史秀志，黃剛海，張舒，周健

(中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙，410083)

礦體由露天轉(zhuǎn)地下開采是目前國內(nèi)部分露天礦面臨的主要技術(shù)問題之一，而且這一問題隨著礦體開采向深部延伸會更為突出。露天轉(zhuǎn)地下開采工藝參數(shù)對地下采礦的安全性及礦產(chǎn)資源的損失量產(chǎn)生直接影響，國內(nèi)外很多學(xué)者在此方面取得了許多研究成果，如：南世卿等[1]采用 RFPA數(shù)值模擬程序分析斷層影響下露天轉(zhuǎn)地下境界礦柱穩(wěn)定性；韓現(xiàn)民等[2]采用數(shù)值模擬技術(shù)分析露天轉(zhuǎn)地下礦山邊坡穩(wěn)定性；田澤軍等[3]研究了露天轉(zhuǎn)地下開采前期關(guān)鍵技術(shù)措施。湖北銅綠山銅鐵礦Ⅰ號礦體原為露天開采，露天坑閉坑后，其下部仍有深部殘礦，礦石儲量約26.15萬t，金屬量Cu為3 280 t，Te為10.13萬t，具有較高的回收價(jià)值。對該殘礦，礦山擬用地下開采方案。由于該殘礦開采環(huán)境極其復(fù)雜，研究空區(qū)圍巖變形及破壞特征對指導(dǎo)礦山露天轉(zhuǎn)地下開采具有重大意義。為此，本文作者針對Ⅰ號礦體露天轉(zhuǎn)地下開采的實(shí)際情況，采用FLAC3D數(shù)值方法模擬各種工藝參數(shù)下的開挖過程，用FLAC3D軟件內(nèi)嵌FISH語言定義巖石剪切破壞判據(jù)值Fs，動(dòng)態(tài)監(jiān)測空區(qū)關(guān)鍵位置的Fs和拉應(yīng)力，以確定境界礦柱破壞原因是剪切破壞還是拉伸破壞；對不破壞的空區(qū)，觀察頂板下沉量及圍巖塑性變形情況，分析圍巖變形特征，以確定合理的采礦工藝參數(shù)，從而為施工設(shè)計(jì)提供依據(jù)和指導(dǎo)。

1 工程概況

銅綠山銅鐵礦是湖北大冶有色金屬公司屬下的一個(gè)大型主體銅金屬礦山，也是全國重點(diǎn)銅基地之一。全礦區(qū)共有12個(gè)礦體，其中主礦體4個(gè)，分別為Ⅰ，Ⅱ，Ⅲ和Ⅳ號礦體，其中：Ⅰ和Ⅱ號礦體為露天開采，Ⅲ和Ⅳ為地下開采。圖1所示為礦山12號勘探線剖面示意圖。

礦山露天南坑開采對象為Ⅰ和Ⅱ號礦體，設(shè)計(jì)開采深度為-185 m，其中Ⅱ號礦體已采完，Ⅰ號礦體大概實(shí)際開采至-187 m。由于深部開采難度大、效率低，加上汛期影響，露天南坑開采于2005年結(jié)束。閉坑實(shí)際標(biāo)高-187 m，閉坑時(shí)坑底面積約1 400 m2，匯水面積約45.8萬m2，露天坑邊緣平均標(biāo)高約+40 m。

Ⅰ號礦體深部殘礦分布在10～16線、-187～-425 m標(biāo)高間，大部分賦存于-275 m以上(圖1所示)；礦體厚度為 5～35 m；礦體走向長度為 110 m，傾角為60°～80°。礦體上盤為斜長石巖、矽卡巖，穩(wěn)固性較差；下盤及礦體多為大理巖，中等穩(wěn)固；北端上盤受一斷層影響，斷層貫穿露天坑，強(qiáng)度低，可能導(dǎo)水，對殘礦的安全回收影響較大。南坑閉坑后作為北露天坑采礦的排土場，由于未能及時(shí)排水，南坑積蓄大量水體，積水深度可達(dá)40 m，積水與回填土混合，使回填土底層形成泥沙，強(qiáng)度較低。回填土上表面歷史最大標(biāo)高為-113 m(即露天南坑內(nèi)回填土厚度已達(dá)74 m)。

圖1 12號勘探線剖面示意圖Fig.1 No.12 exploration line profile schematic diagram

2 數(shù)值模擬思路及方法

FLAC3D是美國 ITASCA咨詢集團(tuán)公司開發(fā)的三維快速拉格朗日分析程序，是二維有限差分程序FLAC2D的擴(kuò)展，能夠進(jìn)行巖石、土質(zhì)和其他材料在達(dá)到屈服極限后經(jīng)歷塑性變形的三維空間行為分析，為采礦巖土工程領(lǐng)域求解三維問題提供了一種理想的分析工具[4-5]。

2.1 數(shù)值模擬思路及目的

(1) 根據(jù)礦體賦存條件，建立礦體開挖環(huán)境的FLAC3D模型。

(2) 賦予模型材料力學(xué)參數(shù)，通過運(yùn)算求解，生成模型初始應(yīng)力場。

(3) 定義開挖范圍為空模型(null)，通過運(yùn)算求解，模擬開挖過程?？諈^(qū)開挖模擬的目的及實(shí)現(xiàn)該目的的方法如下：

① 分析空區(qū)圍巖變形特征：監(jiān)測關(guān)鍵位置的位移，分析監(jiān)測結(jié)果，并觀察空區(qū)圍巖塑性變形區(qū)。

② 確定空區(qū)頂板的破壞形式是拉伸破壞還是剪切破壞：監(jiān)測關(guān)鍵位置的拉應(yīng)力，將監(jiān)測結(jié)果與材料抗拉強(qiáng)度對比，可確認(rèn)材料是否拉伸破壞。

由于材料抗剪強(qiáng)度跟隨單元體受力狀態(tài)的變化而變化，故不能通過對比剪應(yīng)力和抗剪強(qiáng)度來判斷單元體是否發(fā)生剪切破壞。應(yīng)采用材料的剪切破壞判據(jù)來判斷。FLAC3D模型中巖石單元體發(fā)生剪切破壞的摩爾-庫侖判據(jù)為[6-9]：式中：Fs為剪切破壞閥值；σ1和σ3分別為最大主應(yīng)力和最小主應(yīng)力(壓應(yīng)力時(shí)為正)；C為內(nèi)聚力；φ為內(nèi)摩擦角。當(dāng)Fs＞0時(shí)，單元體未發(fā)生剪切破壞；當(dāng)Fs≤0時(shí)，單元體發(fā)生剪切破壞。

由于 FLAC3D內(nèi)部程序沒有定義巖石剪切破壞的摩爾-庫侖判據(jù)Fs值，為實(shí)現(xiàn)Fs在運(yùn)算過程中的動(dòng)態(tài)監(jiān)測，以確定單元體在某個(gè)時(shí)刻是否發(fā)生剪切破壞，應(yīng)用FLAC3D內(nèi)嵌 FISH語言，按式(1)編寫程序定義Fs為模型單元體剪切破壞的摩爾-庫侖判據(jù)值。通過監(jiān)測關(guān)鍵位置的Fs，可判斷單元體是否發(fā)生剪切破壞。

③ 分析跨度對空區(qū)圍巖的影響：選擇一安全厚度的立柱(相鄰空區(qū)間用于支撐頂板的隔離礦柱)，確保空區(qū)破壞不是立柱破壞所致，模擬不同跨度的開挖過程，分析跨度對空區(qū)圍巖變形及破壞特征的影響。

④ 分析立柱厚度對空區(qū)圍巖的影響：以一空區(qū)跨度為代表，模擬不同立柱厚度下的開挖過程，分析立柱厚度對空區(qū)圍巖變形及破壞特征的影響。

(4) 綜合分析模擬結(jié)果，根據(jù)空區(qū)圍巖變形及破壞特征確定合理的地下采礦工藝參數(shù)。

2.2 建模

初步確定垂直于12號勘探線布置2個(gè)采場。由于采場跨度相對于采場長度要短很多，故可取12號勘探線所切剖面建立模型，采場走向方向取1 m作為模型厚度，將三維模型轉(zhuǎn)化為二維模型進(jìn)行研究?？紤]Ⅰ號礦體深部殘礦全部回采將歷時(shí)4 a，回采期間露天北坑繼續(xù)向南坑填土，預(yù)計(jì)4 a間露天坑回填土加高約70 m，故模型考慮露天坑內(nèi)回填土厚度150 m。模型高度268 m，寬度300 m，如圖2所示。

2.3 模型初始應(yīng)力場的生成

將模型定義為摩爾-庫侖模型，賦予材料力學(xué)參數(shù)，加重力，固定邊界，設(shè)置力不平衡比率為5×10-7，用 solve求解至平衡，可得模型的初始應(yīng)力場。有關(guān)計(jì)算的材料力學(xué)參數(shù)如表1所示。

圖2 礦體開挖環(huán)境的FLAC3D模型Fig.2 FLAC3D model of orebody excavating environment

表1 模型材料力學(xué)參數(shù)Table 1 Model material mechanics parameters

2.4 開挖模擬

2.4.1 空區(qū)開挖方式

Ⅰ號礦體深部殘礦賦存條件較惡劣。為確保安全，決定采用上向分層膠結(jié)充填采礦法，分層高度為3 m，采用兩采一充方式，控頂高度為6 m。垂直于12號勘探線布置2個(gè)采場，采場跨度控制在16 m以下，2個(gè)采場之間保留厚度約5 m的條帶礦柱(稱立柱)，用于支撐頂板，如圖3所示。

圖3 空區(qū)開挖及其監(jiān)測點(diǎn)布置示意圖Fig.3 Diagram of goaf excavating and monitoring points’ places

開挖模擬從-239 m標(biāo)高開始，采用每3 m 1個(gè)分層向上回采，即開挖第1步的采空區(qū)底板標(biāo)高為-239 m，頂板標(biāo)高為-233 m，頂板距離露天坑底板(下稱頂柱)46 m；之后充填3 m，接著上采3 m，又形成6 m高的空區(qū)，頂柱厚43 m；依此類推，采場空區(qū)以3 m一步往上移動(dòng)。

2.4.2 關(guān)鍵點(diǎn)及其監(jiān)測參數(shù)確定

根據(jù)地下矩形坑道圍巖應(yīng)力分布特點(diǎn)，通常平直邊容易出現(xiàn)拉應(yīng)力，轉(zhuǎn)角處產(chǎn)生較大剪應(yīng)力集中[9]。由此可判定，采空區(qū)破壞的方式可能有以下幾種：空區(qū)頂板受拉破壞；立柱破壞；空區(qū)頂板兩端剪切破壞。

根據(jù)上述采空區(qū)破壞模式，為便于對模擬結(jié)果進(jìn)行分析，在模擬過程中，選擇以下關(guān)鍵點(diǎn)(見圖3)及其相關(guān)參數(shù)進(jìn)行監(jiān)測：

(1) 分別監(jiān)測1號和2號采場頂板中點(diǎn)(1號和3號監(jiān)測點(diǎn))水平應(yīng)力及其垂向位移(以下簡稱位移)，用history命令記錄精確值，以便讀取。

(2) 監(jiān)測立柱頂部(2號監(jiān)測點(diǎn))位移，用history命令記錄其精確值；

(3) 分別監(jiān)測1和2號采場頂板端部(監(jiān)測點(diǎn)4～7號)的Fs隨時(shí)間步的變化情況，并用history命令將Fs曲線上各點(diǎn)的坐標(biāo)保存在表格中，用于查看Fs達(dá)到0時(shí)的時(shí)間步。

3 開挖模擬結(jié)果分析

設(shè)n表示FLAC3D程序運(yùn)算的時(shí)間步，n(i)表示第i號監(jiān)測點(diǎn)的時(shí)間步。

3.1 立柱厚度d一定、跨度D不同時(shí)開挖模擬結(jié)果及分析

粗略的模擬結(jié)果顯示，當(dāng)d=5 m時(shí)，空區(qū)破壞不是立柱破壞所致，故取d=5 m，模擬各種跨度下空區(qū)不斷上移(其頂柱厚度從46 m逐漸減小到4 m)過程中其圍巖變形及破壞情況。

3.1.1 監(jiān)測點(diǎn)位移分析

表2所示為d=5 m和D=16～8 m時(shí)各監(jiān)測點(diǎn)鉛垂方向的位移。

從表2可以看出：隨著頂柱厚度逐漸減小，各監(jiān)測點(diǎn)的位移均先減小，后增大，且增大的速度遠(yuǎn)超過先前減小的速度；在同一跨度下，3個(gè)監(jiān)測點(diǎn)位移增大速度開始明顯加快時(shí)對應(yīng)的頂柱厚度是一致的(即表2中，D相同的3列數(shù)中，加粗的數(shù)據(jù)在同一行)。為便于表述，在此定義：當(dāng)立柱厚度d為i m、空區(qū)跨度D為j m時(shí)，在頂柱厚度h不斷減小過程中，各監(jiān)測點(diǎn)的位移增大速度開始明顯加快時(shí)對應(yīng)一個(gè)頂柱厚度，稱該頂柱厚度為關(guān)鍵頂柱厚度，用hi,j表示。從表2可知：h5,16=28 m，h5,14=25 m，h5,12=22 m，h5,10=19 m，h5,8=16 m。

表2 d=5 m時(shí)不同跨度下各監(jiān)測點(diǎn)位移Table 2 Displacement of monitoring points under different spans when d=5 m

3.1.2 空區(qū)圍巖塑性變形分析

圖4所示為D=16 m時(shí)不同頂柱厚度下空區(qū)圍巖塑性變形情況(僅以 D=16 m 為例，其他跨度規(guī)律相似)。

圖4 d=5 m和D=16 m時(shí)圍巖塑性變形區(qū)Fig.4 Rock’s plastic deformation zones when d=5 m and D=16 m

從圖4可見：(1) h減小，空區(qū)底板端部塑性變形區(qū)逐漸減小，這是空區(qū)不斷上移導(dǎo)致地應(yīng)力逐漸減小造成的；(2) h減小，空區(qū)頂板兩端及立柱上下端塑性變形區(qū)先減小后增大。對比圖3和 4可發(fā)現(xiàn)：在 h=28 m時(shí)，圍巖塑性變形區(qū)發(fā)生了跳躍性增大，之后主要增大的部位為立柱上下端，其他位置變化較小。由于開挖過程中主要關(guān)注空區(qū)頂板，故認(rèn)為第2個(gè)規(guī)律是同跨度下圍巖塑性變形的主要特征。

圖5所示為h=19 m時(shí)不同跨度下圍巖的塑性變形情況。從圖5可以看出：跨度對圍巖塑性變形的影響非常大，跨度減小，圍巖各個(gè)部位的塑性變形區(qū)均顯著減小。

圖5 h=19 m時(shí)不同跨度下圍巖塑性變形區(qū)Fig.5 Rock’s plastic deformation zones under different spans when h=19 m

為便于表述，在此又定義：當(dāng)立柱厚度為d=i m、空區(qū)跨度為D=j m時(shí)，在h不斷減小過程中，圍巖塑性變形區(qū)出現(xiàn)一次跳躍性增大，稱此時(shí)空區(qū)的頂柱厚度為重要頂柱厚度，用 Hi,j表示。通過對各種跨度下圍巖塑性變形區(qū)的觀察和對比，可得如下頂柱厚度：H5,16=28 m，H5,14=25 m，H5,12=22 m，H5,10=19 m，H5,8=16 m。不難發(fā)現(xiàn)：重要頂柱厚度與關(guān)鍵頂柱厚度是相等的，下面統(tǒng)稱為關(guān)鍵頂柱厚度，且僅通過位移來確定關(guān)鍵頂柱厚度。

可以認(rèn)為：當(dāng)空區(qū)頂柱厚度等于關(guān)鍵頂柱厚度時(shí)，露天坑底板壓力開始對空區(qū)產(chǎn)生直接影響。所以，在關(guān)鍵頂柱厚度之后，空區(qū)越來越靠近露天坑底板，來自露天坑底板的壓力越來越明顯，導(dǎo)致空區(qū)頂板位移迅速增大。D越大，關(guān)鍵頂柱厚度越大，表明跨度增大，使空區(qū)在更大的頂柱厚度下便受到露天坑底板壓力的直接影響。

3.1.3 空區(qū)破壞特征分析

從表2可以看出：當(dāng)空區(qū)破壞時(shí)，空區(qū)頂板大幅度下沉，而立柱頂部下沉量卻減小，說明空區(qū)破壞時(shí)立柱仍然穩(wěn)固。圖6所示為D=16 m，h為7 m和4 m時(shí)空區(qū)的破壞情況。

圖6 d=5 m和D=16 m時(shí)空區(qū)破壞情況Fig.6 Goaf’s failure features when d=5 m and D=16 m

圖7 所示為D=16 m和h=7 m時(shí)3號監(jiān)測點(diǎn)水平應(yīng)力隨時(shí)間步的變化曲線。從圖7可以看出：曲線未出現(xiàn)突變，而是逐漸收斂于某一值。曲線上拉應(yīng)力峰值為0.778 3 MPa，未達(dá)到抗拉強(qiáng)度；1號監(jiān)測點(diǎn)水平應(yīng)力曲線(未貼出)也未出現(xiàn)突變，由此可判定空區(qū)破壞形式不是頂板受拉破壞。

圖8所示為D=16 m和h=7 m時(shí)監(jiān)測點(diǎn)4～7號剪切破壞閥值Fs隨時(shí)間步的變化曲線。從圖8可以看出：4個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的Fs都先后達(dá)到0，由此可判定空區(qū)破壞形式為頂板兩端剪切破壞。據(jù)history命令記錄的表格及曲線坐標(biāo)，可知4個(gè)監(jiān)測點(diǎn)的Fs達(dá)到0的時(shí)間步分別為：n(4號)=73 380，n(5號)=72 940，n(6號)=71 530，n(7號)=71 710，由此可知頂板端部發(fā)生剪切破壞的先后順序監(jiān)測點(diǎn)為6，7，5和4。

圖7 D=16 m和h=7 m時(shí)3號監(jiān)測點(diǎn)水平應(yīng)力-時(shí)間步曲線Fig.7 Horizontal stress-step curve of 3# monitoring point when D=16 m and h=7 m

圖8 D=16 m和h=7 m時(shí)監(jiān)測點(diǎn)Fs-n曲線Fig.8 Fs-n curve of monitoring point when D=16 m and h=7 m

其他跨度的模擬結(jié)果表明：所有空區(qū)的破壞形式均為頂板兩端剪切破壞。各監(jiān)測點(diǎn)發(fā)生剪切破壞的時(shí)間步及發(fā)生破壞時(shí)的頂柱厚度如表3所示。

從表3可以看出：剪切破壞均先發(fā)生在立柱兩側(cè)的頂板端部上；橫向?qū)Ρ炔蓤隹缍菵為14，12和10 m時(shí)頂板端部發(fā)生剪切破壞的時(shí)間步。從表3可以看出：隨著跨度的減小，空區(qū)頂板端部發(fā)生剪切破壞的時(shí)間越來越晚，說明空區(qū)跨度越小，空區(qū)穩(wěn)定的時(shí)間越長。

表3 不同跨度下各監(jiān)測點(diǎn)發(fā)生剪切破壞的時(shí)間步Table 3 Nstep of monitoring points under different spans when goaf fails

3.2 采場跨度D一定但立柱厚度d不同時(shí)開挖模擬結(jié)

果及分析

下面以D=10 m為代表，分析不同立柱厚度下空區(qū)圍巖的變形破壞特征。

3.2.1 監(jiān)測點(diǎn)位移分析

表4所示為D=10 m時(shí)，不同立柱厚度下各監(jiān)測點(diǎn)鉛垂方向位移。從表4可以看出：立柱厚度減小，各監(jiān)測點(diǎn)位移增大，h不斷減小過程中，各監(jiān)測點(diǎn)位移先減小后增大，不同立柱下的關(guān)鍵頂柱厚度為：h7,10=19 m，h6,10=19 m，h5,10=19 m，h4,10=22 m，h3,10=22 m，h2,10=25 m，說明立柱厚度d減小，使空區(qū)在更大的頂柱厚度下便開始受到露天坑底板壓力的直接影響。

3.2.2 空區(qū)圍巖塑性變形分析

圖9所示為h=10 m時(shí)，各種立柱厚度下圍巖塑性變形情況。從圖9可以看出：立柱厚度減小，空區(qū)圍巖各個(gè)部位的塑性變形區(qū)均顯著增大。

3.2.3 空區(qū)破壞特征分析

對比d為7，6，5和4 m時(shí)空區(qū)破壞時(shí)各監(jiān)測點(diǎn)的位移情況。D為7，6和5 m且空區(qū)破壞時(shí)2號監(jiān)測點(diǎn)位移減小，說明空區(qū)頂板垮塌時(shí)立柱仍穩(wěn)固；d=4 m且空區(qū)破壞時(shí) 2號監(jiān)測點(diǎn)位移從 21.54 mm增加到112.7 mm。因此可認(rèn)為：當(dāng)d=4 m時(shí)，立柱破壞已經(jīng)成為導(dǎo)致空區(qū)破壞的因素之一。

由表4可知：當(dāng)D=10 m，h=7 m，d≥4m時(shí)空區(qū)均未破壞，d≤3 m時(shí)，空區(qū)發(fā)生破壞，觀察監(jiān)測點(diǎn)Fs，均未達(dá)到 0，說明是立柱的承載力不足導(dǎo)致了空區(qū)的垮塌。圖10所示分別為d=3 m和2 m時(shí)空區(qū)的破壞情況。從圖10可以看出：立柱兩側(cè)已經(jīng)隆起。圖10(b)中隆起程度較為明顯。

3.3 模擬結(jié)果綜合分析

由表4可見：當(dāng)D=10 m時(shí)，在d為7，6和5 m這3種開挖方式中，編號相同的監(jiān)測點(diǎn)位移在h=4～46 m過程中差別均非常小。由此可以認(rèn)為：在立柱穩(wěn)定的情況下，空區(qū)的變形及破壞規(guī)律僅與空區(qū)跨度相關(guān)，立柱厚度的變化對其影響較??；因此，以立柱厚度d=5 m為代表模擬各種跨度下的開挖過程，由其模擬結(jié)果得出的規(guī)律可以代表各種穩(wěn)定的立柱厚度下的規(guī)律。

表4 D=10 m時(shí)不同立柱厚度下各監(jiān)測點(diǎn)位移Table 4 Displacements of monitoring points under different column thicknesses when D=10 m

圖9 h=10 m時(shí)不同立柱厚度下圍巖塑性變形區(qū)Fig.9 Rock’s plastic deformation zones under different column thicknesses when h=10 m

圖10 h=7 m時(shí)不同立柱下空區(qū)破壞情況Fig.10 Goaf failure features under different columns when h=7 m

3.3.1 境界礦柱厚度的確定

從圖4可以看出：當(dāng)頂柱厚度h≤28 m時(shí)，圍巖塑性變形區(qū)貫通露天坑底板(1號采場左上角位置)。對于本文研究的礦山，由于露天坑內(nèi)積水較多，故境界礦柱應(yīng)能夠避免積水通過塑性區(qū)域的節(jié)理裂隙灌入采場(發(fā)生塑性變形說明巖體中節(jié)理裂隙已經(jīng)擴(kuò)展)。因此，當(dāng)d=5 m和D=16 m時(shí)，應(yīng)留31 m境界礦柱。按照同樣方法，可定出各種開挖方式下應(yīng)留的境界礦柱厚度(用K表示)，如表5所示。

從表5可以看出：在立柱穩(wěn)定的情況下，境界礦柱厚度僅與空區(qū)跨度有關(guān)，且境界礦柱厚度和該種開挖方式的關(guān)鍵頂柱厚度基本一致。由此看出：為了地下采礦的安全，當(dāng)采場圍巖開始受到露天坑底板壓力的直接影響時(shí)，應(yīng)該停止采礦作業(yè)，用充填料對采空區(qū)進(jìn)行回填，以免上部積水灌入采場。

3.3.2 空區(qū)跨度的確定

從表5可以看出：跨度越小，預(yù)留境界礦柱厚度越薄，由境界礦柱帶來的礦量損失就越少。但是，并非跨度越小越好。因?yàn)椴蓤鰧挾仍叫?，?yīng)布置的采場數(shù)目越多，采場間的隔離礦柱(即立柱)越多，礦量損失也越大。而且在一般情況下，較小的采場不能進(jìn)大型設(shè)備，導(dǎo)致采礦效率低下，采礦時(shí)間延長，作業(yè)安全性降低。因此，應(yīng)該找到跨度與礦量損失及采礦效率的平衡點(diǎn)。參照文獻(xiàn)[10]，大量國內(nèi)外露天轉(zhuǎn)地下開采的礦山，境界礦柱常留約20 m。對于本文研究的礦山，根據(jù)礦山生產(chǎn)技術(shù)設(shè)備特點(diǎn)，可選采場寬度10 m，按表5可留19 m境界礦柱。3.3.3 最優(yōu)立柱厚度的確定

表5 各種開挖方式下應(yīng)留的境界礦柱厚度KTable 5 Boundary pillar width K under different excavating forms

圖11所示為h=7 m，D=10 m和d=7～2 m時(shí)空區(qū)圍巖鉛垂向位移云圖。由圖11可見：

(1) d由7 m轉(zhuǎn)變?yōu)? m時(shí)，主要沉降區(qū)移動(dòng)較小，最大沉降部位仍位于空區(qū)頂板上，各監(jiān)測點(diǎn)位移增大值約1 mm。

圖11 D=10 m時(shí)不同立柱厚度下圍巖位移云圖Fig.11 Rock’s displacement nephograms under different column thicknesses when D=10 m

(2) d由6 m變?yōu)? m時(shí)，主要沉降區(qū)移動(dòng)較小，最大沉降部位仍在空區(qū)頂板上，各監(jiān)測點(diǎn)的下沉量增大 1～3 mm。

(3) d由5 m變?yōu)? m時(shí)，兩采場的主要沉降區(qū)已經(jīng)合并到立柱上方，各監(jiān)測點(diǎn)位移增大 12～16 mm，且立柱頂部的位移增量最大。

可見：d從7 m變?yōu)? m及從6 m變?yōu)? m時(shí)，對空區(qū)影響較?。籨從5 m變?yōu)? m時(shí)對空區(qū)影響較大，可以認(rèn)為發(fā)生了質(zhì)變。從圖9可知：當(dāng)d≤5 m時(shí)，立柱內(nèi)部各單元體均發(fā)生了塑性變形，說明立柱內(nèi)部各個(gè)單元體均發(fā)揮了最大的支撐作用；而d為6 m和7 m時(shí)，立柱內(nèi)部均有部分單元體未發(fā)生塑性變形。

由以上分析可以確定：d＜5 m時(shí)，則立柱承載力不足；d＞5 m時(shí)，造成不必要的礦柱礦量損失。因此，應(yīng)保留立柱厚度d為5 m。

4 結(jié)論

(1) 在空區(qū)上移過程中，空區(qū)頂板位移及圍巖塑性變形區(qū)均先減小后增大。

(2) 立柱穩(wěn)固時(shí)，露天坑底板壓力開始對空區(qū)產(chǎn)生直接影響的頂柱厚度h范圍為19～28 m；立柱穩(wěn)固時(shí)，空區(qū)頂板位移及圍巖塑性變形區(qū)變化規(guī)律僅與空區(qū)跨度有關(guān)，立柱厚度的變化對其影響較??；立柱不穩(wěn)固時(shí)，立柱厚度開始產(chǎn)生較大影響，跨度增大或立柱變薄，可使位移及塑性變形區(qū)顯著增大，并使空區(qū)在更大的頂柱厚度下便受到了露天坑底板壓力的直接影響。

(3) 立柱穩(wěn)固時(shí)，空區(qū)破壞形式均為頂板兩端剪切破壞，且靠近立柱的端部最先破壞；當(dāng)跨度D=10 m，立柱厚度d≤4 m時(shí)立柱開始不穩(wěn)固，空區(qū)破壞形式逐漸轉(zhuǎn)向立柱破壞。

(4) 綜合考慮礦山實(shí)際情況，推薦采場跨度D為10 m，立柱厚度d為5 m、境界礦柱厚度h為19 m。

本研究結(jié)果僅從定性上總結(jié)空區(qū)圍巖的變形規(guī)律，要構(gòu)建空區(qū)圍巖位移與空區(qū)跨度、頂柱厚度及立柱厚度等相關(guān)影響因素的函數(shù)關(guān)系，從定量上說明變形規(guī)律，還需進(jìn)一步研究。

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