干堆排尾對露天坑坑下采場穩定性的影響

陳佳耀，史秀志，周健，邱賢陽，王洋

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干堆排尾對露天坑坑下采場穩定性的影響

陳佳耀，史秀志，周健，邱賢陽，王洋

(中南大學資源與安全工程學院，湖南長沙，410083)

針對銅綠山露天轉地下礦山利用露天坑干堆尾砂技術，采用FLAC3D數值軟件，運用強度折減法及擬合函數位移突變特征法，對露天坑尾砂堆積過程進行破壞判定及穩定性安全系數求解，從而分析露天坑排尾的可行性。研究結果表明：當尾砂堆高=0 m時，最優境界頂柱高度=20 m，可允許的采場跨度＞34 m，主要破壞形式是空區頂板兩端剪切破壞；當＞0 m和＞30 m時，采場有垮塌現象，露天坑臺階塑性區明顯；當＞160 m時，空區塑性區面積及頂板位移迅速增大，堆積對空區的破壞程度大為增加，采場的合理跨度進一步減小。

露天坑堆尾；境界頂柱；地下采場穩定性；動態監測；數值模擬

目前，國內露天礦山在轉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、境界頂柱對地下采礦的安全穩定性、采場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更加的尖銳，若不加以克服將會對生產的連續性以及礦山的經濟效益造成巨大的損失。尾礦壓濾干堆是近年來提出的經濟環保、切實可行的新技術，它對于工業用水的循環利用和地下水的保護有很好的作用，排放尾砂的預脫水使得露天坑排放尾砂成為可能。國內外很多專家學者在這方面取得了重要的研究成果，王新民等[1]利用模糊數學和層次分析法對露天轉地下的最佳開采模式進行研究；李地元等[2]采用結構力學梁理論及K.B.魯佩涅依特理論估算法，并結合數值模擬程序分析了采空區頂板與采空區跨度之間的對應關系；張亞賓[3]利用有限元進行露天采空區排尾對地下開采影響的研究；夏世友[4]利用FLAC3D數值模擬研究了露天坑回填對地下巖體的應力應變場的影響。然而，現階段在關注露天坑合理化利用的同時，研究上部尾砂的堆積對于境界頂柱及地下采場參數合理化的案例較少。據統計，露天礦轉地下開采的過程中，由于錯誤預估境界頂柱的厚度而造成的經濟損失數目巨大，實現參數最優化對于生產效益的提高和經濟的可持續發展意義重大。本文作者就銅綠山礦Ⅰ號礦體露天銅鐵礦轉地下開采的實際情況，建立數值模型，考慮不同回填高度下不同參數的開挖模擬，確定空區破壞形式及具體特征；對于不破壞的空區進行塑性區面積計算，最終確定合理頂柱及跨度，并分析尾砂堆積與空區變形的關系，為后續的生產施工提供理論和技術指導。

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，保護周邊居民生活工作環境，擬規劃采用尾砂干堆技術進行尾砂堆放，對露天坑底部位置進行全尾砂膠結充填以進行高效的地下開采作業。礦體主要呈似層、透鏡狀，為使模擬具有代表性，選取12號勘探線處進行深入研究，該線地質復雜且處中間重要位置。如圖1所示，Ⅰ號礦體大部分賦存于?305~185 m，平均厚度為80 m，傾角為60° ~ 80°，南北走向，沿走向布置的長度為150 m。礦體上下盤底圍巖主要包括大理巖、斜長石巖、矽卡巖，且有斷層貫穿于露天坑巖石之間，易發生滲透、導水等現象。斜長石巖不穩固且蝕變較弱，大理巖為中等穩固，整個露天礦的巖性較復雜，對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，并假設境界頂柱高度為，采場空區跨度為。

圖1 12 號勘探線剖面示意圖

由于地質結構復雜，各類參數涉及的巖體類別多，故為了簡化研究，獲取代表性的巖體料力學參數如表 1 所示。

2 數值模擬與計算分析

2.1 數值計算模型思路

根據提供的材料參數及賦存條件，建立相關模型，利用模型進行尾砂堆積以及采場開挖的模擬。開挖之前通過FLAC3D的elastic命令，獲取較為準確的初始應力場。進行相應空區的開挖命令，通過調整境界頂柱的高度和采場跨度2個主要因素，結合判據，確定合理的最優值。進行堆積尾砂的模擬，以 10 m為單位進行堆加，觀察合理塑性區以及關鍵點的位移情況。研究流程見圖 2。

本文通過監測重要點的相關位移以及重要位置的塑性區進行判斷，主要內容如下：監測系統最大不平衡力(hist unbalance force)，根據其收斂性進行判斷，收斂僅說明系統處于平衡狀態，不能判定破壞，收斂是觀察系統的重要前提；另外，應通過結合觀察關鍵點(重要位置點)的位移和應力進一步確定，統計塑性區貫通面積也是重要的指標之一。

表1 巖體物理力學參數

圖2 研究流程圖

2.2 數值建立及監測點布置

本模型采用 1:1 比例建立，整個模型包括節點 10 420個，單元5 091個，長為480 m，寬為4 m，高為338 m。模型的初始尾砂堆高為 0 m，模擬過程進行逐層尾砂堆積，如圖3所示。

采場采用上向水平分層充填法進行回采，為保證安全，結合使用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，及時支護不穩固頂板及邊幫。故采空區的高度為6 m，每隔3 m向上推進，模擬預留最大的境界頂柱高度為 35m，最小高度為 8 m，共 11組。采場的跨度采用 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) 首先針對無尾砂堆積時，不同采場參數和高度進行地下開采(null)，如圖3所示，設置監測點1號、2號和3號，其中1號監測點位于采空區中心位置(頂板中心位置)，通常該位置易發生受拉破壞；2號和3號位于采場的轉角處，通常容易發生剪切破壞。分別監測 1號、2號和3號的豎直位移、水平應力、塑性區特征和面積以及到達平衡狀態的時步，利用history命令記錄，history write功能輸出具體數值[5?8]。2) 進行排尾砂模擬，分別對露天坑臺階面的頂點位置進行檢測，該位置容易發生應力集中現象，主要包括 4號和5號監測點。另外，對露天坑底部 6號和7號監測點、礦體邊界8號監測點分別監測與統計，利用history write導入MATLAB軟件統計。

圖3 礦體開挖模擬的FLAC3D模型及監測點布置

3 模擬結果統計與分析

DUNCAN[9]指出斜坡的穩定性系數可以定義為使斜坡剛好達到臨界破壞狀態時對土的剪切強度進行折減的程度。畢肖普將穩定性系數定義為整個滑裂面上平均抗剪強度與實際產生的平均剪應力之比。因此，在FLAC3D模擬過程中，可以在達到臨界平衡或臨界破壞狀態的前提下，定義一個折減系數為實際抗剪強度與折減抗剪強度的比值F，實現了判定依據的添加和完善[10?12]。本文利用FLAC3D自帶Fish語言編程定義了折減系數，通過對內聚力、內摩擦角、抗剪強度3個參數進行折減，通過折減強度理論對系統進行運算，設置力不平衡率=5×10?6。

3.1 未填尾砂(h=0 m)和境界頂柱H不同時開挖模擬

模擬第一步即在無尾砂堆積情況下進行地下開挖，模擬境界頂柱的最大高度預留 35 m，并對該高度實現 3 m梯度遞減，最小高度為 8 m。

3.1.1 位移分析

當境界頂柱為 8~17 m時，根據監測點 1號、2號和3號的垂直位移繪制曲線圖，如圖 4 所示。

通過數值模擬發現當為8，11和14 m時均有發生破壞現象。從圖4可見：圖4(a)~(c)都有突變特征，只能定性判斷破壞點的存在。在境界頂柱破壞高度未確定時，選擇下一步模擬高度是不合理的。

根據曲線的突變特征[12]，假設監測點位移與采場跨度之間滿足泰勒級數曲線的形式，選擇擬合曲線方程的形式如下：

式中：0，1，2，3和4為該多項式待定系數；為采場跨度；為采場頂板中心位移。

/m：(a) 8；(b) 11；(c) 14；(d) 17

1—3號監測點；2—2號監測點；3—1號監測點。

圖4 不同境界頂柱厚度下監測點的位移

Fig. 4 Displacement of monitoring points under different thicknesses

簡化得

忽略項的式(3)為尖點突變模式勢函數的標準表達式。式(3)為采場頂板的穩定模型，其判別式為

=0為臨界狀態，其實滿足如下叉集方程：

可進一步得到尖點突變模型的破壞判據如下：當＜0時，采場處于臨界失穩狀態；當=0時，采場處于臨界失穩狀態；當＞0時，采場處于臨界失穩狀態；而=0所對應的值即為“突變點”。

從圖 4 可以看出：采場頂板和兩側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系。在同一境界頂柱高度下，頂板的垂直位移比兩側監測點的位移更大，且各監測點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：當為8，11和14 m時，均存在臨界失穩狀態=0，當=8 m時，跨度=21.196 m的采場臨界破壞；當=11 m時，跨度=24.104 m采場臨界破壞，當=14 m時，跨度=32.641 m采場臨界破壞，此時的突變跨度在工程實踐中一般取整，而當=17 m時在跨度34 m內未發生臨界破壞，全過程≠0。從圖4可知：在發生臨界破壞前，監測點存在位移變化速率突變點，在突變位置之前，采場頂板受拉明顯且實現應力釋放，采場沒有發生破壞；突變位置之后，頂板位移明顯增大，可能有垮塌的危險，故可以把速率突變點定性的看成臨界破壞的“前點”，而“前點”和臨界=0對應的點之間均有破壞危險，由圖4可見：=8 m的“前點”=20 m，=11 m的“前點”=29 m，=14 m的“前點”=32 m，兩者之間差距較小，可以用速率突變點預估破壞臨界點。

從圖 5 可以看出：當采場發生垮塌時，頂板向空區大面積下沉，此時 1號、2號和3號關鍵監測點的位移是一個不斷增大的過程，且位移的增大速率大。由于=8，11和14 m時均存在空區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的參數，即采場空區穩定性的分析將從境界頂柱= 14 m開始模擬，同時大大減輕了后續工作量。

圖5 H=8 m和D=22 m時空區的破壞情況

3.1.2 塑性區及采場破壞特征分析

如圖 6 所示，僅以尾砂堆積=0 m、境界頂柱=17 m時，不同跨度下采空區周邊礦體及圍巖的塑性區進行分析，圖中反映了跨度為10，18，26和34 m的基本情況。塑性區的監測主要為當前剪切區shear-n以及當前拉應力區tension-n，由于模擬結果中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，塑性區域不斷增大；2) 兩幫上部的塑性區域比頂板的區域大；3) 隨著跨度的增加，跨度對于塑性區的作用變大，即跨度越大，每單位增加4 m跨度引起的塑性區域越大。

表2 1號監測點在不同采場跨度下曲線擬合結果

結合位移(圖 4(d))和塑性區分析(圖 6(d))，可以判定在尾砂堆高=0 m，=17 m，=34 m時，空區雖有部分塑性區域，但不會引起采場的破壞。

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

由上可知：對于境界頂柱為17 m和34 m的空區可以不受破壞。隨著境界頂柱高度的不斷增大，空區在相同跨度情況下安全系數越高[13?15]。空區跨度14 m作為模擬對比，對于境界頂柱大于 17 m部分，進行跨度為 34 m的模擬，若出現某一空區嚴重破壞現象，立即停止模擬進行全面參數檢驗，并重新進行模型的模擬試驗。模擬過程滿足不平衡力始終小于= 5×10?6，根據模擬的礦體的極限抗拉強度 0.776 MPa，通過監測頂板拉應力計算出穩定性安全系數F。

根據表3分析，可以得出以下幾點結論：

1) 在同一空區跨度情況下，各監測點的位移隨著境界頂柱的增大而減小，且從表3加粗數據往下起，位移減小的速率逐漸減小，即在該位置出現了位移減小突變值(=20 m左右)。當≤14 m時，監測點位移和塑性區面積大，空區發生破壞；當 17≤≤20 m時，位移減小速率較大，說明頂柱高度對穩定性的影響較大；當 20≤≤ 35 m時，位移減小速率小，說明頂柱高度對采場空區穩定性的影響 減小。

床層復氧可采取數種方式加以強化：①干濕交替的間歇運行方式；②床內設置通氣管進行自然或強制復氧；③利用植物的根系對系統內部進行復氧，這項研究國內外已有相關進展。

D/m：(a) 10；(b) 18；(c) 26；(d) 34

表3 不同境界頂柱高度下監測值情況及頂板穩定性情況

注：加粗數據表示該點數據變化速率較大，即“突變點”

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

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

綜合考慮以上統計參數，在跨度達到 34 m的情況下，17~35 m的境界頂柱都不會導致采場的破壞，且在=20 m左右出現位移、拉應力、塑性區面積的突變，即在該位置境界頂柱高度對空區的穩定性的影響最大。結合礦山實際經濟效益，可認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跨度為34 m以下采場的絕對穩定性。

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節，也是最為重要的一部分，對于應用實踐有很重要的現實意義，由于該步驟是一個動態過程，地下采礦受到的載荷也是漸變的過程，為了充分符合實際，本文采用尾砂逐層堆積模擬，分別進行 20，40，60，80，100，120，140，160，180和200 m模擬，同時對采場跨度D進行進一步研究，分別進行跨度為 10，14，18，22，26，30和34 m的情況進行模擬，監測平衡狀態下關鍵點 1號和2號的各項情況。

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

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

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

由位移分析得，當境界頂柱一定時，隨著尾砂不斷堆高，相對較大的空區跨度采場會發生垮塌，合理的跨度會隨著堆高的增加不斷減小。同時，當堆高大于某一臨界值后，尾砂對地下開采的影響將不斷增大。

表4 不同尾砂高度下監測點位移情況

注：加粗數據表示該點數據變化速率較大，即“突變點”，下劃線表示該數據對應的空區已經破壞。

3.4 尾砂回填對露天臺階影響模擬分析

3.4.1 位移分析

以=20 m，=26 m進行模擬，分析不同尾砂堆高對采空區影響。對比不同監測點的位移情況，發現監測點位移具有層次感(見圖7)。在同一尾砂堆高下，空區頂板位移＞露天坑臺階位移＞深部礦體邊界處位移。在堆積過程中，關鍵點的位移均有隨著尾砂的堆高的增大而增大的趨勢，且坑底的變形也逐漸增加，當尾砂堆積超過 160 m后，位移量變大明顯，但整個系統仍保持平衡穩定狀態。深部礦體邊界8號監測點的位移始終保持在較低值，且有較小的波動增大趨勢，深部地下作業的安全性較高，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，故淺部的開采活動要注意預留礦柱以及頂底柱的保護。

圖7 關鍵點豎向位移圖

3.4.2 塑性區分析

圖8所示為反映當尾砂堆積高度 200 m時露天坑整體的塑性區。

塑性區區域出現了較大的面積，且空區上方均已發生不同程度的塑性變形，上部位置局部發生貫通，頂板位置存在著垮塌危險；露天坑臺階位置也出現了較小范圍的塑性區域，且隨著深度的增加，塑性區區域有增大趨勢，此時的采場參數對于地下開采有較大的風險，可以適當提高境界頂柱的高度或減小采場跨度作為調整。

圖8 整體shear-n變形區

4 結論

1) 同一采場跨度下，頂板關鍵點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；頂板塑性區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)，此時參數最符合礦山安全經濟最大化。

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(跨度＞30 m)出現破壞現象，關鍵點位移變化速率最大所對應的采場跨度隨著的增大而減小，由原來的 26 m減小到 18 m，尾砂堆積對于跨度大的采場影響較跨度小的更大。當尾砂堆高＜160 m時，堆高對于地下采礦的影響相對較小，關鍵點的位移以及監測區的塑性區變化速率小；當尾砂堆高＞160 m時，關鍵點位移增大速率加快，需要適當調整采場參數或頂柱高度來提高安全性。

3) 尾砂排放導致露天坑臺階位移增大、塑性區變形較明顯，且臺階深部塑性區要明顯比淺部的大，與實際工程相符。

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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

國家重點研發項目(2017YFC0602902)(Project (2017YFC0602902) supported by the National Key Research and Development Program of China)

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