干堆排尾對露天坑坑下采場穩(wěn)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(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，湖南長沙，410083)

針對銅綠山露天轉(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，運用強度折減法及擬合函數(shù)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(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：當尾砂堆高=0 m時，最優(yōu)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(qū)頂板兩端剪切破壞；當＞0 m和＞30 m時，采場有垮塌現(xiàn)象，露天坑臺階塑性區(qū)明顯；當＞160 m時，空區(qū)塑性區(qū)面積及頂板位移迅速增大，堆積對空區(qū)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(wěn)定性；動態(tài)監(jiān)測；數(shù)值模擬

目前，國內(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、境界頂柱對地下采礦的安全穩(wěn)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(chǎn)的連續(xù)性以及礦山的經(jīng)濟效益造成巨大的損失。尾礦壓濾干堆是近年來提出的經(jīng)濟環(huán)保、切實可行的新技術(shù)，它對于工業(yè)用水的循環(huán)利用和地下水的保護有很好的作用，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)和層次分析法對露天轉(zhuǎn)地下的最佳開采模式進行研究；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)跨度之間的對應(yīng)關(guān)系；張亞賓[3]利用有限元進行露天采空區(qū)排尾對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地下巖體的應(yīng)力應(yīng)變場的影響。然而，現(xiàn)階段在關(guān)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(shù)合理化的案例較少。據(jù)統(tǒng)計，露天礦轉(zhuǎn)地下開采的過程中，由于錯誤預(yù)估境界頂柱的厚度而造成的經(jīng)濟損失數(shù)目巨大，實現(xiàn)參數(shù)最優(yōu)化對于生產(chǎn)效益的提高和經(jīng)濟的可持續(xù)發(fā)展意義重大。本文作者就銅綠山礦Ⅰ號礦體露天銅鐵礦轉(zhuǎn)地下開采的實際情況，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；對于不破壞的空區(qū)進行塑性區(qū)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(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)進行尾砂堆放，對露天坑底部位置進行全尾砂膠結(jié)充填以進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號勘探線處進行深入研究，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(fā)生滲透、導(dǎo)水等現(xiàn)象。斜長石巖不穩(wěn)固且蝕變較弱，大理巖為中等穩(wěn)固，整個露天礦的巖性較復(fù)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(shè)境界頂柱高度為，采場空區(qū)跨度為。

圖1 12 號勘探線剖面示意圖

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)值模擬與計算分析

2.1 數(shù)值計算模型思路

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(yīng)力場。進行相應(yīng)空區(qū)的開挖命令，通過調(diào)整境界頂柱的高度和采場跨度2個主要因素，結(jié)合判據(jù)，確定合理的最優(yōu)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(qū)以及關(guān)鍵點的位移情況。研究流程見圖 2。

本文通過監(jiān)測重要點的相關(guān)位移以及重要位置的塑性區(qū)進行判斷，主要內(nèi)容如下：監(jiān)測系統(tǒng)最大不平衡力(hist unbalance force)，根據(jù)其收斂性進行判斷，收斂僅說明系統(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(重要位置點)的位移和應(yīng)力進一步確定，統(tǒng)計塑性區(qū)貫通面積也是重要的指標之一。

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)測點布置

本模型采用 1:1 比例建立，整個模型包括節(jié)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(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，及時支護不穩(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，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(shù)和高度進行地下開采(null)，如圖3所示，設(shè)置監(jiān)測點1號、2號和3號，其中1號監(jiān)測點位于采空區(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號和3號位于采場的轉(zhuǎn)角處，通常容易發(fā)生剪切破壞。分別監(jiān)測 1號、2號和3號的豎直位移、水平應(yīng)力、塑性區(qū)特征和面積以及到達平衡狀態(tài)的時步，利用history命令記錄，history write功能輸出具體數(shù)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(fā)生應(yīng)力集中現(xiàn)象，主要包括 4號和5號監(jiān)測點。另外，對露天坑底部 6號和7號監(jiān)測點、礦體邊界8號監(jiān)測點分別監(jiān)測與統(tǒng)計，利用history write導(dǎo)入MATLAB軟件統(tǒng)計。

圖3 礦體開挖模擬的FLAC3D模型及監(jiān)測點布置

3 模擬結(jié)果統(tǒng)計與分析

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到臨界破壞狀態(tài)時對土的剪切強度進行折減的程度。畢肖普將穩(wěn)定性系數(shù)定義為整個滑裂面上平均抗剪強度與實際產(chǎn)生的平均剪應(yīng)力之比。因此，在FLAC3D模擬過程中，可以在達到臨界平衡或臨界破壞狀態(tài)的前提下，定義一個折減系數(shù)為實際抗剪強度與折減抗剪強度的比值F，實現(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)，通過對內(nèi)聚力、內(nèi)摩擦角、抗剪強度3個參數(shù)進行折減，通過折減強度理論對系統(tǒng)進行運算，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(yù)留 35 m，并對該高度實現(xiàn) 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(jù)監(jiān)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(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)當為8，11和14 m時均有發(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(jù)曲線的突變特征[12]，假設(shè)監(jiān)測點位移與采場跨度之間滿足泰勒級數(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為該多項式待定系數(shù)；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(jiān)測點；2—2號監(jiān)測點；3—1號監(jiān)測點。

圖4 不同境界頂柱厚度下監(jiān)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(shù)的標準表達式。式(3)為采場頂板的穩(wěn)定模型，其判別式為

=0為臨界狀態(tài)，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(jù)如下：當＜0時，采場處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當=0時，采場處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；當＞0時，采場處于臨界失穩(wěn)狀態(tài)；而=0所對應(yīng)的值即為“突變點”。

從圖 4 可以看出：采場頂板和兩側(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)測點的位移更大，且各監(jiān)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(wěn)狀態(tài)=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(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(xiàn)應(yīng)力釋放，采場沒有發(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，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(yīng)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(yù)估破壞臨界點。

從圖 5 可以看出：當采場發(fā)生垮塌時，頂板向空區(qū)大面積下沉，此時 1號、2號和3號關(guān)鍵監(jiān)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(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的參數(shù)，即采場空區(qū)穩(wěn)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(xù)工作量。

圖5 H=8 m和D=22 m時空區(qū)的破壞情況

3.1.2 塑性區(qū)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(qū)周邊礦體及圍巖的塑性區(qū)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(qū)的監(jiān)測主要為當前剪切區(qū)shear-n以及當前拉應(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號監(jiān)測點在不同采場跨度下曲線擬合結(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，空區(qū)雖有部分塑性區(qū)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(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]。空區(qū)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(xiàn)某一空區(qū)嚴重破壞現(xiàn)象，立即停止模擬進行全面參數(shù)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(jù)模擬的礦體的極限抗拉強度 0.776 MPa，通過監(jiān)測頂板拉應(yīng)力計算出穩(wěn)定性安全系數(shù)F。

根據(jù)表3分析，可以得出以下幾點結(jié)論：

1) 在同一空區(qū)跨度情況下，各監(jiān)測點的位移隨著境界頂柱的增大而減小，且從表3加粗數(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≤14 m時，監(jiān)測點位移和塑性區(qū)面積大，空區(qū)發(fā)生破壞；當 17≤≤20 m時，位移減小速率較大，說明頂柱高度對穩(wěn)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(qū)穩(wěn)定性的影響 減小。

床層復(fù)氧可采取數(shù)種方式加以強化：①干濕交替的間歇運行方式；②床內(nèi)設(shè)置通氣管進行自然或強制復(fù)氧；③利用植物的根系對系統(tǒng)內(nèi)部進行復(fù)氧，這項研究國內(nèi)外已有相關(guān)進展。

D/m：(a) 10；(b) 18；(c) 26；(d) 34

表3 不同境界頂柱高度下監(jiān)測值情況及頂板穩(wěn)定性情況

注：加粗數(shù)據(jù)表示該點數(shù)據(jù)變化速率較大，即“突變點”

2) 在相同的情況下，頂板拉應(yīng)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(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，該點的塑性區(qū)面積為 107.41 m2，為突變點。

綜合考慮以上統(tǒng)計參數(shù)，在跨度達到 34 m的情況下，17~35 m的境界頂柱都不會導(dǎo)致采場的破壞，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空區(qū)的穩(wěn)定性的影響最大。結(jié)合礦山實際經(jīng)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(qū)跨度為34 m以下采場的絕對穩(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，對于應(yīng)用實踐有很重要的現(xiàn)實意義，由于該步驟是一個動態(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(jiān)測平衡狀態(tài)下關(guān)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(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。其中跨度越大的采場表現(xiàn)的位移更大。尾砂堆積小于 120 m時，=26 m時出現(xiàn)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(yīng)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(yīng)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?？缍?0 m以下的空區(qū)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(qū)跨度采場會發(fā)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(jiān)測點位移情況

注：加粗數(shù)據(jù)表示該點數(shù)據(jù)變化速率較大，即“突變點”，下劃線表示該數(shù)據(jù)對應(yīng)的空區(qū)已經(jīng)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(qū)影響。對比不同監(jiān)測點的位移情況，發(fā)現(xiàn)監(jiān)測點位移具有層次感(見圖7)。在同一尾砂堆高下，空區(qū)頂板位移＞露天坑臺階位移＞深部礦體邊界處位移。在堆積過程中，關(guān)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(tǒng)仍保持平衡穩(wěn)定狀態(tài)。深部礦體邊界8號監(jiān)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(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，故淺部的開采活動要注意預(yù)留礦柱以及頂?shù)字谋Ｗo。

圖7 關(guān)鍵點豎向位移圖

3.4.2 塑性區(qū)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(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；露天坑臺階位置也出現(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，此時的采場參數(shù)對于地下開采有較大的風(fēng)險，可以適當提高境界頂柱的高度或減小采場跨度作為調(diào)整。

圖8 整體shear-n變形區(qū)

4 結(jié)論

1) 同一采場跨度下，頂板關(guān)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(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)，此時參數(shù)最符合礦山安全經(jīng)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(xiàn)破壞現(xiàn)象，關(guān)鍵點位移變化速率最大所對應(yīng)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(guān)鍵點的位移以及監(jiān)測區(qū)的塑性區(qū)變化速率??；當尾砂堆高＞160 m時，關(guān)鍵點位移增大速率加快，需要適當調(diào)整采場參數(shù)或頂柱高度來提高安全性。

3) 尾砂排放導(dǎo)致露天坑臺階位移增大、塑性區(qū)變形較明顯，且臺階深部塑性區(qū)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(fā)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(dǎo)師，從事采礦與安全研究；E-mail：csublasting@163.com