试方法（譬如 ＢＧＲＩＢ 充填体抗拉强 度试验方法［９１］ ）、构建与采场原位充填体相匹配的强 度模型，同时深入研究不同约束条件的充填体力学与 岩体相互作用模式及相关力学模型，为矿山充填设计 提供科学参考依据。 

（６）目前，我国金属矿山充填采矿技术方面的国 家标准覆盖范围不全，仍存在许多方面缺少标准或指 标未细化、量化等问题。 建议国家相关部门加快健全 完善金属矿山充填采矿技术标准体系，以实现用先进 的标准引领矿山充填行业技术发展。

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湘潭乾坤矿山尾矿充填整体承包方案介绍

尾砂充填系统EPC总承包--机械过滤系统

 

一、膏体充填核心技术：

  膏体配比参数的实验研究和确定，可根据充填目的，优化充填体强度参数，根据流动性能、凝固性能和强度要求，优化灰沙比。

  采矿方法和充填工艺的可行性、充填综合成本的研究，选择合适特性的膏体充填工艺技术方案。

  确定全尾砂脱水方式与装备，膏体搅拌制备方式与装备，膏体输送方式与装备，保证膏体均质和活化。

  确定膏体管道泵送的流变特性、临界流速、阻力损失等核心参数。

  选择合理的控制方式，确保膏体充填系统的连续稳定工作。

  膏体充填系统的调试使所有工艺设备达到设计的最佳工作状态。

三、干堆尾砂工艺流程

四、湿排尾砂工艺流程

五、技术参数

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