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露天转地下开采充填体变形参数对边坡稳定性影响研究 ① 刘艳章1， 蔡原田1， 张 奎1， 杨新华2， 王刘宝1 （1.武汉科技大学 冶金矿产资源高效利用与造块湖北省重点实验室，湖北 武汉 430081； 2.安阳钢铁集团 舞阳矿业有限公司，河南 舞钢 462500） 摘 要 以舞阳铁矿铁古坑采区露天转地下首中段开采为例，运用力学理论分析充填体变形参数对露天边坡稳定性的影响，并根 据该矿充填体变形参数取值范围设计相应的数值模拟方案，采用有限元局部强度折减法计算各方案下边坡安全系数，分析充填体 变形参数与露天边坡稳定性的关系，结果表明，随着充填体弹性模量或泊松比提高，露天边坡稳定性安全系数逐渐增大，充填体的 弹性模量与泊松比取值共同影响露天边坡稳定性；确定了满足露天转地下开采边坡稳定的充填体变形参数范围，并确定灰砂比 1∶ 8 及以上配比的充填体可满足矿山安全生产的要求。 工程中可以采用弹性模量与泊松比较高的充填体进行充填，降低地下开采对边 坡稳定性影响，保障矿山露天转地下的安全生产。 关键词 露天转地下开采； 边坡稳定性； 充填体； 变形参数 中图分类号 TD853文献标识码 Adoi10.3969/ j.issn.0253-6099.2019.01.001 文章编号 0253-6099（2019）01-0001-04 Influence of Deation Parameters of Backfill Body on Slope Stability after Transition from Open-pit to Underground LIU Yan-zhang1， CAI Yuan-tian1， ZHANG Kui1， YANG Xin-hua2， WANG Liu-bao1 （1.Key Laboratory of Hubei Province for High-efficient Use of Metallurgical Mineral Resources and Agglomeration， Wuhan University of Science and Technology， Wuhan 430081， Hubei， China； 2.Wuyang Mine Co Ltd， Anyang Iron Steel Group Co Ltd， Wugang 462500， Henan， China） Abstract Tiegukeng mining panel of Wuyang Iron Mine， the first section in the level mining after transition from open-pit to underground， was taken as an example， and the influence of deation parameters of backfill body on the stability of open pit slopes was analyzed with mechanics theory. The corresponding numerical simulation scheme was determined according to the range of deation parameters value. Factor of safety was then calculated for slopes of each scheme by using the local finite element strength reduction ， and the correlation between backfill deation and open-pit slope stability was also analyzed. The results showed that with the rising of elastic modulus or the Poisson′s ratio， the safety factor of open-pit slope gradually increased， indicating slope stability was influenced by both elastic modulus and Poisson′s ratio. Consequently， a proper range of deation parameters was determined for the backfill prepared with a cement-sand ratio at 1∶ 8， so as to ensure the slope stability after transition from open-pit to underground mining. It is concluded that in the engineering practice， backfill body with higher elastic modulus and higher Poisson′s ratio can reduce the effect on the open-pit slope stability brought by underground mining， so as to ensure safety mining after transition from open-pit to underground. Key words transition from open pit to underground； slope stability； backfill body； deation parameters 延伸较深的倾斜、急倾斜矿体的矿山，由露天开采 转入地下开采时，其首中段开采往往临近露天最终边 帮，地下开采活动会使露天边坡围岩原有的应力应变 状态发生改变，对临近的露天边坡稳定性造成影响，而 露天边坡的失稳将直接威胁地下首中段开采的生产安 全［1-2］。 为保证矿山露天转地下开采的生产安全，矿 山通常采用充填法进行开采，通过充填对地压进行控 制［3-4］。 采用充填法开采时，充填体的主要作用是改 善围岩应力应变状态，限制采空区的变形与上部围岩 的沉降，从而减少地下开采活动对围岩应力应变状态 ①收稿日期 2018-07-13 基金项目 国家自然科学基金面上项目（51074115，51574183）；湖北省自然科学基金重点项目（2015CFA142） 作者简介 刘艳章（1969-），男，湖北汉川人，博士，教授，主要从事矿山岩石力学、采矿工艺、矿山测试技术等方面的研究。 第 39 卷第 1 期 2019 年 02 月 矿矿 冶冶 工工 程程 MINING AND METALLURGICAL ENGINEERING Vol.39 №1 February 2019 ChaoXing 的扰动，降低其对露天边坡稳定性的影响［5-6］。 考虑 到不同变形模量（弹性模量、泊松比）充填体对控制围 岩变形能力不同，在其影响下地下开采引起的露天边 坡稳定性扰动不同，各扰动状态下露天边坡安全系数 大小也不一样［7］。 在分析地下开采对边坡稳定性的影响时，学者们 主要通过边坡稳定性安全系数，来判定露天边坡的稳 定性状态，对边坡稳定性进行分析［8］。 目前，国内外 应用较成熟的边坡安全系数计算方法主要有极限平衡 法、极限分析法以及有限元强度折减法等，根据研究对 象的不同，许多学者又对这几类安全系数计算方法进 行了适当的改进与调整，如有限元双强度折减法、有限 元局部强度折减法等均属于有限元强度折减法，考虑到 有限元局部强度折减法可以避免因采空区变形过大导 致的计算结果不收敛，较好得到边坡的安全系数，本文 选取有限元局部强度折减法计算边坡安全系数［9-11］。 本文以舞阳铁矿铁古坑采区露天转地下开采为工 程对象，采用弹性力学理论分析露天转地下充填开采 条件下，不同充填体变形参数对露天边坡稳定性的影 响，并结合数值模拟，采用有限元局部强度折减法计算 边坡的安全系数，分析不同充填体变形参数条件下露 天边坡安全系数的变化，探究在露天转地下开采条件 下充填体变形参数与露天最终边帮稳定性的关系，指 导矿山选用合适的充填体，保障矿山的安全生产。 1 工程概况 选取舞阳铁矿铁古坑采区露天转地下开采为工程 算例。 该矿体由地表向下延伸，-50 m 水平以上矿体 采用露天开采，设计地下开采赋存标高-100～ -400 m 水平之间的矿体，中段高度为 60 m，分 5 个中段进行 开采，采矿方法为 VCR 落矿胶结充填法开采，现已转 入地下首中段开采，采用灰砂比 1 ∶ 6的充填体进行试 充填开采。 选取典型剖面，简化处理后如图 1 所示。 由图 1 可知，首中段与露天边坡顶帮紧邻，而距离底帮 较远，且底帮岩石移动角（约 60）大于底帮的最终帮坡 40 43 60 花岗岩 片麻岩 顶帮边坡 底帮边坡 磁铁矿 首中段 隔离层 图 1 露天转地下首中段开采典型剖面 脚（43），这样的位置关系使得首中段采空区对边坡 顶帮影响较大而对底帮影响较小［12］。 因此，本文选取 首中段充填开采对露天边坡顶帮稳定性影响为例，研 究充填体变形参数与露天边坡稳定性之间的关系。 由铁古坑采区相关地质资料及室内试验测试结 果，得到铁古坑采区各类矿岩材料的物理力学参数如 表 1 所示。 表 1 矿岩材料物理力学参数 矿岩 材料 内聚力 / MPa 内摩擦角 / （） 容重 / （kNm -3 ） 弹性模量 / GPa 泊松 比 花岗岩1.65226.62.60.24 磁铁矿1.64035.22.50.24 片麻岩1.85029.03.00.28 为确定铁古坑采区现有充填条件下充填体变形参 数范围，对该矿尾砂进行取样，结合矿山实际情况，进 行水泥与尾砂不同配比的标准尺寸充填体试样制备， 选取 5 种灰砂比配比方案（1∶2、1∶4、1∶6、1∶8、1∶16）， 制样并进行 28 d 标准养护后进行单轴压缩实验，结果 如表 2 所示。 表 2 不同配比充填体单抽实验结果 灰砂 比 弹性模量 / GPa 泊松 比 容重 / （kNm -3 ） 单轴抗压强度 / MPa 1∶20.6910.2020.17.26 1∶40.5240.2420.53.84 1∶60.2920.2621.12.16 1∶80.1810.2821.91.64 1∶160.0910.3620.80.50 由表 2 结果，确定铁古坑采区充填体弹性模量范围 为 0.09～0.691 GPa，泊松比范围为 0.20～0.36，容重范围 为 20.1～21.9 kN/ m3，但考虑到充填体容重随配比变化 较小，为简化计算，充填体容重取平均值 20.9 kN/ m3。 2 充填体变形参数对边坡稳定性影响 理论分析 从弹性力学的角度，不考虑其它因素的影响，并假 定弹性体各向均质，分析充填体变形参数与采空区顶 板变形之间的关系，探究采空区充填对降低边坡围岩 扰动的影响。 建立采空区充填后的任意一点平面受力 模型，如图 2 所示。 图中 γ 为充填体容重、E 为充填体 弹性模量、ν 为充填体泊松比，γ1为围岩容重、E1为围 岩弹性模量、ν1为围岩泊松比，h 为采空区高度、h1为 采空区上覆围岩高度，σx、σy、σz分别为 x、y 和 z 方向 应力。 2矿 冶 工 程第 39 卷 ChaoXing 上覆围岩 充填体 γ ， E，ν γ 1， E1，ν1 O y Z Z x σ σx σy h h1 . .. ... . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . .. .. . . ... .. . . . .. .. .. .. . . . . . .. .. .... . .. . . .. . . . . . . .. ... . . . ... . . . . ... . .. . . . . . .. . . .. . 图 2 采空区充填后受力模型示意 由胡 克 定 律 及 充 填 体 在 空 间 中 的 约 束 条 件 εx ＝ε y＝0，求解可得充填体在竖直方向的应变 εz为 εz＝ （1 ν）（1 - 2ν） E（1 - ν） σz（1） 充填后，在采空区上覆围岩的自重应力作用下，充 填体弹性变形引起的采空区顶板变形沉降量 s 为 s ＝ ∫ h 0εzdz （2） 采空区内任意一点（x，y，z）处所受的竖直方向应 力 σz为 σz ＝ γ 1h1 γz （3） 联立式（1） ～（3）求解得 s ＝ （1 ν）（1 - 2ν） E（1 - ν） γ1h1 h 1 2 γh2 ■ ■ ■ ■ ■ ■（4） 由式（4）可知，在 0＜ν＜0.5 时，s′（ν）＜0，s″（ν）＜0， s（ν）为减函数，且随着泊松比增加，沉降值降低速率越 来越大；s′（E）＜0，s″（E）＞0，s（E）为减函数，且随着弹 性模量增加，沉降值降低速率越来越小，表明增加充填 体的泊松比和弹性模量均可减少采空区顶板变形，从 而降低开采对上覆岩土体应力应变状态的扰动。 因 而，当采空区上方为露天边坡时，采用不同弹性模量与 泊松比的充填体充填采空区，开采对边坡稳定性影响 也将不一样。 3 数值模拟分析 3.1 数值模拟方案设计及构建数值模型 由铁古坑采区充填体的弹性模量 E 及泊松比 ν 变 化范围，设计 E ＝ 0.09、0.19、0.29、0.39、0.49、0.59、 0.69 共 7 种不同弹性模量与 ν＝0.20、0.24、0.28、0.32、 0.36 共 5 种不同泊松比对应的充填体交叉研究方案。 根据图 2 和表 1，利用 ANSYS 软件建立 3＃勘探线 剖面的数值计算模型，模型边界条件为左右边界施加 水平约束，底部边界施加固定约束。 对模型网格划分 及重力、边界约束加载效果的数值模型如图 3 所示。 图 3 3＃勘探线剖面数值模型 3.2 露天边坡安全系数计算 为探究充填体变形参数对露天边坡稳定性的影 响，考虑的是充填体限制围岩的作用，不考虑其是否破 坏，因此在计算时对充填体进行弹性处理。 以方案 E＝0.19 GPa、ν＝0.20 及 E＝0.39 GPa、ν＝0.28 为例，分 析 2 方案下露天边坡的扰动情况，其竖直方向位移云 图如图 4 所示。 图 4 竖直方向位移云图 （a） E＝0.19 GPa，ν＝0.20； （b） E＝0.39 GPa，ν＝0.28 对比图 4（a）和图 4（b）可知，增大充填体的弹性 模量与泊松比后，有效降低了地下开采对露天边坡顶 帮的扰动，这与理论计算结果相符。 运用有限元局部 强度折减法，计算各方案下的露天边坡顶帮的安全系 数，结果如表 3 所示，以方案 E＝ 0.19 GPa、ν＝ 0.20 为 例，露天边坡顶帮临界失稳时的等效塑性云图如图 5 所示。 此外，转入地下开采前露天边帮顶帮的稳定性 安全系数为 2.69。 3.3 计算结果分析 通过参考 GB510162014［13］标准，对比铁古坑采 3第 1 期刘艳章等 露天转地下开采充填体变形参数对边坡稳定性影响研究 ChaoXing 表 3 不同充填体变形参数下露天边坡安全系数 弹性模量 / GPa 不同泊松比下的安全系数 0.200.240.280.320.36 0.090.460.540.630.811.04 0.191.321.431.551.792.09 0.291.962.052.152.342.60 0.392.402.492.552.692.69 0.492.692.692.692.692.69 0.592.692.692.692.692.69 0.692.692.692.692.692.69 图 5 首中段充填后露天边坡临界失稳时等效塑性云图 区露天边坡的工程条件，边坡高度约 200 m，属于中边 坡（100 m＜H≤300 m），边坡危害等级Ⅰ级，其安全等 级为Ⅰ级，对应的安全系数要求 1.2～1.25，因此，确定 安全系数 F≥1.2 为铁古坑采区露天转地下开采露天 边坡满足稳定性要求的标准。 由表 3 绘制充填体变形 参数与露天边坡顶帮安全系数关系曲线如图 6 所示。 弹性模量E/GPa 3.0 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 0.10.00.20.30.40.50.60.7 F1.2 安全系数 ■ ● ▲ ▲ ▲ ◆ 0.16 0.20 0.24 0.28 0.32 0.36 泊松比 3.0 2.5 2.0 1.5 1.0 0.5 0.0 0.200.240.280.320.36 F1.2 安全系数 ▲ ▲ ◆ E 0.49 E 0.59 E 0.69 E 0.09 E 0.19 E 0.29 E 0.39 ■ ● ▲ ▲ ν ν ν ν ν ν ν 图 6 充填体变形参数与露天边坡顶帮安全系数关系曲线 由图 6 可知，在充填体变形参数的合理变化范围 内，当充填体泊松比一定时，随着其弹性模量增加，露 天边坡顶帮的安全系数逐渐增加，且安全系数增加速 率逐渐变缓，安全系数增大到一定时趋于稳定，达到地 下开采前的稳定性安全系数 2.69；当弹性模量在 0.09～ 0.49 GPa 范围内时，随着泊松比增加，安全系数也会 逐渐增加，但当弹性模量大于 0.49 GPa 时，泊松比增 加对露天边坡顶帮影响较小，安全系数保持不变。 上 述分析表明，在合理的范围内，提高充填体弹性模量能 有效减少地下采空区对露天边坡稳定性的影响，保障 矿山的安全生产；提高充填体泊松比能减少地下采空 区对露天边坡稳定性的影响，但其作用有限；充填体弹 性模量和泊松比取值共同影响露天边坡稳定性。 结合图 6，确定露天边坡安全系数取 1.2 时充填体 的变形参数取值如表 4 所示。 表 4 安全系数为 1.2 时的充填体泊松比与弹性模量 安全系数泊松比弹性模量/ GPa 0.200.18 0.240.17 1.20.280.16 0.320.13 0.360.10 结合表 2、表 4 与图 6 可知，铁古坑采区现有充填 体配制条件下，充填体泊松比取值在 0.20≤ν≤0.36， 弹性模量 E≥0.18 GPa（弹性模量最小取值受泊松比 取值的影响）时，可满足其露天转地下首中段安全开 采对露天边坡稳定性的要求。 灰砂比为 1 ∶16、1 ∶ 8、 1∶ 6、1∶ 4以及 1 ∶ 2的充填体中，满足铁古坑露天边坡 工程安全需求的有灰砂比 1∶ 8、1 ∶ 6、1 ∶ 4 以及 1 ∶ 2，表 明灰砂比 1∶ 8及以上配比的充填体均可满足矿山安全 生产要求。 该矿目前正处于首中段生产，其生产采用水泥与 尾砂配比为 1∶ 6的充填体对采空区进行治理，该配比 下充填体的弹性模量为 0.292 GPa，泊松比为 0.26，该 充填条件下露天边坡顶帮安全系数为 2.2，露天边坡顶 帮处于较稳定状态。 根据对该矿露天边坡的现场观 察，在首中段的生产过程中露天边坡顶帮无失稳迹象， 边坡一直处于较稳定状态。 这与数值模拟计算得到的 稳定性结果相符。 4 结 论 1） 基于弹性力学理论，推导了充填体变形参数与 采空区顶板沉降变形之间的关系，发现提高充填体的 变形参数，可以降低地下开采对上覆岩土体的扰动，从 而减少对临近露天边坡稳定性的影响。 （下转第 8 页） 4矿 冶 工 程第 39 卷 ChaoXing U 型管道中结核颗粒由于重力作用均向 U 型管底部 运动，堆积在 U 型管道底部，造成管道堵塞；Y 型管道 中的结核颗粒全部从进水管道底端排放到水下，未出 现管道堵塞现象。 图 4 紧急停泵情况下，U 型结构（左）和 Y 型结构（右）管道内 物料运行状态 3 结 论 1） 结核颗粒在提升硬管底部管道内的流动状态 与管道结构密切相关，考虑到结核粒径、提升流速和输 送浓度的影响，对比试验结果显示，Y 型结构的流动状 态优于 U 型结构。 2） 试验分析结果表明，输送速度和输送浓度会影 响输送安全性，建议固体矿物提升速度应为矿物最大 颗粒沉降速度的 3 倍，才能保证输送安全性。 参考文献 ［1］ Porter Hoagland， Stace Beaulieu. 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