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大型主體銅金屬礦山，也是全國重點銅基地之一。全礦區(qū)共有12個礦體，其中主礦體4個，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)計開采深度為-185 m，其中Ⅱ號礦體已采完，Ⅰ號礦體大概實際開采至-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。閉坑實際標高-187 m，閉坑時坑底面積約1 400 m2，匯水面積約45.8萬m2，露天坑邊緣平均標高約+40 m。

Ⅰ號礦體深部殘礦分布在10～16線、-187～-425 m標高間，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，由于未能及時排水，南坑積蓄大量水體，積水深度可達40 m，積水與回填土混合，使回填土底層形成泥沙，強度較低?；靥钔辽媳砻鏆v史最大標高為-113 m(即露天南坑內(nèi)回填土厚度已達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的擴展，能夠進行巖石、土質(zhì)和其他材料在達到屈服極限后經(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)，通過運算求解，模擬開挖過程。空區(qū)開挖模擬的目的及實現(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)果與材料抗拉強度對比，可確認材料是否拉伸破壞。

由于材料抗剪強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)力時為正)；C為內(nèi)聚力；φ為內(nèi)摩擦角。當Fs＞0時，單元體未發(fā)生剪切破壞；當Fs≤0時，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，為實現(xiàn)Fs在運算過程中的動態(tài)監(jiān)測，以確定單元體在某個時刻是否發(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?？諈^(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)化為二維模型進行研究?？紤]Ⅰ號礦體深部殘礦全部回采將歷時4 a，回采期間露天北坑繼續(xù)向南坑填土，預(yù)計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個采場，采場跨度控制在16 m以下，2個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)測點布置示意圖Fig.3 Diagram of goaf excavating and monitoring points’ places

開挖模擬從-239 m標高開始，采用每3 m 1個分層向上回采，即開挖第1步的采空區(qū)底板標高為-239 m，頂板標高為-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。

2.4.2 關(guān)鍵點及其監(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，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)果進行分析，在模擬過程中，選擇以下關(guān)鍵點(見圖3)及其相關(guān)參數(shù)進行監(jiān)測：

(1) 分別監(jiān)測1號和2號采場頂板中點(1號和3號監(jiān)測點)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)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4～7號)的Fs隨時間步的變化情況，并用history命令將Fs曲線上各點的坐標保存在表格中，用于查看Fs達到0時的時間步。

3 開挖模擬結(jié)果分析

設(shè)n表示FLAC3D程序運算的時間步，n(i)表示第i號監(jiān)測點的時間步。

3.1 立柱厚度d一定、跨度D不同時開挖模擬結(jié)果及分析

粗略的模擬結(jié)果顯示，當d=5 m時，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)測點位移分析

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

從表2可以看出：隨著頂柱厚度逐漸減小，各監(jiān)測點的位移均先減小，后增大，且增大的速度遠超過先前減小的速度；在同一跨度下，3個監(jiān)測點位移增大速度開始明顯加快時對應(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：當立柱厚度d為i m、空區(qū)跨度D為j m時，在頂柱厚度h不斷減小過程中，各監(jiān)測點的位移增大速度開始明顯加快時對應(yīng)一個頂柱厚度，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時不同跨度下各監(jiān)測點位移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，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，故認為第2個規(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，圍巖各個部位的塑性變形區(qū)均顯著減小。

圖5 h=19 m時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：當立柱厚度為d=i m、空區(qū)跨度為D=j m時，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。

可以認為：當空區(qū)頂柱厚度等于關(guān)鍵頂柱厚度時，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：當空區(qū)破壞時，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)破壞時立柱仍然穩(wěn)固。圖6所示為D=16 m，h為7 m和4 m時空區(qū)的破壞情況。

圖6 d=5 m和D=16 m時空區(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3號監(jiān)測點水平應(yīng)力隨時間步的變化曲線。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，未達到抗拉強度；1號監(jiān)測點水平應(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時監(jiān)測點4～7號剪切破壞閥值Fs隨時間步的變化曲線。從圖8可以看出：4個監(jiān)測點的Fs都先后達到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，可知4個監(jiān)測點的Fs達到0的時間步分別為：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)測點為6，7，5和4。

圖7 D=16 m和h=7 m時3號監(jiān)測點水平應(yīng)力-時間步曲線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時監(jiān)測點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)測點發(fā)生剪切破壞的時間步及發(fā)生破壞時的頂柱厚度如表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時頂板端部發(fā)生剪切破壞的時間步。從表3可以看出：隨著跨度的減小，空區(qū)頂板端部發(fā)生剪切破壞的時間越來越晚，說明空區(qū)跨度越小，空區(qū)穩(wěn)定的時間越長。

表3 不同跨度下各監(jiān)測點發(fā)生剪切破壞的時間步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)測點位移分析

表4所示為D=10 m時，不同立柱厚度下各監(jiān)測點鉛垂方向位移。從表4可以看出：立柱厚度減小，各監(jiān)測點位移增大，h不斷減小過程中，各監(jiān)測點位移先減小后增大，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，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時空區(qū)破壞時各監(jiān)測點的位移情況。D為7，6和5 m且空區(qū)破壞時2號監(jiān)測點位移減小，說明空區(qū)頂板垮塌時立柱仍穩(wěn)固；d=4 m且空區(qū)破壞時 2號監(jiān)測點位移從 21.54 mm增加到112.7 mm。因此可認為：當d=4 m時，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D=10 m，h=7 m，d≥4m時空區(qū)均未破壞，d≤3 m時，空區(qū)發(fā)生破壞，觀察監(jiān)測點Fs，均未達到 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D=10 m時，在d為7，6和5 m這3種開挖方式中，編號相同的監(jiān)測點位移在h=4～46 m過程中差別均非常小。由此可以認為：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時不同立柱厚度下各監(jiān)測點位移Table 4 Displacements of monitoring points under different column thicknesses when D=10 m

圖9 h=10 m時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：當頂柱厚度h≤28 m時，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)擴展)。因此，當d=5 m和D=16 m時，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，當采場圍巖開始受到露天坑底板壓力的直接影響時，應(yīng)該停止采礦作業(yè)，用充填料對采空區(qū)進行回填，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。因為采場寬度越小，應(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，較小的采場不能進大型設(shè)備，導(dǎo)致采礦效率低下，采礦時間延長，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。參照文獻[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，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，主要沉降區(qū)移動較小，最大沉降部位仍位于空區(qū)頂板上，各監(jiān)測點位移增大值約1 mm。

圖11 D=10 m時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，主要沉降區(qū)移動較小，最大沉降部位仍在空區(qū)頂板上，各監(jiān)測點的下沉量增大 1～3 mm。

(3) d由5 m變?yōu)? m時，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，對空區(qū)影響較??；d從5 m變?yōu)? m時對空區(qū)影響較大，可以認為發(fā)生了質(zhì)變。從圖9可知：當d≤5 m時，立柱內(nèi)部各單元體均發(fā)生了塑性變形，說明立柱內(nèi)部各個單元體均發(fā)揮了最大的支撐作用；而d為6 m和7 m時，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，則立柱承載力不足；d＞5 m時，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，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，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，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，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；當跨度D=10 m，立柱厚度d≤4 m時立柱開始不穩(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，還需進一步研究。

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