陳佳耀，史秀志，周健，邱賢陽，王洋

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干堆排尾對(duì)露天坑坑下采場(chǎng)穩(wěn)定性的影響

陳佳耀，史秀志，周健，邱賢陽，王洋

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

針對(duì)銅綠山露天轉(zhuǎn)地下礦山利用露天坑干堆尾砂技術(shù)，采用FLAC3D數(shù)值軟件，運(yùn)用強(qiáng)度折減法及擬合函數(shù)位移突變特征法，對(duì)露天坑尾砂堆積過程進(jìn)行破壞判定及穩(wěn)定性安全系數(shù)求解，從而分析露天坑排尾的可行性。研究結(jié)果表明：當(dāng)尾砂堆高=0 m時(shí)，最優(yōu)境界頂柱高度=20 m，可允許的采場(chǎng)跨度＞34 m，主要破壞形式是空區(qū)頂板兩端剪切破壞；當(dāng)＞0 m和＞30 m時(shí)，采場(chǎng)有垮塌現(xiàn)象，露天坑臺(tái)階塑性區(qū)明顯；當(dāng)＞160 m時(shí)，空區(qū)塑性區(qū)面積及頂板位移迅速增大，堆積對(duì)空區(qū)的破壞程度大為增加，采場(chǎng)的合理跨度進(jìn)一步減小。

露天坑堆尾；境界頂柱；地下采場(chǎng)穩(wěn)定性；動(dòng)態(tài)監(jiān)測(cè)；數(shù)值模擬

目前，國(guó)內(nèi)露天礦山在轉(zhuǎn)地下開采的過程中都面臨著一些困難，主要包括尾砂庫剩余容積不足、境界頂柱對(duì)地下采礦的安全穩(wěn)定性、采場(chǎng)回采本身的安全性等。這些問題隨著地下開采深度的延伸會(huì)更加的尖銳，若不加以克服將會(huì)對(duì)生產(chǎn)的連續(xù)性以及礦山的經(jīng)濟(jì)效益造成巨大的損失。尾礦壓濾干堆是近年來提出的經(jīng)濟(jì)環(huán)保、切實(shí)可行的新技術(shù)，它對(duì)于工業(yè)用水的循環(huán)利用和地下水的保護(hù)有很好的作用，排放尾砂的預(yù)脫水使得露天坑排放尾砂成為可能。國(guó)內(nèi)外很多專家學(xué)者在這方面取得了重要的研究成果，王新民等[1]利用模糊數(shù)學(xué)和層次分析法對(duì)露天轉(zhuǎn)地下的最佳開采模式進(jìn)行研究；李地元等[2]采用結(jié)構(gòu)力學(xué)梁理論及K.B.魯佩涅依特理論估算法，并結(jié)合數(shù)值模擬程序分析了采空區(qū)頂板與采空區(qū)跨度之間的對(duì)應(yīng)關(guān)系；張亞賓[3]利用有限元進(jìn)行露天采空區(qū)排尾對(duì)地下開采影響的研究；夏世友[4]利用FLAC3D數(shù)值模擬研究了露天坑回填對(duì)地下巖體的應(yīng)力應(yīng)變場(chǎng)的影響。然而，現(xiàn)階段在關(guān)注露天坑合理化利用的同時(shí)，研究上部尾砂的堆積對(duì)于境界頂柱及地下采場(chǎng)參數(shù)合理化的案例較少。據(jù)統(tǒng)計(jì)，露天礦轉(zhuǎn)地下開采的過程中，由于錯(cuò)誤預(yù)估境界頂柱的厚度而造成的經(jīng)濟(jì)損失數(shù)目巨大，實(shí)現(xiàn)參數(shù)最優(yōu)化對(duì)于生產(chǎn)效益的提高和經(jīng)濟(jì)的可持續(xù)發(fā)展意義重大。本文作者就銅綠山礦Ⅰ號(hào)礦體露天銅鐵礦轉(zhuǎn)地下開采的實(shí)際情況，建立數(shù)值模型，考慮不同回填高度下不同參數(shù)的開挖模擬，確定空區(qū)破壞形式及具體特征；對(duì)于不破壞的空區(qū)進(jìn)行塑性區(qū)面積計(jì)算，最終確定合理頂柱及跨度，并分析尾砂堆積與空區(qū)變形的關(guān)系，為后續(xù)的生產(chǎn)施工提供理論和技術(shù)指導(dǎo)。

1 工程概況

銅綠山露天礦目前共形成20萬m2露采坑面積，為合理利用采坑空間，保護(hù)周邊居民生活工作環(huán)境，擬規(guī)劃采用尾砂干堆技術(shù)進(jìn)行尾砂堆放，對(duì)露天坑底部位置進(jìn)行全尾砂膠結(jié)充填以進(jìn)行高效的地下開采作業(yè)。礦體主要呈似層、透鏡狀，為使模擬具有代表性，選取12號(hào)勘探線處進(jìn)行深入研究，該線地質(zhì)復(fù)雜且處中間重要位置。如圖1所示，Ⅰ號(hào)礦體大部分賦存于?305~185 m，平均厚度為80 m，傾角為60° ~ 80°，南北走向，沿走向布置的長(zhǎng)度為150 m。礦體上下盤底圍巖主要包括大理巖、斜長(zhǎng)石巖、矽卡巖，且有斷層貫穿于露天坑巖石之間，易發(fā)生滲透、導(dǎo)水等現(xiàn)象。斜長(zhǎng)石巖不穩(wěn)固且蝕變較弱，大理巖為中等穩(wěn)固，整個(gè)露天礦的巖性較復(fù)雜，對(duì)模擬帶來了較大的困難。其中圖1模擬了回填土回填后露天坑的情況，坑口距離坑底的垂直距離為，并假設(shè)境界頂柱高度為，采場(chǎng)空區(qū)跨度為。

圖1 12 號(hào)勘探線剖面示意圖

由于地質(zhì)結(jié)構(gòu)復(fù)雜，各類參數(shù)涉及的巖體類別多，故為了簡(jiǎn)化研究，獲取代表性的巖體料力學(xué)參數(shù)如表 1 所示。

2 數(shù)值模擬與計(jì)算分析

2.1 數(shù)值計(jì)算模型思路

根據(jù)提供的材料參數(shù)及賦存條件，建立相關(guān)模型，利用模型進(jìn)行尾砂堆積以及采場(chǎng)開挖的模擬。開挖之前通過FLAC3D的elastic命令，獲取較為準(zhǔn)確的初始應(yīng)力場(chǎng)。進(jìn)行相應(yīng)空區(qū)的開挖命令，通過調(diào)整境界頂柱的高度和采場(chǎng)跨度2個(gè)主要因素，結(jié)合判據(jù)，確定合理的最優(yōu)值。進(jìn)行堆積尾砂的模擬，以 10 m為單位進(jìn)行堆加，觀察合理塑性區(qū)以及關(guān)鍵點(diǎn)的位移情況。研究流程見圖 2。

本文通過監(jiān)測(cè)重要點(diǎn)的相關(guān)位移以及重要位置的塑性區(qū)進(jìn)行判斷，主要內(nèi)容如下：監(jiān)測(cè)系統(tǒng)最大不平衡力(hist unbalance force)，根據(jù)其收斂性進(jìn)行判斷，收斂?jī)H說明系統(tǒng)處于平衡狀態(tài)，不能判定破壞，收斂是觀察系統(tǒng)的重要前提；另外，應(yīng)通過結(jié)合觀察關(guān)鍵點(diǎn)(重要位置點(diǎn))的位移和應(yīng)力進(jìn)一步確定，統(tǒng)計(jì)塑性區(qū)貫通面積也是重要的指標(biāo)之一。

表1 巖體物理力學(xué)參數(shù)

圖2 研究流程圖

2.2 數(shù)值建立及監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

本模型采用 1:1 比例建立，整個(gè)模型包括節(jié)點(diǎn) 10 420個(gè)，單元5 091個(gè)，長(zhǎng)為480 m，寬為4 m，高為338 m。模型的初始尾砂堆高為 0 m，模擬過程進(jìn)行逐層尾砂堆積，如圖3所示。

采場(chǎng)采用上向水平分層充填法進(jìn)行回采，為保證安全，結(jié)合使用3 m，“兩采一充”方式高效回收礦石。保證最大的裸露高度少于6 m，及時(shí)支護(hù)不穩(wěn)固頂板及邊幫。故采空區(qū)的高度為6 m，每隔3 m向上推進(jìn)，模擬預(yù)留最大的境界頂柱高度為 35m，最小高度為 8 m，共 11組。采場(chǎng)的跨度采用 4 m為單位作為間隔，最小跨度10 m，最大34 m，共7組。

本文的模擬總體分2步：1) 首先針對(duì)無尾砂堆積時(shí)，不同采場(chǎng)參數(shù)和高度進(jìn)行地下開采(null)，如圖3所示，設(shè)置監(jiān)測(cè)點(diǎn)1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)，其中1號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位于采空區(qū)中心位置(頂板中心位置)，通常該位置易發(fā)生受拉破壞；2號(hào)和3號(hào)位于采場(chǎng)的轉(zhuǎn)角處，通常容易發(fā)生剪切破壞。分別監(jiān)測(cè) 1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)的豎直位移、水平應(yīng)力、塑性區(qū)特征和面積以及到達(dá)平衡狀態(tài)的時(shí)步，利用history命令記錄，history write功能輸出具體數(shù)值[5?8]。2) 進(jìn)行排尾砂模擬，分別對(duì)露天坑臺(tái)階面的頂點(diǎn)位置進(jìn)行檢測(cè)，該位置容易發(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，主要包括 4號(hào)和5號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。另外，對(duì)露天坑底部 6號(hào)和7號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)、礦體邊界8號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)分別監(jiān)測(cè)與統(tǒng)計(jì)，利用history write導(dǎo)入MATLAB軟件統(tǒng)計(jì)。

圖3 礦體開挖模擬的FLAC3D模型及監(jiān)測(cè)點(diǎn)布置

3 模擬結(jié)果統(tǒng)計(jì)與分析

DUNCAN[9]指出斜坡的穩(wěn)定性系數(shù)可以定義為使斜坡剛好達(dá)到臨界破壞狀態(tài)時(shí)對(duì)土的剪切強(qiáng)度進(jìn)行折減的程度。畢肖普將穩(wěn)定性系數(shù)定義為整個(gè)滑裂面上平均抗剪強(qiáng)度與實(shí)際產(chǎn)生的平均剪應(yīng)力之比。因此，在FLAC3D模擬過程中，可以在達(dá)到臨界平衡或臨界破壞狀態(tài)的前提下，定義一個(gè)折減系數(shù)為實(shí)際抗剪強(qiáng)度與折減抗剪強(qiáng)度的比值F，實(shí)現(xiàn)了判定依據(jù)的添加和完善[10?12]。本文利用FLAC3D自帶Fish語言編程定義了折減系數(shù)，通過對(duì)內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角、抗剪強(qiáng)度3個(gè)參數(shù)進(jìn)行折減，通過折減強(qiáng)度理論對(duì)系統(tǒng)進(jìn)行運(yùn)算，設(shè)置力不平衡率=5×10?6。

3.1 未填尾砂(h=0 m)和境界頂柱H不同時(shí)開挖模擬

模擬第一步即在無尾砂堆積情況下進(jìn)行地下開挖，模擬境界頂柱的最大高度預(yù)留 35 m，并對(duì)該高度實(shí)現(xiàn) 3 m梯度遞減，最小高度為 8 m。

3.1.1 位移分析

當(dāng)境界頂柱為 8~17 m時(shí)，根據(jù)監(jiān)測(cè)點(diǎn) 1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)的垂直位移繪制曲線圖，如圖 4 所示。

通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)當(dāng)為8，11和14 m時(shí)均有發(fā)生破壞現(xiàn)象。從圖4可見：圖4(a)~(c)都有突變特征，只能定性判斷破壞點(diǎn)的存在。在境界頂柱破壞高度未確定時(shí)，選擇下一步模擬高度是不合理的。

根據(jù)曲線的突變特征[12]，假設(shè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移與采場(chǎng)跨度之間滿足泰勒級(jí)數(shù)曲線的形式，選擇擬合曲線方程的形式如下：

式中：0，1，2，3和4為該多項(xiàng)式待定系數(shù)；為采場(chǎng)跨度；為采場(chǎng)頂板中心位移。

/m：(a) 8；(b) 11；(c) 14；(d) 17

1—3號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)；2—2號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)；3—1號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)。

圖4 不同境界頂柱厚度下監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移

Fig. 4 Displacement of monitoring points under different thicknesses

簡(jiǎn)化得

忽略項(xiàng)的式(3)為尖點(diǎn)突變模式勢(shì)函數(shù)的標(biāo)準(zhǔn)表達(dá)式。式(3)為采場(chǎng)頂板的穩(wěn)定模型，其判別式為

=0為臨界狀態(tài)，其實(shí)滿足如下叉集方程：

可進(jìn)一步得到尖點(diǎn)突變模型的破壞判據(jù)如下：當(dāng)＜0時(shí)，采場(chǎng)處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當(dāng)=0時(shí)，采場(chǎng)處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當(dāng)＞0時(shí)，采場(chǎng)處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；而=0所對(duì)應(yīng)的值即為“突變點(diǎn)”。

從圖 4 可以看出：采場(chǎng)頂板和兩側(cè)的垂直位移都隨著跨度的變大而增大，且和境界頂柱的高度沒有直接關(guān)系。在同一境界頂柱高度下，頂板的垂直位移比兩側(cè)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移更大，且各監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移變化的速率在突變前后均有較大的變化。從表2可以看出：當(dāng)為8，11和14 m時(shí)，均存在臨界失穩(wěn)狀態(tài)=0，當(dāng)=8 m時(shí)，跨度=21.196 m的采場(chǎng)臨界破壞；當(dāng)=11 m時(shí)，跨度=24.104 m采場(chǎng)臨界破壞，當(dāng)=14 m時(shí)，跨度=32.641 m采場(chǎng)臨界破壞，此時(shí)的突變跨度在工程實(shí)踐中一般取整，而當(dāng)=17 m時(shí)在跨度34 m內(nèi)未發(fā)生臨界破壞，全過程≠0。從圖4可知：在發(fā)生臨界破壞前，監(jiān)測(cè)點(diǎn)存在位移變化速率突變點(diǎn)，在突變位置之前，采場(chǎng)頂板受拉明顯且實(shí)現(xiàn)應(yīng)力釋放，采場(chǎng)沒有發(fā)生破壞；突變位置之后，頂板位移明顯增大，可能有垮塌的危險(xiǎn)，故可以把速率突變點(diǎn)定性的看成臨界破壞的“前點(diǎn)”，而“前點(diǎn)”和臨界=0對(duì)應(yīng)的點(diǎn)之間均有破壞危險(xiǎn)，由圖4可見：=8 m的“前點(diǎn)”=20 m，=11 m的“前點(diǎn)”=29 m，=14 m的“前點(diǎn)”=32 m，兩者之間差距較小，可以用速率突變點(diǎn)預(yù)估破壞臨界點(diǎn)。

從圖 5 可以看出：當(dāng)采場(chǎng)發(fā)生垮塌時(shí)，頂板向空區(qū)大面積下沉，此時(shí) 1號(hào)、2號(hào)和3號(hào)關(guān)鍵監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移是一個(gè)不斷增大的過程，且位移的增大速率大。由于=8，11和14 m時(shí)均存在空區(qū)跨度較大便破壞的記錄，下文的模擬將不考慮作為后期堆積尾砂試驗(yàn)的參數(shù)，即采場(chǎng)空區(qū)穩(wěn)定性的分析將從境界頂柱= 14 m開始模擬，同時(shí)大大減輕了后續(xù)工作量。

圖5 H=8 m和D=22 m時(shí)空區(qū)的破壞情況

3.1.2 塑性區(qū)及采場(chǎng)破壞特征分析

如圖 6 所示，僅以尾砂堆積=0 m、境界頂柱=17 m時(shí)，不同跨度下采空區(qū)周邊礦體及圍巖的塑性區(qū)進(jìn)行分析，圖中反映了跨度為10，18，26和34 m的基本情況。塑性區(qū)的監(jiān)測(cè)主要為當(dāng)前剪切區(qū)shear-n以及當(dāng)前拉應(yīng)力區(qū)tension-n，由于模擬結(jié)果中tension-n面積很小，因此分析shear-n即可。由圖6可知：1) 隨著跨度增大，塑性區(qū)域不斷增大；2) 兩幫上部的塑性區(qū)域比頂板的區(qū)域大；3) 隨著跨度的增加，跨度對(duì)于塑性區(qū)的作用變大，即跨度越大，每單位增加4 m跨度引起的塑性區(qū)域越大。

表2 1號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)在不同采場(chǎng)跨度下曲線擬合結(jié)果

結(jié)合位移(圖 4(d))和塑性區(qū)分析(圖 6(d))，可以判定在尾砂堆高=0 m，=17 m，=34 m時(shí)，空區(qū)雖有部分塑性區(qū)域，但不會(huì)引起采場(chǎng)的破壞。

3.2 未填尾砂(h=0 m)、D=34 m，境界頂柱H(14≤ H≤35 m)不同時(shí)開挖模擬

由上可知：對(duì)于境界頂柱為17 m和34 m的空區(qū)可以不受破壞。隨著境界頂柱高度的不斷增大，空區(qū)在相同跨度情況下安全系數(shù)越高[13?15]?？諈^(qū)跨度14 m作為模擬對(duì)比，對(duì)于境界頂柱大于 17 m部分，進(jìn)行跨度為 34 m的模擬，若出現(xiàn)某一空區(qū)嚴(yán)重破壞現(xiàn)象，立即停止模擬進(jìn)行全面參數(shù)檢驗(yàn)，并重新進(jìn)行模型的模擬試驗(yàn)。模擬過程滿足不平衡力始終小于= 5×10?6，根據(jù)模擬的礦體的極限抗拉強(qiáng)度 0.776 MPa，通過監(jiān)測(cè)頂板拉應(yīng)力計(jì)算出穩(wěn)定性安全系數(shù)F。

根據(jù)表3分析，可以得出以下幾點(diǎn)結(jié)論：

1) 在同一空區(qū)跨度情況下，各監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移隨著境界頂柱的增大而減小，且從表3加粗?jǐn)?shù)據(jù)往下起，位移減小的速率逐漸減小，即在該位置出現(xiàn)了位移減小突變值(=20 m左右)。當(dāng)≤14 m時(shí)，監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移和塑性區(qū)面積大，空區(qū)發(fā)生破壞；當(dāng) 17≤≤20 m時(shí)，位移減小速率較大，說明頂柱高度對(duì)穩(wěn)定性的影響較大；當(dāng) 20≤≤ 35 m時(shí)，位移減小速率小，說明頂柱高度對(duì)采場(chǎng)空區(qū)穩(wěn)定性的影響 減小。

床層復(fù)氧可采取數(shù)種方式加以強(qiáng)化：①干濕交替的間歇運(yùn)行方式；②床內(nèi)設(shè)置通氣管進(jìn)行自然或強(qiáng)制復(fù)氧；③利用植物的根系對(duì)系統(tǒng)內(nèi)部進(jìn)行復(fù)氧，這項(xiàng)研究國(guó)內(nèi)外已有相關(guān)進(jìn)展。

D/m：(a) 10；(b) 18；(c) 26；(d) 34

表3 不同境界頂柱高度下監(jiān)測(cè)值情況及頂板穩(wěn)定性情況

注：加粗?jǐn)?shù)據(jù)表示該點(diǎn)數(shù)據(jù)變化速率較大，即“突變點(diǎn)”

2) 在相同的情況下，頂板拉應(yīng)力都小于礦體極限抗拉強(qiáng)度 0.776 MPa。并隨著的增大而減小，且在=20 m左右出現(xiàn)“突變”，該位置拉應(yīng)力的減小速率最大，穩(wěn)定性系數(shù)S達(dá)到了 1.77，該位置之后頂板拉應(yīng)力隨著的增大變化不大。即在=20 m左右，境界頂柱對(duì)于穩(wěn)定性的影響較大，屬于較安全穩(wěn)定狀態(tài)。

3) 在相同的情況下，塑性區(qū)面積(shear-n變形區(qū))隨著的增大而減小，并且在=20 m處的減小速率最大，該點(diǎn)的塑性區(qū)面積為 107.41 m2，為突變點(diǎn)。

綜合考慮以上統(tǒng)計(jì)參數(shù)，在跨度達(dá)到 34 m的情況下，17~35 m的境界頂柱都不會(huì)導(dǎo)致采場(chǎng)的破壞，且在=20 m左右出現(xiàn)位移、拉應(yīng)力、塑性區(qū)面積的突變，即在該位置境界頂柱高度對(duì)空區(qū)的穩(wěn)定性的影響最大。結(jié)合礦山實(shí)際經(jīng)濟(jì)效益，可認(rèn)為在不填尾砂的情況下，20 m的境界頂柱高度可以滿足空區(qū)跨度為34 m以下采場(chǎng)的絕對(duì)穩(wěn)定性。

3.3 境界頂柱H=20 m，尾砂回填過程模擬分析

尾砂回填是本次模擬的最后環(huán)節(jié)，也是最為重要的一部分，對(duì)于應(yīng)用實(shí)踐有很重要的現(xiàn)實(shí)意義，由于該步驟是一個(gè)動(dòng)態(tài)過程，地下采礦受到的載荷也是漸變的過程，為了充分符合實(shí)際，本文采用尾砂逐層堆積模擬，分別進(jìn)行 20，40，60，80，100，120，140，160，180和200 m模擬，同時(shí)對(duì)采場(chǎng)跨度D進(jìn)行進(jìn)一步研究，分別進(jìn)行跨度為 10，14，18，22，26，30和34 m的情況進(jìn)行模擬，監(jiān)測(cè)平衡狀態(tài)下關(guān)鍵點(diǎn) 1號(hào)和2號(hào)的各項(xiàng)情況。

表4 反映的是境界頂柱=20 m情況下，不同尾砂堆高對(duì)不同跨度采空區(qū)的影響，從表4可以看出：

1) 隨著尾砂的堆高，不同跨度的空區(qū)頂板的垂直位移均有不同程度的上升趨勢(shì)。其中跨度越大的采場(chǎng)表現(xiàn)的位移更大。尾砂堆積小于 120 m時(shí)，=26 m時(shí)出現(xiàn)了頂板位移的“突變”，即當(dāng)跨度大于26 m時(shí)位移增大的速率明顯增加，破壞的速率加快，故=26 m應(yīng)該為該境界頂柱在尾砂堆積 120 m以下最合理的跨度；當(dāng)尾砂堆積為 120~160 m時(shí)，“突變高度”為 12 m，即 18 m的跨度為尾砂堆積160 m時(shí)的合理長(zhǎng)度，符合實(shí)際；同理，當(dāng)堆高在 160 m以上時(shí)，最佳采場(chǎng)跨度應(yīng)控制在 18 m左右。

2) 尾砂堆高 60 m時(shí)，跨度 34 m的采場(chǎng)開始破壞，至堆高 120 m時(shí)，跨度 30 m的采場(chǎng)開始破壞。跨度30 m以下的空區(qū)在堆高最大的 200 m時(shí)沒有破壞。

由位移分析得，當(dāng)境界頂柱一定時(shí)，隨著尾砂不斷堆高，相對(duì)較大的空區(qū)跨度采場(chǎng)會(huì)發(fā)生垮塌，合理的跨度會(huì)隨著堆高的增加不斷減小。同時(shí)，當(dāng)堆高大于某一臨界值后，尾砂對(duì)地下開采的影響將不斷增大。

表4 不同尾砂高度下監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移情況

注：加粗?jǐn)?shù)據(jù)表示該點(diǎn)數(shù)據(jù)變化速率較大，即“突變點(diǎn)”，下劃線表示該數(shù)據(jù)對(duì)應(yīng)的空區(qū)已經(jīng)破壞。

3.4 尾砂回填對(duì)露天臺(tái)階影響模擬分析

3.4.1 位移分析

以=20 m，=26 m進(jìn)行模擬，分析不同尾砂堆高對(duì)采空區(qū)影響。對(duì)比不同監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移情況，發(fā)現(xiàn)監(jiān)測(cè)點(diǎn)位移具有層次感(見圖7)。在同一尾砂堆高下，空區(qū)頂板位移＞露天坑臺(tái)階位移＞深部礦體邊界處位移。在堆積過程中，關(guān)鍵點(diǎn)的位移均有隨著尾砂的堆高的增大而增大的趨勢(shì)，且坑底的變形也逐漸增加，當(dāng)尾砂堆積超過 160 m后，位移量變大明顯，但整個(gè)系統(tǒng)仍保持平衡穩(wěn)定狀態(tài)。深部礦體邊界8號(hào)監(jiān)測(cè)點(diǎn)的位移始終保持在較低值，且有較小的波動(dòng)增大趨勢(shì)，深部地下作業(yè)的安全性較高，受尾砂堆積高度的作用不明顯；淺部位置的位移較高，且有明顯上升的趨勢(shì)，故淺部的開采活動(dòng)要注意預(yù)留礦柱以及頂?shù)字谋Ｗo(hù)。

圖7 關(guān)鍵點(diǎn)豎向位移圖

3.4.2 塑性區(qū)分析

圖8所示為反映當(dāng)尾砂堆積高度 200 m時(shí)露天坑整體的塑性區(qū)。

塑性區(qū)區(qū)域出現(xiàn)了較大的面積，且空區(qū)上方均已發(fā)生不同程度的塑性變形，上部位置局部發(fā)生貫通，頂板位置存在著垮塌危險(xiǎn)；露天坑臺(tái)階位置也出現(xiàn)了較小范圍的塑性區(qū)域，且隨著深度的增加，塑性區(qū)區(qū)域有增大趨勢(shì)，此時(shí)的采場(chǎng)參數(shù)對(duì)于地下開采有較大的風(fēng)險(xiǎn)，可以適當(dāng)提高境界頂柱的高度或減小采場(chǎng)跨度作為調(diào)整。

圖8 整體shear-n變形區(qū)

4 結(jié)論

1) 同一采場(chǎng)跨度下，頂板關(guān)鍵點(diǎn)垂直位移隨著境界頂柱的減小而增大，且在破壞前存在位移變化速率峰值(34 m跨度下，20 m頂柱高度位移變化最快)臨界點(diǎn)；頂板塑性區(qū)面積隨著境界頂柱的減小而增大，同樣存在變化率峰值(=20 m)，此時(shí)參數(shù)最符合礦山安全經(jīng)濟(jì)最大化。

2) 在同一境界頂柱高度下，隨著尾砂堆積量的增大(=0~200 m)，局部跨度較大的采場(chǎng)(跨度＞30 m)出現(xiàn)破壞現(xiàn)象，關(guān)鍵點(diǎn)位移變化速率最大所對(duì)應(yīng)的采場(chǎng)跨度隨著的增大而減小，由原來的 26 m減小到 18 m，尾砂堆積對(duì)于跨度大的采場(chǎng)影響較跨度小的更大。當(dāng)尾砂堆高＜160 m時(shí)，堆高對(duì)于地下采礦的影響相對(duì)較小，關(guān)鍵點(diǎn)的位移以及監(jiān)測(cè)區(qū)的塑性區(qū)變化速率??；當(dāng)尾砂堆高＞160 m時(shí)，關(guān)鍵點(diǎn)位移增大速率加快，需要適當(dāng)調(diào)整采場(chǎng)參數(shù)或頂柱高度來提高安全性。

3) 尾砂排放導(dǎo)致露天坑臺(tái)階位移增大、塑性區(qū)變形較明顯，且臺(tái)階深部塑性區(qū)要明顯比淺部的大，與實(shí)際工程相符。

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(編輯 楊幼平)

Influence on underground mining stability of stope during stacking dry stacked Gangue in open-pit

CHEN Jiayao, SHI Xiuzhi, ZHOU Jian, QIU Xianyang, WANG Yang

(School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China)

In view of Tong-lü-shan underground mining shifted from open-pit using dry stacked Gangue technology, the numerical simulation software combined with the strength reduced methods and the displacement mutation characteristics of monitoring points was used to analyze failure features of goaf and stability safety coefficient under different heights of dry gangue. Feasibility analysis about stacking gangue was done. The results show that when there is no tailing loaded, the optimal thickness of boundary pillar is 20 m and the allowed spans are more than 34 m. The form of goaf failure is that both ends of roof are shear failure; When it begins to load tailings and the span is more than 30 m, the stope collapse and the area of rock’s plastic deformation is obvious; When the tailing loaded exceeds 160 m, the area of stope’s plastic zone and roof displacement rapidly increase, and the stacking gangue to the extent of goaf damage also increases considerably, which may further reduces the reasonable span of the stope.

tailings discharge into open-pit; crown pillar; underground stope stability; dynamical monitoring; numerical simulation

10.11817/j.issn.1672?7207.2017.10.023

TD 325

A

1672?7207(2017)10?2723?09

2016?10?10；

修回日期：2017?01?07

國(guó)家重點(diǎn)研發(fā)項(xiàng)目(2017YFC0602902)(Project (2017YFC0602902) supported by the National Key Research and Development Program of China)

史秀志，博士，教授，博士生導(dǎo)師，從事采礦與安全研究；E-mail：csublasting@163.com