采空區(qū)群殘采充填方案穩(wěn)定性分析

周智勇，姜立春，王國偉，韓章程

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采空區(qū)群殘采充填方案穩(wěn)定性分析

周智勇1，姜立春2，王國偉2，韓章程1

(1. 中南大學(xué) 資源與安全工程學(xué)院，湖南 長沙，410083； 2. 華南理工大學(xué) 安全科學(xué)與工程研究所，廣東 廣州，510640)

為研究殘采條件下的采空區(qū)群失穩(wěn)響應(yīng)控制，借助采空區(qū)群動(dòng)力響應(yīng)模型與類框架結(jié)構(gòu)模型，從動(dòng)力響應(yīng)及應(yīng)力響應(yīng)這2個(gè)方面分析采空區(qū)群失穩(wěn)控制效果。以某大型金屬礦山4個(gè)中段12個(gè)單元采空區(qū)組成的采空區(qū)群為例，研究殘礦回采工程中完全充填(方案I)與不完全充填(方案II)下采空區(qū)群的失穩(wěn)響應(yīng)控制。研究結(jié)果表明：方案I經(jīng)充填處理后，拉應(yīng)力分布范圍整體上移，主要集聚在1 570 m中段頂板處，1 420 m中段底板處拉應(yīng)力集聚現(xiàn)象基本消除；方案II經(jīng)充填處理后，其拉應(yīng)力集聚被緩解，保持在穩(wěn)定范圍之內(nèi)；方案I經(jīng)充填處理后，采空區(qū)群各中段頂板位移及速度響應(yīng)大幅度下降，達(dá)到較好的充填效果；方案II經(jīng)充填處理后，采空區(qū)群各中段頂板位移及速度響應(yīng)也明顯降低，且其降幅與方案I的降幅基本持平；空區(qū)群采用方案II充填后，所形成新的采空區(qū)群系統(tǒng)具有較強(qiáng)穩(wěn)定性，考慮到時(shí)間成本及資金等情況，采取方案II對關(guān)鍵空區(qū)進(jìn)行初步充填處理更具有可 行性。

采空區(qū)群；動(dòng)力響應(yīng)；應(yīng)力響應(yīng)；失穩(wěn)控制；充填方案

地下金屬礦山由于經(jīng)過長期開采及滯后處理，形成采空區(qū)，這些采空區(qū)經(jīng)過時(shí)間和空間的動(dòng)態(tài)演化，逐漸貫通，形成較大的采空區(qū)群。隨著暴露時(shí)間增加，這些大規(guī)模釆空區(qū)群逐漸呈現(xiàn)出應(yīng)力集中、圍巖破碎、地下導(dǎo)水、突水通道過多等特點(diǎn)，穩(wěn)定性越來越差。為保持采空區(qū)群的穩(wěn)定性，避免引發(fā)大面積頂板冒落、地表塌陷、覆巖滑移等一系列的采空區(qū)災(zāi)害事故，必須對采空區(qū)群進(jìn)行失穩(wěn)控制[1?3]。目前，國內(nèi)外學(xué)者對采空區(qū)失穩(wěn)控制方法進(jìn)行了相關(guān)研究[4?17]。如付建新等[14]提出基于能量理論，研究了深部采空區(qū)失穩(wěn)災(zāi)變過程，并在此基礎(chǔ)上，提出采用及時(shí)充填采空區(qū)及誘導(dǎo)崩落頂板等控制釆空區(qū)穩(wěn)定性的措施。鄭懷昌等[15]提出了界殼理論的基本觀點(diǎn)，并研究了采空區(qū)失穩(wěn)發(fā)生機(jī)制和采空區(qū)崩塌誘發(fā)危害，在此基礎(chǔ)上，提出開“天窗”的方式控制或降低采空區(qū)崩塌時(shí)的危害。蔡美峰等[16]通過揭示采空區(qū)動(dòng)力失穩(wěn)機(jī)理，提出采取能減小和控制采空區(qū)頂板懸露面積過大的開采工藝和支護(hù)措施，并對采空區(qū)的穩(wěn)定性進(jìn)行有效監(jiān)測和預(yù)測預(yù)報(bào)。周宗紅等[17]以云南跑馬坪鉛鋅礦為工程背景，進(jìn)行理論分析、現(xiàn)場調(diào)查和室內(nèi)力學(xué)試驗(yàn)，并基于平衡拱理論，對采空區(qū)頂板臨界冒落面積進(jìn)行計(jì)算分析，提出采用充填法處理采空區(qū)，發(fā)現(xiàn)廢石回填空區(qū)能有效控制巖層變形，有助于改善巖體應(yīng)力狀態(tài)和頂板穩(wěn)定性。綜上分析可見，目前采空區(qū)群失穩(wěn)控制方法主要以單個(gè)采空區(qū)為研究對象，針對特定的工程體提出。而針對采空區(qū)群的結(jié)構(gòu)本源，從其固有的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)特性角度進(jìn)行研究相對較少。隨著大量采空區(qū)群不斷涌現(xiàn)，災(zāi)害防治問題越來越突出，相關(guān)部門對采空區(qū)群失穩(wěn)控制要求越來越嚴(yán)格，必須開展失穩(wěn)響應(yīng)控制的相關(guān)理論和方法研究。本文作者在前期工作中借助結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)中的離散化方法，提出了采空區(qū)群類層間剪切模型分析法，證明了類層間剪切模型法的可靠性[18]。由于地下空區(qū)群是復(fù)雜巨型系統(tǒng)，控制采空區(qū)群失穩(wěn)的實(shí)質(zhì)是轉(zhuǎn)移巖體應(yīng)力集聚部位，緩和應(yīng)力集聚程度，使應(yīng)力分布重新達(dá)到新的相對平衡，以確保系統(tǒng)穩(wěn)定。本文以某大型地下金礦KT5礦體1 420~1 570 m中段采空區(qū)群為研究對象，借助采空區(qū)群類框架結(jié)構(gòu)模型，并結(jié)合數(shù)值模擬，開展充填作用下采空區(qū)群失穩(wěn)控制研究，以便為采空區(qū)群失穩(wěn)控制提供參考。

1 模型構(gòu)建

1.1 工程概況

某金礦為大型地下開采礦山，位于秦嶺褶皺系南秦嶺印支褶皺帶鳳縣—鎮(zhèn)安褶皺束的北緣，含金角礫巖帶(AnKsb)主要分布于泥盆系中統(tǒng)古道嶺組地層中，礦床賦存于該含金角礫巖帶。KT5礦體連續(xù)分布于礦床東部43~77勘探線之間，礦體形態(tài)大致呈陡立的不規(guī)則板狀體，經(jīng)多年開采形成了由12個(gè)單元空區(qū)組成的采空區(qū)群。單元空區(qū)頂板厚度為5 m，底板厚度為10 m；空區(qū)跨度為40 m，厚度為30 m；間柱高度為30 m，寬度為10 m。巖體力學(xué)參數(shù)見表1。

表1 巖體物理力學(xué)參數(shù)

1.2 動(dòng)力響應(yīng)模型

經(jīng)充填處理后，空區(qū)群結(jié)構(gòu)發(fā)生變化，其模態(tài)特征(固有頻率、阻尼比和模態(tài)振型)也隨之改變。充填體可看作相應(yīng)數(shù)量的“虛擬間柱”，將采空區(qū)群各中段頂板離散成4自由度振動(dòng)系統(tǒng)，采用如圖1所示的采空區(qū)群動(dòng)力響應(yīng)模型進(jìn)行描述[18?19]。

根據(jù)結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)理論分析方法，采空區(qū)群的動(dòng)力響應(yīng)方程滿足

Mn為質(zhì)量矩陣；Cn為阻尼矩陣；

為研究不完全充填采空區(qū)(方案II，即只充填KT5礦體1 420~1 570 m中段63~69線勘探線間關(guān)鍵單元空區(qū))對采空區(qū)群動(dòng)力響應(yīng)的影響，設(shè)計(jì)完全充填采空區(qū)對比方案(方案I，即KT5礦體1 420~1 570 m中段63~69線勘探線間采空區(qū)群完全充填)，將這2個(gè)充填方案進(jìn)行對比分析。圖2所示為不同充填方案的示 意圖。

需注意的是：在不同充填方案中，當(dāng)能量傳遞到相鄰中段時(shí)，途徑充填體量數(shù)不同，耗散在頂(底)板周邊充填體的能量不同。方案I及方案II的剪切力影響因子取值方法見文獻(xiàn)[18?19]。對于方案I，各巖體的剪切力影響因子分別為1，2，4，8和10；對于方案II，各巖體的耗損因子剪切力影響因子分別為1，3，6，9和10。

1.3 類框架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型

根據(jù)圣維南原理，在對邊界進(jìn)行合理簡化的基礎(chǔ)上，構(gòu)建研究區(qū)域類框架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型，見圖3。數(shù)值模型四周采用水平固定邊界，底部采用豎向固定邊界，頂部采用自由邊界。采空區(qū)群埋深較大，采用頂部施加荷載的方法來等效覆巖應(yīng)力的作用。經(jīng)現(xiàn)場踏勘可知，礦山數(shù)值模型頂部均布等效荷載為4.7 MPa，巖體破壞服從摩爾?庫侖(Mohr-Coulomb)準(zhǔn)則。

采空區(qū)群充填模擬實(shí)驗(yàn)前，對類框架數(shù)值模型進(jìn)行如下假設(shè)：

1) 采空區(qū)群圍巖、間柱、頂(底)板巖體及充填體均具有各向同性的均質(zhì)半無限體；

2) 采空區(qū)群賦存圍巖巖體構(gòu)造完整，忽略斷層和節(jié)理及水滲流對采空區(qū)群穩(wěn)定性的影響；

(a) 方案I；(b) 方案II

圖3 采空區(qū)群數(shù)值模型圖

3) 考慮到采準(zhǔn)、切割巷道對采場開挖形成的應(yīng)力場影響較小，予以忽略；

4) 在數(shù)值模擬實(shí)驗(yàn)過程中，單元采空區(qū)是按從上到下、從左至右分中段1次開挖形成的，充填同理。

類框架結(jié)構(gòu)數(shù)值模型中充填體的物理力學(xué)參數(shù)如表2所示，其余礦、巖體力學(xué)參數(shù)見表1。

表2 充填體物理力學(xué)參數(shù)

1.4 記錄點(diǎn)布置

為了對比分析采空區(qū)群充填前后各中段頂(底)柱動(dòng)力響應(yīng)特性及靜力特征，在數(shù)值模型中，選取各中段單元空區(qū)的4個(gè)頂柱位置為記錄點(diǎn)(見圖4)，記錄質(zhì)點(diǎn)的最大動(dòng)力響應(yīng)參數(shù)(位移、速度)與拉應(yīng)力及豎向位移。因1 570 m中段頂板上部為覆巖層，在進(jìn)行動(dòng)力響應(yīng)特性分析時(shí)，只考慮位于1 520 m中段、1 470 m中段及1 420 m中段頂板及對應(yīng)的2，3和4號記錄點(diǎn)。

圖4 記錄點(diǎn)布置位置

2 采空區(qū)群充填效果評估

充填體具有應(yīng)力再平衡和動(dòng)力耗能的作用[19]：

1) 充填體充入采空區(qū)群，改變采空區(qū)群各中段頂(底)柱及圍巖的應(yīng)力狀態(tài)，使其單軸或雙軸應(yīng)力狀態(tài)變?yōu)殡p軸或三軸應(yīng)力狀態(tài)，使圍巖強(qiáng)度大大提高，增強(qiáng)采空區(qū)群區(qū)域內(nèi)頂(底)板及圍巖自穩(wěn)性，可以有效控制采空區(qū)群頂(底)柱及圍巖的變形。

2) 充填體將在爆破激勵(lì)條件下提供減震耗能作用，在無充填情況下，殘礦開采引起的爆破應(yīng)力波將在各中段的頂板和底板巖石表面處反射，產(chǎn)生拉應(yīng)力且趨于將孤立的頂?shù)?柱)“切斷”。充填后與巖石接觸的充填體，一方面使爆破應(yīng)力波僅在巖石與充填體界面處部分反射，降低了“切斷”作用；另一方面起到增加耗能作用，使爆破積蓄的能量加快耗散。

基于以上分析，從動(dòng)力響應(yīng)和應(yīng)力特性這2個(gè)方面出發(fā)，對比分析完全充填與不完全充填空區(qū)的結(jié)果。

2.1 動(dòng)力響應(yīng)特性分析

2.1.1 位移響應(yīng)

圖5所示為采空區(qū)群形成后、方案I充填后和方案II充填后各中段頂板位移響應(yīng)時(shí)程圖。從圖5可知：在動(dòng)力響應(yīng)方面，采取充填措施后采空區(qū)群各中段頂板位移響應(yīng)都有較明顯降低，其中，接近于施加爆破位置的1 420 m中段頂板最大位移從0.65 mm降低至0.45 mm，降幅為30.7%。從時(shí)間維度看，無論采用方案I或方案II充填采空區(qū)群，在采空區(qū)群充填后，各中段頂板都能夠更快地趨于穩(wěn)定。其原因是充填體具有一定耗能作用，加快了爆破震動(dòng)能量的耗散。其中，1 420 m中段頂板從開始發(fā)生位移響應(yīng)到趨于穩(wěn)定耗時(shí)由0.40 s降至0.18 s，降幅高達(dá)55%；1 470 m中段頂板從開始響應(yīng)到趨于穩(wěn)定耗時(shí)從0.40 s降至0.20 s，降幅達(dá)50%。在離爆破施加位置較遠(yuǎn)的1 520 m中段，其頂板趨于穩(wěn)定耗時(shí)幾乎沒有改變，位移極值改變顯著降低。此外，從圖5中發(fā)現(xiàn)采用方案I充填后和方案II充填后，采空區(qū)群各中段頂板位移響應(yīng)極值的變化情況基本相同，無顯著差異。

(a) 1 420 m中段頂板；(b) 1 470 m中段頂板；(c) 1 520 m中段頂板

2.1.2 速度響應(yīng)

圖6所示為采空區(qū)群形成后、方案I充填后和方案II充填后各中段頂板速度響應(yīng)時(shí)程圖。從圖6可知：在速度響應(yīng)方面，采空區(qū)群在采取充填措施后各中段頂板的速度響應(yīng)表現(xiàn)更敏感。其中，毗鄰爆破施加位置的1 420 m中段采空區(qū)頂板速度極值從0.92 m/s降至0.60 m/s，降幅達(dá)34.8%。

從時(shí)間維度看，無論采用何種充填方案，在采空區(qū)群充填后，各中段頂板都能夠更快地趨于穩(wěn)定。其原因是充填體加快了爆破震動(dòng)能量的耗散，其中， 1 420 m中段頂板從開始發(fā)生速度響應(yīng)到趨于穩(wěn)定耗時(shí)由0.40 s降至0.18 s，降幅高達(dá)55%；1 470 m中段頂板從開始響應(yīng)到趨于穩(wěn)定耗時(shí)從0.40 s降至0.20 s，降幅達(dá)50%。在離爆破施加位置較遠(yuǎn)的1 520 m中段，其頂板趨于穩(wěn)定耗時(shí)幾乎沒有改變，速度響應(yīng)極值略有降低。這是因?yàn)楸普饎?dòng)能量在傳遞過程中不斷衰減，特別是在充填體作用下，當(dāng)能量傳遞到離爆破施加部位較遠(yuǎn)的1 520 m中段頂板時(shí)，所保留能量已大幅度衰減。

充填體可以耗損爆破震動(dòng)的能量，減緩采空區(qū)群動(dòng)力響應(yīng)時(shí)間與振動(dòng)幅度。采取方案II與方案I的充填方案對采空區(qū)群進(jìn)行失穩(wěn)控制，都能達(dá)到很好效果，各中段頂板都能夠更快地趨于穩(wěn)定。

2.1.3 動(dòng)力失穩(wěn)分析

表3所示為采空區(qū)群充填前及2種方案充填處理后，各中段采空區(qū)單元頂柱記錄點(diǎn)的最大位移與速度。

從表3可以看出：在充填前及2種方案充填后，采空區(qū)群各中段頂柱巖體最大位移與速度均出現(xiàn)在記錄點(diǎn)2位置(1 520 m中段中部采空區(qū)頂柱處)；采用方案I完全充填采空區(qū)群后，各記錄點(diǎn)(1 420，1 470和1 520 m各中段頂柱)最大位移均明顯減小，最大速度顯著降低；采用方案II充填“短板”采空區(qū)后，各記錄點(diǎn)(1 420，1 470和1 520 m各中段頂柱)最大位移也均明顯減小，最大速度降幅比方案I有一定的優(yōu)勢。

(a) 1 420 m中段頂板；(b) 1 470 m中段頂板；(c) 1 520 m中段頂板

表3 各采空區(qū)單元頂板記錄點(diǎn)最大位移與速度

對比方案II和方案I可知：在殘礦回采激勵(lì)下，只充填“短板”單元空區(qū)達(dá)到了與采空區(qū)群完全充填相同的效果。

2.2 應(yīng)力響應(yīng)分析

2.2.1 最大主應(yīng)力

圖7所示為采空區(qū)群形成后、方案I充填后和方案II充填后最大主應(yīng)力分布特性圖。在FLAC 3D數(shù)值軟件中，最大主應(yīng)力的分布特征主要反映拉應(yīng)力分布特性。由圖7(a)可知：采空區(qū)群形成后，拉應(yīng)力主要分布在1 570 m中段頂板及1 420 m中段底板處，處于中部的各中段(1 470 m和1 520 m)拉應(yīng)力集中分布在各單元空區(qū)的頂板處，但數(shù)值較??；壓應(yīng)力主要分布在1 420 m中段采空區(qū)邊角部位、各中段間柱及頂(底)板的交匯處，此時(shí)，最大拉應(yīng)力集聚在1 570 m中段及1 420 m中段的65~67線間的頂(底)板處，分布范圍幾乎覆蓋整個(gè)頂(底)板，為1.37 MPa，均未超過巖體抗拉強(qiáng)度。但若不及時(shí)處理，在后期殘礦資源回采過程中極易受到爆破累積損傷，導(dǎo)致頂板冒落，底板鼓起。

(a) 未充填；(b) 方案I；(c) 方案II

對比圖7(b)，(c)與圖7(a)可知：按方案I充填后，拉應(yīng)力分布范圍整體上移，主要集聚在1 570 m中段頂板處，1 420 m中段底板處拉應(yīng)力集聚現(xiàn)象基本消除，1 470 m和1 520 m頂板處拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)閴簯?yīng)力；由于充填體的重力作用，圍巖底部壓應(yīng)力分布范圍擴(kuò)大，為4.3 MPa，小于未充填時(shí)的4.7 MPa，此外， 1 420 m中段邊部采空區(qū)與圍巖的交匯邊角處壓應(yīng)力范圍也進(jìn)一步增大；按方案II充填后，集聚在1 570 m中段及1 420 m中段的65~67線間的頂(底)板處的最大拉應(yīng)力轉(zhuǎn)移至63~65線及67~69線間的頂(底)板處，且由1.37 MPa減小至1.00 MPa，降幅達(dá)27%。由于充填范圍較小，其壓應(yīng)力分布沒有明顯改變，均保持在穩(wěn)定范圍之內(nèi)。

對比方案II和方案I可知：只充填“短板”單元空區(qū)和完全充填采空區(qū)群，對采空區(qū)群拉應(yīng)力的重新分布影響不大；由于充填體的重力作用，壓應(yīng)力分布范圍有所不同。

2.2.2 應(yīng)力失穩(wěn)分析

表4所示為采空區(qū)群充填前及2種方案充填處理后，各中段采空區(qū)單元頂柱記錄點(diǎn)的最大拉應(yīng)力與豎向撓度。從表4可以看出：充填前及經(jīng)2種方案充填后，采空區(qū)群各中段頂柱巖體最大拉應(yīng)力及豎向撓度均出現(xiàn)在記錄點(diǎn)1位置(1 570 m中段中部采空區(qū)頂柱處)；采用方案I完全充填采空區(qū)群后，各記錄點(diǎn)(1 420，1 470，1 520和1 570 m各中段頂柱)最大拉應(yīng)力均明顯減小，最大豎向位移顯著降低；采用方案II充填“短板”采空區(qū)后，各記錄點(diǎn)(1 420，1 470，1 520和1 570 m各中段頂柱)最大拉應(yīng)力均明顯減小，但小于方案I的減小幅度，最大豎向位移較方案I有明顯優(yōu)勢。

充填方案II與充填方案I相比，都達(dá)到控制采空區(qū)群靜力失穩(wěn)的目的，但采空區(qū)群充填方案II在經(jīng)濟(jì)上更合理。

表4 各采空區(qū)單元頂板記錄點(diǎn)最大拉應(yīng)力與豎向撓度

總體來說，充填方案II與充填方案I相比，充填體在應(yīng)力方面可以保持巖體結(jié)構(gòu)的完整性，支撐頂板作用力與周邊間柱或圍巖的地應(yīng)力；在動(dòng)力方面可以起到耗損爆破震動(dòng)的能量、減緩采空區(qū)群動(dòng)力響應(yīng)時(shí)間與振動(dòng)幅度的作用。

3 工程效果

基于上述研究分析，為了在回采殘礦資源的同時(shí)保證采空區(qū)群的穩(wěn)定性，礦山對部分空區(qū)進(jìn)行了充填處理，見圖8。經(jīng)過現(xiàn)場踏勘得知，經(jīng)充填處理后，采空區(qū)群內(nèi)部巖體及充填體之間重新達(dá)到新的平衡狀態(tài)，周邊未處理采空區(qū)處于穩(wěn)定狀態(tài)，現(xiàn)場工程驗(yàn)證了充填“短板”單元空區(qū)方案的可行性。

圖8 采空區(qū)群充填區(qū)域

4 結(jié)論

1) 借助動(dòng)力響應(yīng)模型及類框架結(jié)構(gòu)模型，實(shí)現(xiàn)從應(yīng)力及動(dòng)力兩個(gè)維度研究不同充填方案下采空區(qū)群失穩(wěn)控制效果。

2) 采用方案I或方案II充填采空區(qū)群，各中段頂板都能夠更快地趨于穩(wěn)定。方案II經(jīng)充填處理后，采空區(qū)群各中段頂板位移及速度響應(yīng)大幅度下降，達(dá)到了較好的充填效果。

3) 采取方案II或方案I的充填方案對采空區(qū)群進(jìn)行失穩(wěn)控制，充填體在應(yīng)力方面可以保持巖體結(jié)構(gòu)的完整性，都能達(dá)到很好效果。

4) 考慮到時(shí)間成本及資金等，采取充填關(guān)鍵空區(qū)(方案II)對采空區(qū)群進(jìn)行初步充填處理更具有可行性，且具有較好的處理效果。

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(編輯 陳燦華)

Stability analysis on backfilling schemes of goaf group under condition of residual mining

ZHOU Zhiyong1, JIANG Lichun2, WANG Guowei2, HAN Zhangcheng1

(1. School of Resources and Safety Engineering, Central South University, Changsha 410083, China; 2. Institute of Safety Science and Engineering, South China University of Technology, Guangzhou 510640, China)

To study the unstable response control of goaf group under the condition of residual mining, the effect of the unstable control of goaf group was investigated from dynamic response and stress response using the dynamic response model and the analogous frame structure model. Taking the goaf group composed of 12 unit goafs of 4 middle sections in a large metal mine as research object, the unstable response control of goaf group in the residual mining engineering was studied under complete backfilling scheme(scheme I) and incomplete backfilling scheme(scheme II). The results show that the tensile stress distribution range is shifted up after the treatment of complete backfilling, with the main concentration being at the roof of 1 570 m middle section, and the phenomenon of tensile stress concentration is basically eliminated at the floor of 1 420 m middle section. Under the incomplete backfilling scheme, the tensile stress concentration can be relieved and kept within a stable range. The displacement and velocity response of each middle section roof of the goaf group reduce greatly and have good effect under complete backfilling scheme. After the treatment of incomplete backfilling, the displacement and velocity response of each middle section roof of the goaf group reduce significantly, and the decrease is basically the same as that of scheme I. The new goaf group system formed by the incomplete backfilling scheme has good stability. Taking into account the time cost and the fund, it is more feasible to adopt a preliminary backfilling scheme for the key goaf.

goaf group; dynamic response; stress response; unstable control; backfilling scheme

10.11817/j.issn.1672?7207.2018.10.022

TU45

A

1672?7207(2018)10?2545?08

2018?02?10；

2018?04?22

國家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目(51504286)(Project(51504286) supported by the National Natural Science Foundation of China)

姜立春，博士，教授，從事資源安全與災(zāi)害防治等研究；E-mail：ginger@scut.edu.cn